JP2003165016A

JP2003165016A - タービンブレード取り付け部加工用総形フライス

Info

Publication number: JP2003165016A
Application number: JP2001362149A
Authority: JP
Inventors: Hiroshi Kanemoto; 浩金本; Hidenori Kumagai; 英典熊谷
Original assignee: Hitachi Tool Engineering Ltd
Current assignee: Moldino Tool Engineering Ltd
Priority date: 2001-11-28
Filing date: 2001-11-28
Publication date: 2003-06-10

Abstract

(57)【要約】【目的】タービンブレードの翼根又は該タービンブレー
ドを取り付けるタービンディスク側の取り付け部の加工
に用いる総形フライスにおいて、高能率、長寿命の総形
フライスを提供することを目的とする。【構成】タービンブレードの翼根又は該タービンブレー
ドを取り付けるタービンディスク側の取り付け部の加工
に用いる総形フライスにおいて、該総形フライスを構成
する材料が超硬合金のソリッドであり、該総形フライス
は回転軌跡で凹又は凸状曲線である総形のフォームを有
することを特徴とするタービンブレード取り付け部加工
用総形フライス。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本願発明は、タービンブレードの
翼根又は該タービンブレードを取り付けるタービンディ
スク側の取り付け部の加工に用いるタービンブレード取
り付け部加工用総形フライス総形フライスに関し、その
改良に関する。

【０００２】

【従来の技術】タービンブレードの翼根又は該タービン
ブレードを取り付けるタービンディスク側の取り付け部
のフォームは、例えば特開２０００−１９９４０２号公
報に記載されているような一般にダブテールと呼ばれ、
凹又は凸がある特殊な輪郭のフォームを有している。ま
た、タービンブレードの翼根又は該タービンブレードを
取り付けるタービンディスク側の取り付け部を切削加工
する工具は、被加工物のフォームに相対する特殊な輪郭
のフォームの総形フライスであって、逃げ面を２番取り
加工で成形した２番取りフライス、又はフォ−ムに沿っ
て刃付けを施した輪郭フライスが用いられており、その
ため、切削により損耗を生じても再研削によって原フォ
−ムが容易に再生できる特徴を有するものである。しか
しながら、タービンブレードの翼根及び該タービンブレ
ードを取り付けるタービンディスク側の取り付け部は、
その用途から加工精度が厳しく、且つ、被削材に超耐熱
鋼といった難削材が用いられている。この種の被削材
は、被削材自体の耐熱性が高いため、切削加工すると一
般鋼より高い切削熱が発生する。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】一般に高能率切削を行
うと切削熱は一層増大する傾向にあり、従来の総形フラ
イスでは、加工能率の向上が望めず、工具損耗が激し
く、切れ刃刃先部に溶着からのチッピングや欠損を生じ
易く、加工精度面からの工具寿命も非常に短いという問
題がある。特に、タービンブレード取り付け部のフォー
ムは凹凸がある特殊な輪郭のフォームであるため、これ
に相対して総形フライス側の外径が変化し、各切削部位
で切削速度が変化する。小さい外径部位で切削速度を設
定すると、大きい切削部位で切削速度が高くなりすぎ、
極端に工具寿命が短くなることから、大きい切削部位で
切削速度を設定せざる得なく、外径と切削速度が反比例
することにより、加工能率が一層低下する。最近では、
工具寿命向上を狙って総形フライスを構成する材料に従
来の溶製材の高速度工具鋼を粉末高速度工具鋼に替えて
用い、高い耐熱性の皮膜をコーティングしたものがある
が、耐熱性が十分でなく、高い切削熱が発生する超耐熱
鋼といった難削材の高能率、長寿命切削において、未だ
不十分であった。また、超硬合金等の適用は、形状が複
雑で、更に、比較的大きな外径を有することから検討さ
れていないのが実状である。

【０００４】

【本発明の目的】本発明は以上のような背景のもとにな
されたものであり、タービンブレードの翼根又は該ター
ビンブレードを取り付けるタービンディスク側の取り付
け部の加工に用いる総形フライスにおいて、高能率、長
寿命の総形フライスを提供することを目的とする。

【０００５】

【問題を解決するための手段】本発明は、上記の目的を
達成するために、タービンブレードの翼根又は該タービ
ンブレードを取り付けるタービンディスク側の取り付け
部の加工に用いる総形フライスにおいて、該総形フライ
スを構成する材料が超硬合金のソリッドであり、該総形
フライスは回転軌跡で凹又は凸状曲線である総形のフォ
ームを有することを特徴とするタービンブレード取り付
け部加工用総形フライスである。ここで、タービンブレ
ード取り付け部とは、タービンブレード側の翼根部又は
該タービンブレードを取り付けるタービンディスク側の
取り付け部の両者を意味する。

【０００６】総形フライスを構成する材料が超硬合金で
あることから、超耐熱鋼のような被削材に対応できる耐
熱性が得られ、高い切削速度での加工が可能となり、加
工能率が向上すると共に、大幅に耐久性が向上し、工具
寿命が向上した。また、総形フライスを構成する材料が
超硬合金ソリッドであることから、凹又は凸がある特殊
な輪郭のフォームであっても工具側の精度が得やすいと
共に、工具自体の剛性が向上することから、加工能率が
向上することができ、チッピングや欠損等の異常摩耗が
発生しにくく、工具寿命が向上すると共に、安定した加
工精度が得られる。ここで、切れ刃部の材料が超硬合金
であるものとしては、切れ刃部をろう付けしたものや、
切れ刃チップ交換式のように間接的に切れ刃を設けたも
のがあるが、ろう付けタイプはろう付けの技量が必要で
あると共に工数が増し、チップ交換式のものは加工精度
及び切れ味が劣る。本発明のソリッドとは、切れ刃部を
ろう付けしたものや、切れ刃チップ交換式のように間接
的に切れ刃を設けたものではなく、シャンク付きタイプ
やシェルタイプの工具本体に直接切れ刃を設けたものを
指し、容易にシャープな切れ刃を設けることができ、切
れ味が良好で、発生する切削熱を低減することができ
る。また、凹又は凸がある特殊な輪郭のフォーム、特に
総形フライス側で凸になる部分は、切削加工において切
削応力が集中しやすくなるため、凸になる部分の曲率半
径は総形フライスの最大刃径の１／２０以上、好ましく
は１／１０以上のものに適用することが望ましい。

【０００７】

【実施の形態】本発明を適用することにより、タービン
ブレードの翼根又は該タービンブレードを取り付けるタ
ービンディスク側の取り付け部の加工の高能率、長寿命
切削加工が可能になった。ここで、総形フライスを構成
する材料である超硬合金において、ＷＣ粒径を２μｍ以
下としても良く、ＷＣ粒径とは平均ＷＣ粒径を指す。Ｗ
Ｃ粒径を小さくすることにより、硬さが高くなり耐摩耗
性が向上すると共に、耐チッピング性が向上するため、
２μｍ以下とし、好ましくは１．５μｍ以下が望まし
い。また、超硬合金中のＣｏ量を下げると硬さが高くな
ると共に、耐熱性が向上することから、Ｃｏ量を１０重
量％以下にしても良く、一層の高能率切削が可能となっ
た。ここでＣｏ量が１０重量％を超えると超硬合金とい
えど、タービンブレードの翼根又は該タービンブレード
を取り付けるタービンディスク側の取り付け部の高能率
切削において、耐熱性が不十分であるため、Ｃｏ量を１
０重量％以下とし、好ましくは８重量％以下が望まし
い。更に、超硬合金の硬さが硬くなりすぎると、総形フ
ライス自体の靱性が下がり、タービンブレード取り付け
部加工用の凹又は凸がある特殊な輪郭のフォームの総形
フライスで高能率切削を行うと、切削加工中に生じる切
削応力のアンバランスにより、折損を招く恐れがあるこ
とから、超硬合金のＷＣ粒径が小さい場合はＣｏ量を多
くし、ＷＣ粒径が大きい場合はＣｏ量を少なくすること
が望ましく、例えば、ＷＣ粒径１μｍに対しＣｏ量６重
量％、ＷＣ粒径０．６μｍに対しＣｏ量１０重量％程度
とすると良く、特にＷＣ粒径０．６μｍ以下の超微粒子
超硬合金の場合は、硬さが得やすいことから、Ｃｏ量を
１４重量％までであれば、十分な性能を得ることができ
る。

【０００８】次に、総形フライスの刃長間における刃径
の変化に拘わらず外周二番面の落ち量をほぼ一定として
も良い。ここで外周二番面の落ち量とは、外周切れ刃の
外周二番面が回転軸を中心として切れ刃からの回転角が
等しい位置における切れ刃回転軌道と外周二番面との間
隔であり、再研削による性能低下がなく、且つ再研削に
よる加工形状の維持および再研削自体が容易となり、廃
却までのトータル的な工具寿命が向上する。次に、外周
二番面の回転方向後方に外周三番面を有しても良い。切
れ刃強度及び再研削回数の面から外周二番面幅を大きく
設定することが考えられる。しかしながら外周二番面は
外周すくい面と共に切れ刃稜線を形成し、面粗さ等の精
度が要求される部位であるため、工数が増え、製造コス
トが高くなる。そのため、外周二番面の幅を必要最小限
に設定し、外周二番面の回転方向後方に外周三番面を設
けた。これにより、外周逃げ面幅を一層大きく設定する
ことも可能となり、切れ刃強度が得られ、且つ、外周三
番面は切れ刃稜線に関与しないため、精度もさほど必要
とせず、粗い砥石で高能率に加工ができ、製造コストを
下げることができる。ここで、外周二番面の幅は、総形
フライスの刃径の５％〜１５％が望ましく、５％未満で
あると、再研削回数が大幅に減少し、また、実際１５％
を超えて再研削を行うと、形状精度は維持できている
が、寸法精度が外れ、必要でない外周二番面を有するこ
とになり、製造コストのみ高くなるからであり、１５％
以下とした。また、同様の目的で超硬合金製造過程にお
いて、仮焼結時に刃溝や外周三番面、総形フォームの荒
加工等を行っても良く、刃溝、外周三番面はさほど精度
を必要としないため、最終研磨工程を削減することが可
能であり、総形フォームの荒加工は最終研磨工程を軽減
でき、製造コストを軽減できる。

【０００９】次に、本願発明は、タービンブレードの翼
根又は該タービンブレードを取り付けるタービンディス
ク側の取り付け部の仕上げ加工用から荒加工用の総形フ
ライスに適用可能であり、仕上げ加工用は、総形フライ
スの外周切れ刃の回転軌跡がタービンブレード取り付け
部の凹又は凸がある特殊な輪郭のフォームに相対してお
り、総形フライスの回転軌跡形状が被加工物側に転写さ
れ、総形フライスを構成する材料が超硬合金ソリッドで
あることとの相乗効果により、高能率で且つ高精度な仕
上げ加工が可能となる。また、荒加工用は、外周切れ刃
が１刃と次刃とで位相を異なる波形形状を有し、総形フ
ライスの回転軌跡形状がタービンブレード取り付け部の
凹又は凸がある特殊な輪郭のフォームに近似しており、
波形切れ刃により切り屑を細かくし切削抵抗が少なく、
切屑排出を容易にでき、且つ切れ刃損耗が局部に偏るこ
となく、切削条件を高めることが可能となり、高能率に
荒加工ができる。

【００１０】次に、特に荒加工用のタービンブレード取
り付け部加工用総形フライスについて、詳細に説明す
る。波形切れ刃を凸略円弧と凹略円弧の連続した波形状
とし、成形したフォーム上に波状切れ刃が起因する食い
込み傷やバリ等の発生が無く、滑らかな加工面を得るこ
とができる。波形切れ刃は切れ刃に垂直方向に刻み込ま
れるのが通常であるが、タービンブレード取り付け部加
工用総形フライスでは、フォ−ムが複雑であると波形切
れ刃を傾斜面に設ける事態が生じ、このときは切削方
向、すなわち工具の回転方向には波形切れ刃の一部が切
れ刃として作用することから、この部分において障害が
発生しやすいため、波形切れ刃は凸略円弧と凹略円弧の
連続した波形状とし、波形切れ刃の凹凸の差である波高
さは隣接する波形切れ刃凸部頂点との間隔の０．０１倍
〜０．８倍が望ましく、０．０１倍未満では切り屑を十
分に分断することができず、０．８倍を越えると滑らか
に結びづらくなるためである。また、波形切れ刃凸部頂
点部のアールは波形切れ刃凸部頂点部の間隔である波ピ
ッチの０．２倍〜５倍としても良く、０．２倍未満では
円弧が小さすぎて設ける意味が無く、５倍を越えた大き
な値で設けると切れ刃として長くなり過ぎるため、切れ
刃に連なる凸略円弧の半径は該間隔の０．２倍〜５倍と
した。ここで、波形切れ刃凸部頂点部に切削応力が集中
しやすく、特に本発明では総形フライスを構成する材料
に超硬合金ソリッドを用いていることから、波形切れ刃
凸部頂点部のチッピングが懸念されるが、波形切れ刃の
波高さを小さくし、波形切れ刃凸部頂点部のアールを大
きく設定することにより、切削応力を分散することがで
き、耐チッピング性を向上することができるため、好ま
しくは、波形切れ刃凸部頂点部の間隔に対して、波高さ
は０．０１倍〜０．５倍が望ましく、凸部頂点部のアー
ルは０．５倍〜５倍、更に好ましくは１倍から５倍が望
ましい。これらの数値とすることにより、波形切れ刃間
隔を小さくして１刃の波形切れ刃と次刃の波形切れ刃と
が位置をずらして重なったラフィング刃様とすることが
でき、このとき波形切れ刃によって切れ刃の輪郭がター
ビンブレード取り付け部のフォ−ムから外れることがあ
ったとしても波形切れ刃の波高さが小さいことから、成
形するフォ−ムの狂いを極小に抑えることができる。

【００１１】また、タービンブレード取り付け部加工用
総形フライスの切れ刃のフォ−ムは多岐多様にわたるた
め、その態様について説明する。先ず、切れ刃のフォ−
ムが該フライスの回転軸と直交する平面に対して小さな
角度である場合には、切れ刃の斜面が切削するように作
用し、切屑厚みが薄くなって擦過現象が増し、また波形
切れ刃を刻み込む方向が切削方向とは一致しなくなるた
め、その効果が希薄になって切削抵抗が増加する。従っ
て切れ刃のフォ−ムが３０゜以下の角度で傾斜するとき
は、該角度より小さい角度で傾斜する直線部分を凸略円
弧と凹略円弧の間に設けることによって波形切れ刃凸部
頂点の間隔を大きくして本来の波形切れ刃の効果を得る
ことができる。次いで、切れ刃のフォ−ムの曲率が大き
い場合、特に隣接する波形切れ刃間で６０度以上湾曲す
るようになると、両波形切れ刃のいずれかは上述の傾斜
面に位置することになり、且つ、湾曲部分が短いからこ
の切れ刃を１部分ずつオフセットして１刃と次刃とで出
入りさせるのである。すなわち、波形切れ刃の効果を得
て切削性を高めるものである。次いで、波形切れ刃のフ
ォ−ムの一部を切れ刃ごとに交互に間引いたものであ
る。特に、傾斜面が急角度の場合は側面で擦過現象が大
きいので切れ刃の一部を間引くことで緩和できる。また
フォ−ムの位置によって切れ刃の直径差が大きい場合に
は小径部分で１刃と次刃の間隔が狭まり、切れ味が低下
するので間引くことで回復する。また外周部分であって
もねじれ角やフォ−ムの都合によって間引いても差し支
えない。

【００１２】また、本願発明の総形フライスにおいて、
切れ刃刃先の微小チッピングを抑制する目的で、切れ刃
刃先に０．１ｍｍ以下の幅で丸みを有しても良く、寿命
向上に寄与する。ここで、０．１ｍｍ以下としたのは、
０．１ｍｍを超えると切削抵抗が大きくなり、溶着から
のチッピングを生じやすくなり、逆効果となるためであ
り、タービンブレード及びタービンディスクの材質が溶
着しやすい材質であることから、好ましくは０．０６ｍ
ｍ以下が良く、また、下限値としては０．００３ｍｍ未
満であると丸みの効果が少なくなるため、０．００３ｍ
ｍ以上が良い。更に、本願発明の総形フライスに被覆を
施す場合には、被覆は周期率表第４ａ族、第５ａ族、第
６ａ族の遷移金属、低融点金属、希土類金属、またはＡ
ｌの炭化物、窒化物、酸化物、硼化物、硬質窒化硼素、
硬質炭素さらにこれらの固容体または混合体からなる群
のうちから選ばれた１種または２種以上の硬質性膜及び
／又はＭｏＳ等の潤滑性膜を１層または２層以上の多層
で０. ２〜２０μの厚みで被覆すると、耐摩耗性が向上
でき、更に寿命を長くすることができる。以下、本願発
明を実施例に基づいて説明する。

【００１３】（実施例１）実施例１として、図１に本発
明例１の側面図を示し、図２に示すタービンディスク１
側のタービンブレード取り付け部であるダブテール溝２
を加工する一般にダブテールカッタと称する最大刃径が
６０ｍｍ、４枚刃、外周ねじれ角１５°の総形フライス
であり、このダブテールカッタを構成する材料がシャン
クまでＷＣ粒径が１μｍ、Ｃｏ量が６重量％の超硬合金
のソリッドであり、形状は回転軌跡で凹及び凸状曲線を
有する総形のフォームであり、特に凸状曲線部はダブテ
ールカッタの最大刃径部となっており、最大刃径部の曲
率半径は最大刃径の１／１０の６ｍｍである。また、従
来例２として、本発明例１と同形状でダブテールカッタ
を構成する材料が粉末高速度工具鋼であり、ＴｉＡｌＮ
皮膜をＰＶＤ法により３μｍの膜厚で被覆したものを用
い、本発明例１と比較テストを行った。切削条件は、被
削材にＣｒを１３重量％含む一般に１３Ｃｒ鋼と呼ばれ
るタービンディスク用の耐熱鋼を用い、荒加工後の片側
削り代０．５ｍｍの中仕上げ溝加工を切削長０．１ｍ毎
に回転数を変化させ、水溶性切削液を用いた。ここで、
１刃送り０．０４ｍｍ／刃一定としたので、送り速度は
回転数の増加に伴って増加する。その結果を図３に示
す。本発明例１は、回転数を１００回転から１０００回
転まで変化させて切削を行ったが、１０００回転、即ち
送り速度１６０ｍｍ／ｍｉｎ、全切削長１ｍまでチッピ
ングや欠損等の異常摩耗も発生せず、通常摩耗で摩耗幅
も僅かであり、まだ切削可能な状態であり、加工能率及
び工具寿命ともに良好であり、また、十分に仕上げ加工
用として使用できる加工精度であった。従来例２は、回
転数２００回転まで切削状態としては良好であったが、
最大刃径部の摩耗が大きくなり、回転数３００回転で一
層摩耗が大きくなり、溶着が激しく、溶着から欠損を生
じ、僅か全切削長０．３ｍｍで寿命となった。

【００１４】（実施例２）実施例２として、本発明例３
〜１９として、本発明例１のダブテールカッタにおい
て、超硬合金のＷＣ粒径及び／又はＣｏ量を変化させた
ものを１７種類製作し、その詳細を表１に示す。

【００１５】

【表１】

【００１６】表１より、本発明例３〜６は、Ｃｏ量を６
重量％と一定とし、ＷＣ粒径を１μｍを超える粗粒から
中粒サイズの範囲で変化させたものであり、ＷＣ粒径を
本発明例３は２．５μｍ、本発明例４は２μｍ、本発明
例５は１．５μｍ、本発明例６は１．２μｍとしたもの
である。次に本発明例７〜１２は、ＷＣ粒径を１μｍと
０．８μｍの微粒サイズとし、Ｃｏ量を変化させたもの
であり、本発明例７〜９は、ＷＣ粒径を１μｍと一定と
し、Ｃｏ量を本発明例７は８重量％、本発明例８は１０
重量％、本発明例９は１２重量％、また、本発明例１０
〜１２は、ＷＣ粒径を０．８μｍと一定とし、Ｃｏ量を
本発明例１０は６重量％、本発明例１１は８重量％、本
発明例１２は１０重量％である。次に本発明例１３〜１
９は、ＷＣ粒径を０．６μｍと０．４μｍの超微粒サイ
ズとし、Ｃｏ量を変化させたものであり、本発明例１３
〜１７は、ＷＣ粒径を０．６μｍと一定とし、Ｃｏ量を
本発明例１３は６重量％、本発明例１４は８重量％、本
発明例１５は１０重量％、本発明例１６は１２重量％、
本発明例１７は１４重量％、また、本発明例１８、１９
は、ＷＣ粒径を０．４μｍと一定とし、Ｃｏ量を本発明
例１８は８重量％、本発明例１９は１２重量％である。
これら１７種類のダブテールカッタと本発明例１及び従
来例２と共に、回転数１０００回転、送り速度１６０ｍ
ｍ／ｍｉｎ、実施例１と同様の切削加工で寿命テストを
行った。寿命テストの結果も表１に併記する。

【００１７】表１より、本発明例１及び３〜２０は回転
数１０００回転、切削速度で１８８ｍ／ｍｉｎという高
速切削域において、いずれも切削長４ｍ以上の切削が可
能であり、高能率長寿命切削が可能であったのに対し、
従来例２は切削初期である僅か切削長０．１ｍで、摩耗
及び溶着が激しく、溶着から欠損を生じ、短寿命であっ
た。本発明例３〜６のＷＣ粒径が中粒から粗粒サイズで
は、ＷＣ粒径が小さいほど、寿命が向上しており、本発
明例３がチッピング発生により切削長４ｍで寿命になっ
たのに対し、本発明例４のＷＣ粒径２μｍでは切削長６
ｍまで、更にＷＣ粒径１．５μｍの本発明例５で切削長
７ｍまで切削可能であり、顕著に寿命が向上した。次
に、本発明例１及び７〜１２のＷＣ粒径が微粒サイズで
は、全体的に長寿命であり、特にＣｏ量８重量％以下の
本発明例１及び７、１０、１１は、切削長８ｍまで切削
が可能であったが、Ｃｏ量１２重量％の本発明例９は、
摩耗の進行が若干早く、切削長５ｍで寿命となった。次
に本発明例１３〜１９のＷＣ粒径が超微粒サイズでは、
前記微粒サイズのものほどＣｏ量増加による寿命減少は
小さく、Ｃｏ量１４重量％の本発明例１７でも本発明例
９と同様の切削長５ｍまで切削可能であり、また、反対
にＣｏ量６重量％の本発明例１３では、切削長７ｍ切削
可能であったが、超硬合金自体の硬さが硬くなりすぎた
ためか、微小チッピングを生じていた。

【００１８】（実施例３）実施例３として、図４に本発
明例２０の外周切れ刃部の軸直角断面図を示し、本発明
例１の外周二番面３の落ち量４をダブテールの凹及び凸
状のフォームの各部位においてほぼ一定としたものであ
る。外周二番面３の落ち量４が該フォームの各部位にお
いてほぼ一定であるため、超硬合金を用いたことにより
切削条件を高くできるだけでなく、再研削後も性能を維
持でき、再研削自体もすくい面側から行えるため、容易
となり、再研削後は、再研削回数によって寸法が僅かに
減寸していくが、フォームの変化がなく、ダブテール溝
の溝幅の寸法精度が満足できる限り、再研削が可能であ
り、廃却までのトータルの工具寿命が大幅に向上した。

【００１９】（実施例４）更に、図５は本発明例２１の
側面図であり、図６に示すタービンブレード５の翼根部
６側のダブテールフォームを加工するダブテールカッタ
であり、外周二番面の落ち量をダブテールの凹及び凸状
のフォームの各部位においてほぼ一定としたものであ
る。本発明例２０のようにダブテール溝を加工するダブ
テールカッタの場合は、寸法精度による制約が発生する
が、本発明例２１のように側面切削に使用する場合で
は、再研削回数が一層増加でき、トータルの工具寿命向
上の効果が大きかった。

【００２０】（実施例５）実施例５として、図７に本発
明例２２の外周切れ刃部の軸直角断面図を示し、本発明
例２０のダブテールカッタにおいて、外周二番面３の落
ち量をダブテールの凹及び凸状のフォームの各部位にお
いてほぼ一定とし、該外周二番面３の回転方向後方に外
周三番面７を有したものである。ここで、外周三番面７
は、超硬合金製造過程において、仮焼結時に刃溝８とと
もに荒加工により設けた。刃溝８、外周三番面７はさほ
ど精度を必要としないため、最終研磨工程を削減でき、
また、外周三番面７を設けたことにより、最終刃付け工
程である研磨工程を軽減でき、製造コストを大幅に軽減
できた。なお、本発明例２２はダブテール溝中仕上げ加
工用であるため、再研削の回数をできるだけ増やせ、溝
幅の寸法精度が維持できるよう、外周二番面３の幅を最
大刃径の１５％の９ｍｍとした。

【００２１】（実施例６）実施例６として、本発明例２
３としてダブテール溝の仕上げ加工用のダブテールカッ
タを製作した。これは、本発明例１と同様、ＷＣ粒径が
１μｍ、Ｃｏ量が６重量％の超硬合金ソリッド製であ
り、外周切れ刃の回転軌跡が最終的に加工したいダブテ
ール溝の凹及び凸状のフォーム及び寸法とほぼ同等に設
計されており、本発明例１で中仕上げ加工した後、片側
０．２ｍｍづつを仕上げ加工するダブテールカッタであ
る。このダブテールカッタを用い、切削条件は、片側削
り代０．２ｍｍの他、実施例１と同様の条件で切削テス
トを行った。その結果、回転数を１００回転から１００
０回転まで変化させて切削を行ったが、本発明例１と同
様、１０００回転、即ち送り速度１６０ｍｍ／ｍｉｎ、
全切削長１ｍまでチッピングや欠損等の異常摩耗も発生
せず、通常摩耗で摩耗幅も非常に僅かであり、まだ十分
に切削可能な状態であり、加工能率及び工具寿命ともに
良好であり、加工精度も形状、寸法、面粗さともに良好
であった。また、実施例５で説明した外周三番面につい
ては、仕上げ加工用になると溝幅の寸法精度が厳しくな
るため、外周二番面の幅を最大刃径の５％の３ｍｍ程度
にし、外周三番面を設けることが製造コスト的に有利で
あった。

【００２２】（実施例７）実施例７として、図８は本発
明例２４であり、ダブテール溝の荒加工用のダブテール
カッタである。このダブテールカッタは、本発明例１の
外周切れ刃およびそれに続く外周二番面に波形状を付与
したものであり、最大刃径部を構成する凸円弧部とこれ
に連なる急斜面と小径部を構成する凹円弧部からなって
いる。ここで、波形切れ刃９の詳細は図９〜図１１の通
りである。図９は凸略円弧と凹略円弧の連続した波形状
の波形切れ刃を示し、切れ刃に沿って波高さ１０を０．
２ｍｍ、波ピッチ１１を１〜１．５ｍｍの間隔で設けて
いる。また、図１０は急斜面部分で波形切れ刃の底にダ
ブテールフォームの傾斜角αより波形切れ刃の傾斜角θ
が小さいほぼ直線状の部分を設けたものである。更に、
図１１は最大刃径部の凸状部の屈曲部であって、曲率が
大きいため切れ刃を出入りさせることによって波形切れ
刃に代えたものである。これを用いて１３Ｃｒ鋼のブロ
ック材から直接ダブテール溝のフォ−ムに成形荒加工を
行った。切削諸元は一度にダブテール溝のフォ−ム分の
切り込みで、回転数５３０回転、送り速度１２７ｍｍ／
ｍｉｎである。その結果、溝長さ３００ｍｍの加工物１
ケを僅か２．５分程度で荒加工を完成させることができ
た。また、本発明例を用いれば、中仕上げ加工を省き、
荒加工後に直接仕上げ加工することも可能であり、一層
高能率になり、タービンブレード取り付け部加工の加工
コスト低減が可能となった。

【００２３】（実施例８）次に、図１２に本発明例２５
として、本発明の他の実施例であるシェルタイプの側面
仕上げ加工用のダブテールカッタを示し、最大刃径が１
２５ｍｍ、１２枚刃、外周ねじれ角１５°、ＷＣ粒径が
１μｍ、Ｃｏ量が６重量％の超硬合金ソリッド製であ
り、シャンク部となるアーバーを取り付けるために内径
３８．１ｍｍの取り付け穴１２を設けたものである。こ
のダブテールカッタをアーバーに取り付け、タービンブ
レードの翼根部側のダブテールフォームの側面仕上げ加
工を行った。切削条件は、被削材に１３Ｃｒ鋼を用い、
荒加工後の片側削り代０．３ｍｍの中仕上げ溝加工を回
転数を２００、４００、６００回転と変化させ、１刃送
りを０．０４、０．０６ｍｍ／刃の２通りで、水溶性切
削液を用いた。その結果、最高条件である回転数６００
回転、１刃送り０．０６ｍｍ／刃、即ち、送り速度で４
３２ｍｍ／ｍｉｎにおいても、チッピングや欠損等の異
常摩耗も発生せず、通常摩耗で摩耗幅も非常に僅かであ
り、まだ十分に切削可能な状態であり、加工能率及び工
具寿命ともに良好であり、加工精度も形状、寸法、面粗
さともに良好であった。なお、従来例である同形状でダ
ブテールカッタを構成する材料が粉末高速度工具鋼であ
り、ＴｉＡｌＮ皮膜をＰＶＤ法により３μｍの膜厚で被
覆したものと比較して、加工能率で１０倍以上、摩耗幅
から判断して工具寿命で５倍以上と高性能であった。

【００２４】

【発明の効果】以上のように本願発明によれば、タービ
ンブレード取り付け部加工用総形フライスにおいて、ダ
ブテールのように複雑なフォ−ムであっても、高能率、
長寿命の総形フライスを提供することが可能となった。

【図面の簡単な説明】

【図１】図１は、本発明例１の側面図である。

【図２】図２は、被加工物の形状を示す図である。

【図３】図３は、テスト結果を示す説明図である。

【図４】図４は、本発明例２０の軸直角断面図である。

【図５】図５は、本発明例２１の側面図である。

【図６】図６は、被加工物の形状を示す図である。

【図７】図７は、本発明例２２の軸直角断面図である。

【図８】図８は、本発明例２４の側面図である。

【図９】図９は、図８の要部構成を示す拡大図である。

【図１０】図１０は、図８の他の要部構成を示す拡大図
である。

【図１１】図１１は、図８の更に他の要部構成を示す拡
大図である。

【図１２】図１２は、本発明例２５の側面図である。

【符号の説明】

１タービンディスク２ダブテール溝３外周二番面４落ち量５タービンブレード６翼根部７外周三番面８刃溝９波形切れ刃１０波高さ１１波ピッチ１２取り付け穴 α ダブテールフォ−ムの傾斜角 θ 波形切れ刃の傾斜角

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】タービンブレードの翼根又は該タービンブ
レードを取り付けるタービンディスク側の取り付け部の
加工に用いる総形フライスにおいて、該総形フライスを
構成する材料が超硬合金のソリッドであり、該総形フラ
イスは回転軌跡で凹又は凸状曲線である総形のフォーム
を有することを特徴とするタービンブレード取り付け部
加工用総形フライス。
【請求項２】請求項１記載のタービンブレード取り付け
部加工用総形フライスにおいて、該超硬合金のＷＣ粒径
が２μｍ以下であることを特徴とするタービンブレード
取り付け部加工用総形フライス。
【請求項３】請求項１乃至２記載のタービンブレード取
り付け部加工用総形フライスにおいて、該超硬合金のＣ
ｏ量が１０重量％以下であることを特徴とするタービン
ブレード取り付け部加工用総形フライス。
【請求項４】請求項１乃至３記載のタービンブレード取
り付け部加工用総形フライスにおいて、該総形フライス
の刃長間における刃径の変化に拘わらず外周二番面の落
ち量がほぼ一定であることを特徴とするタービンブレー
ド取り付け部加工用総形フライス。
【請求項５】請求項４記載のタービンブレード取り付け
部加工用総形フライスにおいて、該外周二番面の回転方
向後方に外周三番面を有することを特徴とするタービン
ブレード取り付け部加工用総形フライス。
【請求項６】請求項４乃至５記載のタービンブレード取
り付け部加工用総形フライスにおいて、該総形フライス
の外周切れ刃の回転軌跡が該タービンブレード取り付け
部の凹又は凸がある輪郭のフォームに相対する仕上げ用
の総形フライスであることを特徴とするタービンブレー
ド取り付け部加工用総形フライス。
【請求項７】請求項４乃至５記載のタービンブレード取
り付け部加工用総形フライスにおいて、該総形フライス
の外周切れ刃が１刃と次刃とで位相が異なる波形形状を
有することを特徴とするタービンブレード取り付け部加
工用総形フライス。