角接触球轴承

技术领域

本发明涉及角接触球轴承，特别是涉及用于各种机床用主轴、马达用等的球轴承。

背景技术

近年来，为了提高加工效率、生产率，机床的主轴不断高速化，伴随于此，在机床用主轴中使用的角接触球轴承的转速也在不断上升。通常，当角接触球轴承高速旋转时，在滚珠与滚道面的接触点处产生由自旋运动、陀螺运动引起的较大滑动，另外，由于作用于内圈、滚珠的离心力等的影响，轴承内部间隙减小，滚珠与滚道面的接触表面压力增加，其结果是，发热变高。若发热量增加，则油的粘度降低，在滚珠与滚道圈之间的滚动接触部处引起油膜破裂，产生轴承烧死、主轴的热位移变大、加工精度变差等问题。

作为用于使角接触球轴承的发热量降低的现有技术，例如已知有将外圈的槽曲率半径比设为50.5～53％、将内圈的槽曲率半径比设为52.5～60％的技术(参照专利文献1)、将外圈与内圈的槽曲率半径比均设为54～57％的技术(参照专利文献2)。

现有技术文献

专利文献

专利文献1：国际公开第2000/37813号

专利文献2：日本特开2005-240881号公报

发明内容

发明欲解决的技术问题

然而，在专利文献1及2中，通过将外圈及内圈的槽曲率半径比设定得较大，从而实现低发热化，但存在滚动体与滚道面的接触部的表面压力变高的倾向。在从轴向侧面观察轴承的情况下，滚动体与内圈的滚道面的接触部和滚动体与外圈的滚道面的接触部分别成为滚动体圆弧的外周部与内圈滚道面圆弧的外周部的接触、滚动体圆弧的外周部与外圈滚道面圆弧的内周部的接触，因此存在内圈的滚道面的接触表面压力变得特别高的倾向。因此，在静止时的外部冲击载荷被施加于角接触球轴承时，在内圈滚道面容易产生压痕。此处的外部冲击载荷不是在通常的切削时所负载的加工载荷，而是由于主轴(包括刀具在内的部件)与加工工件、治具、构成加工室内的机床的部件意外地干涉而产生的碰撞载荷、更换刀具时的松开载荷、主轴的组装工序时的意外碰撞、输送轴承单件时由于轴承受到的振动、冲击而引起的载荷，是比运转时的加工载荷大十倍以上的大载荷。因此，若在因外部冲击载荷而在滚道面产生压痕的状态下进行运转，则有可能产生振动而使加工工件的加工面的品质降低，或者产生以滚道面的压痕为起点的剥离等。

本发明是为了解决这样的问题而完成的，其目的在于提供一种角接触球轴承，其能够降低发热量，并且能够抑制由静止时的外部冲击载荷引起的损伤。

用于解决问题的技术手段

为了解决上述问题，本发明提供下述所示的角接触球轴承。

(1)一种角接触球轴承，其特征在于，具备：

内圈，所述内圈在外周面具有截面圆弧状的内圈滚道槽；

外圈，所述外圈在内周面具有截面圆弧状的外圈滚道槽；以及

多个滚珠，多个所述滚珠滚动自如地设置于所述内圈滚道槽与所述外圈滚道槽之间，其中，

所述内圈滚道槽的槽曲率半径与滚珠直径的比(Ri)为54～58％、所述外圈滚道槽的槽曲率半径与所述滚珠直径的比(Ro)为51～58％、且Ri-Ro≥0％，并且

至少所述内圈滚道槽的当所述滚珠与所述内圈滚道槽的接触部中央处的所述滚珠及所述内圈滚道槽的永久变形量之和为所述滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力为4.7～6.0GPa。

(2)根据(1)所述的角接触球轴承，其中，

Ri-Ro≥1％。

(3)根据(1)或(2)所述的角接触球轴承，其中，

至少在所述内圈滚道槽通过机械加工形成有表面硬化层。

(4)根据(1)或(2)所述的角接触球轴承，其中，

在所述内圈滚道槽和所述外圈滚道槽中，仅在所述内圈滚道槽通过机械加工形成有表面硬化层。

(5)根据上述(1)至(4)中任一项所述的角接触球轴承，其中，

所述滚珠的材质为陶瓷。

(6)根据上述(1)至(5)中任一项所述的角接触球轴承，其中，

滚珠直径/截面高度的比值为0.39～0.65倍。

(7)根据上述(6)所述的角接触球轴承，其中，

所述滚珠直径/截面高度的比值为0.55～0.65倍。

(8)根据上述(1)至(7)中任一项所述的角接触球轴承，其中，

所述角接触球轴承被用于dmn80万以上的机床主轴，并且所述角接触球轴承被施加预压。

(9)根据上述(1)至(8)中任一项所述的角接触球轴承，其中，

所述内圈和所述外圈的至少一者由钢构成，所述钢含有0.2～1.2质量％的C、0.7～1.5质量％的Si、0.5～1.5质量％的Mo、0.5～2.0质量％的Cr、剩余部分为Fe及不可避免的杂质元素，并且

所述角接触球轴承表面碳浓度为0.8～1.3质量％，表面氮浓度为0.2～0.8质量％。

发明效果

根据本发明的角接触球轴承，能够降低发热量，并且能够抑制由静止时的外部冲击载荷引起的损伤。特别是，本发明的角接触球轴承作为在dmn80万以上的高速旋转中使用的机床主轴用的角接触球轴承是有用的。

附图说明

图1是作为本发明的球轴承的一例的、角接触球轴承的局部放大剖视图。

图2是用于说明自旋滑动的示意图。

图3是用于说明自旋滑动的示意图，是将内圈的内圈滚道槽放大示出的图。

图4是用于说明自旋滑动的示意图，(a)是示出离心力作用的方向的图，(b)是示出内圈槽曲率半径比大的情况下的自旋量的图，(c)是示出内圈槽曲率半径比小的情况下的自旋量的图。

图5是在分析条件1的情况下，通过计算求出内圈槽曲率半径比(Ri)与内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的关系的图表。

图6是在分析条件1的情况下，通过计算求出外圈槽曲率半径比(Ro)与内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的关系的图表。

图7是在分析条件1的情况下，通过计算值求出Ri-Ro与内圈表面压力和外圈表面压力的比之间的关系的图表。

图8是在分析条件2的情况下，通过计算求出内圈槽曲率半径比(Ri)与内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的关系的图表。

图9是在分析条件2的情况下，通过计算求出外圈槽曲率半径比(Ro)与内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的关系的图表。

图10是在分析条件3的情况下，通过计算求出内圈槽曲率半径比(Ri)与内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的关系的图表。

图11是在分析条件3的情况下，通过计算求出外圈槽曲率半径比(Ro)与内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的关系的图表。

图12是在分析条件4的情况下，通过计算求出内圈槽曲率半径比(Ri)与内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的关系的图表。

图13是在分析条件4的情况下，通过计算求出外圈槽曲率半径比(Ro)与内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的关系的图表。

[符号说明]

1 角接触球轴承

2 内圈

2a 内圈滚道槽

3 外圈

3a 外圈滚道槽

4 滚珠

5 保持架

10 表面硬化层

具体实施方式

以下，参照附图对本发明的一个实施方式所涉及的角接触球轴承进行详细说明。

此外，在本说明书中，表示数值范围的「～」以包含在其前后所记载的数值作为下限值和上限值的意思被使用。

作为本发明的角接触球轴承的一例，图1示出了在机床用主轴中使用的角接触球轴承。角接触球轴承1具备：内圈2，其在外周面具有截面圆弧状的内圈滚道槽2a；外圈3，其在内周面具有截面圆弧状的外圈滚道槽3a；多个滚珠4，其滚动自如地设置在内圈滚道槽2a与外圈滚道槽3a之间；以及保持架5，其分别保持多个滚珠4。在外圈3的内周面的轴向一侧形成有沉孔3b，滚珠4以接触角αi、αo配置在内圈滚道槽2a与外圈滚道槽3a之间。需要说明的是，接触角αi、αo被定义为垂直于轴承中心轴X的平面P与将滚珠4与内圈2和外圈3分别接触的各接触点和滚珠4中心连结而成的作用线所成的角度。

对于滚珠4，使用滚珠直径/截面高度比、即滚珠4的直径/{(外圈3的外径－内圈2的内径)/2}为0.39～0.65倍、优选0.55～0.65倍的滚珠。

另外，内圈滚道槽2a以及外圈滚道槽3a中，内圈滚道槽2a的槽曲率半径与滚珠直径之比(Ri＝内圈滚道槽的曲率半径/滚珠直径)为54～58％，外圈滚道槽3a的槽曲率半径与滚珠直径之比(Ro＝外圈滚道槽的曲率半径/滚珠直径)为51～58％，且设定为Ri-Ro≥0％，优选设定为Ri-Ro≥1％。以下，内圈滚道槽2a的槽曲率半径与滚珠直径之比Ri也称为内圈槽曲率半径比Ri，外圈滚道槽3a的槽曲率半径与滚珠直径之比Ro也称为外圈槽曲率半径比Ro。

而且，在本实施方式中，在内圈滚道槽2a中，通过机械加工即辊抛光处理形成表面硬化层10，内圈滚道槽2a设置成：当滚珠4与内圈滚道槽2a的接触部中央处的滚珠4及内圈滚道槽2a的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一时，内圈滚道槽2a最大表面压力为4.7～6.0GPa。另一方面，在外圈滚道槽3a未实施辊抛光处理，未形成表面硬化层。

另外，在对通过切削加工而形成的内圈2的内圈滚道槽2a实施热处理、精加工后进行辊抛光处理。进而，根据需要，也可以在辊抛光处理工序后实施精密加工。

以下，对上述的各滚道槽2a、3a的槽曲率半径比Ri、Ro、内圈滚道槽2a的当上述滚珠4及内圈滚道槽2a的永久变形量之和成为滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力、以及滚珠直径的各临界意义进行说明。

[内圈滚道槽的槽曲率半径与滚珠直径之比(Ri)为54～58％、外圈滚道槽的槽曲率半径与滚珠直径之比(Ro)为51～58％]

首先，在用于机床主轴的高速旋转用途的角接触球轴承1中，如图2所示，若假设滚珠4在外圈3的外圈滚道槽3a中进行纯滚动，则在内圈2的内圈滚道槽2a与滚珠4的表面的接触部分(接触椭圆)中，由自转引起的滚珠4的表面上的圆周速度(由该图的符号A所示，与从滚珠4的自转轴AX到滚珠4的外周面圆弧的垂直距离成比例)和由公转引起的内圈2的内圈滚道槽2a上的圆周速度(由该图的符号B所示，与从内圈2的自转轴到内圈滚道槽2a的垂直距离成比例)的相对圆周速度(该图的符号C)以自旋滑动的方式显现。如图3中符号D1和符号D2所示，接触角αi越大，则由公转引起的内圈2的内圈滚道槽2a上的圆周速度越大，另外，滚珠4与内圈滚道槽2a的接触面所形成的接触椭圆的长半径越大，则接触椭圆的两端的圆周速度差(由该图的Δd1、Δd2所示，Δd1＞Δd2)越大，由此，相对圆周速度C也变大。因此，为了抑制自旋滑动，在滚珠4与内圈滚道槽2a的接触部，抑制由公转引起的内圈2的内圈滚道槽2a上的圆周速度且减小滚珠4与内圈滚道槽2a的接触面所形成的接触椭圆的长半径是有效的。另外，在图2中，附图标记AX表示外圈控制的滚珠4的自转轴。

如图4的(a)所示，在运转过程中，在角接触球轴承1中，由于作用于滚珠4的离心力F与来自内圈2或外圈3的预压载荷的力的平衡，滚珠4与外圈3的外圈滚道槽3a的接触角αo变小，与内圈2的内圈滚道槽2a的接触角αi变大。并且，在内圈2中，若内圈滚道槽2a与滚珠4的接触角αi变大，则自旋滑动量变大，发热量也变多。因此，通过在内圈2中增大Ri，从而在高速旋转中接触角αi难以变大，且能够减小接触椭圆长度，因此能够抑制由自旋滑动引起的发热。即，如图4的(b)所示，若增大Ri，则由离心力引起的接触角变化变小，自旋滑动量也变小。与此相对，如图4的(c)所示，若减小Ri，则由离心力F引起的接触角变化变大，自旋滑动量也变大。因此认为，为了抑制自旋滑动量，优选增大Ri。

另一方面，在外圈3中，若外圈槽曲率半径比Ro变大，则接触椭圆的长半径变小，具有抑制发热的效果，但由于不存在朝向使接触角αo变小的方向作用，因此对于降低因自旋滑动引起的发热量的目的，难以比增大内圈槽曲率半径比Ri更有效。

在此，使用以下的分析条件1的角接触球轴承，改变内圈槽曲率半径比Ri和外圈槽曲率半径比Ro，对内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量进行了计算。将与各Ri、Ro对应的合计自旋发热量(W)的计算结果示于表1。

(分析条件1)

轴承内径：70mm

轴承外径：110mm

轴承宽度：20mm

初始接触角：18°

滚珠直径/截面高度比：0.595

转速：20000min

预压载荷：1000N

[表1]

图5是以内圈槽曲率半径比Ri为横轴地示出与合计自旋发热量的关系的图表，图6是以外圈槽曲率半径比Ro为横轴地示出与合计自旋发热量的关系的图表。首先，由图5的图表可知，无论外圈槽曲率半径比Ro如何，通过增大内圈槽曲率半径比Ri，会使发热量减小，在内圈槽曲率半径比Ri小于54％时发热量极端变大。但是，若使内圈槽曲率半径比Ri过大，则施加载荷时的内圈滚道槽2a与滚珠4之间的表面压力增高，存在容易产生压痕的倾向。特别是内圈槽曲率半径比Ri大于58％时，即使因表面硬化而提高耐压痕性，耐压痕性也会比现有品降低。另外，为了提高表面硬化的程度，需要使加工条件更严格，但由此生产率降低，因此受到加工条件的制约。因此，内圈槽曲率半径比Ri设定为54～58％。

另一方面，根据图6的图表，在外圈槽曲率半径比Ro小于51％时发热量极端大，在52％前后取得极小值。在外圈槽曲率半径比Ro为52％以上时，随着Ro上升而产生的发热量上升比较缓慢，若考虑制造上的Ro完成结果的偏差，则如果以比极小值52％稍大的区域为目标，则能够将制造上的Ri完成结果的偏差所引起的发热量的偏差抑制得较小。如果外圈槽曲率半径比Ro为58％，则大致取得与51％同等的值。从降低自旋发热量的效果出发，外圈槽曲率半径比Ro设定为包含发热量极小值的51～58％。

[在内圈滚道面中，滚珠与内圈滚道槽的接触部中央处的滚珠及内圈滚道槽的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力为4.7～6.0GPa]

如上所述，通过将内圈槽曲率半径比Ri设为54～58％，将外圈槽曲率半径比Ro设为51～58％，从而能够降低旋转中的自旋发热量，但认为在静止时的外部冲击载荷被施加时接触表面压力变大，产生压痕的可能性提高。因此，至少在内圈2的内圈滚道槽2a形成被施加了表面残留应力的表面硬化层10，从而能够进一步防止产生压痕。

为了形成表面硬化层10，对滚道槽实施辊抛光处理。该辊抛光处理是使由液压保持的陶瓷制或超硬合金制的球(压头)一边按压于内圈滚道槽2a而滚动接触一边沿着内圈滚道槽2a的轴向截面移动。通过该辊抛光处理使表面硬化，但此时，以滚珠4与内圈滚道槽2a的接触部中央处的滚珠4及内圈滚道槽2a的永久变形量之和成为滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力达到4.7～6.0GPa的方式选择抛光工具的压头直径、加压力等加工条件。

另外，作为不妨碍轴承顺畅旋转的限度，滚珠4与滚道的接触部中央处的滚珠4的永久变形量及滚道的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一。

如果是对滚道面的表层未施加残留压缩应力的球轴承，则滚珠与滚道槽的接触部中央处的滚珠及滚道槽的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力为4.2GPa(依据JIS B1519)，因此通过施加残留压缩应力，对于静止时的外部冲击载荷，能够得到不容易产生压痕的效果。

需要说明的是，根据申请人的调查可知，在对于作为碰撞损伤而从市场返还的轴承上负载有约4GPa以上的表面压力。在对滚道面的表层施加残留压缩应力且构成为上述滚珠4及内圈滚道槽2a的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力为4.7GPa的情况下，以往在约4GPa以上且小于4.7GPa的表面压力下产生压痕而成为不合格品的情况不会被识别为不良状况。由此，不需要进行轴承更换的麻烦。

另外，在内圈滚道槽2a中，将滚珠4及内圈滚道槽2a的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力设为4.7～6.0GPa是考虑生产性不降低的加工条件而设定的。

另外，表面硬化层并不限于内圈2的内圈滚道槽2a，也可以施加于外圈3的外圈滚道槽3a。

需要说明的是，在专利文献1所示的滚道表面形成厚度0.05～8μm的硬质皮膜的技术是通过化学处理对机械加工后的滚道圈进行硬化层的涂覆，实现提高耐磨损性、降低摩擦系数的技术。另一方面，本实施方式的表面加工层10通过机械加工使表面硬化，提高耐压痕性。

[Ri-Ro≥0％]

内圈槽曲率半径比Ri以及外圈槽曲率半径比Ro设定在上述的范围，但通过使内圈槽曲率半径比Ri与外圈槽曲率半径比Ro相等或大于外圈槽曲率半径比Ro，从而被施加载荷时的表面压力上升被抑制为外圈3比内圈2低。另一方面，由于在内圈滚道槽2a形成有表面硬化层10，因此若在静止时受到外部冲击载荷时，能够防止在内圈2产生压痕之前先在外圈3产生压痕而使轴承损伤，在这种情况下通过在内圈滚道槽2a中将上述滚珠4及内圈滚道槽2a的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力设定在上述的范围，从而能够充分地得到提高耐压痕性的效果。

图7是在分析条件1的情况下的轴承规格中通过计算值求出Ri-Ro与内圈表面压力和外圈表面压力的比之间的关系的图表，示出了在轴承上施加有载荷时的Ri与Ro的差和外圈表面压力与内圈表面压力的大小之间的关系。即，内圈表面压力/外圈表面压力＞1的区域表示内圈表面压力较高，内圈表面压力/外圈表面压力<1的区域表示外圈表面压力较高，在内圈表面压力/外圈表面压力＝1的情况下，内圈表面压力与外圈表面压力相等。例如，在考虑不对内圈滚道槽2a以及外圈滚道槽3a实施表面硬化处理的一般轴承的情况下，在JISB1519中被定义的、滚珠与滚道槽的接触部中央处的滚珠及滚道槽的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一时，内圈滚道面以及外圈滚道面的最大表面压力均为4.2GPa，因此意味着在内圈表面压力/外圈表面压力＞1的区域中，在内圈滚道面先产生压痕，在内圈表面压力/外圈表面压力＜1的区域中，在外圈滚道面先产生压痕，在内圈表面压力/外圈表面压力＝1的区域中，在内圈滚道面与外圈滚道面同时产生压痕。

对内圈2的内圈滚道槽2a实施表面硬化处理而形成表面硬化层10，将滚珠4及内圈滚道槽2a的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力设为4.7～6.0GPa，并且在不对外圈的外圈滚道槽实施表面硬化处理的情况下，与外圈滚道面相比在内圈滚道面先产生压痕的内圈表面压力与外圈表面压力之比为图7所示的1.120≤内圈表面压力/外圈表面压力≤1.429的区域。需要说明的是，与外圈滚道面相比在内圈滚道面先产生压痕的内圈表面压力与外圈表面压力的比的下限值1.120以及上限值1.429是实施了表面硬化处理的内圈滚道面与未实施表面硬化处理的外圈滚道面的表面压力的比率，因此分别求出为4.7÷4.2＝1.120、6.0÷4.2＝1.429。

由该图7的结果可知，在对内圈的滚道槽实施了表面硬化处理的轴承中，在Ri-Ro≥0％时，内圈表面压力/外圈表面压力≥1.120，因此在外圈不会先产生压痕，能够充分得到对内圈的表面硬化效果。另外，可知即使不对外圈3的外圈滚道槽3a实施表面硬化处理，也能够得到与对内圈滚道槽2a实施了表面硬化处理的内圈2同等以上的耐压痕性。因此，在本实施方式中，不需要对外圈滚道槽3a实施表面硬化处理，能够得到制造上的优点。

另外，根据图7的结果，在Ri为54～58％、Ro为51～58％的范围内，Ri-Ro＝0％处的内圈表面压力/外圈表面压力的范围为1.120≤内圈表面压力/外圈表面压力≤1.124，在Ri-Ro＝1％处，1.151≤内圈表面压力/外圈表面压力≤1.191。即，Ri-Ro＝1％时的内圈表面压力/外圈表面压力的值比Ri-Ro＝0％时的值大且范围大，因此内圈表面压力倾向于高于外圈表面压力，成为在内圈容易先生成压痕、在外圈不易先产生压痕的条件，因此更容易得到表面强化处理的效果。因此，优选设为Ri-Ro≥1％。

[滚珠直径/截面高度比的关系]

在上述分析条件1中，使用滚珠直径较大的(大滚珠)，确认了在滚珠直径/截面高度比为0.595的情况下，通过将内圈槽曲率半径比Ri设为54～58％，将外圈槽曲率半径比Ro设为51～58％，从而能够降低合计自旋发热量。下述中，在分析条件2中，使用滚珠直径比上述小的(小滚珠)，针对滚珠直径/截面高度比为0.437的情况，也根据上述Ri、Ro的规定，确认是否能够降低合计自旋发热量。将与各Ri、Ro对应的合计自旋发热量(W)的计算结果示于表2。

(分析条件2)

轴承内径：70mm

轴承外径：110mm

轴承宽度：20mm

接触角：18°

滚珠直径/截面高度比：0.437

转速：20000min

预压载荷：1000N

[表2]

图8是以内圈槽曲率半径比Ri为横轴地示出与合计自旋发热量的关系的图表，图9是以外圈槽曲率半径比Ro为横轴地示出与内圈侧以及外圈侧的合计自旋发热量的关系的图表。在该情况下，也与分析条件1同样地，在内圈槽曲率半径比Ri为54～58％、外圈槽曲率半径比Ro为51～58％的范围内，确认了降低内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的效果。

接着，在轴承尺寸与分析条件1不同但与分析条件1同样地使用了滚珠直径较大者的滚珠(大滚珠)的、滚珠直径/截面高度比为0.572的分析条件3、以及滚珠直径/截面高度比为0.635的分析条件4，也根据上述Ri、Ro的规定，确认是否能够降低合计自旋发热量。在分析条件3中，将与各Ri、Ro对应的合计自旋发热量(W)的计算结果示于表3，在分析条件4的情况下，将与各Ri、Ro对应的合计自旋发热量(W)的计算结果示于表4。

(分析条件3)

轴承内径：30mm

轴承外径：55mm

轴承宽度：13mm

接触角：18°

滚珠直径/截面高度比：0.572

转速：43000min

预压载荷：440N

[表3]

(分析条件4)

轴承内径：110mm

轴承外径：170mm

轴承宽度：28mm

接触角：18°

滚珠直径/截面高度比：0.635

转速：13000min

预压载荷：2200N

[表4]

图10是在分析条件3的情况下将内圈槽曲率半径比Ri作为横轴地示出与合计自旋发热量的关系的图表，图11是在分析条件3的情况下将外圈槽曲率半径比Ro作为横轴地示出与合计自旋发热量的关系的图表。

另外，图12是在分析条件4的情况下将内圈槽曲率半径比Ri作为横轴地示出与合计自旋发热量的关系的图表，图13是在分析条件4的情况下将外圈槽曲率半径比Ro作为横轴地示出与合计自旋发热量的关系的图表。

在分析条件3、4的情况下，也确认了在内圈槽曲率半径比Ri为54～58％、外圈槽曲率半径比Ro为51～58％的范围内降低内圈侧和外圈侧的合计自旋发热量的效果。

因此，可知通过规定内圈槽曲率半径比Ri和外圈槽曲率半径比Ro，从而即使轴承尺寸变化，也能够降低合计自旋发热量，并且能够降低耐压痕性的效果不会变化。

另外，滚珠直径/截面高度比越小，越有利于发热降低，但滚珠直径/截面高度比过小时，在以高速旋转状态进行运转时，由于内圈的离心膨胀和热膨胀的影响，有效径向间隙变得过小，成为烧死的原因。因此，滚珠直径/截面高度比需要为0.39以上。另外，滚珠直径/截面高度比越大，对于耐压痕性越有利，但如果该值大于0.65，则滚道圈的壁厚变得过薄，产生热处理变形、加工变形变大等制造上的缺点，因此不优选。因此，滚珠直径/截面高度比优选为0.39～0.65倍，在重视耐压痕性的情况下，更优选使用滚珠直径/截面高度比为0.55～0.65倍的大滚珠。

另外，内圈2和外圈3通常由SUJ2(高碳铬轴承钢)等轴承钢构成。该SUJ2等轴承钢在较低温度下使用，这是因为该SUJ2等轴承钢在高温时硬度降低显著，寿命变短。因此，在要求更高速的旋转的情况下，滚珠4与内圈2及外圈3相互接触的接触面处的接触压力、滚珠4的滑动增大而发热，局部成为高温。因此，内圈2及外圈3优选由耐热性及耐磨损性优异的材料构成。

因此，形成二次硬化析出型的共晶碳化物的材料是优选的，例如高速钢、半高速钢、马氏体系不锈钢，可以列举SKD、SKH、M50、SUS440C等。另外，也可以使用将一般的轴承钢(SUJ2)的回火温度提高到240℃～330℃而得的材料，并对其实施硬质覆膜处理。在该情况下，虽然母材本身的硬度下降，但由于滚道圈表面的硬度能够通过硬质覆膜而变硬，因此能够得到与上述的使用金属材料的情况同等的性能。

另外，利用构成元素成分来提高回火抵抗性而使尺寸稳定的材料(以高碳铬钢为基准的材料)是优选的，作为例示，可以举出SHX材料。该情况下，使内圈2、外圈3的至少一者由含有0.2～1.2质量％的C、0.7～1.5质量％的Si、0.5～1.5质量％的Mo、0.5～2.0质量％的Cr、剩余部分为Fe和不可避免的杂质元素的钢材构成，并且在进行了渗碳氮化处理后进行淬火回火处理，从而使表面碳浓度为0.8～1.3质量％，且使表面氮浓度为0.2～0.8质量％。在此，对上述各成分元素的有效范围的临界意义进行说明。

(1)Si：0.7～1.5质量％

Si是对回火软化抵抗性具有效果的元素，具有提高高温强度、并且使在高温环境下有效防止压痕起点型剥离的残留奥氏体的分解延迟的效果。若Si含量低于0.7质量％，则高温强度不足，并且产生压痕起点型剥离，因此将Si下限值设为0.7质量％。另一方面，若Si含量超过1.5质量％，则机械强度降低，并且阻碍渗碳，因此将Si上限值设为1.5质量％。

(2)Mo：0.5～1.5质量％

Mo与Si同样地是对回火软化抵抗性具有效果的元素，具有提高高温强度的效果。另外，Mo作为在渗碳氮化后的表面形成微小的碳化物的碳化物形成元素起作用。若Mo含量低于0.5质量％，则高温强度不足，并且在表面析出的碳化物不足，因此将Mo下限值设为0.5质量％。另一方面，若Mo含量超过1.5质量％，则在原材料的阶段形成巨大碳化物，导致碳化物的脱落而使轴承的滚动疲劳寿命降低，因此将Mo上限值设为1.5质量％。

(3)Cr：0.5～2.0质量％

Cr是发挥与Mo同样的作用效果的添加元素。若Cr含量低于0.5质量％，则高温强度不足，并且在表面析出的碳化物的量不足，因此将Cr下限值设为0.5质量％。另一方面，若Cr含量超过2.0质量％，则在原材料的阶段形成巨大碳化物，导致碳化物的脱落而使轴承的滚动疲劳寿命降低，因此将Cr上限值设为2.0质量％。

(4)C：0.2～1.2质量％

如上所述，若残留奥氏体量过多，则残留奥氏体分解而形状随时间发生变化，轴承的尺寸稳定性受损。另一方面，滚道圈表面存在残留奥氏体对于防止压痕起点型剥离是有效果的。因此，在使残留奥氏体存在于表面的基础上，优选限制残留奥氏体在轴承整体中所占的量，因此需要抑制轴承芯部的残留奥氏体的量。从这样的观点出发，优选包含表面和芯部在内将平均残留奥氏体在钢中所占的量设为5体积％以下，因此，需要使残留奥氏体所依存的碳浓度为1.2质量％以下，因此将碳浓度的上限值设为1.2质量％。另一方面，若碳浓度低于0.2质量％，则需要长时间才能够在渗碳氮化处理中获得所期望的渗碳深度，导致整体的成本上升，因此将碳浓度的下限值设为0.2质量％。

(5)表面碳浓度：0.8～1.3质量％

通过渗碳氮化处理对表面附加碳，则能够使成为基体的马氏体组织固溶强化，并且能够在极表层部形成有效防止压痕起点型剥离的大量的残留奥氏体。若表面碳浓度低于0.8质量％，则表面硬度不足，滚动疲劳寿命、耐磨损性降低，因此将表面碳浓度的下限值设为0.8质量％。另一方面，若表面碳浓度超过1.3质量％，则在渗碳氮化处理时析出巨大碳化物，使滚动疲劳寿命降低，因此将表面碳浓度的上限值设为1.3质量％。

(6)表面N浓度：0.2～0.8质量％

当通过渗碳氮化处理对表面附加氮时，回火阻力提高，高温强度增大，耐磨损性提高，并且能够在极表层部存在有效防止压痕起点型剥离的大量残留奥氏体。若表面氮浓度低于0.2质量％，则高温强度降低，耐磨耗性降低，因此将表面氮浓度的下限值设为0.2质量％。另一方面，若表面氮浓度超过0.8质量％，则轴承制造时的磨削精加工变得困难，由于难以磨削而使轴承的生产率降低，因此将表面氮浓度的上限值设为0.8质量％。

(7)其他成分元素

剩余部分为Fe和不可避免的杂质，但作为其他成分元素，优选添加微量的Ti。这是因为，若添加Ti，则微细的钛碳化物(TiC)、碳化氮化物(Ti(C+N))在基体中析出分散，使耐磨损性及耐烧死性提高。此时，Ti含量优选为0.1～0.3质量％。若Ti含量低于0.1质量％，则无法得到碳化物的析出效果，因此将Ti含量的下限值设为0.1质量％。另一方面，若Ti含量超过0.3质量％，则容易形成巨大的析出物，这成为缺陷，滚动疲劳寿命有时反而降低，因此将Ti含量的上限值设为0.3质量％。另外，若钛析出物(TiC、Ti(C+N))的大小为0.1μm以下，则有助于提高耐磨性、耐烧死性。

另外，优选尽可能不包含S、P、H、O等不可避免的杂质元素。特别是若氧(O)的含量超过12ppm，则容易形成氧化物系夹杂物，这成为缺陷，有时会降低滚动疲劳寿命，因此优选氧含量小于12ppm。

进而，滚珠4可以是耐热性以及耐磨损性优异的钢制，但也可以由Si

如以上说明的那样，本实施方式的角接触球轴承构成为：内圈滚道槽2a的槽曲率半径与滚珠直径之比(Ri)为54～58％，外圈滚道槽3a的槽曲率半径与滚珠直径之比(Ro)为51～58％，且Ri-Ro≥0％，并且至少内圈滚道槽2a的当滚珠4与内圈滚道槽2a的接触部中央处的滚珠4及内圈滚道槽2a的永久变形量之和为滚珠直径的一万分之一时的最大表面压力为4.7～6.0GPa。由此，发热得到抑制，耐压痕性优异，因此适合在高速旋转中使用、在静止中负载过大载荷那样的用途中的使用，特别是在dmn80万以上的机床主轴中使用并作为被施加预压的角接触球轴承是有用的。

另外，上述结构只要仅在内圈滚道槽2a和外圈滚道槽3a中的内圈滚道槽2a通过机械加工形成表面硬化层即可，也能够享受制造上的优点。

另外，本发明并不限于上述实施方式，能够进行适当的变形、改良等。

例如，本发明的角接触球轴承的润滑方式可以是油气润滑，也可以是润滑脂润滑。

需要说明的是，本申请基于2020年9月28日申请的日本专利申请(日本特愿2020-162504)，其内容作为参照引用于本申请中。