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(19)【発行国】日本国特許庁(JP)
(12)【公報種別】特許公報(B2)
(11)【特許番号】
(24)【登録日】2024-12-16
(45)【発行日】2024-12-24
(54)【発明の名称】アンギュラ玉軸受
(51)【国際特許分類】
F16C 19/16 20060101AFI20241217BHJP
F16C 33/32 20060101ALI20241217BHJP
F16C 33/58 20060101ALI20241217BHJP
【ＦＩ】
F16C19/16
F16C33/32
F16C33/58
【請求項の数】
9
(21)【出願番号】P 2022551924
(86)(22)【出願日】2021-09-15
(86)【国際出願番号】 JP2021034012
(87)【国際公開番号】W WO2022065171
(87)【国際公開日】2022-03-31
【審査請求日】2024-04-18
(31)【優先権主張番号】P 2020162504
(32)【優先日】2020-09-28
(33)【優先権主張国・地域又は機関】JP
(73)【特許権者】
【識別番号】000004204
【氏名又は名称】日本精工株式会社
(74)【代理人】
【識別番号】110002000
【氏名又は名称】弁理士法人栄光事務所
(72)【発明者】
【氏名】曽我 修二
(72)【発明者】
【氏名】勝野 美昭
【審査官】糟谷 瑛
(56)【参考文献】
【文献】実開平０５－０８６０２６（ＪＰ，Ｕ）
【文献】特開２００５－２４０８８１（ＪＰ，Ａ）
(58)【調査した分野】(Int.Cl.，ＤＢ名)
Ｆ１６Ｃ １９／１６
Ｆ１６Ｃ ３３／５８－３３／６４
(57)【特許請求の範囲】
【請求項1】
外周面に断面円弧状の内輪軌道溝を有する内輪と、内周面に断面円弧状の外輪軌道溝を有する外輪と、
前記内輪軌道溝と前記外輪軌道溝との間に転動自在に設けられた複数の玉と、を備えるアンギュラ玉軸受であって、
玉径に対する前記内輪軌道溝の溝曲率半径比（Ｒｉ）が５４～５８％、前記玉径に対する前記外輪軌道溝の溝曲率半径比（Ｒｏ）が５１～５８％、且つ、Ｒｉ－Ｒｏ≧０ポイントであるとともに、
少なくとも前記内輪軌道溝は、前記玉と前記内輪軌道溝との接触部中央における前記玉及び前記内輪軌道溝の永久変形量の和が、前記玉径の１万分の１となる際の最大面圧が４．７～６．０ＧＰａであることを特徴とするアンギュラ玉軸受。
【請求項2】
Ｒｉ－Ｒｏ≧１ポイントである、請求項１に記載のアンギュラ玉軸受。【請求項3】
少なくとも前記内輪軌道溝には、機械加工による表面硬化層が形成される、請求項１又は２に記載のアンギュラ玉軸受。【請求項4】
前記内輪軌道溝と前記外輪軌道溝のうち、前記内輪軌道溝のみに、機械加工による表面硬化層が形成される、請求項１又は２に記載のアンギュラ玉軸受。【請求項5】
前記玉の材質がセラミックである、請求項１～４のいずれか１項に記載のアンギュラ玉軸受。【請求項6】
玉径／断面高さ比が０．３９～０．６５倍である、請求項１～５のいずれか１項に記載のアンギュラ玉軸受。【請求項7】
前記玉径／断面高さ比が０．５５～０．６５倍である、請求項６に記載のアンギュラ玉軸受。【請求項8】
ｄｍｎ８０万以上の工作機械主軸に用いられ、予圧が付与されるアンギュラ玉軸受である、請求項１～７のいずれか１項に記載のアンギュラ玉軸受。【請求項9】
前記内輪および前記外輪の少なくとも一方が、Ｃ：０．２～１．２質量％、Ｓｉ：０．７～１．５質量％、Ｍｏ：０．５～１．５質量％、Ｃｒ：０．５～２．０質量％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物元素を含有する鋼からなり、かつ、表面炭素濃度が０．８～１．３質量％、表面窒素濃度が０．２～０．８質量％である、
請求項１～８のいずれか１項に記載のアンギュラ玉軸受。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【0001】
本発明は、アンギュラ玉軸受に関し、特に、各種の工作機械用主軸、モータ用などに用いられる玉軸受に関する。
【背景技術】
【0002】
近年、工作機械は加工効率や生産性の向上のために主軸の高速化が進んでおり、これに伴い工作機械用主軸に用いられるアンギュラ玉軸受の回転数も上昇しつつある。一般に、アンギュラ玉軸受が高速回転すると、玉と軌道面との接触点においてスピン運動やジャイロ運動による大きな滑りが生じ、また、内輪や玉に作用する遠心力などの影響により軸受内部すきまが減少して玉と軌道面との接触面圧が増加し、その結果、発熱が高くなる。発熱量が増加すると、油の粘度が低下し玉と軌道輪との間の転がり接触部で油膜切れが起こり、軸受が焼き付いたり、主軸の熱変位が大きくなって加工精度が悪化するなどの問題が生じる。
【0003】
アンギュラ玉軸受の発熱量を低減させるための従来技術としては、例えば、外輪の溝曲率半径比を５０．５～５３％、内輪の溝曲率半径比を５２．５～６０％としたもの（特許文献１参照）や、外輪と内輪の溝曲率半径比を共に５４～５７％としたもの（特許文献２参照）が知られている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【0004】
【文献】国際公開第２０００／３７８１３号
【文献】日本国特開２００５－２４０８８１号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【0005】
ところで、特許文献１及び２では、外輪及び内輪の溝曲率半径比を大きく設定することにより低発熱化を図っているものの、転動体と軌道面の接触部の面圧が高くなる傾向になる。軸受を軸方向側面から見た場合に、転動体と内輪の軌道面との接触部と、転動体と外輪の軌道面との接触部はそれぞれ、転動体円弧の外周部と内輪軌道面円弧の外周部との接触、転動体円弧の外周部と外輪軌道面円弧の内周部との接触となることから、内輪の軌道面の接触面圧が特に高くなる傾向がある。このため、静止時における外部衝撃荷重がアンギュラ玉軸受に負荷された際に、内輪軌道面に圧痕が生じ易くなる。ここでの外部衝撃荷重とは、通常の切削時に負荷される加工荷重ではなく、主軸（刃物までの部品を含む）が加工ワークや冶具、加工室内の工作機械を構成している部品と不意に干渉することによる衝突荷重、刃物を交換する際のアンクランプ荷重、主軸の組立工程時の不意の衝突、軸受単品を運搬する際に軸受が受ける振動や衝撃による荷重のことであり、運転時の加工荷重に比べて一桁以上大きい大荷重である。そのため、外部衝撃荷重によって軌道面に圧痕が生じた状態で運転すると振動が発生して加工ワークの加工面の品質が低下したり、軌道面の圧痕を起点とする剥離が生じるなどの懸念がある。
【0006】
本発明は、このような課題を解決するためになされたものであり、その目的は、発熱量を低減できるとともに、静止時における外部衝撃荷重による損傷を抑制できるアンギュラ玉軸受を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【0007】
上記課題を解決するために、本発明は下記に示すアンギュラ玉軸受を提供する。
（１） 外周面に断面円弧状の内輪軌道溝を有する内輪と、
内周面に断面円弧状の外輪軌道溝を有する外輪と、
前記内輪軌道溝と前記外輪軌道溝との間に転動自在に設けられた複数の玉と、を備えるアンギュラ玉軸受であって、
玉径に対する前記内輪軌道溝の溝曲率半径比（Ｒｉ）が５４～５８％、前記玉径に対する前記外輪軌道溝の溝曲率半径比（Ｒｏ）が５１～５８％、且つ、Ｒｉ－Ｒｏ≧０ポイントであるとともに、
少なくとも前記内輪軌道溝は、前記玉と前記内輪軌道溝との接触部中央における前記玉及び前記内輪軌道溝の永久変形量の和が、前記玉径の１万分の１となる際の最大面圧が４．７～６．０ＧＰａであることを特徴とするアンギュラ玉軸受。
（２）Ｒｉ－Ｒｏ≧１ポイントである、（１）に記載のアンギュラ玉軸受。
（３）少なくとも前記内輪軌道溝には、機械加工による表面硬化層が形成される、（１）又は（２）に記載のアンギュラ玉軸受。
（４） 前記内輪軌道溝と前記外輪軌道溝のうち、前記内輪軌道溝のみに、機械加工による表面硬化層が形成される、（１）又は（２）に記載のアンギュラ玉軸受。
（５）前記玉の材質がセラミックである、上記（１）～（４）のいずれかに記載のアンギュラ玉軸受。
（６）玉径／断面高さ比が０．３９～０．６５倍である、上記（１）～（５）のいずれかに記載のアンギュラ玉軸受。
（７）前記玉径／断面高さ比が０．５５～０．６５倍である、上記（６）に記載のアンギュラ玉軸受。
（８）ｄｍｎ８０万以上の工作機械主軸に用いられ、予圧が付与されるアンギュラ玉軸受である、上記（１）～（７）のいずれかに記載のアンギュラ玉軸受。
（９）前記内輪および前記外輪の少なくとも一方が、Ｃ：０．２～１．２質量％、Ｓｉ：０．７～１．５質量％、Ｍｏ：０．５～１．５質量％、Ｃｒ：０．５～２．０質量％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物元素を含有する鋼からなり、かつ、
表面炭素濃度が０．８～１．３質量％、表面窒素濃度が０．２～０．８質量％である、
上記（１）～（８）のいずれかに記載のアンギュラ玉軸受。
（１） 外周面に断面円弧状の内輪軌道溝を有する内輪と、
内周面に断面円弧状の外輪軌道溝を有する外輪と、
前記内輪軌道溝と前記外輪軌道溝との間に転動自在に設けられた複数の玉と、を備えるアンギュラ玉軸受であって、
玉径に対する前記内輪軌道溝の溝曲率半径比（Ｒｉ）が５４～５８％、前記玉径に対する前記外輪軌道溝の溝曲率半径比（Ｒｏ）が５１～５８％、且つ、Ｒｉ－Ｒｏ≧０ポイントであるとともに、
少なくとも前記内輪軌道溝は、前記玉と前記内輪軌道溝との接触部中央における前記玉及び前記内輪軌道溝の永久変形量の和が、前記玉径の１万分の１となる際の最大面圧が４．７～６．０ＧＰａであることを特徴とするアンギュラ玉軸受。
（２）Ｒｉ－Ｒｏ≧１ポイントである、（１）に記載のアンギュラ玉軸受。
（３）少なくとも前記内輪軌道溝には、機械加工による表面硬化層が形成される、（１）又は（２）に記載のアンギュラ玉軸受。
（４） 前記内輪軌道溝と前記外輪軌道溝のうち、前記内輪軌道溝のみに、機械加工による表面硬化層が形成される、（１）又は（２）に記載のアンギュラ玉軸受。
（５）前記玉の材質がセラミックである、上記（１）～（４）のいずれかに記載のアンギュラ玉軸受。
（６）玉径／断面高さ比が０．３９～０．６５倍である、上記（１）～（５）のいずれかに記載のアンギュラ玉軸受。
（７）前記玉径／断面高さ比が０．５５～０．６５倍である、上記（６）に記載のアンギュラ玉軸受。
（８）ｄｍｎ８０万以上の工作機械主軸に用いられ、予圧が付与されるアンギュラ玉軸受である、上記（１）～（７）のいずれかに記載のアンギュラ玉軸受。
（９）前記内輪および前記外輪の少なくとも一方が、Ｃ：０．２～１．２質量％、Ｓｉ：０．７～１．５質量％、Ｍｏ：０．５～１．５質量％、Ｃｒ：０．５～２．０質量％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物元素を含有する鋼からなり、かつ、
表面炭素濃度が０．８～１．３質量％、表面窒素濃度が０．２～０．８質量％である、
上記（１）～（８）のいずれかに記載のアンギュラ玉軸受。
【発明の効果】
【0008】
本発明のアンギュラ玉軸受によれば、発熱量を低減できるとともに、静止時における外部衝撃荷重による損傷を抑制できる。特に、本発明のアンギュラ玉軸受は、ｄｍｎ８０万以上の高速回転で使用される工作機械主軸用のアンギュラ玉軸受として有用である。
【図面の簡単な説明】
【0009】
【発明を実施するための形態】
【0010】
以下、図面を参照しながら、本発明の一実施形態に係るアンギュラ玉軸受について詳細に説明する。
なお、本願明細書において、数値範囲を示す「～」とは、その前後に記載された数値を下限値及び上限値として含む意味で使用される。
なお、本願明細書において、数値範囲を示す「～」とは、その前後に記載された数値を下限値及び上限値として含む意味で使用される。
【0011】
図１は、本発明のアンギュラ玉軸受の一例として、工作機械用主軸に用いられるアンギュラ玉軸受を示している。アンギュラ玉軸受１は、外周面に断面円弧状の内輪軌道溝２ａを有する内輪２と、内周面に断面円弧状の外輪軌道溝３ａを有する外輪３と、内輪軌道溝２ａと外輪軌道溝３ａとの間に転動自在に設けられた複数の玉４と、複数の玉４をそれぞれ保持する保持器５と、を備える。外輪３の内周面の軸方向一方側には、カウンターボア３ｂが形成されており、玉４は、接触角αｉ、αｏをもって、内輪軌道溝２ａと外輪軌道溝３ａとの間に配置される。なお、接触角αｉ、αｏとは、軸受中心軸Ｘに垂直な平面Ｐと、玉４が内輪２及び外輪３とそれぞれ接触する各接触点と玉４の中心を結んだ作用線とがなす角度と定義される。
【0012】
玉４には、玉径／断面高さ比、即ち、玉４の直径／｛（外輪３の外径－内輪２の内径）／２｝が、０．３９～０．６５倍、好ましくは、０．５５～０．６５倍のものが使用されている。
【0013】
また、内輪軌道溝２ａ及び外輪軌道溝３ａは、玉径に対する内輪軌道溝２ａの溝曲率半径比（Ｒｉ＝内輪軌道溝の曲率半径／玉径）が５４～５８％であり、玉径に対する外輪軌道溝３ａの溝曲率半径比（Ｒｏ＝外輪軌道溝の曲率半径／玉径）が５１～５８％であり、かつ、Ｒｉ－Ｒｏ≧０ポイント、好ましくは、Ｒｉ－Ｒｏ≧１ポイントに設定されている。以下、玉径に対する内輪軌道溝２ａの溝曲率半径比Ｒｉは、内輪溝曲率半径比Ｒｉとも称し、玉径に対する外輪軌道溝３ａの溝曲率半径比Ｒｏは、外輪溝曲率半径比Ｒｏとも称する。
【0014】
さらに、本実施形態では、内輪軌道溝２ａには、機械加工であるローラバニシング処理によって表面硬化層１０が形成され、内輪軌道溝２ａは、玉４と内輪軌道溝２ａとの接触部中央における玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧を４．７～６．０ＧＰａとしている。一方、外輪軌道溝３ａには、ローラバニシング処理が施されておらず、表面硬化層が形成されていない。
【0015】
なお、ローラバニシング処理は、切削加工により形成した内輪２の内輪軌道溝２ａに対して熱処理を施し、仕上げ加工した後に行われる。さらに、必要に応じて、ローラバニシング処理工程後に、精密加工が施されてもよい。
【0016】
以下、上述した各軌道溝２ａ，３ａの溝曲率半径比Ｒｉ，Ｒｏ、内輪軌道溝２ａにおける上記玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧、及び、玉径の各臨界的意義について説明する。
【0017】
［玉径に対する内輪軌道溝の溝曲率半径比（Ｒｉ）が５４～５８％、玉径に対する外輪軌道溝の溝曲率半径比（Ｒｏ）が５１～５８％］
まず、工作機械主軸に用いられる高速回転用途のアンギュラ玉軸受１では、図２に示すように、外輪３の外輪軌道溝３ａで玉４が純転がりすると仮定すると、内輪２の内輪軌道溝２ａと、玉４の表面との接触部分（接触楕円）では、自転による玉４の表面上の周速（同図の符号Ａで示され、玉４の自転軸ＡＸから玉４の外周面円弧までの垂直距離に比例している）と、公転による内輪２の内輪軌道溝２ａ上の周速（同図の符号Ｂで示され、内輪２の自転軸から内輪軌道溝２ａまでの垂直距離に比例している）との相対周速（同図の符号Ｃ）がスピン滑りとなって現れる。図３に符号Ｄ１と符号Ｄ２とで示すように、接触角αｉが大きくなるほど公転による内輪２の内輪軌道溝２ａ上の周速は大きくなり、また、玉４と内輪軌道溝２ａとの接触面が形成する接触楕円の長半径が大きくなる程、接触楕円の両端の周速差（同図のΔｄ１、Δｄ２で示され、Δｄ１＞Δｄ２となっている）が大きくなり、これにより相対周速Ｃも大きくなる。このため、スピン滑りを抑えるためには玉４と内輪軌道溝２ａとの接触部において、公転による内輪２の内輪軌道溝２ａ上の周速を抑え、且つ、玉４と内輪軌道溝２ａとの接触面が形成する接触楕円の長半径を小さくすることが有効である。なお、図２中、符号ＡＸは、外輪コントロールの玉４の自転軸を表す。
まず、工作機械主軸に用いられる高速回転用途のアンギュラ玉軸受１では、図２に示すように、外輪３の外輪軌道溝３ａで玉４が純転がりすると仮定すると、内輪２の内輪軌道溝２ａと、玉４の表面との接触部分（接触楕円）では、自転による玉４の表面上の周速（同図の符号Ａで示され、玉４の自転軸ＡＸから玉４の外周面円弧までの垂直距離に比例している）と、公転による内輪２の内輪軌道溝２ａ上の周速（同図の符号Ｂで示され、内輪２の自転軸から内輪軌道溝２ａまでの垂直距離に比例している）との相対周速（同図の符号Ｃ）がスピン滑りとなって現れる。図３に符号Ｄ１と符号Ｄ２とで示すように、接触角αｉが大きくなるほど公転による内輪２の内輪軌道溝２ａ上の周速は大きくなり、また、玉４と内輪軌道溝２ａとの接触面が形成する接触楕円の長半径が大きくなる程、接触楕円の両端の周速差（同図のΔｄ１、Δｄ２で示され、Δｄ１＞Δｄ２となっている）が大きくなり、これにより相対周速Ｃも大きくなる。このため、スピン滑りを抑えるためには玉４と内輪軌道溝２ａとの接触部において、公転による内輪２の内輪軌道溝２ａ上の周速を抑え、且つ、玉４と内輪軌道溝２ａとの接触面が形成する接触楕円の長半径を小さくすることが有効である。なお、図２中、符号ＡＸは、外輪コントロールの玉４の自転軸を表す。
【0018】
図４の（ａ）に示すように、運転中にアンギュラ玉軸受１では、玉４に作用する遠心力Ｆと、内輪２または外輪３からの予圧荷重との力の釣合いによって、外輪３の外輪軌道溝３ａの接触角αｏは小さくなり、内輪２の内輪軌道溝２ａとの接触角αｉは大きくなる。そして、内輪２では、内輪軌道溝２ａと玉４との接触角αｉが大きくなると、スピン滑り量が大きくなり発熱量も多くなる。このため、内輪２においてＲｉを大きくすることで、高速回転中に接触角αｉが大きくなり難くなり、かつ、接触楕円長を小さくすることができるため、スピン滑りによる発熱を抑制することができる。即ち、図４の（ｂ）のように、Ｒｉを大きくすると、遠心力による接触角変化が小さくなり、スピン滑り量も小さくなる。これに対して図４の（ｃ）のように、Ｒｉを小さくすると、遠心力Ｆによる接触角変化が大きくなり、スピン滑り量も大きくなる。そのため、スピン滑り量を抑えるには、Ｒｉを大きくすることが好ましいと考えられる。
【0019】
一方で、外輪３では、外輪溝曲率半径比Ｒｏが大きくなると、接触楕円の長半径が小さくなり発熱を抑制する効果があるものの、接触角αｏが小さくなる方向には作用しないため、スピン滑りによる発熱量を低減する目的においては、内輪溝曲率半径比Ｒｉを大きくするよりも効果が得られにくい。
【0020】
ここで、以下の解析条件１のアンギュラ玉軸受を用いて、内輪溝曲率半径比Ｒｉと、外輪溝曲率半径比Ｒｏとを変えて、内輪側と外輪側との合計スピン発熱量について計算を行った。各Ｒｉ，Ｒｏに対応する合計スピン発熱量（Ｗ）の計算結果を表１に示す。
【0021】
（解析条件１）
軸受内径：７０ｍｍ
軸受外径：１１０ｍｍ
軸受幅：２０ｍｍ
初期接触角：１８°
玉径／断面高さ比：０．５９５
回転数：２０，０００ｍｉｎ－１
予圧荷重：１，０００Ｎ
軸受内径：７０ｍｍ
軸受外径：１１０ｍｍ
軸受幅：２０ｍｍ
初期接触角：１８°
玉径／断面高さ比：０．５９５
回転数：２０，０００ｍｉｎ－１
予圧荷重：１，０００Ｎ
【0022】
【表1】
【0023】
図５は、内輪溝曲率半径比Ｒｉを横軸として、合計スピン発熱量との関係を示すグラフであり、図６は、外輪溝曲率半径比Ｒｏを横軸として、合計スピン発熱量との関係を示すグラフである。まず、図５のグラフから、外輪溝曲率半径比Ｒｏによらず、内輪溝曲率半径比Ｒｉを大きくすることにより発熱量が小さくなり、内輪溝曲率半径比Ｒｉが５４％未満では発熱量が極端に大きくなることがわかる。但し、内輪溝曲率半径比Ｒｉを大きくし過ぎると、荷重負荷時の内輪軌道溝２ａと玉４との間の面圧が高くなり、圧痕が生じやすくなる傾向がある。特に、内輪溝曲率半径比Ｒｉが５８％より大きくなると、表面硬化により耐圧痕性を高めても従来品より耐圧痕性が低下してしまう。また、表面硬化の程度を高くするためには、加工条件をより厳しくする必要があるが、これにより生産性が低下するため、加工条件の制約を受ける。したがって、内輪溝曲率半径比Ｒｉは５４～５８％に設定する。
一方、図６のグラフから、外輪溝曲率半径比Ｒｏが５１％未満では発熱量が極端に大きく、５２％前後で極小値を取る。外輪溝曲率半径比Ｒｏが５２％以上では、Ｒｏの上昇に伴う発熱量の上昇は比較的緩やかであり、製造上のＲｏの出来栄えのばらつきを考慮すれば、極小値の５２％よりも若干大きい領域を狙えば、製造上のＲｉの出来栄えのばらつきによる発熱量のばらつきも小さく抑えることができる。外輪溝曲率半径比Ｒｏが５８％であれば、概ね５１％と同等の値を取るため。スピン発熱量の低減効果の観点から、外輪溝曲率半径比Ｒｏは発熱量の極小値が含まれる５１～５８％に設定する。
一方、図６のグラフから、外輪溝曲率半径比Ｒｏが５１％未満では発熱量が極端に大きく、５２％前後で極小値を取る。外輪溝曲率半径比Ｒｏが５２％以上では、Ｒｏの上昇に伴う発熱量の上昇は比較的緩やかであり、製造上のＲｏの出来栄えのばらつきを考慮すれば、極小値の５２％よりも若干大きい領域を狙えば、製造上のＲｉの出来栄えのばらつきによる発熱量のばらつきも小さく抑えることができる。外輪溝曲率半径比Ｒｏが５８％であれば、概ね５１％と同等の値を取るため。スピン発熱量の低減効果の観点から、外輪溝曲率半径比Ｒｏは発熱量の極小値が含まれる５１～５８％に設定する。
【0024】
［内輪軌道面において、玉と内輪軌道溝との接触部中央における玉及び内輪軌道溝の永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧が４．７～６．０ＧＰａ］
上記のように、内輪溝曲率半径比Ｒｉを５４～５８％、外輪溝曲率半径比Ｒｏを５１～５８％にすることで回転中のスピン発熱量を低減させることができるが、静止時における外部衝撃荷重が負荷された際に接触面圧が大きくなり、圧痕が生じる可能性が高まると考えられる。このため、少なくとも内輪２の内輪軌道溝２ａに表面残留応力が付与された表面硬化層１０を形成して圧痕が生じるのをより防ぐことができる。
上記のように、内輪溝曲率半径比Ｒｉを５４～５８％、外輪溝曲率半径比Ｒｏを５１～５８％にすることで回転中のスピン発熱量を低減させることができるが、静止時における外部衝撃荷重が負荷された際に接触面圧が大きくなり、圧痕が生じる可能性が高まると考えられる。このため、少なくとも内輪２の内輪軌道溝２ａに表面残留応力が付与された表面硬化層１０を形成して圧痕が生じるのをより防ぐことができる。
【0025】
表面硬化層１０を形成するためには、軌道溝にローラバニシング処理を施す。このローラバニシング処理は、油圧で保持されたセラミックス製ないし超硬製のボール（圧子）を、内輪軌道溝２ａに押し付けて転がり接触させながら、内輪軌道溝２ａの軸方向断面に沿って移動させる。このローラバニシング処理により表面が硬化されるが、その際に、玉４と内輪軌道溝２ａとの接触部中央における玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧が４．７～６．０ＧＰａとなるようにバニシングツールの圧子径や加圧力等の加工条件を選択する。
なお、軸受の円滑な回転を妨げない限度としては、玉４と軌道との接触部中央における玉４の永久変形量及び軌道の永久変形量の和が、玉径の１万分の１とされている。
なお、軸受の円滑な回転を妨げない限度としては、玉４と軌道との接触部中央における玉４の永久変形量及び軌道の永久変形量の和が、玉径の１万分の１とされている。
【0026】
軌道面の表層に残留圧縮応力を付与していない玉軸受の場合、玉と軌道溝との接触部中央における玉と軌道溝の永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧は４．２ＧＰａであるため（ＪＩＳ Ｂ１５１９に準拠）、残留圧縮応力の付与により、静止時における外部衝撃荷重に対して圧痕が発生し難くなる効果が得られる。
【0027】
なお、出願人の調査によれば、市場からぶつけ損傷として返却される軸受には、約４ＧＰａ以上の面圧が負荷されていることがわかっている。軌道面の表層に残留圧縮応力を付与し、上記玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧が４．７ＧＰａとなるように構成した場合は、従来約４ＧＰａ以上４．７ＧＰａ未満の面圧で圧痕が生じて不具合品となっていたものが、不具合として認識されなくなる。これにより、軸受交換の手間が不要となる。
また、内輪軌道溝２ａにおいて、玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧を４．７～６．０ＧＰａとしたのは、生産性が低下しない加工条件を考慮して設定したものである。
また、表面硬化層は、内輪２の内輪軌道溝２ａに限定されず、外輪３の外輪軌道溝３ａにも施されてもよい。
尚、特許文献１に示される軌道表面に厚さ０．０５～８μｍの硬質皮膜を形成させる技術は、機械加工後の軌道輪に対して化学処理によって硬化層のコーティングを行い、耐摩耗性の向上や摩擦係数の低減を図ったものである。一方、本実施形態の表面加工層１０は、機械加工によって表面を硬化させ、耐圧痕性を向上させるものである。
また、内輪軌道溝２ａにおいて、玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧を４．７～６．０ＧＰａとしたのは、生産性が低下しない加工条件を考慮して設定したものである。
また、表面硬化層は、内輪２の内輪軌道溝２ａに限定されず、外輪３の外輪軌道溝３ａにも施されてもよい。
尚、特許文献１に示される軌道表面に厚さ０．０５～８μｍの硬質皮膜を形成させる技術は、機械加工後の軌道輪に対して化学処理によって硬化層のコーティングを行い、耐摩耗性の向上や摩擦係数の低減を図ったものである。一方、本実施形態の表面加工層１０は、機械加工によって表面を硬化させ、耐圧痕性を向上させるものである。
【0028】
［Ｒｉ－Ｒｏ≧０ポイント］
内輪溝曲率半径比Ｒｉ及び外輪溝曲率半径比Ｒｏは、上記した範囲に設定されるが、Ｒｉを外輪溝曲率半径比Ｒｏと同等、又は外輪溝曲率半径比Ｒｏよりも大きくすることにより、荷重が負荷された際の面圧の上昇が内輪２よりも外輪３の方が低く抑えられる。一方、内輪軌道溝２ａには表面硬化層１０が形成されているので、静止時に外部衝撃荷重を受けた際に、内輪２より先に外輪３に圧痕が生じて軸受が損傷することを防止できれば、内輪軌道溝２ａにおいて、上記玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧を上記した範囲に設定することで、耐圧痕性の向上効果を十分に得られる。
内輪溝曲率半径比Ｒｉ及び外輪溝曲率半径比Ｒｏは、上記した範囲に設定されるが、Ｒｉを外輪溝曲率半径比Ｒｏと同等、又は外輪溝曲率半径比Ｒｏよりも大きくすることにより、荷重が負荷された際の面圧の上昇が内輪２よりも外輪３の方が低く抑えられる。一方、内輪軌道溝２ａには表面硬化層１０が形成されているので、静止時に外部衝撃荷重を受けた際に、内輪２より先に外輪３に圧痕が生じて軸受が損傷することを防止できれば、内輪軌道溝２ａにおいて、上記玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧を上記した範囲に設定することで、耐圧痕性の向上効果を十分に得られる。
【0029】
図７は、解析条件１の軸受諸元において、Ｒｉ－Ｒｏと、内輪面圧と外輪面圧の比との関係を計算値から求めたグラフであり、軸受に荷重が負荷された際の、ＲｉとＲｏとの差における外輪面圧と内輪面圧の大小の関係を示している。即ち、内輪面圧／外輪面圧＞１の領域は内輪面圧が高く、内輪面圧／外輪面圧＜１の領域は外輪面圧が高く、内輪面圧／外輪面圧＝１の場合は内輪面圧と外輪面圧が等しいことを示す。例えば、内輪軌道溝２ａ及び外輪軌道溝３ａに表面硬化処理を施さない一般的な軸受を考えた場合、ＪＩＳ Ｂ１５１９に定義されている、玉と軌道溝との接触部中央における玉及び軌道溝の永久変形量の和が玉径の１万分の１となる際の最大面圧が、内輪軌道面及び外輪軌道面いずれも４．２ＧＰａであるため、内輪面圧／外輪面圧＞１の領域では、内輪軌道面に先に圧痕が生じ、内輪面圧／外輪面圧＜１の領域では、外輪軌道面に先に圧痕が生じ、内輪面圧／外輪面圧＝１の領域では、内輪軌道面と外輪軌道面に同時に圧痕が生じることを意味する。
【0030】
内輪２の内輪軌道溝２ａに表面硬化処理を施して、表面硬化層１０が形成され、玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧を４．７～６．０ＧＰａとし、外輪の外輪軌道溝には表面硬化処理を施さない場合、外輪軌道面よりも内輪軌道面に先に圧痕が生じる内輪面圧と外輪面圧の比は図７に示した１．１２０≦内輪面圧／外輪面圧≦１．４２９の領域となる。尚、外輪軌道面よりも内輪軌道面に先に圧痕が生じる内輪面圧と外輪面圧の比の下限値１．１２０及び上限値１．４２９は、表面硬化処理を施した内輪軌道面と表面硬化処理を施していない外輪軌道面との面圧の比率であるため、それぞれ４．７÷４．２＝１．１２０、６．０÷４．２＝１．４２９として求められる。
【0031】
この図７の結果から、内輪の軌道溝に表面硬化処理を施した軸受において、Ｒｉ－Ｒｏ≧０ポイントであるときに、内輪面圧／外輪面圧≧１．１２０となることから、外輪に先に圧痕が生じることがなく、内輪への表面硬化の効果を十分に得ることが出来る。また、外輪３の外輪軌道溝３ａには表面硬化処理を施さなくても、内輪軌道溝２ａに表面硬化処理を施した内輪２と同等以上の耐圧痕性を得られることがわかる。したがって、本実施形態では、外輪軌道溝３ａへの表面硬化処理が不要となり、製造上のメリットが得られる。
尚、図７の結果から、Ｒｉが５４～５８％、Ｒｏが５１～５８％の範囲において、Ｒｉ－Ｒｏ＝０ポイントでの内輪面圧／外輪面圧の範囲は、１．１２０≦内輪面圧／外輪面圧≦１．１２４となり、Ｒｉ－Ｒｏ＝１ポイントでは、１．１５１≦内輪面圧／外輪面圧≦１．１９１となる。即ち、Ｒｉ－Ｒｏ＝０ポイントよりもＲｉ－Ｒｏ＝１ポイントの時の内輪面圧／外輪面圧は値が大きく且つレンジが広いため、内輪面圧の方が外輪面圧より高い傾向となり、内輪に先に圧痕が生成され易く、外輪に先に圧痕が生成され難い条件となることから、より表面強化処理の効果を得やすくなる。従って、Ｒｉ－Ｒｏ≧１ポイントとするのが望ましい。
尚、図７の結果から、Ｒｉが５４～５８％、Ｒｏが５１～５８％の範囲において、Ｒｉ－Ｒｏ＝０ポイントでの内輪面圧／外輪面圧の範囲は、１．１２０≦内輪面圧／外輪面圧≦１．１２４となり、Ｒｉ－Ｒｏ＝１ポイントでは、１．１５１≦内輪面圧／外輪面圧≦１．１９１となる。即ち、Ｒｉ－Ｒｏ＝０ポイントよりもＲｉ－Ｒｏ＝１ポイントの時の内輪面圧／外輪面圧は値が大きく且つレンジが広いため、内輪面圧の方が外輪面圧より高い傾向となり、内輪に先に圧痕が生成され易く、外輪に先に圧痕が生成され難い条件となることから、より表面強化処理の効果を得やすくなる。従って、Ｒｉ－Ｒｏ≧１ポイントとするのが望ましい。
【0032】
［玉径／断面高さ比との関係］
上記解析条件１では、玉径が比較的大きい（大玉）を使用して、玉径／断面高さ比が０．５９５の場合について、内輪溝曲率半径比Ｒｉを５４～５８％、外輪溝曲率半径比Ｒｏを５１～５８％とすることで、合計スピン発熱量を低減できることを確認した。下記では、解析条件２において、玉径が上記よりも小さい（小玉）を使用して、玉径／断面高さ比が０．４３７の場合についても、上記Ｒｉ，Ｒｏの規定により、合計スピン発熱量を低減できるかについて確認を行った。各Ｒｉ，Ｒｏに対応する合計スピン発熱量（Ｗ）の計算結果を表２に示す。
上記解析条件１では、玉径が比較的大きい（大玉）を使用して、玉径／断面高さ比が０．５９５の場合について、内輪溝曲率半径比Ｒｉを５４～５８％、外輪溝曲率半径比Ｒｏを５１～５８％とすることで、合計スピン発熱量を低減できることを確認した。下記では、解析条件２において、玉径が上記よりも小さい（小玉）を使用して、玉径／断面高さ比が０．４３７の場合についても、上記Ｒｉ，Ｒｏの規定により、合計スピン発熱量を低減できるかについて確認を行った。各Ｒｉ，Ｒｏに対応する合計スピン発熱量（Ｗ）の計算結果を表２に示す。
【0033】
（解析条件２）
軸受内径：７０ｍｍ
軸受外径：１１０ｍｍ
軸受幅：２０ｍｍ
接触角：１８°
玉径／断面高さ比：０．４３７
回転数：２０，０００ｍｉｎ－１
予圧荷重：１，０００Ｎ
軸受内径：７０ｍｍ
軸受外径：１１０ｍｍ
軸受幅：２０ｍｍ
接触角：１８°
玉径／断面高さ比：０．４３７
回転数：２０，０００ｍｉｎ－１
予圧荷重：１，０００Ｎ
【0034】
【表2】
【0035】
図８は、内輪溝曲率半径比Ｒｉを横軸として、合計スピン発熱量との関係を示すグラフであり、図９は、外輪溝曲率半径比Ｒｏを横軸として、内輪側及び外輪側の合計スピン発熱量との関係を示すグラフである。この場合も、解析条件１と同様に、内輪溝曲率半径比Ｒｉが５４～５８％、外輪溝曲率半径比Ｒｏが５１～５８％の範囲で内輪側及び外輪側の合計スピン発熱量の低減に効果が認められる。
【0036】
次いで、解析条件１とは、軸受サイズが異なる一方、解析条件１と同じく、玉径が比較的大きい（大玉）を使用した、玉径／断面高さ比が０．５７２の解析条件３、及び玉径／断面高さ比が０．６３５の解析条件４についても、上記Ｒｉ，Ｒｏの規定により、合計スピン発熱量を低減できるかについて確認を行った。解析条件３において、各Ｒｉ，Ｒｏに対応する合計スピン発熱量（Ｗ）の計算結果を表３に、解析条件４において、各Ｒｉ，Ｒｏに対応する合計スピン発熱量（Ｗ）の計算結果を表４に示す。
【0037】
（解析条件３）
軸受内径：３０ｍｍ
軸受外径：５５ｍｍ
軸受幅：１３ｍｍ
接触角：１８°
玉径／断面高さ比：０．５７２
回転数：４３，０００ｍｉｎ－１
予圧荷重：４４０Ｎ
軸受内径：３０ｍｍ
軸受外径：５５ｍｍ
軸受幅：１３ｍｍ
接触角：１８°
玉径／断面高さ比：０．５７２
回転数：４３，０００ｍｉｎ－１
予圧荷重：４４０Ｎ
【0038】
【表3】
【0039】
（解析条件４）
軸受内径：１１０ｍｍ
軸受外径：１７０ｍｍ
軸受幅：２８ｍｍ
接触角：１８°
玉径／断面高さ比：０．６３５
回転数：１３，０００ｍｉｎ－１
予圧荷重：２，２００Ｎ
軸受内径：１１０ｍｍ
軸受外径：１７０ｍｍ
軸受幅：２８ｍｍ
接触角：１８°
玉径／断面高さ比：０．６３５
回転数：１３，０００ｍｉｎ－１
予圧荷重：２，２００Ｎ
【0040】
【表4】
【0041】
図１０は、解析条件３において、内輪溝曲率半径比Ｒｉを横軸として、合計スピン発熱量との関係を示すグラフであり、図１１は、解析条件３において、外輪溝曲率半径比Ｒｏを横軸として、合計スピン発熱量との関係を示すグラフである。
また、図１２は、解析条件４において、内輪溝曲率半径比Ｒｉを横軸として、合計スピン発熱量との関係を示すグラフであり、図１３は、解析条件４において、外輪溝曲率半径比Ｒｏを横軸として、合計スピン発熱量との関係を示すグラフである。
解析条件３，４の場合も、内輪溝曲率半径比Ｒｉが５４～５８％、外輪溝曲率半径比Ｒｏが５１～５８％の範囲で内輪側及び外輪側の合計スピン発熱量の低減に効果が認められる。
また、図１２は、解析条件４において、内輪溝曲率半径比Ｒｉを横軸として、合計スピン発熱量との関係を示すグラフであり、図１３は、解析条件４において、外輪溝曲率半径比Ｒｏを横軸として、合計スピン発熱量との関係を示すグラフである。
解析条件３，４の場合も、内輪溝曲率半径比Ｒｉが５４～５８％、外輪溝曲率半径比Ｒｏが５１～５８％の範囲で内輪側及び外輪側の合計スピン発熱量の低減に効果が認められる。
【0042】
したがって、内輪溝曲率半径比Ｒｉと外輪溝曲率半径比Ｒｏを規定することで、軸受サイズが変わっても、合計スピン発熱量を低減できるとともに、耐圧痕性を低減できる効果が変化しないことがわかる。
【0043】
また、玉径／断面高さ比は、小さいほど発熱低減に有利であるが、小さすぎると、高速回転で運転した際に、内輪の遠心膨張と熱膨張の影響で、有効ラジアルすきまが過小となり、焼付きの原因となる。このため、玉径／断面高さ比は、０．３９以上である必要がある。また、玉径／断面高さ比は、大きいほど耐圧痕性に対して有利であるが、この値が０．６５より大きくなると軌道輪の肉厚が薄くなり過ぎてしまい、熱処理変形や加工変形が大きくなるなどの製造上のデメリットが生じるため好ましくない。このため、玉径／断面高さ比は、０．３９～０．６５倍であることが好ましく、耐圧痕性を重視した場合は、玉径／断面高さ比が０．５５～０．６５倍である大玉を使用することがより好ましい。
【0044】
また、内輪２及び外輪３は、通常、ＳＵＪ２（高炭素クロム軸受鋼）などの軸受鋼から構成される。このＳＵＪ２などの軸受鋼は、比較的低温に用いられるが、これは高温になると硬さ低下が著しく、寿命が短くなるためである。よって、より高速な回転が要求される場合には、玉４と、内輪２及び外輪３とが互いに接触する接触面での接触圧力や玉４の滑りが増大して発熱し、局部的に高温となる。このため、内輪２及び外輪３は耐熱性及び耐摩耗性に優れた材料から構成されるのが望ましい。
【0045】
そのため、２次硬化析出型の共晶炭化物を形成させた材料、例えば高速度鋼、セミハイス、マルテンサイト系ステンレスが好適であり、例示すればＳＫＤ、ＳＫＨ、Ｍ５０、ＳＵＳ４４０Ｃ等がある。また、一般的な軸受鋼（ＳＵＪ２）の焼き戻し温度を２４０℃～３３０℃に高くしたものを用い、これに硬質被膜処理を施してもよい。その場合、母材そのものの硬さは低下するが、軌道輪表面の硬さは硬質被膜により硬くすることが可能であるから、上述の金属材料を用いた場合と同等の性能が得られる。
【0046】
また、構成元素成分によって焼き戻し抵抗性を向上させ、寸法を安定化させた材料（高炭素クロム鋼に準ずる材料）が好適であり、例示として、ＳＨＸ材が挙げられる。この場合は、内輪２、外輪３の少なくとも一方を、Ｃを０．２～１．２質量％、Ｓｉを０．７～１．５質量％、Ｍｏを０．５～１．５質量％、Ｃｒを０．５～２．０質量％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物元素を含有する鋼材で構成し、かつ浸炭窒化処理した後に焼き入れ焼き戻し処理することにより、表面炭素濃度を０．８～１．３質量％とし、かつ表面窒素濃度を０．２～０．８質量％とする。ここで、上記の各成分元素の有効範囲の臨界的意義について説明する。
【0047】
（１）Ｓｉ；０．７～１．５質量％
Ｓｉは焼戻し軟化抵抗性に効果のある元素であり、高温強度を向上させると共に、高温環境下において圧痕起点型剥離の防止に有効な残留オーステナイトの分解を遅滞させる効果がある。Ｓｉ含有量が０．７質量％を下回ると高温強度が不足すると共に、圧痕起点型剥離を生じるようになるので、その下限値を０．７質量％とした。一方、Ｓｉ含有量が１．５質量％を超えると機械的強度が低下すると共に、浸炭を阻害するようになるので、その上限値を１．５質量％とした。
Ｓｉは焼戻し軟化抵抗性に効果のある元素であり、高温強度を向上させると共に、高温環境下において圧痕起点型剥離の防止に有効な残留オーステナイトの分解を遅滞させる効果がある。Ｓｉ含有量が０．７質量％を下回ると高温強度が不足すると共に、圧痕起点型剥離を生じるようになるので、その下限値を０．７質量％とした。一方、Ｓｉ含有量が１．５質量％を超えると機械的強度が低下すると共に、浸炭を阻害するようになるので、その上限値を１．５質量％とした。
【0048】
（２）Ｍｏ；０．５～１．５質量％
ＭｏはＳｉと同様に焼戻し軟化抵抗性に効果のある元素であり、高温強度を向上させる効果がある。また、Ｍｏは浸炭窒化された表面に微少な炭化物を形成する炭化物形成元素として作用する。Ｍｏ含有量が０．５質量％を下回ると高温強度が不足すると共に、表面に析出する炭化物が不足するようになるので、その下限値を０．５質量％とした。一方、Ｍｏ含有量が１．５質量％を超えると素材の段階で巨大炭化物が形成され、炭化物の脱落を招来して軸受の転がり疲労寿命を低下させるので、その上限値を１．５質量％とした。
ＭｏはＳｉと同様に焼戻し軟化抵抗性に効果のある元素であり、高温強度を向上させる効果がある。また、Ｍｏは浸炭窒化された表面に微少な炭化物を形成する炭化物形成元素として作用する。Ｍｏ含有量が０．５質量％を下回ると高温強度が不足すると共に、表面に析出する炭化物が不足するようになるので、その下限値を０．５質量％とした。一方、Ｍｏ含有量が１．５質量％を超えると素材の段階で巨大炭化物が形成され、炭化物の脱落を招来して軸受の転がり疲労寿命を低下させるので、その上限値を１．５質量％とした。
【0049】
（３）Ｃｒ；０．５～２．０質量％
ＣｒはＭｏと同様の作用効果を奏する添加元素である。Ｃｒ含有量が０．５質量％を下回ると高温強度が不足すると共に、表面に析出する炭化物の量が不足するようになるので、その下限値を０．５質量％とした。一方、Ｃｒ含有量が２．０質量％を超えると素材の段階で巨大炭化物が形成され、炭化物の脱落を招来して軸受の転がり疲労寿命を低下させるので、その上限値を２．０質量％とした。
ＣｒはＭｏと同様の作用効果を奏する添加元素である。Ｃｒ含有量が０．５質量％を下回ると高温強度が不足すると共に、表面に析出する炭化物の量が不足するようになるので、その下限値を０．５質量％とした。一方、Ｃｒ含有量が２．０質量％を超えると素材の段階で巨大炭化物が形成され、炭化物の脱落を招来して軸受の転がり疲労寿命を低下させるので、その上限値を２．０質量％とした。
【0050】
（４）Ｃ；０．２～１．２質量％
上述のように残留オーステナイト量が多くなりすぎると残留オーステナイトが分解して形状の経時変化が発生し、軸受の寸法安定性が損なわれる。一方、軌道輪表面における残留オーステナイトの存在は圧痕起点型剥離の防止に効果的である。したがって、表面に残留オーステナイトを存在させた上で、軸受全体に占める残留オーステナイトの量を制限するのが好ましく、そのためには軸受芯部の残留オーステナイトの量を抑制する必要がある。このような観点から表面および芯部を含めて平均残留オーステナイトの鋼中に占める量を５体積％以下とするのが好ましく、そのためには残留オーステナイトが依存する炭素濃度を１．２質量％以下にする必要があるので、その上限値を１．２質量％とした。一方、炭素濃度が０．２質量％を下回ると浸炭窒化処理で所望の浸炭深さを得るのに長時間を要し、全体的なコスト上昇を招来するようになるので、その下限値を０．２質量％とした。
上述のように残留オーステナイト量が多くなりすぎると残留オーステナイトが分解して形状の経時変化が発生し、軸受の寸法安定性が損なわれる。一方、軌道輪表面における残留オーステナイトの存在は圧痕起点型剥離の防止に効果的である。したがって、表面に残留オーステナイトを存在させた上で、軸受全体に占める残留オーステナイトの量を制限するのが好ましく、そのためには軸受芯部の残留オーステナイトの量を抑制する必要がある。このような観点から表面および芯部を含めて平均残留オーステナイトの鋼中に占める量を５体積％以下とするのが好ましく、そのためには残留オーステナイトが依存する炭素濃度を１．２質量％以下にする必要があるので、その上限値を１．２質量％とした。一方、炭素濃度が０．２質量％を下回ると浸炭窒化処理で所望の浸炭深さを得るのに長時間を要し、全体的なコスト上昇を招来するようになるので、その下限値を０．２質量％とした。
【0051】
（５）表面炭素濃度；０．８～１．３質量％
浸炭窒化処理により表面に炭素を付加するとマトリックスとなるマルテンサイト組織を固溶強化することができると共に、極表層部において圧痕起点型剥離の防止に有効な多量の残留オーステナイトを形成することができる。表面炭素濃度が０．８質量％を下回ると表面硬さが不足して転がり疲労寿命や耐摩耗性が低下するので、その下限値を０．８質量％とした。一方、表面炭素濃度が１．３質量％を超えると浸炭窒化処理時に巨大炭化物が析出し、転がり疲労寿命を低下させることとなるので、その上限値を１．３質量％とした。
浸炭窒化処理により表面に炭素を付加するとマトリックスとなるマルテンサイト組織を固溶強化することができると共に、極表層部において圧痕起点型剥離の防止に有効な多量の残留オーステナイトを形成することができる。表面炭素濃度が０．８質量％を下回ると表面硬さが不足して転がり疲労寿命や耐摩耗性が低下するので、その下限値を０．８質量％とした。一方、表面炭素濃度が１．３質量％を超えると浸炭窒化処理時に巨大炭化物が析出し、転がり疲労寿命を低下させることとなるので、その上限値を１．３質量％とした。
【0052】
（６）表面Ｎ濃度；０．２～０．８質量％
浸炭窒化処理により表面に窒素を付加すると焼戻し抵抗が向上して高温強度が増大し、耐摩耗性が向上すると共に、極表層部において圧痕起点型剥離の防止に有効な多量の残留オーステナイトを存在させることができる。表面窒素濃度が０．２質量％を下回ると高温強度が低下して耐摩耗性が低下するので、その下限値を０．２質量％とした。一方、表面窒素濃度が０．８質量％を超えると軸受製造時における研削仕上げが困難になり、難研削のために軸受の生産性が低下するので、その上限値を０．８質量％とした。
浸炭窒化処理により表面に窒素を付加すると焼戻し抵抗が向上して高温強度が増大し、耐摩耗性が向上すると共に、極表層部において圧痕起点型剥離の防止に有効な多量の残留オーステナイトを存在させることができる。表面窒素濃度が０．２質量％を下回ると高温強度が低下して耐摩耗性が低下するので、その下限値を０．２質量％とした。一方、表面窒素濃度が０．８質量％を超えると軸受製造時における研削仕上げが困難になり、難研削のために軸受の生産性が低下するので、その上限値を０．８質量％とした。
【0053】
（７）その他の成分元素
残部はＦｅおよび不可避的不純物であるが、その他の成分元素として微量のＴｉを添加することが好ましい。Ｔｉを添加すると微細なチタン炭化物（ＴｉＣ）や炭化窒化物（Ｔｉ（Ｃ＋Ｎ））がマトリックス中に析出分散し、耐摩耗性および耐焼付き性を向上させるからである。この場合にＴｉ含有量は０．１～０．３質量％とすることが望ましい。Ｔｉ含有量が０．１質量％を下回ると炭化物の析出効果が得られなくなるので、その下限値を０．１質量％とする。一方、Ｔｉ含有量が０．３質量％を超えると巨大な析出物が形成されやすくなり、これが欠陥となって転がり疲労寿命が逆に低下することがあるので、その上限値を０．３質量％とする。ちなみにチタン析出物（ＴｉＣ，Ｔｉ（Ｃ＋Ｎ））の大きさが０．１μｍ以下であると、耐摩耗性や耐焼付き性の向上に寄与する。
残部はＦｅおよび不可避的不純物であるが、その他の成分元素として微量のＴｉを添加することが好ましい。Ｔｉを添加すると微細なチタン炭化物（ＴｉＣ）や炭化窒化物（Ｔｉ（Ｃ＋Ｎ））がマトリックス中に析出分散し、耐摩耗性および耐焼付き性を向上させるからである。この場合にＴｉ含有量は０．１～０．３質量％とすることが望ましい。Ｔｉ含有量が０．１質量％を下回ると炭化物の析出効果が得られなくなるので、その下限値を０．１質量％とする。一方、Ｔｉ含有量が０．３質量％を超えると巨大な析出物が形成されやすくなり、これが欠陥となって転がり疲労寿命が逆に低下することがあるので、その上限値を０．３質量％とする。ちなみにチタン析出物（ＴｉＣ，Ｔｉ（Ｃ＋Ｎ））の大きさが０．１μｍ以下であると、耐摩耗性や耐焼付き性の向上に寄与する。
【0054】
尚、Ｓ，Ｐ，Ｈ，Ｏ等の不可避的不純物元素は可能な限り含まないようにするほうが望ましい。特に酸素（Ｏ）の含有量が１２ｐｐｍを超えると酸化物系介在物が形成されやすくなり、これが欠陥となって転がり疲労寿命を低下させることがあるので、酸素含有量は１２ｐｐｍ未満とすることが望ましい。
【0055】
さらに、玉４は、耐熱性および耐摩耗性に優れた鋼製であってもよいが、Ｓｉ３Ｎ４（窒化珪素）、ＳｉＣ（炭化珪素）またはＡｌ２Ｏ３（酸化アルミニウム）等のセラミックスから構成されてもよい。特に、セラミックス製の玉４は、鋼球に比べてヤング率が高いため、軌道溝との面圧が高く圧痕が生じやすいことから、本実施形態のように、耐圧痕性が高められたアンギュラ玉軸受はより効果的に作用する。
【0056】
以上説明したように、本実施形態のアンギュラ玉軸受は、玉径に対する内輪軌道溝２ａの溝曲率半径比（Ｒｉ）が５４～５８％、玉径に対する外輪軌道溝３ａの溝曲率半径比（Ｒｏ）が５１～５８％、且つ、Ｒｉ－Ｒｏ≧０ポイントであるとともに、少なくとも内輪軌道溝２ａは、玉４と内輪軌道溝２ａとの接触部中央における玉４及び内輪軌道溝２ａの永久変形量の和が、玉径の１万分の１となる際の最大面圧が４．７～６．０ＧＰａであるように構成される。これにより、発熱が抑えられ、耐圧痕性に優れるため、高速回転で使用され、静止中に過大な荷重が負荷されるような用途での使用に好適であり、特にｄｍｎ８０万以上の工作機械主軸に用いられ、予圧が付与されるアンギュラ玉軸受として有用である。
また、上記構成は、内輪軌道溝２ａと外輪軌道溝３ａのうち、内輪軌道溝２ａのみ機械加工による表面硬化層を形成すればよく、製造上のメリットも享受できる。
また、上記構成は、内輪軌道溝２ａと外輪軌道溝３ａのうち、内輪軌道溝２ａのみ機械加工による表面硬化層を形成すればよく、製造上のメリットも享受できる。
【0057】
なお、本発明は上述した実施形態に限定されるものでなく、適宜変形、改良などが可能である。
例えば、本発明のアンギュラ玉軸受の潤滑方式は、オイルエア潤滑であってもよいし、グリース潤滑であってもよい。
例えば、本発明のアンギュラ玉軸受の潤滑方式は、オイルエア潤滑であってもよいし、グリース潤滑であってもよい。
【0058】
なお、本出願は、２０２０年９月２８日出願の日本特許出願（特願２０２０－１６２５０４）に基づくものであり、その内容は本出願の中に参照として援用される。
【符号の説明】
【0059】
１ アンギュラ玉軸受
２ 内輪
２ａ 内輪軌道溝
３ 外輪
３ａ 外輪軌道溝
４ 玉
５ 保持器
１０ 表面硬化層
２ 内輪
２ａ 内輪軌道溝
３ 外輪
３ａ 外輪軌道溝
４ 玉
５ 保持器
１０ 表面硬化層
【図1】
【図2】
【図3】
【図4】
【図5】
【図6】
【図7】
【図8】
【図9】
【図10】
【図11】
【図12】
【図13】