JPH0441933A - 樹脂製インペラの締結方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 【発明の目的】

（産業上の利用分野） この発明は、コンプレッサ用樹脂製インペラを備えたタ
ーボチャージャにおいて、前記樹脂製インペラをタービ
ンロータｔｔｅＡｌ、ｆ：シャフトに締結するのに利用
される樹脂製インペラの締結方法に関するものである。 （従来の技術） 従来、過給式エンジンに用いるターボチャージャのコン
プレッサとしてアルミニウム製インペラを用いることが
よく行われており、このようなアルミニウム製インペラ
をタービンロータを接合したシャフトに締結する締結方
法としては、例えば第２図に示すように１図示しないタ
ービンロータを接合したシャフト１１に、アルミニウム
製インペラ１２の軸孔１２ａをスリーブ１３の部分にま
で挿通し、ボス部１４およびワッシャ１５を介してナツ
ト１６をねじ込む構成として、室温雰囲気中で図示しな
いトルクレンチを用いて所定のトルク値でナツト１６を
締め付ける方法を採用していた（なお、この種の過給式
エンジンに用いるターボチャージャに関しては１例えば
、「新編自動工学便覧く第４１Ａ＞Ｊ昭和５８年９月３
０日　社団法人自動車技術会発行の第１−３０頁〜第１
−３２頁の１２・４φ２タ一ボ過給機Ｊに説明がなされ
ている。）。 ところで、その一方においては、コンプレッサインペラ
やタービンロータの軽量化についても鋭意研究がなされ
ており、コンプレッサインペラとしては樹脂製インペラ
を用いることが検討され、タービンロータとしてはセラ
ミックスや金属間化合物などを用いることが検討され、
一部実用化されている。 （発明が解決しようとする課題） しかしながら、このような従来のアルミニウム製インペ
ラに用いていたシャフトに対する締結方法を樹脂製イン
ペラに流用した場合には、締め付けトルクの低下が発生
するおそれがないとはいえないという問題点があり、こ
のような問題点を解決することが課題としてあった。 （発明の目的） この発明は、このような従来の課題にかんがみてなされ
たものであり、ターボチャージャのコンプレッサ側のイ
ンペラ用材料として高分子材料ないしは高分子基複合材
料を用いた場合に生じる軸力低下をナツト部座面と樹脂
製インペラポス部間の摩擦力の増加によって補うことに
より締結力を維持させ、締め付けトルクの低下が発生し
ないようにすることを目的としている。

【発明の構成】

（課題を解決するための手段） この発明に係わる樹脂製インペラの締結方法は、コンプ
レッサ用樹脂製インペラを備えたターボチャージャの前
記樹脂製インペラをタービンロータを接合したシャフト
に締結する締結方法において、前記樹脂製インペラの締
結を、樹脂製インペラ用材料の圧縮降伏が発生する締め
付けトルクがシャフトの破損が発生する締め付けトルク
を下回る雰囲気湿度領域下において樹脂製インペラ用材
料の圧縮降伏が発生するトルク値よりも大きくかつ圧縮
破壊の発生するトルク値よりも小さな締め付けトルクを
負荷することによって行う構成としたことを特徴として
おり、このような樹脂製インペラの締結方法の構成を前
述した従来の課題を解決するための手段としている。 第１図は、この発明に係わる樹脂製インペラの締結方法
の一実施例を示す図であって、第１図に示すように、図
示しないタービンロータを接合したシャフト１に、樹脂
製インペラ２の軸孔２ａをスリーブ３の部分にまで挿通
し、ボス部４およびワッシャ５を介してナツト６をねじ
込む構成としており、樹脂製インベア２はスリーブ３と
ワッシャ５とに挟まれた状態でナツト６を締め付けるこ
とでタービンロータと接合されたシャフト１に固定され
ている。 この場合、ナツト６を用いた締結作業は、通常、室温下
でトルクレンチを用いて所定のトルク値で締結する方法
をとっているが、ターボチャージャ付き車両の走行距離
の増加とともに、換言すればターボチャージャの実作動
時間の増加とともに、締結力が低下し、その結果として
ターボチャージャの回転部位のバランスが悪くなること
があるという問題点を有していた。 このアンバランスは、締結力の低下によってシャフトに
対するインペラの取り付け位相がわずかに変化し、この
結果、初期の組み立て状態において達成されていたバラ
ンスがくずれて、インペラ単体の持つアンバランスが顕
在化して生じる。 インペラの有するアンバランス値は１通常、中心部から
アンバランス部までの距離：ｄとその重量ｍとの積、ｄ
・ｍで表わされるが、この値自体は非常に小さい。 しかし１周知のように、ターボチャージャは最高回転数
でｌｏｏ、０００ｒｐｍ−１３０゜００Ｏｒｐｍに達す
る高速回転体であるため、上記のようなわずかなアンバ
ランスが非常に大きな振動Ｇの発生要因となる。 このようなターボチャージャ作動時に発生する振動Ｇは
、ターボチャージャ実用化初期時にはあまり問題とされ
なかったが、近年、車両の静粛性に対する要望のだかま
りに呼応してターボチャージャの振動Ｇが問題となるよ
うになってきた。 トコ口で、現在一般に使用されているアルミニウム製イ
ンペラ１２に代わって樹脂製インペラ２を用いると、高
分子材料ないしは高分子基り合材材の場合には高温環境
下での応力緩和およびクリープ現象は宿命的現象である
ため、軸力低下は不可避とも言える。 この軸力低下は、締結力の低下要因となるため、アルミ
ニウム製インペラ以上に振動Ｇに関する問題は考慮され
るべきである。 したがって、締結トルクの低下によって生じる振動Ｇの
増大を防止する締結方法の開発が望まれていた。 そこで、本発明者は、締結力の低下が少ない樹脂製イン
ペラの締結方法を開発するため、まず、締結力の低下要
因を明らかにすることとした。 締結力の低下の発生要因としては、 （１）ターボチャージャの高速回転時に発生する遠心応
力・軸方向応力によるクリープ現象（２）高負荷走行後
、アフターアイドルを行うことなくキーオフした場合に
発生するヒートソークバック現象にともなう応力緩和 が考えられる。 そこで上記２項目の締結力への影響を調べた。 （１）ターボチャージャの高速回転時に発生する遠心応
力・軸方向応力によるクリープ現象まず、遠心応力およ
び軸方向応力によるクリープ現象と締結力の変化との関
係を調べた。 試験には３０ｗｔ％の炭素短繊維強化ポリエーテルケト
ン樹脂（ＰＥＫ−ＣＦ３０）および３０ｗｔ％の炭素類
＃ｌ維強化ポリエーテルケトン、／ポリエーテルイミド
樹脂（ＰＥＫ／ＰＥ　ｌ−ＣＦ３０）を用いて射出成形
によって作成した樹脂製インペラを用いた。なお、後者
の材料はポリエーテルケトン樹脂とポリエーテルイミド
樹脂の重量比８：２のポリマーブレンド材料であり、ポ
リエーテルケトン樹脂には英国１．Ｃ，１，社製の商品
名Ｖ　Ｉ　ＣＴＲＥＸ　ＰＥＫ”を使用し１、ポリエー
テルイミド樹脂にはＧｅｎｅｒａｌＥｌｅｃｔｒｉｃ　
　Ｆ１ａ５ｔｉｃｓ社製の商品名”ＵＬＴＥＭ”を使用
した。さらに、炭素繊維は東邦レーヨン製の商品名ＨＴ
Ａ“ＢＥＳＦＩＧＨＴ″７を使用した。 試験は以下の第１表に示す３条件で行い、締結トルクの
経詩変化を測定した。 試験Ｎ００１および試験Ｎｏ、　３は単体連続耐久試験
で測定した結果を示し、試験２は実験用車両に搭載して
測定した結果を示し、試験温度はコンプレッサ用樹脂製
インペラ出口での値を示す。 第３図および第４図に試験Ｎｏ、　　１および試験Ｎｏ
、　３の試験結果をそれぞれ示す、また、試験Ｎｏ、　
２については、１０．ＯＯＯｋｍ走行後、ターボチャー
ジャ組立体を取り外してトルク値を８足したところ、１
．３ｋｇｆ＊ｍであった。 第３図および第４図からも明らかなように、単体連続耐
久試験においても、また、実車耐久試験においても、締
結トルクの低下は発生しておらず、むしろ増加している
傾向が認められた。つまり、ターボチャージャの高速回
転にともなう遠心応力および軸方向応力によるクリープ
は、締結トルクの低下とは無関係と考えられた。 これは、インペラの締結に使用しているナツトが逆ネジ
であるために、インペラの回転方向がナツトの締め付け
方向と一致し、しかも回転中に作用する軸方向応力によ
ってナツト座面に樹脂製インペラポス部が押しつけられ
ているために２両者間の接触面積がわずかに増加したた
めと考えられた。 （２）高負荷走行後、アフターアイドルを行うことなく
キーオフした場合に発生するヒートンークバック現象に
ともなう応力緩和 次に、樹脂製インペラを組み込んだターボチャージャ組
立体を小型オーブン中に放置し、締結トルクの経時変化
を調べた。なお、ここで用いた樹脂製インペラの材料は
、３０ｗｔ％炭素短繊維強化ポリエーテルケトン／ポリ
エーテルイミド（ＰＥＫ／ＰＥ　ｌ−ＣＦ３０）であり
、試験条件は第２表に示す通りであって、試験ＮＯ６４
の結果を第５図に示し、試験Ｎｏ、　　５　、６の結果
を第６図に示し、試験Ｎ０１７の結果を第７図に示し、
試験Ｎｏ、　８の結果を第８図に示し、試験Ｎｏ、９．
１０の結果を第９図に示す。 第２表 第５図、第６図および第７図に示す結果からも明らかな
ように、試験温度１５０℃以下では締結トルクを現行の
アルミニウム製インペラの締結トルク１．Ｏｋｇｆ−ｍ
の５０％増しに設定した１５０°Ｃ，１，５ｋｇｆ−ｍ
の場合を除くと、締結トルクの低下は生じていない。ま
た、第８図に示すように、試験温度が１６０℃になると
、締結トルクが１．Ｏｋｇｆｌｌｍでも０．１ｋｇｆ−
ｍ程度のトルク低下が発生するが、この時点で増し締め
を行うと以後締結トルクの低下は発生しない、そして、
締結トルクの低下が１５０℃〜１６０℃付近から発生す
るようになるのは、おそらく８０％を占めるポリエーテ
ルケトン樹脂のガラス転移温度が約１６０℃であること
に起因していると考えられた。なお、本材料のガラス転
移温度は示差熱分析によると約１８０℃である。 さらに、試験Ｎｏ、９．１０のごとく試験温度をガラス
転移温度よりも高い２００℃に設定すると、第９図に示
すように締結トルクは大幅に低下し、低下時点で増し締
めを行っても初期設定値まで回復しないことが認められ
た。 この時の締結トルク０．２ｋｇｆ−ｍ　〜０．３ｋｇｆ
ｓｍという値は、シャフトへの締め付け力がほとんど働
いていないことを意味しており、同軸上のタービンロー
タよりも回転数が小さくなる結果を生む、したがって、
過給性能を著しく低下させる原因となる。 また、初期設定トルクを大きくすると、トルク低下時の
残留締結トルクは確かに大きくなるが、増し締め番繰り
返すと初期設定トルクに無関係に一定値となってしまう
点が注目に値する。 つまり、アルミニウム製インペラと同様な締結方法を用
いると、試験温度２００℃では初期設定トルクによらず
０．６ｋｇｆ・ｍ　〜０．７ｋｇｆ・ｍ以上のトルク値
を維持することは困難であり、現行のアルミニウム製イ
ンペラなみの締結トルクを維持することは困難である。 ターボチャージャのコンプレッサ側となるインペラは、
その過給仕事による温度上昇が伴うため、高温下でも十
分な締結トルクを保持していることが必須であるが、単
に過給仕事による温度上昇だけを議論するのであれば、
本材料の場合、特に締結方法に関する新らたな開発を要
しない、なぜならば、現在実用化されているターボチャ
ージャのレベルでは、コンプレッサの最も温度が高い部
位でも１３０℃程度であり、特にナツト部はコンプレッ
サの入口に近いため、トルク低下が発生するような温度
には達しない。 しかしながら、高負荷走行後にアフターアイドリングを
行うことなくキーオフすると、オイルの循環が直ちに停
止するため、タービン／＼ウジングからの伝熱によって
コンプレッサ／＼ウジング内の温度が上昇し、ナツト部
局適温度は２００℃前後にも達する。したがって、上記
の試験と同様な環境条件が実機使用中も発生する可能性
が大きく、これに対する対策が必要となってくる。 そこで、連続耐久試験および実車走行試験では、締結ト
ルクがむしろ増加していることから、連続耐久試験およ
び実車走行試験に供した樹脂製インペラを組み込んだタ
ーボチャージャ組立体を用いて、小型オーブン中におい
て２００℃でのトルク変化測定を行った。 この結果、トルクの低下は全く発生せず、以上の試験結
果から樹脂製インペラの締結トルク低下は笑事走行距離
が少ない時点で（つまり、ターボチャージャの作動時間
が少ない時点で）ヒートソークバック状態になると発生
することが明らかとなった。 つまり、締め付けトルクの低下は無負荷状態のヒートソ
ークパック時に発生し、かつヒートソークパックが生じ
る以前にターボチャージャの作動した時間が短いほど著
しいことがわかった。 この事実は、初期のトルク低下が少ない締結方法を採用
すれば、走行距離の増加とともに締め付け力が増加して
いくために、ナツトに緩みによる異音発生は起こらない
ことを意味している。 次にナツトの緩みをできるかぎり少なぐすることについ
て検討を行った。 材料、とりわけ高分子材料や高分子基複合材料に応力を
作用させると、歪み勾配が発生し、これにともなってク
リープ現象が起こる。応力が作用していない場合には、
二つの部位Ａ部とＢ部の皿に歪み勾配が存在しないため
、分子鎖の移動は可逆的である。つまり、Ａ４＋Ｂであ
る。ところが、荷重負荷によって歪み勾配が発生すると
、分子鎖の移動は非可逆的になる。つまり、Ａ−Ｂまた
はＢ−＋Ａとなる。 しかし、低応力下または低温下では、このクリープ現象
は非常に緩やかであり、あたかもクリープ現象が生じて
いないかのように観察される。 これは、クリープ現象にともなう歪み変化速度が７レニ
ウム型の速度式にしたがうためである。 したがって、クリープ現象は高温・高応力下はど顕著と
なる。 さらに、高分子材料ないしは高分子基複合材料で特に顕
著な現象としては応力緩和が挙げられる。これは一定歪
み値に対する応力値が時間とともに低下していく現象で
あり、クリープ現象と同様に高温時はど著しい。 このような特性を有する高分子材料ないしは高分子基複
合材料を用いてインペラを作成した場合、高温環境下で
の締結トルクの低下は基本的には不可避である。 上記の締結トルクの経時変化測定に供した樹脂製インペ
ラの１５０℃での曲げ弾性率は４００〜６００ｋｇｆ／
ｍｍ２程度であり、アルミニウム合金のそれと比較する
と１７８〜ｌ／Ｉ　Ｏに過ぎない。 したがって、樹脂製インペラの場合には、アルミニウム
製インペラと比較すると、高温環境下での軸力低下は非
常に大きいと考えられる。 そして、この軸力低下の主要因は、高温雰囲気下での低
弾性率と応力緩和現象によると考えられる。 そこで、軸力低下を補う手段として、ナツト座面と樹脂
製インペラポス部との摩擦力を大きくする手段を検討し
、これにともなって初期設定トルクの見直しを行った。 材料の弾性域で締結している限りにおいては、初期設定
トルクを大きくすると、時間・温度換算則を議論するま
でもなく高温での軸力低下化は大きくなる。 しかし、逆にさらにトルクを高めることによって、降伏
応力付近で締め付ければ、永久歪みの効果で締結トルク
の低下化を小さくできると考えた。 インペラポス部をわずかに降伏させ、ナツトとの接触面
積を大きくすることによって、ナツトポス部間の摩擦力
を大きくすることができれば、トルク低下化を小さくで
きるはずである。具体的には、トルク低下後の値で１　
、Ｏｋｇｆ　Ｉｌｍを目標とした。 これは、連続耐久試験時に１　、Ｏｋｇｆ−１の初期ト
ルクが試験後には１．２ｋｇｆ・ｍになっていたことか
ら、１．Ｏｋｇｆ番ｍ以上残存していればターボチャー
ジャの作動時間項とともにトルク増が期待できるという
考えに基づ〈。 そこで、初期設定トルクをこれまで以上に大きくし、１
．６ｋｇｆＩＩｍ、１．７ｋｇｆ１１ｍ。 １．８ｋｇｆＩＩｍに設定することにした。 その試験結果を第１０図に示すや 第１０図に示すように、初期トルクを大きくしても、締
結トルクは０．６〜０．７ｋｇｆ・ｍ以上にはならなか
った。さらに、初期設定トルクを大きくしたが、いずれ
の場合も第１０図に示した結果と大差なく、やがてシャ
フトがねじ切れるようになったため試験を打ち切った。 また、まれにシャフトがねじ切れる前に樹脂製インペラ
にクラックが入り破損することがあった。つまり、シャ
フトの破損のほうがインペラポス部の降伏よりも先に発
生し、かつ材料の脆性破壊傾向が強いために軸穴から破
壊することがあった。 さらに、シャフト材料の変更によって破損トルクが高め
られたとしても、高分子基複合材料の圧縮降伏応力はト
ルクレンチを用いて与えるにはあまりにも大きく、さら
に脆性傾向が強くて圧縮降伏応力と圧縮破壊応力とが接
近しているために、圧縮降伏応力以上圧縮破壊応力未満
の応力を選択的に負荷することは極めて困難なことであ
ることが分った。 このことから、ナツト座面での摩擦力の増大によるトル
ク低下化の低減を行おうとする場合には、以下の条件を
同時に満たすことが必要であることがわかった。 ■締め付けトルクがシャフトの破損トルク以下であるこ
と。 ■締め付けトルクがトルクレンチで負荷可能な範囲にあ
ること。 ■材料の圧縮降伏応力値と圧縮破壊応力値の差がある程
度存在すること。 ■材料の破壊が脆性的ではない環境下でトルクを加える
こと。 この４つの条件を同時に満足する手段として、高温環境
下で樹脂製インペラ用材料の降伏応力相当トルクを負荷
する方法を検討した。 この方法を第１１図を用いて説明する。 一般に、ｆａ維強化樹脂材料は、室温下では脆性挙動が
著しく、この結果として、前記試験結果でも述べたよう
に、欠陥およびクラックの発生によって破壊することが
ある。 しかし、高温環境下では母相である樹脂材料の性質を反
映して延性破壊傾向に移行していくため、欠陥からの破
壊やクラックの発生する可能性が激減する。 第１１図に示したように、高温環境下では圧縮降伏応力
値、圧縮破壊応力値がともに低下し、かつ両者の応力値
の差は高温になるほど大きくなる。 特に、ガラス転移温度以上では両者の絶対値は急激に低
下し、その差は顕著となる。 さらに奪回２温度が高くなると、シャフトの破損トルク
は雰囲気温度の影響をあまりうけないために、インペラ
用材料の圧縮降伏が生じる締め付けトルクがシャフトの
破損トルクより小さくなる。つまり、シャフトの破損よ
りもインペラポス部での極小規模降伏が先行するように
なる。 すなわち、樹脂製インペラの締結を、樹脂製インペラ用
材料の圧縮降伏が発生する締め付けトルクがシャフトの
破損が発生する締め付けトルクを下回る雰囲気温度領域
下において樹脂製インペラ用材料の圧縮降伏が発生する
トルク値よりも大きくかつ圧縮破壊の発生するトルク値
よりも小さな締め付けトルクを負荷して行った場合にの
み、軸力の低下代をナツト座面とインペラポス部間での
接触面積の増加にともなう摩擦方墳により最小限度にと
どめることが可能となる。 第１２図にトルクの経時変化の測定結果を例示する。 第１２図に示すように、締結トルクは５０時間後に１．
０ｋｇｆΦｍまで低下するが、この時点で増し締めを行
うと、２００時間経過後のトルク１．０５ｋｇｆ　１１
ｍで目標の１．０ｋｇｆ−ｍ以上を維持していた。なお
、増し締めを行わず長時間２００℃雰囲気下で放詮して
も、第１２図に示すように１．０ｋｇｆ−ｍより小さく
はならないことが確認された。また、本締結方法を用い
たターボチャージャ組立体を車両に取り付けてヒートソ
ークパック状態にしだ後５．ＯＯＯｋｍの実車走行試験
を行ったところ、締結トルクは１．３ｋｇｆ番ｍが維持
されており、十分な効果が得られることが明らかとなっ
た。

【発明の効果】

この発明に係わる樹脂製インペラの締結方法では、コン
プレッサ用樹脂製インペラを備えたターボチャージャの
前記樹脂製インペラをタービンロータを接合したシャフ
トに締結する締結方法において、前記樹脂製インペラの
締結を、樹脂製インペラ用材料の圧縮降伏が発生する締
め付けトルクがシャフトの破損が発生する締め付けトル
クを下回る雰囲気温度領域下において樹脂製インペラ用
材料の圧縮降伏が発生するトルク値よりも大きくかつ圧
縮破壊の発生するトルク値よりも小さな締め付けトルク
を負荷することによって行う構成としたため、コンプレ
ッサ用インペラ材料として高分子材料ないしは高分子基
複合材料を用いた場合であっても、ナツト部座面と樹脂
製インペラポス部間の摩擦力の増加によって補うことに
より締結力を維持させることが可能となり、締め付けト
ルクの低下が発生しないようにすることが可能であるこ
とから、走行中の異音の発生要因となる締結トルクの低
下を防止することができるようになるという著大なる効
果がもたらされる。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明に係わる樹脂製インペラの締結方法の
一実施例による締結構造を例示する断面説明図、！＄２
図は従来のアルミニウム製インペラの締結方法による締
結構造を例示する断面説明図、第３図は試験温度＝１５
０℃、初期トルク：１　、Ｏｋｇｆ　ＩＩｍ、回転数１
３０．００Ｏｒｐｍでの耐久試験結果を示すグラフ、第
４図は試験温度＝１６０℃、初期トルク＋１．３ｋｇｆ
＊ｍ１回転数：１４５，００Ｏｒｐｍでの耐久試験結果
を示すグラフ、第５図は試験温度：１２０℃、初期トル
ク：　１　、Ｏｋｇｆ　１１ｍでの締結クリープ試験結
果を示すグラフ、第６図は試験温度＝１５０℃、初期ト
ルク：　１．３ｋｇｆ　＊ｍおよび１．４ｋｇｆ　１１
ｍでの締結クリープ試験結果を示すグラフ、第７図は試
験温度＝１５０℃、初期トルク：１．５ｋｇｆ−ｍでの
締結クリープ試験結果を示すグラフ、第８図は試験温度
＝１６０℃、初期トルク：１．Ｏｋｇｆ・ｍでの締結ク
リープ試験結果を示すグラフ、第９図は試験温度：２０
０℃、初期トルク：１．Ｏｋｇｆｅｍおよび１．４ｋｇ
ｆａｍでの締結クリープ試験結果を示すグラフ、！＠１
０図は試験温度：２００℃、初期トルク：１．６〜１．
８ｋｇｆｓｍで（７）締結クリープ試験結果を示すグラ
フ、第１１図はこの発明に係わる樹脂製インペラの締結
方法の原理を示すグラフ、第１２図はこの発明に係わる
樹脂製インペラの締結方法の効果を示すグラフである。 １・・・シャフト、２・・・樹脂製インペラ、２ａ・・
・軸孔、３・・・スリーブ、４・・・ボス部、５・・・
ワッシャ、６・・・ナツト。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. （１）コンプレッサ用樹脂製インペラを備えたターボチ
   ャージャの前記樹脂製インペラをタービンロータを接合
   したシャフトに締結する締結方法において、前記樹脂製
   インペラの締結を、樹脂製インペラ用材料の圧縮降伏が
   発生する締め付けトルクがシャフトの破損が発生する締
   め付けトルクを下回る雰囲気温度領域下において樹脂製
   インペラ用材料の圧縮降伏が発生するトルク値よりも大
   きくかつ圧縮破壊の発生するトルク値よりも小さな締め
   付けトルクを負荷することによって行うことを特徴とす
   る樹脂製インペラの締結方法。