JP2017031462A - Production method of water atomization metal powder - Google Patents
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Description
本発明は、水アトマイズ装置を用いた金属粉末（以下、水アトマイズ金属粉末ともいう）の製造方法に係り、特に水アトマイズ金属粉末の非晶質化率の向上方法に関する。 The present invention relates to a method for producing metal powder (hereinafter, also referred to as water atomized metal powder) using a water atomizer, and more particularly to a method for improving the amorphization rate of water atomized metal powder.
従来から、金属粉末を製造する方法として、アトマイズ法がある。このアトマイズ法には、溶融金属の流れに高圧の水ジェットを噴射して金属粉末を得る水アトマイズ法、水ジェットに代えて不活性ガスを噴射するガスアトマイズ法などがある。 Conventionally, there is an atomizing method as a method for producing metal powder. The atomizing method includes a water atomizing method in which a metal powder is obtained by injecting a high-pressure water jet into a molten metal flow, and a gas atomizing method in which an inert gas is injected in place of the water jet.
水アトマイズ法では、ノズルより噴射した水ジェットで溶融金属の流れを分断し、粉末状の金属（金属粉末）とするとともに、水ジェットで粉末状の金属（金属粉末）の冷却も行ってアトマイズ金属粉末を得ている。一方、ガスアトマイズ法では、ノズルより噴射した不活性ガスにより溶融金属の流れを分断し、粉末状の金属としたのち、通常、粉末状の金属を、アトマイズ装置の下に備えられた水槽、あるいは流水のドラム中に落下させて、粉末状の金属（金属粉末）の冷却を行ってアトマイズ金属粉末を得ている。 In the water atomization method, the flow of molten metal is divided by a water jet sprayed from a nozzle to form a powder metal (metal powder), and the metal powder is cooled by a water jet to atomize metal Obtaining powder. On the other hand, in the gas atomization method, the flow of molten metal is divided by an inert gas jetted from a nozzle to form powdered metal, and then the powdered metal is usually used in a water tank or flowing water provided under the atomizer. The powder metal (metal powder) is cooled down to obtain an atomized metal powder.
金属粉末を製造する上では、水アトマイズ法はガスアトマイズ法に比べて、生産能力が高く、かつ安価な製造法であるといわれている。ガスアトマイズ法では、アトマイズする際に、不活性ガスを使用する必要があり、かつアトマイズする際のエネルギー力も水アトマイズ法には劣る。 In producing metal powder, the water atomization method is said to be a production method having a higher production capacity and a lower cost than the gas atomization method. In the gas atomization method, it is necessary to use an inert gas for atomization, and the energy power for atomization is also inferior to that of the water atomization method.
近年、省エネルギーの観点から、例えば電気自動車やハイブリッド車に使用されるモーターコアの低鉄損化及び小型化が要望されている。従来、モーターコアは、電磁鋼板を薄くして積層させて製作されてきたが、最近では、形状設計の自由度が高い金属粉末（電磁鉄粉)を圧縮成型して作製した圧粉磁芯が注目されている。このような圧粉磁芯の低鉄損化のためには、使用する素材の金属粉末の低鉄損化が必要となる。低鉄損の金属粉末とするには、金属粉末を非晶質化（アモルファス化）することが有効であると考えられる。また、小型化・軽量化の為には圧粉磁芯の磁束密度を向上することが必要である。磁束密度を向上するためには金属粉末中のFe濃度を上げる必要がある。更に、金属粉末の磁束密度を向上させたとしても、圧粉磁芯中の磁性体の充填密度が低ければ、圧粉磁芯の磁束密度を向上する効果が得られない。非晶質化した金属粉末は結晶質の金属粉末に比べて硬質であるため、通常の結晶質の金属粉末に比べて成形時の塑性変形による充填密度上昇の効果が得にくい。このため、金型への金属粉末の充填密度をあらかじめ高める必要があり、このことから金属粉末の形状は高充填密度が得られる球状であることが好ましい。 In recent years, from the viewpoint of energy saving, for example, a reduction in iron loss and a reduction in size of a motor core used in an electric vehicle and a hybrid vehicle have been demanded. Conventionally, motor cores have been manufactured by laminating and laminating electromagnetic steel sheets, but recently, a dust core made by compression molding metal powder (electromagnetic iron powder) with a high degree of freedom in shape design has been developed. Attention has been paid. In order to reduce the iron loss of such a dust core, it is necessary to reduce the iron loss of the metal powder used. In order to obtain a metal powder with low iron loss, it is considered effective to make the metal powder amorphous (amorphized). In addition, it is necessary to improve the magnetic flux density of the dust core in order to reduce the size and weight. In order to improve the magnetic flux density, it is necessary to increase the Fe concentration in the metal powder. Furthermore, even if the magnetic flux density of the metal powder is improved, the effect of improving the magnetic flux density of the dust core cannot be obtained if the packing density of the magnetic material in the dust core is low. Since the amorphous metal powder is harder than the crystalline metal powder, it is difficult to obtain the effect of increasing the packing density due to plastic deformation at the time of molding as compared to the normal crystalline metal powder. For this reason, it is necessary to increase the filling density of the metal powder in the mold in advance, and therefore, the shape of the metal powder is preferably a sphere that can provide a high filling density.
高い飽和磁束密度を有し、優れた軟磁性特性を有するFe基ナノ結晶合金を得るための出発原料となる合金組成の例として、例えば特許文献１には、主相として非晶質相を有している組成式FeａＢｂSiｃＰｘCｙCuｚで、ａ：79〜86at％、ｂ:５〜13at％、ｃ：０〜８at％、ｘ：１〜８at％、ｙ：０〜４at％、ｚ：0.4〜1.4at％である合金組成物が記載されている。この合金組成物は、主相としてアモルファス相を有し、非晶質と該非晶質中に存在する初期微結晶とからなるナノヘテロ構造を呈するとしている。また、これら合金組成物に熱処理を施すと、bccFe相からなるナノ結晶を析出させることができ、飽和磁束密度が高い、Fe基ナノ結晶合金粉末とすることができるとしている。
As an example of an alloy composition serving as a starting material for obtaining an Fe-based nanocrystalline alloy having a high saturation magnetic flux density and excellent soft magnetic properties, for example,
しかし、水アトマイズ法では、高温の溶融金属に水ジェットを噴射させて金属粉末とする際に、高温の溶融金属に水が接すると、一瞬のうちに蒸発して溶融状態を含む金属粉末（液滴）の表面に蒸気膜を形成する。このため、溶融状態を含む金属粉末（液滴）と冷却水との蒸気膜が形成され、液滴と冷却水との直接接触を妨げる膜沸騰状態となる。そのため、水アトマイズ法では、溶融状態を含む金属粉末の冷却速度を高めることが難しくなるという問題があった。 However, in the water atomization method, when water jet is sprayed onto a high-temperature molten metal to form a metal powder, if the high-temperature molten metal comes into contact with water, the metal powder containing a molten state (liquid) A vapor film is formed on the surface of the droplet. For this reason, a vapor film of the metal powder (droplet) including the molten state and the cooling water is formed, resulting in a film boiling state that prevents direct contact between the droplet and the cooling water. Therefore, the water atomization method has a problem that it is difficult to increase the cooling rate of the metal powder including the molten state.
このようなことから、金属粉末を急冷する方法がいくつか提案されている。 For this reason, several methods for rapidly cooling the metal powder have been proposed.
例えば、特許文献２には、溶融金属を飛散させつつ冷却・固化させ金属粉末を得る際に、固化するまでの冷却速度が10５K/ｓ以上とする金属粉末の製造方法が記載されている。特許文献２に記載された技術では、飛散させた溶融金属を、筒状体の内壁面に沿って冷却液を旋回させることにより生じた冷却液流に接触させることにより、上記した冷却速度が得られるとしている。そして、冷却液を旋回させることにより生じた冷却液流の流速は5〜100m/sとすることが好ましいとしている。
For example,
また、特許文献３には、急冷凝固金属粉末の製造方法が記載されている。特許文献３に記載された技術では、内周面が円筒面である冷却容器の円筒部上端部外周側より、冷却液を周方向より供給し円筒部内周面に沿って旋回させながら流下させ、その旋回による遠心力で、中心部に空洞を有する層状の旋回冷却液層を形成し、その旋回冷却液層の内周面に金属溶湯を供給して急冷凝固させる。これにより、冷却効率がよく、高品質の急冷凝固粉末が得られるとしている。
また、特許文献４には、流下する溶鋼にガスジェットを噴射して溶滴に分断するためのガスジェットノズルと、内周面に旋回しながら流下する冷却液層を有する冷却用筒体とを備える、ガスアトマイズ法による金属粉末の製造装置が記載されている。特許文献４に記載された技術では、溶融金属が、ガスジェットノズルと旋回する冷却液層とにより、二段階に分断され、微細化された急冷凝固金属粉末が得られるとしている。
Further,
また、特許文献５には、溶融金属を液状の冷媒中に供給し、冷媒中で溶融金属を覆う蒸気膜を形成し、できた蒸気膜を崩壊させて溶融金属と冷媒とを直接接触させて自然核生成による沸騰を起こさせその圧力波を利用し溶融金属を引きちぎりながら急速に冷却しアモルファス化して、アモルファス金属微粒子とする、アモルファス金属微粒子の製造方法が記載されている。溶融金属を覆う蒸気膜の崩壊は、冷媒へ供給する溶融金属の温度を冷媒に直接接触した場合に界面温度が膜沸騰下限温度以下で自発核生成温度以上の温度とするか、超音波照射するか、により可能であるとしている。
Further, in
また、特許文献６には、溶融した材料を、液体冷媒の中に液滴又はジェット流として供給する際に、溶融した材料の温度を、液体冷媒と直接接触する際に、液体冷媒の自発核生成温度以上で溶融状態であるように設定し、さらに、液体冷媒の流れに入ったときの溶融した材料の速度と液体冷媒の流れの速度との相対速度差を10m/s以上となるようにして、溶融した材料の周囲に形成された蒸気膜を強制的に崩壊させて自発核生成による沸騰を生じさせ、微粒化すると共に冷却固化する微粒子の製造方法が記載されている。これにより、従来は困難であった材料でも、微粒子化、非晶質化することができるとしている。
Further,
また、特許文献７には、母材となる材料に機能性添加材を添加した原料を溶融し、液体冷媒の中に供給することにより、蒸気爆発により微細化するとともに冷却固化する際に冷却速度を制御することにより偏析のない多結晶又は非晶質である均質な機能性微粒子を得る工程と、この機能性微粒子と前記母材の微粒子とを原料として用いて固化して機能部材を得る工程とを具備する機能部材の製造方法が記載されている。
In
また、特許文献８には、非晶質合金粉末の製造方法が記載されている。特許文献８に記載された技術では、合金の溶湯を細孔から流下して高速液体で吹きつけ、溶湯を粉化するとともに急冷凝固して非晶質合金粉末とするにあたり、溶湯を粉化する箇所の周囲に吸引管を配置し20mmH２O〜200mmH２Oの圧力差で吸引するとしている。これにより、完全に非晶質化し、しかも不規則形状化した合金粉末を得ることができるとしている。 Patent Document 8 describes a method for producing an amorphous alloy powder. In the technique described in Patent Document 8, the molten metal flows down from the pores and sprayed with a high-speed liquid to pulverize the molten metal and rapidly solidify it into an amorphous alloy powder. place the suction tube around the locations are to be sucked at a pressure differential of 20mmH 2 O~200mmH 2 O. As a result, an alloy powder that is completely amorphous and irregularly shaped can be obtained.
また、特許文献９には、非晶質合金粉末の製造方法が記載されている。特許文献９に記載された技術では、合金の溶湯を細孔から流下させる工程と、流下した溶湯に高速液体を吹きつけて、溶湯を粉化するとともに急冷凝固する工程と、溶湯を粉化する箇所の周囲に吸引管を配置し20mmH２O〜200mmH２Oの圧力差で吸引する工程と、該吸引管の下方に粉末受け体を配置して、凝固した非晶質粉体を、一旦この粉体受け体に当てる工程と、該粉体受け体に当てた後、非晶質粉体を液体を入れたタンクに落下させる工程とを、具備するとしている。この吸引管の減圧作用で高速液体が合金粉末により強く作用して、粉末を不規則化するとともに、粉末周囲に形成される蒸気膜を破壊して、粉末の冷却速度が著しく上昇し、粉体の全てが不規則形状で非晶質単相からなり、圧粉成形可能な非晶質合金粉体が得られるとしている。
また、特許文献１０には、非晶質合金粉末の製造方法が記載されている。特許文献１０に記載された技術では、合金の溶湯を細孔から流下して高速液体を吹きつけ、溶湯を粉化するとともに急冷凝固して非晶質合金粉末とするにあたり、溶湯を粉化する個所の直下に上部を円錐状とした冷却ブロックを配置して粉化後の粒子をこの冷却ブロックに当てるとしている。これにより、粉化した合金粉末の冷却速度を高めるとともに、粉末周囲に発生する蒸気膜を破壊して粉末の冷却速度を著しく上昇できるとしている。
また、特許文献１１には、金属粉末製造装置が記載されている。特許文献１１に記載された金属粉末製造装置では、溶融金属を供給する供給部と、溶融金属が通過可能な流路と該流路に液体を噴射するオリフィスとを備えた液体噴射部とを備え、液体噴射部の下方に、分散液の進行方向を強制的に変化させる進行方向変更手段を設け、オリフィスから噴射された液体に溶融金属を接触させて、溶融金属を微細な多数の液滴に***させ、該液滴を液体に分散した状態の分散液として移送するとともに、分散液中の液滴を冷却固化させてアモルファス金属粉末を製造するとしている。進行方向変更手段としては、第２の液体を噴射するノズルを有し、ノズルから分散液に向けて、第２の液体を噴射して衝突させる手段、あるいは、長手方向の途中が円弧状に湾曲した曲部を有する筒状体とし、分散液の進行方向を曲部の内壁面に沿って強制的に変化させる手段、が例示され、これにより、粉末の周囲に形成される蒸気層を確実に分離することができ、多数の粉末をむらなく冷却できるとしている。また、特許文献１１に記載された技術によれば、粒径：３μm程度の微細な非晶質金属粉末が製造できるとしている。しかし、それより粗大な粒径の金属粉末では、非晶質率が低下するとしている。
また、球状の金属粉末を得るには溶融金属の粉末化を水アトマイズ法ではなくガスアトマイズ法によって実施する方が有利であり、このような背景から従来技術においては溶融金属の粉末化をガスアトマイズ法によって実施しているが、特許文献１２には、溶融金属流を通過させる孔部を備えた環状ノズルから、孔部を通過した溶融金属流に向けて、溶融金属流を一葉双曲面状に取り囲むように冷却液を連続的に放出し、一葉双曲面の内側の括れ部の近傍の圧力を５０〜７００ｍｍＨｇ減圧して擬球形の金属粉末を液体アトマイズ法で製造する方法が開示されている。 In order to obtain a spherical metal powder, it is more advantageous to carry out the pulverization of the molten metal not by the water atomization method but by the gas atomization method. From such a background, in the prior art, the pulverization of the molten metal is performed by the gas atomization method. Although it is carried out, Patent Document 12 discloses that a molten metal flow is surrounded by a single leaf hyperboloid from an annular nozzle having a hole through which the molten metal flow passes, toward the molten metal flow that has passed through the hole. Discloses a method for producing a pseudospherical metal powder by a liquid atomizing method by continuously discharging a cooling liquid and reducing the pressure in the vicinity of the constricted portion inside the one-leaf hyperboloid by 50 to 700 mmHg.
しかし、特許文献２〜４に記載された技術では、分断された溶融金属を、冷却液を旋回させて形成した冷却液層中に供給し、金属粒子のまわりに形成された蒸気膜を剥がすとしているが、分断された金属粒子（溶融金属）の温度が高い場合には、冷却液層中では膜沸騰状態になりやすく、しかも冷却液層中に供給された金属粒子（溶融金属）は冷却液層とともに移動するため、金属粒子（溶融金属）と冷却液層との相対速度差が少なく、蒸気膜を剥がして膜沸騰状態を回避することは難しくなり、したがって、非晶質化のために必要な冷却速度を確保できないという問題があった。
However, in the techniques described in
また、特許文献５〜７に記載された技術では、連鎖的に膜沸騰状態から核沸騰状態になる蒸気爆発を利用して、溶融金属を覆う蒸気膜を崩壊させて、金属粒子の微細化、さらには非晶質化を図るとしている。蒸気爆発を利用して膜沸騰状態における蒸気膜を取り去ることは、有効な方法であるといえるが、しかし、膜沸騰状態から連鎖的に核沸騰状態にして蒸気爆発を生じさせるためには、少なくともまず最初に金属粒子の表面温度を極小熱流速点以下まで冷却する必要があり、しかも、金属粒子の表面温度が高い場合には、極小熱流速点以下までの冷却が膜沸騰領域での冷却となり、弱冷却となるため、非晶質化のための冷却速度が不足するという問題がある。 Moreover, in the technique described in patent documents 5-7, the vapor | steam explosion which changes from a film | membrane boiling state to a nucleate boiling state in a chain is utilized, the vapor | steam film | membrane which covers molten metal is collapsed, metal particle refinement | miniaturization, Furthermore, it intends to make it amorphous. It can be said that removing the vapor film in the film boiling state using the vapor explosion is an effective method. First, it is necessary to cool the surface temperature of the metal particles to the minimum heat flow point or below, and if the surface temperature of the metal particles is high, cooling to the minimum heat flow point or below becomes the cooling in the film boiling region. Since the cooling is weak, there is a problem that the cooling rate for amorphization is insufficient.
また、従来技術では、ガスアトマイズ法を利用して球状かつ非晶質の金属粉末を製造しているが、ガスアトマイズ法では、アトマイズのために大量の不活性ガスを必要とするため、製造コストの高騰を招くという問題がある。したがって、生産性の観点からは水アトマイズ法を利用することが有利である。 In the prior art, the gas atomization method is used to produce spherical and amorphous metal powder. However, since the gas atomization method requires a large amount of inert gas for atomization, the production cost increases. There is a problem of inviting. Therefore, it is advantageous to use the water atomization method from the viewpoint of productivity.
しかし、水アトマイズ法では、溶融金属流に噴射水（水ジェット）を噴射し、溶融金属流を分断して金属粉末とするが、分断された金属粒子の周囲には、アトマイズに使用した水が存在し、金属粒子表面に蒸気膜を形成しやすくしている。このようなことから、冷却速度が低下し徐冷となり、金属粉末を非晶質状態とするために必要な冷却速度を達成することができなくなる。そのため、水アトマイズ法では蒸気膜の除去が重要な課題となる。 However, in the water atomization method, jet water (water jet) is jetted into the molten metal stream, and the molten metal stream is divided into metal powder. The water used for atomization is around the divided metal particles. It exists and makes it easy to form a vapor film on the surface of metal particles. For this reason, the cooling rate decreases and gradually cools, and it becomes impossible to achieve the cooling rate required to make the metal powder amorphous. Therefore, removal of the vapor film is an important issue in the water atomization method.
このような問題に対し、特許文献８、９に記載された技術では、溶湯を粉化する箇所の周囲に吸引管を配置して、20mmH２O〜200mmH２Oの圧力差で吸引することにより、金属粒子の不規則化と、金属粒子周囲に形成された蒸気膜を除去できるとしている。しかし、高温の金属粒子のまわりに水分が存在すれば、高温の金属粒子とともに吸引され、保有している熱により水分が気化して再び、金属粒子表面に蒸気膜を形成されるため、蒸気膜の除去が難しくなるという問題がある。
With respect to such problems, in the technique described in
また、特許文献１０に記載された技術では、粉化後の粒子の温度が高いと、周囲にある冷却水が気化して再び粒子表面に蒸気膜を形成するため、蒸気膜の除去が十分であるとはいえないという問題がある。一方、粉化後の粒子の温度が低すぎると、冷却ブロックに衝突した際に、凝固し結晶化が進行しやすいという問題がある。
In the technique described in
また、特許文献１１に記載された技術では、進行方向変更手段で強制的に進行方向を変化させられた分散液は、蒸気膜を除去されるが、分散液の温度が高いと、周囲に存在する水分により、再び蒸気膜が形成される可能性がある。一方、分散液の温度が低い場合には、進行方向変更手段からの第２の液体（水）により、凝固して結晶化が進行するという問題がある。
Further, in the technique described in
また、特許文献１２記載された技術では、細かく、擬球形で、しかも粒度分布の幅の狭い金属粉末を製造することを目的としており、粉末の急冷についてはまったく考慮されていない。 Further, the technique described in Patent Document 12 aims to produce a fine, pseudo-spherical metal powder with a narrow particle size distribution, and does not consider the rapid cooling of the powder.
このように、上記した従来技術では、水アトマイズ金属粉末表面に形成される蒸気膜の除去が十分であるとは言い難く、したがって、上記した従来技術によっては、水アトマイズ金属粒子の完全非晶質化（アモルファス化）に必要な冷却速度を確保することが難しい。 Thus, it is difficult to say that the removal of the vapor film formed on the surface of the water atomized metal powder is sufficient in the above-described conventional technology. Therefore, depending on the above-described conventional technology, the water-atomized metal particles are completely amorphous. It is difficult to ensure the cooling rate necessary for the formation (amorphization).
またさらに、モーターコアの小型化、さらには高性能化のために、高磁束密度、優れた軟磁性を確保するために有効な、Fe、Ni、Coといった元素の比率を増加したFe基軟磁性合金が指向されている。しかし、Fe、Ni、Coといった元素の比率を増加させた合金組成では、非晶質化に必要な冷却速度が上昇するといわれている。このことは、例えば特許文献１１に示されるように、粒径：３μm程度の微細な非晶質金属粉末しか製造できず、粗大な粒径の金属粉末では、非晶質率が低下するという結果からも明らかである。
Furthermore, Fe-based soft magnetism with an increased ratio of elements such as Fe, Ni, and Co, which is effective to ensure high magnetic flux density and excellent soft magnetism for miniaturization and higher performance of motor cores. Alloys are oriented. However, it is said that the cooling rate required for amorphization increases with an alloy composition in which the ratio of elements such as Fe, Ni, and Co is increased. This is because, for example, as disclosed in
そこで、本発明は、水アトマイズ金属粉末の製造において、液滴（粉子）表面に形成された蒸気膜を破壊して、高い非晶質化率を達成できる、略球状の水アトマイズ金属粉末の製造方法を提供することを目的とする。さらに本発明は、従来では非晶質化が困難であった、Fe原子（Fe原子の一部をNi、Coで置換したものを含む）の比率を高めたFe基非晶質合金（Fe基軟磁性合金）において、例えば平均粒径：５μm以上の比較的大きな粒径の金属粉末であっても、高い非晶質化率を有し、かつ略球状の水アトマイズ金属粉末とすることができる水アトマイズ金属粉末の製造方法を提供することをも目的とする。 Accordingly, the present invention provides a substantially spherical water atomized metal powder that can achieve a high amorphization rate by breaking a vapor film formed on the surface of a droplet (powder) in the production of water atomized metal powder. An object is to provide a manufacturing method. Furthermore, the present invention provides a Fe-based amorphous alloy (Fe-based alloy) in which the ratio of Fe atoms (including those obtained by substituting part of Fe atoms with Ni or Co) has been increased. Soft magnetic alloy), for example, even a metal powder having a relatively large particle diameter having an average particle diameter of 5 μm or more can have a high amorphization ratio and a substantially spherical water atomized metal powder. It is another object of the present invention to provide a method for producing water atomized metal powder.
なお、ここでいう「高い非晶質化率」を有する金属粉末とは、非晶質化率が90％以上である金属粉末をいうものとする。 The “metal powder having a high amorphization ratio” here refers to a metal powder having an amorphization ratio of 90% or more.
なお、「非晶質化率」は、Ｘ線回折法により、アモルファス（非晶質）からのハローピークおよび結晶からの回折ピークを測定し、ＷＰＰＤ法により非晶質化率を算出した。ここでいう「ＷＰＰＤ法」とは、Whole-powder-pattern decomposition methodの略である。なお、ＷＰＰＤ法については、虎谷秀穂：日本結晶学会誌, vol.30(1988), No.4, P253〜258に詳しい。 The “amorphization rate” was determined by measuring the halo peak from amorphous (amorphous) and the diffraction peak from crystal by X-ray diffraction method, and calculating the amorphization rate by WPPD method. The “WPPD method” here is an abbreviation for Whole-powder-pattern decomposition method. The WPPD method is detailed in Hideho Toraya: Journal of the Crystallographic Society of Japan, vol.30 (1988), No. 4, P253-258.
本発明者らは、上記した目的を達成するために、水アトマイズ法における金属粒子表面に形成される蒸気膜の除去方法について、鋭意研究した。その結果、流下する溶融金属流に水ジェット（噴射水)を吹き付け、溶融金属流を分断する一次冷却に加えてさらに、水冷却（二次冷却）を利用することに思い至った。しかし、強力な二次冷却を施しても、蒸気膜を除去できず、かえって粒子表面が蒸気膜に覆われ、非晶質化のために必要な冷却速度を確保できない場合や、金属粉末の結晶化が進行する場合があることを突き止めた。 In order to achieve the above-mentioned object, the present inventors diligently studied a method for removing a vapor film formed on the surface of metal particles in the water atomization method. As a result, the inventors came up with the idea of using water cooling (secondary cooling) in addition to the primary cooling for blowing the water jet (jet water) to the flowing molten metal flow and dividing the molten metal flow. However, even if strong secondary cooling is applied, the vapor film cannot be removed, and instead the particle surface is covered with the vapor film, and the cooling rate required for amorphization cannot be secured, or the metal powder crystals I found out that there is a possibility that the process will progress.
そこで、更なる検討の結果、二次冷却を開始する時期が重要であることを見出した。二次冷却の開始時期を、分断された溶融金属の液滴の温度と溶融金属の凝固点との関係で図１に示す。 As a result of further studies, it was found that the timing of starting secondary cooling is important. The start timing of the secondary cooling is shown in FIG. 1 in relation to the temperature of the divided molten metal droplet and the freezing point of the molten metal.
溶融金属流を分断する一次冷却後の二次冷却を、図１（ａ）に示すように、分断された溶融金属の液滴の温度が凝固開始温度〜（凝固開始温度＋30℃）の範囲にあるときに、開始することにより、粒子表面への蒸気膜の付着もなく、金属粉末の非晶質化のために必要な、所望の冷却速度を確保できることを見出した。この原因については現在までのところ明確にはなっていないが、本発明者らは、この温度域で二次冷却が開始されれば、分断された溶融金属液滴はすぐに凝固し、凝固後にも二次冷却が継続されるために、表面に形成された蒸気膜に冷却水からの衝撃力が伝達されやすく、蒸気膜は簡単に破壊、除去されやすくなると推察している。 In the secondary cooling after the primary cooling for dividing the molten metal flow, as shown in FIG. 1 (a), the temperature of the divided molten metal droplets is within the range of the solidification start temperature to (solidification start temperature + 30 ° C.). At some point, it was found that the desired cooling rate required for amorphization of the metal powder can be ensured by starting without the deposition of a vapor film on the particle surface. Although the cause of this has not been clarified so far, the present inventors have confirmed that if the secondary cooling is started in this temperature range, the divided molten metal droplets solidify immediately, and after solidification. However, since the secondary cooling is continued, it is assumed that the impact force from the cooling water is easily transmitted to the vapor film formed on the surface, and the vapor film is easily broken and removed.
一方、分断された溶融金属の液滴の温度が上記した温度範囲を高く外れた図１（ｂ）に示す温度範囲域にある場合に、二次冷却を開始すると、分断された溶融金属の液滴に冷却水が当たっても、液滴が溶融のままであるため、変形しやすく蒸気膜に衝撃力を伝達しにくく、蒸気膜の破壊が進行せず除去しにくいと考えられる。 On the other hand, when the secondary cooling is started when the temperature of the divided molten metal droplet is within the temperature range shown in FIG. Even if the cooling water hits the droplet, it is considered that the droplet remains melted, so that it is easily deformed and it is difficult to transmit the impact force to the vapor film, and the vapor film does not break down and is difficult to remove.
また、図１（ｃ）に示すように、分断された溶融金属の液滴の温度が上記した温度範囲を低く外れて、二次冷却を開始すると、蒸気膜が除去されないまま凝固が開始されるため冷却速度が遅く結晶化が進行して、所望の非晶質化率を達成できにくくなくなると考えられる。 Further, as shown in FIG. 1C, when the temperature of the divided molten metal droplets deviates from the above temperature range and starts secondary cooling, solidification starts without removing the vapor film. Therefore, it is considered that the cooling rate is slow and crystallization proceeds, making it difficult to achieve the desired amorphization rate.
このようなことから、本発明では、分断された溶融金属の液滴が、まだ溶融状態ではあるが、凝固開始温度の近傍の温度にある場合に、二次冷却を開始することとした。また、一次冷却において、冷却水の噴射角度を調整して噴射水で溶融金属流を一葉双曲面上に取り囲むような水膜を形成することによって、水アトマイズ金属粉末であっても球形に近い形状の水アトマイズ金属粉末が得られるという知見を得た。 For this reason, in the present invention, when the divided molten metal droplets are still in a molten state but at a temperature in the vicinity of the solidification start temperature, the secondary cooling is started. Moreover, in primary cooling, by adjusting the injection angle of the cooling water and forming a water film that surrounds the molten metal flow on the one-leaf hyperboloid with the injection water, even a water atomized metal powder has a nearly spherical shape Of water atomized metal powder was obtained.
更に、本発明者らは、分断された溶融金属の液滴に、上記のような二次冷却を施すことにより、従来、非晶質合金粉末の製造が困難とされていたFe（Feの一部をNi、Coで置換したものも含む）の含有比率の高いFe基非晶質合金（Fe基軟磁性合金）においても、高い非晶質化率を有する水アトマイズ金属粉末を容易に製造できることを新規に見出した。 Furthermore, the present inventors have performed the secondary cooling as described above on the divided molten metal droplets, thereby making it possible to produce an amorphous alloy powder that has conventionally been difficult to manufacture. Even in Fe-based amorphous alloys (Fe-based soft magnetic alloys) with a high content ratio (including those in which parts are replaced with Ni and Co), water atomized metal powder having a high amorphization rate can be easily produced. Was newly found.
本発明は、かかる知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。すなわち、本発明の要旨は次の通りである。
（１）流下する溶融金属流に、溶融金属流分断用噴射水を噴射し、該溶融金属流を分断して多数の溶融金属の液滴とし、冷却して水アトマイズ金属粉末とする水アトマイズ金属粉末の製造方法において、前記溶融金属流分断用噴射水が該溶融金属流を一葉双曲面状に取り囲むように前記溶融金属流分断用噴射水を連続的に噴射するとともに、前記溶融金属の液滴に、その落下途中の、該溶融金属の液滴の温度が凝固開始温度〜（凝固開始温度＋30℃）の範囲内の温度である位置で、二次冷却として、水冷ノズルを介して二次冷却水を噴射する冷却を開始することを特徴とする水アトマイズ金属粉末の製造方法。
（２）（１）において、前記溶融金属流分断用噴射水を、前記溶融金属流を取り囲むように円環状または複数本配置された水冷ノズルから旋回角：１〜２０°で噴射することを特徴とする水アトマイズ金属粉末の製造方法。
（３）（１）または（２）において、前記二次冷却は、前記溶融金属の液滴の落下方向に、水冷却ノズルからなる複数段の二次冷却手段を切替可能に配設し、前記複数段の二次冷却手段のうちから、落下途中の前記溶融金属の液滴の温度が凝固開始温度〜（凝固開始温度＋30℃）の範囲内の温度となる位置に適合する二次冷却手段を選定して、前記二次冷却を開始することを特徴とする水アトマイズ金属粉末の製造方法。
（４）（３）において、前記落下途中の、前記溶融金属の液滴の温度は、前記分断前の前記溶融金属流の温度を測定し、得られた分断前の溶融金属流の温度に基づき、伝熱計算により、推定した値を用いることを特徴とする水アトマイズ金属粉末の製造方法。
（５）（１）ないし（４）のいずれかにおいて、前記溶融金属流分断用噴射水は、噴射圧：10MPa以上の水を、前記二次冷却の水冷却は、水温：10℃以下、噴射圧：10MPa以上の水を、使用することを特徴とする水アトマイズ金属粉末の製造方法。
（６）（１）ないし（５）のいずれかにおいて、前記溶融金属が、Fe基軟磁性合金組成またはFeの一部をNiおよび／またはCoで置換されたFe基軟磁性合金組成で、前記FeあるいはFe、Ni、Coの合計量であるFe系元素比率が82.5at％超え86at％未満である合金組成を有することを特徴とする水アトマイズ金属粉末の製造方法。
（７）前記水アトマイズ金属粉末を、さらに400〜500℃の範囲内の温度に加熱する熱処理を施すことを特徴とする（６）に記載の水アトマイズ金属粉末の製造方法。
（８）（６）に記載の水アトマイズ金属粉末の製造方法で製造されてなり、平均粒径：5μm以上でかつ非晶質化率が90％以上である水アトマイズFe基軟磁性合金粉末。
（９）（７）に記載の水アトマイズ金属粉末の製造方法で製造されてなり、ナノ結晶構造を有し、高飽和磁束密度を有する水アトマイズFe基軟磁性合金粉末。
The present invention has been completed based on such findings and further studies. That is, the gist of the present invention is as follows.
(1) Water atomized metal that sprays molten metal flow dividing water into a flowing molten metal flow, divides the molten metal flow into a large number of molten metal droplets, and cools them to form water atomized metal powder In the method for producing a powder, the molten metal flow dividing jet water is continuously jetted so that the molten metal flow cutting jet water surrounds the molten metal flow in a single leaf hyperboloid shape, and the molten metal droplets In the middle of the fall, the temperature of the molten metal droplet is a temperature within the range of the solidification start temperature to (solidification start temperature + 30 ° C.). A method for producing water atomized metal powder, characterized by starting cooling by jetting water.
(2) In (1), the molten metal flow dividing jet water is jetted at a swirl angle of 1 to 20 ° from an annular or a plurality of water-cooled nozzles arranged so as to surround the molten metal flow. A method for producing water atomized metal powder.
(3) In (1) or (2), in the secondary cooling, a plurality of stages of secondary cooling means composed of water cooling nozzles are arranged to be switchable in the falling direction of the molten metal droplets, Among the secondary cooling means in a plurality of stages, a secondary cooling means adapted to a position where the temperature of the molten metal droplet in the middle of dropping falls within the range of the solidification start temperature to (solidification start temperature + 30 ° C.). A method for producing a water atomized metal powder comprising selecting and starting the secondary cooling.
(4) In (3), the temperature of the molten metal droplet in the middle of dropping is measured based on the temperature of the molten metal flow before division obtained by measuring the temperature of the molten metal flow before division. The manufacturing method of the water atomized metal powder characterized by using the estimated value by heat-transfer calculation.
(5) In any one of (1) to (4), the molten metal flow dividing jet water is jet pressure: water of 10 MPa or more, and the secondary cooling water cooling is water temperature: 10 ° C. or less. Pressure: A method for producing water atomized metal powder characterized by using water of 10 MPa or more.
(6) In any one of (1) to (5), the molten metal is an Fe-based soft magnetic alloy composition or a Fe-based soft magnetic alloy composition in which a part of Fe is substituted with Ni and / or Co. A method for producing a water atomized metal powder, characterized by having an alloy composition in which the Fe-based element ratio, which is the total amount of Fe or Fe, Ni, and Co, is more than 82.5 at% and less than 86 at%.
(7) The method for producing a water atomized metal powder according to (6), wherein the water atomized metal powder is further subjected to a heat treatment for heating to a temperature within a range of 400 to 500 ° C.
(8) A water atomized Fe-based soft magnetic alloy powder produced by the method for producing a water atomized metal powder according to (6), having an average particle diameter of 5 μm or more and an amorphization ratio of 90% or more.
(9) A water atomized Fe-based soft magnetic alloy powder produced by the method for producing a water atomized metal powder according to (7), having a nanocrystalline structure and having a high saturation magnetic flux density.
本発明によれば、水アトマイズ法によっても略球状の金属粉末でアモルファス金属粉末の製造に有利な急速冷却が可能となり、圧粉磁芯の製造に有利な、高い非晶質化率を有する略球状の水アトマイズ金属粉末の製造が容易となり、低鉄損の圧粉磁芯用金属粉末を容易に、しかも安価に製造でき、産業上格段の効果を奏する。 According to the present invention, it is possible to perform rapid cooling advantageous for the production of an amorphous metal powder with a substantially spherical metal powder even by the water atomization method, and a high amorphization ratio advantageous for the production of a dust core. Spherical water atomized metal powder can be easily manufactured, and low iron loss metal powder for a dust core can be manufactured easily and inexpensively, which has a remarkable industrial effect.
また、本発明によれば、従来では困難であった、Fe（Feの一部を置換したNi、Coを含む）比率を82.5at％を超えて高めた鉄基軟磁性合金においても、平均粒径が5μm超えの大きな粒径でも、高い非晶質化率を有する水アトマイズ鉄基軟磁性合金粉末を容易に、しかも安定して製造できるという効果もある。 Further, according to the present invention, even in the iron-based soft magnetic alloy in which the ratio of Fe (including Ni and Co in which part of Fe is substituted) and the ratio of Fe is increased to more than 82.5 at%, which is difficult in the past, the average grain size Even with a large particle diameter exceeding 5 μm, there is an effect that water atomized iron-based soft magnetic alloy powder having a high amorphization rate can be easily and stably produced.
また、本発明によれば、ヘテロアモルファス構造や、ナノ結晶構造を有し、低鉄損で高飽和磁束密度を保持する鉄基軟磁性合金材料を、安定して製造できることという効果も期待できる。 In addition, according to the present invention, an effect that a ferrous soft magnetic alloy material having a heteroamorphous structure or a nanocrystal structure and having a low iron loss and a high saturation magnetic flux density can be stably produced can be expected.
本発明では、まず、原料である金属材料を溶解して、溶融金属とする。原材料として使用する金属材料としては、従来から鉄粉として使用されている純金属、合金、鋳鉄等がいずれも適用できる。例えば、純鉄、低合金鋼、ステンレス鋼などの鉄基合金、Ni、Cr等の非鉄金属、非鉄合金、あるいはアモルファス合金（非晶質合金）が例示できる。 In the present invention, first, a metal material as a raw material is melted to form a molten metal. As the metal material used as the raw material, any of pure metals, alloys, cast irons and the like conventionally used as iron powder can be applied. Examples thereof include iron-based alloys such as pure iron, low alloy steel and stainless steel, non-ferrous metals such as Ni and Cr, non-ferrous alloys, and amorphous alloys (amorphous alloys).
なお、アモルファス合金（非晶質合金）としては、Fe、Ｂ、Ｃ、Ｐ、Si、Cu、Nb、Crを主構成元素とし、さらに、at％で１％以下程度であれば、Ti、Zr、Hf、Nb、Ta、Mo、Ｗ、Al、Mn、Ag、Zn、Sn、As、Sb、Bi、Ｙ、Ｎ、Ｏ、Ｓ、Ｈ等の混入が許容される組成の合金が知られている。なお、Feの一部はNi、Coで置換が可能である。本発明においては、これらアモルファス合金（非晶質合金）がいずれも適用できる。 In addition, as an amorphous alloy (amorphous alloy), Fe, B, C, P, Si, Cu, Nb, and Cr are main constituent elements, and if at% is about 1% or less, Ti, Zr Alloys with compositions that allow mixing of Hf, Nb, Ta, Mo, W, Al, Mn, Ag, Zn, Sn, As, Sb, Bi, Y, N, O, S, H, etc. are known. Yes. A part of Fe can be replaced by Ni or Co. In the present invention, any of these amorphous alloys (amorphous alloys) can be applied.
また、鉄基非晶質合金としては、Feを主体とした、例えば、Fe−Ｂ合金、Fe−Si−Ｂ合金、Fe−Cu−Nb−Si−Ｂ合金、Fe−Nb−Ｂ合金、Fe−Ni−Ｂ合金、Fe−Ｂ−Ｐ−Cu合金、Fe−Si−Ｂ−Ｐ−Cu合金等が例示できる。なお、上記した合金は、上記した元素以外の元素を不純物として含む場合があることは言うまでもない。 Examples of the iron-based amorphous alloy mainly include Fe, for example, Fe-B alloy, Fe-Si-B alloy, Fe-Cu-Nb-Si-B alloy, Fe-Nb-B alloy, Fe -Ni-B alloy, Fe-BP-Cu alloy, Fe-Si-BP-Cu alloy, etc. can be illustrated. Needless to say, the above alloy may contain an element other than the above element as an impurity.
また、最近、注目され、高い飽和磁束蜜度が期待できる鉄基軟磁性合金もまた本発明を適用できる。とくにFe比率、あるいはFeの一部をNiおよび／またはCoで置換した場合のFe、Niおよび／またはCoの比率が、82.5at％超え86％未満である鉄基軟磁性合金も適用できる。 In addition, the present invention can also be applied to iron-based soft magnetic alloys that have recently attracted attention and are expected to have a high saturation magnetic flux density. In particular, an iron-based soft magnetic alloy in which the Fe ratio, or the ratio of Fe, Ni, and / or Co when a part of Fe is substituted with Ni and / or Co is more than 82.5 at% and less than 86% is also applicable.
さらに具体的に、Fe−Ｂ合金としては、Fe８３Ｂ１７が、Fe−Si−Ｂ合金としては、Fe７９Si８Ｂ１１が例示できる。 More specifically, Fe 83 B 17 can be exemplified as the Fe—B alloy, and Fe 79 Si 8 B 11 can be exemplified as the Fe—Si—B alloy.
また、Fe−Ｂ−Ｐ−Cu合金としては、組成式Fe（100−Ｘ−Ｙ−Ｚ）ＢＸＰＹCuＺの合金組成で、Ｘ、Ｙ、Ｚが、（100−Ｘ−Ｙ−Ｚ）：82.5at％超え86at％未満、Ｘ：４〜13at％、Ｙ：１〜10at％、Ｚ：0.5〜1.5at％を満たし、あるいはさらに前記Feの一部をNi、Coのうちの１種以上の元素で置換してなる合金組成が、また、Fe−Si−Ｂ−Ｐ−Cu合金としては、組成式FeａＢｂSiｃＰｘCuｙの合金組成で、ａ：82.5at％超え86at％未満、ｂ：５〜13at％、ｃ：０〜８at％、ｘ：１〜８at％、ｙ：０超え〜５at％を満たし、あるいはさらにFeの一部をNi、Coのうちの１種以上の元素で置換してなる組成が例示できる。また、組成式FeａＢｂSiｃＰｘＣｙCuｚの合金組成で、ａ：82.5at％超え86at％未満、ｂ：５〜13at％、ｃ：０〜８at％、ｘ：１〜８at％、ｙ：０超え〜５at％、ｚ：0.4〜1.4を満たし、あるいはさらに前記Feの一部をNi、Coのうちの１種以上の元素で置換してなる組成も例示できる。 As the Fe-B-P-Cu alloy, an alloy composition of the formula Fe (100-X-Y- Z) B X P Y Cu Z, X, Y, Z are, (100-X-Y- Z): more than 82.5 at% and less than 86 at%, X: 4 to 13 at%, Y: 1 to 10 at%, Z: 0.5 to 1.5 at%, or a part of the Fe is one of Ni and Co alloy compositions formed by replacing at the species or more elements, as the Fe-Si-B-P- Cu alloy, an alloy composition of the formula Fe a B b Si c P x Cu y, a: 82.5at% More than 86 at%, b: 5 to 13 at%, c: 0 to 8 at%, x: 1 to 8 at%, y: more than 0 to 5 at%, or a part of Fe is one of Ni and Co The composition formed by substituting with more than one element can be exemplified. Further, in the alloy composition of the formula Fe a B b Si c P x C y Cu z, a: 82.5at% greater than less than 86at%, b: 5~13at%, c: 0~8at%, x: 1~8at %, Y: more than 0 to 5 at%, z: 0.4 to 1.4, or a composition obtained by substituting a part of the Fe with one or more elements of Ni and Co.
なお、本発明では、上記したFe基非晶質合金で、Feの含有量（Feの一部を置換したNi、Coをも含め）の含有量が82.5at％を超えるような組成においても、十分に非晶質化することができる。 In the present invention, in the above-described Fe-based amorphous alloy, even in a composition in which the content of Fe (including Ni in which part of Fe is substituted, including Co) exceeds 82.5 at%, It can be sufficiently amorphous.
なお、使用する金属材料の溶解方法はとくに限定する必要はなく、電気炉、真空溶解炉等の、常用の溶解手段がいずれも適用できる。 The method for melting the metal material to be used is not particularly limited, and any conventional melting means such as an electric furnace or a vacuum melting furnace can be applied.
溶解された溶融金属は、溶解手段からタンディッシュ等の溶融金属保持容器に移され、水アトマイズ金属粉製造装置内で、水アトマイズ金属粉とされる。本発明で使用する好ましい水アトマイズ金属粉製造装置の一例を図２に示す。 The melted molten metal is transferred from the melting means to a molten metal holding container such as a tundish, and is made into water atomized metal powder in the water atomized metal powder production apparatus. An example of a preferable water atomized metal powder production apparatus used in the present invention is shown in FIG.
以下、本発明を、図２を利用して説明する。図２（ａ）は装置全体の構成を示し、図２（ｂ）は水アトマイズ金属粉製造装置１４の詳細を示す。
Hereinafter, the present invention will be described with reference to FIG. 2A shows the configuration of the entire apparatus, and FIG. 2B shows the details of the water atomized metal
溶融金属１は、タンディッシュ等の溶融金属保持容器３から、溶湯ガイドノズル４を介して、チャンバー９内に、溶融金属流８として流下される。なお、チャンバー９内は、不活性ガスバルブ１１を開けて不活性ガス雰囲気としておくことはいうまでもない。なお、不活性ガスとしては、窒素ガス、アルゴンガスが例示できる。
The
流下された溶融金属流８に、ノズルヘッダー５に配設された水冷ノズル６を介し、溶融金属流分断用噴射水（水ジェット）７を噴射し、該溶融金属流８を分断し、多数の微細な溶融金属の液滴８ａとする。水冷ノズル６は、溶融金属流８を分断することができる水冷ノズルであればよく、その形式はとくに限定されないが、溶融金属流分断用噴射水７が溶湯金属流８を一葉双曲面状に取り囲むような水膜を形成するように配置する。すなわち、複数個のペンシル型の水冷ノズル６を溶湯ガイドノズル４を取り囲むように環状に配列して、各水冷ノズル６から一葉双曲面状の水膜を形成するように設けられたガイドに沿って溶融金属流分断用噴射水７を連続的に放出する。なお、水冷ノズル６は、フラット型の水ノズルあるいは円環ノズルとしてもよい。この場合は、前記ガイドを設けなくても一葉双曲面状の水膜を形成することができる。また、前記一次冷却の水を、前記溶融金属流を取り囲むように円環状または複数本配置された水冷ノズル６から下記で定義される旋回角：１〜２０°で噴射することが好ましい。旋回角が１°未満であると金属粉末の球状化が不十分であり、また旋回角が２０°超えでは金属粉末の粒径が大きくなり歩留の低下を招くため好ましくない。なお、下記で定義される溶融金属流と噴射水の流線とのなす角度である集束角は特に限定しないが、集束角：５〜５０°で行うことが一般的である。
A molten metal flow dividing water (water jet) 7 is sprayed onto the molten metal flow 8 that has flowed down through a water-cooled
・旋回角、集束角
図４は、噴射水で形成される一葉双曲面状水膜を模式的に噴射水の流線で示した図である。この一葉双曲面の水平断面において噴射口を通る半径方向の直線と流線とがなす角度を旋回角とし、垂直断面において噴射口を通る垂線（溶融金属流の流下方向線）と流線とのなす角度を集束角とする。
FIG. 4 is a diagram schematically showing the one-leaf hyperboloid water film formed by the jet water with the streamline of the jet water. The angle between the straight line passing through the injection port and the streamline in the horizontal section of this one-leaf hyperboloid is the swivel angle, and in the vertical section, the vertical line (downstream direction of the molten metal flow) passing through the injection port and the streamline The angle formed is the focusing angle.
なお、溶融金属流８と溶融金属流分断用噴射水（水ジェット）７とが接触する位置Ａは、溶湯ガイドノズル４から適正な距離離れた位置とすることが、溶融金属流８を熱放射と不活性ガスの冷却作用により融点近傍まで冷却させるという観点、および溶融金属流分断用噴射水７の飛び水が溶湯ガイドノズル４に接触するのを防ぐという観点から好ましい。
It should be noted that the position A where the molten metal flow 8 and the molten metal flow dividing jet water (water jet) 7 come into contact with each other is located at an appropriate distance from the molten
本発明では、溶融金属流８を分断するために使用する溶融金属流分断用噴射水（水ジェット）７は、溶融金属流８を分断できる程度の噴射圧を有する噴射水であれば、その噴射圧、水温は特に限定されないが、分断された溶融金属の液滴を微細な液滴とするためには、噴射圧：10MPa以上とすることが好ましい。噴射圧が高くなるほど、分断される溶融金属の液滴（金属粉末の平均粒径）は微細になる。 In the present invention, the molten metal flow dividing jet water (water jet) 7 used to divide the molten metal flow 8 is an injection water having an injection pressure that can divide the molten metal flow 8. The pressure and water temperature are not particularly limited, but in order to make the divided molten metal droplets into fine droplets, it is preferable to set the injection pressure to 10 MPa or more. The higher the injection pressure, the finer the molten metal droplets (the average particle diameter of the metal powder) that are divided.
なお、溶融金属流分断用噴射水７に用いられる冷却水は、水アトマイズ金属粉製造装置１４の外部に設けられた、冷却水タンク１５（断熱構造）に、あらかじめ冷却水を冷却するチラー１６などの熱交換器で適正な水温の冷却水として貯蔵しておくことが好ましい。なお、一般的な冷却水製造機では熱交換器内が凍結するために３〜４℃未満の冷却水を生成することが難しいため、氷製造機によって氷をタンク内に補給する機構を設けてもよい。さらに、冷却水タンク１５には、溶融金属流分断用噴射水７に用いられる冷却水を昇圧・送水する高圧ポンプ17、高圧ポンプからノズルヘッダー５に冷却水を供給する配管18が配設されることはいうまでもない。
The cooling water used for the molten metal flow dividing
本発明では、分断された溶融金属の液滴８ａに、さらに、落下途中の所定の位置Ｂで、二次冷却を開始する。二次冷却の開始位置Ｂは、落下途中の溶融金属の液滴８ａの温度が凝固開始温度〜（凝固開始温度＋30℃）の範囲内の温度となる位置とする。 In the present invention, secondary cooling is started at a predetermined position B in the middle of dropping the divided molten metal droplet 8a. The secondary cooling start position B is a position where the temperature of the molten metal droplet 8a in the middle of dropping falls within the range of the solidification start temperature to (solidification start temperature + 30 ° C.).
二次冷却を、分断された溶融金属の液滴の温度が凝固開始温度〜（凝固開始温度＋30℃）の範囲にあるときに、開始することにより、粒子表面への蒸気膜の付着もなく、金属粉末の非晶質化のために必要な、所望の冷却速度を確保できる。分断された溶融金属の液滴の温度が凝固開始温度〜（凝固開始温度＋30℃）の範囲より高い温度である場合に、二次冷却を行うと、蒸気膜が形成されて、所望の冷却速度を確保できなくなる。また、分断された溶融金属の液滴の温度が凝固開始温度〜（凝固開始温度＋30℃）の範囲より低い場合には、二次冷却を行っても、結晶化の進行が早く、所望の非晶質化を達成できない。 By starting the secondary cooling when the temperature of the divided molten metal droplets is in the range of the solidification start temperature to (solidification start temperature + 30 ° C.), there is no vapor film adhesion to the particle surface, A desired cooling rate necessary for amorphization of the metal powder can be ensured. When the temperature of the divided molten metal droplet is higher than the range of the solidification start temperature to (solidification start temperature + 30 ° C.), a secondary film is formed to form a vapor film and a desired cooling rate. Cannot be secured. Further, when the temperature of the divided molten metal droplets is lower than the range of the solidification start temperature to (solidification start temperature + 30 ° C.), the crystallization proceeds quickly even if secondary cooling is performed, and the desired non- Crystallization cannot be achieved.
このようなことから、本発明では、落下途中の、溶融金属の液滴８ａの温度を推定し、落下途中の溶融金属の液滴８ａの温度が凝固開始温度〜（凝固開始温度＋30℃）の範囲内の温度となる位置Ｂを算出し、その位置Ｂで、落下途中の溶融金属の液滴８ａに初めて、二次冷却の水冷却を開始できるように、落下方向に配設された複数段の二次冷却手段２１〜２ｉのうちから適切な位置の二次冷却手段２ｊを選定し、その選定した二次冷却手段２ｊ（図２（ｂ）では２段目の二次冷却手段２２）で、二次冷却噴射水２０を噴射し、二次冷却を開始する。なお、溶融金属の種類に応じては、選定された段より下流側の段の二次冷却手段においても同時に水冷却する場合があることは言うまでもない。
Therefore, in the present invention, the temperature of the molten metal droplet 8a in the middle of dropping is estimated, and the temperature of the molten metal droplet 8a in the middle of dropping is between the solidification start temperature and (solidification start temperature + 30 ° C.). A position B at which the temperature is within the range is calculated, and at that position B, a plurality of stages arranged in the drop direction are arranged so that the water cooling of the secondary cooling can be started for the first time on the molten metal droplet 8a that is falling. The secondary cooling means 2j at an appropriate position is selected from the secondary cooling means 21 to 2i, and the selected secondary cooling means 2j (secondary cooling means 22 in the second stage in FIG. 2B) is selected. The secondary
そのため、本発明の実施にあたっては、使用する水アトマイズ金属粉製造装置１４には、溶融金属の液滴８ａの落下方向に、複数段、好ましくは３〜１０段、の二次冷却手段２１〜２ｉを配設しておく必要がある。なお、各段の二次冷却手段２１〜２ｉは、水冷却ノズルを１本あるいは、落下する溶融金属の液滴８ａを全周から均一に冷却できるように、溶融金属流中心の延長線を中心とした同一円周上に２〜４本等複数台配設された冷却手段とすることが好ましい。なお、落下途中の液滴８ａに、同じ温度で二次冷却を開始できるように、二次冷却手段２１〜２ｉである水冷ノズルは、噴射される二次冷却噴射水２０の上面が水平面とほぼ平行となるように、水冷ノズルの形式に応じて噴射方向を調整して配設することが好ましい。図２では、二次冷却手段２１〜２ｉである水冷ノズルを水平より下向きの噴射方向となるように配設している。
Therefore, in carrying out the present invention, the water atomized metal
また、二次冷却手段における二次冷却噴射水の噴射角度は、落下する溶融金属の液滴８ａに均一に噴射できるように５〜３０°とすることが好ましい。 Moreover, it is preferable that the injection angle of the secondary cooling jet water in the secondary cooling means is 5 to 30 ° so that the secondary cooling jet water can be uniformly jetted onto the falling molten metal droplet 8a.
なお、各段の二次冷却手段は、各段ごと、あるいは複数段同時に作動できるように、切替可能に配設されることはいうまでもない。また、使用する水冷却ノズルの形式は、とくに限定する必要はなく、常用の水冷却ノズルがいずれも適用できる。なお、二次冷却手段２１〜２ｉには、冷却のＯＮ−ＯＦＦ制御、冷却水量を調節可能とする二次冷却制御バルブ２１ａ〜２ｉａがそれぞれ付設されていることはいうまでもない。
Needless to say, the secondary cooling means of each stage is arranged to be switchable so that it can be operated for each stage or simultaneously for a plurality of stages. Moreover, the form of the water cooling nozzle to be used is not particularly limited, and any conventional water cooling nozzle can be applied. Needless to say, the secondary cooling means 21 to 2i are respectively provided with secondary ON / OFF control of cooling and secondary
落下途中の、溶融金属の液滴８ａの温度は、実測するのは困難であるが、近接ファイバー温度計のセンサー前を通過したときのピーク値を測定するか、あるいは輝度の変化を測定することで推定することも可能であるが、精度が低いため、次のようなステップを経て推定することが好ましい。 Although it is difficult to actually measure the temperature of the molten metal droplet 8a during the fall, measure the peak value when passing in front of the sensor of the proximity fiber thermometer or measure the change in luminance. However, since the accuracy is low, it is preferable to perform the estimation through the following steps.
まず、流下する溶融金属流の温度を、分断前の所定位置で温度計４０で測温する。温度計４０としては熱電対、近接ファイバー温度計、赤外線放射温度計等が例示できる。落下途中の、溶融金属の液滴８ａの温度は、直接測温してもよいが、ステップ００〜０１を経て算出した、測温位置（温度計配設位置）での温度（推定）を用いてもよい。
First, the temperature of the flowing molten metal flow is measured by the
ステップ１（ＳＴＥＰ１）では、流下する溶融金属流の温度変化を計算する。測定された溶融金属温度を初期条件として、円筒座標系を用いた非定常熱伝導計算を実施し、溶融金属流分断用噴射水噴射位置における流下する溶融金属流の温度を求める。なお、境界条件は、熱放射を考慮した自然対流熱伝達とする。放射率は0.9程度を使用することが好ましい。計算時間は、測温位置から溶融金属流分断用噴射水噴射位置までの距離を溶融金属流の流下速度で除した値を用いた。 In step 1 (STEP 1), the temperature change of the flowing molten metal flow is calculated. Using the measured molten metal temperature as an initial condition, unsteady heat conduction calculation using a cylindrical coordinate system is performed, and the temperature of the molten metal flow flowing down at the injection water injection position for molten metal flow division is obtained. The boundary condition is natural convection heat transfer considering heat radiation. It is preferable to use an emissivity of about 0.9. The calculation time used the value which remove | divided the distance from the temperature measurement position to the jet water injection position for molten metal flow division by the flow velocity of the molten metal flow.
なお、流下する溶融金属流の温度が測温できない場合には、図３には図示しないが、ステップ００（ＳＴＥＰ００）およびステップ０１（ＳＴＥＰ０１）を行って、算出された温度計設置位置での溶融金属流の温度（計算値）を、測温した溶融金属流の温度に代えて、ステップ１（ＳＴＥＰ１）を実行してもよい。 If the temperature of the flowing molten metal stream cannot be measured, although not shown in FIG. 3, step 00 (STEP 00) and step 01 (STEP 01) are performed, and the melting at the calculated thermometer installation position is performed. Step 1 (STEP 1) may be executed by replacing the temperature (calculated value) of the metal flow with the measured temperature of the molten metal flow.
ステップ００（ＳＴＥＰ００）は、タンディッシュ（溶融金属保持容器）内の溶融金属の温度を初期条件として、円筒座標系を用いた非定常熱伝導計算を実施し、溶湯ガイドノズル４の出口における溶融金属流温度を求める。境界条件は、溶湯ガイドノズルとの接触熱伝導とし、熱放射は考慮しいものとする。計算時間は、溶湯ガイドノズル内の通過時間である。ついで、ステップ０１（ＳＴＥＰ０１）は、算出された溶湯ガイドノズル４の出口における溶融金属流の温度（平均）を初期条件とし、円筒座標系を用いた非定常熱伝導計算を実施し、温度計設置位置における流下する溶融金属流の温度を求める。なお、境界条件等は、ステップ１と同じとする。
In step 00 (STEP 00), the temperature of the molten metal in the tundish (molten metal holding container) is used as an initial condition to perform unsteady heat conduction calculation using a cylindrical coordinate system, and the molten metal at the outlet of the molten
ついで、ステップ２（ＳＴＥＰ２）を実施する。ステップ２では、一次冷却により分断された溶融金属の液滴の温度変化を計算する。ステップ１で算出した溶融金属流分断用噴射水噴射位置における流下する溶融金属流の温度（平均）を液滴の平均温度として初期条件として、溶融金属流分断用噴射水の噴射により分断された溶融金属の液滴について、球座標系を用いた非定常熱伝導計算を実施する。境界条件は、水アトマイズ（溶融金属流分断用噴射水による噴射に溶融金属流の分断）よる強制熱伝達とし、膜沸騰状態での熱伝達とする。なお、熱放射は考慮する。計算時間は、一次冷却の開始（溶融金属流分断用噴射水噴射）から終了までの距離を、液滴落下速度で除して求める。なお、液滴落下速度は、冷却水の落下速度と同一とする。
Next, Step 2 (STEP 2) is performed. In
ついで、ステップ３（ＳＴＥＰ３）を実施する。ステップ３では、分断された液滴の、二次冷却開始位置までの落下による温度変化を計算する。ステップ２で算出した一次冷却終了時の液滴の温度を初期条件として、球座標系を用いた非定常熱伝導計算を実施する。境界条件は、溶滴が一次冷却水と一緒に落下している状態であるため、落下水による熱伝達とし、膜沸騰条件での熱伝達とする。なお、熱放射も考慮する。計算時間は一次冷却終了位置から二次冷却開始位置までの距離を溶滴落下速度で除して求める。
Next, Step 3 (STEP 3) is performed. In
なお、ステップ４（ＳＴＥＰ４）では、二次冷却による液滴の温度変化を計算する。ステップ４（ＳＴＥＰ４）では、ステップ３で算出された二次冷却開始位置での温度（平均）を初期条件として、球座標系を用いた非定常熱伝導計算を実施する。境界条件は、二次冷却噴射するによる強制対流熱伝達とし、凝固した後は液滴（金属粒子）の温度はＭＨＦ点（極小熱流束点）以下とし、膜沸騰状態から核沸騰状態へと沸騰状態の変化に対応して計算する。膜沸騰状態での熱伝達率は約500W/m２K程度、核沸騰状態では約10000W/m２K程度とすることが好ましい。なお、熱放射も考慮する。計算時間は、二次冷却開始位置から終了位置での距離を溶滴落下速度で除した値を用いる。
In step 4 (STEP 4), the temperature change of the droplet due to secondary cooling is calculated. In step 4 (STEP 4), unsteady heat conduction calculation using a spherical coordinate system is performed using the temperature (average) at the secondary cooling start position calculated in
本発明では、上記したステップ３で、一次冷却終了位置から二次冷却開始位置までの距離を変更して、二次冷却開始位置での液滴の温度を計算し、算出された液滴の温度が、凝固開始温度（凝固開始点）〜（凝固開始温度（凝固開始点）＋30℃）の範囲の温度となる位置を求めて、二次冷却開始位置とする。
In the present invention, in
本発明では、液滴の落下方向に配設された、複数段の二次冷却手段のうちから、ステップ１からステップ３を経て、算出された二次冷却開始位置に適合する位置に配設された段の二次冷却手段を用いて、二次冷却を開始する。
In the present invention, among the plurality of stages of secondary cooling means arranged in the direction in which the liquid drops fall, the liquid is arranged at a position that matches the calculated secondary cooling start position through
なお、本発明における円筒座標系を用いた非定常熱伝導計算では、次（１）式 In the unsteady heat conduction calculation using the cylindrical coordinate system in the present invention, the following equation (1)
で示される偏微分方程式から、時刻ｔ：Ｐ〜Ｐ＋１に変化する間に、半径ｉ＝ｎ番目の層の熱収支バランスから、つぎの前進差分式を導出して行う。 The following forward differential equation is derived from the heat balance of the i-th layer of radius i while changing from time to time t: P to P + 1.
｛π（nΔr＋Δr/2）２−π（nΔr−Δr/2）２｝×ρCp×（Tn P+1 −Tn P）/Δt
＝2π(nΔr−Δr/2)・λ・(Tｉ−１ P −Ti P)/Δr−2π(nΔr＋Δr/2)・λ・｛Tｉ P −Ti＋1 P｝/Δr
ここで、λ/ρCpは熱拡散率（m２/s）、下付き添え字nは空間アドレス、上付き添え字Ｐは時間ステップを表す。
{Π (nΔr + Δr / 2) 2 −π (nΔr−Δr / 2) 2 } × ρC p × (T n P + 1 −T n P ) / Δt
= 2π (nΔr−Δr / 2) · λ · (T i-1 P −T i P ) / Δr−2π (nΔr + Δr / 2) · λ · {T i P −T i + 1 P } / Δr
Here, λ / ρC p is the thermal diffusivity (m 2 / s), the subscript n is the spatial address, and the superscript P is the time step.
また、球座標系を用いた非定常熱伝導計算では、次（２）式 In the unsteady heat conduction calculation using the spherical coordinate system, the following equation (2)
で示される偏微分方程式から、以下の前進差分式を導出して計算する。 The following forward differential equation is derived from the partial differential equation represented by
（Tn P+1 −Tn P）/Δr
＝α｛1/n×（Tn+1 P+1 −Tn-1 P）/（Δr）２＋(Tn+1 P+1 ＋Tn-1 P−2Tn P）/（Δr）２}
ここで、α（＝λ/ρCp）：熱拡散率（m２/s）、下付き添え字nは空間アドレス、上付き添え字Ｐは時間ステップを表す。
(T n P + 1 −T n P ) / Δr
= Α {1 / n × ( T n + 1 P + 1 -T n-1 P) / (Δr) 2 + (T n + 1 P + 1 + T n-1 P -2T n P) / (Δr) 2 }
Here, α (= λ / ρC p ): thermal diffusivity (m 2 / s), subscript n represents a spatial address, and superscript P represents a time step.
本発明における二次冷却では、二次冷却噴射水は、水温：10℃以下、噴射圧：10MPa以上の水を、使用して水冷却ノズルを介して二次冷却噴射水とすることが好ましい。 In the secondary cooling in the present invention, it is preferable that the secondary cooling jet water is water having a water temperature of 10 ° C. or less and an injection pressure of 10 MPa or more to be used as the secondary cooling jet water through the water cooling nozzle.
二次冷却では、二次冷却噴射水２０を噴射して、溶融金属の液滴を覆う蒸気膜を除去するために、二次冷却の噴射圧は高いほど好ましく、10MPa以上とすることが好ましい。二次冷却の噴射圧が、10MPa未満では、蒸気膜を十分に除去することができない。二次冷却の噴射圧は高ければ高いほど有利となるが、実用上は100MPa以下とすることが好ましい。また、二次冷却に使用する冷却水の水温は、冷却促進、蒸気膜除去の観点から30℃以下、より好ましくは10℃以下、とすることが好ましい。とすることが好ましい。水温が30℃を超えて高温になると、蒸気膜が発生しやすく、冷却能力が低下する原因となる。
In the secondary cooling, in order to inject the secondary
二次冷却に使用する冷却水は、図２にも例示しているように、一次冷却とは別系統の冷却水を使用することが好ましい。二次冷却噴射水２０に用いられる冷却水は、溶融金属流分断用噴射水７に用いられる冷却水と同様に、水アトマイズ金属粉製造装置１４の外部に設けられた、冷却水タンク１５（断熱構造）に、あらかじめ貯蔵された冷却水とすることが好ましい。冷却水タンク１５には、溶融金属流分断用噴射水７に用いられる冷却水とは別系統で、二次冷却噴射水２０に用いられる冷却水を昇圧・送水する二次冷却用高圧ポンプ３７、二次冷却用高圧ポンプ３７から水冷ノズルである二次冷却手段２１〜２ｉに冷却水を供給する配管３８が配設されることはいうまでもない。なお、配管の途中に、サージタンク等を設けて、突発的に高圧水の噴射を行いやすくしてもよい。
As illustrated in FIG. 2, the cooling water used for the secondary cooling is preferably a cooling water of a different system from the primary cooling. The cooling water used for the
以下、実施例に基づき、さらに本発明について説明する。 Hereinafter, based on an Example, this invention is demonstrated further.
図２に示す水アトマイズ金属粉製造装置を用いて金属粉末を製造した。 Metal powder was manufactured using the water atomized metal powder manufacturing apparatus shown in FIG.
at％で、82.8％Fe−11％Ｂ−5％Ｐ−1.2％CuのFe−Ｂ−Ｐ−Cu合金（Fe８２．８Ｂ１１Ｐ５Cu１．２)組成、at％で、84.8％Fe−10％Ｂ−4％Ｐ−1.2％CuのFe−Ｂ−Ｐ−Cu合金（Fe８４．８Ｂ１０Ｐ４Cu１．２)組成、およびat％で、69.8％Fe−15％Co−10％Ｂ−4％Ｐ−1.2％CuのFe−Ｂ−Ｐ−Cu合金（Fe６９．８Co１５Ｂ１０Ｐ４Cu１．２)組成となるように、それぞれ原料を配合（一部、不純物を含むこと避けられない）し、溶解炉２で約1650℃で溶解し、溶融金属１を各約50kgfを得た。得られた溶融金属１を溶解炉２中で1600℃まで徐冷したのち、溶融金属保持容器（タンディッシュ）３に注入した。なお、チャンバー９内は、あらかじめ不活性ガスバルブ１１を開けて窒素ガス雰囲気としておいた。
At%, 82.8% Fe-11% B-5% P-1.2% Cu Fe-B-P-Cu alloy (Fe 82.8 B 11 P 5 Cu 1.2 ) composition, at%, 84.8% Fe-10% B-4% P-1.2% Cu Fe-BP-Cu alloy (Fe 84.8 B 10 P 4 Cu 1.2 ) composition, and at%, 69.8% Fe-15% Co -10% B-4% P-1.2% Cu Fe-BP-Cu alloy (Fe 69.8 Co 15 B 10 P 4 Cu 1.2 ) It was inevitable that impurities were included), and was melted at about 1650 ° C. in the
また、溶融金属をタンディッシュ３に注入する前に、高圧ポンプ１７を稼動して、冷却水タンク１５から冷却水をノズルヘッダー５に供給し、水冷却ノズル６から溶融金属流分断用噴射水７が噴射された状態としておいた。溶融金属流分断用噴射水７の旋回角は、０°、５°、１０°、１５°および２０°の５条件とした。なお、溶融金属流分断用噴射水７が溶融金属流８と接触する位置Ａは、溶湯ガイドノズル４から25mmの位置に設定した。
Before injecting molten metal into the
また、予め設定した、分断前の所定位置での溶融金属流の温度から、図３で示すように、熱放射、熱伝達を考慮した各ステップを経る計算により、分断され落下途中の溶融金属の液滴の温度（推定）が、凝固開始温度〜（凝固開始温度＋30℃）の範囲となる位置Ｂを算出した。なお、溶融金属の凝固開始温度は熱力学的計算手法により求めた。そして算出された位置Ｂに、二次冷却噴射水２０を噴射できる二次冷却手段２ｉを選定し、その二次冷却制御バルブ２ｉａを開放し、二次冷却手段２ｉの水冷ノズルから、二次冷却噴射水２０を噴射状態にしておいた。なお、溶融金属流分断用噴射水の噴射圧は約20MPa、温度は20℃、水量は1200L/minであり、二次冷却噴射水の噴射圧は約30MPa、温度は9℃、水量は300L/minとした。
In addition, as shown in FIG. 3, from a preset temperature of the molten metal flow at a predetermined position before dividing, as shown in FIG. A position B at which the temperature (estimated) of the droplet falls within the range from the solidification start temperature to (coagulation start temperature + 30 ° C.) was calculated. The solidification start temperature of the molten metal was determined by a thermodynamic calculation method. Then, the secondary cooling means 2i capable of injecting the secondary
そして、タンディッシュ３に注入された溶融金属１を、溶湯ガイドノズル４からチャンバー９内に、溶融金属流８として流下し、溶融金属流分断用噴射水７で分断し、多数の微細な溶融金属の液滴８ａを生成した。そしてさらに、該液滴８ａに上記した位置Ｂで二次冷却噴射水２０により二次冷却を開始して水アトマイズ金属粉末とし、回収口１３から回収した。
Then, the
なお、溶融金属流８を分断する位置の直前で、温度計（ファイバー温度計）４０で溶融金属流８の温度を計測した。得られた溶融金属流８の温度が、設定した溶融金属流温度と比較して監視した。設定温度との差が生じたときは、適宜、二次冷却の開始位置Ｂを修正し、複数段の二次冷却手段のうちから選定し、適合する位置の二次冷却の冷却手段に切り替えて、二次冷却をおこなった。 The temperature of the molten metal flow 8 was measured with a thermometer (fiber thermometer) 40 immediately before the position at which the molten metal flow 8 was divided. The temperature of the resulting molten metal stream 8 was monitored in comparison with the set molten metal stream temperature. When a difference from the set temperature occurs, correct the secondary cooling start position B as appropriate, select from multiple stages of secondary cooling means, and switch to the appropriate secondary cooling cooling means. Secondary cooling was performed.
なお、二次冷却を開始する位置Ｂを、溶融金属の液滴８ａの温度が（凝固開始温度＋40℃）である位置および（凝固開始温度−20℃）である位置として、二次冷却を行って比較例とした。 The secondary cooling is performed by setting the position B where the secondary cooling is started as the position where the temperature of the molten metal droplet 8a is (solidification start temperature + 40 ° C.) and the position where the temperature is (solidification start temperature−20 ° C.). Comparative examples were used.
得られた金属粉末について、金属粉末以外のゴミを除去したのち、レーザー式粒度分布計を用いて平均粒径を測定した。 About the obtained metal powder, after removing dust other than metal powder, the average particle diameter was measured using the laser type particle size distribution analyzer.
また、得られた金属粉末について、円径度を測定した。ここで、円径度とは金属粉末の断面の面積より算出した円相当径から算出される円の外周長Ｌ１と、実際の金属粉末の断面の外周長Ｌ２との比であり、円径度をＣとするとＣ＝Ｌ１／Ｌ２であらわされる。したがって、金属粉末の断面が真円に近づく、すなわち金属粉末が球形に近づくにつれて、円径度が１に近くなる。高磁束密度の圧粉磁芯を得るためには円径度を０．８以上、さらに０．８５以上とすることが好ましく、ここでは円径度が０．８以上である場合を「○」とし、それ以外を「×」として評価した。 Moreover, the circularity degree was measured about the obtained metal powder. Here, the circularity is a ratio between the outer circumference L1 of the circle calculated from the equivalent circle diameter calculated from the cross-sectional area of the metal powder and the outer circumference L2 of the actual metal powder cross section. Is represented by C = L1 / L2. Therefore, as the cross section of the metal powder approaches a perfect circle, that is, as the metal powder approaches a sphere, the circularity degree approaches 1. In order to obtain a dust core with a high magnetic flux density, the circularity is preferably 0.8 or more, more preferably 0.85 or more. Here, the case where the circularity is 0.8 or more is indicated with “◯”. And the others were evaluated as “x”.
また、得られた金属粉末について、金属粉末以外のゴミを除去したのち、Ｘ線回折法により、アモルファスからのハローピーク、および結晶からの回折ピークを測定し、ＷＰＰＤ法により、非晶質化率を算出した。非晶質化率が90％以上である場合を「○」、それ以外を「×」として評価した。 In addition, after removing dust other than the metal powder from the obtained metal powder, the halo peak from amorphous and the diffraction peak from crystal were measured by X-ray diffraction method, and the amorphization rate was measured by WPPD method. Was calculated. The case where the amorphization rate was 90% or more was evaluated as “◯”, and the others were evaluated as “×”.
また、得られた金属粉末に２質量％のフェノール樹脂を被覆した後、金型へ充填し、成形圧力１７４０ＭＰaで加圧成形し、外径３８ｍｍ、内径２５ｍｍ、高さ６ｍｍのトロイダルコア（圧粉磁芯）を作成した。この際、成形時に金型内にエタノールで希釈したステアリン酸Ｌｉを塗布した。得られた圧粉磁芯に対して窒素雰囲気中で425℃×10minの結晶化熱処理を施したのち、巻線を１次巻１００ターン、２次巻４０ターンを施し、直流磁化測定装置（メトロン技研社製ＳＫ１１０）を用いて１００００Ａ／ｍ磁化時の磁束密度を測定した。ここで、磁束密度の合格値を０．４Ｔ以上とした。 Further, the obtained metal powder was coated with 2% by mass of a phenolic resin, filled into a mold, and pressure-molded at a molding pressure of 1740 MPa, and a toroidal core (compact powder) having an outer diameter of 38 mm, an inner diameter of 25 mm, and a height of 6 mm. Magnetic core). At this time, Li stearate diluted with ethanol was applied to the mold during molding. The obtained powder magnetic core was subjected to a crystallization heat treatment at 425 ° C. for 10 minutes in a nitrogen atmosphere, and then the winding was subjected to 100 turns of the primary winding and 40 turns of the secondary winding, and a DC magnetometer (Metron) The magnetic flux density at 10000 A / m magnetization was measured using SK110) manufactured by Giken. Here, the pass value of the magnetic flux density was set to 0.4 T or more.
さらに、得られた金属粉末に、さらに、表1に示す条件で熱処理を施した。熱処理後、振動試料型磁力計ＶＳＭを用いて、飽和磁束密度Ｂｓを測定した。なお、Ｂｓが1.7Ｔ以上である場合を磁気特性に優れたとして「○」と判定し、それ以外は「×」とした。 Furthermore, the obtained metal powder was further heat-treated under the conditions shown in Table 1. After the heat treatment, the saturation magnetic flux density Bs was measured using a vibrating sample magnetometer VSM. A case where Bs was 1.7 T or more was determined as “◯” because it was excellent in magnetic characteristics, and “X” was determined otherwise.
得られた結果を表１に示す。 The obtained results are shown in Table 1.
本発明例はいずれも、円径度が０．８以上で、非晶質化率が90％以上を示し、また、作製した圧粉磁芯の磁束密度が０．４Ｔ以上であり、熱処理後の飽和磁束密度Ｂｓが1.7Ｔ以上と優れた磁気特性を有している。一方、本発明の範囲を外れる比較例は、円径度が０．８未満で、非晶質化率が90％未満であり、所望の球状化、非晶質化を達成できていないため、圧粉磁芯の磁束密度および熱処理後の飽和磁束密度Ｂｓも低い値しか示していない。 In all of the inventive examples, the circularity is 0.8 or more, the amorphization rate is 90% or more, and the magnetic flux density of the produced dust core is 0.4 T or more, and after the heat treatment The magnetic flux density Bs has an excellent magnetic property of 1.7 T or more. On the other hand, the comparative example out of the scope of the present invention has a circularity of less than 0.8 and an amorphization rate of less than 90%, and the desired spheroidization and amorphization cannot be achieved. The magnetic flux density of the dust core and the saturated magnetic flux density Bs after heat treatment also show only low values.
１ 溶融金属（溶湯）
２ 溶解炉
３ タンディッシュ
４ 溶湯ガイドノズル
５ ノズルヘッダー
６ 水噴射ノズル
７ 噴射水
８ 溶融金属流
８ａ 金属粉末
９ チャンバー
１０ ホッパー
１１ 不活性ガスバルブ
１２ オーバーフローバルブ
１３ 金属粉回収バルブ
１４ 水アトマイズ金属粉製造装置
１５ 冷却水タンク
１６ チラー（低温冷却水製造装置)
１７ 高圧ポンプ（一次冷却水用高圧ポンプ）
１８ 冷却水配管（一次冷却水用配管）
２０ 二次冷却噴射水
２１，２２，‥‥２ｉ 二次冷却手段（水冷ノズル）
２１ａ，２２ａ，‥‥２ｉａ 二次冷却水用バルブ
３７ 二次冷却用高圧ポンプ
３８ 二次冷却水用配管
４０ 温度計
1 Molten metal (molten metal)
2
17 High pressure pump (High pressure pump for primary cooling water)
18 Cooling water piping (primary cooling water piping)
20 Secondary
21a, 22a, ... 2ia Secondary
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