特集●産業機械用商品・要素技術
October 2010

ISSN 0915-0528 OSAKA, JAPANNTN TECHNICAL REVIEW No.78
産業機械用商品・要素技術特集号 ● 目 次

産業機械用商品・要素技術特集号に寄せて

巻頭言

【寄

新たな加工技術とトライボロジー

稿】

福村善一

1

中村

隆

2

多湖浩史
田中康続

8

正継／古林卓嗣

12

常務取締役

名古屋工業大学副学長・教授（工学博士）

製造・加工設備用商品・技術小特集 「進化するモノづくりをサポートするNTN」
産業機械事業本部【解説】工作機械用軸受の技術動向【論文】工作機械主軸用NU形円筒ころ軸受へのセラミックスの適用

産業機械技術部
産業機械事業本部

森

要素技術研究所【論文】表面窒素濃度を管理した浸炭窒化SUJ2鋼の人工圧痕付与による圧痕起点型はく離寿命評価
大木力

八木田和寛／大木力

要素技術研究所【論文】軸受用高合金鋼のプラズマ窒化処理
要素技術研究所【解説】軸受軌道輪の温間ローリング鍛造工程の生産性向上
Eric PELLETIER／Pierre EHINGER

NTN-SNR ROULEMENTS Production Engineering R&D【製品紹介】工作機械主軸用外輪給油穴付エアオイル潤滑軸受
産業機械事業本部

産業機械技術部

小杉太／西野晃司【製品紹介】工作機械主軸用「高速アンギュラ玉軸受新9系列」
産業機械事業本部

産業機械技術部

小杉太

産業機械技術部

谷村浩樹【製品紹介】工作機械ボールねじ支持用軸受ユニット「BSTUシリーズ」
産業機械事業本部【製品紹介】超小型研削スラッジ固形化装置
西山

生産技術研究所章／田中道夫／本間勇輝【製品紹介】パーツフィーダ用小型・多機能コントローラ
精機商品事業部

プロダクトエンジニアリング部

鈴木邦彦【製品紹介】NTN-SNR高性能・高機能直動モジュールAXDLシリーズ
NTN-SNR ROULEMENTS Engineering Bielefeld

Ulrich GIMPEL／Michael WILLE

20
29
37
41
46
50
55
59
64

論文・解説・製品紹介【解説】原点信号出力タイプ高分解能回転センサ付軸受
NTN-SNR ROULEMENTS New Product and Mechatronics R&D

【論

伊藤浩義
高橋 亨
Pascal DESBIOLLES／Cyril PETERSCHMITT／上野 新太郎
産業機械事業本部 産業機械技術部
商品開発研究所 電子応用研究部

文】エッジロード発生時の転がり軸受寿命予測改良手法
自動車事業本部【論

自動車技術部文】天然抗酸化剤添加によるグリースの長寿命化
要素技術研究所【論

長谷陽夫

田口陽介／三上英信

文】波形保持器の形状変更による玉軸受の耐グリース漏えい性の向上
要素技術研究所佐藤則秀／坂口智也【製品紹介】NTN-SNR高性能油潤滑プランマブロック SNOE@
Ulrich GIMPEL／Martin SOMMER／Jens ULBRICH

NTN-SNR ROULEMENTS Engineering Bielefeld【製品紹介】ステンレス製低摩耗・耐腐食性焼結含油軸受
NTN特殊合金(株) 技術部【論【解文】脳動脈瘤コイル塞栓術支援装置

技術部

91
98

堀

109

政治

説】液晶ディスプレイ製造工程における微細パターン自動修正技術
プロダクトエンジニアリング部

85

104

商品開発研究所 電子応用研究部
永野佳孝／西尾幸宏
名古屋大学大学院医学系研究科 脳神経外科
松原功明／宮地 茂
名古屋工業大学大学院工学研究科
藤本英雄
精機商品事業部

77

木村和広【製品紹介】家庭用換気扇向け動圧軸受ユニット
流体動圧軸受事業部

70

114

大庭博明

121

大木

128

受賞案件の紹介《平成22年度

科学技術分野の文部科学大臣賞受賞》

結晶粒微細化強化を施した高性能軸受の開発《第25回日本脳神経血管内治療学会総会

要素技術研究所力

JNET論文賞金賞受賞》

光学的センサーによる脳動脈瘤塞栓用coilの挿入力測定装置の開発
商品開発研究所《2009年度

電子応用研究部

名古屋大学大学院医学系研究科 脳神経外科
永野佳孝
名古屋工業大学大学院工学研究科

日本トライボロジー学会奨励賞受賞》

低粘度油潤滑下での長寿命スラスト針状ころ軸受の研究
新製品紹介

松原功明／宮地茂
藤本英雄，他

要素技術研究所

藤原宏樹

129

130
132

NTN TECHNICAL REVIEW No.78
CONTENTS
Yoshikazu FUKUMURA

Preface
Contribution

New Machining Technologies and Tribology
Takashi NAKAMURA Vice President, Nagoya Institute of Technology

1

2● New Products and Technology for Manufacturing Equipment "NTN supports your "Mono-Zukuri" evolution."
Technical Trend of Machine Tool Bearings
Hiroshi TAKOI and Yasutsugu TANAKA

Application of Ceramics to NU-Type Cylindrical Roller Bearings for Machine Tool Main Spindles
Masatsugu MORI and Takuji KOBAYASHI

Evaluation of Scratched Contact Fatigue Life with Artificial Dent of Carbonitrided SUJ2 Steel
Whose Surface Nitrogen Content is Controlled

8
12
20

Chikara OHKI

Plasma Nitriding Treatment of High Alloy Steel for Bearing Components
Kazuhiro YAGITA and Chikara OHKI

Improve Productivity for Warm Ring Rolling Process of Bearing Race
Eric PELLETIER and Pierre EHINGERAir Oil Lubrication Bearings with Re-lubricating Hole on the Outer Ring for Machine Tool
Futoshi KOSUGI and Kouji NISHINO

High-speed Angular Contact Ball Bearings New 9 Series for Machine Tool
Futoshi KOSUGIBall Screw Support Angular Contact Thrust Ball Bearing Unit "BSTU Series"
Hiroki TANIMURA

Ultra Small Grinding Sludge Briquetting Machine
Akira NISHIYAMA, Michio TANAKA and Yuuki HONMA

Compact and Multifunction Controller for Parts Feeder
Kunihiko SUZUKI

NTN-SNR High Performance and Flexible Linear Modules Series AXDL
Ulrich GIMPEL and Michael WILLE● Technical Papers Technical Articles New ProductsHigh Resolution Sensor Bearing with an Index Signal
Hiroyoshi ITO, Toru TAKAHASHI, Pascal DESBIOLLES, Cyril PETERSCHMITT and Shintarou UENO

Improved Method of Rolling Bearing Fatigue Life Prediction Under Edge Loading Conditions
Haruo NAGATANILong Life Grease Added Naturally Derived Antioxidants
Yosuke TAGUCHI and Hidenobu MIKAMI

Improvement of Grease Leakage Prevention for Ball Bearings Due to Geometrical Change ofRibbon Cages

29
37
41
46
50
55
59
64

70
77
85
91

Norihide SATO and Tomoya SAKAGUCHINTN-SNR High Performance Oil-lubricated Plummer Blocks SNOE@
Ulrich GIMPEL, Martin SOMMER and Jens ULBRICH

Development of Oil-impregnated Sintered Bearing of Low Wear and Corrosion Resistance
Kazuhiro KIMURA

Fluid Dynamic Bearing Unit for the Home Ventilation Fan
Masaharu HORI

Surgical Support System for Cerebral Aneurysm Coil Embolization
Yoshitaka NAGANO, Yukihiro NISHIO, Noriaki MATSUBARA, Shigeru MIYACHI and Hideo FUJIMOTO

Automatic Repair Technology of Fine Pattern in LCD Manufacturing Process
Hiroaki OBA

98
104
109
114
121

● Our Line of Award Winning Products"2010 Commendation for Science and Technology by the Minister of Education, Culture, Sports, Science and Technology (MEXT) " Science and Technology Award

The Commendation for Science and Technology by the Minister of Education,Culture, Sports, Science and Technology in Development Category

128

Chikara OHKI
"The 25th Annual Meeting of The Japanese Society for Neuroendovascular Therapy" Gold Prise for Excellence in a Dissertation Award

Development of Optical Force Sensor System for Cerebral Aneurysm Coil Embolization

129

Noriaki MATSUBARA, Shigeru MIYACHI, Yoshitaka NAGANO, Hideo FUJIMOTO et al.
"The Japanese Society of Tribologists 2009" Encourangement Award

Study of a Long-Life Thrust Needle Roller Bearing Lubricated with Low -Viscosity Lubricant

130

Hiroki FUJIWARA

Our Line of New Products

132

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 巻頭言 ]

産業機械用商品・要素技術特集号に
寄せて

常務取締役

福村 善一

地球温暖化を含めた環境問題への関心が益々高まり，その対応策として自動車分野では低燃費化，電動化，産業機械分野では風力発電，太陽光発電などの自然エネルギー利用機器の開発がグローバ
ルで加速されています。
このような流れの中で，NTNも地球環境との共生を重要課題に揚げ，これまで培ってきた高い技術力を活かし，省資源，省エネルギー対応に向け低トルク，長寿命，小型軽量をコンセプトとしたエコ商品の開発を行っています。

NTNでは，2010年10月28日〜11月2日に「モノづくり 未来を創る 夢づくり（Mono-Zukuri
Innovation）」をテーマとした第25回日本国際工作機械見本市［ JIMTOF 2010 ］の開催に合わ
せ，最先端の産業機械向け技術・商品および要素技術を特集した本誌を発行する運びとなりました。
本誌では，初めにトライボロジー分野の権威である名古屋工業大学副学長の中村隆先生の寄稿文「新たな加工技術とトライボロジー」を紹介させていただきます。その後，工作機械向けを含めた
産業機械用軸受，トライボロジー，セラミックス，センサ技術などの要素技術について，最近の新技術・商品の開発成果および，本年度の受賞開発商品3件（文部科学大臣表彰，日本トライボロジー学会）についても紹介しております。
また，JIMTOF 2010にはNTNも「進化するモノづくりをサポートするNTN（環境に優しいモノづくり）」をテーマに出展し，産業機械用商品・要素技術について新しい技術・商品の提案を行います。これまでもNTNは工作機械市場のニーズである高精度，高速，省エネルギー，より良い環境づくりに対応したアルテージシリーズを市場投入してまいりました。今回のJIMTOF 2010
では，工作機械用精密軸受の最先端技術に加え，当社独自の生産技術開発商品，NTN-SNRのセン
サ技術を融合した超高精度検査測定技術についても提案させていただきます。

NTNは2009年度からの2年間を，新中期経営計画「NTN次への2010」として，「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」の理念の下，「技術主導」の原点に立って，規模に依存しない筋肉質の実現を目指しています。新しい技術・製品の開発を推進することで社会の持続的発展に貢献してまいります。

-1-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 寄稿文 ]

新たな加工技術とトライボロジー
New Machining Technologies and Tribology

中村隆 Takashi NAKAMURA

名古屋工業大学副学長・教授（工学博士）

実体のある製品を製造するには何らかの加工技術が必要であり，優れた加工技術を追求し続けることがわが国のものづくり産業を維持・発展させるための必要条件である．本稿では著者らが進めている新たな加工技術を紹介し，その意義と共にトライボロジーとの関わりを解説する．
Some machining technologies, at least, are necessary for manufacturing substantial
products. Continuous pursuit of superior machining technologies is a requirement to sustain
and expand the monozukuri industries in Japan. New machining processes, promoted byauthor and others, are introduced in this paper, and the significances of these technologies
are commented with explaining relevance to the tribology.

1．はじめに
平成22年度の名古屋工業大学入学式（4月6日）後の企業トップセミナーにて，NTN（株）代表取締役会長の鈴木泰信氏が「「夢」と「気」〜多元的世界観を持とう〜」をテーマに，名古屋工業大学金属工学科での学生時代から，NTNで活躍され今日に至る同氏の体験談を交えて講演された（図1）．知力，体力，気力の大切さ，歴史を学び「自分の型」を作る必要性，広い価値観で世界を見る重要性を話され，参加した新入
図1 企業トップセミナーで講演される鈴木泰信会長
Chairman Yasunobu Suzuki making the speech at theseminar of business leaders

生や保護者は熱心に耳を傾け，著者も拝聴し感銘した．
名古屋工業大学では，2005年から創立100周年を記念して「人材育成に貢献し，教育研究の発展に関して顕著な功績が認められる方」に名誉博士の称号を差し上げている．第1号は縁あって本学100周年特別講
演会で御講演いただいた元アメリカ合衆国国務長官のColin L. Powell氏，第2号はトヨタ自動車（株）取締役副会長の張 富士夫氏である．回を重ね上記企業トップセミナーの後に第7号として，鈴木泰信会長に名
誉博士の称号を差し上げた（図2）．今後も本学の発展にもアドバイスを頂ければ幸いである．
今年の春も研究室の元気のいい女子学生が NTN に入社したように，著者はNTNに様々な場面でお世話頂

図2 学位授与式（左：高橋実学長，右：鈴木泰信会長）
Commencement ceremony(left : Nagoya Institute of Technology President
Minoru Takahashi
right : NTN Chairman Yasunobu Suzuki)

いている．特に共に研究を行っている糸魚川文広准教授の博士課程学位論文「精密機器用鋼球の精度に関す-2-

新たな加工技術とトライボロジー

る研究1）」では，鋼球製造現場の見学，実験方法のア

パソコンも然り，日本の将来は暗い」の論調がまかり

ドバイス等のご協力を頂き，大変感謝している．本稿

通っている．これこそが母性原理に基づく生産であり，では新たな加工技術とトライボロジーの関わりを述べその方向では技術の発展は無い．
古くから行われている鋼球ラッピングは「万物は球る前に鋼球ラッピングについて書かせて頂くが，鋼球の製造は原理原則の上に永年の経験とノウハウを積みに帰する」の原理に基づいているか？

上げて初めて可能となる技術であり，あれほど高精度るために真球化過程を調べた．図3はラップ盤に挟まで大量に作ることは他の手法では不可能である．たとれた鋼球であり，工程によっては円弧溝の底に切り欠え最新鋭の5軸超精密加工機を使ったとしても球面はき溝を設ける場合やV字溝を使う場合4）がある．実際

まだしも玉はできない．ここで紹介する新たな技術がの生産現場（今は知らないが，著者の生まれより遥か加工現場で使われるには，原理原則に沿ったものであに古い製造年号の付いたアメリカ製の鋼球ラップ機械

るか，その時代の要請に沿ったものである必要がある．

から測定限界に迫る超精密鋼球が生まれていたことか

ところで，本稿を書くにあたり過去の本誌寄稿文をらも，母性原理が働いていないことは明らか）はNTN

WEBで調べてみると，元香川大学学長の木村好次先の方はご存じのように，同心円状の円弧溝が付けられ生の写真が「バン」と出てきて2），あの甲高い笑い声たラップ盤2枚を横軸で突き合わせ，固定側のラップ

・

それを確かめ・とともに「あんたも書くのか（傍点部高音）」と言わ盤の一部から鋼球素材を投入して，一周公転した後にれた気がするとともに本稿執筆受諾を後悔した．故岡取り出す．取り出された鋼球は数万個／バッチはある部先生と共に執筆された「トライボロジー概論」3）のと思われるストッカーに戻されしばらく留まった後，Witに富んだ文章に影響（悪い）を受けてしまった著

再度ラップ盤に投入される．この取り出しては投入す

者は，浅学が故に真似のできない悔しさを噛締めている繰り返しには2つの重要な意味がある．1つは転動る．

している鋼球の自転軸をランダムに変更することである．他の実験で確かめたことであるが，アンギュラ玉
軸受やスラスト玉軸受では，高速で回転する転動体も2．鋼球ラッピング

容易にはその自転軸を変えない．自転軸を変えずにラ工作機械による加工精度の決定要因には「母性原理」

ッピングを続けると楕円型の球となってしまう．つまと「創成原理」があると学生時代に習った．母性原理

り，ラップ盤への投入を繰り返すのは，研磨する場所

はMother machineである工作機械の運動精度が製（球の表面）にランダム性を与えるためである．2つ品にそのまま転写されることで，母以上に優れた子供

目はラップ盤の摩耗速度と鋼球の研磨速度を調整し，は育たないことを言っている．いまどき母親だけに責

円弧溝と鋼球のコンフォーミティ（形状適合）最良状

任を負わせるには無理があるが，教育論的にも面白い態を最終仕上げ時点に合致させることにある．コンフ原理であり，社会教育と関連させて別の稿で論じた覚ォーミティが崩れると多面体状（多くは4面体）の球えがある．現実には機械の精度は向上し続けていて，そこには創成原理が働いているからと説明されている．創成原理に基づく加工には様々な形態があり，ここで説明する鋼球ラッピングは代表的な方法である．
なお，創成加工はホブやピニオンカッタによる歯切りや，NCを駆使して特殊形状を削りだす時に使われているので，ラッピング等は「すり合わせ加工」と呼ぶことにする．また近年の工作機械では計測技術の発達によりその機械の運動誤差や熱変形を予め測定し，加工中に補正をかけることが多くなってきた．これも「すり合わせ加工」とみなすことができる．「すり合わせ」と言えば，「エンジンを載せた日本の自動車は「すり合わせ技術」で作られているが，電気自動車に

図3 鋼球ラッピング
Lapping of steel ball

なれば部品を買ってきて組み立てるだけで完成する，-3-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）となる．同一条件で鋼球ラッピングを続けると，作業工具の隙間に入り込み取り付け誤差を生み，しゅう動の経過時間とともに真球度は向上するが，ある時点か部では作動不良を発生する．これを抜本的に解決する

らは真球度が悪化し始める．最良のタイミングで所定ため，図4に示す切屑吸引工具を試作し，図5に示すの精度に仕上げる必要があり，このあたりから勘と経加工を実現した5）．発生した切屑は工具すくい面を覆験とトライボロジーの世界となる．ラップ剤，油剤のうように配置したカバーに当たり工具中心の穴に吸引選定もこれに影響し，「その日の天候を常に気にしてされる．仕上げ加工にこの吸引ボールエンドミルを使いる」と桑名の工場長から聞いた．つまり，鋼球ラッうと図5のように加工面に切屑が残らない．特に図のピングは「万物は球に帰する」原理で真球化が実現でようなキャビティー型の場合，通常のボールエンドミ

きているのではなく，環境と条件を整えることで初め

ルでは切屑が跳ね返り，工具刃先に噛みこみ、仕上げて高精度な鋼球が得られている．考えてみれば当たり

面に傷を付けることがある．長時間の金型加工の最終前で，「玉軸受を清浄に使い続けると極めて精度のい仕上げでのこのような不良品発生を防ぐにも切屑吸引

い球が出来ていた」など聞いたことがない．糸魚川氏は効果的である．課題は多く残されているが，フェイの学位論文では真球化過程を明らかにし，更なる高精

スミル，ドリル，タップも吸引型を試作し実験を重ね度化，あるいは更なる高能率化を可能とする具体的提ている．工具からホールダ，工作機械，切屑処理装置

案としては，図3のように片方のラップ盤の円弧溝底まで，多くの業種のご協力を期待している．また本年に切り欠き溝を付けることであった．こうすることで，からは研削加工における研削屑を研削砥石側に回収す

真球度誤差の3次山成分は確実に減少したが，計測技る「デブリレス研削」の研究を開始した．もしも実現術の限界，実験室レベルの装置の限界もあり，常に超できたなら特に軸受メーカには朗報ではないであろう

精密鋼球が得られるかは確かめていない．ここでは著か．

者の感想として次の3点を提案したい．これは先の工場長に分かってもらえると思う．第1点はラップ盤の
材質：超硬
刃数：一枚

溝プロファイルと鋼球直径値をインプロセスで正確に

直径：10mm
吸引口幅：0.9mm

計測（極めて困難）すること．第2点はラップ材の粒度分布をインプロセスで測定すること．第3点は前の2つで測定したデータを基にして，ラップ盤押し付け

切れ刃

荷重を調整することである．ラップ盤と鋼球の接触はカバー

基本的には弾性ヘルツ接触であり，押し付け荷重によ

吸引口り純すべり位置が変化することから，ラップ盤溝のプ

切れ刃

ロファイルをコントロールできる可能性がある．いずカバー

れも技術的な壁が高く，基礎的実験研究も必要である

切り屑

吸引口

が，さらに一段高精度な鋼球が必要となった時には挑

吸引
切れ刃

戦したい．

図4 切屑吸引型ボールエンドミル
Chip suction type ball-end mill

3．切屑吸引切削加工は切屑を生成する作業である．結果として製品が残るが加工に要したエネルギーの多くが切屑に熱として持ち去られる．熱の影響を受けないためにも切屑は出来るだけ素早く遠くへ飛ばしたい．大手某工
作機械メーカの重役も「切屑はパーと飛ばさなきゃー
男じゃない」と言っていた．なぜ男じゃないのか分か

図5 吸引工具による金型の仕上げ加工
Mold finish machining by suction tool

らないけど，切屑を飛ばしたい気持は分かる．しかし，自動化・無人化されてきた生産ラインではそのパーと飛んだ切屑がトラブルの大きな要因となっている．治-4-新たな加工技術とトライボロジーが完了する．融点の異なる熱可塑性樹脂の多段重ね合

4．レーザラップ接合

わせも可能である．熱可塑性透明材料に対してのみそ

レーザ光の発熱作用を利用して，熱可塑性樹脂部材の特徴が発揮できる技術ではあるが，トライボロジス

同士の重ね合わせ部分を溶着接合する技術を「レーザトが常に意識している「表面あらさ」が「ものづくり」

ラップ接合」という．研磨のLappingと語源は同じでで活躍することが楽しみなところである．

あるが，こちらの場合は「重ね合わせる」の意味で使われている．図6のように重ね合わせた部材を透過し5．C-FRPの放電加工てレーザ光を接合部に集めることから，少なくとも部材の一方はレーザ光を透過する性質が必要である．ラ

著者らは金型加工で多用されている放電加工の工作

ップ接合には接合部を超音波振動により摩擦発熱させ物除去メカニズムを調べてきた．金属に対する放電加る「超音波接合」もあり，いずれも接合部界面だけを工では，放電による熱エネルギーで金属が溶融し，加発熱させ，他領域への影響が少ないところに特徴があ

工液が気化膨張する流れが溶融金属を飛散させている

る．一般的なレーザラップ接合では図6左のように樹と言われていた．しかしながら加工痕の観察や加工能

脂の一方を光吸収性材料とする場合や，接合する界面率の測定結果からはそれを否定する報告が散見されてに光を吸収する材料を塗布する場合がある．著者らはいた．著者らは加工環境をできるだけ実際の放電加工

トライボロジーで常に評価対象としている表面あらさに近いものとしつつ，加工領域を直接観察できる器具

を接合界面に与えて，接合条件を探った6）．結果は思を作成し，高速度ビデオカメラで放電加工の様子を撮

わぬ効果が表れ，図7に示すような接合も可能となっ

影した．捉えられた映像は驚くべきもので，放電直後た．つまり，表面あらさでレーザ光を吸収し，その表に加工液が気化した気泡が膨張した後に，赤熱した金面が溶融することで接合が始まると，その接合部が透属屑が放電点から飛び出し，気泡内壁に突入して停止

明に戻ることから発熱が停止し，自動的に接合が完了するものであった7）．つまり，溶融した金属が自ら飛する．図7のように部材を多段に重ね合わせた場合も散する突沸状態となっていて，加工液は放電点を暫く

レーザ光照射側から順に（見た目はほぼ同時に）接合の間超高圧に保つ働きをしていた．放電加工の原理にせまる重要な研究であり詳細なメカニズムは現在も調査中である．切削加工や研削加工は生産技術の教科書

レーザ光

レーザ光

では「除去加工」に分類され，この放電加工も同じ分類に入る．一方トライボロジーの分野から見れば，除溶融部

去加工は摩耗現象の積極的な活用と言える．放電加工

透明樹脂の原理が解明できれば，電気接点の腐食摩耗現象の正着色樹脂

確な理解，防止策の提案に役立てることができる．つまり，加工とトライボロジーは工具の摩耗などの直接的な関連だけでなく，現象論的にも両者の特性を理解

図6

従来型レーザラッピングと透明樹脂同士のレーザラッピング
Conventional laser lapping and pair of transparent resin
laser lapping

する上で共通する点が多い．幸か不幸か，著者らはその谷間領域にはまり込んだらしい．
別の発想として，このような予想外の現象を伴う放電加工なら，予想外の材料も加工できるのではと考え，
近年利用が増えているC-FRPの放電加工にも挑戦した．導電性のある炭素繊維を樹脂で固めたC-FRPに対し，実験初期は全く歯が立たず，短絡と回避を繰り返すだけで放電加工は進まなかった．炭素繊維と充填樹脂の除去速度のバランスが取れないためであった．
早川伸哉助教と卒研生は根気よく条件を探り，ワイ
ヤー放電加工では図8に示すような加工が可能となっ

図7 透明樹脂（PMMA）の3層同時接合
Trilaminar simultaneous bonding of PMMAた 8）．まだ加工速度は遅いものの，加工断面は極めて-5-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

シャープで毛羽立ちは無い．軽量化を目指す輸送機器

しゅう動面用に開発された専用油剤3種に対し，幅での利用が期待されているC-FRPの部分的な加工手

広い速度範囲で摩擦係数を測定したものであり，通常法としての可能性は十分秘めている．

のストライベック曲線とは異なる特性を示している．
通常はほぼ一定値となる低速の境界潤滑領域で速度の低下に伴い摩擦係数が低下し続け，油剤によっては0.005以下まで低下する．境界潤滑領域（境界膜潤滑領域）とはすべり面表面に吸着した境界膜が摩擦を支配する状態であり，これらの専用油剤では強固な高粘性膜を形成して固体接触を少なくし，このような特性が得られる．高能率量産専用工作機械でも0.1μmの位置決め精度が求められるとき，命令した位置に的確にテーブルを停めるには理想的なしゅう動特性である．
それでは，単にきさげを施し，しゅう動面専用油を使用すれば図9に示す特性が得られるか？

図8 ワイヤー放電加工によるC-FRPのトリミング
C-FRP trimming by wire-electrical descharge machine

否である．この実験でも20時間以上のならし運転を実施した後でしか得られない特性である．実際の工作機械では組立後に2昼夜以上のならし運転を行っていると聞いた．著者はこれが原理原則に基づく究極のすり合わ

6．なじみ過程

せ加工と考えている．それではならし運転中に何が起・・

工作機械送り機構のすべり案内面は，古くからきさこっているのか．一般的なならし運転は接触面凹凸のげによるすり合わせが行われてきた．第2章で説明し高いところを摩耗させ，あるいは押しつぶし，平坦なたすり合わせ原理で，機械加工では達成できない精度

当たり面を形成しているとされている．しかし，きさを工作機械の心臓部に与えているだけではなく，きさげ作業自体が黒当たりを20か所／1インチ角（A級規げ面が持つ微細な凹凸模様が工作機械に求められる極格）形成することであり，すでに平坦な当たり面は完めて高いしゅう動特性を生みだしている．近年では工成している．きさげを施したしゅう動面のならし運転

作機械の高速化に伴い，広い速度範囲で摩擦抵抗の低ではその個々の当たり面の角に極微小の面ダレを付けい直動転がり軸受が多く用いられているが，旋盤のよていると推定している．当たり面両端に面ダレがある

うに重負荷，繰り返し微動が多く，高い振動減衰性がとして，油剤を供給した条件でしゅう動しているとき求められるしゅう動部にはすべり案内面が適していの当たり面に発生する油圧を，面の弾性変形を考慮しる．図9に当研究室で開発した試験装置で再現したすて計算した結果を図10に示す10）．

・Lub. A
Lub. B
Lub. C

0.2

0.1

0.0
10-3

10-2

10-1

100

101

102

103

0.02

0.05

0.01

0

0

Oil pressure
Surface deformation

104

-0.05

Sliding speed mm/min

図9

0.1

Surface deformation µm

静止した下の平面に対し，上の当たり面が左に移動

Oil pressure MPa

Coefficient of friction µ

べり案内面のしゅう動特性を示す9）．

-0.01
0

専用しゅう動油のストライベック曲線
Stribeck curve of sliding lubricant

Length ratio1

図10 面ダレが付いた当たり面の弾性変形と油膜圧力（すべり速度：0.10 m/s，初期油膜厚さ：1.3 μm）
Elastic deformation and oil film pressure of contact
surface with droop-6-新たな加工技術とトライボロジー

している状態を表していて，両端に面ダレがあれば入参考文献

り口側に油圧が発生し，当たり面の弾性変形が影響し

1）糸魚川文広，精密機器用鋼球の精度に関する研究―精度評価法，鋼球ラッピング工程及び玉軸受運動
誤差の解析―：博士論文（名古屋工業大学）(1993).
2）木村好次，要素技術と産学連携：NTN Technical
Review No. 76, pp.2-9 (2008).
3）木村好次，岡部平八郎，トライボロジー概論：（株）
養賢堂 (1982).
4）糸魚川文広ほか，V溝ラップを用いた鋼球ラッピン
グの機構：日本機械学会論文集（C編） Vol. 59,
No. 562, pp. 304-310 (1993).
5）中村隆ほか，環境対応切削加工の現状と今後の動
向：トライボロジスト, Vol. 53, No. 1, pp. 21-26(2008).
6）山川昌文ほか，透明熱可塑性樹脂のレーザ溶着法の研究：日本機械学会論文集（C編）Vol. 74, No.
744, pp. 149-153 (2008).
7）Hayakawa S. et al., Observation of Bubble
Expansion and Flying Debris in Parallel Flat
Gap Space in Electrical Discharge Machining:
International Journal of Electrical Machining,
No. 14, pp. 29-35 (2009).
8）伊藤智泰ほか，放電加工による炭素繊維強化樹脂（CFRP）加工の試み：2010年度精密工学会春季大会学術講演論文集，CD-ROM, pp. 577-578(2010).
9）則久孝志ほか，工作機械すべりガイドのしゅう動性能評価装置の開発：トライボロジスト，Vol. 52,
No. 9, pp. 45-52 (2007).
10）中村隆ほか，油溝をもつ平行しゅう動面の等粘性
弾性流体潤滑機構：トライボロジスト，Vol. 44,
No. 4, pp. 42-48 (1999).
11）則久孝志ほか，低面圧境界潤滑における摩擦係数の速度依存性に関する研究（第2報）−酸性リン酸
エステル添加による速度依存性発現メカニズムの考察−：トライボロジスト，Vol. 53, No. 10, pp.
51-58 (2008).

て中央まで油圧が保持され，個体接触せずに荷重を支えることになる．ここでは通常の油剤粘度で計算したが，専用しゅう動油のように表面に高粘度な吸着油膜が形成される場合は，大きな圧力が発生し，十分な荷重負荷能力が発生する11）．
きさげを施したしゅう動面は，トライボロジーの摩耗過程を利用して理想的な表面を形成し，トライボロ
ジー分野の伏魔殿と言われている境界膜潤滑を，添加剤を調整することで使用目的に合わせて最適化しているのである．

7．おわりに
鋼球ラッピングのすり合わせ加工から，切削における切屑吸引加工，C-FRPの放電加工，表面あらさを利用したレーザラッピング，最後にしゅう動面のすり合わせ加工を解説した．母性原理による加工は，計算通りの精度が得られることから量産に適しているが，精度や性能の向上は期待できない．すり合わせ加工は
素材と工具が相互に干渉しあって一段高い精度を達成する手法であり，式や表では示せない技術や経験を必要とする．その技術や経験を継承し，そのメカニズムを探求することでさらに高性能な製品を創り出していくことが，わが国のものづくり産業の姿であると確信する．一方，トライボロジーは相対的に運動する2つの表面の相互作用を対象とする分野であり，すり合わ
せ加工との類似点が多い．トライボロジーを専門とするNTN（株）が世界のリーディングカンパニーとして活躍されていることは，わが国にとって頼もしい限りである．

〈著者紹介〉
中村 隆（なかむら たかし）
名古屋工業大学副学長・教授（工学博士）
1975年
1977年
1980年
1980年
1982年

名古屋工業大学工学部生産機械工学科卒業
名古屋工業大学大学院修士課程機械工学専攻修了
名古屋大学大学院博士課程機械工学専攻満了
名古屋大学助手
工学博士（名古屋大学）

-7-

1983年
1987年
2000年
2005年
2010年

名古屋工業大学講師
名古屋工業大学助教授
名古屋工業大学教授
名古屋工業大学大学院教授
名古屋工業大学副学長

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[解 説]

工作機械用軸受の技術動向
Technical Trend of Machine Tool Bearings

多 湖 浩 史* Hiroshi TAKO
田 中 康 続** Yasutsugu TANAKA

近年の工作機械主軸用軸受は，高速化・高剛性・高精度に加え，環境負荷低減や低コスト化も重要な要素となっている．
本稿では工作機械の動向と合わせて，工作機機械用軸受の技術動向について述べる．

For machine tool bearings, high-speed, high rigidity and high accuracy are important. Recently, reducing for environmental
impact and low cost should be included, too.
This paper overviews the technical trend of machine tool bearings with explaining current machine tools.

などを限定してコストを抑えた汎用機｣に2極化する

1．はじめに傾向がある．
工作機械用軸受は，このような工作機械の動向に対工作機械に要求される性能に加工効率や加工品位が応する最適な仕様を設定している．

挙げられるが，コストや環境負荷の低減も今日では重工作機械の開発動向が2極化する以前から，工作機

要な課題である．
これに対し軸受メーカーは，材料開発や内部仕様の械用軸受は高速性と高剛性の両立・高精度化，環境性

最適化によって軸受の高速化・高剛性化・高精度化・能などを重視して開発を進めており，これまでも5軸潤滑方法の改善などに取り組み，主軸や送り系の性能

加工機やCNC旋盤などの高機能化に対応してきた．
一方で近年重要度を増している低価格な汎用機の開向上に貢献してきた．
ここでは図1に示す「ULTAGEシリーズ」をはじ

発では，付帯設備の不要なグリース潤滑軸受などによめとするNTNの精密転がり軸受を交えて，工作機械用

り，主軸のコスト削減とコンパクト化を図ってきた．

軸受の動向を紹介する．

3．工作機械用軸受の動向
2．工作機械の動向と工作機械用軸受

図1に工作機械用精密軸受の変遷を年代順に示す（縦軸は高速化・高機能化の尺度を示す）．

2008年の不況から景気回復の兆しは見えるものの，工作機械市場も例外で無くまだまだ厳しい状況が

3. 1 アンギュラ玉軸受の動向続いている．また旺盛な内需に支えられて2009年の1980年代中ごろ主軸の高速化が始まり，アンギュ

生産額が世界第1位となった中国の工作機械は，汎用

ラ玉軸受の高速性能向上が図られてきた．

機の品質底上げにより日本・欧州との優位差を着実に

NTNは標準タイプの転動体径を小さくしたHSA軸

縮めている．
このような中，国内の工作機械開発は「加工効率・受に始まり，1990年前後にはHSA軸受に改良を加精度の向上やワークサイズの拡大などを施した高性能

え発熱を抑えた「HSB軸受」，さらに高速化に対応す機｣と，｢主軸など主要部品の共通化や精度・加工範囲

る「HSBxxxCAEX1軸受」を開発，2000年には耐**産業機械事業本部**産業機械事業本部

産業機械技術部-8-

工作機械用軸受の技術動向

dmn値
200万

複列円筒ころ軸受

円 100万筒
NN30・NN49・NNU49
こdmn値
ろ 300万単列円筒ころ軸受
軸
受 100万NN30xxHSRT7NN30xxHSRT6NN30xxHS

N10xxHSRT6・N10xxHSLT6
N10xxHS

N10

dmn値

主
軸
用
軸
受

150万
100万

アキシアル荷重用
HTAxxxU

HTA・HTB

50万
562xx・742xx

ア
dmn値
ン
ラジアル荷重用
ギ 300万ュ 200万ラ
HSB
HSA
玉 100万7xxx
軸
受 200万dmn値

MQCJ軸受HSC

HSF・HSFL

HSBxxxCAEX1

HSE9xxU

HSE・HSL
79xxU・70xxU

ラジアル荷重用シール付

MQGS軸受BNFSxxxLLB

150万

BSNxxxLLB
7xxxLLB

100万

1980

送
り
系

ア
玉ン
軸ギ
受ュ
ラ

1990

1996

2000

2004

2008

2010

年

長寿命
ボールねじ支持用

BSTU
BSTxx-1E

2A-BSTxx-1B・2A-BSTxx-1BLXL（シール付）

BSTxx-1B

1980

1990

1996

2000

2004

2008

2010

年

※赤字：ULTAGEシリーズ
図1 工作機械用精密軸受の開発変遷
Development history of precision bearings for machine tool

摩耗性・耐焼付性に優れた特殊軸受鋼の軌道輪を採用

3. 2 円筒ころ軸受の動向した「アルテージシリーズ高速アンギュラ玉軸受

マシニングセンタ主軸のリア側支持などに使用されHSE軸受」を開発した．HSE軸受は特殊軸受鋼の適る単列円筒ころ軸受も，アンギュラ玉軸受と同時期に用により従来品に比べ組込み後予圧を大きく設定可能

高速化が始まり，従来の標準タイプの転動体径を小さであり，高速性と高剛性を両立させたことで主軸の高くした「N10xxHS軸受」を開発した．その後，さら機能化を可能とした．

なる高速化に対応するためPEEK樹脂製保持器を採用

また2002年に発表した「HSF軸受」は，HSE軸したアルテージシリーズ「N10xxHSRT6軸受」を受に比べさらに転動体径が小さく，金型加工機などの2000年に開発した．

超高速主軸用の定圧予圧／エアオイル潤滑軸受としてまた旋盤主軸には複列円筒ころ軸受NN30xx軸受

開発した．

が多く用いられるが，高速化に対応するためPEEK樹

主軸用軸受の高速化は高能率加工や加工面品位の向脂製保持器を採用した高速複列円筒ころ軸受「NN30

上に大きく寄与したが，近年は金型加工機の需要動向

xxHSRT6軸受」を2004年に開発した．

とともに停滞しており，工作機械のコスト削減やコンパクト化へのニーズが高まっている．

3. 3 高精度化技術

NTNではこの流れに対して「新9系列高速アンギュ

軸受の精度については，ISO規格に相当するJIS精

ラ玉軸受（HSE9xxU）」，「ボールねじ支持用複列ア

度等級が定められている．工作機械の主軸にはJIS4ンギュラ玉軸受（BSTU）」を開発した．この2点に級の軸受が多く使用されており，特に高精度の要求については，後述4項「開発軸受の紹介」にて詳細を記

はJIS2級が使用される．

す．

近年では高精度・低コストを狙った特殊精度，回転精度JIS2級／寸法精度JIS4級の要求もあり，NTNで-9-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

は回転工具などを想定して開発した「シール付標準ア

干渉するエアを減らすことで騒音を低減することが可

ンギュラ玉軸受7xxxCD／ADLLB軸受」に精度等級能であり，エアオイル潤滑での省エネ・省資源・作業P42としてシリーズ標準に採用した．

環境改善に貢献できる．

さらに高精度の主軸には，転動体径の相互差や軌道

また，グリース潤滑軸受の採用も，エアやオイル，

輪真円度の角数成分を管理することで非繰り返し振れ

電力の消費量削減の点から工作機械の省エネ・省資源精度（Ｎ.Ｒ.Ｒ.Ｏ.：Non-Repetitive RunOut）を低に貢献できる．
2000年以降に開発した図3に示す「BNS／BNFS減した軸受が使用される．

NTN では，アンギュラ玉軸受の非繰り返し振れ軸受」は，外輪転走面のグリース溜り，非接触シール，

0.3μm以下あるいは0.1μm以下の2水準が対応可

高速長寿命グリース「SE-1」を採用したことでグリ能であり，高精度マシニングセンタや旋盤主軸に採用

ース潤滑の信頼性を向上させた．
これによりグリース潤滑での高速化が可能となり，されている．

エアオイル潤滑で使用されていた速度領域をグリース

3. 4 環境対応技術

潤滑に置き換えることが可能となった．

2000年ごろから，工作機械においても環境負荷低さらに2008年に開発した図4に示す「グリース潤

減や省エネ，作業環境の改善に対する取り組みが盛ん

滑技術MQGS潤滑軸受（dmn190万）」は，微量の基になっている．

油を外輪転走部に吐出するグリース間座を設けて，グリース寿命の延長と更なる高速化を図っている．

NTNでは，環境対応型軸受として図2に示すアルテージシリーズのHSE軸受をベースに「ＨＳＬ軸受」，
HSF軸受をベースに「HSFL軸受」を，N10xx

4．新開発軸受の紹介

HSRT軸受をベースに「N10xxHSLT6軸受」をラ

4. 1 高速アンギュラ玉軸受新9系列

インナップした．この軸受は特殊ノズルを通して潤滑油を軸受内に供給することでエアとオイルの消費量を欧州で多く使用されている9系列アンギュラ玉軸受

従来比1／2〜1／4に削減，さらに回転する転動体とは，図5に示すように国内で一般的に使用される0系

特殊ノズル

特殊ノズル

HSL軸受
HSL bearing

N10xxHSLT6軸受
N10xxHSLT6 bearing

図2 環境対応型エアオイル潤滑軸受
Eco-friendly air-oil lubricated bearing
グリース溜り微量潤滑すきま径方向すきまグリース
SE-1グリース

非接触シール（拡大）

グリース封入間座

図3 BNS軸受
BNS bearing

図4 MQGS軸受
MQGS lubrication bearing-10-工作機械用軸受の技術動向

ハウジング

9系列
0系列

9系列

0系列

主軸

主軸

主軸

図5 高速アンギュラ玉軸受新9系列
High-speed angular contact bearings new 9 series

列に比べ断面積が小さいため，同じ内径サイズであれ
ば主軸のコンパクト化が可能である．また同じ外径サイズであれば主軸径を上げて軸剛性を高めることができる．
一方，9系列は断面積が小さいため0系列に比べ負荷容量や許容アキシアル荷重が不利となる．
そこで，HSE9系列の高速性能を維持した上で内部仕様を最適化し，従来品に対して動定格荷重を50％，
図6許容アキシアル荷重を20％向上させた「HSE9xxU

BSTU軸受BSTU bearing

現行BST軸受
BST Bearing (Current)

軸受」を開発した．
これにより，9系列アンギュラ玉軸受を採用した高5．おわりに速・高剛性のコンパクトな主軸が可能となる．

NTN はこれまでアルテージシリーズにより，工作高速アンギュラ玉軸受新9系列HSE9xxU軸受につ

機械の動向に対応してきた．

いては本誌別記事にて更に詳細を紹介する．

工作機械の技術動向が高機能化からコスト削減・コ
ンパクト化へとシフトしたように，今後も環境対応技

4. 2 ボールねじ支持用軸受術，高機能化，コスト削減などそれぞれの市況により国内を含むアジア地区では，ボールねじ支持部は組重点が変化すると考えられる．

合せアンギュラ玉軸受が使用されている．
一方，欧州では外輪に取付け穴を設けた複列アンギ

今後も市場の技術動向変化に対応し，工作機械の発

ュラ玉軸受が使用されている．外輪の取付け穴により展に寄与できるよう，軸受技術の開発・改良に引続き軸箱へ直接固定できること，および複列タイプのため取り組んでいく．

組合せが不要となるため，組付け性向上や部品点数削減の利点がある．
この外輪取付け穴付き複列タイプに高負荷容量・新執筆者近影

形状の軽接触低トルクシール・長寿命グリースを付加した図6に示す「ボールねじ支持用複列アンギュラ玉
軸受BSTU軸受」をアルテージシリーズに追加した．
ボールねじ支持用複列アンギュラ玉軸受BSTU軸受については本誌別記事にて更に詳細を紹介する．

多湖

浩史

産業機械事業本部
産業機械技術部

-11-

田中

康続

産業機械事業本部

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[論 文]

工作機械主軸用NU形円筒ころ軸受へのセラミックスの適用
Application of Ceramics to NU-Type Cylindrical Roller Bearings
for Machine Tool Main Spindles

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

エアオイル潤滑条件下で，セラミック製内輪を用いたNU形円筒ころ軸受のdmn値325万という超高速での運転を可能にした（内径70mm，内輪回転速度35,000min-1）．外輪
つばの構造を工夫して排油性を高め，超高速域だけでなく，従来のNU形円筒ころ軸受に特有の中速度域での温度ピークも解消した．幅広い速度域で高剛性が求められる工作機
械用円筒ころ軸受として，NU形の実用化に資することができる．保持器はPEEK製としてエアオイルノズルの外径で案内する形式である．セラミック製ころ，鋼製ころ共に
35,000min-1で内輪温度を70℃以下に抑えることができた．

Ultrahigh-speed operation of an air-oil lubricated NU-type cylindrical roller bearing has been made possible by using aceramic inner ring up to a maximum speed of 35,000 min-1 (dmn value of 3.25 million, inner ring bore of 70 mm). Devising
the outer ring rib structure to streamline the lubricant drain dissolves the emergence of high and broad temperature risearound the mid-speed range, which is typical to conventional NU-type cylindrical roller bearings, as well as rapid temperaturerise at a high shaft speed. The developed bearing will trigger practical application of NU-type cylindrical roller bearings tomachine tools, that require high stiffness of bearings over a wide range of operation speeds. The cage made of PEEK isguided on the air-oil nozzle outside surfaces, while rollers made of steel can be used even at 35,000 min-1 controlling theinner ring temperature below 70 degrees C.

ば，自由側であるリア側の単列円筒ころ軸受にも一層

1．はじめにの高速化が要求されることになる．

工作機械の主軸支持に用いられる軸受には，高速回

そこで筆者らは，後述のように，内輪をセラミック

転性と剛性が求められる．これは，工具や工作物を取化して高速性の直接的な阻害要因になる予圧過大を防り付けて回転する主軸が，工作機械の中で加工能率とぐことを考えた．実際，既報2）にて，セラミック内輪

加工精度に直接影響を及ぼす重要部品の1つであり，を用いたN形（内輪に両つばを有する形式）円筒ころ

その主軸を支える軸受は最重要の要素部品である1）こ軸受を開発し，エアオイル潤滑でdmn値（軸受ピッチとからも窺える．主軸用軸受に要求されるその他の特径 mm×回転速度 min-1）325万という超高速運転性として，高精度，低振動・低騒音などが挙げられる．

を達成した．これは，定圧予圧された超高速仕様のア

転がり軸受は，静圧や動圧の流体潤滑軸受，磁気軸受

ンギュラ玉軸受単体と同等である3）．しかし，セラミと比べて，コストや保守性も含め要求特性をバランスック内輪につばを兼ねた鋼製の側輪を嵌合する構造でよく満たしており，最も多く使用されている．

あり，セラミック内輪の加工や組立の面でより簡素な構造が望まれていた．

工作機械主軸用転がり軸受としては，通常アンギュ
ラ玉軸受，円筒ころ軸受，円すいころ軸受が用いられ以上を踏まえ本稿では，側輪を持たないセラミック

る．その中で円筒ころ軸受はラジアル方向に高い負荷

内輪を用いたNU形（外輪に両つばを有する形式）円能力や剛性を有することに加え，内外輪が相対的に軸筒ころ軸受を開発し，エアオイル潤滑でdmn値325万

方向に移動できるため，自由側軸受として好適である．

の超高速運転を達成したので報告する．

剛性に優れた定位置予圧方式での高速化が進展すれ*要素技術研究所-12-

工作機械主軸用NU形円筒ころ軸受へのセラミックスの適用

転がり軸受要素へのセラミックス適用は従来より提生しない．一方，径方向では，主に高速運転時の発熱

案されている4）．工作機械用途では，高速運転時で特と遠心力によって内輪が膨張し，予圧過大となり，こに問題となるジャイロモーメント5）の影響を抑制する

ろと軌道面間の発熱が増加し，急激な昇温によって運目的で，アンギュラ玉軸受の転動体への適用が進んで転停止となる場合がある．工作機械主軸の場合，主軸いる6）が，円筒ころ軸受への適用は極めて限られてい系の発熱が工作機械全体に及ぼす熱影響を抑制するたる．セラミックスの特長を活かせば，円筒ころ軸受でめ，静止体である外輪外径側に外筒冷却を施す．内輪も定圧予圧での超高速アンギュラ玉軸受と同等の高速側は軸受発熱に加えてビルトインモータの発熱や放熱化が可能となることを，既報2）と併せて示したい．

しにくい構造のため昇温しやすく，内外輪温度差が顕著になり，高速時には予圧過大となりやすい．つまり，軸受内部の発熱や膨張を抑えることが，高速化のカギ

2．構造と高速運転のための要素技術となる．
上記を踏まえて，高速化のための軸受内部の要素技

今回開発したNU形円筒ころ軸受の断面図を図1に術について述べる．先ず内輪のセラミックス化に関し示す．
図1のNU形円筒ころ軸受の内輪は，構造用セラミて，表1に窒化珪素の物性を鋼と比較する．線膨張係

ックスである窒化珪素（Si 3N 4）で構成されている．

数が鋼の30％であることは，熱膨張量の抑制に極め保持器の材料はPEEK（ポリエーテルエーテルケトン）て効果的である．また，密度が40％でありながら，であり，保持器の内径をエアオイルノズル間座の外径

縦弾性係数が150％でありポアソン比は大きく違わで案内する構造となっている．ころと外輪は通常の軸ないため，内輪の遠心膨張も30％程度に止まる．す

受鋼（SUJ2）製である．ただし，外輪にはつばも兼

なわち，予圧の増加が鋼製内輪の場合と比べて抑制さ

ねた排油間座が嵌合され，図中の赤丸で囲んだ外輪とれ，軸受内部の発熱も抑えられる．

つば兼排油間座のすきまからも排油される構造である．

表1 セラミックス（Si3N4）と鋼の物性比較
Properties of Si3N4 and steel

高速化に伴い要求される軸受特性は，過大予圧の抑制ということに集約される．円筒ころ軸受の場合，内

Si3N4

鋼

外輪が相対的に自由移動できるため軸方向の予圧は発線膨張係数 1/K

3.2×10-6

11×10-6

密度 kg/m3

3.2×103

7.8×103

縦弾性係数 GPa

314

211

ポアソン比

0.26

0.3

エアオイルノズル

すきま

外輪
つば兼排油間座

エアオイル
ノズル間座

保持器の案内形式については既報2）でも記したように，滑り軸受部を構成する案内面には比較的低温の潤

PEEK保持器

滑油を常時給油すると同時に速やかに排油して，せん

セラミック内輪

断発熱で高温となった油を滞留させないことが肝要である．これも軸受内部の発熱抑制に寄与する．図1で見ると，エアオイルノズルから空気と共に噴出された潤滑油は回転する内輪の傾斜面に衝突した後，油に作用する表面張力と遠心力によって斜面を登り，ころと軌道面を潤滑する．同時に，圧送されたエアに駆動されて軸受内部側から案内すきまを通過して軸受外部側

排気孔に排出される．すなわち，常時新鮮な潤滑油が保持器
案内部にも供給されて速やかに排油されることになる．

排油部

外輪側の排油構造に関しても，軸受内部に供給され

図1 開発NU形円筒ころ軸受
Developed NU-type cylindrical roller bearing

た潤滑油は，高速域では特に遠心力で外輪内径近傍に-13-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

滞留しやすく，過剰に滞留すると攪拌抵抗の増加，つ3．NU形円筒ころ軸受の排油性と高速回転性

まり軸受内部の発熱に繋がる．外輪側につばを有する
NU形円筒ころ軸受は，N形に比べてそれが顕著となると考えられる．したがって，高速化のためには外輪

本章では，第2章で触れたNU形円筒ころ軸受の外側の排油構造にも工夫が必要となる．

輪側の排油性に着眼して，試作した各種軸受の回転速

ここで比較のため，既報2）で紹介したN形円筒ころ度に対する温度特性を調査する．試作品は標準排油構

軸受を図2に示す．

造，排油溝構造，排油孔構造のNU形円筒ころ軸受でこの構造では，内輪はセラミックスで構成されていあり，それぞれの構造を図3，4，5に示す．

るが，両端に鋼製のつばを兼用した側輪が嵌合されて図3の標準排油構造品の内輪は鋼製（SUJ2），こいる．セラミック内輪は軸としまりばめで，側輪は軸ろはセラミックス製である．外輪つばは外輪と別体で，とすきまばめである．N形円筒ころ軸受で内輪をセラ

PEEK製保持器は図1，2で示したノズル外径案内形

ミックス化するには，つばも一体でセラミックス製に式となっているが，外輪側の排油構造は標準である．

するかもしくはつばを別体として嵌合する必要があ

図4の排油溝構造品では，外輪つばを別体としてこる．どちらの場合も図1のNU形に比べてセラミック

ろ両端面のすきま，外輪およびつばの間に設けたすき内輪の加工が複雑化あるいは高精度化にならざるを得

まから外径側に移動した潤滑油を，外輪外径側に設けず，鋼に比べてセラミックスの加工は著しくコスト高

た溝を経て排出する構造である．

となることが難点であった．一方，N形では外輪側に

図5の排油孔構造品では，両側の外輪つば部のそれ

つばを持たないため，遠心力で外輪側に飛散した潤滑

ぞれに円周6箇所ずつの排油孔を等配に設け，軸受両油が内部に滞留しにくい．なお，保持器の案内構造や端に潤滑油を逃がす構造となっている．両側の排油孔保持器材料は図1の開発NU形と同じである．

が互いに対面しないよう位相をずらして配置している．
なお，排油溝構造，排油孔構造ともに，内輪ところ

外輪
エアオイルノズルPEEK保持器

はセラミックス製であり，PEEK保持器の案内はエアオイルノズルの外径で行う．
各円筒ころ軸受の主要諸元と試験条件を，表2に示す．図6は，本開発を通して用いた試験機の断面構造である．図3〜5のNU形円筒ころ軸受を運転試験した

鋼製つば兼用側輪

セラミック内輪

結果を，図7に示す．
図7を見ると，標準排油構造，排油溝構造，排油孔
構造はどれも，10,000min-1付近で大きな温度ピークを示している．これは，工作機械用途のエアオイル
潤滑円筒ころ軸受にNU形が使用されてこなかった主

図2 セラミック内輪N形円筒ころ軸受
N-type cylindrical roller bearing with a ceramic inner ring

な理由でもある．本開発では最高回転速度を向上させるだけでなく，実用性を鑑み，低速度域から高速度域まで剛性を確保しながら急な昇温も無く，滑らかに運転可能な軸受を提供することが求められている．本来，排油溝構造と排油孔構造は，高速回転域での排油性向上を意図して試作したものであり，排油溝構造では
35,000min-1まで到達してはいるものの，どちらも
中速度域10,000min-1付近での温度ピークが解消されていない．なお，標準排油構造と排油孔構造は急昇温により試験を打ち切った．
そこで先ず，この温度ピークの原因が排油性にあると推察し，それを確認した．図8には，図4の円筒こ-14-

工作機械主軸用NU形円筒ころ軸受へのセラミックスの適用
排油孔

排気孔

排気孔

排油部

図3 標準排油構造NU形円筒ころ軸受
Standard structure NU-type cylindricalroller bearing

排油部

標
準
排
油
構
造

断面図
図3
サイズ
φ70×φ110×20
ピッチ径 93mm
内輪
SUJ2（内径1/12のテーパ穴）
外輪
SUJ2
ころ
Si3N4，φ7×7，22本
保持器
PEEK+CF30％，ノズル外径案内

排
油
溝
構
造

断面図
図4
サイズ
φ70×φ110×20
ピッチ径 93mm
内輪
Si3N4（内径円筒穴）
外輪
SUJ2
ころ
Si3N4，φ7×7，22本
保持器
PEEK+CF30％，ノズル外径案内

試
験
条
件

排油孔

図5 排油孔構造NU形円筒ころ軸受
Oil-drain hole structure NU-typecylindrical roller bearing

図4 排油溝構造NU形円筒ころ軸受
Oil-drain groove structure NU-typecylindrical roller bearing

表2 図7での試験軸受（図3〜5）と試験条件
Test bearings (Figs. 3〜5) and conditions associated with Fig. 7

排
油
孔
構
造

排油部

排油すきま 排油溝

外筒冷却

試験用単列円筒ころ軸受

ビルトインモータ

支持用DB配列アンギュラ玉軸受

図6 試験スピンドル構造
Section view of spindle test rig

断面図
図5
サイズ
φ70×φ110×20
ピッチ径 93mm
内輪
Si3N4（内径円筒穴）
外輪
SUJ2
ころ
Si3N4，φ7×7，22本
保持器
PEEK+CF30％，ノズル外径案内

ろ軸受において，運転開始前にエアオイルを十分供給した場合とそうでない場合についての運転結果をプロットしている．

初期ラジアルすきま -3〜-4 mm
軸受潤滑 エアオイル
ISO VG32
軸受両側より給油
0.01cm3 / 10 min×2
外筒冷却温度 室温±1℃

図8（a）（b）は，共に0.01cm3/10min×2で給油しながら13,000min-1まで急加速した場合であるが，（a）は運転前に90分間給油し，（b）は給油しなかった．（a）は（b）に比べて，運転開始直後の昇温が内輪で約30℃，外輪で約15℃も高い．このことから，中速度域での温度ピークも，軸受内部に潤滑油が滞留したことが原因と思われる．したがって，高速域だけでなく中速域での排油性にも優れた構造が必要となる．また，N形軸受ではこのような温度ピークは認められないことから，外輪つば部近傍の排油性に着目-15-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

すべきと考えるが，これは高速域での外輪側の排油性

ラミック内輪，エアオイルノズル外径案内保持器，おに繋がる．

よび外輪側の排油すきま構造により，中速度域での温そこで，さらに検討・試作を重ねた結果，図1の構度ピークを抑制し，超高速度域まで急激な昇温も無く造に至った．表3に試験条件をまとめている．運転試

運転可能であることが実証された．セラミック製ころ

験結果を図9に，図2のN形の結果 2） と併せて示す．

ではなく鋼製ころでも35,000min-1での内輪温度を，

図9（a）はセラミック製ころ，（b）は鋼製ころでの実用上の指針である70℃とすることができた．図2

データである．

のN形2）と比較して，セラミック内輪の構造が簡素で

図9（a）によると，今回開発したNU形はN形と同あることに加え，ころも鋼製とすることができ，コス

じく，中速度域10,000min-1付近での温度ピークもト面で実用的といえる．

認められず，目標である35,000min-1（dmn値325

さて，内輪にセラミックスを適用したことが高速回万）まで滑らかな昇温曲線を描いている．内輪温度も転性に寄与したことは明らかであるが，セラミックス

N形と比べると，35,000min-1で2℃低くなっている．

適用の利点はこれに限らない．鋼製内輪を用いて高速

図9（b）でもNU形は，10,000min-1付近での温度

運転する場合は，運転時の内輪内径の熱や遠心力起因

ピークは認められず，35,000min-1まで温度上昇はの膨張によって軸とのはめあいが緩むことを防止すべ

滑らかに推移している．35,000min-1で内輪温度はく，工作機械主軸に通常用いられる内径50〜70℃であり，N形と比べると4℃程度低く，好ましい

100mmの転がり軸受の場合，30μmあるいはそれ結果となっている．

以上のしまりばめ代となり，圧入による組込作業性に難がある．内輪をセラミックスにすると，熱や遠心力

8070

標準（図3）

60

度 ˚C

排油溝（図4）

60
50

温

40

内輪

50

回転速度

40
10000

30

外輪

20

5000

10

30

0

排油孔（図5）

0

10

20

30

40

50

0
60

経過時間 min
0

10000

20000

30000

40000

(a) 事前給油がある場合
With pre-oil-supply

回転速度 min-1(a) 内輪温度
Inner ring temperature

70

20000

60

度 ˚C

80
70
60

標準（図3）

温

外輪温度 ˚C

15000

排油溝（図4）

50

15000

50
40

回転速度

内輪

10000

30

外輪

20

5000

10
40

0
0

30

20000

30000

30

40

50

(b) 事前給油がない場合
Without pre-oil-supply

20
10000

20

経過時間 min

排油孔（図5）
0

10

40000

回転速度 min-1

図8 事前給油量と温度上昇
Pre-oil-supply and temperature rise(b) 外輪温度
Outer ring temperature
図7 回転速度と内外輪温度との関係
Inner and outer ring temperatures vs. rotational speed

-16-

0
60

回転速度 min-1

内輪温度 ˚C

70

20

20000

回転速度 min-1以上から図1の構造，すなわち，側輪を用いないセ

工作機械主軸用NU形円筒ころ軸受へのセラミックスの適用

表3 図9での試験軸受（図1，2）と試験条件
Test bearings (Figs. 1 and 2) and conditions associated with Fig. 9による膨張量が小さいため，5μm未満のしまりばめとすればよく，作業性向上に大きく寄与する．

断面図
図1
サイズ
φ70×φ110×20
開 ピッチ径 93mm
Si3N4（鋼製側輪なし）
発 内輪
NU 外輪
SUJ2
形 ころ
φ鋼またはSi3N4，φ7×7，22本
保持器
PEEK+CF30％，ノズル外径案内
軸と内輪のはめあい 5μmしまりばめ

セ
ラ
内
輪
N
形

試
験
条
件

さらに，セラミックスの高い縦弾性係数は，軸受剛性の向上にも効果がある．これを次章で確認する．

4．セラミックス適用による軸受剛性の向上

断面図
図2
サイズ
φ70×φ110×20
ピッチ径 93mm
内輪
Si3N4（鋼製側輪あり）
外輪
SUJ2
ころ
鋼またはSi3N4，φ7×7，22本
保持器
PEEK+CF30％，ノズル外径案内
軸と内輪のはめあい 2μmしまりばめ

本章では，第1章で概観したように，高速性と並んで重要視される軸受剛性について，セラミックス適用の効果を計算で確認した．
内径70mmの円筒ころ軸受の内部すきまゼロの条
件下で，材料の組合せは内輪ところをそれぞれ鋼もし
くはセラミックスとした．負荷するラジアル荷重の最初期ラジアルすきま 0〜3mm
軸受潤滑 エアオイル
ISO VG32
軸受両側より給油
NU形
0.01cm3/10min×2（Si3N4ころ）
0.01cm3/6min×2（鋼ころ）N形
0.01cm3/10min×2（Si3N4ころ）
0.01cm3/5min×2（鋼ころ）
外筒冷却温度
室温±1℃

大値は，工作機械の実機を考慮して7kNとした．
ラジアル荷重と軸受中心の変位を図10に示す．直線性が良い3〜7kNの領域での剛性を求めると，表4のようになる．内輪のみをセラミックスにした場合の剛性向上率は7％，ころのみをセラミックスにした場
合は19％となる．ころをセラミックス化した場合は，
ころと内輪，ころと外輪の2箇所の剛性が並列的に向80上するため効果が大きい．内輪のみのセラミックス化
による剛性向上効果は比較的小さいものの，高速性のセラミック内輪 N
開発 NU

60

大幅な向上に付随する利点である．

50

温

度 ˚C

70

40

10000

dmn 325万

20000

30000

軸受中心変位 µm

0

外輪

40000

回転速度 min-1(a) セラミック製ころ
With ceramic rollers
80

セラミック内輪／鋼ころ
セラミック内輪／セラミックころ

12
10
8
6
4
2

70

セラミック内輪 N
0

開発 NU

60

0

2

4

6

8

ラジアル荷重 kN
50

図10 ラジアル荷重と軸受変位の計算結果
Radial load vs. calculated bearing deflection

温

度 ˚C

鋼内輪／セラミックころ

14

30
20

鋼内輪／鋼ころ

16

内輪

40

内輪

30
20

0

10000

外輪

dmn 325万

20000

30000

表4 セラミックによる剛性向上の効果
Bearing stiffness improvement due to ceramic elements
40000

回転速度 min-1(b) 鋼製ころ
With steel rollers
図9 回転速度と内外輪温度上昇
Inner and outer ring temperatures vs. rotational speed

-17-

内輪／ころ

剛性 N/m鋼／鋼

6.23×108

増加率 ％0

Si3N4／鋼

6.64×108+7

鋼／Si3N4

7.43×108+19

Si3N4／Si3N4

8.09×108+30

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

200

1000

応力

900

フープ応力計算値 MPa

セラミックスを内輪に用いる場合，熱や遠心膨張によるフープ応力に対する強度確認が必要である．軸対
称変形ではせん断応力がないため，円周方向のフープ
応力（たが応力），軸方向応力，半径方向応力が主応力となり，内圧や遠心力を受ける薄肉円筒ではフープ応力が最大となる．
図11に油圧式のセラミック内輪の強度試験機の構

800

膨張量

150

700

軸受組立品破損

600
500

100

内輪単品破損

400
300

50

200

内輪軌道膨張量 µm

5．セラミック内輪の強度確認

推定実機最大応力100造を示す．供試品は，図1の開発軸受と同じ内輪を用00

いている．外部の油圧ポンプで昇圧した油圧を内輪内

50

100

150

200

0
250

内輪負荷圧力 MPa

径に一様に与え，内輪単体あるいは軸受アッセンブリ
図12ー状態(ころと外輪を組み込んだ状態)でも試験が可能である．図12に結果を示す．横軸は内径に負荷する

内径負荷圧力とフープ応力，内輪外径膨張量
Inner loading pressure vs.
hoop stress and inner ring expansion

油圧であり，縦軸は相当する内輪内径のフープ応力である．内輪単体の場合は500MPa，軸受アッセンブ
セラミック内輪

リー状態では640MPaのフープ応力で破損しており，それぞれ実用最大応力160MPaの約3倍，4倍である．
軸受形式の場合はころによって内輪外径にフープ応力を打ち消す方向の圧縮応力が加えられ，内輪単体の場
合よりも高い内圧に耐えることができる．
以上のように機能と強度を確認した図1の構造の開発NU形円筒ころ軸受の外観写真を，図13に示す．

排油部

セラミック内輪(a) 軸受単体
Bearing body
エアオイルノズル間座

油圧源

図11 内輪油圧負荷装置
Hydraulic loading test rig(b) 軸受とエアオイルノズル間座
Bearing and air-oil nozzle spacers
図13 開発NU形円筒ころ軸受の外観
Developed NU-type cylindrical roller bearing-18-

工作機械主軸用NU形円筒ころ軸受へのセラミックスの適用

参考文献

6．まとめ

1）社団法人 日本工作機械工業会 工作機械設計技術専門委員会，工作機械の設計学（基礎編），- マザーマシンを知るために -，初版，社団法人 日本工作機械工業会，93，1998．
2）森 正継・古林 卓嗣，工作機械用高速円筒ころ軸受の開発，NTN TECHNICAL REVIEW，76，80-87，
2008．
3）NTNカタログ 精密転がり軸受，CAT. No. 2260II/ J，160，2008．
4）六角和夫・西田勝利，セラミック転がり軸受，精密工学会誌，54巻，7号，1240-1244，1988．
5）日本機械学会編，工作機械の最先端技術 高速・高精度・複合化手法，2版，工業調査会，104，
1989．
6）社団法人 日本工作機械工業会 工作機械設計技術専門委員会，工作機械の設計学（基礎編），- マザーマシンを知るために -，初版，社団法人 日本工作機械工業会，99-100，1998．

工作機械主軸用NU形円筒ころ軸受の高速化を目的とし，以下の要素技術を導入した．
1 セラミックス（窒化珪素）製内輪
2 エアオイルノズル外径による保持器案内
3 外輪つば別体化による排油構造
セラミック内輪は，セラミックスの特長である低い
線膨張係数と密度および高い縦弾性係数を活かし，高速運転時の膨張による予圧過大を抑制することが狙いである．このことにより，高速化の最大の障壁となる
軸受内部発熱の低減が可能となり，高速化に大きく寄与した．
また，軸受内部の潤滑油の滞留も，油のせん断発熱による軸受温度上昇を招く．したがって，保持器の滑り案内面での潤滑油の排油を促進するために保持器案
内面を改良し，また，外輪つば近傍の排油を促進する
ために外輪つば別体の排油構造を導入した．
上記の要素技術を導入し超高速 d mn値 325万（軸受内径70mm，回転速度35,000min-1）に対応する
NU型円筒ころを実現した．また，セラミック内輪の強度確認も行い，実用上十分な強度を有することを確認した．
工作機械の水準向上に直結する軸受の高機能化と信頼性向上は飽くなき追求テーマであり，今後もNTNは軸受技術の高度化に取り組んでいく．

執筆者近影

森

正継

要素技術研究所

古林

卓嗣

要素技術研究所-19-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[論 文]

表面窒素濃度を管理した浸炭窒化SUJ2鋼の人工圧痕付与による圧痕起点型はく離寿命評価 注）
Evaluation of Scratched Contact Fatigue Life with Artificial Dent of Carbonitrided
SUJ2 Steel Whose Surface Nitrogen Content is Controlled大木

力*Chikara OHKI

浸炭窒化処理は転がり軸受にとって重要な性能である異物混入潤滑下の寿命を延命するのに有効であることが知られている一方で，鋼中窒素濃度と異物混入潤滑寿命の関係は明らかになっていない．そこで今般，鋼中窒素濃度を正確に管理した高炭素クロム軸受
鋼2種の異物混入潤滑寿命を調査した．潤滑油中に混入させる硬質異物のバラツキを排除するため，玉軸受の内輪にロックウェル圧子によって人工圧痕を形成し，その転動疲労試験を実施した．本試験で得られたワイブル分布の傾きは従来型の試験で得られるもの
より大きくなったため，本方法は定量的なデータを得るのに適しているものと考えられる．鋼中の表面窒素濃度が0.05mass%以上の場合，99％の信頼性で通常のSUJ2材よりも長寿命になることが分かり，加えて表面窒素濃度が0.4mass%の場合，0.1mass%の場合よりも99％の信頼性で長寿命になることが分かった．表面窒素濃度が0.4mass%の場合，50％はく離寿命は通常のSUJ2材の4倍の値となった．

The scratched contact life is very important performance for rolling bearings, however, there is no research about
relationship between nitrogen concentration and the scratched contact life. Keeping this situation in mind, the scratchedcontact life of SUJ2 (SAE52100 equivalent) of which nitrogen concentration accurately controlled is investigated in thisresearch. To avoid uncertain accidents occurred by additive contamination to lubrication oil, ball bearing’s inner rings added
the artificial dent by Rockwell indenter (196N) were used for the scratched contact life test. Weibull slope of the test resultsby this operation condition became shaper than that of test result by general test method (i.e., bearing’s rolling contact
fatigue life test under contaminated lubrication condition). Therefore, it is thought that the test method in this research issuitable to get quantitative data. Significance test of the results appeared that when the surface nitrogen concentration isover 0.05 mass%, the scratched contact life is superior to that of normal SUJ2 with a reliability of 99%. Besides, experimental
results revealed that, when the surface nitrogen concentration is 0.4 mass%, the life can be longer than that of 0.1 mass%
nitrogen concentration. The sample whose surface nitrogen concentration is 0.4 mass% demonstrated L50 life that was 4times as long as normal SUJ2.

１．はじめに転がり軸受の内部起点型はく離寿命1)におよぼす浸そこで本研究では，窒素濃度を正確に管理した

炭窒化処理の影響については，古くは倉部らによって，SUJ2材の圧痕起点はく離寿命について，人工圧痕を

最近では例えばDommarcoらによって有効性が確認

付与した試験片を用いることにより，不確定要因が少されている2, 3)．近年では，転がり軸受の異物混入潤なく，ばらつき，再現性のよい寿命データを得ること

滑下での寿命(以下，圧痕起点型はく離寿命と呼称すを試みた．その方法は玉軸受内輪軌道面に，ロックウ

る)が潤滑油中に硬質異物が混入する自動車のトラン

ェル硬さ測定用圧子により圧痕を付与して寿命試験を

スミッション内や自動車用ハブ，減速機等の転がり軸行うものである．以下，これを圧痕起点型はく離寿命

受にとって重要であり，この圧痕起点型はく離に対試験と呼称する．なお，比較のため，従来よく用いらしても浸炭窒化処理が有効であることが確認されてれる異物混入潤滑下での寿命試験4, 5)も行った．

いる 4, 5)。その一方，窒素濃度を正確に管理 6, 7)した
SUJ2材の寿命データはまだない．

*要素技術研究所
注）鉄と鋼 95巻(2009)

pp.695-703を加筆・修正-20-

表面窒素濃度を管理した浸炭窒化SUJ2鋼の人工圧痕付与による圧痕起点型はく離寿命評価にある程度の窒素濃度が確保される場合を想定した．

2．試験方法

熱処理後，各実験番号の試験片から無作為に2個ずつ抽出し，内輪軌道面溝底部中央における鋼中の炭素，2. 1 試験片材質
試験軸受は深溝玉軸受（JIS規格軸受型番：6206，

窒素濃度分布をElectron Probe Micro Analyzer

内径30mm，外径62mm，幅16mm，転動体9個）(EPMA)の線分析によって調査した．その結果を図1とした．転走面表層に生じる双方向き裂の発生によるに示す．同一実験番号内での炭素，窒素濃度分布にバ

寿命への影響8) を避けるため転動体にはセラミック球

ラツキはなく，窒素濃度分布は図1に併記した予測値（φ9.525mm（3/8inch)）を用いた．圧痕起点型とほぼ合致した．なお，EPMAによって得られる炭素，

はく離寿命試験に用いた内輪，外輪の素材は表1に示

窒素濃度の値はFe中に固溶したものと析出物内に含した化学成分の同一ロットのSUJ2とした．内，外輪

まれるものの合計値である．

の熱処理にはバッチ型熱処理炉（容積120R）を用

EPMAの線分析によって研削加工後の内輪軌道面

い，浸炭窒化処理時の雰囲気は非分散型赤外吸収法に

溝底部中央の窒素濃度分布を実験番号毎に2箇所ずつ

よりCO，CO 2分圧を，熱伝導度法によりH2分圧を，調査した．その結果を図2に示す．窒素濃度分布は図

ガスクロマトグラフィーによりNH3分圧を測定した．

1の窒素濃度分布から表2に記載した研削加工取代をOhkiの方法に基づいて，未分解NH3分圧，H2分圧，炭削除したものにほぼ合致している．熱処理によって得素の活量と処理時間から，鋼中窒素濃度分布を制御した鋼中窒素濃度分布は3種類だが，研削加工取代を変た6, 7)．圧痕を付与しない外輪は内輪よりも必ず長寿

更することにより4種類の鋼中窒素濃度分布を持つ試命になるため，浸炭窒化処理は施さず，通常の焼入れ，

験片を得ることができた．X線回折法を用いて，試験

焼もどしを施した．熱処理条件と研削加工取代を表2実施前の内輪軌道面溝底部中央の最表面から50μmに示す．以降，各試験の実験番号は表中のように研削深さ位置における残留応力と残留オーステナイト量を後の完成した表面窒素濃度を表す英数字で記述する．

調査した．その結果を表3に示す．残留応力は熱処理

試験片はそれぞれ表2に示した加熱温度から油冷に条件によらず圧縮であり，定量値にも大きな差は生じ

よる焼入れを経た後，180℃×2hの焼もどしを施していない．残留オーステナイト量は窒素濃度の高い順

た．N0, N0Cは浸炭窒化処理を施さない場合で，Cに多くなっており，N04が最も多く，浸炭窒化処理

は異物混入潤滑下での寿命試験用を表すものとする．

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

Si

0.99

Mn

P

S

Ni

Cr

Mo

Cu

O

(ppm)

0.26 0.44 0.012 0.006 0.08 1.46 0.03 0.15

9Notation of eachspecimen

Inner ring
N0,
N0C

N005

N01

N04

Outer
ring

Pertial pressure of NH3 (Pa)

―

30

213

←

―

Pertial pressure of H2 (kPa)

33.4

36.5

42.5

←

33.4

Flow rate og RX gases measured 11.5
at 25˚C and 1 atm (L/min)

←

←

←

11.5

Treating temperature (˚C)

850

852

852

←

850

Duration (s)3000

8000 5300←

3000

Carbon activity ac

0.70

0.95

←

←

0.70

Machining allowance (µm)

100

110

130

50

100

Surface nitrogen concentration
after grinding (mass %)

0

0.05

0.1

0.4

0

Carbon, Nitrogen concentration (mass%)

表2 熱処理条件と研削取代
Heat treatment conditions and grinding allowances(N0C for the test under contaminated lubrication)

1.9

Carbon, Nitrogen concentration (mass%)

Carbon, Nitrogen concentration (mass%)

N005は窒素濃度が低い場合，N01, N04は研削後N0, N0C

1.7
1.5
1.3
1.1
0.9
0.7

Carbon0.5
0.3

Nitrogen

0.1
-0.1

0

1.9

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5
Distance from surface mm

0.6

1.9

N005

1.7
1.5
1.3
1.1
0.9
0.7

Carbon0.5
0.3

Nitrogen

0.1
-0.1

0

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5
Distance from surface mm

N01, N04

1.7
1.5
1.3
1.1
0.9
0.7

Carbon

0.5
0.3
-0.1

1st measured profile
2nd measured profile
Estimated nitrogen profile

Nitrogen0.1
0

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5
Distance from surface mm

0.6

図1 研削加工前の炭素，窒素濃度分布
Carbon & Nitrogen concentration distribution profiles
before grinding

-21-

0.6

Nitrogen concentration (mass%)

0.5
N0, N0C
0.4
0.3
0.2
0.1
0
-0.1

0

0.1
0.2
0.3
0.4
Distance from surface mm

0.5
N01

0.4
0.3
0.2
0.1
0
-0.1
0

を施していないN0が最も少ない．また，図3に熱処

0.5
N005
0.4

理完了後の断面硬さ分布を示す．研削後の最表面に相0.3当する位置においてN005, N01の断面硬さはN0,0.2N04に比較して若干高いが，その差は50HV以下と0.1

小さい．以上より，各実験番号における材質の主な違

0-0.1

Nitrogen concentration (mass%)

Nitrogen concentration (mass%)

Nitrogen concentration (mass%)

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

0.1
0.2
0.3
0.4
Distance from surface mm

いは鋼中窒素濃度と残留オーステナイト量の2点であ0

ると言える．

0.1
0.2
0.3
0.4
Distance from surface mm

0.5

2. 2 寿命試験方法

N04

0.4
0.3

試験対象は深溝玉軸受の内輪であり，圧痕は内輪軌

0.2

道面溝底部中央に円すい形ダイヤモンドのロックウェ

0.1

ル硬さ測定用圧子(頂角120˚の円錐の頂点に曲率00.2 mmの球面を持つ圧子)を196Nの荷重で押し付けて形成した．形成した圧痕形状は三次元表面形状装

-0.1
0

0.1
0.2
0.3
0.4
Distance from surface mm

置で測定し，圧痕周縁部の盛り上がり形状が圧痕中心

1st measured profile
2nd measured profileを対称軸として軸方向，円周方向に対しほぼ対称形状であることを確認している．各試験片の代表的な圧痕

図2 研削加工後の窒素濃度分布
Nitrogen concentration distribution profiles after grinding

形状を図4に示す．付与した圧痕は内輪1個当り30個(12˚毎の等配)とした．
用いた寿命試験機は図5に示すように2個の試験軸

表3 X線回析による残留応力，残留オーステナイト量Characteristics measured by X-ray diffraction

受に均等にラジアル荷重を負荷する構造である．軸受

Notation

Residual atress (MPa)Retained austenite (%)の潤滑は油浴潤滑とした．試験条件を表4に示す．はN0, N0C-53

8.5

く離の検知には振動監視計を用いており，試験中の振

N005

-92

15.3

動加速度は約1.5m/s 2(周波数範囲：3Hz〜5kHz，

N01

-75

15.8

実効値)であるが，振動加速度が6m/s2になった時に

N04

-119

23.3

振動監視計が感知して試験が停止する設定とした．振動加速度が約6m/s 2になった時，内輪に形成された圧痕のうち1個の圧痕から大きなはく離が発生するこ800とを確認している．また，寿命に与える機差の影響を排除するため，全ての寿命試験を1台の試験機で実施

750

した．

Hardness (HV)

700

比較のため，浸炭窒化処理を行わない軸受（N0C）
650に対して従来多く用いられる異物混入潤滑下での寿命試験4,5) (以下，異物混入潤滑試験と呼称する)も行っ

600

た．試験軸受の材質，試験機，軸受に与えるラジアル

550

N0, N0C

荷重，内輪回転数，潤滑方法は圧痕起点型はく離寿命N005

試験方法と同じで，他の条件もほぼ同じである．異なN01, N04

る点は内輪に人工圧痕を付けず，潤滑油内に所定量の

500
450

硬質異物(形状：球形，量：0.4g/R，硬さ：800HV，

400
0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

粒径：108〜180μm)を混入させる点である．

Distance from surface mm

図3 熱処理完了後の断面硬度分布
Hardness distribution profiles before grinding-22-

Load movement dir.

表面窒素濃度を管理した浸炭窒化SUJ2鋼の人工圧痕付与による圧痕起点型はく離寿命評価

Dent
2µm

Dent
2µm

3．試験結果3. 1 はく離および圧痕の状況

2mm

0µm

Dent Profile of cross section

圧痕起点型はく離寿命試験では，全ての試験軸受に0µm

おいて内輪にはく離が発生し，転動体，外輪には損傷

Dent Profile of cross sectionが無かった．内輪に形成された30個の圧痕のうち1個5µmの圧痕のみから大きなはく離が発生していた．はく離

5µm
100µm

の起点部周辺の例を図6に示す．他の試験軸受も同様

100µm
Dent
2µm

の形態を示しており，はく離の起点は圧痕の内側には

Dent
2µm

無く，圧痕周縁の盛り上がり部分を起点としたはく離が荷重移動方向に広がる形であった．この形態は従来
0µm
Dent Profile of cross sectionの試験方法4,5)で得られるはく離形態と同様である9)．

0µm

異物混入潤滑試験でのはく離部周辺の代表例を図7

Dent Profile of cross sectionに示す．圧痕周縁の盛り上がり部分を起点としたはく
5µm
100µm

Load movement dir.

5µm

100µm

図4 圧痕形状の例
Examples of dent's shape

2mm

Load spring
N04 109.9h failed

N0 36.7h failed

Support bearing
6312

PulleyTest bearing
6206

Test bearing
6206
Coupling

Oil bath
0.1mm

Dent by rockwell indentation

0.1mm

Dent by rockwell indentation

Load movement dir.

図6 人工圧痕周辺のはく離例
Examples of flaking area with artifical dent
図5 試験機概略図
Schematic drawing of rolling contact fatigue life tester
for ball bearing

2mm

表4 圧痕起点型はく離寿命の試験条件
Test conditions of scratched contact life testing
Radial load (kN)

4.9

Radial internal clearance (µm)

20

Maximum contact stressof flat surface (GPa)3.04

Rotating speed of inner ring (min-1)

3150

LubricantTurbine oil(Dynamic Viscosity at 40˚C :58.6mm2/s)

N0C 19.8h failed

N0C 65.0h failed

0.1mm

Dent by contamination

0.1mm

Dent by contamination

図7 異物混入潤滑試験のはく離例
Examples of flaking area under contaminated lubrication
condition-23-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

離が荷重移動方向に広がる形であり，圧痕起点型はくのワイブル分布（N0C）を，圧痕起点型はく離寿命

離寿命試験方法でのはく離形態と同様であることが確試験で得られたもの（N0）と比較した図を図9に示認される．他の試験軸受においてもはく離形態は同様

すが，前者は寿命が大きくばらついたために，ワイブであった．試験後の内輪軌道面の圧痕分布状態（はくル勾配が明らかに小さい．前者の試験法では，油浴中離していない部分）を外観写真で図8に示す．14.7hの硬質異物の分布状態や軸受の運転開始タイミング等という比較的短寿命ではく離した内輪の軌道面に形成によって軌道面に噛み込む異物量が大きく変化してしされた圧痕量は，65.0hはく離品の内輪軌道面に形成まうことが原因であると考えられる．後者の試験法でされている圧痕量の2倍以上であり，本試験では同じ

はワイブル勾配が大きくなって再現性のよい寿命デー

試験条件であっても圧痕の生成に大きなばらつきが生タが得られており，これは人工圧痕を付与するためにじることが分かる．

軌道面に噛み込む異物量という不確定要因が無く，圧Load movement dir.

痕量，すなわち疲労が主に進行する危険体積のばらつ
きが小さいためであると言える．

N0C 65.0h failed

N0C 14.7h failed

圧痕起点型はく離の寿命試験方法で得られた表面窒
素濃度による寿命変化について，ワイブル分布図としてまとめたものを図10に示す．いずれの実験もばらつきが少なく，勾配が大きいことから，本試験法が実
1mm

1mm

機の寿命予測の有用な試験法となりうると考えられ

Arrows mean dents made by contaminents.

る．表6のL50寿命で見ると，N0(浸炭窒化処理なし)

図8 異物混入潤滑試験後の内輪軌道面外観
Inner ring's raceway after life test under contaminatedlubrication condition

では57.7h, N005(表面窒素濃度が0.05mass%程度)では117.3h, N01(表面窒素濃度が0.1mass%程度)では121.3h,N04(表面窒素濃度が0.4mass%

3. 2 ワイブル分布程度)では218.0h と，最短と最長では4倍程度の差

表5に試験結果の一覧を示す。本試験での寿命はになるなど，表面窒素濃度が高い程長寿命を示した．

Lundberg-Palmgrenの古典理論10)より2パラメータN005とN01では表面窒素濃度が異なるのにほぼ同のワイブル分布関数に従うものとして求めた．

じワイブル分布となっているが，これについては4章で考察する．

表6にワイブル分布から得られた軸受寿命を示す．
異物混入潤滑試験から求めた浸炭窒化処理無しの場合

表5 圧痕起点型はく離寿命の試験結果
Results of scratched contact life test

表6 ワイブル分布から得られた結果
Test results from Weibull distributions

N0C
N0
N005
N01
N04
Cumulative Failure Cumulative Failure Cumulative Failure Cumulative Failure Cumulative Failure
life (%) time (h) life (%) time (h) life (%) time (h) life (%) time (h) life (%) time (h)
15.9

14.1

5.6

36.7

10.9

66.6

5.6

78.4

8.3

109.9

38.6

14.7

13.7

42.5

26.5

95.3

13.7

87.1

20.2

150.4

61.4

19.8

21.8

44.4

42.2

119.6

21.8

100.9

32.1

200.7

84.1

65.0

29.8

47.0

57.8

123.6

29.8

101.9

44.0

235.6

―

―

37.9

50.1

73.5

130.7

37.9

105.8

56.0

241.7

―

―

46.0

55.3

89.1

168.2

46.0

111.6

67.9

244.2

―

―

54.0

58.5

―

―

54.0

121.2

79.8

244.2

―

―

62.1

62.9

―

―

62.1

122.3

91.7

319.2

―

―

70.2

63.0

―

―

70.2

130.5

―

―

―

―

78.2

70.1

―

―

78.2

146.3

―

―

―

―

86.3

71.6

―

―

86.3

146.4

―

―

―

―

94.4

85.7

―

―

94.4

195.0

―

―

-24-

N0C

N0

N005 N01

L10 life※ (h) 8.0

38.6

67.6

N04

L50 life※ (h) 24.3

57.7

117.3 121.3 218.0

Weibull slope※ 1.70

4.68

3.42

81.7 124.9

4.77

3.38

※Calculation value from 2 parameter Weibull distribution.

表面窒素濃度を管理した浸炭窒化SUJ2鋼の人工圧痕付与による圧痕起点型はく離寿命評価

異物混入潤滑試験のワイブル勾配は1.7であり，正規

Cumulative failure (%)

99分布に近似すると誤差が大きくなる（歪度1.9，尖度

803.8）が，圧痕起点型はく離寿命試験で得られたワイ

50

ブル勾配は3.38〜4.77の範囲で3.26に近く（歪度20は最大で1.1，尖度は最大で1.8），正規分布におおよ10そ近似することが可能であると考えられる．正規分布

5

N0C
N0
1
101

102

に近似した場合の各実験番号の平均寿命，標準偏差，
および平方和を表7に示す．正規分布に近似した場合

103の平均寿命は全ての実験番号においてワイブル分布かLife h

ら求めたL50寿命とほぼ同じ値を示している．従って

図9 試験方法によるワイブル分布の違い
The difference of Weibull distributions by the variation of
the test method

正規分布に近似したことによる誤差は少ないものと考えられる．
有意差検定の結果を表8に示す．浸炭窒化処理を施していないN0と，N005またはN01の母平均には危Cumulative failure (%)

99

険率1%で有意差が認められ，本試験での浸炭窒化処

80

理による圧痕起点型はく離寿命の長寿命化が確認され

50

る．N005とN01の母平均には危険率10％で有意差20がないことが分かった．また，表面窒素濃度が0.4
N0
N005
N01
N04

10
5

1
101

mass%程度と高いN04の母平均は，危険率1％でN01の母平均と有意差があることが確認された．従って本研究での圧痕起点型はく離寿命試験において，

102

103

SUJ2の浸炭窒化処理はこれを長寿命にする効果があLife hり，窒素濃度が高い場合にはその効果が大きくなると
図10 窒素濃度分布によるワイブル分布の違い
The difference of Weibull distributions by the variation of
nitrogen concentration

結論できる．

表7 正規分布に近似した場合の値
Approximations to normal distribution

3. 3 有意差の検定

N0

N005

N01

N04

複数種類の軸受の寿命差を論じる場合に，試験より

Average life (h)

57.3

117.3

120.6

218.2

得られたワイブル分布から直接比較されることがある

Standard deviation

14.2

34.3

31.5

64.4

4,5,11)．しかし試験に供した軸受個数が少ない場合に

Sum of aquares

2211.95869.810903.729040.0はワイブル分布の信頼性が低いため，必ずしも適切な比較であるとは限らない．その場合，統計処理を背景

表8 t 検定の結果
Resulta of t -testにした有意差で比較する必要があると考えられるが，Standard devisionof populationt0

t(φ,0.1)t(φ,0.01)

N0 and N005

22.475

5.339

1.746

2.921**

N0 and N01

24.416

6.350

1.725

2.845**

12,13) が，現状では確立されているとは言えない．そN005 and N01

32.378

0.204

1.746

2.921

こで本研究では得られた寿命試験結果を正規分布の有N01 and N04

47.107

4.539

1.734

2.878**

ワイブル分布の有意差検定に関する研究例は少ない．

Objects

Johnsonは統計学を用いて，Fujitaは計算機上に発生させる乱数を用いて検定方法の研究を行っている**危険率1％で有意差あり

意差検定により評価することにした．比較する2者の母集団が正規分布であって，その分散が未知の場合，両者共通の母標準偏差を推定し，t分布よりその母平均の有意差を検定することが可能である14)．ワイブル分
布はその勾配が3.26の時に正規分布に一致する10) ．

-25-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

4．考

2.0

察

1.8

N0
N005
N01
N04

1.6

dent height (µm)

本研究での圧痕起点型はく離寿命試験において，SUJ2の浸炭窒化処理が軸受寿命を長くする効果があり，鋼中窒素濃度が高い場合にはその効果が大きくなることが分かった．ここでは浸炭窒化処理による長寿命化の理由について考察する．

1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4

圧痕起点型はく離寿命について，圧痕内部の傾き(=

0.2

圧痕深さ÷圧痕径)が小さいほどその寿命が長くなる

0.00という報告があるが15)，図4にある様に圧痕の内部形

25

50

75

100

125

150

Distance from the standard point µm

状の差異は少ないため，本研究での長寿命化の理由に

図11 転動疲労前の圧痕周縁の形状
Shapes around dents before rolling contact fatigueは挙げられない．
盛上がり部の曲率半径を圧痕半径で除した値が小さ
いほど 11)，または盛り上がり部頂点の角度が小さい

2.0（鋭角）ほど16) 盛り上がり部分の疲労が進行する際に1.8生じる応力集中が大きくなり，圧痕起点型はく離寿命

N0
N005
N01
N04

dent height (µm)

1.6は短くなると報告されている．圧痕起点型はく離寿命
試験実施前後の圧痕周縁の盛り上がり部分の形状(荷重移動方向に対して後方)を図11, 図12に示す．なお，
Y軸方向原点は圧痕が無い場合の内輪軌道面の溝底と

1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4

し，X軸方向原点は盛り上がりの斜面とY軸の交点と

0.2

している．

0.0

図11の試験実施前では浸炭窒化処理品（N005,

0

25

50

75

100

125

150

Distance from the standard point µm

N01, N04）の盛り上がり部頂点の形状は，浸炭窒

図12 転動疲労後の圧痕周縁の形状
Shapes around dents after rolling contact fatigue

化していないN0の形状に比較してより鈍角であり曲率半径も大きい．残留オーステナイトの存在は加工誘
起マルテンサイトの生成によって加工硬化係数を大きくすると考えられるが，浸炭窒化処理品は残留オース

本研究での浸炭窒化処理方法6, 7)では脱炭が生じな

テナイト量が多い．鋼の物性と圧痕形状の関係を調査いため，炭素と窒素の合計濃度は侵入した窒素濃度分した研究 17)によれば，加工硬化係数が大きい材料ほだけ増加すると考えられる．従って浸炭窒化処理によ

ど圧痕周縁の盛り上がり形状は鈍化するという結果がる固溶強化19)によって疲労寿命が向上していることも得られているため，本調査結果は妥当であると考えら考えられる．しかしながら，表面窒素濃度0.05mass%れる．しかし試験実施後の図12では，試験実施前に程度のN005と表面窒素濃度0.1mass%程度のN01の比較して盛り上がり高さは半分程度に減少しており，

ワイブル分布はほぼ同じなため，長寿命化原因を一概

盛り上がり部頂点付近の形状は試験片の材質や経過時に表面窒素濃度で説明することはできない．そこで，間によらずにほぼ同じになっていた．過去の研究によ

鋼中全体の窒素濃度とオーステナイト（以下，γ-Fe

れば転がり接触時の圧痕周縁の盛り上がり形状は疲労と呼称する）中に固溶している窒素濃度（以下，固溶の初期（はく離寿命の約1/8まで）に大きく変化し，そ窒素濃度と呼称する）の関係を市販の熱力学相平衡状

れ以降はあまり変化しないことが指摘されている18)．

態図計算ソフトにより計算した．供試材のSUJ2は化

そのため，疲労が進行する際の応力集中は材質によら学成分としてC，Si，Mn，Crを含むが，計算の複雑ず同程度であったことが推察される．従って，浸炭窒化を避けるためにSi,Mnを計算対象から省き，化処理による長寿命化原因は残留オーステナイト富化

1mass%C-1.5mass%Cr-Fe系に窒素を加えた場合による圧痕周縁の盛り上がり形状の鈍化によるものでの平衡状態を計算するものとした．温度は浸炭窒化処はないと考えられる．

理温度と同じ850℃とした．なお，実際には加熱後-26-

表面窒素濃度を管理した浸炭窒化SUJ2鋼の人工圧痕付与による圧痕起点型はく離寿命評価に焼入れを施すため，マルテンサイト中の固溶窒素濃5．まとめ

度を明らかにすべきであるが，その計算は困難である．
本研究での焼入れは油冷による急冷であるため，

本研究では表面窒素濃度を正確に管理したSUJ2材

850℃のγ-Fe中の固溶窒素濃度と大きな差は生じな

深溝玉軸受に対し，ばらつき，再現性のよい寿命デー

いものと考えた．また，窒素はCrNの他にもセメンタ

タを得ることを目指し，内輪軌道面に人工圧痕を付与

イト（(Cr,Fe)3(C,N)）中の炭素の置換元素としてもして圧痕起点はく離寿命試験を行った．以下にその結存在するが，その量は非常に少ないために無視してい果をまとめる．

る．計算結果を表9に示す．0.05mass%Nの場合，850℃ではγ-Fe＋セメンタイトの2相域であるが，

1）本試験方法で得られたワイブル分布は，いずれの0.1〜0.3mass%の範囲ではγ-Fe＋セメンタイト＋

試験片も従来の硬質異物混入潤滑下での寿命試験

CrNの3相域になり，0.4〜0.6mass％の範囲ではに比較してばらつきが少なくワイブル勾配が大き

γ-Fe＋CrNの2相域になることが分かる．0.05

い結果となった．これは異物の軌道面への噛み込

mass%Nの場合にはCrNを形成しないため固溶窒素

み方の不確定要因が無くなったためと考えられ濃度は全体の窒素濃度に等しいが，0.1mass%Nのる．従って本試験方法は再現性のよい寿命データ

場合はCrNを形成して固溶窒素濃度は0.077mass%を得るのに適していると言え，実機の寿命予測の程度になる．0.4mass%Nの場合にもCrNを形成す

有用な試験法になりうると考えられる．

るが，全体の窒素濃度が高いために固溶窒素濃度が2）ワイブル分布から得られたL50寿命は，浸炭窒化処

0.154mass%程度になり，0.1mass%Nの場合の理を施さないもので57.7h，表面窒素濃度が2倍になることが分かった．従ってN005とN01の0.05mass%，0.1mass%，0.4mass%のも平均寿命に差が生じないのは，固溶窒素濃度が同程度のでそれぞれ117.3h，121.3h，218.0h となであるためと考えられる．以上より，浸炭窒化処理材

り，最大では4倍程度の差になるなど表面窒素濃の圧痕起点型はく離寿命は，固溶窒素濃度が多い程，度が高い程長寿命を示した．

長くなるものと考えられる．

3）ワイブル分布を正規分布に近似し，t分布による有意差検定を実施した．その結果，異物混入潤滑
下での寿命試験ではワイブル勾配が小さく正規分

表9 850˚C加熱時のオーステナイト中の窒素濃度計算値
Calculation results of nitrogen concentration in γ-Fe at 850˚C(1mass%C-N-1.5mass%Cr-Fe)
Total nitrogenconcentration(mass%)

Nitrogen
Mass of CrN
per steel 1g (g) concentrationin γ-Fe※ (mass%)

0.05

0

0.050

0.1

0.001

0.077

0.2

0.005

0.092

0.3

0.009

0.115

0.4

0.012

0.154

0.5

0.014

0.211

0.6

0,015

0.286

布に近似できなかったのに対し，本試験方法では浸炭窒化処理品の平均寿命が浸炭窒化処理を施さ

Phase
at 850˚C

ない場合より危険率1％で長くなること，および
表面窒素濃度が0.4mass%程度と高い場合の平γ-Fe※+cementite

均寿命は表面窒素濃度が0.05mass%,

γ-Fe※

0.1mass%の場合よりも危険率1％で長くなるこ+cementite+CrNとを明らかにできた．
4）熱力学相平衡状態図計算により，浸炭窒化処理材
※+CrN

γ-Fe

の寿命は固溶窒素濃度が多い程，長くなるものと考えられる．

※ Austenite-Fe-27-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）参考文献

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執筆者近影

大木

力

要素技術研究所-28-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[論 文]

軸受用高合金鋼のプラズマ窒化処理
Plasma Nitriding Treatment of High Alloy Steel for Bearing Components

八木田 和寛* Kazuhiro YAGITA
大 木
力* Chikara OHKI

航空機エンジン用軸受をはじめとする高温高速条件で使用される特殊用途軸受には，安全の観点から極めて高い信頼性に加えて，経済的観点から交換周期の延長が求められている．そのためには，潤滑油中への異物混入を原因とする表面損傷による突発的な軸受の破損を防ぐ必要がある．
潤滑油中への異物混入の対策として，軸受軌道面に硬化層を形成することにより，異物の影響を低減する方法がある．硬化層を形成する手段には，表面硬化処理の一種である低温窒化があり，特にプラズマ窒化（イオン窒化）処理は窒素源にアンモニア等を使用しないため，環境負荷が低く，またスパッタリング効果によって高合金鋼でも窒化を比較的容易に行える
優れた熱処理方法である．本稿では，特殊用途軸受に用いられる高合金鋼であるM50，
M50NiLに対するプラズマ窒化処理の適用例を紹介する．

Bearings for special purposes including aerospace engines should have a very high reliability from safety aspect, in
addition, which are required to extend the maintenance interval from economical aspect. In order to do, it is necessary to
prevent unexpected failure of bearing caused by surface damage with contaminated lubricant environment. A
countermeasure of contaminated lubricant environment is to provide hardened layer to bearing races, as reducing effect ofcontamination. One method of surface modification is low-temperature nitriding as a kind of surface hardening, especiallyplasma-nitriding (ion-nitriding) is low environmental load treatment without using ammonia, and relatively suitable for highalloy steel. This report describes the examples of application of plasma-nitriding.

ユーザーが予期せぬ突発的なタイミングでの破損とな

1．はじめにりやすく，特に航空機エンジン用軸受では，飛行中に高温高速条件で使用される軸受は，極めて高い信頼トラブルがあれば緊急着陸を余儀なくされるため，安性が必要とされているため，一般的な軸受鋼と比べて全上極めて重要な破損モードである．また，経済的観

清浄度の高い材料を使用している．このような材料は，点からも，軸受の交換周期延長のために，異物混入潤

鋼中の非金属介在物を起点とする内部起点はく離に対滑下での寿命延長が求められている．
潤滑油への異物混入対策として，熱処理を変更すして高い耐性を有し，長寿命を示す．
しかし，軸受の使用環境は，常に清浄油で潤滑される 1）〜3）など様々な手法があるが，軸受軌道面に硬化るとは限らず，潤滑油中に異物が混入する過酷な使用層を形成する表面硬化処理もその一つである．表面硬環境も存在する．そのような環境においては，内部起化処理の一種である低温窒化処理の中でも，プラズマ

点はく離が生じる前に，軌道面に異物を噛みこみ，圧窒化（イオン窒化とも呼ばれる）処理は，ガス窒化で痕が形成され，圧痕を起点としてはく離が生じる場合

は窒化が困難とされる高合金鋼に対してもスパッタリがある．この場合，軸受の寿命は内部起点はく離の場

ングの効果により窒化を比較的容易に行うことができ合より短くなり，また，異物を噛み込む確率，異物のる 4）． NTN では，高温高速条件で使用される軸受に大きさ，硬さなど多くの要因に影響される．

M50 5）やM50NiL6）（表１）を使用しており，このような高合金鋼にプラズマ窒化は適している．

このように，異物を原因として軸受が破損する場合，*要素技術研究所-29-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

しかし，低温窒化処理は，処理条件によっては表面

2．プラズマ熱処理に化合物層（白層とも呼ばれる）や粒界に析出物（図1）が発生する可能性があり，これらは転動疲労寿命

プラズマ熱処理の概略を説明する．現在では，様々に悪影響を及ぼす恐れがある．軸受部品に適用するにな形式のプラズマ熱処理装置が存在するが，基本的なは，化合物層はもちろん，粒界析出物が発生しない処

形式は，装置内部を真空ポンプで減圧し，被処理物を理が求められる．また，潤滑油中の異物噛み込みの影

陰極，装置内壁などを陽極にして直流電圧を印加する

響を少なくできるよう，ある程度の窒化深さも要求さものである．その際，装置内部に導入するガスによっれる．本論文では，これら要求を満たしながらプラズて窒化処理や浸炭処理を行うことができる．

マ窒化をM50やM50NiLへ適用した例を紹介する．

減圧下で直流電圧を電極に印加すると，グロー放電が発生する（図2）．その際，陰極から電子が陽極に向かって飛び出し，装置内部に導入したガス分子と衝

表1 M50とM50NiLの化学組成 (wt%)
Chemical compositions of M50 and M50NiL

突することで，ガス分子がイオン化する．イオンは逆

C

Si

Mn

Ni

Cr

Mo

V

に陰極方向に加速されて陰極，すなわち被処理物と衝

M50

0.80

0.2

0.3

0.1

4.0

4.3

1.0

突し，被処理物内部へ侵入する7）．

M50NiL

0.13

0.2

0.2

3.4

4.1

4.3

1.2

プラズマ熱処理の特徴は，雰囲気炉での熱処理と比較して環境負荷が低い点が挙げられる．例えば，窒化処理であれば，雰囲気炉などの場合，アンモニアガス
を使用することが多いが，プラズマ窒化処理であれば，窒素と水素で窒化することも可能である．また，雰囲
気炉のように炉内全体を加熱するのではなく，被処理物を選択的に加熱することもできる．
プラズマ熱処理装置の主な形式の概略を図3に示す．被処理物にバイアス電圧をかけるコールドウォー
ルやホットウォールと呼ばれる形式では，被処理物にイオンが衝突するスッパタリングにより清浄表面が現れるため，ガス窒化や真空窒化で長時間を要する材料
でも短時間で処理が可能である．しかしスッパタリン

0.05mmグにより表面粗さが荒れるなどの悪い面もあり，被処

図1 粒界析出物の例（ナイタル腐食）
Exemplification of intergranular precipitates (nital etched)

理物にバイアス電圧をかけないアクティブスクリーンと呼ばれる形式が開発されている．
なお，本論文の実験では，コールドウォールのプラ
ズマ熱処理装置を使用し，温度制御には放射温度計を用いた．

図2 グロー放電の様子
Appearance of glow discharge-30-軸受用高合金鋼のプラズマ窒化処理

スクリーン

ヒーター

(a) コールドウォール(b) ホットウォール

特・グロー放電のみで加熱
徴

特 ・加熱用ヒーターを内蔵
徴 ・温度分布が均一(c) アクティブスクリーン
特 ・スクリーンと呼ばれる部分にバイアス電圧が印加される
徴・スクリーンからの輻射で加熱

図3 プラズマ熱処理装置の概略図
Schematic diagram of plasma heat treating equipment

C，N濃度 wt%

3.0

3. 1 粒界析出物
低温窒化で問題となるのが，前述した表面の化合物
層や，粒界析出物の発生である．これらは，はく離や破断の起点となり，軸受の転動疲労寿命に悪影響を及ぼす可能性が高い．本項では，粒界析出物が発生した

1200
C濃度
N濃度
硬さ

2.5
2.0

1000
800

1.5

600

1.0

400

0.5

200

0
0

例を示す．

0.1

0.2

0.3

0.4

HV硬度

3．プラズマ窒化処理の適用例

00.5

表面からの深さ mm

あらかじめ従来の焼入れ，焼戻しなどの熱処理を行（a）M50
3.0

N2:H2:CH4=79:80:1の体積比でガスを装置内に導入

2.5

C，N濃度 wt%をArスパッタリング後に480℃で30h保持，その際して窒化した．CH4を導入ガスに添加しているのは，
低温窒化の際，表面近傍の炭素濃度が若干低下するのを防ぐためである8）9）．
処理後の試験片断面の炭素，窒素濃度分布をElectron

C濃度
N濃度
硬さ

1000

2.0

800

1.5

600

1.0

400

0.5

200

0

Probe Micro Analyzer（EPMA）で分析し，断面硬度

1200

0

0.1

0.2

0.3

をビッカース硬度計で測定した（図4）．M50はおよ表面からの深さ mm

そ0.1mm，M50NiLはおよそ0.2mmまで窒素が侵（b）M50NiL

0.4

HV硬度

ったM50（ずぶ焼入れ），M50NiL（浸炭）の試験片

00.5

入し，図5のミクロ組織写真でわかるように，ナイタ
図4 プラズマ窒化処理後の炭素，窒素濃度と硬度の分布
Depth profiles of carbon, nitrogen content and hardnessof plasma nitrided specimen

ル腐食を行うと粒界に沿って白色の析出物が現出した．M50は0.05mm，M50NiLは0.2mm程度の深さまで粒界析出物が発生した．この粒界析出物は分析の結果，鉄の窒化物，その中でも主にFe3Nで構成さ
れていた．

-31-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）の状態であることが分かった．
すなわち，短時間のプラズマ窒化処理で表面近傍だけに窒素を侵入させる場合は問題ない．しかし十分な窒化深さを得ようと長時間のプラズマ窒化処理を行った場合，プラズマ窒化処理によって迅速に窒素が鋼中に侵入しても，鋼中での窒素の拡散速度が遅いため，表層付近に窒素が高濃度で偏在し粒界析出物が発生する．そのため，プラズマ窒化処理のみで，粒界析出物の発生を抑制しながら十分な窒化深さを得ることは困

0.05mm

難である．
（a）

M50

2.5

C＋N濃度 wt%

2.0

1.5

1.0

0.5

0.05mm0（b）

粒界析出なしM50NiL粒界析出あり図5 プラズマ窒化処理後のミクロ組織（ナイタル腐食）
Microstructures of plasma nitrided specimen （nital etched）

図6 粒界析出物の発生状況と炭素，窒素濃度の和の関係
Relationship between sum of carbon, nitrogen content
and occurrence of intergranular precipitate

3. 2 粒界析出物の発生の抑制

3. 3 拡散処理条件の検討

M50やM50NiLのプラズマ窒化実験を行ったとこ

M50やM50NiLにプラズマ窒化処理だけを行ってろ，基本的には鋼中の窒素濃度が高いほど粒界析出物

も，粒界析出物を発生させずに軸受部品に必要な窒化が発生しやすくなるが，同じ窒素濃度でも発生する場

処理深さを得ることは困難であるため，プラズマ窒化

合と，発生しない場合があった．

処理後に拡散処理を行うことで，粒界析出物を発生さ

前項の結果から，粒界析出物の発生には炭素濃度もせずに，窒化深さを得ることを目指した．

関わっていると考え，窒素濃度だけでなく炭素濃度も一般的に，窒素に限らず鋼中に侵入した元素をより考慮して実験結果を整理したところ，図6のように素深く拡散させるには，拡散処理温度を高く，拡散処理

地の炭素濃度と窒素濃度の和がおよそ1.7wt%を境に時間を長くすることが有効である．しかし，様々な拡して粒界析出物の発生の有無が層別された．なお，測散処理条件を試みたところ，プラズマ窒化処理後に長定領域に析出物を含んだ場合の高濃度な結果は除外し時間の拡散処理を行うと，拡散処理温度がプラズマ窒

た．このことから，プラズマ窒化処理を行う場合，窒化処理前に行う焼戻温度未満であるにも拘わらず，母素濃度だけでなく炭素濃度と窒素濃度の和に注意する

材の硬さが低下することがわかった．十分な窒素侵入必要があることが分かった．

深さを確保しても母材の硬さが低下してしまっては軸

また，実験結果から，M50やM50NiLでは，必要受部品として使用できなくなる．そのため，窒素の侵な窒化深さを得るためにプラズマ窒化時間を長くする

入深さを確保しながら，母材の硬さ低下が生じない適と，窒素が鋼内部に十分に拡散する前に，表層付近の切な拡散処理条件を確立することが必要である．

窒素濃度が高くなり粒界析出物が発生する，拡散律速M50やM50NiLで，拡散処理時の温度，保持時間-32-軸受用高合金鋼のプラズマ窒化処理と母材硬さの低下の関係（図7）や，窒素の侵入深さ
C，N濃度 wt%な三角形の領域が，適切な拡散処理条件として得られた．次項に,プラズマ窒化処理と適切な拡散処理を組み合わせた結果を示す．

C濃度
N濃度
硬さ

2.5
2.0

1200
1000
800

1.5

600

1.0

400

0.5

200

0

0

0.1

0.2

0.3

HV硬度

3.0

の確認試験を行った結果，図8に模式的に示したよう

0
0.5

0.4

（a）M50低温

HV硬度

C，N濃度 wt%

3.0
2.5
2.0

1200
1000
800

1.5

600

1.0

400

0.5

200

0

高温

C濃度
N濃度
硬さ

0

0.1

0.2

0.3

0.4

HV硬度

→高硬度

表面からの深さ mm

00.5

表面からの深さ mm
→長時間

処理時間

（b）M50NiL

図7 処理温度と時間と母材硬さの関係
Relationships among treatment temperature, time andmatrix hardness

図9 プラズマ窒化処理後の炭素，窒素濃度と硬度の分布
Depth profiles of carbon, nitrogen content and hardnessof plasma nitrided specimen, after diffusion treatment

拡散温度

拡散処理に
適した条件

母材硬さ低下N侵入深さ不足

拡散時間

0.05mm

図8 拡散処理条件の概略
Schematic diagram of diffusion treatment condition（a）M503. 4 拡散処理を追加した処理例
あらかじめ従来の熱処理を行ったM50（ずぶ焼入れ），M50NiL（浸炭）の試験片を，プラズマ熱処理
装置中で，Arスパッタリング後に430℃で10h保持
した．保持中は，N 2:H 2=1:1の体積比でガスを導入
して，プラズマ窒化した．窒化後，炉内で室温まで冷却して装置から取り出し，恒温槽で430℃，160h
0.05mm

保持して拡散処理を行った．
拡散処理後の試験片断面の炭素，窒素濃度分布と断（b）M50NiL

面硬度を図9に，ナイタル腐食後のミクロ組織写真を

図10 拡散処理後のミクロ組織（ナイタル腐食）
Microstructures of plasma nitrided specimen, after diffusion
treatment (nital etched)

図10に示す．M50はおよそ0.15mm，M50NiLは-33-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

およそ0.2mmまで窒素が侵入している．また，析出

仕上げ研削を拡散工程後に行うのは，プラズマ窒化物を測定したことによる高値な部分を除けば，素地の処理による表面粗さの変化や，わずかではあるが形状

炭素濃度と窒素濃度の合計値は，窒素が侵入した領域

や寸法が変化する場合に対処するためである．

の大部分でおよそ1.7wt%以下であった．

これら工程により，粒界析出物の発生を抑制しなが

3.1項（図4）の実験結果と比較すると，窒素の侵ら，窒素が侵入していない部分の硬さは，M50や入量が少ないため，窒素侵入領域の硬さの増加が少な

M50NiLに従来の熱処理を行った後の硬さを維持しな

いが，表面硬さは900Hvを超えており，また，ミクがら，表面には十分な深さの硬化層を形成することがロ組織に粒界析出物は認められなかった．転動疲労をできる．

受ける軸受部品に対する処理として，本項のプラズマ窒化処理と拡散処理の組み合わせた処理は適している

4．プラズマ窒化処理の効果の確認といえる．

耐表面損傷特性を評価するため2円筒転がり試験を

3. 5 軸受に適用する際の工程行った．試験の概略を図12，試験条件を表2に示す．

前項までの結果から，M50やM50NiLからなる軸モーターで駆動側円筒を駆動し，従動側円筒は駆動側受部品にプラズマ窒化処理を適用する際に，適していに従動させる自由転がりにした．表面粗さの大きいると考えられる工程の流れを図11に示した．図11のSUJ2からなる駆動側円筒で，粗さの小さいM50や工程のうち，赤枠で囲った工程がプラズマ窒化を適用

M50NiLからなる従動側円筒に損傷（ピーリング損傷）するために追加する工程である．以下に留意点を述べを発生させ，その状況を評価した．従来の熱処理を行る．

った従動側円筒と，3.4項で示した処理条件でプラズ・プラズマ窒化処理を行わない従来の工程と同じ熱処

マ窒化，拡散処理を行った後に，仕上げ研削を行った
従動側円筒で比較した．

理を行い，粗研削を行う．この際，仕上げ研削の取試験後の従動側円筒の例として，M50のピーリン代を残しておく．

グ発生状況を図13に示す．M50 ，M50NiLともに，・プラズマ熱処理装置で，Arスパッタリングとプラズ
マ窒化処理を行う．
・必要な窒化深さを得るための，適切な条件で拡散処
理を行う．

駆動側円筒
副曲率R60・仕上げ研削を行い，以降はプラズマ窒化処理を行わ

従動側円筒
副曲率なし

ない場合と同様の工程を行う．
なお，拡散処理はプラズマ熱処理装置で行う必要はなく，必要に応じて，真空炉や大気炉などを選択すれば良い．
図12 2円筒転がり試験の概略
Schematic diagram of double roller test
熱処理

従来と同じ焼入れ焼戻しなどの熱処理を行う

表2 2円筒転がり試験条件
Conditions of double roller rolling test

粗研削
プラズマ窒化拡

Ar-H2でArスパッタリング
N2-H2で窒化処理

駆動側円筒

散

仕上げ研削

図11 プラズマ窒化処理適用部品の工程
Process flow of producing plasma nitriding components-34-

φ40×L12, 副曲率R60, Ra=0.5μm,
SUJ2標準熱処理品

従動側円筒

φ40×L12,

回転数

2000min-1

副曲率なし, Ra=0.02μm

最大接触面圧

2.3GPa

負荷回数

4.8×105回（4h）

雰囲気温度

常温

潤滑油

無添加タービン油VG46

給油方法

フェルトパッド給油

軸受用高合金鋼のプラズマ窒化処理

プラズマ窒化処理を行わない場合は，ピーリング損傷

負荷用コイルばねが従動側円筒に発生したが，プラズマ窒化処理，拡散負荷用玉軸受6312

処理を行った従動側円筒ではピーリング損傷が発生せず，耐表面損傷特性の向上が認められた．
試験軸受6206

試験軸受
6206

カップリング
駆動プーリ

図14 試験機概略図
Schematic drawing of rolling contact fatigue life tester
for ball bearing

0.2mm（a）M50表3 寿命試験条件
Test conditions of rolling contact fatigue life test
受6206C3ラジアル荷重6.86kN

最大接触面圧（内輪）3.44GPa

軸0.2mm

最大接触面圧（外輪）3.56GPa

回転速度

3000min-1

潤滑油

VG56循環給油（b）M50（プラズマ窒化+拡散）
図13 ピーリング損傷の発生状況
Occurrence of peeling damage99

累積破損確率 %80

次に航空機エンジン用軸受で軌道輪に用いられる
M50NiLにプラズマ窒化処理，拡散処理を行った後，仕上げ研削を行って6206軸受を製作し，耐異物混入
寿命を評価した．この場合，潤滑油中に異物が混入し

50
20

従来品

10

窒化品

5

L10 22.9he
3.11た際に発生する圧痕を模擬するため，寿命試験用軸受の内輪転走面溝底部にあらかじめ30個のロックウェ

1

ル圧痕を荷重20kgfで等配に形成した．比較のため，

101

L10 179.1h
e
1.76
102

103

寿

プラズマ窒化を行っていない従来の熱処理を行った

命 h

図15 寿命試験結果
Test results of rolling contact fatigue life test

M50NiL（浸炭）からなる内輪も準備し，同様に圧痕を形成した．図14に示す寿命試験機を用い，表3の試験条件で，これらの内輪を組み込んだ6206軸受の転動疲労寿命試験を行った．
試験結果を図15に示す．プラズマ窒化を行った方が長寿命であり，異物混入への耐性が大幅に向上していることがわかる．

-35-

104

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

参考文献

5．まとめ

1）倉部 兵次郎 , 荒木 透, 1%Cr 鋼の浸炭および浸炭窒化層の昇温ころがり疲れ特性, 鉄と鋼, 53（11）,1305, 19672）K. Maeda, H. Nakashima, N. Tsushima, Proc.
of the Int. Tribology Conf. Yokohama, JAST,
1387, 1995
3）大木 力, 前田 喜久男, 中島 碩一, NTN TECHNICALREVIEW, 71, 2, 2003
4）K. Nishiguchi, Y. Takahashi, M. Tanaka：PrePrints of the National Meeting of JWS, 51,334, 1992
5）例えば米国航空宇宙材料規格AMS 6491
6）例えば米国航空宇宙材料規格AMS 6278
7）窒化処理時の例 J. Walkowicz, Surf. Coat.
Technol. 174-175, 1211, 2003
8）M. Lovonyak, PROC. OF THE 17th IFHTSECONGRESS 2008, 1, 61, 20099）Kaoru Ikenaga, PROC. OF THE 17th IFHTSECONGRESS 2008, 2, 685, 2009

高温高速条件下で使用される軸受部品で用いられる
M50やM50NiLにプラズマ窒化処理を適用する際の処理条件を検討し，以下の結果が得られた．
1）鋼中の炭素濃度と窒素濃度の和が1.7wt%を超えると，軸受部品に有害である粒界析出物が発生する可能性が高くなる．
2）窒化処理だけでは，粒界析出物の発生を抑制しながら，十分な窒化深さを得ることは困難であり，拡散処理が必要である．
3）拡散処理温度が焼戻温度未満であっても，長時間の拡散処理を行うと母材の硬さ低下を起こす．よって，窒化深さが得られ，かつ母材の硬さ低下を起こさない，適切な処理条件で拡散処理を行う必要がある．
4）プラズマ窒化処理，拡散処理により，耐ピーリン
グ損傷特性が向上した．
5）適切なプラズマ窒化処理，拡散処理を行った
M50やM50NiLは，表面及び表層の硬度が上昇
し，プラズマ窒化処理を行っていないものと比較
して耐圧痕性や転走面に圧痕が形成した場合の寿命が向上した．

執筆者近影

八木田

和寛

要素技術研究所

大木

力

要素技術研究所-36-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[解 説]

軸受軌道輪の温間ローリング鍛造工程の生産性向上
Improve Productivity for Warm Ring Rolling Process of Bearing Race

NTN-SNR

Eric PELLETIER*
Pierre EHINGER*

軸受軌道輪の温間ローリング鍛造工程の生産能力向上と不良削減を目指し、鍛造工程のシ
ミュレーション精度の向上を図った．NTN-SNRは1960年より温間ローリング鍛造を採用しており，このシミュレーション技術の向上により，加工サイクルタイムの短縮，ツー
ル寿命の改善，設備調整時間の削減を実現した．

NTN-SNR improved the accuracy of numerical simulation for warm ring rolling process to achieve the improvement of the
productivity and the scrap reduction. Since 1960, NTN-SNR has applied warm ring rolling process, and be able to be realized
the improvement of forming tool life and the cycle time reduction for the manufacturing and machine adjustment by the
improvement of numerical simulation technology.

図2に示すように，ブランクの外径を外径拘束型1，

1．まえがき2を用いて拘束することによって，成形ロールの形状を正確に転写することができ，外径・内径面の旋削レ

従来より，各企業において製造コスト削減のためにスの高精度ローリング加工を可能としている．

生産性向上が課題となっている．NTN-SNRでは，軸受軌道輪の製造工程に旋削レスの温間ローリング加工

また，図3にはNTN-SNRの特長である成形ロールを実施しているが，さらなる生産性向上を図るため，のらせん運動の軌跡を図示しているが，このらせん運

温間ローリング用数値シミュレーションの最適化に取動により，ブランクの成型は効果的に肉厚を減少させり組んできた．本稿では，複列アンギュラ玉軸受の外ながら，拡径させることが可能である．

輪を一例として，NTN-SNRの温間ローリング鍛造加工の生産性向上について紹介する．
回転圧延ロール

2．温間ローリング鍛造方法の構造と特徴
図1に一般的なローリング鍛造方法と，NTN-SNR

外径拘束型

成型ロール

が適用している温間ローリング鍛造方法の違いを示す．
一般的なローリング鍛造方法は，ブランクに回転している成形ロールを内径側から押し当て，ブランクのブランク

肉厚を減少させながら，ブランクを成形および拡径する．
一般的なローリング鍛造方法

NTN-SNRの温間ローリング鍛造方法は外径拘束型の中にブランクを挿入し，成形ロールをらせん運動さ

NTN-SNRの温間ローリング鍛造方法

図1 ローリング鍛造方法の比較
Comparison of rolling process

せながら押し当て，ブランクを成形及び拡径する．

*NTN-SNR ROULEMENTS Production Engineering R&D-37-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

3．設備の特徴と生産性向上への取り組み
外径拘束型①

設備の概要を図4に示す．本設備の機構は以下の通りである．
外径拘束型②1）成型ロール回転駆動部により，成型ロールを回転させる．
2）成型ロール螺旋回転駆動部，ラック機構稼動部お成形ロール

よび成型ロール押込駆動部は，歯車を介して連結されており，成型ロールに螺旋軌道・軌跡を生成する．
3）外径拘束型は，図中の「外径拘束型1」が固定さ

図2 外径拘束型と成形ロールの構成
Fixed die and roll forming tool

れており，「外径拘束型2」が作動する構造となっている．このため，「外径拘束型2」が稼動することにより，製品を型内側に挿入され，成型後排出される．
また，本装置のメインフレームは，成型ロール保持部分であり，傾斜させることにより，製品の自重によって排出可能としているため，製品排出機構については省略し，簡素化している．
本設備の駆動については，従来の油圧式からNC制
御へ変更している．この結果，各機構部分の動作状態
を総合的に制御し，機構動作のばらつきを抑えている．

Z
10.00

また，NC制御からの位置情報を活用して，シミュレ

5.00

ーション制度の向上を図り，成型サイクルの短縮が可能となった．

Y

0.00

-5.00
-10.00-15.00-10.00

-5.00

0.00

メインフレーム

5.00

成形ロール
回転駆動部

図3 成形ロールの軌跡 (例)Spiral trajectory for roll forming tool

外径拘束型①
外径拘束型②

成形ロール
螺旋回転機構部

成形ロール
押込駆動部
ラック機構稼動部

図4 温間ローリング鍛造設備の概要
Monitoring machine for warm rolling process-38-軸受軌道輪の温間ローリング鍛造工程の生産性

3. 1 数値シミュレーション
NTN-SNRでは加工サイクルタイムの削減，ツール
寿命の改善，設備調整時間の削減を図るため，温間ローリング鍛造工程と成形ロールを最適化するための数
値シミュレーションの開発に取り組んできた．

3. 1. 1 温度解析
温間ローリング鍛造中における温度解析の一例を示す．

図7 温間ローリング鍛造中の成形ロールの温度
Temperature of roll forming tool during rolling

図5にはブランクの温度を，図6および図7には外径拘束型および成型ロールの温度分布の解析結果を示す．これらの解析をまとめ，図8は，成形ロールに対

expérience 3mm

する温間ローリング鍛造時の経過時間と温度の関係お450

よび数値シミュレーション解析結果と実測値の比較を

400

示す．

350

expérience 20mm

simulation 3mm

simulation 20mm℃

成形ロールの表面温度解析値

温度

この結果，成形ロールの表面温度および内部温度（表面から20mmの位置）ともに，数値シミュレーシ
ョン解析結果と実測値はほぼ一致しており，本数値シ成形ロールの表面温度実測値

300
250

成形ロールの内部温度（表面から20mm）の解析値と実測値

200

ミュレーションが非常に高精度であることを確認でき

150

た．

時

間

図8 成形ロールの鍛造経過時間と温度の関係
Relation between time and temperature during rolling

3. 1. 2 応力･変形解析
温間ローリング鍛造中の成形ロールの応力解析の一例を図9に，変形量解析を図10に示す．
また，図11には運転時間と成形ロールに作用する荷重の関係を示す．運転前の解析値に対して，運転時に得られた各種データをシミュレーションにフィード
図5 温間ローリング鍛造中のブランク温度
Temperature of blank during rolling

バックさせた．再解析の結果，解析値(運転試験後)は実測値と比較して，成形ロールに作用するピーク時の曲線とほぼ一致しており，成形ロールに作用する荷重の発生時間と発生荷重を高精度に再現できた．

図6 温間ローリング鍛造中の外径拘束型温度
Temperature of outer die during rolling-39-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

4．まとめ
NTN-SNRでは，温間ローリング鍛造工程のシミュ
レーション技術の向上により，成形ロール寿命の低下を招くことなく，加工条件の最適化に取り組んできた．
これらの取り組みから，図12に示すように従来に比べ約20%のサイクルタイム削減を実現した．
今後も生産能力の向上，不良削減，工程省略を目指した技術の開発を進めるとともに，複雑な形状，中型品への適用も含めた更なる鍛造加工技術向上への取り組みを進め，環境に優しいもの造りを実現していく．

図9 温間ローリング鍛造中の成形ロールの応力
Stress of roll forming tool during rolling

ツール押し当て位置 mm

250

従来技術
200
150

新技術
100

50
0

時

間

図12 加工サイクルタイム
Cycle time
図10 温間ローリング鍛造中の成形ロールの変形量
Deformation of roll forming tool during rolling

40
35

Efforts essais

150

Effort molette simulation

実測値

effort molette simulation

125

30
25
20
15

100
75

解析値(運転試験後)

50
25

解析値(運転試験前)

tonf

Déplacement Crémaillère

175

重

200

荷

ツール押し当て位置mm

225 ツール押し当て位置

10
5
0

0
時

間

執筆者近影

図11 成形ロールに作用する荷重
Load applied Roll forming tool during rolling-40-

Eric PELLETIER

Pierre EHINGER

NTN-SNR ROULEMENTS
Production Engineering R&D

NTN-SNR ROULEMENTS
Production Engineering R&D

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 製品紹介 ]工作機械主軸用外輪給油穴付エアオイル潤滑軸受
Air Oil Lubrication Bearings with Re-lubricating Hole on the Outer Ringfor Machine Tool

小杉太*
西 野 晃 司*Futoshi KOSUGIKouji NISHINO

工作機械主軸用のエアオイル潤滑用給油穴付アンギュラ玉軸受について，最適な設計仕様を確立した．
本稿ではその 外輪給油穴付エアオイル潤滑軸受 について特長および評価試験結果を紹介する．

The best design specification was established about the angular contact ball bearings with re-lubricating hole on the outerring for machine tool main spindle. We introduce the feature and the test data about " Air oil lubrication bearings withrefueling hole on the outer ring for machine tool " in this report.

1．はじめに

2．外輪給油穴付軸受の構造

工作機械主軸軸受の潤滑方法として採用されるエア

図1に外輪給油穴付軸受および標準的な給油間座付

オイル潤滑は，給油穴を設けた間座を用いて軸受内部

軸受の構造を示す．

へ給油される．しかし最近の欧州工作機械では軸受の軸受外輪は漏れ防止のOリングを設け，円周油溝を外輪に給油穴を設けた仕様も見受けられる．外輪から経由して給油穴から供給される構造である．

直接給油することで潤滑効率の向上が見込まれ，給油
穴付間座が不要となるメリットが考えられる．
本稿では， NTN 独自の設計思想を盛り込んだ
輪給油穴付エアオイル潤滑軸受

3．外輪給油穴付軸受の基礎評価

外について評価試験結

標準的な給油穴付間座と外輪給油穴付にて，温度上果を交え紹介する．

昇や騒音値の比較確認試験を行った．
図2に基礎評価用試験機の構造図，表1に試験条件
を示す．

給油穴

Oリング

円周油溝

給油穴

外輪給油穴付軸受

給油穴付間座（標準軸受）

図1 軸受構成
Design of bearing*産業機械事業本部

給油穴付間座

産業機械技術部-41-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）【給油穴付間座】

14000

40

12000

φ1.2給油穴付間座
エア流量 40NL/min

35

10000
8000
6000

30

回転速度 min-1

温度 ˚C

外輪温度
回転速度

4000
25

0

1

2

3

4

5

6

7

2000

運転時間 h【外輪給油穴付】

図2 試験機構造図
Test spindle

φ100×φ150×24

材

質

軌道輪：特殊軸受鋼

角

25°

接

触

温度 ˚C

予圧方式

定位置予圧（組込時予圧量：98N）

給0.03 mL/10min

油

量

潤滑方式

エアオイル

潤

VG32

滑

油

給油穴個数

1個/軸受

外筒冷却

有り

10000
8000
6000

30

転動体：セラミックス

4000
25

2000
0

1

2

3

4

5

6

7

運転時間 h

図3 軸受温度データ
Bearing temperature60

外輪温度 ˚C

試験軸受

12000

φ0.8外輪給油穴付
エア流量 25NL/min

35

表1 試験条件
Test conditions

14000

外輪温度
回転速度

回転速度 min-140

定位置予圧の13,000min -1までの外輪温度を図3に示す．標準的な給油穴付間座（φ1.2，エア流量
40NL/min）と外輪給油穴付軸受（φ0.8，エア流量

外輪給油穴付（φ0.8）
給油穴付間座（φ1.2）

エア流量固定 15NL/min

50

昇温傾向

昇温
40

25NL/min）の両者の温度上昇はほぼ同等であった．
30

次に13,000min -1での高速運転のまま，給油量，

0

5

10

15

20

25

30

給油間隔 min (0.03mL/1shot)

エア流量を変更した試験を行なった．図4ではエア流量を15NL/minとし，1ショット0.03mLの給油間隔

図4 給油量と軸受温度
Amount of oil and bearing temperatureを変更した．外輪給油穴付軸受は給油間隔1分では給油過多となり軸受の温度上昇（昇温）が大きくなった．
一方給油間隔25分では給油穴付間座のほうに若干の60

外輪温度 ˚C

昇温傾向が見られた．これは総給油量を絞っていく過程において，給油穴付間座では転動体の公転によるエ
アカーテンの影響を受けやすいため必要給油量が不足したと考える．

外輪給油穴付（φ0.8）
給油穴付間座（φ1.2）

給油量固定 0.03mL/10min50

温度やや不安定40

図5は給油量を0.03mL/10minに固定し，エア流量を変更した試験結果である．エア流量を減らしてい30

くと，給油穴付間座のほうが先に温度のふらつきが確

0

5

10

15

20

25

エア流量 NL/min

認された．これも前述と同じくエアカーテンの影響に

図5 エア流量と軸受温度
Volume of air flow and bearing temperatureより，エアによる油の搬送が阻害され，油量不足にな
-42-

30

工作機械主軸用外輪給油穴付エアオイル潤滑軸受の関係を示す（損失が無いと仮定した計算値）．給油ったためと考えられる．
以上の結果より，外輪給油穴付軸受（φ0.8）は給穴径が同一の場合，エア流量が少ないほどエア流速は

油量やエア流量の削減が可能であり，エア流量10〜

遅く，エア流量が同一の場合，ノズル径が大きいほど

20NL/min，給油量0.03mL/5〜25minの範囲で十

エア流速は遅い．
外輪給油穴付軸受では，給油穴から噴射されるエア分使用が可能である．
騒音値を図6に示す．騒音値は外輪給油穴径φ0.8，

が，給油穴付間座による給油に比べて近い距離で直接

φ1.2および給油穴付間座φ1.2で比較した．給油穴

転動体へ到達する．騒音値が給油穴付間座より大きい

付間座φ1.2，エア流量40NL/minよりも，外輪給油

理由は，噴射されたエアが大きく速度低下することな

穴径φ0.8，φ1.2のエア流量25NL/minは全般に騒く，転動体に到達し，転動体による風切り音が発生す

音値が大きいが，エア流量を15NL/minへ減らすとるためと考えられる（図9）．図6において，φ0.8

わずかではあるが高速域において給油穴付間座を下回（25NL/min）外輪給油穴付軸受よりも，エア流量をった．

15NL/minへ減らしたもの，給油穴径φ1.2（25NL/min）の騒音値が低い結果を示したのはエア

これら騒音値の差は給油穴から噴射されるエアの条

流速の影響によるものと考える．

件によって生じているものと考えられる．
図7に給油穴径，エア圧力とエア流量の関係の測定

なお，給油穴付間座ではエア流速600m/sとなる

結果を示す．エア圧力が一定の場合，給油穴径が小さが，エアカーテンの影響により，転動体へ到達する際

いほどエア流量は少ない．また，給油穴径が同一の場の流速は低下しているものと推定される．

合，エア圧力が小さいほどエア流量は少ない．
図8にエア流量毎の給油穴径とエア流速（噴射速度）

1400

100

○印：図6の4条件

40NL/min
25NL/min
15NL/min12.5NL/min

1200

エア流速 m/s

騒音値 dBA959085
外輪穴付1-φ0.8-25NL/min
外輪穴付1-φ0.8-15NL/min
外輪穴付1-φ1.2-25NL/min
標準間座1-φ1.2-40NL/min

80
75

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

1000
800
600
400
200
0 0.8

14000

0.9

1

1.1

1.2

1.3

回転速度 min-1

給油穴径 mm

図6 騒音値データ
Noise level

図8 エア流速データ
Air flow velocity

1.4

1.5

60

給油穴径
エア流量 NL/min

50
40

φ1.5
φ1.2
φ1.0
φ0.8

〔dB〕
100

1000

90

外輪に対する
転動体通過数

80

2000

3000

4000

5000〔Hz〕

3,107Hz

70

30

60
20

50
40

10
0
0.1

30

13,000min-1
0.2

0.3

0.4

0.5

エア圧力 MPa

図7 エア流量データ
Air flow volume

図9 軸受騒音の周波数
Frequency of bearing noise-43-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

で，0.3MPaのエア圧力においても供給エア流量を

4．外輪給油穴付軸受の改良

20NL/min程度に抑える仕様とした． さらに給油穴

前述の基礎評価結果において，外輪給油穴付軸受はを2個としたことで，1個あたりのエア流量が半減で給油穴付間座と比較して給油効率は向上するが，騒音

き，エア流速も400m/s以下に抑えることができた．

値（風切り音）が大きくなる傾向がある．騒音値低減

ハウジング給油穴と外輪給油穴位置の位相とエア流策としてエア流量削減とエア流速低減が有効と考えら量の関係を図12に示す．円周溝によるエア流量絞りれる．

効果は給油穴径φ1.5で大きく現れており，90°以

エア流量を削減する方策：

上位相を変えてもエア流量はほぼ一定となっている．
φ1.5給油穴をバランスよく2個180°対角に配置しエア圧力を下げる，給油穴径を細くするて，その中央部にハウジング給油穴を位置させること

エア流速を低減する方策：
エア流量を削減する，給油穴径を太くする

で外輪給油穴1個あたり最大限のエア流量絞り効果が

ただし供給エア流量の大幅な削減は，配管チューブ得られる．

内における潤滑油の搬送能力（ノズルに到達するまで

図13に改良品の評価結果を示す．当初評価したφの）にも影響を与えるため1），最低20NL/minを目安

0.8外輪給油穴付タイプや標準的な給油穴付間座に比とする．エア圧力については，実用的な面を考慮しべて騒音値の低減が可能となった．

0.3〜0.5MPaとする．また給油穴径については，供給エア流量20NL/minを維持しながらエア流速を低減するためφ1.2〜φ1.5程度とする．このときのエ60

ア流速は400m/s以下を目安とし，これらを満たす
エア流量 NL/min

検討の結果，0.3MPa程度のエア圧力を維持しつつ，
20NL/min以上の供給エア流量を確保しながらエア流速を低減させる仕様として，図10に示す給油穴径
φ1.5，給油穴は2個180°対角配置，円周溝の断面

40
30
20
10

積をφ0.8給油穴相当とする仕様を考案した．
通常，エア圧力0.3MPaかつ給油穴径φ1.5で2個0仕様の場合，1個あたりのエア流量は約40NL/minで，

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

エア圧力 MPa

エア流速は400m/s程度となる．そこで，図11に示図11 エア流量データ
Air flow volume

給油穴1個あたりエア流量 NL/min

すように円周溝の断面積を抑えてエア流量を絞ること

断面積≒（π/4）×0.82

φ1.5

供給エア流量A

A/2

2-Φ1.5（供給エア流量）
2-Φ1.5（給油穴1個あたり吐出エア流量）50

ノズル条件を検討した．

80
70
60
50
φ0.8-0.5MPa
φ1.5-0.5MPa
φ1.5-0.35MPa

40
30
20
10
0

0°
（1穴） 45°（1穴） 90°（1穴） 135°（1穴）180°
（1穴）

90°
（2穴）

ハウジング給油穴と外輪給油穴との位相

A/2

吐出エア流量

図12 位相とエア流量
Phase and air flow volume
図10 考案仕様
Improved design-44-

工作機械主軸用外輪給油穴付エアオイル潤滑軸受

5．まとめ

100
外輪穴付2-φ1.5-25NL/min

95

外輪穴付1-φ0.8-25NL/min

外輪給油穴付軸受について，各種評価試験を行ない

騒音値 dBA

標準間座1-φ1.2-40NL/min

最適な仕様を確立した．軸受温度上昇はノズル間座タ90

イプと同等であり，騒音値は同等以下のレベルとなっ
85

た．また，間座へのノズル穴加工が不要となることで間座幅寸法が短く抑えられ，主軸のコンパクト設計や80

工具先端側への軸受配置による剛性向上も可能となる．
75

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

また今回の試験結果から，外輪給油穴付軸受の潤滑

14000

信頼性が確認でき，標準的な給油穴付間座よりもエア回転速度 min-1

流量，給油量の削減が可能であることが分かった．一図13 騒音値データ
Noise level

方で，給油穴径が軸受騒音へ与える影響も確認できた．
今後は更なる高速化に向け，最適潤滑条件の確認を引き続き行う．
騒音対策を施した外輪給油穴付エアオイル潤滑軸受が，工作機械主軸の機能向上に貢献できれば幸いである．

参考文献
1）赤松良信，森正継：エアオイル潤滑における供給油
量の微少化
NTN TECHNICAL REVIEW NO.72（2004）
12-19

執筆者近影

小杉

太

産業機械事業本部
産業機械技術部

西野晃司

産業機械事業本部
産業機械技術部-45-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 製品紹介 ]工作機械主軸用「高速アンギュラ玉軸受新9系列」
High-speed Angular Contact Ball Bearings New 9 Series for Machine Tool

小杉太*

Futoshi KOSUGI

工作機械主軸用に使用されるコンパクトな9系列アンギュラ玉軸受は，欧州地区の工作機械メーカで多く使用されているが，最近では国内メーカにおいてもその要求が増えている．
今般，従来の9系列高速アンギュラ玉軸受の仕様を改良し高機能化を図った 高速アンギュラ玉軸受
新9系列 について，その特長および性能試験データを紹介する．

A lot of angular contact ball bearings 9 series are used for main spindles of machine tool in Europe. However, the demandhas risen also in Japan recently. We improved the current design and developed a high performance new angular contact
ball bearings 9 series.
We introduce the feature and the performance test data of the “High-speed angular contact ball bearings new 9 series” inthis report.

1．はじめに

2．9系列の特長

近年，工作機械では工程集約機能を加え，リードタ

図1に9系列の特長を0系列との比較で示す．断面

イムを短縮させることを目的に，5軸加工機や複合加高さの小さい9系列は，0系列と比較して次の特長が工機のミーリング主軸のように，主軸が姿勢を変化さある．

せ加工を行う機種が増加している．

¡主軸径（軸受内径)が同サイズの場合（図1.a）主軸が旋回し姿勢を変えるため，稼動スペースを確

主軸径をそのままに軸受外径寸法が小さくできる保する必要があり，主軸をコンパクトにする必要があため，軸箱のコンパクト設計が可能となり主軸のコ

り，主軸軸受もコンパクト化が要求され，断面高さとンパクト化が図れる．
¡軸受外径が同サイズの場合（図1.b）

幅寸法が小さい9系列の軸受が使用される．
本稿では新たに開発した「高速アンギュラ玉軸受新軸受外径寸法が制限されているような場合に，主9系列」について，その特長と性能について紹介する．

軸径を大きくできるため軸剛性の高い主軸設計が可
能となる．

0系列

9系列

0系列

a）軸径（軸受内径）が同じ場合

9系列b）軸受外径が同じ場合

図1 アンギュラ玉軸受9系列の特長
Feature of 9 series angular contact ball bearing*産業機械事業本部

産業機械技術部-46-

工作機械主軸用「高速アンギュラ玉軸受新9系列」

一方，軸受単体での比較では，玉径の小さい9系列

を最大で50％向上したほか，許容アキシアル荷重は

は負荷容量や許容アキシアル荷重の点で0系列に及ば20％向上した．これにより，長寿命化と工具交換時ないため，9系列の高負荷容量化の開発に取り組んだ．

に発生するアキシアル荷重に対する許容値が増加し，適用範囲の拡大が可能となった．
また図4に内径100mm高速アンギュラ玉軸受の普3．新9系列の機能向上

通予圧（GN予圧）でのアキシアルおよびラジアル剛

3. 1 定格荷重と許容アキシアル荷重性線図を示す．

新しく開発した高速アンギュラ玉軸受新9系列で3. 2 運転試験結果

は，図2に示すように転動体径のサイズアップを含めた内部仕様の改良を行い，図3に示すように定格荷重

次に，運転試験結果について紹介する．
図5に評価試験機の概略構造示す．
セラミック球仕様軸受，エアオイル潤滑，定位置予
圧での温度上昇試験結果を図6に示す．
開 発 品 の 外 輪 温 度 上 昇 は 低 速 域 か らd m n1 4 5 万（12,000min-1）付近まで従来品と同等であるが，それ以上の高速域になると若干（1〜2℃）開発品の方開発品が高くなる．これは，鋼球径を大きくしたことにより，従来品

PV値（接触面圧×すべり速度）が大きくなるためと

図2 開発品断面
Design of new product

140

考える．

基本動定格荷重

許容アキシアル荷重

基本静定格荷重

120

kN

100

従来品

開発品

80
60
40
20
0

φ100

φ50

φ150

φ50

φ100

φ150

φ50

φ100

φ150

図3 定格荷重と許容アキシアル荷重（鋼球，接触角 20°）
Basic load ratings and allowable axial load

15

6

開発品
従来品

μm

5

10

ラジアル変位

アキシアル変位

μm

開発品
従来品

5

4
3
2
1

0

0

500

1000

1500

2000

2500

0

3000

0

500

1000

アキシアル荷重 N

1500

2000

ラジアル荷重 N

図4 剛性線図（軸受内径100mm，普通予圧）
Rigidity graph

-47-

2500

3000

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

しかし，この時の軸受内部予圧変化を図7に示すが，5000

開発品は従来品に比べて予圧量の上昇が約15％低減

開発品
従来品

4000

予圧上昇
約15%抑制N

していることが分かる．すなわち，開発品の外輪温度

3000

予圧量

は若干高めではあるが，内外輪温度差が付きにくいた
め予圧の上昇が少なく，耐焼付性が向上した仕様であ2000るといえる．
1000

図8に定圧予圧での試験結果を示す．

0

開発品の外輪温度は従来品より1℃程度高いが，
dm

0

5000

15000

10000

回転速度 min-1

n240万（20,000min-1）の超高速域まで安定した運転が可能である．

図7 回転速度と予圧量の関係
Correlation between speed and preload

図9に鋼球軸受仕様，グリース潤滑，定圧予圧での試験結果を示す．本条件においても，開発品の外輪温度上昇はdmn144万（12,000min-1）まで安定した＜試験条件＞ 5S-2LA-HSE920UDBP4（開発品）
5S-2LA-HSE920DBP4（従来品）
エアオイル潤滑エ ア 量：40NL/min
オイル量：0.03mL/5min
定圧予圧量：1800N
外筒冷却有り結果が得られた．

試験軸受
20

駆

外輪温度上昇

℃

18

動

開発品
従来品

16
14
12
10
8
6
4
2
0

0

5000

10000

15000

20000

回転速度 min-1

図8 性能試験（定圧予圧，エアオイル潤滑）
Test results (Constant pressure preload, Air-oil)

図5 試験機構造図
Test spindle＜試験条件＞ 5S-2LA-HSE920UDBP4（開発品）＜試験条件＞ 2LA-HSE920UDBP4（開発品）

5S-2LA-HSE920DBP4 （従来品）
エアオイル潤滑エ ア 量：40NL/min
オイル量：0.03mL/5min
組込時予圧量：49N
外筒冷却有り

2LA-HSE920DBP4（従来品）
グリース潤滑封入グリース：SE-1
定位置予圧量：49N
外筒冷却有り

開発品
従来品

16

外輪温度上昇

℃

18

℃

20

外輪温度上昇

14
12
10
8
6
4
2
0

0

5000

10000

15000

20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0

開発品
従来品

0

5000

10000

15000

回転速度 min-1

20000

回転速度 min-1

図6 性能試験（定位置予圧，エアオイル潤滑）
Test results (Fixed position preload, Air-oil)

図9 性能試験（定位置予圧，グリース）
Test results (Fixed position preload, Grease)-48-

工作機械主軸用「高速アンギュラ玉軸受新9系列」

4．おわりに
高速アンギュラ玉軸受新9系列は，従来よりも負荷
容量，許容アキシアル荷重をアップし，寿命，工具交換時の耐荷重性が向上した．
一方，機能面では軸受温度上昇は従来品に対し1〜2℃程度高い結果であったが，内外輪温度差が付きにくく高速時における予圧の上昇を抑えた仕様となっており，耐焼付性の点で優れている．
コンパクトかつ高機能な
9系列

高速アンギュラ玉軸受新について，今後新たなアルテージシリーズとして市場展開をしていく．

執筆者近影

小杉

太

産業機械事業本部
産業機械技術部-49-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 製品紹介 ]工作機械ボールねじ支持用軸受ユニット「BSTUシリーズ」
Ball Screw Support Angular Contact Thrust Ball Bearing Unit "BSTU Series"

谷 村 浩 樹*Hiroki TANIMURANTNは，工作機械ボールねじ支持用軸受としてアルテージシリーズ「ボールねじ支持
用単列スラストアンギュラ玉軸受（BSTシリーズ）」を市場に投入しているが，この度，高負荷容量化に対応した「ボールねじ支持用複列アンギュラ玉軸受ユニット（BSTUシリーズ）」を開発，商品化し，アルテージシリーズにラインナップした．
BSTUシリーズは，ボールねじ支持用軸受としては世界最高水準の負荷容量に加え，新シールの採用により低トルク化と高防塵性を実現している．

NTN had developed single row angular ball bearings (BST series) for ball screw support on ULTAGE series.
And now NTN developed “Double row angular ball bearing (BSTU series)” on ULTAGE series.
The BSTU series have high basic load rating (highest level in the world as the bearing for ball screw support),
low torque, and dust-proof feature.

1．まえがき2．構造と特長

工作機械ボールねじ支持用軸受について， NTN でBSTUシリーズの構造を図1に示す．

はこれまでアルテージシリーズ「ボールねじ支持用単BSTUの特長について以下に紹介する．

列スラストアンギュラ玉軸受（BSTシリーズ）」を既に市場投入している．
今回，高負荷容量複列アンギュラ玉軸受ユニットを開発・商品化し，アルテージシリーズにラインナップ
した．
単列のBSTシリーズは，主にアジア地区で採用されているが，今回の開発品は，欧州地区向けの標準仕様である．
開発した高負荷容量複列アンギュラ玉軸受ユニット
BSTシリーズ
単列（DB組合せ）

は，ボールねじ支持用として世界最高レベルの負荷容量を持ち，また新シールの採用により低トルクと高防図1 軸受断面図
Design of BST and BSTU

塵性を実現している．
尚，今回の新しいシリーズを「BSTU（Ballscrew Support angular contact Thrust ballbearing Unit）シリーズ」と名づけた．

*産業機械事業本部

BSTUシリーズ

産業機械技術部-50-

工作機械ボールねじ支持用軸受ユニット「BSTUシリーズ」

2. 2 低トルク・高防塵性

2. 1 高負荷容量の実現

図4に示す新しいシールリップ形状（軽接触シール）

鋼球径のサイズアップと鋼球を最大限組み込む設計を採用し，高防塵性と低トルクの両立を実現した．

とした事で，図2，3に示すように世界最高レベルの軽接触の主リップが高防塵性と低トルクを実現し，高負荷容量を達成した．

サイドリップが内部グリースの外部への流出を抑える役割を果たしている．
グリース封入タイプとした事で，客先での軸受組立（BSTU3080：φ30×φ80×28）40基本動定格荷重kN

時の洗浄，脱脂，グリース封入が不要となり，取り扱いの容易な環境に優しい軸受である．

30

20

シール

サイドリップ
10

開発品

Ａ社

図2 基本動定格荷重（BSTU3080，カタログ値）
Dynamic load rating (BSTU3080)

軽接触主リップ
内輪

図4 シールリップ形状
Seal design

基本静定格荷重

kN

70

60

2. 3 長寿命
ボールねじ支持軸受は，近接時の早送りと加工時の50

低速回転・切削時振動を受けることから，潤滑条件が非常に厳しい．振動，衝撃での油膜切れを抑えるため，

40

開発品

耐フレッティング性とグリース寿命に優れたウレア系

Ａ社

グリースを標準仕様とした．

図3 基本静定格荷重（BSTU3080，カタログ値）
Static load rating (BSTU3080)

標準仕様のウレア系グリース「L588」の性能については，3項で紹介する．

2. 4 取り付け性向上
図5，図6に示すように外輪にボルト穴を設け，ハウジングへの取付けを容易にした．

新型シール

ボルト取り付け穴

BSTUシリーズ

図5 軸受断面図
Bearing design

図6

-51-

（参考）BSTシリーズ

軸受取り付け構造図
Bearing assembly

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

2. 5 標準シリーズ化【軸受呼び番号例】

P4U
BSTU 30 80 LLX / GN P42U / L588

BSTUは，内径φ20〜φ100，外径φ68〜φ200までをラインナップしている．

グリース記号（標準封入グリース）

シール記号
外径寸法
内径寸法

新シリーズの呼び番号を右に示す．

精度記号
予圧記号

シリーズ名称3．性能評価BSTUシリーズの性能試験結果について以下に紹介

3. 2 トルク特性する．

一方向回転のトルク比較結果を図8に示す．BSTU
は，回転数を変化させても低位安定したトルク性能を

3. 1 温度特性示している．

工作機用途の運転パターンで評価した結果，図7に示すように「新軽接触シール」の採用により，優れた＜トルク特性試験条件＞

温度特性（低温度上昇）を示している．低温度上昇に

軸受型番：BSTU3080LLX/GNP4U/L588

より，BSTUはボールねじの伸びに対する影響が少な

予く，高速回転での使用にも対応可能と考える．

潤滑方法：グリース

圧：2700N（封入量：1.6gr,空間容積の25%）＜温度上昇試験条件＞
軸受型番：BSTU3080LLX/GNP4U/L588
回転速度：1000〜5000min-1

0.35

予

0.30

トルク N・m

圧：2700N

潤滑方法：グリース（封入量：1.6gr,空間容積の25%）
0.2S

3S

0.2S 2S

0.25
0.20
0.15
0.10

開発品
Ａ社

0.05
0.00
0

最高回転速度

内輪温度上昇 ℃

1500

2000

図8 回転トルク比較試験
Test results of rotational torque

停止
時間
温度上昇試験運転パターン

30
25
20
15
10

開発品
Ａ社

5
0
1000

1000

回転速度 min-1

回
転
速
度
0min-1

500

2000

3000

4000

5000

最高回転速度 min-1

図7 温度上昇比較試験
Test results of temperature rise

-52-

2500

3000

工作機械ボールねじ支持用軸受ユニット「BSTUシリーズ」

許容回転速度 min-1

3. 3 許容回転速度
図9に示すように，低温度上昇，低位安定のトルク特性により，BSTUは高速域での使用が可能である．
軸受型番：BSTU3080LLX/GNP4U/L588
潤滑方法：グリース

5000
4000
3000
2000
1000
0

（封入量：1.6gr,空間容積の25%）

開発品

Ａ社

3. 4 グリース特性

図9 許容回転速度比較
Limiting speed

BSTUでは，微動摩耗とグリース寿命に優れたウレ
荷重

ア系グリース「L588」を採用している．微動摩耗試
験結果を図11に示す．試験は図10に示すように，固ボール（材質：SUJ2）

定したボールをプレートに押し当て，プレートを水平方向の往復摺動を加えた後の摩耗深さで比較評価してプレート（材質：SUJ2）いる．
リチウム系グリースに対し，標準採用したウレア系
グリース「L588」は微小摩耗特性に優れ，微少送りや揺動運動を行うボールねじ支持軸受に適している．

往復摺動

図10 微動摩耗試験
Test method of fretting corrosion＜微動摩耗試験条件＞
荷重

：98N

最大接触面圧 ：2560MPa
試験時間

：8h

1.2
1.0

磨耗比

負荷回数

：8.6（X105サイクル）

摺動サイクル ：30Hz，振幅：0.47mm
雰囲気：室温，大気中

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

L588

3. 5 防塵特性

リチウム系グリース

図11 微動摩耗試験結果
Test results of fretting corrosion

工作機では切削粉やクーラント液がボールねじ付近にまで侵入する可能性があり，軸受の防塵性能が重要である．
開発品のダスト試験結果を図12に示す．新型軽接
触シールの防塵性能により軸受内部への異物侵入はな
い．

＜防塵試験条件＞
軸受型番：BSTU3080LLX/GNP4U/L588
回転速度：2200min-1
潤滑方法：内部封入グリース
ダ ス ト：粒径5〜75μm（成分：SiO2, Fe2O3, Al3O3など）
ダスト色相：茶色
試験前

試験時間 ：1h

試験後

図12 ダスト試験写真
Results of dust test

-53-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

4．まとめ
今回開発した「BSTUシリーズ」は，世界最高水準の負荷容量と低トルク化を実現するとともに防塵性能向上，長寿命化，取付けの容易性を実現した新商品である．環境対応型社会に貢献するため工作機械の各部位における様々な要求に対応する技術革新が求められており，BSTUは長寿命，省エネのニーズに対応できる商品である．
今後も各種市場ニーズに応え，更なる改善と高機能化を図り，次世代軸受の開発を推進して行く所存であ
る．

執筆者近影

谷村

浩樹

産業機械事業本部
産業機械技術部-54-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 製品紹介 ]超小型研削スラッジ固形化装置
Ultra Small Grinding Sludge Briquetting Machine西山章*
田 中 道 夫*
本 間 勇 輝*Akira NISHIYAMAMichio TANAKA
Yuuki HONMA

研削スラッジを経済的な方法で金属と研削液に分離し，それぞれを再利用するリサイ
クル技術を確立し，併せて，研削スラッジ固形化装置の開発を行ってきた．
今回，研削スラッジ排出量の少ない小規模事業場用にスペースの小さい「超小型研削
スラッジ固形化装置」（型式PRG-#）を開発した．

We established the economic recycle technology that separated the steel and the grinding lubricant of the grinding sludge,
and we have developed the grinding sludge briquetting machine.
This time, we developed the ultra small grinding sludge briquetting machine (type PRG-#) for small plants that make alittle grinding sludge.

1

はじめに
研削スラッジを経済的な方法で金属と研削液に分離す

NTNは1998年ISO14001を認証取得後，循環型る処理技術とその設備（研削スラッジ固形化装置）を社会の構築に向け，環境負荷低減への取り組みを進め開発し，金属と研削液を資源として再利用するリサイている．2000年にはベアリング製造工程で発生するクル技術（図1）を確立した．

工場
製鋼所
研削スラッジ

Reuse
再利用

ReduceRecycle

減容化

再資源化

研削スラッジ固形化装置
ブリケット

図1 研削スラッジリサイクルシステム
Grinding sludge recycle system*生産技術研究所-55-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

これらの点から，新タイプの超小型研削スラッジ固これにより，研削スラッジ処理費用の大幅なコスト

形化装置PRG-#のコンセプトを次のようにした．

ダウンと同時に，ゼロエミッションを達成した．

1加圧条件の自動設定
知能化，加圧条件の最適化

この技術を市場に供給するに当たり，ユーザーの研削スラッジ排出量の規模に合わせ，これまでに圧縮能2コンパクト
設置面積：PRG-!比40％，
設備重量：PRG-!比40％，
研削スラッジ処理量：5トン／月

力1000kNタイプ（処理能力30トン／月，型式
PRG-!），圧縮能力520kNタイプ（処理能力20ト
ン／月，型式PRG-@L）の2タイプの充実を図ってきた．その中で，大規模事業場においても小規模単位で3人に優しい作業性・メンテナンス性の向上

処理したいという要望があることや，研削スラッジ排出量が少ない企業も多いことが確認できた．

4環境対応
消費電力削減そこで，これまでの研削スラッジ固形化技術を応用し，主に小規模事業場用に設置スペースの小さい「超小型研削スラッジ固形化装置（型式PRG-#）」を開発

3．PRG-#の仕様と特長した．

今回開発した超小型研削スラッジ固形化装置PRG#を図3に，従来タイプPRG-!，-@Lとの仕様比較

2．PRG-#のコンセプトを表１に示す．
図2に，主に自動車部品関連，軸受関連，鉄鋼関連企

参考に，PRG-!とPRG-#により固形化した研削業の研削スラッジ排出量に対する企業数割合を示す．

スラッジブリケットの写真を図4に示す．

これにより，46％の企業が研削スラッジ排出量5トン以下という，研削スラッジ排出量が少ない企業が投入口

多く，設置スペースの小さい設備の要求が高いことも確認できた．
また，研削スラッジの性状（主に含水率）は，ユー
ザーによって異なるだけでなく，日によっても微妙に高さ 1200

異なるため，性状に応じて加圧条件を調整する必要が排出口あることも分かった．

40t以下
4％

50t以下
5％

幅 130030t以下
7％

奥行 600

図3 PRG-#外観写真
View of PRG-#

PRG-!

5t以下
46％

20t以下
18％

PRG-#
φ70
φ40

10t以下
20％

図2 研削スラッジの月排出量別の企業数割合
Ratio of company’s number regarding
grinding sludge quantity per one month

図4 PRG-!とPRG-#のブリケット
Briquets of PRG-! & PRG-#-56-

超小型研削スラッジ固形化装置

表1 研削スラッジ固形化装置のタイプと主な仕様
Grinding sludge briquetting machine type and main specification
主な仕様

PRG-!

PRG-@L（新）PRG-#

処理能力（水溶性スラッジ）

max. 80kg/h（30トン/月）

max. 50kg/h（20トン/月）

max. 13kg/h（5トン/月）

脱水率

90wt%

90wt%

90wt%

圧縮能力

max. 1000kN

max. 520kN

max. 300kN

ブリケット径

φ70

φ60

φ40

概略寸法 W×H×D

2510×2200×850

2220×1950×620

1300×1200×600（参考）設備設置面積

2.1m2

1.4m2

0.8m2（PRG-!比40%）

設備重量2500kg1800kg

800kg

以下に，設備の主な特長を示す．

（4）成形の安定性向上，供給・排出改善（1）加圧条件自動設定システムの採用（知能化，加圧条件自動設定システムの採用（前述）により，加圧条件の最適化，）

加圧条件を最適化することで，成形の安定性が向上し含水率の異なる研削スラッジを最適に固形化するにた．

は，含水率に応じて加圧条件（加圧力，加圧速度）をまた，スラッジの供給とブリケットの排出をより確

設定しなければならない．そこで，固形化サイクル中実にするために，以下を盛り込んだ．

に加圧力及び加圧速度を検出し，そこから含水率を推1スラッジ投入部や送り込み部でのスラッジの流定し，その含水率に応じた最適な加圧条件（加圧力とれ不良（スラッジのブリッジ状態）を防止する

加圧速度）に自動的に変更する方法を採用した．そのため，投入部撹拌用パドルとスラッジ送りスク

結果，成形の安定性を実現することができた．

リューに逆転サイクルを設けた．また，投入部
撹拌用パドルとスラッジ送りスクリューのモー（2）省スペース（コンパクト化）

タ回転数を自由に変更可能にし，多様なスラッ

本体ベースと油圧タンクを一体化した架台を採用

ジ性状に対応可能とした．

し，かつ加圧機構と供給装置のコンパクト化を行い，2ブリケットの排出不良を防止するため，研削ブ

間口1300ｍｍ，奥行600ｍｍという非常に小さなリケットの排出方向を排出シュートの流れ方向

設置面積（従来設備PRG-!比40％）を達成した．

と同様に斜め方向とした排出部（図5）を新設計

また，設備重量においても表1に示すように軽量化した．また，スライド部はスラッジやクーラン（従来設備PRG-!比40％）を達成した．

トが侵入しにくい構造とすることで，耐久性を向上させた．

（3）人に優しい（作業性・メンテナンス性の向上）
人に優しい設備を目指し，作業性・メンテナンス性（5）省エネルギーの向上を実現した．主な改良点を以下に示す．

油圧ポンプをインバータ駆動とし，またシリンダ動

1総高さを1200ｍｍと低く抑えて投入作業の負作必要時のみ油圧ポンプが稼働する新制御方式を採用

荷を軽減．

し，油圧ポンプを常時稼働する従来制御方式と比べ，2操作盤はタッチパネルを採用し，操作性を向上．

消費電力14％削減を実現した．

3加圧条件以外の固形化条件をデータベース化したことで，スラッジ切り替え時の条件変更がボタン一つで可能．
4新たに監視システムを導入し，生産実績・メン
テナンス実績・異常履歴等のデータ管理，メン
テナンス時期を事前通知．
また，遠隔地からのリアルタイム監視により設備異常などへの対応を迅速化．
-57-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）4．まとめ

排出シリンダNTNは，これまで主に大規模事業場の集中クーラン
トろ過設備から排出される研削スラッジを対象にリサ

ブリケット
排出方向

イクル技術を開発してきた．今回，加圧条件（加圧力ブリケット成形部と加圧速度）を研削スラッジの含水率に応じて自動的に最適化するシステムを採用した「超小型研削スラッ
ジ固形化装置PRG-#」を開発した．これにより，小規模クーラントろ過設備等から排出される，性状の多排出部

様な少量研削スラッジへの研削スラッジ固形化装置の適用が期待される．
排出シュート
流れ方向

また，今回開発した超小型機の用途拡大として，紙くず，切削粉，脱水汚泥，タンブラー汚泥など，様々

排出シュートな固形化ニーズに対応するため，さらに技術開発を進め，リサイクル社会の構築に向け環境負荷低減に取り組んでいく．
図5 PRG-#の排出部
Exhaust unit of PRG-#

執筆者近影

西山

章

生産技術研究所

田中道夫

生産技術研究所

本間勇輝

生産技術研究所-58-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 製品紹介 ]パーツフィーダ用小型・多機能コントローラ
Compact and Multifunction Controller for Parts Feeder

鈴 木 邦 彦*Kunihiko SUZUKI

部品を自動的に整列・供給するNTNパーツフィーダは，さまざまな分野の製造業に受け入れられ，工程の自動化や生産性の向上に貢献している．このパーツフィーダを制御するコントローラにおいて，小型軽量，かつ多機能化した新シリーズを開発した．また，使い勝手の良い専用の振動センサも新たに開発した．ここでは新型コントローラの特長について紹介する．

The NTN parts feeder that automatically lines up and supplies parts is accepted to manufacturing in various fields, and iscontributing to the improvement of the automation and productivity in the process. NTN developed a new series of controller
for parts feeder. This controller's feature is lightweight, compact and multifunction. Moreover, a convenient special vibration
sensor was newly developed. This article introduces the feature of the controller with new small type for parts feeder.

旧型コントローラとの仕様の比較を表1に示す．

1．はじめに大幅に機能を増やしたことで，入出力信号用端子なパーツフィーダ（振動式部品供給装置）は自動車・

どの数が2倍に増えたため，この端子台を新設計して電機をはじめとして食料品から半導体製造に至るまで小型にするとともに，操作パネル全面が開くことで配さまざまな分野の生産ラインで幅広く使用されてい線スペースを確保した（図2参照）．

る．このパーツフィーダの振動を制御するコントロー

さらに，コントローラの開発と並行して振動センサ

ラには，多様化する用途を満足する多機能，小型軽量も新たに開発した．小型ながらも回路を工夫することが求められている．

でノイズに対して強くなり，旧型では不可能であった

NTNでは小型軽量化と多機能化を図った新しいコン

一般的な端子台やキャブタイヤケーブルなどを使った

トローラシリーズを商品化したので特長を紹介する．

リード線の延長が可能となり，現場での配線作業が容易となった．

2．新型コントローラの概要
3．特NTNではデジタル制御型パーツフィーダ用コントロ

長1小型，軽量化ーラを1996年に業界で初めて商品化した．アナログ

旧型との体積比で新型のK-ECH45/K-ECJ45は型では得られなかった高精度と操作性の良さが認めら60％と大幅に小型化した．
（表1および図3参照）

れ，デジタル制御タイプの業界スタンダードとなった．
今回の機種は第3世代となるが，デジタル制御の特長

コントローラのサイズを小さくするには放熱に必要を活かしてユーザに有用な機能をさらに追加し，小型な面積とインターフェースに要する面積をいかに縮小

軽量化と多機能化を同時に達成した点が大きな特長でするかである．
放熱面積を減らすには内蔵部品の発熱を下げることある．
旧型コントローラとの外観比較を図1に示す．右側

が最も重要である．使用するFETの変更およびドライ

が新型であるが制御容量は同じでありながら，外形寸ブ回路の改良で発熱を抑制し，必要面積を20％削減

法を大幅に小さくした．

した．さらに放熱フィンの取付部を背面から側面に移*精機商品事業部

プロダクトエンジニアリング部-59-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

図1 新旧比較写真（右が新型）
Externals view (right side : new model)

図2 配線部のスペース比較（右が新型）
Wiring enclosure (right side : new model)

表1 新旧コントローラの仕様比較
Comparison table of new and old model
品
項

新型（小容量）番目

新型（大容量）

旧

型

新型の特長

K-ECF25 K-ECG25 K-ECH45 K-ECJ45 K-ECA49 K-ECA46

外形寸法W×H×D[mm]電源電圧60×140×142

82×140×142

100/200Ｖ

100/200Ｖ

制御容量80×180×180

同一容量で約60％に小型化

100Ｖ

新型は100/200V入力兼用

200Ｖ

2Ａ

4.5Ａ

4Ａ

周波数可変範囲

30〜500Hz

30〜500Hz

30〜250Hz

多段速機能

SMDフィーダの駆動も可

パネル＋3段

パネル＋3段なし

内部に3つの速度メモリを持つ

アナログ電圧指令

あり

あり

なし

外部から速度可変が可能

バルブ制御機能

あり

あり

なし

バルブ3個の接続が可

ワークなし警報機能

あり

あり

なし

センサ1，センサ2の選択可

各 異常信号出力種
警報信号出力機
能 過負荷保護機能

あり

あり

なし

異常が出た場合に信号を出力

あり

あり

なし

警報が出た場合に信号を出力

あり

あり

あり

F/Vカーブ

18本

18本

2本

定電圧機能

あり

あり

あり

定振幅機能

なし

内蔵

なし

内蔵

オプション外付け

共振点追尾機能

なし

内蔵

なし

内蔵

なし

K-ECH45, K-ECJ45
9
1

5
30

160

170
(35)

140

160

15

2-φ15

60

142

3

5
60

(9)

82

60

図3 新型コントローラの外形寸法
New controller outline dimension

-60-

2

15

(35)

142

2-φ15

5

30

15

140

5

K-ECF25, K-ECG25

170

負荷保護曲線の選択範囲UP(9)

パーツフィーダ用小型・多機能コントローラ

したことでより広い面が使用できるようになり，放熱る列のソレノイドバルブを制御する必要がある．しかフィンのサイズを半減できた．また，汎用型振動本体

し，エア供給用ソレノイドバルブ2個を制御するためは中サイズと大サイズで定格電流が大きく変わる．従にPLCや直流電源，ケースなどを用意するのはコスト

来は1機種で賄っていたコントローラを制御容量で大面で問題がある．新シリーズではパーツフィーダ周辺

小2種類に分けたことにより，中サイズまでの振動本で使用される制御機能をコントローラ制御用のワンチ体を制御する小容量型（K-ECF25/K-ECG25）は旧ップマイコンに内蔵することで，部品を追加すること

型との体積比46％と非常に小型化できた．

なく制御を可能とした．使用する場合はファンクショ

配線などのインターフェースに必要な面積は操作パンを選択し，タイマ時間を設定するだけであり，専用

ネル全体を開くようにしたことで確保した（図2参のプログラミングツールやソフトウェアを用意する必照）．配線スペースをコントローラの前面全体に拡大

要もないので非常に使いやすくなった．

すると同時に，信号回路には小型差込式端子台を採用

・キャリア周波数変更することで省スペースながら入出力点数を拡大するこパーツフィーダの駆動には正弦波PWM*方式を採とができた．

用している．この制御精度を高くするには変調するキ

さらに放熱フィンの小型化による軽量化で筐体の必ャリア周波数を高くする方がよいが，周波数を高くす

要強度が下がり，使用する板金の板厚を薄くできたた

ると高調波ノイズが増え，計測器に悪影響を及ぼす場

めに30％の軽量化もおこなえた．

合がある．K-ECH45/K-ECJ45ではキャリア周波数

2多機能化

を３種類の中から選べるようにした．この機能を使っ・過負荷保護てキャリア周波数を変えることで，高調波ノイズの影
響を緩和することができる．

振動本体の定格電流を設定することで接続した振動＊PWM：パルス幅変調（Pulse Width Modulation）

本体を過負荷から保護することを可能とした．振動本体に内蔵される電磁石は可動鉄心とのギャップによっの略．交流波形を得る場合の一つの方式．

て流れる電流が大きく変わる．また，コントローラの3新型振動センサ

設定を誤った場合には電磁石に過大な電流が流れる危

振動センサも新たに開発した．振動検出には一般的険性があるが，コントローラが自動で出力電圧を制限に圧電素子が使用されるが，圧電素子はその特性上出して電磁石を保護することを可能とした．旧型から搭

力インピーダンスが非常に大きく，利用するケーブル

載している機能であるが，検出精度を上げることで，には制約が多かった．新型センサには使用する領域の設定範囲の下限値を0.5A以上から0.2A以上に向上さ

帯域だけを通過させるバンドパスフィルタを内蔵するせた．

と同時に，出力インピーダンスを下げることでケーブ・ソレノイドバルブの制御

ルに対する制約を緩和した．このため，ケーブル延長

図4のような2列供給仕様の場合，従来は小型のプを行う場合，従来のようにシールド線を使用しなくてログラマブルロジックコントローラ（以下PLC）なども一般のキャブタイヤケーブルと端子台を利用して延を使用してワーク確認センサの状況に応じて，対応す

長することが可能となり，配線作業を簡素化することができる．
新型の振動センサの外観を図5に示す．また，旧型では難しかった一般のキャブタイヤケーブルを使用しワーク確認1て延長した事例を図6に示す．

ワーク確認2エア1
エア2

図4 2列パーツフィーダの図
Two tracks bowl feeder

図5 振動センサの写真
Vibration sensor-61-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

5共振点追尾運転モード
パーツフィーダの共振点はボウル内のワーク量など

センサケーブル

によって変化するが，K-ECG25とK-ECJ45の２機
種は共振点を自動で追尾して振動数を制御する機能も端子台追加した．パーツフィーダは共振現象を利用して振動を増幅し，その振動を利用してワークの整列供給を行っている．このため，加振周波数を共振点に一致させれば最も効率よく運転できるはずである．しかし，共振点での駆動は外乱に弱く，振動が安定しないといっ
図6 振動センサのケーブル延長例
Example of cable expansion for new type vibration sensor

た弱点もある．このため旧型では，負荷電流は共振点の状態より増えるが，振動が安定する共振点より少し

4定振幅運転モード

高い周波数で運転するようにしていた．新型は振動セ

コントローラ形式K-ECG25とK-ECJ45の2機種

ンサの信号から共振状態を検出し，常に共振状態からはつまみで設定した振幅の大きさを目標値とし，振動外れないよう加振周波数を自動制御する機能を設けセンサからの信号が一定となるよう出力電圧を自動制た．加振周波数を共振点に一致させても振動が安定す御する機能を内蔵した．この定振幅特性と次に説明す

るようになり，実験機では従来と同じ振幅を得るのにる共振点追尾機能を加えた制御特性の代表例を図7に負荷電流を約20％減らすことができた（電流の減少示す．パーツフィーダにワークを投入した場合など，量は振動本体の形式や設定状態，動作条件などによっ負荷が増加してもコントローラが元の振幅に戻るようて変化する）．

出力電圧を自動調整するため，常に安定した振動でワ

共振点追尾機能を使用する場合に必要となる調整ークを供給することができる．さらに旧型で定振幅機

は，オートキャリブレーション機能により自動的に行能を利用する場合は，ゲインボリュームの手動調整がわれるので調整の手間はかからない．さらに，キャリ必要であったが，新型はこのゲイン調整を自動で行う

ブレーション終了後には対応する運転モードへ自動でようにした．その結果，作業者の感覚によらず常に最移行すると同時に，モード表示灯を点灯するようにし適な値を選ぶことが可能となった．

たので，設定や確認作業も簡単になった．また共振点

K-ECG25

負荷質量に対する振幅変動率
定振幅モードK-ECG25

共振点追尾モード

0.9

0%

0.8

-5%

0.7

-10%

A

5%

0.6

-15%

0.5

-20%

定振幅モード共振点追尾モード

0.4

-25%

0.3

-30%

0.2

-35%

0.1

-40%
0

負荷質量に対する負荷電流

定電圧モード

負荷電流

振幅変動率

%

定電圧モード

0.0
2

4

6

負荷質量

kg

8

10

0

2

4

6

負荷質量

kg

8

10

パーツフィーダの負荷（ボウル内のワーク）を増加させていった場合，従来の定電圧モード（振幅フィードバックがない状態）では振幅が下がっていくが，定振幅運転モード（振幅フィードバックがON）では負荷電流の増加により振幅変化が最小限に抑えられている．また，共振点追尾運転モード（振幅と共振点のフィードバックがON）では振幅変化が抑えられているだけでなく，同じ振幅を得るのに定振幅モード
より負荷電流が少ないことが分かる．
図7 定振幅特性（代表例）
Constant amplitude characteristic (typical example)-62-

パーツフィーダ用小型・多機能コントローラ

自動追尾機能だけでは振動の安定性が劣るので，共振

4．まとめ

点自動追尾運転モードでは定振幅機能が同時に動作するようにした．

本稿では多機能で小型・軽量化の新型コントローラ

共振点追尾機能は高速供給の実現に特に有効である

シリーズ4機種の特長を紹介した．また，100V電源

が，微速供給運転や振動本体の設定あるいは供給するでも200V仕様のパーツフィーダを駆動できるようワークなどによっては，供給性能や安定性において効に，専用の昇圧ユニットをオプション品としてライン

果が薄い場合もある．

アップする予定である．

なお，定振幅機能を使用して運転している時に制御

さまざまな用途で使用されるパーツフィーダは，非できる限界に到達した場合はリミットランプが点灯す

常に多くの使い方に対応する必要がある．新型コント

る．使用している板ばねの疲労などによって必要な振ローラはこれらの多くの要求を満たしており，ユーザ

幅を得られなくなった場合にも，リミットランプが点

ニーズに高いレベルで対応した商品である．パーツフ

灯するので保守をおこなうタイミングも分かりやすく

ィーダ本体の特性，最適なツーリング，適切な制御がなった．

相まってより多くのユーザに受け入れられるような商6その他の機能品を今後も展開していく．

多段速，設定電圧（振幅）のアナログ電圧による制御，つまみロック（操作ロック）やワークなし警報，
異常信号，アラーム信号など多彩な機能や信号を取り扱うことができるようになり，このコントローラ１台
あれば，その都度専用で用意していた制御回路を準備する必要はない．そのため，ユーザにおいても設備費や保守用在庫品が削減できるといったメリットがある．

7コスト
より多くの機能を搭載しながらも旧型からのコストアップは極力抑えるように取り組み，従来機種とほぼ同コストで新たな機能を利用可能とした．

執筆者近影

鈴木

邦彦

精機商品事業部-63-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 製品紹介 ]NTN-SNR高性能・高機能直動モジュールAXDLシリーズ
NTN-SNR High Performance and Flexible Linear Modules Series AXDLNTN-SNR

Ulrich GIMPEL*
Michael WILLE*

位置決め精度，メンテナンスフリーおよび運動応答性に対する高度な要求を満たす高剛性位置決めモジュールとして直動モジュールAXDLシリーズを開発した．
設計思想を統一することで，サイズや機能など多様化する顧客ニーズに柔軟に対応可能とすると共に，歯付きベルトの固定方法の改良およびシール性向上に
より長寿命でかつ安定稼動を実現した．さらに，接続・固定用ブラケットを標準化し，従来品であるAXC/AXLT全シリーズとの組み合わせを可能としている．

The linear modules series AXDL is developed as the positioning module with high rigidity to fill the high requirements for
accuracy, zero maintenance and dynamics. Concept-oriented CAD design has resulted in an extremely flexible programme
to respond to various specifications such as size and functions from customers and innovative synchronous-belt clamping
and complete sealing ensure a long service life and high operating safety. AXDL modules can be combined with thecomplete type range of the AXC/AXLT series by using a standardised system of connecting and fastening elements.

以下にAXDLシリーズの特長を示す．

1．まえがき1）駆動装置の選択が可能
1 歯付ベルト駆動装置

直動モジュールは，1980年代より自動車，太陽光発電，木材加工，航空，包装機械および医療など様々

歯付ベルト駆動装置を備えたAXDL直動モジュール

な製造装置に組み込まれてきた．ロボットの先端ユニの外観を図1に示す．ステージ部は歯付ベルトに固定

ットあるいはピックアンドプレースを含め門型直交ロされており，駆動ヘッドから歯付ベルトをモータ駆動

ボットの基本的構成部品として使用され，自動化や搬することでステージ部が移動する．歯付ベルト駆動装送機構には不可欠な技術といっても過言ではない．ま置は，後述のトラックローラ複列案内と組み合わせる

た，適用用途によって高位置決め精度，あるいは耐荷ことで10m/sの高速送りが可能となる．

重性が要求され，使用環境も屋外からクリーンルーム

AXDLシリーズ歯付ベルト駆動モジュールは，ベルまで多様である．本稿では，多様化する市場要求に対ト交換を容易とする歯付ベルトの固定方法に特長があ応するNTN-SNRで開発した直動モジュールAXDLシる．一般的な歯付ベルト駆動装置では，装置内部の取

リーズについて紹介する．

り扱いにくい位置に歯付ベルトが配置されている場合が多く，ベルト交換に多くの工数を必要としていた．
AXDLシリーズでは，図2，図3に示すように，ステ

2．AXDLシリーズ

ージ部断面内の歯付ベルトを通す部分をくさび形断面
空間とし，そこに歯付ベルトを挟み込むようにくさび

2. 1 AXDLシリーズの特長
AXDLシリーズは，独自構造のアルミ製フレームに部材を押し込む新たな固定方法を開発した．この固定駆動装置，案内機構および可動部であるステージ部が方法により確実に歯付ベルトを固定し，かつ構成部品

組み合わされる．最大の特長は用途に応じ，最適な駆を取り外すことなく容易に交換できるようにした．

動装置および案内機構をフレームに自由に組み合わせて使用できる高い汎用性にある．

*NTN-SNR ROULEMENTS Engineering Bielefeld-64-

NTN-SNR高性能・高機能直動モジュールAXDLシリーズ

ステージ部

なお，ボールねじ駆動装置を高速移動用途に適用す

駆動装置(歯付ベルト駆動装置)

る場合，ボールねじの許容回転速度を超えないよう注意する必要がある．許容回転速度は，ボールねじの軸径，支持形態，支持間距離によって決定され，許容回転速度内で使用しなくてはならない．
NTN-SNRは，図5に示すワイヤ駆動型ボールねじ
フローティングサポート機構を開発し，サポートユニ

図1 歯付ベルト駆動直動モジュールAXDL240Z
AXDL240Z linear module with toothed-belt drive

ットの形状の工夫により高荷重条件にも対応可能とした．本機構は，ボールねじナットの移動に合わせ，連
結要素で連結された1組のサポートユニットが軸方向に移動する構造になっている．図6には2組のサポー
トユニットを備えたフローティングサポート構造の作動例を示す．サポートユニットを適用することで，固定支持軸受のみの仕様と比較して支持間距離を短くすることが可能となり，さらにサポートユニットを増す
ことで，図7に示すように許容回転速度を上げることくさび部材が可能となった．

保護ねじ

図2 歯付きベルト固定部の構造
Fixed unit of toothed belt
保護ねじ

くさび部材

ステージ部

案内機構

フレーム

図4 ボールねじ駆動直動モジュールAXDL240S
AXDL240S: linear module with ball screw drive

図3 歯付ベルトの固定方法
Fixed method of toothed belt

2 ボールねじ駆動装置
AXDLボールねじ駆動モジュールを図4に示す．
ボールねじ駆動装置を備えたAXDLモジュールでは，必要性能に応じて送りねじの種類やボールねじの精度等級を選択することができる．
標準仕様では精度等級T7※の転造ボールねじを使用しているが，高精度な位置決め用途向けに精度等級
T3※※までのボールねじが選択可能である．また，位フローティングサポート機構

置決め精度を必要としない調整動作用途向けとして台形ねじの選択も可能である．

図5 フローティングサポート機構
Floating support system※※JISではC7級※※JISではC3級-65-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

2 トラックローラ案内

軸端固定支持軸受
サポートユニット

ボールねじナット

一般に，直動案内を用いた直動モジュールの定格運
転速度は，最大5m/sである．しかし，AXDLシリー
ズでは図9に示すようにトラックローラ案内機構と歯ボールねじ軸付ベルト駆動を組み合わせることで10m/sに対応可(a) 移動前

能である．
トラックローラ案内ステージ(b) 移動後
図6 フローティングサポート機構（サポートユニット2組）の作動
Floating support （case of 2 support units）

許容回転速度 min-1(a) トラックローラ案内組み込み例
なし
1組
2組
3組
4組

4,000
3,000

図9 トラックローラ案内
Track roller guide units

2,0003）駆動モータの選定自由度が大きい

1,000
0

250

(b) 組み込み断面図

最適な駆動特性のモータとの組み合せを可能とす
750

る，モータフランジ，カップリングおよび減速機を取1,250 2,250 2,750 3,250 3,750 4,250 4,750 5,250 5,750

り揃えている．

ボールねじ長さ mm

図7 許容回転速度
Limiting rotation speeds

2. 2 AXDLシリーズの設計改良
AXDLシリーズは，既存AXCシリーズにさまざまな改良技術を盛り込んだ製品である．改良ポイントを以下に示す．

2）案内機構の選択が可能
1 直動案内1）フレーム形状の最適化

保持器付ボールによる直動案内を適用している．本
案内機構は負荷容量が高く，後述のトラックローラ案

フレームの断面形状は装置全体の剛性に大きな影響

内と比べ高剛性，高精度かつ長寿命である．図8に直を与えるため，図10に示すlx，lyの2方向の断面二次

動案内透視図と組み合わせたときの断面図を示す．

モーメントをより高くする必要がある．

直動案内

PR

ステージ

MC

PT
MB

(a) 直動案内透視図(b) 組み込み断面図

MA

図8 保持器付ボール直動案内
Linear guide systems with ball chains.

IX
PL
図10 直動モジュールの座標系
Coordinate of linear module

-66-

IY

NTN-SNR高性能・高機能直動モジュールAXDLシリーズ

フレームはアルミ材を押出成型にて製作している．

算して表記した．モーメント荷重M A （図12），M B

押出成型では，棒状のアルミ素材（ビレット）を抜き（図13）およびMC（図14）に対する実験結果を示す．

型を通して押し出し，所望の断面を持った成型部材を形成する．ビレットをあらかじめ約500℃に誘導加熱することで成型に伴う適切な素材流動が得られる．

0.3
AXDL240直動案内
AXDL240トラックローラ案内
AXC120同一断面内で部分的に厚みが異なる場合でも安定した
変位量 µm

流動速度が得られるように成型条件を最適化している． なお，AXDL240Zの真直度は有限要素法解析
により押出工程の物理的限界範囲内で最適化したことで，0.5mm/m未満に抑えている（DIN EN12020-

0.2

0.1

2準拠）．
図11に示す押出成型で製作したフレームの断面構
0造は，直動モジュールの剛性，そして装置全体の剛性

020に重要な影響を与える．剛性は荷重による装置の変形

40

60

80

100

モーメント荷重 Nm

量を示し，装置の機能と耐久性を決定する重要な要素

図13 MB方向剛性比較
Comparison of the rigidity in MB directionである．
AXDL240の複列直動案内品（高さ25mm），複列トラックローラ案内品（トラック直径47mm），単0.4

列直動案内の従来品AXC120について，図10の座標

AXDL240直動案内
AXDL240トラックローラ案内
AXC120系に従って剛性を測定した．剛性はモーメント荷重に0.3

変位量 µmより生じるステージ部の傾き角を1m先の変位量に換

0.2

0.1

0

0

20

40

60

80

100

モーメント荷重 Nm

図14 MC方向剛性比較
Comparison of the rigidity in MC direction

図11 押出成型で製作したフレームの断面構造
Cross section structure of flame2）構成部材の剛性最適化
AXDL240直動案内
AXDL240トラックローラ案内
AXC120

変位量 µm0.2

装置全体の剛性を高めるため，フレーム断面形状の最適化に加え，各種モジュール構成部品の装置剛性に対する影響について，有限要素法解析を活用し算出した一例を図15に示す．構成部品を組み合わせた状態（図15ではトラックローラ案内とステージ部）を想定

0.1

し解析を行うことで部材が相互に及ぼす影響を評価
し，装置全体への影響を推定することができる．
0

0

20

40

60

80

100

モーメント荷重 Nm

図12 MA方向剛性比較
Comparison of the rigidity in MA direction-67-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）4）シール構造の最適化による防塵性向上
装置の防塵は，耐久性向上および保守作業の削減のために重要である．図17に示すようにポリアミド（PA）製のシールストリップと側面シールにより防塵性の向上を図った．

図15 AXDLの解析結果
FEM analysis result for AXDL

側面シール3）ボールねじとの締結方法の改良

シール
ストリップ

側面シール

直動案内とボールねじ駆動装置を締結する場合，装置全体の耐久性に影響を及ぼす応力を発生させないことが重要である．NTN-SNRは，図16に示すようにボールねじのナットホルダと直動案内の締結方法を改良した．ボールねじのナットホルダから一半径方向のみに突き出す梁を経由して直動案内と締結する構造とし，ボールねじ―直動案内間で生じる相互位置誤差に起因する応力発生を低減する．また，本改良により組

図17 シール構造
Sealing design

立工程での調整が不要となり組立不良の発生も防止される．

5）装置への組付性向上
歯付ベルト駆動装置の駆動ヘッドの構造を図18に示す．AXDLシリーズでは，駆動ヘッド内にモータ駆
動軸を組み込むことで組付性を改善した．これにより大径のプーリを組み込んでも駆動ヘッドをコンパクトにすることが可能になり，以下の利点がある．
⇒ システムの設置高さを低く抑えられる．
⇒ システムの全長に対して有効ストローク長さが大きくとれる．
ナットホルダ梁

駆動ヘッド

駆動軸（プーリ）

図16 ボールねじとの接続
Connecting between ball screw and guide system

図18 モータ駆動ヘッドの構造
Structure of motor drive head-68-

NTN-SNR高性能・高機能直動モジュールAXDLシリーズ

3．AXDLシリーズの適用例

4．まとめ

自動車製造装置向け2軸構成ねじ締めロボットへの精度，メンテナンスフリーおよび運動応答性に対す適用例を図19に示す．

る高い要求を満たす高剛性な直動モジュールAXDLシ

本用途に平行に配置した複列案内機構を持つAXDL

リーズの開発に成功した．設計思想の統一により，サシリーズを適用したことで，大きな回転モーメント

イズや機能など多様化する顧客ニーズに柔軟に対応す（Mc）を吸収することが可能となった．なお，各モジ

べく，用途に適した駆動装置と案内機構を組み合わせ

ュールの剛性を高めることで，軸の移動に伴う振動防可能とした上で，ボールねじ支持形態，歯付ベルトの止を図っている．

固定方法および内部構成部品の完全なシール技術などにより長寿命と高い安定稼動を実現した．さらに，

Y軸：サーボモータ駆動の遊星減速機付歯付ベルトモ

AXDLシリーズは接続・固定用ブラケットを標準化

ジュールAXDL160

し，従来品であるAXC/AXLT全シリーズとの組み合

Z軸：モータ取付フランジおよびサーボモータとの接わせ利用も可能としている．

続用カップリング付ボールねじ駆動モジュール
AXDL110Z軸上には，自動車エンジンのシリンダーヘッドにバルブカバーをねじ止めするための電動ドライバが搭載されている．

AXDL110（Z軸）

AXDL160（Y軸）

図19 AXDLの用途例: 自動車製造装置向けねじ締めロボット
Example of application :Screw-driving unit for automotive parts

執筆者近影Ulrich GIMPEL

Michael WILLE

NTN-SNR ROULEMENTS
Engineering Bielefeld

NTN-SNR ROULEMENTS
Engineering Bielefeld-69-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[解 説]

原点信号出力タイプ高分解能回転センサ付軸受
High Resolution Sensor Bearing with an Index Signal

伊 藤 浩 義*
高橋
亨**

NTN

Hiroyoshi ITOToru TAKAHASHINTN-SNR Pascal DESBIOLLES***
Cyril PETERSCHMITT***
上野 新太郎*** Shintarou UENO
回転センサ付軸受はＡ相およびＢ相の2相の回転信号を出力し，バッテリフォークリフトなどのサーボモータの速度制御や，回転方向検出の目的で用いられている．今回新たに原点信号出力と高分解能出力が可能な回転センサ付軸受を開発した．

The bearing with a rotation sensor is used for the purpose of speed control and rotational direction detection of
servo motors used in such as the battery forklifts, and the sensor outputs two signals of phase A and B. NTN
and NTN-SNR newly developed the high resolution rotational sensor bearing with an index signal output this time.

ンサICの実装状態を示す．QFN28パッケ

1．まえがきージを採用しコンパクト化を図った．

NTN では，サーボモータの回転制御など，産業機
械の電気制御を支える商品として，軸受と回転センサ

外輪

基板

コネクタ

をユニット化した「回転センサ付軸受」をラインナッ

センサケース

磁気エンコーダ

プしてきた．1），2） 今回新たに，NTNグループのNTN-

センサIC

SNR ROULEMENTS社のセンサIC（MPS40S）3）を活用し，原点位置信号（Z相）出力を可能とした『原点信号出力タイプ高分解能回転センサ付軸受』を

内輪

NTN-SNRと共同開発した．NTN-SNRのセンサICは，内部に複数個配置したホール素子により，回転検出能
力を最大40倍に高めると共に，原点位置信号出力を可能としている．さらに本開発品は，機器への組み付

C型ばねけ性を向上するため電力および信号出力用電線を本体

図1 構造図Structureから分離させ，コネクタ接続を採用した．

基板

2．構

センサIC

造
6mm

開発品の構造を図1に示す．
1 内輪側：磁気エンコーダを圧入．
2 外輪側：C型ばねでセンサケースを固定．センサケ

7mm

ースに固定された基板には，予めセンサ

図2 センサIC実装状態
Sensor IC soldered with circuit board

ICとコネクタが実装されている．図2にセ***産業機械事業本部 産業機械技術部**商品開発研究所 電子応用研究部***NTN-SNR ROULEMENTS New Product and Mechatronics R&D-70-

原点信号出力タイプ高分解能回転センサ付軸受

3．特3 エンコーダの磁力低下検知が可能．

長

4 自己診断機能を搭載．センサICやエンコーダの状態を監視し異常（例えば着磁ピッチの極端な異常開発品の特長と，本開発品に用いたセンサICの特長など）があれば通知する．

について説明する．

5 磁気エンコーダの磁極幅，逓倍数，信号出力の出力形態がプログラミングにより設定可能．

3. 1 開発品の特長

6 A相，B相信号出力間の位相差が正確であるため，

本開発品は，以下の特長を有している．

A，B相出力をもとに，さらに4逓倍処理による高1 完全非接触で回転検出が可能であり，摩耗による分解能化が可能．

性能劣化などの恐れがない．
2 現行品と比較して，検出能力を最大40倍高めた回

表2 センサICの仕様
Specification of sensor IC

転信号出力が可能なため，6206サイズの軸受では回転角度分解能は0.14˚となる．
3 A相，B相の信号出力により，回転速度の検出および，回転方向の判別が可能．

要求磁束密度±5ｍT以上

電源電圧

5V±10％

消費電流

最大 40mA

4 Ｚ相の信号出力により，原点位置の検出が可能．

対応磁極幅(設定可能)

1.15〜3mm（例として，モータ回転軸やステアリングの位置

最大入力磁界周波数5kHz

検出に適用される）逓倍数(設定可能)

1x, 2x, 4x, 8x, 16x, 32x, 5x, 10x, 20x, 40x

5 コネクタ接続を採用したことで，軸受の組み付けが容易．
表1に6206サイズの開発品と現行品の仕様比較を

信号出力

A相，B相，Z相

出力形態(設定可能)

5VTTLレベル または オープンドレイン

パッケージ

TSSOP20 または QFN28

取得認証

AEC-Q100※※自動車用集積回路のための限界ストレス試験の認定基準記載する．
表1 6206品での仕様比較
Specifications of 6206 size

4．出力波形の特性

開発品

現行品

磁気エンコーダの磁極に対する，現行品と開発品の

AB相出力
パルス数

2560パルス／回転

64パルス／回転

回転信号出力波形を比較し図3に示す．現行品では分解能0.14度／パルス

5.625度／パルス

原点位置信号信号接続方法

可能

コネクタ接続

NSの磁極対に対して1パルス分の信号が出力（1回転ー

では64パルス）されるのに対し，開発品では40パル

配線接続

スの信号が出力される．なお，図3の回転信号は現行品，開発品ともA相信号だけを代表して表記した．実際にはA相信号と90度位相差（1/4パルス分の位相

3. 2 サンサICの特長差）を持ったB相信号も加えた2相の回転信号が出力

センサIC（MPS40S）内には，複数のホール素子

される．開発品の回転信号は，現行品の回転信号を基がライン状に実装されている．これら複数のホール素本に，センサIC内部で40逓倍している．図4に磁気子の信号を利用し，特殊設計された逓倍回路と組み合エンコーダを用いた原点位置信号の生成方法を示す．

わせることにより，磁気エンコーダの磁気パターンを

磁気エンコーダの着磁パターンは，軸方向に2列に並最大40倍まで内部で分割し，分解能を高くすること

ぶ複列のトラックで構成される．2列のトラックの内，が可能である．本ICの主な特長を以下に，主な仕様を

等ピッチで着磁されるトラックをHRトラック，不等表2に示す．

ピッチで着磁されるトラックをRPトラックと呼び，

1 一つのICパッケージでＡ相，Ｂ相，Ｚ相信号の出それぞれ以下の役割を持っている．

力が可能であり，センサの組付けが容易．

HRトラック：A相，B相信号出力用

2 超小型のICパッケージを採用し，小スペース組み

RPトラック：原点位置（Z相）信号出力用込みが可能．

ＲＰトラックの原点位置信号検出位置付近は，他の-71-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

位置に比べて磁気位相が変化するように着磁される．
原点位置信号は，HRトラックの磁極が変化する位置（ゼロクロス位置）において，RPトラックの磁気強度が閾値を超えている場合に出力される．

着磁エンコーダの
磁極

現行品の回転信号

開発品の回転信号

0.14度（2560パルス/回転）
5.625度（64パルス/回転）

図3 現行品と開発品の出力波形の比較
Comparison of output form of current products and developed products

磁気エンコーダ

磁気位相が変化
センサIC
RPトラックHRトラックHRトラック閾値を超える部分
RPトラック閾値

原点位置信号（Z相）検出位置
磁気
強度

ゼロクロス位置
A相出力
B相出力
Z相出力

図4 Ｚ相出力波形の生成
Generation of output wave form of index signal-72-原点信号出力タイプ高分解能回転センサ付軸受

2 デューティ比（％）

5．各部の主な仕様

Tp／Tn×100……1回転の最大値
規定範囲：35〜65％．

開発品の主な標準仕様について，表3〜表5に示す．

3 位相差（度）1 軸受仕様はモータ支持用途を想定し選定．
2 複列着磁の磁気エンコーダを採用．

TAB／Tn×360……1回転の最大値

3 5芯コネクタには電源，グランド各1本と，A，B，

規定範囲：45〜135度．

Z相の信号出力3本が割り当てられている．
A相出力

表3 軸受仕様Specification of bearing
軸受サイズ

6206（φ30×φ62×16）

ラジアル内部すきまC3（0.013〜0.028mm）

B相出力

TAB
Tp

モータ用長寿命グリース

封入グリースシール

接触型ゴムシール

保持器

波型鉄板保持器

許容回転速度

4687min-1 ※使用温度範囲-40〜120℃

Tn

Tn＋1

図5 センサ出力精度の定義
Definition of sensor output accuracy※センサの応答周波数（5kHz）による制限

表4 磁気エンコーダ仕様
Specification of magnetic encoder

6. 1 高温放置試験（120℃）
120℃高温雰囲気条件下で，試験開始時，300時

NBR

ゴム材質
磁性材材質

フェライト

間後，600時間後，および1000時間後のセンサ出着磁極数N，S 各々64極力精度を室温にて測定した．試験結果を図6に示す．

着磁方向

半径方向（複列）

各放置時間後のセンサ出力精度は，初期精度を維持し17mT以上（ギャップ0.5ｍｍにて）た．

表面磁束密度

6. 2 低温放置試験（-40℃）

表5 コネクタ仕様
Specification of connector
端子数
適用電線サイズ-40℃低温雰囲気条件下で，試験開始時,300時間

5後,600時間後，および1000時間後のセンサ出力精AWG26度を室温にて測定した．試験結果を図7に示す．各放
置時間後のセンサ出力精度は，初期精度を維持した．

6. 3 熱衝撃試験

6．評価試験

（-40℃×60分⇔室温×10分⇔120℃×60分）

6.1項から6.4項に示す評価試験を行ない，センサ-40℃と120℃の熱衝撃試験を行ない，試験開始

出力の精度を測定した．センサ出力の精度は，以下に時,100サイクル後，600サイクル後，および800サ

定義する隣接ピッチ誤差，デューティ比，位相差で評イクル後のセンサ出力精度を室温にて測定した．試験価する（図5参照）．なお，評価基準に用いる規定範結果を図8に示す．各サイクル後のセンサ出力精度は，

囲は，エンコーダの製作精度や取り付け誤差を含む測初期精度を維持した．

定系に起因する誤差要因を考慮して決定した．この範囲を超える場合は，なんらかの異常があると考えられる．
1 隣接ピッチ誤差（％）｜(Tn−Tn＋1)｜／Tn×100……1回転の最大値
規定範囲：10％以下．
-73-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

A相B相隣接ピッチ誤差1512

規定範囲：10％以下

誤差率 %

誤差率 %

15

9
6
3

9
6
3

試験前

300時間後時

600時間後01000時間後

試験前

間

A相
B相

65

600時間後1000時間後間

A相
B相

デューティ比65

規定範囲：35〜65％以下

60

規定範囲：35〜65％以下

60

比率 %

55
50
45
40

55
50
45
40

35

試験前

300時間後時

600時間後35

1000時間後

試験前

300時間後600時間後時

間1000時間後

間

位相差

位相差
135

135
120

120

105
90
75

度

規定範囲：45〜135度

105

角度

度

300時間後時

デューティ比比率 %

規定範囲：10％以下

12

0

角度

A相
B相

隣接ピッチ誤差90

規定範囲：45〜135度

75
60

60

45

45
試験前

300時間後時

600時間後1000時間後

試験前

300時間後時

間600時間後1000時間後間

図7 低温放置試験結果
Result of low temperature environment test

図6 高温放置試験結果
Result of high temperature environment test-74-

原点信号出力タイプ高分解能回転センサ付軸受

6. 4 加振試験

A相
B相

隣接ピッチ誤差

表6および図9に示す条件での加振前後のセンサ出

誤差率 %

15

力精度を室温にて測定した．振動周波数は，5Hzから
規定範囲：10％以下

12200Hzの間を15分間で連続的に変化させ往復するこ

9とを1サイクルとして繰り返される．加振試験の状況

6を図10に，試験結果を図11に示す．24時間（96サ30イクル）加振後のセンサ出力精度は，初期精度を維持
試験前

100サイクル後 600サイクル後 800サイクル後

した．

サイクル

表6 加振試験の条件
Condition of vibration test

A相
B相デューティ比65

規定範囲：35〜65％以下

比率 %

60
55

周波数（Ｈz）

5

38.62

200

加速度（G）

0.5

30

30

10

10

0.37

振幅（mm）

5045

振動条件（1サイクル）

40

振動方向

軸方向

35

試験時間

24時間（96サイクル）

試験前

100サイクル後

600サイクル後

800サイクル後

周波数を5→200→5Hzと15分間で徐々に変化

サイクル
30

位相差

G 0.5

135

往復で15分
規定範囲：45〜135度

120

角度

度

0
105

5

38.62
Hz

200

90

図9 振動加速度と周波数の関係
Relation between vibratory acceleration and frequency

75
60
45

試験前

100サイクル後 600サイクル後 800サイクル後

サイクル

加振機本体

テストサンプル

図8 熱衝撃試験結果
Result of heat shock test

図10 加振試験の状況
Condition of vibration test-75-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

6. 5 評価結果
A相
B相

隣接ピッチ誤差

これらの結果より，（1）初期のセンサ出力の精度は規定範囲内であり，

誤差率 %

15

初期性能には問題がないと判断される．センサ

規定範囲：10％以下

129

出力精度は，実施した高温，低温，熱衝撃，加6振試験後も規定範囲内にあり，耐久性に関して

3も問題ないことが確認された．
（2）隣接ピッチ誤差においてA相出力とB相出力の各

0

加振前

加振後

隣接ピッチ誤差に差が見られるが，これはそれぞれRPトラックの磁界の影響を受けたためと推A相
B相

デューティ比定される．

65

規定範囲：35〜65％以下

比率 %

60

7．あとがき55
50

本稿では，新たに開発した原点信号出力タイプ高分45

解能回転センサ付軸受技術（AB相出力パルス数：

40

2560パルス／回転仕様）を紹介した．

35
加振前

今後は，本技術を用いた回転センサ付軸受の商品化

加振後開発を進めるとともに，既に商品化開発を完了している1280パルス／回転仕様高分解能回転センサ付軸受

位相差の市場展開を積極的に図る所存である．

135

規定範囲：45〜135度

角度

度

120
105
90

参考文献
75

1）伊藤，小池：回転センサ付軸受について，NTNテク
ニカルレビューNo.69
2）小池，石川，伊藤，水谷：回転センサ付軸受の耐漏洩磁束性向上，NTNテクニカルレビューNo.71
3）DESBIOLLES, FRIZ：Development of High
Resolution Sensor Element MPS40S andDual Track Magnetic Encoder for Rotational
Speed and Position Measurement，NTNテク
ニカルレビューNo.75

60
45

加振前

加振後

図11 加振試験結果
Result of vibration test

執筆者近影

伊藤

浩義

産業機械事業本部
産業機械技術部

高橋亨

商品開発研究所
電子応用研究部

Pascal DESBIOLLES

Cyril PETERSCHMITTNTN-SNR ROULEMENTS
New product andMechatronics R&D

NTN-SNR ROULEMENTS
New product andMechatronics R&D

-76-

上野

新太郎

NTN-SNR ROULEMENTS
New product andMechatronics R&D

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[論 文]

エッジロード発生時の転がり軸受寿命予測改良手法
Improved Method of Rolling Bearing Fatigue Life Prediction
Under Edge Loading Conditions

長 谷 陽 夫* Haruo NAGATANI

転がり軸受の疲労寿命予測手法として，表面下の応力負荷領域を分割して，各分割片の寿命を算出し，分割片の寿命を合成して全体寿命を求めるという手法が各種提案されている．これらの手法は，表面下に発生するあらゆる応力分布に適用できるようにしたものと考えられるが，エッジロード発生時のような局部的な応力集中による寿命低下現象
に対しては，予測精度が低下することがわかった．改良手法として，複数個ある応力集中部で寿命を算出し，それらを合成するという手法（多点LP法）を提案した．

Various types of life prediction methods have been proposed that calculate the total lives by synthesizing the
lives of the subdivided stressed volumes. These methods seem to be devised to deal with any stress
distribution. However from this study, it has been found the life prediction accuracy of these methods deteriorate
when the stress concentration occurs. For this measure, the improved method is proposed. This method
calculates the total life by synthesizing the lives at the locations where stress concentrations occur.

試験結果をベースに，Harris8）やMoyerら9）の手法

1．まえがきを用いて最適クラウニング設定法を提案した．しかし，LundbergとPalmgren（以後LPと表す）が転がこの手法では図1に示すように，（a）転走面の研削加り軸受の寿命理論を確立してから1）2），半世紀以上が工用ヌスミ部に発生するエッジロードや，（b）カット

経過し，すべりが発生したときに発生する表面の剪断クラウニングでの円筒部とクラウニング部の接合部に力（接線力）や嵌合による初期応力や残留応力を考慮発生するエッジロード問題には適用できない．クラウ

できない，などの課題が指摘され，その改良も種々報

ニングプロフィールの決定手法は，このほかにも各種告されている3）〜6）．しかし，これらの課題は特殊な提案されているが10）11），いずれの手法も面圧や応力条件下で使用したときに発生するものであり，ほとんを低下させるべくクラウニングプロフィールを決定しどの場合は，上記項目が問題にならないため，過去のているものであり，軸受寿命を算出するためのもので実績重視の観点からも，現状では依然としてLP理論

はない．

による設計検討が行われている．
一方，ころ軸受を設計する上でクラウニングの設計は重要である．エッジ部の荷重と中央部の荷重の分担に不均衡がある場合やミスアライメントがある場合などに，どちらか一方への負荷が大きくなってしまうと，その部位は短時間で破損に至ってしまう．このようなR問題を避けるために，適切なクラウニングを設定する必要がある．
(ａ) 研削加工用ヌスミ部
Undercut part for grindings

クラウニングプロフィールの決定手法として，伊藤と杉浦の手法7）が著名である．彼らは，フルクラウニ

図1 伊藤と杉浦の手法が適用できない事例
Examples that Ito and Sugiura's method cannot be applied

ングころのクラウニング量を変更して行った各種寿命*自動車事業本部(b) 円筒部とクラウニング部の接合部
Connecting part of cut crowning

自動車技術部-77-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

近年，転がり軸受の寿命予測にIoannidesとHarris

る．（b）ではエッジ部（x=0.5）と中央部の両方に応（以後IHと表す）の理論12）に見られるような，応力が力集中が発生している．（c）はクラウニングのないこ負荷される領域を分割して，各分割片の個々の寿命をろの応力計算結果であり，エッジ部に激しい応力集中

算出し，分割片の寿命を合成して全体寿命を求める手が生じている．また，中央部での応力集中度合では，法が各種提案されている．これらの手法は，どのよう（b）は（ａ）より弱く，応力分布は比較的均一化してな応力分布状態にでも適用できるようにしたものと考いる．

えられ，エッジロード発生時の寿命予測にも適用できるはずであるが，十分な確認がなされていない．
表1 転がり疲労試験結果7）
Rolling fatigue test results 7)

実際の設計では，加工上の制約やコスト問題などか
ら，最適なクラウニング形状を設定できない場合が多Test No.

く，現行の加工機の能力範囲でクラウニング形状を決V1

V2

Load (kN)

定せざるを得ない．このときの軸受寿命が要求寿命を満足できるか否かを検討する必要があるが，その際に，精度良く軸受寿命を予測するツールがあれば，非常に有用である．本稿では，このような問題にも対応できる「エッジロード発生時の寿命予測手法」について検
討する．

V3

V4

V5

13.72

V6

V7

V8

17.35 11.76

9.8
1200

Crowning
radius (mm)

300

480

890

1200

∞

480

890

L10×104

560

1240

930

900

400

410

2200 4010

L50×104

2160 4640 2360 1640

745

1330 5100 7250

Weibull slope

1.4

1.4

2.0

3.0

1.6

2.2

3.2

Edge failure/
0/14
test frequency

0/15

7/15 12/15 13/15 3/15

6/15

8/15

3.2

2．伊藤と杉浦の転がり疲労試験
Roller伊藤と杉浦7）が行った転がり疲労試験結果を表1にox掲載する．彼らは，φ12×12フルクラウニング円筒
ころのクラウニング半径と負荷荷重を変えて転がり疲
労試験を行っている．
図2はこの試験で発生している表面下剪断応力振幅のコンター図の例である．図では，対称性から軸方向zの半分だけを示している．剪断応力振幅計算に使用しRace

た座標系を図3に示す．図2の横軸はころ軸線方向，
図3 座標系と応力計算点
Coordinates and stress calculation points

縦軸は深さ方向に対応し，応力振幅の等高線をプロットしている．（ａ）はエッジロードのない接触状態の

z mm

z mm

z mm

ものであり，軸方向中央部（x=6）に応力集中部があ

x mm

x mm

x mm

（a）V1

（b）V4

（c）V5

図2 剪断応力振幅のコンター図（単位：MPa）
Contour plots of orthogonal shear stress amplitude-78-

エッジロード発生時の転がり軸受寿命予測改良手法

Model-D

3．現行寿命モデルによる予測

このモデルはLP理論をベースに応力分布を考慮で

上記実験結果に対して，現行寿命予測モデルを適用

きるように考案したモデルである 13）（図5参照）．表

して，その予測精度を確認する．ここでは，以下に示面下は深さ方向には分割せず，軸方向にだけ分割する

す4つの寿命モデルをとりあげる．なお，指数e，c，h

ため，分割後は円盤状のスライス片となる．各スライは係数であり，ころ軸受の場合，それぞれ9/8，

ス片が受ける最大応力振幅τ0j とその深さz0j を用いて，

31/3，7/3である．

スライス片の寿命を算出し，それらを合成する．このModel-A

ようにすれば，LP理論での亀裂進展の意味を各スラ

LP理論の考え方をベースとしたモデルであるが，イス片にそのまま持ち込むことができる．a jは各スラ
イス片の幅である．

LP理論での応力算出方法は用いず，数値計算で求めた剪断応力分布全体の中での最大値とその深さを用いて式（１）で寿命を算出する．Sは残存確率,τ0は剪断

LaminaRoller

応力振幅最大値，z0はτ0の深さ，Vは応力体積，aは接o

触幅，rは転走面の円周長さ，Nは負荷回数である．

x
Depth

1
τ0c
τ0c
e
e
∝ h ・N・V = h−1 ・N ・ar…………（1）
S
z0
z0

log

Model-B, C
Race

IH理論をベースとした手法であり，表面下を分割しRoller lengthて（図4参照）疲労限以上の応力を受ける領域VRでの寿命を算出し，全体寿命を算出する．計算式は式（2）zで表される．τi は各分割片の応力値，τu は疲労限，ΔVi

図5 Model-Dのスライス片Laminas in Model-Dは各分割片の体積である．疲労限τuを350MPaとしたものがModel-B，疲労限なしとしたものがModelCである．Model-Cの応力体積VRは疲労限350MPa

log

τ0jc
τ0jc
1
e
∝
・N e ……（4）
j N =
h ΔV・
h−1 ajrS r z0j
r z0j

Σ

Σ

eff

のときの応力体積と同じとした．IH理論では寿命計算

effの基準となる応力を明示していないが，ここでは，LP理論と同様，剪断応力振幅を用いる．z'は応力で重上記4モデルによる寿命計算結果を図6に示す．図

み付けされた深さであり，各分割片で共通の値をとる．

6ではそれぞれV1を基準とした寿命比で示している．

(τi−τu)c1e∝・ΔV・………………（2）
i N
S
z' h
V

目盛が20までであり，モデルによってはオーバーフΣlog

ローしている．

Rz'=∫ z (τ−τ )dV = Σz (τ−τ )ΔV ……（3）∫ (τ−τ ) dV Σ(τ−τ )ΔV
u

VR

i

u

VR

i

u

i

VR

i

u

i

VR

20

Roller16
14xLife ratio

o

Race

Depth

Test result (L10)Model-A
Model-B
Model-C
Model-D

18

Dividedvolume

12
10
8
6
4
2

Roller length0z

図4 Model-B,-Cの分割体積
Subdivide volumes in Model-B and -C

V1

V2

V3

V4

V5

V6

V7

図6 寿命予測結果と実験結果の比較
Comparison of life predictions and test results

-79-

V8

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

図6で寿命試験結果に対しModel-Aは，V2，V5な

4．考

どで概略の傾向を捉えているが，V3，V4，V7，V8

察で一致度が悪化している．Model-Bも類似の傾向であModel-Dにおける各スライス片の寿命の軸方向分るがV3，V4，V5，V7，V8でさらに一致度が悪い．

布を，サンプルV5について調査する．寿命値を式

一方，疲労限を設けていないModel-CはModel-Bよ（5）で示すLIFE Parameterで代表させて，図7に示り良い一致を示している．Model-Bのように疲労限をす．式（4）との比較からわかるように，この値は完c考慮した場合，式（2）の応力項（τi −τu）の値は，全に寿命と比例関係にある．式（5）で，応力はMPa，実際の応力から疲労限のτu分だけ差し引かれてその値

長さはmmの単位を用いている．

が小さくなるため，実験との一致度が悪化すると考えcられる．Model-Dは，疲労限を考慮しないModel-C1

h−1

LIFE Parameter=τ0je ・z0je ・aje ………………（5）と類似の傾向であった．
なお，図7ではエッジ部での急激な応力変化を表現

表2に上記4モデルによる計算結果の評価をまとめするために，図3に示すように，計算点の間隔（＝スる．

ライス幅）を細かくしている．

以上の4種類の寿命モデルでの計算結果のうち，実験との整合性が比較的良好なのは，Model-A，

図7では，エッジ部近傍のスライス片の幅が細かい

Model-C，Model-Dであったが，いずれも十分とはところ（x=0.49〜0.65mm）では不連続となっておいえない．Model-C，-Dは分割片寿命を合成するモ

り，応力集中が生じているにも拘らず，中央部と比べデルであるが，V5のようなエッジロードがきつい場て寿命がそれほど低下していない．この原因は応力集合に，計算寿命が実験寿命より大きくなっている．一中を表現するためにスライス幅を中央部のスライス幅

方，分割片寿命を合成しないModel-AではV5に関しに対して10分の1にしたため，式（5）の aj の値が低ては実験結果を一番うまく捉えている．従って，エッ下し，逆数をとるため寿命が長くなったことである．

ジ部の影響を寿命に反映しやすくするには，Model-A

このように，体積が寿命に及ぼす影響は非常に大きく，の手法が有効と考えられる．Model-C，-Dで，エッ小さい体積のものは寿命が長くなる．エッジロード部

ジロードがきつい場合に，実験との一致度が悪化するの寿命は本来寿命が低下しなければならないのに，図原因を以下で考察する．

7の段階で既に中央部と同等になっているが，全体の寿命を求めるためにこれらを合成すると，さらにエッジロードの影響は弱められる．即ち，エッジ部より中

表2 寿命予測結果の評価
Validation of the 4 models

央部の方がはるかに体積が大きいため，エッジ部で寿

V3

V4

V5

V6

V7

V8

Model-A

○

×

×

△

△

△

×

Model-B

○

×

×

×

○

×

×

Model-C

△

△

△

×

○

○

○

Model-D

○

△

△

×

○

○

△

命が減少しても，寿命を合成する中で，その効果はか

1.E-26

LIFE Parameter

V2○：実験との誤差が3割程度まで△：実験との誤差が3割から2倍の間
×：実験との誤差が2倍以上

1.E-27

1.E-28012

3x-coordinates

4mm

Mesh interval is 0.1 mm
Mesh interval is 0.01 mm

図7 V5の軸方向寿命分布
Life distribution of V5

-80-

5

6

エッジロード発生時の転がり軸受寿命予測改良手法

なり小さくなってしまう．

5．改良モデル（多点LP法）

上記内容を数値的に表現すると，x=0.5〜0.64mm（エッジ部）のLIFE Parameterを合成すると2.95E-

上記考察をベースに，改良モデルを考案した．改良

29であり，x=0.8〜11.2mm（中央部）は1.08E-

モデルでは，LP理論の考え方を踏襲し，複数個ある

29である．これは，計算上は中央部の寿命がエッジ

応力集中部の応力振幅τ0peak とその深さz0peak だけを考部の寿命の3分の1になっていることを表している．

え，応力集中部の寿命を次式で表現する．

しかし，実際の破損は，表1に見られるように，V5では15個中13個がエッジ部で破損しており，エッジ

ln

部は中央部より寿命が短くなければならない．従って1

τ0 peakc∝

Speak・φv・N peake・ar …………（6）z0 peakh−1

上記手法は実現象と全く一致しない．これはスライス実験が行われたフルクラウニングの場合，応力集中片の寿命を合成したことによる弊害と考えられる．こ部はエッジ部2箇所と中央部1箇所であり，式（6）のメカニズムは応力分布を用いて寿命を合成する手法

をこの3箇所に適用し各部の寿命を算出する．エッジに共通のものであり，IH理論ベースのModel-Cでもロードが発生しないときは，中央部の応力だけで寿命V5の計算寿命が実験結果より大きくなるのは同様のが決まるため，本モデルはLP理論と全く同じになる．

メカニズムによると考えられる．

全体の寿命Lはこれら応力集中部の寿命を合成してところで，ノッチがついた平板の疲労試験を行う場

求める．フルクラウニング時の3箇所の合成寿命は式

合，破断は応力集中部であるノッチ部から生じるため，（7）で与えられる．iについての3つの和はエッジ部

その部分の応力だけを考え，他の部分の応力から算出

2箇所と中央部1箇所についてのものである．

される寿命と合成することはしない．LP理論では大3

Σ(1/L ) …………………………………（7）(1/L)e=多数のクラックが最大剪断応力振幅位置に発生してい

i

e

i=1

るとして，その部分の応力とその深さだけを用いて計算しており，まさにこの計算方法を実践していること

なお，式（6）中のφv は，応力均一化の程度によっになる．LP理論での応力体積Vは，主に軌道輪の長さて寿命を補正するための係数であり，「応力均一化係の影響を考慮するためのものであり，応力分布を考慮数」と名づける．3箇所の応力集中部は，応力振幅のするためのものではないと考えられる．

ピークが明瞭な場合を前提としているが，条件によっ

以上のように，エッジ部の影響を寿命に反映しやすては中央部の応力集中度が弱くなり，ピークが明瞭でくするには，応力集中部の値だけを用いるModel-Aのない場合がある．この様子を説明するために，V1，手法が有効と考えられる．しかし，Model-AはV3，

V4，V5の剪断応力最大値の軸方向分布を図8に示す．

V4，V8などの他のT.P.で計算結果が実験結果と一致

図8は，図2に示したコンター図から深さ方向に剪断していないので，改良が必要である．

応力振幅最大値を探索しその値をプロットしたものと同じであり，Model-Dにおける各スライス片の寿命を決定している最大応力振幅の軸方向分布状況を示し

1200

1000

1000
800
600
400
200
0

1

2

3

4

5

6

1000

800
600
400
200
0

Max shear stress amplitude
MPa

1200

1200

0

Max shear stress amplitudeMPa

Max shear stress amplitude
MPa

ている．

0

1

2

3

4

5

6

800
600
400
200
0

0

1

2

3

4

Axial location mm

Axial location mm

Axial location mm

（a）V1

（b）V4

（c）V5

図8 剪断応力振幅最大値の軸方向分布
Distributions of max orthogonal shear stress amplitudes

-81-

5

6

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

図8から，V4は，V1と比べて中央部の応力集中度

図9（d）では中央部に応力集中があるとはみなされが低くなり，応力分布がかなり均一化されていることないため，中央部の応力は無視される．ただ，中央部がわかる．このような状況はクラウニングプロフィー

よりエッジ部の寿命低下が著しいため中央部を含めてルが最適形状に近づいたときに表れると考えられる寿命を合成しても結果はほとんど同じである．V4はが，前述のノッチが付いた平板の疲労試験でいうと，

比較的図9（c）に近い．V5は図9（d）に該当する．

ノッチの半径が非常に大きくなった場合であり，最大応力集中の程度は図8の応力分布の中央部における応力値がどの軸方向位置においてもほぼ同じであり，曲率半径で表すのが良いのかもしれないが，計算が複材料の強度ばらつきによっては，クラックがどこから雑になるため，図8の応力が占める面積で表現するこ

入るかわからないようになる．このような場合，寸法とにする．この面積は式（8）で表される．

効果と同様のメカニズムで寿命が低下すると考えらΣS= τyzj maxΔaj ………………………………（8）れ，何らかの補正が必要になる．しかし，これはあくまで材料のばらつきによりクラック発生のチャンスが増加するということであり，寿命に大幅な影響を与え面積Sを計算する範囲は，エッジ部の応力ピークのるものではない．この値を決定するには詳細な実験が影響を受けないようにエッジ領域を除いて計算する．

必要であるが，ここではある仮定を設けて，係数φvT.P.のころチャンファは0.5mmであるが，本稿では，の算出を行う．従って以下の算出案は中央部での寿命

ころ端面から1mmまでの部分を除外した．
一般に面積Sは，図9（a）の面積Saと図9（c）の低下を考慮するための一つの方向を示すものにすぎない．

面積S c の間にあり，面積S a ，S c はそれぞれ式（9）,応力均一化係数φv(10)で表される．φv は，図9（a）でφv =1，図9（c）でφv =2とし，この間を面積Sに応じて配分する．よっ式（6）からわかるように，φv が１より大きな値をてφv は式（11）のように表現できる．

とると寿命は低下する．この係数値決定の考え方を以下に述べる．通常のHertz接触のような応力分布ではSa=

十分な応力集中が生じており，応力均一化係数の考慮は不要と考え，φv =１とする．また，エッジ部の応力τmax｛g h2−g2 ＋h2 sin-1（ g ）｝……………（9）2hhSc=2gτmax ……………………………………（10）

集中度合は中央部より強いので，φv は常に1になる．
問題となるのは中央部の応力であり，これが均一化す

φv=1＋

るにつれφv の値は増加する．

(S−Sa)(Sc−Sa)1≤φv≤2 …………………（11）

図9は図8に示す応力振幅の軸方向分布を4つのタイプに模式化したものである．サンプルV1はエッジ
ロードのないHertz接触であり，図9（a）のような二次の応力分布に対応する．前述のように，この場合はφv は1である．エッジロードが強くなるにつれ，図9（b）（C）と変化し，最後は図9（d）のようになるが，

g

g

g

g

Sa

τmax

Axial location(a) Hertziancontact

StresshStresshStresshStressh

Sb

Sc

Axial location

Axial location(b) Slightly edge(c) Uniform stressloading
図9 中央部での剪断応力分布の型
Type of max. shear stress distribution at center part

-82-

Sd
Axial location(d) Severe edge
loadingエッジロード発生時の転がり軸受寿命予測改良手法

改良手法の欠点はV5のようにエッジロードがきつ6．改良モデルによる計算結果

い場合に実験値より計算寿命が低く見積もられること

改良モデルによる計算結果を図10に示す．図にはである．これはエッジロードによる高面圧により塑性

応力均一化係数を使用しない場合（φv =1）の計算結変形が生じ応力値が変化しているにも拘らず弾性理論

果とModel-Dの結果も併記した．表3に，計算に用いで応力値を計算しているため，実際より高く応力値をた応力均一化係数値を示す．

見積もっていることに起因している．従って，設計的改良手法では4モデルでの結果（図6）と比べて，には安全側に見積もったことになっており，実用上問
題ないと考える．

実験との整合性が格段に改良されていることがわかる．特に最適クラウニング半径の決定に利用できるという点が他の4モデルに比べて優れている．即ち，表7．あとがき1における荷重13.72kN時の最適クラウニング半径
ころ軸受にエッジロードが発生したときの寿命予測

はV1〜V5の寿命試験結果から決定できるが，伊藤と手法について検討した．

杉浦はV3より若干V2寄りの830mmであると考察しているのに対し，前述のModel-A，-B，-C，-Dで

現在よく用いられる，表面下体積を分割して個々のはV4がピークとなっている．一方，本手法ではV2〜

分割片の寿命を算出してそれらを合成するという寿命V3の間に寿命のピークが現れており，実験結果の寿

計算手法は，応力体積の影響が大きいため，正しい寿命ピークをうまく捉えている．改良手法に対する評価

命予測結果が得られないことがわかった．
改良手法として，複数個ある応力集中部のそれぞれ結果をModel-Dと比較して表4に示す．

が軸受破損に進展する起点であると考え，各破損起点での寿命をLP理論から算出し，それらを合成すると

128Life ratio

いう「多点LP法」を提案した．この手法では，応力

Test result (L10)
Improved method
Improved method (φv=1)
Model-D10

分布が均一化する場合に生じる寸法効果と類似の疲労
寿命低下現象を考慮するために「応力均一化係数」を6導入している．応力均一化係数の値としては，剪断応

4

力最大値の軸方向分布が作る面積によりその値を決定

2するという方法を暫定的に採用した．この値を決定す
るには，過去材料力学の分野で寸法係数を決定したプ

0

V1

V2

V3

V4

V5

V6

V7

V8

ロセスと同様，今後実験データを蓄積して決定していく必要があると考える．

図10

改良モデルでの寿命比計算結果
Life ratio of improved model
本稿は "Improved Method of Roller Bearing Fatigue Life

表3 中央部の応力均一化係数
Stress uniformity factors for center part
V1

V2

V3

Prediction Under Edge Loading Conditions"（Tribology
Transactions, Vol. 53, Issue 5, pp.695-702）をベースに，加

V4

V5

V6

V7

V8

Stress uniformity
1.000 1.128 1.582 1.731
factor―1.302 1.498 1.586

筆修正したものである．

表4 改良手法による寿命予測結果の評価
Validation of the improved method
V2

V3

V4

V5

V6

V7

V8

○

○

○

△

○

○

○

Improved method (φv=1) ○

△

○

△

△

△

○

Model-D

△

△

×

○

○

△

Improved method○○：実験との誤差が3割程度まで△：実験との誤差が3割から3倍の間
×：実験との誤差が3倍以上-83-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

参考文献
1）Lundberg, G., and Palmgren, A., Dynamic
Capacity of Rolling Bearing, Acta
Polytechnica, Mechnical Engineering Series,
Vol.1, No.3 (1947).
2）Lundberg, G., and Palmgren, A., Dynamic
Capacity of Roller Bearings, Acta
Polytechnica, Mechnical Engineering Series,
Vol. 2, No. 4 (1952).
3）Harris, T., A., and Ragen, M., A., Spitzer, R., F.,"The Effect of Hoop and Material ResidualStresses on the Fatigue Life of High Speed,
Rolling Bearings," Tribology Transactions,Vol. 35, No. 1 (1992), pp.194-198.
4）Yu, W., K., and Harris, T., A., A New StressBased Fatigue Life Model for Ball Bearings,
Tribology Transactions, Vol. 44, No. 1(2001), pp.11-18.
5）Kudish, I., I., A New Statistical Model ofContact Fatigue, Tribology Transactions, Vol.
43, No. 4 (2000), pp.711-721.
6）Kotzalas, M., K., A Theoretical Study ofResidual Stress Effects on Fatigue Life
Prediction, Tribology Transactions, Vol. 44,
No. 4 (2001), pp.609- 614.
7）伊藤重男，杉浦郁生，線接触型転動疲れ試験における最適クラウニング量の検討，NTN ベアリングエ
ンジニア, No.48 (1982), pp.18-26.

8）Harris, T. A., The Effect of Misalignment on
the Fatigue Life of Cylindrical Roller Bearings
Having Crowned Rolling Members,
Transaction of the ASME, Journal of
Lubrication Technology, Vol. 91, Series F,
No.2, (1969), pp.294-300.
9）Moyer, C. A., and Neifert, H. R., A First Order
Solution for the Stress Concentration
Present at the End of Roller Contract,
Transaction of the ASLE, Vol.6 (1963),
pp.324-336.
10）藤原宏樹, 川瀬達夫, ころ軸受の対数クラウニングとその最適化手法, 機械学会論文集, C編, 第72巻, 第721号 (2006), pp.338-345.
11）原田昌寛, 鎌本繁夫, 藤原良承, 内部応力を考慮した
ころ軸受のクラウニング形状, トライボロジー会議
2000-5予稿集 (2000), C6, pp.171-172.
12）Ioannides, E., and Harris, T., A., A New
Fatigue Life Model for Rolling Bearings,
Transaction of the ASME, Journal of
Tribology, Vol. 107, July, (1985), pp.367378.
13）長谷陽夫, エッジロードを考慮したころ軸受寿命予測
方法, 機械学会論文集, Ｃ編, 第74巻, 742号
(2008), pp.1609-1616.

執筆者近影

長谷

陽夫

自動車事業本部
自動車技術部-84-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[論 文]

天然抗酸化剤添加によるグリースの長寿命化Long Life Grease Added Naturally Derived Antioxidants

田 口 陽 介* Yosuke TAGUCHI
三 上 英 信* Hidenobu MIKAMI
グリースの長寿命化は永遠の課題であり，これまでも基油の酸化劣化を防止するために適切な酸化防止剤を添加してグリースの長寿命を達成してきた．さらなるグリースの長寿命化を図るには，従来の酸化防止剤よりも優れた機能を持つ添加剤が必要である．そこで，本稿ではこれまで潤滑剤の添加剤として検討されていない植物由来の「天然抗酸化剤」の採用により，低騒音，低トルクを維持しながら，長寿命化が可能なグリース組成の確立を目指した．

It is generally known that prevention of oxidation degradation of oil is necessary to develop the long life
grease. The evaporation of oil has been controlled by having used the best antioxidant up to now. In attempting
making of long life grease, the additive with a function that is more excellent than conventional antioxidants isneeded. Therefore, ”Naturally derived antioxidants” of the plant origin was adopted as an additive, and we aimed
to develop long life grease while maintaining low noise and low torque.

1．はじめに2．酸化劣化のメカニズム

転がり軸受は，各種機械の回転部分において使用さ一般的に，潤滑油は以下の式のように酸化劣化すると言われている3）〜5）．

れており，機械の効率化や回転部の信頼性向上に貢献している．一般的に，転がり軸受には潤滑剤が必要であり，潤滑グリースが多く用いられている．

〈Step 1〉温度などの要因により，潤滑油がアルキル

潤滑グリースは，高温で長時間使用すると酸化されラジカルに分解する．

劣化するため，酸化防止剤を添加して劣化を抑制して〈Step 2〉アルキルラジカルが，酸素1分子と反応し，いる．多くの種類の酸化防止剤が実用化されているが，過酸化物とアルキルラジカルを生成する．

その中でも水素原子を供与し自らは安定したラジカル〈Step 3〉Step 2で生成した過酸化物が，正常な潤となって連鎖反応を停止させるフェノール系酸化防止

滑油2分子と反応し，アルキルラジカルを剤の添加効果が高い．グリースに使用されるフェノー

生成する．

ル系酸化防止剤のほとんどは第三級ブチル基をもつフェノールの誘導体である1,2）．

〈Step 1〉RH→R・〈Step 2〉R・＋O2→ROO・

近年，高温条件下で軸受を使用する用途が増加傾向にあるため，潤滑グリースの高温耐久性向上が要求さ

ROO・＋RH→ROOH＋R・れ，さらに優れた酸化防止剤が必要となっている．

〈Step 3〉ROOH＋ 2RH→

本稿では，これまで工業用潤滑油の酸化防止剤とし

ROH＋H2O＋2R・ては用いられていなかった天然由来の抗酸化剤に着目

RH：炭化水素（潤滑油）

し，潤滑剤の添加剤として用いた場合の酸化防止能を

R・：アルキルラジカル調査した．さらに，潤滑グリースに添加した場合の耐ROO・：ペルオキシラジカル

久性など各種特性に及ぼす影響について確認した．

ROOH：過酸化物*要素技術研究所-85-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

潤滑油は，高温長時間の使用に耐えるため，一般的

3．天然抗酸化剤に酸化防止剤が添加されている．酸化防止剤には，1連鎖停止剤（一次酸化防止剤），2過酸化物分解剤

天然抗酸化剤は，分子内に複数のフェノール性水酸（二次酸化防止剤）の2種類があり，両者は酸化防止

基（ベンゼン環、ナフタレン環などの芳香環に結合し機構が異なる．連鎖停止剤の例としてフェノール系とたヒドロキシル基）をもつ植物成分の総称である．天アミン系があり，過酸化物分解剤として，フォスファ

然抗酸化剤は数多くの植物に含有される．天然抗酸化

イト，フォスフェート，チオエーテル，チオエステル剤の種類は，クルクミン，フラボノール，イソフラボなどが知られている．

ン，タンニン，カテキン，ケルセチン，アントシアニ

フェノール系の酸化防止剤は，連鎖停止剤に分類さンなどが有名であり，人体に摂取されると抗酸化物とれ，酸化劣化機構の成長段階において発生するペルオ

して有効に働くことが明らかになっている7）．

キシラジカルに水酸基の水素原子を供与し（式1）無本稿では天然抗酸化剤の酸化防止剤としての効果に害化させる．生成したフェノキシラジカルは共鳴安定

期待し，ウコンから抽出されるクルクミンおよびタマ化し（式2），さらに別のペルオキシラジカルと再びネギから抽出されるケルセチンに着目し，グリースに反応して非ラジカル化合物となる6）（式3）．その結果，添加することで，長寿命化を試みた．クルクミンおよ

潤滑油の酸化劣化が抑制される．

びケルセチンの構造式を表1，外観を図1にそれぞれ示す．これらは，一般的に，健康食品や食品用防腐剤

OHとして使用されている．

O・+ROOH …（式1）+ROO・

表1 天然抗酸化剤
Naturally derived antioxidants
名

O

O・

称

構造式

O

O

・
H

クルクミン
（ウコン）

…（式2）
H

O

HO

OH
OCH3

・

H3CO
OH
OH

O

O

ケルセチン
（タマネギ）OOR

・
H +ROO・

HO

O

H

OH
OH O

または

…（式3）

O

O
+ROO・

H

・

H

OOR

10mm
クルクミン

ケルセチン

図1 天然抗酸化剤の外観
Appearance of naturally derived antioxidants-86-天然抗酸化剤添加によるグリースの長寿命化に優れると考える．したがって，クルクミン，ケルセ

4．高温下での潤滑油の重量減少

チンはエステル油に対して，有効な酸化防止剤であると考える．

潤滑グリースの長寿命化を図るには，基油（潤滑油）の酸化劣化を抑制する必要がある．図2に潤滑油を高温で放置した場合の重量減少例を示す．潤滑油を高温

表2 従来型の酸化防止剤
Conventional antioxidants

で放置すると，時間とともに重量が減少し，潤滑油の名

酸化が始まるまでの期間（誘導期間）を過ぎると重量が急激に減少する．潤滑油が酸化されると，分解されえられる2）．したがって，酸化防止剤無添加の潤滑油
は誘導期間が短く，酸化防止剤が添加されている潤滑

HO

アミン系
酸化防止剤
（AO-2）

油は誘導期間が長い．酸化防止剤が添加されている場
合でも，その効果が小さければ誘導期間は短くなる．

OH

H
N

C8H17

C8H17

60

60

潤滑油：エステル50

温40

酸化防止剤なし

度：150˚C

重量減少率 wt%

重量減少率 wt%

構造式

フェノール系
酸化防止剤（AO-1）て揮発しやすくなるため，重量が急激に減少すると考

誘導期間

30

酸化防止剤あり

酸化防止剤あり

20
10
0

称

0

500

1000

時

1500

2000

無添加
A0-1
A0-2
クルクミン
ケルセチン

50
40
30
20
10
0
0

間 h

500

1000

時

図2 潤滑油の重量減少（例）The weight decrease of lubricant

1500

2000

間 h

図3 潤滑油の重量減少率
The weight decrease rate of lubricant

天然抗酸化剤と従来型の酸化防止剤について，潤滑5．天然抗酸化剤の潤滑グリースへの適用

油に添加して酸化劣化抑制効果を確認した．従来型の酸化防止には，第三級ブチル基を持つフェノール系酸

Li石けん/エステル油グリースは，主にモータ用軸化防止剤（AO-1），アミン系酸化防止剤（AO-2）を

受グリースとして用いられており，低トルクで音響特採用した（表2）．潤滑油はエステル油（33mm2/s,性に優れる特長がある．

40℃）を選定して酸化防止剤を各々1wt%添加し，このLi石けん/エステル油グリースに天然抗酸化剤

150℃で放置した際の重量減少率を求めた8）．測定結を添加して高温耐久性向上に対する効果や騒音（音果を図3に示す．

響），トルクへの影響を確認した．

無添加油は，試験開始直後に酸化劣化し，時間経過とともに重量減少が大きくなった．一方，酸化防止剤

5. 1 グリースの高温耐久性を添加した潤滑油は，一定時間潤滑油の重量減少が抑クルクミン，ケルセチンおよび従来型の酸化防止剤

えられている．フェノール系酸化防止剤（AO-1）おを添加したグリースを転がり軸受（#6204）に封入

よびアミン系酸化防止剤（AO-2）は500 h付近からし，高温下での耐久試験を実施した．評価グリースの潤滑油の重量減少が明瞭になるのに対し，クルクミン，

組成を表3に示す．

ケルセチンなどの天然抗酸化剤を添加した場合，

表3に示した4種類のグリースについて、高温下で2,000 h経過後も潤滑油の重量減少が小さい．潤滑の耐久試験（ASTM D3336準拠）を実施した．試

油の重量減少が顕著になるまでの時間が長いほど，潤験装置概略図を図4に，寿命試験結果を図5に示す．

滑油の酸化劣化が抑制されているため，酸化防止性能

なお，潤滑グリースの封入量は，軸受内部空間比で-87-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）38%相当(1.8g)としている．また，試験の繰り返し

5. 2 添加量の影響

数はn=3で行い，グリース寿命はすべて3回の平均値

天然抗酸化剤の最適な添加量を検討した．天然抗酸により算出した．天然抗酸化剤を添加したグリースＣ化剤にはクルクミンを選択し，Li石けん/エステル油とグリースＤは，共に無添加グリースＡよりも約10

グリースに添加した．クルクミンの添加量は，0〜倍，アミン系酸化防止剤（AO-2）を添加したグリース

10%まで6水準用意し，それぞれ転がり軸受に封入

Ｂよりも約3倍の長寿命となった．前項の油の高温劣して高温での耐久性を確認した．試験結果を図6に示化試験の結果（図3）との関連から，重量減少が少ない

す．クルクミンを2 %添加した場合が最も長寿命とな添加剤ほど，グリース長寿命化に寄与しているといえり，5 %以上添加すると短寿命化した．よって，クルる．

クミンの添加量には，最適値があると言える．なお，
クルクミン添加量が多い場合に効果が小さくなった．

表3 試験グリース
Test greaseA

クルクミンの添加量が2wt%を超えると，クルクミン

BCがグリースに完全に溶解しきれずに不溶分が残る．そ

D

増ちょう剤

Li石けん

のため，軸受の振動が増加して潤滑性が低下したもの

基

エステル

と予想している．

油

基油粘度 mm2/s 40˚C

26以上のことから，クルクミン，ケルセチンは潤滑グ

添加剤

―

AO-2

添加量 wt%

―

2

2

2

混和ちょう度 60W 25˚C

250

245

245

245

クルクミン ケルセチン

リースに対して有効な酸化防止剤であり，グリースの長寿命化に有効であると考える．

ヒータ

軸受：6204ZZ
温度：150˚C

試験軸受

回転数：10000min-1
荷 重：Fa＝Fr＝67N

500

コイルばね

Li石けん／エステル油グリース
グリース寿命 h

支持軸受

プーリ
熱電対
モータへ

400
300
200
100
0

0

1

2

図4 高温軸受耐久試験機
High temperature bearing endurance test machine

3

4

5

6

7

8

9

10

添加剤濃度 wt%

図6 クルクミン添加量の影響（0.7g封入）
Influence of amount of curcumin addition
軸受：6204ZZ
温度：150˚C

回転数：10000min-1
荷 重：Fa＝Fr=67N

5. 3 音響特性

グリース寿命 h

1400
1200

モータ用軸受などでは、低騒音が求められる．天然

1000

抗酸化剤は常温で固体であるため、低騒音性を保つに

800はグリース中に溶解させる必要がある．クルクミンを

600

市販のLi石けん/エステル系グリースに2%添加したグ

400

リースの顕微鏡写真を図7に示す．図7(ａ)はクルク

200

ミンをグリースに混合しただけの状態で，クルクミン粒子が存在していることが分かる．一方，図7(b)は

0
A

B

C

D

製造工程の改良によってクルクミンをグリース中に溶試験グリース

解させた状態である．

図5 高温軸受耐久試験結果（1.8g封入）
Result of high temperature bearing endurance test

クルクミンを溶解させたグリースの音響値をアンデ-88-天然抗酸化剤添加によるグリースの長寿命化

ロンメータによって測定した．測定結果を図8に示す．
クルクミン溶解品は，クルクミン未添加品と同程度の音響性能を示した．クルクミンは，Li石けん/エステ
ル油グリースに溶解するため，低騒音の維持が可能で
ある．

試験軸受

0.1mm

（a）未溶解の状態

ロードセル

図9 竪型トルク試験機
Vertical torque examination machine

0.1mm（b）溶解後の状態

図7 クルクミン添加グリースの顕微鏡写真
Photomicrograph of curcumin addition grease
軸
荷

グリース量：1.8g

35

回転トルク mNm

軸 受：608LLB
グリース量：0.118g
回転数：1800min-1 荷 重：Fr＝1.5N
2

アンデロン値

受：6204LLB
重：Fa＝19.6N

1

30
25
20
15
クルクミン添加クルクミン未添加

10
5
0
0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

回転数 min-1

図10 回転トルク
Rotational torque of various greases
0

クルクミン未添加

クルクミン添加

図8 音響特性
Noise levels of various greases

6．グリース封入量削減による軸受トルクの低減

5. 4 回転トルク

転がり軸受の高温耐久性は，グリース封入量に影響

モータ軸受などでは，消費電力を低減するため回転され，グリース封入量が多いほど長寿命となる．また，トルクが小さいことが求められる．クルクミン添加に

転がり軸受の回転トルクは，グリース封入量が少ない

よる回転トルクへの影響を確認した。トルク測定に用ほど小さくなる．したがって，グリース封入量を削減いた試験機と回転トルク測定結果をそれぞれ図9，図すると，低トルク化を実現できるが，軸受寿命が短く

10に示す．

なる．
min-1まで1時間

天然抗酸化剤はグリースに添加することでグリース毎に順次回転数を上げていき，各回転数での平均トルの長寿命化が達成できるため，天然抗酸化剤を添加すクを測定した．

ることで，従来のグリースに比べ，グリース寿命を低測定は1,800

min-1から10,000

市販のLi石けん/エステル油グリースにクルクミン

下させることなく封入量を削減することが可能になる．

を2%添加したグリースは，すべての回転数で未添加

本項では，天然抗酸化剤を市販のLi石けん/エステ

グリースと同程度の回転トルクを示すことが確認でき

ル油グリースに添加して潤滑グリース封入量とグリーた．このためクルクミン添加による回転トルク増加のス寿命時間の関係，回転トルクの関係を調査した．

悪影響はないといえる．

グリース封入量と寿命の関係を図11，グリース封-89-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

入量と回転トルクとの関係を図12に示した．クルク

7．まとめ

ミン添加グリースは25%封入した場合において，未添加グリースと比較し，約3倍長寿命化した．したがこれまでの実験結果から，天然抗酸化剤を潤滑油おって，クルクミン添加グリースを用いた場合は，グリ

よびLi石けん/エステル油グリースに添加すると，低ース寿命を低下させることなく封入量を38%封入か

騒音，低トルクを維持しながら，長寿命化が図れるこら25%封入まで(削減割合：30％)低減することが可とがわかった．

能になる（図11）．それに伴い，回転トルクも標準封

天然抗酸化剤により潤滑剤の酸化を防止して高温耐入時と比べて35％小さくすることができた（図12）．

久性を向上させた潤滑グリースは，少ない封入量でも転また，グリース封入量を削減することによって，グがり軸受の寿命を維持することができる．さらに，封入

リース漏れによる周辺環境の汚染を防ぐことも可能で量を低減することにより攪拌抵抗が小さくなるため，転ある．

がり軸受の回転トルク低減も可能となる．
天然抗酸化剤は、今回紹介したLi石けん/エステル油
グリース以外の組成の潤滑剤にも適用できる可能性が高
回転数：10000min-1
荷 重：Fa＝Fr＝67N

軸受：6204ZZ
温度：150˚Cく、各種潤滑剤への適用が期待できる．グリースの長寿命化，グリース封入量の削減によって，省エネルギー化，

1400

グリース寿命 h1200

クルクミン添加低コスト化，グリース漏れによる周辺環境の汚染防止な

クルクミン未添加

ど，環境負荷低減に活用可能であると考える．

1000

参考文献
1）H.Mikami, Book of Synopses ITC Kobe ,pp.145, (2005)
2）三上英信. "高速長寿命グリースの開発−モータ軸受用グリース「ME-1」−",NTN TECHNICAL REVIEW No.72, pp.20-25,(2004)
3） 大勝靖一, 青島知也, 山口和男. "新しいフェノール系
酸化防止剤の分子設計", The Chemical Society ofJapan, No.11, pp.711-721, (1998)
4）J.L.Reyes-Gavilan, Paul Odorisio, NLGI
Spokesman, 64, 11, pp.22, (2001)
5）五十嵐仁一, 日石レビュー, 32, 3, pp.5, (1990)
6）渡辺亨, "酸化防止剤の機能と用途", 潤滑経済, pp.613, (2003)
7）西野輔翼, "フリーラジカル理論の発展と老化予防食品", CMCテクニカルライブラリー, pp.14-21,(1999)
8）田口陽介, 三上英信, "潤滑グリースの酸化劣化に及ぼす天然抗酸化剤の効果", トライボロジー会議予稿集,
pp.283-284, (2010)

800

削減可能

600
400

200
0
10

20

30

40

封入量（軸受内部空間比） %図11 グリース封入量と寿命時間の関係
Relation between amount of grease and longevity time

回転トルク比 %（標準封入量時のトルクを100とした場合）

軸受：6204LLB
グリース量：1.8g
荷 重：Fa＝19.6N 回転数：10000min-1
100

80

60

30％封入量
削減

執筆者近影

40

20

0
0

20

40

60

80

100

封入量比 %（標準封入量を100とした場合）
田口

図12 グリース量の回転トルクへの影響
Influence of amount of grease on rotating torque陽介

要素技術研究所

-90-

三上

英信

要素技術研究所

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[論 文]

波形保持器の形状変更による玉軸受の耐グリース漏えい性の向上
Improvement of Grease Leakage Prevention for Ball Bearings
Due to Geometrical Change of Ribbon Cages

佐 藤 則 秀* Norihide SATO
坂 口 智 也* Tomoya SAKAGUCHI
グリース密封軸受からのグリース漏れは，軸受の寿命低下や周囲の汚染を招くため，
シール形状の変更やグリース封入量削減等のグリース漏れ防止策を施すが，反面，トルク増加や短寿命などの性能低下となることがある．
グリース漏れは通常，互いに相対回転しているシールと内輪シール溝との間から生じる．そこで本稿では，グリース密封玉軸受の耐グリース漏えい性を向上させるため，
内輪シール溝へのグリース付着を低減する新形状保持器を考案した．試験の結果，本保持器は優れた耐グリース漏えい性を有すことを確認した．

Grease leakage from sealed bearings with grease makes bearing life shortened and the ambient parts
polluted. Therefore, change of seal shape and decrease of included grease amount were conducted; however,they would induce lower performances such as higher torque or shorter bearing life.
Generally, grease leakage comes out between the inner seal groove and seal, which are relatively rotatingeach other. Then, in this report, in order to improve the prevention performance of grease leakage from sealed
deep groove ball bearings, new geometrical designs of cages were developed. These cages wereexperimentally confirmed to have excellent performances on grease leakage prevention.

1．はじめに

2．グリース漏れメカニズムと鉄板波形保持器へのグリース付着状態

グリース密封軸受からのグリース漏れを軽減するた
めには，接触シールではシールの緊迫力（内輪シール

接触シール形のグリース密封深溝玉軸受（6203

溝へのシールリップの押し付け力）増加1）や，シール

LLU，鉄板波形保持器，グリース：リチウム石けん+

リップの形状変更2）等の対策が採られるが，軸受トル

エステル油，初期封入量：870mg）を，ラジアル荷クの増加や，高コスト化が懸念される．また，グリー

重下で3600min-1の速度にて内輪回転または外輪回

ス封入量の削減もグリース漏れ低減に有効であるが，転で運転した後の軸受質量を比較すると，外輪回転下

グリース潤滑寿命の低下が避けられない．

の質量減少量は内輪回転下の約5倍となった．外輪回

上記のグリース漏れは，互いに相対回転しているシ転下の軸受では，内輪シール溝部からグリースが漏れ

ールと内輪シール溝との間で生じることから，当該部ており，質量減少の主要因はグリース漏れによるものでへのグリース付着が抑制できればグリース漏れの低減ある．すなわち内輪回転よりも外輪回転の方が，軸受かが可能と考えられる．そこで本稿では，内輪シール溝

らのグリース漏れが生じやすい運転条件といえる．
シールを外した状態で，本軸受を3600min -1で5へのグリース付着を低減可能な新形状の保持器を考案
し，耐グリース漏えい性の向上を試みた．

秒間運転した後のグリース付着状態を図1に示す．内輪回転下では内輪シール溝にグリースが未付着であるが，外輪回転下では多量のグリースが認められる．これより，上述の外輪回転下の多量のグリース漏れは，
内輪シール溝へのグリース付着が必要条件の一つと考えられる．

*要素技術研究所-91-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

3．内輪シール溝へのグリース付着挙動
外輪回転下での内輪シール溝へのグリース移動経路を把握するため，微量のグリースを封入した軸受を5秒間回転させ，グリース付着状態を観察した．
深溝玉軸受6203において，60mgのグリースをNo grease on inner ring seal groove

外輪軌道面と保持器との間に封入し外輪を回転させる

a) Inner ring rotationと，図3のようなグリース付着状態となる．保持器ポケット(以下ポケット)外面の左側において，内径から外径側に向かいグリースが付着している．これは転動体に付着していたグリースが，ポケットの内径側エッ
ジでかき取られ，ポケット外面上に付着したものと考えられる．320mgのグリースを同様に封入した場合
Grease on inner ring seal grooveのグリース付着状態を図4に示す．ポケットの左側のb) Outer ring rotation
図1 鉄板波形保持器での運転後のグリース付着状態
Grease deposition of ball bearing with ribbon cageafter operation

Rotation

全周を密封する接触形シールでのグリース漏れは，
図2に示すように次のプロセスにて発生すると推定される．
Outer ring rotation

1 軸受の運転により，グリースが内輪シール溝部

Wiped greaseへ移動
2 軸受温度の上昇による内部空気の膨張
3 膨張した空気によるシールの外側への押し広げ，

Wiping locationof greaseおよびそれにともなうシールリップ部のグリー
スの排出

図3 グリース60mgを封入した軸受の外輪回転後のグリース付着状態
Grease deposition in general ball bearing with 60mg
grease after outer ring rotation

以上より，外輪回転の運転条件下において，接触シール形グリース密封玉軸受からのグリース漏れ防止に

Rotation

は，内輪シール溝に付着するグリース量の低減が普遍的に有効と考えられ，これを実現するための保持器形状を検討した．
Pressure rise of inside air

Outer ring rotation

Pushedout

Grease12Grease on pocket
center area

Grease on outersurface of innerring

図4 グリース320mgを封入した軸受の外輪回転後のグリース付着状態
Grease deposition in general ball bearing with 320mg
grease after outer ring rotation3

図2 接触シール形密封玉軸受のグリース漏れプロセス
Grease leakage process from sealed ball bearings-92-

波形保持器の形状変更による玉軸受の耐グリース漏えい性の向上$）グリースGtが増加する際，その一部のグリースはグリースが増えることに加え，ポケット中央部ならびに内輪外径部にもグリースが付着している．

内輪シール溝へも押し出され，図5 d)のGgのよう以上の結果から，一般的な鉄板波形保持器を組み込に付着する．保持器が回転しながら本現象が続けんだ玉軸受における，外輪回転下での内輪シール溝へば，内輪シール溝全周に渡りグリースが付着する．

のグリース移動経路は，以下と考えられる．

なお，内輪回転下の場合は図5のグリースGoが遠心力により飛散するため，グリースGtは生じにく!）自転する転動体に付着しているグリースは，保持く，内輪シール溝にはグリースが付着しない．た器ポケットの内径側エッジでかき取られ，図5 a)

だし，内輪回転速度が低ければ，遠心力が小さく，のGwのようにポケットの縁に付着する．

外輪回転下と同様の挙動となる．

@）ポケットの縁のグリースGwの堆積量が増すと，図5 b)のGoのように内輪外径部にもグリースが付着

4．内輪シール溝へのグリース付着を低減する保持器の開発する．
#）内輪外径部のグリースGoが増加すると，これに対4.1 改良保持器の考案

峙する保持器の内径面にグリースが付着する．ただしこの位置は，図2からわかるように軸方向に

3章より，内輪シール溝へのグリース付着の抑制に最も膨らんでいるポケット中央部であり，結果とは，次の3つのコンセプトが有効と考えられる．

して図5 c)のGtのようなグリース付着が生じる．
1 ポケット内径側エッジによるグリースのかき取り作用を低減し，ポケット縁に堆積するグリー
スを減少させる．
2 ポケットの縁に堆積するグリースが増えた際の内輪の外径部へのグリース移着を防止する．
3 ポケット中央部と内輪外径部とのすきま部から

Gwa) Wiping step

押し出されることで生じる内輪シール溝へのグ
リース移動を防止する．
そこで，これらのコンセプトを盛り込んだ3種類の保持器を試作し，グリース挙動に及ぼす影響を確認した．なおこれらの保持器は全て，一般的な鉄板波形保

Gob) Grease transfer step to outer surface of inner ring

持器（以降，基準保持器と称す）の一部を加工し，製作した．
図6の保持器は，ポケットの中央部を広範囲に面取りしたものである．保持器ポケットの内径側エッジでのかき取り作用の抑制（コンセプト1），ならびにポケット中央部の内径面の板厚減少による内輪シール溝

Gtへのグリース移動作用の抑制（コンセプト3）を狙っc) Grease transfer step to pocket center area

たものである（以降，中央凹み保持器と称す）．
図7の保持器は，ポケット内径側エッジでのグリー
スのかき取りが生じる領域のみを面取りしたもので，コンセプト1を具体化した例である（以降，対角凹み保持器と称す）．前記の中央凹み保持器と比較するとGg

効果が小さいと予想される．

d) Grease shift step to inner seal groove

図8の保持器は，ポケット部のみ，保持器の内径寸

図5 転動体から内輪シール溝へのグリース挙動
Grease behavior from ball surface to inner ring seal groove

法を拡大したものである．ポケット内径側のエッジ部-93-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

およびポケット中央部と，内輪外径とのすきまを増す
ことで，コンセプト2と3の効果を狙ったものである（以降，ポケット幅狭保持器と称す）．

図9 中央凹み保持器（図6）のグリース付着状態
Grease deposition of ball bearing with cage of widely
recessed pocket at the center (Fig. 6)
図6 中央凹み保持器
Cage of widely recessed pocket at the center

図10 対角凹み保持器（図7）のグリース付着状態
Grease deposition of ball bearing with cage of recessedpocket at diagonal positions (Fig. 7)

図7 対角凹み保持器
Cage of recessed pocket at diagonal positions

Shape of the base cage

Large amount of the wiped grease

図8 ポケット幅狭保持器
Cage of narrow pocket width

図11 ポケット幅狭保持器（図8）のグリース付着状態
Grease deposition of ball bearing with cage of narrow
pocket width (Fig. 8)

4. 2 内輪シール溝へのグリース付着の防止効果
考案した改良保持器を図1と同様に外輪回転させた
後のグリース付着状態を図9から図11に示す（グリ5．耐グリース漏えい性に及ぼす改良
保持器の効果ース封入量：870mg）．
図9は中央凹み保持器の場合で，内輪シール溝へのグリース付着は認められない．内輪の外径部やポケッ

4章で考案した改良保持器の耐グリース漏えい性のトの外面の中央部にも，グリースは認められず，期待改善効果を確認した．使用する保持器は，4章の削りした効果が得られている．

加工によるものではなく，量産と同じプレス加工にて試作した．

図10は対角凹み保持器の場合で，内輪シール溝へ

中央凹み保持器は，ポケット内側の中央凹みをプレのグリース付着は認められない．コンセプト1のみのス加工にて製作すると外面側が膨らみ，軸受シールと具体化にもかかわらず，良好な結果が得られた．
図11はポケット幅狭保持器の場合で，ポケットののスペースが狭くなるため軸受内部設計の変更が必要

縁のかき取りグリース（図5のGw）の量は多いものの，なことから，プレス加工品の評価は対角凹み保持器と内輪シール溝へのグリースは認められず，期待通りの

ポケット幅狭保持器の2種類のみとした．
鋼球を組み込んだ状態の各保持器（基準保持器，対結果である．

角凹み保持器，ポケット幅狭保持器）を，図12から

以上のように，考案した改良保持器は，いずれも内図14に示す．

輪シール溝へのグリース付着の抑制効果を有している

これら3種類の保持器をそれぞれ軸受に組込み，グことが確認された．
-94-

波形保持器の形状変更による玉軸受の耐グリース漏えい性の向上の，試験後のシールの内面の状態を図15と図16に示す．基準保持器軸受のシールリップ部には多量のグリースが認められるが，ポケット幅狭保持器のそれにはグリースが認められない．すなわち，保持器形状の改良により，内輪シール溝へのグリース流動が抑制できており，本効果により，軸受からのグリース漏れが低減されたと考えられる．
以上より，内輪シール溝へのグリース付着を低減できる保持器は，グリース漏れも低減可能なことが実証
図12 鋼球を組み込んだ基準保持器
Base cage with ball

された．

表1 グリース漏えい試験の条件
Test conditions of grease leakage

Recessed points

Bearing

6203LLU (Sealed ball bearing)

Outer ring rotation speed，
3600
min-1
Operation time，min

15
870 mg, Lithium soap-Ester,
Penetration 255

GreaseLeakage detection

Visual inspection

表2 グリース漏えい試験の結果
Results of grease leakage test

図13 鋼球を組み込んだ対角凹み保持器
Press cage of diagonally recessed pocket with ball

Narrowed areas

Cage shape

Leakages / Total

Base cage (Fig.12)

6 / 15Press cage of diagonally recessed pocket(Fig.13)1 / 15Press cage of narrow pocket width (Fig.14)

0 / 15

Grease on seal lip area

図14 鋼球を組み込んだポケット幅狭保持器
Press cage of narrow pocket width with ball

図15 基準保持器（図12）のシール内面のグリース付着状態
Adhered grease on the inside of seal with base cage (Fig. 12)

リース漏れが生じやすい外輪回転下の条件（表1）にて，グリース漏れ試験を行った．グリース漏れ有無の判定は，軸受外部に付着する漏えいグリースの目視確認に基づく．
グリース漏えい試験の結果を表2に示す．基準保持No grease on seal lip area

器では15個中6個でグリース漏れが認められたが，改良保持器では，対角凹み保持器で1個，ポケット幅

図16 ポケット幅狭保持器（図14）のシール内面のグリース付着状態
Adhered grease on the inside of seal with cage of narrow
pocket width (Fig. 14)

狭保持器では0個と，良好な結果を得た．
基準保持器とポケット幅狭保持器を組み込んだ軸受-95-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

基準保持器での最大主応力値に対する各保持器での6．改良保持器の強度検討

ポケットエンドおよびポケット中央部における主応力

耐グリース漏えい性に優れることが確認された保持値の比を図20に示す．半径方向の幅が等しい基準保器は，基準保持器とは形状が異なるため，発生応力の持器と対角凹み保持器は，同等の応力値となる．一方，値や集中位置が変化すると予想される．そこで有限要

ポケット幅狭保持器は，ポケット部半径方向の幅が狭素法による静的な構造解析を用い，強度検討を行った．

いため剛性が低く，ポケットの内側中央部の応力が相解析の想定物理モデルには，転動体が公転方向へ相High stress

対的に移動し，ポケット面に接触荷重と摩擦力を与えLow stress

る条件を用いた．
解析により求めた，基準保持器における主応力分布のカラーコンターを図17に示す．鋲穴部間の1ポケット分のみを解析対象として導入し，分割の切断面に周方向の変位拘束を，また，鋲押さえ部の合わせ面側に軸方向の変位拘束を与えている．同形式の軸受をモMaximum stress pointーメント荷重下で運転すると，鋲穴のある平面部とポa) Pocket-back side

ケットとの境界部（以降，ポケットエンドと称す）にクラックが生じる場合が多く，図17の解析でも同位置で最大主応力が生じていることから，妥当な境界条件と考えられる．
2つの改良保持器における主応力分布を図18と図19に示す．応力コンターの上下限値は3つの図で統Acting area of contact load

一してある．図18の対角凹み保持器では，基準保持b) Pocket side器と同様にポケットエンドにて最大主応力が生じる

図18 対角凹み保持器（図13）での主応力分布
Principal stress distribution in diagonally recessedpocket cage (Fig. 13)が，図19のポケット幅狭保持器では，ポケット中央部にて最大主応力が生じている．
High stress

Low stressHigh stress

Low stressMaximum stress pointa) Pocket-back sidea) Pocket-back side
Maximum stress point

Acting area of contact load

Acting area of contact loadb) Pocket sideb) Pocket side

図17 基準保持器（図12）での主応力分布
Principal stress distribution in base cage (Fig. 12)

図19 ポケット幅狭保持器（図14）での主応力分布
Principal stress distribution in narrow pocket width cage
(Fig. 14)-96-

波形保持器の形状変更による玉軸受の耐グリース漏えい性の向上

すきまを増すことのいずれかである．

1.5

3）内輪シール溝へのグリース付着を抑制可能な保持

Pocket end

器を軸受に組み込むと，耐グリース漏えい性は大Stress ratio

Pocket center

幅に改善される．

1.04）保持器強度については，ポケット幅狭保持器の最大応力が基準保持器より解析上6%増す結果のた
め，適用の際は使用条件での保持器強度評価を実

0.5

施し，十分な強度を有していることを確認する．
従来，グリース漏れに関してはシールの工夫や，グ

0.0

1

3

3

リース封入量の低減により改良を行ってきたが，保持1 Base cage (Fig. 12)
2 Diagonally recessed pocket cage (Fig. 13)
3 Narrow pocket width cage (Fig. 14)器形状の改良でもグリース漏れが大幅に軽減できることがわかった．

図20 有限要素法による各種保持器でのポケットエン
ドとポケット中央部の主応力の比Stress ratios of cages at pocket end and center using
structure strength analysis

また，今回の改良保持器を用いれば，グリース漏れを起こさないグリースの限界封入量の増加が可能となり，軸受の長寿命化も期待できる．

対的に増加し，基準保持器の最大値に対して6 %増と
なる．

参考文献
1）転がり軸受 総合カタログ・CAT.NO.2202- 7 /J，NTN(1997)．
2）野崎・岡坂・久保田・赤部：電装補機用軸受の技術動向，NTN TECHNICAL REVIEW，65 (1996) 65.
3）佐藤・坂口：内輪シール溝へのグリース付着に及ぼす保持器形状の影響，トライボロジー会議予稿集東京，2008-5，(2008)135.
4）佐藤・ 坂口・川村：玉軸受用の耐グリース漏洩鉄板
波形保持器の開発，トライボロジー会議予稿集 名古屋，2008-9，(2008)323.
5）T．Sakaguchi & Y．Akamatsu：Simulation forBall Bearing Vibration，Proc．Int．Trib．Cont．，
Nagasaki 2000，3(2000)1795．

基準保持器に対して解析上6%高い応力が生じるポ
ケット幅狭保持器を適用する際は，使用条件にて保持器強度が十分満足することを確認していく．

7．まとめ
グリース潤滑された密封玉軸受のグリース漏れを低減するため，内輪シール溝へのグリース付着挙動を調べ，これを低減できる改良保持器を考案し，評価を試みた．結論を以下に記す．
1）密封軸受では，軸受が温度上昇する際に，内輪シール溝にグリースが存在すると，グリース漏れが生じると考えられる．また内輪シール溝へのグリース付着は，1転動体に付着していたグリースの保持器ポケットの内径側エッジでのかき取り，2
そこから内輪の外径部へのグリースの移着，3内

執筆者近影

輪シール溝へのグリースの押し出し，によると考えられる．
2）保持器形状の変更により，内輪シール溝へのグリース付着の抑制が可能であった．抑制効果を有した形状変更部の特徴は，1転動体に付着するグリースの保持器ポケットの内径側エッジでのかき取り作用を低減し，この部分のグリース堆積量を減佐藤少させること，2前記かき取り部と内輪外径との則秀

要素技術研究所

-97-

坂口

智也

要素技術研究所

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 製品紹介 ]NTN-SNR高性能油潤滑プランマブロック SNOE@@NTN-SNR High Performance Oil-lubricated Plummer Blocks SNOE@NTN-SNR

Ulrich GIMPEL*
Martin SOMMER*
Jens ULBRICH*

油潤滑プランマブロックは，産業機械の大型プラント設備に使用される．従来のSNOEシリーズに対し，ハウジング剛性，シール性などを改良し，機能・信頼性を向上させた「SNOE@」シリーズを開発した．

The oil-lubricated plummer block is used for large plant of industrial machineries. NTN-SNR developed the
new type of plummer block “SNOE@” against current type of plummer blocks SNOE, which redesigned mainly
rigidity of housing, labyrinth sealing system and improved as better performance and higher reliability.

1．はじめに

2．油潤滑プランマブロックSNOE@
2. 1 構 造

油潤滑プランマブロックは，産業機械のプラント関連設備で多岐にわたり使用されている．例えば図1のよ開発品の構造を図2に示す．本製品は，二つ割形のうな鉄鋼，石油化学，火力発電所の換気・乾燥用送風機

ハウジングに222または223系列の自動調心ころ軸や鉱山設備の粉砕機などが挙げられる．これらの設備

受（円筒穴）を適用している．効果的な油潤滑を行うに使用されるプランマブロックは，稼動効率向上のたハウジング

め高速化や保守作業の短縮化が要求される．また，屋

自動調心ころ軸受
抽気弁

外環境での使用による油漏れ防止など環境への配慮も求められている．

はねかけ用リング（上部：ぶらさげ）

ラビリンス翼付カバー

このため，従来の油潤滑用プランマブロック

スリンガ
フェルトシール溝付カバー（SNOEシリーズ）を改良し，機能・信頼性向上，部品の共通化を図ったSNOE@シリーズを開発した．

フェルト
油面
油溜り

スリンガ

プランマブロック

はねかけ用リング（最下部：油中）

フェルト
シール溝付
カバー
フェルトまたはグリース充てん

図1 油潤滑プランマブロックの適用例（大型送風機）
Application example of oil-lubricated plummer block(large size air blower)

図2 油潤滑プランマブロックSNOE@（固定側）
Oil-lubricated plummer block SNOE@ (fixed side)*NTN-SNR ROULEMENTS Engineering Bielefeld-98-NTN-SNR高性能油潤滑プランマブロック SNOE@

ため，軸側のスリンガに，はねかけ用リングがぶらさ

2. 2. 2 シール性げた状態で設置され，このリングが運転中油溜りから本製品は，軸受の両側に非接触のラビリンスシール

潤滑油を軸受に供給する．また，最適なラビリンス構を設置している．回転側のラビリンスリング（ラビリ

造とし，高速回転でも対応可能なフェルトシールを適

ンス間座）および，固定側のラビリンスリング（ラビ用している．

リンス付カバー）を最適設計することで，軸受にはねまた，ハウジングは過酷な環境，荷重条件下でも内かけられた潤滑油がプランマブロックの外へ漏れるこ部の軸受が安定して回転するよう，確実に支持することなく，確実にハウジング内部の油溜まりへ回収されとが必要である．通常機械設備への設置は，固定側軸る．

受と自由側軸受で構成されたプランマブロック（2個）

またラビリンスシールの他，図2に示すようにフェで使用される．特に，大型設備は運転時の軸方向移動

ルトシール溝付カバーも設置しているため，軸回転数量が大きいため，自由側で使用されるプランマブロッ

や温度・湿度，ダスト有無など周囲環境によっては，

クのハウジングは，軸受の移動量が大きい場合でも対フェルトの追加を可能としている．加えて，このカバ応できるようにしている．

ーはフェルトシール溝への給脂孔を付与しているため，グリースシール（グリース充てん）の適用も可能

2. 2 機 能である．

2. 2. 1 潤 滑
ハウジング内の自動調心ころ軸受は，ハウジング下

2. 3 プランマブロックSNOE@の特長

部に溜められた油で潤滑される． 通常の油浴潤滑に

2. 3. 1 ハウジング材質

加え，潤滑油は図3に示すようにラビリンス間座に施

表1に示すように，従来のSNOEハウジング材質はされた溝に，軸に対して偏心して置かれたはねかけ用

減衰性能の大きいねずみ鋳鉄 (EN-GJL-250 (DIN

リングによって軸受内部へ供給される．すなわち，軸GG25，JIS FC250))を採用していたが，近年の高の回転時にはねかけ用リングも回転することで，ハウ負荷・高速化に伴い，耐衝撃・振動特性に優れた高強

ジング下部の油溜りに浸されたリング部から潤滑油を度な球状黒鉛鋳鉄 (EN-GJS-600-3 (DIN GGG60，

引き上げて，軸受の上部へはねかけて供給する．

JIS FCD600)を採用した．
表1 鋳鉄材の主要物性
Specification of ductile materials
従来材質

開発品材質

EN規格

GJL-250

GJS-600-3

DIN

GG25

GGG60

FC250

FCD600

250

600

JIS
引張強度

N/mm2

ヤング率

2

N/mm

103,000

174,000

硬さ(HB30)―

180 - 250

190 - 270

2. 3. 2 ハウジング本体の最適設計
はねかけ用リング

図4に示すように，プランマブロックの強度や軸受

図3 はねかけ用リング取付位置
Location oil pick up ring

および，軸受はめあい面への影響を最小限にするため，

油溜り部（リング油浴部）

外形寸法や二つ割ハウジングの締結方法を変更することなく剛性を高めた．また，軸受回転時の放熱性を考慮したハウジング設計とし，潤滑及び軸受寿命の向上を図った．
ハウジング最適設計の特長を以下に示す．

-99-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

1 二つ割ハウジング締付部
2 軸受はめあい面
3 ハウジング
4 取付ボルト領域

ハウジング上部

ハウジング下部

従来品：SNOE

開発品：SNOE@

図4 ハウジング形状
Design of housings
0.033

（特長）

0.032

・ハウジング下部の軸受支持に二本柱構造の採用

0.031

mm

・ハウジング下部から上部にかけて締付ボルト間を補強

変形量・取付ボルト周辺部の補強・締付ボルト間距離の変更（両側）・取付面の放熱性向上

0.030
0.029

変形量

0.028
0.027
0.026
0.025
0.024

（1）柱構造

16

20

24

角

従来品に対し，二本の柱へ変更するにあたり，油溜

28

度

32

36

˚

図6 柱部配置角度と軸受はめあい面の変形量
Relationship between rib angle and deformation of fitting area

り部の容積を維持した設計とし，図5のようなFEM解析(有限要素法)を適用して軸受はめあい面の変形が最小となる時の柱設置角度を求めた．
図6に示すように，柱角度が25˚の場合に軸受はめ
あい面の変形が少ないことが確認できた．また図7，8に示すように，この時のハウジング上下部の変形解析も実施した．

（2）2つ割りハウジングの締付部周辺構造
開発品の2つ割ハウジングは，図9に示すような取付ボルト間に補強リブを施して剛性向上を行い，保守・点検時の正確な位置決めのため，上下ハウジング

図7 軸受はめあい面の変形解析（上部）Deformation of bearing fitting area (upper part)はテーパ固定ピンで保持されている．

空洞部
柱部

図5 FEM解析計算モデル
FEM-analysis model

図8 軸受はめあい面の変形解析（下部）Deformation of bearing fitting area (bottom part)-100-

NTN-SNR高性能油潤滑プランマブロック SNOE@

補強リブ
（上部）
テーパ
固定ピン

図10 締付ボルト間位置
Position of fastened bolts

ハウジング
補強リブ
（ベース部）

図9 2つ割りハウジングの締付部周辺
Fastened area of sprit type housing
取付面（接触領域）（3）締付ボルトの位置
ハウジング上下を取付ける締付ボルトは，図10に取付ボルト接続領域

示すように各側のボルト間距離を接近させて分離しづ
らくし，かつ軸受はめあい面（割り面）のずれを抑え

図11 ハウジング接地面
Contact area of housing

た仕様とした．

（4）ハウジング取付面
図11に示すように，ハウジングの接地面は特に軸受はめあい部の下部を中ぐりなしとすることで荷重に対し安定させ，また，軸受から発生する発熱に対しても放熱性を良くしている．
また，取付ボルト接続領域周辺も中実とし，ボルト締付時の張力を吸収させることで，ハウジング全体へ

排出の変形の影響を抑えている．

冷却パイプ
供給

（5）その他取付例

図12 ハウジングへの冷却パイプの設置例
Housing with integrated cooling pipe

本ハウジングに振動，温度および他のセンサを設置することでプランマブロック回転時の状態管理が可能であることから，センサ取付用穴がハウジングの各部に設置されている．また，潤滑油の油面は油面計により常に確認が可能である．
なお，運転時の温度が高くなる場合には，図12にはねかけ用リング示すように，ハウジング内の油溜りスペースに冷却パイプを設置することで，熱は油から除去され，外部に油溜り設置した熱交換器へ移送される．
一方，寒冷地で使用される場合，機械始動前に潤滑油を予熱することが必要であり，図13に示すように，
ヒータとサーモスタットの設置を可能としている．

サーモスタットヒータ

図13 潤滑油の予熱装置設置例
Preheating device of lubricant oil-101-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

円すい形状となっているため，潤滑油はラビリンス部

2. 3. 3 シール構造

8から戻されて，ラビリンス翼付カバー下部の開口部

プランマブロックのシール構造はラビリンスシール

7から油溜り3へ回収される．

が一般的である．従来のSNOEシリーズは，自由側，固定側のラビリンス設計に対して，各カバー（貫通，

ラビリンスシール機能の他，用途に応じてフェルト

非貫通(軸端用)）は客先要求仕様毎に個別対応の設計

溝部にフェルトシールを施すことで，より潤滑油の流となっていた．このため，ラビリンス設計を加工方法

出を防止することができる．

も加味しながら仕様統一を行い，部品点数の削減および仕様の簡素化を行った．

：潤滑油の流れSNOE@では，図14に示すように固定側軸受用と自由側軸受用のラビリンス翼付カバーに対し，スリン
ガとフェルトシール溝付カバーを固定側用，自由側用を同一設計とした．
この結果，特殊用途（グリースシールや砂漠環境などのシール性強化）への対応も大きな設計変更が不要となった．

円周上を経由し下部へ

ラビリンス
翼付カバー
スリンガ

はねかけ用
リング

ラビリンス付カバー
給油溝（ハウジング内部へ）

ラビリンス
シール部
（特殊対応可能）フェルトシール
溝付カバー

はねかけ用
リング

軸端用カバー

排油用開口部（下部：切り欠き領域）

図15 固定側軸受部のラビリンス
Labyrinth sealing design of fixed side

貫通穴用
カバー
排油溝
（油溜りへ）（2）自由側軸受部のラビリンスシール機能
図16に示すように，自由側のラビリンス構造は，

図14 SNOE@のラビリンスシール構造（固定側）
Labyrinth sealing design of SNOE@(fixed side)

基本的に固定側と同構造であるが，ラビリンス翼付カバーに対し，軸受の軸方向移動量（距離）が最大となる場合，スリンガの位置が浅くなるが，ラビリンス通（1）固定側軸受部のラビリンスシール機能

路は確保されている．一方，スリンガ位置が最接近しラビリンスの構造を図15に示す．潤滑油は油溜りてもラビリンス翼付カバーへ干渉しないように設定し部3から，はねかけ用リングによってハウジング内部ており，ラビリではね上げられて軸受上部を潤滑するほか，ラビリン

ンスシールとし

ス翼付カバー1の斜面もしくはスリンガ2の外径面4ての機能が十分に付着し，油溜り3へ回収される．

確保されている．

また，はねかけられた潤滑油が直接ハウジング下部
へ落下せず，ラビリンス内部（ラビリンス翼付カバー
5内径周辺部）へ流入する場合，潤滑油はフェルト溝付カバー6に付着したあと，ラビリンス翼付カバー下部の開口部7から油溜り3へ回収される．
潤滑油がさらにラビリンス部分8へ浸入する場合に

図16 自由側軸受部のラビリンス
Labyrinth sealing design of floting side

は，フェルトシール溝付カバー6のスリンガ外径部が-102-

NTN-SNR高性能油潤滑プランマブロック SNOE@

2. 4 評価（2）試験結果

油潤滑プランマブロックの設備稼動時における重要いずれの試験においても，図18に示すように油漏な機能はシール性が挙げられるため，油漏れ評価試験

れは発生せず，軸受の異常，ラビリンス部の干渉も認を行った．

められず，良好な結果を得ることができ，高い密封性能が立証できた．

（1）試験条件
ラビリンスシールのシール性評価の代表的な試験条

上部

件を表2に示す．本評価はフェルトシールやグリースは適用せず，図17に示すように軸とフェルトシール
溝付カバーのすきま部（ラビリンス出口）を連続監視した．
表2 潤滑油漏れ評価の試験条件例
Test condition of lubricant leak (example)
プランマブロック基本形式

SNOE@218

使用軸受形式（自動調心ころ軸受） 22218（φ90×φ160×40）
試験雰囲気温度

20˚C (RT)

潤滑油粘度

40 mm2/s

軸受回転速度

3,000 min-1 (max)

軸傾き角（ミスアライメント）

0˚

下部

図18 試験終了後のすきま部（漏れなし）
Gap area after lubricant leak test (no leakage)

0.25˚

試験時間

各4 h

判定基準

外観目視，油量(油面計）測定

3．まとめ
本稿では，NTN-SNR油潤滑プランマブロックを紹

フェルトシール溝付カバー

介した．

ハウジング

産業用プラント設備の性能向上や保守作業の短縮による高効率化に対応するだけでなく，屋外環境など過酷な使用条件下においても常に環境への配慮を行っていくとともに，さらなる高性能化を推進していく所存
である．

監視部
（ラビリンス部）

軸

図17 試験プランマブロック（油漏れ監視）
Test plummer block (monitoring oil leak)

執筆者近影Ulrich GIMPEL

Martin SOMMER

Jens ULBRICH

NTN-SNR ROULEMENTS
Engineering Bielefeld

NTN-SNR ROULEMENTS
Engineering Bielefeld

NTN-SNR ROULEMENTS
Engineering Bielefeld-103-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 製品紹介 ]ステンレス製低摩耗・耐腐食性焼結含油軸受
Development of Oil-impregnated Sintered Bearingof Low Wear and Corrosion Resistance
木 村 和 広*Kazuhiro KIMURA

すべり軸受である焼結含油軸受は，無給油で長期間安定した摺動性能を発揮することができるため近年多用されている．
本稿では，固体潤滑剤として硫化マンガン（MnS）を添加し，鉄系含油軸受と同等の摺動特性を持ち，耐腐食性に優れたステンレス製含油軸受について紹介する．

Recently, the oil-impregnated sintered bearing that is the slipping bearing is multiused because a steadysliding performance can be demonstrated for a long term with the unrefueling.
In this text, manganese sulphide (MnS) is added as a solid lubricant, it has the sliding characteristic equal witha oil-impregnated sintered bearing made of the steel, and it introduces an excellent oil-impregnated sinteredbearing made of the stainless steel in the resistance to corrosion.

応及び摺動特性を評価した。表1に加熱時における固1．はじめに体潤滑剤と母材の反応を示す．

一般的に，母材が青銅系や鉄系の焼結含油軸受では，固体潤滑剤は母材の焼結温度（1200℃）以下で反固 体 潤 滑 剤 と し て 黒 鉛 （ C ），二 硫 化 モ リ ブ デ ン

応しない事が必要であるが，C，MoS2，Sbは化合物

1）．しかし，青銅系を生成し，これら化合物は，硬度が高くなる傾向にあ（MoS2）が使用されることが多いや鉄系材料は，特殊環境下（例えばガソリン雰囲気）るため、焼結軸受の固体潤滑剤として利用出来ない．

での耐腐食性が劣り，腐食による摺動特性の劣化といBi，BN，MnSはステンレスの焼結温度である
1200℃まで反応物は生成せず，摩耗摩擦試験の結果，

う課題があった．

MnSが最も摺動特性に優れていたことから固体潤滑本課題を解決するため，耐腐食性に優れるオーステ

剤として硫化マンガン（MnS）を選定した．

ナイト系ステンレス鋼を母材とし，固体潤滑剤の選定

硫化マンガン（MnS）粉末の拡大写真を図1に示す．

と適正な添加量により鉄系焼結含油軸受と同程度の摺動特性を有したステンレス製焼結含油軸受を名古屋市
工業研究所と共同で開発した．
本稿では，開発品の材質，基本特性および性能につ

表1 固体潤滑剤の温度による反応
Reaction by temperature with stainless steel

いて紹介する．

固体潤滑剤

2．開発品の材質

黒

母材にステンレスを使用し，優れた摺動特性を得る

鉛（C）

温度
（℃）
1100
1200

反

応

7C3析出
（Cr,Fe）

融解

二硫化モリブデン（MoS2）

800

分解後化合物を生成ためには，固体潤滑剤の選定が重要となる．固体潤滑

アンチモン
（Sb）

700

化合物を生成剤として，ビスマス（Bi），窒化硼素（BN），黒鉛

ビスマス
（Bi）

（C），二硫化モリブデン（MoS2），アンチモン（Sb）
，

窒化硼素
（BN）

および硫化マンガン（MnS）を選定し，母材との反硫化マンガン（MnS）*NTN特殊合金(株)

技術部

-104-

1200

反応せず

ステンレス製低摩耗・耐腐食性焼結含油軸受（試験方法）
開発品と鉄系焼結軸受を以下の条件で恒温槽内に200h放置し錆の発生状況を確認した．
・温度：50±5℃
・湿度：95±5%RH
・未含油状態
試験後の軸受外観を図2に示す．
鉄系焼結軸受の表面には，試験開始24hで錆の発生が見られたが，開発品の表面には200h後も錆の発生は見られない．

図1 硫化マンガン(MnS)
Manganese sulphide (MnS)

開発品

鉄系焼結軸受3．開発品の基本特性
3. 1 開発品の特長
図2 湿潤試験結果
Result of humidity cabinet test

＜特長＞
1硫化マンガン（MnS）を固体潤滑剤として用いることにより，耐焼付性，耐摩耗性に優れる．

3. 3 特殊環境下での耐腐食性評価結果

2硫化マンガン（MnS）はステンレス鋼中の酸化ク

燃料ポンプ用軸受は，ガソリンや最近注目されていロムによる不動態膜の形成を阻害しないため，耐腐るバイオ燃料内で使用されるため，優れた耐腐食性が食性に優れる．
3特殊環境下（ガソリン雰囲気）での摺動特性に優れ要求される．
そのため，焼結含油軸受として広く使用される青銅

る．

系軸受と開発品を未含油の状態で，硫黄分を含んだ溶液中に浸漬し，耐腐食性の比較を行った．

3. 2 耐腐食性
表2に開発品の化学成分を示す．開発品は，オーステナイト系ステンレス鋼を母材としており，耐腐食性(試験方法)に優れた材質である．

・溶液：レギュラーガソリン＋エタノール＋硫黄

開発品と鉄系焼結軸受の耐腐食性の確認をするた

混合液

・溶液温度：60℃

め，湿潤試験を行った．

・試験時間：100h
・軸受サイズ：内径6×外径12×長さ6mm
表2 化学成分
Chemical composition

試験後の外観を図3，腐食による寸法変化を図4に

化学成分（％）

示す．

Fe

Cr

Ni

MnS

その他

残

15〜20

10〜15

1〜3

1以下

試験後，青銅系焼結軸受には変色がみられ，内径，
外径，長さ共に0.1mm以上変化し，腐食が進行しているのに対し，開発品は外観上の変化は見られず，寸法変化量も青銅系焼結軸受の1/10以下であった．
-105-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

開発品

青銅系焼結軸受

試
験
前

試
験
後

図3 腐食性試験結果
Result of corrosion test

EDX･EPMAにて分析を行った．表面状態を図5，分

寸法変化量

mm

0.20

析結果を図6に示す．

0.15
0.10

硫化マンガン(MnS)表面が酸化によって黒く変色し0.05ているが，硫化マンガン(MnS)近傍のステンレス表面

0.00に変化は見られない．又，試験前後の分析結果から，

-0.05
-0.10

試験前には見られなかった酸素(O)が試験後の試料か

開発品
青銅系軸受

-0.15

ら検出されており硫化マンガン(MnS)表面には微量の-0.20

内径（φ6）

外径（φ12）長さ（6）O(酸素)が見られたが，ステンレス表面に変質は無く，硫化マンガン(MnS)は母材の耐腐食性に影響を与えて

図4 試験後の寸法変化
Dimensional change of after test

いない．

3. 4 固体潤滑剤硫化マンガン(MnS)の耐腐食性評価

試験開始前

試験終了後

開発品を積極的に腐食させた場合，硫黄を有する硫化マンガン（MnS）が母材であるステンレスへ及ぼす影響を湿潤試験で確認した．
硫化マンガン（MnS）（試験方法）
・温度：60℃

ステンレス

硫化マンガン（MnS）

図5 湿潤試験後の表面（光学顕微鏡像）
Surface of after corrosion test

・湿度：90%Rh
・試験時間：168h毎で観察を行い，表面に変化が見られた時点で試験を終了とした．
試験開始から1176h経過後，開発品表面に変色が見 ら れ た た め ， 試 験 を 終 了 し 変 色 部 近 傍 をS E M /-106-

ステンレス製低摩耗・耐腐食性焼結含油軸受

SEM/EDX（試験開始前）
SEM像

SEM/EDX （試験終了後）

O(酸素)

S(硫黄)

Fe(鉄)

SEM/EPMA（試験終了後）

図6 分析結果
Analysis result（試験方法）

3. 5 ステンレス焼結軸受の摺動性
ここでは，開発品と鉄系焼結軸受の摩擦係数を比較

・周速（V）：37.7m/min

するため，図7に示す試験機を用い，摩擦係数の測定

・面圧（P）：0.2〜1.5MPaを行った．又，表3に開発品と鉄系焼結軸受の物性値

・潤滑油：鉱油を示す.

・雰囲気：室温※周速を一定とし，面圧を変更してPV 値の増減を行った．

1

2 3 4 5 67

1ロードセル2ハウジング
3試験軸受
4試験軸
5加圧リング
6転がり軸受7負荷レバー
8おもり

8

図8にPV 値に対する摩擦係数を示す．何れの材質
も摩擦係数が0.1前後の値であり，鉄系焼結軸受と同等の摩擦係数を示している．
又，図9に周速37.7m/min，面圧1.0MPaでの初期なじみ特性と500hの摩擦係数の推移を示す.
鉄系焼結軸受同様，試験開始直後は高い摩擦係数を示しているが，次第に摩擦係数は減少しており，摩擦係数の値も同等である．

図7 試験装置
Test rig

表3 一般物性
Basic characteristics
密度
g/cm3

圧環強さ
MPa

表面硬さ
HRF

含油率
Vol.%

6.5〜7.0

150以上

70以上

8以上

鉄系焼結軸受 5.9〜6.3

200以上

40以上

18以上

開発品

※物性値は代表値を記載-107-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

4．ステンレス焼結軸受を使用する上
での注意点

0.30

鉄系焼結軸受

0.25

摩擦係数

μ

開発品

一般的に焼結軸受は，含浸された潤滑油が軸受表面

0.20へ滲み出てくることで油膜を形成し，軸と軸受との金

0.15

属地相互の接触が避けられている．そのため，良好な0.10

摺動特性を保つためには潤滑油の存在が不可欠であ

0.052）従って，無潤り，開発品もその特性は同様である．

0.00

滑や潤滑油の性能が十分に発揮できない高温条件下で
0

10

20

30

40

PV値

MPa・m/min

50

60は，その性能が著しく低下する．固体潤滑剤（MnS）
が異常摩耗を防ぐ働きをするが，摺動部の異常発熱，

図8 摩擦係数の比較
Comparison of frictional properties

軸や軸受の異常磨耗に発展する危険性があるため，雰
囲気温度に合わせて潤滑油を選定する必要がある．

5．まとめ

摩擦係数

μ

0.40
0.35

鉄系焼結軸受0.30

開発品

従来，焼結軸受として利用されていなかったステン
レスを母材とし，固体潤滑剤を硫化マンガン（MnS）

0.25とすることで，耐腐食性に優れ低摩擦の焼結含油軸受

0.20を開発した．開発品は，従来の鉄系焼結軸受と同等の0.15

摺動特性で，耐腐食性が大きく向上している.

0.10

本開発により，特殊環境下での焼結軸受の長寿命化

0.05
0.00

が一層進むものと考える.
0

100

200

300

400

500

試験時間 h

図9 摩擦係数の測定結果
Measurement result of frictional properties

参考文献
1）渡辺
2）渡辺

執筆者近影

木村

和広

NTN特殊合金（株）技術部

-108-

尚，新版
尚，新版

粉末冶金，技術書院，65，1995
粉末冶金，技術書院，63，1995

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 製品紹介 ]家庭用換気扇向け動圧軸受ユニット
Fluid Dynamic Bearing Unit for the Home Ventilation Fan

堀

政 治*

Masaharu HORI

建築基準法の改正に伴い，原則，居室を有する全ての建築物に換気設備の設置が義務付けられた．そのため，一般家庭向けに換気扇の需要が増え，高信頼性，低騒音の要求が高まることとなった．
NTNではこの市場の動きに対し，転がり軸受をそのまま置き換えられ，しかも信頼性，静粛性に優れた動圧軸受ユニットを開発した．この動圧軸受ユニットは，換気扇に限らず，転がり軸受が使用されていて，静粛性が要求される用途への展開が可能である．
ここでは，家庭用換気扇向け動圧軸受ユニットについて紹介する．

The installation of the ventilation equipment has come to be obligated to all buildings that has the room as arule by revision of Building Standard Law. Therefore, demand of home ventilation fan increase for the ordinary
family and also demand of high reliability and a low noise for the home ventilation fan has come to rise. NTN has
developed the fluid dynamic bearing unit with excellent reliability and quietness that is easily replaced the rolling
bearing.
This fluid dynamic bearing unit can be developed with the usage in which not only the home ventilation fan, butalso the rolling bearing is used, and quietness is demanded.
This report introduces the fluid dynamic baring unit for the home ventilation fan.

1．はじめに2．構造と特長

シックハウスの原因となる化学物質の室内濃度を下現状，家庭用換気扇の軸受には主に転がり軸受

げるため，建築物に使用する建材や換気設備を規制す

695（深溝玉軸受φ5×φ13×4mm）が使用される改正建築基準法が平成15年7月1日に施行された．

ており，開発品の主要寸法も図2に示すように695にこれにより，ホルムアルデヒドを発散する建材を使合わせた．

用しない場合でも，家具からの発散があるため，原則

また，既に転がり軸受で製造ラインを持っている換

として全ての建築物に機械的な換気設備の設置が義務

気扇メーカの強い要求があり，現行の転がり軸受と同付けられた．

様な取り扱いが可能なものとした．

そのため，リビングルーム，寝室などにも換気扇が図1にロータ組込み状態，図2に単体形状を示す．

取り付けられることになったことから，特に静粛性に動圧軸受ユニットは，原価低減を狙い構成部品はすべ対するニーズが強まり，転がり軸受からすべり軸受へて金型品を使用した．2体のハウジングは共にプレス置き換えたいとの要望がある．これに対応するため，加工品とし，回転体は焼結含油軸受とした．

転がり軸受と同寸法で容易に置き換え可能な動圧軸受

図2に示すように2体のハウジングは接着により固の開発を行ったので以下に紹介する．

定するが，両ハウジング断面をL字にしたことで，ハ
ウジングの重なり合う接着部が大きくなり締結強度を高めることが出来た．
図3，4に動圧溝形状を示す．
スラスト動圧溝は両ハウジングの内側端面に設けた．また，ラジアル動圧溝は回転体の外径面に設けた．

*流体動圧軸受事業部

技術部

-109-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

これらの動圧溝にて形成される油膜によって回転体

2. 1 スラスト動圧溝の加工法

は，ラジアル，スラスト両方向完全に非接触の状態でハウジングはプレス品で，プレス工程内に動圧溝の支持される．

加工を取り込むことで動圧溝加工による工程の増加を防止した．
溝加工用金型には現在ハードディスクドライブ（以動圧軸受ユニット

下HDD）用スピンドルモータの支持軸受用に量産中の動圧ベアファイトの生産で培った金型設計技術を活用することにより，高精度な動圧溝を得ることが可能となった．図5に動圧溝部の外観写真を示す．

ロータ

図1 ロータ組込み状態
Schematic layout of rotor and fluid dynamic bearing unit
4

ハウジング
（内側）

ハウジング
（外側）

図5 スラスト動圧溝の外観写真
Photo of thrust groove

φ5

φ13

動圧軸受部

回転体

2. 2 ラジアル動圧溝の加工法
ラジアル動圧溝は，現在量産中の動圧ベアファイトと異なり，回転体の外径面に設ける必要があるため，

接着剤塗布位置

従来のべアファイト内径面への加工である強サイジン

接着部

グによる溝加工法は採用できない．

図2 動圧軸受ユニット単体断面形状
Cross-section shape of fluid dynamic bearing unit

そこで今回は，焼結含油軸受が持つ多孔質性を活かし転造加工を採用することで良好な軸受面を得ることができた．図6に外観写真を示す．

動圧溝

ハウジング内側の側面

図3 スラスト動圧溝
Thrust groove図6 ラジアル動圧溝の外観写真
Photo of radial groove

2. 3 組立方法
回転体外径面に付与

組立は，HDD用動圧軸受で量産実績のある方法を応用した．
3部材を一旦密着させ，一方のハウジングを必要なアキシアルすきま分移動させ，その状態で接着剤を塗布し2体のハウジングを接着固定，その後，潤滑油を

図4 ラジアル動圧溝
Radial groove

含油させる方法とした．
-110-

家庭用換気扇向け動圧軸受ユニット

要求寿命15年を満足することになる．なお，耐久性に

2. 4 負荷容量

ついては3.5項に記載の実機耐久試験を実施中である．

実機の回転体重量より，水平状態でのラジアル負荷
容量として1N以上は必要である．

3. 2 油膜形成試験

そこで，当社で開発した多孔質油動圧軸受ユニット

運転中に油膜が形成され非接触状態となることを確の特性解析プログラムにより負荷容量を計算し，軸受認するため図8に示すNTN動圧軸受ユニット試験機に仕様を決定した．

て油膜形成率の測定を行った．

表1に解析条件を図7に解析結果を示す．図7に示

1）評価条件

すように，ラジアルすきま20μmで負荷容量1.44N・試 験 機：NTN製動圧軸受ユニット試験機が確保できることを確認した．

・測定項目：油膜形成率，トルク・回転速度：2000 min-1

表1 解析条件
Analysis condition

・潤 滑 油：動圧軸受ユニット用潤滑油

回転速度

2000 min-1

雰囲気温度

25˚C

(HDD用動圧軸受に量産使用中)・油膜形成率は，主軸とハウジング間の通電状態により測定する6

負荷容量 N5

アキシアル荷重負荷治具

4

ハウジング

主軸

試験軸受

3
2
1
0

0

10

20

30

ラジアルすきま

40

回転

μm

図7 解析結果
Analysis result
マグネット
ラジアル荷重負荷治具

3．性能評価図8 NTN動圧軸受ユニット試験機概略図
Schematic view of test rig

3. 1 換気扇用軸受の使用条件
2）評価結果

換気扇用軸受の一般的な要求機能を表2に示す．
動圧軸受は油膜を介して非接触で回転するため，軸図9に示すように，回転初期より油膜形成率が受の寿命は潤滑油の蒸発がポイントとなる．今回適用100%となり，完全に油膜が形成され，非接触で回の潤滑油は，現在HDD用動圧軸受として量産で使用転していることがわかる．

している潤滑油と同じであり，80℃ 50,000hで蒸発率1wt%未満と極めて低蒸発の潤滑油である．

5000

5.0

100

4000

4.0

80

10℃の温度上昇で蒸発速度はおおよそ2倍になるこ（60℃）で換算すると22年以上となり，表2に示す
表2 要求機能
Functional requirements
運転寿命

15年

雰囲気温度

-10〜60˚C

雰囲気湿度

0〜100%

3000

2000

1000

2.0

1.0

60
回転速度
40

20
トルク

0

回転速度

3.0

油膜形成率 %

回転速度 min-1とを実験で確認しており，換気扇の使用運転条件

トルク mN・m

油膜形成率

0

2min

0

図9 単体評価結果
Evaluation result of fluid dynamic bearing unit

2000 min-1-111-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

3. 3 温度特性試験

1）測定条件温度変化による回転速度の変動を確認した．

・試

1）評価条件・試験験

機：実機モータ（ファン未装着）

・回 転 速 度：約3000min-1

機：実機モータ(印加電圧：AC100V)

・印 加 電 圧：AC100V

・雰囲気温度：25℃

・測 定 項 目：回転速度

・モータ姿勢：軸水平・雰囲気温度：-10〜60℃・潤・潤・マイクロフォンまでの距離：100mm

滑

油：動圧軸受ユニット用潤滑油

2）評価結果滑

油：動圧軸受ユニット用潤滑油

・測 定 環 境：無響室(暗騒音:13.5dBA)

2）評価結果図10に示すように，動圧軸受の場合，低温域で潤
滑油の粘度が上がるため，回転速度が低下するが，客図12に示すように，動圧軸受ユニットの方が現行先要求の2000min-1はクリアすることができた．

の転がり軸受に比べ低騒音である．
人の耳に聞こえる周波数帯域は一般に20Hz〜
20kHzといわれ，耳に付きやすいのは3kHz付近といわれているが，全域で動圧軸受ユニットの方が低い値を示した．騒音値に14.5dBAの差があるが，これは4000

騒音が約1/5であることを示している．動圧軸受ユニ

3000

ットは非接触で駆動するため，軸受から生じる音は極2000

めて小さい．

1000

0
-20

0

20

40

60

騒音値（ピーク） dBA

モータ回転速度 min-1

5000

80

雰囲気温度 ˚C

図10 実機評価結果
Evaluation result as electric motor

3. 4 実機音響測定

50
転がり軸受
騒音値オーバーオール
38.4dBA

40
30
20
10
0
-10

転がり軸受との音響比較を行った．

10

動圧軸受ユニット
騒音値オーバーオール
23.9dBA

図11に騒音測定方法を示す．換気扇の音響測定方
法はJIS (騒音試験 JIS C 9603)で定められており，

15

20

周波数 kHz図12 騒音測定結果
Result of noise measurement

JIS C 1502（普通騒音計）に規定された騒音計を使用し測定する．
なお今回は，転がり軸受と動圧軸受ユニットの騒音

3. 5 実機耐久試験

値比較が目的であり，ファンを外し風切り音を無くして測定した．また，騒音値が小さいためマイクロフォ

実機モータを使用し耐久試験を実施している．本試

ンまでの距離は規定の1/10である100mmとした．

験は，要求雰囲気温度の上限である60℃に対し，80℃での評価を行っていることから，3.1項に記載

換気扇

1m

した10℃上昇で蒸発速度2倍の実験結果より，4倍のマイクロフォン

加速試験となる．

1）耐久試験条件

1m

・試

マイクロフォン
1m

験

機：実機モータ（ファン未装着）

・回 転 速 度：約3000min-1

マイクロフォン

(印加電圧：AC100V)
図11 騒音測定方法（JIS C 9603）
Method of noise measurement

・雰囲気温度：80℃-112-家庭用換気扇向け動圧軸受ユニット

・モータ姿勢：軸水平

水を混合し，高温・触媒存在下にて攪拌，油層と水層・潤の酸価の変化を確認した．

滑

油：動圧軸受ユニット用潤滑油

2）評価結果1）試験条件

図13，14に示すように，回転速度も振動値も大き・混合割合：試験油 75g，水 25g

な変化が無く1000時間を経過し，良好な結果を示し

・試験温度：93℃ている．なお，試験は2年間継続し，機能面の確認と，・触媒材質：銅

重量減少量から潤滑油の蒸発量を確認する．

・攪拌速度：6min-1
・試験時間：48時間

50002）試験結果転がり軸受

表3に示すように，動圧軸受ユニット用潤滑油は，

動圧軸受ユニット

回転速度

min-1

4000

転がり軸受のエステル系グリースの基油に比べ，酸価増値及び水層酸価の値が小さく，潤滑油自体の特性と3000しても加水分解に強く，耐湿度性も高い．
表3 加水分解試験結果
Result of hydrolytic reactivity

2000

調査項目

1000

試
験
前

0
0

200

400

600

運転時間

800

1000

1200

h

動粘度 40˚C［mm2/s］
酸 価［mgKOH/g］

動粘度 40˚C［mm2/s］
酸 価
試 ［mgKOH/g］
験
酸価増
後［mgKOH/g］

図13 回転速度測定結果
Result of rotational stability
2.5

水層酸価
［mgKOH/g］

転がり軸受

エステル系グリースの
基 油

動圧軸受ユニット用
潤滑油

25.44

12.3

0.71

0.05

25.51

12.24

1.06

0.09

0.35

0.04

6.23

2.72

動圧軸受ユニット

m/s2

1.5

振動値

2.0

1.0

4．まとめ
今回，家庭で使用される換気扇用として，動圧軸受の特徴である静粛性・高信頼性を活かし，現行の転がり軸受と同寸法で，かつ同様の使用方法が可能な動圧

0.5

軸受ユニットを開発した．
本開発品は，換気扇用だけではなく，静粛性・高信頼

0.0
0

200

400

600

運転時間

800

1000

性が求められる用途へ展開可能であり，今後はシリー

1200

h

ズ化し，他型番，他用途へも積極的に展開していきたい．

図14 径方向振動値測定結果
Result of vibration stability (Radial direction)

執筆者近影3. 6 潤滑油の加水分解試験
換気扇ではHDDとは異なり高湿環境での使用が想定される．そこで，換気扇に使用されている転がり軸
受用エステル系グリースの基油と，動圧軸受ユニット用潤滑油の加水分解比較試験を行った．

堀

試験方法は，ASTM D 2619に準拠し，試験油と政治

流体動圧軸受事業部
技術部

-113-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[論 文]

脳動脈瘤コイル塞栓術支援装置
Surgical Support System for Cerebral Aneurysm Coil Embolization

永野
西尾
松原
宮地
藤本

佳 孝* Yoshitaka NAGANO
幸 宏* Yukihiro NISHIO
功 明** Noriaki MATSUBARA
茂** Shigeru MIYACHI
英 雄*** Hideo FUJIMOTO

カテーテルを用いる脳動脈瘤コイル塞栓術は，脳動脈瘤の標準的な破裂防止治療になりつつある．コイル塞栓術は，カテーテルの中に先端にコイルを接続したワイヤを挿入して瘤の中にコイルを詰める方法である．瘤に負荷を加えないように小さな力でコイルを挿入するには，カテーテルとワイヤを連携して操作する必要がある．本操作は，2名の医師で行っており，意思疎通が重要であり，課題でもある．この解決に医師1名で連携操作を実現できる支援装置を開発した．本装置の基本性能をシリコーン製の模擬瘤を用いて検証した結果，一定速度のワイヤ送り出しにコイル挿入力を下げる効果があること，本装置を使用することで医師1名による操作でも従来と同じようにコイル塞栓ができることを確認した．
本稿では，本システムの特長と検証結果を報告する．

Endovascular coil embolization is becoming a standard treatment option for people with a cerebral aneurysm.
The embolization method is filling an aneurysm with embolization coils by the collaborative manipulation of a
microcatheter and a coil delivery wire. The manipulation requires an advanced collaboration to two surgeons.
Thus we have developed a new surgical support system that can be operated by only one surgeon. Basicverification for this system was conducted using a silicone dummy aneurysm. The results confirmed that thedelivery of the wire at a constant velocity is an effective method for decreasing coil insertion force, and that only
one surgeon can perform the same coil embolization procedure. In this paper, we report the system features andthe verification results.

1．緒

視しながら，マイクロカテーテル先端の位置をコイル

言の挿入しやすい場所へ移動する．マイクロカテーテル

医療分野では手術の傷口を小さくすることで患者の先端の位置決めはコイルの押し引きの影響を受けるた

身体的負担を少なくした治療が普及している．その代め，マイクロカテーテル操作にはコイルの動きに合わ

表例にカテーテル治療がある．これは，カテーテルとせた木目細かい力加減が必要である．一方，ガイディ呼ばれる細いチューブを人体の管に挿入し，管の内部

ングカテーテルは，先端が柔軟なマイクロカテーテルから患部を治療する方法である．近年，カテーテル治を動脈瘤近くまで誘導するために用いられる．

療は細く蛇行している脳血管の分野にも進出し，くも患者

膜下出血の原因である脳動脈瘤の破裂の防止治療に適用されている．図1に示すコイル塞栓術は，脳動脈瘤

Yコネクタの中に所定の密度まで白金製のコイルを充填すること
で，瘤内部の血流を止めて血栓化し，瘤の破裂を防止
脳動脈瘤する方法である1）,2）．

マイクロ
カテーテル

コイルの充填は，足の付け根の大腿動脈から脳動脈瘤まで挿入したマイクロカテーテルを導管にし，先端脳血管（親動脈）ガイディング
カテーテル

マイクロ
カテーテル

デリバリー
ワイヤ

図1 脳動脈瘤コイル塞栓術
Endovascular coil embolization of cerebral aneurysmに離脱可能注1）なコイルを接続したデリバリーワイヤ
を体外から操作して行う．瘤は血管壁が薄く破裂しや
すいので，コイルを可能な限り小さな力で挿入する手

注1）デリバリーワイヤに通電することでコイルをワイヤから離脱する電気式が多く用いられている．

技が必要である．医師はワイヤの挿入力を注意深く監*商品開発研究所 電子応用研究部

白金製コイル**名古屋大学大学院医学系研究科 脳神経外科-114-***名古屋工業大学大学院工学研究科

脳動脈瘤コイル塞栓術支援装置

コイル塞栓術は，医師2名が別々にマイクロカテー

2．カテーテルとコイルの連携操作

テルとワイヤを両手で操作する方法と，医師1名で，左手でマイクロカテーテル，右手でデリバリーワイヤ

コイル塞栓後に，コイルコンパクション2）と呼ばれを操作する方法とがある3）,4）．医師1名の場合，カテるコイル塊の体積収縮が発生すると，瘤内部に血流がーテルとワイヤを左右それぞれの手を使って同時に操戻り破裂の防止効果を失う．コイルコンパクションを作する高度な手技が必要である．このため，医師2名

防ぐには，コイルを均一かつ高密度で充填する必要がで治療することが多いが，「ワイヤ挿入力の手元の力ある11）．医師は，瘤に過度な力が作用しないように，覚」と「カテーテルの押し引き操作」の相互の意思疎

コイルの密集していない挿入箇所を推定してコイルを通が要求される．

挿入する．

これまで，NTNは，名古屋工業大学，名古屋大学と共同で，デリバリーワイヤの手元挿入力を測定表示す

2. 1 ペインティング現象

る脳動脈瘤治療用センシングシステムを開発した5）,6）．

コイル塞栓術は，X線透視装置を用いて瘤とコイル

図2に示すように，センシングシステムは，カテーテの状態を画像で観測しながら実施する．コイルの密集ルの中にデリバリーワイヤを通すYコネクタと呼ばれしていない箇所の推定には，図3（a）に示すマイクる医療器具に光学式の力センサを組み込んだものであ

ロカテーテル先端に発生する「ペインティング」 注2）

る．ワイヤの手元挿入力を音程変換して音響提示すると呼ばれる首振り現象9）を用いる．本現象は，次に示ことで，手術室の治療スタッフ全員が挿入力を共有ですように送り出されたコイルと瘤内壁との相互作用にきる環境を提供している 7）〜9）．

より発生する．

このセンシングシステムの機能を拡張し，医師1名（1）コイルの一部が瘤内壁や挿入済みコイルとの摩のみで2名の場合と同様なカテーテルとワイヤを同時擦により拘束される．

に連携操作できる脳動脈瘤コイル塞栓術支援装置を開（2）この状態でコイルが送り出されると，拘束部を発した 10）．本稿では，カテーテルとコイルとの連携

支点に圧力変形を始め，マイクロカテーテル先操作，開発した支援装置の構成，および本装置の有用

端が首振り（ペインティング）を始める．

性の検証結果について述べる．

（3）その後にコイルが座屈し，マイクロカテーテル
先端はコイルの拘束から解放されてペインティ
ングしながらほぼ元の位置に戻る．

生理食塩水
挿入口
カテーテル
接続部

コイルの密集する空間では，マイクロカテーテル先
端はコイルに拘束され，ペインティングが発生しない．

デリバリーワイヤ
挿入口（止血弁）

この状態では，コイルの送り出しに過度な力を必要とし，無理な送り出しは瘤の破裂をまねく恐れがある．

2. 2 医師2名による手技

挿入力センサマイクロカテーテルとデリバリーワイヤをそれぞれ単位担当する医師2名は，X線透視画像を確認しながら会mm

話などで意思疎通を図り，図3（b）に示すように，

図2 脳動脈瘤治療用センシングシステム（センサ部）
Sensing system for cerebral aneurysm treatment

次の手順でコイルを充填する．
（1）コイル充填中において，ペインティングが観測されず，挿入に抵抗が感じられる場合，ワイヤ
担当医師はデリバリーワイヤの挿入を一旦停止する．

注2）カテーテルの動きが筆使いに似ていることから命名された．

-115-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）（2）カテーテル担当医師が，マイクロカテーテル先端を瘤から抜け出ない程度に引き戻してから，再びカテーテルを送り出して瘤の中に戻す．

3．開発した支援装置
3. 1 全体構成（3）カテーテル先端がコイルの密集していない位置

図4に本装置の全体構成を示す．医師が従来どおりに移動すれば，ワイヤ担当医師はワイヤ（コイマイクロカテーテルを両手で操作し，フットスイッチ

ル）を小さな挿入力で送り出すことが可能となを用いてデリバリーワイヤを操作する構成である．ワる.

イヤ送り出し機構によってワイヤは一定速度で送り出される．ワイヤ挿入力は，脳動脈瘤センシングシステ

動脈瘤
コイル

マイクロ
カテーテル

ムで検出され，音程情報に変換され医師に伝達される．

親動脈

送り出し速度は，切替スイッチで調整する．この構成によりワイヤ担当医師がいなくとも，コイル塞栓術を

摩擦

圧力行うことができる．

ペインティング

図5にセンシングシステムとワイヤ送り出し機構の（a）コイルとマイクロカテーテル先端の挙動
Behavior of coil and microcatheter tip

外観を示す．医師が患者の様子を常時確認できるように，本機構は手術ベッド上で使用できる小型のサイズとした．また，上蓋を開けてワイヤを直接手で操作できる機能を持つ．この機能は，コイル挿入前のデリバ

マイクロカテーテル後退リーワイヤ移動やコイル離脱後のデリバリーワイヤ回
収に使用できるだけでなく，術中に従来の治療方式に変更できる特長がある12）．

マイクロカテーテル前進

デリバリー
ワイヤ前進

スピーカ
（挿入力の音響提示）

コイル
密集部

患者

動脈瘤

コイル

カテーテル
担当医師

マイクロ
カテーテル

ワイヤ
担当医師

（b）マイクロカテーテルとデリバリーワイヤの連携操作
Collaborative manipulation of microcatheter and delivery wire

（両手操作）
ガイディングカテーテル

図3 二人の医師によるコイル挿入
Coil insertion by two surgeon

ワイヤ挿入力
送り出し速度の切替スイッチ
センシング
システム
ワイヤ
送り出し機構デリバリーワイヤ

支援装置
フットスイッチ（デリバリーワイヤの操作）

図4 支援装置の全体構成
The structure of the surgical support system

2. 3 マイクロカテーテル操作
マイクロカテーテル担当医師は，コイル挿入中にマイクロカテーテル先端が瘤から逸脱しないように，血

上蓋
（開放時）

管の中のマイクロカテーテルの撓み具合を予測し，木

デリバリー
ワイヤ

センシングシステム

目細かなマイクロカテーテルの位置決め操作を行っている．その先端を動かさない場合でも，マイクロカテーテルを押し引きする操作は必要である．たとえば，

マイクロ
カテーテル

コイル挿入中ではマイクロカテーテルが押し戻されないように，マイクロカテーテルを押した状態を保つよ

ワイヤ
送り出し
機構

うに操作するマイクロカテーテルの出し入れは，Yコネクタの止単位

血弁（図2を参考）の開け閉めを伴うため，左手でＹコネクタを保持しながら止血弁を操作し，右手で操作

mm

図5 センシングシステムとワイヤ送り出し機構の外観
The photo of the sensing system and the delivery wire
driving unit

するとスムーズに行うことができる．
-116-

脳動脈瘤コイル塞栓術支援装置

バリーワイヤの全長は1.75m（コイル部を除く）で

3. 2 ワイヤ送り出し機構
図6に開発したワイヤ送り出し機構の構成を示す．

ある．模擬瘤は，直径4mmのターミナル型形状で，直流モータは減速機を介して駆動ローラに接続され，適度な柔軟性が得られて瘤内部のコイルを観察できる

デリバリーワイヤを長手方向に動かす．極細のデリバように透明シリコーンで製作した．コイルの充填本数

リーワイヤ（直径約0.3mm）が滑らずかつ横ずれしは，充填率がコイルコンパクションを発生させない

ないように，駆動ローラ中央に案内溝を設けた．従動20%以上13）となるように2本とした．

ローラは押し付けバネを介して上蓋に取り付けられて

4. 1 速度と挿入力

おり，上蓋を本体部に固定することでデリバリーワイ
ヤを駆動ローラと従動ローラとの間に把持する構成で

表1に，デリバリーワイヤの一定速の送り出しによある．デリバリーワイヤの送り出し速度は，医師の手るコイルの充填結果を示す．マイクロカテーテルを固元操作によるデリバリーワイヤの送り出し速度の測定定して実施した．コイルにはカテーテル先端から出た

結果から最大2.0mm/sとした．

ときに螺旋形状に展開する2次元タイプを用いた．1
本目のコイルは，展開直径注3）を模擬瘤の直径と同じ4mmとし，2本目を小径の3mmとした．１本目のコ

上蓋（開閉部）
従動ローラ

イルの全長は80mm，2本目は充填率の比較用としてデリバリーワイヤ

押し付けバネ

60mm（充填率21%）と80mm（同24%）を選択
した．
減速機

送り出し速度を0.5mm/s刻みで変化させてコイル直流モータを挿入した結果，1本目のコイルは充填率が12%と駆動ローラ低いため，評価した最大速度の2.0mm/sまで充填に成功した．一方，2本目のコイルは，1.0mm/sから
1.5mm/s以上の速い速度で送り出すと瘤に入らずに
案内溝

親動脈側へ押し出された．充填率が増加するにつれて

図6 ワイヤ送り出し機構の構成
The structure of the delivery wire driving unit

充填可能な速度の上限が低下した．
図8（a）に，1本目のコイルを使用した場合のデリバリーワイヤ挿入力の時間変化を示す．青色で示す
医師の手元操作による間欠的な送り出しに対し，赤色で示す1.0mm/sの一定速送り出しの方が，明らかに

4．連続送り出しの評価

挿入力が小さく，半分程度となっている．最大力の比
図7に評価実験システムを示す．模擬瘤を水中に置

較でも，1/2以下である．挿入力が小さくなることは，き，ガイディングカテーテル，マイクロカテーテル，

コイル挿入中における瘤の破裂の危険性が下がること

Yコネクタ，およびセンシングシステムの内部に水をに直接つながるため，一定速の連続送り出しは有用と注入した．次にカテーテルに挿入したデリバリーワイ

いえる．

ヤを送り出し，コイル塞栓の様子を顕微鏡で観察しな
表1 コイルを充填できたワイヤ挿入速度
The delivery wire speeds for completed filling coil insertion

がら評価を行った．カテーテルの全長は1.5m，デリ

Yコネクタ
顕微鏡
ガイディングカテーテル

Yコネクタ（センシングシステム）

マイクロ
カテーテル

水

水

コイル

シリコーン製模擬瘤（直径φ4mm）

支援装置

デリバリー
ワイヤ

コイルの
挿入本数
[本目]

コイル仕様
形状-直径-長さ
[mm]

コイルの
体積充填率
[%]

充填できた
ワイヤ速度
[mm/s]

1

2D-4-80120.5〜2.02

2D-3-60

21

0.5〜1.02

2D-3-80240.5注3）コイルはカテーテル先端から外に出ると，元の2次元（螺旋）や3次元（籠型）形状に戻る（展開する）．このときのコイル直径を展開直径といい，瘤の直径に合わせて挿入するコイルの展開直径を選択する．

図7 支援装置の評価実験システム
The evaluation system for the surgical support system-117-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）時停止時に静止摩擦が作用し，コイルが瘤壁に拘束さ

4. 2 挿入力と展開状態れるためと考えられる．

図8（b）に医師の手元操作（間欠送り出し）とワ
イヤ送り出し装置（連続送り出し）によるコイル挿入

一方，1.0mm/sの場合，図9（d）に示すように，後の展開状態を示す．医師の間欠送り出しによる展開

コイルの展開形状が頻繁に変化し，コイルは瘤壁上をは，0.5mm/sの低速な送り出しの状態とよく似てお滑り動いていることを示している．速い速度のワイヤ

り，コイルは捩れている．これに対して，挿入力の小送り出しの場合，摩擦力が小さく，コイルを瘤壁に拘さくなる1.0mm/s以上の高速の場合は捩れることな束できない状況にあると考えられる．図9（b）では，

く，きれいな螺旋（円筒）形状に展開している．この一部に静止摩擦が作用したと思われる挿入力の鋸波形ような展開は人では難しい．挿入力と展開状態の関係状の増加が見られるものの，ほぼ0.1N弱の一定の挿について，詳細に調査するため，図9に示すようにコ入力になっている．

イルの展開状態を1秒刻みで撮影した．コイルは籠型形状に展開する3次元コイル（展開直径4mm，全長0.5

挿入された時に開始した．

0.4N40mm）を用いた．撮影は，コイル全長の約半分が0.5mm/sの場合，図9（a）に示すように，挿入

コイル画像撮影開始

挿入力

0.3

力の時間変化に鋸波形状のパターンが頻繁に現れている．図9（c）より，コイルの展開状態が変化してい

0.2
0.1

ないことが確認できる．低速送り出しのために静止摩0.0

擦力が作用し，コイルが瘤壁に拘束されていると考え0ィング現象が発生している．図8（a）に示すように

80

0.5

医師による間欠的な送り出しには，図9（a）と同様

0.4

Nに鋸波形状のパターンが頻繁に現れている．これは一コイル画像撮影開始

挿入力

0.3

0.5

0.2
0.1

医師による間欠的な挿入
送り出し機構による連続的な挿入（挿入速度1.0mm/s）

N

60

sec

（a）低速送り出し挿入（0.5mm/s）
Low speed continues insertion

合わせて挿入力が増加し，カテーテル先端にペインテ

挿入力

40

時間

られる．この硬直した状態では，コイルの送り出しに

0.4

20

0.0

0

20

40

60

80

0.3

時間

0.2

（b）高速送り出し挿入（1.0mm/s）
High speed continues insertion

sec

0.1
0.0

0

20

40

時間

60

80

sec
時間

（a）コイル挿入力の比較
Comparison of coil insertion forces

医師による
間欠挿入

0.5mm/s

1.0mm/sphoto/sec（c）低速送り出し挿入のコイル展開状態（0.5mm/s）
The photos of the deployed 3D coil by low speed coil insertion

2.0mm/s
時間

photo/sec

連続挿入（b）挿入後のコイル展開形状（2次元タイプ）
The photos of the deployed 2D coil（d）高速送り出し挿入のコイル展開状態（1.0mm/s）
The photos of the deployed 3D coil by high speed coil insertion

図8 間欠と連続送り出しによる挿入
Intermittent and continuous insertions

図9 挿入力とコイル展開からの挿入速度の比較
Comparison of insertion speed using 3D coil-118-

脳動脈瘤コイル塞栓術支援装置

5. 2 操作性の評価

5．手足による連携操作の評価

熟練医から経験年数3〜4年までの医師4名に本システムの操作性を主観的に評価していただいた．その5. 1 連携操作の結果

結果を次に示す．

2本目のコイルは，ワイヤの一定速の送り出しだけ
では充填できないので，医師による「カテーテルの手（1）コイルの挿入力は音程変化によって聴覚提示さ元操作」と「デリバリーワイヤの足元操作」とを加えれるため，コイル充填の様子をX線透視画像で常た．その充填結果を表2に示す．
コイル全長が60mmの場合，カテーテルの手元操に確認しながらデリバリーワイヤを操作できる．

作を加えることにより，評価に用いた全ての送り出し

コイルは一定速で送り出されるため，瘤内での速度（0.5mm/s〜2.0mm/s）でコイルの充填に成展開動作を予測しやすい．

功した．一方，コイル全長が80mmの場合，医師が（2）ワイヤ操作に比べて，ペインティングの観測を

カテーテル先端を適宜移動させても，充填率が高いたもとにした木目細かなカテーテルの出し入れ操めにコイル間の隙間を見つけにくく，カテーテル操作

作は，従来どおり両手操作のために違和感がな

のみではコイルを充填できないことがあった．

い．

コイルが動脈瘤の入口から押し出されそうな兆候が見られる場合は，フットスイッチによるデリバリーワ

6．結言

イヤの停止と引き戻し操作を加え，慎重にコイル間の医師2名で連携してきた脳動脈瘤コイル塞栓術にお隙間を探して充填を完結した．
以上のように，コイル充填率の高い状態において，

いて，医師１名のみで実施できる新しい支援装置を開

医師1名が本システムを用いてカテーテルとデリバリ発した．本装置は，手術ベッド上で使用できる小型サーワイヤとを同時に連携操作し，コイルを充填できる

イズであり，いつでも医師の手による通常操作に切りことを確認した．

替えることができる．シリコーン製模擬瘤を用いて検証を行った結果を以下に示す．

表2 連携操作により2本目コイルを充填できたワイヤ
挿入速度
The delivery wire insertion speeds with collaborative
manipulation
コイル仕様
形状-直径-長さ[mm]
2D-3-60

2D-3-80（1）一定速での連続送り出しは，医師による間欠的な送り出しに比べ，ワイヤ挿入の最大力が1/2以下になることを確認した．

マイクロ
カテーテル
手元操作

デリバリー
ワイヤ
足元操作

充填できた
ワイヤ速度
[mm/s]

無前進のみ

0.5〜1.0

有前進のみ

0.5〜2.0

無

前進のみ

0.5

でのデリバリーワイヤ操作を同時に行うことが

有

前進のみ

0.5

できる．

有

前進後退

0.5〜2.0（2）コイルの挿入力が聴覚提示されるため，医師は
従来どおりコイル展開の様子をX線透視画像で常に確認しながら，手元のカテーテル操作と足元（3）デリバリーワイヤは一定速の送り出しのため，瘤内でのコイル展開を予測しやすい．
今後，コイルの挿入が難しい瘤形状における操作性と，血管モデルや動物を用いた模擬手術により，本システムの有用性をより詳細に検証していく．

-119-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

参考文献
1）宮地茂, 脳血管内治療, 現代医学, 52-1（2004） ,73-84.
2）兵頭明夫, 脳動脈瘤内へのカテテリゼーションとGDC 塞栓術の一般的方法, 兵頭明夫, 根本繁編,
GDCを用いた脳動脈瘤血管内手術,医学書院, 1999,
30-34.
3）宮地茂, セットアップと血管撮影 術者と助手, 吉田純, 宮地茂編, 脳血管内治療のDo's & Don'ts 第2版,
医学書院, 2006, 16-20.
4）伊藤靖, 脳動脈瘤瘤内塞栓術の基本手技, 菊池晴彦監,
脳動脈瘤の血管内治療 最新症例集, 先端医療技術研究所, 2005, 49.
5）永野佳孝, 佐野明人, 坂口正道, 藤本英雄, 極細かつ長尺の線状体用力センサの開発 -脳動脈瘤コイル塞栓術 へ の 適 用 -, 計 測 自 動 制 御 学 会 論 文 集 , 44-3
（2008）, 278-284.
6）永野佳孝, 藤本英雄, 脳動脈瘤治療用センシングシス
テ ム の 開 発 , NTN Technical Review, 76（2008）, 63-67.
7）永野佳孝, 佐野明人, 坂口正道, 藤本英雄, 宮地茂, 大島共貴, 松原功明, 細島理, 吉田純, 脳動脈瘤コイル塞栓術用センシングシステムの開発 -血管モデルとIn
vivoの模擬瘤を用いた挿入力の評価-, 日本コンピュータ外科学会誌, 10-2（2008）, 147-153.
8）N. Matsubara, S. Miyachi, Y. Nagano, T.
Ohshima et al., A novel pressure sensor with
an optical system for coil embolization of
intracranial aneurysms, Journal of
Neurosurgery, 111-1（2009）, 41-47.

9）松原功明, 宮地茂, 大島共貴, 細島理, 泉孝嗣, 見有史, 錦古里武志, 吉田純, 永野佳孝, 佐野明人, 坂口正道, 藤本英雄, 光学的センサーによる脳動脈瘤塞栓用
coilの挿入力測定装置の開発, 脳神経血管内治療, 22（2008）, 113-118 （第25回日本脳神経血管内治療学会総会 JNET論文賞金賞）.
10）永野佳孝, 佐野明人, 松原功明, 宮地茂, 西尾幸宏, 細島理, 大島共貴, 若林俊彦, 藤本英雄, 脳動脈瘤コイル
塞栓術用ワンサージョン手術システムの開発, 日本コ
ンピュータ外科学会誌, 12-2（2010）, 101107.
11）坂井信幸, 未破裂脳動脈瘤に対する血管内治療, 菊池晴彦監, 先端医療シリーズ9 脳神経外科脳神経外科医のための血管内治療 その実際と今後の展望, 先端
医療技術研究所, 2001, 173-180.
12）http://www.jscas.org/guideline.htm
13）Y. Kawanabe, A. Sadato, W. Taki and N.
Hashimoto, Endovascular Occlusion of
Intracranial Aneurysms with Guglielmi
Detachable Coils, Correlation Between CoilPacking Density and Coil Compaction, Acta
Neurochir （Wien）, 143-5 （2001）, 451455.

執筆者近影

永野

佳孝

商品開発研究所
電子応用研究部

西尾幸宏

商品開発研究所
電子応用研究部松原

功明

名古屋大学大学院
医学系研究科 脳神経外科

-120-

宮地

茂

名古屋大学大学院
医学系研究科 脳神経外科

藤本英雄

名古屋工業大学大学院
工学研究科

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[解 説]

液晶ディスプレイ製造工程における微細パターン自動修正技術
Automatic Repair Technology of Fine Pattern in LCD Manufacturing Process

大 庭 博 明*Hiroaki OBA

NTNでは，液晶ディスプレイの構成要素であるカラーフィルタやTFTの生産歩留まり向上に貢献すべく，修正技術の開発はもとより，修正作業の省人化の要求に対応するために自動化技術の開発にも取り組んでいる．
本稿では，液晶ディスプレイの修正装置で用いられる自動修正機能について紹介する．自動修正機能として，画像処理技術を応用し欠陥の検出や修正位置の算出，修正インクの色選択および修正異常の検知などを実現し修正作業を自動化した．本機能により，欠陥修正の高効率化と省人化要求への対応を可能とした．

NTN has been working on the development of the repair technology to boost yield of CF (Color Filter) and TFT(Thin Film Transistor) ,which are components of the LCD (liquid crystal display). Recently, customer's demandfor productivity in repair process has increased, and we developed automatic repair technology.
This paper presents an overview of the automatic repair function used in the LCD repair system. As theautomatic repair function, automatic defect detection, repair position calculation, ink color selection, detection ofabnormal repair etc. are realized with applying image processing technology. This function improves efficiencyof repair process and meets the customers' demand for high productivity.

び修正異常の検知などの自動化を実現している．

1．はじめに本稿では，液晶ディスプレイ修正装置の概要を説明した後，これまでに開発した自動修正機能について紹

液晶テレビの需要拡大にともない，パネルメーカで介する．

は一辺が3メートルを超える第10世代のガラス基板を採用するなど基板の大型化が進み，生産歩留まり向上に貢献する欠陥修正装置のニーズが高まってきてい

2．液晶ディスプレイ修正装置

る．NTNでは，欠陥部に針でインクを塗布リペアする
カラーフィルタ用の修正装置や，YAGレーザにより

図1に，液晶ディスプレイ修正装置の外観を示す．

TFT基板上の回路を切断したり欠陥部を除去する修正

本装置は，基板を固定するチャック機構および修正機装置を開発・販売し，多くの液晶製造工程で採用され能を搭載した修正ヘッドならびに修正ヘッドを欠陥位ている．

置に移動するXYZステージなどで構成されている．

これらの修正装置では，従来からタクトタイムの短縮や修正品位の向上が要求されているが，最近ではパネルのコストダウンのために製造工程の高効率化や省人化の要求も高まっており，当社では省人化に向けた
有効なツールとなる自動修正機能の開発に取り組んでいる．
従来は，オペレータがモニタに表示された欠陥の状態を観察し，修正のための加工条件を選択，修正位置を指示していたが，修正対象の欠陥に適した当社独自の画像処理アルゴリズムの開発により，欠陥の検出や

図1 液晶ディスプレイ修正装置の外観
Appearance of LCD repair system

修正位置の算出，修正に使用するインクの色選択およ*精機商品事業部

プロダクトエンジニアリング部-121-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

修正ヘッドには，基板上の欠陥を観察するための光学修正ヘッドを欠陥位置に移動後，基板表面に焦点を系，パターンをカットしたり欠陥を除去したりするた合わせ，欠陥をセンタリングする．この後，欠陥検出

めのレーザおよび除去した部分にインクを塗布するたを行って欠陥種（黒欠陥・白欠陥など）を特定し，欠めの塗布機構などが搭載されている．

陥種に応じて修正処理（レーザ照射・インク塗布）を選択，実行する．

自動修正機能を実現するための特別なハードウェア
は必要なく，観察光学系に取り付けられた落射光源とさらに，修正処理後に修正異常の有無を検査し，レ

透過光源を制御して画像処理に適した画像をCCDカーザ照射部に欠陥残りが検出されたりインク塗布部にメラで撮影し，修正装置のコンピュータに取り込んで白欠陥が検出されたりするなど異常を検知した場合，演算処理を行い，この画像処理結果に基づき修正装置

ブザーを鳴らして自動修正処理を中断し，オペレータを制御することで自動修正が可能となる．

によるマニュアル操作に切り替える．

図2に，自動修正の一般的な流れを示す．修正対象

正常に修正されたと判断した場合，次の欠陥に修正の基板が装置内へ搬入されると，基板のチャックおよ

ヘッドを移動し，同様の自動修正作業を繰り返し，基びアライメントを行い，修正ヘッドが欠陥位置に移動

板上のすべての欠陥の修正作業を行う．
液晶製造工程において修正作業が必要とされる工程

する．なお，欠陥の位置情報は基板搬入の際に前工程はTFT基板やカラーフィルタ基板などのいわゆる前工

検査装置より取得する．

程または液晶が封入されセルあるいはモジュールとなった後工程のいずれかであるが，導入される工程によ修正開始

り欠陥種や修正方法が異なる．
下記に，カラーフィルタ基板とTFT基板の自動修正基板の搬入機能に関して説明する．
基板のチャックおよびアライメント

3．カラーフィルタ基板の自動修正機能

修正ヘッドを欠陥位置に移動

本機能では，1欠陥の検出，2修正位置の算出，3修

センタリング正インクの色決定，4修正異常の検知について自動処理を可能とする専用の画像処理アルゴリズムを開発した．

欠陥検出および修正位置の決定

カラーフィルタに発生する欠陥には，図3（a）に示
修正処理（レーザ照射・インク塗布）

す白欠陥と黒欠陥がある．白欠陥は基板上に形成された膜の一部が欠けて本来のRGB色が抜けている欠陥

修正異常の検査

異常を検知である．また，黒欠陥は形状不良などによりブラック
マトリックスやRGB色の膜がはみ出して混色した欠なし

陥である．これらの欠陥の修正では，欠陥種によらず，まず，欠陥部をレーザで一旦除去し，その後，除去しありた部分にインクを塗布して修正する．また，後処理とオペレータコール

してインクのUV光源による硬化処理やIR光源によるオペレータによるマニュアル操作
あり

乾燥処理が実施される．
上記の自動化処理では，単に一連の作業をバッチ処

次の欠陥理として順次自動実行できるだけでなく，オペレータなし

作業と同等の作業内容，品質が期待される．つまり，基板の搬出

これまでオペレータが目視で行っていた欠陥の認識や修正位置の指示，修正インクの色決定などを自動で行う必要があると共に，確実に修正が行われたことを保修正終了証するため，自動修正中に発生する異常の検知も要求

図2 修正フローチャート
Flow chart of repair

されることを意味する．
-122-

液晶ディスプレイ製造工程における微細パターン自動修正技術

でより効率的な処理が要求され，欠陥周囲の正常な部

3. 1 欠陥の検出位を可能な限り傷付けず，修正回数をできるだけ減ら

欠陥の検出は，欠陥を含む画像とあらかじめ登録さすことなどをアルゴリズムに組み込んでいる．

れている正常な状態の画像を比較して，一致しない部分を抽出する方法で行っている．
欠陥を含む画像を図3（a），正常な状態の画像を図塗布円

3（b）として，濃淡の比較を行った結果が，図3（c）
である．図3（c）では，濃淡が一致している箇所をレーザ照射範

灰色で，濃淡が一致しない箇所の内，正常な画像よりも暗い箇所を黒で，明るい箇所を白で示す．本機能で（a）塗布径よりも欠陥が小さい場合

は，黒で示された箇所を黒欠陥（候補），白で示された箇所を白欠陥（候補）と認識し，最終的に濃淡の差がしきい値よりも大きな箇所を欠陥として検出する．

白欠陥（b）塗布径よりも欠陥が大きい場合
図4 修正位置の決定例
Calculation example of repair positions

黒欠陥

3. 3 修正インクの色決定（a）欠陥画像

欠陥修正では，正常部と同色のインクを欠陥部に塗（b）正常画像

布しなければならないため，塗布すべき色を判定する必要がある．
本処理では，抽出された各欠陥について，正常画像の同一部位の色彩情報を画像処理により求め，求めた色彩情報と各インクにあらかじめ対応付けられた色彩
情報とを比較して，最も近い色彩情報を有するインク（c）濃淡の比較結果を選択する方法を取っている．

図3 カラーフィルタの欠陥と欠陥検出例
Example of defects on color filter panel and defect detection

図5に示した欠陥画像と正常画像の例を基に，修正インクの色決定方法について説明する．例えば，4色の修正インクR，G，B，Black（以下Blk）に対して

3. 2 修正位置の決定方法
前述のように，カラーフィルタの修正作業では，ま色彩情報cR，cG，cB，cBlkが対応付けられているとすず欠陥部にレーザを照射して欠陥を除去した後，除去る．図5の欠陥画像における（a）の位置に相当する，した部分にインクを塗布して修正する．このため，修正常画像における（b）の位置の色彩情報が色彩情報

正作業を行うにはレーザ照射位置とインク塗布位置を

c Gに最も近いと判定されたなら色彩情報c Gを有する

それぞれ自動決定する必要がある．本機能では，欠陥インクGを，修正インクに決定する．

検出処理の結果得られる欠陥位置とサイズの情報を利用してこれらを決定する．
修正位置の決定例を図4に示す．図4（a）のようにインクの塗布円よりも欠陥の方が小さい場合は，レ

（a）

（b）

欠陥画像

正常画像

ーザ照射とインク塗布の中心が欠陥中心に一致するよ
うに決定される．また，図4（b）のように欠陥の方が大きい場合は数回に分けて修正する．修正回数は欠陥サイズとインク塗布円サイズから決定される．

図5 修正インクの決定
Ink color selection for repair

実際の自動修正では，オペレータと同等の修正品位-123-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

3. 4 修正異常の検知
オペレータのマニュアル操作における修正作業では，作業の途中でオペレータが目視で画像を随時検査し，修正動作が適切に実行されているかを確認している．例えば，レーザ照射後には除去されずに残った欠塗布前陥の有無を，インク塗布後はインクの充填状態などを塗布後（a） 塗布後の白抜け部の残り
目標塗布サイズ

目視で確認しながら作業を進めている．

ボタ落ち

本機能では，自動でのレーザ照射とインク塗布実行
毎に画像処理による検査を行い，確実に修正処理が行われたことを確認する．

3. 4. 1 レーザ照射後の検査

塗布前

レーザ照射後は照射領域内を検査し，欠陥が残って塗布後（b）インクのボタ落ちいないことを確認する．図6（a）には欠陥が残って

図7 インク塗布後の検査
Check after ink pastingいる例を示す．異物など高さを持った欠陥は１回のレーザ照射処理で除去できない場合があり，図6（b）のように繰り返しレーザを照射する除去処理が必要な

4．TFT基板の自動修正機能場合がある．ただし，レーザは長期間使用するとパワーが低下して欠陥を除去できない場合があるため，除TFT基板の修正作業では，レーザにより欠陥を除去

去作業を一定回数繰り返しても除去できない場合は異したり基板上に形成された電気回路の一部を切断した

常と判断する．

りする作業が主である．また，基板上の連続する電気配線群の中の断線箇所などを見つけ，塗布針を使用し照射領域て金属ペーストを塗布して導通させる修正作業もある．
レーザによる修正作業は以下の2通りに大別される．
1欠陥を除去したりパターンの一部を切断したりする（a）レーザ照射後の欠陥の残りなど欠陥に応じてあらかじめ決められた修正作業を実行する．
2欠陥をオペレータが目視確認し，修正作業の内容を
決定する．
対象欠陥
1回目
2回目
（b）レーザ照射を繰り返し行った場合

1は画像処理と組み合わせることで自動化することができる．欠陥位置に修正ヘッドを移動後，正確な欠図6 レーザ照射後の検査
Check after laser cutting

陥位置を画像処理により検出し，レーザ照射範囲の中心に欠陥を移動する．その後，画像処理でレーザ照射

3. 4. 2 インク塗布後の検査による修正結果を確認する．

インク塗布後，図7（a）に示すように，インクが2は作業内容がかなり複雑となる．画像処理で欠陥充填されずに白抜け部分が残っていたり，図7（b）

位置を特定してもその場所を修正するとは限らないたのように大量のインクが塗布されてしまうボタ落ちなめ，オペレータが目視で欠陥性状を判定し修正方法をどの有無を検出する．インクの粘度が変化したり針の決定する．修正作業の時間も増加するため，オペレー

洗浄が十分行われなかった場合，このような状況が稀

タが欠陥に対する修正処理内容を設定する間に装置はに発生する．レーザ除去の場合と同様に，作業を繰り別の欠陥の自動修正処理をするといった機能も必要と返し行っても所定の結果が得られない可能性が高く異される．

常と判断する．

一方，連続配線群の中の断線箇所に対する塗布針での修正作業では，連続する配線上のどの場所が断線し-124-

液晶ディスプレイ製造工程における微細パターン自動修正技術ているのか前工程の検査装置では特定できないため，

4. 2 決められた箇所の自動カット

修正装置側で断線箇所を特定する機能が求められる．

冗長回路の形成目的などパターン上の決められた位

本機能も，オペレータによる作業を可能な限り省略

置にレーザを照射し，一部をカットする自動修正手順

し，修正作業時間の短縮と省人化に寄与することを目を以下に示す．

的にアルゴリズムを開発した．なお，本検査アルゴリ

1前工程の検査装置により検出されている欠陥位置にズムはフラットパネルディスプレイ以外にも，トリミ移動する．
2図9のように，モニタに映し出されたパターンの中ングを目的とする用途への応用が可能である．

からパターンマッチングなどの画像処理によりレー

4. 1 レーザによる欠陥の自動除去

ザ照射により切断すべき部位を検出し，画面の中心

パターン上に付着した異物などの欠陥をレーザ照射に移動する．

により除去する自動修正手順を以下に示す．
カット対象部位

1前工程の検査装置により検出されている欠陥位置に移動する．
2図8のように，モニタに映し出された欠陥の位置を3.1で説明した方法や隣接する繰り返しパターン同士の比較など欠陥に適した検出方法により検出し，画面の中心に再移動する．

（a） 欠陥位置移動後
欠陥

レーザ
照射範囲

（a） 欠陥位置移動後（b）欠陥をモニタの中心に移動
図9 カット対象のセンタリング
Centering of cutting target

レーザ
照射範囲

3レーザ照射範囲を所定のサイズに変更し，レーザを照射する．レーザパワーや発振周波数などの加工条
件はあらかじめ装置に登録されている．
（b）欠陥をモニタの中心に移動

43.4.1と同等の方法やレーザ照射前後の画像を比較

図8 欠陥のセンタリング
Centering of defect

することで修正結果を確認し，欠陥が残っていなければ正常とする．欠陥の一部が残っている場合は再度レーザを照射する．指定の回数だけ繰り返しても

3レーザ照射範囲を所定のサイズまたは欠陥と同等の欠陥が残っている場合は異常と判断する．

サイズに変更し，レーザを照射する．レーザパワー

4. 3 連続配線の自動欠陥追跡および修正や発振周波数などの加工条件は，あらかじめ装置に登録されている．

自動修正処理は，図10のような連続する配線の断43.4.1と同等の方法やレーザ照射前後の画像を比較

線部や短絡部に対しても適用される．

することで修正結果を確認し，欠陥が残っていなけ

これらの欠陥は電気的な検査により検出されるが，れば正常とする．欠陥の一部が残っている場合は再前工程の検査装置では欠陥が存在する配線の番号情報

度レーザを照射する．指定の回数だけ繰り返してもが得られるだけで，異常箇所の座標情報までは得られ欠陥が残っている場合は異常と判断する．

ない．
-125-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

的なパターンを示しているが，途中で折れ曲がったパ

このため，オペレータによるマニュアル修正作業でターンでも追跡が可能である．

は，一旦配線の始点に修正ヘッドを移動し，そこからオペレータが配線に沿ってジョイスティックなどで修欠陥が配線の断線であった場合，断線部分に塗布針

正ヘッドを移動しながら目視にて追跡し，欠陥箇所をを用いて金属ペーストを塗布し，配線を導通させる．

特定する方法が取られていた．しかしこの方法では，短絡であった場合，短陥部にレーザを照射し除去する

欠陥を特定するまでに多大な時間を要するため，自動修正を行う．

修正機能の開発が必要となった．
図11に，本自動修正機能による追跡の様子を示す．
画面Ａから追跡を始める．修正装置は，画面Ａ内の●印のライン番号を取得する．●印の座標は，ライン番

5． まとめ
本稿では，液晶ディスプレイ修正装置の自動修正機

号とライン間ピッチなどの設計情報から算出される．
設計情報はあらかじめ装置に登録されている．

能について紹介した．
今後もフラットパネルディスプレイ市場は拡大し，Aから始めてA→B→Cの順にステージを移動しなが画面の大型化や高精細化がさらに進むと思われる．そら画像データを順次取り込み，2値化処理や隣接パタれに伴い修正装置に対しても，より多くの欠陥を高品ーンとの比較処理などにより欠陥を検出する．欠陥を位に効率的に修正できることが求められ，タクトタイ

検出すると，その場所でステージを停止させ，その欠ムの短縮や省人化といった要求が一層高まることが予陥に応じた修正処理を自動で行う．図11では，直線想される．
上記のような製造工程からの新たな要求に迅速に対応し，フラットパネルディスプレイの歩留まり向上に配線貢献できる装置を目指し，今後も装置の機能向上に努
める．

断線部
短絡部

参考文献
・猿田，匂坂：高性能リペア装置とその要素技術，NTN
テクニカルレビューNo. 64
・清水，大庭：液晶パネルにおける透明薄膜欠陥の検出および修正技術，NTNテクニカルレビューNo. 68
・猿田：カラーフィルタ用マルチリペア装置，NTNテク
ニカルレビューNo. 72
・山中，松島：フラットパネルの欠陥修正装置用塗布機
能一体型リニアチェンジャの開発，NTNテクニカルレ
ビューNo. 76

図10 ラインパターンの欠陥例
Defect example of line pattern

A

B

執筆者近影

C

大庭

図11 欠陥追跡
Defect search

博明

精機商品事業部
プロダクトエンジニアリング部-126-

-127-

NTN TECHNICAL REVIEW No. 78（2010））

受賞案件の紹介平成22年度

科学技術分野の文部科学大臣賞受賞

結晶粒微細化強化を施した高性能軸受の開発
The Commendation for Science and Technology by the Minister of Education,Culture,
Sports, Science and Technology in Development Category
大木

力Chikara OHKI

Prior-ausutenite grains

1. はじめにFA

Conv.

「結晶粒微細化強化を施した高性能軸受の開発(商品名：FA処理軸受1))」により，平成22年度科学技術分野の文部科学大臣賞を受賞した．FA処理軸受は特殊熱処理を施して軸受鋼の結晶粒を従来の半分以下に微細化した軸受で，5年以上前から本格量産され，現在は主に自動車用エンジン・動弁機構部分に使用され0.05mm

図1 FA処理品と標準品の結晶粒
Grain sizes of FA treated and conventional

ている．

2．背

0.05mm景

99
80

Failled percent

機械装置の軽量・コンパクト化，低価格化ならびに省資源化の流れを受け，転がり軸受には過酷な使用環
境での長寿命を汎用鋼材で達成する技術が望まれてきた．本技術は，汎用軸受鋼である高炭素クロム軸受鋼2

50

10
5

種を用い，熱処理技術のみで希少金属を含む高性能鋼
1100と同等性能を得ることを達成したものである．結晶粒を整粒に保ちつつ微細化する熱処理方法を開発し，窒Life h102103

図2 異物混入潤滑寿命試験結果
RCF life under contaminated lubrication condition

素による固溶強化，結晶粒微細化強化，炭窒化物の析
出強化により，高強度・長寿命軸受材料開発に繋げた．

3．性

101

参考文献

能

1）C.Ohki, Improving Rolling Contact Fatigue Lifeof Bearing Steels through Grain Refinement,
SAE TECHNICAL PAPER SERIES, (2004),
2004-01-0634

FA処理の開発により，従来標準品(軸受鋼2種の標
準熱処理品)に比較して軸受の異物混入潤滑下での破損寿命を確実に延長し，静定格荷重(耐塑性変形性)も高めることが出来た．また，従来長寿命品(軸受鋼2種の浸炭窒化処理品)に比較して，経年寸法変化率を低

執筆者近影減させることも可能とした．
図1にFA処理軸受と標準軸受の結晶粒を，図2に異物混入潤滑下の寿命試験結果を示す．

大木

力

要素技術研究所-128-

NTN TECHNICAL REVIEW No. 78（2010）

受賞案件の紹介
第25回日本脳神経血管内治療学会総会

JNET論文賞金賞受賞

光学的センサーによる脳動脈瘤塞栓用coilの挿入力測定装置の開発*
Development of Optical Force Sensor System
for Cerebral Aneurysm Coil Embolization
松原功明**，宮地茂**，永野佳孝***，藤本英雄****，他
Noriaki MATSUBARA, Shigeru MIYACHI, Yoshitaka NAGANO, Hideo FUJIMOTO et al.

1. 序 論3. 結 果カテーテルを用いた脳血管内治療は，近年急速に発図2に示すように，模擬瘤にcoilを挿入したときの展してきた．その代表的な治療法として，くも膜下出

最大挿入力は0.3［N］を超えることがなく，力の2血の原因である脳動脈瘤の破裂を防止するcoil塞栓術

峰性の分布が観察され，正確なcoil挿入力の測定が可がある．塞栓術において，過度の力でcoilを挿入する能であった．

と瘤の破裂により重篤な合併症を起こしたり，カテー
0.5

テル先端が瘤内から逸脱し不十分な塞栓となったりす

Coil A
Coil A
Coil B
Coil B

0.4
N

る可能性がある．光学的システムを用いたcoilの挿入挿入力

力測定装置を開発したので，その概要と基礎的実験の結果について報告する．

0.3

1回目
2回目
1回目
2回目

挿入成功
挿入成功
挿入失敗
挿入失敗

60
80
間 sec

100

0.2
0.1

2. 方 法

0.0
0

20

40
時

coilはデリバリーワイヤの先端に接続されており，

120

図2 挿入力の測定結果
Mesurement results of insertion force

ワイヤを操作してcoilを瘤の中に挿入する．カテーテ
ルの中にデリバリーワイヤを挿入するための医療器具であるYコネクタを改良し，内部に光学的センサを組

4. 結 論み込んだ（図1）．内部を通るワイヤは挿入力により「たわみ」を生じる．挿入力は，LED光で生じるワイ

光学的センサによるcoil挿入力測定装置を開発しヤの影から検出したたわみ量を変換して求める1)．シ

た．本装置の臨床応用が広がれば，より安全で確実なリコーン製模擬瘤に対してcoilの挿入を行い，本装置

塞栓術の施行が期待される．

で挿入力を測定した．

参考文献
カテーテル
接続部

LED

1）永野, 佐野, 坂口, 藤本, 極細かつ長尺の線状体用力センサの開発, 計測自動制御学会論文集, 44-3(2008), 278-284.

デリバリーワイヤ
挿入口

執筆者近影（代表）

光学的センサ

図1 挿入力センサ
Force sensor

松原功明

名古屋大学大学院
医学系研究科 脳神経外科

永野佳孝

商品開発研究所
電子応用研究部*JNET(脳神経血管内治療), 2-2(2008), 113-118.より要約**名古屋大学大学院医学系研究科 脳神経外科 ***商品開発研究所 電子応用研究部 ****名古屋工業大学大学院工学研究科-129-

NTN TECHNICAL REVIEW No. 78（2010））

受賞案件の紹介2009年度

日本トライボロジー学会奨励賞受賞

低粘度油潤滑下での長寿命スラスト針状ころ軸受の研究1)
Study of a Long-Life Thrust Needle Roller Bearing
Lubricated with Low -Viscosity Lubricant
藤原宏樹

Hiroki FUJIWARA

すべり速度を減少させるためにころを複列化した．こ1. はじめにろはそのピッチ円上で純転がりとなるために，複列化

カーエアコン用コンプレッサに用いられるスラスト

すればエッジ部での滑り速度が減少する．これらの技

針状ころ軸受では，冷媒と冷凍機油の混合流体が潤滑術によって，図2のように従来の単列ストレート軸受剤として使用される．近年，コンプレッサの効率向上と比較して約8倍の長寿命化を達成した．

のために混合流体の粘度が低下し，潤滑性能が以前より大幅に低下する傾向にあり，低粘度油による潤滑下

スピン
転がり粘性抵抗弾性ヒステリシス損失

0.4

摩擦トルク N・m

での長寿命化が求められている．本研究では，低粘度油で潤滑されたスラスト針状ころ軸受の損傷メカニズ
ムについて，実験および理論的検討を行い，その結果を も と に 長 寿 命 化 を 図 っ た ．こ の 成 果 を W o r l dTribology Congress 2009にて発表したところ，回転

0.3
0.2
0.1

機器の信頼性向上とエネルギー効率の改善に寄与した

0

膜厚比9（VG32）

として，2009年度日本トライボロジー学会奨励賞を

膜厚比1（VG2）

図1 摩擦トルクの要因分析
Analysis of frictional torque factor

受賞した．
10

2. 損傷メカニズムの解明
標準のスラスト針状ころ軸受を低粘度油潤滑下で使用すると，軌道輪軌道面に短時間ではく離を生じる．

L10寿命比864

軌道輪の寿命に対し，熱処理方法，形状精度，材質の2

影響は認められなかった．はく離した軌道面を観察す

0

複列
単列
ストレートころると，転走跡の内径側エッジ部に表面起点はく離が生じていたことから，発熱とこれに伴う塑性流動が損傷

単列
複列
クラウニングころ

図2 寿命試験結果
Results of life testの原因と推定し，表面分析によりこれを確認した．発熱の原因を定量的に特定すべく，混合潤滑理論を導入

参考文献

して，スピン，転がり粘性抵抗，弾性ヒステリシス損

1）H.Fujiwara & K.Tamada, Study of a long-life thrustneedle roller bearing lubricated with low viscous
lubricant, Proceedings of WTC 2009 (Kyoto, Japan), F232, p.350.

失による摩擦トルクの理論解析を行った．これにより，低粘度油による潤滑下では摩擦トルクの支配要因は図1のようにスピンによるすべりであることを明らかに

執筆者近影

した．

3. 軸受の長寿命化
発熱は摩擦力とすべり速度に依存する．そこで，摩擦力を減少させるために，クラウニングを施してすべ

藤原りの大きいころエッジ部での面圧を減少させた．また，
-130-

宏樹

要素技術研究所

-131-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）[ 新製品紹介 ]インテリジェント・インホイール
NTNが提案する次世代電気自動車用アクスルユニット（インホイールモータ・電動ブレーキ・多軸荷重センサ）

特

長

用

1 高速・高効率・高出力モータと世界最高速・
高負荷容量なサイクロイド減速機の組合せ
による，小型・軽量インホイールモータ

途¡電気自動車，ハイブリッド車，燃料電池車

2 燃費と運転時の安全性が向上

構

造

インホイールモータ

多軸荷重センサ

電動ブレーキセンサ情報
操舵角，転舵角
アクセル開度
インホイールモータ
電動ブレーキ
荷重センサ

モータ制御
ブレーキ制御駆動力（モータ電流）

車両制御
コントローラ

車輪速（モータ回転速度）
ブレーキ力
接地荷重

操舵角制御
サスペンション制御

コーナリング力-132-

新製品紹介低フリクションハブベアリング
車両直進走行時のフリクション低減し，車両の燃費改善に貢献！

特

長

構

造

1 軸受軌道面に複合溝曲率を採用

変曲点
曲率：A

転がりフリクションの低減と従来同等の軸
受耐久性

曲率：B

2 軸受の初期設定予圧範囲を縮小

旋回時接触位置

転がりフリクションの低減
直進時接触位置α

3 低フリクションシールの採用

β

フリクショントータルフリクション▲40％低減
鋼球との接触位置により異なった曲率半径・旋回走行時：曲率半径 A （従来と同一）↓
従来と同等の耐久性

シール

・直進走行時：曲率半径 B
↓
トルク低減

▲15%
▲40%

転がり

曲率半径 B ＞ 曲率半径 A

▲25%
従来品

開発品

用

途

¡乗用車用ホイールハブベアリング-133-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

多軸荷重センサ内蔵ハブベアリング
世界最高水準の荷重検出精度で，先進車両安全制御の高度化に貢献！

特

長

構

1 四輪独立の接地荷重を検出可能

造センサ

2 静止状態から高速走行時まで検出可能
3 3軸荷重（Fx, Fy, Fz）の高精度検出（±5%FS）⇒ 路面状態の高精度な推定による
正確な車両制御
4 タイヤ近傍（ハブベアリング）で測定⇒ 路面状態変化を即座に検知

Fx：駆動力・制御力
Fy：コーナリング力
Fz：上下方向力

応答時間 : 従来0.2秒⇒0.05秒

Fz（時速100kmで空走距離4.2mの差に相当）

Fy

用

途

乗用車用ホイールハブベアリング¡車両姿勢制御

Fx-134-

新製品紹介後輪駆動車専用 軽量・高効率ドライブシャフト
軽量化とトルク損失低減を実現し高級車の低燃費化と乗り心地向上に貢献！

ディスク仕様ステム仕様

特長（従来品比）構

1 軽 量：重量を16％低減
2 高効率：トルク損失率を40％低減

造（従来品との比較）¡ボール径の小径化と，内輪・外輪・ケージを小型・軽量化¡薄肉中空シャフトの採用による軽量化

用¡ボール溝傾斜角の最適化により，ボールの軸方向移動時の抵抗を軽減し低発熱化

途

互いに逆方向に傾いたボール溝（クロスグルーブ）¡自動車用ドライブシャフト(FR車，4WD車のリア専用ドライブシャフト)

外輪
ボール
ケージ

内輪

シャフト

開発品

後輪駆動車専用のドライブシャフト

従来品
ステム仕様

-135-

ディスク仕様NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

低トルクスラストニードル軸受
燃費向上！回転トルク50％削減（従来比）

特長（従来比）

構

1 軸受回転トルク50％低減
2 軸受温度上昇の抑制

用造
フルクラウニングころを採用(外径面の軸方向形状が円弧状)

外
径
側

途

内
径
側

¡トランスミッション(ガソリン車，ハイブリッド車)

ころ端面を円弧形状
ころは，周速の遅いころ
端面の中心で保持器に接触保持器ポケット外径面側を平坦形状

スラストニードル軸受-136-

新製品紹介世界最小径動圧軸受
特殊な動圧溝形成技術により，世界最小径の動圧軸受を実現！

0.5mm

樹脂（一体成形）

特

動圧軸受

長

構

造

1 世界最小径動圧軸受
電鋳の転写性を利用した軸径0.6mm

φ0.6

2 樹脂部品との一体化が可能
樹脂射出成形による一体成形が可能
3 静粛性・高信頼性
動圧効果によって回転軸を支持

用

樹脂成形部
(モータハウジング)

途

ファン¡モバイル機器用ファンモータ

φ0.6

□16

動圧軸受

軸

4

-137-

NTN TECHNICAL REVIEW No.78（2010）

卓上型微細塗布装置研究開発や試作少量生産向けに液晶製造装置分野でNo.1技術を卓上化

特1

長修正インク塗布機能

構

造

を搭載。
塗布針

1）数pl(ピコリットル)程度の液体(薬剤など)塗布が可能
2）塗布針による独自の塗布方式⇒ノズルの目詰まりが発生しない

塗布液体容器
塗布液体

2 卓上サイズで装置の設置・取り扱いが簡単。
1）本体設置面積は約30cm四方
2）AC100V電源で作動
3）マウスによる簡単操作＜塗布機構の構成＞
塗布動作

塗布液体補給用

途

塗布待機状態

塗布状態＜塗布動作フロー＞

研究開発や試作少量生産用途として¡バイオ・新薬の研究開発¡電子回路(集積回路)の試作開発¡マイクロマシンなど微細部品の組立作業¡液体材料(導電性ペースト)の開発-138-

新製品紹介高性能大型ガントリXYテーブル
軽量，高剛性を実現した大型精密位置決め駆動ユニット
整定時間短縮，駆動モータの省出力化に貢献！

特

長

構

造

大型ガラス基板などの製造装置・検査装置に対応した機能・性能を実現
量
従来比60％（上軸部）

306

0m

¡ 高剛性
120％（上軸部）

15
0m
m

従来比

m

¡ テーブル移動速度
従来比

用

384mm

¡軽

120％ (最大速度：2000mm/s）

上軸部（ガントリビーム）外観途¡ フラットパネル製造・検査装置¡ 太陽電池用パネル製造装置-139-