特集●産機用商品
October 2006

ISSN 0915-0528 OSAKA,JAPANR

TECHNICAL REVIEW
No.74

特集

産機用商品

長寿命，
低トルク，
小型化などで
省エネ・環境保全に貢献

産機用商品特集 ● 目 次

巻頭言
【寄

稿】

長寿命，低トルク，小型化などで省エネ・環境保全に貢献

産機用商品特集号に寄せて工作機械をめぐる最近の話題

常務取締役

岡田健治

1

神戸大学工学部教授

森脇俊道

2● 工作機械用商品小特集【論【論文】工作機械主軸用新グリース潤滑システムの開発
要素技術研究所

李

雨／森

正継

要素技術研究所

森

産機商品本部

産機技術部

古山峰夫

産機技術部

小杉

文】工作機械主軸用高速円すいころ軸受
正継／古林卓嗣【製品紹介】工作機械主軸用MQCJ潤滑アンギュラ玉軸受〜内輪冷却と転動面への最適少量潤滑機構を設けたジェット潤滑〜【製品紹介】dmn170×104シール付超高速アンギュラ玉軸受

新BNSタイプ
産機商品本部

太【製品紹介】高精度加工機用エアスピンドルの開発
精機商品事業部

堀内照悦／青野和幸／日吉博昭

プロダクトエンジニアリング部

8
16
22
26
32
36

工作機械用新製品紹介● 論文・解説・製品紹介【論【論文】軸受鋼SUJ2の浸炭窒化処理時における雰囲気管理方法
大木

要素技術研究所
新商品開発部濱田洋志
松原幸生

文】軸受鋼の引張・圧縮疲労及び転がり疲労に及ぼす水素の影響
商品開発研究所【解

要素技術研究所

力説】事務機器用軸受の技術動向
産機商品本部

産機技術部

片桐

力
淳

【製品紹介】事務機器用ユニット商品
産機商品本部

産機技術部

糸見正二／諸岡

生産技術研究所

設備開発部

後藤正三／中村莞爾

産機商品本部

産機技術部

中島良一／本多正明【製品紹介】ホーニングスラッジ･鉄鋼ダスト固形化処理機【製品紹介】クリーン環境用ウルトラクリーン軸受【製品紹介】鉄道車両用新RCT軸受とシール付き絶縁軸受
産機商品本部

岡竜太郎【製品紹介】高負荷容量円筒ころ軸受【製品紹介】耐食性向上軸受

産機商品本部

産機技術部

小津琢也

産機商品本部

産機技術部

八木隆司

ラストガード【RustGuardTM】【製品紹介】免震部材弾性積層ゴムすべり支承 "Super Sliding Bearing"
NTN精密樹脂（株）技術部

伊藤紀男／石井卓哉

42

50

58
64
70
76
80
86
92
96

● 受賞商品の紹介【製品紹介】《第3回 モノづくり部品大賞・機械部品賞受賞》モノドライブ2ウェイフィーダTM
精機商品事業部

プロダクトエンジニアリング部

小楠登志夫【製品紹介】《2005年度 日本トライボロジー学会 技術賞受賞》
樹脂インサート型焼結金属滑り軸受「ハイブリッドベアファイト」

104
要素技術研究所

新製品紹介

100

江上正樹

112

CONTENTS
Kenji OKADA

Preface

Contribution

Trends in Recent Machine Tool Technologies
Dr. Toshimichi MORIWAKI Professor Department of Mechanical Engineering KOBE University

1

2● Special Issue for Mchine Tool
Development of a New Grease Lubrication System for Machine Tool Main Spindles
Sun-Woo LEE and Masatsugu MORI

High-Speed Tapered Roller Bearing for Machine Tool Main Spindle
Masatsugu MORI and Takuji KOBAYASHI

Minimum Quantity and Cooling Jet Lubricated Angular Contact Ball Bearings for Machine Tool
Mineo KOYAMA

dmn170x104 Sealed High-speed Angular Contact Bearing "New BNS Type"
Futoshi KOSUGIDevelopment of Aerostatic Bearing Spindle for Precision Machine Tool
Teruyoshi HORIUCHI, Kazuyuki AONO and Hiroaki HIYOSHI

Our Line of New products for Machine Tool

8
16
22
26
32
36

● Technical Papers Technical Articles New Products
The Atmosphere Control Method for JIS-SUJ2 on Carbonitriding Processes
Chikara OHKI

The Influence of Hydrogen on Tension-Compression and Rolling Contact Fatigue Properties of Bearing Steel
Hiroshi HAMADA and Yukio MATSUBARATechnical Trends in the Bearing for Office Equipment

42
50
58

Chikara KRTAGIRIUnit Products for Office Equipment

64

Shoji ITOMI and Atsushi MOROOKA

Honing Sludge and Electro Furnace Dust Briquetter

70

Shouzo GOTOH and Kanji NAKAMURA

Ultra-Clean Bearing for Clean Environments

76

Ryouichi NAKAJIMA and Masaaki HONDA

Development of New RCT Bearing for Axleboxes and Insulated Bearing with Shields
Ryutaro OKA

High Load Capacity Cylindrical Roller Bearings

80
86

Takuya OZU

The Rust Guard Bearings of Highly Corrosion-resistant Bearings
Takashi YAGI"SSB" of Sliding Aseismic Isolution Unit Multi-ply Rubber

92
96

Norio ITOH and Takuya ISHII●Our Line of Award Winning Products"The Third Mono-Zukuri Products Creation Awards" Innovative Product Award
Toshio OGUSU

Monodrive Two-Way Feeder

100"The Japanese Society of Tribologists 2005" Technical Award"Hybrid Bearphite" a Sintered Metal Sliding Bearing Inserted with Plastic

104

Masaki EGAMI

Our Line of New Products112

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 巻頭言 ]

産機用商品特集号に寄せて

常務取締役

岡田 健治

わが国の経済は，企業業績の回復による旺盛な設備投資と個人消費がかみ合った内需主導型の景
気回復基調で推移しておりますが，その一方で，未曾有の原油高，容易に回復が困難な環境汚染など，生活を脅かす不安な要因も多々あり，ますます複雑化する時代に入りつつあるように思えます．
このような激動の時代にあって，NTNは本年，創業88周年を迎えることができました．これもひとえに，NTN製品をご愛顧いただいたお客様があればこそと，この紙面をお借りして，厚く御礼申し上げます．
さて，NTNでは，11月1日〜8日に開催される第23回日本国際工作機械見本市［JIMTOF2006］に合わせ，省エネ・環境保全社会を目指すため長寿命，低トルク，小型化を実現した産機用商品の特集号を発行する運びとなりました．本稿では，生産工学や精密加工の分野で世界的権威である神戸大学

森脇教授の「工作機械をめぐる最近の話題」と題した寄稿文をご紹介した後，工作機械用商品関連で5件，材料・熱処理の論文3件，昨年度の受賞商品2点(ものづくり部品大賞，トライボロ
ジー学会技術賞)を含む産機用の製品紹介9件を主な構成とし，最近の新技術，新商品等の開発成果を紹介いたしております．
近年， 環境に対する意識は年々高まってきており，地球環境との共生をめざし地球温暖化防止のためのCO2削減とリサイクル化への取り組みが大きくクローズアップされております．
このような状況下で，直接・間接的に省エネ・環境保全を支えているのが，NTNの製品群である
転がり軸受や等速ジョイント，精密機器商品（静圧軸受，リペア装置など）です．転がり軸受は元来摩擦を軽減する商品であることから，本質的に省エネ商品と言えます．そして，摺動部の転がり化を図ることにより伝達効率とともにNVH（騒音，振動，乗り心地）特性を高めた等速ジョイント，転がり案内や非接触軸受を支持機構とする精密機器商品も同様に省エネ商品です．

NTNは，これらの基盤商品の省エネ化に留まらず，環境負荷低減を図る省エネ・環境機器に関し，新商品の開発を加速しています．
創業以来88年間，私どもは品質こそがNTNブランド力の源泉と考え，常に「顧客満足の品質実現」をめざし，厳しい目を自己に向け新商品開発を行ってきました．これからも「 For New
Technology Network ：新しい技術の創造と新商品の開発を通じて国際社会に貢献する」の理念のもと，NTNの技術力で多様化する市場ニーズに的確に応える新商品と品質の提供を通じ，お客様の信頼と満足が得られますよう邁進いたします．

-1-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 寄稿文 ]

工作機械をめぐる最近の話題
Trends in Recent Machine Tool Technologies

最近における工作機械の技術動向について、高速高能率工作機械、複合加工機，超精密工作機械，制御の高度化・知能化の観点から筆者の考えをまとめた．工作機械は産業の基盤であり，わが国にとって戦略的に重要な製品であるといえる．本稿では今後開発を進めていくべきハードウェア及びソフトウ
ェアの技術課題について，世界の動向も踏まえて筆者の考えを紹介している．

森脇 俊道
Dr. Toshimichi MORIWAKI
神戸大学工学部教授
Professor Department of
Mechanical Engineering
KOBE University

Recent trends in the machine tool technologies are surveyed fromthe view points of high speed and high performance machine tools,
combined multi-functional machine tools, ultraprecision machine tools
and advanced and intelligent control technologies. The machine tools
are bases of manufacturing industries and they are strategicallyimportant products for Japan. The views of the author towards thetechnical developments in both hardware and software are introduced
together with the world wide trends in the relevant fields.

ると，表1のようになろう．ここでは個々の技術につ

1．はじめにいて詳細な点は別の専門的な論文に任せるとして，利点の内の一点だけ，びびり振動の回避について紹介し現在工作機械業界は空前の活況を呈し，生産が需要ておく．

に追いつかない状況にあるといわれている．特にわが国の工作機械業界は，1982年以来世界第一のマーケ

1960年代から70年代にかけて，工作機械のびび

ットシェアを有し，ここ一両年はいわゆるダントツのり振動に関して世界的な規模で研究が行なわれた．そ強さを見せている．今後ともこの強みを維持していくの結果として，いわゆる再生型びびり振動や強制びびためには，単に生産設備を補強していくだけでなく，り振動の発生原理が明らかにされ，対策の基本的な考

次のニーズに対応し，後から追いかけてくる他国の工作機械に負けない高付加価値を維持していく，着実な
本稿では，筆者が所属するCIRP（国際生産工学ア

表1 高速高能率工作機械の背景，基盤技術と利点
Background, supporting technologies and advantages of highspeed, high-efficient machine toolsカデミー）などを中心に，話題となっている事柄や，

高速・高能率工作機械

研究開発が必要であろうと考える．

将来に向けた研究開発の動向をまとめてみたい．
（背景，基盤技術）¡高能率加工，コスト低減の必要性¡高速主軸，高速送り（リニアモータなど）の開発

2．高速高能率工作機械¡高速切削加工対応工具の開発，切削技術の高度化など

工作機械主軸の最高回転数や送り速度がますます高（利点）まり，いわゆる高速高能率化していることは良く知ら¡加工時間の短縮（能率向上）

れているとおりである1）．このような高速化の背景や，¡加工精度・仕上げ面性状の改善基礎となる基盤技術，利点の主なものを簡単にまとめ¡びびり振動の回避-2-

工作機械をめぐる最近の話題

え方が示されたが，それ以来系統的な研究はあまり行

来て，切りくず厚さの変動をなくすることが可能とな

われなくなってしまった．

り，この条件では切込みを大きくしてもびびり振動は発生しない．

最近になって難削材の加工や，航空機用のアルミニ
ウムの高速・高能率切削などにおいて，びびり振動がこの原理を応用して，アルミニウムなどの航空機部

新たな問題として取り上げられるようになった．一般品の高速高能率切削が実現されている．関連して，主にはびびり振動が発生すると切込みや切削速度を落と

軸及びチャックや工具を含む主軸系の動特性に対するして回避（低速安定性）するが，主軸速度を上げるこ

関心が高まり，軸受や設計諸元と主軸，主軸系の動特とによってもびびり振動を回避することは可能であ性の関係が理論的，実験的にも明らかにされつつあり，る．このことは1960年代の研究でも既に知られてい主軸設計にフィードバックされるようになってきていたが，当時はそのような高速主軸が存在しなかったたる．最近では解析や設計のための各種ソフトウェアのめ，単に理論的な可能性としてのみ捕らえられていた．

利用も広く行われるようになってきており，主軸設計

エンドミル加工などのフライス加工におけるびびり振に関する理論的な検討は今後益々重要になると考えら

動を理論的に取り扱うことは数学的にも困難であった

れる．

が，Y. Altintas教授らの研究成果としての図1に示す
ような安定線図が描かれている．これは横軸の主軸回

3．複合加工機

転数に対して，葉状のローブ以下の切込みではびびり振動が発生しないことを示している．この詳細2）につ

現在高速高能率切削工作機械と並んで話題になっていては省略するが，図中の右に示しているように，主いるのは，5軸マシニングセンターや複合旋盤（ター

軸一回転前，あるいは一刃前の切削によって生成されニングセンター）などの複合加工機であろう．複合加た仕上げ面の凹凸と，現在の切れ刃が生成している仕工機開発の背景や利点を簡単にまとめて表2に示す．

上げ面の凹凸によって作られる切りくず厚さの変動が複合加工機は大まかに，旋盤を基礎に発展してきたタ

切削力変動を生じ，このことが振動を持続するもととーニングセンター（TC）とフライス盤から発展してなる，というのがびびり振動発生の原理である．ここきたマシニングセンター（MC）に大別することがで

で振動周波数に匹敵する高速で主軸を回転させると，

きる．

Real Part [μm/N]

前回と今回の振動の位相差をうまく制御することが出

2kζ=Dynamic Stiffness
Ktc=Cutting Coefficient2
1

n=60/T

T=

2Kπ＋ε
ωc

0
-1

〜
Gmin＝

-2
0

500

1000

-1
4kζ

1500

ε=3π＋2tan-1
2000

2500

3000

3500

lm [φ
（jωc）]
Re [φ
（ωc）]

4000

Axial depth of cut [mm]Frequency[Hz]Chip

5Stabiliy Lobes
4
180˚

3

alim =

2
1
0

acrit =
0

2000

4000

6000

8000

10000

12000 14000

16000

-1
2KtcG(ω)
-1
2kζ
=
Ktc
2Ktc -1
4kζ

Spindle speed [rev/min]

図1 再生型びびり振動の安定線図（Y. Altintas）
Stability chart of regenerative chatter vibration-3-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

表2 複合加工機の背景，基盤技術と利点
Background, supporting technologies and advantages ofcombined multi-functional machine tools

れており，旋盤系の工作機械からフライス型の工作機
械に近いものも開発されている．このような複合加工機の例を図3（森精機製作所製NT5400DCG）に示

同時5軸制御マシニングセンター（例；直交3軸＋回転2軸）
複合加工旋盤（例；旋盤＋第2主軸，B軸，Y軸など）

す．
他方，マシニングセンターについてみれば，多くの（背景，基盤技術）¡より高度（複雑）な部品の高精度，高能率加工の必要性

異なった種類の5軸マシニングセンターが開発されて¡支援ソフト（CAM）の高度化いる．中でも直交3軸のたて，横マシニングセンター¡高精度，高能率機械要素（例；DDモータ駆動テーブルに加えて，工作物テーブルに回転と揺動の2軸を付加など）の開発した同時5軸制御マシニングセンターが広く利用され（利点）ている．さらに最近では，工作物テーブルの駆動を¡加工精度の向上，加工時間の短縮（ワンチャック加工）

DDモーターによって行い，高速高馬力の回転テーブ¡複雑形状の加工

ルで高速割り出しの他にたて型旋盤の機能を持たせているものも現れている．このように，当初旋盤とフライス盤から始まった複合加工機は，今後両方の機能を
旋盤系の複合加工機による加工事例を調査した結果分離することができない新たな複合加工機に進展しての一部を図2に示す．内外径や端面の加工に加えて，いくことも考えられる．

斜面の加工やホブ切りなども一部では行われている．

複合加工機の利点は，単に5軸制御を必要とする複

最近では，タレット部に相当する部分に取り付けられ雑な形状の加工のみならず，一度工作物を取り付けるる主軸もエンドミルなどの補助的な切削に利用されることによって全ての加工が行われるため，工作物の取のではなく，本格的なフライス加工ができるものも現り付け取り外しに伴う精度劣化を防ぐことができる
上，機能集約型の部品が増える中にあって，高精度，受け渡し有，
無ホブ

高能率の加工を実現することなどがあげられる．複合外径加工（旋削）80
外径加工（フライス）
60

加工機はこれからの差別化した工作機械として，ます

外径加工（ネジきり）

ますその需要が増えると考えられるが，高度な機能を外径加工（ドリル）

実現するハードウェアの開発とともに，制御の高度化，

40
研磨
傾斜面（穴あけ）200

利用技術の面からの高度な支援ソフト（CAM）の開内径（旋削）

発が重要な課題となろう．

内径（ネジきり）

傾斜面（フライス）
端面（ドリル）
端面（フライス）

ちなみにCIRP（国際生産工学アカデミー）のSTCM（Scientific Technical Committee Machine

内径（ミーリング）
端面（旋削）「機械」科学技術委員会）では，2年後をめどに複合工作機械の技術の現状と今後の動向をキーノート論文

図2 旋盤系複合加工機による加工事例の調査結果
Survey of machining examples by combined multi-axis machine
tools based on turning machines

として取りまとめることにしている．

図3 複合加工機の例(森精機製作所NT5400DCG)
An example of combined multi-axis machine tool (Mori Seiki Co. NT5400DCG)-4-

工作機械をめぐる最近の話題

光学部品を中心とした超精密マイクロ加工の最近の4．超精密工作機械

動向は表4に示すように，形状精度や仕上げ面粗さに

高速高能率と並んで工作機械に要求されるのは高精

対する要求が一段と厳しくなる中で，加工すべき形状度である．最近では高精度工作機械からさらに進んだも複雑になってきている．また光学レンズも従来のプ

超精密工作機械が種々開発されてきている．これまで

ラスティックの射出成形から，ガラスのホットプレス

超精密工作機械が必要とされる分野は限られており，加工への移行に伴い，金型材料も超硬合金やセラミッ

超精密工作機械のマーケットは比較的小さかったが，

クスなど極めて加工しにくい材料が増えている．これ

最近では主として光学部品の金型を中心とした超精密らの金型は研削加工，ポリシングなど多くの工程を経加工，各種マイクロ部品の加工など超精密・マイクロて加工する必要がある．現在巷に数多く出回っている

加工の要求が増え，それに伴って各種超精密工作機械

カメラ付き携帯電話のレンズ，ディジタルカメラのレの開発が進められてきている．

ンズはこうした金型加工技術とガラスのプレス成形技術の成果である．

超精密工作機械が必要とされる背景，超精密工作機
械を実現するための基盤技術，また超精密加工の利点

さらにレンズについてみれば，光学特性を向上するをまとめると表3のようになる．特に空気静圧軸受やためフレネルレンズと非球面レンズの組み合わせな

案内など超精密機械の要素技術の進歩は著しく，こうど，より高度の加工が要求されつつある．またレーザしたハードウェア技術の進歩がわが国の工作機械の高プリンターなどレーザ光を利用する光学機器において付加価値化に貢献しているといえる．

は，非軸対称や自由曲面といったより高度な光学系が要求されており，超精密加工の高度化への要求は止まるところを知らない．そのため超精密加工，マイクロ加工に必要な超精密工作機械は，最先端の高付加価値

表3 超精密工作機械の背景，基盤技術と利点
Background, supporting technologies and advantages ofultraprecision machine tools

部品を加工する工作機械として今後一層その重要性が超精密工作機械（超精密切削，研削加工機）

自由曲面を超精密，高能率で加工する装置の一例と増すと考えられる．
して，3軸FTS（ファースト・ツール・サーボ）3）の（背景，基盤技術）

例を図4に示す．これは図に示すように，超精密回転¡超精密・マイクロ部品の要求増大（光学関連部品，金型など）

テーブル上に固定した工作物を回転させながら，高速¡超精密機械要素（主軸，案内，送り駆動系など）の高度化

高応答周波数で3軸方向に切り込み制御が可能な工具¡高精度制御技術を，半径方向に移動させながら切削加工する装置である．ここで工具を半径方向に送りながら高速で軸方向（利点）¡超精密・マイクロ加工による新たなマーケット開発（ニーズに対応）（光学関連部品，マイクロ・メカトロ部品など）

Y

表4 超精密マイクロ加工の動向
Trends in ultraprecision micro machining

３軸駆動PZT

Z

1．形状精度，仕上げ面粗さ：¡マイクロ→ナノ工具

2．形状（光学部品の場合）

工作物

X
送り

¡球面→非球面→非軸対称→自由曲面
3．工作物材質¡軟質金属（アルミニウム，銅など）¡硬質金属（ニッケル，焼入れ鋼など）¡脆性材料，異方性材料（ニオブ酸リチウム，蛍石など）¡硬脆材料（超硬合金，セラミックなど）

図4 3軸駆動FTSによる超精密加工の概念図
Schematic illustration of ultraprecision cutting by 3-axix FTS¡その他材料（プラスティックなど）-5-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）に切り込み制御を行なえば，理論的には任意の形状を工作機械に与える運動制御情報を基に，工作機械の工作物表面に仕上げることが出来る．しかしながら実運動をリアルタイムでシミュレートすることも可能で際には工具の応答周波数，応答速度をいかに上げてもある．この考え方を利用して，オークマでは実際の工切削方向に直角な段差を作ることはできない．そこで

作機械の動きに少し先行したシミュレーションを行

工具を3軸方向に同時制御することにより，加工しえい，例えば工具とチャックが干渉して衝突するようなる形状の自由度を増やし，また制御すべき工具の運動事態を直前に知って機械を止める，アンチクラッシュ

軌跡をより簡単にすることが可能となる．こうしたシステムを開発している．図5にその概念図を示す．

FTSを用いることにより，自由曲面の切削加工時間をこうした考え方のさらに進んだ研究として，先に述

大幅に短縮することが可能となる．

べたCIRPのSTC-Mでは現在バーチャル・マシンツー
ルの名のもとに，加工プロセス，工作機械の動特性や5．制御の高度化・知能化

ないものはソフトウェアの進歩であろう．関連した背表5 制御の高度化・知能化の背景，基盤技術と利点
Background, supporting technologies and advantages ofadvanced and intelligent control technologies

景，利点などをまとめて表5に示す．最近では単に制御の高度化・知能化

工作機械ハードウェアの進歩と並んで，忘れてならNC機能の高度化だけではなく，工作機械の特性や加（背景，基盤技術）

工プロセスを理解した上でのより高度な制御（知能化）¡より高機能，低コストの制御装置への要求¡高速・高精度の補間システム¡リアルタイム熱変形補正¡シミュレーションを併用したアンチクラッシュ・システム¡コンピュータ，IT技術の高度化も進められている．例えば，工作機械の加工精度を阻害する最も重要な熱変形について見れば，工作機械の情報や，温度情報をもとにリアルタイムで熱変形を推定し4），それに基づいて機械の運動を制御し，いかな（利点）¡工作機械の高付加価値化¡ノウハウの技術化る条件下でも高い加工精度を補償するような高度な制御も実用されている．

機械モデル

簡単モデリング

仮想機械
段取設定
冶工具，素材等
少し先行した
動作指令

仮想機械制御干渉検知

リアルタイムミュレーション

完全同期
機械停止

機械制御
あらゆる操作動作指令

図5 アンチクラッシュシステムの概念図（オークマ）
Conceptual diagram of anti-crush system (Okuma Co.)

-6-

工作機械をめぐる最近の話題

制御特性など，全てを含む完全なシミュレーションを参考文献行うことを試みている．例えば工作機械に運動命令を

1）垣野義昭：NC工作機械主軸系の最新動向，NTN，
Technical Review, No. 72(2004) p2.
2）Y. Altintas, M. Weck: Chatter Stability ofMetal Cutting and Grinding, Annals of the
CIRP, 53/2 (2004) p619.
3）Wada et. al.: Development of Three-axis Fast
Tool Servo for Ultraprecision Machining, Proc.
6th Int. Conf. of euspen (2006) p115.
4）千田治光ほか：量産を目的とした工作機械の主軸熱変位推定（第2報），日本機械学会論文集C編，71709 (2005) p2813.
5）K. Erkorkmaz et. al. : Virtual Computer
Numerical Control system, Annals of the
CIRP, 55/1 (2006) p399.

出すと機械各部がどのように応答し，工具と工作物がどのように干渉して切削が行われ，その結果発生する切削力が機械と工具にどのように影響を与えるか，というようにコンピュータ上で機械とプロセスの完全なシミュレーションを行おうとするものである．一例として図6にバーチャルなCNCシステムのアーキテクチ
ャ5）を示す．
バーチャル・マシンツールが現実のものとなるためには，今後まだまだ加工プロセス，工作機械のダイナ
ミクス，運動特性など多くの事柄についての研究を進める必要があるが，着実に研究が進展しつつあることを指摘しておきたい．

〈著者紹介〉
森脇 俊道 （もりわき としみち）
神戸大学工学部 教授 （工学博士）

6．まとめ

1966年
1968年
1974年
1975年
1985年

工作機械技術の動向に関して，筆者の身近な経験か
らいくつかの代表的な項目について紹介した．工作機
械はわが国を代表する基幹の機械産業であり，今後とも高速・高能率，超精密に関する研究は，一段と先鋭

専門分野：生産システム，工作機械，人間工学受賞・表彰歴：CIRP（国際生産加工研究会議）F.W.Taylorメダル 1977
工作機械技術振興賞（工作機械技術振興財団）1991, 1994,
1995, 1998, 2001
井植文化賞（科学技術部門）（井植記念会）1998
精密工学会賞 2002,2003
兵庫県科学賞（兵庫県）2004 等 他多数

化しながら継続されると考えられる．中でも重要な機械要素である主軸受に求められる超高速・超高精度という永遠のテーマに対して， NTN の技術，製品が世界をリードしていくよう，関係各位の引続きのご努力に期待したい．

CAD Model

CL FileCAD/CAM
System京都大学工学部精密工学科卒業
京都大学大学院工学研究科精密工学専攻修士課程修了
神戸大学工学部 助教授
カナダ・マクマスタ大学 助教授
神戸大学工学部 教授（2000年―2004年 工学部長）…

LOADTL/2
FEDRAT/10000.00,MMPM
RAPID
GOTO/0.000,0.000,50.000

CL FileInterpretationyTool Path Geometryy Pi+1s Pi+1

Pi

x

Pi
x

Pc

Trajectory
Generation
Axis Servo Loop

Displacement

S

Feed Drive
Servo Dynamics

r (t), r (t), r (t)Axis Motion
Tracking Controlt
FeedrateSt
Acceleration
t
Jerk
t

Axis
Commands S

Feedback

S

Feed Profiling

Actual Axis Position
Actual Tool Position with Servo Errors

Tracking and Contour Error Estimation

図6

バーチャルなCNCシステムのアーキテクチャ４）
System architecture of virtual CNC-7-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[論 文]

工作機械主軸用新グリース潤滑システムの開発
Development of a New Grease Lubrication System for Machine Tool Main Spindles

李
森

雨*
正 継*

Sun-Woo LEE
Masatsugu MORI

工作機械主軸用に新しいグリース潤滑システムを開発した．本潤滑システムは特別な外部付帯設備を必要とせず，軸受側面に設けたグリース溜り部からの温度変化による基油吐出を特徴としており，内径100 mmのアンギュラ玉軸受において定位置予圧方式でdmn値180万，定圧予圧方式でdmn値200万の運転が可能となった．新グリース潤滑システムは，グリース潤滑が備えるべき完全メンテナンス
フリー性を維持しながらも，従来エアオイル潤滑に頼っていた高速領域での運転を可能とし，工作機械の高性能化と共に作業環境改善ならびに環境負荷低減にも有効な潤滑方法である．

NTN has developed a new grease lubrication system for main spindles of machine tools whichfeatures heat-induced base oil delivery from a grease chamber installed next to the bearing. The
lubrication system does not require any external additional lubrication device. Experimental results
demonstrate high-speed rotation of an angular contact ball bearing with an inner diameterφ100 mm,
that is 1.8 million in the dmn value for definite position preloading and 2.0 million for constant pressure
preloading. NTN’s new grease lubrication system can thus be an alternative to the air-oil lubrication
technique while keeping the maintenance-free advantage of the conventional grease lubrication
method, and it will contribute to achieving a higher performance of machine tools as well as toimproving customer’s work environment and reducing environmental burden.

滑における現状性能としては，前記「グリース潤滑シ

1．まえがきール付きアンギュラ玉軸受（BNSタイプ）」において，

マシニングセンターをはじめとする工作機械では，

dmn値140万の回転速度で2万時間以上の耐久寿命を満足できるまでに達している．

加工効率及び加工精度の向上のために主軸の高速化が著しい． NTN ではこの高速化の課題に対応すべく，

今回，メンテナンスフリーのグリース潤滑での更な種々軸受の開発・改良を行い「ULTAGE（アルテー

る高速化と長寿命化を目的として，「工作機械主軸用

ジ）シリーズ」1）として市場に提供している．また近新グリース潤滑システム」を開発した．新グリース潤

年地球規模で環境意識も高まり，環境対応技術も重要

滑システムは，軸受の内部設計を従来のまま，軸受正視されてきている． NTN ではこの技術課題に対して面側にグリース溜りを設け，グリース中の基油のみをも軸受の潤滑方法に着目した「環境対応型ジェット潤

抽出して軸受の潤滑を行う新潤滑機構である．この新滑アンギュラ玉軸受」2）「環境対応型エアオイル潤

グリース潤滑システムで内径100 mmのアンギュラ

滑アンギュラ玉軸受（HSLタイプ）」1），「グリース潤玉軸受を定圧予圧方式でdmn値200万，定位置予圧方

滑シール付きアンギュラ玉軸受（BNSタイプ）」1）の式でd mn値180万の高速且つ長寿命運転を可能とし開発を行ってきた．特に，グリース潤滑は他の潤滑方た．本稿では，完全メンテナンスフリーとなる新開発

法に比べ環境への負荷が少なく，メンテナンスフリーの新グリース潤滑システムについて，その研究成果をが可能であることから要求が増えている．グリース潤

報告する．

*要素技術研究所-8-

工作機械主軸用新グリース潤滑システムの開発

3. 1 モデル試験装置および試験方法

2．新グリース潤滑システムの構造

図2に使用した基油吐出モデル試験装置の概略図を

グリース潤滑で軸受の高速化及び長寿命化を達成す示す．写真1はその外観である．図2の径方向すきまるためには，高速運転時における潤滑油量の確保と共は，図1の段差面すきまに相当しており，半径ベースに，限られたグリース封入量で長期間グリース基油ので表記する．使用したグリースは，工作機械主軸軸受

供給を維持させることが課題となる．開発した新グリ用として開発した，表1に示す2種の性状のものを用ース潤滑システムは，運転中にグリース中の基油を積いた．グリース溜りへのグリース封入は，外径面に設極的に分離させ，その基油を軸受軌道面に確実に供給けた4箇所のグリース封入孔から行い，封入量はグリする機構である．図1に新グリース潤滑システムの軸

ース溜りの全容積が完全に満たされるまでとし，その受構造を示す．軸受正面側に外輪間座と一体となる空量は約47 ｇである．
実施した試験内容は，基油吐出に影響を及ぼすと考間を円周上に設け，その中にグリースが封入されている．一方，転動体と外輪軌道面の接触位置近傍に段差えられる以下の項目である．

面を設け，その段差面とグリース溜りの先端との間で¡グリース溜りの温度変化

軸方向の微小流路を円周上に構成し，グリース溜りと¡先端部の径方向すきまの大きさ連通させている．

¡使用グリースの種類

この構造において，基油吐出機構を次のように考えた．すなわち，軸受は運転に伴い発熱し，同時にグリ
表1 グリース性状Grease properties

ース溜り内のグリースの温度も上昇する．この時グリース中の基油は増稠剤から分離する．同時に，昇温に項よりグリース溜まり内の圧力が上昇し，基油が上記の軸方向流路より段差面すきまを経て外輪軌道面に吐出

目

増稠剤

グリース
Grease-A

Grease-B

ウレア

ウレア

PAO

PAO

する．外輪軌道面に吐出された基油で軸受の潤滑が円基滑に行われることになる．

油

ポリオールエステル

ジェステル
ポリオールエステル

3．モデル試験
グリース溜りからの基油の吐出特性を調査し，前章

増稠剤量 wt%

11.2

11.7

基油動粘度 mm/s2 40 ℃

40.6

40.6

60回混和ちょう度 60W 25 ℃

243

280

広がりちょう度230

260に記した基油吐出機構を検証するため，内径100 mmのアンギュラ玉軸受への適用を想定したモデルを用いて試験した．以下にその結果を述べる．

径方向すきまグリース

40

グリース封入穴

外輪

段差面すきま

外輪間座

φ150
拡大

図2 基油吐出モデル試験装置の概略図
Sketch of model test rig for base oil delivery

グリース溜り図1 新グリース潤滑システムの構造
Schematic construction of new lubrication system-9-NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

ものの吐出が認められ，この分についてはふき取って

3. 1. 1 温度変化による基油吐出量
表1のGrease-Aを用いて温度上昇による基油吐出

吐出量より除外した．写真2はすきま先端部での基油を確認した．試験は供試モデルに温度上昇と温度降下

吐出状況を示したものである．供試モデルに温度変化（以後ヒートサイクルと略す）を繰り返し与えた場合がない場合，初期に僅かな吐出が認められたが，と，温度上昇後その温度で保持させた場合とで吐出量100 h以後においての吐出は認められなかった．一方の比較を行った．ヒートサイクルのパターンは図3

ヒートサイクルのある場合，継続した吐出が認められ，(a)に示すもので，恒温槽を用いて自動運転した．ヒ

時間に比例する吐出となることが判った．即ちグリーートサイクルの温度差（15 ℃）は，グリース溜り内

ス溜まり部にヒートサイクルを与えることにより，グ部の軸受運転時の温度（41 ℃）と停止時の温度（室リース中の基油が繰り返し分離してすきまより吐出さ

温26 ℃）との差を想定している．

れ，潤滑油として利用できることが明らかとなった．

図3 (b)に径方向すきま0.15 mmでの吐出量結果

次にヒートサイクルの温度差の違いによる基油吐出を示す．供試モデル（写真1）を径方向すきまによる量への影響を，径方向すきま0.15 mm，Grease-A

流路が鉛直になるよう設置し，50〜100時間毎にすを用いて確認した．試験はヒートサイクルの温度差

きま先端部に吐出している油分を吸い取り紙を用いて15 ℃と3 ℃の2条件で比較調査した．ヒートサイク

吸収し，その重量増加分を累計して吐出量としている．

ルパターンは図4 (a)に示し，図4 (b)に結果を示す．

グリース封入直後は，基油だけではなくグリースそのすきまからの基油吐出量は，温度差が大きい方が多い

温

度

41℃

41℃

2h

26℃
48 h

2h

48 h
時間

(a)

h

ヒートサイクルパターンHeat cycle pattern

写真1 基油吐出モデル試験の概観
Model test rig for base oil delivery

0.4
温度変化あり温度変化なし

基油吐出量

g

0.3

0.2

0.1

基油吐出

0
0

100

200
時間

300

写真2 基油吐出状態
Delivered base oil

400h(b) 基油吐出量と時間の関係（径方向すきま0.15 mm, Grease-A）
Base oil delivery versus elapsed time
図3 ヒートサイクルの有無と基油吐出量
Base oil delivery with/without heat cycle-10-工作機械主軸用新グリース潤滑システムの開発

が，温度差3℃程度でも十分吐出が可能である．この

基油の吐出量は，温度差3 ℃と15 ℃で絶対量に違ように，すきまからの基油吐出に必要なヒートサイク

いはあるものの，両条件共すきまが小さくなる程多く

ルの温度差は少なくとも3 ℃以上あれば良いと考えらなる結果であった．

れ，長期間にわたってほぼ完全連続運転する場合でも，

3. 1. 3 グリースの違いによる吐出量への影響

例えば，外筒冷却温度の制御に起因する周期的な温度差でも本潤滑システムを適用できる可能性がある．

グリース溜りへの封入グリースの種類による基油吐
出量に及ぼす影響を，表1に示した2種グリースで調

3. 1. 2 径方向すきまの大きさと吐出量査した．試験中のヒートサイクル温度差は15 ℃で，基油が吐出する先端部の径方向すきまの大きさと吐径方向すきまは0.05 mmとした．試験のヒートサイ

出量の関係を調査した．すきまの大きさは，0.05，

クルパターンは上記に示した図3 (a)と同様であり，

0.15，0.2，0.45 mmの4条件である．ヒートサイ

250h後の基油吐出量を図6に示す．

クルは運転中の軸受外輪温度（41 ℃）を基準に，温基油吐出量は，グリースの種類によって大きく相違

度差3 ℃（41 ℃⇔38 ℃）と15 ℃（41℃⇔26 ℃）

していることが判る．Grease-BはGrease-Aに比較とした．ヒートサイクルパターンは上記に示した図4

して約2倍の吐出量であった．即ちGrease-Bは(a)と同様であり，250 h後の吐出量を図5に示す．

Grease-Aに比べ基油分離を起こし易いグリースであ使用グリースは表1のGrease-Bである．

るといえる．開発した新グリース潤滑システムでは，

1
温度差15℃
温度差 3℃

41℃
0.8
ｇ

2h 2h

基油吐出量

温

度

38℃

41℃

26℃

2h 2h

0.4

0.2
時間

h
0

(a) ヒートサイクルパターンHeat cycle pattern
1

0.05

0.15
0.2
径方向すきま mm0.45

図5 基油吐出量と径方向すきまの関係（250 h後，Grease-B）
Base oil delivery versus radial gap

温度差15℃
温度差 3℃

0.6

0.7
0.6

0.2

0

0

50

100

150

200

時間

h

250

300

350

ｇ

0.4

0.5

基油吐出量

基油吐出量

ｇ

0.8

0.6

0.4
0.3
0.2
0.1

(b) 基油吐出量と時間の関係（径方向すきま0.15 mm, Grease-B）
Base oil delivery versus elapsed time0
Grease-A

Grease-B
グリース

図4 温度変化量と基油吐出量
Relation between temperature difference and base oildelivery

図6 グリース種類による基油吐出量（250 h後，径方向すきま0.05 mm）
Base oil delivery versus grease property-11-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

基油の分離のしやすさを考慮したグリースの選定も重

図7（a）にグリース溜り内の圧力測定結果を示す．

要な検討項目となる．

また同時に測定したグリース溜り内の温度を径方向す
きま0.05 mmのモデルで代表併記した．ヒートサイ

3. 2 基油吐出機構

クルパターンは，38 ℃と41 ℃（温度差3 ℃）を2以上より，開発した新グリース潤滑システムは，基ｈ周期で変化させた．なお，圧力測定値は試験開始時

油吐出に必要な要因として，ヒートサイクル，径方向のグリース溜り内の温度が38 ℃の状態を0 kPaとし

すきま量の適正化，グリースの選定が挙げられる．こている．図7（b）は，図7（a）で示した測定記録のれらの要因がどのように関わって基油吐出されるの一部の時間軸を拡大して示したものである．

か，その吐出メカニズムについて，グリース溜まり内

これらの図から，グリース溜り内の圧力は，予想しの圧力を測定して検討した．試験は図2の基油吐出モ

たように，温度の上昇で高くなり下降で低くなる．温デル装置を使用して，グリース溜り内の圧力を歪式圧

度上昇時の圧力値は先端部の径方向すきまの大きさに力センサーで，同時にグリース温度を熱電対で測定し影響を受け，すきまが最も小さい0.05 mmが一番高た．供試モデルのすきまは，0.05，0.15，0.2，

くなり，すきまが大きくなる程低くなる．すきま

0.45 mmである．グリース溜りにはGrease-Bを封0.05 mmの最大圧力は約10 kPaであった．すきま

入した．

が小さいほどグリース溜り内部の密閉性が高く，圧力も上昇しやすいと考える．温度上昇によりグリースは膨張するが，この時グリース中の基油と増稠剤は分離し易くなって，一部の基油に分離が生じる．分離した
すきま0.05mm
すきま0.45mm

すきま0.15mm温度

基油は増稠剤に比べて流動性が高く，グリース溜り内

すきま0.2mmの増加圧力によってすきま部より押し出されると考え50

50

られる．そして，すきまより基油吐出が始まると，グ40

リース溜り内部では図7（b）でもわかるように徐々

20
10

35

に圧力が降下すると推察する．

0
-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80
30

℃

30

次にグリース温度が低下すると，グリースは収縮を

温度

圧力

kPa

40

始めグリース溜り内部の圧力は降下する．圧力降下時-20はすきまからの基油吐出も次第に弱まり，吐出油の一

25

-30
-40

部はすきまに戻されて油の表面張力等によってグリー

20

-50

時間

ス溜り部の内部が密閉された状態になっていると推察ｈ(a) グリース溜り内の圧力変化履歴
Pressure change history in grease chamber
すきま0.15mm
温度圧となっていることからも伺える．また，その後に圧力が微増しているのは，グリース溜りが密封された状

すきま0.2mm

態でモデル本体が徐々に収縮しているためと考える．

1645

そして，ヒートサイクルにより再度温度が上昇・降下

1240すると，上記のパターンが繰り返される．

35
30

4
25
0
24
-4

26

28

4．スピンドル試験

20
30

-8

時間

以上より，前章に記した基油吐出機構が確認された．
℃

8

温度

圧力

kPa

すきま0.05mm
すきま0.45mm

される．このことは，圧力極小値が微小ではあるが負15開発した新グリース潤滑システムをスピンドルを支10持するアンギュラ玉軸受に適用して実機を模擬した運ｈ

転試験を実施した．供試軸受には内径100 mmのア(b) 圧力変化詳細
Detailed pressure change

ンギュラ玉軸受を使用した．軸受仕様は表2に，軸受の断面図を図8に示す．

図7 グリース溜り内の圧力履歴
Pressure change history in grease chamber

なお，3項のモデル試験において「径方向すきま-12-工作機械主軸用新グリース潤滑システムの開発（図2参照）」が行なっていた潤滑油の供給量の調整機
能は，今回のスピンドル試験など実際の軸受の場合，「段差面すきま（図1参照）」で行なうことになる．

表2 スピンドル試験での軸受仕様
Bearing specifications for spindle test
φ100 × φ150 × 24 mm

試験軸受
接触角

20°

転動体材質

Si3N4

保持器材質

積層フェノール樹脂

軸受内部封入グリース

Grease-A 6ｇ 封入
試験軸受(a) 定圧予圧
Schematic construction of test spindle supported withconstant pressure preloaded bearings

20°

φ100

φ150

24

試験軸受

(b) 定位置予圧
Schematic construction of test spindle supported withdefinite position preloaded bearings

図8 試験軸受の断面図
Section view of test bearing

図9 スピンドル試験装置
Spindle test rig

よる結果を，図10（b）に定位置予圧方式による結果

4. 1 温度上昇確認試験
ここでは新グリース潤滑システムの運転特性を調査を示す．軸受へのアキシアル荷重をほぼ一定とする定するため，定圧と定位置予圧方式で軸受温度上昇を測圧予圧方式でdmn値200万（15000 min-1）まで運定した．軸受温度が著しく上昇しないことが，実用の転し，軸受温度は各回転速度において安定し，問題なための必要条件となる．図9（a），（b）に各予圧方式

いことを確認した．

の試験装置の構造を示す．試験軸受はいずれも軸受2一方， 図10からわかるように定位置予圧 で は ，個を背面組合せ（DBセット）で組込んだ．表3に試

dmn値180万（14000 min-1）での内輪，外輪の温験条件を示す．試験条件において定圧予圧試験で負荷度はそれぞれ46℃，37℃であり，同じ回転速度でのしたアキシアル荷重値は，転動体接触面圧値の負荷限定圧予圧の場合とほぼ温度値を示した．しかし，dmn界を想定して決定した．また定位置予圧試験での予圧

値200万（15000 min-1）での内輪，外輪の温度は

設定は，実用上の必要最小予圧（初期組込み軸受すきそれぞれ53 ℃，43 ℃となり，定圧予圧の場合の同ま量 0）とした．

じ回転速度での温度を上回り，運転中の軸受負荷（予圧）が大きくなるため運転不可と判断した．定位置予

軸受温度に関して，図10（a）に定圧予圧方式に-13-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

項

表3 温度上昇試験の条件
Temperature rise test conditions

圧での高速限界を，軸受温度が一致する定圧予圧での目

値180万（14000 min-1）となる．

内

グリース溜り仕様

回転速度と考えると，上記の結果より，その値はdmn

容段差面すきま0.08 mm封入グリースGrease-A 47ｇ封入

このように新グリース潤滑システムを用いることにより，従来エアオイル潤滑方法に頼っていた高速領域

ヒートサイクル なし
定圧予圧試験

軸受予圧での運転が可能となった．

2.2 kN

定位置予圧試験 組込み後すきま 0

外筒冷却油温度

4. 2 耐久試験

室温 ±1℃

新グリース潤滑システムを用いて軸受の耐久性を確認した．耐久試験は，定位置予圧と定圧予圧方式で実施した．使用した試験装置は図9 (a), (b)に示したも60ので，グリース溜りの構成と運転条件を，表4に示す．

内輪温度
外輪温度

50

軸 受 回 転 速 度 は ， 定 圧 予 圧 方 式 で d mn 値 2 0 0 万（15000 min-1），定位置予圧方式でも回転数を重視

40

温度

℃

して，同じくdmn値200万で実施した．定位置予圧方
30

式では，前項4.1の結果から過大予圧となるため，
dmn値200万（15000 min-1）の運転において適正20予圧（アキシアル荷重2.2 kN）になるように初期す
10

きまを調整して使用した．運転中のヒートサイクルパ

00

ターンは，図11 (a)に示したもので，50 h運転，
4000

8000

内輪回転速度

12000

1h停止を周期的に繰り返し与えた．ヒートサイクル

16000

min-1

の温度差は約15 ℃である．また定位置予圧方式では，(a) 定圧予圧
Constant pressure preloading

主軸の姿勢の影響についても試験するため，縦，横の2姿勢で試験を行った．
図11 (b)に試験結果を示す．新グリース潤滑シス

60

テムによる耐久結果と共に，従来の両側シール付きグ

内輪温度
外輪温度

50

リース潤滑アンギュラ玉軸受を同じ条件で試験した結果も併記した．従来型グリース潤滑軸受をdmn値200

40

温度

℃

万で運転した場合，約500 hで焼損により停止した．

30
20

表4 耐久試験の条件
Endurance test conditions

10

項

目

0
0

4000

8000

内輪回転速度

12000

16000

グリース溜り仕様

min-1

内

容

段差面すきま0.08 mm封入グリースGrease-A

グリース封入量 47ｇ(b) 定位置予圧
Definite position preloading

軸姿勢と試験数 立（2台）・横（1台）
定位置予圧 予圧

図10 回転速度と温度上昇
Temperature rise versus rotational speed

回転速度

運転条件

dmn値 200万

軸姿勢と試件数 横（1台）
定圧予圧

予圧

2.2 kN

回転速度

dmn値 200万

外筒冷却油温度-14-dmn値 200万運転時にアキシ
アル荷重2.2kNとなる初期すきま

室温 ±1 ℃

工作機械主軸用新グリース潤滑システムの開発

新グリース潤滑システムを採用した場合には，潤滑油

5．まとめ

量の確保と共に継続した潤滑油供給が可能となって，
最長18000 hの運転を継続中であり，明らかに効果

工作機械主軸用軸受の高速化に対応して，完全メンがあることがわかる．

テナンスフリーである新グリース潤滑システムを開発

なお，ここで報告した耐久試験結果は，Grease-A

した．ヒートサイクルによるグリース溜り部からの基を使用したものであるが，現在Grease-Bを使用した

油吐出を特徴とするこの潤滑システムを用いること

耐久試験も定位置予圧方式で実施中であり，縦姿勢，で，内径100 mmのアンギュラ玉軸受を定位置予圧

横姿勢ともに2000 hを超えて順調に稼動している事

方式でdmn値180万，定圧予圧方式でdmn値200万でも付記しておく．

運転することが可能となった．新グリース潤滑システ
ムは，グリース潤滑が備えるべき完全メンテナンスフ

温度

リー性を維持しながらも，従来のグリース潤滑方法では達成できなかった高速運転を可能とし，工作機械の41℃高性能化と共に環境負荷低減にも有効な潤滑方法であ
26℃

1h
50h

る．
50h

時間

h

(a) ヒートサイクルパターンHeat cycle pattern
連続運転時間
0

新
グ
リ
ー
ス
潤
滑
従グ
リ
来ー
ス
潤
滑

定 圧

横

定位置

横

定位置

縦

定位置

縦

定位置

縦

定位置

横

5000

10000

15000

参考文献
1）NTNカタログ 精密転がり軸受，CAT. No. 2260/J．

h
20000

25000

30000

2）赤松良信・森正継：工作機械用環境対応型ジェット
潤滑アンギュラ玉軸受の開発，
NTNTECHNICAL REVIEW No.72（2004）610．

焼損(b) 新グリース潤滑システムと従来グリース潤滑での軸受耐久結果Bearing endurance of new and conventional greaselubrication system
図11 耐久試験結果
Endurance test results

執筆者近影

李

雨

要素技術研究所

森

正継

要素技術研究所-15-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[論 文]

工作機械主軸用高速円すいころ軸受
High-Speed Tapered Roller Bearing for Machine Tool Main Spindles

森正 継*
古 林 卓 嗣*Masatsugu MORI
Takuji KOBAYASHI

工作機械主軸用に剛性に優れた円すいころ軸受を用い，円すいころ軸受の難点である高速回転性を克服する目的で新たな軸受構造およびエ
アオイル潤滑構造を考案した．軸受内部の動力損失を極小化して高速化を図るべく，内外輪軌道面への給油を低減すると同時に，つば部へ
は十分給油する機構を開発した．内径100 mmの円すいころ軸受を試験した結果，エアオイル潤滑で過去の実績を上回るdmn値125万の運転に成功した．

Tapered roller bearings which essentially feature high stiffness are intended to support main
spindles of machine tools, where new geometrical and air-oil lubrication structures are needed toovercome their difficulty in high-speed operation. Power loss minimization of the bearings are
attained by fully lubricating the rib-roller end contacts as well as by reducing lubricant supply to theroller-race contacts to enable high-speed rotation. The mechanism is specified by a ribbed cup,
multiple nozzle holes penetrating the rib for air-oil supply and a resin cage riding on the outer-ring
spacers. According to the idea, NTN has experimentally produced an air-oil lubricated tapered roller
bearing with an inner diameter 100 mm, and the prototype successfully operates at a maximum
speed of 1.25 million in the dmn value which is beyond previously reported records within the
category of air-oil lubrication.

い．この場合，アキシアル荷重用アンギュラ玉軸受の1．まえがき

接触角は30°以上あり，高速回転時にはジャイロモーメントによる滑りが発生し易く高速回転性能は劣工作機械主軸には一般に高速回転性と剛性とが求める．

られ，それらは主軸を支持する軸受性能に大きく依存する．主軸用軸受としては，転がり軸受の他にも油ましかしながら，最近の工作機械にはさらなる加工効

たは気体潤滑の動圧・静圧軸受や磁気軸受が挙げられ率の向上が求められ，複合工作機械の旋盤主軸等にもるが，保守性やコスト面も含めてトータルバランスに一層の高速性と高剛性が望まれる．転がり軸受でラジ優れた転がり軸受が広く採用されている．転がり軸受

アル，アキシアル方向を問わず，極めて剛性に優れたをマシニングセンタ等に用いて高速回転性を重視する軸受となると，円すいころ軸受の適用が考えられる．

場合には，主軸フロント側に高速アンギュラ玉軸受4

実際，円すいころ軸受はその高い剛性により一部の大列を配列する場合が多く，定位置予圧方式でも高速回型旋盤や汎用旋盤に使用されてはいるが，最近の工作転が可能であるが、剛性は必ずしも高くはない．一方，機械に要求される高速回転性で大きく劣るため，使用複合工作機械の旋盤主軸等は剛性が重視され，フロン

されることが少なくなってきているのが実状である．

ト側軸受として複列円筒ころ軸受とアキシアル荷重用

そこで，今回 NTN では円すいころ軸受の高速回転性

アンギュラ玉軸受の組合せ配列が選択される場合が多を向上させ，本来の高剛性と併せて高速性においても，***要素技術研究所-16-

工作機械主軸用高速円すいころ軸受

複列円筒ころ軸受とアキシアル荷重用アンギュラ玉軸
受の組合せを凌駕する円すいころ軸受の開発に取り組んだ．
過去にも工作機械主軸用円すいころ軸受の高速化への取り組みは見受けられ，32020相当の円すいころ軸受でd mn値125万を達成した例 1） が報告されている．しかしこの例では，毎分4R以上もの潤滑油を強制循環給油しており，グリースまたはエアオイル潤滑
される複列円筒ころ軸受とアキシアル荷重用アンギュラ玉軸受の組合せの置換としては，潤滑のコストや潤
滑油の循環系統も含めた軸受系全体の動力損失の観点から難がある．本稿では，エアオイル潤滑された円すいころ軸受の高速化について検討ならびに試作，実験を行ない，これまで例のないdmn値125万に到達する

図1 標準円すいころ軸受の断面図
Section view of standard tapered roller bearing

ことができたので報告する．

が挙げられる．

2．高速化の条件

先ず，1のころと軌道輪間のEHL（弾性流体潤滑）
転がり粘性抵抗については，次式4）で表すことができ

転がり軸受の高速化に必要な課題は回転速度上昇にる．

伴う温度上昇を極力押さえることである．温度上昇が過大になれば熱膨張により予圧が大きく変化し，それがさらなる温度上昇を進展させることになる．このこ

fEHL＝φs, EHLφtとは高剛性が要求される軸受系に通常用いられる定位

0.648
29.2R
（GU）
W 0.246αl ………（1）

ここに，φs, EHLは油量不足の程度を意味するEHLス

置予圧方式において，顕著となる．
温度上昇を抑えるには，大量の潤滑油を供給して油

ターベーション係数であり，0から1までの値をとる．

の粘性による軸受部の発熱量以上に軸受部から熱を奪

φtはEHL入口部でのせん断発熱による補正係数であい去ることを狙った強制循環給油やジェット潤滑があり，荷重と回転速度および潤滑油の物性から決定されるが，前章で述べたようにここでは採用していない．

る．αは潤滑油の粘度-圧力係数，lはころの接触部長

少量の潤滑油を圧縮空気で給油するエアオイル潤滑でさである．G，U，Wはそれぞれ無次元の材料，速度，は，軸受の発熱量自身を極小化することが高速化の要

荷重パラメータであり，軸受の幾何形状，回転速度，となる．

荷重および軸受と潤滑油の物性から一意に定まる．しそこで，図1に示す円すいころ軸受の発熱要因，すたがって，軸受の幾何形状や運転条件，使用する潤滑なわちトルク発生要因を考える．円すいころ軸受はこ油が与えられたとすると，転がり粘性抵抗を減らすにろの母線と内外輪軌道の延長線が回転軸上の1点で交は，EHL油膜が保たれる範囲内でころと軌道輪間へのわる機構上，ころと軌道輪間のスピンによる滑り摩擦

給油量を減らして極力スターベーションを発生させ，は生じない2）．また，ころと軌道輪の接触形態は線接

φs, EHLを0に漸近させればよいことになる．このとき

触であり差動滑りも発生せず，弾性ヒステリシス損失

同時に入口部でのせん断発熱も減少し，φt の値も小も一般に小さい3）．したがって，主に考慮すべき要因

さくなる．
次に，2のころ大端面とつば面間の滑り摩擦抵抗にとして，
1ころと軌道輪間のEHL（弾性流体潤滑）転がり

ついて考察する．この部位の接触面圧は低く，流体潤
滑モードは等粘度-剛体もしくは粘度変化-弾性体

粘性抵抗
2ころ大端面とつば面間の滑り摩擦抵抗（EHL）モードである 5）．そこで，スターベーション

3ころと保持器ポケット面間の滑り摩擦抵抗

が摩擦抵抗に与える影響を定性的に調べる目的で等粘4軸受内部での油や空気の撹拌抵抗度-剛体モードでの数値解析を試みた．
-17-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

具体的には，極座標系での2次元流れのReynolds

以上より，軌道面での転がり粘性抵抗を減らすには方程式を緩和法で解いて得られる油膜圧力分布から油極力油量を少なくし，つば部での摩擦抵抗を減らすに

膜反力と圧力中心位置を求め，前者が与えられた荷重は逆に十分な油量を確保する必要がある．また，軌道に等しく，かつ後者がころ中心位置を通るという条件

面での油量を減らせば，上記3や4に起因するトルク

式を満たすまでNewton-Raphson法で繰り返し計算も同時に低減できると考える．

を行う．Reynolds方程式のキャビテーション境界条

実際にエアオイル潤滑油量とトルクの関係を確認す

件にはReynoldsの条件を用いる．最終的に得られた

べく，表1に諸元を示した標準円すいころ軸受

ころ大端面の浮上量とスキュー角での圧力分布からつ32020で総トルクとつば部トルクを分離して測定しば部での粘性摩擦トルクが算出される．このときころた．通常と同じく，遠心ポンプ作用を利用して背面側

大端面と内輪つば部の流体潤滑的な干渉部とを模擬し（内輪小つば側）から給油している．図4に結果を示た図2において，斜線部がスターベーションが発生しす．

ていない場合（θ=θmin）の流体潤滑解析領域であり，

図4において，総トルクとつばトルクの差が上記1，

油膜圧力発生開始位置を角度θとしてつば部スターベ

3，4の総和に等しくなるが，4000 min-1未満の比ーション係数を次式で定義する．

較的低い速度領域においては4の影響は十分小さく，また，ころ軸受では1は3よりも支配的である3）から，

θ−θminφs, rib＝……………………………（2）θmax−θmin

主に1の軌道面でのEHL転がり粘性抵抗に相当すると考えられる．式（1）から分かるように，転がり粘性

このつば部スターベーション係数を用い，ころ全数

抵抗はスターベーションや発熱の影響が無ければ回転29本分のつば部での粘性摩擦トルクをまとめると図速度の0.65乗に比例して増加するが，発熱の影響が3の結果となる．圧力の殆どはθがπ/2以下の領域で発生するため，φs, ribは50％未満としている．図3か06

らφs,ribが45%でトルクが約2倍になることが分かる．

0.5

N･m

これは，圧力発生領域すなわち摩擦トルク発生領域が狭くなるにもかかわらず，同じ荷重を支持する必要がトルクあるためつば部の油膜厚さが減少し，領域減少の影響
以上にトルクが増加するためである．実際には円周方

0.4
0.3
0.2

向のみならず，半径方向にもスターベーションは発生0.1

し得ると考えれば，さらにトルクが増大すると予想さ

0.0

れる．

0

10

20

30

つば部スターベーション係数

40

50

%

図3 標準円すいころ軸受32020のつば部の粘性摩擦
トルクの数値解析結果（内輪回転速度：5000 min-1，アキシアル荷重：1 kN，
潤滑油粘度：0.01 Pa・s）
Numerically evaluated viscous torque at inner-ring rib ofstandard tapered roller bearing 32020

端面逃げ部
ころ自転方向ころ大端面

表1 トルク分離測定での軸受緒元と試験条件
Specifications of torque test bearing and test conditions

内輪つば

内輪自転方向θmax軸

受

名 称；32020XUP4
サイズ；内径φ100×外径φ150×総幅32 mm
接触角；17°
こ ろ；鋼製，29個保持器；鋼板製打抜き保持器 転動体案内

θ
θmin
試験条件

図2 ころ大端面と内輪つば部の干渉模式図
Sketch of interaction between roller large end face andinner-ring rib-18-

軸受負荷；アキシアル荷重 1 kN
軸受潤滑；エアオイル
軸受両側より給油
ノズル径φ1.2×1（片側）使用油 ISO VG32
外筒冷却；なし

工作機械主軸用高速円すいころ軸受

21.6cc/h つばトルク
7.2cc/h つばトルク
3.6cc/h つばトルク
1.8cc/h つばトルク
0.9cc/h つばトルク

21.6cc/h 総トルク
7.2cc/h 総トルク
3.6cc/h 総トルク
1.8cc/ｈ 総トルク0.9cc/h 総トルク拡大

つば 直噴ノズル

N･m

1.8
1.6
1.4

油量減少

1.2

総トルク

トルク

1.0
0,8

つばトルク

0,6

外輪間座案内樹脂保持器

0,4
0,2
0

セラミックころ

油量減少
0

500

1000

1500

2000

回転数

2500

3000

3500

4000

図5 開発円すいころ軸受の構造
Section view of developed tapered roller bearingmin-1

図4 標準円すいころ軸受32020のトルク測定結果
Measured torque values of standard tapered roller
bearing 32020

ノール樹脂を採用した．ころには軽量で熱膨張率も小さいセラミック素材を用いた．
軽微と思われる300 min-1付近から総トルクが減少し3. 2 試験と軸受性能始めるのは，スターベーションの影響が顕著になっているためと推察される．また，油量を絞るほどスター

図6に試験スピンドルの構造を示す．スピンドルはベーションの影響がさらに増加し，転がり粘性抵抗は外部のインバータモータをカップリングを介して駆動減少することが確認できる．一方，つば部のトルクもした．軸受は開発軸受のみが2列背面組合せで配置さ流体潤滑条件下にあるので回転速度に比例している

れている．基本寸法は32020相当で内径が100 mm

が，油量を絞るほど増加しており，上記の解析結果をである．ただし，標準品の鋼板製打ち抜き保持器とは裏付けている．

異なり，ポケット柱の幅が増加した分，ころ本数は以上より，円すいころ軸受の高速化には軌道面への29本から23本に減少している．ハウジングには外筒給油を極力減らし，同時につば部には十分給油する機冷却を施した．予圧方式は初期すきまゼロの定位置予構を考案することが必要となる．

圧とした．主な試験条件は表2のとおりである．
試験はスピンドル（内輪）回転速度に対して内外輪
温度とトルクを測定して行った．インバータモータで3．開発軸受の構造と性能

スピンドル回転速度を所定の各回転速度に設定し，温度とトルク値が両方安定した時の値を測定値としてい3. 1 基本構造
前章の考えに則り，種々の潤滑，内部構造の軸受を試作評価した結果，図5の構造に至った．図5を参照
して特徴を順次示すと，先ず通常の内輪つばを廃し，つばを外輪側に配置した．これにより内輪回転に伴う遠心力でつば部の油が飛散し，油量不足となることを防止する．同じくつば部を確実に潤滑する目的で，つば面に複数の直噴ノズルを設け，そこからエアオイル
潤滑油を供給する．一方，通常行う背面側からの給油は行わず，軌道面へは上記直噴ノズルからころの間を通って給油するに止めた．また，標準品のようなころ
案内保持器では，高速下ではポケットところが干渉して損傷しやすいため，外輪側のつばで案内する形式に

図6 試験スピンドル構造
Schematic construction of test spindle

した．加えて，保持器材料は軽量で含油性のあるフェ-19-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

る．トルクはスピンドルに付したトルク計で測定して受はエアオイル潤滑でdmn値125万を達成することがおり，開発軸受2個のトルクに加え，回転部の風損等実証された．各回転速度でストロボを用いて保持器のも含まれている．開発軸受へのエアオイル供給量は軸回転速度も確認したが，滑りは認められず，正常に転受1個当り1.8 cc/hである．

がり運動していることを確認した．試験後の各軸受要結果として得られた内外輪温度を図7（a）に，トル素を調査した結果，変色や摩耗等の損傷は認められなク値を図7（b）にそれぞれ示す．図7（b）のトルク値

かった．なお，油量減少による軌道面での油膜切れをは軸受1個あたりに換算されている．これらの図に示防ぐ目的で潤滑油の粘度を特に下げることは行わず，すように，開発軸受では内輪回転速度10000 min-1ま工作機械用潤滑油種として標準的なISO VG32を用で急激な温度やトルクの上昇も認められず，本開発軸

いたが，粘度を下げることでトルクや温度上昇をさらに抑えることが可能になると考えられる．
また，標準軸受32020を用いても別途試験したが，

表2 スピンドル試験での軸受諸元と試験条件
Specifications of spindle test bearing and test conditions

軸

潤滑油粘度や供給油量を変化させて最も高回転を達成できた場合でも6000 min-1で軸受温度が急上昇し，

名 称；32020XUP4 相当（つば構造変更）
サイズ；内径φ100×外径φ150×総幅34 mm
接触角；17°
こ ろ；Si3N4，23個
保持器；フェノール樹脂製もみ抜き保持器 外輪案内

受

運転の継続は不可能であった．
さて，本開発軸受には第1章で記したように，高速回転性に加えて剛性も求められる．そこで，従来フロント側軸受として用いられている複列円筒ころ軸受と軸受すきま；組込み後0とする定位置予圧
軸受潤滑；エアオイル
つば面のみ給油
使用ノズル径 φ0.6×12（軸受1列）
使用油 ISO VG32
給油量 0.01 cc / 20 s (軸受1列)
外筒冷却油温度；室温±1 ℃

試験条件

アキシアル荷重用アンギュラ玉軸受の組合せとで，荷重負荷時のスピンドルの変位量の比較を，工作機械主
軸に組み込んだ場合を想定して計算で確認した．開発
円すいころ軸受の配列を図8（a）に，複列円筒ころ
軸受とアキシアル荷重用アンギュラ玉軸受の配列を図8（b）に示している．開発円すいころ軸受の諸元は

90

外輪温度
内輪温度

80

温度

℃

70
60

フロント側

50

リア側

40
30
20
10
0

0

2000

4000

6000

回転速度

8000

10000 12000

min-1(a) 内外輪温度
Measured temperature of inner and outer ring(a) 開発円すいころ軸受配列
Arrangement of developed tapered roller bearing

トルク

N･m

2.0
1.6
1.2
0.8
0.4
1.0
0

2000

4000

6000

回転速度

8000

10000 12000

min-1(b) トルク（軸受1列分）
Measured torque per bearing(b) 従来軸受配列
Conventional bearing arrangement

図7 開発軸受の試験結果
Test results of developed tapered roller bearing

図8 工作機械主軸の軸受配列
Bearing arrangements for machine tool main spindle-20-工作機械主軸用高速円すいころ軸受

表2と同じである．複列円筒ころ軸受はNN3020，程度が限界である．したがって，開発した円すいころ

アキシアル荷重用アンギュラ玉軸受はHTA020ADB

軸受で支持したスピンドルは，高速性と剛性の両面にであり，ともに標準品としている．リア側には単列円

おいて，従来の複列円筒ころ軸受とアキシアル荷重用

筒ころ軸受N1016を配した．

アンギュラ玉軸受配列で支持した場合よりも高い性能

スピンドルのフロント側端部に純アキシアル荷重おを発揮できる．

よび純ラジアル荷重を与えた場合のフロント側端部の変位量を図9（a），（b）にそれぞれ示す．例えば，4 kN

4．まとめのアキシアル荷重では，開発軸受のアキシアル変位は
従来軸受に比べて50%近く減少している．一方4 kN

工作機械主軸用に剛性に優れた円すいころ軸受を用のラジアル荷重では，フロント側の軸受スパンは円すい，円すいころ軸受の難点である高速回転性を克服す

いころ軸受の方が30%程度短いにもかかわらず，変る目的で新たな軸受構造およびエアオイル潤滑構造を

位は約80%も減少している．すなわち，アキシアル

考案した．開発した内径100 mmの円すいころ軸受

方向，ラジアル方向のどちらの荷重においても剛性がを試験した結果，エアオイル潤滑で過去に例のない

大きく向上していることが確認できる．

dmn値125万の運転に成功した．工作機械主軸を支持

図8（b））の従来型軸受配列では，第1章にも記しする軸受にとって，高速回転性と高剛性は被加工物のたように，アキシアル荷重用アンギュラ玉軸受の高速表面品位と加工効率の向上のため今後も要求される課

回転性が十分でなく，エアオイル潤滑でdmn値100万題である．NTNではこうした要求に応えるべく，一層の技術向上を目指す所存である．

16

従来軸受配列開発円すいころ軸受

14

参考文献

軸端変位量

μm

12

1）三木敏雄：超高速HA型円すいころ軸受の性能と実用
例，機械設計，26，10（1982）109-114．
2）曽田範宗：軸受，岩波書店（1964）．
3）藤原宏樹，藤井健次：油浴潤滑下における転がり軸
受のトルク，精密工学会春季大会学術講演会講演論
文集（2002）219．
4）Zhou, R. S. and Hoeprich, M. R.: Torque ofTapered Roller Bearings, ASME J. of
Tribology, 113, 3 (1991) 590-597.
5）Gadallah, N. and Dalmaz, G.: Hydrodynamic
Lubrication of the Rib-Roller End Contact of aTapered Roller Bearing, ASME J. of Tribology,
106, 2 (1984) 265-274.

10
8
6
4
2
0

0

1

2

3

アキシアル荷重

4

5

6

kN

(a) アキシアル変位
Calculated axial deflection54.5

軸端変位量 μm4

従来軸受配列開発円すいころ軸受

3.5
3
2.5

執筆者近影

2
1.5
1
0.5
0
0

1

2

3

ラジアル荷重

4

5

6

kN

(b) ラジアル変位
Calculated radial deflection
森

図9 開発軸受と従来軸受配列との変位量比較
Comparison of spindle end deflections between developed
bearing and conventional bearing arrangements

正継要素技術研究所

-21-

古林

卓嗣

要素技術研究所

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]工作機械主軸用MQCJ潤滑アンギュラ玉軸受〜内輪冷却と転動面への最適少量潤滑機構を設けたジェット潤滑〜
Minimum Quantity and Cooling Jet Lubricated Angular Contact Ball Bearings for Machine Tool

古山

峰 夫*

Mineo KOYAMA

工作機械主軸軸受の超高速化と高剛性の両立を目的に，内輪冷却と転動面への最適少量潤滑機構を設けたジェット潤滑『MQCJ潤
滑アンギュラ玉軸受』において，定位置予圧方式でdmn360万の高速運転を達成した．本稿にて開発概要を紹介する．

MQCJ lubrication angular contact ball bearing has the jet lubrication that installs cooling inner ring
and a best minimum quantity lubrication mechanism for raceway. It was developed so that superhigh-speed-up and high rigidity of machine tool applications may coexist, and it was succeeded inpractical use by the high speed driving of dmn 3.6 million in fixed-position perloading. It is introduced
the outline of development by this text.
This new jet lubrication was named MQCJ lubrication (omission name of the initial of Minimum
Quantity and Cooling Jet).

1．まえがき2．MQCJ潤滑機構の特長
2. 1 内輪をジェット冷却

工作機械主軸の回転速度は，金型加工用のマシニン
グセンタ等，加工表面の品位向上，並びに加工効率の図1にMQCJ潤滑アンギュラ玉軸受の構造を示す．

向上を目的に一層の高速化要求があり，エアオイル潤

主軸の高速運転では遠心力による内輪の膨張並びに，滑やオイルミスト潤滑による高速化が進められてき軸受の発熱による内輪・外輪の温度差により予圧が増た． NTN では2004年に内輪端面に形成したスクー

大する．また外筒冷却が実施される場合，外輪側は積プに潤滑油を噴射させる新しいジェット潤滑機構を開極的に冷却されるが，放熱面で不利な内輪側は外輪側

発し，アンギュラ玉軸受の定圧予圧方式にてdmn500に比べ温度が高く熱膨張量も大きくなり予圧は益々増

万の高速運転を可能にし，且つエアオイル潤滑並みの大する．本潤滑機構では，先ず内輪端面に形成したス

動力損失を実現した．今回，市場の要求に合わせ，定

クープに潤滑油を噴射させ内輪を積極的に冷却し，予位置予圧方式での開発を進め，運転初期の予圧荷重を圧の増大を抑えることを特長としている．

確保した上で，dmn360万の高速運転を達成した．本2. 2 転動面への最適少量潤滑機構の採用

稿では，その特長と評価試験結果について紹介する．
なお，今回この新しいジェット潤滑をMQCJ潤滑

従来のジェット潤滑では，軸受内部を通過する潤滑（Minimum Quantity and Cooling Jetの頭文字の油量が多いために，高速運転時の攪拌抵抗により動力

省略名称）と名づけた．

損失が大きくなることが課題となっていた．本潤滑機
構では，スクープに噴射した潤滑油がスクープ内径面***産機商品本部 産機技術部-22-

工作機械主軸用MQCJ潤滑アンギュラ玉軸受

内輪スクープを狙いジェット冷却

微量潤滑機構の採用により軸受内部へは少量油を導入

図1 軸受及びノズル付外輪間座
Bearing and spacer designに付着し，遠心力と表面張力によって内輪外径の円す

3．試験結果い面に移動し，少量の潤滑油のみ軸受内部に供給される．円すい面と外輪間座のすきまが軸受内部に入る潤表1に試験条件，図3に試験機の構造を示す．試験

滑油を制限することで，多くの潤滑油は内輪の冷却に機の構造においては，寸法の制約からフロント側軸受使用され，少量の潤滑油のみが軸受内部を貫通するた（下部）のみ，MQCJ潤滑機構を採用している．（リアめ，動力損失が小さくなることを特長としている．

側はエアオイル潤滑）図4に潤滑油供給油量を変えた
場合の外輪温度上昇，図5にその場合の動力損失の結2. 3 軸受潤滑油と外筒冷却油を兼用

果を示す．立軸，組込後予圧荷重0Ｎ（アキシアルす

図2に本潤滑システムの概要を示す．エアオイル潤きま0）の条件で，dmn360万を超えても安定した運滑や，オイルミスト潤滑に代表されるように，工作機転が可能であり，外輪の温度上昇も50℃未満である．

械主軸では一般的に軸受の潤滑油と外筒冷却油は個別

またその際の動力損失も8kW以下であった．

に設定され，それぞれの供給装置を設けている．本潤

図6に組込後予圧荷重0N及び150Nの外輪温度上滑機構では1つの油供給装置から軸受部と外筒冷却部

昇の測定結果を示す．組込後予圧荷重150Nでは，にそれぞれ油を供給し，使用された油は排油ポンプで0Nに比べ温度上昇が高いものの，dmn360万を超え，回収される．外筒冷却油と軸受潤滑油を兼用すること

かつ，外輪温度上昇も50℃以下であり，実用化の目で，付帯設備の簡素化も可能となる．

安になると考える．図7に軸姿勢（立軸，横軸）の場合の外輪温度上昇の測定結果を示す．軸姿勢に関係なく同等の温度上昇であり，本構造はいずれの姿勢でも使用可

フィルタ

能である．
通常の外筒冷却システム

冷却油供給装置
外筒冷却

主軸用軸受
油回収タンク排油ポンプ

図2 MQCJ潤滑システムの概要
MQCJ lubrication system-23-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

表1 試験条件
Test condition
試験軸受

内径φ70×外径φ110×幅20 mm

接触角

20°

予圧方式

定位置予圧

組込後予圧荷重

0，150 N

主軸姿勢

モータ部外筒冷却

立，横潤滑油・冷却油ISO VG1.5

軸受部供給油量

0.8，1.5，3.0 L／min

外筒冷却モータ部のみ実施

外筒冷却油温MQCJ潤滑
試験軸受

20℃

軌道輪材質
転動体材質

サポート軸受特殊浸炭鋼
セラミックス

保持器材質

Si3N4

フェノール樹脂

図3 試験機構造
Schematic construction of test spindle

外輪温度上昇（℃）

60
3.0L/min1.5L/min
0.8L/min50
40

組込後予圧荷重：0 N

30
20
10
0
15

20

25

30

回転速度

×103

35

40

300

200

45

min-1
400

×104

dmn値

図4 潤滑油量と外輪温度上昇
Affect of amount of lubricant on outer race temperature

動力損失（kw）

10
3.0L/min1.5L/min
0.8L/min8

組込後予圧荷重：0 N

6
4
2
0
15

20

25

30

回転速度

×103

35

300

200

dmn値

×104

図5 潤滑油量と動力損失
Affect of amount of lubricant on power loss

-24-

40

45

min-1
400

工作機械主軸用MQCJ潤滑アンギュラ玉軸受

外輪温度上昇（℃）

60
予圧荷重
0N
予圧荷重 150 N

50

供給油量：1.5 L/min

40
30
20
10
0
15

20

25

30

回転速度

×103

200

35

40

45

min-1
300

400

×104

dmn値

図6 組込後予圧荷重と外輪温度上昇
Initial preload after mounted with DB set on outer race temperature

外輪温度上昇（℃）

60
立
横

50

軸
軸

組込後予圧荷重：0 N
軸受部供給油量：1.5 L/min

40
30
20
10
0
15

20

25

30

回転速度

×103

35

40

300

200

dmn値

400

×104

図7 軸姿勢と外輪温度上昇
Main spindle orientation on outer race temperature

4．まとめ
今回，MQCJ潤滑の採用によりアンギュラ玉軸
受／定位置予圧方式においてdmn360万の高速化が可
執筆者近影能であることを確認した．今後，工作機械主軸用軸受の高速，高剛性，高精度化に貢献できるものと考える．

参考文献
１）赤松良信・森正継：工作機械用環境対応型ジャット
潤滑アンギュラ玉軸受の開発 NTN TECHNICALREVIEW No.72 (2004) 6.

古山峰夫

産機商品本部
産機技術部

-25-

45

min-1

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]dmn170×104シール付超高速アンギュラ玉軸受 新BNSタイプ
dmn170x104 Sealed High-speed Angular Contact Bearing “New BNS Type”

小杉太*

Futoshi KOSUGI

アルテージシリーズ・シール付高速アンギュラ玉軸受BNSタイプの許容dmn値はdmn140×104であるが，内部設計の最適化および新グリースの採用により世界最高速レベルであるd mn170×104の高速化を可能とした．本稿ではその 新BNSタイプ について紹介する．

Limiting dmn value of sealed high-speed Angular contact bearing BNS type is dmn140×104.
This time, the speed-up of dmn170×104 (The world highest speed level)was enabled by optimized
internal design and new grease. New grease improves the Running-in operation for main spindle
bearing. It corresponds to the small machining center and tapping machine by making it to the series
up to the small diameter size of φ20mm bore.

本稿では，既存のBNSタイプをベースに内部設計

１．はじめにの最適化に加え，新グリース「SE-1」，内外輪に特殊JIMTOF2002においてアルテージシリーズを紹介

浸炭鋼を採用し定位置予圧で世界最高速レベルである

してから既に4年が経過しようとしている．アルテー

dmn170×104の高速回転を可能としたシール付アンジシリーズ開発の目的は工作機械主軸の高速化・高機

ギュラ玉軸受能化への対応にあったが，主軸の高速化は単に回転速

紹介する．

新BNSタイプの製品開発について度の増加だけでなく，急加減速運転に適したビルトイ
ンモータ化による発熱源の増加，危険速度向上のため

2．世界最高速レベル(dmn170×104)の
超高速シール付アンギュラ玉軸受
新BNSタイプ の開発の全長短縮等も合わさり，主軸を支える軸受に新たな課題を与えた．遠心力，雰囲気温度の上昇，軸受スパンの短縮は軸受の内部予圧量を増大させ，使用条件は

2. 1 開発のポイント

一段と厳しさを増した．そこで新たに高面圧条件下での高速回転の使用にも耐え得るアルテージシリーズ標工作機械主軸軸受には，主に加工時間短縮の点から

準アンギュラ玉軸受（HSEタイプ）を開発しこれま

高速化・高剛性化，加工精度向上の点から低温度上昇

で市場へ投入してきた．

や回転精度の高精度化，環境への優しさの点から油量

アルテージシリーズは高速性だけでなく環境面にもの削減やグリース潤滑の採用が求められている．その配慮した，環境対応型軸受，シール付アンギュラ玉軸中でも特に市場のニーズとして求められているのは環受など広範囲な顧客ニーズに応えられる12タイプを境に優しく，取り扱いも簡単なグリース潤滑の採用で用意している．

あり，アルテージシリーズグリース潤滑シール付アン***産機商品本部 産機技術部-26-

dmn170×104シール付超高速アンギュラ玉軸受 新BNSタイプ

ギュラ玉軸受が市場で好評を得ている．

新BNSタイプは，小型マシニングセンタ，タッピン

しかし，現行のグリース潤滑シール付アンギュラ玉

グセンタへの対応も考慮し，軸受内径φ20〜φ100 mm

軸受の許容dmn140×104を超える高速化ニーズへのをシリーズ化する予定である．

要求も強く，潤滑寿命の点から微量給脂ユニットや軸

2. 2 最適設計

受間座のグリース給脂システム（当社新グリース潤滑システム）が提案されている．

現行BNSタイプをグリース潤滑で更に高速回転をグリース潤滑を採用する場合の重要性能は長期耐久可能とするためにまず内部設計の見直しを行なった．

性であり，一般には20,000時間以上が求められる．

玉径，個数，溝曲率等を最適組合せとし，軸受昇温をグリース潤滑主軸軸受の長期耐久性を確保するには，抑えることでグリース寿命へ与える影響を小さくする

軸受の低温度上昇化，転走面付近へのグリースの保持と共に内部面圧の増加を抑制し，剛性低下も最小限にと長期間の基油の供給，軸受に隣接して設置されるビ抑えた設計とした．（図1）また高速回転する転動体

ルトインモータの発熱に対する耐久性が必要である．

のより近くにグリースを保持させ，グリースの潤滑性

また，低コストであることも重要なニーズである．

能を十分発揮させるべくBNSタイプでも採用していそこで現行のグリース潤滑シール付アンギュラ玉軸るグリースポケットを採用した．（図2）

受の内径，外径，幅寸法はそのままに超高速化ニーズ

さらに高速領域での使用に際してはフープ応力が問への対応として世界最高速レベルの新BNSタイプを題となる場合があるため，軌道輪は浸炭鋼をベースに開発した．新BNSタイプは従来エアオイル潤滑等の合金成分を最適化した特殊浸炭鋼を採用した．

油潤滑が必要となる高速回転主軸のグリース潤滑化を可能にし，主軸コストの低減が可能である．現行
BNSタイプに対し，高速化に適した内部設計の見直

グリースポケット

しにより，従来比20％アップの世界最高速レベルのdmn170×104において，主軸の温度上昇も現行並に抑えた安定した運転を実現した．
また，新グリースの採用により，初期慣らしの容易性確保，ビルトインモータの熱影響対策を進め，
20,000時間以上の耐久性の確保も可能であると判断

図2 開発品断面図
New design

アキシアル変位 μm

アキシアル変位 μm

している．

50
φ100開発品

40

φ100現行BNS

30
20
10
0
0

1000

2000 3000

4000

5000 6000

φ100現行BNS

10
5
0
1000

2000 3000

4000

5000 6000

ラジアル荷重

20
10
0
0

500

7000

1000

1500

アキシアル荷重

φ100開発品

0φ30現行BNS

30

N

20
15

φ30開発品40

8000 9000 10000

ラジアル変位 μm

ラジアル変位 μm

アキシアル荷重

7000

50

2500

3000

2500

3000

N

15
φ30開発品
φ30現行BNS105008000 9000 10000

N

500

1000

1500

ラジアル荷重図1 剛性線図
Rigidity graph

-27-

2000

2000

N

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

性 能 試 験 で は 開 発 目 標 で あ る d mn 1 7 0 × 1 0 4

熱が内部にこもる傾向が強い．また主軸のコンパクト（dn135×104）を上回るdmn190×104（dn150×

化も軸受間距離を接近させ放熱し難くなっている．放104）まで評価運転し，現行品に対して開発品が低温

熱が悪ければ昇温が大きくなり，さらに加工荷重が加度上昇であることを確認した．（図3）

わればより温度上昇を高めることになり結果としてグリース寿命低下に繋がる．この傾向は外筒冷却が無い

なお内径φ100 mm軸受，φ30 mm軸受で軸受場合，より顕著になる．

温度上昇値が同じdmn値で異なっているのは試験機構

主軸に外筒冷却等の冷却構造を設けるか否かでも軸造の違いによるものである．（図4）

受温度は大きく変わり，それがグリース寿命へ与える2. 3 グリース寿命（潤滑寿命）に関して影響も少なくない．

主軸軸受の潤滑仕様を決定する上で重要視されるのそこで今回の開発品には新グリースを採用しているがグリース寿命（潤滑寿命）である．グリース寿命はが，新グリース開発時にはスピンドル形態の試験機をその使用環境に大きく影響される．特に使用温度，軸新設し，外筒冷却は実施せず出来るだけ実機に近い条

受荷重（予圧量），異物（切削粉他）の侵入が大きな件で試験することでグリース耐久データの信頼性にも要因として挙げられる．

配慮した．

実機の主軸は試験機と異なり製品加工時に使用されなおシール付軸受のシールの役割はグリース保持がるクーラントの侵入を防ぐためにその密封性が高く，メインであり，クーラントの侵入を防ぐことは機能上

3014φ100開発品

φ30現行BNS℃

8

φ30開発品

20

φ100現行BNS

温度上昇

℃

10

温度上昇

12

6
4

15
10
5

2
0

0
0

5000

回転速度

10000

15000

0

mm-1

10000

20000

30000

回転速度

40000

50000

mm-1

図3 内径φ100mm軸受およびφ30mm軸受温度データ
Temperature rise test results

φ100試験軸受
φ30試験軸受

図4 試験機概略図
Test machine-28-

dmn170×104シール付超高速アンギュラ玉軸受 新BNSタイプ

できない．実機主軸において異物（切削粉他）が侵入

作機械主軸用グリースとしても多くの実績を残してきすることは少ないが，クーラントが軸受内部に侵入すている．採用当初実施したアンギュラ玉軸受による耐るとグリースちょう度を変化させ，グリースを流出さ

久試験においてdmn140×104（内径φ100 mm×

せたり，硬化させてしまい本来の潤滑機能を発揮でき

11000 min-1 外筒冷却有り）でも20000時間の耐なくなり回転不具合に繋がるため，注意が必要である．

久性能を確認しており高い潤滑性能を示していた．
（図5）

2. 4 新グリース「SE-1」の開発

一方で工作機メーカに広く使用されている主軸軸受

BNSタイプでは標準グリースとして「MP-1」（ウ用汎用グリースに比べて基油粘度が40.6 mm 2 /s

レア系増ちょう剤＋合成油）を封入している．本グリ（40℃）とやや高く（図6），外筒冷却を実施していースは高速モータでの実績とASTM D 3336に準拠

ない場合には慣らし運転において稀に外輪温度がしたCRCグリース高温寿命試験においても長寿命の60℃を超える事例が見受けられ，「慣らし運転の容易結果が得られている点からBNSタイプに採用し，工さ」の面からは改善の余地を残していたといえる．

10000h軸受形式 姿勢

20000h

立

打切り

横

打切り

＜試験条件＞BNS[BNSタイプ]
5S-2LA-BNS020LLB
・グリース：MP-1
・回転速度：11000 min-1
・予圧量 ：組込み後 0N（定位置予圧）・外筒冷却：あり

図5 BNS耐久性能
Durability test results of BNS type

グリース銘柄

主軸軸受用汎用グリース

MP-1

SE-1

増ちょう剤

バリウムコンプレックス石鹸

ウレア系

ウレア系
エステル油

基

油

エステル油

合成油

基油粘度 (40℃ mm2/S)

20

40.6

22

使用温度範囲 (℃)【参考】−60〜＋130−40〜＋150−50〜＋120

図6 グリース性状Grease properties

0

10000h20000h

軸受内径：φ100ｍｍ MP-1
5S-2LA-BNS020LLB
セラミックボールSE-1
接触角：20°11000min-1連続（dmn140万）
定圧予圧：3.2 kN
軸姿勢：横（ベルト駆動）
外筒冷却なし軸受内径：φ50mm
2LA-BNS010LLB
スチールボール
接触角：20°MP-117000min-1連続（dmn110万）定圧予圧：1.4 kN
軸姿勢：横（モータ直結駆動）
外筒冷却なし軸受内径：φ30mm
5S-7006ADLLB
セラミックボール
接触角：25°

MP-1

SE-1

27000min-1連続（dmn115万）
定圧予圧：0.53 kN
軸姿勢：横（ビルトインモータ駆動）
外筒冷却なしSE-1

図7 外筒冷却無し条件でのBNS耐久性能
Durability test results ( jacket cooling )-29-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

また前述の耐久性能確認ではdmn140×104といういる．基油粘度は22 mm2/s（40℃）であり，「慣高速条件でもあり外筒冷却実施を前提とした試験を実らし運転の容易さ」に関しても配慮している．（図8）

施してきたが，外筒冷却を実施しない条件下での耐久性能の要求も出てきている．耐久試験データの一例を

現在SE-1封入の開発軸受を背面組合せ（DB配列）

図7に示す．

の定位置予圧で高速耐久試験を実施している．（図9）「慣らし運転の容易さ」，「外筒冷却を実施しない条

回転速度は内径φ100 mm軸受が13500 min-1，φ件下での耐久性能」これら2つの課題に対応すべく

30 mm軸受は40000 min-1である．主軸の回転速「SE-1」グリースを開発した．

度としてdmn170×104は十分高速領域といえ，機能SE-1は増ちょう剤にせん断安定性に優れたジウレ

面からも外筒冷却が必要な領域であり本耐久試験でもアを使用しており，低速から高速回転に幅広く対応可

外筒冷却を実施している．軸受温度は安定して推移し能である．また基油には耐熱性および酸化安定性に優ている．

れたエステル油を採用しグリース寿命延長に寄与して

フロント側軸受温度
リア側軸受温度
ベース温度
回転温度

80

0

温度

一時停止

60

-1000040-2000020-30000

MP-1

0
0

1

2

3

4

5

6

運転時間
120

7

8

-400009 10 11h
30000

フロント側軸受温度
リア側軸受温度
ベース温度
回転温度

100

20000

80

10000

60

0

℃
温度

min-1

10000

40

min-1

℃

100

20000

回転速度

120

回転速度

＜試験条件＞
5S-2LA-BNS010LLBDB
0〜20000min-1
組込み時予圧量：98 N
外筒冷却：なし

20

主軸軸受用汎用グリース
1

2

3

4

5

運転時間
120

℃

7

8

9

10

h
30000

フロント側軸受温度
リア側軸受温度
ベース温度
回転温度

100

温度

6

20000

80

10000

60

0

40
20

SE-1
0

0

1

2

3

4

5

運転時間

図8 各グリースでの慣らし運転
Running in operation

-30-

6

h

7

8

9

10

min-1

0

回転速度

0

dmn170×104シール付超高速アンギュラ玉軸受 新BNSタイプ

10000h軸受形式 姿勢5000h

軸受形式 姿勢
立

φ30mm

横

2922h 継続中
2491h 継続中

図9 耐久試験結果
Durability test results

3．おわりに新BNSタイプの開発経緯について述べてきたが，軸受温度上昇を抑えるとともに転走面へ如何に潤滑油を供給するかが高速グリース潤滑の重要なポイントである．
現在dmn170×104において耐久試験を継続中であるが，今後より高速回転に適したグリース開発へも注力していきたい．

執筆者近影

小杉

[φ100]外部駆動試験機
・グリース：SE-1
・回転速度：13500 min-1
・予圧量 ：組込み後 0N（定位置予圧）・外筒冷却：あり＜試験条件＞

φ30]ビルトインモータ試験機
・グリース：SE-1
・回転速度：40000 min-1
・予圧量 ：組込み後 0N（定位置予圧）・外筒冷却：あり

9719h 継続中

φ100mm 横1

φ30mm＜試験条件＞

太産機商品本部
産機技術部-31-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]高精度加工機用エアスピンドルの開発
Development of Aerostatic Bearing Spindle for Precision Machine Tool

堀内
青野
日吉

照 悦* Teruyoshi HORIUCHI
和 幸* Kazuyuki AONO
博 昭* Hiroaki HIYOSHI

精密加工で使用されるエアスピンドルの課題は，剛性の向上と軸伸びの抑制および安定化である．NTNは軸受部設計の見直し，冷却機構の設置と適切な材料の選定により，上記の課題に応える加工用エアスピンドルを開発した．本内容を採用した試作エアスピ
ンドルの性能評価結果について説明する．

Main issues of aerostatic bearing spindle in precision machining region are increase in stiffness
and reduction of thermal displacement of work position. To meet such demands NTN has developed
new aerostatic bearing spindle for precision machining by review of bearing part design, coolingmechanism, and material selection. Result of performance evaluation test of the prototype air bearing
spindle is described here.

1．はじめに

2．加工機用エアスピンドルの課題

携帯電話やDVDレコーダ等の需要拡大に伴い，非エアスピンドルは一般的に図1に示すように，回転

球面レンズ等の精密金型の生産性を向上させることが軸の半径方向を支持する2個のジャーナル軸受，軸方強く求められている．このような小型の精密金型を製向を支持する一組のスラスト軸受，駆動用のACサー

造する超精密加工機には，静圧気体軸受を用いた精密ボモータ，回転検出用のロータリエンコーダで構成さエアスピンドルが多く採用されており，生産性を向上れている．回転軸は厚さ数μｍの空気膜の圧力によっさせるために，エアスピンドルの高速化と高精度化をて軸受に対して非接触の状態で支持され，モータとロ同時に実現する必要がある．

ータリエンコーダについても非接触タイプを採用してNTN では，静圧気体軸受を応用して光ディスクのいる．固定部に対して完全に非接触の状態で回転軸を原盤記録装置や磁気ディスク検査装置に用いられる高支持する事により，回転に対する摩擦抵抗を小さく抑精度のエアスピンドルを長年にわたり供給している．

え，超高精度な回転制御を実現している．

今回，この技術をもとに，高速かつ高精度な加工機用

加工機用エアスピンドルにおいては，基本的な構成

エアスピンドルを開発した．

に加え，剛性を高める為の軸受構成，加工に必要なトルクを確保するための高トルクモータ，そしてワークを吸着する為の真空チャック機構が必要になる．また，モータや軸受部での発熱に対する冷却機構等の熱変形対策，さらに検査装置用エアスピンドルとは設置される環境が異なるため，切削粉やクーラントミストが軸受に進入することを防ぐシール機構が必要になる．

**精機商品事業部

プロダクトエンジニアリング部-32-

高精度加工機用エアスピンドルの開発

ジャーナル軸受

スラスト軸受ロータリエンコーダ

ACサーボモータ

回転軸

真空チャック用
非接触シール部

スラスト板

図1 エアスピンドルの構造
Structure of air spindle

上を図った．

3．試作スピンドルの仕様

2 高トルクの確保

今回試作した加工機用エアスピンドルの仕様（目標

駆動部の高トルク化と，スピンドル外径寸法のコン値）を表1にまとめる．

パクト化を両立するため，モータを2個連ねる形式に

従来は，この種のスピンドルの最高回転速度は，より，通常の2倍のトルクを確保した．

10,000r／min程度であったが，今回は20,000r／
minとした．また加工精度を確保するために，検査装3 切削粉，クーラント対策

置用エアスピンドルと同等のNRRO（非繰返し振れ精ワークを固定するための真空チャック機構に関して度）と，定常回転時におけるチャック面の軸方向位置

は，吸気口を従来よりも軸受と離れた位置に配置し，変動を1μｍ以下に抑えることが必要とされた．

チャック部からクーラント液が浸入した場合でも，軸表1 主な仕様Specifications

受部に入りにくい構造とした．また，切削粉やクーラ
ント液の軸受への進入を防ぐために，非接触のエアシ

最高回転速度

20,000 r／min

軸受給気圧力0.49 MPa

ラジアル剛性45 N/μmとの間に狭い隙間を設け，その隙間から圧縮空気を噴

アキシアル剛性NRROールを採用した．これは回転軸と固定部（ハウジング）

227 Ｎ/μm出させて，切削粉やクーラント液が軸受に侵入するの

ラジアル

0.010μm以下を防ぐものである．

アキシアル

0.010μm以下

チャック面位置変動

定常回転時１μｍ以下

4 発熱対策
静圧気体軸受は発熱が小さいことが特徴であるが，高速回転させる場合には，軸受隙間での気体の剪断に4．加工機用エアスピンドルの構造よる発熱が無視できない．また，今回の試作スピンド

1 高い剛性と高精度の実現

ルでは，モータの発熱も従来機と比較して大きくなる．

加工機用エアスピンドルの構造を図2に示す．剛性

このため，モータ部および軸受部のハウジングを水冷を高めるため，ジャーナル軸受をスラスト軸受の前後構造とし，スラスト軸受をワークに近い位置に配置し，の4箇所に配置している．さらに高精度を実現するた

さらに，低熱膨張材で各部品を構成する事により，発めに，ジャーナル軸受の給気孔配置を最適化して，回熱による熱変形を抑制し，チャック面の位置変化を小転軸の形状誤差と給気孔配置の相互作用によって発生さく抑えている．さらに，モータ固定子の内径側に冷する高次振動を抑制するとともに，軸受の動剛性の向

却用の圧縮空気を供給するための給気口を設けた．
-33-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

排水口

給水口

水冷ジャケット
回転軸

テーブル
エアシール
ワーク

ワーク搭載面
エアシール
ジャーナル軸受 駆動モータ
スラスト軸受

エンコーダ

エアシール用気体供給口

図2 加工機用エアスピンドルの構造
Structure of the air spindle which we developed

ラジアル振れ

5．スピンドル評価試験

軸伸び
アキシアル振れダミーワーク

試作スピンドルに実際のワークを想定したダミーワークを搭載した状態で，精度評価試験を行った．振れの測定には静電容量式非接触変位計を使用し，図3に示す位置で測定した．また，ジッタ（回転周期変動）

図3 振れ，変位測定位置
A measurement position

は，ロータリエンコーダのZ相信号（1パルス／回転）
周期の変動を，パルスジッタカウンタによって測定した．非繰返し振れ（NRRO）の測定結果を表2，ジッ

表2 NRRO測定結果
A measurement result of NRRO

タ（回転周期変動）測定結果を表3に示す．低速から最高速まで良好な結果が得られている．

回転速度

NRRO，nm

NRRO，nm

r/min

ラジアル

アキシアル

1000

3.75

3.75

5000

3.75

3.75

運転した場合のワーク位置の変化を測定した．図4に

10000

3.75

3.75

測定結果を示す．回転開始に伴って約2.5μｍほど軸

15000

3.75

3.75

が伸びる方向（図3の左向き）に変位が生じているが，

20000

3.75

6.25

また，熱変形対策の評価として，スピンドルが室温で静止した状態から起動し，20,000r／minで連続

5〜10分経過した後では，ワーク位置の変動は0.6μｍ程度である．

表3 ジッタ測定結果（ダミーワーク搭載）
A measurement result of jitter (A dummy))
ジッタ値（nsec）

回転速度（r/min）

精度
（%）

500

213.0

180.1

190.9

205.5

195.0

0.00018

1800

82.1

72.7

68.5

84.3

67.6

0.00025

5400

33.5

28.2

27.9

31.8

26.5

0.00031

10000

20.8

21.2

17.4

21.2

18.8

0.00035

15000

14.1

12.2

11.5

13.6

14.3

0.00036

20000

9.3

10.3

10.9

10.8

10.2

0.00036-34-高精度加工機用エアスピンドルの開発

モータ冷却エア：20L/min
モータ・軸受冷却水：2.5L/min（23℃設定）
20000r/min：連続
4
3

μm
軸伸び

1μm
2
1

0
0

10

20

30

40

50

60

-1

-2

経過時間

分

図4 ワーク加工位置の変化測定（軸伸び）The measurement of a work position)

6．加工試験

7．まとめ

テストカットは超精密旋盤に本エアスピンドルを仮

モータの高トルク化，ミスト対策，熱変形対策等を設置して，端面の平面加工を行い，粗さについて評価盛込んだ，加工機用エアスピンドルを開発し，スピンした．ナノメートルクラスの粗さが得られることを確

ドル単体での評価試験および加工試験によって実用性認した．

を確認した．
静圧気体軸受は，ナノメートルオーダの超高精度回転が可能であり，従来 NTN では，クリーンな環境で

表4 テストカットでの面粗さ（平面加工）
Precision of cut side

使用される検査装置や半導体製造装置等の用途を中心に実績を積んできた．今回の開発によって，加工機用

加工条件

面平均粗さ (Ra)

1断面平均粗さ (Ra)

エアスピンドルという， NTN にとって新たな分野に1000 r/min −Ａ

3.127 nm1.675 nm

静圧気体軸受のフィールドを広げることができたと考20000r/min −Ａ

2.672 nm0.819 nmえる．今後はさらなる加工精度向上，生産性向上の要

20000r/min −Ｂ

2.386 nm2.671 nm求に対応するため，精度向上と高速化という課題をよＡ：送り2.0 mm/min
B：送り4.0 mm/min

り高いレベルで追求するとともに，実用性の面でも改良を進めていきたい．

執筆者近影

堀内

照悦

精機商品事業部
プロダクトエンジニアリング部

青野

和幸

精機商品事業部
プロダクトエンジニアリング部

日吉

博昭

精機商品事業部
プロダクトエンジニアリング部-35-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 工作機械用新商品紹介 ]標準アンギュラ玉軸受 79U/70Uタイプ
標準シリーズで世界最高レベルの高速性，長寿命，高剛性を実現

特

長

¡高速性

エアオイル潤滑最大dmn150万

グリース潤滑

最大dmn 95万

¡長寿命 10％寿命アップ¡許容アキシアル荷重

2〜3倍アップULTAGE（フェノール樹脂保持器）
ULTAGE（新型ポリアミド樹脂保持器）
従来軸受（ポリアミド樹脂保持器）

外輪温度上昇

℃

50
40
30

＊

外筒冷却なし

20

0

0

2000

4000

6000

8000

回転速度
50

0

10000

造

新形状樹脂成形保持器の構造

12000 14000

min−1
100

dmn値

構

外筒冷却あり

＊

10

150

×104

【試験条件】

軸受品名【ULTAGE】7020UCDB【現行軸受】 7020CDB
φ100mm×φ150mm×24mm×2列
接触角15°［＜内径のテーパ形状＞【エアオイル潤滑】潤滑油の供給・排出が容易］【グ リ ー ス 潤 滑】軸受内部へのグリース封入が容易

組込み後予圧荷重 150N（定位置予圧方式）
潤滑方法
エア量
オイル供給量
油種

エアオイル潤滑
40NL/min
0.03mL/5min/1ショット
ISO VG32

外筒冷却

あり，なし

図2(a) 新形状保持器（ポケット部断面）
New resin cage (section of the ball pocket)

図1 高速運転試験（エアオイル潤滑）
High-speed test (air-oil lubrication)＜ポケット部四隅のぬすみ＞【エアオイル潤滑】
潤滑油の排出が容易

用【グリース潤滑】
グリース保持性能が向上

途¡工作機械主軸，精密機器

図2(b) 新形状保持器（外観）New resin cage (appearance)

など
-36-

工作機械用新商品紹介

アキシアル荷重用アンギュラ玉軸受 HTA Uタイプ
アキシアル荷重用アンギュラ玉軸受で世界最高レベルの高速性，負荷容量，高剛性を実現

特

長

¡高速性

エアオイル潤滑最大dmn125万(当社従来比25％ UP)
グリース潤滑

最大dmn100万(当社従来比60％ UP)

外輪温度上昇℃

40
35

HTA020UA 冷却なし

30

HTA020UA 冷却あり
HTA020A 冷却なし

25

HTA020A 冷却あり

20
15

構

10

造

5

¡高速領域での温度上昇を抑制した内部設計

0
0

2500

5000

7500

回転速度

min-1

50

75

10000

仕様の採用
¡油潤滑における排油性を向上した内外輪形

025【試験条件】
軸受[α:30゜]

回転速度
組込後予圧量
潤滑方法
給油量
エア流量
外筒冷却

dmn値

100

125

状

×104

¡グリース潤滑時，およびエアオイル潤滑時
HTA020UADBHTA020ADB(φ100×φ150×22.5×2列)〜10000min-1
880N
エアオイル潤滑
0.03mL/1ショット
オイルショット間隔5min
40NL/min
あり，なしの潤滑効率を高めたポリアミド樹脂成形保持器の転動体との接触部形状

図1 運転試験結果［α：30゜，エアオイル潤滑］
Results of high-speed test (air-oil lubrication) (α:30˚)用

潤滑油の流れすきまを大きくした。

途¡工作機械主軸

図2 潤滑油の流れ
Flow of lubricating oil

など
-37-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

超高速・長寿命複列円筒ころ軸受
精密級複列円筒ころ軸受において，従来品の高負荷容量と高剛性を維持しつつ，世界最高レベルの高速性を実現

特

長

¡高速性

エアオイル潤滑最大dmn175万(当社従来比50%向上)
グリース潤滑

最大dmn100万(当社従来比20%向上)℃

30

開発品 HSRT6タイプ（PEEK保持器）

25

従来品 高力黄銅製保持器

外輪温度上昇

20
15
10

構

5
0
4,000

6,000

8,000

10,000

50

75

100

12,000125

dmn値

14,000¡内部設計の最適化，特に保持器について大16,000

min-1

回転速度

150

造

幅な見直しを行なった
175

200

×104

【試験条件】[開発品 HSRT6タイプ（PEEK保持器）][従来品 高力黄銅製保持器]¡軸受サイズ: NN3020K（φ100×φ150×37）¡回転速度: 〜15,000min-1

図2 従来品と開発品HSRT6タイプ
Conventional design and new design (HSRT6 Type)（dmn=190万）¡組込み後すきま : 0μm¡油量: 0.02mL/20min（VG32）¡エア量: 30NL/min
¡外筒冷却

開発品

従来品

グリースポケット: あり

図1 エアオイル潤滑性能試験結果
Temperature rise test results (air-oil lubrication)

用

途¡工作機械主軸

図3 保持器概略図
Drawing of the retainer

など
-38-

工作機械用新商品紹介

高速サーボモータ用 次世代型深溝玉軸受
グリース封入密封形深溝玉軸受での高速化を実現！

特長

密封形深溝玉軸受¡潤滑信頼性を高める最適設計を採用
・新形状合成樹脂保持器
・高速長寿命グリース

62ＸＸ，63ＸＸシリーズ

dmn値95×104対応
新形状合成樹脂保持器
高速長寿命グリース¡メンテナンスフリー
・グリース封入作業不要
・洗浄作業不要・寿命は3倍以上

高速温度上昇試験

高速高温耐久試験
6000

開発保持器
冠型保持器

80

5000

試験時間（h）

外輪温度上昇（℃）

100

60
40
20

4000
3000
2000
1000

0
3000

6000

9000

回転速度

12000
-1

min

［

15000
dn=60万dmn=95万0］鉄板波型保持器+MP-1グリース

開発保持器+ME-1グリース

軸受品名

6308 両側非接触シール（φ40mm×φ90mm×23mm）

軸受品名

グリース

両保持器仕様共にME-1グリース

回転速度 青：n=11,111min-1，赤：n=13,333min-1

6209 両側非接触シール（φ45mm×φ85mm×19mm）

軸受温度 130℃（軸受外径部）-39-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

人・環境にやさしい

エコパッケージ精密軸受

顧客での軸受防錆油を除去する洗浄作業を不要とし，パッケージを開けてすぐに組込みが可能！

従来の防錆油特長対

新商品使用軸受油象¡内径φ50〜φ100の精密アンギュラ玉軸受『人・環境にやさしい軸受（環境対応型軸受）』（油潤滑仕様）●防錆油を除去するための洗浄作業が不要であり，大幅な作業工数の削減が可能●洗浄装置および洗浄油の清浄度管理が不要

用

途●洗浄油の廃油管理は不要¡工作機械主軸

構

造¡軸受表面に防錆性にすぐれた添加物を配合したスピンドル油を塗布¡外部を気化性防錆フィルムで特別梱包して出荷¡防錆保証期間は，1年間

-40-

など

工作機械用新商品紹介

超高速ATスピンドル
工作機マシニングセンタ主軸に取付け可能な静圧空気軸受スピンドル

特長¡マシニングセンタ主軸に取付け可能なアタッチメントタイプ（専用工作機械が不要）¡静圧空気軸受の採用により150,000 min-1 の超高速，高精度回転を実現¡「軸一体型焼きばめチャック」採用による高精度，高剛性チャッキング
¡低振動，静粛，長寿命

仕

様

最高回転数

150,000 min-1
モータ
アキシアル：40 N

定格 0.6kW
三相誘導モータ AC200V
水冷：1〜2 L/min

負荷容量
ラ ジ ア ル：20 N

適用工具径

φ1以下

アキシアル：1.8 N /μm

工具把持方式

焼きばめ式（φ6）

ラ ジ ア ル：1.0 N/ μｍ

軸受給気圧0.49 MPa

5 kg（シャンク部除く）

軸受空気消費量静 剛 性

スピンドル重量＊ラジアル負荷容量、剛性は主軸端から14mmの位置での値-41-90 L/min (A.N.R.)

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[論 文]

軸受鋼SUJ2の浸炭窒化処理時における雰囲気管理方法
The Atmosphere Control Method for JIS-SUJ2 on Carbonitriding Processes

大木 力*

Chikara OHKI

高炭素クロム軸受鋼SUJ2の浸炭窒化処理における窒素侵入メカニズムの研究を行っている．様々な条件での実験とEPMA分析により，窒素侵入に及ぼす炭素の活量，及び，ベースガス組成の影響を明らかにした．その結果，窒素侵入量は，未分解NH 3分圧の増加，炭素の活量の低下，H2分圧の減少に伴って増加することが分かった．
さらに，浸炭窒化処理時の窒素侵入メカニズムが炭素侵入メカニズムと同様であると仮定
し，実験結果を基にした鋼中窒素濃度分布の予測方法を構築した．本予測方法で求めた窒素濃度分布は，様々な浸炭窒化処理雰囲気において実測値によく合致する．これにより，
SUJ2の浸炭窒化処理時の新しい雰囲気管理技術を確立することができた．

We have been investigating the nitrogen penetration mechanism into bearing steel JIS-SUJ2 on
carbonitriding processes. In the course of carbonitriding experiments under various conditions andEPMA analysis, the influences of carbon activity and base gas components on nitrogen penetration
behavior were examined. As a result, the nitrogen penetration content of steel increased with theincrease of undecomposed NH3 partial pressure and with the decrease of carbon activity, and H2partial pressure.
Besides, assuming that the penetration mechanism of nitrogen is same as that of carbon, acalculation method was developed in order to estimate nitrogen concentration distribution profiles. It
was confirmed that the nitrogen concentration distribution profiles predicted by our method agreed
well with the experiment results under various conditions. Hence, a development of the new
atmosphere control method for JIS-SUJ2 carbonitriding processes was achieved.

1．まえがき鋼の浸炭窒化処理は，疲労強度向上等を目的に一般て明らかにすることができた．また，窒素侵入のメカ的に用いられている熱処理方法である．軸受用鋼に対ニズムが炭素侵入と同じであると仮定し，実験結果をしても古くより多くの適用例があり，特に異物混入潤基にした窒素濃度分布の予測方法を構築した．

滑下での軸受寿命向上に効果のある事が確認されている1）．

2．実験方法

浸炭処理時の炭素の侵入メカニズムはよく知られて

2. 1 実験炉と雰囲気測定方法

いる．その一方で，浸炭窒化処理時の窒素侵入メカニ
ズムに関する研究は最近活発になっているが2），軸受

本研究の実験には，バッチ型熱処理炉（容積120L）

鋼のような高炭素鋼に対する処理についての研究は少を用いた．浸炭窒化処理時の雰囲気管理は，表1に示ない．したがって今回，高炭素クロム軸受鋼SUJ2へした各分析計により行った．図1に炉本体の模式図，の浸炭窒化処理実験を系統立てて行い，窒素侵入メカ

図2にベースガス供給設備を示した．

ニズムを明確にすることを試みた 3）， 4）．その結果，
SUJ2への浸炭窒化処理時における窒素侵入挙動に及ぼす炭素の活量及びベースガス成分分圧の影響につい*要素技術研究所-42-

軸受鋼SUJ2の浸炭窒化処理時における雰囲気管理方法

表1 雰囲気測定に用いた分析計一覧
The analyzer for the atmosphere measurement
分析計名称
赤外線式ガス
濃度測定装置

測定対象

測定

CO/CO2体積分率

非分散型赤外吸収法

鏡面冷却式露点計

H2O体積分率

光学露点測定法

ジルコニアセンサ

O2体積分率ジルコニア酸素分圧計

熱伝導ガス分析計

H2体積分率

熱伝導式

ガスクロマトグラフィ 未分解NH3体積分率

加熱室

熱伝導度検出器（キャリア：ヘリウム）

衝風冷却室
加熱室

ベスチブル

焼入油槽

図2 ベースガス供給設備(A：純ガスボンベからの供給，5B：マスフローコント
ローラ，C：ガスの混合部位)
The feeder of base gas

図1 実験炉本体
The furnace for heat treatment

2. 2 供試材と試験片内部の窒素濃度測定方法

10mm

供試材には全て同一ロットの高炭素クロム軸受鋼
5mm

状は，φ38×φ30×t10のリングとした．
窒素濃度分布は，炉内の中央に配置した試験片を測

φ30

φ38

SUJ2を用い，表2にその化学成分を示す．試験片形

外径EPMAの分析箇所

定対象とし，EPMAの線分析（スポット径2μm，測定間隔2μm）によって実施した．図3の概略図に示図3 EPMA分析方法
Dimensions of test specimen and scanning position

すように，浸炭窒化処理後（焼入後）の試験片を切断し，その切断面の外径側幅中央から内径側に向かって

1.2
1.1
1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
-0.1

測定した．
単位面積当りの窒素侵入量は，EPMA分析で得られた窒素濃度分布を窒素濃度がなくなるまで深さ方向に積算し（図4参照），母材の比重を7.85×10 -3 g
/mm3として重量に換算した．

表2 化学成分(wt%)
Chemical compositions of JIS-SUJ2 used (wt%)
C

Si

Mn

P

S

Ni

Cr

Mo

Cu

0.99

0.26

0.44 0.012 0.006 0.08

1.46

0.03

0.15

内径

試験片断面

0.78wt%00.2

表面からの深さ

0.4

0.6

mm

窒素侵入量（g/mm2）=…＋7.85×10-3（g/mm3）×0.002（mm）×0.78（wt%）÷100＋…

図4 窒素侵入量の定義
The definition of nitrogen penetration content-43-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

2. 3 炭素の活量の定義

2. 4. 2 浸炭窒化処理に及ぼすベースガス成分
分圧の影響

浸炭窒化処理時の雰囲気の重要な要素として，炭素侵入速度を決定する炭素の活量がある．本研究での炭この実験ではすべての条件において，加熱温度を素の活量の計算には，Boudouard反応を用いること

850℃，炉内圧力を1.03atm，処理時間を9000sにし，その平衡反応式を式（1），（2），（3）に示す．

と一定にし，試験片の総表面積も一定にした．
本実験に用いた各ベースガス成分の流量，未分解〈C〉＋CO2⇔2CO…………………Boudouard反応
ac＝

PCO

NH3分圧を表3に示した．H2ガス流量は1.15〜6.9

2

L/min，N2ガス流量は0〜9.2 L/min，COガス流量…………………………（1）K1・PCO2は1.15〜4.6L/minの範囲で様々に設定し，それぞれの実験条件において，混合ガス流量として合計

0………………………（2）
（ −ΔG
RT ）
T

K1＝exp11.5L/minになるように調整した．この調整は，図2に示したベースガス供給設備にて行っている．未分

0

ΔGT＝172500−175.6・T ……………（3）解NH3分圧は0.0010，0.0021atmの2水準とした．

ここで，ac：炭素の活量，K1：平衡定数，R：ガス
定数（8.31441J/（mol・K）），T：絶対温度（K），
ΔG 0T ：標準生成自由エネルギ5），PCO，PCO2はそれぞ

表3 浸炭窒化処理に及ぼすベースガス成分の影響調査
実験条件
Conditions for experiments to investigate the influence ofbase gas components

れCO，CO2の分圧（atm）である．
活量の定義上，ac＞1となることは有り得ない．しかし式（1）で表されるように，ある雰囲気では計算上acの値として1より大きくなる雰囲気での浸炭窒化

未分解NH3
N2流量
CO流量
計
H2流量
体積分圧
(L/min) 注1) (L/min) 注1) (L/min) 注1) (L/min) 注1)(atm)処理も実施可能である6）．本研究ではその影響も調査

0.0010

6.9

3.45

1.15

11.5

するため，式（1）を式（1'）のように定義しなおし，0.0010

6.9

2.30

2.3

11.5

これを実験のパラメータとして使用することにした．

0.0021

6.9

2.30

2.3

11.5

0.0010

6.9

0

4.6

11.5

0.0021

6.9

0

4.6

11.5

0.0010

1.15

9.2

1.15

11.5

0.0021

1.15

9.2

1.15

11.5

0.0010

1.15

8.05

2.3

11.5

0.0021

1.15

8.05

2.3

11.5

0.0010

1.15

5.75

4.6

11.5

0.0021

1.15

5.75

4.6

11.5

2. 4 実験条件

0.0010

3.45

5.75

2.3

11.5

2. 4. 1 浸炭窒化処理に及ぼす未分解NH3分圧，0.0021

3.45

5.75

2.3

11.5

0.0010

3.45

6.9

1.15

11.5

ac*＝

PCO

2

K1・PCO2…………………………（1'）

ここで，a c *≦1のとき，a c *＝a c （炭素の活量），
ac*＞1のとき，ac*は式（1'）で表される変数である．

炭素の活量の影響

0.0021

3.45

6.9

1.15

11.5

この実験では全ての条件において，加熱温度を0.0010

3.45

3.45

4.6

11.5

850℃，炉内圧力を1.03atm（1atm＝1.013×

0.0021

3.45

3.45

4.6

11.5

注1）常温，常圧換算

105Pa）と一定にし，試験片の総表面積も一定にした．
ここで変更する実験条件は，炭素の活量ac*，浸炭窒化処理時間，ベースガス流量，未分解NH3分圧の4項目である．ac*は0.78〜1.08までの6水準，浸炭窒化処理時間は1800〜18000sまでの4水準，ベー
スガス流量は6〜20L/minまでの4水準，未分解NH3
分圧は0.36〜3.4×10-3atmまでの範囲で様々に設定した．なお，この実験で用いたベースガスは，図2に示したベースガス供給設備を使用せず，プロパンガスを原料とした一般的な吸熱型変成ガスを用いた．
-44-

軸受鋼SUJ2の浸炭窒化処理時における雰囲気管理方法

加流量，NH3添加比率（=NH3添加流量÷ベースガス

3．実験結果流量×100），未分解NH3分圧に変更して整理した実窒素濃度の実測データは，析出物の影響や測定誤差

験結果を図5〜7に示す．炉内雰囲気の単位時間当り等により不連続であり信頼性は低いため，大枠の傾向の置換回数（＝ベースガス流量÷炉の容積）によらず，把握に用いることは不適切であると考えられる．そこ

未分解NH3分圧と窒素侵入量の関係には，高い相関関で，窒素侵入量を用いて実験結果を整理した．これに係の見られることが分かった．
浸炭窒化処理時間と未分解NH3分圧，窒素侵入量のより，析出物の影響，及び，測定誤差は平均化され，関係を図8に示す．図8の曲面は，実測値を近似した

誤差を減少させることができる．

ものであり，黒点のプロットが実測値である．各処理時間において，未分解NH3分圧が0.002atm以上の3. 1 窒素侵入量に及ぼすNH3の影響
NH3添加流量と窒素侵入量の関係に及ぼすベースガ

時に，窒素侵入量はほぼ最大を示すこと，その最大値

ス流量の影響を明らかにするため，ac*を1.03，浸炭は処理時間とともに増大する傾向があることが確認さ窒化処理時間を9000sと一定にした実験の窒素侵入

れた．

10

9

9

10-6g/mm2

10

8
7
6
5
4

窒素侵入量

窒素侵入量

10-6g/mm2

量を整理した．縦軸を窒素侵入量とし，横軸をNH3添

ベースガス流量：11.5L/min
ベースガス流量：11.5L/min再実験
ベースガス流量：6L/min
ベースガス流量：8.5L/min
ベースガス流量：20L/min

3
2
1
0
0

0.2

0.4

0.6

NH3添加流量

0.8

1.0

8
7
6
5
4

ベースガス流量：11.5L/min
ベースガス流量：11.5L/min再実験
ベースガス流量：6L/min
ベースガス流量：8.5L/min
ベースガス流量：20L/min

3
2
1
0

1.2

0

5

L/min

10

NH3添加比率

図5 NH3添加流量と窒素侵入量の関係
Relationship between the flow rate of
NH3 and nitrogen penetration content

15

20

％

図6 NH3添加比率と窒素侵入量の関係
Relationship between the addition ratio of
NH3 and nitrogen penetration content

10-6g/mm2

9
8
7
6
5
4

ベースガス流量：11.5L/min
ベースガス流量：11.5L/min再実験
ベースガス流量：6L/min
ベースガス流量：8.5L/min
ベースガス流量：20L/min

3
2
1

窒素侵入量

窒素侵入量

10-6g/mm2

10

0
0

0.001

0.002

未分解NH3分圧

0.003

0.004

未分解NH3分圧

atm

処理時間

s

atm

図7 未分解NH3分圧と窒素侵入量の関係
Relationship between partial pressureof undecomposed NH3 and nitrogen penetration content

図8 浸炭窒化処理時間と未分解NH3分圧，窒素侵入量の関係
Relationship among duration times and undecomposed
NH3, and nitrogen penetration content-45-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

3. 2 窒素侵入量に及ぼす炭素の活量の影響

3. 3 窒素侵入量に及ぼすベースガス成分分圧の影響

窒素侵入量に及ぼす炭素の活量の影響を明らかにす

表3の実験によって得られた窒素侵入量を目的変数るため，処理時間9000s，ベースガス流量11.5Lとし，CO，N 2，未分解NH 3，H 2の各分圧を説明変/minの一定にして，ac*を変更した実験結果を図9に数として，重回帰分析を行った．その結果，CO分圧，示す．同一の未分解NH3分圧においてac*が小さい程，

N 2分圧は窒素侵入量に大きな影響を与えず，未分解

窒素侵入量の多くなる傾向が明らかになった．

NH3分圧，H2分圧の2者によって決まることが分かっ

また，今回の実験範囲内では未分解NH3分圧0.002

た（1％有意，自由度二重調整寄与率0.953）．

atm以上の時，すべてのac*で表面窒素濃度は飽和値

図11にH2分圧，未分解NH3分圧，及び窒素侵入量を示した．図10に炭素の活量と表面窒素濃度の飽和の関係を示す．実験結果のプロット間は曲面近似によ値の関係を示す．ac*が0.89〜1.08の範囲では，表って視覚的に捉え易い様にしている．図11より，未面窒素濃度の飽和値は式（4）で線形近似可能であっ

分解NH 3分圧の増加，H 2分圧の減少に伴って，窒素た．

侵入量の増加する傾向が明らかになった．

［ASN］＝−1.0549・ac*＋1.8771………（4）ac*＝0.98
ac*＝1.02
ac*＝1.08

窒素侵入量

ac*＝0.78
ac*＝0.89
ac*＝0.94

10-6g/mm2

ここで，ASN：表面窒素濃度の飽和値
（wt%）
である．

窒素侵入量

10-6g/mm2

12
10
8
6

未分解NH3分圧

4

atm

H2分圧

atm

図11 H2分圧，未分解NH3分圧，と窒素侵入量の関係
Relationship among partial pressures of undecomposed
NH3 and H2, and nitrogen penetration content

2
0
0

0.001

0.002

0.003

未分解NH3分圧

0.004

atm

図9 未分解NH3分圧と窒素侵入量，及び炭素の活量の関係
Relationship among undecomposed NH3 and nitrogen
penetration content, and carbon activity ac*

4．窒素侵入メカニズムと窒素濃度分布予測以上の実験結果から，高炭素クロム軸受鋼JISSUJ2への浸炭窒化処理時における窒素侵入には1炉

表面窒素濃度wt%

1.1

内の未分解NH3分圧，2雰囲気中のac*（炭素の活量），

1

3炉内のH2分圧の3つの要素が重要であることが明ら0.9かになった．以下では，これらの実験事実を基にした

0.8

窒素侵入メカニズムと窒素濃度分布の予測方法につい

0.7

て述べる．

0.6
0.7

0.8

0.9

1

1.1

4. 1 窒素侵入メカニズムの仮定

1.2

炭素の活量 ac*

SUJ2の浸炭窒化処理時における窒素侵入メカニズ

図10 炭素の活量と表面窒素濃度の飽和値の関係
Relationship between carbon activity ac* and the surface
nitrogen concentration

ムは式（5）で表される平衡反応で進行すると仮定す
る．式（5）の平衡定数KXを表す式は式（6）となる．
-46-

軸受鋼SUJ2の浸炭窒化処理時における雰囲気管理方法

式（9）において，浸炭窒化処理時の雰囲気測定で〈N〉＋3/2H2⇔NH3 ……………………（5）
aN*＝

PNH3
3

KX・PH2 2

調査可能な変数はNH 3分圧とH 2分圧であり，被処理材内部の窒素濃度分布の実測値よりN sが求まるため………………………（6）（βN，KX，ASNと拡散係数 Dにより，計算で求めることも可能），式（9）中の未知数は，βN，KX，ASNの3

ここで，aN*：雰囲気ガスと鋼の平衡における「窒素の活量に相当する未知数」，分圧の単位はatmであつである．

る．ここでは式（6）中の平衡定数KXは未知数のまま

4. 2 鋼内部の窒素濃度分布に関する仮定とする．
浸炭処理の場合，カーボンポテンシャル，浸炭時間，窒素濃度分布形状も炭素の場合と同様に，ガウスの処理温度が同一であっても，雰囲気成分の違いによっ

エラー関数に従うものとすれば，それは式（10）でて浸炭深さが異なる7）．この原因をNeumann7）らは，表される．

炭素移行係数βを用いた炭素侵入速度式（式（7））｛ （N＝Ns・ 1−erf

によって表している．
q＝β（CG−Cs）……………………………（7）2√D・tt）｝………（10）

ここで，N：位置 Xにおける窒素濃度（重量比率），

ここで，q：炭素侵入速度（g/mm 2s），β：炭素移行係数（g/mm2s），CX

N s：被処理材の最表面の窒素濃度（重量比率），X：

G：最終的に到達し得る炭素

被 処 理 材 の 表 面 か ら の 距 離（ m m ）， D： 拡 散 係 数

濃度（重量比率），Cs：被処理材の最表面の炭素濃度（mm 2/s），tt：処理時間（s）である．式（10）に（重量比率）である．

おける未知数は拡散係数Dであるが，拡散係数は窒素濃度依存性を有する．温度一定の下での拡散係数は式（11）の形状で近似されると仮定する．

C Gはカーボンポテンシャルに相当するため，炭素の活量acと炭素の固溶限濃度Asの積で表される．従っ

D＝Aexp（B・N）…………………………………（11）て，式（7）は式（7'）になる．

ここで，A，B：未知数，N：窒素濃度（重量比率）q＝β（ac・As−Cs）………………………（7）である．

窒素の侵入速度は，侵入メカニズムを炭素と同様に式（10）を深さ方向に積分した値に被処理材の比仮定すれば式（7）を参考にして，式（8）のように重を乗じた値は，処理時間 tt における窒素侵入量であ表される．

る．また，式（9）を処理時間（s）で積分した値も窒素侵入量であるから，式（9），（10）より式（12）qN＝βN（NG−Ns）………………………（8）が成り立つ．

：窒素侵入速度（g/mm2s），β ：窒素移行係数

qN

tt

N

（g/mm 2s），N

δ

δ

X

・ 1−erf∫q dt＝Q＝ρ∫Ndx＝ρ∫N｛（ 2√D・t ）｝dx …（12）G：最終的に到達し得る窒素濃度（重

s

N

0

0

0

t

量比率），Ns：被処理材の最表面の窒素濃度（重量比率）
ここで，Q：処理時間 t t（ s）における窒素侵入量

ここで，式（8）中のNGをaN*・ASNとおき，式（8'）（g/mm2），ρ：鉄の比重（7.85×10-3g/mm3）として表す．

δ：窒素濃度が事実上なくなる深さ（mm）である．

qN＝βN（aN*・ASN−Ns） ………………（8'）

従って，β，KX，ASNと，A，Bの全未知数を実験結果から求めることができれば，以上の仮定に基づく窒素

ASN：窒素濃度の飽和値（重量比率）

濃度分布の予測が可能になる．
式（6）を式（8'）に代入すれば，窒素侵入速度は

4. 3 実験結果からの未知数の算出

式（9）で表される．

（

qN＝βN

PNH3
3

KX・PH2 2・ASN−Ns

4. 3. 1 βの算出）………（9）

多段階反応の炭素侵入とは違って，鋼への窒素侵入に寄与する反応式は式（5）のみであると考えられる．
-47-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

表4 未知数一覧
Calculated unknown quantities

また，実験結果によれば窒素侵入量はCO分圧の影響を受けず，N 2分圧の影響も小さい．本研究では，窒未知数の種類素の移行係数βN は一定であると仮定した．
未分解NH3分圧，H2分圧，及び，ac*が等しい条件
下では，式（9）中のPNH3
3

KX・PH2 2

1.7×10-7

窒素移行係数：βN

窒素濃度の飽和値：ASN （1.8771−1.0549・ac*）/100
平衡定数：KX

・ASN は一定値と0.006

拡散係数：Dなるため，窒素濃度分布の実測値から，窒素侵入速度

A

6.5×10-7

B149

qN（g/mm2s），表面窒素濃度 Ns（重量比率）を求めることにより，βN を算出することが可能である．

tt

PNH3

・
∫1.7×10 （0.006・P-7

0

4. 3. 2 ASN の算出∞∫｛（1.8771−1.0549・ac*）・−Ns dt＝100）（√

ρ Ns・1−erf

窒素の侵入速度を表す式（8'）において，窒素濃度

3
H2 2

0

X
2 6.5×10-7exp（149・N ）・tt）｝

dx …（13）の飽和値 A SN は母地の濃度として定義すべきである
が，実際には正確に母地の窒素濃度を抽出することはできない．従って，「析出物と母地を含めた窒素の平値があり，それ以降，表面窒素濃度はほぼ上昇しない．

均的な濃度」として表面窒素濃度を考える．

従って，被処理材最表面の窒素濃度が飽和値に達した

図10に示した実験結果によれば，雰囲気中のac*と段階で表面窒素濃度を一定とし，それ以降は数値計算

表面窒素濃度の飽和値は，0.9<ac*<1.1の範囲では，

によって拡散方程式を解くことにより窒素濃度分布をと窒素濃度の飽和値は直線関係にある．これを利用し予測する必要がある．

て窒素濃度の飽和値 ASN を決定する．

4. 4 窒素濃度分布の予測値と実験値の比較による
4. 3. 3 KX，A，B の算出

検証

未知数 KX は，窒素移行係数βN ，窒素濃度の飽和値

実験によって得られた実測値と窒素濃度分布の予測

ac*，及び，窒素濃度分布の実測値から求まる最表面

値を比較することで，ここで述べた窒素侵入メカニズの窒素濃度 Ns を式（9）に代入すれば，算出すること

ム及び濃度分布予測方法の確からしさについて検証しができる．

た．この検証には，表5に示した実験条件での実験結果を用いた．

拡散係数は，EPMA分析によって得られた窒素濃度分布の実測値に合致するように式（11）中の未知

図12に窒素濃度分布の実測値と予測値を示す．未数A，Bを変更して拡散方程式を数値解析的に解き，分解NH3分圧，炭素の活量ac*，H2分圧，処理時間が試行錯誤により，逆解析的に算出した．

違っても，窒素濃度分布の予測値は，実測値とよく合

4. 3. 4 未知数算出のまとめ致することが分かった．従って，本報の窒素侵入メカ
ニズムの仮定と求めた未知数は，実用的であると考え実験結果より求めた未知数を表4に一覧として示しられる．

た．これら未知数を式（9），（12）に代入すると式（13）になる．この式（13）を用いれば，窒素濃度分布の予測が可能となる．例えば，微小時間差分Δt

表5 予測値と実験値の比較のための実験条件
Experimental conditions

を定めておき，tt=0s での表面窒素濃度 Ns は0である
ことから，式（13）を陽解法的に逐次計算し，表面

実験条件

窒素濃度 及び窒素濃度分布を求めていく方法が考えられる．
但し，式（13）での窒素濃度分布予測は，被処理材の表面窒素濃度が飽和値に到達するまでの時間帯において適用可能である．実際の表面窒素濃度には飽和

ガス成分分圧（atm）注1）

ac*

処理時間
（s）

0.354

1.03

9000

0.622

0.97

9000

0.0016

0.356

0.94

9000

0.0010

0.332

0.88

4500

未分解NH3H2

1）0.00162）

0.00203）4）注1）常温，常圧換算

-48-

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0

窒素濃度

実測値
予測値

0.2

0.4

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

実測値
予測値

0.2

0.4

0.4

表面からの深さ

実測値
予測値

0.2

実験条件2）

00.6

実験条件3）

表面からの深さ

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

mm

窒素濃度

窒素濃度

wt%

表面からの深さ0wt%

実験条件1）

wt%

窒素濃度

wt%

軸受鋼SUJ2の浸炭窒化処理時における雰囲気管理方法

0.6

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

0.6

mm

実験条件4）
実測値
予測値

0

0.2

mm

表面からの深さ

0.4

0.6

mm

図12 窒素濃度分布の予測値と実験値の比較
Nitrogen concentration distribution profile of experimental numbers 1)〜4)

3）大木力，川北雅之： 高炭素鋼への浸炭窒化処理に及ぼす炭素の活量の影響，
日本熱処理技術協会第62回講演大会予稿集（2006） ，5
4）大木力，川北雅之： 高炭素鋼への浸炭窒化処理に及ぼすベースガス分圧の影響，
日本熱処理技術協会第62回講演大会予稿集（2006），17
5）化学工学協会編：化学工学便覧，丸善（1950）64
6）R.Collin，S.Gunnarson，and D.Thulin：
Influence of Reaction Rate on Gas
Carburizing of Steel in a CO-H2-CO2-H2OCH4-N2 Atmosphere， Journal of The Iron
and Steel Institute， （1972），777
7）F. Neumann and U.Wyss：
Thermodynamische Grundlagen zum
indirekten Messen des C-Pegels， H.T.M.，
vol.49，No.4，（1994）255

5．まとめ
高炭素クロム軸受鋼SUJ2への浸炭窒化処理実験を系統的に行い，窒素侵入メカニズムを明確にすることを試みた．また，窒素侵入のメカニズムが炭素侵入と同じであると想定し，実験結果を基にした窒素濃度分
布の予測方法を構築した．その結果を以下にまとめる．
1）窒素侵入量は，未分解NH3分圧の上昇に伴って増加する．
2）窒素侵入量は，炭素の活量ac*，H 2分圧の低下に伴って増加する．
3）未分解NH3分圧，炭素の活量ac*，H2分圧，及び窒素濃度依存性のある拡散係数を考慮した鋼中窒素濃度分布の予測方法を構築した．
4）様々な浸炭窒化処理雰囲気において，本予測方法
で求めた鋼中窒素濃度分布がEPMA分析で得られ執筆者近影た実測値に合致することを確認した．

参考文献
1）例えば，N.Tsushima：SAE Technicalpaperseries，（1986），8607252）成田匠吾，横瀬敬二： 浸炭窒化した各種肌焼鋼の表面窒素濃度に及ぼす窒化ポテンシャルの影響，
日本熱処理技術協会第61回講演大会予稿集（2005），5

大木

力

要素技術研究所
等速ジョイント技術部-49-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[論 文]

軸受鋼の引張・圧縮疲労及び転がり疲労に及ぼす水素の影響
The Influence of Hydrogen on Tension-Compression andRolling Contact Fatigue Properties of Bearing Steel濱田
松原

洋 志* Hiroshi HAMADA
幸 生** Yukio MATSUBARA

本報では，軸受鋼SUJ2の疲労強度に及ぼす水素の影響を超音波疲労試験により評価し，水素の影響で疲労強度は著しく低下し，低下度合いは拡散性水素量と良い相関があることを明らかにした．また，2円筒転がりすべり疲労試験において，片方の円筒に水素チャー
ジした後に転動させ，表面き裂の発生寿命，及び転動後の転走面下の組織変化について調べた．その結果，拡散性水素量が多くなるほど早期に表面き裂が発生した．拡散性水素量が多いと特異な白色組織が現れるが，少ない場合には，計算寿命を大きく下回る時間で表面き裂が発生するものの，必ずしも組織変化は伴わないことがわかった．

In this report, the fatigue properties of JIS-SUJ2 bearing steel were investigated under varioushydrogen pre-charging conditions. The results demonstrated that the fatigue strength substantiallydecreased by the influence of hydrogen and that the decrease of the fatigue strength was in direct
correlation with the diffusible hydrogen content. Additionally, double-roller rolling-sliding contact
fatigue tests were conducted to investigate the influence of hydrogen on surface crack initiation lifeand microstructural change beneath contact surfaces. As a result, surface cracking occurred muchearlier as compared to the calculated life. The crack initiation life decreased as the amount of the
diffusible hydrogen increased. Unusual microstructural changes were distinctly observed, when arelatively high concentration of the diffusible hydrogen was penetrated. In contrast, a relatively low
amount of diffusible hydrogen did not always cause unusual microstructural changes, although only
marginal difference was seen in the surface crack initiation life regardless of the diffusible hydrogencontent.

2円筒転がりすべり試験により，表面き裂の発生寿命，

1．まえがき及び組織変化挙動に及ぼす水素の影響について調査したので合わせて報告する．

自動車補機用軸受等の特定用途において，転走面下に特異な白色組織を伴った早期はく離が発生することが知られており，その原因の一つに水素脆性が考えら

2．実験方法れている1)．また，市場においては，まれに原因の特2. 1 供試材定が困難な早期はく離が生じることがある．現在では水素起因の損傷には白色組織を伴うという考え方が主

表1に供試材として用いた軸受鋼JIS-SUJ2の化学流であるが，白色組織は多量の水素が侵入した場合に成分を示す．表2に示す熱処理条件にて標準的な焼入のみ現れるものと考えれば，水素は必ずしも白色組織焼戻を施した後，研削加工により所定の試験片寸法にを伴わない早期はく離を誘発している可能性がある．

仕上げた．熱処理後の表層硬さ及びX線回折で測定し本報では，軸受鋼の疲労特性に及ぼす水素の影響を，た残留γ量は，それぞれHV747，9.3%であり，標準的な熱処理品質のものである．

試験中の水素の散逸を抑えるべく，高速負荷が可能な
超音波疲労試験により評価した結果を報告する．また，**要素技術研究所**商品開発研究所

新商品開発部-50-軸受鋼の引張・圧縮疲労及び転がり疲労に及ぼす水素の影響

表1 供試材の化学成分（wt%，Oはppm)
Chemical compositions of JIS-SUJ2 bearing steel
PS

挟まれる節部の側面は円形である．平滑部がないため若干の応力集中が生じるが，応力集中係数は1.03程

C

Si

Mn

Ni

Cr

Mo

O

0.97

0.20

0.38 0.005 0.005 0.08

1.35

0.03

5

度である 2）．試験片は20kHzで共振するように設計されている．試験片の一端のネジは，試験機に取り付けるためのものである．

表2 熱処理条件
Heat treatment conditions
焼入

840℃×45min

焼試験片が共振すると，節部中央の最小径部において応力振幅が最大となる．最大応力振幅 S は，試験片の戻フリー端の変位振幅 a をギャップセンサで測定し，そ180℃×120min

れを式（1）に代入すれば求められる 3）．ただし，E1/2; ρは密度）は縦波速度，はヤング率，c（=（E/ρ）

ω（=2πf ; f は共振振動数）は角振動数である．式

2. 2 超音波疲労試験方法（1）中のl，b，βは，それぞれ式（2），（3），（4）

超音波疲労試験は超音波振動（20kHz）により試で表される．ただし，R（=6mm），H（=2mm），g

験片を共振状態にして，繰返し応力を発生させ，試験（=10mm）は，それぞれ試験片の最大半径，最小半片の疲労強度を従来の疲労試験よりも短時間で求める

径，半弦長さである．

ことができる軸荷重疲労試験（応力比: R= -1）であ1・coshbg・（ ω・l（ coshβg）…（1）c ）S＝a・E・β・cos

る．そのため鋼中に侵入した水素が散逸する前に疲労させることが可能であり，水素の影響を合理的に評価

l＝

できる．

c
c
tan-1 （βcothβg− b tanh bg） ……（2）
ω
ω

［

］

図1に超音波疲労試験機の模式図を示す．今回の試R
1
b＝ g cosh-1
H（

験に用いた超音波疲労試験機は島津製作所製USF2000である．試験機を制御するためのパソコン，増）………………………………（3）（ ωc ） ………………………………（4）β＝ b2−

幅器，ピエゾ振動子，振幅拡大ホーンから構成されて

2

いる．
図2に超音波疲労試験片の形状及び寸法を示す．こ

図3（a）に試験手順を示す．2.3で述べる水素チの試験片はサーキュラーテーパダンベル型と呼ばれ，

ャージにより試験片の表面が荒れ，これによる表面起両端から肩部までは一様断面の円柱で，それら円柱に点で破壊することを防ぐため，水素チャージ後直ちに試験片節部の表面をエメリー研磨（#500→#2000）
し，さらにダイヤモンドペースト（1μm）にてバフ研磨した．試験は，まず試験片のネジ部をホーン先端に固定し，試験片が20kHz±30Hzの周波数範囲内

ピエゾ振動子
増

幅

器
78.74

24.37

24.37

R1
4.5

振幅拡大ホーン

20

パソコン

ギャップゲージ

φ4

M6

試験片

φ3.5

φ12

オシロスコープ

図2 超音波疲労試験片の形状
Geometry and dimensions of ultrasonic fatigue test
specimen

図1 超音波疲労試験機の模式図
Schematic of ultrasonic fatigue test machine-51-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）−

水素チャージ（20h）

ラッピング（表面調整，腐食膜除去）＋

超音波疲労試験

Pt

10min(a) 試験手順(a) Experimental procedures(b) 水素チャージ(b) Hydrogen pre-charging

図3 超音波疲労試験手順及び水素チャージの模式図
Experimental procedures of ultrasonic fatigue testing and schematic of hydrogen pre-charging

で共振することを確認した後，開始した．これら一連

2. 3 超音波疲労試験片への水素チャージ方法の処理は，水素の散逸を防ぐため10min以内に行い，超音波疲労試験に先立ち，試験片に陰極水素チャー

水素チャージ後試験開始までの時間は10minに固定ジを施した．図3（b）に模式図を示す．陰極水素チした．

ャージとは，試験片を陰極として電解水溶液の電気分

表3に超音波疲労試験条件を示す．超音波疲労試験

解を行い，試験片表面で発生した水素原子の一部を試

では高速振動による内部摩擦のため，連続負荷すると験片中に導入する水素チャージ方法の１つである．こ試験片に熱が発生し蓄積する．それを避けるため，負の方法によれば安全かつ手軽に水素を導入することが荷0.11sと休止1.10sを交互に繰返す間欠負荷法を可能であり，また電流密度を変化させることにより，採用した4）．延性材料の場合，き裂が発生し，ある程

水素導入量を比較的容易に制御できる．

度の寸法に成長すると，試験片の共振周波数が大幅に水素チャージ条件は表4のとおりである．電解液は低下する．この変化を利用して試験が停止する機構に

希硫酸に，水素再結合抑制助剤であるチオ尿素を添加なっている．しかし，今回の試験では，脆性材料のたしたものである．電流密度は表に示す0.1〜0.5mA

め，試験片は完全に2つに破断した．なお，108回を/cm2の5水準で行った．チャージ時間は一律に20h

超えても破断しなかった場合は試験を打切った．

とした．この理由は，SUJ2の常温における水素の拡
散係数は3.8×10-11m2/sであり5），拡散係数がこの値であれば20hで超音波疲労試験片最小径部（φ4）の断面内で拡散性水素の相対濃度分布をほぼ均一にで

表3 超音波疲労試験条件
Conditions of ultrasonic fatigue testing

負荷方式
応力比
試験雰囲気

きるためである．

20 kHz

負荷周波数
間欠負荷

負荷: 0.11 s
休止: 1.10 s

表4 超音波疲労試験に先立って試験片に施した
水素チャージ条件
Hydrogen pre-charging conditions prior to ultrasonic
fatigue testingR = -1 (完全両振り)
常温大気中

電解液
チャージ電流密度（mA/cm2）
チャージ時間（h）-52-

H2SO4 (0.05 mol/L) +CH4N2S (1.4g/L) (チオ水素)
0.1, 0.2, 0.3, 0.4, 0.520軸受鋼の引張・圧縮疲労及び転がり疲労に及ぼす水素の影響

ターによって駆動させた．表5に試験片の詳細及び試

2. 4 2円筒転がりすべり試験方法

験条件を示す．

図4に2円筒転がりすべり試験の模式図を示す．2
つの円筒の転がり接触部に2%の相対すべりを与える

図5に試験手順を示す．2.3と同様の陰極水素チャ

ために，駆動側円筒及び従動側円筒を共に別々のモーージを駆動側円筒もしくは従動側円筒に施した．水素チャージ条件を表6に示す．チャージ時間は20hとした．このチャージ時間では水素濃度分布は試験片内部まで均一にならないが，表層部はほぼ均一の水素濃度分布となる．水素チャージ後の転がりすべり試験に先駆動側円筒立ち，試験片表面の薄い腐食膜の除去及び表面粗さの影響をなくす目的で，表面をエメリー研磨（#500→#2000）し，さらにダイヤモンドペースト（1μm）
にてバフ研磨した．転がりすべり試験では，20h連続
従動側円筒で転動させた．以上のプロセスを1回として，表面き裂が発生するまで水素チャージと転動を繰り返した．

図4 2円筒転がりすべり試験の模式図
Schematic of double-roller rolling-sliding testing

2. 5 昇温脱離水素分析方法
昇温脱離水素分析は，水素チャージ電流密度と，それによって侵入する拡散性水素量の関係を求める目的

表5 2円筒転がりすべり試験条件
Conditions of rolling-sliding testing
駆動側円筒

φ40mm×L12mm，副曲率R60mm，Ra=0.02μm

従動側円筒

φ40mm×L12mm，副曲率R60mm，Ra=0.02μm

回転速度（min-1)

駆動側円筒

3060

従動側円筒

3000

最大接触面圧（GPa）

験片への水素チャージ条件は，表4，6と同じ電解液，
チャージ時間（20h）とした．分析用試験片は細長い形状であるため，20hのチャージを行えば試験片内部の相対水素濃度分布は十分均一になる5）．分析にはガ

2.1
2a×2b

接触楕円形状で行った．表7に分析用試験片と分析条件を示す．試

スクロを用い，分析開始時間は，超音波疲労試験及び1.375mm×0.669mm

2円筒転がりすべり試験条件に合わせ，水素チャージ

2

すべり率（%）
潤滑油

VG22

給油方法

フェルトパッド給油

油膜パラメータΛ

後正確に10min後とした．

18
常温大気中

試験雰囲気

表7 昇温脱離水素分析条件
Conditions of thermal desorption analysis of hydrogen
ガスクロマトグラフ

分析機器
水素チャージ（20h）

キャリアガス

2円筒試験
（20h）

ラッピング
（表面調整，腐食膜除去）

種

類

流量 (mL/min)

Ar20

試験片寸法 (mm3)27×1×110min

昇温速度 (℃/min)

3（き裂発生まで繰り返す）

分析温度範囲 (℃)

室温〜360

図5 2円筒転がりすべり試験の手順
Experimental procedures of double-roller rolling-sliding
testing

表6 2円筒転がりすべり試験片への水素チャージ条件
Hydrogen pre-charging conditions for rolling-sliding testing
電解液
チャージ電流密度（mA/cm2）
チャージ時間（h）

H2SO4 (0.05 mol/L) +CH4N2S (1.4 g/L) (チオ尿素)
0.3, 0.5, 1.0
20

-53-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

1点目は，疲労試験データにはバラツキがあるため，

3．実験結果及び考察

統計的な扱いが必要なことである．2点目は，早期は

3. 1 超音波疲労試験結果

く離は実機において偶発的に起きるものなので，従来

3. 1. 1 SN特性の転がり疲労試験のように高負荷条件下の特性で評価

図6に超音波疲労試験結果を示す．水素チャージなするよりも，疲労限付近の特性で評価する方が現実的しの結果に対して，水素チャージありのものは疲労強で，疲労特性としては寿命ではなく，設計に反映でき度が著しく低下し，また電流密度が大きくなるにつれる疲労強度にする方がよいと考えられることである．

て疲労強度は低下した．破壊形態は，図7に示すよう

そこで，材料学会が提示しているSN曲線回帰法に，水素チャージの有無によらず，すべて試験片内部

JSMS-SD-6-02 6）に基づき，疲労試験データを式の非金属介在物等を起点としてfish-eye破断し，マク（5）の連続降下型片対数曲線モデルに当てはめてロな破壊形態の違いは見られなかった．

50%疲労強度曲線と10%疲労強度曲線を求めた．図3. 1. 2 疲労強度と拡散性水素量との関係

9中の曲線はこの方法により求めた50%疲労強度曲線である．評価基準としては，負荷回数107回におけ

図8に昇温脱離水素分析で得られた温度と水素放出

る10%疲労強度とした．

率の関係を示す．水素チャージ電流密度が大きくなる
ほど，80℃付近にピークを持って放出される水素量σ＝10-A log10 N+B+D（ A, B, D：定数）………（5）が増加した．200℃までに放出される水素を拡散性水素と定義してその量を図8中に示した．
図6と図8の結果より，疲労強度に及ぼす拡散性水

0.25

素の影響を評価する．評価には，次の2点を考慮した．
ppm/min

0.5mA/cm2：6.5wt-ppm

1400

水素放出速度

水素チャージなし

1000
0.1mA/cm2
800

0.2mA/cm2：3.5wt-ppm

0.10

0.1mA/cm2：2.2wt-ppm
0.05

1.E+06

1.E+07

100

200

温度

0.5mA/cm2
1.E+050.3mA/cm2：4.5wt-ppm

0.3mA/cm2

0.4mA/cm2400
1.E+04

0.15

0.00
0

0.2mA/cm2
600

0.4mA/cm2：5.3wt-ppm

300

400

℃

図8 昇温脱離水素分析結果
Results of thermal desorption analysis of hydrogen

1.E+08負荷回数

図6 超音波疲労試験結果
Results of ultrasonic fatigue testing
50％

応力振幅

応力振幅

MPa

1200

0.20

10％

1.282s

107回における10％疲労強度

107
負荷回数

図9 107回における10%疲労強度の求め方
Estimation of 10% fatigue strength at 107 cycles

図7 破面の光学顕微鏡写真
Photograph of fracture center-54-軸受鋼の引張・圧縮疲労及び転がり疲労に及ぼす水素の影響

図10に拡散性水素量と107回における10%疲労強3. 2. 2 組織変化と拡散性水素量との関係

度の関係を示す．両者間にはよい直線相関が見られる

図12に表面き裂，及びその周方向断面の写真を示ことから，疲労強度の低下は拡散性水素量に支配されす．図12（a）と図12（b）はそれぞれ電流密度ていることがわかる．

1.0mA/cm2と0.3mA/cm2での試験結果である．図12（a）では，転走面下に特異な白色組織が見られた．

3. 2 円筒転がりすべり試験結果

一方，図12（b）においては特異な白色組織は観察さ

3. 2. 1 き裂発生寿命れなかった．これらの結果より，侵入水素量が多い場

図11に2円筒転がりすべり試験における水素チャ合においては特異な白色組織が現れるが，侵入水素量ージ電流密度と表面き裂発生までの転動試験繰り返しが少ない場合においては，必ずしも特異な白色組織は回数の関係を示す．本試験条件の計算寿命は36511

伴わないものと考えられる．

h（約4年）7）8）であり，実質的な有限時間内でのき

3. 2. 3 超音波疲労試験と2円筒転がりすべり試験

裂発生はあり得ない．しかし水素チャージを行った図の結果の対応について

11の結果では，いずれも計算寿命を大きく下回る80

まえがきでも述べたように，市場においては，まれ

時間以下で表面き裂が発生した．き裂発生までの累積に接触表面に目立った損傷を伴わない表面起点型はく試験時間（回数）は電流密度が大きいほど，すなわち離が生じることがある．この原因としては，転がり接

侵入水素量が多いほど短くなった．

触表面に周方向に繰り返し作用する引張応力が考えられる．この引張応力は，転がり摩擦係数が大きくなるほど大きくなる．このような条件下において，もし拡

MPa
107回における10％疲労強度

散性水素が侵入し疲労強度が低下すれば早期はく離が
1100

900

起こりうることは容易に想像がつく．そこで，今回超水素チャージなし
1000

音波疲労試験で求めた拡散性水素侵入時のSN特性と，0.1mA/cm2800

2円筒試験において転走表面に繰り返し作用する周方

0.2mA/cm2

向の引張応力とを対比することにより，早期はく離が700発生する可能性について考察する．

0.3mA/cm2

600

今回実施した2円筒試験の負荷条件における円筒間500の接触の力学的状態を計算した．その結果を図13（a）

400
0.4mA/cm2

300

及び（b）に示す．図13（a）は接触圧力分布であり，0.5mA/cm2（b）はX-Xに沿う転走表面に作用する周方向の引張応

200
0

1

2

3

拡散性水素量4567

力分布であり，接触楕円縁で最大になる．転がり摩擦

wt-ppm係数が0の場合は，引張応力の最大値は両接触縁で
図10 拡散性水素量と107回における10%疲労強度の関係
Relationship between diffusible hydrogen concentrationand 10% fatigue strength at 107 cycles

電流密度
水素チャージ（mA/cm2）した円筒

214MPaであるが，転がり摩擦係数が0.1となった
場合は一方の接触縁で531MPaとなる．超音波疲労試験プロセス回数（
1 (20h)2 (40h)）内は累積試験時間
3 (60h)4 (80h)

駆動側
0.3

従動側
駆動側

0.5
従動側
1.0

駆動側
従動側

図11 水素チャージ電流密度と表面き裂発生寿命の関係
Relationship between the current density for hydrogen pre-charging and the number of repetitions to failure-55-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

荷重移動方向荷重移動方向（a）駆動側円筒，電流密度1.0mA/cm2（b）駆動側円筒，電流密度0.3mA/cm2

図12 表面き裂，及びその周方向断面写真
Photographs of surface cracks and their circumferential cross sections

試験の結果によれば，拡散性水素が侵入していない場

1.0

合，図14に示すように107回における10%疲労強度

2.5は981MPaであり，図13（b）の結果より十分高い水準にある．しかし，拡散性水素が侵入した場合，例

2.0

0.5

えば超音波疲労試験の水素チャージ電流密度
軸方向座標0.3mA/cm2（4.5wt-ppm）の結果を見ると，107回
における10%疲労強度は460MPaまで低下する．そのため水素が侵入した場合は，図13（b）に示した引張応力を下回り，き裂発生が起こりうる可能性がある．

1.5
0.0

X

X
1.0

このように，もし何らかの原因で転がり摩擦係数が大きくなり，かつ多量の拡散性水素が侵入した場合，

0.5

-0.5

転走表面にき裂が発生し早期はく離が生じる可能性が高いと考えられる．ただしこの考察を裏付けるには転0.0

がり接触時に疲労強度を低下させるだけの拡散性水素
-1.0
-0.5

が侵入することを証明する必要がある．転がり疲労に

0.0

0.5［GPa］(a) 2円筒間の接触圧力分布

及ぼす水素の影響の定性的検証については，1950年
代から1970年代にかけて詳細に行われている．

1400

この説はSchatzberg12,13）らによっても支持されている．一方，Swets14）らは，潤滑油が分解して水素が発生し鋼中に侵入することにより，転がり疲労寿命

MPaは，水起因の水素が原因であるという説を唱えており，

1000

応力

1200

Grunberg9-11）らは，水混入による転がり寿命の低下

600
400
200

800

0
-0.5

μ＝0.1

531MPaμ＝0214MPa0.0

0.5が低下することを示している．また，Kinoらは，転周方向座標

がり疲労試験後は鋼中水素量が増加し，その増加量は(b) X―Xに沿う接触表面に作用する周方向の引張応力分布

潤滑油の種類で異なるという結果15）を報告している．

mm

図13 2円筒間の接触圧力分布と，X-Xに沿う
接触表面に作用する周方向の引張応力分布
Distribution of circumferential tensile stressat contact surface along X-X line

これらの知見を踏まえ，水混入や潤滑油分解といった観点から，転がり接触時に疲労強度を低下させるだけの拡散性水素が侵入するか否かを定量的に検証することが今後の課題である．
-56-

軸受鋼の引張・圧縮疲労及び転がり疲労に及ぼす水素の影響

参考文献

1400
水素チャージなし

1000
6001）K. Tamada and H. Tanaka, Wear, 199 （1996）245-2522）R. E. Peterson, Stress Concentration Factors,
John Wiley & Sons, New York, （1974） 51p
3）K. Salama and R. K. Lamerand, Proceedingsof the 1st International Conference on
fatigue and Corrosion Fatigue up to
Ultrasonic Frequencies （1981） 109-118
4）H. Ishii, K. Yamanaka and K. Tohgo, Material
Science Research International, Special
Technical Publication -1, （2001） 59-63
5）Y. Matsubara and H. Hamada, Journal of
ASTM International, 3 （2006）, Online
ISSN: 1546-962X.
6）日本材料学会疲労部門委員会，日本材料学会信頼性
工学部門委員会，金属材料疲労信頼性評価標準̲S-N
曲線回帰法̲（JSMS-SD-6-02），日本材料学会（2002）
7）J. J. Coy, D. P. Townsend and E. V. Zaretsky,
Analysis of Dynamic Capacity of LowContact-Ratio Spur Gears using LundbergPalmgren Theory, NASA TN D-8029, （1975）
8）J. J. Coy and E. V. Zaretsky, Life Analysis of
Herical Gear Sets using Lundberg-Palmgren
Theory, NASA TN D-8045, （1975）
9）L. Grunberg, Proc. Phys. Soc. （London）,
B66 （1953） 153-161
10）L. Grunberg and D. Scott, J. Inst. Petrol., 44（1958） 406-410
11）L. Grunberg, D. T. Jamieson and D. Scott,Phil. Mag., 8 （1963） 1553-1568
12）P. Schatzberg and I. M. Felsen, Wear, 12（1968） 331-342
13）P. Schatzberg, J. Lub. Tech., 231 （1971）
231-235
14）D. E. Swets and R. C. Frank, Trans. AIME,
221 （1961） 1082-1083
15）N. Kino and K. Otani, JSAE Review, 24（2003） 289-294

981MPa

800

応力振幅

MPa

1200

0.3mA/cm2
460MPa400
2000
1.E+04

1.E+05

1.E+06

1.E+07

1.E+08

負荷回数

図14 10%疲労強度曲線
10% fatigue strength curves

5．まとめ
軸受鋼SUJ2の疲労特性に及ぼす水素の影響を，試験中の水素の散逸を抑えるべく，高速負荷が可能な超音波疲労試験により評価した．また，2円筒転がりす
べり試験により，表面き裂の発生寿命，及び組織変化
挙動に及ぼす水素の影響について調査し，以下のことが確認できた．
1）超音波疲労試験では，水素の影響で疲労強度が大幅に低下し，侵入した水素量と107回疲労強度の間には良い相関がある．
2）水素チャージ後の2円筒転がりすべり試験では，水素の影響により早期にき裂が発生すること，この場合，侵入水素量が多いと特異な白色組織が現れるが，侵入水素量が少ない場合には，必ずしも特異な白色組織は伴わない．
なお，実際の市場で散見される水素侵入による軸受の短寿命現象については，すでに潤滑剤，材料，表面
改質の面から，種々の対策が採られ，製品に盛り込ま
れている．

執筆者近影

濱田

洋志

要素技術研究所
等速ジョイント技術部

松原

幸生

商品開発研究所
新商品開発部-57-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[解 説]

事務機器用軸受の技術動向
Technical Trends in the Bearing for Office Equipment

片桐

力* Chikara KRTAGIRI

近年，パソコン，インターネット，デジタルカメラの普及に伴い，デジタ
ルカラー複写機及びマルチファンクションプリンタ（MFP）の需要が増加している．装置のデジタル化に伴い，軸受への要求機能も変化しており，

NTNは市場の要求に合致した製品開発，技術開発に取り組んでいる．本稿
では，感光部と定着部に要求される機能とそれに対応する軸受技術について解説する．

Recently, the demand for digital color PPC's (Plain Paper Copiers) and MFP's (Multi Function
Printers) has been increasing alongside personal computers, digital cameras and the internet.
During this time, NTN has been aggressively working to develop technologies and products for thisever increasing digital media market. This report discusses the required function of photosensitive
drums and fuser rollers for the latest PPC's and MFP's, as well as bearing technologies for theseapplications.

1．はじめに

2．複写機・プリンタの構造

電子写真技術は，モノクロ・アナログから出発し，

図1にカラー複写機・カラーLBPの構造図を示す．

1983年にカーソン（Carlson：米国）によるカラー

複写機・LBPには多くの転がり軸受が使用されていゼログラフィ法の提案後，1990年代にはデジタル化

る．最近の傾向として，感光部，定着部には写真1にへ本格的に突入した．また，パソコン，インターネッ

示す薄肉タイプの深溝玉軸受が使用されるケースが増トが普及し，デジタル化された複写機PPC（Plain

えている．薄肉軸受は，断面が小さいため，装置のコ

paper copier），レーザビームプリンタLBP（Laser

ンパクト化が可能となり，軸受周辺スペースの確保に

beam printer）などの電子写真装置は，あらゆる場も貢献している．

面におけるイメージ出力機器として世界中に普及して【複写機・LBPの基本プロセス】

いる．

1 画像露光：コピー，プリントしたい画像を，感光デジタル化に伴い，複写機，プリンタに使用されるドラムへ潜像として形成する軸受への要求機能も変化しており，本稿では最新の軸

2現

像：潜像にトナーを付着させて可視化する受への要求機能と，それに対応する技術を解説する．

3転

写：感光ドラム上に付着したトナーをコピー用紙へ写す4定

着：コピー用紙上のトナーを熱と圧力で固着させる*産機商品本部

産機技術部

-58-

事務機器用軸受の技術動向

ポリゴンスキャナ

感光部軸受

感光ドラム

現像部

定着部軸受
定着ローラ
F

感光部
加圧ローラ

定着部

給紙部
ペーパトレイ

図1 カラー複写機・LBPの構造
Structure of color copy machine and LBP

写真1 薄肉軸受外観
Thin type deep grove ball bearing

1 導電性グリースを封入する

3．複写機・プリンタ用転がり軸受に要求される機能2 接触ゴムシールに導電性を持たせる
3 内外輪間に金属製のバイパスを設ける
近年，装置のコストダウンが急速に進められており，【感光ドラム支持用軸受】
1 通電機能市場の要求に応えるためにはコストを極力抑える必要

2 ケミカルアタック対応がある．コスト面を考えると部品の追加は厳しく，1

3 安定した回転精度の導電性グリース封入軸受が最も有効である．

NTN では，グリースメーカと共同で開発した常温【定着ローラ支持用軸受】
1 高温長寿命

仕様，高温仕様のオリジナルグリースを封入した軸受

2 通電機能で対応しており，その性能について紹介する．

3 鳴き音防止機能

4. 1. 1 感光ドラム支持用通電軸受

4 ケミカルアタック対応

表1にNTNオリジナル常温仕様導電性グリースEP2グリース，EP-3グリース（EP-2の離油度改善品）

4．軸受技術の代表性状を示す．特長としては，増ちょう剤に導電物質であるカーボンブラックを使用している．

「通電軸受技術（常温，高温）」「ケミカルアタック
対応軸受技術」「＊１鳴き音防止軸受技術」について以下に紹介する．

表1 常温仕様導電性グリースの代表性状
Typical properties of conductive greasefor photosensitive drum

＊１鳴き音：ルーズはめあいによる軸受内輪と軸の干渉音

NTN

4. 1 通電軸受技術

NTN

EP-2グリース EP-3グリース

複写機・プリンタの感光部では，帯電除去のために装置のアース機構と通電性を有する軸受を併用していた．近年，装置の簡素化に伴うアース機構の廃止，および電磁波ノイズ発生防止のために，軸受に更なる通増ちょう剤 カーボンブラック

カーボンブラック
リチウム石けん―基

油

合成炭化水素

合成炭化水素―混和ちょう度290

266

JIS K 2220

離油度
mass %

電性能の向上が求められている．また最近では，定着
ローラ支持軸受についても，通電性の要求が高まりつつある．
転がり軸受に通電性能を持たせる技術としては，従来から以下の方法が用いられている．
-59-

試験方法

1.6
3.2
JIS K 2220
(100℃，24時間) (100℃，24時間)

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

図2に通電軸受の抵抗値測定方法，表2に測定条件

図4に前記試験に使用した軸受の重量減少量を示を示す．

す．EP-3グリース封入軸受は，基油の保持力が向上
し，EP-2グリース封入軸受と比較し重量減少が少な
く，運転中の基油漏れに対して効果があると考える．

表2 軸受抵抗値評価条件
Test condition of bearing resistance
試験軸受以上の結果から，今後感光ドラム支持軸受用導電グ

6806ZZ φ30mm×φ42mm×7mm

ラジアル荷重（N）

4.9

雰囲気温度（℃）

室温

制御抵抗（kΩ）

300

リースは，EP-3グリースへの統一を図っていく．

100

mg

100

重量減少量

回転速度（min-１）

電源電圧 V

制御抵抗 Rs
端子B

端子A

80
60
40
EP-2

20

EP-3

0
0

200

400

600

試験時間

800

1000

h

図4 軸受重量減少量
Results of bearing weight loss test

4. 1. 2 定着ローラ支持用通電軸受

スリップリング

試験軸受

定着部は，感光部と異なり高温（最大250℃）と

駆動ベルト

荷重

なるため，軸受には高温耐久性と通電性が要求され，封入グリースは通常ふっ素グリースが使用される．

NTN 高温用導電性グリースもふっ素グリースをベー

図2 抵抗値測定装置概略図
Test rig of bearing resistanceスに開発し，表3に NTN高温用導電性グリースEF-5
グリース，EF-7グリース（EF-5の寿命改善品）の代
表性状を示す．

図3に示すように，EP-2グリース,EP-3グリース,
従来グリースを封入した軸受の抵抗値を示す．EP-2

表3 高温仕様導電グリース代表性状Typical properties of conductive grease for fuser roller

グリース，EP-3グリースは，経時劣化が少なく低位
安定している．

NTN

NTN

EF-5グリース

EF-7グリース

PTFE＋黒鉛

PTFE＋黒鉛

油

ふっ素油

ふっ素油

―

混和ちょう度

234

225

JIS K 2220

増ちょう剤
基

100

抵抗値

kΩ

EP-2
80

EP-3

60

従来グリース

離油度
mass %

試験方法
―

3.9
5.0
JIS K 2220
(200℃，24時間) (200℃，24時間)

40
20

一般のふっ素グリース封入軸受抵抗値は約100kΩ

0
0

200

400

600

試験時間

800

であるが，EF-5グリース，EF-7グリースを封入した

1000

軸受は，図5に示すように低い抵抗値である．特に今h回開発したEF-7グリースは，長時間低抵抗値を維持

図3 軸受抵抗値経時変化
Results of bearing resistance test

している．また，図6に示すように EF-7グリースは
EF-5グリースの3倍以上の高温耐久性を示している．
よって，今後定着ローラ支持軸受用導電グリースは，
EF-7グリースへの統合を図っていく．
-60-

事務機器用軸受の技術動向

表4 軸受抵抗値経時変化評価条件
Test condition of bearing resistance
運転条件
試験軸受

4. 2 ケミカルアタック対応軸受
複写機，プリンタには，多くの樹脂部品（主に芳香測定条件族系樹脂）が使用されている．軸受には，潤滑剤とし

2TS3-SC05B98ZZ φ25mm×φ32mm×7mm

回転速度（min-1）130

ラジアル荷重（N）

220てグリースが封入され，外周面には防錆油を塗布している．「油−樹脂」の組み合わせによっては，樹脂部

雰囲気温度
（℃）

200

室温

品にクラックやクレーズを発生させてしまう恐れがあ

制御抵抗
（kΩ）

−

300

る．

4. 2. 1 ケミカルアタックのメカニズム
ケミカルアタック（応力腐食割れ）とは，「腐食と

抵抗値

kΩ

40
35
30

EF-5
EF-7

静的応力によって割れや脆化をもたらすもの」である．
静的応力とは，ある一定の静的荷重がかかっている状

2520

態で，内部に発生する応力のことである．腐食とは，

15

樹脂と溶媒の相溶性が良く，相手の樹脂を溶解させた

1050り，樹脂を構成している分子に油が入り込み，樹脂を
0

100

200

300

400

試験時間

500

600

700

構成している高分子の鎖や結晶構造をほぐし，クラッhクやクレーズを発生させることである．

図5 軸受抵抗値経時変化
Results of bearing resistance test

4. 2. 2 ケミカルアタック評価
図7に示すように，一定量たわませた供試用樹脂の引っ張り応力が発生する側に供試油を塗布し，表6の条件で放置する

表5 高温グリース寿命試験条件
Test condition of high temperature grease life
試験条件
試験軸受

表6 ケミカルアタック評価条件
Test condition of solvent crack

2TS3-SC05B98ZZ φ25mm×φ32mm×7mm

雰囲気温度
（℃）

200

回転速度
（min ）

130

ラジアル荷重
（N）

220

-1

寿命判定基準試験樹脂片（mm）

1軸受の温度上昇（＋15℃）
2モータのトルク上昇（初期の1.5倍）

150×19×3（長さ×幅×厚さ）

歪み率（％）

5

放置温度（℃）70

放置時間（h）72（歪み率＝歪み量／支点間距離）

樹脂
（試験片）

EF-5

EF-7

0

100

200

300

試験時間

400

500

600

100mm

h
オイル塗布

（支点間距離）図6 高温グリース寿命試験結果
Results of high temperature grease life test
図7 ケミカルアタック試験機
Test rig of solvent crack-61-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

写真2 評価後クラックの発生した供試用樹脂
Example of test pieces after evaluation (occurred split and crack)ーブ）を装着して対策していた． NTN では，内輪内軸受に使用されるグリースの基油と主に使用される樹脂部品材との評価結果例を表7に示す．

径面に施した特殊潤滑表面処理により，内輪内径面の摩擦係数を40％低減した．それによって，内輪はロ

表7 ケミカルアタック評価結果
Results of chemical attack test

ーラの熱膨張，ベンディングに対し姿勢を崩さず追従し，鳴き音を防止する事ができる．

エステル油

フッ素油

鉱油

PAO

ABS

×

◎

○

◎

図8に特殊潤滑表面処理の耐久評価結果を示す．表

PC

×

◎

○

◎

8の条件にて600時間運転しても内輪内径寸法の変化

POM

◎

◎

◎

◎

がほとんどなく，表面処理の摩耗は発生していないこ

PA

◎

◎

◎

◎

とが分かる．

PBT

○

◎

◎

◎

PEEK

◎

◎

◎

◎

PPS

◎

◎

◎

◎

表8 特殊潤滑表面処理の摩耗試験条件
Test condition of wear test for special lubricant film◎：ほとんどアタックしない○：場合によってはアタックする危険性がある
×：アタックする

試験条件
試験軸受

2TS3-6804ZZ φ20mm×φ32mm×7mm

軸温度（℃）

200

複写機，プリンタには，ABS（アクリロニロリル

回転速度（min-1）120

ブタジエンスチレン樹脂），PC（ポリカーボネイト樹

ラジアル荷重（N）294脂）が多く使用されるので，軸受の封入グリース及び軸材質／表面粗さ

A5052／Ra0.5

防錆油は，樹脂材を攻撃しないケミカルアタック対応
油脂を選定する必要がある．

NTNでは，上記結果を基にPAO及びふっ素を基油3μmとしたグリース及び防錆油を使用して対応している．

寸法変化量

尚，前項で紹介した導電性グリースも，ケミカルアタ
ック対応となっている．

4. 3 定着ローラ支持用鳴き音防止軸受
一般的に定着ローラ支持軸受は組み込み性を考慮

2
1
0
-1
-2
-3
0

し，内輪と軸はルーズはめあいとしている．定着ロー

100

200

300

400

試験時間

500

600

h

ラには，熱と荷重が負荷され，軸方向への熱膨張とロ
図8 特殊潤滑表面処理品の内輪内径寸法変化
Results of wear test for special lubricant film

ーラのベンディング現象が発生する．「ルーズはめあい」「軸方向への熱膨張」「ベンディング」により，軸受の姿勢が崩れ，1回／1回転の周期で内輪が軸を叩く異音（鳴き音）が発生する．従来は，軸と内輪間にグリースを塗布，あるいは樹脂製スリーブ（断熱スリ
-62-

700

事務機器用軸受の技術動向

5．まとめ
複写機・プリンタの機能向上に伴い，軸受に求められる性能も日々変化している．今後も装置の要求機能に合致した軸受技術開発を行い，高性能化，省エネル
ギーに貢献していく．
なお， NTN では，事務機器用商品（転がり軸受，
樹脂商品，焼結商品，トルクリミッタユニット，ワン
ウェイクラッチユニット，トルクダイオード）を１冊にまとめた「事務機器用商品総合カタログ（カタログNo.8701/J）」を発行したので参照されたい．

執筆者近影

片桐

力

産機商品本部
産機技術部-63-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]事務機器用ユニット商品
Unit Products for Office Equipment

糸見諸岡

正 二* Shoji ITOMI淳* Atsushi MOROOKANTNのトルクリミッタ，トルクダイオードなどの回転制御部品は，複写機・プ
リンタの中・高速機種に多く使用されている．今般，低速機種にも適用可能な超小型トルクリミッタ，小型･軽量トルクダイオードを開発したので紹介する．

The torque limiter and the torque diode are used for a high-speed model and a medium-speed
model of the copier and the printer. NTN developed a new torque limiter and the torque diode thatcan be used also for a low-speed model.

っている．トルク発生の原理はコイルばねの内輪に対1．超小型トルクリミッタユニットの紹介

する緊迫力を利用し，トルク発生方向への回転トルクを制御している．内部構造は図1に示すように，コイ

1. 1 はじめに複写機・プリンタなど事務機器の給紙部には，用紙

ルばねに径差を設け，小径部分をトルク発生部，大径を1枚ずつさばくためにトルクリミッタが使用され部分をトルク調整部としている．トルクの設定は，外る．従来から NTN では，給紙部用にトルクリミッタ

部樹脂部品に対してふたを相対回転させることで大径ユニット（NTSシリーズ）をラインナップし，多く部分を捩じり，その捩じり力によって小径部分のばねの納入実績がある．

を縮径させ，内輪に対する緊迫力を与える．なお，従しかし，最近の事務機器設計においては省スペース

来品はコイルばねの両端フックを外部樹脂部品とふた及び軽量化のニーズが強く，給紙ユニット部も，トルに係合する方式のため，一方向（トルク発生方向）のクリミッタを含め小型化が求められている．

み回転可能であった．

この小型化の流れの中，従来のNTSシリーズでは寸法制約から，装置設計上の工夫が必要な場合があっ

従来品

開発品

た．そこで，小型のトルクリミッタとして，超小型トルクリミッタユニット（NTB14）を開発した．

1. 2 内部構造の最適化
従来のNTSシリーズ(以下，従来品)は，内輪，コイ
ルばね，外部樹脂部品とふたで構成されている．内輪と外部樹脂部品間に作用するトルクが小さい時は，内輪と外部樹脂部品は共回りをし，トルクが大きくなる
写真１と，一定のトルクを保ちながら相対回転する機構を持*産機商品本部

産機技術部

-64-

トルクリミッタの外観
Torque limiter

事務機器用ユニット商品

大径部分
トルク調整部

コイルばね
小径部分
トルク発生部

内輪

コイルばね
内輪

突起部

突起部

内輪切り欠き部

内輪切り欠き部

ふた
ふた

外部樹脂部品

外部樹脂部品

従来品（NTS18）

超小型（NTB14）

図1 従来品（NTS18）と超小型（NTB14）の構造比較
Structure of current type (NTS18) and new type (NTB14)

今回開発した，超小型トルクリミッタユニット(以【使用上のメリット】

下，NTB14)は，従来品のコイルばねのトルク調整部

紙詰まり発生時の用紙除去が容易となる．

である大径部分をなくし，ばね内径と内輪外径のしめしろにより，発生トルクを管理する仕様にしたことで，

1. 3. 3 ケミカルアタック対応

外部樹脂部品の外径と長さ寸法の小型化を実現した．

従来品と同様，内輪に含油焼結金属を使用し，含浸

また，新構造によって，両方向回転が可能になった．

油は樹脂部品へのケミカルアタック対策を施した油を使用している．

1. 3 NTB14の特長【使用上のメリット】

1. 3. 1 小型化

・周辺部品の樹脂材料に対しても安全である．

従来品（NTS18）：外径φ18×長さ18mm

・含油焼結金属のため，潤滑油の漏れがなく，給油開発品（NTB14）：外径φ14×長さ12mmも不要である．

【使用上のメリット】
給紙部用ゴムローラと一体構造とすることにより，

1. 4 耐久性能

ゴムローラ径のサイズダウンと軸方向の省スペース化

耐久試験結果の代表例を図3に示す．

が実現できる（図2）．また，部品点数の削減や組込

トルク低下量も従来品とほぼ同じで，同等の耐久性

み性の向上も図ることが可能である．

を有している．

1. 3. 2 両方向回転〈試験条件〉

新構造により，両方向の回転を可能にした．

運転サイクル：1.1秒ON，0.2秒OFF
運転時間：300時間
回転速度：220min-1
40

ゴムローラ

35

トルク

m・Nm

用紙

30
25
20
15

従来品

10

NTB14

5
0
0

NTB14

50

100

150

時間

図2 ゴムローラ一体型の例
Example of torque limiter and rubber roller to all- in- one design200h

図3 耐久試験結果の代表例
Results of endurance test

-65-

250

300

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

1. 5 標準形状・使用材料と設定トルク値
NTB14の標準形状を図4に，使用材料を表1に示す．なお，標準以外の形状も対応は可能である．
設定可能トルク値：24.5〜39.2 mN･m
{250〜400 gf･cm}

1 2 3 4

φ14

φ6

φ9

2-2.5

2-3.2

12
2-2.5

12.4

3.9

図4 NTB14の標準形状
Design of NTB14
写真2 新型トルクダイオード外観
New type Torque Diode

表1 NTB14の構成部品と材料
Composition and material of NTB14
符号

構成部品

使用材料

1

外部樹脂部品

ポリアセタール樹脂（色相：黒色）

2

ふた

ポリアセタール樹脂（色相：白色）

3

コイルばね

ばね鋼

4

内輪

鉄系焼結材

−

潤滑剤

ケミカルアタック対応オイル（内輪に含浸）

2. 2 ロック型トルクダイオードの原理
トルクダイオードとは，入力側からの回転は出力側に伝わるが，出力側からの回転は入力側に伝わらないという逆入力遮断クラッチである．出力側からの回転
は，出力軸がロックして入力側に伝えないものを「ロック型」，出力軸が空転して伝えないものを「フリー型」と区別する．
図5〜7にロック型トルクダイオードの動作原理を

2．小型・軽量トルクダイオードTDL16の紹介示す．
入力軸が回転しない状態では，内輪カム面（出力軸2. 1 はじめに複写機・プリンタは,フルカラー化により部品点数と一体）と外輪摺動面で形成されるくさび形状にころや可動部が増加している.しかし，設置スペースは，がばねで押し付けられている．したがって，内輪（出従来のモノクロ機並の大きさが求められているため，力軸と一体）を回そうとしても内輪と外輪はロックし各部品に対する小型化の要求が強い．また，ブルーエているため回転しない（図5）．

ンジェルをはじめとする省エネルギー化の規制などに
外輪

より，消費電力削減も進められている．

ころ

ばね
保持器

ロック型トルクダイオードは，逆入力防止機能により，電源を切ってもトレイなど駆動部の位置を保持することが可能なため，モータに電源を供給して保持す

内輪（出力軸と一体）

外輪摺動面る方式と比較して，省エネルギーに有効である．

NTNでは，ロック型トルクダイオードTDL28を開

内輪カム面

入力軸

発し，事務機器用として納入中であるが，TDL28は各部品が鋼で構成されているため重量が重く，構造上小型化には限界があった．そこで，小型・軽量を狙っ

図5
Fig. 5て新型トルクダイオードTDL16を開発した．
-66-

事務機器用ユニット商品

入力軸と保持器は一体で回転する構造のため，入力

2. 3 小型・軽量ロック型トルクダイオード

軸を回転すると保持器も同方向に回転する．その後，

TDL16の構造

保持器はころに接触し，ころをカム面の広大側（ばね開発した小型・軽量ロック型トルクダイオード側）へ押しやるのでロックは解除される（図6）．

TDL16の構造を図8に示す．

ロック解除

2. 3. 1 小型化
従来のTDL28がばね両端に1個ずつころをカム面に押し付ける構造であるのに対し，TDL16ではばね両端に複数個のころをカム面に押し付ける新規構造と保持器回転方向した．その結果，同じころ本数を使用しても外径を小

入力軸回転

さくすることが可能となり，クラッチ部の負荷容量低下を最小限に抑えることができた．
TDL16とTDL28の寸法・許容トルク比較を表2に
図6
Fig. 6示す．
表2 TDL16とTDL28の寸法・許容トルク比較
Size and limiting torque of TDL16 and TDL28

入力軸を更に回転させると，入力軸に設けた2面幅が内輪穴部の2面に接触し，この部分を押して内輪

TDL16（出力軸一体）を回転することができる（図7）．

TDL28

外径φ25mm×長さ35.8mm（ただし，樹脂ハウジングの 外径φ30mm×長さ38.2mm
形状変更は可能）形状
注2)

2.5N･m

許容トルク4.9N･m

注2：許容トルクは，カム面に生じる最大面圧から算出したトルク値であり，使用時の寿命は使用条件により変化する．

入力軸回転方向接触部

図7Fig. 7
ハウジング（樹脂）
外輪
ころ
出力軸（樹脂）φ25

入力軸（注1）

保持器
ふた（樹脂）
内輪34.8
注1：入力軸はトルクダイオードには組み込まれていません。

図8 TDL16の構造図
Structure of TDL16

-67-

ばね

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

2. 3. 2 軽量化

3．まとめ

小型・軽量トルクダイオードTDL16は，図8に示す構成部品（出力軸，ハウジング，ふた）に樹脂を使

今回紹介した超小型トルクリミッタユニット

用することで軽量化（50％減）を図った（図9）．

NTB14及び小型･軽量トルクダイオードTDL16は，装置の省スペース化，省エネルギ化に貢献できると考える．今後も市場ニーズに合致したユニット商品を開発していく．

70

重量

g

60
50
40
30
20
10
0

TDL16

TDL28

図9 TDL16とTDL28の重量比較
Weight of TDL16 and TDL28

2. 3. 3 耐久性
耐久性については，表3に示す試験条件にて30万サイクルを満足した．

表3 耐久性試験条件
Test condition of endurance test
250min-1

回転速度
負荷トルク

0.5N･m（一方向に常時負荷）

１サイクル

2.5秒正回転⇒10秒停止⇒2.5秒逆回転⇒10秒停止

執筆者近影

糸見

正二

産機商品本部
産機技術部

諸岡

淳

産機商品本部
産機技術部-68-

事務機器用ユニット商品-69-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]ホーニングスラッジ･鉄鋼ダスト固形化処理機
Honing Sludge and Electro Furnace Dust Briquetter

後藤
中村

正 三*
莞 爾*

Shouzo GOTOH
Kanji NAKAMURA

ISO14001を認証取得した会社として，NTNはリサイクル技術を確立して循環型社
会に貢献する責任がある．ます最初にNTNは2000年に研削スラッジ固形化処理機を開発して研削スラッジのリサイクルを開始し，コストダウンと同時にゼロエミッシ
ョンを達成した．固形化処理技術を基に NTN は2002年には環境ベンチャー企業
UNITOPを設立し，社会における固形化処理に対する多くのニーズを見出した．その結果，次の対象としてホーニングスラッジと電気炉ダストが取り上げられた．基礎テストを実施後，ホーニングスラッジと電気炉ダストの実用機が開発された．これらの機械は環境負荷軽減に貢献することが期待される．

Being ISO14001-certified company, NTN is responsible for helping establish recycling technology
and contributing to our recycle-based society. At first NTN has started grinding sludge recycling withgrinding sludge briquetting machine 2000, then achieved Zero-emission with cost reduction. Basedon briquetting technology, NTN has established UNITOP which is environmental venture business
2002, and found many kinds of needs for briquetting. Horning sludge and electro furnace dust were
picked up for next targets. After practicing basic test, practical machines for horning sludge andelectro furnace dust were developed. These machines will contribute to environmental load
reduction.

に，環境ベンチャーのユニトップ（株）を設立して活1．まえがき動を開始した．客先から固液分離・固形化処理に対す

NTNは1998年に磐田製作所で最初にISO14001

る新たなニーズを掘り起こすことにも成功し，現在ホを認証取得したが，その時点での NTN における最大ーニングスラッジと鉄鋼ダストの固形化処理機の実用の環境負荷物質は研削スラッジで，年間約8000トン化に取り組んでいる．

を産廃処理していた．そこでISO14001認証取得を機に研削スラッジのリサイクルと産廃処理費用のコス

工場

トダウンの両立を目標に掲げてリサイクル技術の開発

分別回収に取り組んだ結果，研削スラッジを固液分離すること

製鋼所

研削スラッジで図1に示すリサイクルを実現できる技術的な目処をReuse立てることができた．そして2000年に実用機を開発

再利用

して本格的なリサイクルを開始後，3年間でほぼすべ

分別処理ての研削スラッジをリサイクル化した．その結果，

発生直後の
固液分離

品質保証

研削液

RecycleReduceISO 14001の目的である環境負荷軽減を実現してゼ

再資源化

減容化

自然発火の防止ロエミッションを達成するとともに，産廃処理費用削研削スラッジ固形化装置

減によるコストダウンにも成功した．その取り組み過ブリケット

図1 研削スラッジの3Rリサイクル
3R recycling for grinding sludge

程で2002年に研削スラッジの固形化処理技術を核*生産技術研究所

高い次元の
サイクル

設備開発部

-70-

ホーニングスラッジ･鉄鋼ダスト固形化処理機の紹介

すホーニングスラッジ固形化の試作機を製作して，

2．ホーニングスラッジ固形化処理機

2005年秋より客先で連続テストを実施した結果，基2004年に自動車メーカよりエンジンシリンダボア

本的な機能で合格の評価を得た．図6に機械の機構をのホーニング加工で発生するスラッジの固形化処理機

示す．テストに使用したホーニングスラッジを図7に開発の要請を受けた．そこで研削スラッジ固形化処理

示す．テストで得られたブリケットを図8に，回収さ技術で対応可能かテストしたところ，加圧初期段階よれた加工液を図9に示す．なお参考までに加工中のホり金型と加圧軸の機械的すきまからスラッジが流出しーニング液の写真を図10に示す．両者の比較からペて固液分離・固形化処理は困難であることが判った．

ーパーフィルタを使用した固液分離・固形化処理でホ固液分離・固形化処理が困難となる原因を調査した結ーニング液が濾過されて清浄化されているのが判る．

果，切粉形状の違いに起因することが判明した．ホー

今回開発したホーニングスラッジ固形化処理機は下記

ニング切粉の顕微鏡写真を図2に，研削切粉の顕微鏡の特徴を持っている．

写真を図3に示す．両者を比較すると研削切粉は絡み
1 確実な固液分離・固形化処理･･･安定稼動による省易いカールした形状をしているのに対して，ホーニン

人化実現

グ切粉は丸まっているため絡み難いことが判る．その2 ブリケットと清浄な加工液に固液分離･･･固液分離

ようなホーニングスラッジを固液分離・固形化処理す

時に濾過も同時に実施

るため，図4に示すようにペーパーフィルタで機械的

3 オール電気駆動･･･省エネ，静粛稼動，最適な加圧なすきまを塞いで切粉は流出させず加工液のみを排出制御する方法をテストした．その結果，確実に固液分離・

4 小型･･･発生現場に設置して発生直後に即処理可能

固形化処理できることが確認できた．そこで図5に示

濾紙

100μm

図4 ホーニングスラッジの固形化処理テスト
Test method of horning sludge briquetting

図2 ホーニング切粉
Magnified horning swarf(機械寸法)
幅：1,265mm
奥行き： 596mm
高 さ：1,560mm

100μm

図3 研削切粉
Magnified grinding swarf

図5 ホーニングスラッジ固形化処理試作機
Test machine for horning sludge briquetting-71-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

ACサーボモータ
（加圧用）
バキューム
チャック

スラッジホッパ

加圧ロッド
ACサーボモータ（金型位置決め用）

ブリケット
金型

排出シュート

加圧ステーション

図6

フィルタ
供給ステーションスラッジ
供給ステーション

ホーニングスラッジ固形化処理機の説明図
Mechanism of horning sludge briquetter

3．鉄鋼ダスト固形化装置
NTNでは，『研削スラッジ固形化装置』で培った技術を更に進め，鉄鋼ダストとカーボンを予め混合して造粒したペレットを用い，従来にないバインダーレス
で処理能力の高い『鉄鋼ダスト固形化装置』を，ダイ
ワスチール株式会社殿の有する造粒技術と， NTN の固形化技術を組合せて開発した．

図7 ホーニングスラッジ
Horning sludge

本装置は，新規技術を盛り込んだ「造粒機」との組み合わせにより，固形物強度の品質安定や電炉内での溶融効率改善などの特長を有しており，産業廃棄物削減のみならず電炉の電力費削減効果も見込まれ，比較的短期間で投資費用の回収が期待できるエコ設備と位置づけられる．

3. 1 鉄鋼ダストのリサイクル
鉄鋼ダストのリサイクルを図11に示す．電炉で発生したダストは，フィルタで捕集された後，還元剤且

図8 ホーニングスラッジのブリケット
Horning swarf briquette

つ燃料となるカーボン及び水と混合されてペレットに成形される．このままで電炉に投入するには強度・作業性の点から問題があるので，今回開発の固形化装置
でブリケットに成形して再投入する．ダストを繰り返
しリサイクルすることにより，沸点の低い亜鉛の濃度がダスト中で上昇し電炉の操業上問題となるので，亜鉛濃度があるレベルに達した段階で鉄分と亜鉛を分

図9 固形化処理後の回収液
Recovered horning oil
after paper filtration

離・回収し，鉄分は電炉へ再投入され，亜鉛は有価物

図10 加工中のホーニング液
Horning oil in horning
machine

となる．
このリサイクルにより，従来行われているダストの-72-ホーニングスラッジ･鉄鋼ダスト固形化処理機の紹介

スクラップ

電炉

ブリケット
（φ150×120H）
製品

スラグ 排ガス ダスト

フィルタ
ダスト

カーボン
水 造粒機

ペレット

鉄分
外部処理業者に委託

脱亜鉛装置
亜鉛地金

NTN鉄鋼ダスト固形化装置
図11 鉄鋼ダストのリサイクル図
Recycling of EAF (electric arc furnace) dust

埋立て処理がなくなり，また，脱亜鉛処理の回数が削

2）各要因の成形強度への影響減され，産業廃棄物の処理費用が大幅に低減される．

材料・成形条件の成形強度への影響度を調べた結果を図13〜16に示す．成形強度は，ブリケットを1ｍ

3. 2 固形化装置の概要の高さから5cmの厚さに敷いた原料粉の上に落下さ

1）成形原理せたときの割れの分割数から指標化したもので，指標成形法を図12に示す．造粒したペレットをダイスが高いほど成形強度は高い．ペレットの含水率，カーに投入し，上下からパンチで加圧してブリケットに成

ボン含有率，成形圧を適切に選ぶことで必要な成形強形する．

度を得ることができる．成形速度は遅いほど成形強度には有利であるが，処理能力を勘案して適切な成形速度を選定している．

3）装置の構成
ペレットを入口ホッパで受けて以降，定量切出し→水の噴霧→ダイスへの投入→成形→排出を自動で行
上パンチ

う．最適成形条件の設定と合理的な装置の設計で，安定した成形強度と高い生産性を実現している．装置の主な仕様を表1に示す．
ダイス

ペレット

下パンチ

図12 成形法
Moulding method-73-

表1 鉄鋼ダスト固形化装置の主な仕様
Main specification of dust moulder

高
い

型

⇔

成型性指標

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

原材料

HDM-150
鉄鋼ダストにカーボンと水を混ぜて造粒したペレット

ブリケットサイズ 直径φ150mm×高さ120mm，重量約6.5kg

低
い

⇔

低い
含水率

高い

wt%

図13 含水率と成形強度
Water content and briquette strength

サイクルタイム

17秒

機械のサイズ

幅3600mm×奥行き5550mm×高さ4300mm，
重量約1500 t

処理能力

800 t／月（30日，24時間稼動）

電

三相200V，容量50kVA

源

3. 3 技術の特長

高い

1 原材料の鉄鋼ダストに，定量管理されたカーボン，

⇔

成型性指標

式

水分を加えることで，固形化後に安定した強度が得られるペレットを造粒する技術【特許出願中】

低い

2 造粒したペレットを確実に固形化する技術【特許
低い

⇔

出願中】

高い

カーボン含有率

3 ペレットの造粒機と連結する事が可能であり，一wt%

貫生産の自動化を実現．
図14 カーボン含有率と成形強度
Carbon content and briquette strength

4 ダスト粉体での再投入工程がないので，作業環境の改善．

1 鉄鋼ダストの産業廃棄物ゼロ，鉄資源の再利用⇒［ゼロエミッションへの貢献］

⇔

成型性指標

3. 4 設備導入のメリット
高い

2 バインダー費用やブリケット化の外部委託費用廃低い止⇒［業界初！バインダーレスで固形化を実現］
低い

⇔
成形圧

3 電炉の溶融効率改善による電力費用削減（従来の高いMPa

ダストリサイクルに比べ）⇒［カーボンの混合と重いブリケットの採用で実現］

図15 成形圧と成形強度
Moulding pressure and briquette strength

4 亜鉛濃縮による脱亜鉛処理量の大幅削減⇒［溶融効率の改善により，脱亜鉛処理が軽減され，
5 外部への運搬費用の大幅削減，物流の改善

高い⇒［脱亜鉛処理の軽減などで外部への運搬が大幅減

⇔

成型性指標

大きなコスト低減の実現］

少］6 作業環境の改善，ブリケットの取扱容易化

低い⇒［粉体処理がないので，作業環境改善に有効］
小

⇔
成形速度

大

mm/sec.

図16 成形速度と成形強度
Moulding speed and briquette strength-74-ホーニングスラッジ･鉄鋼ダスト固形化処理機の紹介

4．あとがきホーニングスラッジ固形化処理技術と鉄鋼ダスト固形化処理技術は今後下記展開による環境負荷軽減への貢献が期待される．

（ホーニングスラッジ固形化処理技術）
研削スラッジ固形化処理機で固液分離・固形化処理
できない多種多様なスラッジに適用可能と考えられる． NTN では超仕上スラッジの固液分離への適用が考えられ，更なる環境負荷軽減の推進が期待される．

（鉄鋼ダスト固形化処理技術）
成形に有利なことから造粒したペレットを固形化することで開発をスタートしたが，現在，直接粉体から固形化する技術にも目処を得ており，今後様々な粉体
固形化によるリサイクルニーズに対応可能と考えられ
る．

執筆者近影

後藤

正三

生産技術研究所
設備開発部

中村

莞爾

生産技術研究所
設備開発部

-75-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]クリーン環境用ウルトラクリーン軸受
Ultra-Clean Bearing for Clean Environments中島本多良 一* Ryouichi NAKAJIMA
正 明* Masaaki HONDA

NTN製「ウルトラクリーン軸受」は，半導体・液晶パネル製造装置や真空蒸着装置等のクリーン環境用途に使用されている．今般，クリーン・真空環境における高温，高荷重条件下での長寿命化要求に応える
ため，ウルトラクリーンＮＣ軸受，ウルトラクリーンＷＢ軸受を開発したので紹介する．

NTN manufactures Ultra-Clean bearings for clean environments used for a semiconductor and LCD
panel fabrication equipments, vacuum evaporation systems, etc.
NTN developed Ultra-Clean NC bearing and Ultra-Clean WB bearing by the demand of a long-life
under high temperature and heavy load conditions.

1．はじめに半導体・液晶パネル製造装置や真空蒸着装置等に使用される軸受には低発塵性が要求され，近年装置のメ
ンテナンス期間延長に伴い，高温，高荷重条件下での耐久性向上が求められている．今回，独自開発の特殊潤滑方法を用いることにより，高面圧条件下で，真空長寿命のウルトラクリーンNC軸受，高温長寿命のウ
ルトラクリーンWB軸受を，開発したので以下に紹介する．
図1 ウルトラクリーンNC軸受
Ultra-Clean NC bearing
NC：Network Cell
微小細孔の連結［

2．ウルトラクリーンNC軸受の紹介（図1）］

潤滑方法として，低蒸気圧オイルを含浸させた独自
開発の多孔質樹脂保持器（図2）を採用した．
従来の含油樹脂保持器は，樹脂を焼結した仕様のため，潤滑油を含浸するための気孔率は最大で20%で気孔部あった．新型含油多孔質樹脂保持器は，特殊製法により35%以上の気孔率を達成したことで，潤滑油を従×400

図2 多孔質樹脂製保持器外観
Porous resin cage

来品より多く含浸でき，長期間潤滑剤を供給することにより，従来のウルトラクリーン軸受に対して，低発塵性を維持しながら高荷重下での長寿命を実現した．
*産機商品本部

産機技術部

-76-

クリーン環境用ウルトラクリーン軸受

2. 1 各種性能評価

50

mN・m

2. 1. 1 発塵特性評価
表1に示すように，試験軸受を150時間回転させ，回転トルク

その間の発塵個数を測定する．図3に示すように，ウルトラクリーンNC軸受の発塵個数は，従来品（真空用低発塵グリース封入タイプ，特殊PTFE被膜タイプ）と同等の結果となった．

40
30
20
10
0

ウルトラ
クリーン
NC軸受

表1 発塵特性評価条件
Test conditions of dust generation
試験軸受

深溝玉軸受（#608）φ8×φ22×7 mm

真空度

10-5Pa

回転速度

50 min-1

測定粒子径0.2μｍ以上

スラスト荷重

9.8N

温

度

常温

時

間

150時間

真空用低発塵グリース封入タイプ

特殊
PTFE被膜タイプ

図4 回転トルク測定結果
Results of rotating torque2. 1. 3 耐久性評価
表3に示すように，スラスト荷重3水準にて評価した．図5に示すように，ウルトラクリーンＮＣ軸受は，いずれの荷重条件下においても従来品より長寿命であ1000ることが確認できた．特に高荷重条件下ではその差は

発塵個数

個

顕著であり，従来品の約10倍以上である．
100

表3 耐久性試験条件
Test conditions of endurance test

10

1

ウルトラ
クリーン
NC軸受

真空用低発塵グリース封入タイプ

特殊
PTFE被膜タイプ

試験軸受

深溝玉軸受（#608）φ8×φ22×7 mm

真空度

10-5Pa

回転速度

500 min-1

温

常温

度

196N，686N，981N

スラスト荷重急激なトルク上昇が見られた時点

寿命判定

図3 発塵特性
Results of dust generation test

ウルトラクリーンNC軸受

2. 1. 2 回転トルク

真空低発塵グリース封入軸受
特殊PTFE被膜タイプ

表2に示すように，回転トルクを評価した．結果，10000

図4に示すようにウルトラクリーンNC軸受は，従来品（特殊PTFE被膜タイプ）と比較して低トルクである．

試験打ち切り

試験打ち切り

試験打ち切り

命

h

1000

試験軸受

深溝玉軸受（#608）φ8×φ22×7 mm

真空度

10-5Pa

回転速度

500 min-1

度

常温

スラスト荷重

温

196N

100

寿

表2 試験条件
Test conditions

10

1

196N

686N

図5 耐久性試験結果
Results of endurance test

-77-

981N

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

25

mN・m

3．ウルトラクリーンＷＢ軸受の紹介（図6）
二硫化タングステン(以下WS2)の潤滑性に着目し，転動体の１個をWS2製(図7)とした．軸受内部の潤滑

20

15

回転トルク

は，WS2製転動体が転がることでWS2が転走面に転写され，固体潤滑剤の役割を果たす．また，WS 2の耐熱温度が400℃であり，従来品の特殊PTFE被膜よ50

りも耐熱性に優れており，真空蒸着装置，スパッタリ

ウルトラ
クリーン
WB軸受

ング装置等の真空・高温条件での使用に適している．

特殊
PTFE被膜タイプ

図8 回転トルク測定結果
Results of rotating torqueWS2製転動体

3. 1. 2 耐久性
1 高温(300℃)耐久性試験
試験条件を表5，試験結果を図9に示す．ウルトラ
クリーンＷＢ軸受の寿命は，従来品(特殊PTFE被膜タイプ)と比較して約5倍以上である．

［

図6 ウルトラクリーンＷＢ軸受
Ultra-Clean WB bearing
WB：WS2 Ball
二硫化タングステンボールでの潤滑表5 試験条件
Test conditions

］

試験軸受

深溝玉軸受（#608）φ8×φ22×7 mm

真空度

10-5Pa

回転速度

1,550 min-1

度

300℃

スラスト荷重

温

9.8N

寿命判定

急激なトルク上昇が見られた時点

10000

図7 WS2製転動体
WS2 ball

試験打ち切り

h

1000

耐久時間

3. 1 各種性能評価
3. 1. 1 回転トルク
表4に示すように，真空中におけるウルトラクリー

100

10

ンＷＢ軸受の回転トルクを評価した．結果，図8に示
1

すように従来品（特殊PTFE被膜タイプ）より低トル
クである．
表4 回転トルク測定条件
Test conditions of rotating torque
試験軸受

深溝玉軸受（#608）φ8×φ22×7 mm

真空度

10-5Pa

回転速度

500 min-1

度

常温

スラスト荷重

温

196N

ウルトラ
クリーン
WB軸受

特殊
PTFE被膜タイプ

図9 高温耐久性試験結果
Results of high temperature endurance test-78-

クリーン環境用ウルトラクリーン軸受

2 高荷重耐久性試験

表6 試験条件
Test conditions

試験条件を表6，試験結果を図10に示す．ウルト
ラクリーンＷＢ軸受の寿命は，従来品(特殊PTFE被膜

試験軸受

深溝玉軸受(#608)φ8×φ22×7 mmタイプ)と比較して約9倍以上である．

真空度

10-5Pa

回転速度

500 min-1

温

4．まとめ

度

常温

スラスト荷重

256 N

寿命判定

急激なトルク上昇が見られた時点

パソコン，薄型テレビに代表されるフラットパネル
ディスプレイを使用した製品は，急速に普及しており，

100000これらの製造装置に使用されるクリーン環境仕様軸受試験打ち切り10000hの需要も旺盛である．従来のウルトラクリーン軸受の耐久時間高機能品である，ウルトラクリーンＮＣ軸受及びウル
トラクリーンＷＢ軸受の開発により，これらの装置に要求される特性（低発塵性，耐真空性，高耐久性，耐熱性）を満足できるものと考える．新商品をウルトラ

1000
100
10

クリーン軸受シリーズにラインナップし（表7参照），

1

今後も市場ニーズに合致した製品の開発を行い，各種

ウルトラ
クリーン
WB軸受

真空装置のメンテナンス期間の延長，省エネルギ化に貢献していきたい．

特殊
PTFE被膜タイプ

図10 高荷重耐久試験結果
Results of heavy load endurance test

表7 ウルトラクリーン軸受シリーズの性能表
Performance of Ultra-Clean bearing series

潤滑方法
適用温度範囲（℃）

ウルトラ
クリーン軸受ウルトラ
クリーン軸受特殊PTFE被膜〜+260

ウルトラクリーン
WB軸受
二硫化タングステン
(WS2)

〜+200

〜+150

〜+400

10 〜大気10 〜大気10 〜大気10-5〜大気

耐荷重性

△

◎

◎

◎

低トルク性

○

△

◎

◎

発塵性

◎

◎

◎

△

耐食性

△

△

△

△

適用真空範囲（Pa）

◎：最適

○：良好

-6

真空用
低発塵グリース

ウルトラクリーン
NC軸受
多孔質樹脂保持器＋
低蒸気圧オイル

-5

△：使用可

執筆者近影

中島

良一

産機商品本部
産機技術部

本多

正明

産機商品本部
産機技術部

-79-

-5

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]

鉄道車両用新RCT軸受とシール付き絶縁軸受
Development of New RCT Bearing for Axleboxes and Insulated Bearing with Shields

岡竜 太 郎* Ryutaro OKA

近年，鉄道車両は環境にやさしく，エネルギー効率の良い輸送手段として見直されており，鉄道車両用軸受の需要は主に中国やヨーロッパで大幅に伸びています．
鉄道車両用軸受には，その公共性のため高い信頼性が求められるとともに，鉄道会社からはメンテナンス期間の延長が要求されています．
従って，鉄道車両用軸受の課題は，如何に信頼性を維持し，メンテナンス
期間を延伸できるかとなります．NTNはこれらの課題を解決し，中国やヨーロッパ市場に対応した新RCT軸受とシール付き絶縁軸受を開発しました．

In late years a railroad carriage is eco-friendly, and energy efficiency is reviewed as goodtransportation, and demand for railroad bearing business bearing largely lengthens in China andEurope.
. High reliability is pursued in a bearing for railroad for the publicity, and extension of a maintenanceperiod is demanded from a railroad company.
Therefore the problem of bearing for railroad is how realize maintain reliability and extension formaintenance period. NTN developed an Insulated Bearing with Shields and New RCT Bearing which
could solve problem for railroad bearing and cope with China and Europe market.
This report introduces evaluation test results at laboratory about performance of Insulated Bearing
with Shields and New RCT Bearing.

いる．

1．まえがき今回これらの課題を解決し，大幅に需要が伸びてい

近年，鉄道車両は，環境に優しくエネルギー効率がる中国，欧州市場のニーズに応える，より高性能な車

優れる交通手段として見直されており，特に，都市間軸軸受として「鉄道車両用新 RCT軸受」，主電動機用のインフラ整備，高速化推進が積極的に行われている

軸受として「シール付き絶縁軸受」を開発した．本文

中国や世界需要の50％を占めＥＵ統合により更なるでは，新RCT軸受とシール付き絶縁軸受の評価試験

高速化が推進される欧州市場等では，鉄道車両用軸受結果を紹介する．

の需要が大幅に伸びている．
鉄道車両用軸受は，動力伝達装置であるモータ（主2．新RCT軸受電動機）に使用される主電動機用軸受，モータの出力を車軸に伝えるギアボックス（駆動装置）に使用され欧州市場ではシリーズ化されたメートル系軸受が鉄る駆動装置用軸受，車体重量を支える車軸軸受があり，道用車軸軸受に採用されており，中国市場でも数多く

いずれも鉄道の走行に直接影響する重要部品であり，採用されている．今回，欧州や中国市場で標準として高い信頼性が要求されている．また，車両を運用する採用されているEN規格（ヨーロッパ規格）に準拠しエンドユーザからは，メンテナンス期間延伸が要求さた，「新RCT軸受」を開発した．

れており，信頼性を維持して如何にメンテナンス期間*RCT軸受：鉄道車両の車軸に使用される，密封式の複列円すい
ころ軸受．

延伸を実現するかが，鉄道車両用軸受の課題となって**産機商品本部-80-

鉄道車両用新RCT軸受とシール付き絶縁軸受【試験条件】

2. 1 新RCT軸受の開発
従来のRCT軸受に下記3項目の新技術を盛り込んだ

表1 耐久試験条件
Condition of endurance test

新RCT軸受を開発し，EN規格での評価試験を行なった．それぞれの新技術の特長と試験結果について紹介する．

回転速度（min-1）

2125 のパターン運転

ラジアル荷重（kN）

48.0±9.8

アキシアル荷重（kN）

1 樹脂保持器の採用

潤

2 フレッティング対策板の採用

0±14.7

滑

グリース潤滑運転時間

70万km走行相当

3 低発熱シールの採用【試験結果】

2. 2 樹脂保持器

鉄道総研管理基準値（鉄分 1.0%）（wt%）

樹脂保持器は，耐衝撃性を有する特殊材料を採用しており，潤滑寿命延伸とともに，保持器強度の向上が期待される．

鉄分

1.2

wt%
1.03

1.0
0.8

樹脂保持器採用のメリット検証
0.6

1 摩耗粉（鉄分）の抑制
鉄製保持器と樹脂製保持器での運転後のグリー

0.4

ス中の鉄分発生状況を比較した結果，運転時の鉄0.2分発生の抑制が確認できた．

0

0.02

樹脂保持器

【試験軸受】

鉄板保持器

図2 試験後グリース鉄分含有量
Quantity of iron in grease after endurance test

・複列円すいころ軸受（φ120×φ220×155/160）

樹脂保持器＜グリース寿命延伸
軽量化＞

低発熱シール＜軸受温度低減＞

軟薄板（ゴムリップ付き黄銅板）＜フレッティング対策＞

図1 新RCT軸受
New RCT Bearing-81-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

2 保持器強度向上

2. 3 フレッティング対策効果の確認

落下衝撃試験を実施した結果，樹脂保持器は現在問

耐久試験後の後蓋摩耗状況を比較した結果，フレッ

題なく実績のある鉄板保持器よりも強度面で有利であティング対策の有効性を確認することができた．

ることが確認された．
【試験条件】【試験条件】

表3 フレッティング対策効果確認試験条件
Test condition of prevention of fretting test

表2 落下衝撃試験条件
Condition of fall impact test

回転速度（min-1）

2125（330 km/h相当）

振動加速度（m/s ）9800 (落下高さ：80 mm)

ラジアル荷重（kN）

54.9

落下サイクル（cpm）

30

アキシアル荷重（kN）

6.5

試験時間（ｈ）

7273

2【試験結果】

試験軸受

防振用空気ばね

図3．落下衝撃試験機
Fall impact test machine（後蓋）

フレッティング対策品

標準品

図5 試験後の後ろ蓋幅面形状
Form of backing ring width after examination【試験結果】
36万回でサスペンド
4000002. 4 低発熱シールの効果確認
回転試験により低発熱シールと標準シール（スプリ落下回数300000

ング付き）の運転時温度を比較した結果，標準シール
200000

9.3万回でクラック発生に比べて低発熱シールのリップ温度は約20℃の温度低減効果が確認することができた．（温度測定位置：

100000

シール摺動部のリップ直下2 ｍｍ付近）

0

鉄板保持器

樹脂保持器

図4 落下衝撃試験
Test result of fall impact test

標準シール

低発熱シール

図6 オイルシール形状
Shape of oil seal-82-

鉄道車両用新RCT軸受とシール付き絶縁軸受【試験結果】【試験条件】
表4 低発熱シール効果確認試験条件
Test condition of light contact seal
ラジアル荷重（kN）

68.3

アキシアル荷重（kN）

13.6

表7 EN規格回転試験結果（℃）
Test result of EN standard

回転数（min-1）

2216(330km/h走行相当)

運転パターン

正逆回転（EN規格準拠）

ピーク値
慣らし
運 転
安定時

【試験結果】

安定時(平均値)

表5 低発熱シール効果確認試験結果（℃）
Test result of light contact seal
外輪A列

耐久試験

外輪B列 シールA列 シールB列

軸 箱

標 準 Max
シール Ave

56.6

56.5

73.9

78.4

50.5

50.3

49.9

65.2

69.6

45.2

低発熱 Max
シール Ave

44.2

46.4

45.9

52.8

41.5

41.3

42.7

43.0

49.6

38.7

軸受1 軸受2

EN規格

内

輪

97.9 98.8―

外輪80.1 78.5―

内輪

45.7 47.9

外輪37.3 36.8

2hrの間
5℃以下

内

輪

43.9

外

輪

34.1

90以下

軸受1と軸受2の外輪温度差

15以下

20以下

隣接するサイクルの外輪温度差

10以下

20以下

2. 6 まとめ＊雰囲気温度20℃換算

樹脂保持器，低発熱シール，フレッティング対策の採用により，EN規格に準拠し，かつ信頼性を維持しメンテナンス周期延伸が可能な車軸軸受を実現するこ

2. 5 EN規格回転試験結果とができた．

EN規格に基づく回転試験を実施した結果，新RCT
軸受はEN規格に準拠していることを確認することができた．

3．主電動機用シール付き絶縁軸受
高速化に伴う車両軽量化要求やLRV普及により，主電動機自体のコンパクト化が要求されているとともに，鉄道会社からはメンテナンスコスト削減のために
メンテナンス周期延伸が要求されている．
現在，主電動機用軸受は60〜90万kmで中間給脂が行われている．主電動機のメンテナンス周期は主電動機のブラシレス化及び軸受の絶縁化により，軸受の潤滑寿命に大きく支配されており，主電動機用軸受の
図7 車軸軸受回転試験装置
Test machine for Journal bearing

潤滑寿命延伸が望まれている．これまで潤滑寿命の延伸対策として長寿命グリースの開発が行われてきたが，軸受部分に必要な潤滑が長期間供給されなければ【試験条件】

潤滑寿命の延伸は望めないため，グリースポケット形

表6 EN規格回転試験条件
Test condition of EN standard状などの軸受周辺構造の重要性が見直されている．

慣らし運転

耐久試験

今回，コンパクト化を可能とし，かつ120万kｍま回転速度 rpm

554

1108

1662

2216

2216

でメンテナンス不要な「シール付き絶縁軸受」を開発

車速 km/h

83

165

248

330

330

した．

13.6

13.6

68.3

ラジアル荷重 kN
アキシアル荷重 kN

3.4

6.8

10.2

風冷風速 m/s

約10 (回転停止中は0)

運転時間 h各ステップ24

3. 1 シール付き絶縁軸受の特徴
新幹線をはじめとする鉄道車両用主電動機には，外2910

輪の外径及び幅面に絶縁層を有する絶縁軸受が採用さアキシアル荷重：5s負荷−5s無負荷(両方向)のサイクル負荷れている．その絶縁軸受の外輪部分に潤滑寿命延伸対策として，グリースポケットに相当する環状シールを-83-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

設けた．
なお，環状シールは絶縁性能確保のために材質は樹脂とし，内側は高温，振動条件下での使用でグリース試験軸受

漏れが発生しない特殊形状とし，従来構造よりもコンパクト化が図られている．

加振装置

グリースポケット

絶縁層

絶縁層

図9 回転加振試験装置
Test machine with vibration
環状シール

開発品構造

従来構造

【試験結果】

図8 シール付絶縁軸受の構造
Structure of insulated bearing with shields

NU214及び6311ともグリース漏れ，シール外れは発生しなかった．

3. 2 性能評価試験
3.運転性能・耐久試験

1.絶縁性能i）急加速試験

外輪にシール溝が形成されたことによる絶縁抵抗

急加速運転時の温度特性を確認した結果，急激な性能への影響有無を確認した結果，現行のセラミ

温度上昇，グリース漏れなく運転可能であること

ックス絶縁軸受と同等の1000MΩ以上（500Vが確認できた．

印加）の絶縁抵抗値を有することが確認できた．
2.回転加振試験【試験軸受】

回転加振試験実施により，振動条件下での運転に

NU214及び6311

おいて，グリース漏れやシール外れがないことを確認した．

【試験条件】
表9 急加速試験条件
Test condition of high speed【試験軸受】NU214及び6311

1800×60→6180×30→
運転パターン（min-1×min） 8600×2（加速条件は全て242min-1/s）【試験条件】

ラジアル荷重（kN）

表8 回転加振試験条件
Condition of rotation test with vibration-1

軸受回転数（min ）6500

ラジアル荷重（kN）

1.5

雰囲気温度（ ℃）

試験軸受

試験軸受

25±5

軸箱振動加速度（m/s ）2加振周波数（Hz）

2.6

300
70〜120（50秒でスイープ）

図10 主電動機用軸受回転試験装置
Test machine for traction motor bearing-84-鉄道車両用新RCT軸受とシール付き絶縁軸受【試験結果】
回転速度 ×100mm-1

90

外輪温度上昇

80

回転速度

70
60
50
40

温度上昇 ℃

30
20
10
0
0

0.5

1

時間

1.5

2

温度上昇 ℃

回転速度 ×100mm-1

NU214
100

6311
100
90

外輪温度上昇

80

回転速度

70
60
50
40
30
20
10
0

0

0.5

h

1

時間

1.5

2

h

図11 急加速試験結果
Result of high speed testii）耐久試験

4．あとがき

240万km走行相当の耐久試験を行った結果，グリース漏れや急激な温度上昇もなく，試験後の軸受

鉄道車両用新RCT軸受とシール付き絶縁軸受につ及びグリースの劣化は軽微であり，継続使用可能

いて，その概要と試験の結果を紹介した．

な状態であった．

鉄道車両の安全性・信頼性の向上に対する要求は，
今後も高まることが予想される．一方で，鉄道事業者

表10 耐久試験後のグリース分析結果
Result of Grease analysis after endurance test
蛍光X線(wt%)

は車両のメンテナンスコストの削減を追及する傾向に

Fe

Cu

広がり
ちょう度

油分離率
(%)

NU214

0.03

0.02

200

6.2

6311

0.05

−

220

3.2

新品グリース

0.00

0.00

250

−

試

料

鉄総研管理基準値 0.5以下 0.3以下 150〜350

ある．
今後，今回紹介した新RCT軸受とシール付き絶縁
軸受は，鉄道車両の最重要部品である車軸軸受のメン
テナンス周期延伸ならびに信頼性向上に有効な手段になると考えられる．

30以下

参考文献
214外輪温度

6311外輪温度

室温『鉄道総研報告』 RTRI REPORT Vol.11
No.9 97.9 P25〜30

温度

℃

100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0

1000

2000

3000

時間

4000

5000

6000

執筆者近影

h

図12 耐久試験結果
Result of endurance test

3. 3 まとめ現行のセラミックス絶縁軸受と同等の絶縁及び高速運転性能を有し，かつ密封化によりメンテナンス周期
岡延伸が可能な主電動機用軸受を実現できた．

竜太郎

産機商品本部
等速ジョイント技術部-85-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]高負荷容量円筒ころ軸受
High Load Capacity Cylindrical Roller Bearings

小津琢也* Takuya OZU

風力発電機用の増速機をはじめとする変速機に好適な軸受として，高い荷重負荷能力と回転性能を兼ね備えた「高負荷容量円筒ころ軸受」を開発した．
本稿ではこの軸受の特長と評価試験の結果を紹介する．

NTN has developed high load capacity cylindrical roller bearings appropriate for gearbox of windturbines and other industrial machinery.
By using "rolling element separator" instead of the conventional cage, the new bearings haveincreased the load capacity without reducing speed performance.
As a result, the new bearings have 1.5 times or more the rating life of current bearings with cage.

集散に伴う引張応力が作用しないため，厚みを薄くし1．はじめにてころのサイズと本数を増大させることができる．
（図2）

風力発電機の増速機は高所に設置されメンテナンス

以下に開発品の特長を，表1に開発品と従来品の性が困難であることから，増速機の軸受には長期の寿命と高い信頼性が要求される．さらに近年は，風力発電

能を比較した例を示す．

機の大型化が進む一方で，タワーへの負荷を軽減する●長寿命化ためにナセルの小型軽量化が図られており，コンパク

ころのサイズと本数を最適化して負荷能力を増大さ

トで負荷能力の高い軸受のニーズが高まっている．

せ，軸受のサイズを変更することなく従来の保持器付き軸受の1.5倍以上の定格寿命を実現した．

こうしたニーズに応えるべく開発した高負荷容量円●高速化

筒ころ軸受（図1）は，保持器に代えて「転動体セパ
レータ」を採用することにより，回転性能を損なうこ

総ころ軸受に発生するころ同士の接触を防止し，セとなく負荷能力を増大させ，従来品比1.5倍以上の定パレータの形状および案内方法の最適化を図ること

格寿命を実現した．

で，保持器付き軸受と同等の許容回転速度と耐スミアリング性を実現した．

●取り扱い性

2．構造と特長

内輪を抜いてもころが脱落しないため，内輪と外輪
サブアセンブリを別々に取り扱うことができ，装置

開発品はころ間に介在させた樹脂製のセパレータにへの容易な取り付けを可能とした．

よってころ同士の接触を防止することができる．さらに，互いに分離独立したセパレータには，ころの離合*産機商品本部

産機技術部

-86-

高負荷容量円筒ころ軸受

保持器の強度確保のため
ころのサイズと本数を増大させることができない

転動体セパレータ (樹脂製)

開発品

保持器

総ころ

ころ同士が逆回転で接触し摩擦抵抗が大きい

図1 高負荷容量円筒ころ軸受
High Load Capacity Cylindrical Roller Bearings

図2 開発品と従来品の構造比較
Comparison of structure with conventional CRB

表1 開発品と従来品の性能比較
Comparison of performance with conventional CRB
形 式

開発品

保持器付

3．評価試験（1）

総ころ

以下に，風力発電機用増速機の出力軸への適用を想

軸受サイズ mm

φ150×φ320×108 (NJ2330E相当)

動定格荷重 kN

1330

1160

1410

静定格荷重 kN

1740

1600

1870

定格寿命比

1.6

1

1.9

許容回転速度(油) min-1

2000

2000

1000

定した評価試験の結果を紹介する．

3. 1 試験軸受
一般に，出力軸の自由側軸受にはNUまたはNJ形の円筒ころ軸受を使用することが多く，試験軸受は出力軸用として市場実績のあるNJ2324Eとした．なお，開発品は現行品のころ本数のみを変更した試作品である．
表2に現行品（保持器付き）と開発品の仕様比較を示す．

表2 試験軸受
Test bearings
現行品（もみ抜き保持器）

形

式

外

観

開発品
（転動体セパレータ）

φ120×φ260×86

軸受サイズ mm←

φ38×62

ころサイズ mm←

13

ころ本数 本15-87-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

図4に示すとおり，開発品の昇温値は約15℃で安3. 2 昇温比較試験

定し，試験後の軸受にスミアリングは認められなかっ開発品の回転性能を評価するため，現行品との昇温た．

比較試験を実施した．
図3に示すとおり，開発品の昇温値は現行品と同等

3. 4 セパレータの耐油性試験

であり，3500min-1（dn/dmn=42万/67万）まで問

セパレータと同材質の樹脂試験片を，風力発電機の題なく運転が可能であった．

増速機に使用されている潤滑油に浸漬し，引張強度の測定によって耐油性を評価した．

3. 3 加減速試験

図5に示すとおり，いずれの潤滑油においても大幅

無負荷運転時に懸念されるスミアリングに対する耐な強度低下は認められなかった．

性を評価するため，軽荷重条件下にて加減速試験を実
施した．

100

開発品

80

現行品

℃

・潤 滑 油：タービンVG56
・潤滑方法：
循環給油

90

70

外輪温度上昇<試験条件>
・荷重条件：
ラジアル荷重 Fr=98 kN・回転速度：〜3500 min-1

60
50
40
30
20
10
0

0

1000

2000

3000

4000

-1

回転速度

min

図3 昇温比較試験の結果
Temperature rise80

運転パターン℃

min-1

外輪温度上昇<試験条件>
・荷重条件：ラジアル荷重
ハウジング自重（210kg）のみ負荷
・回転速度： 0⇔1800 min-1
・潤滑 油 ： タービンVG56
・潤滑方法： 循環給油
・運転時間： 24 h

60

1800

5s
7s

12s

40
4s

0
20

0
0

5

10

運転時間

図4 加減速試験の結果
Accelerated test result

-88-

15

h

20

25

高負荷容量円筒ころ軸受

80

MPa

60

引張強度

<試験条件>
・試 験 片：JIS 7113
No.1 ダンベル・浸 漬 油：A社製VG320相当(合成油)
B社製VG320相当(合成油)・浸漬温度：100 ℃
・浸漬時間：2000 h

40

20

A
B

0
0

500

1000

浸漬時間

1500

2000

h

図5 セパレータの耐油性試験の結果
Oil resistance of separator

4．評価試験（2）遊星歯車

遊星歯車等への適用を想定したN形円筒ころ軸受（内輪に両つばを有するタイプ）の評価試験の結果を示す．
遊星歯車では，歯車の内径面を外輪の軌道面として代用することがあり，その場合は外輪を省略したN形の円筒ころ軸受を用いることが多い．（図6）

なお，遊星歯車用の軸受は本来外輪回転で使用するが，今回は内輪回転にて試験を実施した．

4. 1 試験軸受
表3に現行品（総ころ）と開発品の仕様比較を示す．
図6 N形品の使用例
Example of using N type

表3 試験軸受
Test bearings
現行品
（総ころ）

形

式

外

観

開発品
（転動体セパレータ）

φ101.6×φ190.2×76.6

軸受サイズ mm

φ29.5×60

ころサイズ mm←

17

ころ本数 本

16

-89-

←

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

4. 2 昇温比較試験
開発品の回転性能を評価するため，現行品との昇温比較試験を実施した．
図7に示すとおり，開発品の昇温値は現行品より低く，最大で約10℃の温度差が認められた．また，開発品の試験後の状態が良好であったのに対し，現行品にはスミアリングが認められた．（図8）

70

開発品

℃

60

外輪温度上昇<試験条件>
・荷重条件：
ラジアル荷重 Fr=69 kN・回転速度：〜2000 min-1
・潤 滑 油：タービンVG56
・潤滑方法：
油 浴

現行品

振動異常により停止

50
40
30
20
10
0
0

500

1000

回転速度

1500

min-1

図7 昇温比較試験の結果
Temperature rise

図8 試験後の軸受の状態 (左：現行品，右：開発品）
Bearing condition after test

-90-

2000

2500

高負荷容量円筒ころ軸受

5．あとがき転動体セパレータを採用した高負荷容量円筒ころ軸受の概要と評価試験の結果を紹介した．保持器付き軸受と総ころ軸受の長所を併せ持つこの軸受は，変速機の長寿命化と信頼性向上に貢献するものと考える．
また，本軸受は変速機以外の用途にも適用可能であり，高負荷容量シリーズとして市場展開していく予定
である．

執筆者近影

小津

琢也

産機商品本部
産機技術部-91-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]耐食性向上軸受 ラストガード【RustGuardTM】
The Rust Guard Bearings of Highly Corrosion-resistant Bearings

八木隆 司* Takashi YAGI

昨今の製鉄機械に使用される軸受の環境の変化（メンテナンス周期の延長や圧延水の成分変化等）に伴い，顧客から軸受の長寿命化への強い要請を受け，今般，耐食性向上軸受 Rust Guardを開発したので紹介する．

The environment of bearings for steel mill machinery has recently become harsher. For example,
the time intervals between machine maintenance has increased and the composition of the waterused in the rolling process varies. Lastly, there is a growing demand for long-life bearings for the
steel mill industry. To combat these tough conditions, NTN has developed the Rust Guard bearingsof highly corrosion-resistant bearings. This publication describes the Rust Guard bearings in detail.

1．まえがき昨今の製鉄業界の再編はめまぐるしく，その背景には，鉄鉱石等の鉄資源の確保と将来の鉄鋼製品の供給過剰対策があるといわれている一方，現在の製鉄所のラインではフル生産が続き，生産性向上のため機械のメンテナンス周期を延ばさざるを得ない状態が続いて
写真1 鉄鋼圧延機の圧延中の写真
View of a Rolling Mill in the Rolling Process

いる．
原料，製品の製造・搬送装置など製鉄所のあらゆる箇所に用いられている軸受の耐久性は，生産性に直結することから，予期せぬ短期間での損傷（以下「早期損傷」）が発生すると復旧に多大な時間を要し，損害が甚大となる．本稿では，特に損傷が操業に大きな影響を与える圧延ラインのロールネック用軸受において，水に起因する早期損傷を抑制する目的で開発した耐食性向上軸受【RustGuardTM】について紹介する．

図1 圧延機ロールネック軸受の断面図
Cross-sectional View of a Roll-neck Bearing
on a Rolling Mill

*産機商品本部

産機技術部

-92-

耐食性向上軸受 ラストガード【RustGuardTM】

2．開発背景3．RustGuardの特徴

軸受の代表的な損傷である剥離（フレーキング）は，

今回開発したRustGuardは，従来より使用してい転走面直下の内部からき裂が進展する内部起点型剥離た軸受表面の特殊りん酸塩皮膜（従来仕様）を更に改と，転走面の表面での損傷を起点とした表面起点型剥良することで，耐食性を向上させた皮膜である．

離の2つに大別でき，軸受が早期損傷する場合の多く

りん酸塩皮膜とは化成皮膜の一種であり，母材の鉄は後者の表面起点型剥離に起因している．よって，安の成分との化学反応により結晶を生成し，その結晶の定操業のためには後者の対策が重要である．

集合体が該皮膜である．一般的には摺動部での初期な

ロールネック用軸受の長寿命化としては，まず，ピ

じみ性を付与する目的や塗装の下地処理に用いられ，ンタイプ保持器を用いて，ころ本数を増やすことによ

一般のロールネック用軸受の内輪内径面に用いられてる高負荷容量化や材料の清浄度を向上させることによいるのは，前者の目的である．

る内部起点型剥離対策がなされた．しかし，水（圧延また，該皮膜はその結晶間に毛細管作用によって油水や冷却水）や異物（スケール等）が多量に降り注ぐを保持することから耐食性も有している．しかしなが製鉄所の現場環境では，水，異物が軸受内部に入るこら，皮膜の初期生成過程で母材を侵食するため，油保とにより引き起こされる錆，圧痕などを起点とする表

持能力は向上するものの，母材表面（皮膜との境界）

面起点型剥離は避けられず，早期損傷は度々発生しての粗さが低下し転動寿命を低下させることから，一般

いた．潤滑剤やチョックシールの改良に加え，冷間圧的な該皮膜は軸受軌道面に適用することができない．

延機のワークロールなどでは軸受自体にシールを付けそこで， NTN では従来から特殊微細化技術を用いる密封軸受が使用されるなどの対策がおこなわれた

た転動寿命が低下しない特殊りん酸塩皮膜（「従来仕が，水，異物の侵入は避けられなかった．

様」）を適用してきた．写真3は，計算寿命L10の5倍

異物の侵入については，異物混入下でも寿命低下がの時間運転した後の従来仕様品のころと無処理品の新少ない特殊熱処理品『ＥＡ軸受』を市場へ展開し，熱品のころを水道水に24時間浸漬した際の写真である．

間仕上圧延機で従来比3倍（L10寿命）となる効果を

水面付近での錆の状況から，従来仕様品が運転後も耐あげ，好評を得ている．

食性を有していることがわかる．

一方，水の侵入については，ロール研磨や点検時のしかし，この従来仕様は主に軸受鋼との相性に着目

放置による錆，いわゆる「置き錆」（写真2）が発生した仕様であったことから，ロールネック用軸受材料

することから， NTN では錆対策として特殊りん酸塩の肌焼き鋼に対しては，最適仕様とはいえなかった．

皮膜処理（以下「従来仕様」）を開発し，『EA軸受』

そこで，従来仕様に改良を加え，肌焼き鋼の成分とのと同様に実機展開し，その効果も確認されていた．

相性を考慮し，最適な結晶サイズを見極め，特殊微細化技術を用いることで，耐食性を向上させた

しかし，作業現場での更なるメンテナンス周期の長RustGuardを開発した．

期化により，耐食性の一層の向上が求められていた．

置き錆に起因する剥離置き錆

写真2 ｢置き錆｣の発生事例
Examples of Downtime-Induced Rust

-93-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

水面部で多量に発錆

水面部の発錆は，わずか〈運転条件〉
軸受：22318
荷重：Fr=0.3Cr
回転速度：2500min-1
試験時間：1670時間（L10時間の5倍）

無処理ころ
〔新品〕

従来仕様品ころ〔1670時間転動後〕
写真3 24時間水道水への浸漬後の写真
The rollers were soaked in water for 24hours

機使用後品を調査した経験から，従来仕様品の錆の状

4．耐食性試験態が（比較的苛酷な）実機と同様になるように設定している．〔図2〕

実機では，運転と停止が交互に行なわれ，運転中に本試験の結果，従来仕様に対して寿命のバラツキが皮膜が摩耗し，停止時に発錆すると考えられる．以下

小さく，L10は3.5倍と長寿命になった．

の試験はそのような実機をモデル化したもので，運転

なお，清浄環境下での試験では，従来仕様と後に錆を発生しやすい環境下に放置した後，転動寿命

RustGuardはほぼ同程度の寿命であった．

による評価を行なった．この錆環境条件は，様々な実実機使用品の調査に基づき，従来仕様品の錆の程度が実機レベルとなるように設定

1 転動：180min
4155MPa（線接触）
負荷回数 20400cpm

2 発錆環境下に放置
0.1%NaCl (40℃）水に300min間浸漬
N308（特殊）

上ロール

給油

6306

NU306

試片
直径12mm×長さ2mm駆動ロール

3 転動：評価
4155MPa（線接触）
負荷回数 20400cpm

面圧：4155MPa（線接触）
負荷速度：20400cpm
φ12，20共に同一処理品
n＝6
材質：肌焼き鋼

支持ロール
円筒
直径20mm×長さ20mm

下ロール

累積破損確率 (%)

99
80【RustGuardTM】
L10=7.4×107回
L50=8.8×107回

50
20
10

従来仕様
L10=2.1×107回
L50=3.2×107回

5

1
106

107

108

109

寿命 (Loading Cycle)

図2 耐食性モデル試験
Bearing failure mode simulation-94-耐食性向上軸受 ラストガード【RustGuardTM】

圧延機のワークロール及び連続鋳造設備のガイドロー

5．耐焼付き性確認試験

ル用に使用されている．

実機での早期損傷の原因には，運転休止時の錆以外

冷間圧延機のワークロール用において，実機では従に，潤滑系統の異常（例えば，オイルミスト潤滑での来仕様品に対して寿命（L10）が2倍となった．また，ノズル穴の詰まりなど）による潤滑不良・焼付きがあ軸受の交換周期では，他社製の無処理品と比較して，る．

従来仕様品が1.3倍，RustGuard品が1.7倍になった．
なお，従来仕様品（軸受鋼用皮膜）においても，製RustGuardは油の保持性がよく，耐食性以外にも鉄所と同様に置き錆の問題を抱えている製紙設備の抄凝着し難いという特性を持っている．

紙工程のサクションロールでは，無処理品に対して平

図3は，潤滑の供給不良を想定した比較試験の結果

均寿命が4倍以上になっている例がある．

である．無処理品，RustGuard共に運転後に温度は一旦安定し，その後，昇温した．無処理品は昇温後5分で焼損したのに対し，RustGuardは，昇温後60分

7．まとめ

経過後も焼損することなく，耐焼付き性にも優れてい
製鉄機械圧延機ロールネック用軸受は使用環境が苛ることがわかる．

酷であり，表面起点型の損傷に繋がることがある．その要因の一つである「置き錆」に対して有効な

6．実機への適用例

RustGuardを開発，商品化した．また，RustGuard
は耐焼付き性にも優れており，実機における安定操業

RustGuardの採用の主目的はメンテナンス・交換など現場ニーズに合致した商品である．

周期の延長，メンテナンス作業の簡略化，安定操業な

NTN は，これからも現場ニーズに沿った商品を開

どと各製鉄所現場により異なるものの，国内外で，冷発していく．

間圧延機のワークロール・バックアップロール，熱間

140

荷重：Fr=8kN
潤滑：VG320を極微量塗布

120

運転時間

min

〈運転条件〉
軸受：4T-30309D
回転速度：1000min-1

100

未焼損

昇温後の時間
昇温前の時間

80
60

焼損

40
20

試験後写真：無処理品

試験後写真：RustGuard品

0

図3 耐焼付き性確認試験
Seizure resistance confirmation test
執筆者近影

八木

隆司

産機商品本部
産機技術部

-95-

無処理

RustGuard

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 製品紹介 ]免震部材弾性積層ゴムすべり支承 "Super Sliding Bearing"“SSB” of Sliding Aseismic Isolution Unit Multi-ply Rubber

伊藤石井

紀 男* Norio ITOH
卓 哉* Takuya ISHII

免震部材として，新たに開発した積層ゴムSuper Sliding Bearing（以下，SSB）
は，従来の単層ゴムSSB（以下，従来品）と比較して，鉛直剛性が高く，ゴムの厚み，積層数を変えることで柔軟な設計が可能であり，摩擦係数は，従来品と同等の0.024を維持した低摩擦弾性すべり支承免震部材である．低層から高層のマンション，オフィス，工場，病院，学校などの新築施設に，また既存の建物に免震部材を付加した免震レトロフィットに採用が期待される．

SSB with multi-ply rubber is newly developed seismic isolation unit which has higher vertical rigidity
and wider applicability than SSB with a single ply rubber, by arranging the number of rubber ply andeach thickness. New SSB is low friction sliding seismic isolator realizing friction coefficient of 0.024
that is equivalent to the current SSB. The expected applications are from low to high buildings suchas condominiums, offices, factories, hospitals and schools, which are not only newly built but also
existing ones by retro-fit.
This article introduces the characteristic of multi-ply rubber SSB (Ministry of Land, Infrastructure
and Transport authorization number MVBR-0304) and basic properties comparing with the current
single layer rubber SSB which achieved business result.

1．まえがき2．免震構造とは地震での災害の多くは，建物の損壊や家具の転倒に免震構造とは，地震に耐えるように強度・剛性を増よる二次的な災害であり，1995年の阪神・淡路大震

加するのではなく，建物を地盤の震動から切り離し，災以降，多くの免震集合住宅や戸建免震住宅が建設さ建物自体に大きな力が作用しないようにして，「地震れている．今後30年以内に起こる大地震の発生確率から免れる」構造をいう．図11）のように「耐震構造」，

は，東海地震，東南海地震で約60％と言われ，更な「制震構造」と比較して，地震時の揺れの強さを小さる普及が見込まれている．免震部材は，積層ゴムアイ

くすることにより，構造物の破壊・破損を防ぎ，機能

ソレータ，すべり・転がり支承，ダンパーに分類され，性・居住性を確保できる．

NTN が開発した『弾性積層ゴムすべり支承 "SSB"』
はすべり支承における課題である低摩擦係数で長期安

耐 震

制 震

免 震

地震の揺れに対して建物の強じんさで耐える

地震による揺れをエ
ネルギ吸収装置で吸収して小さくする

建物を免震装置で柔らかく支えて，地震の揺れをかわす

定した性能を有したすべり支承である．本稿では販売実績のある従来品（単層ゴムSSB）と比較して，積層ゴムSSB（国土交通省認定番号MVBR−0304）の特徴および基本特性を紹介する．

図1 耐震，制震，免震構造の概念
Concept of earthquake resistant structure, vibration
control structure, and seismic isolated structure*NTN精密樹脂（株）技術部-96-免震部材弾性積層ゴムすべり支承 "Super Sliding Bearing"

積層ゴムSSBの特徴

3．建物として低摩擦すべり支承が要望される理由

1）従来品(単層ゴムSSB)と比較して，ゴムの形状係数（＝ゴム直径／4×ゴム1層厚み）を大きくしたことにより，鉛直剛性は高く，ゴムの変形量は建物が1回揺れる時間のことを固有周期といい，多小さくすることができた．

くの地震動は周期1秒以内の揺れが最も強く，非免震では地震動と建物の周期が近く共振するために，建物

2）長期支持荷重が，従来品(単層ゴムSSB)と比較しに与える被害が大きいことがわかっている．図21）のて約2倍まで増大した．また，ゴム1層厚み，積ように，SSBは低摩擦係数により建物の固有周期を層数の組み合わせを変えることができるため，柔長くすることが可能であり，一般のすべり支承(ＰＴ軟な設計が可能となった．

ＦＥ製すべり材とコーティングのないステンレス板の3）PTFE製すべり材と相対する樹脂コーティングし組み合わせ)と比較して，建物が受ける揺れの強さ

たステンレス製すべり板（SUS304）の組み合（地震力）を約1/3に弱めることができた．それによ

わせにより，面圧15Ｎ／ｍｍ2で摩擦係数0.024

り柱，梁の太さや本数が軽減したため，居住空間を広を実現した．それにより，免震周期の長周期化く確保することができる．

（4秒以上）が可能となり，建物の応答加速度を低減することができる．

上階になるにつれて変位，加速度ともに大きくなる．

各階ともほとんど同じ
変位，加速度となる．

フランジ
中間鋼板
ゴム
バック鋼板

フランジ
中間鋼板
ゴム

弾 性
支承部

すべり材

バック鋼板

長さ

すべり材

すべり板＋コーティング

耐震構造
（非免震）
固有周期

0.6秒

免震構造
一般すべり支承（μ=0.10程度）
固有周期 2〜4秒

幅

すべり板取付けプレート
弾性支承部

変位，加速度はさらに小さくなる．

SSB（μ=0.024）
固有周期 4〜6秒
図2 免震化による建物の揺れの強さ比較
Comparison of vibration strength of the building withseismic isolated structure

すべり板＋コーティング
すべり板取付けプレート

図3 積層ゴムSSB積層の構成概略図
Outlined structure of SSB

4．積層ゴムSSBの構成および特徴

表1 積層ゴムSSBの主要構成部材の成分
Material of major parts of SSB

積層ゴムSSBの構成概略を図3，主要構成部材の成部 材

NTN材料名成 分

分を表1に示す．ゴムと鋼材を積み重ねた積層ゴムと積層ゴム材

ベアリーER4080

天然ゴム

すべり材

ベアリーFL3045

充填材入りPTFE

すべり材の一体品およびすべり板を直列に配置しておコーティング材 ベアリーSP7001 充填材入り熱硬化性樹脂

り，以下のような特徴を有している．
-97-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

4）積層ゴムにより，すべり支承に発生する回転（地SSBの動摩擦係数は，実験データに基づき以下の震応答時の梁の曲げ，施工誤差，梁のクリープに

面圧依存式，速度依存式を得ており，建物の構造設計

ともなう変形等）を緩和してすべり面の平行を保に考慮されている．
面圧依存式（速度15mm/s時）

つとともに，地震時には積層ゴムの弾性変形から，

μ＝0.0618σ-0.351

滑らかにすべりに移行する免震部材である．

σ：面圧（Ｎ/ｍｍ2）

速度依存式（面圧15N/mm2時）

5）小地震時にはすべりが生じず積層ゴムが弾性変形

μ＝0.0173（V/10）0.132

し，また中大地震にはすべりを生じることにより

V：速度（mm/s）

地震力を低減する．

6. 2 耐久性
積層ゴムSSBの摩擦係数の耐久性を図7に示す．動5．鉛直荷重特性

摩擦係数は非常に安定しており，免震装置の耐久性としてすべり距離180ｍは充分であるといえる．

積層ゴムSSBと従来品 (単層ゴムSSB)の鉛直変位と鉛直荷重の関係(ゴム直径φ600)を図4に示す．ゴ
ムの形状係数を約3倍にした積層ゴムの場合，鉛直剛性が約3倍，ゴムの変形量は約1／3となる．

<試験条件> すべり材直径：φ400ｍｍ
加振波形：三角波
速度：150ｍｍ/sec
振幅：±150ｍｍ
加振回数：10回

免震建物ですべり支承を使用する場合，建物を復元させるために積層ゴムアイソレータと並列で使われ
0.15

る．積層ゴムSSBは鉛直剛性，ゴムの変形量が積層

一般すべり支承

ゴムアイソレータに近いため，構造設計が容易となる

0.12

動摩擦係数

という利点もある．

6．動摩擦係数

積層ゴム SSB

0.09

0.06

0.03

6. 1 一般すべり支承と積層ゴムSSBの比較
一般すべり支承（PTFE製すべり材とコーティング0
0の無いステンレス板の組み合わせ）と積層ゴムSSB

10

20

30

面

の動摩擦係数の比較を図5，6に示す．動摩擦係数に

圧

40

50

60

70

N/mm2

図5 摩擦係数の面圧依存性
Relation of the friction coefficient vs. pressureは面圧依存性，速度依存性があるが，SSBでは摩擦係数が一般すべり支承の1/3〜1/5に低減されている．

<試験条件> すべり材直径：φ400ｍｍ
加振波形：三角波面
圧：15Ｎ/ｍｍ2
振幅：±150ｍｍ
加振回数：10回

6000

積層ゴム

0.15

単層ゴム

一般すべり支承

4000

積層ゴム SSB

0.12

3000

動摩擦係数

鉛直荷重 kN

5000

2000

0.09

0.06

1000
0.03
0
0.0

0.5

1.0

1.5

鉛直変位

mm

2.0

2.5
0

0

100

200

速

図4 積層ゴム，単層ゴムの鉛直変位と鉛直荷重の関係
Relation between vertical displacement and vertical loadof a multi-ply rubber and a single ply rubber

300

度

400

500

mm/s

図6 摩擦係数の速度依存性
Relation of the friction coefficient vs. velocity-98-免震部材弾性積層ゴムすべり支承 "Super Sliding Bearing"<試験条件> すべり材直径：φ400ｍｍ
面
圧：15Ｎ/ｍｍ2
加振波形：三角波
速度：150ｍｍ/sec
0.15

動摩擦係数

0.12
0.09
0.06

0.03
0.00

0

30

60

90

120

すべり距離

150

180

写真1 NTN総合研究開発センター外観
Appearance of NTN R&D centerm

図7 摩擦係数の耐久性
Durability of the friction coefficient

建物

SSB

7．積層ゴムSSBのバリエーション
建物によって柱の荷重が異なることに対応するた
め，標準品として支承径φ300〜φ1300ｍｍまでの範囲で9種類を用意している．
表2 積層ゴム SSB標準品の仕様
Specification of multi-ply rubber SSB standard series
支承径 mm
長期支持荷重 kN
摩擦係数
摩擦係数のばらつき %水平剛性 kN/m
水平剛性のばらつき %鉛直剛性 MN/m

300〜1300
1,060〜19,910
0.024（基準面圧15N/mm2）±30

基礎4,712〜22,122

写真2 SSB設置状態
Installed SSB±20
4,607〜30,222

8．おわりに
SSBを用いた免震構造建屋である NTN総合研究開発センターの外観を写真1に，SSBの設置状態を写真2に示す．阪神大震災クラスの地震に備えると共に磐田地区事業場の防災センターとしての危機管理機能を執筆者近影持たせている．NTNでは，積層ゴムSSBの信頼性向上に取組んでおり，お客様に採用して頂けるため，様々な荷重に対応できる製品を提供しており，地震災
害から人命と財産を守ることに貢献できるものと考え
る．

参考文献

伊藤

1）免震用積層ゴム委員会編：免震用積層ゴムハンドブ
ック，理工図書

-99-

紀男

石井

卓哉

NTN精密樹脂（株）

NTN精密樹脂（株）

技術部

技術部

NTN TECHNICAL REVIEW No. 74（2006）

受賞商品の紹介
第3回 モノづくり部品大賞・機械部品賞受賞

モノドライブ2ウェイフィーダTM
Monodrive Two-Way Feeder

小楠

登志夫* Toshio OGUSU

モノドライブ２ウェイフィーダは，1台の振動体で部品を整
列供給側と反対側の２方向に移動できる部品供給装置である．従来は２台ずつ必要だった振動体と制御装置を1台ずつに減らすことができ、装置を小型・軽量化できるほか、消費電力も節約．低コストでメンテナンスも容易です．

Monodrive Two-Way Feeder is Parts feeder where parts can be moved in two directions (the line
supply side and the other side) by one driving unit. The number of a driving unit and controller thatwas two pieces necessary can be decreased to one so far, and the device is small and can belightened, and power consumption is saved. It is low-cost and maintenance is also easy.

えられる日刊工業新聞社の第3回（2005年度）モノ

1．はじめにづくり部品大賞の機械部品賞を受賞している．本稿では本製品の概要について述べる．

「モノドライブ2ウェイフィーダ」は，多品種・小ロット生産向けに従来のボウル式パーツフィーダに比べ大幅に小型省スペース化した振動式部品供給装置で2．モノドライブ2ウェイフィーダの概要

ある．
外観を写真1に示す．

国内の自動化組立ラインは，部品生産の海外シフト

また従来の省スペース型振動式部品供給装置との比などにより多品種・少量生産時代に入り，安価でコン較を表1に示す．

パクトな部品供給装置のニーズが強くなってきている．従来からこの部品供給に用いるパーツフィーダは，ボウルを使用しない省スペース型のパーツフィーダ

部品を振動により整列する円筒状のボウルフィーダとは従来からいろいろあるが（表1），振動体が二つ必組立機等に供給する直進（リニア）フィーダを組み合要，または調整が難しいといった短所がある．

わせた装置が主流であるが，ボウルフィーダ部分の設

従来の2台の直進フィーダを用いた方法では，装置

置スペースが大きくなる傾向があり，「1台の振動体が複数必要なことから，安価でコンパクトな部品供給

で部品整列のシステム化ができればユーザニーズに応装置のニーズには応えられず，「1台の直進フィーダ

えられる」と判断し本製品の開発に着手，商品化に至で搬送できる」様々なアイデアを試行錯誤した．そのったものである．

中で，既存の直進フィーダに振動方向変換用の板ばね

本製品はこの設計コンセプトやこれまでに無い新しユニット（写真2）を装着することにより，１台の駆い原理が高く評価され，この1年間に開発・製品化さ動源とコントローラで整列供給部とリターン部に同時れたモノづくりの部品の中から優れた部品に対して与に逆向きの振動を発生させることに成功した．振動方*精機商品事業部

プロダクトエンジニアリング部-100-

モノドライブ2ウェイフィーダTM

ワークの流れ整列側シュート（ワークの整列，次工程への供給）

振動本体（直進フィーダ1台）
リターントラフ

コントローラ：1台（ワークの貯蔵，整列側シュートへの供給）

写真１．モノドライブ2ウェイフィーダ
Monodrive Two-Way Feeder

表1．省スペース型部品供給方式（振動式）
Space-saving parts feeding method (vibration type)
分

類

方

式

リターンフィーダ1 直進フィーダ×2
従1下部振動体リターンフィーダ2来＋2シュート
型

長

所

短

所

独立した制御が可

駆動源・制御が2セット必要

駆動源・制御が1台調整が難しい（2振動系の共振点調整）
独立した制御は不可

ワークの貯蔵

ワク補給の難しさ
駆動源・制御が2セット必要

ドラムフィーダ

回転ホッパ＋直進フィーダ

モノドライブ2ウェイフィーダﾞ

駆動源・制御が1台
直進フィーダ調整・メンテナンスが容易 独立した制御は不可＋リターンシュート
ワークの貯蔵可・投入容易

振動方向変換用板ばね（前後）
リターント

ラフ上のワ

ーク

シュート上のワーク

直進フィーダ用板ばね（前後）

写真2．モノドライブ2ウェイフィーダの板ばね構成
Composition of leaf spring (Monodrive Two-Way Feeder)-101-

NTN TECHNICAL REVIEW No. 74（2006）

向変換用板ばねの板厚方向の剛性は，直進フィーダの

メンテナンス性に大変優れている．またシュート

板ばね剛性に比べて低く設定しているため，板厚方向を交換するだけで，多品種のワークにも対応可能の振動を吸収し長手方向の振動のみを抽出することにである．
5 ツーリング（整列部）のCAD設計化が可能

より，直進フィーダ（整列側シュート）の振動角度を
リターン側に必要な逆方向の振動に変換することがで従来のボウルフィーダ式のような3次元的なツー

きる．

リングが殆ど必要ないため，ツーリングのCAD化が容易である．

2. 1 特長
2. 2 仕様

モノドライブ2ウェイフィーダの特長は次の通りである．

モノドライブ2ウェイフィーダの主な仕様を示す．

1 1台の直進フィーダで2方向（整列供給側，リター¡機種ン側）の搬送シュートを駆動【特許出願中】¡大きさ

MD10，MD20，MD30の3機種

従来からの共振現象と強制振動とを組み合わせた，

MD10 長さ366mm×幅120mm×高さ189mm

これまでにない全く新しい原理である．

MD20 長さ458mm×幅166mm×高さ229mm

2 省スペース

MD30 長さ663mm×幅205mm×高さ342mm

最大のメリットは省スペース化が図れることであ※整列側シュートは含まず．

るが，従来のボウルフィーダと直進フィーダの組¡本体質量み合わせに比べ，設置面積比で約1/2以下にする

MD10

ことができる（図1）．

MD20 17.5kg（

3 省エネ・軽量9kg（シュートは含まず）

MD30 49kg（

〃
〃

）
）

1台の直進フィーダで貯蔵・整列・供給が可能な¡リターントラフ傾斜角度

ため，装置の軽量化・省エネ化が可能である．従¡搭載シュート長さ（追加可能な質量）

基本5°（4〜7.5°可変）

来のボウルフィーダと直進フィーダの組み合わせ

MD10 450〜600 mm（1.1kg）

に対して何れも約1/3以下である（当社比）．

MD20 550〜800 mm（2.0kg）

4 シンプルな構造，多品種・小ロット生産に最適

MD30 850〜1100 mm （7.0kg）¡適用コントローラ

既存の直進フィーダに振動方向変換用の板ばねユ

K-ECA46（又はK-ECA49）

ニットを追加しただけのシンプルな構造であり，

ボウル式
（従来型）

モノドライブ2ウェイフィーダ

図1 省スペースの比較
Comparison of space-saving-102-

モノドライブ2ウェイフィーダ

ボウル式（従来型）

モノドライブ2ウェイフィーダTM¡適用ワーク
小物・中型部品（機械，電子，プラスチック）
ボルト，ピン類，軽量部品
軽度な油付き部品等々

3．まとめ
本稿で紹介したモノドライブ2ウェイフィーダは，
ひとつの駆動源・コントローラかつ非常にシンプルな構成で，貯蔵・整列・供給というパーツフィーダに必要な機能を完結させており，ユーザ要求に合致した省
スペース・軽量化・省エネ・省資源を実現している．
またツーリングを含めたほとんどの部品がシンプルであるため，これまでの手作りのパーツフィーダに対してワンランク上の品質・安定性をも実現しており，新しい用途・市場での実績が増えている．
これまでに直進フィーダの中・大型の3機種について商品化したが，今後は小型機種やユーザ要求に合った特殊用途向けフィーダなど，積極的なシリーズ展開を進めていきたい．

[参考文献]
1）小楠：自動化推進 2006年1号 第35巻 第1号

執筆者近影

小楠

登志夫

精機商品事業部
プロダクトエンジニアリング部-103-

NTN TECHNICAL REVIEW No. 74（2006）

受賞商品の紹介2005年度 日本トライボロジー学会 技術賞受賞

樹脂インサート型焼結金属滑り軸受「ハイブリッドベアファイト」"Hybrid Bearphite" a Sintered Metal Sliding Bearing Inserted with Plastic

江上

正 樹*

Masaki EGAMI

樹脂摺動材を内径面にインサート成形した焼結金属滑り軸受「ハイブリッドベ
アファイト」について紹介する．樹脂層の厚みを0.25ｍｍと薄くしたため温度変化による膨張収縮が小さく，広い温度範囲（10〜60℃）で高回転精度が得られる．さらに，樹脂に特殊充填材を配合することにより摩擦係数をμ＝0.05という樹脂軸受として極めて低い値（従来樹脂の摩擦係数の1/2）とし，低回転トルクを実現した．
本軸受は，社団法人日本トライボロジー学会の技術賞を受賞した．

This report introduces newly developed "Hybrid Bearphite", a sintered metal sliding bearing
inserted with a plastic sliding material on its inner surface. Because the plastic layer is only 0.25 mm
thick, this gives small expansion and contraction as a result of temperature change. Therefore, thismaintains high precision over a wide temperature range (10-60˚C). Furthermore, combining theplastic with a special filler gives an extremely low friction coefficient of 0.05 (1/2 the friction coefficientof conventional plastic sliding bearings), resulting in low rotational torque.
This new sliding bearing "Hybrid Bearphite" received the technology prize of Japanese Society of
Tribologists.

で実現した点が認められ，社団法人日本トライボロジ

1．まえがきー学会より第50期の技術賞を受賞した．本稿では，

ハイブリッドベアファイトは，焼結金属を裏金とし，本軸受の開発について述べる．

その内径面に樹脂摺動材を薄く形成した高精度低摩擦滑り軸受である1）．ハイブリッドベアファイトの特徴

2．開発の背景を以下に示す．
プリンタ及び複写機の回転部（図1）には，表1にハイブリッドベアファイトの特徴示すように様々なタイプの軸受が使用されている．転1 焼結含油軸受並みの高回転精度
焼結金属の内径に樹脂を薄くインサート成形す

がり軸受は，滑り軸受に比べ回転精度・回転トルク・る事で実現

耐久性に優れるが，高価である．焼結含油軸受は転がり軸受に比べ低価格であり，樹脂軸受に比べ回転精度

2 低摩擦［摩擦係数μ＝0.05］
内径樹脂に高性能摺動材を用い，摩擦係数が従や低トルク性に優れるが，潤滑状態が境界潤滑である

来樹脂の1／2を実現

ため，プリンタや複写機で多く用いられる軟質軸（アルミ，ニッケルめっきなど）の場合，軸を摩耗させて3 アルミなどの軟質軸材にも使用可能
低価格による転がり軸受からの置換え，コンパ

しまう．一方，樹脂軸受は最も安価で，組成の工夫に

クト設計に最適

よりアルミニウムなどの軟質金属を軸材として用いることが可能であるが，成形時の収縮率や線膨張係数が本軸受は，上述の高精度と低回転トルクを低コスト***要素技術研究所-104-

樹脂インサート型焼結金属滑り軸受「ハイブリッドベアファイト」

定着部

感光ドラム軸受

現像部軸受

紙の流れ

転写部軸受

搬送ローラ

転写ベルト

トナーカートリッジ
感光ドラム
画像書込

画像書込

画像書込

画像書込

図1．複写機の概略図
Schematic of copying machines and printers

表1．プリンタおよび複写機に使用される各種軸受の特徴と課題
Characteristics and problems of bearings used in copying
machines and printers

焼結合金

項

樹脂摺動材

目

転がり軸受

焼結含油軸受

樹脂軸受

回転精度

◎

〇

△

回転トルク

◎

〇

△

軟質軸対応

◎

×

◎

コスト

△

〇

〇

技術課題

コスト

軟質軸摺動

寸法精度

ハイブリッド樹脂インサート型
焼結金属すべり軸受

図2．ハイブリッドベアファイトのコンセプト
Concept of HYBRID BEARPHITE

大きく，寸法精度や寸法安定性が悪い等の欠点がある．

の空孔に樹脂を侵入させ，アンカー効果を発揮させる

そのため，感光ドラムのように回転精度が印刷品位にことにより裏金と樹脂層の剥離を防ぐ．また，射出成

影響する個所には機能を優先し，比較的高価な転がり形技術の高度化により樹脂層の厚みを0.25ｍｍと薄軸受が使用されており，低コストで高精度な軸受が求くし，寸法精度および温度変化に対する寸法安定性をめられていた．

高めた．また，本軸受では幅面に樹脂層を形成すれば，ラジアル荷重のほか，アキシアル荷重を受けることも可能である．

3．ハイブリッドベアファイトの開発
3. 1. 開発軸受のコンセプト

3. 2. 樹脂摺動材の開発

2項のニーズに対し，1）裏金内径に樹脂を薄くイ

本軸受の目的は転がり軸受の代替であるため，摺動ンサート成形し，高寸法精度を達成する，2）裏金に面の摩擦を小さくする必要がある．しかし，これまで

焼結金属を使用し，アンカー効果により樹脂との密着の樹脂摺動材は摩擦係数が0.1以上あり2），そのまま力を確保する，3）樹脂層に低摩擦摺動材を採用し低適用することはできない．そこで，摩擦係数の半減を

回転トルクを実現する，というコンセプトに基づき，目標に，新規樹脂摺動材の開発に取り組んだ．

ハイブリッドベアファイトの開発に取り組んだ．新規

樹脂の摩擦摩耗特性の改良は，四ふっ化エチレン樹

軸受の概念図を図2に示す．

脂（PTFE），黒鉛などの固体潤滑材または油の配合

通常金属の内側に樹脂を成形すると，樹脂の成形収などでなされるが，摩擦係数の低減には油の利用が効

縮により界面で剥離が生じる．本軸受では，焼結金属

果的である．これまで，ポリマーアロイを利用した油-105-

NTN TECHNICAL REVIEW No. 74（2006）

分散技術3）などにより低摩擦化を図ってきたが，過度い動摩擦係数を示す．また，含油シリカの増量によりの油の配合は材料の機械特性や成形性を悪化させるた（材料4），動摩擦係数は更に低くなり，PTFE系滑り

め，既存の手法では限界があった．そこで多孔質シリ材に比べ，1／3以下の値が得られた．

カを保油体として採用し（含油シリカ），機械特性や材料4の試験後の摺動面を観察したところ，含油シ

成形性を確保しながら樹脂への含油量を高める技術開リカが摺動面に露出している様子が見られた（図4）．

発を行った4）．

また，材料4の常温15MPa加圧で静的な油滲み出し

超高分子量ポリエチレン（UHMWRE）に含油シリ量を測定したところ，図5に示すように，油滲み出し

カを配合した材料の組成および摩擦特性を表2および

量は時間の経過に伴い増加する傾向があり，100ｈ

図3に示す．含油シリカを配合した材料3は，油のみで6％滲み出した．この油量は，単に表層近傍の油がを配合した材料2に比べ，同じ含油量にも拘わらず低滲み出したとするには過大な量である．
以上より，本材料の低摩擦メカニズムを図6のように推定した．すなわち，含油シリカが荷重負荷点となることで，固体同士の接触が抑制され，油膜が形成さ

表2．含油シリカ配合材の組成
Composition of test specimens for sliding tests

れ易くなる．さらに含油シリカは樹脂内部で連結して油の導通路としても機能し，それを通して内部の油が材料

組成（容量％）1

UHMWPE(100)2

UHMWPE(85)／シリコーン油（15)3UHMWPE(82)／含油シリカ＊（18)4UHMWPE(70)／含油シリカ＊（30)

摺動面に継続的に供給されることにより，低い摩擦係数が安定的に得られると考えた．
この樹脂摺動材4の溶融粘度を射出成形可能なように調整し，本軸受の樹脂層に採用した．

＊多孔質シリカ：シリコーン油＝1：5

0.30

8.00

動摩擦係数

0.20
0.15

重量％

0.25

試験機：揺動リングオンディスク
面 圧：15MPa
速 度：0.1m/s
相手材：SUS304（Ra 0.1μm）
測定項目：5分後の動摩擦係数

油滲み出し量

試験数2

シリコーン油の添加

0.10

多孔質シリカの添加増量

0.05

加圧力：15MPa
常 温

6.00
4.00
2.00
0.00
0

0.00
UHMWPE100%

UHMWPEUHMWPEUHMWPE
シリコーン油 多孔質シリカ3％ 多孔質シリカ5％
15％
シリコーン油シリコーン油
15％
25％

20

PTFE系

40

60

時間

80

100

h

図5．材料4の加圧時間と油滲み出し量の関係
Relationship between loading time and oozed oil amountfrom the material 4

図3．含油シリカ配合材の摩擦特性
Friction properties of the materials filled with oilimpregnated-silica
樹脂材料

油の移動

含油多孔質シリカ

油膜

含油シリカ
相手材
含油シリカの作用メカニズム（推定）
荷重負荷点ー真実接触面積低減
油分供給源ーせん断強さの低下

10μm

低μ

図6．開発材の低摩擦メカニズム（推定）Estimated mechanism of low friction of the developedmaterial

図4．含油シリカ配合材4の試験後の摺動面
Surface of the material 4 after sliding test-106-

樹脂インサート型焼結金属滑り軸受「ハイブリッドベアファイト」

孔に侵入していないことが窺われる．一方，図8（ｂ3. 3. 焼結金属裏金へのインサート射出成形
本軸受の高精度を達成するための要因を図7に示

では樹脂は層内で破壊しており，樹脂層と焼結金属のす．前述のように金属の内側に樹脂を成形すると，樹密着が強固になっている．このように焼結裏金と樹脂脂の成形収縮により界面で剥離が生じる．本軸受では，層の密着性を確保した．

焼結金属の空孔に樹脂を侵入させ，アンカー効果により裏金と樹脂層の剥離を防ぐ．そのため，樹脂が侵入

4．ハイブリッドベアファイトの性能

しやすいように焼結金属の表面気孔率，射出成形条件

樹脂インサート型焼結金属滑り軸受「ハイブリッドを最適化した．
図8に，焼結裏金の表面気孔率の最適化例を示す．

ベアファイト」の外観写真を図9に示す．写真は，幅

図8（ａ）は含油焼結滑り軸受用の標準的な焼結金属，

面にも樹脂層を設けてラジアル荷重のほかアキシャル

また図8（ｂ）は原料金属粉末粒径や成形圧力の調整

荷重も受けられるようにしたものである．樹脂層の厚により表面気孔率を本軸受用に最適化したもので，そさは，内径面，幅面いずれも0.25ｍｍである．以下，

れぞれについて樹脂成形前表面（黒色部が空孔）およ

ハイブリッドベアファイトの性能について紹介する．

び，樹脂をインサート成形した後，樹脂層を強制的に

4. 1. 摩擦摩耗特性剥離させた表面を示した．図8（ａ）の樹脂を引き剥

3.2項の樹脂摺動材を内径にインサート成形したハがした表面には樹脂の痕跡がなく，樹脂は焼結金属空イブリッドベアファイト（内径7.5mm，幅5mm）
をラジアル荷重29.6N，回転速度240min-1の条件で焼結裏金

ニッケルめっき軸相手に運転した時の摩擦係数を図気孔率10に示す．比較として，焼結含油軸受（鉱油含浸銅

強度・剛性

系焼結軸受）の特性を併記した．
樹脂摺動材

線膨張係数
溶融粘度

射出成形条件

射出圧力
金型温度
金型構造（ゲート）

設

計

樹脂層厚み

図7．高精度を達成するための要因（＊は本文中で説明）
Factors to achieve high precision
図9．ハイブリッドベアファイトの外観写真
Appearance of HYBRID BEARPHITE
成形前の焼結表面

樹脂層を引き剥がした状態
0.25

動摩擦係数

0.20

（ａ）標準焼結金属

本軸受
焼結含油軸受ラジアル荷重：29.6N
回転速度：240min-1
相手軸：Niめっき

0.15

樹脂

0.05

0.00

（ｂ）最適化焼結金属

100μｍ

0

100

200

300

試験時間

図8．焼結裏金内径面の観察写真
Inner surface of sintered back metal400ｈ

図10．ハイブリッドベアファイトの摩擦特性
Friction property of HYBRID BEARPHITE

-107-

500

NTN TECHNICAL REVIEW No. 74（2006）

焼結含油軸受の摩擦係数は初期は高いが，なじみに

図12は，内径7.5mmの軸受について，樹脂層のより低下し，最終的には0.06の値で安定した．一方，

厚みを0.25ｍｍ，線膨張係数を14×10 -5／℃としハイブリッドベアファイトは初期から0.06程度の値て，本軸受の温度に対する内径寸法変化（基準温度：で推移し，安定していた．また500ｈ後の摩耗も，25℃）を計算により求め，樹脂単体で形成した一般

焼結含油軸受が10μｍ摩耗するのに対し，ハイブリの樹脂すべり軸受と比較したものである．図にはッドベアファイトは6μｍと小さく，焼結含油軸受よ60℃での実測データも併記した．ハイブリッドベア

り優れた摩擦摩耗特性を示した．

ファイトにおいては，寸法変化を表す直線の傾きは樹

なお，軸をアルミに替えた場合，焼結含油軸受は直脂層厚みの設計により決まる．すなわち，軸の寸法変

ちに軸を摩耗させるのに対し，ハイブリッドベアファ化を考慮し樹脂層厚みを設定すれば，広い温度範囲で

イトでは図10と同等の性能が得られた．

軸と軸受のすきまを一定にできるという，樹脂軸受にとっては画期的な性質を有する．これにより，従来で4. 2. 寸法精度は不可能であった高回転精度を広い温度範囲で得ることが可能となった．

本軸受の寸法精度と特徴を表3に示す．本軸受は焼結含油軸受と同等の寸法精度を有する．さらに，本軸

4. 3. 樹脂層の密着強さ

受の樹脂摺動材層は焼結金属との界面を基準面として膨張収縮するため，温度に対する寸法変化が極めて小高寸法精度を維持するためには，焼結金属と樹脂層

さい（図11）．寸法変化が大きいと，温度に対する軸の密着が不可欠である．密着性の強さを表すデータととのすきまの変化が大きくなり，回転精度が変動する．

してヒートショック試験の結果を表4に示す．4.2項と同じ軸受を【-20℃×1ｈ⇔＋60℃×1ｈ】のパターンで100サイクル加熱冷却し，ヒートショック前表3．各種すべり軸受の寸法精度と特徴
Dimensional properties and characteristics of sliding bearings
樹脂製すべり軸受

焼結含油軸受

±5μm

±15μm

±5μm

外 径

±15μm

±15μm

±15μm

内径真円度

10μm以下50μm以下10μm以下同軸度

15μm以下30μm以下15μm以下円筒度

10μm以下40μm以下10μm以下

寸法変化

○

×

○

対アルミ摺動○○×

対SUM+Niメッキ
摺動

○

○

△

50

軸受内径：7.5mm
樹脂線膨張係数：14×10-5／℃

40

μm

本軸受

内 径

内径寸法変化量

項 目

一般の樹脂軸受
30

本軸受

20

本軸受での
実測値

10

0
25

35

45

温度
低温

65

図12．ハイブリッドベアファイトの寸法変化
Dimensional stability of HYBRID BEARPHITE

高温・焼結内径縮小
・樹脂層収縮55℃

表4．ヒートショック100サイクル後の内径寸法（-20℃×1h ⇔ ＋60℃×1h）
Inner diameter change of HYBRID BEARPHITE after 100
cycles of heat shock test

・焼結内径拡大・樹脂層膨張界面が強固に密着膨張収縮の基準面温度に対する内径寸法変化が小さい軸受

図11．ハイブリッドベアファイトの温度に対する寸法変化挙動Dimensional change of HYBRID BEARPHITE against
temperature change

-108-

TP

試験前
mm

試験後
mm

変化量
μm

密着状態

1

7.501

7.500

1

剥離なし

2

7.510

7.508

2

剥離なし

3

7.508

7.504

3

剥離なし

樹脂インサート型焼結金属滑り軸受「ハイブリッドベアファイト」

後の寸法変化と，焼結金属と樹脂の密着状態を調べたさせながら，曲げ荷重を所定時間負荷し（図13），油（試験軸受数：3個）．樹脂と金属の膨張係数の差によ脂のケミカルアタック性を調査した．試験条件は，支り，冷却時には樹脂を剥離させようとする力が作用す点間距離100ｍｍ，温度75℃である．表5に示すよる厳しい試験である．

うに，ハイブリッドベアファイトの樹脂層に配合しているシリコーン油はPCに対しケミカルアタックを及試験前後の寸法変化は極めて小さく，ハイブリッド

ぼさないことが分かる．

ベアファイトの焼結金属と樹脂間の密着力が強固であることが分かる．

4．5
4. 4. ケミカルアタック性

導電性「ハイブリッドベアファイトEC」

電子写真方式のプリンタや複写機では，静電気を利OA機器を中心に軸受ハウジングに樹脂を用いるこ

用して画像の形成や紙へのトナーの受け渡しを行ってとが多くなっている．ハウジングに使用される樹脂は，いる．そのため，軸受が摩擦帯電すると，感光ドラム

寸法精度や耐衝撃強度の点から，ポリカーボネート（図1）を帯電させる電荷や付着しているトナーに悪（PC），アクリロニトリル−ブタジエン−スチレン共影響を及ぼして画像を乱す．また，感光ドラム以外の重合体（ABS）など，耐油性に乏しい非晶質樹脂が軸受においても静電除荷を必要とする箇所があり，ア多く用いられている．接触する油の種類が不適切であース機構を設けるなどして対応しているが，アース機

ると，使用中にハウジングにクラックが生じる．これ

構は部品点数の増加につながるため，軸受自体に導電はソルベントクラックといわれ，樹脂と油の親和性が性が求められる場合がある．

高い場合に，樹脂を構成している高分子間に油が入り樹脂材料は電気絶縁性でありこの要求に応えられな込み，分子の絡み合いをほぐし，クラックやクレーズ

いため，3.2項で開発した樹脂摺動材にナノメートル（曇り）を発生させる現象である．

サイズのカーボン粒子を追加配合することにより導電

長さ152ｍｍ，幅12.5ｍｍ，厚み6.35ｍｍのPC性の「ハイブリッドベアファイトEC」を開発した．

板に，最大引張応力が発生する箇所に各種油脂を接触

本樹脂の体積抵抗率は3×10 3Ωcmであり，静電除
去には十分な性能を有する．ニッケルめっき軸相手に摺動させた場合の摩擦特性を図14に示す．カーボン
粒子の添加により摩擦係数は0.1程度に増加したが，市販の導電性樹脂摺動材に比べ1／2以下の特性を示

変位PCす．なお，ケミカルアタック性などの性質は絶縁性の油脂を塗布

ハイブリッドベアファイトと同様である．

支点間距離：100ｍｍ

図13．ケミカルアタック試験の概念図
Test rig for chemical attack
0.40

軸受寸法：内径8mm，幅5mm
ラジアル荷重：29.6N
回転速度：120min-1
相手軸：Niめっき

0.35

表5．油脂のPCに対するケミカルアタック性
Chemical attack of oils for polycarbonate
1.5

3.0

3.5

3.5

時間，h

3

3

3

196

油脂なし

市販樹脂摺動材

摩擦係数

条件
油種

変位，ｍｍ

0.30

導電性ハイブリッド
ベアファイトEC
ハイブリッドベア
ファイト（非導電）

○○○○○

0.25
0.20
0.15

ポリエチレングリコール ×××××
0.10

ポリオールエステル油 ×××××
エーテル油（ADE油）

○○×××

0.05

油

○○○○○ ○○×××

0.00

PAO＊

○○○○○ ×××××

鉱

シリコーン油＊＊0○：クラックなし

10

試験時間○○○○○ ○○○○○ ○○○○○

15

20

ｈ

図14．導電性ハイブリッドベアファイトECの摩擦特性
Friction property of electrically conductive “HYBRIDBEARPHITE EC”＊：ポリαオレフィン油＊＊：ハイブリッドベアファイト配合油

表中の記号

5

×：クラックあり-109-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

参考文献

5．まとめ
高精度と低回転トルクを低コストで実現した樹脂イ
ンサート型焼結金属滑り軸受「ハイブリッドベアファ
イト」について紹介した．今後，転がり軸受の代替や，滑り軸受の高機能化を中心に，事務機以外の様々な分野でも応用が期待できる．引き続き，耐熱性などの機能向上に取り組み，機器の小型・軽量化，省エネ化，低コスト化に貢献していきたいと考える．

執筆者近影

江上

正樹

要素技術研究所
プロダクトエンジニアリング部-110-1）江上，清水，大平：トライボロジー会議予稿集
2006-5 東京(2006)313.
2）江上，廣瀬：OA機器用樹脂摺動材の開発，NTN
TECHNICAL REVIEW，No.67(1998)98.
3）島津，江上，下楠薗：トライボロジー会議予稿集
1998-10名古屋(1998)379.
4）筒井，江上，石井：トライボロジー会議予稿集
2003-5東京(2003)77.

-111-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）[ 新商品紹介 ]コンパクト高角等速ジョイント DOJ
軽量・コンパクトな最大作動角30°DOJ

特

長

構

造

¡外径：現行30°
DOJに対し1サイズ（約4%）のコンパクト化

1サイズコンパクト¡重量：約6%の軽量化¡強度耐久性：トラック接触角・接触率，ケージオフセットの最適化により実用強度と耐久性を確保用

途

従来品¡高角作動角を求められるSUV など
適用箇所例

-112-

開発品

新商品紹介高角低振動等速ジョイント PTJ
世界最高水準のNVH性能※1を持った低振動等速ジョイント「PTJ」で※2

世界初 の最大作動角30°を実現※1：車の騒音や振動に関連する性能

長¡低振動の作動角領域拡大
15° 17°へ向上

30°PTJと現行PTJの誘起スラスト比較¡最大作動角をアップ
30°までの使用が可能

低振動領域作動時

最大角度作動時（ローラカセットが外輪軸に平行に保たれ低振動となる）

改良品約17°

改良品約30°

従来品約15°

従来品約26°

誘起スラスト3次成分（N）rms

特※2：トリポード型低振動のCVJのカテゴリーにおいて

60
現行PTJ平均30°PTJ95

50
40
30
20
10
0

0

2

4

6

8

10 12 14 16 18 20

角度（deg）

構

造用

外径：現行PTJと同一

外輪
トラニオン

途

¡ 高角作動角・低振動を求められるクロスオーバSUVなど

ローカセット

-113-

適用箇所例

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

超高作動角（54°）固定式CVJ（TUJ）
世界初の超高作動角対応（θmax=54°）固定式CVJ(一般的な中型ＦＦ車で固定式ジョイントの作動角が4°拡大した場合）車の最小回転半径を約70cm（13%）縮小（ホイールベースは従来と同等の場合）

ホイールベースを約40cm（15%）拡大（最小回転半径は従来と同等の場合）

使用部位例

特

長

¡最大作動角（θmax）：54°（現行UJ：50°）

しゅう動式等速ジョイント¡外輪外径：UJと同等¡強度，耐久性：UJと同等

用

途¡最小回転半径の大きい大型，中型FF車，4
ＷＤ車

固定式等速ジョイント

フロントアクスル-114-

新商品紹介超低トルク円すいころ軸受
寿命・剛性を低下させずに大幅な低トルク（従来品の1/2）を実現！

性

長¡低トルクの実現：
従来比 1/2¡軸受の小型化：
軸受外径を10％以上
小型化（従来品と同寿命・同剛性）27.25

能トルク測定結果

27.25

1.2

回転トルク（Nm）

特

φ90

φ100

φ45
従来品
30309D

開発品

課題と実現手段

1
0.8
0.6
0.4
従来品
開発品

0.2
0

0

500

1000

1500

2000

回転数（r/min）

課題1：低トルクの実現

実用的な500〜2000 r/minの回転数において従来品に比べ，1/2のトルクを達成

実現手段：最適化設計の適用
油のかくはん抵抗を低減した新形状保持器の適用
油の流れ軸受剛性計算結果
軸方向変位量（μm）

課題2：従来品と同等の寿命実現手段：FA熱処理の採用
清浄油条件下で4T品に比べ，2.8倍の寿命を達成
油の流れのイメージ図

課題3：従来品と同等の剛性実現手段：高負荷容量設
計の適用
保持器位置を外輪側に近づけ，ころ本数を極限まで増加

従来品

40
35
30
25
20
15
10
5
0

従来品
開発品

0

5

10

15

20

25

アキシアル荷重（kN）

開発品

開発品と従来品はほぼ同等の剛性を有する保持器ポケット形状

-115-

30

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

SUV用高負荷容量テーパハブベアリング
同一スペースで，20％の長寿命化と7％の高剛性化を実現！

開発品

狭い

従来品

広い

構

造
高負荷容量品保持器

従来保持器

保持器
ころ

ころ・保持器部

拡大図

ころ・保持器部 拡大図
保持器柱断面積（同等）

保持器柱断面積

ころ間すきまころ間すきま（小さく）

保持器を外輪側に近づけることにより，保持器の強度を低下させることなく，
ころ間すきまを小さくする。

総ころとほぼ同等のころ本数を実現！

特長用¡寿命を20％向上（計算寿命）途¡SUV用ホイールベアリング¡軸受剛性を7％向上-116-

新商品紹介高密封・低トルクシール内蔵 ハブベアリング
同一シールスペースで，構造，形状，ゴム材質を最適化し，密封性2倍と15％の低トルク化を実現！

特

長

構

造

¡密封性：耐泥水性能 2倍¡低トルク化：回転トルク 15％低減（シール単体 30％低減）

耐泥水サイクル

泥水試験結果

2倍
シール部

拡大図

従来品

従来品

開発品
サイドリップ
2枚化（高密封化）

開発品

トルク試験結果

サイドリップ

回転トルク

回転トルク
15％低減
ラジアルリップ（接触）

シール部

ラジアルリップ（非接触化）
低トルクゴム材質の採用（低トルク化）

軸受部

用
従来品

途

¡乗用車用ホイールベアリング

開発品

-117-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

アクティブセンサ内蔵ハブベアリング
センサエアギャップ調整とナックル加工が不要

特長¡センサのエアギャップ調整が不要¡センサをナックルに固定するための加工及び組立作業が不要¡飛び石や異物の噛入みを防止

実現手段
開発品

従来例

¡センサをハブベリングと一体化¡センシング面を芯金で囲う構造
センサをナックル
に固定

ナックル
芯金
センサ

等速ジョイント
着磁エンコーダリング-118-

エアギャップ新商品紹介低エミッション対応積層コンロッドモジュール●環境規制に対応できる希薄潤滑下で運転可能なシェル形ニードル軸受●独自開発の積層構造の採用によるコンロッドでコンパクト化の実現●上記軸受とコンロッドのモジュール化によるトータルVA／VE提案

モジュール化

薄板をプレス加工でコンロッド形状に成形

特

かしめによる積層

圧入

長用

希薄潤滑対応シェル形
ニードル軸受途¡農機用(刈払い機,噴霧機,チェーンソー等)
2サイクルエンジン¡シェル形ニードル軸受の保持器の最適設計と外輪の高精度化により，現状に比べ4倍厳しい希薄潤滑条件[混合オイル量75%低減]
下でも優れた耐焼付き性を確保¡コンロッドは薄板をプレス加工し独自の積層構造の採用により，ファインブランキン
グ加工品に対して最小幅で17％[外形寸法で6%]のコンパクト化が可能

小端部軸受

コンロッド

¡NTNで希薄潤滑対応シェル形ニードル軸受を，独自の積層構造コンロッドに圧入してモジュール商品としての提供することで，高機能・コンパクトと共にVA／VEにも貢
献

大端部軸受

農機用2サイクルエンジンの断面-119-

NTN TECHNICAL REVIEW No.74（2006）

高速・高品位カラーフィルタ修正装置
大型基板対応に加え，高機能，多機能化を実現

特長

塗布機構部の特長

q短時間修正を実現¡塗布専用の高速駆動機構を採用¡修正液ごとに専用の塗布針と修正液容器→塗布針洗浄レスでの色替え塗布が可能¡塗布動作時に塗布針先端へ修正液を補充→修正液補充動作不要▼
従来装置の修正タクトタイムを70％短縮

q塗布専用高速駆動機

超小型リニアモータによる高速・高精度駆動で
観察光学系
修正時間を短縮

Z軸
X1軸
X2軸
Y軸

w塗布針4本搭載

塗布計

洗浄レスでの色替え塗布を実現，修正時間を短縮

w高品位修正を実現¡塗布針先端に特殊加工を施し、カラーフィルタ基板と塗布針の接触時間により修正液塗布量を微調整→正常部への修正液のはみ出しを防止▼
修正品位の向上を実現

e塗布針と修正液容器

レジスト（修正液）
容器

wの一体支持構成
塗布針への修正液補充動
作不要

r充填塗布針数pl(１兆分の１リットル)
から数十plの範囲で塗布量調整ができ、修正部への充填塗布が可能で修正
品位向上

修正例

従来方式
本開発方式

レーザ除去状態q

構（Y,Z,X1,X2軸）修正液塗布状態

-120-

修正液容器
塗布計

r

新商品紹介パーツフィーダ用高機能コントローラ
パーツフィーダの消費電力を従来比30％低減

特

長

実現手段

q最適振動数自動追従機能

q加振用電磁石への駆動信号（電圧，電流）を正確に測定【駆動信号測定器】

・最も効率がよい振動数に自動追従→約30%の省エネ化を達成

w測定値から(i)最適振動数からのずれ(ii)搬送量(振動振幅)を推定【CPU】

w定振幅機能で，部品に最適な搬送状態を維持
・振幅変動率3％以内（従来機で10％以上変動する条件下）

e振動センサが不要
・振動センサの取り付け，配線工事が不要→従来機からのリプレイスが容易
・振動センサ用リード線断線等のトラブルがない→故障低減

eCPU指示の振動数と振幅値で電磁石を通電【インバータ】→外付けの振動センサなしで，最適振動数
自動追従，定振幅機能を実現！
コントローラブロック図

振幅変動率

負荷の重量変動に対する振幅変動試験結果
q駆動信号測定器

10%
0%
-10%
-20%
-30%
-40%
-50%
-60%
-70%
-80%

振
動

設定100V
制御 ON
設定 80V
制御 ON
設定100V
制御 OFF
設定 80V
制御 OFF

開発機
改善

加振用
電磁石

wCPU

パーツフィーダ

コントローラ
従来機
0

10

20

30

eインバータ回路
40

負荷重量［kg］-121-