特集●産機特集号
October 2003

ISSN 0915-0528 OSAKA,JAPANR

TECHNICAL REVIEW
No.71 特集●産機特集

産機特集 ● 目 次

巻頭言

産機特集号に寄せて

常務取締役

菅沼和三郎

結晶粒の微細化による軸受鋼の長寿命化【論

文】

総合技術研究所

基礎技術研究部

大木力／前田喜久男／中島碩一

12

円筒ころ軸受の保持器挙動解析
総合技術研究所 基礎技術研究部
産機商品本部 産機技術部【製品紹介】

坂口智也
上野 馨

工作機械用精密軸受 ULTAGE（アルテージTM） シリーズ
産機商品本部

産機技術部

小杉

太

産機商品本部

産機技術部

大矢洋右

産機商品本部

産機技術部

上野正典

産機商品本部

八木壮一

高速CTスキャナ用軸受
鉄道車両用センサ付車軸軸受ユニット
風力発電用軸受
絶縁軸受 MEGAOHM（メガオームTM） シリーズ
産機商品本部

産機技術部

伊藤秀司

自動車商品本部

ニードル軸受技術部

阿部克史

自動車商品本部

ニードル軸受技術部

赤松英樹

流体動圧軸受事業部

楠

新高負荷容量プレス保持器付き針状ころ
プレミアムシェルTM 軸受
HDD用動圧ベアファイトユニット

18

28

34

40

48

52

56

62
清尚

高角アクティブリンク装置
総合技術研究所

8

新製品開発部

曽根啓助／磯部浩／山田耕嗣70

回転センサ付軸受の耐漏洩磁束性向上【解説】

総合技術研究所 新製品開発部
産機商品本部 産機技術部

小池孝誌／石河智海
伊藤浩義／水谷憲義

研削スラッジリサイクル技術
ユニトップ（株）技術部

新製品紹介

1 ワイヤレスABSセンサ付ハブベアリング
2 大型トラック用 GEN2 テーパハブベアリング
3 ブレーキロータ付 GEN3ハブベアリング
4 GEN4 4世代ハブジョイント
5
高性能コンパクト等速ジョイント Eシリーズ
6 PTJ（超低振動新型等速ジョイント）7 超高速ATスピンドル
8 樹脂直線ガイド

中村莞爾

74

80

84
85
86
87
88
89
90
91

CONTENTS

PrefaceTechnical
PapersWasaburo SUGANUMA

Improving Rolling Contact Fatigue Life of Bearing Steels Through Grain Refinement

12Chikara OOKI, Kikuo MAEDA and Hirokazu NAKASHIMA

Dynamic analysis of Cage behavior in a Cylindrical Roller Bearing

8

Tomoya SAKAGUCHI and Kaoru UENO

New
Products

Precision Bearings "ULTAGE" Series for Machine Tools

18

Futoshi KOSUGIBearings for High Speed CT Scanner

28

Yosuke OYA

Integrated Sensor Bearing Unit for Axleboxes

34

Masanori UENO

Bearings for Wind Turbine

40

Souichi YAGI

Insulated bearing "MEGAOHM" series
Hideji ITO

New High-Capacity HWTJ Type Pressed Cage and Needle Roller Assemblies
Katsufumi ABE

Premium Shell

48

52

56

Hideki AKAMATSU

Hydrodynamic BEARPHITE Unit for HDD
Kiyotaka KUSUNOKIHigh Angle Active Link
Keisuke SONE, Hiroshi ISOBE and Koji YAMADATechnical
ArticlesImprovement of Magnetic Flux Leakage Durability of Integrated Sensor Bearings
Takashi KOIKE, Tomomi ISHIKAWA, Hiroyoshi ITO and Noriyoshi MIZUTANIIntroduction of Grinding Swarf Recycling
Kanji NAKAMURA

New Products Information

62

70

74

80

84

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 巻頭言 ]

産機特集号に寄せて

常務取締役

菅 沼 和三郎

工業がめざましく発達した20世紀の後半，社会環境の悪化や自然環境の破壊により，人々は将来に不安を抱くようになり，私たちは快適かつ安全で，安心できる生活環境を強く望むようになりました。21世紀という新しい時代に突入した今，工業製品においても，安全性や人間性に配慮した設計が必要となっています。
このような環境の変化に伴って，産業機械も人と自然に優しいものへと進化してきています。例えば工作機械では，高速化・高精度化に加え作業環境への配慮も重要視されるようになり，鉄道車両では高速化とメンテナンス周期の延長に伴い，より一層の信頼性の向上が求められ，異常予知機能が付加されてきています。医療機器のCTス
キャナーは，画像診断装置として近年広く利用されていますが，患者への負担を軽減するために，さらなる高速化と静粛性への要求が高まっています。またクリーンなエ
ネルギーとして，風力発電が日本でも活発に導入されつつあります。

NTN はこれまで，あらゆる産業機械分野での技術革新と共に歩み，長寿命化，小型・軽量化，低トルク化などの技術の向上を図ってきました。本特集号では，長寿命を実現する技術，高速・高精度を可能にする技術，環境への対応に関する技術，そしてこれらを支える基礎技術の幾つかを紹介します。結晶粒の微細化によって転動疲労
寿命が飛躍的に伸びたFA処理軸受を始めとして，工作機械用精密転がり軸受として好評のULTAGE（アルテージTM） シリーズやハードディスク装置用として急速に採用が進んでいる流体動圧べアファイト軸受，さらには特殊セラミックスの採用と溶射方法の改良により絶縁能力と信頼性を向上した絶縁軸受

MAGAOHM（メガオームTM）

シリーズなどです。
産業構造がグローバルに変革する中で，NTNは軸受や精密機器商品を通じて，次の時代を担う子供たちが安心して住める地球環境，安全な生活環境を創り出すことに少しでも貢献できれば幸いと考えております。

-1-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[論 文]

結晶粒の微細化による軸受鋼の長寿命化
Improving Rolling Contact Fatigue Life of Bearing Steels Through Grain Refinement

大木
力* Chikara OOKI
前田喜久男* Kikuo MAEDA
中 島 碩 一* Hirokazu NAKASHIMA

軸受の使用環境はますます苛酷化となり，一層の長寿命化が求められている．本文では軸受鋼の転動疲
労寿命を従来の5倍以上に長寿命化した結晶微細化技術について報告する．
It is well known that yield strength can be improved by reducing the ferritic grain size (i.e. Hall-Petch’s Law) and thatthrough a reduction in the ferritic grain size an increase in a steel’s fatigue life is observed. However, the specific effectof grain refinement on rolling contact fatigue life has not been thoroughly investigated. The primary obstacle inresearching hardened steels (which possess a martensitic structure) has been the difficulty in obtaining small, uniform
grain sizes. Recently, some new methods for the grain refinement of hardened steels have been discovered. One suchmethod is called “Ausforming”, which induces a large deformation at temperatures over Ac1. Unfortunately, thisremarkable method is as yet unavailable for practical manufacturing. Keeping this in mind, we set out to develop a
specialized heat-treatment process. The main objective was to obtain a grain refined martensitic structure within JISSUJ2 (SAE52100 equivalent) bearing steel, produced by a standard manufacturing process, while at the same timeminimizing productivity loss. Thus far, we have succeeded in creating a prior austenite grain size of approximately 5 μm
in diameter (half that of the conventional grain size). It is believed that the packet or block size of the martensite
decreases proportionally with that of the prior austenite grain size. As a result, during RCF testing, the grain refined
SUJ2 material demonstrated a fatigue life that was twice as long as carbonitrized steel under both clean and debriscontaminated conditions. In addition, the grain refined SUJ2 material was superior in fracture strength and aged
dimensional stability. Therefore, it can be concluded that the grain refinement of existing bearing steels could prove tobe very useful in greatly extending fatigue life.

1. まえがき

一方，結晶粒微細化強化が軸受の転動疲労寿命に及鋼は多結晶体であり，旧オーステナイト結晶粒界やぼす影響については，これまであまり研究されていな

マルテンサイト，フェライト等の結晶粒界が存在する．

い．これは，焼入された軸受用鋼の結晶粒は，既に相これら結晶粒の大きさがマクロ的な特性に及ぼす影響

当細かいこと，また，細か過ぎる結晶粒は鋼の焼入性については，今まで数多くの研究がなされてきた．例を阻害することの他，現行以上の微細化にはオースフ

えば，結晶粒が細かいほど材料の降伏強度が上昇するォーミングや，Grangeの方法2)のような特別な処理というHall-Petchの法則や，疲労強度は結晶の微細が必要であると考えられているためである．本研究で化に伴って向上するという報告1)がある．このようなは，熱処理工程の工夫による軸受鋼の結晶粒微細化強鋼の特性変化は，一般的に結晶粒微細化強化と呼ばれ化を行い，転動疲労寿命の長寿命化を試みたので報告

ている．

する．

**総合技術研究所

基礎技術研究部-2-

結晶粒の微細化による軸受鋼の長寿命化

2. 結晶粒微細化について

3．点接触転動疲労寿命試験

一般的に，結晶粒の大きさは焼入時の加熱温度に大基本的な転動疲労特性を調査するため，φ12×

きく依存する3)ので，オーステナイト変態点以上の温L22の円筒試験片を用いて，清浄油潤滑下での転動疲度で，かつ，なるべく低い温度で加熱すれば，より細労寿命を評価した．供試材はSUJ2材で，鋼の清浄度

かい組織の得られることが予測される．しかし，軸受が普通のものと，劣るものの2水準にて評価を行った．

材質として十分な硬度を有するためには，一定量以上

NTN製介在物定量化装置4)を用いた非金属介在物量のの炭素をマルテンサイト中に固溶させる必要があり，評価結果を図1に示す．図1中のType!はA系介在物

この固溶量は加熱温度が高いほど多くなる．したがっ及びTiNを表し，Type!
!はTiNを除くB，C系介在物て，焼入時の加熱温度は，炭素の固溶量，結晶粒の細を表すが，清浄度の劣る材料はType!，Type!
!共に

かさの両者を考慮した上で決定しなければならず，従多くなっている．

来は焼入加熱温度を大きく下げることができなかっ10

介在物個数（/mm2）

た．
そこで本研究では，焼入工程を2回に分けることにより，炭素の固溶量を確保しつつ，加熱温度の低温化を行って，結晶粒の微細化を図った．すなわち，1次
焼入時においてマルテンサイト中に十分な炭素を固溶させつつ，鋼のAc1変態点を下げる目的で窒化処理を: type !
: type!
!

1

10-1

10-2

施し，その後，2次焼入工程の加熱保持温度を低温化10-3させて，微細な結晶粒を得るという方法である．

介在物の大きさ（μm）

この結晶粒微細化方法に基づいて熱処理条件を最適

1015

介在物個数（/mm2）

10化した結果，JIS-SUJ2において，旧オーステナイト
結晶粒界を平均粒径で5μm以下にし，かつ，焼戻(180℃×2h)後硬度でHV700以上を確保する条件を見出した．この特別な熱処理工程によって得られる，
微細化された窒化層を持つ材質を，以下ではFA処理品と称することにする．普通焼入品，浸炭窒化処理品，: type !
: type!
!

10-1

10-2

10-3

0

5

10

15

介在物の大きさ（μm）に示す．FA処理品は，他の1/2以下の結晶粒径にな

20

清浄度：普通1

及び，FA処理品の旧オーステナイト結晶粒界を写真1

20

25

清浄度：劣る

図1 介在物分布図
Size distributions of non-metallic inclusions(Measurement area:1000mm2)っている．

0.05mm

普通焼入品

5

0

0.05mm

浸炭窒化処理品
写真1 旧オーステナイト結晶粒界
The prior austenite grain boundaries-3-

0.05mm

FA処理品

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

試験機の概略図を図2に示し，試験条件を表1に示

4. 異物混入潤滑条件下での寿命試験

す．

製鋼技術の進歩により鋼の清浄度向上が図られた結果，清浄潤滑，かつ，適切な使用条件下では，転動疲

Driving roll

労によって生じる内部起点型剥離は，ほとんど発生しなくなってきている5)．

Specimen
φ12 × 22一方軸受の使用環境は，近年，より過酷になっており，特に自動車用途では硬質異物の混入が避けられず，異物によって形成される圧痕を起点とした剥離が，主Guide roll

3/4" ball

な軸受の破損形態になっている．このような用途に対しての結晶粒微細化強化の効果を評価した．

Guide roll

今回は，比較的大きい異物混入潤滑条件下において，

図2 点接触転動疲労試験機概略図
φ12 point contact type rolling contact fatigue test rig

玉軸受6206，及び，テーパ軸受30206の寿命試験にて評価した．

表1 試験条件
Test condition of point contact fatigue test
試験片
相手鋼球
最大接触面圧（GPa）
負荷速度（cpm）
潤滑

4. 1 玉軸受6206の異物混入潤滑条件下での

φ12×L22円筒試験片
3/4"（19.05mm）
5.88
46240
タービンVG68強制潤滑給油

転動寿命試験
供試軸受は，SUJ2より製作した普通焼入品，浸炭
窒化処理品，FA処理品の玉軸受6206である．各軸受の主な材質特性を表3に示す．FA処理品の残留オー
ステナイト量は，浸炭窒化処理品と普通焼入品の中間の値である．

点接触転動疲労試験の結果を表2に示す．清浄度が普通である鋼に着目すると，普通焼入品に比較して浸炭窒化処理品の L10 寿命は3.1倍であるが，FA処理品

表3 玉軸受6206の材質特性(0.05mm深さ位置にて)Metallurgical properties of ball bearing 6206
(0.05mm depth from surface)は5.4倍になっており，結晶粒微細化による長寿命化が認められた．また，清浄度の劣る鋼におけるFA処

旧オーステナイト粒界
残留応力 残留オーステ
HV硬さ
平均結晶粒径(μm)(MPa) ナイト量(％)
普通焼入品
10.5
746
+15
7.1
浸炭窒化処理品
9.4
752 -110
25.5
FA処理品
4.4
733 -12218.9
熱処理

理品は，浸炭窒化処理品の3.5倍もの長寿命化が認められ，剥離の起点となる非金属介在物の多い材料ほど，結晶粒微細化の好影響はより顕著になると考えられる．なお，清浄度の劣る鋼の普通焼入品は，転動初期に表面きれつを伴う早期剥離を起こしたため，寿命を算出することができなかった．

表2 点接触転動疲労寿命試験の結果
Test results of point contact fatigue test
清浄度

普

通

劣

る

熱処理

Ｎ数

普通焼入品
浸炭窒化処理品
FA処理品
普通焼入品
浸炭窒化処理品
FA処理品

14
7
6
4
10
10

L50 寿命端面硬度
L10 寿命L10 寿命比
(回)
(回)
(HRC)
4
4
62.4
8017 ×10 18648 ×10
1
63.0
24656
33974
3.1
61.6
43244
69031
5.4
62.5
−1)
−
−
63.6
9018
21653
1.1
60.5
30327
55040
3.8

1）全数，早期に剥離を起こしたため，算出不可能であった．

-4-

結晶粒の微細化による軸受鋼の長寿命化試験機の略図を図3に示し，試験条件を表4に示す．

4. 2 テーパ軸受30206の異物混入潤滑条件下での寿命試験
供試軸受は，SUJ2から製作した普通焼入品，浸炭
窒化処理品，FA処理品のテーパ軸受30206である．

負荷用コイルばね

各軸受の主な材質特性を表6に示す．前述した玉軸受

負荷用玉軸受 6312

6206と同様に，FA処理品の残留オーステナイト量

試験軸受 6206

は，普通焼入品以上，浸炭窒化処理品以下の量である．

試験軸受 6206

カップリング駆動プーリ

表6 テーパ軸受30206の材質特性(0.05mm深さ位置にて)Metallurgical properties of 30206 tapered roller bearing(0.05mm depth from surface)
旧オーステナイト粒界
残留応力 残留オーステ
HV硬さ
平均結晶粒径(μm)(MPa) ナイト量(％)
普通焼入品
11.8
792
+10
6.0
浸炭窒化処理品
12.2
763 -140
32.4
FA処理品
5.2
748 -11823.3
熱処理

図3 玉軸受転動疲労試験機の略図
NTN rolling contact fatigue test rig for ball bearing

表4 玉軸受6206における異物混入潤滑下の試験条件
Test condition of 6206 ball bearing under contaminatedlubrication
荷重 Fr（kN）
最大接触面圧 （GPa）
回転速度（min-1）
潤滑
異物量
異物の種類

試験機の略図を図4に示し，試験条件を表7に示す．

6.86
3.2
3000（内輪回転）
タービン56 油浴給油，油量約30ml
0.4g/L
ガスアトマイズ粉：粒径100〜180μm，
硬さ HV800程度

サポート軸受
ばね

試験軸受

試験軸受

プーリ

寿命試験結果を表5に示す．FA処理品の L10 寿命は，
普通焼入品の3.7倍，浸炭窒化処理品の2.1倍という

図4 30206テーパ軸受転動疲労試験機の略図
NTN rolling contact fatigue test rig for tapered roller bearing

長寿命となった．圧痕起点型剥離のように局部的な応力集中によって発生する損傷形態においても，結晶粒

表7 テーパ軸受30206における異物混入潤滑下の寿命試験条件
Test condition of 30206 tapered roller bearing undercontaminated lubricationの微細化は好影響をもたらすことが分かった．
従来より，異物混入潤滑下での寿命は，残留オース
テナイト量が多く，かつ，高硬度なほど有利であるとFr
Fa
最大接触面圧 （GPa）
回転速度（min-1）
潤滑異物量
荷重 （kN）

報告されている6)が，表3に示したように，FA処理品
は，残留オーステナイト量が浸炭窒化処理品より少な
いにも関わらず，長寿命となった．結晶粒微細化強化
は，残留オーステナイト量の減少に伴って生じる寿命

異物の種類低下を補う以上の効果があると考えられる．

表5 玉軸受6206における異物混入潤滑条件下の転動寿命試験結果
RCF-life test results of 6206 under contaminated lubrication
熱処理

Ｎ数

普通焼入品
浸炭窒化処理品
FA処理品

4
7
7

L10 寿命
(h)
13.1
23.0
48.0

L50 寿命
(h)
19.4
45.5
87.2

L10 寿命比(普通焼入品を1.0とする)
1.0
1.8
3.7

-5-

17.64
1.5
2.5
2000（内輪回転）
タービン56 油浴給油，油量約30ml
1.0g/L
ガスアトマイズ粉：50μm以下(90 wt％)，
100〜180μm(10 wt％) 硬さ HV800程度

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

寿命試験結果を表8に示す．FA処理品の寿命は，

6.

普通焼入品の4.1倍，浸炭窒化処理品の2.0倍の長寿命を有しており，結晶粒微細化強化の影響が顕著な結強度特性

外径φ60×内径φ45×幅15のリング試験片を作果となった．

製し，リングの静的破壊応力を調べた．
また，JIS3号シャルピー衝撃試験片(Uノッチ)によ

表8 異物混入潤滑寿命の試験結果
The RCF-life test results of 30206 tapered roller bearing undercontaminated lubrication

る衝撃強度も調査した．表10に示すように，浸炭窒

L10 寿命比L10 寿命 L50 寿命(h)(h)(普通焼入品を1.0とする)
1.0
101.2 117.3
2.1
211.6 284.5
415.6 464.3
4.1

通焼入品より低下している．しかし，FA処理品は浸

熱処理

Ｎ数

普通焼入品
浸炭窒化処理品
FA処理品

6
6
6

化処理品の静的破壊応力やシャルピー衝撃強度は，普炭窒化層を有しているにも関らず，普通焼入品とほぼ同程度まで強度が回復した．

表10 強度試験結果
Test results of fracture strength

5.

熱処理
普通焼入品
浸炭窒化処理品
FA処理品

経年寸法変化

軸受を高温下で長時間使用する場合，組織構造の変

静的破壊応力(MPa)
2770
2330
2840

シャルピー衝撃強(J/cm2)
6.70
5.33
6.65

化から，軸受の寸法変化が発生するが，これは主に，
残留オーステナイトのマルテンサイトへの変態膨張によって生じるものである．したがって，残留オーステ

7.

ナイト量の多い軸受材質ほど経年寸法変化量は増大

考察

し，高温での使用が困難となってくる．FA処理品の第3，4章で述べたように，FA処理品の転動疲労寿

残留オーステナイト量は，浸炭窒化処理品よりは少な

命は，従来の浸炭窒化処理品よりも向上する．この理

い傾向にあるので，経年寸法変化率の小さいことが予由としては，微細な結晶粒によって転動疲労現象の進想される．

行が遅延されることが考えられる．

玉軸受6206の外輪を100℃，120℃でそれぞれ

図1に示した様に，FA処理品の旧オーステナイト

2500h保持してその寸法変化量(膨張量)を比較した

結晶粒径は従来品の1/2以下になるが，1つの旧オー

結果を表9に示す．FA処理品は従来の浸炭窒化処理品

ステナイト結晶粒の中には，幾つかのマルテンサイト

よりも経年寸法変化率が明らかに減少しており，特に結晶粒が形成されており，この粒界が，寿命や強度に100℃保持の場合においては，普通焼入品の1.3倍程

大きな影響を及ぼしていると考えられる．そこで，度に抑制されている．使用環境が更に苛酷化していく

FE-SEM/EBSP測定装置 7)により結晶方位差分布像

今後において，経年寸法変化率が少ないというFA処を求め，浸炭窒化処理品とFA処理品のマルテンサイ

理品の特長は，より重要なものになると考えられる．

ト結晶粒径の違いを算出した．
FE-SEM/EBSPによるイメージ画像を写真2に，結晶方位差分布像を写真3に示す．浸炭窒化処理品に比

表9 経年寸法変化量(2500h保持後)
Dimensional change after 2500h-soak

べ，FA処理品のマルテンサイト結晶粒は明らかに細経年寸法変化量1)
熱処理
残留γ量
（％）
保持温度：100℃ 保持温度：120℃
普通焼入品
7.0
1.0
1.0
浸炭窒化処理品
27.7
1.8
2.5
FA処理品
20.5
1.3
1.6

かくなっている．結晶方位差が10°以内の領域を同一の結晶と見なし，それと同面積になる円の直径を粒径として換算した場合，浸炭窒化処理品は平均0.66μm，FA処理品は平均0.49μmであった．微細化処理による

1）普通焼入品に対する比長寿命化は，マルテンサイトの結晶粒も一様に細かくなったために引き起こされた現象であると考えられる．

-6-

結晶粒の微細化による軸受鋼の長寿命化

2.40μm

浸炭窒化処理品

2.40μm

FA処理品

浸炭窒化処理品

FA処理品

111

写真2 FE-SEM/EBSP測定装置によるイメージ画像
Image of FE-SEM/EBSP

111

ミラー指数
001

101

ミラー指数
001

101

写真3 FE-SEM/EBSP測定装置による結晶方位差分布像
Distribution of crystal orientations by FE-SEM/EBSP

8.

まとめ

軸受鋼に浸炭窒化後2次焼入れを施すことにより，

参考文献
1) 田中啓介ら："鉄鋼材料の疲労破壊の機構と力学"，鉄と鋼，79巻，8号(1993)，908
2) 横田智之ら："0.3％-9％Ni鋼の逆変態γ粒径に及ぼす大ひずみ温間加工の影響"，
鉄と鋼，86巻，7号(2000)，479
3) 日本金属学会：金属便覧，丸善株式会社(2000)122.
4) 村上裕志，NTN TECHINICAL REVIEW
No.68(2000)，58
5) 前田喜久男ら，NTN TECHINICAL REVIEW
No.65(1996)，17
6) 村上保夫："ごみ入り潤滑下での長寿命・TF化技術"，
機械設計，39巻，13号(1995)，33
7) 鈴木清一："EBSP法の基本原理と最近のナノビーム化の利点"，まてりあ，40巻，7号(2001)，612

鋼の旧オーステナイト結晶粒径を従来の1/2に微細化することに成功した．各種試験により，この微細結晶材は以下の特性を持つことが明らかとなった．
1）転動疲労寿命は潤滑条件に関わらず，浸炭窒化品の約2倍となる．
2）経年寸法変化は浸炭窒化処理品の70％以下とな
る．
3）浸炭窒化により低下した静的強度や衝撃強度が回復する．
当社では本微細結晶化技術を一部の用途向けに提供を始めた．軸受の使用環境が厳しくなるにつれ，本技術が求められる用途はますます広がっていくものと思
われる．

執筆者近影

大木

力

総合技術研究所
基礎技術研究部

前田喜久男

中島碩一

総合技術研究所
基礎技術研究部

総合技術研究所
基礎技術研究部-7-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[論 文]

円筒ころ軸受の保持器挙動解析
Dynamic Analysis of Cage Behavior in a Cylindrical Roller Bearing

坂 口 智 也* Tomoya SAKAGUCHI上野
馨** Kaoru UENO

円筒ころ軸受における保持器中心の動的挙動及びころとの接触力について，汎用機構解析ソフト「ADAMS」による理論解析と測定結果との整合性を検証した．その結果保持器中心の挙動は，負荷域後半のころからの干渉力に大きく影響を受けることが分った．
It is important to understand time-varying behavior and stress of a cage for an advanced design procedure of rolling
bearings, and a dynamic analysis tool is required for that purpose.
Hence, we introduced a commercial software "ADAMS (MSC. Software)" for virtual prototyping of a mechanicalsystem. The environment provides a set of high-performance numerical integration solvers to resolve equations of
motion as well as high-level visualization functions of the numerical results.
In this report, as a milestone for the development of dynamic analysis tools of various types of rolling bearings, wedeveloped a code on ADAMS that can simulate a real-time behavior of a cylindrical roller bearing assuming that the
motion of all the bearing elements is planar. Also, with regard to the cage behavior, we made a comparison between
numerical and experimental results. The results show that interaction forces between the cage and the rollers travelingaround the exit of the load zone have a major influence on the cage motion.

その結果，保持器挙動は，負荷域後半のころからの1. はじめに干渉力に大きく影響を受けることが明らかになった．

転がり軸受の保持器の設計には，保持器の動的な挙動や応力履歴の把握が重要であり，その解明には動力2. 記号

学解析が必要である．
an：保持器真円度の n 角うねりの振幅，mを導入した．本ソフトはb：ヘルツ接触半幅，m

運動方程式の高性能な数値積分機能ならびに可視化機

bn：保持器真円度の n 角うねりの位相，rad能を有している．

Cr：基本動定格ラジアル荷重，N

本報ではADAMS上での各種転がり軸受動力学解析

D：無次元デボラ数［＝η0 eαP u/Gb］

モデル開発の第一歩として，自由度をラジアル面内のE：縦弾性係数，Pa運動に限定した円筒ころ軸受の動力学解析コードを開E'：等価縦弾性係数，Pa

発し，保持器中心の挙動について，計算結果と測定結

FEHLr ：EHL油膜の粘性によるせん断力，N果との比較を行った．

Fhydro ：保持器案内部での油膜の粘性せん断抵抗力，N

そこで，転がり軸受の動力学解析に，市販の汎用機
構解析ソフトADAMS1)**総合技術研究所 基礎技術研究部**産機商品本部 産機技術部

-8-

￣

＿

円筒ころ軸受の保持器挙動解析

Fpx ：EHL油膜圧力の転がり方向への分力，N
FT：接触部での接線力，NFy,Fz ：保持器案内部での保持器に作用する力，Nμr：接触部でのトラクション係数

ν：ポアソン比Σ：潤滑油の無次元せん断速度［＝η0 e αP s/（τ0 hc）］―

f

：周波数，Hzτ0：潤滑油の特性応力，PaG：無次元材料パラメータ［＝α0 E'］

τr：EHL油膜の純転がり時の粘性によるh：油膜厚さ，mhc：中央油膜厚さ，m

せん断応力，Pahc, iso ：等温条件下での油膜厚さ，m

τs：EHL油膜の滑りによるせん断応力，Paφ：角度，radk'：潤滑剤の熱伝導率，W/mK

φc：保持器中心の角度，radlbe：ころの有効幅，mφr：保持器回転角度，radlco：保持器案内面の有効幅（片側），m

LT
＿

P

＿

φTH ：EHL油膜のせん断発熱による

2

油膜厚さ補正係数：熱負荷係数［＝η0βu /k'］
：ヘルツ接触の平均面圧，Pa

φTR ：EHL転がり粘性抵抗のせん断発熱による補正係数

PHZ ：ヘルツ接触の最大面圧，PaQ：接触部での法線力，NR：曲率半径，mω：各要素の回転角速度，rad/s

下付き添え字Rco ：保持器外径部の半径，m（上棒付きは平均値）
Re：等価半径，m

b

：ころ

Rg

：外輪内径部の半径，m

c

：保持器

：接触部全体の平均の無次元せん断応力

i

：内輪

o

：外輪

r

：軌道輪

＿

S

［＝τs/τ0］＿s：滑り率［＝｜ub−ur｜/u］

t

：時間，s

U

：無次元代表速度［＝μ0 u（/ E'R）］u：表面速度，m/s＿＿

3. 保持器挙動の解析方法

u：平均の表面速度，m/s［＝0.5×｜ub＋ur｜］

W：無次元荷重パラメータ［＝Q/（E'Relbe）］

はすべて右手系の直交座標系とする．外輪は空間に対Xc：EHL接触部の無次元長さ［＝（D/Σ）
sin h-1Σ］

して固定され，一方内輪はX軸回りの負の方向に回転

図1に対象軸受の概略形状と座標系を示す．座標系

yc ,zc ：保持器の幾何中心位置，m

し，かつZ方向へのラジアル荷重を受ける場合を想定

y0 ,z0 ：外輪の幾何中心位置，mする．また重力は−Z方向である．
主な仮定条件は次の通り．

Nz：転動体の個数α：粘度の圧力係数，1/Pa

1内輪，ころおよび保持器の自由度は，ラジアル面

α0：常圧下の潤滑油の圧力粘度指数，1/Pa（図1 Y-Z平面）内の運動のみとする．

β：粘度の温度上昇係数，1/K

2幾何学的な干渉部での接触力は弾性接触理論に従δ

：幾何学的干渉量，mε：ジャーナル軸受モデルでの偏心率

3トラクション特性は村木らの計算式2)に準じる．

η0：常温, 常圧下の粘度，Pa･s

4ころと軌道面との接触部にはEHL油膜による転がりθ：角度，radΛ

：膜厚比（油膜パラメータ，合成粗さに対す

う．

粘性抵抗3)が存在する．
5保持器案内部の干渉力モデルは，スクイズ効果ならる油膜厚さの比）びに保持器外径の真円度を考慮した短幅ジャーナルΛbd ：境界潤滑下とみなす最大膜厚比

軸受理論で記述して，Gümbelの境界条件を採用すΛhd ：流体潤滑下とみなす最小膜厚比

る．
6重力を考慮する．

μbd ：境界潤滑下のトラクション係数
μhd ：油膜によるトラクション係数-9-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

0.9
Q 0.9
8
δi,o ＝ 0.39 ―― ――――………………………（1）E'
lbe 0.8（ ）Displacement
sensorhc ＝φTH hc,iso ＝φT・2.922 W
Z

Z

X

U

0.692

G

0.47

Re （2）

ここで，
Y

｛

O

O

-0.166-1

Direction ofrotation

Re ＝

1
1
for Roller/Inner race＋Ri
Rb………（3）
1
1
forRoller/Outer
race
−
Rb
Ro

［

E' ＝ 2

Radial load

1 −νb2
1 −νr2
＋
Eb
Er

-1

］

………………（4）-1

φTH ＝［1 ＋ 1.6 W 0.152 LT 0.379（1 ＋ 3.96s 0.96）］（5）

図1 対象軸受の概略と座標系
Schematic of test bearing and its coordinate system

なお運動方程式の数値積分の初期条件として，ころ

4）この油膜厚さを用いて，下式で表される村木・木と保持器は機構学的な理論速度で自転や公転を行い，村の簡易理論式2)で流体潤滑下のトラクション係

保持器中心は外輪軌道の中心に一致し，ころ中心はピ数μhdを得る．

ッチ円軌道上かつポケットの中央に位置すると仮定しXc ＞ 2：S ＝ D/Σ ……………………………（6）た．内輪には一定角速度の回転変位を強制的に与えた．
物理的観測時間は0.3s間で，データ記録の周期はXc ＜ 2：S ＝ sinh -1 Σ
｛1 −（D/4Σ）sinh -1Σ｝…（7）0.5msとした．

μhd ＝τ0 S/P …………………………………（8）

各干渉部の計算モデルを以下に示す．

ただし，Xc ＝（D/Σ）sinh -1Σで弾性部の無次元

3.1 ころ転動面と軌道面間の干渉力

接触長さを示す．

ころ転動面と軌道面間の干渉力モデルは以下の仮定

式（7）では油膜の自己発熱による温度上昇を考慮すに基づく．

る必要があり，収束計算を必要とする．これらより

1）時刻 t で与えられたころと軌道輪の相対位置から，

EHL油膜のトラクション係数を決定できる．

幾何学的干渉が生じる場合のみ，接触による法線力，EHL油膜による接線力ならびに転がり粘性抵

仮定2）に示すように，境界潤滑ならびに混合潤滑

抗力 3) が2物体間に生じる．動力学解析のため，の影響を考慮し，全潤滑領域に渡るトラクション係数

本来EHL油膜のスクイズ効果（速度依存項）を考

μrは式（9）で近似できるものとする．

慮すべきであるが，多大な計算コストを要する厳μbd
μbd −μhd6
μr ＝（Λ−Λhd）＋μhd（Λbd −Λhd）
μhd｛

密なEHL計算が必要になるためスクイズ効果は考｛えない．
2）EHL油膜厚さが非常に薄く，油膜破断が生じると判断される場合，接線力は固体接触による摩擦を

if Λ＜Λbd｝

if Λbd ≦Λ＜Λhd

if Λhd ≦Λ……………………………（9）ここで，μbd ＝ 0.1，Λbd ＝ 0.06，Λhd ＝ 3.0 とした．

考慮する．

接線力 FT は式（10）で与えられる．

3）幾何学的干渉量δが与えられれば，ころの有効長さlbeの線接触と考え，式（1）に示すPalmgrenの簡｜FT｜＝μr Q …………………………………（10）易式から法線力Qを求める．このQから無次元荷重変数Wを決定し，式（2）に示すPan-Hamrock4)の線接触中央部の等温EHL油膜厚さ式とGhoshPandeyの熱補正係数式 5)により油膜厚さを算出
する．
-10-

円筒ころ軸受の保持器挙動解析

5）EHL転がり粘性抵抗力にはZhou-Hoeprichの

4）この油膜厚さを用いて，村木・木村の簡易理論式

式（11）3)を用いる．FEHLr の向きは両物体におい（式（6）から式（8））2)でトラクション係数を得る．

て同方向へ働き，その向きは2物体の接触部表面

5）ころ中心位置がポケット中心とポケット面の両端における合成速度ベクトルの逆方向である．こことでなす図2左の斜線領域部から外れた場合は，で回転する2物体へは，EHL油膜の転がり方向のころとポケット面エッジとの固体接触による干渉

圧力成分による力 Fpx を考慮する必要がある3)．

力のみを考慮する．

FEHLr ＝φTR

0.648
0.246
29.2Re lbe（GU） W……（11）
α0

ただし，φTR ＝

3.3

外輪案内形の保持器であるため，保持器と外輪つば
内径間の干渉のみを考慮すればよい．以下に仮定を示す．

1 − 13.2（PHZ − / E'）LT 0.42
1 ＋ 0.213（1 ＋ 2.23s

0.83

）LT

保持器と外輪（保持器案内部）間の干渉力

1）案内部において幅は直径に対して小さいため，短0.64

幅ジャーナル軸受モデルを適用する．
Fpxb,r ＝−

2Re
FEHLr …………………………（12）Rb,r2）等粘度・剛体の層流潤滑領域下であり，さらにス
クイズ効果ならびに保持器外径の真円度を考慮する．ただし保持器外径の真円度は式（13）で表す．

3.2

ころと保持器ポケット間の干渉力m

Rco（θ）＝ Rco ＋Σ an cos（nθ＋ bn）………（13）ころと軌道輪間の干渉力モデルとほぼ同様である

n=1

が，すべり率が大きいためトラクション力が支配的となり，EHL転がり粘性抵抗3)は無視できる．ころと保3）レイノルズ方程式から得られる正圧のみを考慮す

持器ポケット面間の干渉力モデルを以下に示す．

る（Gümbelの境界条件）．

1）時刻 t で与えられたころと保持器ポケットの相対

4）ジャーナル軸受モデルにおいて，すきまが無限小位置から，幾何学的干渉が生じる場合のみ，接触の場合，理論上無限大の干渉力が生じるため，保による法線力，EHL油膜による接線力が2物体間持器と外輪間の直接接触は無視できる．

に生じる．本部分においてもスクイズ効果は無視

上記の仮定に基づく短幅ジャーナル軸受モデルの計する．

算式を以下に記す．本モデルの座標系は図3の通りで

2）EHL油膜厚さが非常に薄く，油膜破断が生じるとある．油膜が保持器に与える力は，等価なジャーナル判断される場合は，接線力は固体接触による摩擦軸受2個の合計で表わされ，平面y-z系において式を考慮する．

（14）で与えられる．

3）幾何学的干渉量δが与えられれば，ころの有効長さlbe の線接触と考え，ころ軌道間のモデルと同様に法線力Qを求める．

Pocket center

Pocket pillar

図2 保持器ポケット断面の幾何学形状
Cross section of cage pocket-11-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）z

ここで式（16）はキャビテーション条件として負圧hを無視することを意味する．
Outside of cage

一方，保持器外径面に沿って働く粘性摩擦力Fhydroφθは，等価なジャーナル軸受2個の合計として，式（20）Inside of outer ring rib
c

φr

φ

O

で表現される．Rco×Fhydroは保持器の自転を妨げるモyOcーメントとして働く．

Rc

o

Rg

｜Fhydro｜＝η0ωc Rco2 lco

4π

Rg − Rco

1 −ε2…………（20）

ただし，εは式（21）のように偏心率を表す．
図3 保持器案内部のジャーナル軸受座標系
Journal bearing coordinate system for outer ring landriding cage

ε＝

cosφ
Fy
2π
3
＝η0 Rco lco ∫0 （g φ）sinφ d φ ……（14）
Fz

［ ］

［ ］

2
2
（yc − yo）＋（zc − zo）

Rg − Rco………………（21）

4. 保持器挙動の測定方法
X軸回りの負の方向に回転する横型のスピンドルに

1
h3

（
g φ）＝

［

ωc

試験軸受を装着し，+Z方向のラジアル荷重を外輪に

］

∂h
∂h
…………（15）＋2∂φ∂t

負荷させる．また重力は-Z方向である．
対象軸受の諸元ならびに運転条件を表1に示す．保

｛

（
g φ）＝

（
g φ） if （g φ）＜ 00

持器は黄銅製で，図1に示すように外輪つばの内径面…………（16）otherwiseで案内される．円弧長さが短いが，ポケット面は円筒面形状である（図2）．

h ＝（Rg −Rco（φ−φr））−（yc − yo）cosφ−（zc − zo）sinφ

保持器中心の挙動測定は，図1に示すようにY方向…………（17）

およびZ方向より，各々2個の渦電流式変位計により行われる．X方向に各々2個用いたのは，保持器の角振れがないことを確認するためである．

m∂h＝ nan sin n（φ−φr）＋ bn ＋（yc − yo）sinφ
∂φ Σ
n=2

［

｛

｝］

−（zc − zo）cosφ ………………………（18）表1 対象軸受の諸元と運転条件
Test bearing and operating conditionsm∂h-nωc an sin n（φ−ωct）＋ bn
＝
∂t Σ
n=2
・ ・
・ ・
−（yc − yo）cosφ−（zc − zo）sinφ ………（19）

［

｛

｝］

-12-

Bearing type
（Bore × O. D. × Width, mm）

NU2310G1（φ 50 ×φ 110 × 40）

Number of rollers
Basic static load rating C0r, N
Cage typeRadial internal clearance, μ m
Cage guide clearance, mm

12
131 000
Machined, Outer ring land riding
40, 5
0.445

LubricantNo-additive turbine oil VG56,
Air-oil lubrication

Rotational speed, min-1
Radial load Fr, N
Temperature of outer ring at O.D. ˚C1000, 3000, 5000
980, 4900
35 ± 3

円筒ころ軸受の保持器挙動解析

5. 保持器中心の挙動
Dimensionless cage center position Z

15.1 解析結果
解析における保持器中心の振れの一例を図4に示す．図4の保持器中心の変位量は保持器案内部の半径すきまで無次元化した．保持器中心の初期位置は図の原点としている．保持器中心は計算開始直後に大きく変動するものの，最終的には定常状態となる．この保持器の定常状態は図4および図5に示すように微小な振動を伴うものである．
図6は保持器中心の挙動が定常状態となった図5の5000min-1
0.5
3000min-1

0-0.5

5000min-1
3000min-1
1000min-1

1000min-1-1-1

0.08秒以降の波形を周波数分析した結果である．保

-0.5

0

0.5

Dimensionless cage center position Y

持器自転周期 fc とその4倍ならびにNz 倍の振幅が大き
い．特にNz fc 成分の振幅は8 fc や16 fc 周波数成分の

図4 保持器中心の軌跡の計算結果（Fr : 4900N, ラジアルすきま: 40 μm)
Numerical results of cage center behavior(Fr : 4900N, Radial clearance: 40 μm)

振幅に比較して大きいことから，保持器中心の振動周期は外輪に対するころの通過周期に大きく影響を受けているといえる．

Cage center position Z, mm

0.15
0.1
0.05
0
-0.05
-0.1
0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

Time, sAmplitude of cage center motion, mm

図5 保持器中心のZ方向変位の解析結果 (Fr : 4900N, ラジアルすきま: 40μm, 3000min-1)
Numerical result of cage center position along Z axis (Fr : 4900N, radial clearance: 40μm, 3000min-1)

fc

4 fc

Nz fc

0.01
0.001
0.00010.00001
0.000001
0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

Frequency, Hz

図6 定常状態下の保持器中心Z方向挙動の周波数(Fr : 4900N，ラジアルすきま: 40μm, 3000min-1, 841点, ハニング窓関数, fc : 20Hz, Nz fc : 240Hz)
Frequency analysis of cage vertical steady motion(Fr : 4900 N, radial clearance: 40μm, 3000min-1, 841 points, hanning window, fc : 20Hz, Nz fc : 240Hz)

-13-

1

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

5.2 測定結果
図7に4つの変位計で得られた波形例を示す．測定保持器中心挙動の周波数分析結果を図8に示す．軸においても保持器中心の微小な振動を伴う定常状態が受運転条件は図6と同じである．図6と同様に保持器観察された．またX方向の一対の変位計信号において，の自転周波数 fc ところの外輪に対する通過周期 Nz fc

互いに位相のずれはなく，保持器の角振れは認められの振幅が大きく，定常状態の微小振動の周波数は，解なかった．

析と測定とでよく一致している．

Sensorposition

0.04 mm/div

Y direction
at -X side

Z direction
at -X side

Y direction
at +X side

Z direction
at +X side
0.1 s/div
One revolution cage

図7 保持器挙動の測定例（Fr : 4900N, ラジアルすきま: 40μm, 5000min-1）
Experimental results of cage behavior (Fr : 4900 N, radial clearance: 40μm, 5000min-1)

fc 2 fc 4 fc

Nz fc

2Nz fc-20.0
PWR SP
MAG-120.00.0000［Hz］

han

1.0000K

図8 測定で得られた定常状態での保持器中心挙動の周波数(Fr : 4900N，ラジアルすきま: 40μm, 3000min-1 2048点, ハニング窓関数, fc: 20Hz, Nz fc : 240Hz)
Frequency analysis of cage vertical motion measured by the top sensor(Fr : 4900N, radial clearance: 40μm, 3000min-1, 2048 words, hanning window, fc : 20Hz, Nz fc : 240Hz)-14-円筒ころ軸受の保持器挙動解析

5.3 保持器安定位置の比較

6. ころと保持器間の干渉力履歴

定常状態における保持器中心の微小振動中央位置に関して，解析結果と測定結果を整理すると図9となる．

図10にころの自転すべり率，ポケット内のころのa)では原点から保持器中心への角度にやや差があるも周方向位置，ポケットに作用するころ接触力の周方向のの，回転速度の増加に対する定性的な傾向は一致し成分および内輪との接触力の履歴の一例を示す．ポケた．b)では1000min-1の場合，保持器が安定しなかットへのころ接触力周方向成分の符号は，正が保持器ったため測定結果を記載していない．また荷重がを加速させる方向，負が減速させる方向を意味する．

4900Nの場合，速度上昇に対する保持器中心位置の内輪との接触力履歴より負荷域通過時期がわかる．こ変化方向が解析結果と一致しないが，中心位置自体は

ろは非負荷域で最大22%の自転すべりを生じかつこ

ほぼ一致する．総じて，保持器中心の変化の傾向およろの周方向位置はポケットの回転後方寄りである．負び位置ともに，解析の妥当性が確認できる．

荷域に入るところは理論速度まで急加速され，負荷域後半になると，図11に示すようにころは前方のポケ
ット面と接触する．一方，非負荷域でのころの大きなDimensionless cage center position Z

1

自転すべり率は，外輪軌道間との接触部において遠心

Analysis (980N)
Experiment (980N)
Analysis (4900N)
Experiment (4900N)

0.5

力のみの軽負荷にもかかわらず，EHL転がり粘性抵抗を負荷域と同様に考慮していることが原因と思われ，実際よりも転がり粘性抵抗が過大に評価されていると
思われる．

0

以上から負荷域後半のころが保持器を加速させる力

Speed up (1000⇒3000⇒5000min-1)

を図11で示す方向へ与え，その力は保持器案内部で支持されるために，保持器中心位置は図9に示す位置-0.5で定常状態になるといえる．
図9において，解析結果での変化は小さいが，ラジ

-1
-1

-0.5

0

0.5

アルすきまの減少および負荷荷重の増加により，共に1

Dimensionless cage center position Y

保持器はZ方向へ移動する傾向がある．これらは，共a) Radial clearance : 40μmに負荷域拡大による負荷域後半のころ接触力方向の変化が原因である．

Dimensionless cage center position Z

1

また回転速度の増加に対しても，保持器はZ方向へ
Speed up (3000⇒5000min-1)

移動しているが，その理由は次の通りである．まず回
転速度の増加により保持器案内面の抵抗モーメントがAnalysis (980N)
Experiment (980N)
Analysis (4900N)
Experiment (4900N)

0.5増加する．そして，この抵抗モーメントを相殺するために，負荷域後半のポケットへのころ接触力が増加す

0

る．この接触力は保持器の並進力となるため，保持器
Speed up (1000⇒3000⇒5000min-1)

は図9の左上への力が増加し，保持器はZ方向へ移動することになる．

-0.5

-1
-1

-0.5

0

0.5

1

Dimensionless cage center position Yb) Radial clearance : 5μm

図9 定常状態下の保持器中心の解析結果と測定結果の比較
Comparison of numerical and experimental results forcage center steady position-15-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

Roller position in pocket
Roller force to inner / 100

0.3

60

0.2

50

0.1

40

0

30

-0.1

20

-0.2

10

-0.3

0
-10

-0.4
Load zone-0.5
0.2

Contact force, N

Slip ratio and roller position, mm

Roller slip ratio
Roller force to pocket

0.22

Load zone

0.24

0.26

0.28

-20
0.3

Time, s

図10 ころとポケット間の解析結果例（Fr : 4900N, ラジアルすきま: 5μm, 3000min-1）
Numerical results of roller behavior and roller/cage interaction (Fr : 4900N, radial clearance: 5μm, 3000min-1)

Blue arrow:
Outer force to roller

Roller force to pocket

Inspected roller
located among load zone

Light red arrow:
Inner force to roller

図11 干渉力の表示例（Fr : 4900N, ラジアルすきま: 5μm, 3000min-1）
Graphic example of interaction forces (Fr : 4900N, radial clearance: 5μm, 3000min-1）-16-

円筒ころ軸受の保持器挙動解析

7. おわりにラジアル平面内の運動のみを対象にした円筒ころ軸受の動力学解析を汎用機構解析ソフト上にて行い，保持器中心の挙動について測定結果と検証し，その妥当性を確認した．その結果，保持器自転を加速させる方
向への負荷域後半のころの接触力が大きく，この力により保持器中心位置は決定されることがわかった．
本報告は静的な荷重下の動力学解析に限定したが，変動荷重などの任意の運転条件に対する解析も可能である．軸受設計技術の大幅な向上を目的に，今後は3次元での転がり軸受の動力学解析コードを本ソフト上にて開発していく予定である．

参考文献
1) MSC. Software, HP Address：
http://www.adams.co.jp/（2003.5.7）
2) 村木，木村 : 潤滑,28,10(1983)753-760.
3) R. S. Zhou, M. R. Hoeprich: Trans. ASME, J.
Trib, 113, 7(1991) 590.
4) P. Pan, B.J. Hamrock: Simple Formulae for
Performance Parameters Used in
Elastohydrodynamically Line Contacts, Trans.
ASME, J. Trib., 111, 2(1989) 246-251.
5) M.K. Ghosh, R.K. Pandey: Thermal
Elastohydrodynamic Lubrication of Heavily
Loaded Line Contacts-An Efficient Inlet Zone
Analysis, Trans. ASME, J. Trib., 120, (1998)
119-125.

執筆者近影

坂口

智也

総合技術研究所
基礎技術研究部

上野馨

産機商品本部
産機器技術部

-17-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 製品紹介 ]工作機械用精密軸受

ULTAGE（アルテージTM） シリーズ

Precision Bearings "ULTAGE" Series for Machine Tools

小杉太*

Futoshi KOSUGI

工作機用軸受として高速化・高精度化に加え，環境との調和をコンセプトに「工作機械用ULTAGE（アル テ ー ジ T M ）シ リ ー ズ 」を 開 発 し た ． 本 稿 はULTAGEシリーズ10タイプのうち，グリース潤滑用の『シール付』3タイプおよびエアオイル潤滑用の『環境対応型』2タイプについて特長を紹介する．
Recently, machine tool manufacturers have placed increasingly demanding performance specifications on the
bearings used in their products. Machine Tool Bearings are required for high speed, high efficiency and highprecision. In recent years, dry machining technology, which does not use oil in the machining process, is also
becoming an important factor in the improvement of working conditions.
NTN has been pursuing high dmn values and high precision of bearings for the main spindles of machine tools andconcentrating on technology for improvement of working conditions. This report introduces ULTAGE Series formachine tools that have been recently developed not only for high speed and high precision but for harmony with theenvironment.

1.

はじめに

2.

マシニングセンタをはじめとする工作機械は，ますTM

ULTAGE（アルテージ）シリーズ

ULTAGEシリーズはアンギュラ玉軸受，円筒ころ

ます高速化・高効率化・高精度化が進められている．

軸受を合わせて10タイプ揃えている．
（表１）

さらに近年では切削油を使わないドライ加工技術に見アンギュラ玉軸受は，従来の高速性を維持しつつ耐られるように，作業環境に対する配慮も重要視されて摩耗性・耐焼付性を向上させた「HSEタイプ」を用きている．

途に応じて3種類（標準，A，Bタイプ）．グリース潤

主軸軸受についても，高dmn 値の追求およびNRRO

滑専用としてシール付の「BNSタイプ」および（非繰返し振れ精度）の低減といった高精度化への取「70/79AD,CDタイプ」．エアオイル潤滑専用として組みを進めてきたが，さらに環境対応技術にも注力し低騒音化およびエア，オイルの消費量を削減した環境ている．

対応型「HSLタイプ」．ボールねじ支持用の開放形「2A-BSTタイプ」および軽接触シール形「2A-BST

本稿では高速化・高精度化に加え，「環境との調和」

LXLタイプ」の8タイプがある．

をコンセプトに，ECOシリーズとして新たに開発した工作機械用「ULTAGE（アルテージ TM ）シリーズ」

円筒ころ軸受は，エアオイル・グリース両潤滑でさを紹介する．なおULTAGEの名称は究極を意味する

らなる高速化を実現した「N10HSRタイプ」，エアオ「ULTIMATE」と「STAGE」を結びつけた造語であイル潤滑専用で低騒音化およびエア，オイルの消費量

り，工作機械用精密転がり軸受の究極を追い続けるを削減した環境対応型「N10HSLタイプ」の2タイ

NTNの考えを表現したものである．

プがある．

*産機商品本部

産機技術部

-18-

工作機械用精密軸受 ULTAGE（アルテージTM） シリーズ

以下では，これらULTAGEシリーズの中から
ール付

および

環境対応型

シ

の5タイプをピックアップし紹介する．
表1 アルテージシリーズTM 一覧表ULTAGE series

主【標準仕様】
5S-2LA-HSE標準タイプ（接触角20°）耐摩耗性・耐焼付性を大幅に向上した特殊材料・表面改質を採用．従来の超高速アンギュラ玉軸受HSB0CAEX1タイプの高速性はそのままに剛性と信頼性向上を実現．

【低温度上昇仕様】
5S-2LA-HSE Aタイプ
（接触角25°）従来の超高速アンギュラ玉軸受HSCタイプと同等の高速性を有するとともに，剛性と信頼性向上を実現．

【高剛性仕様】
5S-2LA-HSE Bタイプ
（接触角25°）HSE標準タイプの高速性はそのままに，アキシアル剛性をさらに高めた軸受．

5S-2LA-HSLタイプ（接触角20°，25°）

耐摩耗性・耐焼付性を大幅に向上した特殊材料・表面改質を採用．
HSEタイプの内輪に円周溝を設け，環境対応型ノズルを採用した
エアオイル潤滑専用のアンギュラ玉軸受．HSEタイプの高速性はそのままに低騒音，エア量・オイル消費量の削減を可能にした．

5S-2LA-BNSタイプ（接触角20°）耐摩耗性・耐焼付性を大幅に向上した特殊材料・表面改質を採用．さらにグリースポケット，特殊グリース，両側非接触シールなど，内部構造の最適化を図ったグリース潤滑専用のアンギュラ玉軸受．

70CDタイプ，79CDタイプ（接触角15°）70ADタイプ，79ADタイプ（接触角25°）内部構造の最適化と共に両側に非接触ゴムシールを採用し，内部に長寿命特殊グリースを封入したアンギュラ玉軸受．

【開放形】
2A-BSTタイプ（接触角60°）軌道輪表面改質により転がり疲労寿命を向上させた開放形
軸受．

【軽接触シール形】
2A-BST LXLタイプ（接触角60°）軌道輪表面改質により転がり疲労寿命を向上させ、さらに特殊グリースの採用でフレッティング摩耗を大幅低減．
また低トルク軽接触シールを設け防塵性・グリース保持性を強化．

N10HSR タイプ

高速・低温度上昇を実現するため，内部仕様の最適化を実施．
従来の高速円筒ころ軸受N10HSを上回る高速性を有する．

N10HSL タイプ

N10HSRの内輪に円周溝を設け，環境対応型ノズルを採用したエアオイル潤滑専用の円筒ころ軸受．N10HSRの高速性はそのままに低騒音，エア量・オイル消費量の削減を可能
にした

軸

ア
ル
テ
ー
ジ

ア
ン
ギ
ュ
ラ
玉
軸
受

用

シ
リ
ー
ズ

ボ
ー
ル
ね
じ
支
持
用

円
筒
こ
ろ
軸
受

主
軸
用

-19-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

2. 1 主軸用軸受
オレンジ色シール2. 1. 1 グリース潤滑シール付アンギュラ玉軸受

黒色シール（BNSタイプ）
環境問題の面から主軸用軸受の潤滑を考えた場合，グリースが最も適している．軸受をグリース潤滑で使用する場合，外部潤滑装置が不要で，組付けやメンテ
ナンスも容易である．また初期に封入される少量のグリースで潤滑されることから，噴霧化したオイルの発

図1 グリース潤滑シール付アンギュラ玉軸受（BNSタイプ）
Grease-lubricated Sealed Angular Contact Ball Bearing

生も極めて微量となる．
しかし高速用アンギュラ玉軸受をグリース潤滑で使用する場合，潤滑寿命が重要となる．そこでさまざま側に設けたシールと外輪軌道面の両側に設けたグリーな角度からグリース寿命延長の取組みを行ない，主軸

スポケットによってグリースを保持し，軌道面に安定

径φ50以上の高速主軸をターゲットに「グリース潤供給することで高速運転時のグリース寿命延長を実現

滑シール付アンギュラ玉軸受（BNSタイプ）」1)（図１）

している．

を開発し，JIMTOF2000（日本国際工作機械見本市）

グリースポケットの効果を図2に，耐久試験の結果で発表した．

を表2に示す．

BNSタイプは軌道輪に

特殊材料＋表面改質を

グリースポケットの効果確認試験では標準軸受に対採用し転がり疲労寿命の向上を図ると同時に，軸受両し7.4倍の寿命延長効果を確認している．

【試験条件】
グリースポケット

7.4倍

グリース
あり
ポケット
グリース
なし
ポケット

260h

[グリースポケットあり]
5S-BNS020(φ100×φ150×24)（シールなし）[グリースポケットなし]
5S-HSB020(φ100×φ150×24)（シールなし）35h・グリース ：NBU15・回転速度 ：13000 min-1
・外筒冷却 ：あり

図2 グリースポケットの効果
Effect of grease reservoirs on bearing life
表2 耐久試験結果
Endurance test results【試験条件】
運転時間

h

スピンドル
の姿勢 0

5000

HSBタイプ（シールなし）横形

650h

BNSタイプ

横形

20000hBNSタイプ

立形

20000h

軸

受

10000

15000

-20-

20000

[HSBタイプ]
5S-HSB020C（φ100×φ150×24）[BNSタイプ]
5S-2LA-BNS020LLB（φ100×φ150×24）
・グリース：MP-1
・回転速度：11000 min-1
・予圧量 ：組込み後 ON（定位置予圧）・外筒冷却：あり工作機械用精密軸受 ULTAGE（アルテージTM） シリーズ

耐久試験は両側シール付のBNSタイプ（5S-2LA-

2. 1. 2 グリース潤滑シール付標準アンギュラ玉軸受

BNS020：φ100×φ150×24）とHSBタイプ（70/79 AD,CDタイプ）(5S-HSB020C＜シールなし＞：φ100×φ150×

主軸径φ50以上の高速主軸を対象としたBNSタイ

24)を，組込み後予圧0の定位置予圧条件かつ回転速

プに対し，回転工具主軸や小型スピンドルなど中速度度11000min-1（dmn 値140万）で実施した．HSBタ

領域で用いられる内径φ50以下の標準アンギュラ玉

イプでは1000時間未満の寿命であったのに対し，軸受を対象に「グリース潤滑シール付標準アンギュラ

BNSタイプでは20000時間もの寿命を達成している

玉軸受（70/79AD,CDタイプ）」（図3）2)を新たに（試験は20000時間を超えた時点で打ち切りとした）．

開発し，JIMTOF2002にて発表した．

本結果はdmn 値140万に至る高速領域まで，エアオ

70/79AD,CDタイプは標準アンギュラ玉軸受と同イル潤滑主軸のグリース潤滑主軸への置換えが可能で等の負荷容量を持ち，接触角15°（ C D タ イ プ ），あることを示唆している．

25°（ADタイプ）の2種類がある．設計仕様はBNSタイプの設計思想を盛り込み，両側非接触シール，長またBNSタイプはグリース封入済の密封型軸受で寿命特殊グリース，低発熱のための最適内部仕様を採あることから，主軸組立時におけるグリース封入の必用した．

要がなく，また軸受洗浄作業も不要で，取扱いの簡素

高速運転試験の結果を図4に示す．試験は70CDタ

化，組立工数の削減が可能なだけでなく，洗浄油の処

イプ（7006CD：φ30×φ55×13）と70ADタ

理が不要となる等，作業環境を改善する効果も期待でイプ（7006AD：φ30×φ55×13）をそれぞれ組

きる．

込み後予圧180N，250NのDB組合せの定位置予圧

さらにJIMTOF2000以降シールに若干の改善を加条件で実施した．70CDタイプ，70ADタイプとも

え，正面側シールを黒色，背面側シールをオレンジ色に25000min -1（dmn 値110万）まで安定した運転に変更（従来は両側シールとも黒色）することで，対向が可能であった．

する軸受のオレンジ色シールどうしを合わせると背面

なお70/79AD,CDタイプにおいてもBNSタイプ

組合せ（DB組合せ），黒色シールどうしを合わせると同様に正面側シールを黒色，背面側シールをオレンジ

正面組合せ（DF組合せ）というように，作業時の軸受色とすることで作業時の方向確認を容易にしている．

の方向確認が容易になる工夫を取り入れている（表3）．
表3 シールの色と軸受の組合せ
Bearing arrangement aided by seal color

オレンジ色シール

黒色シール

DBセット【背面組合せ】
オレンジ色シール＋

オレンジ色シール

図3 グリース潤滑シール付標準アンギュラ玉軸受（70/79AD, CDタイプ）
Grease-lubricated Sealed Angular Contact Ball Bearing
DFセット【正面組合せ】
黒色シール

＋

黒色シール

-21-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）【試験条件】

40℃
外輪温度上昇[70CDタイプ]
7006CDLLB (φ30×φ55×13)

70CDタイプ
70ADタイプ

35
30

・予圧量
・外筒冷却

25
20

：組込み後180 N：なし[70ADタイプ]
7006ADLLB (φ30×φ55×13)

15
10

・予圧量
・外筒冷却

5

：組込み後250 N
：なし

0
0

5000

10000

15000

回転速度

min-1

20000

25000

図4 高速運転試験結果
High-speed test results

ることが確認された．そこでノズルの円周溝をなくし，

2. 1. 3 環境対応型エアオイル潤滑アンギュラ玉軸受

軸受内輪外径側に円周溝を設けることでその問題を解（HSLタイプ）

消した．4）5）

前項において環境問題に対するグリース潤滑の優位性について述べたが，高速運転においてはグリース潤

図5に標準軸受（HSBタイプ），低騒音軸受（SFタ

滑は軌道面への十分な潤滑油の供給が困難であり，潤イプ），環境対応型軸受（HSLタイプ）の潤滑構造を

滑寿命が問題となる．そのため高速用途においてはエ示す．

アオイル潤滑が一般的に採用されるが，運転時に消費

図6にHSBタイプ，SFタイプおよびHSLタイプ

されるエア量，オイル量の削減および騒音値の低減が(5S-2LA-HSL020A：φ100×φ150×24)の定

長く求められていた．

圧予圧（2.5kN）条件でのエア量と外輪温度の関係を

JIMTOF2000において「低騒音アンギュラ玉軸受

示す．試験条件は回転速度21000min-1(dmn 値265

（SFタイプ）」1）を発表済であるが，その後さらなる万)，オイル吐出量0.03mL/5minの固定条件とした．

改良を加え，高速化・低騒音化と併せてエア量およびHSBタイプでは22.5NL/min，SFタイプではオイル量の削減を可能とした「環境対応型エアオイル

15NL/minのエア量で外輪温度の急昇温が見られた

潤滑アンギュラ玉軸受（HSLタイプ）」 3） を開発しが，HSLタイプでは10NL/minのエア量でも運転可

JIMTOF2002で発表した．

能であった．

SFタイプの低騒音アンギュラ玉軸受も軸受内部へ

図7は同じく回転速度21000min-1で，オイル吐出のオイル供給効率が高く，エア量およびオイル量の削量を1ショット0.03mLに固定し，オイル吐出インタ減は可能であった．しかしエア量を絞ってゆくとノズ

ーバルを変化させた結果である．HSLタイプはイン

ル出口部の円周溝にオイルが溜まり，その溜まったオ

ターバル2〜21minの範囲において安定した運転が可

イルが一気に軸受内部に入ると軸受温度に変動が生じ能である．HSBタイプではdmn 265万レベルの場合，標準軸受 HSBタイプ

低騒音軸受 SFタイプ

図5 アンギュラ玉軸受の潤滑構造
Bearing design-22-

環境対応型軸受 HSLタイプ

工作機械用精密軸受 ULTAGE（アルテージTM） シリーズ

通常2minインターバルを推奨していることから最大

φ150×24)の定位置予圧(組込み後予圧量0)での運

1/10の油量削減が可能となる．

転結果を示す．HSBタイプは16000min-1以上になまた20000min -1までの騒音値データを図8に示ると温度が不安定となったが，HSLタイプはエア量

す．騒音値としては約10dBAの低騒音効果が出てい

10NL/min・オイル量0.03mL/10min条件で回転る．

速度19000min-1(dmn 値240万)まで安定した運転が図9にHSLタイプ(5S-2LA-HSL020：φ100×可能であった．

【試験条件】

外輪温度

℃

80

[HSLタイプ]
5S-2LA-HSL020（φ100×φ150×24）

HSLタイプSFタイプ
HSBタイプ

70[SFタイプ]
5S-SF10XX（φ100×φ150×24）[HSBタイプ]
5S-HSC020 （φ100×φ150×24）

60

50

0

10

20

30

エア量

NL/min4050・回転速度 ：21000 min-1
・予圧量：2.5 kN（定圧予圧）・オイル量 ：0.03mL／5min
・外筒冷却 ：あり

図6 エア量と外輪温度
Effect of air supply rate on outer ring temperature【試験条件】

外輪温度

℃

80

[HSLタイプ]
5S-2LA-HSL020（φ100×φ150×24）

HSLタイプSFタイプ
HSBタイプ

70[SFタイプ]
5S-SF10XX（φ100×φ150×24）[HSBタイプ]
5S-HSC020（φ100×φ150×24）

不安定
60

50

0

5

10

15

20

オイル吐出インターバル

25

min

・回転速度 ：21000 min-1
・予圧量：2.5 kN（定圧予圧）・オイル量 ：0.03mL／ショット
・エア量：HSLタイプ ：12.5NL／min
SFタイプ ：25NL／min
HSBタイプ：30NL／min
・外筒冷却 ：あり

図7 オイル吐出インターバルと外輪温度
Effect of oil supply rate on outer ring temperature【試験条件】

120

dBA
騒音値

[HSLタイプ]
5S-2LA-HSL020（φ100×φ150×24）

HSLタイプHSBタイプ

110[HSBタイプ]
5S-HSC020（φ100×φ150×24）

100
90

・予圧量
・オイル量
・エア量
・外筒冷却

80
70
60

0

5000

10000

回転速度

15000

20000

min-1

図8 環境対応型軸受の騒音レベル
Noise level-23-：2.5 kN（定圧予圧）：0.03mL／5min：30 NL／min：ありNTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）【試験条件】

外輪温度

℃

65

55

[HSLタイプ]
5S-2LA-HSL020（φ100×φ150×24）

HSLタイプHSBタイプ
不安定[HSBタイプ]
5S-HSB020CAEX1（φ100×φ150×24）

45

・予圧量
・オイル量
・エア量
・外筒冷却

35

25
8000

10000

12000

14000

回転速度

16000

18000

：組込み後 ON（定位置予圧）：0.03mL／10min：10 NL／min
：あり

20000

min-1

図9 環境対応型軸受の回転速度と外輪温度
Outer ring temperature rise

エアとオイルを供給することで転動体によるエアの風

2. 1. 4 環境対応型エアオイル潤滑円筒ころ軸受

切り音を抑え，軸受内部へオイルを到達させている．

（N10HSLタイプ）

その結果，エア量，オイル量の削減および騒音値の低

従来，エアオイル潤滑による円筒ころ軸受の許容減を可能としている．

dmn 値は150万程度であり，dmn 150万を超える主軸

図11に標準軸受（N10HSタイプ），環境対応型軸のリア側軸受にはアンギュラ玉軸受が用いられる．そ受（N10HSLタイプ）の潤滑構造を示す．

の場合，軸の伸びを吸収するため一般的にボールブッ

図12にN10HSタイプとN10HSLタイプの温度上シュを用いたスライド機構が設けられ，主軸構造は複昇試験データを示す．

雑なものになっていた（図10）．この問題を解決すべ

N10HSタイプは一般の推奨条件であるエア量

く「環境対応型エアオイル潤滑円筒ころ軸受（N1040NL/min・オイル量0.02mL/5min，組込み後す

HSLタイプ）」を開発した．

きま0の条件において20000min-1で外輪温度の急昇当軸受は，内部設計を最適化し，保持器材質を従来温が見られた．

の黄銅製から特殊樹脂製にすることで軽量化を図り，

N10HSLタイプ（N1014HSL：φ70×φ110×20)

高速運転を可能としている．
また潤滑構造は，前述の環境対応型アンギュラ玉軸

では，エア量20NL/min・オイル量0.02mL/10min

受と同じく，直接転動体を狙うことなく内輪傾斜面にとエア量・オイル量共に従来比1／2条件での運転が図10 主動リア構造の簡素化
ULTAGE main spindle rear structure is less complex than current rear structure-24-工作機械用精密軸受 ULTAGE（アルテージTM） シリーズ可能であり，26000min-1（dmn 値230万）の高速運

速域に合わせた潤滑条件であり，油量過多の傾向にな転が可能となっている．N10HSタイプとN10HSLっているためである．

タイプの外輪温度上昇を比較した場合，N10HSLタ

図13に騒音値測定結果を示す．環境対応型軸受は

イプは明らかに温度上昇が低く，これは転動体のサイ標準軸受に対し15000min -1において約6dBAの低ズダウンによる温度低減効果と推定される．なお両軸騒音効果が出ている．

受共に低速域で温度の盛上りが見られるが，これは高標準軸受 N10HSタイプ

環境対応型軸受 N10HSLタイプ

図11 円筒ころ軸受の潤滑構造
Bearing design【試験条件】

16℃
外輪温度上昇[N10HSLタイプ]
N1014HSL（φ70×φ110×20）
・すきま：組込み後 0 μm
・オイル量 ：0.02mL／10min
・エア量：20 NL／min
・外筒冷却 ：あり

N10HSLタイプ
N10HSタイプ

14
12
10
8
6
4
2
0

0

5000

10000

15000

20000 25000

30000

min-1

回転速度

図12

環境対応型軸受の回転速度と外輪温度上昇
Outer ring temperature rise

【試験条件】

120

dBA
騒音値

[N10HSLタイプ]
N1014HSL（φ70×φ110×20）
・すきま：組込み後 0 μm
・オイル量 ：0.02mL／10min
・エア量：20 NL／min
・外筒冷却 ：あり

N10HSLタイプ
N10HSタイプ

110
100
90
80
70
60

[N10HSタイプ]
N1014HS（φ70×φ110×20）
・すきま：組込み後 0 μm
・オイル量 ：0.02mL／5min
・エア量：40 NL／min
・外筒冷却 ：あり

0

5000

10000

15000

回転速度

min-1

図13

20000

25000

[N10HSタイプ]
N1014HS（φ70×φ110×20）
・すきま：組込み後 0 μm
・オイル量 ：0.02mL／5min
・エア量：40 NL／min
・外筒冷却 ：あり

環境対応型軸受の騒音レベル
Noise level-25-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

2. 2 ボールねじ支持用軸受（2A-BST LXLタイプ）

面改質を行ない，特殊グリースを封入することで耐フ工作機械の高効率化のためには，主軸の高速化に加レッティング摩耗性の向上（微動摩耗試験において摩え送り系の高速化も必要となる．送り系に用いられる

耗量1/10）を図ったものである．その結果を図15

ボールねじ支持用軸受は微少な送りに伴う揺動運動やに示す．

切削時の振動によって軌道面にフレッティング損傷をまたオープン仕様である標準軸受BSTタイプに対引き起こす事例が見うけられる．また切削油侵入によし，低トルク軽接触シールを採用した2A-BST LXLるグリース劣化，ボールねじ用グリースや切粉等異物タイプは外部から異物侵入を防ぐとともに，グリースの侵入による短寿命の問題も見られる．

封入作業不要のため組立も容易になる長所を持ってお「ボールねじ支持用シール付スラストアンギュラ玉り，さらに主軸用シール付アンギュラ玉軸受同様に正軸受（2A-BST LXLタイプ）」（図14）はこれらの問面側および背面側のシール色を変えることで，作業時題を解決するために開発した軸受であり，軌道面に表の接触角度の方向確認を容易にしている．

黒色シール
オレンジ色シール

図14

ボールねじ支持用シール付スラストアンギュラ玉軸受（2A-BST LXLタイプ）
Ball screw support thrust angular contact ball bearing

1.2

荷重

最大接触面圧
揺動角
揺動サイクル
試験時間：1.7GPa：12 deg：30 Hz
：8 h

摩耗比

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2

回転揺動

0

BSTタイプ

図15

回転揺動型微動摩耗試験結果
Oscillation test results-26-

2A-BST LXL
タイプ

工作機械用精密軸受 ULTAGE（アルテージTM） シリーズ

3.

おわりに

これからの工作機械は，高速・高効率・高精度化な
どの本来の機能に加え，地球に優しい技術であることが求められている．エア量・オイル量の削減，噴霧化
したオイルの排出抑制，低騒音化，省電力化など構成される部品の環境対応技術がさらに重要となる．
主軸用軸受や送り系軸受を含めた工作機械用軸受は，これまでの高dmn 値の追求やNRROの低減といった取組みに加え，環境への対応が重要なポイントとなる．
今後さらにユーザーからの要求は高まるものと考えられるが，環境に配慮した「人・地球に優しい軸受」
を念頭に究極の精密軸受を目指して今後も改良・開発に取組んでいきたい．

参考文献
1）多湖浩史：工作機械分野におけるニーズと転がり軸受の対応技術，月刊トライボロジ（2001. 4）2）植田敬一：工作機械用軸受の技術動向：環境対応技術，月刊トライボロジ（2003. 4）3）瀧内博志：工作機械分野における転がり軸受の環境対応技術，月刊トライボロジ（2002. 2）
4）藤井健次・森 正継：環境対応型工作機械主軸用エ
アオイル潤滑軸受，精密工学会秋季大会（2001.
10）5）藤井健次：工作機械主軸用軸受の環境対応技術，第3回生産加工・工作機械部門講演会（2001. 11）

執筆者近影

小杉

太

産機商品本部
産機技術部-27-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 製品紹介 ]高速CTスキャナ用軸受
Bearings for High Speed CT Scanner

大 矢 洋 右* Yosuke OYA

医療機器分野で特に注目を集めているCTスキャナの検査部（ガントリ部）用軸受について予圧仕様および保持器の材料・形状を工夫することにより，高速運転を可能にすると同時に大幅な騒音低減も達成した．その開発軸受の概要を紹介する．
The Industry of Medical Instruments is steadily growing because of an aging society.
In particular, the CT(Computed Tomography) scanner, which can be an effective tool for medical examination andinspection of patients, has attracted a attention as important imaging equipment.
To ensure smooth rotation of the gantry part of the CT scanner, a super slim large size angular contact ball bearing is
used.
This article introduces development of the gantry bearing for higher speed rotation with a lower noise level.

1.

まえがき

医療機器分野は，高齢化社会を背景に着実に成長し設置されている．この回転部分支持用として内径約ており，その中でもCTスキャナは患者の診断や検査

1mの軸受が使用されており，本稿では，CTスキャナを効率的に行う画像装置として特に注目されている．

性能向上に対応できる回転支持用軸受(ガントリ用軸CTスキャナ(写真1)には検査部(ガントリ部)があり，受)の開発について紹介する．

画像撮影のためのX線管球，検出器などが回転部分に

ガントリ部

寝 台 部

写真1

*産機商品本部

CTスキャナ概要
CT scanner

産機技術部

-28-

高速CTスキャナ用軸受

2.

ト荷重が作用する．一般に低中速機種にはコンパクト

ガントリ用軸受の要求機能性から単列タイプの4点接触超薄肉玉軸受が使用されるが，中高速機種には，軸受内部における発熱の抑制

ガントリ用軸受への要求機能として主に以下のもの

や剛性を確保するため，組合せ複列アンギュラ玉軸受が挙げられる．

が使用される．特に，高速機種に採用される組合せ複列アンギュラ玉軸受には，以下の特長が挙げられる．

（1）高速化
ガントリ用軸受の高速化により，撮影時間を(1)予圧仕様

短縮することができ，患者の負担を軽減できる．
すなわち，患者が息を止めている時間を短縮し，軸受内部にすきまが残っている場合，軸受回

特に幼児や高齢者への負担を軽減でき，さらに転時に転動体が軸受内部を一周する間に，無負は撮影による被曝量の低減も高速化の重要な目荷となる状態が発生する．この無負荷となる領的でもある．

域では，転動体が自重により軌道輪と衝突する

また，軸受を高速回転することにより撮影速音が発生する．ガントリ用軸受は静粛性を要求

度も速くなり，これまで正確な撮影が困難であされるので，衝突音の発生を防ぐため，開発軸

った心臓などの臓器の動きも高精度な撮影が可

受は予圧仕様としている．
図2は軸受にモーメント荷重が作用したときの能となる．さらに一日あたりに診断可能な患者

軸受内部にすきまが発生している状態と，軸受数も増え，CTスキャナの稼動率が上がる．

全体に予圧が適切に付与されている状態を示し（2）静粛性
ガントリ用軸受の騒音を下げることにより，ている．横軸は，軸受内部全周に配置された転撮影時の患者の不安を和らげると同時に，臓器動体位置(この場合110個)を示し，縦軸には転の萎縮を防ぐことができる．

動体と軌道輪の接触面圧を示している．適切な予圧を設定することで，軸受内部全周に転動体

3.

が無負荷となる状態がなくなることが明瞭であ構造る．また，適切な予圧仕様は，必要な軸受剛性を確保し，撮影精度を向上させることにも寄与

図1にガントリ用軸受の構造を示す．ガントリ用軸する．

受は，X線管球や検出器などの撮影機器を取付けたベースを支持しながら回転するため，軸受にはモーメン

単列タイプ

複列タイプ
図1 ガントリ用軸受概要
Schematic of CT scanner bearing-29-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

2000

2000
内輪側（軸受!）

外輪側（軸受!
!）1500

接触面圧（MPa）

接触面圧（MPa）

内輪側（軸受!）内輪側（軸受!）
外輪側（軸受!
!）

1000

500

0

0

55

外輪側（軸受!
!）1500

内輪側（軸受!）
外輪側（軸受!
!）

1000

500

0

110

0

55

110

転動体位置

転動体位置

軸受内部にすきまが残る場合軸受に予圧が適切に付与されている場合

図2 各転動体と軌道輪との接触面圧の関係
Relationship of contact stress between each ball position and inner/outer ring（2）低騒音保持器の開発（表1，図3）に保持器が軌道輪と干渉しないよう，保持器を低騒音化において特に重要な要素として，保転動体で案内する転動体案内方式とした．また，持器の最適設計化が挙げられる．特にガントリ

保持器材料を従来のPA材に代えてPPS樹脂製

用軸受のような薄肉大型の保持器は，樹脂製の保持器を採用し，さらにGFを30％に増やすこ

連結方式を採用している．

とにより保持器剛性を高めた．既述した開口部の廃止は，PPS樹脂材が吸水による寸法変化を

従来は樹脂材としてPA材を採用していたが，起こさない特性を考慮した結果である．

保持器が吸水することによる寸法変化を引き起こし，軌道輪との干渉や保持器本体への応力発生を招く．このため，従来は保持器全周を連結

表1 保持器形状の比較
Comparison of cage type

せずに，自由度を持たせた部分(開口部)を設定し
ていた．

開口部
材質
ポケット形状
案内形式

しかし，この開口部は軸受内部で拘束されないために，軸受回転中に軸受内輪及び外輪との衝突音(叩き音)が発生し，この叩き音が耳障り要因の一つとされていた．

音響

開発保持器は，この衝突音をなくすために開口部を廃止して保持器全周を連結させ，回転中

従来保持器
あり
PA66＋GF10％
円筒，四角（交互）
−

開発保持器
なし
PPS＋GF30％
特殊球面
転動体案内

聴覚判定：××開口部の叩き音あり
×保持器と軌道輪との接触音あり(×転動体の落ち音あり)

聴覚判定：○○開口部の叩き音なし○保持器と軌道輪との接触音なし(○転動体の落ち音なし)｛

開口部（円周1箇所）
従来保持器

開発保持器

図3 保持器形状
Cage forms-30-高速CTスキャナ用軸受

4.

要求機能の確認試験結果

前頁で述べたガントリ用軸受の要求機能について各(試験結果)

試験結果を以下に紹介する．

図4に軸受回転数と軸受外輪温度上昇の関係を示す．現在のCTスキャナの高速機種は，ガントリ（1）高速化

口径にもよるが軸受回転速度は120〜180min-1(試験内容)

である．本機能確認試験では300min-1（dmn＝

写真2に示すような性能評価用試験機のバック27万）においても特異な温度上昇はなく，現行プレートに複列アンギュラ玉軸受(約φ800×φ

比約2倍の高速回転においても，安定して運転で1000×60)を取付け，軸受幅中心位置より約きることが確認できた．

150mm離れた位置にウエイトを設置し，ラジアル荷重8000Nが負荷される条件で試験を実施した．また，試験時の設定チルト角として，一般にCTスキャナで採用されている可動チルト
0°(直立)，±30°(前後方向)にて評価を行った．

バックプレート

ウエート
試験軸受

Vベルト
駆動モータ

写真2 性能評価用試験機
Test equipment

軸受外輪温度上昇，℃

10

直立
前側30°チルト8

後側30°チルト
6

4

2

0

0

50

100

150

200

250

軸受回転速度，min-1

図4 高速回転速度試験結果
High speed rotation test results

-31-

300

350

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）（2）静粛性り，大幅な騒音値の低減を達成した．また，軸(試験内容)

受の回転に同期する保持器音として代表される
耳障りな音も聴取されなかった．

写真3に示すような音響評価試験機のバックプ
レートに複列アンギュラ玉軸受(約φ1000×φ

図6に120min-1試験時の時間波形と周波数分

1200×80)を取付け，軸受幅中心位置より1m

析結果を示す．時間波形から，従来保持器を搭離れた位置にマイクロホンを設置し，音響評価

載した軸受は回転に同期したピークが顕著に認試験を実施した．

められ，周波数分析結果においては，特に1000〜1500Hzの周波数帯域のピークが騒音(試験結果)
図5に示すように，騒音値は軸受回転速度に比として聴取された．一方，開発保持器を搭載し例し増加しているが，開発保持器を搭載した軸た軸受は，騒音となる回転に同期したピークは

受 は ， 1 8 0 m i n -1で も 従 来 保 持 器 搭 載 品 の認められず，全体としても低い音響水準を保持

60min-1（72dBA）よりも3dBA低い結果であしていることが認められた．

80
78

従来保持器

Vベルト

76

開発保持器

騒音値，dBA

バックプレート

駆動モータ

試験軸受

74
72
70
68
66
64
62
60

60

120

回転速度，min-1

写真3 音響評価用試験機
Test equipment

図5 音響評価試験結果
Noise level test rsesults

開発保持器

従来保持器
図6 時間波形結果(120min-1)
Wave form of noise (120min-1)

-32-

180

高速CTスキャナ用軸受

5.

まとめ

ガントリ用軸受の高速化に対応して，複列アンギュ
ラ玉軸受に適切な予圧仕様，保持器材料と形状を採用することにより，高速運転を可能にするだけでなく，低騒音となる軸受を開発することができた．本軸受の開発により，CTスキャナの高速化，低騒音化に寄与するだけでなく，今後より一層，医療機器分野全体に貢献できるよう引続き軸受の開発に取組んでいく．

執筆者近影

大矢

洋右

産機商品本部
産機技術部-33-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 製品紹介 ]

鉄道車両用センサ付車軸軸受ユニット
Integrated Sensor Bearing Unit for Axleboxes

上 野 正 典* Masanori UENO

鉄道車両用軸受，中でも車軸用軸受はその故障が重大事故につながるため，十分な安全性が必要である。
NTNでは安全対策のため車軸用軸受にセンサを取り付け，その運転状況をモニタできる車軸軸受ユニットを開発したので紹介する．
Constant monitoring of axlebox bearings , which are some of the most important components of rail vehicles,
contributes to the reliability and safety of railways. In addition, railway companies today desire to reduce components
and to simplify maintenance procedure for reduction of maintenance cost.
To meet this demand , we have developed a sealed double row tapered roller bearing with an integrated sensor. Thissensor is incorporated into plastic housing which is attached to the oil seal case on the shaft end side. This sensor can
detect temperature , rotating speed and rotating direction.
This report introduces laboratory test results for performance of the temperature sensor and impact- and vibrationresistance of the speed sensor.

1.

まえがき

鉄道車両用車軸軸受は，もし故障した場合車両の運ンテナンス時にはセンサと歯車とのギャップの調整作

行に支障をきたし，さらに重大事故にも結びつく可能業が必要である．

性がある重要部品である．特に近年はメンテナンス周鉄道車両においてもメンテナンスコストの削減に対期の延伸および車両の高速化に伴い，車軸軸受にはよする要求は強く，車軸軸受周辺構造の簡素化・部品点

り高い信頼性が求められている．

数の削減が望まれており，軸受の温度検出と回転速度

従来，走行中の車軸軸受の状態の監視は，軸箱に取検出機能を兼ね備えたセンサ付車軸軸受ユニットの開り付けた軸温検知器による温度の常時監視や，軸箱・発が求められている．今回，鉄道車両車軸用軸受とし車軸端に貼り付けたサーモラベルの定期点検により行て多く使用されている密封複列円すいころ軸受に，セわれてきた．

ンサ機能を付加した車軸軸受ユニットを開発し，種々

また，ブレーキ使用時の車輪の滑走検知を目的とすの評価試験を行ったので，その内容について紹介する．

る車軸の回転数検出は，車軸端に取り付けた歯車と軸箱に取りつけた回転速度センサにより行われてきたが，この構造は多くの部品とスペースを必要とし，メ*産機商品本部

産機技術部

-34-

鉄道車両用センサ付車軸軸受ユニット

2.

個配置したものである．

センサ付車軸軸受ユニットの構造

磁性体リングは，周方向に沿ってＮ極，Ｓ極を交互開発したセンサ付車軸軸受ユニットは，内径φに着磁したもので，車軸の回転に伴ってホールICを通120×外径φ220ｍｍの車軸用密封複列円すいころ

過する磁界の方向が変化する．回転センサはこの磁界軸受の軸端側のオイルシールケースに温度および回転の変化を電圧のパルス波として出力するものである．

速度・回転方向の検出機能を備えたセンサユニットを2個のホールICはそれぞれの出力パルス波の位相差が付加したものである（図1）．

90度となるよう配置されている．パルス波の周波数と位相差の向きを検出することで回転速度・回転方向

従来の車軸軸受との互換性を保つため，車軸軸受ユを読み取ることが可能である．

ニットの外回り寸法を従来の車軸軸受と同じ寸法とし，センサユニットの取り付けスペースを確保するためオイルシールリップを特殊形状とした．
センサユニットはオイルシールケースに設けた台座にボルトで固定する．鉄道車両用車軸軸受には車両の走行中に軌道からの衝撃・振動が作用するため，ボルトによる締結には，緩みの発生が懸念される．このため，専用の回り止め座金を採用しボルトの緩み防止策を施した．
また，回転速度の被検出体となる磁性体リングは，
センサユニットと相対する回転部である軸端側内輪の鍔部（図1）に勘合し固定する．また，軸受の構造に
より油切りに取り付けることも可能である．

温度センサ

3.

センサユニットの仕様

センサユニットの外観を写真1に，主な仕様を表1に示す．
センサユニットは，樹脂製のハウジング内に，軸受回転センサ

温度を測定するサーミスタと，軸の回転速度を検出す

写真1 センサユニット
Sensor unit

る回転センサとして磁気検出素子であるホールICを２

センサユニット

磁性体リング

図1 センサ付き車軸軸受ユニット
Axlebox bearing unit with integrated sensor-35-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

表1 センサユニットの仕様
Specification of sensor unit
使用温度範囲
耐衝撃性
耐振動性
回転センサ応答周波数
隣接ピッチ誤差
回転センサ
検出精度
デューティ比（図2） AB相進み遅れ角度

本試験においては，オイルシールケースの周方向に
90度毎4箇所に4つのセンサユニットを取り付け，取−40〜125 ℃
100 G
35 G
0〜8kHz5%以下
50±15％
90±45度

り付け位置による出力の温度差についても確認した．
（試験結果）
図4に，回転試験時の温度センサ出力および熱電対による温度測定結果のグラフを示す．
¡温度センサの出力は，熱電対により測定した外輪外A相

径部の温度に対し，その測定位置の違いにより最大
約10℃低いが，外輪の温度変化に対する追従性がTABあり，本センサの実用性を確認することができた．
¡センサユニットの取り付け位置による比較では，軸B相TP受の負荷域となる上側センサの出力が最大で5℃程
Tn

度高いが，その他の取り付け位置については，ほと

Tn+1

んど差がない．
1隣接ピッチ誤差（％）＝｜（Tn−Tn+1）｜Tn×100

2デューティ比（％）＝TP/ Tn×100

100

3AB進み遅れ角度 （度）＝TAB/ Tn×360

90

図2 回転センサ検出精度
Resolution of speed sensors

温度出力，℃

4.

80

評価試験

70
60

外輪外径（熱電対）
外輪端面（熱電対）

50センサ（上側）40

4. 1. 軸受温度検出性能確認試験

センサ（下側）センサ（右側）30

図3に示す車軸軸受回転試験機により，センサ付車

20

軸軸受ユニットを回転させ，温度センサの出力温度と試験軸受に取り付けた熱電対で測定した軸受温度とをセンサ（左側）

0

100

200

300

時

間，min

400

500

図4 軸受温度と温度センサ出力
Relationship between bearing temp. and output of temp. sensor

比較確認した．

ロードセル
ラジアル荷重負荷用シリンダ
試験軸受
支持軸受
アキシアル荷重負荷用シリンダ

ロードセル

図3 車軸軸受試験装置
Test rig for axle bearings-36-

鉄道車両用センサ付車軸軸受ユニット

4. 2. 耐振動性確認試験
センサユニットに継続的に振動を与え，試験後に表61に示した回転センサの検出精度が確保されているこ
隣接ピッチ誤差，％とを確認した．
（試験条件）¡振動加速度 ：±35G¡振動方向：上下，前後，左右

¡周波数

：60Hz

¡加振回数

：各方向

¡試験数

：3個

検出精度規格上限

5
4
3

青色：A相
赤色：B相

2
1

107回

0

上下方向

（試験結果）

前後方向

左右方向

図5 隣接ピッチ誤差
Adjacent pitch error

図5〜7に隣接ピッチ誤差，デューティ比，AB
相進み遅れ角度の測定結果をそれぞれ示す．試験後においても回転センサの検出精度が確保されており，鉄道車両用センサとして十分な耐振動特性

100

青色：A相
赤色：B相

を有していることが確認できた．
デューティ比，％80

検出精度規格上限6040

検出精度規格下限
20

0

上下方向

前後方向

左右方向

図6 デューティ比Duty ratio

150

AB相進み遅れ角度，度

検出精度規格上限
120

90

60

検出精度規格下限
30

上下方向

前後方向

左右方向

図7 A,B相進み遅れ角度
Phase difference between A & B signals-37-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

4. 3. 耐衝撃性確認試験
センサユニットに衝撃を与え，試験後に表1に示

6

した回転センサの検出精度が確保されていることを確
隣接ピッチ誤差，％

認した．
（試験条件）¡衝撃値：100G¡衝撃方向 ：上下，前後，左右¡加振回数 ：各方向
¡試験数

検出精度規格上限

5
4
3

青色：A相
赤色：B相

2
1

4000回

：2個

0

上下方向

前後方向

左右方向

（試験結果）
図8〜10に隣接ピッチ誤差，デューティ比，

図8 隣接ピッチ誤差
Adjacent pitch error

AB相進み遅れ角度の測定結果をそれぞれ示す．
試験後にも回転センサの検出精度が確保されており，鉄道車両用センサとして十分な耐衝撃性を有していることが確認できた．

100

青色：A相
赤色：B相

デューティ比，％80

検出精度規格上限6040

検出精度規格下限
20

0

上下方向

前後方向

左右方向

図9 デューティ比Duty ratio

150

AB相進み遅れ角度，度

検出精度規格上限
120

90

60

検出精度規格下限
30

上下方向

前後方向

左右方向

図10 A,B相進み遅れ角度
Phase difference between A & B signals-38-

鉄道車両用センサ付車軸軸受ユニット

5.

あとがき

鉄道車両用センサ付き車軸軸受ユニットについて，
その概要と試験の結果を紹介した．
鉄道車両の安全性・信頼性の向上に対する要求は，
今後も高まることが予想される．一方で，鉄道事業者
は車両のメンテナンスコストの削減を追及する傾向にある．
今後，今回紹介したセンサ付き車軸軸受ユニットは，鉄道車両の最重要部品である車軸軸受の信頼性向上な
らびにコンパクト化，メンテナンスコスト削減に有効な手段になると考えられる．

執筆者近影

上野

正典

産機商品本部
産機技術部-39-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 製品紹介 ]風力発電用軸受
Bearings for Wind Turbine

八 木 壮 一* Souichi YAGI

風力発電はクリーンエネルギとして注目されて急速に普及が進んでいるが，NTNでは軸受の詳細な技術解析と種々の新しい軸受を開発して信頼性と経済性の向上に取組んでいる．この風車の構造と使用される軸受の特長や選定時の留意点などについて解説する．

In 2002, worldwide electricity production was about 31,000MW. This is a 27％ increase over the previous year.
In the past few years, the wind turbine generating system, which emits no carbon dioxide, has gained widespread
acceptance as the cleanest and most environmentally friendly energy. The technical trend for wind turbines is toincrease reliability and efficiency while reducing the cost of operation. The bearings, which are one of the mostimportant components for wind turbines, require designs that optimize reliability and economic efficiency whileconsidering the characteristics of this applications.
This report introduces special characteristics for wind turbine bearings and a method to optimize wind turbine
bearing design.

1.

はじめに

2.

風車の構造と軸受

風力発電による全世界の発電量は，2002年末で約

図1に1〜2MW風車ナセル部を示す．ロータ主軸，

31,000MWに達し、前年度比27%増である．二酸

ギアボックス(増速機)，発電機，ヨーギアボックス(減化炭素を排出せず環境への影響が最も少ないクリーン速機)，その他にヨー旋回座，ブレードピッチ旋回座，

エネルギーとして近年、世界で急速に普及している．

油圧ポンプ等，多くの部位に軸受が使用されている．

風力発電における課題は、設備の信頼性と発電コスト低減など経済性の向上である．風力発電機（風車）を3.

支える重要コンポーネントである軸受は、使用環境を軸受の使用条件十分に考慮し、高い信頼性と経済性の両立を図った最ロータ主軸用軸受は，ブレードとロータを支持して適設計が必要である．軸受の最適設計への取組みと風

回転トルクをギアボックスに伝達する．常に変化する

車用軸受を紹介する．

風によって主軸用軸受に作用する荷重と回転数が大きく変動する．
カットイン風速（発電するために必要な最小風速）
以下では，ロータ主軸はアイドリング状態になり低速，
軽荷重の運転となるが，カットイン以上の発電状態で*産機商品本部-40-

風力発電用軸受

ロータ主軸

ギアボックス（増速機）

ブレード

発電機

ヨーギアボックス（減速機）

図1 風車ナセル
Nacelleは定格回転数に上昇し，荷重も平均的な値となる．さロータ主軸用軸受は，荷重の変動を絶えず受けながらに突風時には大きな荷重がブレード，ロータを経てら始動，加速，減速，停止を不規則に繰返すが，ロー

主軸用軸受に負荷される．主軸用軸受に負荷される荷タ主軸用軸受以外の軸受についても使用部位別に最小重とモーメントを図2に示す．

荷重，平均荷重，最大荷重の各条件について軸受タイ

このような荷重・モーメントと回転数の変動は，主プ，軸受すきま，軸受のころ本数，クラウニング，保軸用軸受と同様にギアボックス用軸受にも負荷され持器など軸受の最適仕様について検討することが重要る．風車用軸受では，軽荷重から突風時の重荷重までである．

幅広い荷重域で運転されることが特徴である．
700kW級風車の23m/s〜25m/sにおける1分間の荷重とモーメントの変動例を図3に示す．
140

FXN

100

（kN）

60

MZN

250

FYN

0
-250

FZN

130

FZN

MXN
100

MYN

FXN

ZN

0

FYN
YN

XN

10

20

30

40

50

280

60（秒）

MXN

（kNm）

220
160
300

MYN

0
-300
200

F ：荷重
M：モーメント

MZN

0
-200
0

10

20

30

40

50

図3 ロータ荷重とモーメント計測値
Measurements of rotor load and moment

図2 ロータ荷重図式
Rotor load schematic

-41-

60（秒）

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

4.

設計時は最大荷重負荷時の軸箱の必要強度と平均荷ロータ主軸用軸受

重負荷時の軸箱の変位を考慮した軸受寿命の検討を行い，贅肉のないスリムな軸箱設計と実用上十分な計算ブレードの回転を増速機で誘導発電機の定格回転数

寿命を満足する主軸軸受を選定する．

に増速する形式の主軸構造と適用軸受を表1に示す．

また，軸箱と外輪軌道面の変形を考慮して，各転動

また，増速機がない同期発電機の主軸構造を表2に示

体荷重を計算し，回転輪と固定輪それぞれの寿命を計

す．

算する．
表1 増速機付き風車の主軸構造と適用軸受例
Wind turbine rotor shaft bearing assembly (with gearbox)
構造図

ブレード側 発電機側
軸受
軸受

SRB
SRB
SRB

SRB
CRB
DTRB

wi
1 Z
QR＝
（QRJ）
Σ
Z J＝1

1/ wi

we
1 Z
（QSJ）
Σ
Z J＝1

1/ we

特徴

QS＝
¡軸受2個使用¡増速機はロータ
シャフトで支持QR , Qs：回転輪,固定輪の平均荷重

Z：転動体個数：定数wi, wep

L R＝（Cn／QR）：回転輪の寿命

SRB

CRB

p
LS＝
（Cn／Qs）：固定輪の寿命¡発電機側軸受が増速機の入力軸
受を兼用-1/e
L＝（LR-e＋LS-e）：軸受としての寿命

Cn ：接触点に対する動定格荷重
p ：玉軸受の場合

SRB

TRRB
DTRB

SRB：自動調心ころ軸受
DTRB：複列円すいころ軸受

CRB―

ころ軸受の場合¡発電機側軸受が増速機の入力軸
受を兼用¡ブレード側軸受
荷重をナセルで支持

e ：玉軸受の場合
ころ軸受の場合

3
10/3
10/9
9/8

軸受タイプとしては，自動調心ころ軸受，円すいころ軸受が主流であるが，ミスアライメントに有利な自¡ロータ軸受を省
きロータ荷重を増速機軸受が負荷する構造

動調心ころ軸受が多く用いられる．主軸のミスアライ
メントは，一般に±0.5°を考慮する必要がある．

NTN自動調心ころ軸受Bタイプは，ころが内輪の中鍔で案内される設計となっているため，最小荷重からCRB：円筒ころ軸受
TRRB：3列円筒ころ軸受

最大荷重まで広い荷重域において，スキューが少なく，安定したトルクと低い発熱での運転が可能となる．図4にNTN自動調心ころ軸受のBタイプとCタイプの構

表2 増速機なし風車の主軸構造と適用軸受例
Wind turbine rotor shaft bearing assembly(without gearbox)
構造図

ブレード側 発電機側
軸受
軸受

造を示す．

特徴

TRRB
DTRB

CRB

¡ダイレクトドラ
イブ
¡外輪回転

SRB
DTRB

CRB
CRB

¡ブレード側軸受
荷重をナセルで
支持
¡内輪回転

Bタイプ

Cタイプ

図4 自動調心ころ軸受BタイプとCタイプ
Spherical roller bearing, B type and C type-42-

風力発電用軸受

また，ロータ主軸用軸受には，ブレード振動やギア

ロータ主軸用軸受外輪と軸箱の変形解析例を図5にボックス振動が加わるためフレッティングコロージョ

示す．軸箱の応力解析に基づき強度確認と軸箱及び軸ンが発生する危険があり，このため軸受選定とすきま

受の変形量，軸受すきまを考慮して軸受寿命計算を行及びはめあいの適正化と適正なグリース選定が重要とって軸受と軸箱の最適化を図る．本解析例は，

なる．

1.5MW風車のものであり径方向の最大変形量は加振試験後の軸受外観例を写真1に示す

0.07mmであった．この変形量と軸受すきまを考慮した軸受寿命計算の結果と軸箱を剛体とした寿命差は5％以内であり，実用上問題のないレベルであった．
この寿命差が大きく短寿命になる場合は，軸箱の設計を変更して剛性を高める必要がある．

（1）内輪内径面のフレッティンク
Fretting on inner ring bore

図5 軸受と軸箱の径方向変形
Bearing outer ring and Pillow Block deformation

5.
（2）内輪軌道面のフレッティング
Fretting on inner ring raceway

ギアボックス用遊星軸受

ギアボックスは入力軸，遊星，低速軸，中間軸，高速軸で構成される．増速機の構造図を図6に，入力軸《加振試験》 軸受：24126CL1
振動加速度：9G
振動回数 ：1000万回
最大面圧 ：1080MPa

や低速軸で使用される総ころ型円筒ころ軸受の外観を
写真2に示す．
また，遊星歯車機構のモデルを図7に示す．

写真1 加振試験結果
Vibration test results-43-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

遊星軸受には，自動調心ころ軸受，総ころ形円筒こ

高速軸

ろ軸受が使用される．遊星軸受の解析モデルでは，軸受の荷重を転動体荷重とし，リングギア側とサンギア
側それぞれの歯車噛合い点を固定して外輪の変形を考
入力軸

慮した軸受寿命の計算を行う．
図8に1.5MWギアボックス用遊星軸受の変形解析

中間軸結果の例を示す．遊星軸受は複列円筒ころ軸受を2個用いた転動体4列の形式で最大変形量は，0.21mm
であった

低速軸
キャリア

遊星軸受

遊星歯車

支持軸受

図6 増速機の構造図
Gearbox for wind turbine

図8 遊星軸受の変位
Deflection of planet bearing

解析結果から軌道輪の弾性変形を考慮した計算寿命
は，各列の間で最大58%の差が生じ，キャリア側列
が他の列に比べ荷重負荷割合が高く計算寿命は短くなることを確認した．軸受の配列を図9に，計算結果を表3に示す．

写真2 NTN総ころ型円筒ころ軸受
NTN Full complement cylindrical roller bearing

キ
ャ
リ
ア
側

遊星
キャリア

1 2

発
電
機
側

3 4

リングギア

図9 軸受配列
Arrangement of bearings

サンギア
（低速軸）

表3 遊星軸受の各列寿命比
Life ratio of each row for planet bearing

図7 遊星歯車モデル
Planetary gear model-44-

軸受列 No

寿命比

1

85

2

143

3

133

4

100

内径φ220mm
複列円筒ころ軸受

風力発電用軸受

ギアボックス用軸受の最大接触面圧（Pmax）は，自として基本静定格荷重の4％以上を推奨している．
潤滑面では，油面上部にある遊星軸受が起動時に潤

動調心ころ軸受の場合は点接触で計算を行い，円筒こ

滑不足にならないような対策が必要である．

ろ軸受では線接触で求める．そして，ミスアライメン

以上より遊星軸受の課題は次の3点に要約できる．

トを考慮した計算を適用して規定する傾向にある．

¡歯車と軸受外輪の弾性変形の影響¡キャリアの捩じれ等による遊星軸受のミスアライ

Pmax＝Krc Km Pline（円筒ころ軸受）

メントの影響Krc ：クラウニング補正係数
Km ：ミスアライメント係数¡ドライスタート（潤滑油不足）の影響

Pline ：最大線接触面圧

これらの特性を十分に考慮した最適軸受の仕様を決定する． NTN では遊星軸受として，これら使用条件

自動調心ころ軸受の最大接触面圧が規定値を超えて下で高負荷容量且つ軽荷重で滑りやかじりに強い鍔設いる場合は，軸受サイズを大きくする必要がある．こ計と軸方向すきまの最適化を図っている．また，特殊の場合，計算寿命は長くなり，最大接触面圧も下げる

熱処理により長寿命化を図っている．

ことが出来る反面，軽荷重において転動体が軌道面を転がりにくくなり，滑りが増加して軌道面の表面損傷

さらに，図10及び図11に示す専用試験機を導入し，が生じる危険がある．そのため NTN では，最小荷重

次世代遊星軸受の開発を推進している．

1990

試験軸受

2150

1450

図10 NTN外輪回転試験機
NTN rotating outer ring test machine-45-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

1850

試験軸受

1400

1300

図11 NTN内輪回転試験機
NTN rotating inner ring tester

6.

発電機用絶縁軸受

7.

ヨーギアボックス用軸受

発電機に使用される軸受では，軸受内部の電流通過

ヨーギアボックスは，小型で大きなトルク伝達が要によるスパーク現象（電食）の防止が信頼性向上に不求されるため，軸受は，コンパクト設計でかつ高負荷可欠である． NTN では，特殊セラミックスの採用と容量が求められる．このため，軌道輪が薄肉のアンギ

溶射方法の改良により絶縁能力と信頼性を確保した単ュラ玉軸受と円すいころ軸受が多く用いられる．
大きなアキシアル荷重を負荷するアンギュラ玉軸受

層式の新製品を開発した．
絶縁抵抗値が100MΩ以上で，絶縁破壊電圧2kV

では，内輪及び外輪の軌道輪溝肩高さを高くすること

以上の絶縁性能を有し，風車用発電機に求められる絶で，許容アキシアル荷重を大きくした特殊設計として縁性能を満足している．

いる．図12にヨーギアボックス用特殊品と標準品の写真3に絶縁軸受の外観を示す．

断面を示す．当該型番では，標準品に比べ約9倍の高詳細は，本号『絶縁軸受「MEGAOHM（メガオームTM）」

い許容アキシアル荷重を確保している．

シリーズ』を参照ください．

標準品

写真3 絶縁軸受
Insulated Bearing

ヨーギアボックス用
特殊品

図12 特殊アンギュラ玉軸受
Special design angular contact ball bearings-46-

風力発電用軸受

円すいころ軸受は長寿命化のため，浸炭窒化処理し

8.

たETA軸受を採用している．

おわりに

ETA軸受は，特殊熱処理により，表層部の残留オ

普及が進んでいる欧米に比べ日本では大気の乱れがーステナイトと炭化物の分散を適正化して熱安定性を大きく，台風・冬期落雷など日本の気象条件に適応し図り潤滑油中の異物に強く耐ピーリング強度の高い長た信頼性の高い風車が求められている． NTN では，寿命軸受である．表4に試験条件を，寿命試験結果を

風車用軸受の信頼性向上に取組んでおり，風車メーカ

図13に示す．

やユーザに安心して軸受を使用して頂ける最適軸受仕

このような対策により， NTN では，コンパクトで様の選定と高品質製品を提供することにより，地球に

信頼性の高い軸受仕様を実現している．

優しい風力発電の発展に寄与します．

表4 試験条件（30206, ETA30206）
Test conditions (30206, ETA30206)
一般潤滑油条件

1．Germanischer Lloyd
Regulations for the Certification of Wind
Energy Conversion Systems
2．B.Schlecht
Moderne Simulationstechniken zur
dynamischen Auslegung von Triebstraengenin Multi- Megawatt-Windenergieanlagen
3．B.Schlecht 他"MULTIBODY-SYSTEM-SIMULATION OF
DRIVE TRAINS OF WIND TURBINES"
4．B.Niederstucke 他
LOAD DATA ANALYSIS FOR WIND TURBINEGEARBOXES

異物混入潤滑油条件(参考)17.64

ラジアル荷重[kN]

2000

-1

回転速度[min ]潤滑油＜参考文献＞

タービン56タービン56+NTN標準異物

累積破損確率（％）

99
80

標準軸受
標準軸受
ETA軸受

50
20
10
5

1
100

101

102

103

寿命（h）

図13

ETA円すいころ軸受と標準軸受の寿命試験結果（異物混入）
Comparison of life of ETA tapered roller bearing andstandard bearing (with contamination)

執筆者近影

八木

壮一

産機商品本部-47-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 製品紹介 ]絶縁軸受

MEGAOHM（メガオームTM） シリーズ
Insulated bearing "MEGAOHM" series

伊 藤 秀 司*Hideji ITO

風力発電システム発電機，汎用モータ，鉄道車両主電
動機用に，低コストな単層式セラミックス溶射絶縁軸受を開発した．
各種使用環境を想定した試験条件下で高い絶縁性能を示し，電食防止に効果を発揮する．
NTN has developed a new ceramic coated insulated bearing that uses a single-layer spray-coated ceramic.
Applications for this bearing include electrical wind turbine generators, general purpose motors, and traction motors
for trains.
NTN recently established the MEGAOHM series of insulated bearings. The MEGAOHM series, includes multi-layer
spray-coated ceramic insulated bearings, the new single-layer type, and the PPS resin coated type.
The new single-layer ceramic coated insulated bearing is introduced below.

1.

まえがき

鉄道車両の主電動機用には，電食防止のため，外輪外径面から幅面にセラミックス溶射，または特殊
PPS樹脂（ガラス繊維配合）を射出成形することにより絶縁被覆した軸受が使用される．
従来のセラミックス溶射は多層（3層，2層）構造であるが，今回，風力発電システム発電機を初め，汎用モータ，鉄道車両主電動機に適用可能な，低コストな単層式セラミックス溶射絶縁軸受（図1）を開発したので，評価試験結果を主体にその内容を紹介する．
深溝玉軸受

なお， NTN では，従来の多層式セラミックス溶射
絶縁軸受と特殊PPS樹脂皮膜絶縁軸受に加えて，今

図1 単層セラミックス溶射絶縁軸受
Single layer ceramics coated insulation bearing

回開発した単層式セラミックス溶射絶縁軸受を，高い絶縁性能を有する『MEGAOHM（メガオームTM）シリーズ』として設定した．

*産機商品本部

円筒ころ軸受

産機技術部

-48-

絶縁軸受 MEGAOHM（メガオームTM） シリーズ

場合，温水浸漬によりクラック部に水分が浸入し，絶2. 単層式セラミックス溶射絶縁軸受の特徴

縁抵抗値が低下する．なお，絶縁抵抗値は図3の装置

1．寸法的には標準軸受と互換性があるを用いて測定した．

2．対象軸受：深溝玉軸受，円筒ころ軸受を初め，（試験結果）
落下時の衝撃部に若干の当たり跡は認められるもの

各種軸受の，温水浸漬後の絶縁抵抗値は1000MΩ以上を示し

3．絶縁性能た．

絶 縁 抵 抗 値：100MΩ以上（500V印加 20℃）
絶縁破壊電圧：2KV以上（AC60Hz）

3. 2 組立て・分解試験
絶縁軸受が使用される用途の中には定期検査時に軸3. 単層式セラミックス溶射絶縁軸受評価試験

受の取外し，再組立が繰返し行われるケースがある．
この際にセラミックス溶射層に異常が発生しないかを

3. 1 落下衝撃試験

確認するため，軸受（6316）の組立て・分解を繰返

取り扱い時の衝撃荷重を想定して落下衝撃試験を行い，絶縁性能面への影響を確認した．

し，性能劣化を調査した．

（試験方法）（試験方法）

軸受（6316）を図2の要領で50mmの高さから

図4の装置を用い，組立て分解を5回繰り返した後，自然落下させた後，温水浸漬（80℃の温水に1時間

温水浸漬後の絶縁抵抗値の変化によってセラミックス浸漬）し，絶縁抵抗値の変化によってセラミックス溶

溶射層の異常有無を確認した．なお，実機では使用グ

射層の異常の有無を確認した．クラック等が発生した

リースをセラミックス表面に塗布することを推奨しているが，今回の試験ではグリースを塗布しない，過酷な条件で実施した．
軸受外径と装置内径とのはめ合いはφ170寸法で36μｍタイトである．

（試験結果）
試験後のセラミックス溶射表面には外観上異常は認
められなかった．又，温水浸漬試験後の絶縁抵抗値は50mm

1000ＭΩ以上を示し，溶射層も破損しないことを確
認した．
金属板

図2 落下衝撃試験
Schematic of drop test
圧入
絶縁抵抗計

図3 絶縁抵抗測定用装置
Measurement of insulation resistance

図4 組立て分解試験
Mounting and dismounting test

-49-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

3. 3 湿潤試験（試験結果）

軸受の使用環境を想定し，温度・湿度変化による絶条件1，2試験品共に試験後のセラミックス溶射表

縁性能変化を確認した．

面には外観上異常は認められなかった．又，温水浸漬
試験後の絶縁抵抗値は1000ＭΩ以上を示し，溶射層（試験方法）

も破損しないことを確認した．

軸受を恒温・恒湿槽に入れた状態で下記条件を10

3. 5 回転性能試験

サイクル実施した．
温度40℃，湿度85％：2時間

セラミックス溶射層は軸受鋼より熱伝導性が低いこ
1サイクルとから，実際の軸受回転時における放熱性を確認した．

温度25℃，湿度50％：0.5時間（試験方法）

試験数は4個

条件1：試験軸受型番：6316（試験結果）

試験装置：図5による
ラジアル荷重：3920N

初期に1000MΩ以上を有していた軸受が10サイ

回転速度：1000，2000，3000，

クル後の直後に絶縁抵抗値を測定した結果，最小値で180MΩを示す軸受があった．その後自然放置後に4000，5000 min-1

絶縁抵抗値を測定するといずれの軸受も1000ＭΩ以

グリース：ユニマックス R No.2

上を示した．高湿度環境に繰返しさらされるとセラミグリース封入量：軸受空間容積の30％
条件2：回転速度4000 min-1耐久

ックス表面に結露が生じ表面抵抗値が低下することが判り軸受取り扱い上，高湿度に注意しなければならな＊回転速度以外の条件は条件１と同一いことが判った．

（試験結果）
3. 4 熱劣化試験

条件1試験の各回転速度の温度を表1に示す．
条件2試験2200hr時の温度を表2に示す．

軸受使用温度変化を想定し，急激な温度変化による絶縁性能変化を確認した．

表1 条件1：回転性能試験結果（各部の温度
Temperature rise test (˚C)

（試験方法）

回転速度

条件1：軸受を熱衝撃試験機に入れた状態で下記条件を20サイクル実施した．
1hr

130℃

0.5hr

1hr

0.5hr

min-1

℃）

1000

2000

3000

4000

5000

外輪母材（軸受鋼）
31.9
表面温度（1）

33.8

37.2

39.6

43.5

セラミックス
表面温度（2）

31.6

33.5

37.0

39.4

43.3

（1）−（2）
内輪温度

0.3
31.3

0.3
36.5

0.2
41.3

0.2
44.8

0.2
49.7

＊各回転速度の温度は外輪母材（軸受鋼）表面温度とセラミックス表面
温度差が最も大きい時の値である．
時間

常温

表2 条件2 回転試験結果（各部の温度
Bearing endurance test (˚C)

-30℃
1サイクル

試験経過時間 hr
外輪母材（軸受鋼）
表面温度（1）
セラミックス表面温度（2）（1）−（2）内輪温度

条件2：軸受を恒温槽に入れた状態で160℃×2200時間放置

-50-

2200
39.2
39.2
0
43.9

℃）

絶縁軸受 MEGAOHM（メガオームTM） シリーズ

¡セラミックス表面温度測定部¡外輪母材温度測定部※外輪母材温度はセラミックス表面温度測定部より
45°
位相部のセラミックスを除去し測定
サポート軸受¡内輪温度測定部

試験軸受（6316）

Fr
図5 回転試験装置
Test rig4.

まとめ

本稿では風力発電システム発電機に適用できる単層式セラミックス溶射絶縁軸受について紹介した．各種の使用環境を想定した試験でもセラミックス層における絶縁性は高い性能を示し，又回転試験においても外輪母材とセラミックス表面の温度差は1℃以下であり十分な熱伝導が確認され回転性能にも問題がないことを確認した．本軸受が電食防止に十分貢献できるもの
と考える．

執筆者近影

伊藤

秀司

産機商品本部
産機技術部-51-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 製品紹介 ]新高負荷容量プレス保持器付き針状ころ
New High-Capacity HWTJ Type Pressed Cage and Needle Roller Assemblies

阿 部 克 史* Katsufumi ABE

保持器付き針状ころはコンパクトで定格荷重の大きい軸受であるが，ころの保持方法を工夫することにより，ころ本数を20〜30％，静定格荷重を20〜35％増加した新タイプの軸受を開発した．この軸受の構造，機能について紹介する．
Needle roller bearings offer compact size, large basic load ratings, and high rigidity compared to ball bearings.
Because of these properties, the use of cage and needle roller assemblies assists our customers with size and weight
reduction of their products.
In recent years, customers have called for bearings that have ever-increasing capacity. In response, NTN created a
new high-capacity pressed cage and needle roller assembly as the HWTJ Type. Compared to the standard design, thenumber of rollers was increased by 20 to 30% and basic load rating by 20 to 35%. This bearing series satisfies therequirements of large basic load rating, long life under severe operating conditions, and high rigidity.
This report introduces the structure and the performance of the new high-capacity HWTJ Type pressed cage andneedle roller assembly.

1. まえがき
ニードル軸受は，玉軸受等に比べスペースをとらな

進む中，軸受に対してもさらなる高負荷容量化（コンい上，負荷容量が大きく剛性が高いという特長を有しパクト化）が強く望まれている．現在，このような部ている．保持器付き針状ころは，保持器でころが脱落

位には，M型の削り保持器（PKタイプ）が多く使用しないように組み付けた構造で内輪や外輪を用いず，されている．（図1，写真1参照）

軸やハウジングを直接軌道面として用いる軸受であNTN は，Ｍ型保持器に対しころの充填率を飛躍的る．このため，ニードル軸受商品の中でも最もコンパに向上させた新高負荷容量プレス保持器付き針状ころ

クトで軽量な設計が可能で，機械の小型化に適した商（HWTJタイプ）を商品化した．
（図2，写真2参照）品である．

本軸受は，軸受に必要な性能（円滑な回転運動・耐

この保持器付き針状ころは，建設機械の走行減速機

久性など）を損ねることなく大幅な負荷容量の向上をやショベルの旋回減速機の遊星減速部，産業ロボット

図り，過酷な条件下での長寿命・高剛性を実現したのアーム関節部の遊星減速機用軸受として数多く採用さでここに紹介する．

れている．近年，コンパクト化や高機能化が飛躍的に*自動車商品本部 ニードル軸受技術部-52-

新高負荷容量プレス保持器付き針状ころ

A

A

B

外側柱

外側柱

B

内側柱

内側柱（保持リング）

B―B矢視

A―A矢視

図1 PKタイプ
PK type

図2 HWTJタイプ
HWTJ type

写真1 PKタイプ
PK type

写真2 HWTJタイプ
HWTJ type

大幅に向上させた．表1に従来品（PKタイプ）との軸

2. 新高負荷容量プレス保持器付き
針状ころの特徴

受仕様比較例，表2に従来品との性能比較を示す．

構成部品が保持器ところの2種類しかない保持器付
表1 従来品との軸受仕様比較例（比較サイズ：内径φ46×外径φ66×幅22.8）
Comparison of bearing specifications

き針状ころにおいて，さらなる高負荷容量化を実現する方法は，ころの本数を増やすことである．しかし，開発品（HWTJタイプ） 従来品（PKタイプ）

従来のM型形状（図1参照）の保持器ではころの脱落防止のために内径側に柱があり，このためころ間の寸法が必然的に大きくなってころ本数を増やすことに限界があった．
この「高負荷容量」と「ころの脱落防止」という相ころ本数（本）1612ころ長さ（mm）

1818

基本動定格荷重
（kN）

84.0

67.5

基本静定格荷重
（kN）

98.5

73.5

反する課題を解決するため，新高負荷容量プレス保持器付き針状ころでは，構成部品を保持器ところ及び合表2 従来品との性能比較（一般比較値）
Comparison of general performance

成樹脂製保持リングの3種類とし，保持器形状の変更

項

やころを保持リングで保持する方法に変えることで，目

1 ころ本数2 静定格荷重（衝撃荷重）
3 動定格荷重
4 軸受計算寿命
5 剛性

ころの充填率を従来に比べ20〜30％向上させ課題を克服した．
これにより，「 負荷容量（基本静定格荷重）」を20〜35％向上させるとともに「剛性」や「軸受寿命」なども
-53-

従 来 比
20〜30％向上
20〜35％向上
15〜25％向上
1.5〜2倍15〜25％向上

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

4. 1. 2 試験条件

3. 主な技術開発のポイント

ラジアル荷重：37.7kN（動定格荷重Cr の45％）
回転速度：1560 rpm

ある．

潤滑剤

：グリース

1 ころ脱落防止

L10計算寿命 ：152時間

本軸受の設計上のポイントを整理すると下記2点で（参考：同一サイズのPKタイプの場合：59.8時間）

保持器内側に合成樹脂製の保持リングを設け，ころの内側への脱落を防止する．

4. 1. 3 試験結果

2 高負荷容量の実現（ころの本数増加）
ころ保持用の柱を内径側及び外径側に移動し，こ図4に寿命試験結果を示す．主に破損は軸の剥離でろの本数を増やす上で障害となっていたPCD付近

L10計算寿命152時間に対し178時間の寿命であり軸の柱をなくした．

受機能上，問題ないことを確認した．

4. 性能評価99

累積破損確率（％）

性能評価として，軸受寿命試験，保持器及び保持リ
ング強度試験を実施した．ここでは，その機能評価結果の一部を紹介する．

4. 1 軸受寿命試験

80
50
20
10
5

試験は，図3に示すNTN2〜4トンラジアル荷重試
1101

験機を用いた．

102

103

図4 軸受寿命
Rolling contact fatigue life of bearing

4. 1. 1 軸受仕様
軸受サイズ：内径φ46mm×外径φ66mm×幅22.8mm
ころサイズ：直径φ10mm×長さ18mm
こ ろ 本 数：16本

負荷レバー

試験軸受

図3 2〜4トンラジアル試験機
2〜4ton radial load test machine

-54-

104

新高負荷容量プレス保持器付き針状ころ

4. 2 保持器及び保持リングへのころ乗り上げ確認

4. 3. 1 計算条件

本軸受の適用箇所として建設機械等の遊星減速機が軸受サイズ：内径φ46mm×外径φ66mm×幅22.8mm

ある．この場合，軸受は正逆回転運動を行う．M型削ころサイズ：直径φ10mm×長さ18mm

り保持器では，PCD付近にころを案内する柱が存在

こ ろ 本 数：開発品16本／従来品12本

するが，本軸受は保持器の柱がころ外接近傍にあり，

荷

重：1, 5, 10, 50, 100 kN

保持リングの柱が内接近傍にあるため，正逆回転運動

4. 3. 2 計算結果

にてころが柱へ乗り上げることがないかなどを揺動試
験条件下にて機能確認を実施した．軸受は前述の寿命

図5に剛性比較計算結果を示す．開発品の軸受剛性試験と同じ仕様のものを用い，試験にはクロスジョイ

は従来品に対して約20％高くなる結果を得た．

ント耐久試験機を用いた．軸受廻りの構造は，図3の2〜4トンラジアル荷重試験機と同様である．
軸受剛性（×106N/mm）

1.8

4. 2. 1 試験条件
ラジアル荷重：37.7kN（動定格荷重Cr の45％）
揺動角：±720°

揺動サイクル速度：48 cpm
潤滑剤

：グリース

試験回数

：100万回

1.6

開発品
従来品

1.4
1.2
1.0
0.8

4. 2. 2 試験結果

0.6
0.1

表3に試験結果を示す．ころが保持器の柱及び保持

1

10

100

1000

荷重（×103N）

リングの柱へ乗り上げることなく，実績評価試験基準

図5 剛性比較結果
Comparison of rigidity

１00万回以上を問題なく運転することができた．
表3 試験結果
Test results
サイクル
回数

試験後外観
保持器・保持リング

5. あとがき

ころ・軸・外輪

No.1

100万回 各部品とも乗り上げ
各部品とも問題なし
サスペンド の傾向なし

No.2

172万回

本開発では，保持器付き針状ころを保持器・ころ・
保持リングの3種類の部品構成とし，さらに保持器は各部品とも乗り上げ 外輪に剥離発生．
の傾向なし
ころ・軸は問題なし

厚板材をプレス加工することで，高負荷容量でコンパクトな『新高負荷容量プレス保持器付き針状ころ』を開発した．

4. 3 軸受剛性

今後もさらなる高負荷容量化，小型化を追求した商

本軸受は，従来品に比べ主要寸法を変えることなく，品の開発を進めていきたい．

ころ本数を20〜30％増加することができたために，今まで軸受サイズを変更しなければ使用できなかった
アプリケーションに置き換えが可能となった．また同
執筆者近影

じ負荷荷重の場合でも軸受の変形が小さいため装置として高精度な製品に仕上げることができる．
軸受剛性について，開発品と従来品の比較を NTN
技術計算プログラムを用いて算出した．

阿部克史

自動車商品本部
ニードル軸受技術部-55-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 製品紹介 ]プレミアムシェルTM 軸受
Premium Shell

赤 松 英 樹* Hideki AKAMATSU
外輪を薄肉のプレス製鋼板としたシェル形ラジアル針状ころ軸受は，外輪をもつ軸受としては最も断面高さが小さく，省スペース化とコスト削減が可能である．
これまで，さまざまなアプリケーションに対してNTNは独自技術を織り交ぜながら対応してきた．プレミア
ムシェルTMはこれらの技術を結集したNTNの次世代標
準シェル形ラジアル針状ころ軸受である．
The drawn cup needle roller bearing has an outer ring which is precisely drawn from a thin steel plate. Of all bearings
with outer rings, drawn cup needle roller bearings have the smallest section height, which enables space and costsaving.
NTN has applied this technology to many applications.
NTN's next generation Premium Shell bearings are standard drawn cup needle roller bearings to which NTN has
applied of NTN that concentrates this technology.

1.

はじめに

針状ころ軸受は，断面高さが小さく，他の形式の転また，自動車用途を中心に長寿命化，省燃費化，高がり軸受に比べそのスペースの割に負荷容量と剛性が出力化等の要求が高まっており，このような要求に対大きいことから，自動車用途を始めとしてあらゆる分

しては，標準軸受をベースにニーズに応じた特殊仕様

野に使用されている．特にシェル形ラジアル針状ころを盛り込んで，これらの要求を達成してきた．

軸受（以下，シェル軸受）は，外輪にプレス製鋼板を今回，グローバルな対応を行うために，これらの特使用しており，外輪を有する針状ころ軸受の中でも特殊仕様の一部を標準仕様として織り込み，長寿命・耐に断面高さが小さいことに加え，コストパフォーマン

荷重性向上・組込み性向上仕様を採用し NTN 標準シスに優れている．さらにハウジングに圧入して使用すェル軸受となるプレミアムシェルTM を開発した．

ることから，軸方向の抜け止めを省略できるメリット

本稿では，その特長，設計思想及び評価試験結果をがある．この特性を活かし，今までソリッド形針状こ紹介する．

ろ軸受を使用していたアプリケーションへも適用範囲を拡大している．

*自動車商品本部 ニードル軸受技術部-56-

プレミアムシェルTM 軸受

2.

特徴

以下にプレミアムシェルTM の特徴を示す（図１）．
■外輪材質，熱処理■保持器仕様の統一

V型溶接保持器の採用

クロムモリブデン鋼浸炭■外輪形状

チャンファ形状最適化
外径母線形状最適化【内部硬度向上】【通油性の向上】（内接円径4mm以下は樹脂）■熱処理，表面処理【組込性向上】

軟窒化又は浸炭■ころ転動面形状【保持器摩耗強度向上】

クラウニング追加【エッジ応力の緩和、長寿命化】■外輪鍔寸法■ころ熱処理鍔内径寸法の拡大

特殊熱処理追加【通油性向上】【長寿命化】
プリ・ベント仕様の採用拡大【軸箱組込み方向性なし】【長寿命化】
図1 プレミアムシェルTMの仕様
Specification of Premium Shell

2. 1 長寿命プレミアムシェル TM では，下記の改良により軸受
接触面圧

現行標準品

寿命の向上を図った．

1 ころのクラウニングを標準仕様として採用
取り付け誤差，重荷重により生じるころ端部のころ有効長さクラウニングなし

応力集中（エッジロード）が緩和され，標準仕様

取付誤差なしで幅広い条件に対応可能である．図2に，現行標
接触面圧準品とプレミアムシェルTM のころの接触面圧計算
結果を示す．

2 ころの特殊熱処理を標準仕様として採用

プレミアムシェルTM

特殊熱処理とは，特殊浸炭窒化処理を行なうことにより，焼戻軟化抵抗性を高めるとともに，応ころ有効長さクラウニング付

力集中の緩和作用のある残留オーステナイトを増取付誤差なし加させたものである．
接触面圧

この効果により，プレミアムシェルTM は現行標準品に対して3倍（清浄油下）の長寿命が確認さプレミアムシェルTMれた（図3，図4）．

3 プリ・ベント仕様の採用（一部対象外あり）
ころ有効長さプリ・ベント仕様（後述する特殊製法：特許取クラウニング付

取付誤差あり得済）を採用した軸受は，熱処理条件の最適化に
図2 クラウニングの差による接触面圧の比較
Calculation result of contact surface pressure

より，さらに寿命が向上する．

-57-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

試験軸受
給油
排油
内輪 IR17×22×26

累積破損確率%図3 試験装置概略
Bearing life test rig
現行標準品
プレミアムシェルTM

95
90
80
70
60
50
40
30

試験軸受：（現行）HK2216C（プレミアムシェルTM）HK2216F
負荷容量：（現行）13.6kN （プレミアムシェルTM）13.2kN
試験荷重：6.82kN《約 0.5C》
回転速度：10000 min-1
潤滑：タービン#46
潤滑方法：循環給油

20
10
5

2

3

5

7

1
1
10

寿

2

3

命

h

5

7

1
102

2

3

図4 寿命試験結果
Bearing life test results

4 Ｖ型溶接保持器の採用（一部対象外あり）
保持器の形状をＶ型形状とすることで，従来のＵ型形状に比べてころ中心径付近にころ案内部を設定でき，運転中のころの挙動が安定する．また，保持器鍔
部を潤滑油の流入・排出を妨げ難い形状とできることから通油性向上にも貢献
し，潤滑面でも有利となる．
図5に外観を示す．
保持器の熱処理については，軟窒化処理（プリ・ベント仕様は浸炭焼入焼戻）

現行標準品の一例
Ｕ型プレス保持器

プレミアムシェルTM
Ｖ型溶接保持器を標準仕様とし，耐摩耗性及び強度の向上を図った．

図5 保持器の外観比較
Cross section of current and premium cages-58-

プレミアムシェルTM 軸受

2. 2

静的許容荷重の向上

2. 3

初期圧入力の低減と圧入力の安定化

1 組み込み性の改善

外輪材質にクロムモリブデン鋼（JIS SCM）を採用
内部硬度が向上することで，重荷重条件での使

シェル軸受は通常ハウジングへ圧入し使用す用範囲が拡大した．

る．

現行標準品とプレミアムシェルTM の比較を行な

プレミアムシェルTM では，チャンファと外径面った静的荷重試験方法を図6に，その結果を図7の繋ぎ部形状を最適化することにより初期圧入力に示す．

の低減と，圧入力の安定性の向上を図った．

プレミアムシェルTM は S0 換算2.0の荷重におい

図8に圧入試験結果を示す．

ても永久変形を起さないため，現行標準品 S0 ≧3
に対し，プレミアムシェル TM S 0 ≧2（許容荷重50％向上）での使用が可能である．

10注） S0（安全率）＝静定格荷重／ラジアル荷重

現行標準品
プレミアムシェルTM

98

保持器にころを3本等配バックアップ
SUJ2 ずぶ焼き

供試軌道輪

kN

φ3×7.8
ころ3本

6

圧入力

7

荷重

5 初
期
4 圧
入
3 力
2

1.8

1
0
0

図6 静的強度の比較試験方法
Static load test condition

現行（JIS SPC）

永久変形量総和（μm）

16

プレミアムシェルTM（JIS SCM）

15

2

4

6
8
10
圧入量 mm1214

軸受：（現行）HK2216C（n=2） （プレミアムシェルTM）HK2216F
軸箱材質： 鉄系
はめあい： 標準カタログ推奨値

20
18

0.5

図8 圧入力の比較
Fitting test result

14
12
10

2 プリ・ベント仕様は組み込み方向性なし

8

従来のシェル軸受の製造工程は，熱処理を行な

6った外輪の縁曲げ側鍔部を焼き鈍した後に保持器

4
1.4
4
0

0.43

1

ところを組み込み，非分離とするために，縁曲げ0条件を行なっている．（図9）このため，縁曲げ側鍔部

2は硬度が低く，この部分を押してハウジングへ圧入することは強度面で望ましくない．

軌道輪材質：（現行）JIS SPC浸炭（プレミアムシェルTM）JIS SCM浸炭

プリ・ベント仕様を適用したシェル軸受は，外輪に保持器ところを組み込み，縁曲げを行った後

軌道輪形状：板厚 １mm，平板
ころ：φ3×7.8mm，3本，クラウニング
試験荷重 ：1 9.74kN
Pmax：1 3.9GPa
S0 換算：1 1.5で熱処理を行なうため，縁曲げ側鍔部の硬度は外2 7.31kN
2 3.4GPa
2 2.0

輪の他の部分と同等となる．これにより従来のシ
ェルと比較して縁曲げ側鍔部の強度が向上し，ハウジングへの圧入方向性をなくすことが可能とな

図7 静的強度の比較
Comparison of static load test results

った．
-59-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

外輪熱処理↓
縁曲げ部焼き鈍し↓ころ，保持器組込み↓
縁曲げ

未熱処理外輪にころ，保持器組込み↓
縁曲げ↓
Assyで熱処理

焼き鈍し（1）従来のシェル軸受
Standard method（2）プリ・ベント仕様
Pre-bent method

図9 縁曲げ工程
Process of hem bending

表１．プレミアムシェルTM 一覧
NTN Premium Shell products
主要寸法 (mm)
内接円径
Fw
3
4
5
6
7
8
9

10
12
13
14

15

16
17
18

20

22

外径
D
6.5
8
9
10
11
12
13
13
14
14
14
16
18
19
20
20
21
21
21
22
22
22
23
24
24
26
26
26
26
28
28
28

幅
B
6
8
9
9
9
10
10
12
10
12
15
10
12
12
12
16
12
16
22
12
16
22
12
12
16
12
16
20
30
12
16
20

形
現行カタログ品名
HK0306T2
HK0408T2
HK0509T2
HK0609T2
HK0709HK0810C
HK0910HK0912
HK1010HK1012
HK1015
HK1210HK1212
HK1312
HK1412
HK1416
HK1512
HK1516
HK1522ZWD
HK1612
HK1616
HK1622ZWD
HK1712
HK1812
HK1816HK2012C
HK2016
HK2020C
HK2030ZWD
HK2212HK2216C
HK2220C-60-

番

プレミアムシェルTM品名
HK0306FT2
HK0408FT2
HK0509FM
HK0609FM
HK0709FM
HK0810FM
HK0910FM
HK0912F
HK1010FM
HK1012F
HK1015F
HK1210FM
HK1212FM
HK1312FM
HK1412FM
HK1416F
HK1512FM
HK1516F
HK1522ZWFD
HK1612FM
HK1616F
HK1622ZWFD
HK1712FM
HK1812FM
HK1816F
HK2012FM
HK2016F
HK2020F
HK2030ZWFD
HK2212FM
HK2216F
HK2220F

樹脂保持器
樹脂保持器
プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様

プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様

プリ・ベント仕様

プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様
プリ・ベント仕様

プリ・ベント仕様

プレミアムシェルTM 軸受

3.

まとめ

プレミアムシェル TM 軸受は，現行標準品に比べ長寿命・高機能で，これまで特殊仕様で対応していた部位へも適用可能である．
現在，HKシリーズの内接円径φ3mmからφ22mmまでの32形番についてシリーズ化しているが（表1）
今後，本仕様の適用拡大を図っていく．

執筆者近影

赤松

英樹

自動車商品本部
ニードル軸受技術部-61-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 製品紹介 ]HDD用動圧ベアファイトユニット
Hydrodynamic BEARPHITE Unit for HDD

楠

清 尚*

Kiyotaka KUSUNOKI

ハードディスク装置はパソコン向けが中心であったが，今後は民生用として用途が拡大すると期待されている．
ハードディスク駆動用スピンドルは，記憶容量の増加に対応するためNRROの改善や，コンシューマ用途に必要な耐衝撃性，静音性の要求に対応するため，流体動圧軸受の採用が急速に進んでいる．
当社は動圧軸受を小型で回転精度の要求される箇所に適した軸受として注目し，開発を進めてきた．HDD用に技術課題を克服し，昨年から動圧ベアファイトユニ
ットの量産を開始したので，その概要を説明する．
Hard disk drives are used mainly as storage systems in personal computers, and it is expected that consumer usage
will continue to grow in the near future. In order to increase the storage capacity on hard disk drives, the NonRepeatable Run Out (NRRO) needs to be decreased. In addition, requirements for shock endurance and low noise
have led to the rapidly increasing use of hydrodynamic bearings for hard disk drive spindles.
Hydrodynamic bearings are suitable because of their compact size and rotational accuracy.
NTN has long been working on the hydrodynamic bearings to solve these HDD problems, and mass production of
the BEARPHITE unit began last year. The details of this bearing are explained below.

1.

はじめに

ハードディスク装置（以下HDDという）は，面記

憶容量の増加に対応するためのNRROの改善や，新し録密度が年間100％の割合で増加しており，1枚ディい用途に必要な耐衝撃性，静音性の要求に対応するた

スクで記憶容量80GB（ギガバイト：10億バイト）

め，流体動圧軸受の採用がこの2年間で急速に進んでの製品が登場した．HDDは記憶容量当りの単価が最いる．

も安価で，データ転送速度が速いため，多くの記憶デ

当社はかねてから動圧軸受に注目し，開発を進めてィスク媒体のなかで主流の地位を確かなものにしていきたが，いくつかの課題を克服し，軸受部に多孔質含る．用途も，パソコンやサーバが大半を占めていたが，油軸受を採用した動圧ベアファイトユニットがHDD

コンシューマ（一般消費者）向け機器（HDD，レコに採用され，量産を開始することができた．以下にそーダ，カーナビゲーション，ゲーム機）への搭載も始の概要を説明する．

まっており，今後も市場は拡大すると予想される．
ハードディスク駆動用スピンドル（以下HDスピン
ドルという）は，転がり軸受が使用されてきたが，記*流体動圧軸受事業部-62-

HDD用動圧ベアファイトユニット

2.

がり接触する構造上，部品の形状誤差の影響を押える軸受の分類，特長改善策を施しても，限界に達してきた．また家庭用には静音化，モバイル用には耐衝撃性能も要求されるた

2. 1 HDDと軸受特性
HDスピンドル用軸受は価格も含め取扱いの容易

め，転がり軸受から動圧軸受への切替えが進んでいる．

さ・信頼性から，NRRO改善対策を主眼に専用設計しHDDの要求特性と各軸受の特徴をまとめ，表1に示す．機能面で比較すると，NRRO・高速回転・静た転がり軸受が使用されてきた．
動圧軸受は，軸と軸受の間に保持された潤滑油を動音・耐衝撃で動圧軸受（動圧ベアファイトユニットを圧溝によって引き込み，高い油膜圧力を発生させて荷含む）が，剛性・信頼性で転がり軸受が優位にあり，重を受け，両者を非接触状態で回転支持する．油膜のトルクはほぼ同等である．また動圧ベアファイトユニ

平均効果によって，軸と軸受の形状成分（真円度，面ットは，軸受スリーブが多孔質材で内部に潤滑油を含粗度）の影響が減少するため，高い回転精度（NRRO）

油しており，絶えず軸受すきまに潤滑剤が供給されるが得られる．このため，小型で高い回転精度を要求さため焼き付かず，信頼性で通常のソリッド（金属）タ

れるHDD用に適した軸受と考えられ，電機・軸受各

イプの動圧軸受に勝る．

社で開発が進められてきた．しかしゲージ模範に近い

2. 2 潤滑油

部品精度と，ミクロン精度の動圧溝加工（ヘリングボーンまたはスパイラル）が必要なため，転がり軸受と潤滑油は，転がり軸受の転動体に相当する機能を要比較し高価な軸受になること，及びサドンデスと呼ば求されるため，重要な構成要素である．下記の特性がれる急な焼付き現象による信頼性の問題のため，大量要求されるが，現在は潤滑性能を重視して，エステルに普及するには至らなかった．

系基油に添加剤を加えて性能改善したものを使用している．

近年，記録密度向上に伴い，ハードディスクのトラ1 優れた潤滑性能：起動停止時の軸と軸受の金属接

ックピッチはますます狭くなり，数10nmとなってい触状態を改善する．

る．ヘッドはサーボ特性の関係で低周波のRRO（繰2 シール性能：表面張力が大きく比重が小さくて軸り返し振れ）には対応できるが，不規則な周波数の受内から漏れにくいこと．

NRRO（非繰り返し振れ）には追随できないため，

3 温度−粘度特性が良い：温度変化による，トル

HDスピンドルに対するNRROの改善要求がますますク・剛性の変化を押える．

厳しくなっている．転がり軸受は転動体が転走面を転4 低蒸発性能：長期間使用しても，潤滑油が減少しない．

表1 要求項目と特長
Requirements and characteristics

5 低トルク性：軸受剛性を満

HDD要求項目 軸受要求項目 転がり軸受 動圧軸受 動圧ベアファイト
ユニット

主な用途

△
△
○
○
○
◎
◎

パソコン，サーバ
サーバ
コンシューマ
モバイル
モバイル
全般

高記憶容量
静音
低消費電流
耐衝撃性
信頼性
剛性

NRRO
高速回転性
静音性
低トルク性
耐衝撃性
耐焼付性
剛性

○
○
◎
○
◎
△
△

○
○
◎
○
◎
○
△

注1）動圧軸受は軸受がソリッド（金属），動圧ベアファイトユニットは軸受が多孔質材

表2 軸受仕様（例）Bearing specifications
項 目
ラジアルNRRO
高速回転性
静音性
低トルク性
耐衝撃性
耐焼付性

現行仕様→要求仕様
0.05μm → 0.03μm
10,000min-1 → 15,000min-1
30dB → 20dB
5mN･m → 3.5mN･m（-10℃）
300G → 1,000G
設計寿命7年，
起動停止10万回

備 考
記憶容量40→80→120GB
20,000min-1（サーバ用）
2.5型以下のノートパソコン，モバイル用
2.5型以下のノートパソコン，モバイル用-63-

足するとともに低粘度である
こと．

2. 3 要求仕様
HDスピンドルに要求される軸受仕様（例）を表2に示す．

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

3.

構造

3. 1 軸受ユニットの構造
HDスピンドル用動圧ベアファイトユニットの構造ため，軸が浮上する．ただし，軸はラジアル荷重の負を図1に示す．構成部品は軸，動圧ベアファイト製軸

荷方向に対し，回転方向に進んだ位相で最大偏心する

受スリーブ（以下軸受スリーブという），ハウジング，特長がある．

スラストブッシュの4点である．

3. 2 HDDの構造

ラジアル軸受として，軸側には2ヶ所の円筒部を設けている．軸受スリ−ブ内径面の，軸円筒部とミクロ

HDDの構造を図3に示す．動圧ベアファイトユニ

ンオーダのすきまを介して対向する位置に，ヘリング

ットの軸上端にはロータマグネットを接着し，ハード

ボーン（にしん骨）形状の動圧溝が2ヶ所設けられてディスクを搭載するハブが圧入されている．ハウジン

いる．動圧軸受の加工精度のばらつきで，軸受内に負グ外径は，ステータコイルや制御用基板が取り付けら圧が生じないよう，上側ヘリングボーン溝の溝幅に対れたブラケットに接着し，HDスピンドルを形成して策を施している．

いる．ベースにはヘッドを支持するアクチュエータ

スラスト軸受は，軸端面に設けたフランジ両面を，（ピボット軸受とボイスコイルモータ）が取り付けら

スパイラル形状のスラスト動圧溝を設けた，軸受スリれており，ハードディスク上の記録位置の検出を行いーブ下側端面とスラストブッシュ上側端面でミクロンながら，信号の書き込み・読み取りを行っている．

オーダのすきまを介して挟み込み，形成している．
動圧軸受ユニットの軸がハウジングから出る個所
は，軸外径とハウジング内径をテーパ形状としたシール構造となっている．停止時は潤滑油をその表面張力で保持して漏れを防止し，回転時は潤滑油を遠心力で軸受内に引き込み，飛散を防止する構造になっている．
軸が回転すると，図2に示すように動圧溝のポンプ
効果で潤滑油がひきこまれ，高圧の油膜が形成される

フランジ付き軸
シール部
軸受

軸：偏芯して浮上

動圧
ベアファイト製
軸受スリーブ

ハウジング

スラスト
ブッシュ

軸受すきま
ラジアル軸受動圧作用による
油膜形成

平均効果：
軸と軸受の形状の影響をならす
非接触のためトルクむらなし

動圧作用による
圧力分布

スラスト軸受高い回転精度

図1 動圧ベアファイトユニット構造
Structure of hydrodynamic BEARPHITE unit
(longitudinal cross section)

図2 動圧ベアファイトユニット構造（ラジアル断面）
Structure of hydrodynamic BEARPHITE unit
(radial cross section)-64-

HDD用動圧ベアファイトユニット

カバー

ヘッド

アクチュエータ

ハードディスク

書込・読出し用
プリアンプ
HDスピンドル
ベース

絶縁物
プリント配線板

図3 HDDの構造
Structure of HDD

4.

理論と測定値

4. 1 理論計算
動圧ベアファイト製軸受スリーブの多孔性と，ラジアル軸受・スラスト軸受間の潤滑油の流体連成を考慮

P, atm

し，無限大溝理論を利用した動圧軸受ユニットの性能計算を行う計算プログラムを作成した．軸受寸法諸元を入力すると，軸受内の圧力分布を計算し，軸受剛z, mm

性・負荷容量・トルク・減衰係数を求めることができθ, deg.

る．これを用いて，HDスピンドルの剛性，負荷容量，
図4-2 軸受圧力分布（ラジアル軸受すきま）
Distribution of bearing pressure (radial clearance)

危険速度等の設計検討を行うことができる．図4に軸受内圧力分布の計算例を示す．

P, atm
P, atm

r, mm

r, mm

z, mm

r, mm

図4-3 軸受圧力分布（上部スラスト軸受すきま）
Distribution of bearing pressure (axial clearance)

図4-1 軸受圧力分布（スリーブ全体）
Distribution of bearing pressure (sleeve)-65-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

4. 2 測定結果（1）ラジアル剛性
動圧ベアファイトユニットのラジアル剛性測定
装置を図5に示す．軸に実機相当質量の慣性（円板）を取り付け，エアタービンで駆動した．慣性の外周に取付けた磁性体リングに，予め距離と吸引荷重を校正した磁石を近づけ，非接触でラジア
ル荷重を負荷した．慣性の変位量を，90°位相で取り付けた2台の静電容量式非接触変位計で測定し，軸受剛性（荷重／変位量）を計算した．使用

図5 ラジアル剛性測定装置
Measurement equipment of radial stiffness

サンプルの測定値は9.47×106 N/mであった．

（3）NRRO（非繰り返し振れ）（2）トルク
動圧軸受ベアファイトユニットの軸に実機相当質量

動圧ベアファイトユニットのNRRO測定装置を，の慣性（円板）を取り付け，ハウジングを静圧空気軸

図8に示す．動圧軸受ユニットを実機モータに組立て，受上側（図6に示す）に固定する．慣性外径にエアタ

ハードディスク相当の慣性（アルミ円板）を取り付け，ービンでエアを吹付け駆動して，静圧空気軸受の下側ドライバとつないで駆動する．静電容量式非接触変位に取り付けた，プーリに巻き付けた糸の接線力をスト計でラジアル方向・アキシアル方向の振れを測定し，レインゲージで測定し，プーリ半径を掛けてトルクにFFTで解析してNRROを求める．測定結果を図9に示換算した．測定結果は図7に示すように1.2〜

すが，ラジアルNRROは室温で0.010〜0.015μm，1.4mN・mで安定した値を示している．

60℃で0.013〜0.024μmとなっており規格を満足し回転センサ

アキシアル方向
非接触変位計

負荷ディスク

実機モータ
測定用ダミーディスク
ラジアル方向非接触変位計Z軸ステージ

エアノズル
測定試料

Z軸ステージ

試料固定用チャック
X軸ステージX軸ステージ

静圧空気軸受モータ固定台

ひずみゲージ式変換機

図8 NRRO測定装置
NRRO measurement equipment

図6 トルク測定装置
Torque measurement test equipment
0.04

NRRO，μm

トルク，mN・m

2.0
1.5
1.0

0.03

規格上限

0.02
0.01

0.5
0.0

60℃状態

室温状態

0.05

0.00
1

2

4

3

サンプル

5

No.

1

2

3

サンプル

図7 トルク測定結果（正立状態）
Torque measurement test results

4No.

図9 NRRO測定結果
NRRO measurement results

-66-

5

HDD用動圧ベアファイトユニットている．

（5）耐久性能

動圧軸受の振れは理論的には回転同期成分のみであHDDはモデルチェンジにより機能上は直ちに陳腐るが，回転非同期成分の要因としては測定個所近傍の化してしまうが，製品として保証期間内（7〜10年

気流の流れ，潤滑油流れの非定常成分，モータの振動，間）は耐久性能に問題ないことが要求されている．ま回転数変動に伴う遠心力，動圧効果の変化，及び油膜

た，パソコンやサーバには貴重なデータを記録してあで減衰できなかった部品精度の影響が挙げられる．

るため，使用中に停止することは許されない．
このため，モータ状態で高温（60℃）雰囲気で，（4）静音性

連続起動停止試験を行った結果を図11に示す．耐久

HDDの音響測定方法はJISやISOで規定されてい試験中にNRRO，モータ電流値に変化はみられず機能

る．転がり軸受が転動体と転走面間の転がり接触，及低下していないことがわかる．

び保持器と他部品との滑り接触によって騒音が発生するのに対し，動圧軸受は軸と軸受が非接触のため，軸受部からの騒音発生はない．大半はモータの電磁音と，

0.25

NRRO（μm）

ハードディスクの風切り音である．両者を比較した測定結果を図10に示す．動圧ベアファイトユニットが22dB（A）で転がり軸受より8dB（A）低く，静かなことがわかる．
この値は普通の家の中で暗騒音以下の水準である．

0.20
0.15
0.10

0.05
0.00
0

40

50

運転サイクル

150

200

4

×10 サイクル

図11-1 耐久性能（ラジアルNRRO）
Endurance test (radial NRRO)

30

20
250
10

200

電流値（mA）

音響，dB(A)1000

動圧ベアファイト
ユニット

転がり軸受
軸受

150
100

50

図10 音響測定結果
Noise test results

0
0

50

運転サイクル

100

150
4×10 サイクル

図11-2 耐久性能（モータ電流値）
Endurance test (motor current)

-67-

200

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）（6） 耐衝撃性能
HDDをノートパソコン等モバイル機器に使用するに示す．軸・軸受間に生じる面圧が，鋼球を使用する

場合，誤って落下させても機能低下しないことが必要

転がり軸受より低いため特性値に変化がなく，衝撃にである．軸受ユニットを落下させて，衝撃荷重を加え強いことがわかる．

た前後で，機能評価した条件を表3，試験結果を図12

表3-1 落下衝撃試験条件
Impact test conditions
雰囲気温度
ユニット姿勢
負荷ディスク重量

表3-2 落下衝撃試験測定条件
Impact test conditions
測定機
回転速度
雰囲気温度
ユニット姿勢
負荷ディスク重量
測定時間
測定項目

室温（約23〜24℃）
正立，水平，倒立状態
5ｇ
1200G（0.2msec）
各姿勢3回づつ連続的に負荷3個

負荷衝撃
衝撃負荷回数
試験個数

0.25

NRRO，トルク測定機
4000，7000min-1
室温（約23〜24℃）
正立状態
5ｇ
約4min（各回転速度2minずつ）
ラジアルNRRO，トルク

0.25
試験前

試験前
試験後

4000min-1

0.15

7000min-1

0.10

0.05

0.00

試験後

0.20

NRRO，μm

トルク，m・Nm

0.20

4000min-1

7000min-1

0.15

0.10

0.05

1

2

3

1

2

0.00

3

サンプル No.

1

2

3

1

2

3

サンプル No.

図12-1 落下衝撃試験前後の特性比較（トルク）Torque comparison before and after impact test

図12-2 落下衝撃試験前後の特性比較NRRO
NRRO comparison before and after impact test

-68-

HDD用動圧ベアファイトユニット

5.

今後の展望

HDDはパソコンをベースに，今後は民生用として

動圧溝をプレス成形しており，価格競争力があること

HDDレコーダ，携帯用記憶媒体，デジタルビデオカを活かして，安価な軸受ユニットを実現するため，開メラ，携帯電話等に用途が広がり，将来はホームサー

発初期段階から生産技術部門とも協業している．

バも普及すると考えられる．ディスクサイズも，現在

今回はHDD装置のみ紹介したが，動圧ベアファイ

は3.5型が全体の80%を占めていると思われるが，

トユニットはDVD等の光ディスク・ポリゴンスキャ

新しい用途では2.5型，1型の小型HDDの需要が拡大

ナ・ファンモータにも適した商品である．

すると予想される．

動圧ベアファイトユニットは，当社が長年にわたっ直近に予想される技術革新としては垂直記録方式がて開発した商品であり，小さな軸受の細部にさまざまあり，量産化されれば，記憶容量はさらに大きくなる．

な技術やノウハウを盛り込んでいる．国内で技術開

大きな流れとしては，軸受へのRROも含めた回転精発・設計を行い，特許で守りながら，海外工場で生産度要求は，さらに厳しくなる．用途別に見ると，家庭する事業モデルにも挑戦している．

内で使用されるものは静音性が，携帯用は消費電力を動圧ベアファイトユニットが客先に受け入れられ，押えるため，低トルク化と落下時の耐衝撃性が．カー

販売を伸ばして当社の軸受群の中で存在感のある商品

ナビゲーション用は，車載用機器として幅広い温度範になるよう育てたい．需要が急拡大している現在のフ囲で使用可能なことが要求される．一方で，記憶容量ォローの風に乗り，HDD装置用として広く世界で通は少なくても，低価格の製品の市場要求もあると考え用すると共に，市場から高い評価を得られる軸受になられる．

るよう活動していく．将来，さらに多くの分野に普及

今後はこれらの市場要求に対応して機能改善を行いすることを期待している．

商品開発を進めていく．動圧ベアファイトユニットは

執筆者近影

楠

清尚

流体動圧軸受事業部-69-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 製品紹介 ]高角アクティブリンク装置
High Angle Active Link

曽 根 啓 助*磯部浩*
山 田 耕 嗣*Keisuke SONE
Hiroshi ISOBE
Koji YAMADA

等速ジョイントの一種である高折れ角（90°）が実現可能なリンク機構にアクチュエータを設け，2自由度方
向角度を制御できる高角アクティブリンク装置を考案した．本装置は，ロボットの関節部や光学系の雲台などに適用できるユニット商品として期待できる．
本報では，パラレルリンク機構による等速メカニズム
やADAMS解析から得られたリンク姿勢の考察を紹介する．
NTN has developed a High Angle Active Link that can control movement with two degrees of freedom. Thisequipment consists of a constant velocity joint(CVJ) with a power unit. This system is expected to be used for robotic
joints and as an optical platform.
This paper introduces the advantages that the constant velocity joint has over a parallel link mechanism and someconsiderations on its link positions obtained by analytical study of ADAMS(a dynamic modeling software package).

1.

まえがき

NTN では高折れ角が実現可能な等速ジョイントとして，リンク機構のジョイントを検討し改良をしてきた．このジョイント構造が回転１自由度のリンク連結のみで構成されている特徴に着目し，このリンク連結部にアクチュエータを設け，入出力部材間の2自由度
方向角度を制御できる装置（写真1）を考案した．本装置は，ロボットの関節部や光学系の雲台などに適用できるユニット商品として期待できる．またジョイン
ト単体としても部材間の連結部に使用される機械要素
商品として広く適用できるものと考える．
本報では，ジョイント部全体の大きさが約φ49mm×
高さ48ｍｍで，入力側部材に2個のアクチュエータを

写真1 高角アクティブリンク装置
High Angle Active Link

搭載した装置を紹介する．

*総合技術研究所

新製品開発部-70-

高角アクティブリンク装置

2.

円周方向に前記リンク系3つをパラレルに配置させ構造と特長ることで，各リンク系の軌道が3つに共通する軌道に限定されることになる．このことは，各リンク系の中

2. 1 ジョイント機構
本ジョイント構造（図1参照）は，入力部材（入力

央リンク内2軸交点Aの位置が入力軸と出力軸のなす

側リンクハブ）と出力部材（出力側リンクハブ）の間角の2等分面上に限定されることとなり，その結果，に4つの回転対偶と3本のリンクからなるリンク系

等速性を有することになる．

（入力側アーム−中間リンク−出力側アーム）を3列

2. 2 ユニット構成

並べて連結したパラレルリンク構造となっている．各回転対偶部には軸受を設け，回転抵抗を低減し，連結

図3に示すように，ジョイントの入力側リンクハブ部のガタ詰めを行っている．図1に示すように，1つに連結されている入力側アーム部内側2箇所においてのリンク系は，入力側と出力側のリンクハブ及びそれ減速機を介してアクチュエータを配置し，そのアームに連結されているアームリンクが同一形状の球面リン回転角度を制御する．第1リンク系にモータ1，第2ク機構（1点を中心にした球面上を各リンクが運動す

リンク系にモータ2を配置し，第3リンク系は受動リる機構）を構成しており，入出力側それぞれのアーム

ンクとする（図1）．ジョイントのパラレル構造によリンクから出ている軸は，中央リンク部材を介してあり各リンク系の出力部材側が2等分面上の点に対してる狭角（角度γ，図2参照）をもって連結されている．

点対称な位置を保持するように動くことにより，出力

このように，各リンク系は中央リンク部材の入出力側部材の2方向角度（図2の折れ角θ，旋回角φ）の位との連結軸の延長線上の交点Ａに対して，点対称な位置決めが行なわれる．
モータ1，2で制御されている第1，第2リンク系の置関係にある．

入力側アーム回転角（図5参照）と出力部材の2方向
第3リンク系

出力部材（出力側リンクハブ）

角度の関係を図4に示す．入力側アームの回転範囲

ジョイント
Assy
重量：75gr

出力側アーム
リンク

48

中央リンク

入力側アームと減速機との連結ギア

ジョイント部
入力側アームリンク

第2リンク系
入力部材（入力側リンクハブ）

第1リンク系
φ49

M2（モータ2）

減速機

M1（モータ1）

アクチュエータ部
サーボモータ

図1 ジョイントASSY
Joint assy
図3 ユニット装置
Unit
折れ角θ

アーム回転角（deg）

50

旋回角φ

出力側球面リンク中心
出力側球面リンク
A
A点軌道円

挟角γ
2等分面

モータ折れ角40

M1-θ：45°30

M1-θ：90°20

M2-θ：45°

10

アームの回転角0°は，折れ角360 θ：0°の位置

M2-θ：90°

0
-10

0

30

60

90

120

150

180

210

240

270

300

330

-20
-30
-40
-50

入力側球面リンク

旋回角 φ（deg）

入力側球面リンク中心

図4 出力部材角度（φ，θ）とアーム回転角度の関係
The relationship between the swing angle (φ) and therevolution angle of the arm in the position of the bend
angle θ=45˚ and θ=90˚

図2 ジョイント部リンク系
Operating principle of the joint-71-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

重を示す）．

は±45°で，第1リンク系と第2リンク系の入力側ア

一方，モータが受けるトルクは，最大で約380Nmm

ーム回転角の位相差は120°である．

であった．モータ1では，図7に示すように，φ=30°

2. 3 本装置の特長

付近（φ＝60°）とφ=270°にピークを持ち，モータ

1 作動範囲折れ角θ：±90°2では，図8が示すように，φ＝30°付近（φ＝0°）と

旋回角φ：±360°
× n（限度なし）

φ=150°でピークを持つ．図9におけるパターンＡ，

2 アクチュエータと減速機構を入力側部材に設置し，可動部の軽量・コンパクト化を実現．
250

モーメント荷重（N・mm）

3 ジョイント部内の軸受すきまを詰めることで，作動抵抗を抑えた状態でのジョイントのがた詰めが可能．
4 等速ジョイント構造により，逆入力に対して全方
向スムーズな動き．
5 アクチュエータ部とジョイント部の連結をジョイント部に内蔵することで，シール性を確保．

θ：0°
θ：45°
θ：90°

200

150

100

50

0
0

3.

90

180

270

360

旋回角φ（deg）

機構解析

図6 出力側角度位置と軸受部荷重
Bearing load to the swing angle

汎用機構解析ソフトウェアADAMSにより，出力部
材上面の中心に5Nの鉛直荷重が負荷された場合につ300が受ける荷重とモータ部が受けるトルクを算出した．

200

トルク（N・mm）

いて解析を実施し（図5参照），リンク部の各軸受部（図6，7，8参照）
軸受部が受ける最大負荷を調べた結果，ラジアル荷重，アキシアル荷重はともに約20N，軸受モーメン
ト荷重は約200Nmmであった．また，折れ角θが大きくなるほど負荷も大きくなっている．（図6にθ＝

θ：45°
θ：90°

100
0
0

90

180

270

360

-100
-200

0°，45°，90°における入力側リンクハブの受動リン-300

ク（第3リンク系）軸受部が受ける軸受モーメント荷-400

旋回角φ（deg）

図7 出力側角度位置とモータ1 トルク値
The required torque of the motor 1 to the swing angle

0°
φ
θ

300

θ：45°
θ：90°

トルク（N・mm）

200

荷重

受動リンク
第3リンク系
アーム回転角（＋方向）
M2（モータ2）：第2リンク系

100
0
0

90

180

270

360

-100
-200
-300

M1（モータ1）：第1リンク系-400

旋回角φ（deg）

図8 出力側角度位置とモータ2 トルク値
The required torque of the motor 2 to the swing angle

図5 ADAMS解析モデル
The model of ADAMS analysis-72-

高角アクティブリンク装置

出力部材

上面図
ピークトルクを発生するリンクの姿勢
入力部材内軸受（左図イ部）の軸線と出力部材中心軸線が90°の位置関係の時
ア部
パターンA（φ：30°） モータ1
正面図

パターンB（φ：150°）

受動

イ部

ウ部

受動

モータ2

モータ2 モータ1

パターンC（φ：270°） モータ2 モータ1

入力部材

受動

鉛直荷重 5N

ア部

イ部

ウ部

図9 ピークトルク発生リンク姿勢
The link position when maximum torque is generated

B，Cの姿勢がこれらの旋回角位置（φ=30°
，150°
，

4.

270°）にあたるが，図9イ部のトルク方向と負荷に今後の展開

よるトルク方向が一致している状態となっている．な

今回，本装置によりジョイント入力部材に2つのア

お，パターンＡの時については，図9イ部が受動リンクチュエータを設置することで出力部材の角度方向2クにあたるため，他の2箇所のリンクで分担してトル

自由度の位置制御ができることを確認した．今後は，クを受け持つこととなり，モータ1とモータ2が30°

さらに位置精度及び微小移動量確保のため，減速機構

前後にずれてそれぞれピークを持つ．また，ここではと制御方法の開発をすすめていく．また，用途に合わ

荷重によるトルク方向とモータ部のトルク方向が角度せた設計検討を行い，市場投入に繋げていきたい．

を持っているため，より大きいトルクが必要となり，各モータが最大トルクを受けることになる．この時の最大トルクは，パターンＢ及びＣでのトルク値の約2倍となる（図7，図8参照）．この点が設計上の留意点
となる．

執筆者近影

曽根

啓助

総合技術研究所
新製品開発部磯部浩

総合技術研究所
新製品開発部山田耕嗣

総合技術研究所
新製品開発部-73-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[解 説]

回転センサ付軸受の耐漏洩磁束性向上
Improvement of Magnetic Flux Leakage Durability of Integrated Sensor Bearings

小 池 孝 誌*

石 河 智 海*Takashi KOIKE

Tomomi ISHIKAWA

伊 藤 浩 義**水 谷 憲 義**Hiroyoshi ITONoriyoshi MIZUTANI

モータや電磁クラッチなど大きな磁界が発生する環境
下での作動安定性をさらに向上すべく，耐漏洩磁束性を向上した回転センサ付軸受の開発を行った．2つのホール素子の差動回路採用により，従来品に比べ5倍以上の耐漏洩磁束性を達成した．
A recent trend in manufacturing is to utilize electric controls to simplify machines and ensure better reliability of thesemachines.
Because of this trend, there has been an increasing need in the marketplace for bearings with sensing functions. A
bearing with a rotation sensor that uses a magnetic encoder system is currently available. However, when using thissensor bearing near equipment that generates a magnetic flux such as a motor or magnetic clutch, the sensor may
operate incorrectly due to magnetic flux leakage.
Therefore, magnetic flux leakage needs to be minimized and mechanisms to improve magnetic flux leakage
performance are needed. We have successfully enhanced the function of the integrated sensor bearing by optimizing
the mechanical structure through magnetic field analysis. An overview of this process was introduced in NTN Technical
Review No. 69. In this paper, an electronic technique for further improvement of magnetic flux leakage is introduced.

1.

ュー69号１）に紹介しているが，上述のようにさらなまえがき

る耐漏洩磁束性の向上が要求される用途もある．

近年，電気制御を用いることで機械系の簡略化，信本稿では，従来と比較し，耐漏洩磁束性を大幅に向頼性の向上，環境負荷への低減を図る傾向がある．こ上したセンサ回路技術を確立したので，その概要を紹のような背景からセンサ機能を付加した軸受のニーズ

介する．

が高まりつつある．
軸受に回転数検出機能を付加した回転センサ付軸受

2.

回転センサ付軸受は市場で採用され始めているが，モータや電磁クラッチなどのように大きな磁界を発生する装置近傍で使用

図1に，従来の磁場解析に基づき構成した耐漏洩磁される場合には，その磁界が回転センサ付軸受に影響

束性を有する回転センサ付軸受（従来品）の構造断面を与え，センサの出力不良など誤動作が発生する場合

図を示す．漏洩磁束を迂回させる磁気バイパスリングがある．センサには，このように近傍の磁界が漏洩すを配することで，ホールICへの外部漏洩磁束の流入量る環境下においても影響を受けにくい，いわゆる耐漏を極力少なくした構成である．

洩磁束性が求められる．筆者らは，磁場解析に基づい回転センサ付軸受の回転検出部は，N極，S極を交た機械構造の構築によって耐漏洩磁束性の向上を図っ

互に着磁した磁気エンコーダと磁気センサから構成さてきた．その内容については， NTN テクニカルレビれる．磁気センサとしては，矩形波出力機能を有する*総合技術研究所 新商品開発部**産機商品本部 産機技術部-74-

回転センサ付軸受の耐漏洩磁束性向上

ホールICを使用することが一般的である．ホールICの上または下にオフセット（図2中，赤線または青線）

内部には，ホール素子の他に増幅回路，シュミットト

することにより出力デューティ比は変化する．（図2

リガ回路，出力トランジスタを有している．ホールIC

中，赤線または青線の矩形波形）漏洩磁束がさらに大の種類は，磁界の強弱によってON，OFFする片側磁

きくなり，正弦波状の出力が大きくオフセットした場界タイプと，磁石のS極とN極が交互に印加されて合には，センサ出力パルスの欠落が発生するようにな

ON，OFFが切り替わる交番磁界タイプの2種類がある．

るが，回転センサとしては出力デューティ比を50％に近づけるための目的で後者の交番磁界タイプを使用
VH
ホール素子
出力電圧
VH/2

することが多く，筆者らも交番磁界タイプを使用して
いる．

オフセット

時間

0

センサ背面長穴
外輪
磁気センサ

矩形波出力
TP
Tn

図2 ホール素子出力電圧と矩形波出力Hall element and digital output voltage

内輪

磁気エンコーダ

4.

耐漏洩磁束性の向上

磁気バイパスリング

回転センサ付軸受の外部からの漏洩磁束によるセン

図1 回転センサ付軸受の断面図（従来品）
Sectional view of integrated sensor bearing(Conventional design)

サ出力の誤動作を防ぐためには，漏洩磁束によりオフセットするセンサ出力をキャンセルする方法や磁気エンコーダの着磁強度上げる方法がある．着磁強度を上げるには磁性材料特性から限界があるので，オフセッ

3.

ト成分を除去する電気的処理を施すことで，耐漏洩磁

漏洩磁束の影響束性の向上を図った．

磁気センサとしてホールICを用いた場合を例に，図4. 1 構造2を用いて漏洩磁束がホールIC内部のホール素子に与磁気センサに加わる漏洩磁束の影響をキャンセルすえる影響について説明する．
内輪とともに磁気エンコーダが回転するとホール素るため，図3に示すように2つのアナログ出力タイプ

子に交番磁界が印加され，ホール素子に与えられる電の磁気センサ（たとえばホール素子）を電気角で源電圧（VH）の1/2のVH/2を中心（基準電圧）に出180°異なる位置に，漏洩磁束の影響が同じになる

力電圧は正弦波状に変化する．（図2中，黒線の正弦ように近接し配置した．それら2つのセンサ出力を差波）ホールICはこの基準電圧を閾値とし，ホール素子

動出力することで漏洩磁束によるオフセットをキャン

出力のコンパレート後の信号を出力するので，ON，セルした後，矩形化処理して1相分の出力を得る．差OFFを繰り返す矩形波の出力信号が得られる．この時，動出力の構成を採ることで出力感度は2倍に増幅で出力デューティ比（TP/Tn）は約50％になる（図2中，き，耐ノイズ性からも有利な構成となった．

黒線の矩形波形）．
回転センサ付軸受の外部から漏洩磁束が加わると，ホール素子に印加される交番磁界はその影響を受け，-75-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

A相出力
ホール素子

電気角
180°

差動アンプ
磁気エンコーダ
S

N

S

N

N

図3 構造概略図
Schematic view of sensor（VH/2）には個体差がある．各ホール素子の基準電圧

4. 2 回路
図4に検出回路の概略図を示す．図4では，Ａ相1を揃えることができれば各ホール素子出力のオフセッ相分の回路構成を示している．ここでは，電気部品削ト量の差は低減でき，矩形出力のデューティ比を減のため，2つのホール素子出力の差動増幅の代わり50％に近づけることが可能となる．そのため，4.4に，コンパレータを用いて互いの出力を比較し矩形波

項に示す基準電圧を揃えるための工夫を行った．

出力を得る方式を採った．

4. 3 回路動作

回転数検出は従来から光学式エンコーダが個別に配置され使われてきたが，これを軸受と一体化させると，前項で示した回路を内蔵した回転センサ付軸受を図

軸受配置位置がセンサ周囲環境となり，光学式エンコ5に示す耐漏洩磁束性試験機1）に組込み，図4の検出ーダが使用できないような悪環境となる場合が多く，回路のA，B，C各位置での波形を観測した結果を図6

回路構成は幅広い温度変化に対しても誤作動しないよに示す．耐漏洩磁束性試験機は，漏洩磁束発生用コイ

う十分考慮する必要がある．ホール素子は通常動作温

ルに電流を流して磁束を発生させ，センサ出力が誤動度の影響を受けやすく，周囲温度が上昇するとホール

作した時点の起磁力（電流×コイルターン数 AT）を素子内部の入力抵抗が低下して電流値が増加するた

測定するもので，耐漏洩磁束性を評価する判断基準とめ，内部発熱が大きくなる傾向がある．このことを考なる．図6（b）に示すように起磁力を増加して回転セ慮し，使用温度範囲に合わせてホール素子の駆動電圧

ンサ付軸受に漏洩磁束を与えると，ホール素子の出力設定を行った．

電圧が上方にオフセットする様子が観察される．しかホール素子の駆動方式には，定電流駆動と定電圧駆

し，2つのホール素子の差動によって出力を得る本方動の2種類があるが，定電流駆動は，ホール出力電圧式の採用によって，漏洩磁束の影響を受けても，デュ及び不平衡電圧が周囲温度により大きく変化するたーティ比に変化のない矩形波出力が得られていること

め，定電圧駆動を採用した．ホール素子の基準電圧

が分かる．

Vc

A

矩形出力
VH

B

VH

C

ホール素子
Vc/2
N

S

N

S

Vc/2
N

S

回転

N

電気角180°

図4 検出回路概略図（1相分）
Schematic view of detector circuit-76-

差動増幅アンプ（コンパレータ）回転センサ付軸受の耐漏洩磁束性向上

漏洩磁束発生用コイル

非磁性体部分モータ

被試験用回転センサ付軸受

図5 耐漏洩磁束性試験機
Magnetic flux leakage durability test equipment

電圧
（V）

C点

C点
A点

A点

オフセット
B点
B点

（ａ）外部磁場なし（起磁力０AT）（ｂ）外部磁場あり（起磁力400AT）

図6 回路上の各波形
Waveform of detector circuit

4. 4 基準電圧への影響
700

基準電圧（mV）

差動を構成する2つのホール素子の基準電圧が漏洩
磁束によってどのように変化するかを測定した結果を図7に示す．
漏洩磁束（起磁力）の影響によって，ホール素子の基準電圧が変動していることが分かる．基準電圧の変

600
500
400
300
200

ホール素子1
ホール素子2100化は漏洩磁束に起因するオフセットであり，各素子間0-2の差を少なくすることで，耐漏洩磁束性を向上するこ

-1

0

1

起磁力（kAT）とができる．なお，今回は一方のホール素子の基準電圧に他方を合わせる回路を採用したため，基準電圧を

図7 基準電圧への影響
Influence on reference voltage

ほぼ揃えることができた．
-77-

2

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

5.

5. 2 漏洩磁束のデューティ比への影響

耐漏洩磁束性の評価

漏洩磁束がデューティ比に及ぼす影響について，表ホール素子には感度特性にも個体差がある．差動回1に示す3条件で行った実験結果を図9に示す．差動路を構成する本方式では，使用する2つの素子の個体を構成した2つのホール素子の感度差を条件1のよう差（感度差）も耐漏洩磁束性に影響を及ぼす．ここでにゼロにした場合，デューティ比の変化は小さいこと

は，想定される最大20％の感度差を限度とし，表1が分かる．±9kATの起磁力範囲内でも±15％以下に示す3種類の条件で評価テストを行った．図8に差の変動幅に収まっている．また，条件2，条件3の場動方式の回路を組込んだ回転センサ付軸受の耐漏洩磁合であっても，デューティ比50±15％を許容範囲と束性の評価結果を示す．比較のために，磁気バイパス

仮定しても起磁力は1kAT以上あり，従来品に比べれリングを入れた従来品（図1参照）についてもその結ば十分改善されている．

果を示した．

表1 感度差の試験条件
Sensitivity test condition

誤動作起磁力（kAT）

ホール素子感度差 [％]0
10
20−（ホールIC）

80

磁気バイパスリング
なし
なし
なし
あり

70

デューティ比（％）

試験条件
1
2
3
従来品

9
8
7

60
50
40
条件1
30

条件2
条件3

20
-10

6
5

-8

-6

-4

-2

0

2

4

起磁力（kAT）

4
3

図9 デューティに及ぼす影響
Impact on duty ratio

2
1
0
1

2

3

従来品

試験条件

図8 耐漏洩磁束性
Magnetic flux leakage durability

5. 1 感度差の耐漏洩磁束性への影響
図8から，差動を構成する2つのホール素子の感度差を少なくすることで耐漏洩磁束性が良くなることが分かる．試験条件3は想定される最悪条件であるが，従来品に比べて5倍以上の耐漏洩磁束性があり，ホール素子の選別をしなくても十分な性能が得られることが明らかになった．なお，試験条件1の誤動作起磁力は9kATとしたが，この値は試験機の最大発生起磁力で，実際にはこれ以上の耐漏洩磁束性を有する．ホール素子のばらつきを抑えることで，従来の30倍以上の性能を確保できる．

-78-

6

8

10

回転センサ付軸受の耐漏洩磁束性向上

6.

まとめ

回転センサ付軸受の耐漏洩磁束性を向上するために電気的手法で解決する方法について紹介した．磁気バ
イパスリングを用いる従来の方法に比べて5倍以上の耐漏洩磁束性を確保できることが分かった．本方式の採用により，「磁気バイパスリング」は不要となり，構造の簡素化効果を図れる結果，組立性が向上するといった効果もある．また本方式は，差動で使用するホール素子の感度ばらつきの影響を受けるが，そのセン
サ出力のデューティ比の変化が少ないことも特徴である．
この技術により，モータや電磁クラッチなどのように大きな磁界を発生する装置などに回転センサ付軸受を組込むことが可能になるので，今後その適用範囲が広がることが期待される．

参考文献
1) 小池孝誌 永野佳孝，NTN Technical Review
No.69 (2001)

執筆者近影

小池

孝誌

総合技術研究所
新製品開発部

石河智海

総合技術研究所
新製品開発部

伊藤浩義

水谷

産機商品本部
産機技術部

憲義

産機商品本部
産機技術部-79-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[解 説]

研削スラッジリサイクル技術
Introduction of Grinding Swarf Recycling

中 村 莞 爾* Kanji NAKAMURA

NTNは循環型社会の構築に向け，環境負荷低減に取り組んでいます。この度，ベアリング製造工程等で発生する
研削スラッジリサイクル技術の開発に取り組み，研削ス
ラッジ固形化装置として実用化に成功しました．現在，社内展開により，自社の研削スラッジのリサイクル化を推進中です．さらにリサイクル技術の開発過程で蓄積したノウハウを社会に提供することを目的にユニトップ（株）を別会社として設立し，外販活動を開始しています．
NTN has developed a system to recycle grinding swarf. Recycling has already begun.
NTN has also started a new company, UNI TOP, which will supply briquetting machines and support recycling ofbriquettes.
UNI TOP will contribute to society by reducing the environmental load of grinding swarf.

利用しています。また，分離した研削液は元の研削液

1. まえがき槽に戻し，再利用しています。

NTN のような精密機械産業では製造工程で多数の研削盤を使用しています．その結果，産業廃棄物とし3. 研削スラッジの固形化処理技術とテスト結果て研削スラッジが発生し，これまで大部分を埋め立て処理してきました．しかし産廃処理場の制約や処理費
用の高騰から，早急にリサイクル技術を確立して循環

研削スラッジの主な成分は研削屑（金属成分），研型社会に貢献することがISO14001を認証取得した削液（油性・水溶性）及び微量の砥粒です．今回開発

企業としての社会的責任と考えました．このため，した技術は図2に示すような方法で，凝固剤を加える

NTNでは1999年より研削スラッジのリサイクル技

ことなく研削スラッジを圧縮固形化することができま術の開発に取り組み，この度実用化に成功しました．

す．この過程で研削液を分離し，金属成分はブリケッ
ト状に固形化します．この方法により分離した研削液と金属成分は両方とも再利用が可能となりました．研2. リサイクルシステム

削屑の拡大写真を図3に示します．

これまで行われてきた研削スラッジの埋め立て処理

圧縮固形化処理前後の研削スラッジとブリケットの方式と，今回開発したリサイクルシステムの比較を図

性状比較を図4に示します．これより研削スラッジか

1に示します．このシステムで得られたブリケット

ら多量の研削液を回収していることが分かります．

（圧縮塊）は鉄鋼メーカへ納入し，製鋼原料として再*ユニトップ（株）技術部-80-

研削スラッジリサイクル技術（1）現状のシステム
研削液

Current system砥石

研削液

研削スラッジ

＋研削屑

埋め立て
ワーク
研削液戻り

研削液タンク

研削盤（2）開発したリサイクルシステム
New system

フィルタ（濾過＋プレス）

トラック

元の金属
研削スラッジ

ブリケット
研削液再利用

固形化処理機電気炉

図1 リサイクルシステムの比較
Comparison of current and new system

切削スラッジ

0.1mm

クーラント，砥粒

図2 研削スラッジ固形化処理方法
Method for making grinding swarf briquettes

Vol %

金属成分

砥粒成分

図3 研削屑の拡大写真
Magnified view of grinding swarf

クーラント

wt %

100

100

80

80

60

60

40

40

20

20

金属成分

砥粒成分

クーラント

0

0
固形化前
スラッジ

固形化前
スラッジ

固形化後
ブリケット

（1）容積比率
Volume comparison

固形化後
ブリケット

（2）重量比率
Weight comparison

図4 処理前後における性状比較
Comparison of compositions between grinding swarf and briquette-81-NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

4. 実用化例
NTN では研削スラッジの固形化処理技術を適用し結果を図5〜7に示します．ここに示す例は2001年て研削スラッジのリサイクルを推進しています．そこ

4月からテスト稼働を開始し10月より本格稼働したでコストダウン効果の大きい油性研削液の場合の適用

実例です．

t
25
20
15
10

Mar-02

Feb-02Jan-02

Dec-01

Nov-01

Oct-01

Sep-01

Jul-01

Jun-01

May-01

Apr-010

Aug-015

図5 研削スラッジ処理量
Grinding swarf processed per monthL
14,00012,00010,000
8,000
6,000
4,000

Mar-02

Feb-02Jan-02

Dec-01

Nov-01

Oct-01

Sep-01

Aug-01

Jul-01

Jun-01

Apr-010

May-012,000

図6 油性研削液回収量
Oil-based coolant recycled per month

千円
2,500
2,000
1,500
1,000

図7 コストダウン金額
Monthly cost savings-82-

Mar-02

Feb-02Jan-02

Dec-01

Nov-01

Oct-01

Sep-01

Aug-01

Jul-01

Jun-01

May-010

Apr-01500

研削スラッジリサイクル技術

5. ユニトップ（株）の設立

6. あとがき

研削スラッジの固形化処理技術は多種多様な研削ス

環境保全に対する世界的な関心が高まり，今後環境

ラッジを多量に処理する過程で得られるため，機械メ

負荷軽減に取り組まない企業は企業イメージがダウン

ーカ主導では実用化が困難と考えられます．その点するばかりでなく，生産活動そのものの継続が困難に

NTN は多量の研削スラッジを発生しますので，固形なる時代です．その意味で今回実用化した研削スラッ

化処理技術開発に非常に有利な立場にあります．

ジのリサイクル技術は，環境保全に役立つ重要な環境

NTN と砥石メーカのノリタケカンパニー，機械メ

技術といえます．

ーカのニコテックの3社が協力して技術開発に取り組

NTN は産業廃棄物処理問題を前向きに解決するたみ，2002年5月に3社の共同出資によるユニトップ

め，取り組みの過程で獲得したノウハウを広く社会に（株）を設立しました．

提供することにより，地球環境の保全に貢献したいと現在共同開発した固形化処理機は主に NTN に供給考えています．

して稼動中で，大きなコストダウンと環境負荷軽減を達成しています．今後は開発した機械を産業界にも広く供給する計画で，現在本格的な販売活動を展開中で
す．

執筆者近影
経済産業省主催
平成14年度「資源循環技術・システム表彰」の奨励賞受賞（平成15年3月11日）

中村莞爾

ユニトップ（株）技術部-83-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）[ 新商品紹介 ]ワイヤレスABSセンサ付ハブベアリング
ハブベアリングまたは，ハブジョイントと高効率発電機・無線送信機を一体化し，発電機出力を電源およびセンサ信号として利用することでホイールの回転信号を無線で送信できるようにしたワイヤレスのABSセンサモジュール製品

受信
ユニット

特

長

構

¡コンパクト造
Generator

ハブベアリング，ハブジョイントとセンサを一体化

Magnet¡組み立て工数の削減
ホイールとタイヤハウス間の配線不要¡安全性向上（断線事故の防止）
可動部に配線なし¡設計自由度の拡大に貢献

Transmitter

ユニットのみでセンサ部が完結
GEN3 ハブベアリングタイプ¡極低速からのABS機能の作動可能
発進時のスリップ検出も可能

Generator
MagnetTransmitter

GEN4 ハブジョイントタイプ-84-

新商品紹介大型トラック用 GEN2 テーパハブベアリング
外輪，ハブを一体化し，シールを組込んだグリース密封ユニットタイプで，軽量化・高信頼性を達成したテーパハブベアリング

特

長
ころ

パルサリング¡プリロード調整不要（組込み後に最適な軸受予圧が得られる）¡組立て，保守・点検が容易

シール
連結環

軸受仕様

内輪

¡外輪：疲労強度，耐衝撃に優れた NTN 独自の機械
構造用炭素鋼外輪¡内輪・ころ：硬さと靭性を兼ね備え，耐衝撃性に優樹脂保持器

れたNTN独自の長寿命浸炭鋼¡潤滑：耐フレッティング性と長寿命を両立させたウ
レア系グリース¡耐高温性に優れたふっ素系ゴムシール，耐泥水性に優れたシールリップ設計-85-

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

ブレーキロータ付GEN3ハブベアリング
ブレーキロータをGEN3ハブベアリングと一体加工しロータ振れを大幅に低減

特

長

構

¡ブレーキジャダー問題解決に有効¡ブレーキ引き摺りトルク低減による燃費向上¡ブレーキロータの位相合わせが不要

用

途¡乗用車用アクスルユニット

-86-

造

新商品紹介

GEN4 4世代ハブジョイント
3世代ハブベアリングを新型等速ジョイントEシリーズと一体化し，コンパクト･軽量を達成

特

長

構

¡高効率･低発熱
新型等速ジョイントEシリーズの採用により，動力伝達時のトルク損失が30％向上。発熱も従来タイプに比べ20℃低減¡軸方向にコンパクト
新型等速ジョイントと軸受の一体化により，軸方向寸法を20％以上コンパクト化¡軽量
CVJと軸受の一体化，ジョイント軸の中空化，CVJと軸受の新加締法により10％以上の軽量化

-87-

造

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

高性能コンパクト等速ジョイント Eシリーズ
軽量化・コンパクト化，伝達効率アップを実現し，環境・機能両面の向上に適合した画期的な等速ジョイント新シリーズ
固定式

EBJ（θ＝47°）

EUJ（θ＝50°
）

しゅう動式

EDJ

ETJ

従来CVJとの比較（当社従来品比）
EBJ

EUJ

EDJ

ETJ

量（％）

-15

-15

-10

-12

外径寸法（％）

-7

-7

-4

-8

温度上昇（℃）

-20

-20

-20

―

重

-88-

新商品紹介PTJ（超低振動新型等速ジョイント）低く安定した振動特性を持つ新型しゅう動式等速ジョイント

特

長
100

¡駆動軸用の超低振動新型しゅう動式等速ジョイント
誘起スラスト3次成分（N）¡誘起スラストは，作動角の影響を受けずほぼ一定¡誘起スラストは，SFJの約50％¡外径は，SFJと同等

80

AC-TJ
60

FTJ

40

SFJ
20

PTJ
0

4

6

8

10

12

作動角 θ（deg）

-89-

14

NTN TECHNICAL REVIEW No.71（2003）

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

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

仕

様

最高回転数

150,000 min-1
モータ
アキシアル：40 N

定格 0.6kW
三相誘導モータ AC200V
水冷：1〜2 L/min

負荷容量
ラ ジ ア ル：20 N

適用工具径

φ1以下

アキシアル：1.8 N /μm

工具把持方式

焼きばめ式（φ6）

ラ ジ ア ル：1.0 N/ μｍ

軸受給気圧0.49 MPa

5 kg（シャンク部除く）

軸受空気消費量静 剛 性

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

新商品紹介樹脂直線ガイド樹脂の特長を活かした軽量・小型のすべりタイプ直動スライドガイド

特

長

構

造

¡50Nまでの負荷領域で安定した低摩擦特性

ベアリーUH3954¡従来のボール保持型スライドガイドに比べ軽量（約1/3）、安価¡ご要求に応じ、さまざまな形状に設計・製作いたします

カラー（SUS）
テーブル（A6063）レール（A6063）
ベアリーAS5000

摩擦データ（往復動試験機）
0.25

0.25

すべり速度：0.05mm/sec
ストローク：10mm

垂直荷重：9.8N
すべり速度：150mm/sec
ストローク：120mm

0.20

動摩擦係数

動摩擦係数

0.20
0.15
0.10

0.05

0.15
0.10

0.05

0.00
0

10

20

30

40

0.00

50

0

垂直荷重（N）

100

200

300

400

サイクル（×1000）-91-

500