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For New Technology NetworkR

TECHNICAL REVIEW No.83
特集
corporation

環境保護のため再生紙を使用しています。

October 2015

自動車モジュール商品

http://www.ntn.co.jp

特集●自動車モジュール商品

ISSN 0915-0528 OSAKA, JAPAN

**表紙_レイアウト 1 15/10/16 11:56 ページ 4

NTN TECHNICAL REVIEW No.83
印 刷・発 行

編 集 人
発 行 人

発行所

寺阪 至徳
孝橋 宏二

2015年 10月20日【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

日本写真印刷コミュニケーションズ株式会社

京都市中京区壬生花井町3

*01-目次-巻頭言_*01/目次/巻頭言 15/10/16 14:27 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83
自動車モジュール商品特集号 ● 目 次

巻頭言【 寄稿文 】

【展望】

自動車モジュール商品特集号に寄せて

常務取締役

寺阪至徳

自動車をロボット化する高効率・高性能モータ制御技術
静岡理工科大学 大学院理工学研究科

高橋久

執行役員 自動車事業本部

岡阪誠

自動車の電動化とNTNのモジュール商品

1

2

16

● 自動車モジュール商品特集【商品紹介】2モータオンボード駆動システム
EVモジュール事業本部【解駆動システム技術部 雪島 良／柄澤英範／妙木愛子／佐藤勝則
EVモジュール事業本部 制御システム技術部 牧野祐介／神田剛志
EVモジュール事業本部 シャシーシステム技術部 水貝智洋

20

松永康寛／井上達司／徳永寛哲／西尾幸宏

26

北山直嗣／石川慎太朗

32

自動車事業本部

山田政義／日比康雅

36

ドライブシャフト技術部

大杉真史／杉山達朗

40

説】後輪独立操舵システムの開発
商品開発研究所【商品紹介】次世代ステアリング用MCU
自動車事業本部【商品紹介】シートリフタ用クラッチ【商品紹介】次世代ドライブシャフト『ADSモジュール』
自動車事業本部【商品紹介】補機駆動ベルトシステムの周辺技術の動向と商品紹介【商品紹介】ISG搭載エンジン用可変ダンパ式オートテンショナ【商品紹介】自動車分野への複合材料商品の紹介

自動車事業本部 適用技術部 秋山あゆみ
自動車事業本部 自動車商品設計部 森本洋生

43

森本洋生
望月雄太

48

自動車事業本部 自動車商品設計部
自動車事業本部 機能実験部

複合材料商品事業部 複合材料技術部 堺 香代／島津英一郎
NTN特殊合金（株） 技術部 後藤隆宏／淺田 一
NTN精密樹脂（株） 技術部 石井卓哉

54

● 論文・商品紹介【解説】Modeling of Retained Austenite Transformation in Bearing Steels
NTN-SNR Roulements, Technology and Innovation Department Christine SIDOROFF／Pierre DIERICKX
Institut National des Sciences Appliquées de Lyon, MATEIS Laboratory Pr. Michel PEREZ【論【論

文】X線回折環分析装置による転動疲労の評価

60

先端技術研究所 嘉村直哉／藤田 工
金沢大学 人間科学系 佐々木敏彦

67

先端技術研究所

結城敬史／佐藤美有

75

自動車事業本部

自動車商品技術部

里田雅彦／中尾吾朗

81

自動車事業本部

自動車商品技術部

井筒智善／中尾吾朗

86

商品開発研究所

大庭博明

91

商品開発研究所

山中昭浩

98文】高周波誘導加熱条件が軸受鋼の材料特性に及ぼす影響【商品紹介】EV・HEV用グリース潤滑高速深溝玉軸受【商品紹介】200℃対応オルタネータ用軸受【商品紹介】微細三次元形状測定機【商品紹介】高速微細塗布装置●受賞案件の紹介《2014年度

超モノづくり部品大賞

自動車部品賞》

ダイレクトアダプティブステアリング用メカニカルクラッチユニット(MCU)
自動車事業本部《AVEC 14104
北山直嗣／石川慎太朗

Best Paper Award》

フルドライブバイワイヤEVを用いたタイヤ前後力によるロール制御とタイヤ力配分制御の統合
EVモジュール事業本部

新商品紹介

105

シャシーシステム技術部 鈴木雄大／水貝智洋／平田淳一／鈴木伸幸

106*01-目次-巻頭言_*01/目次/巻頭言 15/10/16 14:27 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No.83
CONTENTS
Preface

Yoshinori TERASAKA

1Contribution

Highly Efficient and Responsive Motor Drive Technologies Enable Robotics Evolve Automobile
into Autonomous Service Robots

2

Hisashi TAKAHASHI

Perspective

Professor, Graduate School of Science and Technology, Shizuoka Institute of Science and Technology

Electrification of the Automobile and Module Products of NTN
Makoto OKASAKA

16● Special Issue for Automotive Module Products
Two Motor On-board Drive System
Ryou YUKISHIMA, Hidenori KARASAWA, Aiko MYOUKI, Katsunori SATOU, Yusuke MAKINO, Takeshi KANDA and Tomohiro SUGAI

Rear-wheel Independent Steering System
Yasuhiro MATSUNAGA, Tatsuji INOUE, Hironori TOKUNAGA and Yukihiro NISHIOMCU (Mechanical Clutch Unit) for Next Generation Steering
Naotsugu KITAYAMA and Shintaro ISHIKAWA

Clutch for Seat Lifter
Masayoshi YAMADA and Yasumasa HIBI

Next-generation Drive-shaft “ADS Module”
Masafumi OOSUGI and Tatsuro SUGIYAMATechnology Trends and Products of Accessory Drive Belt System
Ayumi AKIYAMA and Hiroo MORIMOTO

Auto Tensioner with the Variable Damper Mechanism for ISG-equipped Engine
Hiroo MORIMOTO and Yuta MOCHIZUKI

Products Introduction of Composite Material for Automotive
Kayo SAKAI, Eiichirou SHIMAZU, Takahiro GOTOU, Hajime ASADA and Takuya ISHII

20

26

32

36

40

43

48

54

● Technical Papers New Products
Modeling of Retained Austenite Transformation in Bearing Steels
Christine SIDOROFF, Pierre DIERICKX and Pr. Michel PEREZ

Evaluation of Rolling Contact Fatigue by X-ray Diffraction Ring
Naoya KAMURA, Takumi FUJITA and Toshihiko SASAKI

Influence of Induction Heating Conditions on Bearing Steel Characteristics
Hiroshi YUKI and Miyu SATO

Grease Lubricated High-speed Deep Groove Ball Bearing for EV and HEV Motor
Masahiko SATODA and Goro NAKAO

Deep Groove Ball Bearing for Alternator Corresponding to 200˚C
Tomoyoshi IZUTSU and Goro NAKAO

3D Microgeometry Measuring Machine
Hiroaki OBA

High-speed Microscopic Coating Applicator
Akihiro YAMANAKA

60

67

75

81

86

91

98

● Award Winning Products“CHO” MONODZUKURI Innovative Parts and Components Award, "2014 Automotive Components Award"

Mechanical Clutch Unit for Direct Adaptive Steering

104

Naotsugu KITAYAMA and Shintaro ISHIKAWA
AVEC'14 "Best Paper Award"

Roll Control Using Tire Longitudinal Forces Integrated with Tire Force Distribution of
Full Drive-by-Wire Electric Vehicle

105

Yuta SUZUKI, Tomohiro SUGAI, Junichi HIRATA and Nobuyuki SUZUKI

Our Line of New Products

106*01-目次-巻頭言_*01/目次/巻頭言 15/10/16 14:27 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 巻頭言 ]

自動車モジュール商品特集号に寄せて

常務取締役

寺阪 至徳

現在、成長地域での自動車の台数増加により、全世界の自動車生産台数は8000万台
を大きく超えるレベルに達しており、地球温暖化抑止のため、自動車の燃料消費量の削減は緊急の課題となっています。このため、各自動車メーカーでは、既存の内燃機関の改良車、ハイブリッド車及びEV車等の駆動系を変更した環境車両を市場投入して、この課題解決に向け対応されています。
この社会的要請に対して、NTNではこれまで培ってきた小型・軽量化技術、低フリクション化技術、長寿命化技術のさらなる深耕はもとより、これらの技術に電子制御技
術を組み合わせて、さまざまな高機能モジュール商品の開発を加速しています。
10月28日～11月8日に『きっと、あなたのココロが走り出す。』をテーマとして、
第44回東京モーターショーが開催されるのに合わせ、最先端の自動車向けモジュール
商品・技術を特集した本誌を発行する運びとなりました。本誌では静岡理工科大学の高橋久教授にお願いし、モジュール商品に欠かせないモータ制御技術の動向について解説
いただきます。
また、『自動車モジュール商品』特集として、高い運動性能と安全性を兼ね備えた2モータオンボード駆動システムをはじめ、将来の自動運転時の安全性を高めた次世代ス
テアリングシステム用MCU、新接合技術を使って、軽量化された次世代ドライブシャ
フト『ADSモジュール』等について紹介致します。さらに、材料評価方法及び材料特性に影響を及ぼす基礎研究の論文及び、EV／HEV用グリース潤滑高速深溝玉軸受や200℃対応オルタネータ用軸受などの自動車向け軸受商品についても紹介致します。

NTNは2017年度に創業100周年を迎えます。2015年度からの3年間は次の100年の継続的な成長の礎づくりとして、中期経営計画『NTN100』を企業理念『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 （ For New Technology
Network：新しい技術で世界を結ぶ）』の下に進め、環境にやさしい商品開発を推進し、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 15/10/16 14:29 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 寄稿文 ]

自動車をロボット化する高効率・高性能モータ制御技術
Highly Efficient and Responsive Motor Drive Technologies
Enable Robotics Evolve Automobile into Autonomous Service Robots

高 橋

久Hisashi TAKAHASHI

静岡理工科大学 大学院理工学研究科

地球環境やエネルギーの問題解決のため，内燃機関からモータを利用した電気自動車への期待が高まっている．電気自動車は，高いトルク応答性があり，細密な制御を行うことでエネルギー回生，車両の姿勢制御や安定走行が実現できる．カーナビ
ゲーションシステム，カメラ，レーダなどを活用することで，より安全な移動を可能にする自動車のロボット化が始まろうとしている．電気自動車では，小型で高効率なモータ，インバータやコンバータなどの駆動回路の高効率化，安価で大容量・長寿命のバッテリーの開発などが求められる．本稿では，最近のモータ制御技術，
インバータやコンバータの利用技術，センサレス制御手法，電動化に伴う漏れ電流の問題など，現状の技術，今後求められる技術などについて解説する．
Electric motor-driven automobiles(EV) are getting great deal of attention over conventional internal combustion enginepowered automobiles since EV is seen as a potential solution to the environmental pollution and energy crisis possible in
the not too distant future. Electric motors, power source of EV, are responsive in controlling the torque and it makes
precise control of regenerative brake and vehicle body dynamics possible. Making use of the advantage of electric motor,
by incorporating the vehicle navigation system, imaging, and radar technologies, which are now affordable to wide range of
automobiles, automobiles are being transformed from a means just to transport to a machine of robotics for even safer,more efficient, and more comfortable mobility. To make this happen, smaller-sized and highly efficient motors andinverters, and others like batteries with greater capacity and extended longevity are in great demand. This paper presents
newest or most recent technologies essential for developing those building blocks in the automobile evolution including
motor control technologies, application technologies of inverter and converter, sensorless control technologies, how to deal
with the problem caused from the current leakage, and others which are existing and/or waiting for extended study.

レインを経由して車輪に伝達しており，これらの配置

１．はじめにのために機器配置の自由化が妨げられていた．

地球環境やエネルギーの問題解決が大きな課題にな

一方，電気自動車は，モータで動力を発生するため，っている．大きなエネルギーを消費し，多くのCO2をモータの設計やコントローラの設計などで，必ずしも排出している内燃機関を利用した自動車から，環境に変速機を必要とせずに駆動力を得ることが可能であ

優しい電気自動車への期待が高まっている．電気自動る．またモータをハブ部に搭載するインホイールモー

車は，バッテリーの小型化と長寿命化，さらに高速充

タでは，車輪ごとにモータを設置，すなわち複数のモ電可能なバッテリーと充電設備の開発や普及が待たれータで動力を分散発生させることが可能になり，車両るが，今後は，化石燃料を利用した内燃機関を使用しのレイアウト設計の自由度が大きく増加する．
さらに電気自動車は，内燃機関よりも高いトルク応ない電気自動車へ移行されていくことになる．
電動化された電気自動車は，従来の内燃機関を用い答性を有し，制御によって正・負の回転領域においてた車両では実現困難であった機能や新しい機能を組み任意のトルクを発生させることが可能である．従来の込むことが可能になり，新しい自動車の社会を形成し内燃機関では実現困難である，車両の運動エネルギー

ようとしている．化石燃料を利用した車両では，多くや位置エネルギーを回生し，蓄電して再利用する技術の場合，内燃機関を車両前部あるいは後部に設置し，が実現できる．複数のモータを利用した駆動システム

内燃機関で発生したエネルギーを変速機やドライブトにすることで，駆動力の制御をより細密に行う事がで-2-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 2

自動車をロボット化する高効率・高性能モータ制御技術

き，車両の姿勢制御や安定走行が可能である．

2. 最近の制御技術

モータトルクの高応答制御システムやステアバイワ

2. 1 内燃機関の効率向上

イヤシステムに見られる新しい制御システムなどに，
さまざまなセンサを組み合わせることで，より高性能

これからの自動車は，内燃機関を用いた車両もモーで高機能な車両を作れるようになる．カーナビゲーシ

タを用いた電気自動車でも，エネルギー利用効率が高ョンシステム，カメラ，レーダなどを活用することで，く，環境に優しい低公害車であることが要求される．

より安全な移動を可能にする自動車のロボット化が始

内燃機関の高効率化と環境保全の目的で，自動車用内

まろうとしている．

燃機関には高度な制御とモータを用いた制御システム

電気自動車の普及には，小型で高効率なモータの開が搭載され始めている．

発，インバータやコンバータなどの駆動回路の高効率内燃機関の小型軽量，高効率化を実現するために，化（パワーデバイスの低損失化），大電流の入出力がターボチャージャと呼ばれる燃料混合気または空気を高速にできる安価で大容量・長寿命・低損失なバッテ

圧縮してシリンダ内に過給する装置が脚光を浴びていリーの開発などが求められている．動力となるモータ

る．この装置は，内燃機関の排気ガスを用いてタービには，多くの場合ネオジムなどの希土類磁石を使用しンを回転し，その回転力でコンプレッサを駆動して圧た永久磁石同期モータ（PMSM）が使用されている．

縮を実現している．このため，回転速度が低い場合はしかし，製造コストや安定供給に向けては，希土類磁

十分な過給を行うことができず，ターボラグとよばれ石を使用しない誘導モータ（IM）やスイッチトリラ

る応答遅れが発生する．

クタンスモータ（SRM）なども今後利用が増えると最近の電子制御技術と高性能なモータを組み合わせ思われる．

ることで，低速回転時でも高速応答性を有した電動アバッテリー電圧は200V以上，主機用モータの駆動

シストターボチャージャやスーパーチャージャと呼ば電圧は500V以上になり，モータの出力も100kWをれる過給システムの開発が行われている1）〜5）．電動越えるものもある．駆動回路は，高電圧，高電流が使スーパーチャージャは，コンプレッサとモータを用い用でき，また損失が少ないパワー素子が望まれている．

てシステムが構成されており，過給圧力・容量を簡易

とくにパワーデバイスの低損失化は，インバータ部のに制御可能であり，内燃機関の排気圧力を使用しない

冷却構造が水冷から空冷に変更でき，これに伴い小型ため，より応答性向上に貢献している．

化や低コスト化に，さらに電力の有効利用にもつなが多くの場合，これらの装置には永久磁石同期モータ

る技術である．放熱設計や熱対策が重要であり，放熱(PMSM)が使用され，10～20万回転／分で駆動さシステムを簡易化するための駆動方式，制御回路，実れている．このような高速回転を実現するには，モー装技術が求められる．これらを実現するために，パワ

タ駆動周波数が数kHzに達するために，モータ巻線のーデバイスの高性能化や高効率制御方式の開発が求め電気的時定数の低減，パワー密度の向上と小型化，電られるとともに，エネルギー回生を効率よく行うため力を細密に制御できるインバータシステムの構築が求の制御システム，回生されたエネルギーを効率よく蓄められる．機械的には，高速回転や振動・高温に耐え電する技術も要求されている．さらに，すでに始まっられる軸受など機構部の開発も求められる．

ている情報化時代，通信時代では，インバータやコン

電動アシストターボチャージャやスーパーチャージ

バータから放出されるノイズ対策も重要である．

ャに使用されるモータは，高効率駆動が要求され，ロ

本稿では，最近のモータ制御技術，各種モータの特ータの磁極位置を正しく把握して制御しなければなら性，インバータやコンバータの利用技術，センサレス

ない．磁極位置の検出には，多くの場合レゾルバが使制御手法，電動化に伴う漏れ電流の問題など，現状の用されるが，センサをモータに取り付けるために，モ技術，今後求められる技術などについて解説する．

ータシステムのサイズが増大したり，検出回路や検出用配線が増えるなど，コストを高める要因になる．このため，ロータ位置センサを使用せず，正確な磁極位置が推定できるシステムの開発も望まれている．
図1は1.4 リットルガソリンエンジンにおいて，目標トルクに到達するまでのエンジンの過渡解析結果を-3-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）場合は，回転方向とトルクが反転するだけで，前進と過渡応答比較（エンジン回転数 2000rpm）
1.2
1.0

同様に力行と回生モードが利用される．そのため，イ△35％

ンバータは，力行モードでは，バッテリーから電気エ

目標トルク

ネルギーをモータに伝達し，回生モードでは，モータ
は発電モードとして動作して，運動エネルギーをモー

0.8

ト
ル
ク

タからバッテリーに伝達することになる．したがって，

0.6

モータ駆動電圧を制御するコンバータは，電力変換を双方向に行う必要がある．

0.4
ターボチャージャ
電動アシストターボチャージャ
2 ステージターボ

0.2

図3に主機に要求されるモータの回転速度・トルク特性を示す．自動車の場合は，線で囲まれた部分のす（電動スーパーチャージャ＋ターボチャージャ）

0.2
-1

0

1

2

3

べての領域で使用されるため，主機に使用するモータ

4は，以下の特性が要求される．

時間 s

図1
An example of transient response of internal combustion engine
エンジンの過渡応答解析3）

出典：山下幸生，茨木誠一他：「自動車用エンジンのダウンサイジングに貢献する電動スーパーチャージャの開発」，三菱重工技報 Vol.47 No.4，pp.12-17 (2010)の図3より。

CW 回転速度前進回生示している．図に示すように，従来の排気ガスを用いたターボチャージャに比べて，立ち上がり時間を

前進
力行

負トルク

正トルク

35％低減できることが示されている．

後進
力行

後進
回生

2. 2 自動車用モータに要求される特性
自動車に使用されるモータは，室内では－40～+85度，エンジンルーム内では－40～+120度（一CCW 回転速度部の用途では，+150度以上）で使用できることが求

図2 モータの利用象限
Motor condition quadrants

められている．また，車室内以外に配置されるモータ
では，埃や砂などに含まれる砂鉄の付着によるトラブ
ルをなくす構造でなければならない．さらに制御性能の向上に伴い，高速応答性も要求される．
補機用モータとしては，低価格であり制御回路が簡

登坂 / 加速

易なブラシ付DCモータ（DCM）が多用されている．
トル
ク

モータの小型化，長寿命化，低ノイズ化などが要求される用途や高効率が要求される用途では，永久磁石同通常走行

期モータ（PMSM）が使用される．
市街地走行

電気自動車の主機として使用されるモータは，発進・停止を頻繁に繰り返す低速・高トルク利用，平地

高速走行
回転速度

や登坂路の走行，高速道路の走行など，走行状況によ

図3 主機に要求されるモータ特性
Demanded characteristics of main driving motorって要求される回転速度・トルク特性が異なる．主機用モータは図2に示すように4象限で動作し，前進するときには，回転方向（進行方向）
・トルク共に正であり，電気エネルギーを機械エネルギーに変換する力
行モードで使用される．減速するときは，回転方向は正であるが，トルクは負となり，機械エネルギーを電気エネルギーに変換する回生モードとなる．後進する-4-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 4

自動車をロボット化する高効率・高性能モータ制御技術(1) 小形軽量であること

2. 3. 1 誘導モータ（IM）

モータの重量は，タイヤと路面の転がり摩擦トルク

誘導モータは，比較的安価で堅牢であり，ベクトルや登坂路の登りトルクを増大するので，軽量であるこ制御による高効率制御も可能である．また永久磁石をとが重要である．また，モータ内部で発生する銅損や使用しないため，利用環境の影響を受けにくいという鉄損などの損失によるジュール熱を素早く放熱する構特長もある．しかし，回転子に巻線があるため，ジュ造であることも必要不可欠な条件になる．

ール熱を放熱するための冷却システムの構築が困難で(2) パワー密度が大きいことあり，また高速回転時に遠心力による巻線の飛び出しを防止する機械的構造が必要という問題がある．

モータが発生できる最大パワーを大きくする．このため，最大トルクを増加させ，さらに回転速度を高め

このモータは，高速で長距離を一定速度で走行するることで実現可能である．しかし，回転速度を高める

ような利用では，高い効率が期待できるが，停止，走ためには，ロータの機械的強度の増強，高速回転可能

行を短距離で繰り返すような利用では，効率が低くなな軸受の開発，数kHzのモータ駆動周波数に対応可能

る．

なインバータやモータの電気的時定数の低減など，多2. 3. 2 永久磁石同期モータ（PMSM）

くの課題がある．

(3) 高効率であること

磁石をロータの表面に配置した表面磁石型

電気自動車は，バッテリーを用いて駆動されるため（SPMSM）とロータ内部に磁石を埋め込んだ埋め込に，貯められているエネルギーに対する航続距離が問

み磁石型（IPMSM）がある．主機用としては，マグ題となる．モータには，大きく分類して機械損，鉄損，ネットトルクとリラクタンストルクを利用できる

銅損が存在する．機械損は，ロータの風損や軸受の損

IPMSMが広く使用されている．巻線は，分布巻と集失である．鉄損は磁気回路における損失であり，電磁中巻があるが，弱め界磁を有効に利用できるように分鋼板の選定や磁気回路の構成によって低減することが布巻が利用される．また，停止，走行を短距離で繰りできる．銅損は，巻線抵抗と電流によるジュール損で返す用途でも，効率が高いため電気自動車やハイブリあり，巻線抵抗を小さくすることで低減できる．またッド自動車の主機として広く利用されている．

銅損は電流の二乗に比例するため，同じ出力電力を得

ベクトル制御を行い弱め界磁をすることで，高速回るためには，駆動電圧を高くして電流を少なくする方転を実現できるが，効率が低下するという問題もある．

が低減効果が高い．この場合は後述するが，駆動回路

また，ネオジムなどの希土類磁石は，高温下では保磁の構成や漏れ電流などの対策が重要な技術課題となる．

力が低下し，磁力が低下する減磁が起きるため，利用温度環境に注意する必要がある．

2. 3 主機用モータの種類と特性

IPMSMはSPMSMと比較して以下の特徴がある．

電気自動車に使用される主機用モータは，バッテリ(a) 永久磁石が回転子内部に設置されているため高速ーによる直流電源で使用されるが，ブラシやセグメン

回転による磁石の割れ，飛散が発生しにくい．

トなどの消耗部品が少ないモータが使用される．モー(b) SPMSMでは，永久磁石を円弧状に成形する必要

タとしては，誘導モータ（IM），永久磁石同期モータがあるが，IPMSMでは平板状の磁石が使用でき（PMSM），シンクロナスリラクタンスモータ（SyRM），るため製造コストが削減できる．

スイッチトリラクタンスモータ（SRM）が主に使用(c) 磁石によるトルクとリラクタンスによるトルクのされる．日本では3相電力で駆動される永久磁石同期両方が利用できるため，高トルク化が可能である．
(d) ロータの突極性を利用することで，位置センサレ

モータ（PMSM）を利用するのが一般的である．
モータは，航続距離を伸ばすために小型・軽量で高ス制御システムを簡易に構築できる．

出力が得られること，また低振動・低騒音であること(e) 磁石端部で漏れ磁束を生じる可能性がある．

が望まれている．さらに停止時から高速走行運転まで(f) q 軸インダクタンスが大きいため q 軸電機子反作用の広範囲な回転速度範囲で利用でき，バッテリーのエが大きく，端子電圧の上昇と磁気飽和の影響を受

ネルギーを有効に利用するために，高効率であること

けやすくなる．

が求められる．

-5-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

2. 3. 3 高効率制御が可能な IPMSM

T= p×Ψa×iq = p×Ψa×Ia

IPMSM の d 軸電流を id，q 軸電流を iq，相電流の実効値を Ie，電流位相をβとすると次の関係がある．

ただし，la = iq である．
SPMSM では，d 軸電流 id が 0 であるため，同一

Ia = iq2＋id 2 = 3 Ie

トルクに対する供給電流は最小になり，効率が高くな

id = −Ia sin(β)

る．一方，IPMSM では，リラクタンストルク Tr が利

iq = Ia cos(β)

用できなくなるので，制御システムを構築する上で考IPMSM の永久磁石によるトルク Tm は，極対数を p慮が必要である．

とすると，次式で求められる．

IPMSM では，前述のようにモータ発生トルク T を最大にする電流位相βが存在する．つまり，電流 la に

Tm = p ×Ψa×iq = p×Ψa×Ia cos(β)

対して最も効率よくトルクを発生することが可能にな

一方，リラクタンスによるトルク Tr は，極対数を pる．最大トルクを得るための電流位相 la は，次式で求

とすると，

められる．

p
Tr = p (Ld −Lq)×id ×iq = −(Ld −Lq)×Ia2×sin(2β)
2β=sin-1−Ψa + Ψa2 +8(Lq −Ld)2×Ia2

ここで，Ψe は，永久磁石の 1 相の鎖交磁束の実効値

Ψa= 3 Ψe ．
であり，4(Lq −Ld)×Ia

このときの，d 軸電流 id と q 軸電流 iq は，次式になる

IPMSM の発生トルク T は，永久磁石によるトルク

id = −Ia sin(β)

Tm とリラクタンスによるトルク Tr を加算したものであ

iq = −Ia cos(β)

る．

モータ電流 la に対する電流位相βを求め，IPMSMの d 軸電流 id および q 軸電流 iq を制御することによっ

T = Tm +Trて，高効率のモータ制御が実現できる．

= p ×Ψa×iq +p(Ld −Lq)×id ×iqp= p×Ψa×Ia cos(β)+ − (Ld −Lq)×Ia2×sin(2β)

2. 3. 4 シンクロナスリラクタンスモータ（SyRM）

2とスイッチトリラクタンスモータ（SRM）

永久磁石によるトルク Tm は，

SyRM，SRMともに，永久磁石を用いず，リラク

Tm = p×Ψa×Ia cos(β)

タンストルクを利用するモータである．SyRMは，誘として表されるため，永久磁石によるトルク Tm が最大

導モータや永久磁石同期モータと同様に巻線が作る回となる電流位相βは 0 度のときである．一方，リラク

転磁界によってロータが回転するが，SRMは，巻線

タンスによるトルク Tr は，極対数を p とすると，に電圧を切り替えながら印加して電流を流すことで，ロータを回転する方式である．これらのモータも，リpTr = −×(Ld −Lq)×Ia2×sin(2β)

ラクタンストルクを効率よく得るために，ロータ位置2であるため，リラクタンストルク Tr が最大となる電流を検出あるいは推定して駆動することが必要である．

位相βは 45 度または−135 度のときである．

SRMの位置センサレス駆動手法については後述する．

したがって，IPMSM の発生トルクを最大とする電これらのモータは，永久磁石を用いず，ロータは鉄心流位相βは，0 〜 45 度の範囲になる．また，永久磁で構成されるため，今後利用がより増えるものと思わ石によるトルク Tm は，電流に比例し，リラクタンス

れる．また，SRMは振動騒音が従来から問題であっによるトルク Tr は，電流の 2 乗に比例するので，電たが，近年の研究によって，振動騒音が少ない構造も流 la が大きくなるにつれて電流位相βは大きくなる．

開発されており，より実用化が進んでいる．

IPMSM を利用するときは，電流位相βを制御することで，最大トルク制御が可能になるという特徴がある．

2. 4 インホイールモータ

d 軸電流 id を常に 0 に保つ制御を行うと，モータ発

インホイールモータは，車輪の中にモータを組み込

生トルク T は，次式のように，q 軸電流 iq に比例する．

んだ構造をしており，直接タイヤをモータで駆動する
ダイレクト駆動方式と減速機が組み込まれている減速-6-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 6

自動車をロボット化する高効率・高性能モータ制御技術

機方式がある．モータには，多極の永久磁石同期モー路に使用されている．

タ(PMSM)が使用され，ダイレクト駆動方式では大きDC-DCコンバータの形式として入力側電源と出力なトルクを得るためにアウターロータ型やパンケーキ

側電源の電気的結合がある形式を非絶縁型と呼ぶ．こ型が，減速機型ではインナーロータ方式も使用される．

の方式は図4(a)に示すように，グランドが共通に使減速機方式は，減速機の部品が増えるものの，高トル用されるのが一般的である．一方，絶縁型は，図4(b)クが得やすいため，モータの小型化と軽量化を実現でに示すように，入力側電源と出力側電源がトランスをきる．インホイールモータを用いた車体の機構設計は，用いて直流的に結合されていない方式である．トラン

ディファレンシャルギヤやトランスミッション等を配スを経由して得られた電圧は整流回路で直流電圧に変置するオンボード方式と比較して大きく異なるととも換されて出力される．どの形式を使用するかは，利用に，車体設計の自由度が増す．

する回路方式によって変わるが，ノイズを拡散しない

インホイールモータ方式では，各車輪を独立して細ためには絶縁型が有効である．

密に制御をすることが可能になり，車両の操縦安定性
や走行性能を大きく向上することができる 6）〜10）．
しかし，サスペンションより下側のバネ下重量が大き

バ
ッ
テ
リ
ー

くなるため，サスペンションの応答性が低下して，乗り心地に影響を与えることもある．このため，車両シ

変換回路（a）非絶縁型コンバータ

ステムとしての設計を詳細に行う必要がある．

図4

また，モータ巻線による銅損や鉄損による発熱を放散するための冷却システムを各車輪に対して行うこと

バ
ッ
テ
リ
ー

変
換
回
路

整
流
回
路

（b）絶縁型コンバータ

非絶縁型コンバータと絶縁型コンバータ
Non-insulated and insulated converters

も重要な技術となる．

2. 5. 1 非絶縁型双方向コンバータ
2. 5 コンバータとインバータ

一般的にグランドが共通となった回路で構成され，主機を駆動する電源は，バッテリーを用いた直流電

双方向に電力の伝達できる回路である．図5は，源である．コンバータは，直流電圧を任意の直流電圧

MOSFETを用いた非絶縁型双方向コンバータ回路に変換する装置であり，インバータは直流電圧から交（点線で囲まれた部分）とインバータ回路を示してい流電圧を作る装置である．コンバータは，力行時はバる．この回路では，バッテリーより供給される直流電

ッテリーからインバータおよびモータへ電力を供給

源電圧を昇圧してインバータに供給する電圧を作るこ

し，回生時には，運動エネルギーを電気エネルギーにとができる．

変換してバッテリーに蓄電することが要求される．ここの場合は，MOSFET1はOFFの状態を保ち，キのため，コンバータは，電流を双方向に流す機能が必ャパシタ C の端子電圧 VC が指定電圧になるように，要である．このようなコンバータは，双方向型昇圧降

MOSEFT2をON/OFFするスイッチングのデューテ

圧DC/DCコンバータと呼ばれ，電気自動車の電源回ィ比を制御する．

非絶縁型双方向コンバータ回路

インバータ回路

図5 MOSFETを用いた非絶縁型双方向コンバータ回路とインバータ回路
Non-insulated bi-directional converter and inverter circuits designed with MOSFETs-7-*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 7

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）② V4 < V1の場合

一方，回生エネルギーが発生した場合は，キャパシ
タC にインバータ回路を経由して電流（電荷）が供給
は，キャパシタ電圧Vcを管理し，この電圧が指定電圧

S2， S3， S4， S5， S6， S11は，すべてOFF． S7と S10， S8と S9を交互にデューティ比50%でON・OFF制御する． S1はONにしておく．回生電流（ V4を超えた場合は，MOSFET1のON/OFFのデューティ

より流入する電流），あるいは電池に供給される電流比を調整して，キャパシタC に蓄えられたエネルギー（充電電流）が指定された値になるようにS12をPWMを適切にバッテリーに蓄えるように制御が行われる．

制御する．

2. 5. 2 絶縁型双方向コンバータ

2. 5 .3 インバータされ，キャパシタの端子電圧Vcが上昇する．制御回路

絶縁型双方向コンバータは，それぞれの入出力端子

インバータは，直流電圧から交流電圧を生成する回が直流的に絶縁されており，制御によって電力を双方路である．車両に使用するモータには，通常は効率を向に伝達できるものである．図6は昇圧・降圧が可能考慮して，3相永久磁石同期モータが使用される．3相な絶縁型双方向コンバータ回路例である．以下に伝送

インバータの基本回路構成は，図7に示すように6個のの考え方を示す．

パワーデバイスから構成され，モータ巻線に正弦波電(1) V1からV4に電力を伝送

流を流すように，それぞれのパワーデバイスはスイッ① V1 > V4の場合

チング制御される．図中太線で描かれている配線には，

S1，S2，S7，S8，S9，S10，S12は，すべてOFF．
S3とS6，S4とS5を交互にデューティ比50%でON・OFF制御する．V2 ，V3 は，ほぼV1 の電圧になる．出
力電圧V4 が，指定の電圧になるように，S11をPWM

大きな電流が流れる．インダクタンスによる影響をな制御する．

グが行われる．スイッチング周波数（PWM周波数）② V1 < V4の場合

は，高いほどモータの磁気音と電流リップルを小さく

S2，S7，S8，S9，S10，S12は，すべてOFF．S3と S6， S4と S5を交互にデューティ比50%でON・OFF制御する．S11はONにしておく．V4 が要望する出力電圧になるように， S2をPWM制御する． V2 ，
V3 は，V1 の電圧より高くなる．

することができる．パワーデバイスのスイッチング損くすために，銅バーなどを用いて配線が行われる．
インバータは，パワーデバイスをPWM制御して，モータ巻線に正弦波電流を供給するようにスイッチン

失は，PWM周波数に比例するため，車両システムでは5～10kHzの周波数が使用される．

(2) V4からV1に電力を伝送

電流センサ① V4 > V1の場合

S2，S3，S4，S5，S6，S11，S12は，すべてOFF．
S7 と S10 ， S8 と S9 を 交 互 に デ ュ ー テ ィ 比 50%でON・OFF制御する．回生電流（V4 より流入する電流），インバータ制御回路

あるいは電池に供給される電流（充電電流）が指定さ

図7 3相インバータ回路
Three-phase inverter circuit

れた値になるようにS1をPWM制御する．

図6 絶縁型双方向電圧昇圧・降圧コンバータ回路
Insulated bi-directional step up & down converter circuit-8-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 8

自動車をロボット化する高効率・高性能モータ制御技術

2. 6 車両の漏れ電流について

車両駆動システムのパワーデバイスは，現在はシリコン(Si)を用いて構成したIGBTが広く使用されてい主 機 と し て 50～100kWの 永 久 磁 石 同 期 モ ー タ

るが，シリコンカーバイト(SiC)や窒化ガリウム(PMSM)が使用され，双方向昇圧降圧DC/DCコンバ(GaN)等の新しい材料を用いたデバイスが出現する

ータとインバータによってモータに電力が供給されと，PWM周波数や回路方式，放熱方式などは大きくる．近年は駆動電流を少なくするために，200V程度

変わるものと思われる．

のバッテリー電圧を500V程度に昇圧してインバータ

車両用主機モータには，50～100kW程度の永久に供給している．

磁石同期モータが使用され，モータ供給電圧は，小型

図8に示すように，PMSMの巻線は鉄心の上に絶化と高効率化のために，500V程度が使用され，大電縁体を挟んで巻き付けられている．図(a)は分布巻，流が供給される．モータ電圧は，今後パワーデバイス(b)は集中巻の巻線の様子を示している．モータは導の発達とともに，さらに高くなるものと思われる．こ

電性の車体に取り付けられ，巻線とモータ筐体間には，のため，配線の絶縁を保ち，インダクタンスによる影

静電容量が存在する．

響を受けないように，電力を供給する配線（バス）を太くするとともに，インダクタンスを小さくする工夫が必要である．一般的には，銅バーを用いて構成することが多い．また，スイッチングによるノイズの発生を抑制するために，電源間に数100μF程度の高周波特性の良いキャパシタ（ESRやESLの低い素子，たとえばセラミックスコンデンサ）をインバータの各アームに挿入する等の対応が必要である．

（a）分布巻インバータに供給される電源電圧は大きく変動する（b）集中巻図8 PMSMの巻線
Windings of the PMSM

ため，電圧変動に対しても指定されたモータトルクが得られる高速応答の制御システムが要求される．また，車両に搭載するために小型化が要求され，冷却システ

インバータは，トルク指令に基づいてPMSMに適ムの構成に特別な配慮を行うことが必要である．

切な電流を供給するために，PWM制御（スイッチン

パワーデバイスの選定にあたっては，電源電圧，モ

グ制御）によって電力制御する．このとき，駆動回路

ータ駆動電流が十分に供給できるデバイスを選定すのパワーデバイスは，高周波でスイッチングする．イる．また，高いPWM周波数においてスイッチング損

ンバータに接続される電源や負荷と車体間に浮遊する失が少ないデバイスを選定するとともに，デバイスを浮遊インピーダンスが電磁ノイズや漏れ電流を発生す

高速に駆動するためのインバータ制御回路も必要である大きな原因になる．

る．

図9にモータ駆動回路における浮遊インピーダンス
を示す．図中Cf1～Cf5は，浮遊キャパシタンス，Lf1，

浮遊インダクタンス

浮遊キャパシタンス

図9インバータ回路とモータにおける浮遊インピーダンス
Stray impedance of inverter circuit and motor-9-*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 9

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

Lf 2は浮遊インダクタンスの一例を示している．浮遊ータの断面を中心に示している．ステータ側には6個キャパシタンスは，電圧が急峻に変化する時に漏れ電の巻線L1 からL6 が配置されている．巻線L1 およびL4流を発生し，ノイズを拡散する．一方，浮遊インダクの接続において引き出し点Tを設置した状態を示してタンスは，電流が急峻に変化するときに高電圧を発生いる．他の2組の巻線についても配線は同様である．

し，デバイスを破壊する可能性もある．浮遊インダク

この接続によりSRMをトランスとしてみた場合の対タンスや浮遊キャパシタンスによる過渡電圧や漏れ電称性は，高周波信号と駆動電圧の干渉を減ずるのに応流によってノイズが発生する．

用することができる．また，高周波信号を注入・検出

モータでは，巻線とモータ筐体間に浮遊キャパシタする回路に差動モードチョークトランスを挿入するこンスが存在するため，PWM電圧がモータ巻線に印加とにより，さらに駆動電圧からの検出回路への干渉をされたとき，バッテリー，インバータなどの電子回路減少させ，検出精度を高めることができる．

に存在する浮遊キャパシタンス等と作用して，モータ
筐体への漏れ電流を発生する．

3. 高速回転を実現するスイッチト
リラクタンスモータ(SRM)
3. 1 特徴とロータ位置推定手法
スイッチトリラクタンスモータ（SRM）は構造が簡単であり，永久磁石を必要としないので，高速運転や高温環境での運転に適する 11)〜12）．SRMを可変速運転するには永久磁石同期モータと同様にロータの位
置情報が必要であるが，工業分野で一般的に使われるエンコーダやホールセンサなどのロータ位置検出デバ

図10 SRMの結線
Wire connections of SRM

イスのほとんどは，車両のような過酷な環境への応用には適さない．SRMの巻線インダクタンスはロータ
回転角度依存性を持つため，この特性を利用して駆動

3. 2. 1 ロータ位置検出方式

電圧・電流から角度推定を行う方法や，高周波電圧を駆動電圧に重畳することによってインダクタンスの変図11はコモンモードネットワーク（以下，CMNと化から角度を求める方法等が提案されている13)〜16）．

略す）を用いた駆動回路によるPWM電圧や巻線電流

ロータ位置と線形関係にない複数のパラメータからロの影響を受けないロータ位置検出回路である 20)．図ータ位置を推定するためにオブザーバや解析的なモデ(a)は，高周波注入回路，(b)は，他相に注入された高ルを用いる手法や，なんらかの人工知能を用いる手法，

周波信号の検出回路である．高周波を注入している相

また，モータ巻線に駆動電圧とは別の信号を印加してが，固定子の歯と整列したときに，他2相に現れる高ロータ位置を推定する手法もある17)〜19）．

周波信号のレベルが一致する．1相のみに高周波を注

本節では，巻線がPWM駆動されているとき，駆動

入し，他2相から得られる高周波検出信号に基づいて，電圧や電流の影響を受けない2つのロータ位置推定手

ロータ位置の検出を行い，整列が検出されたとき，高法を提案する．

周波を注入する相を切り替え，上記の動作を繰り返す．
このようにして，ロータ位置を検出する．図12は，3. 2 ロータ位置推定手法Ⅰ

図11に示す回路を用いたときの検出用高周波信号と提案するセンサレスSRM駆動方式は，直列接続さ同相信号に対する等価回路を示している．高周波信号れる対向巻線間の接続点に引き出し線を設け，駆動用の場合は回路インピーダンスが0となり，検出信号は端子と共に高周波信号用端子とし，信号の注入と検出

大きな振幅を得ることができる．一方，同相信号に対に用いる．図10は本提案方式を4極6スロットSRM

しては，回路インピーダンスが高くなり出力信号は小に適用した場合の接続図の一部である．突極を持つロ

さくなる．
-10-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 10

自動車をロボット化する高効率・高性能モータ制御技術

モータ巻線

モータ巻線

巻線1

巻線1

高周波注入

巻線2

検出信号

巻線2

(a) 検出用高周波信号注入回路(b) 他相に注入された高周波信号の検出回路

図11 CMNを用いたロータ位置検出回路
Rotor position detecting circuit with CMN

受信
信号

受信
信号

受信
信号

受信
信号

検出信号

検出信号

受信された高周波信号のみが出力されるモータ駆動電圧などの変動信号は現れない(a) 高周波信号検出の等価回路(b) 同相信号に対する等価回路

図12 検出用高周波信号と同相信号に対する等価回路
Equivalent circuits for the high-frequency signal and common mode signal detection circuits

3. 2. 2 実施例
図13は，本提案のセンサレスロータ位置検出方法の 実 施 例 で あ る ． 同 図 に お い て ， OSCは 発 信 器 ，CTLは制御回路，DETは検波回路である．検波回路は一般的な包絡線検波や，プロダクト検波回路などを用い，波形の振幅を検出している．制御回路CTLは
スイッチ群を操作して信号を注入するCMNを選択
し，その他の相から検出される信号の振幅を調べる
ことで転流のタイミングを検出し，パワー回路に伝え

図13 提案するセンサレスロータ位置検出法
Proposed sensor-less rotor position detecting method

る．図14にロータ角に対する自己インダクタンス計
測結果を示す．

Self inductance [µH]

125
100
75
50
25

-40

図14

-11-

-30

-20

-10
0
10
20
Roller angle θ [deg]

30

40

50

ロータ位置に対する自己インダクタンスの関係
Relation of self inductance to rotor angle

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 11

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

3. 2. 3 実験結果

また，本手法は，IPMSMのようにインダクタンスがロータ位置によって変化するモータのロータ位置検出

図15に回転数10,000min-1における無負荷時のにも適応可能である．

実験による動作波形を示す．上からロータ位置のモニ
タ用に取り付けられたホールセンサの出力波形，A相本方式は，比較的簡易にロータ位置を検出可能であ

電流，重なって表示されているB相検波波形 νDB とC

るが，ステータが磁気飽和を起こすと相互インダクタ

相検波波形 νDCである．ホールセンサは1回転あたりンスに影響が現れ，正しく位置検出できない場合があ

4周期のパルスを生成している．実験では電流位相のり，さらなる検討も必要である．

遅れを補償するために進角制御を行っている．

3. 3 ロータ位置推定手法Ⅱ

図16は，同じく無負荷において100,000min-1としたときの波形である．実験では回転数の制御は，ホ

SRMでは，巻線インダクタンスが測定できれば，

ールセンサの波形を監視し，所定の回転数を得るよう

ロータ位置を検出できることを前項に示した．実用シにDCレール電圧を調整することにより行ったが，回ステムではモータ巻線はインバータなどのパワー回路

転速度の制御は自動調整可能である．

に接続され，PWM駆動される．巻線に電圧が印加され，電流が流れている状態でインダクタンスを計測す

転流のタイミング（進角）を調整することにより，る必要がある．

ロータ位置センサレス制御において200,000min-1
以上の回転速度で駆動できることを実験で確認した．

Hall sensor
10V/div

Current A phase
20A/div

νDB and νDC
0.5V/div

500 µ s/div

図15

10,000min-1の時の計測波形
Waveform at 10,000min-1

Hall sensor
10V/div
Current A phase
20A/div

νDB and νDC
0.5V/div

500 µ s/div

図16100,000min-1の時の計測波形
Waveform at 100,000min-1-12-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 12

自動車をロボット化する高効率・高性能モータ制御技術

した巻線L9 から見たインピーダンスは，巻線L1 ，L4

本節では，並列接続した相巻線を有する4極6スロ
ットのSRMの自己インダクタンスを駆動電圧・電流が並列接続されたインピーダンスが観測される．

の影響を受けずに，さらに磁気飽和が生じても計測で本方式は，トロイダルコアを用いることでパワー回きる新しい手法を提案する21)〜22）．図17に4極6スロ

路から供給される電流の影響を受けずにモータ巻線のットのSRMの結線と巻線インダクタンス測定回路をインピーダンスを観測することができるため，モータ示す．並列接続された巻線は，ロータ位置に基づき駆の駆動状況にかかわらずロータの突極位置を検出でき動回路によって電流を供給することにより励磁され，るという特徴がある．

ロータはトルクを発生する．

3. 3. 3 ロータ位置検出法
3. 3. 1 等価回路

前項に示すように，並列接続されたSRMの各相の図18は，1巻線の等価回路構成を示したものであ

インダクタンスをモータ駆動中に計測できることを示る．この回路では，並列接続された2個の巻線に電流した．この手法を用いて，3相巻線のインダクタンスを供給する電線を互い違いにトロイダルコアに貫通すを計測し，励磁されていない相のインダクタンスが一るように配置することで，電流によって発生する磁束致したときに励磁相の自己インダクタンスが最大となが打ち消される．このとき，トロイダルコアに巻線をる整列が起きていることになる．これらの条件からロ

設置し，その巻線（a-b端子間）のインピーダンスを

ータ位置を検出し，推定されたロータ位置情報を用い，測定することで，2個の巻線 L1 ， L2 が並列接続され電流の立ち上がりや立ち下がりを切り替えるスイッチ

たインダクタンスを計測することが可能である．

ングタイミングを適切に制御することで高効率駆動が実現できる．本方式は，モータから引き出される線数

3. 3. 2 測定原理と特徴が増えるという問題もあるが，磁気飽和の影響を受け

図17の回路において，A，B端子はモータを駆動す

ずにロータ位置が検出できるという特徴がある．

るパワー回路に接続され，励磁電流が供給される．A3. 3. 4 本手法のまとめ端子に供給された電流は，巻線 L1 を通過後，トロイダルコアの巻線を経由してB端子に流れる．また，L4

SRMのロータ位置をセンサレスで検出するための巻線にも，同様なルートで電流が流れる．このときト一手法を提案し，この手法の動作をシミュレーション

ロイダルコアの中の磁束は，それぞれの巻線電流の向で確認すると共に，同手法を用いた試作回路により位きが異なるため，パワー回路から見ると，巻線 L7 ，

置センサレスで高速回転を実現できることを確認し

L8 はキャンセルされ見えない．パワー回路の出力イた．これらの手法には以下の特徴がある．
推定手法Ⅰは，モータとパワー回路間に相数分のンピーダンスを0とみなすと，トロイダルコアに設置

トロイダルコア

トロイダルコア

図18 インピーダンス測定原理
Impedance measuring principle

インピーダンス測定

図17 インピーダンス測定回路
Impedance measuring circuit-13-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 13

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

CMN用中間タップ用配線を付加し，CMN部分を電子化に向けてはモータの高速回転が求められ，高速回転回路部分に設置すれば，モータ部分に電子部品を設置に耐える減速機が必要である．また，内燃機関の高効する必要がない．したがって高温環境でもモータを駆率化に利用される電動アシストターボチャージャやス動しながら，ロータ位置の推定ができる．また，巻線

ーパーチャージャなどは，タービンを高速回転させて電流の影響を受けないため，複雑な演算やフィルタの圧力を作るため，その軸受も高速回転に耐えるものが設計の必要がないという特長がある．

要求される．さらに，モータ巻線や磁石のもれ磁束な推定手法Ⅱは，モータに接続される線数が増加する

どによる軸受の着磁は，回転時に電流が発生して，電が，磁気飽和の影響を受けずにロータ位置を推定可能

触を起こし寿命を低下させる原因となるので，磁化しであるので，有用性の高い手法である．

にくい軸受が求められる．

これらのロータ位置検出手法は，車両のように磁極モータは，これから需要が増加するサービスロボッ

位置センサを設置することが困難な用途において，実トや自動車などに，これまで以上に利用され，高効率応用に適すると考えられる．

化や低振動・低騒音化とともにモータの長寿命化が要求される．これらの回転体の動きを支える軸受技術は重要な要素になると思われ，NTNの今後の開発が期待

4. 今後の課題されているところである．

最近のモータ制御技術，車両に利用されるモータの特性，インバータやコンバータの利用技術，センサレス
制御手法，電動化に伴う漏れ電流の問題など，現状の技術，今後求められる技術などについて解説してきた．
自動車は，電気自動車のみならず，内燃機関を利用した自動車もモータや電子制御技術を用いて高効率化

参考文献が進んでいる．さらに，近年は自動パーキングシステ

1）Ibaraki，S. et al.，Numerical and Experimental
Reliability Evaluation of the High Temperature
Turbine Wheel for Gasoline Engines，13th
Supercharging Conference (2008)2）茨木ほか：「電動アシストターボチャージャ"ハイブリッドターボ"の開発」，三菱重工技報 Vol.43，No.3(2006)
3）山下幸生，茨木誠一他：「自動車用エンジンのダウンサ
イジングに貢献する電動スーパーチャージャの開発」，
三菱重工技報 Vol.47 No.4，pp.12-17 (2010)4）Toshihiko Noguchi，et al.，220,000-r/min，2kW permanent Magnet Motor Drive for
Turbocharger，International Power Electronics
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ム」，NTN TECHNICAL REVIEW No.79，pp.2228（2011）8）吉田裕明：「進化するインホイールモーターシステム」，
計測自動制御学会，50(3)，184-188 (2011)9）村田智史：「インホイールモータ駆動ユニットの開発」，
自動車技術会論文集 / 自動車技術会 編，42(3)，pp.767-771 (2011)

ム，歩行者検出アラーム，衝突防止機能など，運転者をアシストする機能が搭載され，より安全な機能も進化し搭載されはじめている．今後は自動走行も実現し，より安全で環境や人に優しい自動車が開発され，機能・性能的には知能の高いロボット化に向かうものと思われる．
このような自動車には，モータや電子制御は不可欠なシステムであり，重要な技術である．また，人が操作する乗り物なので，乗り心地を重視すると共に，車両に加わった外力，環境の変化をいち早く運転者に伝えることも重要になり，様々なセンサが利用され，それらの情報を総合的に判断するソフトウェアも必要である．
車両の動きに対する応答性を高めるには，車両の重量を小さくし，制御性能を高めることが求められる．
重量の低減は，ボディの軽量化とともに，主機モータ，
インバータを含む放熱システム，バッテリーなどの小形軽量化によって実現できる．
主機モータの小型軽量化は，インホイールモータであっても，減速機を有することでトータル的に実現でき，バネ下重量を少なくすることで，応答性が高まり
乗り心地の改善にもつながる重要な事項である．小型-14-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 15/10/16 14:29 ページ 14

自動車をロボット化する高効率・高性能モータ制御技術

10）Suzuki, Kano, Abe ,et al.: ”Roll Control Using
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12）見城尚志：「SRモータ」，日刊工業新聞社 (2012)13）Mohammad S. Islam，Iqbal Husain，Robert J.
Veillette and Celal Batur："Design and
Performance Analysis of Sliding-ModeObservers for Sensorless Operation of
Switched Reluctance Motors"，IEEE
Transactions on Control Systems Technology，
Vol.11，No.3，pp.383-289 (2003)
14）Hongwei Gao，Farzad Rajaei Salmasi and
Mehrdad Ehsani："Inductance Model-Based
Senseless Control of the Switched ReluctanceMotor Drive at Low Speed"，IEEE Transactions
on Power Electronics，Vol.19，Issue 6，
pp.1568-1573 (2004)15）Estanislao Echenique，Juan Dixon，Roberto C
rdenas and Ruben Pe a：“Sensorless Control
for a Switched Reluctance Wind Generator，Based on Current Slopes and Neural Networks”，
IEEE Transactions on Industrial Electronics，
Vol.56，Issue 3，pp. 817-825 (2009)16）小松崎晃義，三木一郎：「自己インダクタンスの変化を利用したSRMの位置センサレス制御」，電気学会論文誌D，Vol.127，No.9，pp.1023-1029 (2007)17）H. J. Guo，M. Takahashi，T. Watanabe，and O.
Ichinokura : "A New Sensorless Drive Methodof Switched Reluctance Motors Based on
Motor’s Magnetic Characteristics"，IEEE
Transactions on magnetics，Vol. 37，No. 4，
pp.2831-2833 (2001)18）E. Afjei，O. Hashemipour，M. M. Nezamabadi
and M. A. Saati : "A self-tunable sensorlessmethod for rotor position detection in switched
reluctance motor drives"，Iranian Journal of
Science & Technology，Transaction B，Engineering，Vol.31，No.B3，pp.317-328(2007)
19）小松崎晃義，番場辰徳，三木一郎：「停止および低速領域における3相SRMの回転子位置推定法」，電気学会論文誌 D，Vol.129，No.3，pp.311-318(2009)
20）山本健司，高橋 久 他：「駆動電流の影響を受けない
SRMのセンサレスロータ位置検出法」，電気学会論文
誌D，Vol. 135 No.5，pp.521-530 (2015)21）山本健司，高橋 久：「並列接続型SRMのロータ位置検出の検討」，電気学会回転機研究会，RM-15-97，
pp.57-61，201522）板羽嶺，夏山直都，高橋久，山本健司：「SRモータの巻線インダクタンス情報を用いた高効率駆動法の検討」，電気学会回転機研究会，RM-15-95，pp.41-46，
2015〈著者紹介〉

高 橋 久（たかはし ひさし）
電気学会上級会員

博士（工学）

静岡理工科大学

大学院理工学研究科

教授【専門分野】
電子回路工学，制御工学，モータ応用工学（モータ制御，ロボット制御，医療用機器，パラメータ推定などに関する研究）
1975年

職業能力開発総合大学校電気工学科卒業後，同大学校電気工学科助手，講師を経て，工学研究科 電気情報専攻

1997年～1999年

准教授

国家プロジェクトとして中華人民共和国天津市にある天津工程技術師範大学（Tianjin Universityof Technology and Education）に制御技術の専門家として赴任（長期専門家）

2000 年から

電気学会論文委員会委員

2001年

シンガポールの南洋理工大学

2003年～2007年

電気学会回転機技術委員会委員

2003年～2005年

電気学会小形モータの先端技術調査専門委員会 委員長

2005年～2007年

電気学会小形モータの用途別性能向上と評価技術調査専門委員会 委員長

2011年10月から

静岡理工科大学

2012年から

浜松地域イノベーション推進機構 パワーエレクトロニクス事業化研究会 会長

2013年4月から

静岡理工科大学

電気電子学科にて制御技術に関する特別講義（短期専門家）

理工学部電気電子工学科および大学院理工学研究科

教授として着任

やらまいかエデュケーションサイト長，やらまいか創造工学センター長を兼務

学会委員会委員，大学外部評価委員，補助金審査委員

-15-

など多数

*03_展望_*03_展望new 15/10/16 14:36 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[展

望]

自動車の電動化とNTNのモジュール商品
Electrification of the Automobile and Module Products of NTN

岡阪誠*

Makoto OKASAKA“自ら動く”自動車が初めて走ってから約250年経った現在，“自動で運転する”
自動車の本格的な開発が始まった．一方，世界は二酸化炭素（CO2）を主とした温室効果ガスによる地球温暖化という深刻な問題に直面し，各国は自動車に対して厳しいCO2排出量の規制，つまり厳しい燃費規制に動き出した．
これに対して，自動車メーカは次世代自動車としてエンジンのダウンサイジング化の他に低燃費化のための電動化を進めている．本稿では，自動車の電動化に対して，様々な箇所で機能向上に貢献しているNTNのモジュール商品について紹介する．

About 250 years ago, the very first “auto-mobile” started to run in the world, and now, full-scale developmentsof “autonomous” car are started. On the other hand, the world is facing a serious problem of global warming
caused by greenhouse gases mainly CO2, and each region and country began to move regulation of severe CO2
emissions, what we call, strict fuel economy regulation to the automobile.
Automobile manufacturers are developing downsized engines as next-generation vehicle and electrification
devices for low fuel consumption. This paper introduces modular products by NTN contributing to upgrade ofvehicle electrification in various places.

特に欧州（EU）の規制が厳しく，2021年の企業

1. はじめに

平均CO2排出量を95ｇ/kmと規制した．

1769年，ルイ15世統治下のフランスで，釜で火

これは，2008年度比38％以上の燃費改善が必要

をたく蒸気機関で“自ら動く”車「キュニョーの砲車」

で，自動車メーカは従来のガソリン／ディーゼルエン

が，世界最初の自動車として走った（図1）．

ジンの化石燃料車から，CO2排出量が少なく燃費の良

それから約250年経ち，“自動で運転する”自動運

いハイブリッド自動車（HEV/P-HEV）やCO2を全転車の開発が始まった現在，世界は地球温暖化というく排出しない電気自動車（EV），燃料電池車（FCV）

深刻な問題に直面している．この原因は二酸化炭素などの次世代自動車の開発と普及に努めている．

（CO2）を主とした温室効果ガスの影響が大きいと言し か し ， 図 2に 示 す IEA（ International Energy

われ，世界各国はこのCO2排出量の規制に動き出して

Agency）がまとめた2050年における乗用車の新車

いる．

台数予想 1）では，ガソリン／ディーゼルの化石燃料のみで走る車両は10％前後に減少し，ほとんどの車
両は電動技術を駆使した次世代自動車に変遷すると予想されているが，CO2を全く排出しないEV/FCVの普及は遅く，全体の半分以下である．
言い換えれば，2050年においても未だCO2を排出するHEVを含めた化石燃料を使用する自動車が半分以上販売されている，ということである．
このような変遷の最中，自動車の各部品は，燃費向上のため48V化への移行は究極の姿としながら電動

図1 キュニョーの砲車
Cugnot steam wagon*執行役員化が進められている．将来の自動運転への移行を見据自動車事業本部-16-

*03_展望_*03_展望new 15/10/16 14:36 ページ 2

Passenger LDV sales (millions)

自動車の電動化とNTNのモジュール商品

200
H2 Fuel cell
180
Electricity
Plug-in hybrid
160
Hybrid140
CNG/LPG
120
Conventional diesel
Conventional gasoline
100
80
60
40
20
0
2005
2010 2015
2000“走る”，“曲がる”，“止まる”の各々の機能向上に対して，NTNは下記ならびに図4に示す電動化モジュール商品とその制御を含めたシステム商品の開発を，実車走行による実証実験を通して行っている．

●“走る”に対しては，… インホイールモータシステム
2020

2025

2030

2035

2040

2045

2050

… 電動コミュータ用インホイールモータシステム

Sourse:IEA 2010.

… 2モータオンボード駆動システム

図2 IEAによる乗用車の新車台数予想
Annual light-duty vehicle sales by technology type

… 自動変速モジュール／システム●“曲がる”に対しては，えた“走る”，“曲がる”，“止まる”への電動化対応と，… 次世代ステアリング用メカニカルクラッチユニット

そのシステム／モジュール化商品の開発が今後の燃費… ステアバイワイヤ制御システム改善の重要なアイテムとなっている．

… 後輪独立操舵システム

本稿では，自動車の電動化に際し機能向上に貢献す●“止まる”に対しては，るNTNのモジュール商品の一端を紹介する．

… パーキング機構付き電動ブレーキシステム… 電動油圧ブレーキシステム

2. 自動車の電動化に対応するモジュール／システム商品

次世代自動車向けモジュール／システム商品
電動コミュータ用
インホイールモータ
システム
パーキング機能付き
電動ブレーキシステム

NTNは，温室効果ガスであるCO2の排出量削減のため化石燃料を使用する内燃機関からの脱却を見すえて，インホイールモータを開発してきた2）．

ステアバイワイヤ
操舵システムインホイールモータ
システム

また，その一方で内燃機関を使用し続ける現行車の2 モータオンボード
駆動システム

燃費改善のため，操作・制御部品をきめ細やかに電動制御し機械効率をあげることが車両の燃費改善に重要であると考え，図3に示すように2004年より“バイワイヤ”化への対応としてボールねじ等の商品を基に，

図4 次世代自動車向けの電動化モジュール／システム商品
Modular & system products with electrification
for next-gen. vehicles

操作・制御系部品を電動化したモジュール商品の開発と実用化を進めてきた．
さらに，化石燃料を一切使用しない次世代の電気自動車（EV）や燃料電池車（FCV）には電動化したモ
ジュール商品とそのシステム化が必須であり，車の3．電動モジュールによる次世代自動車への対応
世界で最初の自動車「キュニョーの砲車」は翌年にステアバイワイヤ¡ 次世代ステアリング用 MCU

城壁に衝突し，世界で最初の自動車事故を起こした．
それから約250年経った現在，レーダやステレオカ

ブレーキバイワイヤ
シフトバイワイヤ¡ 自動マニュアルトランスミッション用
ボールねじ

シフトバイワイヤ

メラと自動ブレーキを活用した“ぶつからない”車が¡ 電動油圧ブレーキ用
アクチュエータ

開発・市販されたことをきっかけに，“自動で運転すスロットルバイワイヤ ¡ パーキングシフト用¡ 連続可変動弁用
ボールねじユニット

アクチュエータる”自動車の開発が一気に加速している．
自動で運転する車は，従来，人が行っていた“走る”，“曲がる”，“止まる”の操作をある程度の範囲で車両

2004 年

2007 年2008 年

2012 年

自らが判断・制御するため，電動モジュール／システ

図3 バイワイヤによる電動化への対応
Electrification with by-wire technology

ムの商品開発が強く要求されている．
-17-

*03_展望_*03_展望new 15/10/16 14:36 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）(Ａ)『走る』への電動モジュール／システム世代CVTの燃費改善に有効である（図7，8）．

次世代自動車は複数のモータを搭載した駆動システ

特に，低燃費が故に普及しているトルクバンドの広ムで“走る”．独立したモータで左・右輪の駆動・減いダウンサイジングターボエンジンや絶対トルクの大速トルクを無制限に可変制御し，制動時等の外乱に対きいディーゼルエンジンではCVTのピンポイント入する車両の走行安定性を向上させる他に，左・右輪へ力での高効率変速の利点が少なくなり，入・出力側のの付加トルクをトルクベクタリングとして車両姿勢を

両プーリを電動ボールねじユニットで協調制御し制御し“曲がる”の性能を向上させる走行システムと95％以上の伝達効率にすることが肝要である4）．

して，インホイールモータシステムや2モータオンボ
ード駆動システムを開発している（図5）．
また，2050年においても半分以上を占める，未だモータ

CO2を排出し続けるHEVを含めた内燃機関搭載の車両には変速機が使用されているが，変速機を動かす油

プライマリプーリ

中空ボールねじ

圧ポンプは自動車の燃費悪化の原因となり，ギアの変速シフトなどの操作系の油圧機構は電動シフト化に代わってきている．
ベルト

大型トラックや軽四輪車では，安価で伝達効率の高いギア式マニュアルトランスミッションが継続して使減速ギヤ用されるが，ドライバーの高齢化など運転者の負荷低

図7 CVTプーリ駆動モジュール
CVT pulley driving module

減のために図6のような変速機構にボールねじを用いて電動モジュール化した自動変速システムの採用が拡

油圧式大している．
さらに，乗用車や二輪車では，内燃機関の燃焼効率

入力

電動式
入力

の良い回転域をうまく活用する金属ベルトを用いた無段変速機（CVT）で車両燃費が改善されてきたが，金属ベルトを挟むプーリを動かす油圧ポンプによる燃

出力

出力

電動
アクチュエータ

費ロスは無視できないほど大きく，中空のボールねじ
ユニットを活用したCVTプーリの駆動システムは次
図8 電動CVTプーリ駆動システム
Electric CVT pulley driving system(Ｂ)『曲がる』への電動モジュール／システム
2014年，自動車の“曲がる”は，図9に示す NTNのモジュール商品であるメカニカルクラッチユニット(MCU)を用いた世界初のステアバイワイヤ車が市販
図5

2モータオンボート駆動システムによるトルクベクタリング機構
Torque-vectoring mechanism with 2 motor on board driving system

セレクト側ボールねじ

ストライカ

され，自動運転の新たな扉を開いた．
このMCUにより，通常はハンドルとタイヤが直結

シフトセンサ

シフト側ボールねじ

モータ

モータ

図6

セレクトセンサ

図9

ボールねじを用いた自動変速システム
AMT system with ball screws-18-

ステアバイワイヤ用MCU
MCU for steer-by-wire*03_展望_*03_展望new 15/10/16 14:36 ページ 4

自動車の電動化とNTNのモジュール商品

せず，失陥時のみ瞬時に直結するタイプⅡのステアバ

IN

アルミケースDC モータ回転トルク

イワイヤが成立し，自動運転の車両には欠かせないモ

アイドラギヤ

ボールねじ

ジュール商品である（図10）．

ボルト

出力ギヤ
スリーブ

また，次世代自動車は“ぶつからない車”から障害

制動
力

物を“よける車”となり，車両自ら前方障害物を回避

油圧による制動力

モータによる制動力（回生ブレーキ）

OUT

するために操舵するタイプⅢのステアバイワイヤの自ドライバの要求制動力

制動開始

推力発生
（油圧シリンダを押す）

動運転車となる．
つまり，次世代自動車ではコラムアシスト式の電動

停止

支持軸受

図12 電動ブレーキ用ボールねじモジュール
Ball screw module to electric braking system

ステアリングはなくなり，ラック／ピニオンアシスト
式，いわゆる下流アシスト方式が主流となる．
一方，制動時の車両安定性や旋回性能の向上を狙い，個々の後輪を積極的に操舵することでトー角制御を含む
後輪独立操舵システムを開発した（図11）．将来は究極の“曲がる”を具現化するために，タイヤの接地ジオメ
トリを個々に電動制御するアクスルの可変ジオメトリー
システムも新たな電動システムとして期待できる．

センサ

ECU

差動角
制御機構

反力
アクチュエータ

センサ #1,#2

センサ

クラッチ

図13 電動ブレーキ
Electric mechanical braking system

ECU

パワーステアリング
ユニット

操舵アクチュエータ
ステアリングユニット

タイプ !：直結式

タイプ @：機械断続式

反力
アクチュエータ

4. おわりに

ECU#1,#2

自動運転を見据えた次世代自動車では操作・制御系

操舵アクチュエータ
ステアリングユニット

部品の電動化対応として，無段階で作動する電動モジ

タイプ #：電気結合式

ュール／システム商品が使用される．

図10 ステアバイワイヤ機構
Steer-by-wire mechanisms

走る，曲がる，止まるのそれぞれに対して，NTNの技術をもとにしたモジュール／システム商品の開発を進めていく．それよって次世代自動車の性能は左右されるので重要な開発である．

参考文献
1）“Technology Roadmap Electric and plug-in
hybrid electric vehicles”, IEA, p14 (2011)2）NTN TECHINICAL REVIEW No 79, (2011)22-28
3）日経BP社 HEV/EV要素部品技術2012-2013
4）日経BP社 自動車部品産業 成長への進路
5）日経BP社 次世代自動車2015

図11 後輪独立操舵システム
Rear-wheel independent steering system(Ｃ)『止まる』への電動モジュール／システム
2014年，自動車の“止まる”は，図12に示すNTN

執筆者近影のボールねじを用いた電動油圧ブレーキシステムで制動油圧を連続可変制御し，制動時に最大限のエネルギ
ー回生が可能となった．
次世代自動車の“止まる”は，全車輪に図13に示す電動ブレーキが採用されるが，それまでは，前輪はボールねじ駆動の電動油圧ブレーキシステム，後輪は岡阪

電動ブレーキシステムのハイブリッドシステムがフェ誠

執行役員
自動車事業本部ールセセーフの点から採用される．
-19-

*04_03 15/10/16 14:41 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]2モータオンボード駆動システム
Two Motor On-board Drive System

雪島
良* Ryou YUKISHIMA
柄 澤 英 範* Hidenori KARASAWA
妙 木 愛 子* Aiko MYOUKI
佐 藤 勝 則* Katsunori SATOU

牧 野 祐 介** Yusuke MAKINO
神 田 剛 志** Takeshi KANDA
水 貝 智 洋*** Tomohiro SUGAI

2モータ式電気自動車では，車両の走行状態に応じて左右輪がそれぞれ専用のモータで駆動されるため，車両走行性能が向上する．NTNは，2モータオンボード方式に着目し，モータ駆動装置とインバータを組み合わせた『2モータオンボード駆動システム』を開発した．
本稿では，本システムの概要及び左右独立駆動の効果について紹介する．

Two motor type electric vehicle has improved driving performances because the left and right wheels are driven
by independent motors in accordance with driving conditions of the vehicle. NTN has focused on the two motor onboard type and developed “Two motor on-board drive system" that consists of motor drive units with an inverter.
This paper introduces overviews of this system and effects of independent left/right wheel drive.

動装置にインバータを組み合わせた「2モータオンボ

1．はじめにード駆動システム」を開発した．
本稿では，本システムの概要及び左右独立駆動の効

近年，地球温暖化や大気汚染などの環境問題及びエ果について紹介する．

ネルギー供給問題への対策として電気自動車が注目され，各方面で普及に向けた取り組みが進められている1）．
電気自動車の駆動方式は，モータを車体側に設置し2．システム構成

ドライブシャフトを介してタイヤに動力を伝達するオ

2. 1 モータ駆動装置

ンボード方式 2）と，ホイール内にモータを設置し直接タイヤを駆動するインホイールモータ方式3）, 4）, 5）

開発した2モータオンボード駆動システムの外観及に大別される．オンボード方式は，従来の車両に採用

びモータ駆動装置の構造を図1及び図2に，モータ駆されているサスペンション構造を変更することなく車動装置の諸元を表1に，車両搭載イメージを図3に示す．
本駆動装置は，2台のモータと，各モータの回転を両に搭載できる特長を有する．
オンボード方式は1モータ方式と2モータ方式に分減速して車輪に伝達する減速機で構成され，左右で同けられる．1モータ式電気自動車では，一般に1つの一長のドライブシャフトを適用できる左右対称構造とモータからの駆動トルクはディファレンシャルによりした．さらに本駆動装置とドライブシャフトとの嵌合

左右輪に等配分される．一方，2モータ式電気自動車

部を装置中央側に配置した．この構造は，減速機を車

では，走行状態に応じて左右輪がそれぞれ専用のモー

輪寄りに配置する構造に比べ，ドライブシャフト長をタで駆動されるため，車両の旋回性能や低μ路走行時

長く取ることができ，駆動装置の配置位置やタイヤ上の走行安定性の向上が可能である．

下動がドライブシャフトの作動角変化に及ぼす影響を小さくできるため，装置の車両搭載に関する設計自由

NTNは，これらの特長を有する2モータオンボード

度が向上する．

方式に着目し，減速機とモータで構成されるモータ駆***EVモジュール事業本部***EVモジュール事業本部***EVモジュール事業本部

駆動システム技術部
制御システム技術部
シャシーシステム技術部-20-

*04_03 15/10/16 14:41 ページ 2

2モータオンボード駆動システム

インバータ

図3 車両搭載イメージ
Image of the vehicle equipped with the system
モータ駆動装置

2. 2 モータ

ドライブシャフト

モータの諸元を表2に示す．分布巻線方式を採用す

ハブベアリングることで、リラクタンストルクによる出力向上を図っ

図1 2モータオンボード駆動システム外観
Appearance of two motor on-board drive system

モータ

減速機

た．

表2 モータ諸元Specifications of motor

モータ
ステータ

モータ形式

ロータ

ラジアルギャップ型 永久磁石式同期モータ

巻線方式

分布巻

最大トルク

180Nm

最大出力

50kW

最高回転速度

8000min-1

2. 3 インバータ
インバータの諸元を表3に示す．本インバータは2台のモータ制御に必要な全回路を1つのケースに収め，回路の一部を共通とした．本構成により，インバ
ータを個別に設ける場合に比べ，体積を約30%低減した．

図2 モータ駆動装置断面図
Section of motor drive unit

表3 インバータ諸元
Specifications of inverter

表1 モータ駆動装置諸元
Specifications of motor drive unit

駆動用電源電圧DC 250〜400V

最大出力

50kW※

制御用電源電圧DC 12V

最大トルク

1100Nm※

最大出力50kW × 2

最高回転速度

1300min-1(タイヤ径0.6mとして，時速150km/h相当）

駆動方式

正弦波PWM

冷却方式

水冷

減速機形式

平行軸歯車方式

減速比

1/6.16冷却方式

モータ部 水冷
減速機部 空冷※1輪当たりの値-21-*04_03 15/10/16 14:41 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

3．性能

4．車両運動制御
4. 1 左右独立駆動の効果

モータ及びモータ駆動装置の効率をそれぞれ図4と図5に，インバータを含めたシステム全体の効率を図6

近年，旋回性能及び操縦安定性の向上を目的に，車に示す．モータは広範囲の動作条件において90%以両に直接ヨーモーメントを発生させ車両の運動を制御

上の効率を実現し，モータ駆動装置及びシステム全体

す る DYC(Direct Yaw-moment Control)の 導 入 がの最高効率はそれぞれ93%及び91%である．

進んでいる．DYCの方法は，左右駆動トルク配分機構を備えたディファレンシャルもしくは摩擦ブレーキ

効率 ％
100

200

により左右輪に制駆動力差を付与することでヨーモー
メントを発生させる構成が一般的である 6）, 7）．

95
160

モ
ー
タ
ト
ル
ク

90

最高効率：95％

120

電気モータによる駆動力制御は，内燃機関などに比85べ高精度かつ高い応答性でトルクを発生でき，駆動ト

80

80

N・m
40

75

ルクだけでなく制動トルクも制御できる利点を有す

70

る．さらに本システムは，左右輪それぞれを専用モー65

タで駆動するため，車両のヨーモーメントを任意かつ60高精度に制御することが可能である．

55
0

0

2000

4000

6000

モータ回転速度

8000

min

10000

左右独立駆動によるDYCの概念を図7に示す．通常，

50操舵に対する車両のヨー運動の応答には遅れが存在す-1

図4 モータ効率
Efficiency of motor

る．操舵に応じて適切なタイミングでヨーモーメントを発生させることができれば，旋回性能が向上する．

1000

出
力
軸
ト
ル
ク
N・m

モータ駆動力制御の利点を生かすことで，低μ路走

効率 ％
100

1200

800

最高効率：93％

600

95

行時のタイヤの空転を効果的に抑制するスリップ率制

90

御が可能である．本稿で記す実車検証においては，前85

述のスリップ率制御に加えて，左右輪のスリップ率を80

協調して最適に制御し，車両姿勢の乱れを抑制する制

75

400

70

御（Yaw-rate feedback Traction Control

65

System. 以下，Y-TCS）を適用した．

60

200

55
0

0

400

800

出力軸回転速度

1200

min

1600

50

-1

図5 モータ駆動装置効率
Efficiency of motor drive unit

ヨーモーメント
駆動力

効率 ％
100

1200

制動力

95
1000

出
力
軸
ト
ル
ク
N・m

90

モータ駆動装置

85800

最高効率：91％600

図7 左右独立駆動によるDYCの概念
Concept of DYC by the independent driving of each wheel

80
75
70

400

65
60

200

55
0

0

400

800

出力軸回転速度

1200

min

1600

50

-1

図6 システム効率
Efficiency of drive system-22-

*04_03 15/10/16 14:41 ページ 4

2モータオンボード駆動システム

4. 2 システム搭載車両

4. 3 実車検証
4. 3. 1 DYC

本システムを搭載した試験車両の外観及び下部からのシステム搭載状態をそれぞれ図8，図9に示す．ま

正弦波状に操舵角を入力した走行試験の結果を図10た，搭載車両の諸元を表4に示す．車両は市販車をベに，また，その走行試験の様子を図11に示す．DYC

ースとし，車体後部に本システムを設置した．なお，がない場合，操舵角の変化に対するヨーレートの応答

サスペンション，ハブベアリング及びナックルなどの遅れが約50msであるのに対し，DYCがある場合で足回りの構造は，ベース車両から変更していない．

は約30msと60％まで減少し，車両の応答性が向上
している．

180

操
舵
角
deg

車速

40

50km/h

90
0

0

-90

-20

-180
0

0.5

1.0

時間
操舵角

図8 システム搭載車両外観
Appearance of the vehicle equipped with the system

1.5

deg/s

-40
2.0

s
ヨーレート

(a) DYC なし
180

懸架ロアアーム

ヨ
ー
レ
ー
ト

20

50ms

モータ駆動装置

操
舵
角

車
両
前
部

車速

40

50km/h

ヨ
ー
レ
ー
ト

20

90

30ms
0

0

-90

-20

deg

-180
0

0.5

1.0

時間
操舵角

1.5

deg/s

-40
2.0

s
ヨーレート

(b) DYC あり

図10 正弦波操舵走行試験結果
Results of driving test with sine-wave steering angle input

ドライブシャフト

図9 システムの車両搭載状態
State of the system mounted onboard

表4 システム搭載車両諸元Specifications of the vehicle equipped with the system
車両質量1100kg

定員

2名

駆動輪

後輪2輪

最大出力

50kW×2輪

最大トルク(ホイール)
バッテリ

1100Nm×2輪

種類

Liイオン

容量

23.3kWh

図11 正弦波操舵走行試験
Driving test with sine-wave steering angle input-23-

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

4. 3. 2 スリップ率制御
路面とタイヤ間の摩擦係数μが低い路面において，車両を停止状態から急発進させる場合の駆動輪の速度変化を図12に示す．左右輪でほぼ同じ挙動を示した
ため，図12には左後輪のみを示している．スリップ率制御の適用により，発進直後は空転が生じるが，以降は目標値に追従してタイヤの空転が十分に抑制され

低μ路面

ている．
さらに，スリップ率制御にY-TCSを加えることの極低μ路面

図14 スプリットμ路走行試験
Split friction road driving test

有効性の検証のため，左右輪でμが異なるスプリット
μ路で車両を停止状態から発進させる試験を行った．
その結果及び試験の様子をそれぞれ図13及び図14に示す．本試験では，操舵角を0度(直進)に保持し，かつアクセルペダルの踏み込み量を最大にする条件で車

5．おわりに両を走行させた．図13に示すように，Y-TCSありの場合，走行軌跡の目標からの偏差はY-TCSなしの場

本稿では，開発した2モータオンボード駆動システ

合の1/2以下に抑えられている。車両姿勢の乱れに応ムの構造及び性能の概要を紹介した．本システムによじて左右の駆動力を協調制御することにより，低μ路

る左右独立駆動によって，車両の旋回性能と走行安定

走行時の操縦安定性が向上する．

性をともに高めることができる．
今後，図15の車両で評価を継続することで性能や信頼性のさらなる向上を目指し，改良に取り組んでい

600

左
後
輪
速
度
min-1

く．

目標車輪速度
スリップ率制御あり
スリップ率制御なし

500
400
300
200

参考文献
1）環境省：次世代自動車ガイドブック2014，（2014）
2）佐野ほか：「i-MiEV」に採用した最新のEV要素技術，
三菱自動車テクニカルレビュー，No22，（2010）23-28．
3）村田：インホイールモータ駆動ユニットの開発，自動車技術会学術講演会前刷集，No.28-10，（2010）
5-9．
4）岡本ほか：20インチホイール組込形高効率インホイ
ールモータシステムの開発，東洋電機技法，第117号，（2008）12-17．
5）伊藤ほか：インホイールモータシステム，NTN
TECHNICAL REVIEW，No.79，（2011）22-28.
6）國井ほか：四輪駆動力自在制御システム(SH-AWD)の開発，Honda R&D Technical Review，Vol.16，
No.2，（2004）9-16.
7）後田ほか：スーパーAYCの開発，三菱自動車テクニ
カルレビュー，No.15，（2003）75-78

100
0
0

1

2

3

4

時間

s

5

6

7

図12 低μ路試験結果
Results of low friction road test

4
3

横
移
動
距
離

Y-TCS あり

低μ路面
μ= 約 0.2

2

Y-TCS なし

1

目標軌跡

0
-1

m
-2

極低μ路面
μ= 約 0.05

-3
-4
-10

0

10

20

前後移動距離30

注記40

図8，11，14及び15に掲載したシステム搭載車両の制作

mには、GROUP LOTUS PLCは関与していません。

図13 スプリットμ路試験結果
Results of split friction road test-24-

*04_03 15/10/16 14:41 ページ 6

2モータオンボード駆動システム

図15 ベース車両（左）とシステム搭載車両
Appearance of the original vehicle and converted vehicle

執筆者近影

雪島

良

EVモジュール事業本部
駆動システム技術部

牧野祐介

EVモジュール事業本部
制御システム技術部

柄澤英範

EVモジュール事業本部
駆動システム技術部

神田剛志

EVモジュール事業本部
制御システム技術部

妙木愛子

EVモジュール事業本部
駆動システム技術部

水貝

智洋

EVモジュール事業本部
シャシーシステム技術部

-25-

佐藤

勝則

EVモジュール事業本部
駆動システム技術部

*05_03 15/10/16 14:43 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[解説]

後輪独立操舵システムの開発
Rear-wheel Independent Steering System

松 永 康 寛* Yasuhiro MATSUNAGA
井 上 達 司* Tatsuji INOUE
徳 永 寛 哲* Hironori TOKUNAGA
西 尾 幸 宏* Yukihiro NISHIO

自動車の後輪操舵は，中・高速走行時における車両安定性や，低速走行時の旋回性能を向上させる機構で，すでに一部の高級車に搭載されている．NTNでは，操舵システムの電子制御を可能にするステアバイワイヤ操舵システムの技術を応用した「後輪独立操舵システム」を2013年に発表した．その後，構造の改良を重ね，より優れた応答性能と小型軽量化を実現した．
本項では，左右一体型でありながら，トー角独立制御が可能な「後輪独立操舵システム」について紹介する．

Rear-wheel steering in automobiles is a function to assist vehicle stability at midium to high speed driving as wellas improve cornering at low speed driving and is already installed in some luxury-class models. NTN announced the“Rear-wheel Independent Steering System” that utilizes steer-by-wire technology for electronically-controlled steeringin 2013, and has made further enhancements for even better response and a more compact, lighter weight design.
This report introduces the “Rear-wheel Independent Steering System” that is capable of toe angle control with a
one body combined-type steering system.

（2）逆位相1．はじめに

主に低速域で使用される．旋回時，前輪と反対方向へ操舵することにより，車両の旋回半径を小さくする

従来から，車の後輪を操舵させて車両の操縦安定性を 向 上 さ せ る 4輪操舵システム（4WS：4 Wheel

ことができる．

Steering）が知られている．

（3）トーイン

1980年代以降に市場投入された4WSは，機械的

後輪のタイヤ前方を内側へ操舵した状態（左右タイに後輪を操舵させていたため，伝達の遅れなどにより

ヤ間の前方と後方の距離を比べたときに，後方の距離

運転者が違和感を感じる場合があった．しかし，近年が大きくなった状態）．車両の直進性を向上させる．

の電子機器や制御技術の発展により，モータ駆動によ(4）トーアウトる操舵が可能となってきた．応答性向上などの効果か

後輪のタイヤ前方を外側へ操舵した状態（左右タイら，運転者が感じる違和感を打ち消すことが可能とな

ヤ間の前方と後方の距離を比べたときに，前方の距離ったため，操縦安定性の向上をねらって，特に高級車が大きくなった状態）．通常では使用しない．

への採用が増加している．
4WSは，走行シーンに応じて，前輪と共に後輪もNTNは2011年に前輪用のステアバイワイヤ操舵シ

操舵するステアリングシステムで，図1に示すようなステムを開発しており1），今回，この技術を応用する

モードに分けられる．各モードの特徴を以下に示す．

ことで，前述の各モードの制御が可能な後輪独立操舵（1）同位相システムを開発した．
本稿では，システム構造，車両試験結果について報

主に中・高速領域で使用される．旋回時，前輪と同告する．

方向に操舵することにより，車線変更やコーナリング
時の安定性や操作性を向上させる．
*商品開発研究所-26-

*05_03 15/10/16 14:43 ページ 2

後輪独立操舵システムの開発（1）同位相（2）逆位相（3）トーイン（4）トーアウト

Front

Front

Front

Front

操
舵
状
態

図1 4WSのモード
Operation mode of 4WS搭載可能という特徴を有する．直動機構は省スペース

2．システム概要
2. 1 構化のため中空のDCブラシレスモータを使用し，そのモータトルクは遊星歯車減速機を介して台形ねじへ伝

造

達され，回転拘束された転舵軸を駆動する．

ステアリング操作により前輪舵角に応じて後輪を操舵する本システムは，図2に示すように，左右対称の内部構造の詳細を図4と図5に示す．タイヤの据え独立の直動機構を採用することで，前輪に対する同位切りなどで発生する大きなスラスト外力（横耐荷重）

相，逆位相，及び左右独立トー角制御を可能としていは，中央部にあるニードルスラスト軸受で受ける．ラる．また，図3に示すように，シャーシ側に配置でき

ジアル方向の振れは，転舵軸先端と台形ねじ部に設けるため，ばね下荷重増加に伴う乗り心地への影響無く
すべり軸受

遊星歯車

遊星歯車減速機
転舵軸

台形ねじ

台形ねじ

台形ねじ

転舵軸

ニードルスラスト軸受
中空モータ

図2

ハウジング

ニードルラジアル軸受

図4 内部構造（中央部）
Internal structure (Central part of actuator)

中空モータ

左右対称の独立直動機構モデル
Actuator structure

磁石ホルダ（磁石）
すべり軸受

ホール IC

レゾルバ
転舵軸

図3

回り止め

図5 内部構造（転舵軸の出力側周辺）
Internal structure (Peripheral part of steering shaft)

アクチュエータ搭載図
Actuator layout-27-

*05_03 15/10/16 14:43 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

2. 3 制御系

たすべり軸受，及び台形ねじと遊星歯車のキャリアを兼ねた部材の外径を支持するニードルラジアル軸受で制御系は図7に示すように各モータをそれぞれ制御抑えている．スラスト外力（横耐荷重）による台形ね

す る 2つ の ECUで 構 成 さ れ る ． 2つ の ECUは 上 位

じの位置ずれは，台形ねじの逆入力に対する効率が低

ECUから車両状態に応じた操舵角の目標値を受信し，いため発生しない．また，遊星歯車は静音性の観点か

PWM制御により各モータの位置決め制御を行う．

ら樹脂製とした．

2つのECUは相互監視や一部冗長系の機能を有してモータの制御には，レゾルバを使用した．さらに，おり，これにより安全性を高めている．

転舵軸に取り付けた磁石の移動に伴う磁束の変化量をホールICで検出し，転舵軸の絶対位置を求めている．
ECU

2. 2 アクチュエータ仕様

アクチュエータ
電源

バッテリ

絶対位置センサ

本アクチュエータの仕様を表1に示す．横耐荷重は

上位
ECU

片側で3.5kN以上あり，全長4.9ｍ前後のアッパーミ

モータ回転角センサ

CPU
モータ
駆動回路

ディアムからエグゼクティブクラスの車種に対応で

左
輪
操
舵
用

ブラシレス DC モータ（左輪操舵用）

相互監視

きる．
ECU

図6に横耐荷重と転舵軸の軸速度の関係を測定した
結果を示す．2.5kNの横耐荷重において30mm/s以（左輪操舵用と同構成のため省略）

目

仕

右
輪
操
舵
用

図7 制御ブロック図
Block diagram of control system

表1 アクチュエータ仕様
Specification of actuator
様

直動方式

台形ねじ

軸移動量

±7mm（最大移動量±10mm）モータ

モータ回転角センサ
ブラシレス DC モータ（右輪操舵用）上の軸速度を実現できる．

項

絶対位置センサ

ブラシレス

3．後輪操舵制御方式

DC12V

回転センサ

レゾルバ （4X）

減速機

遊星歯車減速機構

本システムの効果を実車で確認するために，車両に後輪操舵を付加したときの代表的な制御則である「車軸絶対位置検出

ホールIC

横耐荷重（片側）

3.5kN以上

速感応型前輪舵角比例制御」2）を採用した．本項では

最大転舵角※±2.5度

その内容を操舵に対する車両の基本的な運動特性から

最大送り速度

30mm/s（横耐荷重2.5kN時）

質量

説明する．

9 kg

ケースサイズ

操舵によって生じる車両の運動の自由度は，横方向，

φ81×375mm

ヨーイング，ローリングであるが，上下運動は二次的※車両構造によって変わるため参考値なものとしてローリングを無視し，さらに下記仮定を設け，図8に示すように X－Y 水平面内を一定速度で45走行する車両の運動を考える．

40
35・車両の走行速度は一定

30・左右のタイヤ特性は等しい

軸
速 25
度
20

mm/s 15
10
5
0
0.0

1.0

2.0

3.0

横耐荷重

kN

4.0

5.0

図6 横耐荷重と転蛇軸の軸速度の関係
Lateral load-rear steering speed characteristics-28-

*05_03 15/10/16 14:43 ページ 4

後輪独立操舵システムの開発

横すべり角が小さい場合は，タイヤに働くコーナリ
ングフォース Yf ，Yr は，前後タイヤの横すべり角 βf ，βr に比例する．角度を，反時計回りを正とすると，横すべり角が正のときコーナリングフォースは図 8 の y
方向で負の向きに作用するため，以下のように記述できる．

Yf = _Kf βf ……………………………………（7）Y = _K β ……………………………………（8）rr r

Kf ：前輪コーナリングパワー
Kr ：後輪コーナリングパワー

図8 車両の運動
Motion of vehicle

上式について，前後輪に小さな操舵角を与えた場合，
前後タイヤの横すべり角 βf，βr は，下記式で近似する
ことができる．

前述のとおり，ローリングを無視した水平面内の基本的な車両運動方程式は次式で表現される．

mVI( dβdt +r ) =Y +Y +Y +Y ……………（1）
f1

f2

r1

r2

dr
= lf (Yf 1+Yf 2) _ lr (Yr1+Yr2) ……………（2）dt

コーナリングフォースは下記式で表すことができる．

Yxx ：タイヤに働くコーナリングフォース：車両のヨーイング慣性モーメントlf _r δf ……………………（11）
V

(

lf _
r δf ……………………（12）V

Yr = _Kr β _lr ：車両重心点と後車軸間の距離))式（11），（12）を式（5），（6）に代入することで以下の運動方程式が導出される．

左右のタイヤ自体の特性に差がないものと仮定すると，左右のタイヤに作用するコーナリングフォースもmV差がないため，前後のタイヤに働くコーナリングフォ

dβ
2(l K _l K ) r+2(Kf +Kr) β + mV +V f f r r
dt{}

= 2Kf δf + 2Kr δr …………………………（13）ースをそれぞれ Yf ，Yr とすると，

2Yf = Yf 1+Yf 2 …………………………………（3）22(lf Kf _lr Kr) β + I

2Yr = Yr1+Yr2 …………………………………（4）22(lf Kf +lr Kr)
dr
r
+
V
dt

= 2lf Kf δf _ 2lr Kr δr ………………………（14）となる．この力を図 8 に示す y 方向に働く力とみなすことで，式（1），（2）は，以下のようになる．

((

Yf = _Kf β +lf ：車両重心点と前車軸間の距離mV

lr r _ δ
r ……………………………（10）V

式（9），（10）を，式（7），（8）に代入すると，

m ：車両の慣性質量lβr =β _

βr ：後輪舵角

V ：車両の走行速度：ヨー角速度lf _r δf ………………………………（9）V

βf ：前輪舵角

β ：車両重心点の横すべり角rβf =β +

上式が水平面内の前後輪に対する車両の運動を記述

dβ+r = 2Yf +2Yr ……………………（5）dt)

する基本的な運動方程式となる．
今回車両試験に採用する「車速感応型前輪舵角比例制

drI= 2lf Yf _ 2lrYr …………………………（6）dt

御」では，前輪舵角と後輪舵角は，-29-

*05_03 15/10/16 14:43 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

δf =表2 実験車両の主要諸元
Specifications of test vehicleδ………………………………………（15）nδr =k δf =項k δ
n ………………………………（16）δ ：ハンドル角
n ：前輪操舵系のギアレシオ
k

目

仕

車両サイズ

：舵角比

様

4940×1940×1500（L×Ｗ×Ｈ mm）

質量

約1700kg

駆動方式

後輪駆動

後輪最大転舵角±2.5度

後輪最大転舵速度

10度/s（軸力2.5kN）となる．式（15），（16）を式（13），（14）に代入し，車両重心点の横すべり角 β が 0 になるような kを算出し，整理すると，
後輪独立操舵システム( 2llmlK V )_k0 =……………………（17）
ml
l (1+
V )
2ll K
f

lr 1_

r

2

r

r

f

図10 搭載写真（車両後方から撮影）
Actuator mounted on test vehicle

2

f

f

となる．

4. 2 挙動評価

式（17）のように前輪舵角に対する後輪舵角の比
例定数を設定すれば，定常円旋回時の車両重心点の横試験は図11に示すような乾燥路のダブルレーンチ

すべり角ゼロを実現することができ，理論上車両の進ェンジコースへ速度70km/hで進入し，速度を可能な行方向と車両の向きが一致することになる．舵角比 k

限り一定に保ちながら通過し，ステアリング操舵角には車両諸元により決定されるが，今回使用した試験車

対するヨーレートと横加速度を記録した．結果を図12

両では，図 9 に示すように，速度 50 km/h 付近を境に示す．
後輪操舵機能OFF（図12（a），（ c））の場合，ステ界に低速側は逆位相，高速側は同位相になる．

アリング操舵角に対し，ヨーレートおよび横加速度の追従性に遅延が発生するため，ドライバーの不要なス
1.0

テアリング操作が必要になる．一方，後輪操舵機能

0.5

ON（図12（b）（，d））の場合，速度70km/hでは後輪

舵
角 0.0
比
0

k

が同位相に約1.5度転舵する．その結果，ステアリン
50

100

150

グ操舵角に対する横加速度およびヨーレートの線形性-0.5が向上していることがわかる．これはステアリング操-1.0

作に対するヨーレートおよび横加速度の追従性が改善

-1.5

車速

され，ドライバーが思い通りに車を操作できることをkm/h意味し，後輪操舵の走行安定性への効果を示している．

図9 舵角比Steering angle ratio

実車両ではこれら定量データと人が感じる操舵感との差異がある．車両レベルで様々なチューニングを行うことによって4WSのメリットを引きだし，走行性能安定化へ寄与する技術として発展させていきたい．

4．車両試験
4. 1 試験車両及び走行条件

3m

本システムを表2に示す諸元の試験車両へ搭載し，1m

テストコースで走行試験を実施した．本システム搭載の2.3m

様子を図10に示す．前項で示した「車速感応型前輪舵

3m
13.5m

角比例制御」を用いて，前輪舵角及び車速から後輪操

11m

12.5m

図11 テストコース
Test course

舵量を決定し，実走行したときの車両挙動を評価した．
-30-

*05_03 15/10/16 14:43 ページ 6

後輪独立操舵システムの開発

30
20

ヨ
ー
レ
ー
ト
deg/s

30

1 回目
2 回目

20

ヨ
ー
レ
ー
ト

10
0
-10

deg/s

-20
-30
-150

1 回目
2 回目

10
0
-10
-20

-100

-50

0

50

100

-30
-150

150

-100

-50

0

50

100

150

操舵角 deg（a）操舵角̶ヨーレート（後輪操舵機能 OFF）

操舵角 deg（b）操舵角̶ヨーレート（後輪操舵機能 ON）

10
8

10
8

1 回目
2 回目

6
4

横
加
速
度

4

横
加
速
度

2
0
-2

m2/s

2
0
-2

m2/s

-4

-4

-6

-6

-8
-10
-150

-8
-10
-150

-100

-50

0

50

100

150

-100

-50

0

50

100

150

操舵角 deg（d）操舵角̶横加速度（後輪操舵機能 ON）

操舵角 deg（c）操舵角̶横加速度（後輪操舵機能 OFF）

図12

1 回目
2 回目

6

ステアリング操舵角に対するヨーレート，横加速度の線形性評価結果（70km/h）
Linearity control test result at 70km/h

商品の市場拡大が期待される．これら自動車の制御技

5．おわりに術を含めた電動モジュールのさらなる発展に備え，自本項では「後輪独立操舵システム」を紹介した．車

動車の電動化，燃費向上，走行性能向上に寄与する新両試験では同位相モードによる効果を確認したが，本

たなモジュール／システム商品の開発に注力していき

システムはサスペンション構造に依存せず，能動的にたい．

左右独立してトー角制御ができるため，走行シーンに応じた様々な操舵制御が可能となる．この機能を活用
し，走行中のトーインによる走行安定性向上や，逆相

参考文献

モードの自動駐車への適用などが期待される．

1）茂木克敏，水貝智洋，桜井 良，鈴木伸幸：新機構
ステアバイワイヤ操舵システム，NTN TECHNICALREVIEW No79,（2011）42－50．
2）安倍正人：自動車の運動と制御，第2版，東京電機
大学出版局，（2012）5－226．

今後も自動車の電動化，バイワイヤ化，また将来の自動運転の進展に伴い，本システムのような車両の安
全性能や安定性能，利便性向上に寄与するモジュール
執筆者近影

松永

康寛

商品開発研究所

井上達司

商品開発研究所

徳永

寛哲

商品開発研究所

-31-

西尾

幸宏

商品開発研究所

*06_03 15/10/16 14:47 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]次世代ステアリング用MCU
MCU (Mechanical Clutch Unit) for Next Generation Steering

北 山 直 嗣* Naotsugu KITAYAMA
石 川 慎太朗* Shintaro ISHIKAWA
自動運転化やドライバーの疲労軽減のため，操舵を電動化した次世代ステアリン
グシステムが採用されつつある．一方，システムの電気的失陥が発生した場合には，操舵を可能とするバックアップ機構が必要である．
NTNでは，当社独自技術であるメカニカルクラッチユニット（MCU）のバックラッシを小さくし，通電されないときに瞬時に締結する次世代ステアリングシステム用メカニカルクラッチユニットを開発した．

The next generation steering system which controls steering with electric signal starts to be adopted for the
purpose of automated cruise or alleviating driver’s fatigue. On the other hand, the system must be obtained
something mechanical back up function in case of emergency condition such as electric failure.
By using the NTN’s own MCU (Mechanical Clutch Unit) technology, NTN has developed “smaller” backlush type
new MCU for the next generation steering system. And it has very useful feature which makes a quickly locking
when the electric power is shut off, it is our unique technology.

Type1は，現行のステアリングシステムに，モー

1．はじめに

タと減速機構で構成する作動角制御機構により操舵角を可変するシステムである．

近年，自動車における電子制御の高機能化および信頼性の向上により，従来の機械的伝達が電気的伝達に

Type2は，ステアリングホイールの操舵角を電気置き換えられ，ブレーキやアクセルなどのバイワイヤ

信号により転舵アクチュエータに伝達し，車両の舵角化が進んでいる．その中でも，自動運転化やドライバを制御するが，機械的バックアップ機構も存在し，電ーの疲労軽減を目的に，次世代ステアリングシステム

気的失陥が発生した場合でも操舵を可能にするシステ

で あ る ス テ ア バ イ ワ イ ヤ （ 以 下 SBW： Steer By

ムである．
Type3は，Type2に対し機械的バックアップ機構

Wire）技術がトレンドとなりつつある．

がない．そのため，航空機のように電気的バックアッ

SBWは図1に示すType1からType3の3タイプのプシステムを搭載し，冗長性を取り入れる必要がある．

機構に大別される1）．

ステアリングホイール
作動角制御機構

操舵反力アクチュエータ
機械的バックアップ機構

パワーステアリング

転舵輪（a）Type1

転舵アクチュエータ

（b）Type2

図1 次世代ステアリングシステム
Types of next generation steering*自動車事業本部-32-

転舵アクチュエータ

（c）Type3

*06_03 15/10/16 14:47 ページ 2

次世代ステアリング用MCU

また，現在の法規では，電気的失陥が発生した場合に，3．次世代ステアリング用MCUを支える
NTN独自技術

操舵を機械的にバックアップする機構が必要であり，現段階では市場投入は難しい．
従い，自動車用SBW技術としては，当面Type2が次世代ステアリング用MCUは，バックアップ機構

主流となることが見込まれ，信頼性の高い機械的バッとして，以下3点が要求される．

クアップ機構が必要になる．

① ローラクラッチの確実な締結と解放② ローラクラッチ締結状態でのバックラッシ低減

NTNでは，上記機械的バックアップ機構として，独
自技術のメカニカルクラッチユニット（以下MCU：③ 低フリクション

Mechanical Clutch Unit）をもとに，直線運動を回

当社では独自技術のローラクラッチと電磁クラッチ

転運動に変換するボールカム機構の新規採用及びローをユニット化した，高トルク容量かつ低フリクション

ラクラッチ部のローラ配置を最適設計することで，コのMCUをもとに，（1）ボールカム機構を新規に採用

ンパクトで高トルク容量，バックラッシを低減した次し，（2）ローラクラッチ部に2つのローラを対に配置

世代ステアリング用MCUを開発した．

することで，コンパクトで高トルク容量かつバックラッシを低減させた．次世代ステアリング用MCUの仕様を表1に示す．

2．次世代ステアリング用MCUの適用部位（ダイレクトアダプティブステアリング※の紹介）

表1 次世代ステアリング用MCUの仕様
Specifications of MCU for next generation steering system

ダイレクトアダプティブステアリング（以下DAS：

サイズ

Direct Adaptive Steering）は，日産自動車株式会
社が市場投入した世界初の次世代ステアリングシステ

φ85×190mm

定格トルク

80N・m

応答時間

0.1s 以下

ムであり，MCUはこのDASの機械的バックアップ機

3. 1 ボールカム機構の採用構として搭載されている（図2）．
DASは，MCU内部の電磁クラッチに通電すること

一般的な電磁クラッチは，通電時に入力軸から出力でローラクラッチ締結を解除し，機械的に直結されて軸に動力を伝達し，非通電時には入力軸から出力軸にいたステアリングホイールとステアリングラックを電動力が伝達されない，いわゆる正作動である．しかし，気的信号で繋ぐ．万一電気的失陥が発生し，電磁クラSBWのバックアップ機構では電気的失陥が発生した

ッチに通電されなくなると，瞬時に内蔵されたローラ

場合に，ローラクラッチを締結させ動力を伝達させる

クラッチが締結し，ステアリングホイールからステア必要がある（逆作動）．
開発したMCUでは，電磁クラッチとローラクラッ

リングラックまでが機械的に結合されるため，従来通チの間に電磁クラッチの直線運動を回転運動に変換さりの車両操舵が可能となる．

せるボールカムを採用することで2つの保持器の周方
ステアリングホイール

向位置を調整する機構とした．その動きによって，電MCU磁クラッチに通電した時にローラクラッチを解除し，ステアリングシャフト

入力軸から出力軸に動力を伝達しない．また，電磁クラッチに通電しない時には，ローラクラッチを締結し，入力軸から出力軸に動力を伝達する逆作動を実現した

ステアリングラック（図3）．

3. 2 ローラ配置の改良
従来のMCUは，カム面に1つのローラを配置する
ダイレクトアダプティブステアリング

シングルローラクラッチであるが，次世代ステアリン

写真：日産自動車株式会社殿グ用MCUでは2つのローラを対に配置するツインロ

図2 DAS用MCU適用箇所
Layout of MCU for DAS

ーラクラッチを採用することで回転方向が切替わる際のバックラッシを低減した．（図4）※日産自動車株式会社殿 登録商標

-33-

*06_03 15/10/16 14:47 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

3. 3 作動原理

電磁クラッチ以下にローラクラッチ解放時及び締結時の作動原理
ボールカムを示す．（図5）＜ローラクラッチ解放時（SBW状態）＞

ローラクラッチ① 電磁クラッチに通電すると，保持器1が電磁クラッチに吸引される（軸方向直線運動）．
② ①作動中に保持器1の直動運動がボールカム機構によって回転運動へ変換され，保持器1及び保持器2が相対回転する（直線運動⇒回転運動へ変換）．
③ 保持器1及び保持器2の相対回転により，ローラ間距離が縮小される．
④ 出力軸とローラ間にすきまができるため，入力軸

図3 MCU構造
Structure of MCU
α（ステアリングホイール）からの動力が出力軸に伝達されない，SBW状態となる．

αββ＜ローラクラッチ締結時（機械的結合状態）＞⑤ 電磁クラッチ非通電時は，ローラ間に配置されているばねの押圧力によってローラが締結可能位置α＞β（ａ）従来の MCUで保持される．
⑥ 入出力軸いずれから動力がかかると，ローラが入（b）次世代ステアリング
システム用 MCU

力軸カム面と出力軸で形成された『くさび』に噛図4 バックラッシ低減
Reducing backrush

み込み，機械的に繋がる．

ローラクラッチ解放時（SBW 状態）

ローラクラッチ締結時（機械的結合状態）

②
保持器 2

⑤
保持器 2

①

⑤

ばね

ばね

ローラ

ローラ

出力軸

出力軸
保持器 1

保持器 1

A

B

A 矢視（ローラクラッチ解放位置）B 矢視（ローラクラッチ締結可能位置）
出力軸

保持器 1

保持器 2

⑤

⑥くさび

④すきま

ローラ

ローラ

ローラ

ローラ

入力軸

③

入力軸カム面

図5 ローラクラッチ作動原理（模式図）
Roller clutch mechanism (Pattern diagram)-34-

*06_03 15/10/16 14:47 ページ 4

次世代ステアリング用MCU

4. 3 静捩り試験

4．評価試験

ローラクラッチ締結状態で，一方向に捩りトルクを負荷した静捩り試験測定結果例を図8に示す．ローラ

4. 1 捩り耐久試験

クラッチ締結時，定格トルク80N・m以上の強度を有

ローラクラッチ締結状態で，入力軸にCW/CCW方向

している．

の繰り返し定格トルクを測定し，100万回負荷した試
験結果を図6に示す．ローラクラッチは，繰り返しのト
ルク負荷で定格トルクを定めており，次世代ステアリ
ング用MCUでは80N・mである．試験前後でのバックラッシ増大や破損及び摩耗などの問題発生はなかった．

ト
ル
ク
100

N・m

CW:80N・m80

定格 80N・m

60
40

ト
ル
ク

20

捩り角度

0

図8 静捩り試験結果（例）Result of Static torsional strength test (example)

-20

N・m

deg.

-40
-60
-80

CCW:80N・m

-100

時間

5．まとめ

sec.

図6 捩り耐久試験結果
Result of torsional endurance test

本稿では，NTN独自のMCU技術をもとに，ボールカムの採用及びローラクラッチ部に2つのローラを対に配置し，バックラッシを低減した次世代ステアリン

4. 2 回転トルク測定

グ用MCUを紹介した．今後，次世代ステアリングシ

ローラクラッチ解放状態で，入力軸を一方向に回転

ステムのバックアップ機能を付加し，ステアリングシさせた時の，回転トルク試験結果を図7に示す．回転ステムの信頼性向上に寄与する商品として市場展開を

トルクは，内蔵する軸受のみの回転トルクに比べ10％図っていく．

以内の増加に留まり，低フリクションを実現した．

参考文献
1）総合技研株式会社 自動車エレクトロニクス研究グル
ープ，2014年度版 自動車バイワイヤ用技術の現状と将来分析，総合技研株式会社，（2014）68－97．

内蔵軸受の回転トルクとの差：10％以内
ト
ル
ク
N・m

執筆者近影

内蔵軸受の
回転トルク

次世代ステアリング
システム用MCUの回転トルク

図7 回転トルク試験結果
Result of rotating torque test

北山

直嗣

自動車事業本部

-35-

石川

慎太朗

自動車事業本部

*07_03 15/10/16 14:48 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]シートリフタ用クラッチ
Clutch for Seat Lifter

山 田 政 義*日 比 康 雅*Masayoshi YAMADA
Yasumasa HIBINTNは自動車向けシートの座面高さを手動操作で調整可能とするクラッチ（トルクダイオード）を開発し，2002年から市場展開を開始した1)．その後，市場からは安全性向上のため，トルクダイオードに対して，より高い保持力，信頼性が求められるようになり，その要求に応えて改良を重ねた．
本稿ではNTNがこれまでに開発したトルクダイオードの機能，構造，ラインナップを紹介する．

NTN has been developing torque diode for seat lifter that adjusts the height of a seat cushion with manual action.
Market deployment has been begun since 2002. For safety improvement of seat, high brake capacity andreliability are required for torque diode.
In this paper, we will introduce the structure and our product line-up.

下に操作することで，シート座面の高さを無段階に調

1．はじめに整でき，かつ座面高さの位置保持を可能としている．
図1にシートへの代表的な取り付け部位を示す．

近年，自動車の安全性に対する要求は益々厳しくな

図2にシートに取り付けられたトルクダイオードとっている．世界各国で自動車の安全性向上を目的としセクタギヤの配置例を示す．

たアセスメントが実施されており，乗員保護性能の評

シート座面に負荷が加わった場合，セクタギヤ（リ価基準も年々厳しくなっている．
自動車向けシート（以下，シート）は乗員保護性能

ンク機構）を介してトルクダイオードのピニオンギヤに大きく影響する部品の一つである．NTNはシートの（出力軸）にトルクが伝達され，トルクダイオードが座面高さを手動操作により任意の位置に調整するととロックすることでシート座面高さを保持する．

もに，位置保持可能なシートリフタ用クラッチを開一方，入力側からレバー操作を行った場合，ピニオ

発 ※1し，シートの安全性，快適性に貢献している．

ンギヤが回転し，セクタギヤのリンク機構により，シ

本開発品はNTN独自の機構であり，本稿では「トルクート全体が上下及び前後方向に移動し座面高さを調整

ダイオード ®」としてその機能，構造，ラインナップする．

について紹介する．
※1 シロキ工業株式会社殿と共同開発
リクライニング用レバー

シートリフタ用レバー（座面高さ調整）

2．トルクダイオードの機能
トルクダイオードは，ローラクラッチの機構をベースとした両方向噛み合いクラッチであり，入力側からの回転力は出力側へ伝達するが，出力側からの回転力
は入力側へ伝達せずにロックする構造である．この機

図1 トルクダイオード取り付け部位
Installation condition of torque diode

能を用い，シートの側面に取り付けられたレバーを上*自動車事業本部-36-

*07_03 15/10/16 14:48 ページ 2

シートリフタ用クラッチ

トルクダイオード
乗員の体重
による負荷

セクタギヤ

シート座面

ピニオンギヤ
回転方向

シートの動き

図2

セクタギヤ
回転方向

トルクダイオード配置例
Layout of torque diode

構造・作動原理

3．トルクダイオードの構造及び作動原理① シート座面高さを保持する機能
座面高さを保持している時のトルク伝達経路を図4

シートリフタ用トルクダイオードには，① シート座面高さを保持する機能に示す．シートからの負荷はピニオンギヤからブレー② レバー操作に応じてシート座面を上下させる機能

キ側クラッチのころを介し，静止系のシートフレームの両立が要求される．図3に示すようにトルクダイに固定されたブレーキ側外輪へ伝わるため出力軸がロ

オードは上記①の機能を持つブレーキ側クラッチと②ックし，シートの座面高さが保持される．その際のブのレバーの上下操作力をブレーキ側クラッチへ伝達す

レーキ側クラッチ断面模式図を図5に示す．出力軸とる機能を持つレバー側クラッチの2つのクラッチで構

外輪の内径で形成されるくさび空間に一対のころとば成される．2つのクラッチは，レバー側クラッチの出ねが挿入され，ころはばねによりくさび空間の狭い方

力部材（内輪）とブレーキ側クラッチの入力部材が一向に押し当てられ，噛み合っている（ロック状態）．

体構造となっている．

レバー側クラッチ
レバー操作に応じてブレーキ側
クラッチにトルクを伝達
レバー側入力部材（外輪）

ブレーキ側クラッチ
シート座面高さを保持

レバー側出力部材（内輪）兼ブレーキ側入力部材 Y

ブレーキ側外輪（フレームに固定）

Z
ピニオンギヤ

出力軸

レバー側ころブレーキ側ころYZ

レバー側クラッチ断面（Y̶Y）

ブレーキ側クラッチ断面（Z̶Z）

図3 トルクダイオード構造図
Structure of torque diode for seat lifter-37-

*07_03 15/10/16 14:48 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）② レバー操作方向に応じてシート座面を上下させXる機能
レバー操作によって，シート座面を上下動させる際

出力軸
ピニオンギヤ部

は，ブレーキ側クラッチのころをくさびから解除し，レバー側クラッチからのトルクをピニオンギヤ及びセクタギヤへ伝達する必要がある．レバー操作時のトルX

クの伝達経路を図6に示す．レバー操作によるトルク
はレバー側外輪，ころ，内輪を介し，ブレーキ側クラッチの出力軸に伝達される．

シート側負荷その時，内輪回転の初期は内輪の柱部側面がブレー
キ側クラッチのころを押し，くさび空間が大きくなる

ブレーキ側外輪方へ移動させる（出力軸のロックを解除

図7
（a））．

さらに内輪を回転させると，内輪の長穴部と出力軸の図4 座面高さ保持時のトルクの流れ
Torque flow at neutral position

凸部が接触することで，内輪の回転力が出力軸に伝達される（図7（b））．
また，レバー操作を停止した時は，両ころ間に配置

外輪
ころ（ロック側）

されたばねの反力により，ころはくさびに押し付けら

ばね

れ，出力軸の回転が両方向にロックした状態（図5）に復帰する．

内輪

4．商品ラインナップと特長

出力軸

図5

2002年の量産開始から，シート座面高さの保持力

座面高さ保持時のブレーキ側クラッチ（断面X-X）
Neutral position of brake-side clutch向上および薄型化の市場ニーズに応え，現在は4世代品までラインナップし，多くの自動車メーカ，車種に採用頂いている．（表1，図8）

W
レバー側外輪

ころ

内輪

内輪柱部側面

内輪長穴部と出力軸凸部が接触しトルク伝達

接触

W

出力軸凸部

内輪回転方向
レバー操作

出力軸

接触
すきま

内輪長穴部

（a）出力軸ロック解除時（出力軸凸部すきま）

図6 レバー操作時のトルクの流れ
Torque flow at switching position

図7

-38-

出力軸回転

（b）出力軸回転時（出力軸凸部接触）

レバー操作時のブレーキ側クラッチ(断面W-W)
Switching position of brake-side clutch*07_03 15/10/16 14:48 ページ 4

シートリフタ用クラッチ

表1 トルクダオード世代別一覧
Product line-up of torque diode for seat lifter
外

観

仕

様

特

① 80N・m② φ50×32mm③ 330g１世代

長・ブレーキ側クラッチの外輪に薄板外輪を採用・軽量コンパクトな設計・ブレーキ側クラッチの外輪を厚肉化し薄型，高トルク化

２世
代① 130N・m② φ60×25mm③ 380g３世
代① 170N・m② φ61×25mm③ 390g

・2世代品とほぼ同等の取り付け寸法を維持し，さらに高トルク化した結果，シートの衝突安全性を2世代品より向上

４
世
代① 230N・m② φ61×27mm③ 420g

・3世代品に対し，ころ長さを長くすることで，さらに高トルク化しシートの衝突安全性を3世代品より向上・後方追突事故によるシート座面
下がりの耐性を向上
・シートクッションの幅広化に対応し，乗り心地を向上① 保持力 ② クラッチ外径×取付幅 ③ 重量

5．まとめ

250

4 世代

薄型化を目指す

200

保
持 150
ト
ル
ク 100

本稿では，NTNが考案したトルクダイオードの構造，

3 世代
保持力向上

ラインナップについて紹介した．トルクダイオードは，

2 世代

シートの安全性向上および快適性に貢献する重要な商品であり，今後も市場ニーズに合った商品に改良，開

1 世代

N・m

発して行く．

50
0
40

35

30

取付幅寸法

25

20

参考文献

15

mm

１）川合正浩，NTN TECHNICAL REVIEW No.79（2011）

図8 性能比較図
Performance comparison
執筆者近影

山田

政義

自動車事業本部

-39-

日比

康雅

自動車事業本部

*08_03 15/10/16 14:50 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]次世代ドライブシャフト『ADSモジュール』
Next-generation Driveshaft “ADS Module”

大 杉 真 史*杉 山 達 朗*Masafumi OOSUGITatsuro SUGIYAMA

近年，自動車業界では世界的に車両の低燃費化，軽量化が重要な課題である．また，自動車構成部品の共通化による開発工数の削減，開発スピードアップも重要な課題である．これらの要求に応えるため，自動車の駆動系に用いられる等速ジョイ
ントやハブベアリングを新たなコンセプトと高度な製造技術によりモジュール化した『Advanced Drive Shaft Module』（アドバンスド ドライブシャフト モジュール）を世界の自動車メーカに提案する．

Recently, low-fuel consumption and weight reduction are important problems worldwide in the automotive
industry. And, development speed-up and development man-hour reduction according to standardization of a carcomponent are also important problems. Responding to these problems, NTN proposes to worldwide automobile
manufacturers the ADS module (Advanced Drive Shaft module) which modularized the constant velocity joint (CVJ)and hub-bearing (H/B) for drivetrain with a new concept and high manufacturing technology.

1. まえがき

2. 構造と特長

エンジンからの動力は，変速機，ディファレンシャル

ADSモジュールでは，タイヤ側は，要求トルクご

ギヤ（差動歯車装置，以下，デフ）を経てドライブシャとに標準・共通化したCVJとH/Bを「プレスコネク

フトによりタイヤに伝達される．ドライブシャフトは，ト方式」で接合し，一方デフ側は，同じく要求トルク

入力軸であるデフ軸とタイヤを支持するハブベアリン

ごとに標準・共通化したCVJと個々に設計するステム

グ（以下，H/B）軸が角度を変えながら回転するため，部を電子ビーム溶接で高精度に接合した，後述する

等速ジョイント（以下，CVJ）を用いることで，常に「EBWドライブシャフト」を組み合わせる．

同じ回転速度で滑らかなトルク伝達が可能となる．

2. 1 共通仕様

車両により自動車のデフ，H/Bの仕様及び車両の要
求トルクなどの要求仕様は異なる．従来のドライブシ

CVJを構成する内輪，ケージ，ボール等の内部部

ャフトは，要求仕様に合わせ個別に設計したCVJやシ

品，及び，ブーツはすでに仕様が共通化されている．

ャフトを組み合わせ，試作と評価を繰り返す必要があADSモジュールでは，新たにタイヤ側CVJ及びデフ

り，開発リードタイムが長くなるという課題があった．

側 CVJの カ ッ プ を 共 通 仕 様 と す る ． H/B， デ フ 側

NTNは，H/BとCVJの世界トップクラスの販売規

CVJのステム，タイヤ側CVJとデフ側CVJの間に嵌合

模を背景に，長年の研究開発で培った技術に加え，後するシャフトは車両により個別仕様とする（図1，2）．

述する「プレスコネクト方式」による接合及び電子ビ

2. 2 PCS-H/Ｊの特長

ーム溶接など最先端の製造技術を保有している1）．これらの技術を活用し，シャフトの長さや形状など車種

接合には，H/B内径に外輪ステムスプラインより歯ごとに異なる部品と，要求トルク等に応じて共通設計

幅の小さいスプライン（プレスプライン）をあらかじ化したCVJ部品を組み合わせた，次世代のドライブシ

め形成し，さらにステム歯先とH/B側の歯底に空隙をャフト「アドバンスドドライブシャフト（以下，設けることにより，結合に必要な荷重を低減し両者のADSモジュール）」を提案する．

ボルト締結を可能とした．本接合方式をプレスコネク*自動車事業本部

ドライブシャフト技術部-40-

*08_03 15/10/16 14:50 ページ 2

次世代ドライブシャフト『ADSモジュール』

PCS-H/J

EBW ドライブシャフト

プレスコネクト接合

車両別仕様

共通仕様

電子ビーム溶接接合

車両別仕様
図1 ADSモジュール構造
Structure of ADS module

図2

ADSモジュール構造（写真）Structure of ADS module

ト方式（以下，PCS）とする．これにより，自動車
メーカ車両組立ラインで，組立工程を変更することなハブベアリング

等速ジョイント

プレスコネクト接合部

締結用ボルトく，PCS-H/Jの組付けを可能とした（図3）．
本方式による接合の特長は，大幅な軽量化及びスプライン嵌合部の遊びをなくしたことにある．本方式は，従来のスプライン嵌合に対して嵌合部に隙間がなく，
入力トルクを円周方向全域で均一に受けることができる．その結果，CVJステム長さの約65％短縮を実現した．また，ハブ輪内径部の肉抜き，及びナットのボルト化などにより0.94kg／台（従来品比約12％：C
セグメント適用の場合）の軽量効果を実現した．

図3 PCS-H/J構造
Structure of PCS-H/J-41-

*08_03 15/10/16 14:50 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

2. 3 EBWドライブシャフトの特長

3. あとがきEBWドライブシャフトは，共通カップ（外輪）とス テ ム （ 軸 ） の 接 合 に 電 子 ビ ー ム 溶 接 （ Electric

ADSモジュールにより，ドライブシャフトの開発

Beam Welding，以下，EBM）を採用する（図4）．

リードタイムを短縮するとともに，モジュール商品とロングステムタイプは，摩擦圧接で接合する従来品にして小型・軽量化を図り，自動車の乗り心地や燃費向

比べて，EBWドライブシャフトでは，よりカップ側上にも貢献する．

近傍で両者を接合することができ，EBWはカップの今後，ADSモジュールを自動車メーカに積極的に共通化に適した接合方法である．

提案していく．

ショートステムタイプは，従来，カップ一体型であるが，車両仕様毎に形状が異なるステムを切り離すことでカップの共通化を可能とした．
溶接品質に関しても，真空中で溶接するため，他の溶接方法に比べて溶接欠陥が少なく，要求強度が十分に得られている．
また，摩擦圧接のように接合部にフラッシュが発生しないため，接合後の旋削工程をなくすことが可能である．
図5 適用箇所
Application

参考文献
1）乗松孝幸，永田勉，PCS-H/J（プレスコネクトスプラ
イン ハブジョイント），NTN TECHNICAL REVIEW
No.81，（2013）58-63
電子ビーム溶接接合部断面

図4 EBWドライブシャフト構造
Structure of EBW driveshaft

執筆者近影

大杉

真史

自動車事業本部
ドライブシャフト技術部

杉山達朗

自動車事業本部
ドライブシャフト技術部-42-*09_03 15/10/16 14:52 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]補機駆動ベルトシステムの周辺技術の動向と商品紹介
Technology Trends and Products of Accessory Drive Belt System

秋 山 あゆみ*森 本 洋 生**Ayumi AKIYAMA
Hiroo MORIMOTO

燃費に優れたHEVやマイルドHEV車が増加し，補機駆動ベルトシステムは多様化が進んでいる．一方で，ISGやダウンサイジング化の影響により，補機駆動ベルトシステムへの要求は急速に変化している．
本稿では，エンジンの多様化に対応するNTNの補機駆動ベルト周辺技術とその商品について紹介する．

As a superior car in the mileage, strong and mild HEVs are increasing and the accessory drive belt system isdiversifying. On the other hand, requests for the accessory drive belt system are changing rapidly under the
influence of ISG (Integrated Starter Generator) and engine downsizing.
This paper introduces the technology trends and products of NTN for the accessory drive belt systemcorresponding to the change of the engine.

【オートテンショナ】

１．はじめに【アイドラプーリ】

オルタネータ【プーリ，軸受】

現在の自動車は100年余りの歴史の中で，様々な期待をされてきた．それは，人や物を，速く，遠くへ
確実に運搬することであり，生活の中での楽しみやく
つろぎを与えることであった．自動車は多くの機能を備えることで期待に応えてきた．このような効用を実現するにあたり，次世代自動車には，さらに環境保全への対応や省資源化が求められている．

NTNでは，これらの要求に対して，軽量・コンパ
クトな補機駆動ベルト用のオートテンショナ及びプー

ターボチャージャ【軸受】

リを開発し，商品化してきた1）．

エアコン用コンプレッサ【プーリ，軸受，シール】

図1にエンジン概略図とエンジン補機周辺のNTN商品の適用例を示す．本稿では主にオートテンショナとウォーターポンプ【モジュール，プーリ，軸受】

図1 エンジン概略図とNTNの商品群
The view of automotive engine with NTN products

プーリの構造並びに特長を紹介する．

2. 補機駆動ベルトシステムの現状

補機プーリにベルトを掛ける多段掛けから，エンジンの全長を短縮できる一本掛け（サーペンタイン方式）

2. 1 補機駆動ベルトシステムの構成
自動車用エンジンでは，クランクシャフトの回転をが主流となっている．それにともない，エンジン全体

プーリ及びベルトを介して伝達することで，ウォータの熱膨張・収縮や経年劣化による補機ベルトの張力変ーポンプ，エアコン用コンプレッサ，オルタネータな動が大きくなり，張力変動を吸収してベルト寿命を延

ど各補機を駆動する．クランクプーリからそれぞれの長するためにオートテンショナが採用されている．

**自動車事業本部**自動車事業本部

適用技術部
自動車商品設計部-43-

*09_03 15/10/16 14:52 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

2. 2 補機駆動ベルトシステムの低燃費技術

入れ替わるためオートテンショナを配置したベルト位

現在，低燃費化技術の一つとしてアイドリングスト

置のベルト張力が瞬時に大きくなる．従来のオートテ

ップシステムの採用が増加している．従来は，アイドンショナでは，そのベルト張力により大きく押し込ま

リングストップ後のエンジン再始動にスタータモータ

れてしまい，プーリとベルトの間に滑りが生じ，ベルを用いていた．しかし，始動に要する時間の短縮及び

ト鳴きやベルト寿命の低下を起こすだけでなく，再始

ノイズや振動の低減という観点から，エンジン再始動

動できなくなる場合がある．一方，始動時の高伝達トにオルタネータをスタータモータとして用いるベルト

ルクに対応するためベルトの初期張力を高く設定する

駆動ISG（Integrated Starter Generator）方式のと，定常運転時の摩擦損失が大きくなり燃費の悪化に採用が進んでいる（図2）．このISG方式の特長は，従繋がる．

来の補機レイアウトが継承可能であること，ベルトに補機駆動ベルトシステムへの負荷は，今後，ますまよる摩擦伝動であるため静粛性に優れること，及び，す増加傾向にある．例えば，エンジンのダウンサイジ

エンジンの再始動に要する時間が短いことなどが挙げ

ングとターボ化では，エンジン気筒数が減少することられる．

によりクランクの回転速度の変動が大きくなる．さら一方，オートテンショナとしては，ISGによるエンに，欧州で進んでいるバッテリー電源の48V化では，

ジン再始動時と定常運転時でベルトの張り側と緩み側

バッテリーの大容量化にともない，オルタネータ（ジが入れ替わることが課題となる（図3）．通常オート

ェネレータ）の負荷が増加することが想定される．そテンショナは定常運転時に緩み側となるベルト位置にのため，補機駆動ベルトシステムの構成部品である補配置される．ISGからの始動時には張り側と緩み側が機ベルトやプーリにはこれまで以上の耐久性や高負荷容量への対応が求められている．このような補機駆動
ベルトシステムの負荷を軽減するのがオートテンショ
ナであり，これまでにない新たな機能が求められている．

3. NTNの補機ベルト用
オートテンショナとプーリ
エンジンの補機駆動ベルトシステム向け商品としてNTNのオートテンショナと鉄製及び樹脂製プーリについて紹介する．

1）オートテンショナ
補機駆動ベルトシステムは，クランクプーリの駆動力をベルトによる摩擦伝動により，それぞれの補機部

図2 ISGを搭載したエンジンの例2）
The engine equipped with ISG

品に取り付けた従動プーリへ伝達する．その際の最低張力を保証すると共に，過大な張力を抑制する働きを担うのが補機ベルト用オートテンショナである．

定常運転時
オートテンショナ

ISG 始動時
ISG プーリ

補機ベルト用オートテンショナは，ベルトの張力変

ISG プーリ（駆動プーリ）

動を吸収するダンパ方式によって，機械式と油圧式に大別される．機械式は，樹脂などの摩擦材による摩擦
抵抗と圧縮ばねやねじりばねによってダンパ効果を発押し込まれる

揮する．したがって，ダンパ特性は，摩擦係数の変化に大きく左右される．また，最大負荷能力は採用するばねの特性によって制限される．そのため，瞬間的に補機プーリ
クランクプーリ（駆動プーリ）

高荷重に耐える必要があるISGを搭載したエンジン用

図3 定常運転とISG始動時のベルト張り緩み
The modes of belt span at the time of steady driving andengine startingのオートテンショナには適さない．一方，油圧式は，内部に設けた油路を油が通過する際の抵抗力によって-44-

*09_03 15/10/16 14:52 ページ 3

補機駆動ベルトシステムの周辺技術の動向と商品紹介

ダンパ効果を発揮するため，機械式に比べてベルト張する必要があり，ベルトの摩擦損失が若干高くなる傾力の急激な変動や高負荷への対応が可能である．

向がある．低燃費競争が激化する中，NTNでは通常運

NTNでは高機能・高信頼性の油圧式オートテンシ

転時にはベルト張力を低く維持し，エンジン始動時のョナを開発し市場投入している．前述のISGを搭載しみベルトスリップ防止のため高いベルト張力を発生でたエンジン向けに，小型で高荷重対応のショート型オ

きるように自動的にダンパ特性が変化する可変ダンパートテンショナが採用されている．図4に高荷重対応式オートテンショナを開発した．本開発品については，

ショート型オートテンショナの構造を示す．この商品

本誌の「ISG搭載エンジン用可変ダンパ式オートテン

は，ISGによるエンジン再始動の際のベルト張力の急ショナ」で紹介する．

激な増加に十分対応する．

2）鉄製プーリ

油圧式オートテンショナはベルト張力の変動への追従性が非常に高いため，張力変動幅が大きいエンジン

補機用鉄製プーリは鉄製のプーリ部材と専用軸受をに適用すると，テンショナ反力が必要以上に上昇し，組み合わせ一体化した商品であり，大別すると，プー

ベルト張力が過大となる場合がある．NTNではこのよ

リ部材を機械加工で製作するプーリとプレス加工で製うなベルトの過大張力を防止するため，ショート型オ

作するプーリがある．機械加工プーリの特徴は耐荷重

ートテンショナを改良したリリーフ機構付きオートテ

特性が大きく信頼性も高いことであるが，機械加工でンショナを開発した．図5にリリーフ機構を備えた油あるため大量生産ではコスト面に問題がある．
一方，プレスプーリは低コストで大量生産に適して

圧式オートテンショナの構造を示す．
現在は，ISG搭載エンジン向けに高荷重対応ショー

いるが機械加工プーリに比較して設計の自由度が低

ト型オートテンショナを適用しているが，通常のエンく，製作可能なプーリ断面形状に制限があるため，高ジンに適用する場合と比較してベルト張力を高く設定

負荷用途への適用が難しかった．そこでNTNでは機械
加工プーリと同等の強度を持ちながら生産性の高いプレス加工で製造可能な「低断面高強度プレスプーリ」を開発した．図6に従来のプレスプーリと低断面高強度プレスプーリの断面比較を示す．

ロッド

図6に示すように，従来品に対して低断面高強度プレリークすきまスプーリでは，全体の断面高さに対してプーリ部断面

バルブスリーブが占める割合が小さい．この低断面化によりプーリ外

圧力室

径を変えずに軸受をサイズアップできる．また，プーチェックバルブ

リの素材板厚を厚くすることで，同一の取り付け寸法のままプーリと軸受の両者の負荷容量を上げられる．

図4

高荷重対応ショート型オートテンショナ
Short type auto tensioner to high-load

リリーフバルブ

従来プレスプーリ
図5

低断面高強度プレスプーリ

図6 プレスプーリ断面比較
Cross-section of conventional pulley and developed
product with press forming

リリーフ機構付きオートテンショナ
Auto tensioner with relief valve-45-

*09_03 15/10/16 14:52 ページ 4

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）のインサート成形を行うことで，様々なタイプのプー

一方，最近では，補機ベルトの屈曲耐力が向上した

リへの適用が期待されている．

ことにより，より小径のプーリが採用される傾向にある．このような場合は，軸受サイズはそのままに，プーリ外径を小さくすることも可能である．

4. 補機駆動ベルトシステムの将来動向

3）樹脂製プーリ

図8に主要地域の燃費規制を示す．EUは2021年

樹脂製プーリは，鉄製プーリに対して大幅な軽量化にCO2排出量を95g/kmに削減する最も厳しい目標

が可能であるが，耐荷重性が鉄製プーリよりも低く，を掲げている．その対応策として，EUでは48V電源

摩耗や耐環境性の課題もあり採用が控えられてきた．

を用いたマイルドハイブリッド車が注目されている．

しかし，燃費改善に対する要求が厳しくなる中，樹脂

アイドリングストップ後のエンジン再始動だけでな製プーリによる軽量化や低慣性化による燃費改善効果

く，回生やアシスト，状況によってはモータ走行を含から，欧州や北米の自動車メーカでは，樹脂製プーリ

め，エンジンの停止時間を長くし，更なる燃費改善をの採用が進んでいる．樹脂製プーリの材料は，熱可塑目指している．

性のポリアミド樹脂が主に使用されている．機械的性

また，近年採用車種が増えているエンジンのダウン

質向上のため，近年，PA6＋無機系強化材からサイジング，ターボ化やアイドリングストップ機構はPA66＋有機系強化材が採用されている．

燃費向上のために有効な手段である．一方で，ダウン

ここでは，許容荷重を高めた「高荷重対応樹脂製プ

サイジング化に伴うエンジン気筒数減少によりクランーリ」を紹介する．樹脂材料として，従来の熱可塑性

クの回転変動が増加し，補機ベルトの張力変動も増加

樹脂に代わり，熱硬化性樹脂のフェノール樹脂を採用するため，補機駆動ベルトシステムのベルト，プーリ

した．これにより，従来の樹脂製プーリでは対応でき（軸受）及びオートテンショナへの負荷は一層大きくなかった鉄製プーリと同等の耐荷重性を備える．フェなることが予想される．

ノール樹脂は一般に硬くて脆いと考えられているが，今後の低燃費化の技術開発では，ハイブリッドやダ

最近では各種添加剤の進歩により，靱性を改善した材

ウンサイジングターボ，48V電源などに対応した，料が開発されている．また，加工方法も以前は圧縮成システム全体での最適化が重要となる．

形が主流であったが，近年では熱可塑性樹脂と同様の射出成形も可能になり，成形コストや量産性も改善されてきている．

US-LDV

Grams CO2 per Kilometer normalized to NEDC260

図7に鉄製プーリと樹脂製プーリの外観を示す．熱硬化性樹脂の採用により，比較的高温環境で使用可能となり，同一取り付け寸法の鉄製プーリに対して1/3の軽量化と鉄製プーリと同等の耐荷重性を達成した．
また，樹脂の特性を活かし，複雑な形状や他の部品とCanada-LDV

240

EU
220

Japan

200

China

180

S.Korea

Mexico 2016:173
Canada 2016:170

Australia

160

MexicoS.Korea 2015:153

140
120

China 2020:117
Japan 2020:105

100

US 2025:107

EU 2020:95
80
60
40
2000

2005

2010

2015

2020

2025

(1) China’ s target reflects gasoline vehicles only. The target may be lower after new energy vehicles are concidered.
(2) US, Canada, and Mexico light-duty vehicles include light-commercial vehicles.

樹脂化
図8 主要地域の燃費規制（CO2排出量, g/km）3)
Mileage regulation of main area(the amount of CO2 emissions, g/km)
鉄製プーリ

高荷重対応樹脂製プーリ

図7 鉄製プーリと樹脂製プーリ
Steel pulley and resin pulley-46-

*09_03 15/10/16 14:52 ページ 5

補機駆動ベルトシステムの周辺技術の動向と商品紹介

5. おわりに
本稿ではエンジン補機駆動ベルトシステムの技術動向と，そのシステムに使用するNTN商品として，オートテンショナ及び各種プーリを紹介した．
今後も主要地域の燃費規制は厳しくなることから，自動車の低燃費化のニーズは強まる．NTNはこれらの要求に応えるため，補機駆動ベルトシステム全体のあるべき姿を踏まえ，構成部品であるオートテンショナ
やプーリの開発により，多様化する市場ニーズに応え
ていく．

参考文献
1）佐藤誠二, NTN TECHNICAL REVIEW, 79（2011）83-892）例えば，Auto Prove Webホームページ
3）ICCT(International Council on Clean
Transportation), 2013

執筆者近影

秋山

あゆみ

自動車事業本部
適用技術部

森本

洋生

自動車事業本部
自動車商品設計部-47-

*10_03 15/10/16 14:53 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]ISG搭載エンジン用可変ダンパ式オートテンショナ
Auto Tensioner with the Variable Damper Mechanism for ISG-Equipped Engine

森 本 洋 生*望 月 雄 太**Hiroo MORIMOTO
Yuta MOCHIZUKI

従来の補機ベルト用オートテンショナをISG（Integrated Starter Generator）搭載車に適用する
場合，エンジン再始動時の補機ベルトのスリップを防止するため，ベルト張力を通常より高く設定する必要があり，燃費改善効果の妨げとなっている．
本稿では，ISG搭載車の燃費を更に向上させるため，専用に開発したISG搭載エンジン用可変ダンパ式オートテンショナについて紹介する

It is necessary to set the belt tension rather higher than usual to prevent the belt from slipping at the time of theengine restarting when we applied a conventional auto tensioner to the accessary drive belt of the engine
equipping with ISG and it causes harm for millage improvement.
This paper introduces the new developed variable damper auto tensioner which contributes to the mileage
improvement of the ISG-equipped car.

始動時にベルトが張る側，すなわちISGプーリの前に

１．はじめにオートテンショナが配置されることになる．定常運転

現在，自動車には環境保全・省資源への対応が求め時とエンジン再始動時ではベルトの張り側と緩み側がられており，従来の内燃機関車両の燃費向上アイテム入れ替わることから，本方式に適用するオートテンシの一つとしてアイドリングストップ機構を搭載する車

ョナには新たな機能が求められる．

両が増加している（図１）．今後も，その傾向は継続

NTNでは，この要求に応えるため，ISG搭載車の補すると予想されており，アイドリングストップからの機駆動ベルト用として，新たに「ISＧ搭載エンジン用

エンジン再始動方法では，オルタネータから補機ベル可変ダンパ式オートテンショナ」を開発した．

トを介してクランクシャフトを駆動するベルト駆動（Integrated Starter Generator方式，以後，ISG方

mil.
120

動の特長は，スタータを使用する場合と比較してエン

100

Production Volume式）が主流となっている．本方式によるエンジン再始
ジン始動までに要する時間が短く，静粛性に優れることである．
自動車の補機駆動ベルトシステム（図2）には，ベルトや補機類の寿命向上，ベルトのバタつきやスリッ
プによる異音防止を目的として，ベルト張力を適正にアイドリングストップ車

60
Fuel Cell
Electric

40

Hybrid-Mild
Hybrid-Full
ICE:Stop/Start20

保つためのオートテンショナが使用される1）．ベルトICE

0
Apr-Mar.2010のバタつきをより効果的に抑制するため，オートテン
ショナはエンジン運転中にベルトが緩む側，すなわちApr-Mar.2013

Apr-Mar.2016

Apr-Mar.2019

Fiscal Year

クランクプーリ（駆動側）の後方に配置されるのが一

図1 自動車の推進システムのトレンド2）
Trend of automotive propulsion system

般的である．しかし，本方式ではISGによるエンジン**自動車事業本部**自動車事業本部

80

自動車商品設計部
機能実験部

-48-

*10_03 15/10/16 14:53 ページ 2

ISG搭載エンジン用可変ダンパ式オートテンショナ

定常運転時
オートテンショナ

ISG

ISG 始動時
ISG プーリ（駆動プーリ）

ISG プーリ

オートテンショナ

クランクプーリ

補機プーリ

ISG 始動時，張り側になるクランクプーリ（駆動プーリ）（a）定常運転時

補機駆動ベルト

図2 補機ベルトシステム
Accessory belt drive system

図3

2. ベルト駆動ISG方式を採用する
エンジンの特徴（b）ISG 始動時

補機レイアウトの模式図
Figure of FEAD layout

3. ISG搭載エンジン用可変ダンパ式
オートテンショナ
3. 1 構造

図3に一般的な自動車エンジンの補機レイアウトの模式図を示す．図3（a）に，定常運転時の状態を示

図4に従来品，図5にISG搭載エンジン用可変ダンす．この際，クランクプーリが駆動プーリとなる．ク

パ式オートテンショナ（以後，開発品）の断面図をそ

ランクの回転速度は各気筒での燃焼行程に起因して脈れぞれ示す．開発品の最大の特長は，発生するテンシ

動するため，ベルト張力はエンジン回転数×（1/2）×ョナ反力を電気的制御などを用いない簡便な機構で，気筒数の周波数で変動する．このベルト張力の変動に運転条件に応じて切り替え可能なことである．

応じて発生するオートテンショナからの反力（以後，従来品はバルブスリーブとロッドにより圧力室とリテンショナ反力）を必要最小限とすることで，平均ベークすきまを形成する．オートテンショナの伸縮にとルト張力を低減し，ベルトや補機類の寿命向上，およもない，バルブスリーブに対してロッドが出入りする．

び，フリクション低減により燃費が向上する．すなわ

このとき，圧力室のオイルが圧縮される弾性変形と，ち，ベルトに作用するテンショナ反力は小さいほど好オイルがリークすきまを通る流動抵抗によって油圧にましい．

よるテンショナ反力が発生する．

一方，図3（b）はISGによるエンジン始動（以後，開発品はバルブスリーブ，プランジャ，ロッドによISG始動）時の状態を示す．ISGプーリが駆動プーリ

り圧力室と2つのリークすきまが形成される．ここで，となり停止しているクランクプーリをベルトを介してロッド外径とプランジャ内径間の径方向すきまを第1従動させる．ISG始動開始の瞬間，ISGプーリとクラリークすきま，プランジャ外径とバルブスリーブ内径ンクプーリ間のベルトの張力が急激に上昇する．このの径方向すきまを第2リークすきまとする．また，ロ

結果，オートテンショナが大きく押し込まれ，ベルト

ッド，プランジャ，止め輪及び切り替えスプリングにが一気に緩むとスリップするため，テンショナ反力は，よって，第2チェックバルブが形成される．第2チェ

一定値以上とする必要がある．

ックバルブは，切り替えスプリングによってプランジ

このように，本方式を採用するエンジンは，定常運ャが圧力室方向に付勢されているため，圧力室の圧力転時は小さいテンショナ反力を，ISG始動時には十分が低い間，開放した状態である．その開閉と2つのリなテンショナ反力を発生させるという相反する機能がークすきまの大きさによって，発生させるテンショナ

求められる．

反力を調整する．

-49-

*10_03 15/10/16 14:53 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）① オートテンショナが縮み，反力が増加する領域（図6）
この領域では，オートテンショナが最も伸びた状態

ロッド

から縮み始める．オートテンショナの収縮に伴いロッリークすきまド及びプランジャがバルブスリーブ内に向けて移動する．プランジャは切り替えスプリングに付勢されていバルブスリーブ

るため，止め輪に接触するようにロッド先端側に位置決めされて，ロッドと共に移動する．このとき圧力室

圧力室内のオイルの圧縮に伴い圧力室の圧力が上昇し，ロッ
チェックバルブ

ド外径とプランジャ内径で形成される第1リークすき
まを経由し，第2チェックバルブを通り圧力室からオイルが流出する．切り替えスプリングがプランジャを付勢する力に対し圧力室で発生する圧力は低いため，

図4 従来品の構造図
Structure of conventional product

第2チェックバルブは開放を維持する．

ロッド
切り替えスプリング

プランジャ テ

第 2 チェックバルブ

ロッド

ン
シ
ョ
第 1 リーク ナ
すきま反力

第 1 リークすきまプランジャ第 2 リークすきま
バルブスリーブ

圧力室

伸 ← テンショナ長さ → 縮

止め輪

図6 オートテンショナが縮み，反力が増加する領域
The tensioner shortens and the reaction force rises

スプリング
圧力室
第 1 チェックバルブ

図5 開発品の構造図
Structure of development product② オートテンショナは縮むが，反力はほぼ変わらない領域（図7）
この領域は，切り替えスプリングがプランジャを付

3. 2 作動原理

勢する力と圧力室で発生する圧力が釣り合った状態で

図6～8に開発品をISG始動時に押し込まれる振幅ある．そのため，オートテンショナの収縮にともなっで伸縮させた場合の，オートテンショナの長さ変化と，てバルブスリーブ内に移動するのはロッドのみのた

それにともない発生するテンショナ反力の関係を模式

め，圧力室の体積変化は小さくなる．圧力室の圧力上的に示す．各図の右側に示すグラフをリサージュ図形

昇に応じて徐々に切り替えスプリングが収縮し，釣りと呼ぶ．開発品のリサージュ図形は，動作状態に応じ合い状態が維持される．切り替えスプリングの収縮量て3つの領域に区別できる．それぞれの領域について，が第2チェックバルブのストローク量に達すること

オートテンショナ内部の動作を説明する．

で，第2チェックバルブが閉鎖される．

-50-

*10_03 15/10/16 14:53 ページ 4

ISG搭載エンジン用可変ダンパ式オートテンショナ

4. 理想的なダンパ特性の実現
第 2 チェック
バルブ

テ
ン
シ
ョ
ナ
反
力

4. 1 従来品と開発品の特性比較

第 2 チェックバルブ
閉鎖完了

従来品では，定常運転時のベルト張力低減と，ISG
始動時の比較的大きなベルト張力の付与という，相反する特性を同時に実現できない．

① 従来品による定常運転時のベルト張力調整

伸 ← テンショナ長さ → 縮

図9に定常運転時を想定したリサージュ図形を示

図7 オートテンショナは縮むが，反力はほぼ変わらない領域
The tensioner shortens and the reaction force stays

す．定常運転時はベルト張力の変動が小さいため，オートテンショナが伸縮する幅も小さい．そのため低い
ベルト張力用に設定した従来品（低反力仕様）では，伸縮に応じて発生するテンショナ反力は小さい．一方，③ オートテンショナが縮み，再び反力が増加する

ISG始動時に必要な大きいベルト張力に設定した従来領域（図8）品（高反力仕様）では，オートテンショナの振幅が小

この領域では，圧力室の圧力がプランジャを付勢す

さいにも関わらず発生するテンショナ反力が大きくなる切り替えスプリングのばね力以上の状態である．そる．そのため，ベルト張力が必要以上に大きくなり，のため，第2チェックバルブが閉鎖し，プランジャは

フリクションの増加による燃費悪化を生じる．

ロッドと共にバルブスリーブ内に移動する．それに伴い圧力室の圧力が上昇し，プランジャ外径とバルブス
リーブ内径で形成される第2リークすきまからオイル

従来品（低反力仕様）が流出する．

従来品（高反力仕様）
テ
ン
シ
ョ
ナ
反
力

第 2 リーク
テ
すきま

ン
シ
ョ
ナ
反
力

ベルト張力過剰低張力
振幅：小伸伸 ← テンショナ長さ → 縮

テンショナ長さ

縮

図9 定常運転時のリサージュ図形（従来品）
Lissajous pattern on the steady driving condition(conventional tensioner)

図8 オートテンショナが縮み，再び反力が増加する領域
The tensioner shortens and the reaction force rises again② 従来品によるISG始動時のベルト張力調整
図10にISG始動時を想定した振幅のリサージュ図形を示す．ISG始動時には瞬間的にベルトに張力が大きくなるため，大きなテンショナ反力が必要となる．
従来品高反力仕様では，ISG始動時に必要なベルト張力は確保でき，ベルトのスリップは生じない．一方，従来品低反力仕様では，テンショナ反力が不足し，ISG始動時に必要なベルト張力が確保できず，ベルトとプーリ間でスリップが生じる．
-51-

*10_03 15/10/16 14:53 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

4. 2 実車による効果確認
従来品（低反力仕様）

開発品を実車に搭載して，①ISGによるエンジン再従来品（高反力仕様）

始動時のプーリ回転速度，②定常運転時のテンショナ
反力をそれぞれ測定した．比較として，従来品（高反

テ
ン
シ
ョ
ナ
反
力

力仕様）も測定した．

必要となる
大きな
ベルト張力

① ISGによるエンジン再始動
図12（a）に開発品，（b）に従来品（高反力仕様）の測定結果を示す．ここではクランクプーリ回転速度

ベルト
張力不足

伸

テンショナ長さが安定し始める瞬間をエンジン始動時とし，ISGプー
リの回転速度が上昇し始めた瞬間から，エンジン始動

振幅：大縮までの時間を比較した．
試験の結果，開発品のエンジン始動までの時間は従図10 ISG始動時のリサージュ図形（従来品）
Lissajous pattern on the ISG start condition(conventional tensioner)

来品の高反力仕様に遅れることなく，正常なISG始動が確認された．また，測定中にベルトスリップは発生しなかった．

③ 開発品によるベルト張力調整(a) 開発品

図11に開発品のリサージュ図形を示す．定常運転

ISG プーリ
クランクプーリ

時は，低反力仕様の従来品のようにテンショナ反力を低く抑えることができる．その上，ISG始動時には，

ISG プーリ始動

高反力仕様の従来品のように瞬間的に大きなテンショ

エンジン始動回
転速度

ナ反力を発生させることができる．

開発品（振幅大）開発品（振幅小）
テ
ン
シ
ョ
ナ
反
力

ISG 始動時
高い反力

時間(b) 従来品（高反発仕様）
ISG プーリ
クランクプーリ

定常運転時
低い反力
ISG プーリ始動
伸

テンショナ長さ

縮

エンジン始動回
転速度

図11 開発品のリサージュ図形
Lissajous pattern of developed product

時間

図12 ISG始動時のプーリ回転速度測定結果
The measurement results of pulley rotational speed
at the time of the ISG starting-52-

*10_03 15/10/16 14:53 ページ 6

ISG搭載エンジン用可変ダンパ式オートテンショナ② 定常運転時のオートテンショナ反力

5. まとめ

図13にエンジンの特定回転数でのオートテンショ
ナ反力の測定例を示す．（a）は開発品，（b）は従来

ISG搭載車の補機ベルト張力を状況に応じて自動調品（高反力仕様）を実車に搭載して得られた結果であ整可能なISG搭載エンジン用可変ダンパ式オートテン

る．開発品は，従来品と比較してテンショナ反力の最ショナを開発し，ISG搭載エンジンでその効果を確認

大値を50％程度低減した．このことから，補機ベルした．開発品を適用した場合，クランクプーリの始動

トの張力低減による燃費向上効果が期待できる．

時間は従来品の高反力仕様とほぼ同じレベルにすることが可能である．同時に，定常運転時の補機ベルト張力を最大50％低減し，燃費改善効果が期待できる．
今後，ますます燃費向上要求が高まる中， NTNは

テ
ン
シ
ョ
ナ
反
力
︵
N
︶

本開発品をグローバルに市場展開し，より一層の地球環境保全に貢献する．

A

参考文献(a) 開発品

テ
ン
シ
ョ
ナ
反
力
︵
N
︶

1）佐藤誠二, NTN TECHNICAL REVIEW, No. 79（2011）83-89
2）IHSデータ（2014）

時間（s）

A

(b) 従来品（高反力仕様）

時間（s）

図13 定常運転時のオートテンショナ反力測定結果
The measurement results of tensioner reaction

執筆者近影

森本

洋生

自動車事業本部
自動車商品設計部

望月雄太

自動車事業本部
機能実験部

-53-

*11_03 15/10/16 14:55 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]自動車分野への複合材料商品の紹介
Products Introduction of Composite Material for Automotive

堺
香代* Kayo SAKAI
島 津 英一郎* Eiichirou SHIMAZU
後 藤 隆宏** Takahiro GOTOU 淺 田
一** Hajime ASADA
石 井 卓哉*** Takuya ISHIINTNグループで製造するすべり軸受やしゅう動部品，磁性部品は，樹脂や金属の粉末材料に様々な機能を付与する添加剤を独自に配合した複合材料で構成されている．ここでは自動車の低燃費や軽量化に貢献する各種複合材料商品を紹介する．

NTN group produces sliding bearings, sliding parts and magnetic components, which are manufactured from thecomposite materials. They are blended powder metal or resin with additives to impart various functions according
to our own formula. This article introduces various products made of such composite material used in automotive
applications for high mileage and light-weighting.

られる磁石部品，電気ノイズ除去や電圧制御用のコイ

1. はじめにル部品などを製造している．本稿では，自動車の低燃費化や小型化，電動化に貢献する複合材料商品についNTNでは，母材となる樹脂や金属の粉末に必要なて紹介する．

機能を付与するため，各種粉末状の添加材を独自に配合した複合材料商品を図1に示す各関係会社で開発・製造している．複合材料商品は配合する材料粉末の組

2. 変速機用低トルクシールリング

み合せで多様な用途に適合できる．また粉末材料は金型を用いた成形が可能なため，複雑な形状でも効率良自動車の自動変速機や無段階変速機は油圧を用いてく加工できる．このような特長から，NTNでは幅広い

変速しており，しゅう動部ではオイルを密封するため分野に複合材料商品を提案・適用しており，流体動圧に外径15〜60mmの樹脂製オイルシールリング（以軸受を含む樹脂や焼結金属製のすべり軸受，しゅう動下，シールリング）が4〜10／台個使用されている．

部品，ギヤやカムなどの機械部品，センサなどに用い

シールリングは，変速機の油圧回路内で用いられ，回転する軸とハウジング間に組み付けられる．油圧にベアリー ®

よりハウジングと回転軸の両方に押し付けられて密着

NTN 精密樹脂（株）

した状態で回転軸としゅう動しながらオイルを密封

樹脂すべり軸受，樹脂機械部品

複
合
材
料
商
品
事
業
部

し，油圧回路の圧力を保持する部品である．
シールリングのトルクを低減できれば変速機の効率

ベアファイト ®

NTN 特殊合金（株）が向上し，オイルリーク量を抑えると油圧ポンプが高焼結含油軸受，焼結機械部品

効率・小型化になることから，双方とも自動車の低燃

ニカメット ®

費化につながる．低トルク，低オイルリークを長期間

日本科学冶金（株）
磁性材料商品，焼結機械部品

維持するためには，シールリングの摩耗が小さいこと，

動圧ベアファイト

しゅう動する相手部材である回転軸を摩耗損傷させな

NTN Manufacturing (Thailand) Co.,Ltd

いことも重要となる．

流体動圧軸受これらの要求に対して， NTNは図2に示すような

図1 NTN関係会社と複合材料商品群
Composite material products of NTN group

PEEK（ポリエーテルエーテルケトン）樹脂製シール***複合材料商品事業部 複合材料技術部***NTN特殊合金（株）技術部***NTN精密樹脂（株）技術部-54-

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自動車分野への複合材料商品の紹介

リング1），2）の幅面に新たにV字状の潤滑溝を設ける

長方形シールリングは回転する軸との全面接触のたことで，従来品に対してトルクを60％低減し，低摩め，オイルリークは少ないがトルクは高くなる．逆に台耗で，優れた低オイルリーク特性を有する「低トルク形シールリングは軸と線接触のため低トルクになるがオ

シールリング」を開発・量産している．

イルリークは多くなる．また線接触のため摩耗が進行しやすく，特性が不安定になりやすい．
低トルクシールリングは，長方形シールリングに新

合い口

たにV溝を形成することで，優れた低オイルリーク性を維持したままトルクを低減させたものである．低トV 字状潤滑溝

ルクシールリングは性能バランスが良く，従来品である長方形シールリングと比較して以下の特長がある．
なお，材料には本用途で長年実績のあるPEEK樹脂に
特殊充填剤を配合した独自材料ベアリーPK5301を

図2 低トルクシールリングの溝形状
Groove shape of low torque seal ring

使用している．

【特2. 1 特長】① トルク60％低減

長② 耐摩耗性約10倍向上

一般的なシールリングは，長方形または台形のいず③ 同等の低オイルリーク特性

れかの断面形状である．それぞれの作動状態を図3に示し，これら断面形状によるシールリング及び，低ト

2. 2 性ルクシールリングの特性比較を表1に示す．

能

油圧とトルクの関係を図4に示す．低トルクシール
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

リングは長方形シールリングに対してトルクが60〜70％低く，さらに油圧依存性も比較的小さい．
長方形シールリングの幅面にV字状の潤滑溝を設け

シール
リング

潤
滑
油

軸
溝
側
面

潤
滑
油

シール
リング

ることで，長方形シールリングよりも軸との接触面積

軸
溝
側
面

油
圧

を小さくすると共に，V溝の端部で局部的に油の圧力が高まる動圧効果による接触圧力の軽減としゅう動面への油供給性の向上により，低トルク化を可能として

回転軸

回転軸

いる． 油圧が高いほど潤滑溝からしゅう動面に油が入り込むためトルクの面圧依存性が小さいと考える．
また，Ｖ字状の潤滑溝を付けることでしゅう動面の潤図3 シールリングの作動状態
Operating state of seal ring

滑状態が良くなるため，低トルクシールリングの耐摩
耗性は長方形シールリングの約10倍である．

表1 各種シールリングの比較
Comparison of features of various seal rings
項目
断面形状

長方形
シールリング

台形
シールリング

低トルク
シールリング

長方形

台形

長方形

φ50シールリング，4000min-1，ATF（110℃）
ト
ル
ク
︵
シ
ー
ル
リ
ン
グ
二
本
分
︶
N･m

部分断面図

幅面潤滑溝

なし

なし

軸溝側面
との接触

全面接触

線接触

トルク

△

◎〜△

○

オイルリーク

◎

△

◎

耐摩耗性

○

△

◎

性能バランス

○

△

◎

◎：優

○：良

Ｖ字状
溝以外の
全面接触

1.5
長方形シールリング
低トルクシールリング

1.0

0.5

0.0
0.0

0.5

1.0

1.5

油圧 MPa

図4 トルクの油圧依存性
Torque versus oil pressure

△：可

-55-

2.0

2.5

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NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）【特

3. 燃料ポンプ用耐腐食性焼結軸受長】① レアメタルレスで白銅系材料と同等以上の耐腐食性② 白銅系材料と同等の低摩擦性

地球温暖化への対策の一つとしてバイオエタノール③ 白銅系材料に対して約10倍の耐摩耗性などのアルコール系燃料を混合したガソリンや軽油などの燃料が使用されるようになってきた3）．しかし，
アルコールは比較的酸化しやすく，酸化すると有機酸に変化して金属腐食の原因となる．さらにアルコールは吸湿しやすく，水分による腐食要因ともなる．また従来からの燃料中の腐食成分である硫黄分は国際的に低減が進められているが，未だ硫黄分の多い燃料を使用している地域もある．このようなことから，腐食性を有する燃料に直接触れる燃料ポンプ用軸受には高い耐腐食性が求められている．図5に燃料ポンプ用軸受

図6 耐腐食性焼結軸受
Corrosion resistant BEARPHITEの例を示す．
焼結製の燃料ポンプ用軸受には白銅系材料が用いられているが，白銅系材料はレアメタルであるニッケル3. 2. 性能を多く含む．このため，レアメタルレスの耐腐食性に

3. 2. 1 耐腐食性優れる軸受が求められており，NTNではこのようなニ有機酸と硫黄に対する耐腐食性の試験条件を表2ーズに対応するため，新たにアルミニウム青銅を用いに，試験結果を表3に示す．評価は試料を試験液中にたレアメタルレスの高耐食性軸受を開発している．

浸漬し，浸漬前後の重量差を重量変化率として算出した．開発品は，有機酸に対して白銅系と同等，硫黄に対しては白銅系よりもさらに優れる耐腐食性を有する．

燃料ポンプ
表2 耐腐食性試験条件
Test conditions for anti-corrosion property
エンジンへ①有機酸腐食試験②硫化腐食試験

試験液濃度 ％

2

0.03

温度 ℃

50

80

試験時間 h

100

300

燃料タンク
表3 耐腐食性試験結果
Result of anti-corrosion test

図5 燃料ポンプ用軸受
Sintered bearing for fuel pump

3. 1 特

重量変化率
開発材

長

％
白銅系

① 有機酸腐食試験

0.14

0.15

② 硫化腐食試験

0.10

0.40

アルミニウム青銅は優れた耐腐食性を有するが，高温下で表面に強固な酸化膜を生成するため焼結させる

3. 2. 2 摩擦摩耗特性

ことが困難な材料とされてきた．また，一般的な青銅系材料に比べ，摩擦係数が大きいという課題があった．

摩擦摩耗特性について試験条件を表4に，試験結果

NTNが開発した燃料ポンプ用耐腐食性焼結軸受を図6を表5に示す．試験機にはラジアル型摩擦摩耗試験機に示すが，材料組成，製造方法を工夫し，白銅系材料を用いた．比摩耗量は耐摩耗性の指標であり，値が小と比較して同等の耐腐食性，低摩擦性を実現し，耐摩

さいほど優れる．開発品の摩擦係数は白銅系と同等で耗性を向上している．

あり，耐摩耗性では白銅系に対して約10倍に向上した．

-56-

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自動車分野への複合材料商品の紹介

4. 1 特表4 摩擦摩耗特性試験条件
Test conditions for friction and wear property
①摩擦試験

②摩耗試験

荷重 Ｎ

35

64

回転速度 min-1

3160

3000

φ5×φ10×7

φ6×φ12×6

SUS304

←

0.5

500

試料寸法 mm（内径×外径×幅）
相手材
試験時間 h長

黒鉛粉は，かさ密度が低いため多量に添加すると材料粉の流動性が低下し，成形できる形状や寸法が制限される．また，成形できる形状であっても成形サイク
ルが遅くなり，相対的にコストが高くなる．開発した
自己潤滑性しゅう動部材は，特殊処理により黒鉛粉の流動性を高めることで，黒鉛添加量を増加しながらも高い形状自由度と生産性を確保した．本開発材は潤滑油を使用できない環境でも優れた低摩擦特性，耐摩耗

表5 摩擦係数及び比摩耗量
Specific wear rate and friction coefficient性を有する．

開発材

白銅系

【特

① 摩擦係数

0.14

0.14

長】

① ドライ環境での摩擦摩耗特性に優れる② 比摩耗量※m3 / (N・m)×10-13

3.2

30.0

② 特殊黒鉛により，高い形状自由度を確保
開発材の化学成分を表6に示す．一般的な青銅系材※比摩耗量＝摩耗部の体積/（荷重×しゅう動距離）料と比較し，黒鉛添加量を2倍以上に増量している．
表6 開発材の化学成分
Chemical components

4. 自己潤滑性しゅう動部材
材

夜間などの運転で視認性を向上させるため，ステア
リング操舵方向に光軸を向け，進行方向に光を照射するAFS（Adaptive Front-lighting System）が採用さ

化学成分

質

％

Cu（銅）

Sn（スズ）

C（黒鉛）

一般青銅系材

残

7〜11

1〜2

開発材

残

7〜11

4〜7

れている3）．図7にAFS用しゅう動部材の一例を示す．
AFSではヘッドランプの支持部にしゅう動部品を

4. 2 性必要とするが，ヘッドランプのカバー内部はランプの能熱によって高温になり，この熱で気化した潤滑油が周自己潤滑性しゅう動部材の摩擦摩耗特性の試験条件

辺を汚染する恐れがあるため，しゅう動部には潤滑油を表7に，試験結果を表8に示す．開発材の摩擦係数

やグリースを使用できない．このような，潤滑油が使は，無含油状態での一般青銅系材の約1/2の値であり，用できないドライ環境で使用できる新たなしゅう動部

耐摩耗性は一般青銅系材の約40倍まで向上させた．

材として，NTNでは固体潤滑材である黒鉛を多量に添加し，潤滑性を向上させた自己潤滑性焼結しゅう動部

表7 摩擦摩耗特性試験条件
Test conditions for friction and wear property材を開発している．

①摩擦試験

②摩耗試験

荷重 Ｎ

98

15

回転速度 min-1

1000

450

φ6×φ12×6←

SUJ2

SUS4209060

無含油（ドライ）←

試料寸法 mm（内径×外径×幅）
相手材
試験時間 min
潤滑状態

表8 摩擦係数及び比摩耗量
Specific wear rate and friction coefficient

図7 自己潤滑性しゅう動部材（AFS用）
Self-lubricating slide material (for AFS)

① 摩擦係数② 比摩耗量m3 / (N・m)×10-12

-57-

開発材

一般青銅系材0.2〜0.3

0.45

0.08

3.56

*11_03 15/10/16 14:55 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

図10にチョークコイルに用いられる各種軟磁性材

5. 高周波向けチョークコイルの周波数と透磁率の関係を示す．透磁率は電力－磁力

近年，自動車や自動車部品の電動化に伴い，自動車の変換能力を示す指標で，透磁率が低下するとノイズには多数のDC/DCコンバータやインバータなどの電低減効果が低下することから，周波数に対する透磁率源装置が搭載されている．チョークコイルはこれら電の変化が小さいことが望ましい．各材料について透磁源装置の高効率化や周辺機器に対する電磁波障害対策率が10％低下する周波数で比較すると，一般的なフとして，主に直流電流に付加されたノイズ成分を低減ェライトコアは約6kHz，Fe-Si系圧縮成形コアは約するために使用される．電源装置の高効率化や小型化

2MHzであるのに対して，NTNのAL60圧縮コアは約を目的に，装置を高周波駆動する傾向にあり，チョー

5MHz，AS10射出コアは約10MHzであり，従来材

クコイルには高周波帯域まで低損失で安定した特性をの2倍以上の高周波帯域まで安定したノイズ低減効果維持できることが求められている．

を有する．

チョークコイルの一例として図8にトロイダル形チョークコイルを示す．チョークコイルは，コアと呼ば120れる軟磁性材料の成形体とコアに巻きつけた導線で構増加に伴って周波数の高い電流ほど流しにくくする性

透
磁
率
変
化
率

質がある4）．チョークコイルはこれらの性質を利用し％成されており，電気エネルギーを磁気エネルギーに変換してコアに蓄積する性質と，蓄積するエネルギーのて高周波ノイズのフィルタの役割を果たす部品である

100
80
60
40
20
0
0.001

が，NTNは各種形状のチョークコイルを開発している．

AS10

AL60

Fe-Si 系

フェライト

0.01

0.1

1

周波数

MHz

10

100

図10 透磁率の周波数特性
Frequency characteristics of magnetic permeability

導線

コアに蓄積できる磁気エネルギーの量は，コアの材
料特性である飽和磁束密度とコア体格で決まる．このためコアの設計は，使用条件において蓄積可能なエネ
ルギー量を超えないように材料と形状を決める必要がコア

ある．コアに蓄積できるエネルギー量を超えた状態を
図8

トロイダル形チョークコイル
Toroidal choke coil

磁気飽和と呼び，磁気飽和するとチョークコイルとして機能しなくなる．図11に磁化力と磁束密度の関係（B-H曲線）を示す．飽和磁束密度が高いほど磁気エ

5. 1 特長と性能
図9にNTNが開発したアモルファス合金粉末を利用

ネルギーの蓄積能力が高く，コアを小型化できるため，したチョークコイルを示す．NTNのAL60圧縮コア5）大電流で使用する用途では飽和磁束密度の大きいFe-

やAS10射出コア 5） は、トロイダル形の他にポット

Si系圧縮成形コアが採用される場合が多い．
しかし，図12に示す電力－磁力変換における損失

形やEER形など様々な形状に対応できる．

（鉄損）については，Fe-Si系圧縮成形コアはフェライ
トコアと比較すると鉄損が大きく，効率面ではフェラ
イトコアに劣る．AL60圧縮コアならびにAS10射出
コアは鉄損が小さく，特にAL60圧縮コアはフェライ
トコアと同等の非常に優れた低損失性を有する．
これらの点から，AL60圧縮コア及びAS10射出コ
AL60 圧縮コア品
Compression molding core

アは優れた周波数特性を有し，飽和磁束密度が大きく

AS10 射出コア品
Injection molding core

かつ低鉄損であることから，高周波用チョークコイル

図9 各種チョークコイル
Various choke coilsの小型化，低損失化に対応できる．
-58-

*11_03 15/10/16 14:55 ページ 6

自動車分野への複合材料商品の紹介

400

磁気飽和

AS10 射出コア

350

磁
束
密
度
mT

300
250
200

AL60 圧縮コア

150
100

AS10

AL60

50

Fe-Si 系

フェライト

0

0

1000

2000

3000

4000

磁界の強さ

5000

6000

コイル

7000

A/m

図13 複合コア品
Composite core

図11 B-H曲線
B-H curve

6. おわりに

6000
AS10
5000

鉄
損
kW/m

AL60

本稿では特に自動車の低燃費化や小型化，電動化に

4000

Fe-Si 系

3000

フェライト

貢献する最近の複合材料商品について紹介した．
自動車分野は電動化，小型化や低燃費化に加えて，

2000

さまざまな新しい技術が急速に開発・提案されている

1000
0状況である．引き続き複合材料技術の高度化や新たな
0

20

40

60

周波数

80

100

120

融合により，自動車分野の新たなニーズに応えられるkHz

商品開発と提案をしていく所存である．

図12 鉄損特性（50mT）Core loss characteristics

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
及びチップシール，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．
3）自動車技術ハンドブック編集委員会 企画/編集 自動車技術ハンドブック2
4）戸川治朗，スイッチング電源のコイル／トランス設計
5）小田貴之，宮崎真二，島津英一郎，HEV昇圧装置用
リアクトルコア，NTN TECHNICAL REVIEW
No.81（2013）46—51．

5. 2 複合コア
AL60圧縮コアは飽和磁束密度が大きく，鉄損も特に小さい．一方，AS10射出コアは周波数に対する透磁率の安定性が高く，また，射出成形であるため設計の自由度が高い．これらの特長を活かして，要求される電流値やサイズなどの仕様に応じて，2種類のいず
れかの材料のコア，または双方を組み合わせた図13の複合コアを用いたチョークコイルを設計，提案している．これにより，電源装置のさらなる高効率化や小型化が期待できる．

執筆者近影

堺

香代

複合材料商品事業部
複合材料技術部

島津英一郎

複合材料商品事業部
複合材料技術部後藤 隆宏
NTN特殊合金（株）
技術部

-59-

淺田 一
NTN特殊合金（株）
技術部

石井 卓哉
NTN精密樹脂（株）
技術部

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NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[解説]

Modeling of Retained Austenite Transformation in Bearing Steels

Christine SIDOROFF*
Pierre DIERICKX*
Pr. Michel PEREZ**
Bearing steels are heat treated to obtain martensitic microstructures providing
high hardness necessary for good rolling contact fatigue performance. If specificactions are not taken, austenite is generally retained after heat treatment in the
final component with a more or less important content. Depending on therequirements of each application, retained austenite can be desired because of beneficial effects such as
improvement of rolling contact fatigue performance, mostly in contaminated lubricating conditions, or can be
avoided if dimensional stability is needed for example in cases of bearings operating for long durations at hightemperatures. This paper discusses the modeling of retained austenite transformation and its dimensional
consequences in SUJ2, taking into account all the phase evolutions occurring during tempering and in service.
軸受鋼を焼入れすると，転がり軸受に必要な硬さを備えたマルテンサイト組織が得られる一方で，熱処理後には多少のオー
ステナイトが残留する．残留オーステナイトは，転がり疲労性能の改善に有効であるが，転がり軸受を高温で長期間にわたって使用する場合には寸法安定性が重要であり，残留オーステナイト量を低減する必要がある．本稿では，高温保持時における残留オーステナイトの分解挙動と，マルテンサイトの変態挙動を考慮したSUJ2材の経年寸法変化モデルについて考察
した．

1. Introduction
Steels such as SUJ2 are easily hardened to therequired level, by austenitizing at temperatures above
AC1, quenching and tempering. The metallurgicalstructures obtained after hardening are not stable andwill evolve in service towards more stable states,
resulting in size changes or dimensional instability.
The main non-stable phase often associated tothese evolutions is retained austenite, remaining in
high-carbon alloyed steels’ microstructure after
quench.
These phenomena have been extensively describedin existing publications, but the purpose of this paper
is to explain the complex metallurgical mechanisms
behind the dimensional instability, and to present work
realized in NTN-SNR to estimate the relative
contributions of the different individual phenomena inorder to build a model to predict dimensionalvariations occurring during service.

To attain long service lives, bearing ring materials are
selected to provide a minimum hardness of 58 HRC for
rolling contact fatigue (RCF) resistance (in conjunction
with the appropriate inclusion cleanliness), and a goodwear resistance by choosing the appropriate steel
grade, steelmaking process, and heat treatment.
If no specific requirements such as structural fatigue
or impact resistance are expressed, through-hardened
steels are used, such as SUJ2 steel in the case ofstandard temperature conditions (hereafter mentioned
as standard bearing steels).
Another important feature that bearing steels mustretain in service through the life of the mechanicalcomponent is the initial internal clearance of the
bearing, and its interference with the surroundingparts. Therefore, the dimensional change must be
limited at the service temperature for standard bearing
steels by selecting the appropriate heat treatment.

**NTN-SNR Roulements, Technology and Innovation Department**Institut National des Sciences Appliquées de Lyon, MATEIS Laboratory-60-

*12_*15 15/10/16 14:57 ページ 2

Modeling of Retained Austenite Transformation in Bearing Steels

When carbon is rejected from martensite andcarbides precipitate, two opposite effects take place:--- Contraction of the martensite because of lattice size
reduction (tetragonal loss and volume reduction oflattice cell);--- Slight expansion because of carbide formation, nothigh enough to compensate for the contraction
previously mentioned.
These two effects result in a continuous contraction,
as long as carbon precipitates intoε-carbides, andFe3C carbides.

2. Metallurgical phenomena and theirdimensional consequences
2. 1 Metallurgical phenomena
After austenitizing and quenching, themicrostructure of SUJ2 is mainly martensitic, andcomposed of the following constituents:• Martensite, with a high carbon concentration above
the equilibrium carbon content in ferrite;• Retained austenite, not transformed at room
temperature after quench because of the alloying
elements and carbon concentration,• Undissolved carbides, not fully dissolved during
austenitizing.
These two first constituents, martensite andretained austenite, are metastable and evolve inservice towards a more stable state.
Martensite tempering is often described using thefollowing stages associated with temperature ranges
in which they are likely to take place 1, 2). Thesephenomena can happen at lower temperatures,provided time is left for these transformations to occur.

Transformation of austenite
Austenite has a face-centered cubic (fcc) structure,
which is the densest existing structure. When it
transforms into ferrite and cementite, the volume
increases.
Fourth stage
Carbide coarsening and spheroidizing, recovery andrecrystallization result in a macroscopic contraction,
rarely referred to in technical publications.
For as-quenched martensitic microstructures, during
thermal aging, the dimensional evolution shows asuccession of contraction (carbon rejection andεcarbide precipitation), expansion (austenite
decomposition) partially compensated by cementite
precipitation, contraction (end of cementite
precipitation), and again contraction with a slightchange in slope (structure evolutions during the fourthstage). This succession of events is represented inFig. 1 for an anisothermal aging of SUJ2 steel
obtained by differential dilatometry with a heating
speed of 5˚C/min. The same succession can beobserved for isothermal aging, if tested times are longenough.

Stage 0 (T<100˚C)
Carbon atoms segregate to dislocations (it canrepresent up to 0.2 wt.%C).
Stage 1 (100<T<200˚C) α’ → α’’ +εCarbon leaves the oversaturated martensite(α’→α’’), and creates metastable ε-carbides(Fe2,4C).
Stage 2 (200<T<300˚C) γR → α + Fe3C
Retained austenite (γR), also a metastable phase,
decomposes into a mix of ferrite (α) and cementite(Fe3C).
Stage 3 (250<T<350˚C) α’’ +ε→ α + Fe3C
Carbon leaves the impoverished martensite (α’’→α)
to form cementite carbides (Fe3C) to the detrimentofε-carbides.

Retained austenite (expansion)
Stage 2γR→α + Fe3C

0.0000Dimensional variations

Stage 4 (T>350˚C)
Carbides coarsen and spheroidize. The structure is
subjected to recovery, and then recrystallization.
To summarize, two different phenomena occur
during the first stages of tempering: precipitation ofcarbides from martensite (stage 0 + stage 1 + stage 3),
and transformation of retained austenite (stage 2).

2. 2 Dimensional consequences-0.0005-0.0010-0.0015-0.0020
Martensite (contraction)-0.0025

Stage 0Stage 1α’→ α” +ε-0.0030

These phase evolutions and transformations
produce macroscopic dimensional variations 3, 4).

0

100

200

→

Stage 3
α+Fe3C

300

400

Stage 4500

Temperature（℃）

Fig. 1 Anisothermal aging of as quenched SUJ2

Precipitation from martensite
Martensite has a tetragonal lattice, and its
parameters are dependent on carbon concentration 5).

-61-

600

*12_*15 15/10/16 14:57 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

3. 2 Use of TEP to the study of phase evolutions
during aging of SUJ2

3. Analysis and modeling of thedimensional evolutions duringisothermal aging of SUJ2

Thermoelectric power measurements have beenused to follow the kinetics of carbon precipitation frommartensite. The principle of TEP is to apply to thestudied steel specimen a temperature gradient
between its two extremities by contact with two purecopper blocks, and to measure the resulting voltage
induced by the Seebeck effect between the twojunctions. TEP is sensitive to the crystal defects
influencing electron diffusion and phonon propagation,such as atoms in solid solution, and is therefore aninteresting tool to characterize and quantify
precipitation of carbides from oversaturated martensite
during thermal aging.
Samples of rectangular shape according to Fig. 2
treated according to Table 1 were aged at different
temperatures from 110˚C to 505˚C to durations up to
300h. Aging was interrupted at logarithmic increasingtime steps to obtain the TEP evolution for eachsample at room temperature, expressed as the TEP
variation ΔS between the initial state (as quenched)
and aged at considered time (Fig. 3).
ΔS increases in two consecutive sigmoidal steps,
identified in Fig. 3 as A and B, associated to theprecipitation of carbon from oversaturated martensite,
into metastableε-carbides, and Fe3C (to the detrimentofε-carbides), respectively. These stages occur
sooner when temperature increases, based on thetime-temperature equivalence presented later. At hightemperature and times, ΔS continues to increaselinearly, in step C, and is assumed to be caused by
the phenomena occurring during the fourth stage oftempering: recovery of the dislocation structure,

An original approach to the study of dimensional
stability of SUJ2 has been conducted by NTN-SNR 6-8)
using Thermoelectric Power (TEP) measurements.
The aim of the study was to predict the macroscopic
dimensional variations as a function of a thermal
aging, based on calculations of each microstructuralcontribution. This work comprises two stages:--- Quantification of volume fraction and carbon content
of each microstructural constituents through TEP
measurements as a function of aging time andtemperature,--- Use of these data as input for calculations ofdimensional variations of each contribution, and an
average calculation to obtain the macroscopic
dimensional variation.

3. 1 Thermal treatments studied
The study was conducted on samples heat treatedaccording to the cycles of Table 1. A standard asquenched martensitic heat treatment (referred to as H)
was studied as well as a similar state followed by asubzero treatment (referred to as HF) to destabilize apart of the retained austenite (F as ‘freeze’ was added
to the name of the sample).
X-Ray Diffraction (XRD) was used to determine theinitial retained austenite contents, on cylinder-shaped
samples (according to Fig. 2).

Table 1 Thermal treatments performed on SUJ2 6)Martensitic thermal treatment
HF
850˚C / 15min

5

Oil

Oil

4.5

60˚C / 5min

60˚C / 5min

4Subzero treatment-----80˚C / 1h

3.5

Initial retained
austenite content(vol.%)

10.3

4.7

3

Quench /isothermal holding
Water rinsing

ΔS μv/KH
850˚C / 15min

Austenitizing

2.5
2

Φ20

1.5

50
5

X-ray diffraction

4

1

Φ6

0.5

Dimensional measurement0
1.E+0060
TEP

1.E+01

1.E+02

1.E+03

1.E+04

Time (min)Fig. 3 TEP evolution of the martensitic heat treatment as
a function of time at different aging temperatures, with(HF) and without (H) subzero treatment – H110 standsfor H treatment 6-8)

1

Fig. 2 Samples used for X-Ray diffraction,
TEP and Dimensional measurements-62-

*12_*15 15/10/16 14:57 ページ 4

Modeling of Retained Austenite Transformation in Bearing Steels

retained austenite decomposes into a mix of ferriteand cementite.
--- Stage C: Recovery of dislocation structure andcoarsening of martensite laths occur.
Based on these assumptions and scenarios, ananalytical approach was built, using Johnson-MehlAvrami-Kolmogorov 7) (JMAK) empirical formulae forthe kinetics of the precipitation of ε-carbides andFe3C, and for the recovery of dislocations and lathcoarsening.
The macroscopic TEP is considered to be thevolume average of the two individual contributions to
TEP of the martensitic phase (the variation of carbon
in solid solution in the martensite, and the recovery),and of the retained austenite. The TEP master curvesof H and HF heat treatments as a function ofequivalent time at 110˚C were then used to adjust a
number of parameters while others were measured orgathered from publications 7). The interpolatedparameters were all confronted to values available in
the literature and found to be in agreement with them7), and the interpolated TEP curves fit quite well withthe experimental data (Fig. 4).

recrystallization, and the coarsening of carbides.
Subzero treated HF samples, with a lower initial
retained austenite content compared to H samples,
present during stage B a slightly lower ΔS . Thisdifference is assumed to be linked to thedecomposition of retained austenite that seems tooccur simultaneously to the precipitation of Fe3C
carbides.
As increasing temperature seems to shift the curves
towards shorter times, the results were treated with atime-temperature equivalence according to an
Arrhenius law 7), to transfer measurements of alltimes and temperatures to equivalent times at 110˚C,
the lower aging temperature investigated, using
activation energies of 120 kJ/mol for temperatures
between 110 and 240˚C, and 190 KJ/mol for higher
temperatures (close respectively to the values forcarbon precipitation during tempering of martensite,
and for recovery in α-iron).
These master curves (given for H samples in Fig. 4)
were then used to estimate the evolution of volume
fraction and carbon content of the different
constituents of the microstructure, through theirindividual contribution to TEP evolution, according to
the following scenario:--- Stage A:ε-carbides are precipitated from the carbon
rejected from the oversaturated martensite.
--- Stage B: Fe3C carbides precipitate using the carbon
segregated on dislocations, the carbon remaining insolid solution in martensite, and released from thedecomposition of ε-carbides that dissolve because
they are less stable than Fe3C. Simultaneously,

3. 3 Estimation of macroscopic dimensionalvariations
The macroscopic dimensional variations can becalculated from the individual contributions of eachphase, as far as the microstructure of SUJ2 can beunderstood as a composite material. This can beachieved either through the use of simple models,
where the minimal and maximal value of dimensionalvariations were estimated by averaging the stresses(uniform strain – Voigt) or the strains (uniform stress –Reuss) in the volume, either with more complex
approaches such as self-consistent model or Ponte
Castaneda-Willis (also called homogenization
techniques), that take into account the morphology
and relative layout of the phases, and their mechanicalinteractions.
For a given time and temperature, it was thenpossible to estimate the macroscopic dimensionalvariation limits (here using Voigt and Reuss models forease of understanding). Carbon concentrations in the
different phases and the fraction of decomposed
retained austenite are the main input parameters of
this model (for detailed expressions, see 7-8) ). The
experimental measurements, realized on long
cylinder-shaped samples (according to Fig. 2), are ingood agreement with the estimations (Fig. 5).

5
4.5
4
3.5

ΔS μv/K

3
2.5
2
1.5
1
0.5
0
1.E+00

1.E+03

1.E+06

1.E+091.E+12

1.E+15Equivalent time at 110˚C (min)Fig. 4 Experimental (dots) and modeled (curves) TEP
evolution for martensitic heat treatment H: macroscopic
TEP evolution (ΔSH) and individual contributions to TEP
evolution (ΔSε, ΔSθ, ΔSγR, ΔSR) as a function ofequivalent time at 110˚C 6-8) – H110 stands for H
treatment aged at 110˚C, εforε-carbides, θforcementite, γR for retained austenite, R for Recovery-63-*12_*15 15/10/19 14:02 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

compensated by the expansion associated to the
carbides formation (εand Fe3C), so that the overall
contraction of the evolution of the martensitic phase is
not so high. The expansion induced by retained
austenite decomposition is of the same order ofmagnitude to that of Fe3C precipitation (superimposed
curves in Fig 6.b), but is enough to lead in total to a
macroscopic expansion.

ΔL/L

0.001

0

-0.001

ΔL/L

0.001

0

4. Industrial practice-0.001

4. 1 Selection of tempering

ΔL/L

0.001

In industrial practice, hardened bearing steels arenever used as quenched, but tempered, in order toreduce the inherent brittleness of quenched highcarbon steels.
Tempering after quenching is the beginning of theaging process described in§2 and§3 andcharacterized in§3, and will be more or less advanced
depending on the tempering conditions. Depending on
the extent of the tempering i.e. temperature andduration, stage A and possibly stage B described in§3
occur during tempering.
In service, the material will undergo an additional
thermal aging, similar to tempering, during which thephase transformations initiated during temperingcontinue.
Depending on tempering conditions, the component
will present an expansion in service if only stage A
occurred during tempering, or a contraction if stages A
and B (total decomposition of retained austenite)occurred. It is to be reminded that dimensional
evolutions can occur even at low temperatures giventhat enough time has passed.

0-0.001

1

10

100

1000

10000

Time（min）

Fig. 5 Experimental (dots) and modeled (curves for Voigt
and Reuss estimations) dimensional variations ofmartensitic H heat treatment at experimental
temperatures 6,7)

0.002

0.002

0.001

0.001
Dimensional evolution ΔL/L %Dimensional evolution ΔL/L %As example of use, the estimation of dimensionalvariations for equivalent time at 110˚C are represented
in Fig. 6 for H and HF martensitic heat treatments,
with two different initial retained austenite contents 7-8).
It is possible to compare the influence of retained
austenite content for similar austenitizing temperatureand quench.
It is interesting to compare the relative order ofmagnitude of the different phenomena, displayed inFig. 6. The contraction of the martensite lattice is large
and is the only contraction contribution; it is largely

0-0.001-0.002-0.003-0.004-0.005
1.E+000-0.001-0.002-0.003-0.004

1.E+04
1.E+081.E+12Equivalent time at 110˚C (min)-0.005
1.E+001.E+16(a)1.E+04
1.E+081.E+12Equivalent time at 110˚C (min)1.E+16(b)Fig. 6 Estimated macroscopic dimensional variations (Voigt, Reuss) and individual contributions of phases to macroscopic
dimensional variations (ε, θ, α’, γR) for equivalent times at 110˚C - (a) H martensitic treatment with 10.7 vol.% retained
austenite, (b) HF martensitic heat treatment with 4.7 vol.% retained austenite 7-8) -εstands for ε-carbides, θ forcementite, γR for retained austenite, R for Recovery-64-*12_*15 15/10/16 14:57 ページ 6

Modeling of Retained Austenite Transformation in Bearing Steels

conclusions and the ones also obtained by otherauthors are summarized in the following:• An increase of austenitizing temperature and timeincreases the amount of retained austenite after
quench;• A quicker cooling rate produces lower retained
austenite contents;• Interrupted quenching (martempering or
marquenching), commonly used for SUJ2 to reduceheat treatment distortions and quench cracking
likelihood, increases the amount of retained
austenite;• Higher tempering temperature and times will lead tolower retained austenite contents, even if
temperatures lower than 200˚C will not lead tosignificant lowering of retained austenite content in
SUJ2.

Finally, in the case of SUJ2, depending on theapplication, different temperings are used, resulting indifferent properties and advantages/shortcomings:--- ‘Low temperature’ or standard tempering (only stage
A occurs during tempering, 1 to 2h at 170-180˚C):
the hardness obtained is high for good RCF
performance and no dimensional stability is
guaranteed.
--- ‘Higher temperature’ tempering or stabilizing
temperings (stages A and B occur during tempering,for example 2h at 230˚C): the hardness obtained islower than that of standard temperings, but a higher
dimensional stability is obtained, as no expansion
due to retained austenite decomposition will occur,
but contraction at long operating times, or hightemperatures, or combinations thereof. Thesetemperings are used for bearings subjected tohigher temperatures.
The actual temperature/times of NTN-SNR existing
standard tempering (D treatment), and stabilizing
tempering (S) were used to calculate the equivalent
times of aging at 110˚C for a SUJ2 steel, so that thetime corresponding to the beginning of service for D
and S temperings are reported in Fig. 6.

4. 3 Reducing retained austenite content byheat treatment
Different methods can be used to reduce retained
austenite content:¡Subzero treatment consists in an additional
subzero quenching after the standard quenching toroom temperature, but small amounts of retained
austenite are always retained. It generally consists
in an isothermal holding between -100 and -70˚C.
¡Water rinsing consists in submitting thecomponents to a soaking in a water tank at 1520˚C, after oil quench usually realized between 40
and 60˚C. It has been shown that this step can
reduce a portion of the retained austenite, andresultant dimensional variations.
¡Tempering (stabilizing heat treatment) is to date themost effective way to suppress retained austenite.
For SUJ2 and other low alloyed steels, temperingmust be performed at temperatures higher than
200˚C for a significant reduction of retained
austenite content, and at least 230˚C for efficient
removal of retained austenite 9).

4. 2 Influence of heat treatment conditions on
retained austenite
In the previous paragraph, it is shown that it ispossible to obtain different hardness/dimensional
stability compromises depending on heat treatment
parameters.
It is also important to add that heat treatment
solutions are in practice also selected for otherconsiderations, for example to minimize distortions, toavoid quench cracking or depending on furnacetechnology available, and that many criteria areaccounted for to design the heat treatment.
Many studies have been carried out on theinfluence of heat treatment conditions of classicalbearing steel on the amount of retained austenite 9-12),and its thermal stability, through its practicalconsequences on dimensional stability.
Pearson 9) has illustrated for a variability of industrial
heat treatment conditions and facilities, the dispersionof size change that can be found for standard treated
SUJ2: for an aging of 3000h at 150˚C, the size
expansion can vary from 7x10-4 to 11x10-4, illustrating
the influence of the different heat treatment conditions
used depending on the bearing manufacturer andfacilities.
Franklin 12) performed an extensive study in the
1970s on the effect of all these parameters on
retained austenite content (without measuring its
resultant dimensional size change). His main-65-

*12_*15 15/10/16 14:57 ページ 7

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）4) Bhadeshia, H.K.D.H. “Steels for Bearings”, Progress inMaterials Science, 2012, Vol. 57, pp. 268–435.
5) Cheng, L., Brakman, C.M., Korevaar, B.M., Mittemeijer,
E. “The tempering of iron-carbon martensite; dilatometricand calorimetric analysis”, Metall. Trans. A, 1988, Vol.
19A, pp. 2415-2426.
6) Sidoroff, C. “Analyse Microstructurale et Modélisation
des Evolutions Dimensionnelles de l’Acier 100Cr6 :Structures Martensitique et Bainitique”. PhD Thesis
INSA Lyon, 2002.
7) Perez, M., Sidoroff, C., Vincent A., Esnouf C.
“Microstructural Evolution of Martensitic 100Cr6 Bearing
Steel During Tempering: From Thermoelectric Power
Measurements to the Prediction of Dimensional
Changes”, Acta Materialia, 2009, Vol. 57, pp. 3170–
3181.
8) Sidoroff, C., Perez, M., Dierickx, P., Girodin, D.
“Advantages and Shortcomings of Retained Austenite in
Bearing Steels : a Review”, Bearing Steel Technology,
ASTM STP 1580, J. M. Beswick, Ed. American Society
for Testing and Materials International, WestConshohocken, PA, 2015, pp. 312-348.
9) Pearson, P.K. “Size Change of Through Hardened
Bearing Steels at Application Temperatures”, SAE
Transactions A, 1997, Vol.106, N°.2, pp. 170-175
10) Duval, P., Murry, G., Constant, A. “Stabilité
Dimensionnelle dans le Temps. Contribution à l'Etude
des Facteurs Métallurgiques Affectant la Stabilité
Dimensionnelle des Aciers”, Mécanique-Electricité,
1968, Novembre, pp. 28-37.
11) Hengerer, F., Nierlich, W., Volkmuth, J., Nutzel, H.
“Dimensional Stability of High Carbon Bearing Steels”,
Ball Bearing Journal, 1988, Vol. 231, pp. 26–31.
12) Franklin, J., Hill, P., Allen, C. “The Effect of Heat
Treatment on Retained Austenite in a 1% Carbon /Chromium Steel”, Heat Treatment of Metals, 1979, Vol.
6, pp. 46-50.

5. Conclusions
The issue of dimensional stability cannot be
simplified to the content of retained austenite present
in the bearing ring, and complex microstructural
evolution mechanisms modelled in this paper are
responsible for the observed macroscopic dimensionalvariations.
The model presented here takes into account one
initial heat treatment. Other NTN-SNR studies on theevolution of this model enable the evaluation ofdimensional variations for other heat treatment
conditions.
Nevertheless, the only efficient way to improve
dimensional stability in service when needed (ifservice time and temperatures are high enough tocreate dimensional changes modifying the internal
clearance or loss of fit with mating components) is toselect the tempering with an appropriate temperaturethat will bring the microstructure closer to equilibrium
and remove the remaining retained austenite.

References
1) Speich, G.R., Taylor, K.A. “Tempering of Ferrous
Martensites. Martensite : a Tribute to Morris Cohen”,
Edited by Olson G.B. and Owen W.S. United States ofAmerica, ASM International, 1992. pp. 243-275.
2) Porter, D.A., Easterling, K.E. “Phase Transformations in
Metals and Alloys”, London : Chapman and Hall, 1992,
514p.
3) Roberts, C.S., Averbach, B.L., Cohen M. Trans. ASM,
1953, Vol. 45, pp. 576.

Photo of authors

Christine SIDOROFF

Pierre DIERICKX

Pr. Michel PEREZNTN-SNR Roulements
Technology and Innovation
Department

NTN-SNR Roulements
Technology and Innovation
Department

Institut National des Sciences
Appliquées de Lyon
MATEIS Laboratory-66-

*13_*15 15/10/16 15:03 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[論文]

X線回折環分析装置による転動疲労の評価
Evaluation of Rolling Contact Fatigue by X-ray Diffraction Ring

嘉 村
藤 田
佐々木

直 哉* Naoya KAMURA
工*
Takumi FUJITA
敏 彦** Toshihiko SASAKI

本稿では，転動疲労(RCF)を評価する新しい方法について紹介する．X線回折環分析装置で得られる相当応力(σeq )とX線回折環(デバイリング)の不均一さを表すパラメータ(S/S0)でRCFの進行を評価した．
境界潤滑条件下では，σeq とS/S0の挙動から，RCFは次の3つの段階を経て進行することが明らかとなった．第1段階として，σeq は103回の負荷でSUJ2の降伏応力に達するが，この段階ではS/S0は変化しない．次に，σeq の著しい増加が終わった後，結晶配向が始まり，S/S0が増加す
る．最後に，ピーリングが成長するにつれてσeq は低下するが，結晶配向は進行し続ける．
このことは，RCFの評価にデバイリング分析装置を用いたことで得られた新たな知見である．デバイリングから得られるパラメ
ータはRCFの評価に有用であり，RCFのメカニズム解明だけでなく，RCFの進行度の定量的な推定にも用いることができる．

In this report, a novel approach for evaluating the progression of rolling contact fatigue (RCF) is introduced.
The progression of RCF is evaluated based on tri-axial stress state and the degree of martensite grainorientation which are characterized by two parameters: σeq and S/S0, respectively.
From the behavior of the σeq and S/S0 during RCF, it is found that the progression of RCF can be divided into
three stages as follows. First, σeq approaches the yield stress of SUJ2 in the early loading stage; about 103
cycles. The S/S0 does not change in this stage. After drastically increasing the σeq up to 103 cycles, the S/S0
increases. This shows that the martensite grain orientation on the RCF surface begins to be formed after the 103
cycles. Finally, σeq gradually decreased while developing peeling on the raceway although the orientation of
texture continues to progress.
This is a new finding obtained by applying the Debye ring analyzer to the evaluation of RCF. The evaluation of
RCF by Debye ring is a promising method, not only to investigate mechanism of RCF, but also to allow forquantitative estimation of the progression of RCF.

装置が開発され，材料評価に用いる研究 3）などが進め

1. はじめにられている．デバイリングは，単一入射角での応力測

転がり軸受の軌道面下では，組織変化，硬度変化，定(cosα法4）)に利用可能である．cosα法は，従来法

残留応力の形成をともなった疲労が起こることはよくに比べて短時間で応力が得られる．また，cosα法を知られており，これまで多数の報告1），2）などがある．

拡張した佐々木－廣瀬法5）を用いれば三軸応力測定も

転がり軸受の損傷のリスクを把握する目的で，転が可能である．さらに，検出器上に得られたデバイリン

り軸受の余寿命を推定する試みがある．従来の研究でグの強度分布から，結晶粒の配向に関する情報を得る

は，主にX線応力測定装置で得られる3つのパラメー

ことができる．従来法で得られなかったこれらの情報

タ(平面応力状態を仮定した残留応力，半価幅，残留を利用すれば，複雑な転動疲労のメカニズムの解明がオーステナイト)を用いていた．しかしながら，転が進み，余寿命推定の高精度化につながると考える．

り軸受の疲労は使用条件によって複雑に変化するた

本稿では，二円筒試験片の転動疲労の進行についめ，これらのパラメータだけで高精度な余寿命推定をて，デバイリングから得られるマルテンサイトの結晶行うことは難しい．

配向と佐々木－廣瀬法で得られる三軸残留応力を関連付けて考察した．

近年，X線回折環(デバイリング)を検出できる分析**先端技術研究所**金沢大学 人間科学系-67-

*13_*15 15/10/16 15:03 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

デバイリング全周を利用したX線応力測定理論は，

2. X線による三軸応力測定理論

平らによりcosα法が提案され，吉岡ら8），佐々木ら9）によって検出器にイメージングプレート(IP)を用いる

2. 1 デバイリングによる応力測定法
結晶構造をもつ物質にX線が入射したとき，式(1)方法が提案されている．cosα法は平面応力状態を仮に示すBraggの条件を満たす結晶において回折現象が定した解析法であるが，cosα法を拡張した三軸応力生じる．

測定法として佐々木－廣瀬法がある．以下では，佐々木－廣瀬法の解析理論について述べる．

2d ∙ sinθ= nλ……………………………………… (1)2. 2 佐々木－廣瀬法

ここで，
d ：格子面間隔

θ：Bragg 角

デバイリングの中心角αに対するひずみεαは，デバ

n ：整数

λ：X線の波長

イリング半径 Rαを用いると式 (2) のように表される．

一般的に，工業用に用いられる金属材料は多結晶体[( C )]

εα= 1 2θ0 _π+ tan-1 Rα cotθ0 ……………(2)であり，それぞれの結晶方位は互いに異なる(ランダ2

ムな方位である)場合が多い．このような材料に引張

L

ここで，

応力が加わると，結晶粒の格子面間隔は図1のように変化し，それぞれの結晶粒の回折角が変化する．すなθ0：無ひずみ状態での Bragg 角

わち，X線応力測定はこの結晶方位による回折角の違Rα：αの位置におけるデバイリングの半径いを利用して応力を算出する6）．

CL：X 線の照射位置から検出器までの距離

試 料 が X線 応 力 測 定 に 適 し た 結 晶 粒 (結 晶 粒 径 が
図 3 に示す座標系において，εαと応力の関係は次式

30μm以下で配向や集合組織がない状態7）)の場合，で表される．

回折X線は図2に示すように入射X線を中心とした円
すい状に発生する．回折X線を二次元検出器で測定す

εα=σx 1 [n12 _υ(n22 + n32 ) ]Eる場合，円すいを平面で切り取った円環が検出器上に+σy 1 [n22 _υ(n32 + n12 ) ]得られ，これを「デバイリング」と呼ぶ．

E+σz 1 [n32 _υ(n12 + n22 ) ]E
2(1+υ) n n +τyz 2(1+υ) n n
+τxy
1 2
2 3
E
E
+τxz 2(1+υ) n3 n1 …………………………(3)E
ここで，
E：X 線的ヤング率

υ：X 線的ポアソン比

図1 引張応力による格子面間隔の変化
Changes of lattice spacing by applying tensile stress

図3

イメージングプレート(IP)上に得られる
デバイリングとひずみεαの関係
Relationship between Debye ring on Imaging Plate (IP)and strainεα

図2 入射X線とデバイリングの関係
Schematic drawing of incident X-ray and Debye ring-68-

*13_*15 15/10/16 15:03 ページ 3E

X線回折環分析装置による転動疲労の評価

また，n1 〜n3 はεαの方向余弦であり，次式で表される．

(12) で得られているため，ψ0≠0 のときσx _σz，τxy は

n1 = cosηsinψ0 cosφ0_ sinηcosψ cosφ cosα0次式で得られる．

0_ sinηsinφ sinα…………………………(4)0σx _σz= _n2= cosηsinψ0 sinφ0_ sinηcosψ sinφ cosα0τyz はすでに式 (11)，
式 (13)，(14) において，
τxz，

E
1
1
1+υ sin2η sin 2ψ0∂a1(0)( ∂cosα )_ 2τxz cot2ψ …………………………(15)00+ sinηcosφ0 sinα …………………………(5)n3= cosηcosψ0 + sinηsinψ0 cosα ……………(6)

τxy =

ここで，

E
1
1
2 (1+υ) sin 2η cosψ0∂a2(0)( ∂sinα )_τyz cotψ ……………………………(16)η ：Bragg 角θの補角 (η= π/2_θ)0

σy _σz はφ0 = π/2 rad (90˚) における式 (15) の関係を

ψ0：X 線入射角φ0：入射 X 線の投影が X 軸となす角

用いれば計算できる．

次に，式 (3) から各応力成分を得るために，デバイ

σz は次式から求める．

π−α，−αにおけるひずみをリングの中心角π＋α，それぞれεπ＋α，επ−α，ε-αと表し，新たに次のパラメ

E(εα_ X ) ……………………………(17)σz = _
1 2υ

ータを定義する．

ここで，X は次式で表される．

1a1(φ0)≡ 2 [(εα _επ＋α) ＋ (ε-α _επ−α)] ……(7)X=

1

a2(φ0)≡ 2 [(εα _επ＋α) _ (ε-α _επ−α)] ……(8)+ 1 (σx _σz ) [n12 _ν(n22 + n32 )]E+ 1 (σy _σz ) [n22 _ν(n32 + n12 )] ………(18)E

式 (3) 〜 (8) から，φ0＝0 における a1 と a2 は次のように表される．

式 (18) における各応力成分と方向余弦は既知であ

1+υ
σx _σz ) sin 2ψ0 + 2τxz cos2ψ0]
E [(× sin 2ηcosα ……………………………(9)a1(0)= _a2(0)=

2 (1+υ)(τxy n1 n2 +τyz n2 n3 +τxz n3 n1)Eるので，σz の値が求められる．なお，式 (17) にはεαの項が含まれており，デバイリングの中心角ごとにσzが得られるので，σz はその平均値とする．

2 (1+υ)[τxz sin ψ0 +τyz cosψ0]E× sin 2ηsinα …………………………(10)以上が佐々木−廣瀬法による三軸応力解析法であり，
図 5 に示す 3 回の X 線照射で応力 6 成分が得られる．

式 (9)，(10) において，ψ0=0 のとき，すなわち X 線
を試料面に垂直な方向から入射 ( 垂直入射 ) するとき，せん断応力τxz，τyz について次式の関係が得られる．
τxz= _

3. 実験条件
3. 1 二円筒試験条件

E1 ∂a1(0)…………………(11)2 (1+υ) sin 2η∂cosα

図4に二円筒試験機の概略図を，表1に試験条件を∂a2(0)
E
1…………………(12)2 (1+υ) sin 2η ∂sinα

それぞれ示す．試験は純転がり条件で行った．No.1

また，式（9），(10）は a1 と a2 がそれぞれ cosα，(以下，鏡面駆動)，No.4は表面粗さの大きい試験片

sinαに対して線形であることを示しており，その傾きを駆動側に用いる条件(以下，粗面駆動)である．二円は次式で表される．

筒試験では，鏡面駆動よりも粗面駆動のほうが鏡面側

τyz=

(

〜3は表面粗さの小さい試験片を駆動側に用いる条件

円筒の損傷の進行が早いことが知られており10），11），∂a1(0)
1+υ
σx _σz ) sin 2ψ0 + 2τxz cos2ψ0]
=_
E [(
∂cosα
× sin 2η …………………………(13))

今回のX線による疲労の評価にその影響がどのような形で表れるかを調べる．
二円筒試験片はJIS SUJ2製で，標準的な熱処理を∂a2(0)( ∂sin α ) = 2 (1E+υ) [τ sin ψ +τ cosψ ]
xy

0

yz

施してある．形状はφ40×12mmの円筒形状で，軸0× sin 2η …………………………(14)方向の曲率半径は表1に示す．No.1は，最大接触応-69-*13_*15 15/10/16 15:03 ページ 4

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）
表1 二円筒試験条件
Two-cylinder type test conditions

表2 X線測定条件
X-ray measurement condition

No.

Rq µm
Load Pmax Curvature in the axial direction
kN GPaDrivenDriving Driven
DrivingΛ13.92 2.77

23↑↑
1.96 2.20∞

4

3.92 2.77

60

60
∞

Cr-Kα

Characteristic X-ray
Diffraction (hkl)α-Fe (211)30kV, 1mA

0.022

0.987

0.3

Tube condition

0.025
0.030

0.010
0.945

10
0.3

X-ray irradiated area

0.985

0.029

0.3

φ2

Incident angle ψ0 rad (deg)Exposure time s

0, 0.524 (0, 30)72

図5 測定時の試験片に対する座標系とIPとの位置関係
Relationship between coordinating system in measuring
object and location of IP

図4 二円筒試験機の概略図
Schematic drawing of two-cylinder type test

力(以下，Pmax)が2.77GPa，油膜パラメータ(以下，1Λ)が0.3の境界潤滑条件である．No.2は弾性流体潤Tα=μ .

滑条件(Λ>3)となるように駆動・従動の両試験片を鏡

ここで，

cos2ηcos2ψ0+ cosψ0 sin2ηsinψ0 cosα(19)
(1 + cos2η) cosψ0+ sin2ηsinψ0 cosα

面仕上げとした．No.3はNo.1と同じく駆動側に鏡面Tα：αの位置における回折線の侵入深さ

仕上げ，従動側に研削仕上げの試験片を用いている

μ：鉄の Cr-Kα線に対する線吸収係数 13）

が，Pmaxが2.20GPaでNo.1より低面圧の条件である．

(889.76cm-1)

潤滑油は無添加タービン油(ISO VG32)を染み込ま式(19)を用いると，入射角 ψ0と平均侵入深さの関せたフェルトパッドを試験片に接触させることで供給係は図6のようになる．本稿ではX線の入射角を0radした．駆動側試験片の回転速度は500min-1とした．

(0°)と0.524rad (30°)としたため，X線の平均侵入深さはそれぞれ5.4μm，4.6μmとなる．したがって，

3. 2 X線測定条件

後述するX線測定結果は試験片表面から約5μmまでのX線回折環分析装置として，μ-X360(パルステッ

組織や応力変化の情報を示すものである．
Average penetration depth µm

ク工業株式会社製)を使用した．本装置は，回折X線を二次元で検出するのでデバイリングの分析が行える．
X線測定条件を表2に示す．測定にあたっては図5に示す座標系をとり，応力解析には2章に記した佐々木－廣瀬法を用いた．X線の照射範囲はφ2であり，試験 条 件 か ら 計 算 さ れ る 接 触 だ 円 の 長 軸 直 径 (2.96mm)より小さいため，転がり接触部のみの評価ができる．
X線が材料の内部に入り込む深さ(X線侵入深さ)は，次式で与えられる12）．

6

5

4

3

2
0

10

20

30

ψ0 deg405060

図6 X線入射角と平均侵入深さの関係
Relationship between X-ray incident angle and average
penetration depth-70-

*13_*15 15/10/16 15:03 ページ 5

X線回折環分析装置による転動疲労の評価

3. 3 評価指標

4. 結果および考察

転動疲労の評価指標として，相当応力(ミーゼス応力)σeq および結晶配向に起因するデバイリングの変

4. 1 油膜パラメータの影響化を定量化する目的で定義したパラメータS/S0を用い

図8にNo.1とNo.2の駆動側試験片における負荷回

る．S は，デバイリングの中心角に対する回折強度の数 と σeq の 関 係 を 示 す ． 弾 性 流 体 潤 滑 条 件 で あ る

標準偏差であり，S0 は試験前の S の値である．図7(a)No.2の σeq は負荷回数が大きくなってもほとんど変のように不均一な強度分布をもつデバイリングでは，化しないが，境界潤滑条件のNo.1の σeq は転動初期αに対するピーク強度は図7(b)のようになり，その標準偏差は右図の S で示される．一方，σeq は式(20)の段階で最大となり，SUJ2の降伏応力に近い1134
MPaまで上昇した．その後，ピーリングの発生を伴で表される．

いながら σeq は徐々に減少した．図9は試験終了時の軌道面の様子である．このピーリングは初期の段階

σeq =

｛
1
2

(σx _σy)2 + (σy _σz)2 + (σz _σx)2+6 (τ2xy+τ2yz+τ2xz)｝(負荷回数12×104回)からすでに観察されていた．

…(20)

図10に試験前後の試験片で得られたデバイリングを示す．No.1では試験後に不均一なデバイリングがα観察された．図11にNo.1とNo.2の負荷回数と S/S0の関係を示す．No.2の S/S0は試験終了まで変化しな
かったが，No.1では負荷回数の増加にともなって

S/S0が増加した．これは，境界潤滑条件の転動疲労がマルテンサイト結晶粒の配向を伴う現象であることを示している．

（a）デバイリングの例
Example of Debye ring

0

60

120

180

240

α deg

300

No.1
No.2

1200

σeq MPa

Intensity a.u.

Intensity a.u.

1400

S

1000
800

360

600

（b）中心角に対するピーク強度とその標準偏差Intensities at diffraction peak for central angle
and its standard deviation

400

0

10

20

30

40

50

Number of cycle ×104

図7 パラメータSの定義
Definition of parameter S

図8 No.1，No.2の負荷回数に対するσeq の変化
Relationship between von Mises stress σeq and the number ofcycles for driving specimens of No.1 and No.2 tests

図9 No.1の条件で48×104回の負荷後に見られた駆動側試験片のピーリング損傷
Peeling for driving specimens of No.1 test after RCF of
48×104 cycles-71-*13_*15 15/10/16 15:03 ページ 6

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

1400（a）転動前（b）No.1

Before RCF

σeq MPa

1200（C）No.2
After RCF

1000
800

No.1
No.3

600

図10 新品試験片No.1，2の試験後試験片で得られた
デバイリング
Debye rings for before and after RCF tests of No.1 andNo.2 tests at 48×104 cycles

400
0

10

20

30

40

50

Number of cycle ×104（a）σeq
10
10

No.1
No.2

8

S/S0

S/S0

8
6
4

4

No.1
No.3

2

2
0

6

0

0

10

20

30

40

50

Number of cycle ×104
0

10

20

30

40

50

（b）S/S0

Number of cycle ×104

図11 No.1，No.2の負荷回数に対するデバイリングの不均一さS/S0の変化
Relationship between S/S0 and the number of cycles fordriving specimens of No.1 and No.2 tests

図12 No.1，No.3の負荷回数に対するσeq とS/S0の変化
σeq and S/S0 depending on the number of cycles for thedriving specimen of No.1 and No.3 tests

4. 2 荷重の影響

4. 3 低負荷回数領域でのX線測定値の変化

図 12に No.1と No.3の 負 荷 回 数 に 対 す る σeq と境界潤滑条件におけるσeq とデバイリングの形状はS/S0の変化を示す．σeq とS/S0 の挙動は，No.1とNo.3

負荷回数105回以下で急激に変化することを前節までとで大差なく，ピーリングもほぼ同時期に発生した．

に示した．以下では105回以下の負荷回数での分析結荷重が異なるにも関わらず，σeq の形成，結晶配向果について述べる．

の挙動およびピーリングの発生時期に差がなかった原

図13にNo.1と同じ条件で5×104回までの転動試

因は，表面粗さの突起接触の過酷度に両者で差がなか験を行った時の σeq と S/S0の変化を示す． σeq は負荷ったためである．表面粗さの突起接触の過酷度を示す

回 数 103回 の 時 点 で 試 験 前 の 533MPaか ら 1084とされるRdq14）はNo.1とNo.3の従動側円筒で試験

MPaま で 増 加 し ， そ の 後 5×104回 ま で 1080～

前に0.175 rad(10°)を超えている．これは通常の軸1200MPaの間でほぼ一定に推移した．一方， S/S0

受のRdq(0.017～0.070rad)よりはるかに大きい数

は負荷回数103回までほとんど変化せず，103回以降値である．Rdqの大きい表面の突起接触部に生じる接増加しており，転動疲労は残留応力の生成，結晶配向

触圧力は，いずれの荷重条件でもSUJ2材が支えられの順に進行することがわかった．

る限界値を超えると推測される．したがって，荷重の増加は局所的な接触圧力には影響を与えず，真実接触
面積の増加にのみ影響を与えることがX線による分析でも認められた．これが，σeq の形成，結晶配向の挙動に荷重が影響しなかった理由である．

-72-

*13_*15 15/10/16 15:03 ページ 7

1400

1400

1200

1200

σeq MPa

σeq MPa

X線回折環分析装置による転動疲労の評価

1000
800

1000
800

No.1

600

No.4

600
400
400

100

101

102

103

104

100

101

102

103

104

105

104

105

Number of cycle

Number of cycle（a）σeq（a）σeq
10

25

8

20

6

15

S/S0

S/S0

No.1

4

No.4

10
5

2

0
0

100

101

102

103

100

104

101

102

103

Number of cycle

Number of cycle（b）S/S0（b）S/S0

図13 No.1のσeq とS/S0の負荷回数5×104回までの変化
σeq and S/S0 depending on the number of cycles up to
5×104 for No.1 test

図14 No.1とNo.4の負荷回数に対するσeq とS/S0の変化
σeq and S/S0 depending on the number of cycles for thedriving specimen of No.1 and No.4 tests

4. 4 粗面駆動の影響
図14に鏡面駆動のNo.1と粗面駆動のNo.4の σeqと S/S0の変化を示す．負荷回数5×104回までは，
No.1と No.4の σeq と S/S0は よ く 似 た 変 化 を 示 し たが，それ以降の S/S0の増加量はNo.4のほうが大きかった．また，ピーリングはNo.1，4ともに負荷回数（a）No.1

5×104回付近から発生したが，その進展はNo.4の（b）No.4

図15 負荷回数5×105回での軌道面のピーリング
Peeling on raceway at 5×105 cycles

ほうが早く，負荷回数5×105回では図15に示すように軌道面の損傷の数と大きさに差が生じた．すなわち，粗面駆動の方がピーリング発生後の結晶配向が著
しく，またピーリングの進展速度も速かった．
これらの結果は，No.1とNo.4の転動疲労の進行がき裂の発生後から異なることを示している．兼田ら10）は，軌道面にき裂と潤滑油が存在するとき，き裂開閉口の挙動が駆動側と従動側で異なることを示しており，これがNo.1とNo.4でピーリングの進展に差が生じた原因と考えられる．き裂発生と進展のメカニズムおよび結晶配向形成のメカニズムについては，今後さらに詳細な検討を行う．

-73-

*13_*15 15/10/16 15:03 ページ 8

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

5. 結3）例えば：富永真，秋庭義明，二次元検出器によるX線応力測定に及ぼす照射面積の影響，日本材料学会，第47
回X線材料強度に関するシンポジウム講演論文集，(2013)1-6．
4）平修二，田中啓介，山崎利春，細束X線応力測定の一方法とその疲労き裂伝ぱ問題への応用，材料，27，
294，(1978)251-256．
5）佐々木敏彦，高橋俊一，佐々木勝成，小林裕一，エリア
ディテクタ方式のX線三軸応力測定法の改良に関する研究，日本機械学会論文集A編，75，750，(2009)219-227．
6）田中啓介，鈴木賢治，秋庭義明，残留応力のX線評価 ―基礎と応用―，第1版，養賢堂，(2002) 99-105．
7）(社)日本材料学会, X線応力測定法標準, (1982)79-84．
8）吉岡靖夫，新開毅，大谷真一，X線による材料強度研究へのイメージングプレートの適用，日本材料学会第26回X線材料強度に関するシンポジウム講演論文集，(1989)122-127．
9）佐々木敏彦，廣瀬幸雄，イメージングプレートを利用した一個の回折リングからの応力測定，日本材料学会，第30回X線材料強度に関するシンポジウム講演論文集，(1994)22-27．
10）S. Way，Pitting Due to Rolling Contact，Journalof Applied Mechanics, 2, 2, (1935)A49-A58．
11）兼田禎宏，村上敬宜，八塚裕彦，接触疲れき裂伝ぱに関するWayの説の破壊力学的考察，潤滑，30，10，(1985)739-744．
12）佐々木敏彦，廣瀬幸雄，cosα法による中性子応力測定に関する基礎的研究，日本機械学会論文集A編，71，704，(2005)670-676．
13）株式会社リガク，X線回折ハンドブック，第6版，(1998)付録4．
14）E. Ioannides，G. Bergling & A. Gabelli, An
Analytical Formulation for the Life of Rolling
Bearings, Acta Polytechnica Scandinavica,
Mechanical Engineering Series,137,(1999)．
15）嘉村直哉，藤田工，佐々木敏彦，丸山洋一，トライボ
ロジー会議2015春 姫路 予稿集，X線回折環分析装置
による転動面の分析，講演番号 F12(2015)．
16）嘉村直哉，藤田工，丸山洋一，佐々木敏彦，X線回折環分析装置による転動面の分析，第49回X線材料強度に関するシンポジウム講演論文集，(2015)58-61．

言

X線回折環分析装置で得られる相当応力(ミーゼス応力) σeq とデバイリングの不均一さを表すパラメー
タS/S0によって，境界潤滑および流体潤滑条件下の転動疲労の進行を評価した．その結果を以下にまとめる．
1）転動面の σeq は103回程度の早い段階でSUJ2の弾性限度に近い値まで上昇する．
2）σeq は103回まで著しく増加した後，微小はく離が発生するまで，ほぼ一定に推移した．
3）今回の実験では，結晶配向は σeq の著しい増加が終わった後，103回以降から始まった．
4）ピーリングが成長するにつれて σeq は低下する
が，結晶配向は進行し続ける．
5）駆動・従動の試験片を入れ換えても，ピーリング発生までの σeq と結晶配向の形成状態は変わらな
いが，ピーリング発生後の結晶配向の程度は粗面駆動で著しかった．
本稿は，原著予稿資料15）,16）を基に編集したものである．掲載を許可下さった日本トライボロジー学会と日本材料学会のご好意に感謝します．

参考文献
1）例えば：室博，対馬全之，徳田昌敏，ころがり接触による残留応力の変化，材料, 18, 190, (1969)615-619．
2）小熊規泰，軸受の残存疲労寿命予測 第１報:X線回折法の適用, KOYO Engineering Journal, 161，
(2002)26-31．

執筆者近影

嘉村

直哉

先端技術研究所

藤田工

先端技術研究所佐々木敏彦

金沢大学 人間科学系-74-

*14_*15 15/10/16 15:05 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[論文]

高周波誘導加熱条件が軸受鋼の材料特性に及ぼす影響
Influence of Induction Heating Conditions on Bearing Steel Characteristics

結 城 敬 史*佐 藤 美 有*Hiroshi YUKI
Miyu SATO

高炭素クロム軸受鋼2種の全体加熱焼入れの加熱源を炉加熱から誘導加熱に変更する場合を想定
し，炉加熱処理品と同等性能が得られる誘導加熱処理条件を探索した．誘導加熱時の加熱温度と未固溶炭化物の面積率を変更して試験片を作製し，寸法変化率，静的負荷容量，圧壊強度及びせん断疲労強度を評価した．また，良好条件で作製した試作玉軸受の基本定格寿命は，計算寿命の4倍以上であった．

In order to evaluate the characteristics of SUJ2 bearing rings hardened by induction heating (IH) in comparison
to those heat treated in a furnace, we researched suitable IH conditions that achieve the same properties as
furnace heating. Dimensional change ratio, static load capacity, fracture strength, and shear fatigue strength
were evaluated with specimens that were induction hardened with varying temperatures and carbide area ratios.
Suitable conditions were determined. Basic rating lives of ball bearings made with the suitable IH conditions
were found to be 4 times longer than their calculated fatigue life.

られない．そこで本研究では固溶炭素濃度と各種特性

1. はじめにとの関係を調査するため，炭化物面積率を4%，8%

高炭素クロム軸受鋼2種（以下，SUJ2材）の全体

及び12%狙い，加熱温度は炉加熱よりも高く設定し加熱焼入れの加熱源を炉加熱から誘導加熱(以下，IH)て ， 900℃， 950℃及 び 1000℃と し た ． 焼 戻 しに変更すれば省エネルギー化，省人化，低環境負荷をは，通常焼戻し条件である大気炉180℃×2h，IHに達成できる．

よ る 高 温 短 時 間 焼 戻 し を 想 定 し た 62HRC狙 い の一方，IHは炉加熱に比べて生産性が不利であり，ワ

240℃×43s及 び 60HRC狙 い の 310℃×37sの 3ーク1個あたりの処理時間を短縮するために高温加熱水準とした．すなわち，3×3×3の27水準を評価対が採用される事例が多い．高温加熱の場合は，SUJ2

象とした．なお，各処理条件は加熱温度，炭化物面積

材のオーステナイト単相域から焼入することになり，率及び，焼戻し条件をハイフンで順につなぎ「900-

炉加熱でオーステナイト＋セメンタイト二相域から焼4-180」のように表記する．炭化物面積率ごとの加入れされる製品と特性が異なる可能性がある．

熱温度と加熱時間との関係及び，焼戻し後の硬度ごとの加熱温度と加熱時間との関係を表1に示す．

そこで本研究では，最適な誘導加熱処理条件を探索し，炉加熱品と比較した．

表1

2. 試験方法
温度 ℃

2. 1 IH熱処理条件
母地中の固溶炭素濃度は各種特性に影響するため重

900
950
1000

要であるが，固溶炭素濃度の直接測定は困難である．
そこで固溶炭素濃度の代わりに炭化物面積率を制御し狙い硬度 HRC
62
62
60

た．炭素の固溶が過剰であれば，炭化物が消失しピン止め効果が得られないため，結晶粒粗大化による強度低下を招く．逆に，固溶が不足すれば十分な硬さが得*先端技術研究所-75-

各条件におけるIH加熱時間
IH test conditions
焼入れ
狙いの炭化物面積率
4%8%316.0s
57.5s
65.0s
14.5s
10.3s
4.0s
焼戻し
温度 ℃
2h
180
240
43.2s
310
36.8s

12%
11.0s
3.0s
0.7s

*14_*15 15/10/16 15:05 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

2. 2 IH熱処理方法

2. 3 各IH熱処理条件の基本特性

供試材は全て同一ロットのSUJ2材とした．

供試材形状をφ60×φ54×15のリングとして，

表2に供試材の化学成分を示す．

IH加熱焼入品の材質調査を行った．図1にIH加熱品の炭化物分布状態を示す．図中のA，B，Cは，それぞれ950℃×65.0s， 1000℃×4.0s及 び 900℃×11.0s

表2 SUJ2材の化学成分
Chemical compositions of SUJ2 used (mass %)
C

Si

Mn

P

0.98

0.27

0.42

S

で処理したIH加熱品である．加熱条件によってミクロ

Ni

Cr

Mo

Cu

0.011 0.007 0.06

1.47

0.03

0.08

組織が異なることが確認できる．表3に焼戻し後の硬度，残留γ量及び旧γ結晶粒度を示す．

供試材の加熱には高周波誘導加熱装置を使用した．

3．良好条件の決定

供試材外径面中央部の温度を用いたフィードバック制
御により，試験片温度を一定にした．加熱完了後，試3. 1 寸法変化率調査

験片温度が100℃程度になるまで油温70℃のコール

3. 1. 1 試験方法

ド油中で焼入れ冷却した．

供試材形状はφ60×φ54×15 のリングとした．
各条件で熱処理したリングを230℃で2h保持し，加熱前後の寸法変化率を求めた．試験数は各水準n=3とした．寸法変化率が0.050%未満を合格とした．

A : 950˚C×65.0s

B : 1000˚C×4.0s

C : 900˚C×11.0s

図1 加熱条件とミクロ組織
Cementite distributions

表3 各熱処理条件における焼戻し後硬さ，残留γ量と旧γ粒1）
Hardness, amount of retained austenite and prior γ grain size after tempering
狙いの炭化物面積率4%
加熱温度 焼戻し温度
˚C
˚C
900

950

1000

硬さ
HRC

8%

残留γ量 旧γ結晶粒
粒度番号
%

180

62.8

14.6

240

62.5

14.5

310

60.2

7.3

180

62.5

17.0

240

62.8

17.9

310

60.2

9.8

180

62.0

17.2

240

62.3

16.9

310

60.2

11.1

11.0

9.4

10.0

硬さ
HRC

残留γ量 旧γ結晶粒
%
粒度番号

62.1

10.5

62.4

11.2

60.9

5.7

62.3

13.0

62.3

13.1

60.0

7.8

62.1

17.3

62.2

16.5

60.1

9.6

-76-

12%

11.0

10.8

10.2

硬さ
HRC

残留γ量 旧γ結晶粒
%
粒度番号

61.0

7.9

60.2

8.6

57.9

5.4

61.3

10.2

61.4

10.7

59.1

6.0

62.4

14.6

62.2

14.8

60.2

7.8

11.0

11.0

11.0

*14_*15 15/10/16 15:05 ページ 3

高周波誘導加熱条件が軸受鋼の材料特性に及ぼす影響

3. 1. 2 評価結果

822.9Nの荷重を負荷した．負荷速度は3N/s，荷重

表4に寸法変化率を示す．炭化物面積率が4%の場の保持時間は120sとした．荷重除荷後，3次元表面合に寸法変化率が大きくなる傾向にある．加熱温度

構造解析顕微鏡にて残留圧痕深さを測定した．試験数

1000℃かつ62HRC狙いの焼戻し条件（180,は各水準n=3とした．

240℃）ではいずれの炭化物面積率でも不合格とな

ここで，試験結果の整理方法について記す．試験荷った．図2に寸法変化率と残留オーステナイト量との重に対応する最大接触面圧 Pmax の対数と，圧痕深さ関係を示す．同一硬さでは残留オーステナイト量と寸δをセラミック球径 DWで除した値δ/DW の対数は直法変化率に強い相関があった．

線関係が得られることが知られている 2）．また，静定格荷重は転動体と軌道面の永久変形量の合計が転動
体径の1/10000になる荷重とされている3）．本試験

表4 寸法変化率（×10-5）
Dimensional change ratio (×10-5)
加熱温度
˚C
900

950

1000

で生じる永久変形は軌道面に相当する試験片だけであるが，軌道面と転動体の永久変形の割合はほぼ等狙いの炭化物面積率

焼戻し温度
˚C

4%

8%

12%

しい 4） ため，本報では2δ/DWが1/10000となると

180

71

36

19

き の P max を 静 的 負 荷 容 量 と 定 義 し た ． 2 δ/ D W =

240

65

38

40

310

45

25

24

1/10000と な る Pmax は log (Pmax )−log (δ/DW)の プ

180

78

47

35

240

75

47

39

310

60

38

26

180

82

77

59

240

51

62

55

310

54

48

41

ロットから最小二乗法で近似直線を求め，算出した．

3. 2. 2 試験結果
図3に静的負荷容量を示す．図中赤枠内の条件は危険率5%で炉加熱品よりも静的負荷容量が低い．
1000℃加熱では，静的負荷容量が低くなるといえ
る．

90
80
5.5
70

50

310˚C 焼戻し
（60HRC）

40

×10-5 30180˚C 焼戻し＋
240˚C 焼戻し
（62HRC）

20
10
0
0.0

5.0

10.0

残留オーステナイト量

15.0

5.0

4.5

4.0
20.0

%

炉加熱品
900-4-180
900-4-240
900-4-310
900-8-180
900-8-240
900-8-310
900-12-180
900-12-240
900-12-310
950-4-180
950-4-240
950-4-310
950-8-180
950-8-240
950-8-310
950-12-180
950-12-240
950-12-310
1000-4-180
1000-4-240
1000-4-310
1000-8-180
1000-8-240
1000-8-310
1000-12-180
1000-12-240
1000-12-310

60

Pmax GPa

寸
法
変
化
率

図3 静的負荷容量
Static load capacities

図2 残留オーステナイト量と寸法変化率
Relationship between amount of retained γ
and dimensional change ratio

3. 2 静的負荷容量調査

3. 3 静的圧壊強度調査

3. 2. 1 試験方法

3. 3. 1 試験方法

供試材形状は，各条件で熱処理したφ60×φ52×15

供試材形状はφ60×φ54×15のリングとした．市のリングから切り出した，6×15×3の平板とした．

販の引張圧縮試験機を用いて1mm/minで荷重負荷最も広い面を鏡面加工し，その面に3/8インチの窒化し，リングが破断したときの荷重を応力に換算して，けい素セラミック球を最大接触面圧 Pmax = 4.0，4.5

静的圧壊強度とした．試験数は各水準n=5とした．

及 び 5.0GPaに 相 当 す る 421.3， 599.9及 び-77-

*14_*15 15/10/16 15:05 ページ 4

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

3. 3. 2 試験結果

3. 4. 2 試験結果

図4に静的圧壊強度を示す．3.1及び3.2節の試験

図6にせん断疲労強度を示す．3.3節と同様に，加結果より，加熱温度1000℃の供試材は寸法変化率が

熱温度1000℃の供試材は評価対象から除外した．

不合格であったこと，また，静的負荷容量も低いこと

60HRC狙いである310℃焼戻し品は疲労強度が低いから評価対象から除外した．図中赤枠内の条件は危険傾向にあるが，その他のIH加熱品は，ほぼ同等の強度で率1%で炉加熱品よりも低強度である．炭化物面積率あった．詳細比較のため，図7に負荷回数が3×109

を4%にした場合，900℃加熱では62HRC狙いの焼回となる応力振幅を示す．3×109回とは，最大接触戻し条件，950℃加熱では全ての焼戻し条件で炉加面圧 Pmax =2.5GPaで軸受寿命試験を行った際，はく熱品より低強度になることが分かった．

離が生じる程度の負荷回数である．疲労強度の標準偏差が応力によらず一定であると仮定し，有意水準5%で有意差検定すると，IH加熱品の3×109疲労強度

3500

は，いずれも炉加熱品と同等以上と判定された．

3000

引
張 2500
応力 2000

1000

炉加熱品

950

MPa

900-4-180

900

1500

900-8-180
950-12-310

950-12-240

950-8-310

950-12-180

950-8-240

950-8-180

950-4-310

950-4-240

950-4-180

900-12-310

900-12-240

900-8-310

900-12-180

900-8-240

900-8-180

900-4-310

900-4-240

炉加熱品

1000

900-4-180

850

応
力 800
振
幅 750

図4 静的圧壊強度
Fracture Strength

900-8-240
900-12-180

MPa 700

950-4-310

650

950-8-240600

950-8-310

550
1.0E+07950-12-180

1.0E+08

1.0E+09

1.0E+10

負荷回数

3. 4 せん断疲労強度評価

950-12-240

図6 せん断疲労強度
Shear fatigue properties

転がり軸受は，せん断疲労が支配的 5）といわれている．そこで超音波ねじり疲労試験機 6）を用い，せん断疲労強度を評価した．
900

3. 4. 1 試験方法

800

るため，評価部は鏡面加工した．共振周波数20kHz，

応
力
振
幅

応力比R=－1（完全両振り)で行い，負荷と休止を繰

MPa

図5に供試材形状を示す．表面粗さの影響を除外す

図7

36.6
26.5
13

950-12-240

950-12-180

950-8-310

950-8-240

950-4-310

900-12-180

900-8-240

900-8-180

900-4-180

炉加熱品

400

破損しなければ打ち切りとした．

6.8

600
500

り返す間欠負荷法を用いた．負荷回数は1010回まで

(10)

700

3×109回におけるせん断疲労強度
3 × 109 fatigue strength

6.8

3. 5 良好条件決定試験のまとめ
炉加熱品と同等以上であるものは「○」，炉加熱品よ

φ4

φ3.5

φ9

表5に寸法変化率と強度評価の結果の一覧を示す．
りも低強度であるものは「×」と判定した．未実施は

図5 試験片Schematic drawing of test specimen「—」とした．

-78-

*14_*15 15/10/16 15:05 ページ 5

高周波誘導加熱条件が軸受鋼の材料特性に及ぼす影響

表5

加熱温度 焼戻し温度
˚C
˚C

900

950

1000

寸法変化率と強度評価結果
Experimental results

経年寸法変化率

静的負荷容量静的圧壊強度

せん断疲労強度

狙いの炭化物面積率
4%

8%

12%

4%

8%

12%

4%

8%

12%

4%

8%

12%

180

×

○

○

○

○

○

×

○

○

○

○

○

240

×

○

○

○

○

○

×

○

○

̶

○

̶

310

○

○

○

×

○

×

○

○

○

̶

̶

̶

180

×

○

○

○

○

○

×

○

○

̶

̶

○

240

×

○

○

○

○

○

×

×

○

̶

○

○

310

×

○

○

×

○

×

×

○

○

○

○

̶

180

×

×

×

×

○

○

̶

̶

̶

̶

̶

̶

240

×

×

×

×

×

○

̶

̶

̶

̶

̶

̶

310

×

○

○

×

×

×

̶

̶

̶

̶

̶

̶

3. 6 考察た．炭化物面積率8%の条件では加熱温度・肉厚にかかわらず62HRC程度が確保された．一方，炭化物面

本試験の結果から炉加熱品と同等性能が得られるIH

積率12%の条件では固溶炭素量が少ないことから

熱処理条件の実用範囲を考察する．
まず，310℃焼戻しについて考える．310℃焼戻

61HRC程 度 で あ る が ， 加 熱 温 度 900℃で 肉 厚

しは硬さを犠牲にして残留オーステナイト量を減ら4.0mmの場合は60HRCとなった．これは肉厚が厚し，寸法変化率の抑制を狙った焼戻し条件である．こくなり冷却速度が低下し，一部不完全焼入になったこ

れにより，寸法変化率において180℃焼戻し及び，とが原因であると考えられる．900℃-12%は未固溶

240℃焼戻しでは「×」である1000℃-8%及び，炭化物が多いため，炭素やクロムのような焼入性を向1000℃-12%が310℃焼戻しでは「○」となってい上させる元素が母地に少ないことに加え，加熱温度がる．しかし，硬さが低い影響で180℃焼戻し及び，低くオーステナイトが不安定になるため 7）わずかに240℃焼戻しでは「◯」であった静的負荷容量が，冷却速度が下がるだけで硬さ低下する．したがって，

310℃焼戻しでは「×」となり，総合評価も「×」900℃-12%の条件は実用性に欠けると考える．
以上の結果より，表7に全特性が炉加熱品と同等以となった．

上となる良好条件を示す．

一方，900℃-8%及び，950℃-8%では310℃焼
戻 し で あ っ て も 静 的 負 荷 容 量 は 「 ◯」 で あ る が ，180℃焼戻し及び，240℃焼戻し条件でも「◯」で表6 肉厚ごとの熱処理後硬さ (HRC)
Hardness of each sample thicknessあるため，硬さが低い310℃焼戻しをあえて選択する必要はない．以上より，310℃焼戻しの条件は実

加熱温度
˚C

用上不要であると判断する．
次に未実施とした「950-8-180」のせん断疲労強900

度 を 考 え る ． 900℃-8%と 950℃-12%の 結 果 で950は，180℃焼戻し品は240℃焼戻し品と同等もしくは炭化物面積率
%

肉厚
4.0mm

肉厚
3.4mm

12

60.1

61.0

8

62.1

62.1

12

61.2

61.3

8

62.1

62.3

高強度となっている．このことから，180℃≧240℃焼戻し品の関係があると予測でき，「950-8-240」が表7 良好条件
Suitable IH conditions for JIS-SUJ2「◯」であることから「950-8-180」も「◯」であ

加熱温度
˚C

る ． し た が っ て ， 「 950-8-180」 の 総 合 評 価 も「◯」であると判断する．

900

炭化物面積率12%の条件では焼入性が乏しいた

950

め，肉厚のワークでは硬度低下が懸念される．表6に供試リングの肉厚と焼入後表面直下の硬度実測値を示す．比較のため炭化物面積率8%のデータも掲載し-79-

炭化物面積率
%
8
12
8

焼戻し条件
180˚C×120minもしくは240˚C×43.2s

*14_*15 15/10/16 15:05 ページ 6

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

4. 良好なIH熱処理条件での軸受寿命試験

5．まとめ

前章の良好条件で深溝玉軸受軌道輪を作製し，軸受

SUJ2材の全体加熱焼入れの加熱源を炉加熱から誘導寿命試験を実施した．

加熱に変更する目的で，炉加熱品と同等性能が得られる
誘導加熱処理条件を探索して，以下の知見を得た．

4. 1 試験方法
軸受寿命試験は清浄油潤滑下で実施した．図8に試

1）今回の試験条件において，炉加熱品と同等性能を

験機概略図，表8に試験条件を示す．試験対象は炉加確保できる熱処理条件は下表の通りである．

熱品と良好IH熱処理条件品とした．軸受形番は6206，
鋼球はSUJ2製を用いた．

均熱温度
˚C

炭化物面積率%9008

表8 軸受寿命試験の条件
Test conditions of the ball bearing RCF life test
軸受

6206C3ラジアル荷重6.86kN950

本定格寿命の4倍以上であった．
3）本稿の条件において，IHにより加熱温度を1000℃

3000min-1

潤滑

タービン油VG56循環給油

基本定格寿命

126h

打ち切り

1000h

8

試験を実施した．その結果，試作軸受の寿命は基

外輪/鋼球 = 3.21GPa

内輪の回転速度180˚C×120minもしくは240˚C×43.2s

122）上記良好条件で作製した軌道輪を用い，軸受寿命

内輪/鋼球 = 3.11GPa

接触応力 Pmax

焼もどし条件まで高めると，寸法変化率が悪化する．それを改善するため高温で焼戻しすると硬度が低下し静的負荷容量が悪化する．

Load spring

参考文献

Support bearing 6312
Test bearing
6206

Test bearing
6206
Coupling

Pully1）JISハンドブック2007 鉄鋼1G0551 p.665 附属書C表1.
2）Eschmann, Hasbargen, Weigand: Ball and Roller Bearings―Their Theory, Design and Application―, London, (1958).
3）JIS B 1519:2009 「転がり軸受-静定格荷重」.
4）Tedric A. Harris: Rolling Bearing Analysis Fourth
Edition, John Wiley & Sons, Inc., (2001) 824.
5）岡本純三: ころがり軸受・ころ軸受の動的負荷容量―
LUNDBERG-PALMGREN理論の詳解―, 正文社, (1990) 1.
6）坂中, 松原, 島村, 石井: NTN TECHNICAL REVIEW, 79(2011) 104.
7）西山善次: マルテンサイト変態, 丸善, (1971) 219.
8）Takumi Fujita: Rolling Contact Fatigue Life Test Design
and Result Interpretation Methods Maintaining
Compatibility of Efficiency and Reliability, Journal of
ASTM International, Vol. 7, No. 6, (2010).

Oil bath

図8 試験機概略図
Schematic drawing of rolling contact fatigue life tester
for ball bearings

4. 2 試験結果
表 9に 試 験 結果を示す．炉加熱品及び「900-8240」 は 8個 全 数 ， 「 950-8-240」 は 7個 全 数 が1000時間を超え，打ち切りとなった．IH熱処理品の執筆者近影

軸受寿命は炉加熱品と同様に，基本定格寿命126hの4倍以上を確保可能である8）（n数7のとき930h）．
表9 軸受寿命試験結果
Results of life test
件

n数

炉加熱品

条

8

> 1015 〜 1303h 全数打切

時

間

「900-8-240」

8> 1207 〜 1901h 全数打切

「950-8-240」

7> 1075 〜 1159h 全数打切結城敬史

先端技術研究所

注）基本定格寿命126 h

-80-

佐藤 美有
先端技術研究所

*15_*15 15/10/16 15:07 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]EV・HEV用グリース潤滑高速深溝玉軸受
Grease Lubricated High-speed Deep Groove Ball Bearing for EV and HEV Motor

里 田 雅 彦* Masahiko SATODA
中 尾 吾 朗* Goro NAKAO

EVやHEVでは，モータの小型化に伴う出力トルク低下を補うため，回転数を増加させて出力を確保する傾向にある．そのためモータ支持用に使用する深溝玉軸受は高速回転の要求が高まっている．
本稿では，NTNのEV・HEVの高速モータに適用可能なグリース潤滑高速深溝玉軸受用の特長と性能を紹介する．

EV and HEV are tending to increase the output by increasing the rotational speed to compensate for the
output torque reduction by miniaturization of the motor. Therefore, there is an increasing high-speed rotation
request also for deep groove ball bearings are used for the motor support.
This paper introduces NTN grease lubricated high-speed deep groove ball bearing for EV and HEV motor, andexplains its features and performances.

高速回転における軸受の寿命に至る損傷プロセスを

1. まえがき

図1に示す．転動面の潤滑不良⇒温度上昇及び保持器に掛かる負荷増加⇒焼付き及び保持器破損となる．

車両のEV・HEVにおける電動駆動部は，モータ及び減速機のユニットで構成されている．EV・HEVの本プロセスに対し，従来のグリース潤滑深溝玉軸受

開発動向の一つに駆動ユニットの小型化が挙げられ，を高速回転させた場合，破損直前の樹脂保持器・グリ

それに伴い，モータの出力トルク維持のため高速回転

ースの状態を図2に示す．
樹脂保持器は，保持器ポケット面の内径側に転動体が求められる．
モータの回転を支持する軸受は，一般にグリース潤と接触した強い当たりが認められる．また，遠心力に滑で使用するが，モータの高速化は軸受においても保より保持器が変形し，保持器ポケット面と転動体のす持器に発生する遠心力や，グリースの拡散により，軸きまがなくなったと推定できる．

受自体の温度が上昇する．従来の軸受に対し，保持器の材料や形状，グリースの配合，物性を見直すこと

主軸の高速回転で，EV・HEV用モータのさらなる高速回転にも対応可能とした，グリース潤滑高速深溝玉軸受を紹介す
る．

2. EV・HEV用グリース潤滑高速深溝玉軸受
2. 1 EV・HEVの高速化に伴う軸受の課題と対策

グリースに
遠心力作用

保持器に
遠心力作用

転動体に
遠心力作用

グリースの
飛散

変形による
転動体との干渉

保持器への
負荷増加

転走面の
潤滑不足

保持器の
発熱・摩耗

深溝玉軸受を高速で回転させるためには，軌道輪と転動体の転がり接触面（転動面）や保持器と転動体の軸受内部の発熱加速

接触部（ポケット面）に潤滑剤が保持されることである．特にグリース潤滑は油潤滑と異なり遠心力により

転走面焼付き，保持器破損・溶着

グリースが拡散し，転動面やポケット面に油分が不足

図1 高速回転時における軸受損傷プロセス
Bearing damage process in high-speed operation

し，潤滑不良となる．
*自動車事業本部

自動車商品技術部-81-

*15_*15 15/10/16 15:07 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

・高速回転での変形を抑える保持器形状と材質

また，保持器ポケット面内径部に劣化したグリースの付着も認められ，潤滑状態が悪化していたことが推・保持器破損強度の向上

定できる．

・高速回転でのグリースの潤滑性改善

また，破損直前のグリースの状態を図3に示す．
グリースはシールの側面に多く付着し，変色していな

外輪
シール

いグリースが認められた．

鋼球

以上から，高速回転時には保持器が遠心力により変形することでポケットすきまが減少し，グリースを転保持器

動面から掻き取り，必要な潤滑剤の供給が不足する局
内輪

部的な潤滑不良により，短時間で損傷すると推定して保持器を開発した．
また，グリースが転動面近傍に留まり，高速回転時に基油が供給しやすいグリースを開発した．

図4 EV・HEV用グリース潤滑高速深溝玉軸受
Grease lubricated high-speed deep groove ball bearing
for EV/HEV motor

転動体との接触跡

2. 3 開発保持器① 保持器形状と材質
高速回転での変形抑制のため，以下3点を改良した．
・高強度材料の採用⇒ 保持器剛性の向上

劣化グリースの跡・変形抑制のためのポケット底の厚肉化

ポケット面

図2 破損直前の保持器状況
Cage situation on damage verge⇒ 保持器剛性の向上
・保持器ポケット間の肉抜き⇒ 遠心力の軽減

シール（軸受内部側）

従来品と開発品の違いを図5に示す．また現行材と開発材の違いを表1に示す．

ポケット底の厚肉化

グリース通油溝の設置

図3 破損直前のグリース状況
Grease situation on damage verge

ポケット間の肉抜き

従来品

2. 2 開発軸受の構造と特長

図5 従来品と開発品の形状比較
Shape comparison of current and developed cage

前項の課題を解決し，開発した軸受は従来軸受に対し，2倍以上の高速性能を達成した．

表1 従来材と開発材の材質比較
Material comparison of current and developed cage

¡高速性能
dmn値※1

開発軸受

（従来軸受

1.08×106
dmn値

開発品

項 目
融 点
比 重
引張強度
曲げ強度
曲げ弾性率 (23˚C)
曲げ弾性率 (120˚C)

0.40×106）※1 軸受転動体ピッチ円径と回転速度の積

開発軸受は，上記の高速性能を達成するために，以下に着目した．
-82-

従来材
260˚C
1.32
170MPa260MPa7.6GPa3.5GPa開発材＞300˚C
1.28
274MPa410MPa22.3GPa
14.1GPa*15_*15 15/10/16 15:07 ページ 3

EV・HEV用グリース潤滑高速深溝玉軸受② 保持器強度
図6に示す強度試験機で保持器の静破壊強度を確認した．図7に従来品と開発品の保持器静破壊強度比較を示す．保持器破壊強度は約1.5倍に向上した．
図8及び，図9にdmn値 1.08×106，120℃にお最大応力ける従来品と開発品の保持器変形量及び応力の解析結

最大応力
開発品

果を示す．また，図10及び図11に各回転数の保持器

従来品

変形量最大値との関係及び保持器変形量最大値との関図9 保持器応力の解析結果
Analysis result of cage stress

係を示す．従来品は，dmn値 0.60×106 程度で保持器と転動体が干渉し，図2の現象が発生する可能性がある．一方，開発品の変形量は従来品の1/10程度で

従来品

開発品

大

あり，高速回転域でも保持器と転動体に十分なすきまがある．また，開発品の最大応力は従来品の1/2以下
径
方
向
最
大
変
位

であり，樹脂保持器としての耐力も向上している．

荷重負荷方向保持器のポケットすきま
小
0

250

試験保持器

500

750

dmn値

×103

1000

1250

図10 回転数と保持器変形量の関係
Relationship between speed and cage deformation

固定

図6 保持器強度試験機
Cage strength tester

従来品

開発品

大

発
生
最
大
応
力

強
破
壊
強
度

小
弱
従来品

0

開発品

図7 保持器の破壊強度
Static fracture strength of cage

最大変位

250

500

750

dmn値

×103

1000

1250

図11 回転数と保持器応力の関係
Relationship between speed and cage stress

最大変位③ 高速回転での潤滑性改善
樹脂製保持器は自己潤滑性により発熱を抑制し，また，金属製保持器と異なり保持器からの摩耗粉が発生してもグリースの酸化劣化を促進しない．さらに図5

従来品に示すようにグリースの通油溝を設けることで，グリ開発品

ースの掻き出し量を減少させ，高速回転でも良好な潤

図8 保持器変形量の解析結果
Analysis result of cage deformation

滑性能を維持している．

-83-

*15_*15 15/10/16 15:07 ページ 4

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

2. 4 開発グリース
①仕

様
累
積
破
損
確
率

表2にグリース性状を示す．開発グリースは，軸受の高速回転時でも基油が転走面に介入しやすい合成油へ変更し，基油粘度も比較的柔らかく設定している．
増ちょう剤は，高温寿命に優れるジウレアを採用し％た．また，ちょう度については低く（硬く）すること

95
90
80
70
60
50
40
30
20
10
5

で，遠心力によるグリースの飛散を抑え，転動面近傍

5 7 1
×101

にグリースを保持するようにしている．

従来グリース
エステル油
33mm2/s
ジウレア
280

2

3

5 7 1
×102

2

3

5 7 1
×103

寿命 h

図13 グリース寿命評価結果
Grease life evaluation results

表2 グリース性状Grease properties
項 目
基 油
基油粘度 (40˚C)
増ちょう剤
ちょう度

開発品

従来品

開発グリース
合成炭化水素油
48mm2/s
ジウレア
220

2. 5 開発軸受の耐久性能① 高速耐久試験
従来軸受，開発軸受を含む3種類のサンプルA～C
で耐久試験を実施した．試験条件を表3に，高速耐久試験結果を図14に示す．従来軸受（サンプルＡ）②性

は，高速回転時の軸受転走面に十分な潤滑が行われ

能ず，ほとんどのグリースが使用されず潤滑不良による

図12に示す試験機および試験条件でグリース寿命

焼付き破損が発生していた（図3）．次にサンプルA評価を実施した．高温グリース寿命の評価結果を図に対し保持器に通油溝を設け，通油性の改善を行った

13に示す．開発グリースは従来グリースの約1.2倍

サンプルBは，寿命が延びた．

の寿命であった．

サンプルBでは寿命は十分に改善されたが，さらに高速回転での潤滑油の供給性を保持したままグリース

試験軸受

試験軸受

飛散を抑えたグリースを採用した開発軸受（サンプル

負荷荷重
2×Fr

C）は，封入グリースを効果的に消費し，大幅な寿命向上を達成した．
表3 試験条件，サンプル仕様
Test conditions and Sample

6204LLB（鉄板保持器）

回転速度

10,000min-1

負荷荷重2,000N

温

150˚C

度

dmn 値 1.08×106

負荷荷重0.05C（C：基本動定格荷重）

温

ヒータ

評価軸受

回転速度
度

120˚C

サンプルＡ

従来軸受

サンプルB

従来軸受＋開発保持器

サンプルC

開発軸受（Ｂ＋開発グリース）
目標寿命

サンプルC

図12 グリース寿命試験機・試験条件
Grease life evaluation tester / test conditions

サンプルB

サンプルA
寿命

h

図14 高速耐久試験結果
High-speed endurance test results-84-*15_*15 15/10/16 15:07 ページ 5

EV・HEV用グリース潤滑高速深溝玉軸受② 温度上昇試験

表5 試験条件
Test conditions

表4の試験条件における，温度上昇試験結果を図
回転速度

dmn 値 0⇔0.70×106（急加減速試験：図16）

し，保持器と転動体の接触が認められた．一方，開発

負荷荷重

0.1C（C：基本動定格荷重）

軸受は異常な温度上昇は認められず，良好な状態であ温15に示す．従来軸受は高回転時に異常昇温が発生

度

120˚C

った．
表4 試験条件
Test conditions
回転速度

dmn 値 0.135〜1.08×106

負荷荷重0.05C（C：基本動定格荷重）

温

dmn値
×106

常温

度

保持時間

0.70

各回転速度 2時間
0

80

温
度
上
昇
︵
外
輪
温
度
︶
℃

従来品

70

時間（サイクル）開発品

図16 急加減速試験
Rapid up / down test

異常昇温停止60
5040

3. まとめ30
50

本稿で紹介した開発軸受は，以下の特長を有する．

10
0
0

250

500

dmn値

750

×10

1000

高速回転

1250

［

3

図15 温度上昇測定結果
Temperature rise test results

dmn値1.08×106の条件下で使用可能

軸受内径40ｍｍの場合，回転速度20,000min-1相当］

・限界回転数：従来軸受の2倍以上本開発したEV・HEV用グリース潤滑高速深溝玉軸③ 急加減速試験
表5の試験条件で，開発品の急加減速耐久試験を行受は，今後EV・HEV用として必要とされる高速性能

った．従来軸受は数十時間で破損したが，開発軸受はが期待でき，積極的に市場展開していく．また，

1,000時間を経過したも問題なく機能し，保持器のEV・HEVのさらなる高性能化に対応した商品開発を異常も認められなかった．

継続してすすめていく．

執筆者近影

里田

雅彦

自動車事業本部
自動車商品技術部

中尾吾朗

自動車事業本部
自動車商品技術部-85-

*16_*15 15/10/16 15:09 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]200℃対応オルタネータ用軸受
Deep Groove Ball Bearing for Alternator Corresponding to 200˚C

井 筒 智 善* Tomoyoshi IZUTSU
中 尾 吾 朗* Goro NAKAO

自動車用電装補機部品の電動化が進むにつれ，車両の電力消費は増加する．このため，オルタネータの発電能力を高めることから周辺環境がより高温となり，オルタネータ用の軸受も高温に対応する必要がある.
本稿では，200℃に対応したオルタネータ用軸受の特長と性能を紹介する．

According to electrification of automotive auxiliary equipment progresses, electric power consumption ofvehicle will increase. It is enhanced power generation capacity of alternator, and usage environment tends tobecome high temperature, alternator bearing is also required to support high temperature.
This article introduces the feature and the performance of the 200˚C capable bearing for automotive alternator.

1. まえがき

2. 200℃対応オルタネータ用軸受
2. 1 特長

自動車部品は信頼性向上・軽量・コンパクト化に加① 200℃対応

え電動化などさまざまな要求があり，かつこれらの要求水準は厳しくなってきている．

軸受使用温度範囲：−40～200℃② 長寿命

また，車両の快適性や安全性や燃費向上のため車載の電動化が進んだ現在では，オルタネータの更なる発

グリース寿命，脆性はく離寿命：従来比2倍以上③ 高い耐腐食性能

電能力アップが求められる．その中でオルタネータ用軸受については，高温耐久性・耐脆性はく離性・防錆

グリース防錆性能：従来比2倍以上

性・低温特性などが求められる．

金属腐食性能：従来比5倍以上

発電能力アップに伴い使用する軸受も高温対応の仕2. 2 構造

様 が 求 め ら れ て き た ． こ の た め NTNは こ れ ま で に180℃でも連続使用可能なオルタネータ用玉軸受を200℃対応オルタネータ用軸受の構造を図1に示す．

開発している1)．

NTNはさらにオルタネータの使用温度が200℃ま外輪で上昇すると予測し，それに対応する軸受を開発し

保持器

シール

た．本稿では，従来品に対し軸受材質,保持器,シール
鋼球

及びグリースの性能を向上させ，2倍の耐久性を持つ「200℃対応オルタネータ用軸受」について紹介す内輪る．

残留オーステナイト量%

図1 200℃対応オルタネータ軸受
Deep groove ball bearing for alternator corresponding to 200˚C*自動車事業本部

自動車商品技術部-86-

*16_*15 15/10/16 15:09 ページ 2

200℃対応オルタネータ用軸受

2. 3 軸受仕様③ シール① 内輪／外輪

オルタネータ用軸受のシールは，グリース漏れ及軌道輪である内輪と外輪は高炭素クロム軸受鋼

び，外部からの異物侵入を防止するため図4に示すシ（SUJ2）を採用し，特殊耐熱処理を施して高温でのールリップ部を独自に設計した接触型のゴムシールを

寸法安定性を高めたほか，耐脆性はく離特性を向上さ採用した．ゴムの材質は，後述する開発グリースと相せた．図2に脆性はく離寿命比較結果を示す．

性の良いふっ素ゴム材料を採用して200℃での使用を可能にした．

従来軸受の耐熱材

累
積
破
損
確
率
％

開発軸受の耐熱材

95
90
80
70
60
50
40
30
20

シール

10

内輪

5

1

2

×101

3

5

7

1

2

寿命 h

3

×102

図2 脆性はく離寿命比較
Brittle flaking life comparison

図4 シール形状
Seal shape② 保持器④ グリースオルタネータ用軸受の保持器は急加減速運転や軸とNTNはこれまで，電装補機用軸受に求められる高の取り付け誤差に起因するボールからの荷重が常に負温耐久性，耐脆性はく離性，防錆性，低温特性などす荷されるため，高い強度や耐久性のほか，広い温度範

べての性能を向上させたウレア系のグリースを開発，囲で機能することが必要である．金属製保持器ではボ採用してきた 2）．しかし，200℃への対応を考慮しールと保持器間の油膜切れや金属摩耗粉が発生し，劣た場合，ウレア系グリースはゴムシールを攻撃するア化を促進させる可能性があることから保持器材料は，ミンの析出が多いため，高温耐久性に優れたふっ素グ

高強度で高い耐熱性を有し，グリース寿命向上が期待

リースを採用した．ただし，従来のふっ素グリースでできるPPS樹脂を採用した．

はオルタネータの低温始動時にトルクが増大し，自己図3に軸受が20,000min-1で回転した時に発生す

発熱の増加や金属腐食性の問題があるため，これらのる保持器の応力解析結果を示す．最弱部の最大応力が性能を向上させたふっ素グリースを新たに開発した．

57MPaとなり，本材料の200℃×1,000hでの劣化

本グリースの基本性状を表1に示す．

を想定した引張り強さは125.4MPaであることか
ら，2倍以上の安全率がある．

表1 グリース性状表
Grease properties
増ちょう剤
基油
40˚C
基油動粘度
mm²/s
100˚C
混和ちょう度（60W）
滴点（˚C）

開発ふっ素グリース
PTFE
PFAE
130
17.5
280
−

試験方法：JIS K 2283，JIS K 2220

図3 保持器応力解析結果
Stress analysis results of cage-87-

従来ふっ素グリース
PTFE
PFAE
160
18.0
265〜295
232以上

*16_*15 15/10/16 15:09 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

2. 4 性能

軸受サイズ① 高温耐久性温6202（φ15×φ35×11）

度

200˚C

図5の試験機及び試験条件で200℃でのグリース寿
命を評価した結果を図6に示す．開発グリースは独自

回転数の添加剤を配合することで金属接触を防止し，摩耗を抑制する事で従来グリースに対し2倍以上の耐焼付き

min-1性を有している．
0

1 サイクル
コイルばね

試験軸受

運転サイクル

図7 高温急加減速試験条件
High temperature rapid up / down test condition

支持軸受
プーリ

ヒータ

1200
1000

軸受サイズ

6204（φ20×φ47×14）

回転速度

10,000min-1

負荷荷重

Fr =Fa = 67N

温

度

寿

800

命

600

h

400
200
0

開発グリース200˚C

従来グリース

図8 高温急加減速試験結果
High temperature rapid up / down test results

図5 グリース寿命試験機・試験条件
Grease life tester/test condition③ 耐脆性はく離性
7000

耐脆性はく離性をNTNの条件で評価した結果を図96000に示す．開発グリースは本試験での目標寿命に対し2

寿

5000

倍以上の寿命を有している．

命

4000
3000

h

2000
1000

軸受サイズ

6203（φ17×φ40×14）

0

回転速度

急加減速条件開発グリース

従来グリース

温

度

室温

700

図6 グリース寿命試験結果
Grease life test results

600
500

寿 400
命

② 急加減速特性h

オルタネータの実使用条件は，急加減速で使用され

300
200

負荷荷重も大きいため，実使用条件での耐久評価も必

100

要である．

0

図7に実使用条件に合わせた高温急加減速試験の条件を示し，その結果を図8に示す．

開発グリース

従来グリース

図9 脆性はく離寿命試験結果
Brittle flaking life test results

急加減速試験の結果，実使用条件でも開発グリースの寿命は従来グリースの2倍以上である．
-88-

*16_*15 15/10/16 15:09 ページ 4

200℃対応オルタネータ用軸受④ 防錆性⑥ 金属腐食性

開発グリースの防錆試験条件及び結果を図10に示

一般にふっ素は金属活性面と接触すると鉄（Fe）

す．防錆試験の結果，開発グリースは防錆性能が大幅と結合して腐食させ，摩耗が促進される．これを対策に改善している．

するため，本開発グリースには独自の添加剤を配合
し，金属表面に付着させ，ふっ素と鉄との反応を抑制することで金属摩耗の減少を狙った．

供

試

体

図12に高温耐久性評価時の軸受内部の摩耗量（鉄

円すいころ軸受外輪（型番：30204）

試験前処理

1％塩化ナトリウム水溶液に浸漬

分量）測定結果を，図13に試験後軸受の外観状況を

試験雰囲気

40℃，湿潤雰囲気 48時間放置示す．開発グリースは，従来グリースの1/5の鉄分量

評価方法

錆発生率測定であり，添加剤がふっ素による金属腐食を抑制する効35

果が認められた．

30

錆
発
生
率
％

25
20

軸受サイズ

6204（φ20×φ47×14）

15

回転速度

10000min-1

10

負荷荷重

Fr =Fa = 67N

温

5
0

度

220˚C（加速条件）

10

開発グリース

従来グリース

開発グリース

図10 防錆試験結果
Rust test results⑤ 低温特性オルタネータの使用環境では−40℃など低温時に

鉄
分
X
線
強
度

8

kcps

2

従来グリース

6
4

0
0

起動することがあり，この時軸受内部のグリースが硬600

温トルクが従来品に比べて1/6以下に改善している．
軸受外観

軸受内部

シール内部

6204（φ20×φ47×14）

度

-40˚C

起動トルク

起動時の最大トルク

回転トルク

15s間の平均トルク

1400
1200

回
転 1000
ト 800
ル
ク 600

起動トルク

（開発グリース）640h 後

回転トルク

mN・m 400
2000

開発グリース800

図12 鉄分量測定結果
Iron weight measurement results

験の条件及び結果を図11に示す． 開発グリースは低

温

400

時間 h

化して円滑に回転できない場合がある．低温トルク試

軸受サイズ

200

（従来グリース）640h 後

従来グリース

図13 試験後の軸受内部
Bearing inside situation after test

図11 低温トルク測定結果
Rotation torque measurement results-89-*16_*15 15/10/16 15:09 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）⑦ 温度上昇（自己発熱）

3. まとめオルタネータは高速で回転するため，軸受内部の自己発熱で想定以上に高温にならないことを確認する必

本項で紹介した200℃対応オルタネータ用軸受の要がある．図14に示す試験機・試験条件を示し，特長は以下の通り．

図15に温度上昇測定結果を示す．
開発グリースは，20,000min-1でも安定している．

・軸受材質，保持器，シール及びグリースを改良する
ことで，−40℃から＋200℃の広い温度範囲での軸受サイズ

6203（φ17×φ40×12）

回転速度

5,000〜20,000min-1

負荷荷重

300N

温
度
測定位置

室温
外輪（安定時）使用が可能になった．
本開発品は高温耐久性を向上させ，2倍の長寿命となる事から，今後更なるオルタネータの発電能力アップによる高温環境に本軸受の適用が期待され，自動車

2×300N

部品の一層の電動化に寄与するものと考える．

参考文献
1）藤庭 郁雄, 村松 誠, 田中 唯久, 電装･補機用商品の技
術動向と開発商品, NTN TECHNICAL REVIEW
No.75（2007）, 110-115
2）川村 隆之, 三上 英信, 電装補機軸受用長寿命グリース『NA103A』の開発, NTN TECHNICAL REVIEW
No.75（2007）, 116-123

図14 グリース寿命試験機・試験条件
Grease life tester/test condition

25

温
度
上
昇

開発グリース
従来グリース

20
15
10

℃

5
0

5,000

10,000

回転数

15,00020,000min-1

図15 温度上昇測定結果
Temperature rise measurement results
執筆者近影

井筒

智善

自動車事業本部
自動車商品技術部

中尾吾朗

自動車事業本部
自動車商品技術部-90-

*17_*15 15/10/16 15:12 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]微細三次元形状測定機
3D Microgeometry Measuring Machine

大 庭 博 明* Hiroaki OBA

20μmの測定範囲を最短0.6秒で高さ測定し，三次元表示するクラス最速レベルの微細三次元形状測定機を開発した．白色干渉法と高速度カメラを採用し，独自開発の画像解析ソフトウェアにより高速化を実現した．測定結果の三次元表示や断面図表示に加え，段差寸法や球状物の体積の測定，表面粗さ等の解析機能も備える．卓上型微細塗布装置に組み込むことで，塗布直後の形状確認も可能である．

NTN has developed a 3D microgeometry measuring machine that can measure a height length of 20
micrometer only for 0.6 seconds and is the fastest of same class.
By the development of unique image analysis software, in addition to adapting a scanning white lightinterferometry and a high-speed camera, speeding up has been realized.
The image analysis software has various functions that are 3D viewer, profile viewer, automatic measurement
function of height and volume, analysis function of surface roughness, etc.
If this equipment is mounted on NTN desktop fine pasting system, you can also check the shape of the ink
immediately after pasted.

1. はじめに

2. 微細三次元形状測定機の概要

微細加工分野では，エッチングや精密機械加工，薬2. 1 高さ測定原理

液塗布による表面性状や仕上がり寸法の管理が重要で

1）白色干渉計の構成あり，工程内及び完成品の外観検査により製品品質の本測定機で合焦位置検出用に採用している白色干渉維持を図っている．特に，配線パターンの微細化が著計を図1に示す．顕微鏡筒に二光束干渉対物レンズをしい電子部品分野や，高い信頼性が望まれる医療機器

組み合わせ，白色干渉計を構成した．

分野への応用が進み，これまで以上の高い品質とともに，検査時間の短縮による生産性向上が求められるよ

高速度カメラうになってきた．しかし，市販の三次元測定機の多く

顕微鏡筒

は，測定時間に数秒以上を必要とし，製造ラインでの確認用としては実用性において課題があった．

集光レンズ
結像レンズ

NTNでは，白色干渉法と高速度カメラを採用し，フィルタ

独自の画像解析ソフトウェアを開発することで，20μmの測定範囲を最短0.6秒で高さ測定する，ク

ハーフミラー

LED照明

ラス最速レベルの微細三次元形状測定機（以降，本測定機と呼ぶ）を開発した．本稿では，その特長についピエゾステージて紹介する．

対象物

図1 白色干渉計
White light interferometer*商品開発研究所

-91-

二光束干渉
対物レンズ

*17_*15 15/10/16 15:12 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

2. 2 測定処理の高速化

二光束干渉対物レンズは，低倍ではマイケルソン
型，高倍ではミロー型が一般的に用いられる．本測定

図3の段差寸法Dを測定するためには，二光束干渉機では，2.5倍及び5倍ではマイケルソン型を，10対物レンズをDよりも長い距離移動させなければなら倍，20倍及び50倍ではミロー型を用いる．図1はミない．

ロー型の二光束干渉対物レンズを用いた構成例であレンズの移動速度は，使用するカメラの画像撮影周る．

期に制約を受ける．本測定機では，1秒間に1,000枚

2）測定原理以上の画像を撮影できる高速度カメラを採用した．画

まず，干渉縞の発生原理について説明する．図2に

像解析ソフトウェアは，カメラが次の画像を撮影してミロー型の二光束干渉対物レンズの模式図を示す．こ

いる時間を利用し，直前に撮影した画像から高さ測定のレンズは対物レンズの表面中央に反射鏡を，対物レに必要な情報を算出する．カメラ側で設定可能な最小ンズの焦点面の途中に半透鏡を配し，対象物の表面との画像撮影時間で処理を完了するようにアルゴリズム

反射鏡からの反射光が干渉するように構成したレンズを高速化した．これにより，20μmの高さ測定範囲である．

を最短0.6秒で測定可能とした．

両反射光により生じる干渉光の強度は，図3に赤線

2. 3 測定機の構成

で示すように対象物表面に焦点が合ったとき最大になる．二光束干渉対物レンズを光軸方向に移動しながら測定機の外観写真を図4に示す．

画像を撮影し，各画素について干渉光の強度が最大に

図5は，自動XYステージ，自動Zステージを装備しなる光軸上の座標を求め，この座標から合焦位置，つた本測定機の構成である．各ステージのストローク

まり対象物表面の高さ情報を算出する．

は，対象物のサイズに応じて選定可能である．また，干渉光の強度から光軸上の座標を求めるには，光軸図5の構成に限らず，ピエゾステージと二光束干渉対方向に一定間隔で移動しながら画像を撮影する必要が物レンズ，カメラ等を含む光学ヘッドのみを各種装置ある．この間隔の正確さが測定精度に影響するため，に組み込むことが可能で，例えば別稿で紹介する卓上

本測定機の二光束干渉対物レンズの光軸方向の移動に型微細塗布装置に組み込めば，塗布直後の液状材料のはピエゾステージを用いた．

形状確認が可能になる．
表1に主な仕様を示す．カメラの解像度は水平640
画素，垂直480画素である．視野サイズは，この解対物レンズ像度で撮影したときの水平方向と垂直方向の寸法を示す ． 高 さ 測 定 範 囲 は 標 準 で 100μmで あ る ． こ れ
反射鏡

は，組み合わせるピエゾステージのストロークに依存
半透鏡

反射光

する．

対象物

図2 ミロー型二光束干渉対物レンズ
Mirau interferometry objective lens

モニタ

LED 照明ヘッド

高速度カメラ

顕微鏡筒

D

干渉光の強度変化
キーボード

二光束干渉対物レンズ
ピエゾステージ

図3 干渉光強度の変化
Intensity variation of interfering light

図4 測定機の外観写真
Appearance of 3D microgeometry measuring machine-92-

*17_*15 15/10/16 15:12 ページ 3

微細三次元形状測定機
LED照明ヘッドＬＥＤ照明
コントローラ高速度カメラ

自動Zステージ

モニタ

顕微鏡筒

コンピュータピエゾステージ
コントローラ

マウス

二光束干渉
対物レンズ

自動XYステージ

キーボード

ピエゾステージ

自動XYZステージコントローラ

図5 測定機の構成例
Configuration example of 3D microgeometry measuring machine
表1 測定機の主な仕様の例
Main specifications of 3D microgeometry measuring machine
項目

高速度カメラ内容

モノクロCCDカメラ，解像度 水平640画素×垂直480画素
測定時フレームレート：1,000枚／秒以上

5倍
10倍
20倍
50倍
2.5倍
1,280×960μm 640×480μm 320×240μm 160×120μm
64×48μm
照明装置
白色LED同軸落射照明
高さ測定範囲／分解能
100μm／5nm
コンピュータ
CPU：ハイパフォーマンス品，メモリ：4GB
解析ソフトウェア
ライセンスキーが必要
電源
単相AC100V±10％ 50／60Hz 15A（1.5k VA）
視野サイズ

2. 4 測定例

約0.9秒である．測定された配線部の高さ測定結果は20μmであった．

図6（a）に卓上型微細塗布装置を用いてガラス基板上に一定間隔で塗布した液剤の三次元表示を示す．

図6（c）にステンレス製の金属加工品の三次元表

測定時間は高さ測定範囲20μmで約0.6秒である．

示を示す．測定時間は500μmの高さ測定範囲で約

液剤の高さ測定結果は2μmであった．

15秒を要する．上面と底面の段差は380μmである．なお，本測定には，ストローク2,000μmのピ

図6（b）にエッチング後のプリント基板配線の三エゾステージを用いた．

次元表示を示す．測定時間は高さ測定範囲30μmで

230μm

380μm

2μm
20μm

（a）ガラス基板に塗布した液剤
Pasted ink on glass substrate（b）市販プリント配線基板
Printed wiring board

図6 測定例
Examples of measurement result

-93-

40˚

（c）機械加工部品
Machined part

*17_*15 15/10/16 15:12 ページ 4

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

2. 5 再現性の確認

3. 画像解析ソフトウェア

段差寸法10μmの模範（ミツトヨ製段差マスタ）の測定結果を図7（a）に，繰返し測定した結果を図7（b）

本測定機の操作画面を図8に示す．操作画面は，測に示す．繰り返し測定の結果，平均値10.374μm，

定または解析に必要な各種操作ボタンや断面図などの標準偏差7nm（再現性0.1％）が得られた．なお，再二次的な特徴量を表示する結果表示部，カメラの撮像

現性は，測定結果が信頼度95％で正規分布であると画像をリアルタイム表示する画像表示部，及びステー

仮定し，繰り返し測定回数を10回として算出した．

ジ操作部から構成される．
操作ボタンや結果表示部をまとめたことにより，作業中に新たな操作画面を開く必要はなく，2クリック
程度の少ないマウス操作での測定作業を可能とした．

画像表示部

結果表示部

10μm

（a）模範：段差寸法 10μm
Height standard : length 10 micrometer

測
定
値
µm

操作ボタン

10.50
10.48
10.46
10.44
10.42
10.40
10.38
10.36
10.34
10.32
10.30

ステージ操作部

図8 操作画面Operation screen

3. 1. 測定結果の表示
測定結果の表示機能として，カラー表示機能，三次元表示機能，断面図表示機能の3つがある．
1

2

3

4

5

6

7

8

9

¡カラー表示機能10

測定回数

図9に，円筒形状の対象物のカラー表示結果を示す．
カラー表示機能は，等高線図をカラー表示する機能で（b）高さ測定再現性
Repeatability of height measurement

あり，最も低い場所を青，最も高い場所を赤で示す．

図7 段差模範と再現性
Height standard and repeatability

カラー表示
A

A

図9 カラー表示
Height indication with the color-94-*17_*15 15/10/16 15:12 ページ 5

微細三次元形状測定機す．その際，高さ測定結果の最大，最小，最大と最小¡三次元表示機能
対象物の測定結果を三次元形状として立体表示するの差，指定した2つの位置の高さ及び距離，またはそ機能である．簡単なマウス操作で拡大・縮小，移動，の間の高さの累積が断面表示の下部に表示される．

回転が可能である．図6や図7はこの機能を用いて表

3. 2. データ補正機能

示した．

データ補正機能として，補間機能，平滑化機能，面¡断面図表示機能
カラー表示部上のマウスで指示した水平線及び垂直補正機能の3つがある．これらは，高さ測定結果の欠線，または任意に指定した2点を通る直線に沿う高さ落を補間したり測定誤差に基づくノイズを除去するこ測定結果を表示する．横軸に高さ，縦軸に画素位置をとで測定結果表示を見やすくしたり，後述の解析機能

とる．図10に，図9のＡ－Ａ’
断面表示の様子を示の前処理として面の傾斜や曲がりを除去するために使
用する．

¡補間機能
図 9 の A̶A の断面本測定機では原理的に高さが急に変化する場所では，干渉光が得られない場合がある．図11（a）に示
す測定結果では矢印で示す箇所黒抜け部分の高さが測定できていない．そこで補間機能によりその画素の高さを近傍の画素の高さから推定する．補間後の三次元表示を図11（b）に示す．補間の結果，図11（a）の矢印の部分が修復されていることがわかる．

¡平滑化機能測定結果に混入するスパイク状のデータを平滑化により除去する機能である．反射光量が低い箇所では，干渉光の最大強度を誤計測する場合があるため，平滑

図10 断面図表示
Profile viewer

化機能で誤計測した測定結果を平均化して除去する．

（a）測定直後の三次元表示
3D indication after height measurement（c）平滑化後の三次元表示
3D indication after smoothing processing（b）補間後の三次元表示
3D indication after dilation（d）二次曲面補正後の三次元表示
3D indication after quadric surface correction

図11 データ加工機能の適用例
Example of data processing functions-95-

*17_*15 15/10/16 15:12 ページ 6

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

表示される．図13の体積測定例では，頂点高さ¡面補正機能平面補正と二次曲面補正の2つの面補正機能があ3.444μm，直径174μm，体積0.041nlの球状物

る．平面補正は傾斜面を平面に，二次曲面補正は二次が測定された．なお，頂点高さは基準面からの相対高曲面を平面に変換する．図11（a）は，直径6ｍｍのさである．

円筒形状の対象物の三次元表示を示す．図11（a）に対し，補間，平滑化，二次曲面補正の順に加工したときの三次元表示を図11（b），図11（c）及び図11（d）にそれぞれ示す．図11（c）に対し，図11（d）では曲面形状が除去されていることがわかる．

3. 3. 解析機能
解析機能として，自動段差測定機能，自動体積測定
機能，表面粗さ解析機能の3つを備えている．
（a）三次元表示
3D indication¡自動段差測定機能（b）算出結果表示
Calculation result

図13 体積測定例
Example of volume measurement

基準面に対する検査対象領域の最大高さ（段差）を自動算出する機能である．図12に，段差寸法10μmの模範の本機能による測定結果を示す．図12（b）に示す赤枠内部が基準面，青枠内部が検査対象領域で，¡表面粗さ解析機能

任意に設定可能である．検出された段差寸法値は測定

線粗さを算出する機能と，面粗さを算出する機能のウインドウの左上タイトル部に表示される．図12の2つがある．線粗さを算出する機能では，水平，垂例では算出された段差寸法値は10.266μmである．

直，任意角度のいずれかの線分の測定値から粗さ情報を算出する．面粗さ算出機能は，指定した領域内部の測定値から粗さ情報を算出する．図14は，赤い線分に沿った線粗さ測定結果を表示した例である．

（a）三次元表示
3D indication（b）算出結果表示
Calculation result

図12 段差測定例
Example of height measurement¡自動体積測定機能
球状物の直径と基準面に対する頂点高さを自動算出し，更に，直径と頂点高さから体積を算出する機能である．図13に，卓上型微細塗布装置で塗布した球状の液剤の体積測定結果を示す．図13（b）の赤枠内部
図14 線粗さ表示例
Example of linear surface roughness

が基準面，黄色の枠は画像処理で自動検出された球状の液剤の外接長方形を示す．検出された液剤の頂点高さ，直径，体積が測定ウィンドウの左上タイトル部に-96-

*17_*15 15/10/16 15:12 ページ 7

微細三次元形状測定機

4. まとめ
本稿では，クラス最速レベルの高速測定を実現した
微細三次元形状測定機の特長を紹介した．
微細加工技術は，半導体や電子部品，医薬品などさ
まざまな分野の研究開発で利用され，その応用範囲は拡大している．また製品の製造工程では，品質を維持するために高い信頼性が望まれることから，微細形状を高速で測定表示し，確認するニーズが今後も高まっていくと予想する．
このような高信頼性が望まれる研究開発用途や製造工程で，微細加工製品の機能と品質向上に貢献する商品を提供するために，今後もさらなる性能の向上と機能の充実を図る．

参考文献
1）Kieran Gerald Larkin, “Efficient nonlinear
algorithm for envelope detection in white lightinterferometry”, J. Opt. Soc. Am. A, Vol.13（1996）, No.4, 832-843
2）谷田貝豊彦,“光干渉計測法の最近の進歩”, 精密機械
Vol.51（1985）, 33-403）久保田弘,“光の干渉性（Coherency）とその応用”,
生産研究, 第15巻（1963）, 第10号, 410-414
4）Akiko Harasaki, Joanna Schmit and C. Wyant,“Improved vetical-scanning interferometry”,
APPLIED OPTICS, Vol.39（2000）, No.13,2107-2115

執筆者近影

大庭

博明

商品開発研究所-97-

*18_*15 15/10/16 15:13 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 商品紹介 ]高速微細塗布装置
High-speed Microscopic Coating Applicator

山 中 昭 浩*Akihiro YAMANAKANTNは1990年よりフラットパネルディスプレイの生産工程で発生した欠陥を修正する装置の製造販売を開始し，多くの採用実績がある．この修正装置のコア技術は，精密ステージによる高精度な位置決め技術とレーザによる微細加工技術及び，塗布針を用いた微細塗布技術である．特に，微細塗布技術は，NTN独自の塗布方式であり，多様な液体を安定して微細に塗布できることから，
液晶ディスプレイのカラーフィルタに発生した欠陥の修正用途に多く採用いただいている．
本稿では，微細塗布技術の用途展開を目的に新規開発した高速微細塗布装置について説明する．

Since 1990, NTN has started to manufacture and sell the system to repair defects that have occurred in the
production process of flat panel display, there are many adoption proven.Core technology of this repair system
are high-precision positioning technology with precision stages, fine processing technology with laser beam andfine pasting technology with pasting needle. In particular, the fine pasting technology is a unique pasting methodof NTN, and we can paste many kinds of liquids in a stable with this technology, there are many adoption provenin the repair application for the color filter of a liquid crystal display.
This paper explains newly developed high-speed microscopic coating applicator for the purpose of application
deployment of fine pasting technology.

フラットな面を設けた形状をしている．塗布針に塗布

１．まえがき材料（インク）を付着させると，塗布材料は表面張力

NTNは1990年よりフラットパネルディスプレイ

によって，図2のように塗布針の上方に移動し，先端（FPD）の生産工程で発生した欠陥を修正するパタのフラット面に一定量が残る．このフラット面に残っーン修正装置を開発し，多くのFPDメーカに採用頂た塗布材料を，図3に示すように塗布面に転写塗布すいている．本装置は，破棄される不良基板を減少させることで，安定した微細塗布を実現している．

ることで，環境負荷低減やFPD製造コストの低減に大きく貢献してきた．
この装置のコア技術は，精密ステージによる高精度な位置決め技術とレーザによる薄膜の微細加工技術，

塗布針

及び塗布針を用いた微細塗布技術である．特に，微細インク塗布技術は，NTN独自の技術であり，2011年には，
日刊工業新聞社主催の“超”モノづくり部品大賞で機械部品賞を受賞している．

図1 塗布針先端形状
Needle tip shape

本稿では，微細塗布技術の原理と，多様な液体に対応できる特長を生かして新たな分野に展開するため，新規に開発した高速微細塗布装置について紹介する．

2. 塗布針方式による微細塗布技術
インク付着前2. 1 塗布針形状と塗布原理

インク付着後時間経過

図2 塗布針への塗布材料付着例
Adhesion example of the pasting material

塗布針は，図1に示すように，円すい形の先端部に*商品開発研究所-98-

*18_*15 15/10/16 15:13 ページ 2

高速微細塗布装置

塗布針

インク
針先端拡大写真

針先端拡大写真

針先端拡大写真
ガラス基板（1）塗布針と基板が接触（2）塗布針上昇開始（3）塗布針上昇（塗布完了）

図3 塗布プロセス
Pasting process

2. 2 塗布針部構成式との比較を表1に，塗布針方式による塗布例を図6に示す．

塗布針部は，図4に示すように，塗布針支持部で塗布針と塗布材料容器を一体支持する構成となってい塗布材料は，高粘度の銀ペーストであるが，連続しる．また，塗布針と塗布材料容器は塗布針支持部にマて500回程度塗布しても塗布径の変化は少なく，安グネットで固定する構成とし，ワンタッチで交換可能

定した塗布が可能である．

である．
塗布材料容器には上部と下部に塗布針が貫通するた

ディスペンサノズル

インクジェットヘッド

めの穴が開いており，上部の穴から塗布針が挿入されている．塗布針の先端は，塗布材料容器に注入された

塗布材料

ノズル穴

塗布材料に常時浸漬しており，塗布針先端に付着した

塗布材料
ノズル穴

基板

基板

塗布材料が乾燥しないように保持されている．
（1）ディスペンサ方式（2）インクジェット方式

図5 従来塗布方式
Conventional pasting methods

塗布針支持部
塗布針

表1 従来塗布方式との比較
Comparison with the conventional pasting method

塗布材料容器

図4 塗布針と塗布材料容器の一体支持構成
United support construction of the needle andpasted material cassette

塗布サイズ
塗布量
塗布材料粘度
目づまり

塗布針方式

従来塗布方式
ディスペンサ インクジェット方式
方式

直径15μm〜
数pR〜

直径100μm〜
数μR〜

1〜1×105mPa・s 50〜3×105mPa・s
なし
あり

〈用途〉
高粘度材の微細塗布

塗布する時は，塗布材料容器の下部の穴から塗布針

直径20μm〜
5pR〜2000pR○

1〜40mPa・s←△

×

先端を突出させ，図3に示したように，塗布針先端を塗布部に接触させる．塗布針は上下移動可能なスライ

4

塗布直径：約 75μm，塗布材料粘度：約 8×10 mPa・s

ド機構を介して固定されており，接触圧は一定に保たれる．

2. 3 塗布針方式の特長
図5に従来塗布方式の2つの例を示す．塗布針方式
は塗布針外周に塗布材料を付着させて塗布する方式の1〜100 回目

ため，従来塗布方式のようにノズル穴の目詰まりが発生しない．したがって，広範囲の粘度の塗布材料を安401〜500 回目※1〜100 回と変化なし

図6 塗布例
Examples of paste

定して塗布できる点が最大の特長である．従来塗布方-99-

*18_*15 15/10/16 15:13 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）

る限り小型化し，軽量化を図った．これにより，塗布

3. 高速微細塗布装置

針が塗布面に接触する瞬間の衝撃荷重を約0.06N程
度に，また，塗布時の接触荷重を約0.03N程度まで

電子デバイスの量産工程や回路パターンの描画な軽減した．

ど，微細塗布技術を新しい用途へ展開する中で，塗布新たに開発した高速塗布機構と，従来の塗布機構との精度や安定性は高い評価を得ているが，処理時間の比較を表2に示す．

（タクト）の短縮が課題となっていた．
そこで，従来のFPDパターン修正装置では1回あた

表2 従来塗布機構との比較
Comparison of conventional pasting unit

り塗布時間2.4秒を要するのに対して，1回あたり0.1秒と，従来比24倍の高速塗布が可能な塗布機構

塗布方式
従来塗布機構高速塗布機構従来比を開発した．

3. 1 高速塗布機構

塗布速度
2.4秒／塗布
0.1秒／塗布24倍

接触荷重
約0.07N
約0.03N
半分以下

高速塗布機構では，塗布針の上下駆動に，モータとカムを組み合わせた機構を採用した．モータの回転

3. 2 高速微細塗布装置

を，カムを用いて直線運動に変換することで，塗布針

高速塗布機構を搭載した高速微細塗布装置（以後，を高速に上下動させている．
高速塗布機構を図7に示す．上下動速度の高速化に装置）の例を図9に示す．ここに示した本装置では，伴う塗布針が塗布面に接触する瞬間の衝撃荷重を軽減

塗布機構を2台搭載している．このように塗布機構はするため，モータ制御とカム形状を最適化すると共複数台搭載することも可能である．複数台搭載するこに，塗布針支持部の軽量化のため塗布針ホルダの構造とで，異なる塗布サイズの塗布や，異種材料の塗り分を見直した．図8に塗布針ホルダを示す．塗布針ホルけが可能となる．

ダ内にスライド機構を組み込み，塗布針支持部をでき

観察光学系

モータ
カム

高速塗布機構（2 台搭載）塗布針ホルダ
塗布材料容器XY ステージ

図7 高速塗布機構
High-speed coating unit

図9 高速微細塗布装置例
Examples of high-speed microscopic coating applicator

塗布針

図8 塗布針ホルダ
Pasting needle holder-100-*18_*15 15/10/16 15:13 ページ 4

高速微細塗布装置

1）ユーザーインターフェース

始点と終点を指示することで，予め設定したピッチ

本装置の操作は，全て制御用のコンピュータ画面を見でライン状に塗布する．

ながらマウスで指示する．操作画面例を図10に示す．

④マトリックス塗布モード

本画面は塗布対象部の画像を観察画像表示エリアに

XY方向のピッチと塗布点数を指定することで，マ表示するので，この画像を見ながら塗布したい位置をトリックス状に塗布する．

マウスのクリックで指示する．また，XYZステージ⑤長方形塗布モード

を移動させる場合は，図10右下部に示すXYZステー

長方形の左上位置と右下位置をマウスクリックで指ジ操作指示エリアをマウスクリックで指示すること

示することで，長方形で面状に塗布する．

で，XYZステージを移動させることが可能である．

⑥エリア塗布モード
長方形塗布モードと似ているが，左上位置と右下位

観察画像表示エリア

置をマウスクリックで指定することで，ひし形で面状に塗布する．
上記以外にもオプションで，下記の自動一括塗布動作に対応可能である．

⑦登録座標への自動一括塗布
図10の観察画像表示エリアに示すように，予め登録した座標位置に自動一括で塗布する．

⑧CADデータによる自動一括塗布
BMP形式の画像データ，および，DXF形式のCAD
データにより，自動一括塗布する

3）その他オプション

XYZ ステージ操作指示エリア

オプションで，別稿で紹介する弊社の微細三次元形

図10 高速微細塗布装置の操作画面例
Operation screen of high-speed microscopic
coating applicator

状測定機を搭載することが可能で，塗布直後の塗布部の形状確認や評価を行うことができる．塗布形状測定
例を図12に示す．

2）塗布モード
あらゆる塗布作業を想定し，図11に示す6種類の塗布モードを標準で用意している．

図11 塗布モード
Paste modes

図12 塗布形状測定例
Measurement example of pasted shape①ポイント塗布モード
4）高速微細塗布装置の仕様と構成例

観察画像表示エリアの十字マーク位置（画像中央

本装置の基本構成の仕様例を表3に，外観図を図部）に塗布する．

②フリー塗布モード13に示す．
本装置は，設置場所の制約を避けるため，AC100V

観察画像表示エリア内において，マウスクリックで電源のみで稼働し，設置面積も□300mmとコンパク

指示した位置に塗布する．

③ライン塗布モード

トな構成になっている．また，評価用に装置の貸し出しも可能である．

観察画像表示エリア内において，マウスクリックで-101-

*18_*15 15/10/16 15:13 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）
表3 高速微細塗布装置の仕様例
Specification example of High-speed microscopic coating applicator
項

目

内

容

塗布ユニット

塗布速度：0.1s／塗布〜
塗布位置精度：±15μm以下（繰り返し再現性）

塗搭載可能本数：1本
塗布針先端径：φ10μm〜（打ち合わせにより決定）

布

針

鏡筒
対物レンズ
光

学

部
照明

：明視野単眼鏡筒：超長作動距離対物レンズ1本（10倍）
画面上での視野範囲：0.48×0.64mm：100Wハロゲンランプ
ファイバー付コールドライト（ファイバー長さ1m）

ステージ部

XYステージ ：ストローク：（打ち合わせにより決定）：分解能：0.1μm/pulse：最大速度：200mm/s
Zステージ ：有効ストローク ：35mm：分解能：0.2μm/pulse：最大速度：10mm/s

制

コンピュータ本 体 ：FA/PC
モニタ ：17型液晶カラーディスプレイ（1台）
言 語 ：OS/アプリケーション 日本語（Windows7 professional）

御部

CCD カメラ
落射照明

450

Z ステージ

対物レンズ

XY ステージ
塗布ユニット300

300

図13 高速微細塗布装置の外観図
Outline view of high-speed microscopic coating applicator5）応用用途例
高速塗布性と安定性が評価され，量産工程へ採用され現在，高密度配線基板（プリント基板）の電極修正ている．

や，電子部品の実装，センサへの触媒材料の塗布，バ
イオ関連での試薬の塗布，プリンテッドエレクトロニ

上述のように，高速微細塗布装置を用いることで，

クス分野での導電性ペーストの塗布など，色々な分野

広範囲な粘度の塗布材料を，微細かつ高速で安定に塗で具体的な評価検討を進めている．低粘度塗布材料の布することが可能であり，今後も多くの分野でご使用塗布例と，プリント基板への導電性ペーストの塗布例

いただけるものと考える．

を図14に示す．図14（3）に例示したように，導電性ペーストの塗布により電極パターンを直接描画することも可能である．本提案はすでにいくつかの用途で-102-

*18_*15 15/10/16 15:13 ページ 6

高速微細塗布装置

粘度：約 70mPa･s，塗布径：約 50μm

4. まとめ
本稿では，高速微細塗布装置について紹介した．

NTNでは，独自の塗布針を用いた微細塗布方式について今回紹介した高速化への対応に加え，より広範囲の（1）低粘度塗布材料の塗布例（カラーインク）

材料の塗布や高安定な塗布を目指した開発を進めている．

粘度：約 8×104mPa･s

断線部

電子部品の小型化やバイオ分野などの新しい用途

塗布部

電極

で，微細な塗布を高速で安定して行う手法に関する要

幅：50μm求は高まりつつある．今後もこれら分野の研究開発や生産に寄与できる装置開発を進めていく．
修正前

修正後

（2）プリント基板の電極修正例

電極

参考文献

塗布部

・山中，月刊ディスプレイ 2004年12月号．
・山中，「カラーフィルタにおける新しい材料開発と製造
プロセス全集」技術情報協会 2006年7月発刊．
・山中，月刊ディスプレイ 2006年12月号．
・猿田，NTN TECHNICAL REVIEW No.72,（2004）．
・山中，松島 NTN TECHNICAL REVIEW No.72,（2004）．
・山中，松島 NTN TECHNICAL REVIEW No.76,（2008）．
・鈴木，月刊トライボロジー, No294,（2012）34-36．
・内山，「ウェットプロセスによる精密薄膜コーティング
技術」技術情報協会 2014年8月発刊．

塗布幅：20μm（3）プリント基板への塗布例

図14 応用用途例
Examples of application use

執筆者近影

山中

昭浩

商品開発研究所-103-

*19_20受賞案件_*18,19_受賞案件 15/10/16 15:15 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No. 83（2015）

受賞案件の紹介2014年度“超”モノづくり部品大賞

自動車部品賞

ダイレクトアダプティブステアリング用
メカニカルクラッチユニット(MCU)
Mechanical Clutch Unit for Direct Adaptive Steering
北山

直嗣

石川

Naotsugu KITAYAMA

慎太朗

Shintaro ISHIKAWA

保持器 すきま

1. はじめに

ローラ

ばね

カム面

外輪

通電時

モノづくり推進会議と日刊工業新聞社主催（後援：経済

ローラクラッチ解放

産業省，日本商工会議所）の「2014年“超”モノづくり部品大賞」で，NTNの「ダイレクトアダプティブステアリ

電源遮断時

ン グ ※ 用 メ カ ニ カ ル ク ラ ッ チ ユ ニ ッ ト 」 (以 下 「 DAS用

ローラクラッチ締結

MCU」)が自動車部品賞を受賞しました．

図1 ローラクラッチ作動
Roller clutch mechanism「DAS用MCU」は，日産自動車殿が量産車として世界で初めて市場投入したDASシステムの機械的バックアップ機
構として採用された商品です．電磁クラッチとローラクラッ

ボールカム部

ステアリング側

チを組み合わせたコンパクトな構成で，通電／非通電で，トローラクラッチ部

ルク伝達有無を切り替える機能を有しています．
※日産自動車株式会社殿 登録商標
タイヤ側

電磁クラッチ部

図2 構成
Component

3. まとめ
本商品はNTN独自のローラクラッチと電磁クラッチに，
直線－回転変換機構（ボールカム）を新規に採用することで，

写真：日産自動車株式会社殿

お客様が要求される機能を実現するとと

2. メカニカルクラッチユニットの構造

もに，信頼性を確保「DAS用MCU」は，入出力軸間のトルク伝達を切り替えしました．今後も，る新しい機械要素として，NTNが開発した商品です．

次世代の自動車技術

DAS機能時には電磁クラッチに通電することで，ローラを支える新商品の開クラッチを解放し，ステアリング操作は電気信号を介してタ発を進めて参ります．

イヤに伝達されます．一方，電磁クラッチへの電源が遮断さ表彰状を授与される森常務執行役員(左)Commendation of Cho-monodzukuri award

れると，ローラクラッチが瞬時に締結し，ステアリング操作
執筆者近影が機械的にタイヤに伝達されることでフェールセーフ機能を果たします．
電磁クラッチとローラクラッチに加え，2つのローラを対に配置し，ボールカム機構（軸方向直線運動を回転運動に変換）を新規採用することで，機械的締結時の回転方向ガタを縮小し，高トルク容量のクラッチ機構を実現することが可能になりました．
なお，本商品は別稿で詳しく紹介しています．

北山直嗣

自動車事業本部

-104-

石川

慎太朗

自動車事業本部

*19_20受賞案件_*18,19_受賞案件 15/10/16 15:15 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No. 83（2015）

受賞案件の紹介AVEC’
14

Best Paper Award

フルドライブバイワイヤEVを用いたタイヤ前後力によるロール制御とタイヤ力配分制御の統合
Roll Control Using Tire Longitudinal Forces
Integrated with Tire Force Distribution of Full Drive-by-Wire Electric Vehicle
鈴木雄大

Yuta SUZUKI

水貝

智洋

平田

Tomohiro SUGAI

淳一

鈴木

Junichi HIRATA

伸幸

Nobuyuki SUZUKI

1. はじめに

3．実車試験結果

神奈川工科大学との共同研究成果を発表した表題の論文

緊急回避を想定した左車線へのレーンチェンジ実験を実が，2014年9月，東京農工大学で開催された「先進車両運

施した．図2に実験結果を示す．制御なし（青線）に対して

動制御学会シンポジウム」において，「2014年ベスト論文

ロール制御のみ（緑線）では，後輪の旋回内輪のタイヤ負荷賞」を受賞した．本シンポジウムは，公益社団法人自動車技率が前後力によって極端に増加している．これに対し，タイ術会が主催する車両運動性能や制御に関する国際会議であヤ力配分制御を統合したロール制御（赤線）では，後輪のタる．1992年に横浜で初めて開催されて以来，隔年でドイ

イヤ負荷率が極端に増加することなく左右輪で均一化していツ，アメリカ，台湾など世界各地の会場で開催されており，る．このことから，前後力でロール制御を行う際に，タイヤ

国内外の自動車技術者や研究者が中心となって最先端の技術

力配分制御のような車両安定化制御との組み合わせが必須でを発表する世界有数の場となっている．本報では，受賞したあることを実車走行実験で確認できた．

研究の概要を紹介する．
112．制御方法

Without control
With roll control only
With integration

0.9
0.8
0.7

各車輪にインホイールモータを取り付けることで，高速な応答かつ正確に車輪ごとで独立した駆動力制御が可能にな

0.9
0.8
0.7

0.6

0.6

0.5

0.5

0.4

0.4

0.3

0.3

0.2

0.2
0.1

0.1

る．さらに，4輪独立操舵が可能なFull Drive-by-Wire車両

000になれば，制御の幅が広がる．図1に，上記のシステムを搭

0.5

1

1.5

2

2.5

1

1

0.9

0.9

0.8

0.8

0.7

0.7

0.6

0.6

0.5

0.5

0.4

0.4

サスペンションのメカニズムを通して車体には上下力が作用

0.3

0.3

する．この特性を生かし，前後輪及び左右輪で逆方向に前後0載した実験車両を示す．
インホイールモータからタイヤに前後力を作用させると，

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0.2

0.2

0.1

0.1

0
0

0.5

1

力を作用させることで車両のロール制御が可能となること

1.5

2

2.5

図2 各車輪のタイヤ負荷率
Work-load of each tireを，これまでの研究で実証した．
しかし，タイヤの特性上，前後力を積極的に使用すると横力が低下する．そのため，高い横Gが発生している旋回中

4．おわりにに本ロール制御を行うと，旋回内輪のタイヤ負荷率が大きくなり横力が低下するため，車両挙動が不安定になる可能性が今後も，モータの応答性と高い精度を活かした車両運動

ある．そこで，Full Drive-by-Wire車両の特徴を生かし， 4制御を考案し，インホイールモータ等のEVシステムの有効

輪の負荷が均一になるようにタイヤの前後力と横力を配分し性を示していきたい．

ロール制御を行うことで，ロール制御中のタイヤ負荷率の増
執筆者近影（発表者）

加を抑える．

鈴木

図1 実験車両
Experimental Full Drive-by-Wire EV

雄大

EVモジュール事業本部
シャシーシステム技術部-105-

*21_26製品紹介_*20_26製品紹介 15/10/16 15:17 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 新商品紹介 ]自動調心ころ軸受(ULTAGE EMAタイプ)
内部設計の最適化によりころのサイズと本数を最大化
世界最高水準の高負荷容量を実現！

特

長

構

① 世界最高水準の高負荷容量・基本動定格荷重：最大20%向上※② 優れた耐振動・衝撃荷重性能
・保持器強度：最大55％向上※

造

保持器

外

輪

・高強度もみ抜き保持器
・一体型外輪案内・特殊熱処理・溝曲率の最適化
・油穴，油溝付き③ 低発熱・振動・衝撃荷重条件下において，軸受の温度上昇を最大10％低減※④ 200℃の耐熱仕様
・特殊熱処理を採用し，高温環境下での寸法安定性と長寿命化を実現※当社ＵＡタイプ比

用

途

内

輪

・特殊熱処理・溝曲率の最適化¡破砕機，粉砕機，振動ふるい機，減速機など

-106-

こ

ろ

・大径ころを採用
・最多ころ本数*21_26製品紹介_*20_26製品紹介 15/10/16 15:17 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 新商品紹介 ]CMS用無線式計測ユニット
世界初！風力発電装置の状態監視で無線通信を実現、状態監視機能を拡大！

特

長

構

① データ収集装置とセンサ間の配線をワイヤレス化造¡同期型風車 軸受外輪およびロータ回転例

・小型で回転部にも取付け可能・ケーブルの取回しが困難な場所でも計測可能
・2つの信号を同時計測可能（2ch入力）

ブレード
発電機（ロータ）
・軸受外輪
回転側

例：振動センサ（メインロータ（回転部）に設置）② 洋上や過酷な条件でも利用可能

状態監視ソフト・JIS C 0929 IP65に 準 拠 し た 防 塵 ・ 防 水
性能

用

軸受内輪
回転側

途

無線式計測ユニット

アクセスポイントWind Doctor ®
データ収集装置¡ メインロータ（回転部）に設置¡ 電源はスリップリングを介して供給¡風力発電装置，各種機械設備，試験・検査装置など

ユニット寸法・質量
寸法：幅130×奥行180×高さ102mm
質量：550ｇ(防水ケースは任意設計可能)

-107-

サーバ

*21_26製品紹介_*20_26製品紹介 15/10/16 15:17 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.83（2015）[ 新商品紹介 ]食品機械用樹脂製スラスト転がり軸受
高性能で取扱い性に優れた樹脂製転がり軸受！

特

長

構

造

耐熱性樹脂とセラミックボールの採用

軌道輪① 軽量でさびない構成② 200℃の耐熱性能を確保

・耐熱性，耐腐食性及び転動疲労に優れるPEEK系
樹脂材料など最適な材料を提案

メンテナンスを意識した材料配合と設計③ 洗浄しやすく優れた取扱い性を実現④ 白色で洗浄後における異物の付着確認が容易

用

途

転動体（ボール）¡食品機械の攪拌機やポンプ，医療機器、
水中・クリーン環境用装置など

樹脂製保持器・さびないセラミック材料

・白色材料で洗浄後の異物確認が容易
・ボールの分解／組付けに優れたポケット設計-108-

*21_26製品紹介_*20_26製品紹介 15/10/16 15:17 ページ 4-109-

*21_26製品紹介_*20_26製品紹介 15/10/16 15:17 ページ 5

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© NTN株式会社2015

**表紙_レイアウト 1 15/10/16 11:56 ページ 4

NTN TECHNICAL REVIEW No.83
印 刷・発 行

編 集 人
発 行 人

発行所

寺阪 至徳
孝橋 宏二

2015年 10月20日【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

日本写真印刷コミュニケーションズ株式会社

京都市中京区壬生花井町3