JP3534633B2

JP3534633B2 - 接合部材およびタービン部材

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Publication number: JP3534633B2
Application number: JP00067399A
Authority: JP
Inventors: 利光鉄井; 美智男京谷
Original assignee: Mitsubishi Heavy Industries Ltd
Current assignee: Mitsubishi Heavy Industries Ltd
Priority date: 1999-01-05
Filing date: 1999-01-05
Publication date: 2004-06-07
Anticipated expiration: 2019-01-05
Also published as: JP2000202683A

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は乗用車、トラック用
小型過給器のタービンホイールおよび船舶用大型過給
器、ジェットエンジン、産業用ガスタービンブレ−ド等
の回転部材に関し、特にＴｉＡｌ系金属間化合物基合金
と他の材料とが接合された部材に関するものである。

【０００２】

【従来の技術】近年の環境問題への関心の高まりから、
乗用車、トラック、船舶などの輸送機械に用いられる過
給器の性能向上が、またジェットエンジン、産業用ガス
タービンなどの効率の向上が求められている。上記製品
の性能、効率を支配する重要な構成要素の一つはタービ
ンであり、近年このタービンに対し、過渡応答特性の向
上、タービン入り口温度の高温化および高速回転化など
が求められている。この３つの要望に対してタービンホ
イール、タービンディスク、タービンブレードなどの回
転部材を構成する材料の改良が望まれているが、タービ
ン入り口温度の高温化および高速回転化については、前
記回転部材に現在使用されているＮｉ基超合金をベース
にする場合、クリープ強度を含めた高温強度のさらなる
向上が必要である。しかし、組成的な面から現状のＮｉ
基超合金の高温強度向上を望むことはほとんど困難であ
り、単結晶化といった特殊プロセスによる高温強度向上
の検討が進められている。この特殊プロセスの採用は、
ジェットエンジンブレードなどの高価な少量生産品につ
いては上記方策も有効であるが、乗用車用小型過給器な
どの複雑形状の量産品ではコスト的に適用が困難であ
る。また、過渡応答特性については、Ｎｉ基超合金の比
重がその組成に拘わらず約８〜９であるため、その向上
を図ることはできない。

【０００３】Ｎｉ基超合金に替わり以上の３つの性能向
上に有望な材料として金属間化合物ＴｉＡｌを主相とす
る合金（本明細書中では、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合
金という）が注目を集めている。この合金は、比重が約
４と軽量であることから慣性モーメントが小さくなり、
過渡応答特性の向上が期待できる。また、回転部材では
負荷される応力は比重で除した比強度を考慮すればよい
ため、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金の比重がＮｉ基超
合金の約１／２であることから、高温強度がＮｉ基超合
金の１／２以上あれば、タービン入り口温度の高温化、
高速回転化が可能となる。

【０００４】ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金のタービン
ホイールを小型過給機に組み込む場合、タービンホイー
ルそのものはロストワックス法といった精密鋳造により
ニアネットで作成できるため問題ないが、このタービン
ホイールを構造用鋼からなるシャフトに接合する接合の
技術が重要となる。

【０００５】この接合技術について、特公平８−１８１
５１号、あるいは特開平２−１５７４０３号が新規な提
案を行っている。つまり、特公平８−１８１５１号は、
ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金と構造用鋼の接合におい
て、タービンホイールとシャフトの間にオーステナイト
系ステンレス鋼、耐熱鋼、Ｎｉ基またはＣｏ基の超合金
からなる中間材を配置し、各々の接合を摩擦溶接で行う
接合方法を提案している。図５はこの方法で接合したタ
ーボチャージャのホットホイールの構成を示す断面図で
あり、１がタービンホイール、２がシャフト、３が中間
材である。

【０００６】また、特開平２−１５７４０３号は、Ｔｉ
Ａｌ系金属間化合物基合金と中間材の接合は摩擦接合
で、中間材とシャフトとの接合は電子ビーム溶接で行う
こと接合方法を提案している。そして、中間材として
は、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金と接合性の良好なイ
ンコロイ９０３（商品名）を用いることが推奨されてい
る。図６はこの方法で接合したターボチャージャのホッ
トホイールの構成を示す断面図であり、１がタービンホ
イール、２がシャフト、３が中間材、４が中間部であ
り、またＡはＴｉＡｌ系金属間化合物基合金と中間材と
の接合部、Ｂは中間材とシャフトとの接合部である。

【０００７】

【発明が解決しようとする課題】前記特公平８−１８１
５１号の提案においては、中間材とシャフトとの摩擦接
合は従来から実績のある接合方法であり問題はないもの
の、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金と中間材との摩擦接
合には以下のような問題がある。すなわち、前記特公平
８−１８１５１号で採用されている中間材はいずれもＴ
ｉＡｌ系金属間化合物基合金に比べると線膨張係数が大
きい（中間材：１３〜２０×１０^-6／℃、ＴｉＡｌ系金
属間化合物基合金：９〜１１×１０^-6／℃）ため、乗用
車、トラックの小型過給機を想定した場合、その発停に
伴いタービンには加熱、冷却の熱サイクルが負荷される
のに伴い、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からなるター
ビンホイールと中間材との接合界面には、両者の線膨張
係数の違いに起因する熱応力が負荷される。この熱応力
は加熱、冷却、すなわち、小型過給機の発停の度に負荷
されることから、乗用車、トラック等の現実の使用状況
に鑑みれば、小型過給機の使用時には非常に多大のサイ
クルの熱応力が負荷されることになる。摩擦接合部の靭
性が良好であればこの熱応力の負荷に耐えうるが、Ｔｉ
Ａｌ系金属間化合物基合金自体が靭性に乏しいうえに、
中間材との摩擦接合部はさらに脆くなっていることか
ら、線膨張係数の差に起因する熱応力の多サイクル負荷
は、摩擦接合部に疲労破壊を生じさせるおそれがある。
特開平２−１５７４０３号においては、中間材を構成す
るインコロイ９０３（商品名）がＴｉＡｌ系金属間化合
物基合金と同等の線膨張係数を有しているため、特公平
８−１８１５１号のような線膨張係数の差異に基づく熱
応力の負荷の問題は回避される。しかし、図６に示すよ
うに、タービンホイール１と中間材２との接合界面が、
軸方向に垂直な平面であるため、製品の製造工程および
使用中においてシャフト３に曲げモーメントが作用した
場合、接合界面を開く方向の応力が負荷されてしまう。

【０００８】通常の金属材料同士の摩擦接合であれば、
摩擦接合部自身に靭性があるため上記のような応力が負
荷されても問題が生じないが、前述のように、ＴｉＡｌ
系金属間化合物基合金と中間材との摩擦接合部は脆く、
亀裂進展に対する抵抗（ＫIC）が非常に小さいため、接
合面と亀裂開口方向が一致する場合、接合部表面の微小
欠陥、傷といった表面欠陥に敏感となる。つまり、シャ
フトに曲げモーメントが負荷された場合、微小な表面欠
陥を起点として亀裂が接合界面を容易に進展し、最終的
には接合部の破断に至るおそれがある。

【０００９】そこで本発明は、線膨張係数の差異による
接合部の疲労破壊を防止し、また、シャフトに曲げモー
メントが負荷された場合にも亀裂の進展が生じにくい接
合構造を有する接合部材の提供を課題とする。また本発
明は、そのような接合構造を有するタービン部材の提供
を課題とする。

【００１０】

【課題を解決するための手段】本発明者は接合手段とし
てロウ付けを前提として上記課題を解決するための検討
を行った。そして、軸方向に垂直な面のみならず、周方
向にも接合面を形成することにより、亀裂の進展を抑制
することとした。この接合を実現する具体的構造とし
て、接合部を構成する一方の部材に凹状接合部を、ま
た、他方の部材に凸状接合部を形成し、この凹状接合
部、凸状接合部を嵌合した状態でロウ付けすることが有
効である。

【００１１】この際、用いるロウ材として、軸方向に垂
直な面および周方向の接合面ともに同一のロウ材を用い
ることも可能であるが、周方向の接合面に強度の高いロ
ウ材を用いると、その凝固時の収縮により発生する応力
がロウ材の塑性変形で緩和することなく、ＴｉＡｌ系金
属間化合物基合金に負荷されることとなる。しかしなが
らＴｉＡｌ系金属間化合物基合金は靭性が不十分であ
ることから、この負荷応力によって亀裂が発生すること
が懸念される。従って周方向の接合面には低強度のロ
ウ材を用い、ロウ材自身の塑性変形で凝固時に発生する
応力を緩和することとした。なお、軸方向に垂直な接合
面においてはこの応力は負荷されないため、高温に長時
間曝されるという本接合部の仕様に鑑み、耐久性維持の
ため高強度のロウ材を用いることとした。

【００１２】また、前記凸状接合部をＴｉＡｌ系金属間
化合物基合金からなる部材に、また凹状接合部を他方の
部材に形成する場合、当該接合部材の使用温度＜ロウ付
け温度の前提において、該他方の部材を、室温〜ロウ付
け温度の平均線膨張係数がＴｉＡｌ系金属間化合物基合
金のロウ付け温度の線膨張より大きいが、室温〜当該接
合部材が使用される温度の平均線膨張係数がＴｉＡｌ系
金属間化合物基合金のそれより小さい材料から構成する
ことにより、欠陥を防止しロウ付け強度を増すとともに
使用時における接合強度も十分に確保することができ
る。つまり、ロウ付け過程を考えてみると、まず室温に
おいて両部材の間にロウ材を挿入し、これをロウ材の融
点以上となるロウ付け温度に昇温する。ロウ付け温度に
おいてはこの挿入したロウ材が溶融することで、前記凸
状接合部形状のＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からなる
部材と凹状接合部形状の他方の部材の間の空隙がロウ材
で満たされることとなる。次にロウ付け温度から室温ま
での冷却過程においてはいったん溶融したロウ材が再度
凝固することとなるが、その際にはこの両部材とも収縮
することとなる。ここで両部材の室温からロウ付け温度
までの平均線膨張率の差によって、凹状接合部の収縮量
は凸状接合部の収縮量より大きくなる。この作用によっ
て室温における両部材間の空隙は、ロウ付け温度におけ
る空隙量よりも減少することとなる。したがって、冷却
過程において空隙量の減少が生じることから、ロウ付け
部の欠陥が発生しにくくなるとともに、いわゆる焼きば
めの効果も発生し、ロウ付け強度を増すことができる。
一方、当該接合部材の使用状況を考えてみると、使用温
度においては室温から昇温することで両部材とも膨張す
ることとなる。ここで両部材の室温から使用温度までの
平均線膨張率の差によって、凸状接合部の膨張量は凹状
接合部の膨張量より大きくなり、ロウ材で充填されてい
る両者の間の空隙は減少する。このため、ロウ付け部に
は同様に焼きばめの効果も発生し、ロウ付け強度を増す
ことができる。そして、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合
金との関係でこの線膨張率の条件を満足する材料として
インコロイ９０９（商品名）が掲げられる。インコロイ
９０９の代表的な組成は、重量％で、Ｎｉ：３８％、Ｃ
ｏ：１３％、Ｆｅ：４２％、Ｎｂ：４．７％、Ｔｉ：
１．５％、Ｓｉ：０．４％、Ａｌ：０．０３％、Ｃ：
０．０１％である。

【００１３】本発明は以上の知見、思想に基づくもので
あり、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からなる基部と、
前記基部に接合される軸部とからなる接合部材におい
て、前記基部と前記軸部との接合面の一方に凸部を、他
方に凹部を形成し、前記凸部と凹部とが嵌合された状態
でロウ材により接合され、前記基部と前記軸部との軸方
向における接合面には強度の大きい第１のロウ材を用
い、周方向における接合面には前記第１のロウ材より強
度の小さい第２のロウ材を用いることを特徴とする接合
部材である。

【００１４】本発明の接合体は、凸部と凹部とが嵌合し
た状態で接合しているので、その接合面は軸方向に垂直
な面のみならず、周方向にも形成される。したがって、
製造中あるいは使用中に軸に曲げモーメントが負荷され
た場合でも、接合面が軸方向に垂直な面にのみ形成され
た従来の接合構造に比べて接合部の表面欠陥からの亀裂
進展を抑制することができる。

【００１５】また、前記基部と前記軸部との軸方向に垂
直な接合面には強度の大きいロウ材を用いて接合強度を
十分に確保する一方、周方向における接合面には相対的
に強度の小さいロウ材を用いることにより、所定の接合
強度を確保しつつＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からな
る回転部材へのロウ材の収縮に伴う応力負荷を軽減して
いる。なお、本発明は周方向における接合面の全面に第
２のロウ材を用いる場合に限るものではなく、応力負荷
の問題が生じない範囲で第１のロウ材を周方向における
接合面に用いてもよい。また、強度の大きい第１のロウ
材としてはＪＩＳＢＡｕ−１２に代表される金ロウ、
強度の小さい第２のロウ材としてはＪＩＳＢＡｇ−８
に代表される銀ロウを用いることが望ましい。

【００１６】本発明ではＴｉＡｌ系金属間化合物基合金
の組成を限定するものではないが、原子％で、Ａｌ：４
４．５〜４８．５％、Ｎｂ：５〜９．５％、Ｃｒ：０．
５〜２％、Ｓｉ：０．１〜０．４％、Ｎｉ：０．２〜
０．４％、残部不可避的不純物およびＴｉからなる組成
を有するＴｉＡｌ系金属間化合物基合金を用いるのが望
ましい。この組成を有する合金は、製造方法を特定する
ことにより、γ−ＴｉＡｌ相（以下、γ相）およびα_２
−Ｔｉ_３Ａｌ相（以下、α_２相）からなるラメラー組
織とγ相の２相組織、またはラメラー組織、γ相および
β相を呈する相（以下、β相）の３相組織を有し、優れ
た耐酸化性、高温強度、靱・延性を得ることができる。

【００１７】また、本発明によれば、ＴｉＡｌ系金属間
化合物基合金からなる凸状接続部を有する基部と、前記
基部の凸状接続部に嵌合する凹状接続部を有する軸部と
からなる接合部材において、前記基部と前記軸部とはロ
ウ材により接合され、室温〜前記接合部材の使用温度に
おける前記ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金の平均線膨張
係数をα１、前記軸部を構成する材料の平均線膨張係数
をβ１、室温〜ロウ付け温度における前記ＴｉＡｌ系金
属間化合物基合金の平均線膨張係数をα２、前記軸部を
構成する材料の平均線膨張係数をβ２とすると、α１＞
β１、α２＜β２の条件を満足することを特徴とする接
合部材が提供される。

【００１８】この接合部材は、ＴｉＡｌ系金属間化合物
基合金からなる基部の凸状接続部と、前記軸部の凹状接
続部とを嵌合した状態で接合するので、その接合面は軸
方向に垂直な面のみならず、周方向にも形成されるの
で、接合面が軸方向に垂直な面にのみ形成された従来の
接合構造に比べて接合部の表面欠陥からの亀裂進展を抑
制することができる。

【００１９】また、室温〜前記接合部材の使用温度にお
ける前記ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金の平均線膨張係
数をα１、前記軸部の平均線膨張係数をβ１、室温〜ロ
ウ付け温度における前記ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金
の平均線膨張係数をα２、前記軸部の平均線膨張係数を
β２とすると、前記軸部がα１＞β１、α２＜β２の条
件を満足する材料から構成されているので、ロウ付け
時、例えば金ロウのＢＡｕ−１２でのロウ付け温度の９
４０℃から室温までの冷却過程において、前記軸部の線
膨張が大きいので、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金か
らなる基部との空隙が減少することで、ロウ付け欠陥の
防止とともに焼きばめの効果で接合強度を増すことがで
きる。一方、実際の使用時の温度、例えば小型過給機の
タービンの場合での接合部付近の温度である約４５０℃
においては前記軸部の線膨張が小さいので、ロウ付け部
を圧縮する方向に応力が生じて、接合強度の確保に有益
となる。

【００２０】前述のように、このような条件を満足する
とともに、所定の耐熱性を有する材料としてインコロイ
９０９（商品名）がある。インコロイ９０９およびＴｉ
Ａｌ系金属間化合物基合金の線膨張係数を図３に示す。
図３に示すように、約７００℃まではＴｉＡｌ系金属間
化合物基合金の室温からの平均線膨張係数が大きいが、
この温度を超えるとインコロイ９０９の方が室温からの
線膨張係数が大きくなる。

【００２１】本発明において、前記軸部に構造用鋼から
なる軸本体を接続することもできる。この場合、前記軸
部が、図５、図６で示した従来の接合構造の中間材に該
当することになる。もちろん軸部が軸本体と一体で構成
されていても構わない。この場合、構造用鋼の室温から
の平均線膨張率は温度に係らずＴｉＡｌ系金属間化合物
基合金よりは大きいことから、ロウ付け時の冷却過程で
の欠陥防止と接合強度向上の効果はインコロイ９０９と
同様であるが、使用時における接合強度の向上の効果は
期待することはできない。また、前述した前期基部と前
記軸部との軸方向における接合面には強度の大きいロウ
材を用い、周方向における接合面には相対的に強度の小
さいロウ材を用いることによる効果は構造用鋼を用いた
場合でも同じである。

【００２２】また、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金とし
ては、原子％で、Ａｌ：４４．５〜４８．５％、Ｎｂ：
５〜９．５％、Ｃｒ：０．５〜２％、Ｓｉ：０．１〜
０．４％、Ｎｉ：０．２〜０．４％、残部不可避的不純
物及びＴｉからなる組成を有するＴｉＡｌ系金属間化合
物基合金を用いるのが望ましいことは前述したとおりで
ある。

【００２３】ここで上記組成範囲とする理由を述べてお
く。Ａｌ：Ａｌは本系合金の主たる構成元素であり、Ｔｉと
ともに金属間化合物相を形成する。Ａｌの濃度が４４．
５％未満では常温における延性が低下する。一方、４
８．５％を超えると高温強度が低下してしまう。したが
って、４４．５〜４８．５％とする。

【００２４】Ｎｂ：Ｎｂは耐酸化性の向上、さらには高
温強度を向上させる働きを有する。小型過給機タービン
の場合，接合部の温度は約４５０℃であるが、タービン
ホイール先端の温度は最低でも８００℃になるため、こ
の温度で長時間使用される用途を考えると、添加量が５
％未満では耐酸化性、高温強度の向上に効果がない。一
方、９．５％を超えると常温延性が低下する。したがっ
て５〜９．５％とする。なお、６％未満では一般的な小
型過給機の使用環境である８５０℃程度の温度域におけ
る耐酸化性が不十分であり、また、８．５％を超えても
添加量に応じた耐酸化性が得られないとともに比重が増
加するため、６〜８．５％とすることが望ましい。

【００２５】Ｃｒ：Ｃｒは常温における靭・延性向上を
目的として添加する。０．５％未満では常温における靭
・延性の向上が不十分であり、一方、２％を超えると高
温強度を低下させる。したがって、本発明においては、
０．５〜２％とする。望ましいＣｒの量は、０．７〜
１．３％である。

【００２６】Ｓｉ：Ｓｉは耐酸化性向上とともにクリー
プ強度を向上させる働きがある。添加量が０．１％未満
では添加効果が十分でなく、一方、０．４％を超えると
常温における靭・延性が低下する。したがって、０．１
〜０．４％とする。望ましいＳｉの量は０．１５〜０．
３５％である。

【００２７】Ｎｉ：Ｎｉは耐酸化性および高温強度の向
上を目的として添加させる。添加量が０．２％未満では
添加効果が不十分であり、一方、０．４％を超えると常
温における靭・延性が低下する。したがって、０．２〜
０．４％とする。望ましいＮｉの量は、０．２５〜０．
３５％である。

【００２８】その他：上記構成元素以外は不可避的不純
物およびＴｉからなるが、不純物元素のうちＯ（酸素）
が合金中に１０００ppmを超え含まれていると、靭性を
低下させるため、Ｏは１０００ppm以下に規制すること
が推奨される。

【００２９】以上の組成からる合金を後述する方法によ
り製造すると、γ相およびα₂相からなるラメラー組織
とγ相の２相組織、またはラメラー組織、γ相およびβ
相の３相組織となる。このような２相組織または３相組
織とすることにより、γ相、β相が、ラメラー組織の粗
大化を防止する効果を発現する。次に前述したＴｉＡｌ
系金属間化合物基合金を例に本発明接合部材の好適な製
造方法について説明する。まず、原子％で、Ａｌ：４
４．５〜４８．５％、Ｎｂ：５〜９．５％、Ｃｒ：０．
５〜２％、Ｓｉ：０．１〜０．４％、Ｎｉ：０．２〜
０．４以下、残部不可避的不純物およびＴｉからなる合
金を溶解、鋳造する。溶解方法、鋳造方法については従
来公知の方法が適用できる。例えば、小型過給機のター
ビンホイールを対象とする場合には、溶解方法として高
周波溶解法を、また鋳造方法としてロストワックス法を
適用することができる。

【００３０】次に、得られた鋳造物に熱間静水圧プレス
処理を施す。この熱間静水圧プレス処理は、鋳造物が比
較的大きい場合には鋳造物中に巣などの鋳造欠陥が存在
していることがあり、この鋳造欠陥を消滅させる目的で
行うものである。したがって、鋳造欠陥が生じにくい小
寸法製品を対象とするときは省略しても構わない。

【００３１】熱間静水圧プレス処理の条件は、加熱温
度：１２００〜１３００℃、圧力：１１００〜１３００
atm、処理時間：０．５〜３時間とすることが望まし
い。温度が１２００℃未満では鋳造欠陥を消滅させるた
めには不十分であり、また、１３００℃を超えると表面
酸化による汚染が無視できないためである。なお、むろ
ん熱間静水圧プレス処理はアルゴン等の非酸化雰囲気で
行うが、加圧するためガス中に不純物として存在する酸
素の分圧が高くなり、温度が高くなると表面に若干の酸
化が生じる。この際、対象製品が表面を除去できるもの
であれば問題ないが、小型過給機のタービンホイールな
どの鋳物の表面をそのまま使用し、しかも翼が非常に薄
いものではこの酸化は望ましくない。圧力が１１００at
m未満では鋳造欠陥を消滅させるためには不十分であ
り、また、１３００atmを超えると効果が飽和する反
面、これが可能な熱間静水圧プレスの装置が限られるな
どの制約があるためである。処理時間は、０．５時間未
満では鋳造欠陥を消滅させるためには不十分であり、ま
た、３時間を超えても効果が飽和する反面処理コストが
かかるためである。

【００３２】熱間静水圧プレス処理後、不活性雰囲気下
で、１３００〜１４００℃、１０〜１００分加熱保持し
た後急冷する熱処理を施す。熱処理雰囲気を非酸化雰囲
気とするのは、鋳造物の酸化防止のためである。ここで
非酸化雰囲気とは、真空またはＡｒ等の不活性ガス中を
いう。また、加熱温度を１３００〜１４００℃とするの
は、この温度範囲で本発明の組織、つまりラメラー組
織、γ相およびβ相の３相組織が安定して得られるから
である。なお、１３００℃未満ではγ相およびβ相の微
細２相組織からなる低強度な組織、１４００℃を超える
とラメラー単相の粗大組織からなる低延性の組織となる
傾向が強い。したがって、加熱温度は１３４０〜１３８
０℃とすることが望ましい。さらに、加熱保持時間が１
０分未満では加熱温度が本発明範囲内であっても所望の
組織を得ることができず、また、所望の組織を得るため
には１００分程度の保持で十分であり、それを超える保
持はエネルギーの浪費となるため、加熱保持時間は１０
〜１００分がよい。より望ましい加熱保持時間は１５〜
７０分である。

【００３３】以上の加熱保持の後に、急冷処理する。こ
の急冷処理により、冷却後の鋳造物の組織は前述の２層
組織又は３相組織となる。この急冷処理は、加熱保持が
真空または不活性ガス雰囲気下で行われているが、所定
の加熱時間経過後に加熱を解除するとともに、真空下で
加熱保持していた場合には加熱炉中に不活性ガスを導入
するとともにそのガスを撹拌させるか、不活性ガス雰囲
気下で加熱保持していた場合には加熱炉中の不活性ガス
を撹拌するかあるいは新たに加熱炉中に不活性ガスを導
入するとともそのガスを撹拌すればよい。このような熱
処理を実行することが可能な熱処理炉として、真空ガス
ファンクーリング熱処理炉（以下、ＧＦＣと称す）があ
る。但し、急冷処理はこれら態様に限るものではなく、
所定の加熱保持後に熱処理炉から取り出して空冷する、
あるいは他のチャンバー内に移動させた後にこのチャン
バー内に不活性ガスを導入、吹付ける等の手段であって
もよい。

【００３４】

【発明の実施の形態】＜実験例＞最適なロウ付け条件を
設定するために行った実験について説明する。図４の
（a）（b）に示すような試験片を用い、ロウ付け部の品
質、即ちロウ付け欠陥の有無と、ロウ付け部の室温と４
５０℃における継手強度を評価した。ロウ付けする接合
部の形状自体はいずれの試験片も同じであり、ＴｉＡｌ
系金属間化合物基合金からなる凸状試験片１１とインコ
ロイ９０９からなる凹状試験片１２との間に、ロウ材
Ａ、ＢおよびＣを図示のように配置した。ここで、ロウ
材Ａは軸方向に垂直な接合面の接合に用いたロウ材、ロ
ウ材Ｂは周方向の接合面に用いたロウ材である。また、
ロウ材Ｃは、特に周方向の接合面におけるロウ付け欠陥
を防止するためのもので、鋳造欠陥防止のための押し湯
に相当するものである。ロウ付は、真空下で９４０℃、
１０分保持の条件で行った。

【００３５】まず、図４の（a）の試験片を用いて検討
したロウ付け部の品質評価結果について説明する。この
試験においてはロウ材Ａ及びＢを厚さ１００μｍのＢＡ
ｕ−１２からなるシート状ロウ材とし、ロウ材Ｃを粉末
状のＢＡｇ−８、狭幅帯状のＢＡｇ−８（厚さ１００μ
ｍ）、ワイヤ状のＢＡｇ−８（０．８ｍｍφ）の３種
類とした。各ロウ材の組成は下記の通りである。また、
ロウ材Ｃを設けないものについてもロウ付けを実施し
た。なお、凸状試験片１１と凹状試験片１２の室温にお
ける間隙（片側）を１４０μｍとした。つまり、１００
μｍのロウ材を挿入することを考慮してそれ以上の間隙
を空けた。ロウ付けを行った後に、縦に切断しロウ付け
欠陥、つまり空隙の有無を調査した。その結果を表１に
併せて示す。ＢＡｕ−１２Ａｕ−１２．５ｗｔ％Ａｇ−１２．５ｗｔ％ＣｕＢＡｇ−８Ａｇ−２８ｗｔ％Ｃｕ

【００３６】

【表１】

【００３７】表１に示す結果から、以下のことが言え
る。ロウ材Ｃを設けないと、ロウ付け部分に欠陥（空
隙）が発生するのに対し、ロウ材Ｃを用いるとロウ付け
部分の欠陥発生が抑制される。このロウ材Ｃの形態とし
ては、粉末状よりも、ワイヤ状または狭幅帯材とするこ
とが望ましい。この理由は以下の通りである。まず、室
温の状態でロウ材Ｂを挿入するためにはロウ材以上の間
隙が必要であり、本実験ではこれを１４０μm（片側）
とした。なお、実用上最低でもロウ材の厚み＋２０μm
の間隙は必要である。そのためこの間隙の体積はロウ材
の体積よりは大きくなり、追加のロウ材Ｃがない場合、
ロウ付けの欠陥は必然的に発生することとなる。つぎに
ロウ材Ｃとして粉末を用いた場合、粉末の比表面積は非
常に大きいため真空下においてもわずかな不純物の酸素
によって酸化が生じ、軽く焼結することですべてが溶融
しない現象が生じる。したがって、置いた位置でとどま
りその下部への流入量が少なくなるため欠陥が生じたと
考えられる。一方、ロウ材Ｃとしてワイヤ状または狭幅
帯材を用いた場合、比表面積は粉末より大幅に少なくな
るため、仮に表面がわずかに酸化しても溶融は生じ、下
部への流入は生じることから、ロウ材Bのみでは生じる
欠陥の充填が可能となったものと考えられる。

【００３８】次に、図４の（b）の試験片を用い、ロウ
付け後の試験片を室温と４５０℃で引張試験することで
評価したロウ付け部の強度評価結果について説明する。
この試験片においてはロウ材Ａ及びＢは厚さ１００μｍ
のシート状ロウ材とし、ロウ材Ｃは直径０．８ｍｍφの
ワイヤ状のロウ材とし、各ロウ材の材質を変えることで
最も良い組み合わせを検討した。また、参考のためロウ
付けを行わない同形状のＴｉＡｌ系金属間化合物基合金
自体についても引張試験を行った。なお、凸状試験片１
１と凹状試験片１２の室温における間隙（片側）はロウ
付け部の品質評価結果用の試験片と同じ１４０μｍであ
る。結果を表２に示す。試験条件１はロウ材Ａ、Ｂ、Ｃ
とも金ろうのＢＡｕ-１２を用いたものであるが、室温
では母材の約１／２と言う非常に低い強度でＴｉＡｌ系
金属間化合物基合金で破断している。一方、４５０℃に
おいてはほぼ母材と同等の強度でロウ付け部から破断し
ている。試験条件２はロウ材Ａ、ＢをＢＡｕ-１２と
し、ロウ材Ｃを銀ロウのＢAｇ-８としたものである。室
温では試験条件１よりは良好であるものの、やはり母材
に較べるとかなり低い強度でＴｉＡｌ系金属間化合物基
合金で破断している。一方、４５０℃においては試験条
件１と同等である。試験条件３はロウ材ＡをＢＡｕ-１
２とし、ロウ材B、Ｃを銀ロウのＢAｇ-８としたもので
ある。室温ではＴｉＡｌ系金属間化合物基合金で破断し
ているものの、試験条件１、２よりは大幅に良好であ
る。一方、４５０℃においてはロウ付け部破断であるが
試験条件１、２と大差なく良好である。試験条件４は
ロウ材Ａ、B、Ｃの全てをＢAｇ-８としたものである。
室温の強度は最も良好であるものの、４５０℃の強度が
低い。

【００３９】以上の結果を考察すると以下の通りであ
る。まず４５０℃の結果であるが、この温度では全てロ
ウ付け部で破断が生じており、単純にロウ材の強度が引
張強度を律速したと考えられる。また、各試験条件での
強度の違いは単純にロウ材の配合比から説明可能であ
る。即ち、より高温強度の高いＢＡｕ-１２の配合比が
多いほど高温強度は向上している。次に、室温の結果で
あるがこれはいずれもＴｉＡｌ系金属間化合物基合金で
破断しているが、その強度が全く違うことが特徴的であ
る。一般に延性のある通常の金属材料であれば、このよ
うな母材の破断強度の違いは生じえないが、ＴｉＡｌ系
金属間化合物基合金は室温では非常に脆いため、このよ
うな特異的な現象が生じたと考えられる。即ち、周方向
の接合部であるロウ材Ｂ、Ｃに強度が高いＢＡｕ-１２
を用いた場合、ロウ付け後の冷却過程において収縮によ
って残留応力が発生するが、これをロウ材自身の塑性変
形によって緩和することができないため、凸状試験片
１１のＴｉＡｌ系金属間化合物基合金に応力が負荷され
ることとなる。しかしながら、ＴｉＡｌ系金属間化合物
基合金は非常に脆いため、この応力に耐えられず微細な
割れが発生したものと考えられる。また、ＴｉＡｌ系金
属間化合物基合金の室温における亀裂伝播速度は非常に
速いため、室温の引張試験においてはこの亀裂が容易に
進展し、試験条件１、２では低荷重で破断したものと考
えられる。なお、４５０℃においてはこの亀裂伝播速度
は遅くなるため、試験条件１、２でもロウ材破断で良好
な強度を示したものと考えられる。また室温強度及び４
５０℃強度ともに良好な結果を得たのは、ロウ材Ａとし
てＢＡｕ-１２、ロウ材Ｂ及びＣとしてBAg-８を用いた
試験条件３であるが、この要因としてはロウ材Ｂ及びＣ
に柔らかいロウ材のBAg-８を用いたため、ロウ付け後の
収縮時においてはこのロウ材が塑性変形することで応力
緩和し、ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金には割れが発
生しなかったため、室温強度が良好になったと考えられ
る。また軸方向の接合面である底面ではロウ材Ａとして
高温強度の高いＢＡｕ-１２を用いたため、４５０℃に
おいても十分な強度を維持したものと考えられる。なお
この点がすべてを低強度のBAg-８を用いた、試験条件４
との違いである。

【００４０】

【表２】

【００４１】以下本発明を具体的実施形態に基づき説明
する。＜第１実施形態＞図１に示す構造の乗用車小型過給機用
タービンを作成した。図１において、１はタービンホイ
ール（基部）、２はシャフト（軸部）である。タービン
ホイール１は、原子％で、Ａｌ：４５．８％、Ｎｂ：
８．６％、Ｃｒ：１．２％、Ｓｉ：０．２５％、Ｎｉ：
０．３５％、Ｏ２：７００ppm、残部不可避的不純物お
よびＴｉからなる組成を有するＴｉＡｌ系金属間化合物
基合金から構成されている。このタービンホイール１は
ロストワックス法により得られたものである。また、シ
ャフト２は、ＪＩＳＳＣＭ４３５相当材から構成されて
いる。なお、タービンホイール１のミクロ組織を観察し
たところ、γ相およびα₂相からなるラメラー組織、γ
相およびβ相の３相組織であることが確認された。

【００４２】図１に示すように、タービンホイール１に
は凸状接合部１ａが、また、シャフト２には凹状接合部
２ａが形成され、この凸状接合部１ａと凹状接合部２ａ
とが嵌合状態となりタービンホイール１とシャフト２と
が接合されている。

【００４３】ロウ付けに際しては、凸状接合部１ａと凹
状接合部２ａとの間に、表２の試験条件３と同じ方法、
即ちロウ材Ａ（ＢＡｕ−１２）、Ｂ（ＢＡｕ−８）およ
びＣ（ワイヤ状ＢＡｕ−８）を、図４（Ｃ）に示すよう
に配置した。ここで、ロウ材Ａは軸方向に垂直な接合面
の接合に用いたロウ材、ロウ材Ｂは周方向の接合面に用
いたロウ材である。ロウ付は、真空下で９４０℃、１０
分保持の条件で行った。

【００４４】以上のタービンは、前記タービンホイール
１とシャフト２との軸方向における接合面には強度の大
きいロウ材であるＢＡｕ−１２を用い、周方向における
接合面には強度の小さいロウ材であるＢＡｇ−８を用い
ているので、ロウ付けによりタービンホイール１の凸状
接合部１ａへの応力負荷が緩和されるとともに、タービ
ン使用時における接合部の温度である４５０℃程度の高
温状態においての接合強度も確保することができる。

【００４５】また、本実施の形態にかかるタービンは、
ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からなるタービンホイー
ル１の凸状接続部１ａと、前記シャフト２の凹状接続部
２ａとを嵌合した状態で接合するので、その接合面は軸
方向に垂直な面のみならず、周方向にも形成されるの
で、接合面が軸方向に垂直な面にのみ形成された従来の
接合構造に比べ、製作時および使用時に曲げモーメント
が負荷された場合においても、接合部の表面欠陥からの
亀裂進展を抑制することができる。

【００４６】なお、以上の実施形態において、周方向の
接合面をテーパ状とすることもできるし、また、タービ
ンホイール１に凹状接続部を、シャフト２に凸状接続部
を設けてもよい。

【００４７】＜第２実施形態＞図２に示す構造の乗用車
小型過給機用タービンを作成した。図２において、１は
タービンホイール、２はシャフト、３は中間材である。
タービンホイール１は、原子％で、Ａｌ：４５．８％、
Ｎｂ：８．６％、Ｃｒ：１．２％、Ｓｉ：０．２５％、
Ｎｉ：０．３５％、Ｏ２：７４０ppm、残部不可避的不
純物およびＴｉからなる組成を有するＴｉＡｌ系金属間
化合物基合金から構成されている。また、シャフト２
は、ＪＩＳＳＣＭ４３５相当材から構成されている。
さらに、中間材３は、重量％で、Ｎｉ：３７．８％、Ｃ
ｏ：１３．２％、Ｎｂ：４．７％、Ｔｉ：１．４％、Ｓ
ｉ：０．４％、Ａｌ：０．０３％、Ｃ：０．０１％、
残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなるＦｅ基の超合金
（商品名：インコロイ９０９）から構成されている。な
お、タービンホイール１のミクロ組織を観察したとこ
ろ、γ相およびα₂相からなるラメラー組織、γ相およ
びβ相の３相組織であることが確認された。

【００４８】図２に示すように、タービンホイール１に
は凸状接合部１ａが、また、中間材３はカップ状の形状
をしており、タービンホイール１の凸状接合部１ａが中
間材３の凹部とが嵌合状態となりロウ材を介してタービ
ンホイール１と中間材２とが接合されている。また、中
間材３とシャフト２とは、電子ビーム溶接により接合さ
れている。

【００４９】ロウ付けに際しては、表２の試験条件３と
同じ方法、即ち凸状接合部１ａと凹状接合部２ａとの間
に、ロウ材Ａ、ＢおよびＣを図４（Ｃ）に示す態様で配
置した。ここで、ロウ材Ａは軸方向に垂直な接合面の接
合に用いたＢＡｕ−１２、ロウ材Ｂは周方向における接
合面に用いたＢＡｇ−８、ロウ材Ｃは特に周方向の接合
面におけるロウ付け欠陥を防止するために配置したワイ
ヤ状のＢＡｇ−８である。ロウ付けの条件は、９４０℃
×１０分である。なお、周方向における接合面について
は、本実施の形態ではその全面にＢＡｇ−８を配置した
が、例えば１／２程度の高さまでＢＡｕ−１２を配置し
ても構わない。

【００５０】本実施の形態にかかるタービンは、前記タ
ービンホイール１を構成するＴｉＡｌ系金属間化合物基
合金の室温〜５００℃における平均線膨張係数が約１１
×１０^-6／℃、同じく室温〜９００℃（ロウ付け温度近
傍）における平均線膨張係数が約１２×１０^-6／℃、前
記中間材３を構成するインコロイ９０９の室温〜５００
℃における平均線膨張係数が約８.５×１０^-6／℃、同
じく室温〜９００℃（ロウ付け温度近傍）における平均
線膨張係数が約１３.５×１０^-6／℃である。つまり、
室温〜５００℃（使用時の接合部付近の温度）における
平均線膨張係数は中間材３の方がタービンホイール１よ
りも小さいが、室温〜９００℃（ロウ付け温度近傍）に
おける平均線膨張係数は中間材３の方がタービンホイー
ル１よりも大きい。したがって、これまで詳述したよう
に、ロウ付け後の冷却過程ならびに使用時ともロウ付け
部を締めつける力が発生するため、ロウ付け施工時にお
いてロウ付け欠陥が発生しにくくなるとともに、擬似的
な焼嵌め状態となり、両者の接合強度は強固なものとな
る。

【００５１】また、本実施の形態にかかるタービンは、
前記タービンホイール１とシャフト２との軸方向におけ
る接合面には高温強度の大きいロウ材であるＢＡｕ−１
２を用い、周方向における接合面には常温強度の小さい
ロウ材であるＢＡｇ−８を用いているので、ロウ付けに
よりタービンホイール１の凸状接合部１ａが室温で破断
することがなく、また、乗用車小型過給機での使用時の
接合部付近の温度である４５０℃程度の高温状態におい
ての接合強度も確保することができる。

【００５２】また、本実施の形態にかかるタービンは、
ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からなるタービンホイー
ル１の凸状接続部１ａと、前記シャフト２の凹状接続部
２ａとを嵌合した状態で接合するので、その接合面は軸
方向に垂直な面のみならず、周方向にも形成されるの
で、接合面が軸方向に垂直な面にのみ形成された従来の
接合構造に比べて、製作時、使用時に曲げモーメントが
負荷された場合においても、接合部の表面欠陥からの亀
裂進展を抑制することができる。

【００５３】

【発明の効果】以上説明のように、本発明のＴｉＡｌ系
金属間化合物基合金からなる基部と、前記基部に接合さ
れる軸部とからなる接合部材は、凸部と凹部とが嵌合し
た状態で接合しているので、その接合面は軸方向に垂直
な面のみならず、周方向にも形成される。したがって、
曲げモーメントが負荷された場合でも、接合面が軸方向
に垂直な面にのみ形成された従来の接合構造に比べて接
合部の表面欠陥からの亀裂進展を抑制することができ
る。さらに、前記基部と前記軸部との軸方向に垂直な接
合面には強度の大きいロウ材を用いて接合強度を十分に
確保する一方、周方向における接合面には相対的に強度
の小さいロウ材を用いることにより所定の接合強度を確
保しつつＴｉＡｌ系金属間化合物基合金への応力負荷を
軽減している。

【００５４】また、室温〜前記接合部材の使用温度にお
ける前記ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金の平均線膨張係
数をα１、前記軸部の平均線膨張係数をβ１、室温〜ロ
ウ付け温度における前記ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金
の平均線膨張係数をα２、前記軸部の平均線膨張係数を
β２とすると、ロウ付け温度＞使用時の接合部温度にお
いて、前記軸部がα１＞β１、α２＜β２の条件を満足
する材料から構成した場合には、ロウ付け後の冷却過程
ならびに使用時ともロウ付け部を締めつける力が発生す
るため、ロウ付け施工時においてロウ付け欠陥が発生し
にくくなるとともに、擬似的な焼嵌め状態となり、両者
の接合強度は強固なものとなる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の１実施形態にかかるタービンを示す
図である。

【図２】本発明の他の実施形態にかかるタービンを示
す図である。

【図３】インコロイ９０９およびＴｉＡｌ系金属間化
合物基合金の線膨張係数を示すグラフである。

【図４】ロウ付け試験に用いた試験片及びロウ材の配
置を示す図である。

【図５】従来のタービンの１例を示す示す図である。

【図６】従来のタービンの１例を示す示す図である。

【符号の説明】

１タービンホイール（基部）２シャフト（軸部）３中間材（軸部）

フロントページの続き (56)参考文献特開平11−320132（ＪＰ，Ａ) 特開平10−220236（ＪＰ，Ａ) 特開平10−118764（ＪＰ，Ａ) 特開平５−78769（ＪＰ，Ａ) 実開昭62−61901（ＪＰ，Ｕ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) B23K 35/00 - 35/30 B23K 1/00 - 1/20 B23K 31/00 - 33/00 F02B 39/00

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からなる
基部と、前記基部に接合される軸部とからなる接合部材
において、前記基部と前記軸部との接合面の一方に凸部を、他方に
凹部を形成し、前記凸部と凹部とが嵌合された状態でロ
ウ材により接合され、前記基部と前記軸部との軸方向における接合面には強度
の大きい第１のロウ材を用い、周方向における接合面に
は前記第１のロウ材より強度の小さい第２のロウ材を用
いることを特徴とする接合部材。
【請求項２】前記第１のロウ材が金ロウ、前記第２の
ロウ材が銀ロウである請求項１に記載の接合部材。
【請求項３】前記ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金が、
原子％で、Ａｌ：４４．５〜４８．５％、Ｎｂ：５〜
９．５％、Ｃｒ：０．５〜２％、Ｓｉ：０．１〜０．４
％、Ｎｉ：０．２〜０．４％、残部不可避的不純物およ
びＴｉからなる組成を有する請求項１または２に記載の
接合部材。
【請求項４】ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からなる
凸状接続部を有する基部と、前記基部の凸状接続部に嵌
合する凹状接続部を有する軸部とからなる接合部材にお
いて、前記基部と前記軸部とはロウ材により接合され、室温〜前記接合部材の使用温度における前記ＴｉＡｌ系
金属間化合物基合金の平均線膨張係数をα１、前記軸部
を構成する材料の平均線膨張係数をβ１、室温〜ロウ付
け温度における前記ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金の平
均線膨張係数をα２、前記軸部を構成する材料の平均線
膨張係数をβ２とすると、使用温度＜ロウ付け温度の場
合で、α１＞β１、α２＜β２の条件を満足することを
特徴とする接合部材。
【請求項５】前記軸部に構造用鋼からなる軸本体が接
合されている請求項４に記載の接合部材。
【請求項６】前記基部と前記軸部との軸方向における
接合面には強度の大きい第１のロウ材を用い、周方向に
おける接合面には前記第１のロウ材より強度の小さい第
２のロウ材を用いる請求項４又は５に記載の接合部材。
【請求項７】前記第１のロウ材が金ロウ、前記第２の
ロウ材が銀ロウである請求項６に記載の接合部材。
【請求項８】前記ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金が、
原子％で、Ａｌ：４４．５〜４８．５％、Ｎｂ：５〜
９．５％、Ｃｒ：０．５〜２％、Ｓｉ：０．１〜０．４
％、Ｎｉ：０．２〜０．４％、残部不可避的不純物およ
びＴｉからなる組成を有する請求項４〜７のいずれかに
記載の接合部材。
【請求項９】ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からなる
タービンホイールと、前記タービンホイールに接合され
るシャフトとからなるタービン部材において、前記ター
ビンホイールと前シャフトとの接合面の一方に凸部を、
他方に凹部を形成し、前記凸部と凹部とが嵌合された状
態でロウ材により接合され、前記タービンホイールと前記シャフトとの軸方向におけ
る接合面には強度の大きい第１のロウ材を用い、周方向
における接合面には前記第１のロウ材より強度の小さい
第２のロウ材を用いることを特徴とするタービン部材。
【請求項１０】ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金からな
る凸状接続部を有するタービンホイールと、前記タービ
ンホイールの凸状接続部に嵌合する凹状接続部を有する
中間材と、中間材に接続されるシャフトとからなるター
ビン部材において、前記タービンホイールと前記中間材とはロウ材により接
合され、室温〜前記タービン部材の使用温度における前
記ＴｉＡｌ系金属間化合物基合金の平均線膨張係数をα
１、前記中間材を構成する材料の平均線膨張係数をβ
１、室温〜ロウ付け温度における前記ＴｉＡｌ系金属間
化合物基合金の平均線膨張係数をα２、前記中間財を構
成する材料の平均線膨張係数をβ２とすると、使用温度
＜ロウ付け温度の場合で、α１＞β１、α２＜β２の条
件を満足することを特徴とするタービン部材。