JP2000297819A - セラミックスコーティングボールを用いた軸受 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】フレッチング磨耗防止と予圧抜け防止の両方を
同時に可能とする玉軸受を提供する。 【解決手段】玉軸受の玉を、その玉軸受の軌道輪と略同
じ線膨張係数を持つ金属材料で形成するとともに、玉表
面にセラミックス材をコーティングしてなるセラミック
スコーティングボールとした。軸受組立時と使用時とで
温度差があっても、軌道輪と玉とが同じように膨張また
は収縮するため、セラミックス製玉のように予圧抜けや
予圧過大は防止できる。また、玉と軌道輪とがセラミッ
クス層を介して接触するからフィレッチング磨耗も防止
できる、高い回転性能・音響性能が得られる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、セラミックスコー
ティングボールを用いた軸受に係り、特に、表面に硬質
セラミックス皮膜を形成して耐フィレッチング性を高め
るとともに、温度変化に伴う予圧抜けの現象をも防止で
きるようにした転動体を用いＨＤＤスピンドルモータ装
置等に好適な軸受に関する。

【０００２】

【従来の技術】例えば、ＨＤＤ装置用の軸受として、図
５に示すスピンドルモータや図６に示すスイングアーム
モータ等に、小型のアンギュラ玉軸受が多用されてい
る。前者の玉軸受１は、図外の磁気ディスクが装着され
るカップ形のフランジ２を、ベース３に立設された軸４
の回りにモータＭで滑らかに回転駆動させるのに使用さ
れ、特に高い回転・音響性能が要求される。また、後者
のスイングアーム用の玉軸受１は、磁気ディスクＤの有
効エリアにヘッド６をアクセスして位置決めを行うスイ
ングアーム７を、ベース８に立設された軸９の回りにモ
ータで滑らかに揺動駆動させるのに使用される。これら
の玉軸受１には軸支持剛性を高めるために室温で予圧が
かけられるが、ＨＤＤ装置のモータの場合は小型化が要
求されるため、スペースを必要とする定圧予圧方式が採
用できない。そのため、上から荷重をかけて予圧した状
態で２個の玉軸受の内輪１ｎを軸４，９に、外輪１ｇを
被回転体であるフランジ２又はスリーブ１０の内周面
に、それぞれ接着剤で固定する定位置予圧方式が採られ
ている。

【０００３】上記ＨＤＤ装置の玉軸受１は、装置の輸送
時に回転部分（２，１０）が回転方向に微小振動するこ
とによりフレッチング磨耗（微動磨耗）が発生して、音
響性能や振動性能に悪影響をうけやすい。このフレッチ
ング磨耗は軸受１の玉Ｂに発生する。そこで、フレッチ
ング磨耗対策として、軸受の玉Ｂにセラミックス材を使
用することが行われ始めている。これは、セラミックス
の表面特性，硬度，機械的強度，化学的安定性，磨耗係
数等が軸受鋼をはじめとする鋼材よりも優れているため
である。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、セラミ
ックス製の玉は、表面特性は優れていても、鋼材製に比
べると線膨張係数が７０％も小さく、縦弾性係数が５０
％大きい。そのため、ＨＤＤ装置のモータ用の玉軸受の
ように定位置予圧方式が採られるものでは、装置の使用
時に温度が高くなると、玉とその転動面間の接触最大応
力の変化が大きくなって軸受剛性（予圧）が大きく減少
し、極端な場合には使用時に予圧がゼロになるいわゆる
予圧抜けが発生する可能性がある。

【０００５】以下、その予圧抜け発生の可能性について
検討してみる。玉と転動面とが転がり接触する接触部の
弾性変形と応力については、ヘルツの弾性接触理論が適
用できる。一般的には、図７（ａ）に示したように、滑
らかな表面を持つ弾性体である二つの物体I ，IIが接触
するとき、その接点付近には対称面で互いに直交してい
る主曲率面１と２が存在する。そして、図７（ｂ）に示
すように、物体I には主曲率面１と２の断面内にそれぞ
れ主曲率半径ｒ_I1とｒ_I2が、また物体IIには主曲率面１
と２の断面内にそれぞれ主曲率半径ｒ_II1 とｒ_{II 2} が存
在する。これら各主曲率半径ｒ_I1，ｒ_I2，ｒ_II1 ，ｒ
_II2 （各主曲率半径は凸面のとき正とし、凹面のとき負
の符号をつけて区別する）の逆数である主曲率を、それ
ぞれρ_I1，ρ_I2，ρ_II1 ，ρ_II2 とする。

【０００６】この接触部には、互いに直交する２つの長
さの半径（長半径ａと短半径ｂ）をもつ接触楕円Ａが形
成される。いま、接触楕円Ａ部に加わる垂直荷重Ｑによ
り接触楕円Ａの中心に作用する最大接触応力をσ_max 、
荷重Ｑによる両弾性体Ｉ，IIの接近量をδとすると、σ
_max 、δはそれぞれ次式で与えられる。

【０００７】

【数１】

【０００８】そこで、上式を図８に示すようなアンギュ
ラ玉軸受１における玉Ｂと外輪１ｇの転動溝及び内輪１
ｎの転動溝との接触に適用して検討する。いま、玉Ｂが
セラミックス製で、外輪１ｇ、内輪１ｎが鋼製とする。
セラミックス材は 縦弾性係数Ｅ_I ＝3.20×10⁴ ｋｇ／ｍｍ² ポアソン比ｍ_I ＝10／2.7 線膨張係数Ａ_I ＝3.2 ×10^-6／℃ 熱伝導率Ｂ_I ＝10.8 ｗ／ｍ，ｋ 鋼材は 縦弾性係数Ｅ_II＝2.12×10⁴ ｋｇ／ｍｍ² ポアソン比ｍ_II＝10／3 線膨張係数Ａ_II＝11.8×10^-6／℃ 熱伝導率Ｂ_II ＝76 ｗ／ｍ，ｋ であるから、セラミックス製玉の場合の最大接触応力σ
_max 及び接近量δは σ_max ＝210 ×（１／μν） ₃√｛( Σρ)²Ｑ｝ ……… （１） δ＝(1.13 ／10³ )(2K／πμ)₃√｛ΣρＱ² ｝ ……… （２） μν，2K／πμはρの関数となる。

【０００９】図８において、玉Ｂの直径をｄ、外輪１ｇ
の軌道溝の軸受軸線を含む断面における溝曲面の曲率半
径をｒ_o 、軸受軸線に直交する断面における溝曲面の曲
率半径をＲ_O とし、また内輪１ｎの軌道溝の軸受軸線を
含む断面における溝曲面の曲率半径をｒ_i 、軸線ｌに直
交する断面における溝曲面の曲率半径をＲ_i とすると、
主曲率和Σρ＝ρ_I1＋ρ_I2＋ρ_II1 ＋ρ_II2 は次の式で
表される。

【００１０】 内輪と玉とでは、 Σρ＝4 ／ｄ＋（１／Ｒ_i ) −（１／ｒ_i ） ……… （３） 外輪と玉とでは、 Σρ＝4 ／ｄ＋（１／Ｒ_o ) −（１／ｒ_o ） ……… （４） また補助変数ｃｏｓτ＝｜（ρ_I1−ρ_I2）＋（ρ_II1 −
ρ_II2 ）｜／Σρは、 内輪と玉の場合 ｃｏｓτ＝｛（１／ｒ_i ）＋（１／Ｒ_i ) ｝／Σρ … （５） 外輪と玉の場合 ｃｏｓτ＝｛（１／ｒ_o ）−（１／Ｒ_o ) ｝／Σρ … （６） である。

【００１１】ばね定数ｋ＝ｄＱ／ｄδ より ｋ＝１／｛(1.13 ／10³ )(2K／πμ) ｝・3 ／2 ・ ₃ √（Ｑ／Σρ）（７） ここで、ＨＤＤ用玉軸受である名番Ｂ５−３９（内径５
ｍｍ，外径１３ｍｍ，幅３ｍｍ）における直径２ｍｍの
玉をセラミックス製にしたと仮定して数値計算を行って
みる。

【００１２】玉直径ｄ＝２．０ｍｍ ｒ_i ＝１．０７ｍｍ（平均）、 ｒ_o ＝１．０７ｍｍ
（平均） Ｒ_i ＝３．５ｍｍ、 Ｒ_o ＝５．５０ｍｍ＋δ_s ＝５．
５０８ｍｍ ただし、すきまδ_s ＝１６μｍ（平均） これらの値を式（３）〜（６）に当てはめてΣρ、ｃｏ
ｓτを算出し、μ，ν，μν，2K／πμを求めた結果を
表１に示す。

【００１３】

【表１】

【００１４】また、式（１），（２）及び（７）より、
内輪，外輪それぞれの最大接触応力σ_max 、接近量（変
形量）δを求めると この式（８）より ｋ∝₃ √Ｑ∝σ_maxiの関係が成立す
る。

【００１５】次に、玉が鋼製で、外輪，内輪も鋼製とし
た場合について述べると、鋼製玉の場合の最大接触応力
σ_max 及び接近量δは σ_max ＝187 ×（１／μν） ₃√｛( Σρ)²Ｑ｝ δ＝(1.28 ／10³ )(2K／πμ)₃√｛ΣρＱ² ｝ である。よって、同じ最大接触応力σ’_maxiに対する鋼
玉の荷重Ｑ’及び接近量δ_c ’をセラミックス玉の荷重
Ｑ及び接近量δ_c と比べると、 ただし、δ_c ＝δ_i ＋δ_o である。

【００１６】鋼玉の場合の荷重Ｑ’及び接近量δ’は、
いずれもセラミックス玉の1.4 倍となることがわかる。
σ_maxiの値を２０，４０，６０，８０，１００，１２
０，１４０ｋｇ／ｍｍ²として、セラミックス玉と鋼玉
との荷重−接近量を計算した結果を、図９にプロットし
て示した。一般に軸受の予圧の大きさσ_max は１００ｋ
ｇ／ｍｍ² であり、そのときのセラミックス玉の接触点
の弾性変形量（接近量）δ_c は、図９からδ_c ＝0.522
μｍとなり、相当小さい値である。

【００１７】以下、軸受予圧に対する温度差の影響を、
セラミックス玉と鋼玉との場合について比較検討する。
鋼材とセラミックス材との線膨張係数の差ΔＡは、 ΔＡ＝11.8×10^-6／℃( 鋼）−3.2 ×10^-6／℃( セ）＝
8.6 ×10^-6／℃ 玉と内輪軌道面との接触剛性はその最大接触応力σ_maxi
に比例し、接触点の弾性変形量δ_c が０．２μｍ以下で
は急激に接触剛性の値は小さくなる。そこでいま、鋼と
セラミックスとの弾性変形量（接近量）の差Δδ_c ＝0.
2 μｍに相当する温度変化ΔＴの値を、玉径ｄ＝２ｍｍ
とした場合について計算すると ΔＴ＝Δδ_c ／ΔＡ・玉径＝0.2 ／（8.6 ×10^-6×２×
10³ ）＝11.6（℃） になる。したがって、上記の一般的なσ_max ＝１００ｋ
ｇ／ｍｍ² におけるセラミックス玉の弾性変形量δ_c ＝
0.522 μｍ（図２参照）の値は30.3℃の温度差に相当す
る。つまり、セラミックス玉では、予圧設定時と軸受使
用時との温度差が３０．３℃に達したとき予圧が無くな
りσ_maxi＝０となって予圧抜け現象が生じる。

【００１８】セラミックス製玉と鋼製内外輪の組合せで
は、温度差ΔＴにより玉径ｄのみが変化する。その変化
量Δｄは、 Δｄ＝ΔＡ×ΔＴ×ｄ＝8.6 ×10^-6×ΔＴ×ｄ …（１０） 例えば、ｄ＝２ｍｍで最大接触応力σ_maxi＝１００ｋｇ
／ｍｍ² とすると、このときのセラミックス玉の弾性変
形量δ_c ＝0.52μｍであり、 （イ）組立時温度２０℃、使用時温度８０℃とするとΔ
Ｔ＝６０℃となり、 Δｄ＝8.6 ×10^-6×６０×2.0 ×10³ μｍ＝−1.032 μ
ｍ 予圧抜けが生じる条件は寸法差Δ＝δ_c ＋Δｄ＜０であ
るから、この場合は予圧が抜ける。

【００１９】（ロ）組立時温度6 ０℃、使用時温度８０
℃とするとΔＴ＝2 ０℃となり、 Δｄ＝8.6 ×10^-6×２０×2.0 ×10³ μｍ＝−0.344 μ
ｍ の寸法差がつくことになる。この場合は、Δ＝0.18μｍ
であるから予圧は抜けない。しかし、図９からセラミッ
クス玉の弾性変形量δ_c ＝0.18μｍのときの最大接触応
力σ_maxi≒６０ｋｇ／ｍｍ² であるから、剛性は最初の
σ_max ＝１００ｋｇ／ｍｍ² の時の剛性値に対し４０％
減少したことになる。

【００２０】（ハ）組立時温度6 ０℃、これを輸送する
時の温度が２０〜０℃と低下した場合は、温度変化ΔＴ
＝−４０〜−６０℃となり、Δｄ＝0.69〜1.0 μｍにな
るからΔ＝δ_c ＋Δｄ＝1.21〜1.52μｍと、予圧が増加
する方向になる。Δ＝δ_c とおいて最大接触応力σ_maxi
を求めてみる。（８）式より、セラミックス玉の弾性変
形量δ_c は δ_c ＝δ_i ＋δ_o ＝（8.05×１０^-4＋8.43×１０^-4）₃ √Ｑ² ＝16.48 ×１０^-4Ｑ^2/3 よって Ｑ^1/3 ＝√（δ_c ・１０⁴ ／16.48 ）＝24.633√δ_c 同じく（８）式より、 σ_maxi＝1.78×１０² ₃ √Ｑ ＝1.78×１０² ×24.633√δ_c ＝43.85 ×10² √δ_c …（１１） すなわち、 δ_c ＝1.21×10^-3ｍｍではσ_maxi＝152.5 ｋｇ／ｍｍ² δ_c ＝1.52×10^-3ｍｍではσ_maxi＝171 ｋｇ／ｍｍ² で
あり、σ_maxi＝100 ｋｇ／ｍｍ² に対して、温度が組立
時より下がると予圧力が増大して接触圧が大となる。

【００２１】以上の試算から明らかなように、セラミッ
クスと鋼との線膨張率αの差が予圧の増減をきたし、軸
受使用温度が組立温度より上がると予圧抜け、下がると
予圧力の増大をきたす。このように軸受剛性が変化する
と、例えばＨＤＤスピンドルモータの固有振動数が変化
し、玉軸受の持つ玉，内外輪転動面のそれぞれの幾何学
的誤差成分の山数の組合せにより発生する特定周波数振
動に一致することによる振動共振の可能性が大きくな
る。しかも、回転の始動時から温度が安定するまでの時
間的変化を考えると、必然的に共振が出現することにな
る。

【００２２】そこで、本発明は、このような従来の問題
点に着目してなされたものであり、フレッチング磨耗防
止と予圧抜け防止の両方を同時に可能とする玉軸受を提
供することを目的とする。

【００２３】

【課題を解決するための手段】上記の目的を達成するた
めに、請求項１に係る本発明は、玉軸受の玉が、当該玉
軸受の軌道輪と略同じ線膨張係数を持つ金属材料からな
る金属ボールの表面にセラミックス材をコーティングし
てなることを特徴とする。この発明の玉軸受の玉は、そ
の表面がセラミックス材でコーティングしてあるから、
表面硬度，機械的強度，化学的安定性に優れ、セラミッ
クス製玉と同様の耐フレッチング特性を有し、しかも玉
の本体は鋼などの金属製であるから線膨張係数が内外輪
と同じ値で、軸受全体の温度上昇に対し接触部の最大応
力変化が発生しない。従って使用時に温度上昇しても、
軸受剛性の低下や予圧抜けという現象は発現しない。

【００２４】また、温度変化の過渡現象に対しても、セ
ラミックス製玉より縦弾性係数が小さく、熱伝導度も大
であるから有利である。

【００２５】

【発明の実施の形態】以下、本発明の実施の形態を図面
を参照して説明する。実施形態１： 本発明の第１の実施形態として、ＨＤＤ用
玉軸受（Ｂ５−３９）の転動体に用いる直径２ｍｍの表
面被覆球体（玉）をとり上げる。

【００２６】その成膜工程の概要を述べると、 熱処理後に研磨仕上げして最終仕上げの直前の精度と
した直径２ｍｍの鋼球の表面に、ＰＶＤ法によりＴｉＮ
を所定の処理温度でコーティング処理する。 その後、真空炉にて焼入れ，焼戻し処理を行って、前
記コーティング処理温度による硬度低下を回復させる。

【００２７】次いで、コーティング膜厚さ０．２〜
２．５μｍになるまでダイヤモンドラップ加工すること
により、熱処理変形を取り除き、表面粗さ，ウエービネ
ス，真円度，寸法精度を所定の精度に整える。 なお、上記〜の工程は、被膜強度を強くするため
に、ワークの鋼球を２００〜６００℃という比較的高温
の範囲で適宜に選択した温度でＰＶＤ処理する高温成膜
の場合である。工程省略してコストダウンを図るとき
は、ワークの鋼球を１６０℃という低温でＰＶＤ処理
し、その後の熱処理を省いてから直接の工程に進
む。

【００２８】この実施形態１では、１６０℃という低温
ＰＶＤ処理を行った。 （１）ＰＶＤ処理工程の例 図１に示すようなＨＣＤ方式のＰＶＤ装置を用いる。こ
の装置の上蓋１を開けて、チャンバ２内に、ワークであ
る鋼球Ｗを多数個配列する。 （イ）チャンバ内を排気し高真空にする（１０^-10 〜１
０^-13 Ｔｏｒｒ）。

【００２９】（ロ）成膜用金属母材３であるＴｉをるつ
ぼ４内に装着する。 （ハ）その成膜用金属母材３を電子ビーム銃５により加
熱溶融して蒸発させる。 （ニ）反応ガスのＮ₂ をキャリアガスのＡｒと共にチャ
ンバ２内に導入し、チャンバ内を１０^-3〜１０^-4Ｔｏｒ
ｒに調整する。

【００３０】（ホ）プラズマ電子銃６と成膜用金属母材
３との間にグロー放電を行い、Ｔｉをイオン化しプラズ
マ状態にしてワークＷの表面にＴｉＮの膜を生成させ
る。このときの反応は ２Ｔｉ＋Ｎ₂ →２ＴｉＮ （なお、ＴｉＣを生成するときは、Ｎ₂ に代えてＣ₂ Ｈ
₂ を導入し、２Ｔｉ＋Ｃ₂ Ｈ₂ →２ＴｉＣ＋Ｈ₂ とする
ことができる。） （ヘ）この時、ワークＷと成膜用金属母材３との間に
は、数１００〜数１０００Ｖの電位差を選択する。

【００３１】成膜厚さは、予め成膜速度（概ね数〜数１
０μｍ／ｈｒ）を正しく求めておき、時間で制御する。
この実施形態１の例では、０．５〜１μｍ／ｈｒであっ
た。また、ワークＷは予め１００℃以上に予熱しておく
のが望ましい。この実施形態例では、ＰＶＤ成膜時のワ
ークＷの温度は１６０℃を選択したが、２００〜６００
℃の処理温度で適宜に選択できる。先にも述べたよう
に、工程省略によるコストダウンを図るときは低温成膜
が、被膜強度を強くしたい時は高温成膜が望ましい。 （２）フレッチング評価試験 上記の低温ＰＶＤ処理の工程を経て膜厚２．５μｍのＴ
ｉＮ被覆に成膜した直径２ｍｍの表面被覆球体を、膜厚
２．０μｍになるまでダイヤモンドラップ加工し、寸法
精度を整えたものを転動体として、ＨＤＤ装置のスピン
ドルモータ用の玉軸受（Ｂ５−３９）を４個組み立て
た。これを試験体として図２に示す試験装置によりフレ
ッチング耐久試験を行った。

【００３２】図２において、１０はワッシャと予圧バネ
からなる軸方向付勢手段で、軸１１に固定されている。
軸１１は回転止め１２で固定されている。下部をサポー
ト軸受１４で支持したハウジング１６はＡＣサーボモー
タ１７に連結されており、設定した角度，回数で揺動回
転駆動される。２０は４個の試験軸受で、転動体２０Ａ
として上記の表面被覆球体が組み込まれている。各試験
軸受２０は、その外輪２０−１をハウジング１６の内径
に嵌合するとともに内輪２０−２を軸１１に通し、軸１
１とは別体のスリーブ２１Ａ，２１Ｂを交互に重ねて装
着され、軸，内輪は回転せず、ハウジング，外輪が回転
可能に支持される。軸方向付勢手段１０の皿バネ２２で
スリーブ２１Ａ，２１Ｂが軸方向に押圧されて、試験軸
受２０の内輪２０−２，外輪２０−１，転動体２０Ａに
予圧（Ｆａ）が加えられる。

【００３３】試験条件は次のように設定した。 試験軸受 ：Ｂ５−３９ 周波数 ：２７Ｈｚ 揺動角度 ：２° 荷重Ｆａ ：１４．７Ｎ 揺動回数 ：１×１０⁵ 回 グリース量：１２ｍｇ（ＮＳ７） 以上の条件で試験を行った後、４個の試験軸受２０を取
り出して、その平均の軸受音響値を求め、その値を転動
体２０Ａである表面被覆球体の被膜厚さとの関係で整理
した。 （３）フレッチング評価結果 図３に、フレッチング試験にかける前の音響性能ｄｂ
（マイクロホン音圧計による）と被膜厚さとの関係を示
す。

【００３４】図４に、フレッチング試験後の音響性能ｄ
ｂと被膜厚さとの関係を示す。図３，図４とも、縦軸の
音響性能は、試験前の被膜厚さ２．０μｍの試験軸受
（Ｂ５−３９）の音圧（ｄｂ）を１．０とした比で示し
た。図３に示すように、ダイヤモンドラップ加工済の完
成被膜厚さが０．２μｍ未満では、不均一成膜となって
ムラが生じ、表面粗さ，真円度，寸法精度が不十分のた
め音響性能がバラツキ且つその値が悪くなっている。ま
た、被膜厚さとコストとの関係については、時間との関
係で正の比例相関があるものの、膜厚２．５μｍを越え
るあたりから比例関係がくずれて成膜速度がやや低下し
てくることから、コストの立ち上がりがみられる。この
ことから、転動体として完成された表面被覆球体の被膜
厚さは０．２〜２．５μｍの範囲が、音響性能上及びコ
ストの点から望ましいといえる。

【００３５】なお、このフレッチング評価試験における
ＰＶＤ処理において、処理温度４００℃の高温成膜工程
を選択した場合、その後の真空焼入れ，焼戻し後に球体
表面に形成されたＴｉＮの被膜に、熱き裂と思われるき
裂が発生するものもあることが確認された。この点から
も、成膜厚さは２．５μｍ以下にしておく必要がある。
また、音響性能の面からみると、図３から明らかなよう
に、膜厚が０．２μｍ以上で安定した性能が得られてお
り、下限を０．２μｍにすることが望ましいといえる。

【００３６】図４には、フレッチング試験にかけた後の
音響性能ｄｂと被膜厚さとの関係を示した（×印）。こ
の揺動試験後の音響特性においても、完成球体被膜厚さ
０．２μｍ未満では顕著な音響劣化がみられる。また、
膜厚２．５μｍを越えると、被膜の一部が疲労剥離して
損傷し、被膜の劣化による音響性能の低下がみられる。
このことから、図３の場合と同様に、被膜厚さは０．２
〜２．５μｍの範囲が耐フレッチングに優れていること
がわかる。実施形態２： 本発明の第２の実施形態として、ＨＤＤ用
玉軸受（Ｂ５−３９）の転動体に用いる直径２ｍｍの鋼
球表面に、４００℃でＰＶＤ処理してＴｉＮ被膜を成膜
した場合について説明する。

【００３７】この例のＰＶＤ処理工程は、図１に示した
ＨＣＤ方式のＰＶＤ装置を用い、処理温度以外は実施形
態1 と同じ条件下で、膜厚２．５μｍのＴｉＮ被覆の成
膜を行った。４００℃という高温でＰＶＤ処理された鋼
球は、前工程の焼入れ，焼戻し時における焼戻し温度よ
り高い温度で加熱されることになり硬度が低下する。そ
こで真空炉内で８３０℃，３０分間の加熱を施し、その
後、焼入れ，焼戻しを行い、母材硬さＨＲＣ６０〜６３
にして前記コーティング処理温度による硬度低下を回復
させた。次いで、コーティング膜厚さ２．０μｍになる
までダイヤモンドラップ加工して表面粗さ，真円度，寸
法精度等を所定の精度に整えた。

【００３８】この実施形態例では、試験球体の熱処理後
の変形も大きく、したがって加工コストが上昇するが、
処理温度１６０℃の場合（実施形態１）に比べて被膜材
と試験球体表面との密着性が高くなるため、過酷な使用
条件下では音響寿命の点で有利になる。図４は、被膜厚
さ０．２〜２．５μｍの範囲において、１６０℃の低温
ＰＶＤ処理（×印）よりも４００℃の高温ＰＶＤ処理
（○印）を行ったものの方が、音響性能のバラツキが少
なく、音響劣化にも優れていることを示している。

【００３９】なお、上記各実施形態では硬質被膜として
ＴｉＮ被膜について説明したが、これに限らずＴｉＣ，
ＡｌＮ，ＴｉＡｌＮ，ＺｒＮ，ＨｆＮ，ＣｒＮ，ＴｉＣ
Ｎ，ＷＣ，ダイヤモンド，Ａｌ₂ Ｏ₃ 被膜等についても
同様に本発明が適用できる。また、硬質被膜をＰＶＤ法
により形成する場合について述べたが、ＣＶＤ法もこれ
らの成膜法として同様に有効である。

【００４０】また、表面被覆球体の母材材料について
は、２次硬化能を有する各種超硬合金，ＳＫＨのような
高速度鋼，ＳＫＤのような耐摩不変形用特殊鋼、ＳＵＳ
４４０Ｃのようなマルテンサイト系ステンレス鋼などで
は、成膜時の高温処理でも硬度低下が生じないので、成
膜時の焼入れ，焼戻し処理を省くことができる。また、
ＰＶＤ処理前の球体の精度を高精度にしておくことによ
り、成膜後のダイヤモンドラップ加工工程を省略するこ
とができる。

【００４１】また、ダイヤモンドラップに代えて、Ｂ
Ｎ，ＳｉＣなどの砥粒を使用することもできる。また、
玉径がより小さくなっても、例えばｄ＝１／１６インチ
（1.588 1.20ｍｍ）として２ｍｍ玉と比較しても、玉
径比は0.794 倍、δ_c は0.809 倍だから、最大接触応力
（予圧変化）もほぼ同様の値である。

【００４２】以上のように、特に、耐フレッチング性能
が要求されるスピンドル用転がり軸受やＨＤＤ装置のス
イングアーム用軸受の転動体に、膜厚０．２〜２．５μ
ｍの硬質被膜をＰＶＤ法やＣＶＤ法によって成膜するこ
とにより、当該軸受の音響特性を向上せしめ、しかも低
コストの要求を満たす転がり軸受を提供することができ
る。

【００４３】

【発明の効果】以上説明したように、請求項１に係る発
明によれば、球体表面に硬質被膜を０．２〜２．５μｍ
の厚さで成膜して、耐フレッチング性に優れた表面被覆
球体を低コストで提供することができる。また、請求項
２に係る発明によれば、請求項１の表面被覆球体を転動
体として、長寿命で音響特性の良好な低コストの軸受装
置を提供できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】ＨＣＤ方式のＰＶＤ装置の概要図である。

【図２】フレッチング評価試験装置の概要図である。

【図３】球体被覆膜厚とフレッチング試験前の音響性能
及び製造コストとの関係を示した図である。

【図４】球体被覆膜厚とフレッチング試験後の音響性能
との関係を、ＰＶＤ処理温度別に示した図である。

【図５】ＨＤＤスピンドルモータの断面図である。

【図６】ＨＤＤスイングアームモータの一部切り欠き斜
視図である。

【図７】二つの曲面の点接触部の主曲率面と主曲率半径
とを説明する図で、（ａ）は斜視図、（ｂ）は断面図で
ある。

【図８】アンギュラ玉軸受の部分断面図である。

【図９】セラミックス玉と鋼玉とにおける荷重Ｑ−接近
量δ_c の計算値と最大接触応力σ_maxiとの相関を示す図
である。

【符号の説明】

１ 玉軸受 １ｎ 内輪 １ｇ 外輪 Ｂ 玉

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 堀家 章史 神奈川県藤沢市鵠沼神明一丁目５番50号 日本精工株式会社内 Ｆターム(参考） 3J101 AA02 AA42 AA54 AA62 BA10 DA03 DA05 DA11 EA02 EA05 EA06 EA41 EA42 EA43 EA44 EA78 FA01 FA15 FA35 FA60 GA53 5D109 BB04 BB13 BB16 BB21 BB27 5H605 AA00 AA05 BB05 CC04 DD05 EA19 EB04 EB10 FF00 FF10 GG10

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 玉軸受の玉が、当該玉軸受の軌道輪と略
   同じ線膨張係数を持つ金属材料からなる金属ボールの表
   面にセラミックス材をコーティングしてなることを特徴
   とするセラミックスコーティングボールを用いた軸受。