JP4269091B1 - タービンローター用シャフトの製造方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】切削加工無しで、フランジと軸部の寸法、軸部に対するフランジの直角度、円周振れ、真円度を所望する精度に納めることができるタービンローター用シャフトの製造方法を提供する。
【解決手段】最終製品の目標値に対して、フランジ（３ａ，３ｂ）の外径が＋０．０％〜＋０．６％、フランジの厚みが−０．８％〜−０．０％、軸部（２）の直径が＋０．０％〜＋０．６％以内、円周振れ公差が０．５ｍｍ以内、軸部に対するフランジの直角度公差が０．５ｍｍ以内にあり、且つ焼結密度が相対密度９５％以上の焼結品をプレスする工程を含み、当該プレス工程において、回転軸を含む面でタービンローター用シャフトを２等分した形状の上型と下型で、焼結品をプレスし、１回目のプレス後、１２０°以内で位相を変えて２回目のプレスを行い、以後、順次１２０°以内で焼結品を回転させて３６０°以上回転するまでプレスを行う。
【選択図】図２
【解決手段】最終製品の目標値に対して、フランジ（３ａ，３ｂ）の外径が＋０．０％〜＋０．６％、フランジの厚みが−０．８％〜−０．０％、軸部（２）の直径が＋０．０％〜＋０．６％以内、円周振れ公差が０．５ｍｍ以内、軸部に対するフランジの直角度公差が０．５ｍｍ以内にあり、且つ焼結密度が相対密度９５％以上の焼結品をプレスする工程を含み、当該プレス工程において、回転軸を含む面でタービンローター用シャフトを２等分した形状の上型と下型で、焼結品をプレスし、１回目のプレス後、１２０°以内で位相を変えて２回目のプレスを行い、以後、順次１２０°以内で焼結品を回転させて３６０°以上回転するまでプレスを行う。
【選択図】図２
Description
本発明は、自動車エンジン等に用いられるターボチャージャに組み込まれるタービンローター用シャフトを製造する方法に関する。より詳しくは、金属粉末射出成形（ＭＩＭ法）により得られた焼結品を、シャフトの直径、フランジの厚みと外径を修正する金型によりプレスし、切削加工無しでシャフトの直径、フランジの厚みと外径、真円度、円周振れ公差等を所定の範囲内に納めることができるタービンローター用シャフトの製造方法に関する。
自動車エンジン等に用いられるターボチャージャは、低速回転時においてもエンジンが効率よく出力を得ることが出来るように排気ガスの流速を増幅させ、この排気エネルギーを利用して排気側のタービンが回転することで、排気側タービンに直結された吸気側のタービンを回転させ、強制的に空気をエンジン内に取り込むように設計されている。
従来からこのタービンローター用シャフトに関しては切削加工から製造される方法が採られてきたが、加工時間が非常にかかり、加工機１台あたり日産１００〜５００個程度と非常に効率の悪いものであり、切削工によって多くの材料をロスするため、製品にかかる材料費の割合が多くなっている。
タービンローター用シャフトの材質としてはニッケル・クロム・モリブデン鋼(SNCM)や耐熱鋼(SUH)が用いられる.
いずれの材料も熱処理を行うことで、硬度、靱性をあげる。特に耐熱鋼は７００℃以上での耐酸化性に優れている。
いずれの材料も熱処理を行うことで、硬度、靱性をあげる。特に耐熱鋼は７００℃以上での耐酸化性に優れている。
鋳造法で製造されたタービンホイールはタービンローター用シャフトを取り付けた後に回転バランスを維持する必要があり、シャフトを取り付けたタービンホイールを高速で回転させて、シャフトの軸のふれを計測し、切削することで回転時のふれを抑える必要があり、特許文献１では軸芯の振れ計測を測定する方法が記載されている。また、タービンホイールにシャフトを精度良くロウ付けする方法が特許文献２，３，４に記載されている。
上記の通りタービンローターの芯ぶれを抑えるために切削を行ってバランスを取っているが、全数このバランスの確認と切削が必要であり、自動化が困難であるため生産数量を拡大することが困難であることと、タービンホイールとシャフトの取り付けの際の軸芯のふれをいかに抑えるかが歩留まり向上のために大きな課題となっている。
上記の通りタービンローターの芯ぶれを抑えるために切削を行ってバランスを取っているが、全数このバランスの確認と切削が必要であり、自動化が困難であるため生産数量を拡大することが困難であることと、タービンホイールとシャフトの取り付けの際の軸芯のふれをいかに抑えるかが歩留まり向上のために大きな課題となっている。
現在のターボチャージャの多くは、高速回転するシャフトを支えるために、オイルを介した軸受け構造となっており、シャフト部には軸受け構造を設けるためのフランジが必要である。軸受けを設けることにより、シャフトの軸受け部分の摩耗を防いでいる。そのため、軸部の寸法精度は±数ミクロンと非常に精度が高く、機械加工による製造が必須である。
タービンホイールとシャフトとの接合にはレーザーによる溶接か、ロウ付けにより行われているが、接合後のタービンローターの円周振れの精度を上げるためには接合面の形状、面粗度、ホイール並びにシャフトの円周振れが重要な要素となる。特にタービンローター用シャフトにおいては接合の際の円周振れを小さくするための工夫を行う必要がある。
特開２００３−３０２３０４号公報
特開２００５−６０８２９号公報
特開平１０−１１８７６４号公報
特開２００２−２３５５４７号公報
したがって本発明は、前記問題を解決するため、切削加工を行わず、プレス加工法のみによって、寸法精度の高いタービンローター用シャフトを製造することができる方法を提供することを課題とする。
本発明者は、上記課題を解決するために鋭意検討した結果、最終製品と近似した形状を有する焼結品であって、所望する最終製品と一定の関係を有する焼結品を準備し、回転軸を含む面にて最終製品を二等分した形状を有する上型と下型により、焼結品を回転させて複数回プレスする事により、切削加工なしで所望の寸法精度のタービンローター用シャフトを製造することに成功し、前記課題を解決した。
すなわち本発明は、
円柱状の軸部とフランジを有するタービンローター用シャフトを製造する方法であって、
所望する最終製品と近似した形状を有する金属焼結品を同一の金型で複数回プレスする工程を含むこと、
前記焼結品はフランジと軸部の一体形成品であって、最終製品の目標値に対して、フランジの外径が＋０．０％〜＋０．６％、フランジの厚みが−０．８％〜−０．０％、軸部の直径が＋０．０％〜＋０．６％、円周振れ公差が０．５ｍｍ以内、軸部に対するフランジの直角度公差が０．５ｍｍ以内にあり、且つ焼結密度が相対密度９５％以上であること、
前記金型は、最終製品を軸方向に平行に２等分した形状の型を有する上型と下型からなること、
前記プレス工程は、前記焼結品を前記金型でプレスした後、当該焼結品を１２０°以内の角度で回転させて次のプレスを行うことを繰り返すことにより、当該焼結品が３６０°以上回転するまでプレスを行うものであることを特徴とする。
円柱状の軸部とフランジを有するタービンローター用シャフトを製造する方法であって、
所望する最終製品と近似した形状を有する金属焼結品を同一の金型で複数回プレスする工程を含むこと、
前記焼結品はフランジと軸部の一体形成品であって、最終製品の目標値に対して、フランジの外径が＋０．０％〜＋０．６％、フランジの厚みが−０．８％〜−０．０％、軸部の直径が＋０．０％〜＋０．６％、円周振れ公差が０．５ｍｍ以内、軸部に対するフランジの直角度公差が０．５ｍｍ以内にあり、且つ焼結密度が相対密度９５％以上であること、
前記金型は、最終製品を軸方向に平行に２等分した形状の型を有する上型と下型からなること、
前記プレス工程は、前記焼結品を前記金型でプレスした後、当該焼結品を１２０°以内の角度で回転させて次のプレスを行うことを繰り返すことにより、当該焼結品が３６０°以上回転するまでプレスを行うものであることを特徴とする。
プレス加工を行うに際し、プレスされる焼結品として、所望する最終製品の寸法に対してフランジの外径、フランジの厚さ、軸部の直径、円周振れ公差、軸部に対するフランジの直角度公差が上記範囲内にある焼結品を用いて、最終製品を軸方向に平行に２等分した形状の型を有する上型と下型によってプレスすることにより、フランジの外径が圧縮されるため、フランジの厚さが金型形状に倣い、所望するフランジの外径、フランジの厚み、フランジ間隔が達成できる。また、同時に、軸部全体の外径をプレスすることで、円周振れ、直角度、真円度が調整される。
さらに焼結品をプレスした後、１２０°以内で位相を変えて次のプレスを行い、以後、１２０°以内で位相を変えて合計３６０度以上回転させてプレスを行うことにより、シャフト全体の真円度、円周振れを所望する寸法精度に納めることができる。
また、相対密度９５％以上の焼結品を用いることにより、プレス後の寸法精度を所望する寸法精度に納めることができ、且つ、高温使用に耐える機械的強度を有するタービンローター用シャフトを製造することができる。
さらに焼結品をプレスした後、１２０°以内で位相を変えて次のプレスを行い、以後、１２０°以内で位相を変えて合計３６０度以上回転させてプレスを行うことにより、シャフト全体の真円度、円周振れを所望する寸法精度に納めることができる。
また、相対密度９５％以上の焼結品を用いることにより、プレス後の寸法精度を所望する寸法精度に納めることができ、且つ、高温使用に耐える機械的強度を有するタービンローター用シャフトを製造することができる。
前記プレスは、回転角度１２０°で３回、あるいは回転角度９０°で４回行うことが好ましい。
前記焼結品は、相対密度９８％以上の焼結品であることがより好ましい。
さらに、前記焼結品の製造工程において、相対密度９４％以上の第一次焼結品を作製した後、熱間等方圧加圧法により相対密度を９８％以上とすることが好ましい。
本発明によれば、機械加工を行なわず、焼結品をプレス加工することのみにより、寸法精度の高いタービンローター用シャフトを製造することが出来る。
ターボチャージャに使用されるタービンローター用シャフト１は図１に示すとおり、タービンホイール５と接合させるための接合部４を有し、軸受け部を設けるためのフランジ部を有する。また、高温タービンホイールの反対部に低温タービンホイールを接合するための形状を有する。フランジ部、軸部２を含めたシャフトの断面（回転軸方向と直交する面）は円形である。図１に示すように、シャフトの頂部に、高温タービンホイールと接合するための接合部４が設けられ、フランジ（３ａ，３ｂ）は通常、接合部４のすぐ下方に複数個（通常２〜３個）設けられる。
タービンローター用シャフトの製造においては、所望の最終製品と近似した形状を有する焼結品をまず製造する必要があり、これは、原料となる金属を粉体としたものを使用し、これに必要量の有機バインダを添加して得られる成形材料を用いて、あらかじめ製品の焼結後の収縮率を考慮した金型で成型し成形体を作成する。
前記プレス工程に使用する焼結品を製造するためには、
金属粉末に有機バインダを添加し加熱混合した後、粉砕若しくはペレット化して射出成形材料を得、当該成形材料を射出成形して成形体を作製し、得られた成形体を加熱脱脂する方法において、
金属材料として、耐熱性に優れるSUH、SNCMからなる金属材料を用いることが望ましく、平均粒径１〜２０μｍ、タップ密度が３．５ｇ／ｍ３以上の金属粉末を用いることが望ましい。
前記有機バインダとして熱可塑性樹脂、パラフィンワックス、脂肪酸系滑剤、フタル酸径可塑剤を製品となる形状にあわせて適宜添加割合を変更し、上記金属粉末と加熱混合することにより、成形材料をえて、これを射出成形、脱脂、焼結することにより、上記タービンローター用シャフトの製造に適した焼結品を得ることができる。
金属粉末に有機バインダを添加し加熱混合した後、粉砕若しくはペレット化して射出成形材料を得、当該成形材料を射出成形して成形体を作製し、得られた成形体を加熱脱脂する方法において、
金属材料として、耐熱性に優れるSUH、SNCMからなる金属材料を用いることが望ましく、平均粒径１〜２０μｍ、タップ密度が３．５ｇ／ｍ３以上の金属粉末を用いることが望ましい。
前記有機バインダとして熱可塑性樹脂、パラフィンワックス、脂肪酸系滑剤、フタル酸径可塑剤を製品となる形状にあわせて適宜添加割合を変更し、上記金属粉末と加熱混合することにより、成形材料をえて、これを射出成形、脱脂、焼結することにより、上記タービンローター用シャフトの製造に適した焼結品を得ることができる。
タービンローター用シャフトで用いられる金属は耐食性があり耐熱鋼の金属材料からなる。焼結品を製造するための好ましい金属材料としてSNCM,SUHがあげられる。特にSNCMではCr：0.6〜1.0，Ni：1.6〜2.0，Mo：0.15〜0.3，Mn：0.6〜0.9，C：0.36〜0.43、SUHではCr：7.50〜9.50，Si：1.0〜2.0，C：0.45〜0.55からなるSNCM439，SUH11が主に用いられる。
このような金属材料からなる金属粉末として、通常水アトマイズ若しくはガスアトマイズ法より製造された合金粉末を用いるが、これらアトマイズ法により作られた粉末の合金粉末以外に、焼結時に合金成分となるように調整し元素粉末を組成にあわせて添加して用いても良い。一般的には水アトマイズ粉末の方がガスアトマイズ粉末よりも大量に生産できるため、製造コストも安価になるが、粉末形状が異形状になりやすいために、タップ密度が低くなりやすく、また粉末中の酸素量も高くなる。これに対してガスアトマイズ粉末の製造コストは高くなるものの、球形の粉末を得ることが容易でタップ密度が高くなる特徴がある。このため、コストとタップ密度を勘案して、水アトマイズ粉末とガスアトマイズ粉末を混合して用いても良い。
このような金属材料からなる金属粉末として、通常水アトマイズ若しくはガスアトマイズ法より製造された合金粉末を用いるが、これらアトマイズ法により作られた粉末の合金粉末以外に、焼結時に合金成分となるように調整し元素粉末を組成にあわせて添加して用いても良い。一般的には水アトマイズ粉末の方がガスアトマイズ粉末よりも大量に生産できるため、製造コストも安価になるが、粉末形状が異形状になりやすいために、タップ密度が低くなりやすく、また粉末中の酸素量も高くなる。これに対してガスアトマイズ粉末の製造コストは高くなるものの、球形の粉末を得ることが容易でタップ密度が高くなる特徴がある。このため、コストとタップ密度を勘案して、水アトマイズ粉末とガスアトマイズ粉末を混合して用いても良い。
金属粉末の平均粒径は１〜２０μｍが好ましい。平均粒径が１μｍを下回る場合には、粉末の表面積が増えることでバインダ添加量が増加し、脱脂時の変形が大きくなる。また、バインダ量が多くなると、焼結時の収縮率も大きくなり、焼結後の寸法ばらつきも大きくなり、後工程のプレス工程で寸法精度の高い焼結品を得ることは困難である。粉末粒径が２０μｍを越える場合には、焼結密度（相対密度）９５％以上を安定して得ることが困難になり、強度が著しく低下し、製品として使用することができない。より好ましい平均粒径は、５〜１２μｍであり、さらに望ましくは８〜１０μｍである。本発明において、平均粒径とは、レーザー回折・散乱法を使用した粒度分布測定装置を用いて、測定した重量累積５０％の平均径を意味する。粒度分布測定装置としては、島津製作所製 ＳＡＬＤ−２０００型を用いることができる。
また、有機バインダとして、熱可塑性樹脂であるポリエチレン、ポリプロピレン、ポリアセタール、ポリスチレン、アモルファスポリオレフィン、エチレン酢酸ビニル共重合体、アクリル樹脂、ポリビニルブチラール樹脂、グリシジルメタクリレート樹脂等が用いられる。流動性を付与し、脱脂性を向上するために脂肪酸エステル、脂肪酸アミド、フタル酸エステル、パラフィンワックス、マイクロクリスタリンワックス、ポリエチレンワックス、ポリプロピレンワックス、カルナバワックス、モンタン系ワックス、ウレタン化ワックス、無水マレイン酸変性ワックス及びポリグリコール系化合物等が用いられる。特に好ましい材料としてパラフィンワックス、脂肪酸エステル、ポリプロピレンワックスが挙げられる。
上記割合とした有機バインダと金属粉末を１６０〜１８０℃程度で２時間程度加熱混練し、金属粉末を有機バインダと完全に分散混合させる。この後、取り出して押し出し機若しくは粉砕機で直径５ｍｍ程度のペレット状にしてこれを用いて成形材料にする。
上記割合とした有機バインダと金属粉末を１６０〜１８０℃程度で２時間程度加熱混練し、金属粉末を有機バインダと完全に分散混合させる。この後、取り出して押し出し機若しくは粉砕機で直径５ｍｍ程度のペレット状にしてこれを用いて成形材料にする。
焼結品は、プレスによる寸法変化を考慮して、フランジの外径が＋０．０％〜＋０．６％、フランジの厚みが−０．８％〜−０．０％、軸部の直径が＋０．０％〜＋０．６％、円周振れ公差（シャフト全体の円周振れ公差）：０．５ｍｍ以内、軸部に対するフランジの直角度公差：０．５ｍｍ以内となるように作成される必要がある。フランジが複数ある場合、各フランジの外径・直径が上記範囲にある必要がある。
そして、成形においては、焼結後の寸法を考慮して金型形状を決定する必要がある。これらの寸法は焼結後若しくは熱間等方圧加圧法に得られる寸法であって、焼結密度により寸法が異なるため、金型設計は以後の寸法変化を十分に考慮する必要がある。このため金型の寸法は上記寸法精度を考慮して設計する必要があり、さらに、成形から焼結への収縮率をあらかじめ計算しておく必要がある。
そして、成形においては、焼結後の寸法を考慮して金型形状を決定する必要がある。これらの寸法は焼結後若しくは熱間等方圧加圧法に得られる寸法であって、焼結密度により寸法が異なるため、金型設計は以後の寸法変化を十分に考慮する必要がある。このため金型の寸法は上記寸法精度を考慮して設計する必要があり、さらに、成形から焼結への収縮率をあらかじめ計算しておく必要がある。
本発明において、最終製品の目標値に対してフランジ部のフランジの外径が＋０．０％〜＋０．６％、フランジの厚みが−０．８％〜−０．０％、軸部の直径が＋０．０％〜＋０．６％の範囲にあるとは、最終製品と焼結品（最終製品と近似した形状を有する）とを対応する箇所で測定した場合に、その差が上記範囲にあることを意味する。フランジの外径、厚み、軸部の直径は、三次元測定装置及び投影機により測定することができる。
円周振れ、軸部に対するフランジの直角度についても、それらが測定箇所によって変化する場合は、上記同様、最終製品と焼結品とをそれぞれ対応する箇所で測定した場合に、その差が上記範囲内にあることを意味する。通常円周振れは、軸の両端を基準として測定する。なお、本発明において、円周振れとは、焼結品あるいは最終製品における、シャフト全体の円周振れを意味する。
円周振れは、真円度・円筒形状測定機により、軸部に対するフランジの直角度は測定顕微鏡により測定することができる。
円周振れ、軸部に対するフランジの直角度についても、それらが測定箇所によって変化する場合は、上記同様、最終製品と焼結品とをそれぞれ対応する箇所で測定した場合に、その差が上記範囲内にあることを意味する。通常円周振れは、軸の両端を基準として測定する。なお、本発明において、円周振れとは、焼結品あるいは最終製品における、シャフト全体の円周振れを意味する。
円周振れは、真円度・円筒形状測定機により、軸部に対するフランジの直角度は測定顕微鏡により測定することができる。
金型は、射出成形機に取り付けて成形を行うが、得られる成形体の取り数は製品の大きさ、量産数量を勘案して、一つの金型で１個取りから８個取りまで行うことができる。金型の取り数、製品の大きさに合わせて、射出成形機の容量を適宜調節する。一般的には型締め力５０トン〜１００トン程度の成形機を用いて成形を行う。成形体に気泡、クラック等の不良が発生しないように射出速度、圧力を調整するとともに、金型には金型内の空気並びに成形材料から発生するガスを効果的に逃がすためのガス逃げを設ける必要がある。これら有効なガス逃げが無い場合には、成形体中に空気若しくは成形材料から発生するガスが取り込まれて、成形体に気泡が生じる。
得られた成形体を脱脂炉に入れ、添加した有機バインダを除去する。有機バインダを除去する脱脂炉は減圧不活性ガス雰囲気、大気圧不活性ガス雰囲気及び大気圧水素ガス雰囲気のいずれかを用いて行うが、脱脂機能を具備した焼結装置の場合には脱脂焼結を一貫して行うことができる。また、脱脂炉にはバッチ式の脱脂炉若しくは連続式（ベルト式、プッシャー式、ウォーキングビーム式）脱脂炉を用いることができる。特に脱脂の際には変形量が大きくなることを勘案して、変形を最小限に食い止めるように成形体の形状に沿った形状の治具を用いて脱脂を行うことが効果的である。
脱脂雰囲気は減圧不活性ガス雰囲気、大気圧不活性ガス雰囲気及び大気圧水素雰囲気のいずれかで最高温度８００℃以下で行われる。
脱脂雰囲気が空気中の場合には３００℃以上で粉末が酸化し、焼結後の酸素量が高くなることで、焼結品強度に大きな影響を及ぼす。このことから、脱脂雰囲気は減圧不活性ガス雰囲気、大気圧不活性ガス雰囲気及び大気圧水素雰囲気が用いられる。不活性ガスには窒素若しくはアルゴンが使用されるが、コストを考慮して窒素ガスの使用が望ましい。また、脱脂時の昇温速度は脱脂時の変形を考慮して室温から４００℃以下においては５０℃／ｈｒが望ましい。また、脱脂時には成形体の変形を考慮した治具を用いることで、成形体の脱脂時の変形を抑える事ができる。
脱脂の温度は８００℃以下であるが、３００℃程度では有機バインダが３０％程度残留しやすく、６００℃以上では有機バインダが完全に除去されやすいため、焼結工程に移動させる際に成形体が崩れる恐れがあり、より好ましい脱脂温度は最高４００℃〜５００℃である。また、これらの成形体の崩れを防止する方法として、脱脂機能を具備した焼結炉を用いると効果的であり、脱脂終了後も温度を下げることなく焼結に移行することができる。また、連続式（ベルト式、プッシャー式、ウォーキングビーム式）脱脂炉と同じく連続式（ベルト式、プッシャー式、ウォーキングビーム式）焼結炉を連結させることで、脱脂から焼結を中断させることなく連続で処理を行うことができる。
脱脂雰囲気が空気中の場合には３００℃以上で粉末が酸化し、焼結後の酸素量が高くなることで、焼結品強度に大きな影響を及ぼす。このことから、脱脂雰囲気は減圧不活性ガス雰囲気、大気圧不活性ガス雰囲気及び大気圧水素雰囲気が用いられる。不活性ガスには窒素若しくはアルゴンが使用されるが、コストを考慮して窒素ガスの使用が望ましい。また、脱脂時の昇温速度は脱脂時の変形を考慮して室温から４００℃以下においては５０℃／ｈｒが望ましい。また、脱脂時には成形体の変形を考慮した治具を用いることで、成形体の脱脂時の変形を抑える事ができる。
脱脂の温度は８００℃以下であるが、３００℃程度では有機バインダが３０％程度残留しやすく、６００℃以上では有機バインダが完全に除去されやすいため、焼結工程に移動させる際に成形体が崩れる恐れがあり、より好ましい脱脂温度は最高４００℃〜５００℃である。また、これらの成形体の崩れを防止する方法として、脱脂機能を具備した焼結炉を用いると効果的であり、脱脂終了後も温度を下げることなく焼結に移行することができる。また、連続式（ベルト式、プッシャー式、ウォーキングビーム式）脱脂炉と同じく連続式（ベルト式、プッシャー式、ウォーキングビーム式）焼結炉を連結させることで、脱脂から焼結を中断させることなく連続で処理を行うことができる。
焼結工程では焼結雰囲気に減圧不活性ガス雰囲気、大気圧不活性ガス雰囲気及び加圧不活性ガス雰囲気のいずれかが用いられる。不活性ガスには焼結時の材料にステンレス材料が多く用いられることから、材料の窒化を考慮してアルゴンガスを用いることが好ましい。
また焼結温度は１０００℃以上１５００℃以下で行われるが１０００℃未満では焼結が不十分であり、１５００℃を超えると焼結時に溶融する。焼結密度が９５％以上になるためには１２００〜１４００℃が望ましく、さらには１２５０℃〜１３８０℃が望ましい。
また、焼結時の焼結密度の向上と焼結時の寸法ばらつきを考慮して最高温度で２〜４時間程度保持する事が望ましい。脱脂工程と同じく、焼結工程においても高温時に変形を生じるため、焼結品の変形を防止するための治具を用いると効果的である。
また焼結温度は１０００℃以上１５００℃以下で行われるが１０００℃未満では焼結が不十分であり、１５００℃を超えると焼結時に溶融する。焼結密度が９５％以上になるためには１２００〜１４００℃が望ましく、さらには１２５０℃〜１３８０℃が望ましい。
また、焼結時の焼結密度の向上と焼結時の寸法ばらつきを考慮して最高温度で２〜４時間程度保持する事が望ましい。脱脂工程と同じく、焼結工程においても高温時に変形を生じるため、焼結品の変形を防止するための治具を用いると効果的である。
脱脂、焼結においては生産量を考慮して、多品種少量の場合にはバッチ式の脱脂炉、焼結炉を用い、数量が増加した場合には脱脂、焼結をプッシャー式連続炉、ウォーキングビーム式連続炉、ベルト式連続炉を用いて連続で処理する工程を用いる事で生産量を飛躍的に向上することができる。
また、適宜Ｖ字型のセッターを用いたり、製品をつるしたり、立てたりして脱脂、焼結を行うことで、脱脂時、焼結後の製品の変形を防ぐことができる。
また、適宜Ｖ字型のセッターを用いたり、製品をつるしたり、立てたりして脱脂、焼結を行うことで、脱脂時、焼結後の製品の変形を防ぐことができる。
焼結品の密度を相対密度で９５％以上にすることで、高温時での機械的強度、並びに硬度を保持することができる。相対密度が９５％に満たない場合には高温時での機械的強度特に伸び及び硬度が低下し、高温時の連続使用が困難である。
焼結品の相対密度は、アルキメデス法によって測定することができる。
焼結品の相対密度は、アルキメデス法によって測定することができる。
得られた焼結品は、さらに焼結密度を高めて機械的強度を向上させ、高温域での機械的強度の信頼性を向上させるために、さらに熱間等方圧加圧法（ＨＩＰ法）で処理されることが効果的であり、焼結温度よりも１０℃〜１００℃程度低温で１０ＭＰａ〜１８０ＭＰａ程度の高圧で処理を行うことで、内部にピンホールの無い、相対密度９８％以上の焼結品を安定して得ることができる。また、焼結工程時に最高６ＭＰａ程度の加圧処理を行える焼結ＨＩＰ装置を用いることで、後工程にＨＩＰ法を用いずに相対密度９８％以上の焼結品を得ることが可能である。
焼結後若しくはＨＩＰ工程後の焼結品の硬度が高い場合には適宜焼鈍を行う。その後、図２に示すように、プレス工程毎にシャフトを１２０度以下（好ましくは９０度または１２０度）回転してプレスする事により、所望する形状に加工することができる。
プレス後の製品は材質にあわせて適宜熱処理を行い、必要とする硬さ、強度を得る。
以下、プレス工程をより詳細に説明する。
プレス後の製品は材質にあわせて適宜熱処理を行い、必要とする硬さ、強度を得る。
以下、プレス工程をより詳細に説明する。
プレス工程では、金型は、フランジの外径とフランジの肉厚並びに軸部の真円度、円周振れ、軸部に対するフランジの直角度を同時に規定するために、シャフトの回転軸を含む面にて最終製品を２等分した形状の型を有する上型及び下型からなり、上型を下型に向けてプレスすることにより、フランジ部は下側に圧縮されながら、フランジ外径が圧縮されてフランジの厚みが膨らんで変形するとともに、側面部が金型形状に倣い、併せて、軸部の外径が圧縮されて、直角度、円周振れ、真円度、及び軸部全体が金型形状に倣って修正される。
上下からのプレス一回のみでは所望する直角度、円周振れ、真円度を満たすことができないため、図２（Ｂ）または（Ｃ）に示すように次工程で第一回目のプレスから１／３以内（１２０°以内）で位相を変えて回転させたところをプレスする。この工程をたとえば１２０°であれば３回、９０°であれば４回繰り返す事で、タービンローター用シャフト全体の寸法（フランジ外径、フランジ肉厚、フランジの軸部に対する直角度、円周振れ、真円度等）を所望する寸法精度とすることができる。コスト面等からは、１２０°×３回、９０°×４回、７２°×５回等、３６０度を３以上の整数で割った角度で回転させればよいが、１００°×４回等、３６０度を超えて回転させてもよい。また、回転角度は各プレス間で同一である必要はなく、１２０度以内の角度で、回転角度の合計が３６０度以上となるようプレスを繰り返せばよい。各プレスにおけるプレス圧力・プレス時間は、製品の形状（軸部の外径、フランジ形状）によって適宜調整すればよいが、通常は、プレス圧力２５トン〜１００トンの範囲、プレス時間は１回のプレスにつき０．３秒〜３秒が適切である。
上下からのプレス一回のみでは所望する直角度、円周振れ、真円度を満たすことができないため、図２（Ｂ）または（Ｃ）に示すように次工程で第一回目のプレスから１／３以内（１２０°以内）で位相を変えて回転させたところをプレスする。この工程をたとえば１２０°であれば３回、９０°であれば４回繰り返す事で、タービンローター用シャフト全体の寸法（フランジ外径、フランジ肉厚、フランジの軸部に対する直角度、円周振れ、真円度等）を所望する寸法精度とすることができる。コスト面等からは、１２０°×３回、９０°×４回、７２°×５回等、３６０度を３以上の整数で割った角度で回転させればよいが、１００°×４回等、３６０度を超えて回転させてもよい。また、回転角度は各プレス間で同一である必要はなく、１２０度以内の角度で、回転角度の合計が３６０度以上となるようプレスを繰り返せばよい。各プレスにおけるプレス圧力・プレス時間は、製品の形状（軸部の外径、フランジ形状）によって適宜調整すればよいが、通常は、プレス圧力２５トン〜１００トンの範囲、プレス時間は１回のプレスにつき０．３秒〜３秒が適切である。
上述のように、１２０°以内で位相を変えて回転させてプレス加工することにより、切削加工を行わずに所望するタービンローター用シャフトを得ることができる。プレスに用いる金型材質は寿命を考慮してダイス鋼、ハイス鋼、超硬を用いる。プレス工程は省力化を図るためにパーツフィーダーと順送り装置を用いることで、時間当たりの処理能力を従来の機械加工と比較して大幅に向上させることができ、時間当たりの処理能力を５００〜１０００個程度まで高めることができる。
プレス工程をさらに省力化させるために、プレス工程に３６０度方向からプレス曲げ加工ができるマルチフォーミング機を用いることにより、前記プレス工程を連続して行うことができ、工程の省力化が可能となり、切削加工では一台で時間当たり１０〜５０個程度の処理能力が、時間当たり１５００〜３０００個程度まで飛躍的に向上させることができる。
さらに、必要に応じてプレス後の製品をバレル研磨、電解研磨により表面粗度を向上させるとともに、バリ除去を行うことができる。
本発明によれば、寸法精度をあらかじめ制御した焼結品を素材に用いることにより、後加工では機械加工による切削工程、研磨工程を行わず、寸法精度に優れた所望する形状のタービンローター用シャフトを製造することが出来る。特に焼結品の製造にＭＩＭ法を採用することより、従来の切削加工と比較して、材料の製造ロスを５％以下に抑えることができるため、コストの削減効果が高く、プレスによる自動化処理により、製造効率は従来の機械加工による製法と比較して５〜１０倍以上になる。また、ＭＩＭ法を採用することにより、複雑形状のタービンローター用シャフトの量産が可能になる。
本発明にかかる焼結品を製造した。成型材料および加熱混練条件、射出成形条件、脱脂条件、焼結条件等は下記の通りとした。成形体は１００個成形し、脱脂、焼結を行い寸法ばらつきの測定を行った。
・金属粉末：SUH11 平均粒径9.2μm タップ密度4.2g/m3
・有機バインダ組成：ポリアセタール15Vol%、ポリプロピレン25Vol%、アモルファスポリオレフィン10Vol%、パラフィンワックス35Vol%、アクリル樹脂10Vol%、脂肪酸エステル5Vol%
・金属粉末：60Vol% 有機バインダ40Vol%
・加熱混練：180℃ 2時間
・射出成形条件：180℃ 金型温度40℃
・脱脂条件：最高温度500℃（窒素）2時間保持 合計時間24時間
・焼結条件：最高温度1350℃（アルゴン、減圧雰囲気）2時間保持
・金属粉末：SUH11 平均粒径9.2μm タップ密度4.2g/m3
・有機バインダ組成：ポリアセタール15Vol%、ポリプロピレン25Vol%、アモルファスポリオレフィン10Vol%、パラフィンワックス35Vol%、アクリル樹脂10Vol%、脂肪酸エステル5Vol%
・金属粉末：60Vol% 有機バインダ40Vol%
・加熱混練：180℃ 2時間
・射出成形条件：180℃ 金型温度40℃
・脱脂条件：最高温度500℃（窒素）2時間保持 合計時間24時間
・焼結条件：最高温度1350℃（アルゴン、減圧雰囲気）2時間保持
射出成形用の金型は１個取りとし、図３に示すタービンローター用シャフトの形状（全長92mm）とした。所望する最終製品の寸法は下記のとおりである。測定箇所を図３（Ｂ）に示した。Ａは第一フランジ３ａの外径、Ｂは第一フランジ３ａの厚み、Ｃは第二フランジ３ｂの外径、Ｄは第二フランジ３ｂの厚み、Ｅは軸部の直径を示す。
所望する最終製品の寸法
Ａ：14.50mm（目標値）±0.05mm（14.45mm〜14.55mm）
Ｂ：0.9mm（目標値）±0.05mm（0.85mm〜0.95mm）
Ｃ：14.50mm（目標値）±0.05mm（14.45mm〜14.55mm）
Ｄ：0.9mm（目標値）±0.05mm（0.85mm〜0.95mm）
Ｅ：7.5mm（目標値）±0.002mm（7.498mm〜7.502mm）
円周振れ公差：0.005mm以内，軸部に対するフランジの直角度公差：0.005mm以内 真円度公差：0.005mm以内
所望する最終製品の寸法
Ａ：14.50mm（目標値）±0.05mm（14.45mm〜14.55mm）
Ｂ：0.9mm（目標値）±0.05mm（0.85mm〜0.95mm）
Ｃ：14.50mm（目標値）±0.05mm（14.45mm〜14.55mm）
Ｄ：0.9mm（目標値）±0.05mm（0.85mm〜0.95mm）
Ｅ：7.5mm（目標値）±0.002mm（7.498mm〜7.502mm）
円周振れ公差：0.005mm以内，軸部に対するフランジの直角度公差：0.005mm以内 真円度公差：0.005mm以内
成形機は５０トンの型締め圧の成形機を用いた。製造された焼結品の寸法は下記の通りとなった。寸法測定は工具顕微鏡を用いて行った。円周振れ公差測定と真円度公差の測定は、真円度・円筒形状測定機 （テーラホブソン株式会社製 型式 ：タリロンド300）を用いて行った（円周振れは、シャフトの両端を基準として測定した）。 軸部に対するフランジの直角度公差の測定は、高精度測定顕微鏡（ミツトヨ株式会社製 型式：MF）を用いて行った。
製造された焼結品の寸法
Ａ：14.535mm〜14.572mm（目標値＋0.24%〜＋0.50%）
Ｂ：0.895mm〜0.898mm（目標値−0.56%〜−0.22%）
Ｃ：14.539mm〜14.577mm（目標値＋0.27%〜＋0.53%）
Ｄ：0.894mm〜0.897mm（目標値−0.67%〜−0.33%）
Ｅ：7.525mm〜7.539mm （目標値＋0.33%〜＋0.52%）
円周振れ公差：0.37mm、軸部に対するフランジの直角度公差：0.32mm、真円度公差：0.29mm
焼結品密度：96.0%
なお、図３に示すように、本実施例にかかるタービンローター用シャフトにおいて、軸部の直径は３段階に変化する。上記軸部の直径Ｅは、最も直径が太い箇所（フランジに近いほう）で測定した際の値を代表して示すものであるが、軸部の直径を他の箇所で測定した際も、焼結品の直径は最終製品の目標値に対し、上記と近似した範囲内（＋０．２１％〜＋０．５７％）となっていた。
製造された焼結品の寸法
Ａ：14.535mm〜14.572mm（目標値＋0.24%〜＋0.50%）
Ｂ：0.895mm〜0.898mm（目標値−0.56%〜−0.22%）
Ｃ：14.539mm〜14.577mm（目標値＋0.27%〜＋0.53%）
Ｄ：0.894mm〜0.897mm（目標値−0.67%〜−0.33%）
Ｅ：7.525mm〜7.539mm （目標値＋0.33%〜＋0.52%）
円周振れ公差：0.37mm、軸部に対するフランジの直角度公差：0.32mm、真円度公差：0.29mm
焼結品密度：96.0%
なお、図３に示すように、本実施例にかかるタービンローター用シャフトにおいて、軸部の直径は３段階に変化する。上記軸部の直径Ｅは、最も直径が太い箇所（フランジに近いほう）で測定した際の値を代表して示すものであるが、軸部の直径を他の箇所で測定した際も、焼結品の直径は最終製品の目標値に対し、上記と近似した範囲内（＋０．２１％〜＋０．５７％）となっていた。
図２（Ａ）に示すように、最終製品を軸方向に平行に二等分した形状の型を有する上型と下型により焼結品をプレスした。焼結品をシャフトの回転方向に９０度ずつ回転させて４回プレスを行った。各プレス圧力は５０ｔｏｎ、プレス時間は１ストロークに付き１．５秒とした。プレス工程後の寸法は下記の通りとなった。
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.48mm〜14.51mm
Ｂ：0.89mm〜0.91mmm
Ｃ：14.47mm〜14.50mm
Ｄ：0.89mm〜0.91mm
Ｅ：7.499mm〜7.501mm
円周振れ公差：0.004mm，軸部に対するフランジの垂直度公差：0.003mm、真円度公差：0.003mm
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.48mm〜14.51mm
Ｂ：0.89mm〜0.91mmm
Ｃ：14.47mm〜14.50mm
Ｄ：0.89mm〜0.91mm
Ｅ：7.499mm〜7.501mm
円周振れ公差：0.004mm，軸部に対するフランジの垂直度公差：0.003mm、真円度公差：0.003mm
焼結後においては最終製品寸法を得ることは出来ないが、プレス工程で最終製品寸法公差内の製品を得ることが出来た。
本発明にかかる焼結品を製造した。成型材料および加熱混練条件、射出成形条件、脱脂条件、焼結条件等は下記の通りとした。成形体は１００個成形し、脱脂、焼結を行い寸法ばらつきの測定を行った。
・金属粉末：SNCM439 平均粒径8.7μm タップ密度4.3g/m3
・有機バインダ組成：ポリアセタール20Vol%、ポリプロピレン20Vol%、アモルファスポリオレフィン10Vol%、パラフィンワックス35Vol%、アクリル樹脂10Vol%、脂肪酸エステル5Vol%
・金属粉末：60Vol% 有機バインダ40Vol%
・加熱混練：180℃ 2時間
・射出成形条件：180℃ 金型温度40℃
・脱脂条件：最高温度500℃（窒素）2時間保持 合計時間24時間
・焼結条件：最高温度1350℃（アルゴン、減圧雰囲気）2時間保持
・ＨＩＰ処理：処理温度1200℃（アルゴン、100MPa）2時間保持
・金属粉末：SNCM439 平均粒径8.7μm タップ密度4.3g/m3
・有機バインダ組成：ポリアセタール20Vol%、ポリプロピレン20Vol%、アモルファスポリオレフィン10Vol%、パラフィンワックス35Vol%、アクリル樹脂10Vol%、脂肪酸エステル5Vol%
・金属粉末：60Vol% 有機バインダ40Vol%
・加熱混練：180℃ 2時間
・射出成形条件：180℃ 金型温度40℃
・脱脂条件：最高温度500℃（窒素）2時間保持 合計時間24時間
・焼結条件：最高温度1350℃（アルゴン、減圧雰囲気）2時間保持
・ＨＩＰ処理：処理温度1200℃（アルゴン、100MPa）2時間保持
実施例１と同形状の製品を作成した。最終製品の目標値も実施例１と同じである。
製造された焼結品の寸法
Ａ：14.530mm〜14.584mm（目標値＋0.21%〜＋0.58%）
Ｂ：0.894mm〜0.899mm（目標値−0.67%〜−0.11%）
Ｃ：14.532mm〜14.584mm（目標値＋0.22%〜＋0.58%）
Ｄ：0.893mm〜0.898mm（目標値−0.78%〜−0.22%）
Ｅ：7.521mm〜7.540mm （目標値＋0.28%〜＋0.53%）
円周振れ公差：0.42mm、軸部に対するフランジの直角度公差：0.41mm、真円度公差：0.37mm
焼結品密度：99.2%
Ａ：14.530mm〜14.584mm（目標値＋0.21%〜＋0.58%）
Ｂ：0.894mm〜0.899mm（目標値−0.67%〜−0.11%）
Ｃ：14.532mm〜14.584mm（目標値＋0.22%〜＋0.58%）
Ｄ：0.893mm〜0.898mm（目標値−0.78%〜−0.22%）
Ｅ：7.521mm〜7.540mm （目標値＋0.28%〜＋0.53%）
円周振れ公差：0.42mm、軸部に対するフランジの直角度公差：0.41mm、真円度公差：0.37mm
焼結品密度：99.2%
図２（Ａ）に示すように、最終製品を軸方向に平行に二等分した形状の型を有する上型と下型により焼結品をプレスした。焼結品をシャフトの回転方向に１２０度ずつ回転させて３回プレスを行った。各プレス圧力は５０ｔｏｎ、プレス時間は１ストロークに付き１．５秒とした。プレス工程後の寸法は下記の通りとなった。
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.49mm〜14.50mm
Ｂ：0.89mm〜0.91mmm
Ｃ：14.48mm〜14.51mm
Ｄ：0.90mm〜0.91mm
Ｅ：7.499mm〜7.501mm
円周振れ公差：0.003mm，軸部に対するフランジの直角度公差：0.004mm、真円度公差：0.003mm
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.49mm〜14.50mm
Ｂ：0.89mm〜0.91mmm
Ｃ：14.48mm〜14.51mm
Ｄ：0.90mm〜0.91mm
Ｅ：7.499mm〜7.501mm
円周振れ公差：0.003mm，軸部に対するフランジの直角度公差：0.004mm、真円度公差：0.003mm
焼結後においては最終製品寸法を得ることは出来ないが、プレス工程で最終製品寸法公差内の製品を得ることが出来た。
［比較例１］
実施例１と同様の条件にて、以下の焼結体を作製した。
製造された焼結品の寸法
Ａ：14.510mm〜14.535mm（目標値＋0.07%〜＋0.24%）
Ｂ：0.892mm〜0.895mm（目標値−0.89%〜−0.56%）
Ｃ：14.508mm〜14.532mm（目標値＋0.06%〜＋0.22%）
Ｄ：0.892mm〜0.895mm（目標値−0.89%〜−0.56%）
Ｅ：7.499mm〜7.515mm （目標値−0.01%〜＋0.20%）
円周振れ公差：0.52mm、軸部に対するフランジの直角度公差：0.71mm、真円度公差：0.59mm
実施例１と同様の条件にて、以下の焼結体を作製した。
製造された焼結品の寸法
Ａ：14.510mm〜14.535mm（目標値＋0.07%〜＋0.24%）
Ｂ：0.892mm〜0.895mm（目標値−0.89%〜−0.56%）
Ｃ：14.508mm〜14.532mm（目標値＋0.06%〜＋0.22%）
Ｄ：0.892mm〜0.895mm（目標値−0.89%〜−0.56%）
Ｅ：7.499mm〜7.515mm （目標値−0.01%〜＋0.20%）
円周振れ公差：0.52mm、軸部に対するフランジの直角度公差：0.71mm、真円度公差：0.59mm
当該焼結体を用いて、実施例１と同じ条件にて焼結品をシャフトの回転方向に９０度ずつ回転させて４回プレスを行った。プレス工程後の寸法は下記の通りとなった。
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.49mm〜14.52mm
Ｂ：0.89mm〜0.91mmm
Ｃ：14.48mm〜14.51mm
Ｄ：0.89mm〜0.90mm
Ｅ：7.499mm〜7.501mm
円周振れ公差：0.011mm、軸部に対するフランジの直角度公差：0.013mm、真円度公差：0.018mm
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.49mm〜14.52mm
Ｂ：0.89mm〜0.91mmm
Ｃ：14.48mm〜14.51mm
Ｄ：0.89mm〜0.90mm
Ｅ：7.499mm〜7.501mm
円周振れ公差：0.011mm、軸部に対するフランジの直角度公差：0.013mm、真円度公差：0.018mm
焼結品寸法で最終製品寸法に近づけた製品を作成したが、Ａ〜Ｅについては寸法公差内の製品が得られたものの、円周振れ、直角度及び真円度を公差内にすることは出来なかった。
焼結品のＡ〜Ｅの値と最終製品の目標値との差、焼結品の円周振れ公差、軸部に対するフランジの直角度公差が最終製品の公差に与える影響を調べるため、実施例１と同様の条件において、様々な焼結品を作成し、１２０°×３回プレス後の最終製品とプレス前の焼結品の関係を調べた。結果を表１にまとめる。
実施例３の結果から、最終製品の目標値に対して、フランジの外径が＋０．０％〜＋０．６％、フランジの厚みが−０．８％〜−０．０％、軸部の直径が＋０．０％〜＋０．６％、円周振れ公差が０．５ｍｍ以内、軸部に対するフランジの直角度公差が０．５ｍｍ以内にあり、且つ焼結密度が相対密度９５％以上の焼結品を用いた場合に、最終製品が所望の寸法精度で得られることが分かった。
［比較例２］
実施例１で得られた焼結品を用いて、実施例１と同じ条件でプレスを一回のみ行った場合の寸法精度を測定した。
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.50mm〜14.52mm
Ｂ：0.89mm〜0.90mmm
Ｃ：14.51mm〜14.53mm
Ｄ：0.89mm〜0.91mm
Ｅ：7.503mm〜7.506mm
円周振れ公差：0.009mm，軸部に対するフランジの直角度公差：0.008mm、真円度公差：0.010mm
実施例１で得られた焼結品を用いて、実施例１と同じ条件でプレスを一回のみ行った場合の寸法精度を測定した。
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.50mm〜14.52mm
Ｂ：0.89mm〜0.90mmm
Ｃ：14.51mm〜14.53mm
Ｄ：0.89mm〜0.91mm
Ｅ：7.503mm〜7.506mm
円周振れ公差：0.009mm，軸部に対するフランジの直角度公差：0.008mm、真円度公差：0.010mm
１回のプレスのみの場合、Ａ〜Ｄの寸法は所望する寸法精度となったが、軸部の直径Ｅおよび、円周振れ公差、直角度公差及び真円度公差において、最終製品の目標値を満たす製品を得ることができなかった。
［比較例３］
実施例１で得られた焼結品を用いて、実施例１と同じ条件にて焼結品をシャフトの回転方向に１８０度回転させて２回プレスを行った。
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.52mm〜14.56mm
Ｂ：0.89mm〜0.91mmm
Ｃ：14.53mm〜14.56mm
Ｄ：0.89mm〜0.91mm
Ｅ：7.509mm〜7.519mm
円周振れ公差：0.014mm，軸部に対するフランジの直角度公差：0.018mm、真円度公差：0.012mm
実施例１で得られた焼結品を用いて、実施例１と同じ条件にて焼結品をシャフトの回転方向に１８０度回転させて２回プレスを行った。
製造された最終製品の寸法
Ａ：14.52mm〜14.56mm
Ｂ：0.89mm〜0.91mmm
Ｃ：14.53mm〜14.56mm
Ｄ：0.89mm〜0.91mm
Ｅ：7.509mm〜7.519mm
円周振れ公差：0.014mm，軸部に対するフランジの直角度公差：0.018mm、真円度公差：0.012mm
１８０度回転させて２回プレスを行った製品（すなわち上下を変えただけで同じ方向からプレスを行った製品）は、Ｂ，Ｄは公差内に入るものの、フランジの外径Ａ，Ｃ、軸部の直径Ｅ、円周振れ公差、直角度公差及び真円度公差において、最終製品の目標値を満たす製品を得ることができなかった。
各プレス間の回転角度・プレス数について検討した結果、各プレス間の回転角度を１２０度以内とし、焼結品が３６０度以上回転する回数のプレスを行うことにより、所望する製品が得られることが分かった。
１ タービンローター用シャフト
２ 軸部
３ａ 第一フランジ
３ｂ 第二フランジ
４ 接合部
５ タービンホイール
Ａ 第一フランジの外径
Ｂ 第一フランジの厚み
Ｃ 第二フランジの外径
Ｄ 第二フランジの厚み
Ｅ 軸部の直径
２ 軸部
３ａ 第一フランジ
３ｂ 第二フランジ
４ 接合部
５ タービンホイール
Ａ 第一フランジの外径
Ｂ 第一フランジの厚み
Ｃ 第二フランジの外径
Ｄ 第二フランジの厚み
Ｅ 軸部の直径
Claims (4)
- 円柱状の軸部とフランジを有するタービンローター用シャフトを製造する方法であって、
所望する最終製品と近似した形状を有する金属焼結品を同一の金型で複数回プレスする工程を含むこと、
前記焼結品はフランジと軸部の一体形成品であって、最終製品の目標値に対して、フランジの外径が＋０．０％〜＋０．６％、フランジの厚みが−０．８％〜−０．０％、軸部の直径が＋０．０％〜＋０．６％、円周振れ公差が０．５ｍｍ以内、軸部に対するフランジの直角度公差が０．５ｍｍ以内にあり、且つ焼結密度が相対密度９５％以上であること、
前記金型は、最終製品を軸方向に平行に２等分した形状の型を有する上型と下型からなること、
前記プレス工程は、前記焼結品を前記金型でプレスした後、当該焼結品を１２０°以内の角度で回転させて次のプレスを行うことを繰り返すことにより、当該焼結品が３６０°以上回転するまでプレスを行うものであること
を特徴とする、タービンローター用シャフトの製造方法。 - 前記角度が１２０°または９０°であることを特徴とする、請求項１に記載のタービンローター用シャフトの製造方法。
- 前記焼結品が、相対密度９８％以上の焼結品であることを特徴とする、請求項１または２に記載のタービンローター用シャフトの製造方法。
- 前記焼結品の製造工程において、相対密度９４％以上の第一次焼結品を作製した後、熱間等方圧加圧法により相対密度９８％以上の焼結品とすることを特徴とする、請求項１〜３のいずれか１項に記載のタービンローター用シャフトの製造方法。
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