(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
精密鋳造により製造したＴｉＡｌ製タービン羽根車にローターシャフトを接合したタービンローターにおいて、シャフト材料として構造用鋼またはマルチンサイト系耐熱鋼を使用し、羽根車基部とシャフト端部にそれらの輪郭と同心円状の凹部（または凸部）および凸部（または凹部）を形成して凹部と凸部とをはめ合わせ、凹凸の外側のリング状部分をロウ付けにより接合してなり、ロウ材として、Ａｇ，Ｎｉ，ＣｕまたはＴｉを主成分とする融点が８００℃以上の合金からなり、その液相線温度がシャフト材料のオーステナイト化温度より高いものを使用し、ロウ付けを、ロウ材と被接合部材との界面に０．０１kgf/mm2以上であって接合温度における被接合部材の降伏応力以下である圧力を加え、不活性ガスまたは還元性ガスの雰囲気中で、高周波誘導加熱によって接合界面付近をロウ材の液相線温度以上であって液相線温度＋１００℃以下である温度に加熱・保持しつつ、９０秒以内に完了したことを特徴とするＴｉＡ１製タービンロ一タ。
【請求項２】
タービン羽根車を構成するＴｉＡｌが、重量で、Ａｌ：３１〜３５％を含有し残部が実質上Ｔｉである合金組成を有する請求項１のＴｉＡｌ製タービンローター。
【請求項３】
タービン羽根車を構成するＴｉＡｌが、請求項２に記載の合金成分に加えて、Ｃｒ，ＭｎおよびＶからえらんだ１種または２種以上（２種以上の場合は合計で）：０．２〜４％を含む合金組成を有する請求項２のＴｉＡｌ製タービンローター。
【請求項４】
タービン羽根車を構成するＴｉＡｌが、請求項２または３に記載の合金成分に加えて、Ｎｂ，Ｔａ，ＷおよびＲｅからえらんだ１種または２種以上（２種以上の場合は合計で）：０．２〜１０％を含む合金組成を有する請求項２または３のＴｉＡｌ製タービンローター。
【請求項５】
タービン羽根車を構成するＴｉＡｌが、請求項２ないし４のいずれかに記載の合金成分に加えて、Ｓｉ：０．０１〜１．００％を含む合金組成を有する請求項２ないし４のいずれかのＴｉＡｌ製タービンローター。
【請求項６】
タービン羽根車を構成するＴｉＡｌが、請求項２ないし５のいずれかに記載の合金組成を有し、Ｚｒ：１．０％未満、Ｆｅ：１．０％%未満、Ｃ：０．２％未満、Ｏ：０．２％未満、かつＮ：０．２％未満である請求項２ないし５のいずれかのＴｉＡｌ製タービンローター。
【請求項７】
ロウ付けされたリング状部分の面積が接合部の断面積の２０％以上を占める請求項１ないし６のＴｉＡｌ製タービンローター。
【請求項８】
凹部の深さが凸部の高さより大きく、接合部分の内部に空洞が形成されている請求項１ないし７のＴｉＡｌ製タービンローター。
【請求項９】
シャフトが焼入れ・焼戻しされ、かつ表面硬化処理を受けている請求項１ないし８のＴｉＡｌ製タービンローター。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の過給機の部品であるＴｉＡｌ製タービンローターに関する。
【０００２】
【従来の技術】
これまで、内燃機関の過給機のタービンローターとしては、高温強度に優れた鋳造用のＮｉ基超合金Inconel-713Cのような材料を精密鋳造して得たタービン羽根車に、構造用鋼からなるシャフトを、摩擦接合や電子ビーム溶接によって接合した製品が用いられてきた。
【０００３】
近年、タービン羽根車の耐熱性を高めるとともに、軽量化によるイナーシャの低下によってエンジンの応答性を向上させることを意図して、窒化珪素からなるセラミックスローターが実用化された。
【０００４】
しかし、このセラミックス羽根車には、１）材料の靱性が乏しいため、従来の金属性の羽根車より肉厚を厚くしなければならないこと、および、２）熱膨張が小さいため、ケーシングなど周囲の金属製の部品との間で熱膨張のバランスが取りにくいこと、などの欠点があった。
【０００５】
そこで、セラミックスに替わる新しい材料として、比重が３．８とセラミックスに近く、高温の比強度（強度を密度で割った値）は前記したようなＮｉ基超合金と同等以上で、しかも、セラミックスよりも靱性が高く、かつ熱膨張率が金属に近いＴｉＡｌ金属間化合物が注目され、これをタービン羽根車の材料とすることが提案された（たとえば、特開昭６１−２２９９０１）。  実用されている材料はＴｉＡｌ金属間化合物を主成分とする合金であり、組成によりその内容には多少の変動があるが、以下の説明においては一括して「ＴｉＡｌ」とよぶ。
【０００６】
このＴｉＡｌを材料とするタービン羽根車は精密鋳造または恒温鍛造によって製造され、この羽根車に構造用鋼のシャフトを接合してローターが製造される。ただし接合に当って、従来のＮｉ基超合金の羽根車と構造用鋼のシャフトとを接合する手段として採用されている摩擦接合を適用することはできない。  その理由は、摩擦接合を行なっても、冷却時に構造用鋼がオーステナイトからマルテンサイトに変態する際に発生する体積膨張によって残留応力が発生し、ＴｉＡｌはセラミックスにない靱性を有し脆くはないものの、室温延性は１％程度しかないためにＴｉＡｌが割れるという問題と、接合界面において構造用鋼中の炭素とＴｉＡｌ中のＴｉとが反応して炭化物を生成し、界面強度を低下させるという問題とにある。
【０００７】
これらの問題を解決するために、真空ロウ付けによって接合する方法や、ＴｉＡｌ羽根車と構造用鋼のシャフトとの間にマルテンサイト変態をしないオーステナイト系材料を中間材として挿入し、摩擦接合により接合することが提案された（たとえば、特開平２−１３３１８３）。
【０００８】
しかし、真空ロウ付けは高真空中で実施しなければならず、真空雰囲気の形成を含めて処理に時間がかかり、コストが高くなる。  オーステナイト系材料を中間材として使用する摩擦接合法は、まず中間材をたとえばシャフトに摩擦接合した後、中間材を接合したシャフトをさらに羽根車に接合するか、またはこの逆の順で、いずれにせよ２回の接合をしなければならないから、やはり接合コストが高い。  それに加えて、中間材の接合後の厚さをコントロールすることが難しい、という問題もあった。
【０００９】
そこで、迅速かつ低コストに実施できる高周波ロウ付けが試みられた。  しかし、ロウ付けは接合界面が平面のため、ディスクの軸とシャフトの軸とを正確に合致させることが難しく、偏心したまま接合することがある。  また、ＴｉＡｌは熱伝導率が高く、従って運転中に高温にさらされたＴｉＡｌ羽根車からシャフトへの熱伝導が大きいため、シャフトの温度が高くなり、軸受け部が焼き付くことがあるという経験もした。
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の目的は、ＴｉＡｌ羽根車の軸と鋼製のシャフトの軸とを正確に合致させ、かつ羽根車からシャフトへの熱伝導を少なくしたＴｉＡｌ製タービンローターを提供することにある。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
本発明のＴｉＡ１製タービンロ一タは、図１に示すような、精密鋳造により製造したＴｉＡｌ製タービン羽根車にローターシャフトを接合したタービンローターにおいて、シャフト材料として構造用鋼またはマルチンサイト系耐熱鋼を使用し、羽根車基部とシャフト端部にそれらの輪郭と同心円状の凹部（または凸部）および凸部（または凹部）を形成して凹部と凸部とをはめ合わせ、凹凸の外側のリング状部分をロウ付けにより接合してなり、ロウ材として、Ａｇ，Ｎｉ，ＣｕまたはＴｉを主成分とする融点が８００℃以上の合金からなり、その液相線温度がシャフト材料のオーステナイト化温度より高いものを使用し、ロウ付けを、ロウ材と被接合部材との界面に０．０１kgf/mm2以上であって接合温度における被接合部材の降伏応力以下である圧力を加え、不活性ガスまたは還元性ガスの雰囲気中で、高周波誘導加熱によって接合界面付近をロウ材の液相線温度以上であって液相線温度＋１００℃以下である温度に加熱・保持しつつ、９０秒以内に完了したことを特徴とする。
【００１２】
図２および３に示した例は、羽根車基部が凸、シャフト端部が凹の組み合わせであり、図４に示した例はそれと逆の、羽根車基部が凹でシャフト端部が凸の組み合わせである。
【００１３】
タービン羽根車は、高温の使用条件下に高速回転する部品であるから、その材料とするＴｉＡｌは高温強度および延性にすぐれ、かつ耐酸化性をもつことが必要である。  この観点から、ＴｉＡｌは基本的には、Ａｌ：３１〜３５％を含有し残部が実質上Ｔｉからなる合金組成をもつべきである。  この合金は、さらに下記の添加元素グループのひとつまたはふたつ以上を含有することが好ましく、
１）Ｃｒ，ＭｎおよびＶからえらんだ１種または２種以上（２種以上の場合は合計で）：０．２〜４％
２）Ｎｂ，Ｔａ，ＷおよびＲｅからえらんだ１種または２種以上（２種以上の場合は合計で）：０．２〜１０％
３）Ｓｉ：０．０１〜１．００％
さらに不純物は下記のように規制することが好ましい：
４）Ｚｒ：１．０％未満、Ｆｅ：１．０％未満、Ｃ：０．２％未満、Ｏ：０．２％未満、かつＮ：０．２％未満。
【００１４】
タービンローターを構成するＴｉＡｌ製タービン羽根車は、精密鋳造または恒温鍛造のいずれの方法によって製造したものでもよい。  ＴｉＡｌ製タービン羽根車は１２００℃〜１３５０℃の範囲での熱処理によって延性を改善することが可能で、精密鋳造材については、１２００℃〜１３５０℃の温度と１０００kgf/cm2 以上の圧力でＨＩＰ熱処理を加えることにより内部の鋳造欠陥をなくし、信頼性を向上させるとともに、強度および延性を改善することが可能である。
【００１５】
ロウ付けによる接合は、前記した羽根車基部とシャフト端部との接合部において、界面に０．０１kgf/mm2以上の圧力、ただし接合温度において羽根車基部およびシャフトの降伏応力のいずれよりも低い圧力を加え、非酸化性つまり不活性または還元性のガスの雰囲気中で、高周波誘導加熱により加熱することによって行なえる。このとき、凹凸外側のリング状部分の形状・寸法に適合させて箔を打ち抜いてリング状にしたロウ材を使用すると、好適である。接合面に圧力を加えることは、濡れを促進してロウ付けされていない部分ができることを防ぎ、さらに凹凸のはめ合い部にもロウが回って接合面積を実質上増大させ強度を高めるはたらきをする。とくに接合面のアラサが大きいときは圧力を高くするとよい。加熱温度は、ロウ材の液相線温度以上でなければならないが、温度があまり高くなると被接合材とロウ材とが反応して接合界面に化合物を生成し、接合強度が低下するおそれがあるから、それを避けるため、ロウ材の液相線温度以上＋１００℃以下の温度をえらぶのがよい。
【００１６】
ロウ材としては種々のものが使用可能であるが、Ａｇ，Ｎｉ，ＣｕまたはＴｉを主成分とするものであって、融点が８００℃以上の合金が好適である。  ロウ材の使用に当っては、ロウ材の液相線温度がシャフト材のオーステナイト化温度より高くなるようなものをえらぶとよい。
【００１７】
接合部に形成する凹凸の径の差は、実質上ゼロであるとシマリバメとなってはめ合が容易でなくなるから、若干の差があるスキマバメの状態が好ましい。  それにより接合時にロウ材が隙間に入り、強度を高めることが期待できる。  ただし、羽根車基部とシャフトとの芯が一致した状態でロウ付けするという観点からは、差はあまり大きくない方がよい。  通常は、径の差が１mm以内であれば問題ない。
【００１８】
凹凸部分とロウ付けされるリング状部分との面積比は、リング状部分が全断面積の２０％以上を占めるようにすれば、必要な強度が得られる。
【００１９】
接合部において、凹部の深さを凸部の高さより大きくし、内部に空洞が形成されるようにすると、凹凸部分における羽根車からシャフトへの熱伝導が妨げられて、シャフト温度の上昇度合が低くなる。  この態様は、軸受部の保護という観点から好ましいものである。  空洞部分の高さは、いうまでもなく凹部の深さと凸部の高さの差によって決定される。  数mm〜１５mmが適当である。  空洞の形成にはいくつかの態様が可能であり、図５Ａに示すような単純な深さ／高さの差を設けたもののほか、図５Ｂに示すように凹部の底をスリバチ型にしたものであってもよい。  この逆に、凸部の先端をくぼませてもよいことは、もちろんである。
【００２０】
ロウ付けのための高周波誘導加熱は、接合部付近だけを対象に行なえばよいが、このときにシャフト全体をも同時に高周波加熱により加熱し、ロウ付け後、シャフトに冷却ガスたとえばＡｒやＨｅ、または冷却液たとえば水を吹き付けて急冷することによって、シャフトの焼入れを同時に行なうことができる。  本発明のタービンローターは、多くの場合にシャフトの焼入れ・焼戻しと、機械加工の後のシャフト表面の硬化処理とを施して製品とする。
【００２１】
加熱中にロウ材および被接合面が酸化されるとロウ材の濡れ性が低下して非接合部ができ、その結果、接合強度が低下する。  これを避けるため、ＴｉＡｌタービン羽根車とシャフトとを耐熱ガラスなどで覆い、耐熱ガラスとこれら部品との間に不活性ガスまたは還元性ガスを流し、酸化を防止する。  ロウ材が活性金属を含む場合には、還元性ガス（たとえば水素を５％含むＨｅガス）を流すことが望ましい。
【００２２】
ロウ付けに要する時間は短く、通常３０秒間で十分な接合強度が得られることが判明した。  直径１７mmのシャフトの例では、加熱開始からの時間を含め接合終了まで、約９０秒という短時間で接合が可能であった。
【００２３】
接合後にシャフトの焼入れ・焼戻しを行なう場合には、シャフトの焼入れ時にロウ材が再び溶融して接合に不都合が生じることのないように、用いるロウ材とシャフトとの組み合わせを吟味し、前記したように、ロウ材の液相線温度がシャフトのオーステナイト化温度以上であるものをえらぶ。  実際には、接合後の接合部のロウ材は、接合中に接合部からの他元素の拡散によって、液相線温度が本来ロウ材がもっていた液相線温度よりは若干高くなるため、ロウ材の液相線温度がシャフトのオーステナイト化温度とほぼ同じ組み合わせであっても一般に大きな支障はない。
【００２４】
【作用】
本発明のＴｉＡｌ製タービン羽根車の材料とする合金の組成を前記のように限定した理由は、つぎのとおりである。
【００２５】
Ａｌ：３１〜３５％
ＡｌはＴｉと結合して金属間化合物ＴｉＡｌおよびＴｉ3 Ａｌを生成する。ＴｉＡｌおよびＴｉ3Ａｌ の単相はいずれも脆く、強度が低い化合物であるが、Ａｌが３１〜３５％の範囲になると、ＴｉＡｌ相中にＴｉ3 Ａｌが体積率で５〜３０％を含まれるようになり、二相状態になって延性および強度が高くなる。  Ａｌが３１％以下になってＴｉ3 Ａｌ量が過大になるか、または、Ａｌが３５％以上になってＴｉ3 Ａｌ量が過少になると、強度および延性が著しく低下する。
【００２６】
Ｃｒ，ＭｎおよびＶの１種および２種以上（２種以上のときは合計）：０．２〜４．０％
これらはいずれもＴｉＡｌの延性を改善する元素である。  この効果は０．２％以上の存在で得られる。  添加量が４％を超えると、耐酸化性が低下するとともにβ相が生成し、高温強度が低下するという不都合が生じる。
【００２７】
Ｎｂ，Ｔａ，ＷおよびＲｅの１種および２種以上(２種以上のときは合計)：０．２〜１０．０％
これらの元素はＴｉＡｌの耐酸化性を改善する。  この効果も０．２％以上の添加で得られる。  添加量が１０％を超えると、延性が低下するとともに、高比重のためＴｉＡｌ合金の密度を高くして、低密度というＴｉＡｌの利点がうすれてくる。
【００２８】
Ｓｉ：０．０１〜１．００％
Ｔｉと反応してシリサイド（Ｔｉ5 Ｓｉ3 ）を生成し、ＴｉＡｌのクリープ特性を改善するばかりでなく、耐酸化性を改善する。  こうした効果があらわれるのは添加量０．０１％以上であり、１．００％を超えて添加すると延性が低下する。
【００２９】
Ｚｒ：＜１．０％、Ｆｅ：＜１．０％、Ｃ：＜０．２％、Ｏ：＜０．２％、Ｎ：＜０．２％
Ｚｒ，Ｆｅ，Ｃ，ＯおよびＮは、ＴｉＡｌ製ローター羽根車の精密鋳造の工程および原料から混入する不純物であり、これらが多量に混入すると、ＴｉＡｌの延性が著しく低下する。  そこで、これらの上限値をそれぞれ、１．０％、１．０％、０．２％、０．２％および０．２％とした。
【００３０】
【実施例】
〔実施例１〕
ＴｉＡｌ製タービン羽根車として、Ｔｉ−３３．５Ａｌ−４．８Ｎｂ−１．０Ｃｒ−０．２Ｓｉ(wt％)の組成を有するＴｉＡｌを精密鋳造して、直径５２mmの製品を用意した。  シャフト材としては、外径Ｄ0 ＝１７mm、長さ１１０mmのＪＩＳ−Ｇ４１０３に規定される構造用鋼ＳＮＣＭ４３９を用いた。  ロウ材には、Ａｇ−３５．３Ｃｕ−１．７Ｔｉ（wt％）の組成を有する銀ロウの、厚さ５０μｍの箔を用いた。  タービン羽根車とシャフトの接合部における形状・寸法を、表１に示す。
【００３１】
【表１】
0003829388.tif 000002
接合は、高周波加熱により行なった。  接合界面にロウ材ｄを挿入した状態で羽根車を固定し、シャフト上部から加圧して接合界面に０．５kgf/mm2 の圧力を負荷した。  加熱時に接合部が不活性雰囲気下にあるようにするため、被接合材の周囲を耐熱ガラスで覆い、被接合材と耐熱ガラスとの間にＡｒガスを流した。高周波誘導加熱は、耐熱ガラスの外側に加熱コイルを置いて通電することにより８５０℃まで昇温させ、温度が一定になってから３０秒間保持した後、電力の供給を止めて冷却した。
【００３２】
このようにして製造したタービンローターのシャフトを一定の位置に置いて  （８cmの間隔をおいた２点で支持）回転させ、タービン羽根車の最外径の変化の最大値を軸芯の振れとした。(３個の平均)  振れを測定した後、６００℃に３０分間加熱して空冷する焼戻しを施してから、接合部の捩り試験を行なった。  その結果をＤ12／Ｄ02(接合部断面積中で凹部が占める割合）、Ｄ1−Ｄ2(凹部凸部の径の差）およびＨ1−Ｈ2（凸部の深さと凹部の高さの差）の値とともに、表２に示す。  本発明に従い、接合面を凹凸にしてはめ合わせ接合を行なったタービンローターは、比較例１の、接合部を平面にして接合したものにくらべて軸芯の振れが著しく小さいことがわかる。  また、Ｄ12／Ｄ00＞０．８である比較例３のローターは、接合部のロウ付け面積が小さいため十分な捩り破断トルクが得られなかった。  比較例２のローターはＤ1−Ｄ2＞１．０mmであり、凹凸部のはめ合い隙間が大きいことに起因して、接合部が平面の場合と同様に、軸芯の振れが大きかった。
【００３３】
【表２】
0003829388.tif 000003
〔実施例２〕
表３に示した合金組成のＴｉＡｌ合金を材料として、実施例１と同じ形状・寸法（直径５２mm）のＴｉＡｌ製タービン羽根車を用意した。  これらに、表３に示す、シャフトおよび合金組成のロウ材を組み合わせ、タービンローターを製作した。  シャフト材には実施例１で用いたＳＮＣＭ４３９に加えて、ＪＩＳ−Ｇ４３１１に規定のマルテンサイト系耐熱鋼ＳＵＨ１１を用いた。  接合部は、シャフト材の方が凹で、Ｄ1＝８mm、Ｈ1 ＝６mmとし、ＴｉＡｌ羽根車は凸で、Ｄ2＝７．９mm、Ｈ2＝１mmとした。
【００３４】
【表３】
0003829388.tif 000004
ロウ材には、ＪＩＳ−Ｚ３２５１に規定の銀ロウである「ＢＡｇ−７」および「１３Ａ」と、Ａｇ−３５．３Ｃｕ−１．７Ｔｉ（wt％）の組成を有する銀ロウ「Ａ」を、また、ＪＩＳ−Ｚ３２６５に規定のニッケルロウである「ＢＮｉ−３」と、Ｃｕ−１０Ｃｏ−３１．５Ｍｎ（wt％）の組成を有する銅ロウ「Ｂ」と、Ｔｉ−１５Ｎｉ−１５Ｃｕ(wt％)の組成を有するチタンロウ「Ｃ」とを用いた。
【００３５】
接合は、実施例１と同様に高周波加熱によって行ない、接合部には０．５kgf/mm2 の圧力をかけた。  接合部はロウ材の液相線温度＋５０℃の温度まで加熱し、温度が一定になってから３０秒間保持した後、電力の供給を止めて冷却した。
【００３６】
得られたタービンローターは、接合ままのものと、表４に示す各条件でそれぞれ焼入れ・焼戻しを施してから接合部を直径１６mmに機械加工したものについて、捩り試験を室温で実施した。  その結果を、表４に示す。  本発明のタービンローターは、接合ままのものも焼入れ・焼戻しをしたものも、１０ kgf・ｍ以上の捩り破断トルクを有し、十分な強度を示した。
【００３７】
一方、比較例１〜３のローターは、ロウ材の液相線温度がシャフトのオーステナイト化温度と同等であるかまたはそれより低いため、焼入れ・焼戻し後は熱処理前にくらべて強度が著しく低下して、タービンローターとしては不満足なものであった。
【００３８】
【表４】
0003829388.tif 000005
〔実施例３〕
実施例２の本発明Ｎo．５と同じ ＴｉＡｌ製タービン羽根車、シャフト材およびロウ材を用いて、同じ条件でシャフトの接合を行ない、続いて焼入れを行なった。  焼入れは、シャフト全体を高周波誘導によって加熱し、加熱・保持して接合を完了したところで、耐熱ガラス製の冷却ガス吹き出しノズルから高圧のＡｒガスをシャフトに吹きつけて、シャフトを急冷することにより行なった。
【００３９】
このようにして製造したタービンローターは、室温で接合部の捩り試験を行なうとともに、シャフトの硬さを測定した。  室温における捩り破断トルクは１３.７kgf・ｍと十分な強度を示し、シャフトの表層硬さはＨＲＣ５５と十分な焼入れ硬さを示した。
【００４０】
〔実施例４〕
実施例１の本発明Ｎo.３に示した、接合部に空洞を有するタービンローターと、やはり実施例１の比較例Ｎo.１の、接合部が平面で空洞を有しないタービンローターとを対象に、接合部外径Ｄ0 ＝１５mmのローターに機械加工し、軸受け部を高周波焼き入れしてターボチャジャーを試作した。  エンジン実用試験はディーゼルエンジンを用い、エンジン回転数４０００rpm で耐久試験を実施した。  １００時間後、比較例Ｎo.１の空洞のないタービンローターの軸受け部は一部変色し、温度が高まったことを示したが、本発明Ｎo.３の空洞を有するローターの軸受け部には変色は認められず、温度が高まらなかったことが確認された。
【００４１】
【発明の効果】
本発明により、耐熱性に優れたＴｉＡｌローター羽根車の芯と構造用鋼または耐熱鋼のシャフトの芯とが精度よく合致し、かつシャフトとローター羽根車の接合強度が高いＴｉＡｌ製タービンローターが提供される。  その製造コストは既有のものより低い。
【図面の簡単な説明】
【図１】  本発明のＴｉＡｌ製タービンローターの側面図。
【図２】  図１のＴｉＡｌ製タービンローターの羽根車基部とシャフト端部との、接合に先立つ各部の形状を示す縦断面図。
【図３】  図２に続く、接合後の段階を示す縦断面図。
【図４】  接合部分の、図３とは別の態様を示す縦断面図。
【図５】  ＡおよびＢともに、接合部分のさらに別の態様を示す縦断面図。
【符号の説明】
ａ    ＴｉＡｌ製タービン羽根車
ｂ    シャフト
ｃ    接合部
ｄ    ロウ材
Ｄ0   シャフトの外径
Ｄ1   凹部の内径
Ｄ2   凸部の外径
Ｈ1   凹部の深さ
Ｈ2   凸部の高さ
【図１】
0003829388.tif 000006
【図２】
0003829388.tif 000007
【図３】
0003829388.tif 000008
【図４】
0003829388.tif 000009
【図５】
0003829388.tif 000010