WO2010050248A1 - タービンホイールの製造方法 - Google Patents

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喜光 寒川
中川　勝則
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株式会社Ihi
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    • F01D5/048—Form or construction
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B22F5/00—Manufacture of workpieces or articles from metallic powder characterised by the special shape of the product
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2230/00—Manufacture
    • F05D2230/40—Heat treatment

Definitions

  • MIM method metal powder injection molding method
  • MIM method metal powder injection molding method
  • MIM method has a mold mold ⁇ molded body ⁇ degreasing and sintering and transfer to mold once In the casting method, since the transfer to the mold is twice, dimensional variations are likely to occur.
  • Patent Document 4 describes a method for machining a turbocharger turbine wheel shaft, but cutting to eliminate unbalance of the turbine wheel is indispensable. With a casting method, the target dimensional accuracy is ⁇ 0.05 mm.
  • the present invention A metal turbine wheel having a plurality of curved blades extending radially from the central shaft portion and having an upper end bent in the rotational direction, and a rotor shaft serving as a rotational shaft connected to the bottom surface side of the central shaft portion when used.
  • the dimensional accuracy after the pressing process can be kept within a desired dimensional accuracy, and a turbine wheel with high mechanical strength can be manufactured. And a turbine wheel that can withstand mechanical stress as well as thermal stress in a high temperature environment can be obtained.
  • corrective pins having a shape corresponding to the spatial shape between the blades are fixed to the number of blades. Place them radially on the fixed sintered product so that they are equally spaced, and slide them toward the central axis of the sintered product while simultaneously synchronizing the corrective pins to the sintered product. Accordingly, the correction pins are simultaneously press-inserted between the blades, so that the shape and pitch interval of the blades can be equally adjusted with respect to the central axis while maintaining the center position and the coaxiality.
  • (A) is a figure which shows typically a sintered article and the correction pin
  • (b) is a figure which shows typically the state which inserted the correction pin between the braid
  • (A) is a figure which shows the state which fixes a boss
  • (B) shows the process of pressing the bottom face of the sintered product to the top side. It is a figure which shows a measurement location, (a) is the height in the front-end
  • (A) shows an example of the manufacturing flowchart concerning this invention, (b) shows another example of the manufacturing flowchart concerning this invention. It is a figure which shows the deformation
  • a titanium aluminum alloy that is lightweight and has high heat resistance at high temperatures is used.
  • a composition in which the ratio of titanium to aluminum is TiAl, and adding 1 to 5% of the total amount of chromium, vanadium, manganese, and niobium to the titanium aluminum ductility and workability are improved.
  • metal powder made of titanium aluminum metal material alloy powder manufactured by plasma arc method, gas atomization method and pulverization method is used, but in addition to the alloy powder of powder made by these, it becomes an alloy component at the time of sintering
  • the element powder may be adjusted and added according to the composition.
  • an organic binder containing 5 to 40% by volume of polyacetal (b1) and 5 to 40% by volume of polypropylene (b2) is used as the organic binder (b).
  • polyacetal and polypropylene in the organic binder By using polyacetal and polypropylene in the organic binder, the amount of deformation during degreasing can be suppressed as compared with conventional binders using polyethylene, ethylene vinyl acetate, and acrylic resin.
  • Polyacetal is indispensable as a substance that increases the strength of the molded body, prevents deformation of the molded body at 600 ° C. or lower during sintering, and does not leave carbides after sintering.
  • Polypropylene imparts toughness to the shaped body and prevents cracking of the sintering and separation of the added low melting point compound.
  • the tip of the upper end of the blade is within a range of ⁇ 1.0% (or ⁇ 2.0%) or less with respect to the target value of the final product, usually, regardless of where the blade is selected,
  • the deformation is limited to ⁇ 1.0% (or ⁇ 2.0%) or less with respect to the target value of the corresponding part of the final product, and as a whole, the sintered product has a shape very close to the final product.
  • the height of the tip of the blade upper end can be measured by a tool microscope or a three-dimensional measuring device.
  • the pitch of each blade is within ⁇ 0.3 ° with respect to the target value of the final product, or the moving speed of the correction pin is limited to 0.6 m / second or less in the pressing process.
  • Inconel and titanium-aluminum alloy can be degreased under reduced pressure inert gas atmosphere, atmospheric pressure inert gas atmosphere or atmospheric pressure hydrogen atmosphere.
  • Inconel has a maximum temperature of 800 ° C. In the case of titanium aluminum alloy, the maximum temperature is 600 ° C. or less.
  • the degreasing atmosphere is in the air, the powder is oxidized at 300 ° C. or higher, and the amount of oxygen after sintering increases, which greatly affects the strength of the sintered product. Therefore, a depressurized inert gas atmosphere, an atmospheric pressure inert gas atmosphere, and an atmospheric pressure hydrogen atmosphere are used as the degreasing atmosphere.
  • the temperature increase rate during degreasing is preferably 50 ° C./hr or less from room temperature to 400 ° C. in consideration of deformation during degreasing.
  • transformation at the time of degreasing of a molded object can be suppressed by using the jig
  • the degreasing temperature is 800 ° C.
  • the molded body may be collapsed when moved to the sintering step, and a more preferable degreasing temperature is 400 ° C. to 500 ° C. at the maximum.
  • a sintering furnace having a degreasing function as a method for preventing the collapse of these molded bodies, and it is possible to shift to sintering without lowering the temperature even after the degreasing.
  • any one of a reduced pressure inert gas atmosphere, an atmospheric pressure inert gas atmosphere, a pressurized inert gas atmosphere, and a vacuum atmosphere is used as a sintering atmosphere.
  • the inert gas a large amount of chromium is used as a material during sintering. Therefore, it is preferable to use argon gas in consideration of nitriding of the material.
  • the sintering temperature is 1000 ° C. or higher and 1500 ° C. or lower. However, if the sintering temperature is lower than 1000 ° C., the sintering is insufficient.
  • the sintered density In order for the sintered density to be 95% or more, it is preferably 1200 to 1400 ° C, and more preferably 1250 ° C to 1380 ° C. In addition, it is desirable to maintain the maximum temperature for about 2 to 4 hours in consideration of improvement of the sintering density during sintering and dimensional variation during sintering. As in the degreasing process, deformation occurs at high temperatures in the sintering process, so it is effective to use a jig for preventing deformation of the sintered product.
  • any one of a reduced pressure inert gas atmosphere, an atmospheric pressure inert gas atmosphere, a pressurized inert gas atmosphere, and a vacuum atmosphere is used as a sintering atmosphere.
  • the sintering temperature is 800 ° C. or higher and 1300 ° C. or lower, but if it is less than 800 ° C., the sintering is insufficient, and if it exceeds 1300 ° C., it melts during sintering.
  • the sintered density In order for the sintered density to be 95% or more, 900 to 1250 ° C.
  • the obtained sintered product is further subjected to a hot isostatic pressing method (HIP method) in order to further increase the sintered density to improve the mechanical strength and to improve the reliability of the mechanical strength in a high temperature range.
  • HIP method hot isostatic pressing method
  • It is effective to be processed at a low temperature of about 10 ° C. to 100 ° C. below the sintering temperature and a high pressure of about 10 MPa to 180 MPa, so that there is no pinhole inside and a relative density of 98% or more is achieved.
  • a sintered product can be obtained stably.
  • the rotor shaft connecting part is cut into the sintered product after sintering or after the HIP process, and the thickness of the blade, the deformation of the blade, and the pitch interval of each blade are processed in the pressing process to achieve the desired dimensional accuracy. Turbine wheel can be obtained.
  • each process is demonstrated in detail by the method used for the Example.
  • the shape of the blade 2 and the pitch (angle) of each blade are corrected uniformly with respect to the center of rotation to obtain a desired dimensional accuracy. be able to.
  • the rotor shaft connecting portion is cut by turning and turning the product, and processing the inner diameter (and outer diameter) to a desired dimension.
  • symbol 11 shows the cutting tool of an axial connection part internal diameter.
  • Cutting step B (after pressing step): used in Examples 7 and 8 After the pressing step, a drill or reamer that matches the inner diameter of the rotor shaft connecting portion is inserted with the correction pin still inserted. Use to cut the inner diameter to the desired inner diameter. After finishing the inner diameter, the correction pin is retracted and the sintered product is taken out.
  • the side surface of the correction pin is provided with a slide guide 10 composed of a line-shaped concave portion along the longitudinal direction (that is, the slide guide is arranged when the correction pins are radially arranged.
  • the support members on both sides are provided with line-shaped convex portions that fit into the concave portions, and the correction pins can be slid in the radial direction with the concave and convex portions fitted.
  • the correction pin 7 has a press surface having a shape corresponding to the space shape between the blades 2 ( ⁇ 1.0% or less or ⁇ 0.05 mm or less with respect to the space shape between the blades of the final product). Is formed. As shown in FIG.
  • a rotating cam 8 having a gear-shaped hollow portion (an annular rotating cam in which a plurality of identical cam shapes are continuously formed) is arranged, and the outer periphery of each correction pin 7
  • the plurality of correction pins are simultaneously synchronized and slid toward the central shaft portion of the sintered product.
  • Each straightening pin 7 is inserted in the direction of the central axis along each blade surface so as to sandwich each blade 2 from both sides.
  • Each blade has a bent upper end in the rotational direction and a curved blade surface (in other words, the upper end of the blade is gently tilted in the circumferential direction.
  • each straightening pin is placed on the upper end of the blade on one side (left side in FIG. 5) and under the upper end on the opposite blade (right side in FIG. 5). , Inserted between each blade.
  • the hatched portion in FIG. 5 indicates the space shape between the blades.
  • the correction pins move simultaneously in synchronism toward the center so as to follow the distance between the blades, and press the blades so as to sandwich the blades from both sides.
  • the pitch of the blade can be processed to a desired dimensional accuracy.
  • the straightening pin operating speed is small because the length of Inconel and titanium aluminum alloy used as a product is small, and each straightening pin is linked with the cam mechanism at the same time to adjust the moving speed of the straightening pin so that no impact load is applied to the product. I do.
  • the surface roughness can be improved and burrs can be removed by barrel polishing and electrolytic polishing of the product after pressing as required.
  • a sintered product according to the present invention was produced.
  • the molding material, heat-kneading conditions, injection molding conditions, degreasing conditions, sintering conditions, etc. were as follows. 100 compacts were molded, degreased and sintered, and dimensional variations were measured.
  • a molding machine having a clamping pressure of 100 tons was used.
  • the dimensions of the manufactured sintered product were as follows. The height of the blade, the pitch interval, the coaxiality of the inner diameter of the shaft connecting portion, and the perpendicularity of the inner diameter were measured with a contact probe using Mitutoyo UMAP Vision System.
  • a sintered product according to the present invention was produced.
  • the molding material, heat-kneading conditions, injection molding conditions, degreasing conditions, sintering conditions, etc. were as follows. 100 compacts were molded, degreased and sintered, and dimensional variations were measured.
  • the sintered product manufacturing process according to the present invention it is possible to manufacture a sintered product of a thin blade having a minimum wall thickness of 1.0 mm or less, a maximum wall thickness of 1.2 mm, and a minimum wall thickness. Even a sintered product having a very thin blade with a thickness of 0.6 mm could be produced.
  • Example 3 the range that could be corrected in Example 3 (height ⁇ 1.0% or less: pitch ⁇ 0.3 ° or less) was further added. It was found that sintered products with large blade deformation can be corrected. For this reason, it experimented by changing the moving speed of a correction pin variously. In order to investigate the degree of deformation of the sintered product that can be corrected when the moving speed of the straightening pin is changed in the range of 0.1 m / sec to 1.0 m / sec, various sintered products (target value of final product) The target range was the same as in Example 1, and the relationship between the final product and the sintered product before pressing was examined. The results are shown in Table 3.
  • the moving speed of the correction pin is from 0.6 m / sec. Even at the fastest, a final product with the desired dimensional tolerances was obtained.
  • the sintered product manufactured in the example has the largest deformation (deviation from the target value) at the tip of the upper end of the blade, and the height of the tip of the upper end of the blade is within ⁇ 2.0% of the target value.
  • the height at any point of the blade is also within ⁇ 2.0% with respect to the target value of the same portion of the final product, and the pitch at the tip of the upper end of the blade is ⁇ 1. When it was within 0 °, the pitch at any point of the blade was also within the range of ⁇ 1.0 °.
  • the correction pin was inserted horizontally (that is, when the height difference between the correction pin tip at the start of insertion and after the insertion was 0 mm).
  • the moving speed of the straightening pin is a low speed of 0.6 m / sec or less
  • the blade height within the target value ⁇ 2.0% -blade pitch: sintering within the target value ⁇ 1.0 °
  • the blade height within the target value ⁇ 1.0%
  • the blade pitch the target value ⁇ 0 It was possible to correct sintered products within 3 °.

Abstract

　寸法精度に優れたタービンホイールの製造方法を提供することを課題とする。 　金属粉末射出成形法により製造した、所望する最終製品と近似した形状を有する焼結品を切削加工する工程とプレス加工する工程を含み、前記切削工程において、前記中心軸部の底面に、ロータ軸の先端を挿入するための軸連結部を機械加工し、前記プレス工程において、固定した焼結品に対し、放射状に配置された複数の矯正ピンを同時に同期させながら、焼結品の中心軸部に向かってスライドさせていき、各矯正ピンを、各ブレード面に沿って、且つ各ブレードを両側から挟み込むように中心軸部に向けて挿入プレスする。

Description

タービンホイールの製造方法
　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ホイール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に、ロータ軸連結部を機械加工し、ブレード間に矯正ピンを挿入プレスすることにより、ブレードの変形並びに各ブレードのピッチ間隔を整える事により、寸法精度の高いタービンホイールを製造する方法に関する。
　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。
　一般に、車両などに搭載される過給機は、高温側タービンホイール、低温側タービンホイール、および両者を接続するロータ軸の３つの部品から構成されている。
　高温側タービンホイールは、耐熱性の金属などの鋳造材からなり且つ渦巻き状の複数のブレードおよびロータ軸連結部を有する。また、低温側タービンホイールは、アルミニウム合金などの鋳造材からなり、且つ渦巻き状で複数のブレードを有する。
　一般的に各ブレードは先端に行くほど薄肉になっている。
　従来からこのタービンホイールに関しては例えば特許文献１～３に有るように、鋳造により製造される方法が採られてきた。
鋳造による製法を要約すると、下記の通りである。
（１）タービンホイールの形状に併せたワックス成形体を造る工程。
（２）ワックス成形体をツリー状に成形する工程。
（３）ツリー状のワックス成形体にセラミックスシェルをコーティングする工程。
（４）セラミックスシェルの内部からワックスを溶融させて取り出す工程。
（５）セラミックスシェルをさらに１０００℃以上の高温にして、含まれるバインダ、残留ワックスを完全に取り除き、焼成して鋳造素材を得る工程。
（６）（５）で得られた鋳造素材を真空にして、内部に溶融した耐熱金属を注入する工程。
（７）注入した金属が冷却した後、表面のセラミックスシェルを破壊して取り除く工程。
（８）ツリー状になった鋳造物からタービンホイール部を切り離して不要なバリ等を取り除く工程。
　鋳造によりタービンホイールを得る工程は最終製品に至るまでに、金型からセラミックスシェルを生成し、このセラミックスシェル型に溶融する金属を注入させる訳であるが、ワックス金型→ワックス成形体→セラミックスシェル型→鋳造製品となり、金属粉末射出成形法（以下ＭＩＭ法とする）と比較すると、ＭＩＭ法では成形体金型→成形体→脱脂・焼結と型に対する転写が１度であるのに対して、鋳造法は型に対する転写が２度あるため、寸法のばらつきが生じやすい。また、鋳造法は冷却までの時間がＭＩＭ法と比較してＭＩＭ法が最高温度である１０００℃以上から常温までを少なくとも４～５時間程度炉内で温度コントロールしながら冷却する事ができるが、鋳造法は常温で保持されているシェル型に溶融した金属を注入するため、冷却速度が速く、収縮応力の影響を受けて変形が大きくなりやすい。
　このことから、最終製品の寸法精度は、ＭＩＭ法では長さ５０ｍｍ程度の製品で±０．２ｍｍで有るのに対して、鋳造法では長さ５０ｍｍ程度の製品で±０．５ｍｍと寸法精度に劣る。
　生産性についても、大量に同じものを製造する場合には型の製造が１個ごとに対応が必要な鋳造の場合と比較して、ＭＩＭ法では金属金型を用いて射出成形を行うため、金型の寿命は３０～５０万ショットと高寿命であり、成形サイクルも３０秒/ショットとロストワックスと比較しても成形時の効率が高い。
　鋳造法で製造されたタービンホイールはロータ軸を取り付けた後の回転バランスの維持が困難であるため、全品タービンホイールの後加工を行い、回転バランスを取る必要があるが、寸法精度が悪く、第一工程から最終製品までに型の転写を２度行うことから、製品間のばらつきも大きく、最終工程として行われる軸取り付け後の回転バランスの確認では、歩留まりがロット内で５０％を下回ることも多々あるため、製品の品質維持を保持することが困難である。
　特許文献４では過給機タービンホイール軸の加工方法について記載されているが、タービンホイールのアンバランスを解消するための切削加工は不可欠であり、鋳造による製法では狙い寸法精度±０．０５ｍｍに対して、±０．２ｍｍ程度の精度にとどまることで、タービン翼（ブレード）の形状はばらつきを生じ、タービン翼の切削量は製品毎に大きく変化し、歩留まりを向上させることは困難である。
　特許文献５ではタービンホイールの歩留まりを向上させるための方法について記載されているが、切削加工によるものであり、エンドミルでの機械加工を行って、回転バランスの補正を行うため、寸法精度の向上は期待できるものの、生産性は劣り一台の加工機当たり日産数十個～数百個が限界であると思われる。
　今後タービンホイールの特性向上のためには軽量化を達成する必要があり、そのためにもブレードの肉厚を１ｍｍ以下にする必要がある。ところが鋳造法では溶融した金属を真空引きされたセラミックスシェル内部に注入するため、最小肉厚が１．０～１．５ｍｍが限界であり、現状下ではこれ以上のブレードの薄肉化は困難である。
　また、鋳造法では常温に置かれたセラミックシェルに溶融した金属を注入するため、肉厚部と薄肉部との鋳造後の冷却速度に大きな差が生じるため、薄肉のブレードと軸中心部分との結晶粒径に差が生じやすく、強度バランスの取れた鋳造品を得ることが困難である。
特開２００４－３４００８０号公報 特開２００４－１０７７２４号公報 特開２００２－１１３７４９号公報 特開２００１－２５４６２７号公報 特開２００３－３０２３０４号公報
　したがって、本発明は、薄肉のブレードを有するタービンホイールであっても、寸法精度良く製造することができるタービンホイールの製造方法を提供することを課題とする。
　本発明者は、ＭＩＭ法によりタービンホイールを製造することを試みた結果、ＭＩＭ法のみでは所望する最終製品を直接得ることはできないが、ＭＩＭ法によって、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、ロータ軸連結部を切削加工して中心位置を決める切削工程、および、最終製品のブレード間の空間形状に対応する形状を有する矯正ピンを、各ブレード間に同時に同期させながらプレス挿入するプレス工程を行うことによって、ブレードの変形並びに各ブレードのピッチ間隔を整えることにより、ブレードの寸法精度を±０．０５ｍｍ以下にすることに成功し、従来の鋳造品と比較して同軸度、センターバランス精度の高いタービンホイールを得ることに成功し、前記課題を解決した。
すなわち本発明は、
中心軸部から放射状に伸び、且つ、上端が回転方向に屈曲している複数の曲面ブレードを有し、使用時には中心軸部底面側に回転軸となるロータ軸が連結される金属製のタービンホイールを製造する方法であって、
金属粉末射出成形法により製造した、所望する最終製品と近似した形状を有する焼結品を切削加工する工程とプレス加工する工程を含むこと、
前記焼結品が最終製品の目標値に対して、ブレードの上端部先端の高さが±１．０％の範囲内にあり、ブレードのピッチが±０．３°の範囲内にあり、且つ焼結密度が相対密度９５％以上であること、
前記切削工程において、前記中心軸部の底面に、タービンホイールの回転中心を中点するロータ軸連結部を機械加工すること、
前記プレス工程は、タービンホイールの回転中心を中点として前記焼結品を固定した後、固定した焼結品に対し、放射状に配置された複数の矯正ピンを同時に同期させながら、焼結品の中心軸部に向かってスライドさせることによって行われること、
前記矯正ピンは、各ブレード間の空間形状に対応する形状を有し、ブレードの枚数に応じて等間隔に配置され、各ブレード面に沿って、各ブレードを両側から挟み込むように中心軸部方向に挿入されること
を特徴とする。
　鋳造法等では、最終製品の目標値に対して、ブレードの上端部先端の高さが－１．０～＋１．０％の範囲内にあり、各ブレードのピッチ間隔が±０．３°の範囲内にある製品を製造することは困難であるが、ＭＩＭ法によれば諸条件を適切に設定することにより製造することができた。
　またＭＩＭ法の採用により、従来の鋳造法では最小肉厚１．０～１．５ｍｍが限界であったものを１．０ｍｍ以下にする事が可能となった。さらに、焼結時の冷却速度をコントロールすることで、焼結品の結晶粒径が均一化され、強度バランスのとれた部品を製造することができる。
　また、焼結密度が相対密度で９５％以上のものを用いることにより、プレス工程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、機械的強度の高いタービンホイールを製造することができ、高温環境で機械的応力並びに熱的応力に耐えるタービンホイールを得ることができる。
　また、まず切削工程を行い、当該工程において、前記中心軸部の底面に、タービンホイールの回転中心を中点とする、ロータ軸連結部を機械加工することにより、矯正ピンを求心的に挿入プレスするプレス工程（次工程）において、回転中心に対して正確に各ブレードを修正することができる。
　また、切削工程はプレス工程後に行うこともでき、プレス工程後、矯正ピンを挿入したままの状態で、切削工程を行うことにより、製品の中心位置に対して、軸ぶれなく正確にローター連結部分を加工することが出来る。
　プレス工程において、タービンホイールの回転中心を中点として前記焼結品を固定した後、固定した焼結品に対し、各ブレード間の空間形状に対応する形状を有する矯正ピンを、ブレードの枚数に応じて等間隔となるように、固定した焼結品に対して放射状に配置し、焼結品に対し、各矯正ピンを同時に同期させながら、焼結品の中心軸部に向かってスライドさせることにより、各ブレード間に矯正ピンが同時にプレス挿入されるため、中心位置・同軸度を保持したまま、中心軸に対して各ブレードの形状、ピッチ間隔を等しく整えることができる。
　この際、タービンホイールのブレードは、ブレード面が曲面であり、且つ、先端側に行くにつれて（すなわち、半径方向外側に行くにつれて、及び上端部に行くにつれて）、肉厚が薄くなっていくため、重力の関係で、ブレードの上端部先端が、所望する最終製品と比べて下方に曲がりやすい。また、頻度は低いものの、ブレードの上端部先端が反り上がることがある。タービンホイールでは、各ブレードは全て同形状であって、ブレードの一点から次のブレードの同じ位置にあたる点までの円弧の長さに対応する角度（ピッチ）は、いずれの点を選択しても同一（３６０度をブレード枚数で割った値）になるのが理想的であり、各ブレードの全ての箇所で、中心軸に対するピッチ（角度）が同一になることにより、ブレのない正常な回転が達成される。本発明では、各矯正ピンが、各ブレード面に沿って、各ブレードを両側から挟み込むように中心軸部方向に挿入されることにより、各ブレードの変形を修正し、各ブレード間のピッチを全ての箇所で正常化することができる。この際、最終製品の目標値に対して、ブレードの変形が大きければ、全ての矯正ピンを同時に同期させながら求心的に挿入していくことが難しく、また、挿入できたとしても、ブレードにクラック等が発生する原因となるが、目標値に対して、ブレード上端部先端の高さが－１．０～＋１．０％の範囲内にあり、各ブレードのピッチ間隔が±０．３°の範囲内であれば、全ての矯正ピンを同時に同期させながら求心的に挿入でき、且つ各ブレードの変形を所定の公差内（目標寸法±０．０１～０．０５ｍｍ以下　目標ピッチ±０．１°以下）に修正することが可能である。
　また、本発明者らは、前記方法についてさらに改良を試みた結果、最終製品の目標値とのずれが、前記範囲（ブレードの上端部先端の高さ±１．０％以内：ブレードのピッチ±０．３°以内）より大きい焼結品（ブレードの上端部先端の高さ±２．０％以内：ブレードのピッチ±１．０°以内）であっても、矯正ピンの移動速度を０．６ｍ／秒以下の低速（より好ましくは０．３ｍ／秒以下）に制限することにより、ブレードに損傷（ひび・欠け等）を与えずに変形を修正することに成功した。
　さらに、矯正ピンの挿入後、当該ピンを挿入したままの状態で、焼結品の底面を頂部方向へプレスする及び／又は矯正ピンを頂部側から底面方向へプレスすることにより（以下、上下プレスともいう）、ブレードの変形をより確実に修正し、各ブレードの形状精度をさらに高めることができる。
　さらに、挿入開始時の矯正ピンの位置を、挿入終了時の矯正ピンの位置より最大で２．０ｍｍ低くする（タービンホイール底面側にする）ことにより、ブレードの上端を押し上げていくように各矯正ピンが各ブレード間に挿入されるため、焼結品において最も変形する箇所であるブレードの上端部を効率的に修正することが可能である。
　前記プレス工程において、歯車状の中空部を有する回転カム（内側に連続する同一のカム形状を形成した環状の回転カム）を使用し、放射状に配置された矯正ピンの外周側端部と回転カムの中空部周壁を当接させた状態で、回転カムを回動させることによって、各矯正ピンを中心軸部に向けてスライドさせる構成を採用すれば、容易かつ確実に、複数の矯正ピンを同時に同期させながら焼結品の中心部に向けてスライドさせることができる。
　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（ａ）に有機バインダ（ｂ）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工程を有する方法において、
前記金属粉末（ａ）として平均粒径１～３０μｍの粉末（好ましくは、インコネル粉末若しくはチタンアルミ合金粉末、チタン・アルミ混合粉末）を用いること、
前記有機バインダ（ｂ）としてポリアセタール（ｂ１）を５～４０Ｖｏｌ％、及びポリプロピレン（ｂ２）を５～４０Ｖｏｌ％含有する有機バインダを用いること、
前記金属粉末（ａ）に前記有機バインダ（ｂ）を添加する工程において、（ａ＋ｂ）に対し、（ｂ）が３０～６０Ｖｏｌ％となるように添加すること、
により、上記タービンホイールの製造に適した焼結品を得ることができる。
　また、前記焼結品の製造工程において、インコネル粉末を使用した場合には
脱脂工程が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℃以下で行われること、及び
焼結工程が減圧不活性ガス雰囲気、加圧不活性ガス雰囲気、大気圧不活性ガス雰囲気及び真空雰囲気のいずれかで１０００℃以上１５００℃以下で行われる事が好ましい。
　前記焼結品の製造工程において、チタンアルミ合金若しくはチタンとアルミの混合粉末を用いる場合には、脱脂工程が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６００℃以下で行われること、及び
焼結工程が減圧不活性ガス雰囲気、加圧不活性ガス雰囲気、大気圧不活性ガス雰囲気及び真空雰囲気のいずれかで８００℃以上１３００℃以下で行われる事が好ましい。
　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、焼結品のロータ軸連結部を切削加工し、焼結品のブレード間に矯正ピンをプレス挿入することにより、寸法精度の高いタービンホイールを製造することが出来る。
　また、焼結品の製造において、上記金属粉末の粒径、バインダ量、バインダ成分を採用することにより、寸法精度の高いタービンホイール製造用の焼結品を、ＭＩＭ法により製造することができる。
（ａ）はタービンホイール（ブレード数１０枚）の一例の斜視図、（ｂ）は別のタービンホイール（ブレード数９枚）の平面図である。 （ａ）はタービンホイールの一例の正面断面図、（ｂ）は別のタービンホイールにロータ軸を連結した状態を示す正面図である。 （ａ）は回転中心を中点に固定した焼結品と、矯正ピン及びそのスライド方向を模式的に示す図であって、中心軸部に向けて各矯正ピンが連動して直線的に動作する様子を示す。（ｂ）は焼結品と、矯正ピン及び回転カムを模式的に示す図である。 （ａ）は焼結品と矯正ピンを模式的に示す図であり、（ｂ）は矯正ピンをブレード間に挿入した状態を模式的に示す図である。 （ａ）はボス部を固定具で固定し、軸連結部の内径を切削加工する状態を示す図である。図中の斜線部は各ブレード間の空間形状を示す。（ｂ）は焼結品の底面を頂部側へプレスする工程を示す。 測定箇所を示す図であり、（ａ）はブレードの上端部先端における高さ、（ｂ）はブレードのピッチの測定箇所を示す。 （ａ）は本発明にかかる製造フローチャートの一例を示し、（ｂ）は本発明にかかる製造フローチャートの別の一例を示す。 本発明にかかる比較例２の変形状態を示す図である。
符号の説明
１　タービンホイール
１’焼結品
２　ブレード
３　中心軸部
４　軸連結部
５　ボス部
６　ロータ軸
７　矯正ピン
８　回転カム
９　焼結品固定具
１０　スライドガイド
１１　軸連結部内径の切削器具
１２　上下プレス用の金属製円柱体
　ターボチャージャは、大気より高い圧力でエンジンの吸気口に空気を供給するための周知の装置である。ターボチャージャは、タービンハウジング内に回転可能なシャフト（ロータ軸）に取り付けられた排気ガス駆動のタービンホイールを本質的に具えている。このターボチャージャに使用されるタービンホイールは図１および図２に示すとおり、耐熱性の金属からなり且つ渦巻き状で複数のブレード２およびロータ軸連結部４を有する。また、通常、中心軸部３の上端に、回転中心を中点とするボス部５が設けられている。
　タービンホイールの大きさ、ブレードの形状、ブレードの枚数は使用するエンジンの排気量等によって異なる。製品の製造方法を図７（製造フローチャート）に示す。
　タービンホイールの製造においては、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。金型は成形材料の湯口を図２のボス部５若しくはロータ軸連結部４に設けて成形材料を注入する。ブレードの金型構造は各ブレードがアンダーカットにならないように設計された形状を有し、ボス中心部から放射状に直線的に入れ子が移動することにより金型による連続成形を可能にする。
　タービンホイール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。Ｎｉ基合金であるインコネルが主に用いられる。中でもインコネル７１３Ｃ（Ｎｉ－１２．５Ｃｒ－４．２Ｍｏ－６．１Ａｌ－０．８Ｔｉ－２．０Ｎｂ）が一般的に用いられる。
　インコネル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。
　また、軽量で高温時の耐熱強度が高いチタンアルミ合金が用いられる。チタンとアルミの比率はＴｉＡｌとなる組成を用いて、このチタンアルミにクロム、バナジウム、マンガン、ニオブを総量で１～５％添加すると延性、加工性が向上する。
　チタンアルミ金属材料からなる金属粉末として、プラズマアーク法、ガスアトマイズ法及び粉砕法により製造された合金粉末を用いるが、これら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。一般的には粉砕粉末の方がプラズマアーク法、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。これに対してプラズマアーク粉末、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、プラズマアーク粉末、ガスアトマイズ粉末に粉砕粉末を混合して用いても良い。
　本発明にかかる金属粉末（ａ）の平均粒径は１～３０μｍ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３０μｍ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（ｂ）として、ポリアセタール（ｂ１）を５～４０Ｖｏｌ％、及びポリプロピレン（ｂ２）を５～４０Ｖｏｌ％含有する有機バインダを用いる。有機バインダにおいて、ポリアセタール及びポリプロピレンを用いることで、ポリエチレン、エチレン酢酸ビニル、アクリル樹脂を用いた従来のバインダと比較して脱脂時の変形量が抑えられる。
　ポリアセタールは成形体の強度を高め、焼結における６００℃以下での成形体の変形を防止し、且つ焼結後において炭化物が残留しない物質として不可欠である。ポリプロピレンは成形体にじん性を付与し、焼結の割れ及び添加した低融点化合物の分離を阻止する。そして、ポリプロピレンもまた、焼結後において炭化物が残留しないという特質をもっている。
　ポリアセタール、ポリプロピレンの添加量が各々有機バインダの全量（ｂ）に対して５Ｖｏｌ％未満の場合には脱脂時の変形が大きくなり、規定する焼結後の寸法精度を得ることができない。またポリアセタール、ポリプロピレンの添加量が各々有機バインダの全量（ｂ）に対して４０Ｖｏｌ％を超えると、成形時の粘度が高くなり金型内に成形材料を完全に充填することができない。
　より好ましいポリアセタールの含有量は１０～３０Ｖｏｌ％であり、より好ましいポリプロピレンの含有量は１０～３０Ｖｏｌ％である。
　ポリアセタール及びポリプロピレン以外の材料としては下記の有機材料を用いる事ができる。
　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。
　また、成形時の流動性並びに成形体に柔軟性を付与するためにポリエチレン、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を用いることができる。特に好ましい材料として、ポリエチレン、アモルファスポリオレフィンが挙げられる。
　上記流動性、脱脂性を向上させるために、併せて上記流動性並びに柔軟性を付与するために、前記金属粉末（ａ）と前記有機バインダ（ｂ）の全量（ａ＋ｂ）に対し、前記有機バインダ（ｂ）を３０～６０体積％（Ｖｏｌ％）とすることが好ましく、３５～５０体積％とすることがより好ましい。
　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。
　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。このためには、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。
　また、焼結の際に、変形防止のための中子を各ブレード間に挿入することでブレード先端部の変形、ロータ底部のそり、うねりを抑えることができる。
　従来の有機バインダ系では脱脂工程中で変形を生じ、上記焼結品の寸法範囲で製品を得ることは非常に困難であるが、上述した金属粉末の粒径、バインダ量、バインダ成分とすることにより、従来よりも寸法精度の高い焼結品をＭＩＭ法により製造することができる。
　本発明の焼結品において、ブレードの上端部先端の高さは最終製品の目標値に対して±１．０％以内、またはプレス工程において矯正ピンの移動速度を０．６ｍ／秒以下に制限する場合は±２．０％以内の範囲にある必要がある。ブレードの上端部先端は、最も肉厚が薄く、中心軸部からも遠いため、通常、最も変形が生じやすい箇所である。そのため、ブレードの上端部先端が最終製品の目標値に対して±１．０％（又は±２．０％）以下の範囲内にある場合、通常、ブレードのいずれの箇所を選択しても、最終製品の対応する箇所の目標値に対して±１．０％（又は±２．０％）以下の変形にとどまり、全体として、最終製品と非常に近似した形状の焼結品となる。ブレード上端部先端の高さは、工具顕微鏡若しくは三次元測定装置によって測定することができる。
　また、本発明の焼結品において、各翼部のピッチは最終製品の目標値に対して±０．３°以内、またはプレス工程において矯正ピンの移動速度を０．６ｍ／秒以下に制限する場合は±１．０°以内の範囲にある必要がある。タービンホイールでは、同形状のブレードを等間隔で配置しているため、ブレードの一点から次のブレードの同じ位置にあたる点までの円弧の長さに対応する角度（ピッチ）は、いずれの点を選択しても同一（３６０度をブレード枚数で割った値）になるのが理想的であり、この値が最終製品の目標値となる。本発明では、ピッチは、最も変形が生じやすい箇所である、翼部の上端部の先端位置で測定する。また、本発明の焼結品では、各ブレードのピッチがそれぞれ、最終製品の目標値に対して±０．３°（又は±１．０°）の範囲内にある。
　ピッチの測定は、工具顕微鏡若しくは三次元測定装置により行うことができる。
　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一つの金型で１個取りを行うことが一般的である。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～１５０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。
　インコネル、チタンアルミ合金（チタンとアルミの混合粉末を含む）ともに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、インコネルの場合には最高温度８００℃以下で行われ、チタンアルミ合金の場合には最高温度６００℃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。インコネルの場合、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。チタンアルミ合金の場合には材料の窒化を考慮して、アルゴンもしくは水素で行うことが望ましい。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以下が望ましい。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。
　脱脂の温度はインコネルの場合には８００℃以下、チタンアルミ合金の場合には６００℃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。
　インコネルの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、加圧不活性ガス雰囲気及び真空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クロム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。
　チタンアルミ合金の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及び真空雰囲気のいずれかが用いられる。焼結時の酸化、窒化を考慮すると真空中で行うことが好ましい。また焼結温度は８００℃以上１３００℃以下で行われるが８００℃未満では焼結が不十分であり、１３００℃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９００～１２５０℃が望ましく、さらには１０００℃～１２００℃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。
　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。
　インコネル及びチタンアルミ合金ともに脱脂工程から焼結工程にかけて、図２（ａ）に示す軸連結内径部にあらかじめ焼結後の収縮率を計算した内径に収まるセラミックス治具を設置することにより、内径の寸法精度が向上し、焼結後に行う切削加工工程での取り代を不要若しくは少なくすることができる。
　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、インコネルでは焼結工程時に最高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工程後の焼結品に、ロータ軸連結部を切削加工し、プレス工程で、ブレードの肉厚、ブレードの変形並びに各ブレードのピッチ間隔を加工する事により、所望する寸法精度のタービンホイールを得ることができる。
以下、実施例に用いた方法により各工程をより詳細に説明する。
（Ｉ）ロータ軸連結部の切削加工（同軸度・中心位置の設定）
（ｉ）切削工程Ａ（プレス工程前）：実施例１～６で使用
焼結後若しくはＨＩＰ工程後の焼結品に対して、中心軸部３の底面に位置する、ロータ軸連結部４（本実施例ではリング状の部材）の内径（及び外径部分）を切削加工する。内径および外径は、タービンホイールの回転中心を中点とする円形状をなす。軸連結部４の内径（ロータ軸連結孔）は、所定寸法の±０．０５ｍｍ以下に機械加工することが好ましい。本工程において、連結部の精度を高めることによって、次のプレス工程において、回転中心に対して均一に、ブレード２の形状、各ブレードのピッチ（角度）を修正して、所望する寸法精度とすることができる。
ロータ軸連結部の切削加工は図５（ａ）に示すように、製品を固定し旋盤加工により行い、内径（及び外径）を所望する寸法に加工する。図５（ａ）において、符号１１は軸連結部内径の切削器具を示す。
（ii）切削工程Ｂ（プレス工程後）：実施例７・８で使用
プレス工程後、矯正ピンを挿入したままの状態で、ロータ軸連結部の内径に合わせたドリル若しくはリーマーを用いて内径を切削加工し、所望する内径にする。内径の加工が終了した後、矯正ピンを後退させて、焼結品を取り出す。
（II）プレス工程（ブレードの変形およびブレードのピッチ［角度］の修正）
（ｉ）プレス工程Ａ（矯正ピンを水平に挿入）：実施例１～６で使用
図３に模式的に示す円盤状の装置を用いた。焼結品１’は、回転中心を中点として固定され（ボス部５を中心点に固定した。符号９は焼結品固定具を示す）、焼結品１’の外周側には、複数の矯正ピン７が、放射状に、且つブレードの枚数に応じて等間隔に配置される。各矯正ピン７は、矯正ピンの両側に配置された支持部材（図示しない）により保持される。図４に示すように、矯正ピンの側面には長手方向に沿ってライン状の凹部からなるスライドガイド１０が設けられ（すなわち、スライドガイドは、矯正ピンを放射状に配置した際には、ピンの挿入方向に延びる）、両側の支持部材には当該凹部と嵌合するライン状の凸部が設けられており、凹凸を嵌合させた状態で矯正ピンを半径方向にスライドさせることができる。
　前記矯正ピン７には、各ブレード２間の空間形状に対応する形状（最終製品の各ブレード間の空間形状に対し、±１．０％以下もしくは±０．０５ｍｍ以下の形状）を有するプレス面が形成されている。
　図３（ｂ）に示すように、歯車状の中空部を有する回転カム８（内側に複数の同一のカム形状を連続して形成した環状の回転カム）を配置し、各矯正ピン７の外周側端部と回転カム８の中空部周壁を当接させた状態で、回転カム８を回動させることによって、複数の矯正ピンを同時に同期させながら、焼結品の中心軸部に向かってスライドさせることができる。
　各矯正ピン７は、各ブレード面に沿って、各ブレード２を両側から挟み込むように中心軸部方向に挿入される。各ブレードは、上端が回転方向に屈曲して、ブレード面が曲面となっている（言い換えると、ブレードの上端が円周方向に緩やかに倒れており、タービンホイール全体として見たときには、ブレードが渦巻状の形状となっている）ため、各矯正ピンは、一方側のブレード（図５では左側）の上端部に被さり、反対側のブレード（図５では右側）の上端部の下に潜り込むように、各ブレード間に挿入される。図５の斜線部は、各ブレード間の空間形状を示す。
　このようにして、ブレードの間隔に習うように矯正ピンが中心部に向かって同時に同期しながら動き、各ブレードを両側から挟み込むようにプレスする事により、回転中心に対して、ブレードの形状並びに各ブレードのピッチを所望する寸法精度に加工することができる。矯正ピンの動作速度は製品として用いるインコネル及びチタンアルミ合金の延びが小さいことから各矯正ピンともカム機構により、同時に連動しながら製品に衝撃荷重を与えないように矯正ピンの移動速度を調節し加工を行う。
（ii）プレス工程Ｂ（矯正ピンをタービンホイールの頂部側に傾斜させながら挿入）：実施例７・８で使用
　プレス工程Ｂに用いた装置の基本的な構成は、プレス工程Ａに用いた装置と同じであるが、プレス工程Ｂに用いた装置では、矯正ピンの底面と接する装置の面が、矯正ピンのプレス開始時の位置と、矯正ピンのプレス終了時の位置とで高低差が生じるように、緩やかな傾斜面となっている。すなわち、円盤状の面は、完全な平板状ではなく、中心部にかけて緩やかに隆起する傾斜面となっている。挿入終了時の矯正ピンと焼結品の位置関係は、プレス工程Ａと同じであり、挿入開始時の矯正ピンの位置は、プレス工程Ａと比べて、やや下方（タービンホイール底面側）となるように構成されている。このような構成とすることにより、矯正ピンは、やや下方から焼結品のブレード間に挿入され、タービンホイールの頂部側に微動しながら、中心軸部に向かって挿入されていく。すなわち、各矯正ピンは、各ブレード面に沿って、各ブレードを両側から挟み込むように中心軸部方向に挿入されるのに加えて、ブレードの上端を押し上げていくように各ブレード間に挿入される。
（iii）上下プレス工程：実施例４・６・８で使用
　上記プレス工程Ａまたはプレス工程Ｂの後、ボス部を固定したまま、および矯正ピンを挿入したままの状態で、金属製の円柱体１２（ロータ軸連結部に対応する凹部を有する円柱体　図５ｂ参照）を用いて、焼結品の底面をタービンホイール頂部側に向けてプレスする。すなわち、焼結品は、各矯正ピンの間に各ブレードが挟まれた状態で、タービンホイールの底面→頂部方向（下→上方向）にプレスされる。各ブレードは、一の矯正ピンが上端部に被さり、一の矯正ピンが上端部の下に潜り込んだ状態にて、二つの矯正ピンの間に挟まれているため、焼結品が下から上に押されることによって、各ブレードは、二つの矯正ピンに挟まれた状態で圧迫される。この上下プレス工程により、ブレード面の形状を、矯正ピンの形状により沿わせることができ、ブレードの変形をより確実に修正することができる。このように、プレス工程の最後に上下方向からプレスを行うことにより、各ブレードの形状精度をさらに高めることができる。また、当該方法のように、底面をプレスすることにより、底部のそり、うねりを矯正する事ができる。
　なお、上述のプレス工程Ａ・Ｂでは、矯正ピンの両側面に支持部材を設ける構成を採用したが、これに代えて、矯正ピンの上方からコの字型の部材で各矯正ピンの上端部を挟み込むことによっても、矯正ピンの安定した往復運動が達成される。
　また、上述の上下プレス工程では、焼結品を底面側から頂部側へプレスしたが、上下プレスは、上下方向のいずれから行なってもよい。上側からプレスする場合は、ブレードを間に挟み込んだ状態の矯正ピンを頂部側から底面側にプレスすることにより、ブレードをプレスすればよい（例えば、中心部にボス部を挿通する穴を有する円形プレートまたは円柱体等を用いて矯正ピン上端部を底面方向にプレスする）。また、上下両方向からプレスしてもよい。
　この上下プレス時の圧力は適宜調節すればよい。一般的には、０．１トン／ｃｍ２～１０トン／ｃｍ２程度の圧力が適切である。
　上述した焼結品を、上記プレス工程ＡまたはＢで加工することにより、所望するタービンホイール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１０００～１５００個程度まで高めることができる。
　さらに、必要に応じてプレス後の製品をバレル研磨、電解研磨することにより、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：インコネル713C　平均粒径9.2μm
・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：190℃　金型温度40℃
・脱脂条件：最高温度600℃（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１と同様のタービンホイールの形状とした（ホイールの直径：４８mm　ブレード枚数：９枚　ブレードの肉厚：最大２．２mm；最小１．２mm）。所望する最終製品の寸法は下記のとおりである。なお、測定部を図６に示した。
所望する最終製品の寸法（目標範囲）
ブレードの上端部先端の高さ（測定部Ａ）：17.0mm（目標値）±0.05mm（16.95～17.05mm）
ブレードのピッチ（測定部Ｂ）：40度（目標値）±0.1度（39.9～40.1°）
ロータ軸連結部の内径の同軸度：0.05mm以内，ロータ軸連結部内径の垂直度：0.05mm以内
　成形機は１００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。ブレードの高さ、ピッチ間隔、軸連結部の内径の同軸度、内径の垂直度の測定はミツトヨUMAP Vision Systemを用いて、接触式プローブにより測定を行った。
焼結後の焼結品寸法
ブレードの上端部先端の高さ（各９カ所のばらつき範囲）：16.86 ～16.98mm
　　（目標値に対し－0.82%～－0.12%）
ブレードのピッチ（各９カ所のばらつき範囲）：39.77°～40.26°
　　（目標値に対し－0.23°～＋0.26°）
ロータ軸連結部の内径の同軸度：0.09mm，ロータ軸連結部内径の垂直度：0.07mm
焼結品の相対密度：96.4%
　上述した切削工程Ａ・プレス工程Ａを行った（すなわち、軸連結部切削加工→矯正ピン挿入プレス［水平］）。プレス工程Ａにおいて、矯正ピンの移動速度は１．０ｍ／秒とした。処理工程後の寸法は下記の通りとなった。
プレス工程Ａ後の最終製品の寸法
ブレードの上端部先端の高さ：16.97 ～17.02mm（各９カ所のばらつき範囲）
ブレードのピッチ：39.97°～40.05°（各９カ所のばらつき範囲）
ロータ軸連結部の内径の同軸度：0.03mm，ロータ軸連結部内径の垂直度：0.03mm
焼結品の相対密度：96.4%
　焼結後において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：チタンアルミ合金（バナジウム２％添加）　平均粒径12.7μm
・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℃（アルゴン）2時間保持　合計時間22時間
・焼結条件：最高温度1170℃（真空雰囲気）2時間保持
・ＨＩＰ処理：処理温度1100℃（アルゴン、100MPa）2時間保持
　射出成形用の金型は１個取りとし、図１と同様のタービンホイールの形状とした（ホイールの直径：４８mm　ブレード枚数：９枚　ブレードの肉厚：最大２．２mm；最小１．２mm）。所望する最終製品の寸法は下記のとおりである。
所望する最終製品の寸法（目標範囲）
ブレードの上端部先端の高さ（測定部Ａ）：17.0mm（目標値）±0.05mm（16.95～17.05mm）
ブレードのピッチ（測定部Ｂ）：40度（目標値）±0.1度（39.9～40.1°）
ロータ軸連結部の内径の同軸度：0.05mm以内，ロータ軸連結部内径の垂直度：0.05mm以内
　成形機は１００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。
焼結後の焼結品寸法
ブレードの上端部先端の高さ（各９カ所のばらつき範囲）：16.88 ～16.92mm
　　（目標値に対し－0.7％～－0.47%）
ブレードのピッチ（各９カ所のばらつき範囲）：39.85°～40.27°
　　（目標値に対し－0.15°～＋0.27°）
ロータ軸連結部の内径の同軸度：0.07mm，ロータ軸連結部内径の垂直度：0.08mm
焼結品の相対密度：95.7%
　上述した切削工程Ａ・プレス工程Ａを行った（すなわち、軸連結部切削加工→矯正ピン挿入プレス［水平］）。プレス工程Ａにおいて、矯正ピンの移動速度は１．０ｍ／秒とした。処理後の寸法は下記の通りとなった。
プレス工程Ａ後の最終製品の寸法
ブレードの上端部先端の高さ：16.96 ～17.03mm（各９カ所のばらつき範囲）
ブレードのピッチ：39.97°～40.04°（各９カ所のばらつき範囲）
ロータ軸連結部の内径の同軸度：0.03mm，ロータ軸連結部内径の垂直度：0.03mm
焼結品の相対密度：95.7%
　焼結後において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と同じ条件にて、以下の焼結品を作製した。
焼結後の焼結品寸法
ブレードの上端部先端の高さ：16.54 ～16.75mm
　　（目標値に対し－2.7%～－1.47%）
ブレードのピッチ：39.35°～40.76°
　　（目標値に対し－0.65°～＋0.76°）
ロータ軸連結部の内径の同軸度：0.09mm，ロータ軸連結部内径の垂直度：0.07mm
焼結品の相対密度：96.1%
　当該焼結品を用いて、実施例１と同じ条件にて切削加工・プレス加工を行ったが、ブレード先端とブレード根元でクラックが発生した。
　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、最終製品の寸法公差内の製品を得ることが出来ず、ブレードにプレス工程において応力が生じて、クラックが生じた。これは、焼結品のブレードの変形が大きいことが要因と考えられる。焼結品を多数製造して、任意の箇所における変形を調べた結果、焼結品はブレードの上端部先端が最も変形しやすく、目標値から外れやすかった。そのため、焼結品のブレードの上端部先端における高さとピッチに着目し、プレス後の最終製品の公差に与える影響を調べた。
　焼結品のブレードの上端部先端の高さ（Ａ）・ブレードのピッチ（Ｂ）と、最終製品の目標値との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と同じ条件において、様々な焼結品を作成し、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に示す。表中のＡ及びＢの値は、９枚のブレードのうち、最も目標値からはずれたブレードの測定値に基づく値を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　実施例１～３の結果から、プレス前の焼結品は、所望する最終製品の寸法・ピッチ（目標値）に対して、ブレードの上端部先端における高さが±１．０％以内、各ブレードのピッチ間隔が±０．３°以内であり、且つ、焼結密度が相対密度９５％以上である場合に、所望する寸法公差の最終製品がプレス工程によって得られることが分かった。なお、各実施例で製造した焼結品は、ブレードの上端部先端で最も変形（目標値からのずれ）が大きく、ブレードの上端部先端の高さが目標値に対して±１．０％以内である場合は、ブレードの任意の点における高さも、最終製品の同じ箇所の目標値に対して±１．０％以内にあり、ブレードの上端部先端のピッチが目標値に対して±０．３°以内である場合は、ブレードの任意の点におけるピッチも±０．３°の範囲内となった。
［比較例２］
　実施例１の有機バインダ成分のうち、ポリアセタールをエチレン酢酸ビニル樹脂に置き換えた有機バインダを用いた他は、実施例１と同様にして焼結品の製造を試みた。
　しかし、脱脂後、成形体は図８に示すようにブレードに大きな変形を生じたため以後の焼結、プレス工程に進むことは出来なかった。
　また、ポリプロピレンをポリエチレンに置き換えた有機バインダを用いた場合は脱脂後、成形体は図８に示すようにブレードに大きな変形を生じたため以後の焼結、プレス工程に進むことは出来なかった。
　その他、種々の射出成形材料により成形体を作成し、焼結を試みた結果、平均粒径が１～３０μｍの金属粉末（特にインコネル粉末及びチタンアルミ合金粉末若しくはチタン・アルミ混合粉末）を用い、ポリアセタールを５～４０Ｖｏｌ％、及びポリプロピレンを５～４０Ｖｏｌ％含有する有機バインダを用い、且つ、前記金属粉末と前記有機バインダの合計量に対して、有機バインダの量を３０～６０体積％とした場合に、本発明にかかるプレス工程に使用するのに好適な焼結品が得られることが分かった。
　また、本発明にかかる焼結品製造工程によれば、最小肉厚が１．０ｍｍ以下の薄肉ブレードの焼結品を製造することが可能であり、最大肉厚が１．２ｍｍ、最小肉厚が０．６ｍｍといった非常に薄肉のブレードを有する焼結品であっても製造することができた。
　実施例１および２の方法に、さらに上述した上下プレス工程（プレス圧力：１ｔｏｎ／ｃｍ２）を加えて、タービンホイールを製造した（すなわち、軸連結部切削加工→矯正ピン挿入プレス［水平］→上下プレス）。結果を表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　本実施例から、矯正ピン挿入後に上下プレス工程を行うことにより、ブレードの形状精度をさらに高めることができることが分かった。
　さらに試作を繰り返した結果、矯正ピンの移動速度を遅くすることにより、実施例３にて修正可能であった範囲（高さ±１．０％以内：ピッチ±０．３°以内）より、さらにブレードの変形が大きい焼結品を修正できることが分かった。このため、矯正ピンの移動速度を種々変更して、実験を行った。
　矯正ピンの移動速度を０．１ｍ／秒～１．０ｍ／秒の範囲で変更した際に修正可能な、焼結品の変形程度を調べるため、様々な焼結品（最終製品の目標値・目標範囲は実施例１と同じ）を作成し、最終製品と、プレス前の焼結品の関係を調べた。結果を表３に示す。表中のＡ及びＢの値は、９枚のブレードのうち、最も目標値からはずれたブレードの測定値に基づく値を示す。また、所望する最終製品の目標範囲が全て達成できた場合を○とし、そのうち特に目標値に近い製品が製造できた場合を◎として評価した。所望する最終製品の目標範囲のうち、一以上が達成できない場合、またはブレードにクラックやひびが発生した場合をその程度に応じて△または×として評価した。本実施例では、切削工程Ａおよびプレス工程Ａにて実験を行った（すなわち、軸連結部切削加工→矯正ピン挿入プレス［水平］）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　本実施例の結果から、矯正ピンの速度が０．６ｍ／秒以下の低速であれば、プレス前の焼結品は、所望する最終製品の寸法・ピッチ（目標値）に対して、ブレードの上端部先端における高さが±２．０％以内、各ブレードのピッチ間隔が±１．０°以内であり、且つ、焼結密度が相対密度９５％以上である場合に、所望する寸法公差の最終製品がプレス工程によって得られることが分かった。この範囲から外れる場合は、矯正ピンの速度をどれほど遅くしても、ブレードにクラックやひびが発生するため、ブレードの修正ができなかった。一方、最終製品の目標値に対して、ブレードの高さが±１．０％以内、ブレードのピッチ間隔が±０．３°以内であれば、矯正ピンの移動速度が０．６ｍ／秒より速くても、所望する寸法公差の最終製品が得られた。なお、実施例で製造した焼結品は、ブレードの上端部先端で最も変形（目標値からのずれ）が大きく、ブレードの上端部先端の高さが目標値に対して±２．０％以内である場合は、ブレードの任意の点における高さも、最終製品の同じ箇所の目標値に対して±２．０％以内にあり、ブレードの上端部先端のピッチが目標値に対して±１．０°以内である場合は、ブレードの任意の点におけるピッチも±１．０°の範囲内となった。
　実施例５の方法に、さらに上述した上下プレス工程（プレス圧力：1ton/cm2）を加えて、タービンホイールを製造した（すなわち、軸連結部切削加工→矯正ピン挿入プレス［水平］→上下プレス）。上下プレス工程なしの製品と、矯正ピン挿入後に上下プレス工程をおこなった製品を比べると、上下プレス工程を行った製品では、ブレードの高さを0.05～0.2％程度、ブレードのピッチを0.01～0.05％程度、目標値に近づけることができた。なお、上記それぞれの％は、（上下プレス後の値－矯正ピン挿入後の値）の絶対値を目標値で割った値に１００を乗じて求めた。また、上下プレスにより、ロータ軸連結部内径の同軸度および垂直度も０．０１～０．０２ｍｍ向上させることができた。これは、上下プレスにより、上下面のゆがみが修整されたことによるものと考えられる。
　本実施例からも、矯正ピン挿入後に上下プレス工程を行うことにより、ブレードの形状精度をさらに高めることができることが分かった。
　上述したプレス工程Ｂおよび切削工程Ｂ（すなわち、矯正ピン挿入プレス［傾斜］→軸連結部切削加工）により、タービンホイールを製造した（最終製品の目標値・目標範囲は実施例１と同じ）。
　上述したとおり、プレス工程Ｂに用いた装置では、矯正ピンの底面と接する面は、矯正ピンのプレス開始時の位置と、矯正ピンのプレス終了時の位置とで高低差が生じるように、中心部にかけて緩やかに隆起している。この高低差を種々変更して、実験を行った。矯正ピンの移動速度はいずれも、０．３ｍ／秒とした。結果を表４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表４に示すとおり、高低差が２．０ｍｍ以下の場合、すなわち、矯正ピンが、タービンホイール底面側から頂部側に微動していくように（最大で２．０ｍｍ）、矯正ピンを挿入した場合も、実施例５と同じ範囲のブレードの変形を修正できることが分かった。矯正ピンをブレードのやや下方から挿入し、上方へ微動させつつ挿入していくことにより、矯正ピンがブレードの上端を押し上げながら挿入されていくため、ブレードの上端部の変形を確実に修正することができた。
　また、本実施例では、プレス工程後に切削工程を行ったが（切削工程Ｂ）、この場合でも、所望する寸法公差の最終製品が得られることが分かった。
　なお、切削工程をプレス前に行った場合は、切削屑を容易に除去できるというメリットがあり、これに対して、切削工程をプレス後に行う場合には、軸の中心を固定した上で切削加工を行うことで、製品の寸法精度をより高めることができるというメリットがあった。
　さらに、矯正ピンの挿入速度と修正できる焼結品の関係について調べたところ、矯正ピンを水平に挿入する場合（すなわち、挿入開始時と挿入終了後における矯正ピン先端の高低差が０ｍｍの場合）と同様、矯正ピンの移動速度が０．６ｍ／秒以下の低速の場合は、ブレードの高さ：目標値±２．０％以内－ブレードのピッチ：目標値±１．０°以内の焼結品を修正することが可能であり、矯正ピンの移動速度が０．６ｍ／秒よりも高速の場合は、ブレードの高さ：目標値±１．０％以内－ブレードのピッチ：目標値±０．３°以内の焼結品を修正することが可能であった。
　実施例７の方法に、さらに上述した上下プレス工程（プレス圧力：1ton/cm2）を加えてタービンホイールを製造した（すなわち、矯正ピン挿入プレス［傾斜］→上下プレス→軸連結部切削加工）。上下プレス工程なしの製品と、矯正ピン挿入後に上下プレス工程をおこなった製品を比べると、上下プレス工程を行った製品では、ブレードの高さを0.05～0.2％程度、ブレードのピッチを0.01～0.05％程度、目標値に近づけることができた。また、上下プレスにより、ロータ軸連結部内径の同軸度および垂直度も０．０１～０．０２ｍｍ向上させることができた。
　本実施例からも、矯正ピン挿入後に上下プレス工程を行うことにより、ブレードの形状精度をさらに高めることができることが分かった。
　本発明によれば、ＭＩＭ工程により得られた、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、ロータ軸連結部の切削工程および矯正ピンのプレス工程のみで、寸法精度に優れた所望する形状のタービンホイールを製造することが出来る。本発明では、特にＭＩＭ法の採用により、従来の鋳造と比較しても、成形加工時の材料の製造ロスを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、プレス工程の自動化処理により、タービンホイールとロータ軸溶接後の工程で生じる軸ぶれ調整を最小限に留めることができ、最終歩留まりを従来の鋳造製品を用いた場合と比較して飛躍的に向上させることができる。また、ＭＩＭ法の採用により、従来は容易に製造できなかった、薄肉複雑形状のタービンホイールの量産が可能になる。

Claims (9)

  1. 　中心軸部から放射状に伸び、且つ、上端が回転方向に屈曲している複数の曲面ブレードを有し、使用時には中心軸部底面側に回転軸となるロータ軸が連結される金属製のタービンホイールを製造する方法であって、
    金属粉末射出成形法により製造した、所望する最終製品と近似した形状を有する焼結品を切削加工する工程とプレス加工する工程を含むこと、
    前記焼結品が最終製品の目標値に対して、ブレードの上端部先端の高さが±１．０％の範囲内にあり、ブレードのピッチが±０．３°の範囲内にあり、且つ焼結密度が相対密度９５％以上であること、
    前記切削工程において、前記中心軸部の底面に、タービンホイールの回転中心を中点するロータ軸連結部を機械加工すること、
    前記プレス工程は、前記回転中心を中点として前記焼結品を固定した後、固定した焼結品に対し、放射状に配置された複数の矯正ピンを同時に同期させながら、焼結品の中心軸部に向かってスライドさせることによって行われること、
    前記矯正ピンは、各ブレード間の空間形状に対応する形状を有し、ブレードの枚数に応じて等間隔に配置され、各ブレード面に沿って、各ブレードを両側から挟み込むように中心軸部に向かって挿入されること
    を特徴とする、タービンホイールの製造方法。
  2. 　中心軸部から放射状に伸び、且つ、上端が回転方向に屈曲している複数の曲面ブレードを有し、使用時には中心軸部底面側に回転軸となるロータ軸が連結される金属製のタービンホイールを製造する方法であって、
    金属粉末射出成形法により製造した、所望する最終製品と近似した形状を有する焼結品を切削加工する工程とプレス加工する工程を含むこと、
    前記焼結品が最終製品の目標値に対して、ブレードの上端部先端の高さが±２．０％の範囲内にあり、ブレードのピッチが±１．０°の範囲内にあり、且つ焼結密度が相対密度９５％以上であること、
    前記切削工程において、前記中心軸部の底面に、タービンホイールの回転中心を中点するロータ軸連結部を機械加工すること、
    前記プレス工程は、前記回転中心を中点として前記焼結品を固定した後、固定した焼結品に対し、放射状に配置された複数の矯正ピンを同時に同期させながら、焼結品の中心軸部に向かってスライドさせることによって行われること、
    前記矯正ピンは、各ブレード間の空間形状に対応する形状を有し、ブレードの枚数に応じて等間隔に配置され、各ブレード面に沿って、各ブレードを両側から挟み込むように中心軸部に向かって挿入されること、および
    前記矯正ピンの移動速度が０．６ｍ／秒以下であることを特徴とする、タービンホイールの製造方法。
  3. 　さらに、矯正ピンの挿入後、当該ピンを挿入したままの状態で、焼結品の底面を頂部方向へプレスする及び／又は矯正ピンを頂部側から底面方向へプレスする工程を含むことを特徴とする、請求項１または２に記載のタービンホイールの製造方法。
  4. 　挿入開始時の矯正ピンの位置は、挿入終了時の矯正ピンの位置より最大で２．０ｍｍ底面側にあり、各矯正ピンは、各ブレード面に沿って、且つブレードの上端を押し上げていくように各ブレード間に挿入され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ホイールの製造方法。
  5. 　前記プレス工程において、歯車状の中空部を有する回転カムを使用し、放射状に配置された矯正ピンの外周側端部と回転カムの中空部周壁を当接させた状態で、回転カムを回動させることによって、各矯正ピンを中心軸部に向けてスライドさせることを特徴とする、請求項１～４のいずれか１項に記載のタービンホイールの製造方法。
  6. 　さらに、前記焼結品を製造する工程を含み、当該焼結品製造工程が
    金属粉末（ａ）に有機バインダ（ｂ）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工程を有するものであって、
    前記金属粉末（ａ）が、平均粒径１～３０μｍの粉末であること、
    前記有機バインダ（ｂ）が、ポリアセタール（ｂ１）を５～４０Ｖｏｌ％、及びポリプロピレン（ｂ２）を５～４０Ｖｏｌ％含有すること、
    前記金属粉末（ａ）に前記有機バインダ（ｂ）を添加する工程において、金属粉末と有機バインダの全量（ａ＋ｂ）に対し、有機バインダ（ｂ）が３０～６０Ｖｏｌ％となるように添加すること、
    を特徴とする、請求項１～５のいずれか１項に記載のタービンホイールの製造方法。
  7. 　前記焼結品の製造工程において、金属粉末にインコネルを用い、脱脂工程が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℃以下で行われること、及び
    焼結工程が減圧不活性ガス雰囲気、加圧不活性ガス雰囲気、大気圧不活性ガス雰囲気及び真空雰囲気のいずれかで１０００℃以上１５００℃以下で行われる事を特徴とする請求項６に記載のタービンホイールの製造方法。
  8. 　前記焼結品の製造工程において、金属粉末にチタンアルミ合金若しくはチタンとアルミの混合粉末を用い、脱脂工程が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６００℃以下で行われること、及び
    焼結工程が減圧不活性ガス雰囲気、加圧不活性ガス雰囲気、大気圧不活性ガス雰囲気及び真空雰囲気のいずれかで８００℃以上１３００℃以下で行われる事を特徴とする請求項６に記載のタービンホイールの製造方法。
  9. 　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６～８のいずれか１項に記載のタービンホイールの製造方法。
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