JP2015096768A - 保持器及び転がり軸受、並びに液化ガス用ポンプ - Google Patents

Abstract

【課題】低温化、更には無潤滑環境下で使用されても優れた潤滑性を示し、耐摩耗性を向上した長寿命の転がり軸受を提供する。また、前記転がり軸受に最適な保持器を提供することを目的とする。更には、前記転がり軸受を備え、長寿命の液化ガス用ポンプを提供する。
【解決手段】液化ガス環境下あるいは極低温下で使用される転がり軸受において、内輪及び外輪は軸受鋼、ステンレス鋼、高速度工具鋼または浸炭鋼の何れかの鋼材で形成され、かつ、転動体は、その線膨張係数が内輪及び外輪を形成する鋼材の線膨張係数の７０％以上１０５％以下であるセラミックスからなる転がり軸受。また、前記転がり軸受を備える液化ガス用ポンプ。更には、ＰＴＦＥと、繊維状補強材と、固体潤滑剤とを含み、上記転がり軸受等に最適な保持器。
【選択図】図１

Description

本発明は、液体窒素や液体酸素、液体天然ガス等の液化ガスを圧送する液化ガス用ポンプに使用されるような、極低温環境下で使用される転がり軸受に関する。また、本発明は、このような転がり軸受に好適な保持器に関する。

液化ガスを圧送するポンプ（液化ガス用ポンプ）では、液化ガスを圧送するインペラーが取り付けられた主軸を支持するために、深溝玉軸受や円筒ころ軸受等の転がり軸受を備えている。この転がり軸受は液化ガスと接触するため、軸受を構成する鋼材が液化ガスにより腐食を受けて劣化するおそれがある。そこで、外輪、内輪及び転動体を、全て耐食性のあるマルテンサイト系ステンレス鋼（ＳＵＳ４４０Ｃ等）にしたり、転動体を高速度工具鋼（ＡＩＳＩ Ｍ５０）としたものが知られている（例えば、特許文献１参照）。

但し、内外輪と転動体とを共に金属製にすると、金属接触により摩耗が大きくなることから、転動体をセラミックス製にすることも行われている（例えば、特許文献２参照）。転動体をセラミックス製にすることにより、電食を防ぐこともでき、軸受寿命を長くする効果もある。

また、極低温下で使用されるため、潤滑油やグリース等の潤滑剤を軸受内部に配して転がり軸受の潤滑を行うことができないため、転がり軸受は無潤滑環境下で回転することになり、摩耗が生じて寿命が低下するおそれがある。そこで、低摩擦係数を有する固体潤滑膜を備える保持器（例えば、特許文献３参照）や、固体潤滑剤を含有する樹脂組成物製とした保持器（例えば、特許文献４参照）を組み込むことにより、無潤滑環境下における耐摩耗性を付与することも提案されている。

実開昭６３−６９８１８号公報 特開２００７−１２７２７７号公報 特開２００６−２２０２４０号公報 特開２００２−２１３４５５号公報

しかしながら、液化ガスの沸点（１気圧）は液体窒素が約−１９６℃、液体酸素が約−１８３℃、液化メタンガスが約−１６４℃、液化ブタンガスが約＋１℃であり、その温度範囲は広く、低温環境（１℃以下）、特に極低温環境（−３０℃以下）において使用される転がり軸受、特許文献２のような内・外輪が鋼材製で、セラミックス製の転動体を備える転がり軸受では、低温になるほど軸受内部隙間の変化量が大きくなる。そして、軸受内部隙間が大きくなるほど振動も大きくなり、摩耗しやすくなる。

また、無潤滑環境下で使用されるため、特許文献３、４のように潤滑膜や固体潤滑剤により耐摩耗性を付与した保持器においても、更なる耐摩耗性の向上が強く望まれている。

そこで、本発明は上記のような従来技術が抱える問題点を解決し、低温環境（１℃以下）、特に極低温環境（−３０℃以下）、更には無潤滑環境下で使用されても優れた潤滑性を示し、耐摩耗性を向上した長寿命の転がり軸受を提供することを目的とする。また、前記転がり軸受に最適な保持器を提供することを目的とする。更には、前記転がり軸受を備え、長寿命の液化ガス用ポンプを提供することを目的とする。

上記目的を達成するために本発明は、下記の保持器及び転がり軸受、並びに液化ガス用ポンプを提供する。
（１）内輪と外輪との間に、保持器を介して複数の転動体を保持してなり、液化ガス環境下あるいは極低温下で使用される転がり軸受において、
内輪及び外輪は軸受鋼、ステンレス鋼、高速度工具鋼または浸炭鋼の何れかの鋼材で形成され、かつ、転動体は、その線膨張係数が内輪及び外輪を形成する鋼材の線膨張係数の７０％以上１０５％以下であるセラミックスからなることを特徴とする転がり軸受。
（２）保持器が、樹脂組成物からなることを特徴とする上記（１）記載の転がり軸受。
（３）軸受精度が、ＩＳＯ４９２規格のＮｏｒｍａｌ ｃｌａｓｓ以上であることを特徴とする上記（１）または（２）記載の転がり軸受。
（４）内輪及び外輪を形成する鋼材が、サブゼロ処理されていることを特徴とする上記（１）〜（３）の何れか１項に記載の転がり軸受。
（５）転動体を形成するセラミックスの硬さが、Ｈｖ１０００以上１５００以下であることを特徴とする上記（１）〜（４）の何れか１項に記載の転がり軸受。
（６）保持器を形成する樹脂組成物の樹脂成分が、ＰＴＦＥ、ポリアミド、ＰＥＥＫ及びＰＰＳの少なくとも１種であることを特徴とする上記（２）記載の転がり軸受。
（７）保持器を形成する樹脂組成物が、繊維状充填材としてガラス繊維、炭素繊維、チタン酸カルシウムウィスカー及びホウ酸アルミニウムウィスカーの少なくとも１種を含有することを特徴とする上記（６）記載の転がり軸受。
（８）保持器を形成する樹脂組成物が、固体潤滑剤として黒鉛、ＭｏＳ_２及びＷＳ_２の少なくとも１種を含有することを特徴とする上記（７）記載の転がり軸受。
（９）保持器を形成する樹脂組成物が、ガラス繊維を１０〜２０質量％、ＭｏＳ_２を４．５〜５．５質量％含有し、残部がＰＴＦＥからなることを特徴とする上記（８）記載の転がり軸受。
（１０）転動体が、アルミナ成分と、ジルコニア成分とを、質量比で、アルミナ成分：ジルコニア成分＝５〜５０：５０〜９５の割合で含むことを特徴とする上記（１）〜（９）の何れか１項に記載の転がり軸受。
（１１）保持器が、その周方向に２分割された分割保持器であり、かつ、該分割保持器がリベットにより一体に締結されていることを特徴とする上記（１）〜（１０）の何れか１項に記載の転がり軸受。
（１２）リベットのリベットヘッドと分割保持器との間に、ワッシャーが挿入されていることを特徴とする上記（１１）記載の転がり軸受。
（１３）上記（１）〜（１２）の何れか１項に記載の転がり軸受を備えることを特徴とする液化ガス用ポンプ。
（１４）液化ガス環境下あるいは極低温下で使用される転がり軸受に組み込まれる保持器であって、
ＰＴＦＥ、ポリアミド、ＰＥＥＫ及びＰＰＳの少なくとも１種からなる樹脂と、
ガラス繊維、炭素繊維、チタン酸カルシウムウィスカー及びホウ酸アルミニウムウィスカーの少なくとも１種からなる繊維状充填材と、
ＰＴＦＥ、ポリアミド、ＰＥＥＫ及びＰＰＳの少なくとも１種からなる樹脂と、
を含む樹脂組成物からなることを特徴とする保持器。
（１５）ガラス繊維を１０〜２０質量％、ＭｏＳ_２を４．５〜５．５質量％含有し、残部がＰＴＦＥからなる樹脂組成物からなることを特徴とする上記（１４）記載の保持器。
（１６）周方向に２分割された分割保持器であり、かつ、該分割保持器がリベットにより一体に締結されていることを特徴とする上記（１４）または（１５）に記載の用保持器。
（１７）リベットのリベットヘッドと分割保持器との間に、ワッシャーが挿入されていることを特徴とする上記（１６）記載の保持器。

本発明の転がり軸受は、内・外輪を特定の鋼材製とし、転動体をセラミックス製にするとともに、両者の線膨張係数比を特定範囲内にすることにより、温度の異なる種々の液化ガスに対応でき、低温の液化ガスを取り扱う場合にも軸受内部隙間の変化が少なく、従来のセラミックス製転動体を備える転がり軸受よりも振動が低減されて、耐摩耗性に優れるようになる。また、本発明の保持器も、繊維状充填材により補強されるとともに、固体潤滑剤により潤滑性が付与されるため、潤滑油やグリースを使用しない無潤滑環境下でも十分な潤滑寿命を示す。更には、本発明の液化ガス用ポンプも、上記転がり軸受を備えるため長寿命となる。

本発明の転がり軸受の一例である深溝玉軸受を示す断面図である。 本発明の転がり軸受の他の例であるアンギュラ玉軸受を示す断面図である。 ＳＵＳ４４０Ｃ製の内・外輪と、窒化ケイ素製球または本発明に従うアルミナ−ジルコニア製球とを備える転がり軸受について、温度に対するラジアル内部隙間を計算から求めたグラフである。 本発明の液化ガス用ポンプの一例である液化ガスサブマージドポンプを示す断面図である。 実施例で用いたすべり摩擦・摩耗試験装置を示す断面図である。 図５に示す試験装置のボール周辺を拡大して示す断面図である。 実施例で用いた軸受試験装置を示す断面図である。 実施例で用いたリベット被締結性評価試験装置を示す断面図である。 図８に示す試験装置において、押し型を閉じた状態を示す図である。 ガラス繊維含有量の検証結果を示すグラフである。 ＭｏＳ_２含有量の検証−１の結果を示すグラフである。 ＭｏＳ_２含有量の検証−２の結果を示すグラフである。 ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有保持器を備える転がり軸受と、ガラス繊維含有・ＭｏＳ_２非含有保持器を備える転がり軸受との耐久性能の比較結果を示すグラフである。 ボールの素材による耐久性能の比較結果を示すグラフである。 リベット締結性評価−１における、リベットくぼみ深さの変化を示すグラフである。 リベット締結性評価−１における、受圧面積比とリベットくぼみ深さ比との関係を示すグラフである。 リベット締結性評価−２の結果を示すグラフである。

以下、本発明に関して図面を参照して詳細に説明する。

本発明において転がり軸受の種類には制限はなく、液化ガス用ポンプのように極低温環境下で使用される装置に組み込まれる転がり軸受が対象になる。例えば、図１に示す深溝玉軸受１０を例示することができるが、図示される深溝玉軸受１０は、内輪１と外輪２との間に、転動体である玉３を保持器４により転動自在に保持したものである。

また、保持器４は、その周方向に２分割されていてもよく、その場合、２つの分割保持器はスプリングピン７で連結されて、最後にリベット５をかしめて締結されている。具体的には、図示されるように、その周方向に二分割された一対の環状部品４Ａ，４Ｂが、内輪１及び外輪２と同心に配置されるとともに、玉３を軸方向両側から挟んで対向配置されている。玉３を挟む両環状部品４Ａ，４Ｂの軸方向端面は相互に対向しており、これら対向面にはそれぞれ、複数の球面状凹部が等間隔を空けつつ周方向に並んで形成されている。そして、両対向面に形成された球面状凹部の数は同数であり、全て対向配置されているので、対向する２つの球面状凹部によって、保持器４を径方向に貫通する円形のポケットが構成され、各ポケット内に玉３が保持されている。

両環状部品４Ａ，４Ｂの対向面のうち球面状凹部が形成されていない部分４０ａ，４０ｂは、相互に突き合わされていて（以下「突き合わせ面４０ａ，４０ｂ」と記す）、これにより保持器４の柱が構成されている。すなわち、ポケットとポケットの間に柱が形成されており、等間隔を空けつつ周方向に並んでいる。そして、両環状部品４Ａ，４Ｂの対向面が突き合わされた部分（柱部分）には、軸方向に延びる貫通孔４２ａ，４２ｂがそれぞれ設けられている。

また、両環状部品４Ａ，４Ｂには、インロー継手構造が構成されている。すなわち、両環状部品４Ａ，４Ｂの突き合わせ面４０ａ，４０ｂのうち一方（図１の例では、環状部品４Ａの突き合わせ面４０ａ）に、インロー凸部４４ａが形成され、他方（図１の例では、環状部品４Ｂの突き合わせ面４０ｂ）にインロー凸部４４ａと係合するインロー凹部４４ｂが形成されている。インロー凸部４４ａをインロー凹部４４ｂに嵌合することにより、両環状部品４Ａ，４Ｂの内周面及び外周面の位置合わせが行われて、両環状部品４Ａ，４Ｂの接合部分に段差が生じないようになっているとともに、対向する貫通孔４２ａ，４２ｂの位置合わせが行われて、両貫通孔４２ａ，４２ｂの開口位置が合致するようになっている。

対向する貫通孔４２ａ，４２ｂの開口位置が合致しているため、両貫通孔４２ａ，４２ｂは一直線状に連続しており、連続する両貫通孔４２ａ，４２ｂから直線状孔が形成されている。そして、この直線状孔内に、該直線状孔の両端にわたってリベット５が挿通されていることにより、両環状部品４Ａ，４Ｂが結合され、一体化されている。なお、リベット５は、複数の柱に形成された直線状孔の全てに挿通してもよいし、一部に挿通してもよい。また、インロー凸部４４ａとインロー凹部４４ｂは、全ての柱に設けてもよいし、一部（１つ又は複数）の柱に設けてもよい。

両環状部品４Ａ，４Ｂはリベット５で連結されており、このリベット５を環状部品４Ａの貫通孔４２ａに保持器４の軸方向端面側（図１では左側）の開口から挿通すると、鋲頭部５１が形成されていない側の端部が環状部品４Ｂの貫通孔４２ｂの軸方向端面側（図１では右側）の開口から突出するので、この突出した端部を加締めることにより両環状部品４Ａ，４Ｂを結合することができる。図１の例では、突出した端部を加締めることにより、半球状の加締め鋲頭部５２が形成されている。

また、ワッシャー６により、リベット５の鋲頭部５１、加締め鋲頭部５２による環状部品４Ａ，４Ｂの軸方向端面への応力の負荷が分散されるため、環状部品４Ａ，４Ｂの鋲頭部５１、加締め鋲頭部５２との接触部が前記応力により損傷することが抑制される。尚、深溝玉軸受１０が取り付けられる装置（例えば液化ガス用ポンプ）において、深溝玉軸受１０の周囲のスペースが小さく、深溝玉軸受１０の軸方向長さをできる限り小さくしたい場合には、鋲頭部５１及び加締め鋲頭部５２が深溝玉軸受１０の側面から軸方向外側に突出することを防ぐために、貫通孔４２ａ，４２ｂの開口部分に座ぐり穴を設けてもよい。鋲頭部５１、加締め鋲頭部５２及びワッシャー６を座ぐり穴内に収容すれば、鋲頭部５１及び加締め鋲頭部５２が深溝玉軸受１０の側面から軸方向外側に突出しないので、深溝玉軸受１０の軸方向長さを小さくすることができる。

更に、スプリングピン７内にリベット５を挿通することにより、リベット５の端部を加締める際に加えられる力によりリベット５が湾曲することを抑制することができる。さらに、低温化に際しては、保持器４の収縮によりリベット５が変形するおそれがあるが、スプリングピン７を用いることにより保持器４の収縮量よりもスプリングピン７の収縮量の方が小さいので、スプリングピン７によりリベット５の変形が抑制される。

尚、スプリングピンとは、弾性を有する板を円筒状に丸めた中空管であり、周上の１箇所に長手方向に延びるスリットを有して断面Ｃ字状（長手方向に直交する平面で切断した断面）をなす部材である。その外径は直線状孔の内径よりも大きく、長さは直線状孔の長さと等しい。

リベット５、ワッシャー６、スプリングピン７を構成する素材は特に限定されるものではないが、何れもステンレス鋼（例えばオーステナイト系ステンレス鋼やマルテンサイト系ステンレス鋼）、炭素鋼、銅、アルミニウムが好ましい。

本発明では、内輪１及び外輪２を、軸受鋼（例えばＳＵＪ２の線膨張係数は１２〜１２．５×１０^−６／℃）、ステンレス鋼（線膨張係数：１０〜１１×１０^−６／℃）、高速度工具鋼（線膨張係数：１０〜１２×１０^−６／℃）、浸炭鋼（線膨張係数：１１〜１２×１０^−６／℃）の何れかの鋼材で形成する。

尚、何れの鋼材も公知のもので構わないが、軸受鋼は、日本工業標準調査会の日本工業規格により規定された高炭素クロム軸受鋼ＳＵＪ２、ＳＵＪ３、ＳＵＪ４、ＳＵＪ５が好ましい。

ステンレス鋼は、日本工業標準調査会の日本工業規格により規定されたマルテンサイト系ステンレス鋼、フェライト系ステンレス鋼、オーステナイト系ステンレス鋼、析出硬化系ステンレス鋼が好ましい。また、マルテンサイト系ステンレス鋼はＳＵＳ４０３、ＳＵＳ４２０、ＳＵＳ４４０Ｃがより好ましく、フェライト系ステンレス鋼はＳＵＳ４３０がより好ましく、オーステナイト系ステンレス鋼はＳＵＳ３０３、ＳＵＳ３０４、ＳＵＳ３０５、ＳＵＳ３１６、ＳＵＳ３１７がより好ましく、析出硬化系ステンレス鋼はＳＵＳ６３０又はＳＵＳ６３１がより好ましい。

高速度工具鋼は、アメリカ鉄鋼協会のＡＩＳＩ規格により規定された高速度工具鋼Ｍ５０または日本工業標準調査会の日本工業規格により規定された高速度工具鋼ＳＫＨ４が好ましい。

浸炭鋼は、日本工業標準調査会の日本工業規格により規定されたＳＣｒ４２０、ＳＣＭ４２０、ＳＮＣＭ４２０が好ましい。

また、上記の鋼材を、予めサブゼロ処理することが好ましい。サブゼロ処理により、使用に伴う寸法変化を最小限に抑えることができる。尚、このサブゼロ処理条件は、従来と同様で構わない。

一方、玉３を、線膨張係数が内・外輪を形成する鋼材の線膨張係数の７０％以上１０５％以下のセラミックスで形成する。以下、（玉を形成するセラミックスの線膨張係数／内・外輪を形成する鋼材の線膨張係数）を「線膨張係数比」という。この線膨張係数比を７０〜１０５％とし、両者の熱膨張による寸法変化を抑えることにより、温度による軸受内部隙間の変化量を少なくでき、特に液体窒素等の沸点が低い液化ガスに曝される用途において耐摩耗性の向上効果に優れるようになる。線膨張係数比が７０％未満もしくは１０５％超ではこのような効果が十分に得られない。好ましくは、線膨張係数比を８０〜１００％とする。

セラミックスの種類としては、線膨張係数比を満足すれば制限はないが、安価であることから金属酸化物系セラミックスが好ましく、中でもジルコニア系セラミックスが好ましく、アルミナとジルコニア、アルミナと安定化ジルコニアが特に好ましい。例えば、アルミナ成分と、ジルコニア成分または安定化ジルコニア成分との比率を、質量比で、アルミナ成分：ジルコニア成分または安定化ジルコニア成分＝５〜５０：５０〜９５としたジルコニア−アルミナが好ましい。尚、安定化ジルコニア成分は、イットリアやカルシア、マグネシア、セリア等の安定化剤を含有する。また、正方晶系ジルコニアと単斜晶系ジルコニアからなり、（イットリア／ジルコニア）モル比が２．０／９８．０〜４．０／９６．０で、アルミナを０．０１〜５．０質量％含有するジルコニア−イットリア系ジルコニアも好ましい。

特に、アルミナ成分：ジルコニア成分＝１０〜３０：７０〜９０であることがより好ましく、２０：８０であることが最も好ましい。

図３は、ＳＵＳ４４０Ｃ製の内・外輪と、窒化ケイ素製球またはアルミナ−ジルコニア製球とを備える転がり軸受について、温度によるラジアル内部隙間を計算したグラフである。尚、ＳＵＳ４４０Ｃの線膨張係数を１０．１×１０^−６／℃、窒化ケイ素の線膨張係数を２．８×１０^−６／℃（線膨張係数比：２７．７％）、アルミナ−ジルコニアの線膨張係数を９．０×１０^−６／℃（線膨張係数比：９０％）とした。その結果、アルミナ−ジルコニア製球では、−１９６℃という極低温でもラジアル内部隙間の変化量が２０％に抑えられているが、窒化ケイ素製球では、ラジアル内部隙間の変化量が−４０℃付近で既に２０％を超えており、−１９６℃では６０％を超えている。

焼結から室温まで冷却される際の体積収縮の差からアルミナ焼結粒子は圧縮し、ジルコニア焼結粒子は引張応力が付与され、残留応力の分布の違いから亀裂が迂回して進展する。また、亀裂は強度の弱いアルミナ焼結粒子を進展するが、ジルコニア焼結粒子の相転移（正方晶→単斜晶）によるアルミナ粒子への圧縮応力が負荷され、亀裂進展が防止される。

そのため、ジルコニア成分が７０質量％未満では、相転移によるアルミナ焼結粒子への圧縮応力の負荷の効果が発現され難く、強度が低下する。また、ジルコニア成分が９０質量％を超えると、粒子成長・凝集が起きやすくなり、異常成長したジルコニア焼結粒子により強度が低下する。

玉３を作製するには、原料の各粉末（アルミナ原料粉末やジルコニア原料粉末）を混合し、混合物を球形に成形した後、成形物を脱脂して焼結し、ＨＩＰ処理すればよい。その際、より緻密にするために、各原料粉末に含まれる不純物は少ない方が好ましく、特にＳｉＯ_２、Ｆｅ_２Ｏ_３、Ｎａ_２Ｏを極力減少させることにより、焼結性を向上させて緻密化に有効となる。更に、不純物に起因する早期剥離も抑えることができる。具体的には、ＳｉＯ_２、Ｆｅ_２Ｏ_３、Ｎａ_２Ｏの含有量はそれぞれ０．３質量％以下であることが好ましく、より好ましくは０．１質量％以下、さらに好ましくは０．０２質量％以下である。含有量が０．３質量％を超えると運転時に転動体表面から粒子の微小な脱落が起こり易くなり、転動体表面の粗さの低下、脱落した粒子による軌道面の微細な損傷が発生し、振動が大きくなり音響寿命を短くするおそれがある。また、転動体の疲労寿命も不純物が起点となり早期剥離を引き起こす原因にもなる。

尚、成形方法は圧縮成形が一般的であり、焼結後に素材（素球）を研削、研磨して所定の球形状に調整する。また、ＨＩＰ処理は通常の条件で行うことができる。

また、原料粉末が均一に混合せず、それぞれの焼結粒子が偏析すると、転がり疲労寿命が低下するようになる。特に、１００μｍを超える焼結粒子が存在すると顕著になる。偏析を防止する方法として均一に混合するだけでなく、強く粉砕する機能を持った混合を実施する必要があり、ボールミル混合機も可能であるが、粉砕メディアがφ１ｍｍ以下のジルコニア系のビ−ズを使用したビ−ズミル混合機が最も有効である。

玉３における各アルミナ焼結粒子、ジルコニア焼結粒子または安定化ジルコニア焼結粒子は、何れも平均粒径２μｍ以下であることが好ましく、１μｍ以下がより好ましい。通常、粒子の焼結を行うとある程度成長し、特許第３９１０３１０号に記載されているように、１０μｍ以上の粒子が存在すると寿命に悪影響が及ぶようになるが、複合化させることで粒子成長・凝集が抑制される効果が発現して粒径は単体のものより小さくなる。

また、玉３の表面において、ジルコニア塊または安定化ジルコニア塊が少ないことが好ましく、１０〜３０μｍのジルコニア塊またはイットリア−ジルコニア塊が５個／３００ｍｍ^２以下であることがより好ましく、３個／３００ｍｍ^２以下であることが更に好ましい。ジルコニア塊または安定化ジルコニア塊が起点となって剥離し、転がり寿命を低下させる。特に、１００μｍレベルの塊が存在すると転がり寿命の低下が顕著になる。尚、塊は断面が円形ではないため、塊の大きさは長径部の長さとする。

更には、セラミックスの硬さを、Ｈｖ１０００以上１５００以下にすることにより、摩耗をより低減することができる。より好ましくは、Ｈｖ１１００〜１４００である。このような硬度にするには、上記した焼結粒子の粒径や、焼結条件を調整すればよい。

保持器４は、摩耗低減から樹脂組成物を成形してなるプラスチック保持器にすることが好ましく、潤滑性を付与するための固体潤滑剤や、補強のための繊維状充填材を含有することがより好ましい。樹脂成分としては、従来から保持器材料として使用されているＰＴＦＥやＰＦＡ、ＥＴＦＥ、ＰＶＤＦ、ＦＥＰ、ＰＣＴＦＥ、ＥＣＴＦＥ、ＰＥＥＫ、ＰＰＳ、ポリアミド、ポリイミド等を使用できるが、ＰＴＦＥ、ポリアミド、ＰＥＥＫ及びＰＰＳが好ましい。これら樹脂成分はそれぞれ単独でもよく、複数種を混合してもよい。また、樹脂成分は、プラスチック材料の主成分であり、材料全体の５０質量％以上とすることが好ましい。

固体潤滑剤も従来から使用されている黒鉛や六方晶窒化ホウ素、素雲母、メラミンシアヌレート、フッ化黒鉛、ＭｏＳ_２、ＷＳ_２等を使用できるが、黒鉛、ＭｏＳ_２及びＷＳ_２が好ましい。これら固体潤滑剤はそれぞれ単独でもよく、複数種を混合してもよい。保持器４が固体潤滑剤を含有することにより、潤滑油やグリースを使用することなく潤滑性を付与できる。液化ガス用ポンプは、潤滑油やグリースを使用しない無潤滑環境下で使用されることがあり、固体潤滑剤により耐摩耗性を向上させることができる。

繊維状充填材も従来から使用されているホウ酸アルミニウムウィスカーやチタン酸カリウムウィスカー、カーボンウィスカー、グラファイトウィスカー、炭素繊維、ガラス繊維、炭化けい素ウィスカー、窒化けい素ウィスカー、アルミナウィスカー等を使用できるが、ガラス繊維、炭素繊維、チタン酸カルシウムウィスカー、ホウ酸アルミニウムウィスカーが好ましい。これら繊維状充填材はそれぞれ単独でもよく、複数種を混合してもよい。また、樹脂成分との接着性を高めるために、シラン系カップリング剤やチタネート系カップリング剤等で処理してもよい。繊維状充填材を含有することにより、寸法安定性が増すようになる。

樹脂組成物には、その他にも、熱や光による劣化を防止するために、ヨウ化化合物等の熱安定剤、アミン化合物やフェノール化合物等の酸化防止剤、光安定化剤を必要に応じて添加することができる。

尚、樹脂組成物において、樹脂成分を５０〜９０質量％、繊維状充填材を１０〜３０質量％、固体潤滑剤を０〜２０質量％とすることが好ましく、熱安定剤等のその他の添加剤を添加する場合は、樹脂成分、繊維状充填材、固体潤滑剤の一部に代えて０〜１０質量％とすることが好ましい。

好ましい樹脂組成物を例示すると、ガラス繊維を１０〜２０質量％、ＭｏＳ_２を４．５〜５．５質量％含有し、残部がＰＴＦＥからなる樹脂組成物製とする。尚、ＰＴＦＥの含有量は樹脂組成物全量の７５〜８５質量％が好ましい。

ガラス繊維は、平均繊維径が１〜１０μｍで、平均繊維長が１０〜１００μｍのものが強度や分散性の観点から好ましい。また、ガラス繊維は、母材となるＰＴＦＥとの接着性を高めるために、カップリング剤で表面処理されていることが好ましい。カップリング剤の種類は特に限定されるものではないが、シラン系カップリング剤やチタネート系カップリング剤等が適当である。

また、ガラス繊維の含有量が１０質量％未満であると、保持器４としての強度が不足し、耐摩耗性も十分ではなくなる。また、ガラス繊維の含有量が２０質量％を超えると、強度や耐摩耗性は高まるものの、相手材と摺動してガラス繊維が相手材を摩耗させてしまう。更には、保持器４を製造する際の成形性に劣るようになる。成形方法としては、生産性から射出成形が好ましいが、ガラス繊維が多くなるほど相対的に樹脂量が減って流動性が悪くなり、成形性が低下する。このような不都合を生じにくくするためには、ガラス繊維の含有量を１３．５〜１６．５質量％にすることが好ましい。

ＭｏＳ_２は、保持器４に潤滑性を付与する添加剤であり、その含有量が４．５質量％未満では、潤滑性付与に寄与できない。但し、ＭｏＳ_２の含有量が５．５質量％を超えると、潤滑性が飽和するだけでなく、保持器中での分散性が悪くなり、成形性も低下する。このような不都合を生じにくくするためには、ＭｏＳ_２の含有量を４．７〜５．３質量％とすることが好ましい。また、ＭｏＳ_２は、平均粒子径が０．１〜１０μｍのものが好ましい。

残部は、ＰＴＦＥであるが、ＰＴＦＥも潤滑性を有するため、ＭｏＳ_２との組合せにより、保持器４の潤滑性をより向上させる。

保持器４を製造するには、上記の樹脂組成物を用いて通常の成形法により製造する。好ましくは、生産性の高さから射出成形が好ましい。

尚、軸受精度は、ＩＳＯ４９２規格のＮｏｒｍａｌ ｃｌａｓｓ以上であればよく、特に高精度である必要はない。

本発明は、上記した以外にも、図２に示すようなアンギュラ玉軸受にも適用できる。図示されるように、内輪１５と外輪１６との間に、保持器１７により玉１８を転動自在に保持して構成されており、内輪１５、外輪１６、保持器１７及び玉１８がそれぞ上記の各材料からなる。

その他にも、図示は省略するが、円筒ころ軸受等も可能である。また、内径が１０〜１４０ｍｍ、外径が２２〜３００ｍｍの軸受への適用が好適である。

また、本発明の転がり軸受は、上記したように無潤滑環境での使用が可能であり、耐久性を向上させたものであるため、特に液化ガス用ポンプの主軸を支持するために使用することが好ましい。液化ガス用ポンプとしては、例えば図４に示すような液化ガスサブマージドポンプを例示することができる。

この液化ガスサブマージポンプは、吸込口と吐出口を備えたポンプケーシング内にモータを備えており、吸込口から吸い込んだ低温液体を吐出口からポンプ外に吐き出すように構成されている。本発明では、このモータのロータに嵌合するシャフトを支持するための上部軸受及び下部軸受に、上記転がり軸受を用いる。

以下に実施例及び比較例を挙げて本発明を更に説明するが、本発明はこれにより何ら制限されるものではない。

［実施例１］
（線膨張係数比の検証）
呼び番号「６３２０」の深溝玉軸受の内輪及び外輪を、ＳＵＳ４４０Ｃ製（線膨張係数：１０．１×１０^−６／℃）でサブゼロ処理を施した鋼材で作製した。また、玉として、アルミナ−ジルコニア製（線膨張係数：９．０×１０^−６／℃）、窒化ケイ素製（線膨張係数：２．８×１０−６／℃）及びＳＵＳ４４０Ｃ製を用意した。そして、ポリアミドにガラス繊維及びＭｏＳ_２を添加した合成樹脂製の保持器とともに、試験軸受を作製した。

そして、試験軸受の耐久性を評価した。試験条件は以下の通りであり、ＳＵＳ４４０Ｃ品を１とした相対値とし、「〇」は１、「◎」は２以上３未満、「◎◎」は３以上とし、結果を表１に併記した。
・外部温度（試験温度）：−１９６℃
・回転数：５０００ｍｉｎ^−１
・アキシアル荷重：９８０Ｎ

また、外部温度＋４０℃〜−１９６℃とし、温度に対するラジアル内部隙間を計算し、＋４０℃における値を１００％とする相対値を求めた。−１９６℃における変化量が２０％以下を「◎」、２０％超を「△」とし、結果を表１に併記した。

表１から、線膨張係数比が８９％で本発明の範囲にあるアルミナ−ジルコニア製の玉を用いることにより、玉を内・外輪と同材料にした従来例２に比べて同等のラジアル内部隙間を維持しつつ、摩耗の発生が少ないため耐久性を大きく向上させることができることがわかる。

［実施例２］
以下に、保持器を形成する樹脂組成物のガラス繊維、ＭｏＳ_２の各含有量を検証するための試験方法及びその結果を示す。先ず、試験装置について説明する。

（１）すべり摩擦・摩耗試験装置
図５に示すように、本試験装置では、駆動軸１０６が直動ジョイント１０４（回転力は伝達するが，軸方向にスライドする機構により軸方向の力は伝達しない）を介して接続されている。駆動軸１０６はサポート軸受１０７に支持されていて、サポート軸受１０７はサポート軸受シリンダ１０８に支持されている。サポート軸受シリンダ１０８は円筒形状で、サポート軸受ハウジング１１０にすきまばめで直動自在に支持されているが、キー１０９によりサポート軸受シリンダ１０８が駆動軸周りに回転することはない。サポート軸受シリンダ１０８のモータ側端部にはウエイト１０５が配置されていて、ウエイト１０５の重量を調整することで、後述する試料１２３への試料相手軸のスラスト荷重を所定の大きさに設定することができるようになっている。駆動軸１０６の反モータ側に端面が設けられていて、断熱コネクティングプレート１１１を介して回転軸１１２の端面と接続されている。断熱コネクティングプレート１１１は熱伝導率の小さいセラミックス（Ｓｉ０_２・Ａｌ_２Ｏ_３やＺｒＯ_２等）で製作されているため、回転軸１１２からの熱は駆動軸１０６に伝導しにくいようになっている。回転軸１１２の反モータ側先端は液体窒素によって冷却されるため、軸長を大きく設定していて、駆動軸１０６に極力熱が伝導しない（冷却されない）ようになっている。サポート軸受ハウジング１０８に同軸的に接続された第１のケーシング１１５、第２のケーシング１１６を介して試料ハウジング１１７が接続されている。試料ハウジング１１７の反モータ側端面から試料台１２４が挿入、接続されていて、試料台１２４の中央の凹部に円盤形状の試料１２３が装填されている。試料１２３は試料台１２４の凹部に勘合する試料端面と反対面を試料押さえ１２５と接していて、試料外周近傍に配置されたバネ１２６の力によって、試料台１２４の凹部の底面に押し付けられて支持されている。バネ１２６は、液体窒素中の低温でもバネ定数上影響の小さいＳＵＳ３０４製を用いる。試料１２３の試料台１２４に勘合した端面と反対の端面には、ボールホルダ１２２に内包されたボール１２７が接触している。ボールホルダ１２２の試料１２３とは反対側の端面には、ボールホルダテーパ部１２９と同軸的に中実軸が形成されていて、リジッドカップリング１２１（弾性構造を持っていない、変形しないカップリング）を介して回転軸１１２と同軸的に接続されている。

図６にボール１２７の周辺を拡大して示すが、ボールホルダ１２２の試料１２３に対向する端面にボールホルダテーパ部１２９が設けられていて、そこにボール１２７が収容される。ボール１２７はボール押さえ１２８によって試料側からボールホルダテーパ部１２９に押し付けられている。ボール押さえ１２８のボール側端面にはボール押さえテーパ部１３０が設けられているため、ボール押さえ１２８とボールホルダ１２２とをねじで締結することでボール１２７がボールホルダテーパ部１２９に押し付けられる。ボール押さえ１２８の試料側端面には開口部１３２が設けられていて、そこからボール押さえ１２８の端面位置を越えて試料寄りにボール１２７の一部が突出し、試料端面とボール表面とが接触できるようになっている。前述のとおり、ボールホルダテーパ部１２９のテーパは、試料１２３と反対側に設けられたボールホルダカップリング用軸部１３１に同軸的に成形されているため、ボール１２７はリジッドカップリング１２１を介して回転軸１１２と同軸的一体的に回転させることができる。

スラスト荷重上は、駆動軸１０６からサポート軸受シリンダ１０８、サポート軸受１０７等、断熱コネクティングプレート１１１等、回転軸１１２、リジッドカップリング１２１、ボールホルダ１２２、ボール１２７は一体的になっているため、試料１２３の端面には上記部材の自重と前述したウエイト重量の合計荷重がスラスト荷重となって負荷されることになる。所定のスラスト荷重を負荷した状態でモータ１０１を回転させれば、試料１２３の端面とボール１２７とが相対回転して摺動するため、すべり摩擦・摩耗試験を行うことができる。液体窒素によって試料１２３の周辺が冷却されて部材が熱収縮して軸方向に縮む現象が生じても、直動ジョイント１０４が機能して収縮を吸収するため、スラスト荷重は変化することなく、安定して試料１２３に負荷される構造になっている。

試料ハウジング１１７をデュワー容器１１９の開口部１２０から挿入し、合成樹脂製の天板１１８で密閉し、天板１１８に外から挿入された液体窒素供給ノズル１１４によって液体窒素をデュワー容器１１９に注入し、試料相手軸レベルまでを浸漬して試験を行うことで、液体窒素中でのすべり摩擦・摩耗試験を構築できる。デュワー容器内の液体窒素液面レベルは、液体窒素レベルセンサ１１３により監視されていて、液体窒素が蒸発等で少なくなり、液面が所定の位置（センサ先端１１３Ａ上に５段階程度に配置されたレベルの中の所定の位置）より降下した場合は、図示しない液体窒素自動供給装置が作動して液体窒素供給ノズル１１４の先端１１４Ａから液体窒素が補充される。それにより、試験相手軸（正しくは、試験相手軸と試料１２３との接触面）は常に液体窒素中に置かれて試験が継続される。

試料相手軸回転中は、トルクメータ１０３によって動摩擦トルクが測定できる。ただし、測定値にはサポート軸受１０７の動摩擦トルクも含まれるが、サポート軸受１０７の動摩擦トルク値は一定として、測定値から減じた残りの値を摩擦・摩耗試験の動摩擦トルク値とする。

そして、ボール１２７を所定総回転数、回転させた後、試料１２３を取り出して試験後の重量値を測定し、試験前重量値から減じることで試料１２３の摩耗重量を求めることができる。

（２）軸受試験装置
本試験装置は、上記したすべり摩擦・摩耗試験装置から試料ハウジング１１７の周辺部分を交換して使用するようになっており、残りの大部分は共通仕様であるため、その変更点のみを示す。図７に示すように、トルクメータと駆動軸とは直動ジョイントではない通常のカップリング２３０で接続されている。サポート軸受シリンダはサポート軸受ハウジングに勘合しているのは図６に示した試験装置と同一であるが、セットスクリュー２３１が配置されていて、相互に軸方向に動くことはなく固定されている。

試験軸受２３５は上下同一の形式の軸受で、試験軸受軸２３８の両端に勘合された後、試験軸受ハウジング２３６に装填され、軸受押さえ２３４を介してバネ２３３の予圧荷重を負荷されて、予圧状態のスピンドル構造で支持されている。試験軸受ハウジング２３６は試料ハウジングの反モータ側開口部から装填され締結される。

試験軸受軸２３８のモータ側端部は、直動ジョイント２３２によって回転軸と接続されている。液体窒素浸漬による冷却の影響で試験軸受軸２３８と試料ハウジングとが軸方向に相対的に変位したとしても、直動ジョイント２３２の機能により軸方向の変位は吸収されて試験軸受２３５に軸方向の荷重は（予圧荷重を除いて）発生しないようになっている。予圧用のバネ２３３は液体窒素からの冷却の影響によるばね定数変化を受けにくいＳＵＳ３０４製を用いる。

下側の試験軸受２３５の近傍には、エンドキャップ２３９が配置されている。エンドキャップ２３９の中央には大きく開口部が設けられているので、そこを通して液体窒素の出入りは自由になっている。試験軸受２３５を装着した試料ハウジングをデュワー容器内に挿入し、所定の位置に固定した後、液体窒素を注入して上側の試験軸受２３５より上位まで浸漬させる。その後、モータを回転させれば、液体窒素中で軸受の回転試験が実施できる。回転中の試験軸受２３５の状況はトルクメータで動摩擦トルク変化をモニタする他、試験軸受２３５の外輪に接触させて配置した熱電対２３７によっても試験軸受２３５に急激な温度変化が生じた場合は感知できる。

液体窒素液面センサと、図示しない液体窒素自動供給装置との働きにより、液体窒素の液面レベルが降下した場合は、液体窒素が供給ノズルより補充され、常に試料ハウジング（試験軸受２３５）が液体窒素中に浸漬された状態を保つことは図６に示した試験装置の場合と同一である。

（３）リベット被締結性評価試験装置
図８に示すように、本試験装置は、支持リング４４２の開口部口元周辺から複数の支柱４４３が支持リング４４２の端面に垂直に配置されていて、支柱４４３の反支持リング端面が下方に位置している。支柱４４３の反支持リング端面には二段円柱形状の試料台４４４が締結されていて、支持リング穴上方から俯瞰すると、試料台４４４の端面が支持リング穴の中央位置、下方に配置されているのが確認できる。

試料は２種あり、小径試料４４９は円盤、大径試料４５０はリング形状をなしている。両試料４４９，４５０を同軸的に重ね、重なり部分の３等配位置に貫通穴を設けて、そこにスプリングピン４４８を挿入し、スプリングピン４４８の内径穴か、あるいは貫通穴に直接、リベット４４６を挿入し、両側からかしめてリベットヘッドを形成し、両試料４４９，４５０を締結する。試験条件によっては、リベットヘッドと試料４４９，４５０との間にワッシャー４４７を挿入する。尚、ワッシャー４４７を挿入したり、スプリングピン４４８は挿入せずにリベット４４６か、リベット４４６とワッシャー４４７のみで締結する場合がある。

尚、小径試料４４９は約φ４０ｍｍ×５ｍｍ、大径試料４５０は約φ５５〜６０ｍｍ×φ３０ｍｍ×５ｍｍである、また、リベット４４６、ワッシャー４４７及びスプリングピン４４８は、何れもＳＵＳ３０４製であり、リベット４４６の形状は中央ストレート部直径がφ１ｍｍ、リベットヘッド直径がφ２ｍｍであり、ワッシャー４４７の形状は外径φ３ｍｍ×内径φ１ｍｍであり、スプリングピン４４８の形状は外径φ２〜２．２５ｍｍである。

二分割した両試料４４９，４５０をリベット４４６のみで締結するものと、スプリングピン４４８を挿入して一体化した後、ワッシャー４４７を装着したリベット４４６をスプリングピン４４８に挿入して締結したものとの２種の試料を製作した。同様にして、同一形状の純ＰＴＦＥ試料を製作した。

大径試料４５０の内径は試料台４４４の端面部分が勘合するように設定されていて、締結された両試料４４９，４５０を勘合させると、小径試料４４９の端面が試料台端面と接することになる。小径試料４４９に設けられた３等配貫通穴にねじを挿入して小径試料４４９と試料台４４４とを締結すれば、試料を試料台４４４に固定することができる。この時、ねじ頭部と小径試料４４９の端面との間に押さえ板４４５を挿入して小径試料４４９の背板とし、締結力が小径試料４４９のねじ頭部対応部位に集中せず、小径試料４４９の押さえ板対応領域に均一に作用するようにする。

押し型４４１の内径は小径試料４４９の外径が勘合するようになっていて、押し型４４１を小径試料４４９に勘合させると、図９に示すように、押し型端面４５１は大径試料４５０の端面の小径試料４４９に重なっていない領域（外周よりのリング形状部分）と接触する。この時、押し型４４１を、球面座４４０を介して上方から押し下げてやれば，押し型端面４５１が大径試料４５０の外周よりのリング形状部分を押し下げることになる。小径試料４４９は試料台４４４の端面に固定されているため、押し型４４１が下降して大径試料４５０を押し下げて、大径試料４５０が下方に変位しても小径試料４４９は元の位置にとどまろうとするため、両試料４４９，４５０は相対的に引き剥がされる荷重が負荷されることになる。

押し下げ荷重をどんどん大きくすると、荷重に試料４４９，４５０、あるいはリベット４４６が耐えられなくなり、いずれは試料４４９，４５０かリベット４４６，あるいはその両方が破断して両試料４４９，４５０は分離してしまう。破断する前に押し下げ荷重の負荷をやめれば、試料厚み途中までリベット４４６が食い込んだ状態になる。そのリベット４４６が食い込んだ深さ、あるいはワッシャー４４７が食い込んだ深さを測定することで、試料４４９，４５０のリベット締結性を定量的に評価することができる。尚、食い込む箇所は試料表裏で合計６箇所あるので、その６箇所の食い込み深さの平均値を「くいこみ深さ」とする。

支持リング４４２の外径を図示しないデュワー容器開口部直径より大きく設定し、支持リング４４２より下方の部分をデュワー容器内に挿入し、支持リング４４２をデュワー容器開口部口元で支持し、試料位置上まで液体窒素を図示しない液体窒素供給装置と同液体窒素供給ノズルから注入して試料４４９，４５０を浸漬することにより、試料材料による液体窒素中のリベット締結性の比較評価を行うことができる。

上記の各試験装置を用いて、次の検証を行った。

（ガラス繊維含有量の検証）
ここでは、ＭｏＳ_２を含有せず、ガラス繊維のみを含有する保持器について、ガラス繊維の含有量と、液体窒素中での摩擦量との関係を調べた。

先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維（直径１〜１０μｍ、長さ１０〜１００μｍ）を０〜４０質量％で変化させて添加して混練し、溶融・押し出し成形して紐状とし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工して所定の試料形状（約φ４０ｍｍ×５ｍｍ）とした。尚、試料の表面粗さ（試験端面）を３．２μＲａより良好とした。

そして、図５に示したすべり摩擦・摩耗試験装置（但し、ボールは、アルミナ成分：ジルコニア成分＝２０：８０のアルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製で、ボール表面粗さは０．０５μｍＲａ）に試料を装着し、液体窒素（約−１９６℃）で冷却した状態で１００００ｍｉｎ^−１にて回転させ、初期摩耗を充分過ぎると考えられる総回転数１×１０^７回転まで走行させて試験を終了し、試料を取り出して試験前後の重量変化（重量減量）を測定した。純ＰＴＦＥ（ガラス繊維添加なし）についても同様に試験を行い、純ＰＴＦＥの重量減量との比（比摩耗量）を求めた。

結果を図１０に示すが、ガラス繊維添加量が１０〜２０質量％の時に比摩耗量が著しく小さくなっており、特に１３．５〜１６．５質量%の時に最少となる。これに対し、ガラス繊維添加量が２０質量％を超えると、逆に比摩耗量が大きくなる。これは、ボールと試料とが摺動する時に、ガラス繊維がボールを摩耗させ、その摩耗粉が更に試料の摩耗を促進させたと推定される。

（ＭｏＳ_２含有量の検証−１）
ここでは、ガラス繊維を含有せず、ＭｏＳ_２のみを含有する場合について、ＭｏＳ_２含有量と、液体窒素中での動摩擦トルクとの関係を調べた。

先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ＭｏＳ_２粉末（粒径０．１〜１０μｍ）を所定量添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し，それを機械加工して所定の試料形状（約φ４０ｍｍ×５ｍｍ）とした。尚、試料の表面粗さ（試験端面）を３．２μＲａより良好とした。また、ＭｏＳ_２を含有しない純ＰＴＦＥ粉末を用いて、同様の試料を作製した。

そして、図５に示したすべり摩擦・摩耗試験装置（但し、ボールは、アルミナ成分：ジルコニア成分＝２０：８０のアルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製で、ボール表面粗さは０．０５μｍＲａ）に試料を装着し、液体窒素で冷却した状態で１００００ｍｉｎ^−１にて回転させ、動摩擦トルク値を連続して測定した。尚、動摩擦トルク値にはサポート軸受の動摩擦トルクも含まれているが、全試験に共通の底上げ分としてそれを含んだ値を本試験の動摩擦トルク値とした。その際、初期摩耗状態であると考えられる総回転数１×１０^６回転時の動摩擦トルク値と、充分初期摩耗状態を過ぎたと考えられる総回転数１×１０⁷回転時の動摩擦トルク値とを測定した。純ＰＴＦＥについて同様の試験を行い、１×１０^６回転時の動摩擦トルク値を測定した。そして、この純ＰＴＦＥの動摩擦トルク値との比（比動摩擦トルク値）を求めた。

結果を図１１に示すが、総回転数１×１０^７回転では、比動摩擦トルク値は、ＭｏＳ_２添加量が５質量％の時に最も小さくなっている。また、総回転数１×１０^６回転時点では、純ＰＴＦＥの方がＭｏＳ_２を添加した試料よりも比動摩擦トルク値が大きいが、走行距離が進んで総回転数１×１０^７回転になると、純ＰＴＦＥよりもＭｏＳ_２を添加した試料の方が比動摩擦トルク値が小さくなる。これは、ＰＴＦＥの摩耗形態が砂糖や塩のような細かい粒の摩耗粉で脱粒していくのではなく、それよりも格段に大きい塊で脱粒するので、摩耗が進むと試料面粗さが格段に大きくなり、その結果、動摩擦トルク値が大きくなるためと推測される。

（ＭｏＳ_２含有量の検証−２）
ここでは、ガラス繊維及びＭｏＳ_２を含有する場合の、ＭｏＳ_２の含有量と、液体窒素中での動摩擦トルクとの関係を調べた。

先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維（直径１〜１０μｍ、長さ１０〜１００μｍ）を１５質量％で一定、ＭｏＳ_２粉末（粒径１〜１０μｍ）を所定量添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工して所定の試料形状（約φ４０ｍｍ×５ｍｍ）とした。尚、試料の表面粗さ（試験端面）を３．２μＲａより良好とした。また、同様にして、ガラス繊維を１５質量％含有し、ＭｏＳ_２を含有しない比較用試料を作製した。

そして、上記のＭｏＳ_２含有量の検証−１と同様にして動摩擦トルク値を連続して測定し、比較用試料の総回転数１×１０^６回転時の動摩擦トルク値との比（比動摩擦トルク値）を求めた。

結果を図１２に示すが、総回転数１×１０^７回転では、ＭｏＳ_２添加量が４．５〜５．５質量％の時に比動摩擦トルク値が最も小さくなっている。また、総回転数１×１０^６回転時点では、比較用試料の方がＭｏＳ_２を添加した試料よりも比動摩擦トルク値が大きいが、走行距離が進んで総回転数１×１０^７回転になると、比較用試料よりもＭｏＳ_２を添加した試料の方が比動摩擦トルク値が小さくなっている。これは、ＰＴＦＥの摩耗形態が砂糖や塩のような細かい粒の摩耗粉で脱粒していくのではなく、それよりも格段に大きい塊で脱粒するので、摩耗が進むと試料面あらさが格段に大きくなり、その結果、動摩擦トルク値が大きくなるためと推測される。

（ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有保持器を備える転がり軸受と、ガラス繊維含有、ＭｏＳ_２非含有保持器を備える転がり軸受との耐久性能比較）
上記の結果を踏まえ、ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有保持器を備える転がり軸受と、ガラス繊維を含有し、ＭｏＳ_２を含有しない保持器を備える転がり軸受との液体窒素中での耐久性能を比較した。

先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維（直径１〜１０μｍ、長さ１０〜１００μｍ）を１５質量％、ＭｏＳ_２粉末（粒径０．１〜１０μｍ）を５質量％添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工してアンギュラ玉軸受（内径２５ｍｍ）用のもみ抜き保持器（ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有保持器）を作製した。また、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維を１５質量％添加し、ＭｏＳ_２未添加にして同様の保持器（ガラス繊維含有・ＭｏＳ_２非含有保持器）を作製した。

そして、各保持器、アルミナ成分：ジルコニア成分＝２０：８０のアルミナ−ジルコニア系複合セラミック製のボール、ＳＵＳ４４０Ｃの熱処理品（ＨｒＣ５８以上）からなる内外輪を用いてアンギュラ玉軸受を組み立て、図７に示した軸受試験装置に装着した。尚、試験装置において、試験軸受軸をＳＵＳ４４０Ｃ（熱処理品、ＨｒＣ５８以上）とし、試験軸受ハウジングを同材料にすることにより、両者の熱膨張係数を同一にした。試験は、スピンドル構造に組み上げた試験軸受を液体窒素で冷却した状態とし、１００００ｍｉｎ^−１にて回転させながら、動摩擦トルク値・軸受外輪温度を連続して測定した。動摩擦トルク値にはサポート軸受の動摩擦トルクも含まれているが、全試験に共通の底上げ分としてそれを含んだ値を本試験の動摩擦トルク値とした。そして、動摩擦トルク値が急激に大きくなったり、軸受外輪温度が急激に高くなったり、異音が発生したり、その他軸受の損傷が原因とされる現象が発生した場合に試験を中断して試料ハウジンングを試験装置から取り外し、軸受を手回し・観察して軸受損傷の有無を同定した。その時、軸受損傷と確認された場合、それまでの総回転数をその軸受の耐久性能とした。尚、ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有保持器を備える転がり軸受については２セット（図１３に＃１、＃２と表記）、ガラス繊維含有・ＭｏＳ_２非含有保持器を備える転がり軸受については１セットのみ試験を行った。

結果を図１３に示すが、ガラス繊維含有・ＭｏＳ_２非含有保持器を備える軸受が総回転数１×１０^７回転に到達せずに耐久性能で試験終了となったのに対し、ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有保持器を備える軸受は、２セットとも総回転数１×１０^８回転を超えて走行し、試験打ち切りとなった。即ち、ガラス繊維を１５質量％並びにＭｏＳ_２を５質量％含有するＰＴＦＥ製の保持器を備える軸受は、ガラス繊維を同じく１５質量％含有するものの、ＭｏＳ_２を含有しないＰＴＦＥ製の保持器を備える軸受に比べて、液体窒素中で１０倍以上の耐久性能を有する。このことから、本発明の転がり軸受は、低温液化ガス中で使用する軸受として好適であると言える。

（ボール材質による耐久性能比較）
ここでは、ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有保持器を組み込んだ軸受において、ボール素材による耐久性能を比較した。

先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維（直径１〜１０μｍ、長さ１０〜１００μｍ）を１５質量％、ＭｏＳ_２（粒径０．１〜１０μｍ）を５質量％添加して混錬し、溶融。押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工してアンギュラ玉軸受（内径２５ｍｍ）用のもみ抜き保持器を作製した。

そして、（１）ＳＵＳ４４０Ｃ（熱処理品、ＨｒＣ５８以上）製のボール、（２）窒化珪素製ボール、（３）アルミナ成分：ジルコニア成分＝２０：８０のアルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製ボールと、上記保持器並びにＳＵＳ４４０Ｃ（熱処理品、ＨｒＣ５８以上）製内外輪を用いて試験軸受を組み立てた。

上記試験軸受（２個１セット）を図７に示す試験装置に装着し、動摩擦トルク値・軸受外輪温度を連続して測定した。動摩擦トルク値にはサポート軸受の動摩擦トルクも含まれているが、全試験に共通の底上げ分としてそれを含んだ値を本試験の動摩擦トルク値とする。動摩擦トルク値が急激に大きくなったり、軸受外輪温度が急激に高くなったり、異音が発生したり、その他軸受の損傷が原因とされる現象が発生した場合に試験を中断して、試料ハウジンングを試験装置から取り外し、軸受を手回し・観察し、軸受損傷の有無を同定した。その時、軸受損傷と確認された場合、それまでの総回転数をその軸受の耐久性能とした。

尚、評価試験を加速するためにボール個数を規定個数の約３０％に減数し、ボール1個あたりに負荷される荷重を規定個数の場合に対して格段に大きくして試験を行った。ボールに負荷される荷重が大きくなると、保持器に対する摩擦力が大きくなり、保持器が変形しやすくなったり、摩耗しやすくなったりするので、軸受走行距離（総回転数）を小さくして試験を加速することが可能となる。

結果を図１４に示すが、ＳＵＳ４４０Ｃ製ボールを用いた試験軸受が総回転数６．２×１０^６で試験終了となったのに対し、窒化珪素製ボールを用いた試験軸受では総回転数４．２×１０^７まで耐久性能が向上した。更に、アルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製ボールを用いた試験軸受では、総回転数８．５×１０^７まで耐久性能を更に向上させることができた。従って、液体窒素中で、ＰＴＦＥにガラス繊維を１５質量％及びＭｏＳ_２を５質量％添加した保持器を有する転がり軸受は、ボールを窒化珪素製にした場合はＳＵＳ４４０Ｃ製ボールの約７倍、アルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製にした場合はＳＵＳ４４０Ｃ製ボールの約１４倍の耐久性能を有する。このことから、ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有保持器と、セラミックス製ボールとを備える転がり軸受は、低温液化ガス中で使用する軸受として好適であると言える。特に、ボールを、アルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製とすることがより好適である。

（リベット締結性評価−１）
ここでは、リベット及びワッシャーを用いて締結したときと、スプリングピン、リベット及びワッシャーを用いて締結したときの締結効果を評価した。

先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維（直径１〜１０μｍ、長さ１０〜１００μｍ）を１５質量％、ＭｏＳ_２粉末（粒径０．１〜１０μｍ）を５質量％添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工して図８に示したリベット被締結性評価試験装置用の小径試料及び大径試料を製作した。また、純ＰＴＦＥ製の小径試料及び大径試料を作製した。

そして、何れもＳＵＳ３０４製のリベットを用いて小径試料及び大径試料を、液体窒素で冷却された状態の同試験装置（試料台及び押し型：ＳＵＳ３０４）に装着し、締結された両試料を引き剥がす方向に一定荷重を負荷した後、締結部分に残存するリベットヘッドの食い込み深さを、計６箇所で測定してその平均値を求め、それによって試料の被締結性能を比較した。また、スプリングピンを挿入し、さらにリベットヘッドと試料との間にワッシャー（ＳＵＳＵ３０４製）を挿入した場合も同様の試験を行い、ワッシャーの有無の違いによる試料の被締結性能を比較した。

結果を図１５に示すが、ガラス繊維及びＭｏＳ_２を含有するＰＴＦＥは、純ＰＴＦＥに比べてリベット被締結性能は約２倍であり、更にリベットにワッシャーを挿入することにより約３倍にすることができる。

また、ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有ＰＴＦＥについて、リベット断面積に対するリベットヘッド面積比、並びにワッシャー面積（リング形状の）比の影響についても検討した。尚、リベットの形状は中央ストレート部直径がφ１ｍｍ、リベットヘッド直径がφ２ｍｍであり、ワッシャーの形状は外径φ３ｍｍ×内径φ１ｍｍであるため、下記に示すように、リベット断面積に対するリベットヘッド受圧面積比は３、リベット断面積に対するワッシャー受圧面積比は５となるが、その時のくぼみ深さ比は図１５に示すようにそれぞれ約０．５と約０．３となるため、受圧面積比が大きくなるとくぼみ深さ比は小さくなることが分かる。即ち、ワッシャーを挿入して受圧面積を大きくした方が、ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有ＰＴＦＥの被締結性能がより発揮されることになり、言い換えればワッシャー挿入構造に有利な材質と言える。図１６に、この結果を基に、リベット受圧面積とリベットくぼみ深さとの関係をグラフ化して示す。
リベット断面積：π（１^２）／４
リベットヘッド受圧面積：π（２^２−１^２）／４
スプリングワッシャー端面積：π（２^２−１^２）／４
ワッシャー面積：π（３^２−１^２）／４
ワッシャー受圧面積：π（３^２−２^２）／４
リベット断面積に対するリベットヘッド受圧面積：（２^２−１^２）／（１^２）＝３
リベット断面積に対するワッシャー受圧面積：（３^２−２^２）／（１^２）＝５

（リベット締結性評価−２）
ここでは、上記のリベット締結性評価−１の結果を踏まえ、ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有ＰＴＦＥ製保持器と、純ＰＴＦＥ製保持器とのリベット被締結性能を比較した。

先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維（直径１〜１０μｍ、長さ１０〜１００μｍ）を１５質量％、ＭｏＳ_２粉末（粒径０．１〜１０μｍ）を５質量％添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工して深溝玉軸受（内径２５ｍｍｍ）用の二分割もみ抜き保持器を製作した。また、純ＰＴＦＥ製の同保持器を作製した。

そして、それぞれの材質からなる二分割保持器を用い、リベットのみで締結したものと、スプリングピンを挿入して一体化した後、ワッシャーを装着したリベットをスプリングピンに挿入して締結したものとの２種の保持器を作製し、それを用いて深溝玉軸受（内径２５ｍｍ）を組み立て試験軸受とした。尚、内外輪にはＳＵＳ４４０Ｃの熱処理品（ＨｒＣ５８以上）、ボールにはアルミナ成分：ジルコニア成分＝２０：８０のアルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製ボールを用いた。その際、試験軸受が必ずリベット締結部分で破損するようにリベット個数を３個に制限し、保持器円周上３等配位置で締結した。それ以外の部品では二分割保持器を締結せず、保持器は上記３個のリベットのみで締結されている特殊保持器となる。

そして、試験軸受を図７に示した軸受試験装置（試験軸受軸及び試験軸受ハウジングを、共にＳＵＳ４４０Ｃの熱処理品（ＨｒＣ５８以上）として熱膨張係数を一致させている）に装着し、液体窒素で冷却した状態とし、１００００ｍｉｎ^−１にて回転させ、リベット締結部分が破損して回転不能になるまでの総回転数を測定した。その際、加速試験を目的として、保持器が比較的大きな荷重を受けるようにバネで予圧荷重を調整した。また、試験は同一保持器につき、各４回行った。

結果を図１７に示すが、液体窒素中で、ガラス繊維及びＭｏＳ_２含有ＰＴＦＥ製保持器を備える試験軸受は、純ＰＴＦＥ保持器を備える試験軸受に対して、（１）リベットのみ、ワッシャーなしの時に３倍以上、（２）リベット及びワッシャーありの時に５倍以上のリベット被締結性能（耐久性能）があることがわかる。このことからも、ガラス繊維及びＭｏＳ_２を含有するＰＴＦＥ樹脂組成物は、低温液化ガス中で使用する軸受の保持器材料として好適であると言える。

１ 内輪
２ 外輪
３ 玉
４ 保持器
５ リベット
６ ワッシャー
７ スプリングピン

Claims (17)

1. 内輪と外輪との間に、保持器を介して複数の転動体を保持してなり、液化ガス環境下あるいは極低温下で使用される転がり軸受において、
   内輪及び外輪は軸受鋼、ステンレス鋼、高速度工具鋼または浸炭鋼の何れかの鋼材で形成され、かつ、転動体は、その線膨張係数が内輪及び外輪を形成する鋼材の線膨張係数の７０％以上１０５％以下であるセラミックスからなることを特徴とする転がり軸受。
2. 保持器が、樹脂組成物からなることを特徴とする請求項１記載の転がり軸受。
3. 軸受精度が、ＩＳＯ４９２規格のＮｏｒｍａｌ ｃｌａｓｓ以上であることを特徴とする請求項１または２記載の転がり軸受。
4. 内輪及び外輪を形成する鋼材が、サブゼロ処理されていることを特徴とする請求項１〜３の何れか１項に記載の転がり軸受。
5. 転動体を形成するセラミックスの硬さが、Ｈｖ１０００以上１５００以下であることを特徴とする請求項１〜４の何れか１項に記載の転がり軸受。
6. 保持器を形成する樹脂組成物の樹脂成分が、ＰＴＦＥ、ポリアミド、ＰＥＥＫ及びＰＰＳの少なくとも１種であることを特徴とする請求項２記載の転がり軸受。
7. 保持器を形成する樹脂組成物が、繊維状充填材としてガラス繊維、炭素繊維、チタン酸カルシウムウィスカー及びホウ酸アルミニウムウィスカーの少なくとも１種を含有することを特徴とする請求項６記載の転がり軸受。
8. 保持器を形成する樹脂組成物が、固体潤滑剤として黒鉛、ＭｏＳ_２及びＷＳ_２の少なくとも１種を含有することを特徴とする請求項７記載の転がり軸受。
9. 保持器を形成する樹脂組成物が、ガラス繊維を１０〜２０質量％、ＭｏＳ_２を４．５〜５．５質量％含有し、残部がＰＴＦＥからなることを特徴とする請求項８記載の転がり軸受。
10. 転動体が、アルミナ成分と、ジルコニア成分とを、質量比で、アルミナ成分：ジルコニア成分＝５〜５０：５０〜９５の割合で含むことを特徴とする請求項１〜９の何れか１項に記載の転がり軸受。
11. 保持器が、その周方向に２分割された分割保持器であり、かつ、該分割保持器がリベットにより一体に締結されていることを特徴とする請求項１〜１０の何れか１項に記載の転がり軸受。
12. リベットのリベットヘッドと分割保持器との間に、ワッシャーが挿入されていることを特徴とする請求項１１記載の転がり軸受。
13. 請求項１〜１２の何れか１項に記載の転がり軸受を備えることを特徴とする液化ガス用ポンプ。
14. 液化ガス環境下あるいは極低温下で使用される転がり軸受に組み込まれる保持器であって、
    ＰＴＦＥ、ポリアミド、ＰＥＥＫ及びＰＰＳの少なくとも１種からなる樹脂と、
    ガラス繊維、炭素繊維、チタン酸カルシウムウィスカー及びホウ酸アルミニウムウィスカーの少なくとも１種からなる繊維状充填材と、
    ＰＴＦＥ、ポリアミド、ＰＥＥＫ及びＰＰＳの少なくとも１種からなる樹脂と、
    を含む樹脂組成物からなることを特徴とする保持器。
15. ガラス繊維を１０〜２０質量％、ＭｏＳ_２を４．５〜５．５質量％含有し、残部がＰＴＦＥからなる樹脂組成物からなることを特徴とする請求項１４記載の保持器。
16. 周方向に２分割された分割保持器であり、かつ、該分割保持器がリベットにより一体に締結されていることを特徴とする請求項１４または１５に記載の用保持器。
17. リベットのリベットヘッドと分割保持器との間に、ワッシャーが挿入されていることを特徴とする請求項１６記載の保持器。

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