WO2021131294A1

WO2021131294A1 - アルミニウム鋳造方法及び金型

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Publication number: WO2021131294A1
Application number: PCT/JP2020/040035
Authority: WO
Inventors: 直恭本橋; 伊藤　康之; 義一厚澤; 歩手塚; 将幸高崎
Original assignee: 本田金属技術株式会社
Priority date: 2019-12-23
Filing date: 2020-10-26
Publication date: 2021-07-01
Also published as: US20220371085A1; CN114599465A

Abstract

電磁ポンプ（20）で汲み上げたアルミニウムの溶湯（12）を、金型（50）へ注湯するアルミニウム鋳造方法であって、金型（50）に塗布される粉体離型剤の厚さは、重力金型鋳造法での離型剤の厚さより薄く設定され、注湯直前の前記金型の温度は、１１０℃～２５０℃の範囲に収まるように制御され、注湯時の前記溶湯の温度は、アルミニウムの液相線温度に、２０℃～５５℃を加えた値に制御される。

Description

アルミニウム鋳造方法及び金型

　本発明は、アルミニウム鋳造方法、及びこのアルミニウム鋳造方法で用いられる金型に関する。

　アルミニウム合金（以下、アルミニウムと記載する。）を溶解し、得られた溶湯を金型へ注湯することで、アルミニウム製品を得る。
　アルミニウム製品として、車両部品の一つであるナックルが知られている。ナックルは、車軸部位を中心として放射状に張り出し部が延びている。ナックルは、複雑な形状の部品である。

　ナックルを、重力金型鋳造法で製造する技術が提案されている（例えば、特許文献１参照）。
　特許文献１に開示されている重力金型鋳造法では、上方に開口する湯口から溶湯が注がれる。溶湯は重力作用により、湯道を流下し、向きを水平に換える。方向を変えた溶湯は、一方のキャビティ、車軸部位のキャビティ、他方のキャビティの順に流れて、全てのキャビティを満たす。

　また、ナックルを鋳造する金型が提案されている（例えば、特許文献２（図６）参照）。
　特許文献２に開示されている技術を、図１５（平面図）に基づいて説明する。
　図１５に示されるように、金型１００は、車軸部位を形成する中央キャビティ１０１と、この中央キャビティ１０１から一方に延びる第１キャビティ１０２と、中央キャビティ１０１から他方に延びる第２キャビティ１０３とを有する。

　加えて、金型１００は、湯口１０４と湯道１０５とを有する。この湯道１０５は、湯口１０４と第１キャビティ１０２とを繋ぐ役割を果たす。
　溶湯は、湯口１０４、湯道１０５、第１キャビティ１０２、中央キャビティ１０１、第２キャビティ１０３の順に流れる。

　特許文献１及び特許文献２に開示されている技術は、重力金型鋳造法と呼ばれる。重力金型鋳造法は、ダイカスト法に代表される高圧鋳造法に比較して溶湯の圧力が格段に低い。溶湯の圧力が低いため、重力金型鋳造法では、金型を丈夫にする必要がなく、且つ鋳造装置を丈夫にする必要がない。そのため、重力金型鋳造法は、広く実用に供されている。

　反面、重力金型鋳造法には、次に述べる欠点がある。
　溶湯の流速が重力に依存しているため、低速である。そのために、金型の温度が低すぎると、溶湯がキャビティの末端に到達する前に凝固する。
　対策として、溶湯の温度を上げる。経験的には、溶湯の液相線温度に１００℃を加えた値を溶湯温度とする。

　液相線温度に１００℃を加えた温度にすることにより、不都合な凝固は解消できた。
　注湯後に溶湯を冷却して凝固させるが、金型の温度が高いため、凝固までに時間がかかる。凝固までに時間がかかると、生産時間が延びて、生産性が低下する。

　ダイカスト法などの高圧鋳造法であれば、溶湯の流速が高速であり、生産性が低下することはない。しかし、金型及び鋳造装置が高価となり、採用できない。

　生産性の向上が求められる中、溶湯を高圧にすること無く、生産性を高めることができる鋳造方法が望まれる。

　次に、金型１００について、検討する。
　図１５において、溶湯は、湯口１０４→湯道１０５→第１キャビティ１０２→中央キャビティ１０１→第２キャビティ１０３のように流れる。

　湯口１０４から第２キャビティ１０３の末端（図では右上隅）までの距離が長いため、注湯時間が長くなる。注湯時間が長いと鋳造時間が長くなり、生産性が低下する。
　また、第２キャビティ１０３の末端まで溶湯が到達するように、溶湯温度を高める必要がある。溶湯温度が低すぎると、溶湯が凝固して末端まで流れなくなるからである。
　しかし、溶湯温度が高いと、凝固時間が長くなり、生産性が低下する。

　生産性の向上が求められる中、湯口から第２キャビティ末端までの距離を短くすることが望まれる。
　この要望に応えるべく、本発明者らは、湯口１０４を、第１キャビティ１０２と第２キャビティ１０３の中間位置に移すことを検討した。湯口１０４から第２キャビティ１０３末端までの距離が約半分になるからである。この検討内容を、図１６と図１７に基づいて詳しく説明する。

　図１６に示されるように、従来のナックル鋳物１１０は、車軸穴１１１を有する中央部１１２と、この中央部１１２から張り出す第１張り出し部１１３と、中央部１１２から張り出す第２張り出し部１１４と、中央部１１２から張り出す第３張り出し部１１５とからなる。

　このような形状のナックル鋳物１１０を鋳造する金型１２０は、図１７に示されるように、中央キャビティ１２１と、第１キャビティ１２２と、第２キャビティ１２３と、車軸穴１１１を設けるために突出した柱部１２４とを有すると共に、底面に湯口１２５及び湯道１２６を有する。
　湯口１２５から第２キャビティ１２３末端までの距離が短くなり、注湯時間が短縮でき、生産性が高まる。

　ところで、湯道１２６を流れる溶湯１２７は、柱部１２４の平坦な頂面１２８に衝突する。次に、左又は右に流れ方向が９０°曲がる。すなわち、流れ方向が急変する。衝突と流れ方向の急変によって、溶湯１２７の流れが乱れる。この乱れにより、ガスを巻き込むなどの鋳造欠陥が生じる。
　生産性を高めことができても、鋳造欠陥が発生することは、容認されない。

　そこで、鋳造欠陥を伴わないで、湯口から第２キャビティ末端までの距離を短くすることができる金型が望まれる。

特開２０１４－７６４５０号公報特開２０１２－１４３７８８号公報

　本発明は、溶湯を高圧にすること無く、生産性を高めることができる鋳造方法を提供すること、及びこの鋳造方法で用いる金型を提供すること課題とする。

　請求項１に係る発明は、電磁ポンプで汲み上げたアルミニウムの溶湯を、金型へ注湯するアルミニウム鋳造方法であって、
　前記金型に塗布される粉体離型剤の厚さは、重力金型鋳造法での離型剤の厚さより薄く設定され、
　注湯直前の前記金型の温度は、１１０℃～２５０℃の範囲に収まるように制御され、
　注湯時の前記溶湯の温度は、前記アルミニウムの液相線温度に、２０℃～５５℃を加えた値に制御される。

　請求項２に係る発明は、好ましくは、請求項１記載のアルミニウム鋳造方法で用いられる金型であり、
　中央部と、この中央部から張り出す第１張り出し部と、前記中央部から前記第１張り出し部とは別方向へ張り出す第２張り出し部とを有する鋳物を鋳造する金型であって、
　この金型は、底面に設けられる湯口と、この湯口から立ち上がる主湯道と、この主湯道から分岐する第１湯道と、この第１湯道で溶湯が供給され前記第１張り出し部を形成する第１キャビティと、前記主湯道から分岐する第２湯道と、この第２湯道で溶湯が供給され前記第２張り出し部を形成する第２キャビティとを有し、
　前記主湯道の出口に、この主湯道へ突出する円錐部が設けられ、前記主湯道を通る溶湯が前記円錐部の円錐面に沿いながら前記第１湯道と前記第２湯道に分流されるようにした。

　請求項３に係る発明は、好ましくは、請求項２記載の金型であって、
　前記鋳物は、ナックルであり、
　前記中央部は、車軸穴を有する車軸部であり、
　前記金型は、前記車軸穴を形成する柱部を更に備え、
　前記円錐部は、前記柱部の先端に設けられている。

　請求項４に係る発明は、好ましくは、請求項１記載のアルミニウム鋳造方法で用いられる金型であって、
　前記金型は、キャビティに溜まるガスを排出するガス抜き部を備えており、
　このガス抜き部に、３０μｍ～８０μｍの大きさの通気孔が設けられている。

　請求項５に係る発明は、好ましくは、請求項４記載の金型であって、
　前記ガス抜き部は、前記金型に嵌められる筒体であり、この筒体は前記キャビティに面する底部を有し、この底部に前記通気孔が設けられている。

　請求項６に係る発明は、好ましくは、請求項５記載の金型であって、
　前記通気孔は、３０μｍ～８０μｍ幅のスリットである。

　請求項７に係る発明は、好ましくは、請求項６記載の金型であって、
　前記スリットは、前記底部に複数本互いに平行になるように設けられている。

　請求項８に係る発明は、好ましくは、請求項５記載の金型であって、
　前記筒体は、鋳物を金型から分離する製品押出しピンを兼ねる。

　請求項１に係る発明では、電磁ポンプで溶湯を汲み上げる。電磁ポンプにより、溶湯に微小な圧力変動が付与され、この圧力変動により、溶湯の流動性が大きくなる。本発明方法によれば、重力金型鋳造法での溶湯の流動性より格段に流動性が高まるため、溶湯の温度は重力金型鋳造時より下げることができる。
　また、本発明方法によれば、低圧金型鋳造法での溶湯の流動性より格段に流動性が高まるため、金型の温度も下げることができる。
　また、本発明方法によれば、離型剤が薄いので、溶湯の熱が速やかに金型へ移動し、凝固時間が短くなる。

　以上により、本発明による溶湯は、重力金型鋳造法より、格段に短時間で凝固が完了する。鋳造時間が短くなるため、生産性が向上する。
　すなわち、本発明により、溶湯を高圧にすること無く、生産性を高めることができる鋳造方法が提供される。
　そして、本発明により、溶湯が短時間で凝固するため、凝固組織が微細化する。この微細化により、鋳物における機械的強度の向上が図れる。

　請求項２に係る発明では、主湯道の出口に円錐部を設け、溶湯が円錐部の円錐面に沿いながら第１湯道と第２湯道に分流されるようにした。溶湯の流れの変化を穏やかにした。このことにより、鋳造欠陥の発生を抑えることができる。
　また、第１キャビティと第２キャビティの間に湯口及び主湯道を設けたので、湯口から第２キャビティ末端までの距離が短くなった。
　よって、本発明によれば、鋳造欠陥を伴わないで、湯口から第２キャビティ末端までの距離を短くすることができる金型が提供される。

　請求項３に係る発明では、鋳物は、ナックルであり、中央部は、車軸穴を有する車軸部であり、金型は、車軸穴を形成する柱部を更に備え、円錐部は、柱部の先端に設けられている。
　ナックルであれば、車軸穴は必須である。車軸穴を形成する柱部に円錐部を設けたので、円錐部を容易に主湯道へ突出させることができ、金型の製造コストを抑えることができる。

　請求項４に係る発明では、電磁ポンプで汲み上げられたアルミニウムの溶湯が、注湯される金型において、この金型にガス抜き部を備え、このガス抜き部に、３０μｍ～８０μｍの大きさの通気孔を設けた。３０μｍ～８０μｍの大きさであれば、バリの問題は解消され、ガス抜き性も確保される。
　よって、本発明により、電磁ポンプでアルミニウムの溶湯を注湯する場合に、ガス抜きのための隙間に溶湯が侵入しないような金型が提供される。

　請求項５に係る発明では、ガス抜き部は、金型に嵌められる筒体であり、この筒体の底部に通気孔を設けた。
　金型は大型で、重いため、金型に直接隙間を設けることは容易でない。対して、本発明は、金型とは別体の筒体に隙間を設けた。筒体が小型、軽量であるため、隙間の形成加工が容易になる。

　請求項６に係る発明では、通気孔をスリットとした。スリットは長円であるため、開口面積を稼ぐことができる。また、スリットは、ワイヤ放電加工機により、容易に形成することができる。

　請求項７に係る発明では、スリットを複数本設けたので、開口面積が増加し、ガス抜き性が高まる。

　請求項８に係る発明では、筒体は、製品押出しピンを兼ねる。筒体は、ガス抜き作用と製品押出し作用を発揮するため、付加価値が高まる。

本発明に係るアルミニウム鋳造方法を実施する鋳造装置の原理図である。電磁ポンプの断面図である。図２の３部拡大図である。（ａ）は鋳物の正面図、（ｂ）はナックル鋳物の斜視図である。金型の断面図であり、図４（ｂ）の５―５線断面に対応する断面図である。比較例における金型の温度範囲及び鋳造時間を説明する図である。実施例における金型の温度範囲及び鋳造時間を説明する図である。離型直後のナックル鋳物の断面図である。ナックル鋳物の分解図である。可動型の要部断面図である。ガス抜き部の断面図である。ガス抜き部の底面図である。ガス抜き部の変更例を説明する図であり、（ａ）は放射状の通気孔を示す図、（ｂ）は微細丸穴を示す図である。筒体が製品押出しピンを兼ねることを説明する図である。従来の金型の平面図である。従来のナックル鋳物の断面図である。従来のナックル鋳物に対応する金型の断面図である。

　本発明の実施の形態を添付図に基づいて以下に説明する。

　図１に示されるように、保持炉１０は、ヒータ１１を備えてアルミニウムの溶湯１２を貯留する炉である。この保持炉１０に、電磁ポンプ２０が設けられている。電磁ポンプ２０は、制御部３２で制御される。
　また、溶湯１２は、融点以上にヒータ１１で加熱又は保温され、その温度は温度制御部６６で制御される。
　この例では、保持炉１０に鋼製フレーム１３を載せ、この鋼製フレーム１３で電磁ポンプ２０が支えられている。しかし、保持炉１０に電磁ポンプ２０を取付ける形態は、任意である。

　なお、保持炉１０は、溶湯１２の温度を所定値に保つ設備である。保持炉１０は、溶解炉、出湯炉、取鍋（とりべ）などのアルミニウムを溶融状態で貯留する容器であればよく、狭義の保持炉に限定されない。

　電磁ポンプ２０の詳細な構造を、図２に基づいて説明する。
　図２に示されるように、電磁ポンプ２０は、ベースフランジ２１と、このベースフランジ２１を貫通して上下に伸びている導湯管２２と、この導湯管２２に収納される鉄心部材２３と、導湯管２２の下部を囲う下部コイル２４と、この下部コイル２４を囲いつつベースフランジ２１に吊るされる下部ケース２５と、導湯管２２の上部を囲う上部コイル２６と、この上部コイル２６を囲いつつベースフランジ２１に載っている上部ケース２７と、導湯管２２から上へ伸びる吐出管２８と、この吐出管２８を囲う湯面計２９と、を備えている。

　下部コイル２４に通電すると、フレミングの左手の法則で、溶湯（図１、符号１２）が引き上げられる。
　次に、上部コイル２６に通電し、下部コイル２４を非通電にすると、溶湯が湯面計２９まで引き上げられる。湯面計２９のレベルが「待機レベル」になる。
　これらの制御は、制御部（図１、符号３２）で実施される。

　フレミングの左手の法則により、電流を増すと、力が増加する。
　上部コイル２６の電流をさらに増すと、溶湯は湯面計２９を超えて、吐出管２８より上へ吐出される。すると、図１に示す導湯ブロック１４を通って、金型５０に注湯される。
　よって、電磁ポンプ２０は、保持炉１０に貯留した溶湯１２を汲み上げて、金型５０へ供給する加圧注湯機構である。

　なお、金型５０は、ヒータや水通路を備えており、温度制御部６６により、常に金型５０の各部の温度を計測し、この計測値が所定温度になるように、温度制御する。この温度制御により、注湯直前の金型５０の温度が適温に保たれる。

　本発明者らは、加圧注湯機構としての電磁ポンプ２０に、電磁作用特有の圧力現象があり、この現象に注目した。この現象を、図３に基づいて説明する。

　図３に示されるように、導湯管２２と鉄心部材２３との間の通路を、溶湯１２が上向きに流れている。上部コイル２６の上端部２６ａから鉄心部材２３へ達する磁場３１は上に凸になるように湾曲形状になる。この湾曲の程度は変化する。給電の周波数が５０Ｈｚであれば、湾曲の度合いは、２倍の１００Ｈｚで変動する。
　この磁場３１の変動（変位）に起因して、溶湯１２の圧力（吐出圧力）が、細かい周期（１００Ｈｚ）で、微小変動する。すなわち、溶湯１２に細かな脈動が不可避的に発生する。

　次に、鋳物３５の形態を説明する。
　図４（ａ）に示されるように、鋳物３５は、中央部３６と、この中央部３６から張り出す第１張り出し部４２と、中央部３６から第１張り出し部４２とは別方向へ第２張り出し部４３とを有する。鋳物３５の用途は、任意であるが、例えば、車両部品の一種であるナックル鋳物である。

　図４（ｂ）に示されるように、鋳物３５としてのナックル鋳物４０は、中央部３６に相当する車軸部４１と、この車軸部４１から大きく張り出す第１張り出し部４２と、車軸部４１から反対側へ張り出す第２張り出し部４３と、車軸部４１から奥へ張り出す第３張り出し部４４とを有している。車軸部４１は中央に車軸穴４５を有している。
　このような形態のナックル鋳物４０の鋳造に適した金型５０を図５で説明する。

　図５に示されるように、金型５０は、固定型５１と可動型５２からなる。
　可動型５２には、第１張り出し部（図４（ｂ）、符号４２）を形成する第１キャビティ５３と、第２張り出し部（図４（ｂ）、符号４３）を形成する第２キャビティ５４と、第３張り出し部（図４（ｂ）、符号４４）を形成する第３キャビティ５５とが設けられている。

　加えて、可動型５２には、車軸穴（図４（ｂ）、符号４５）を形成する柱部５６が設けられている。この柱部５６は、抜き勾配が付いた円柱であり、第１～第３キャビティ５３～５５を突き抜けるようにして、固定型５１まで延び、先端に、下へ尖っている円錐部５７を備えている。

　固定型５１は、下面に湯口５８を備え、この湯口５８から上へ延びる主湯道５９を備え、円錐部５７で分岐されつつ円錐部５７に沿って延びる第１湯道６１、第２湯道６２及び第３湯道６３を備えている。第３湯道６３は、作図の都合で、円錐部５７の奥と、手前を通る。
　第１湯道６１は第１キャビティ５３に繋がり、第２湯道６２は第２キャビティ５４に繋がり、第３湯道６３は第３キャビティ５５に繋がっている。

　円錐部５７は、主湯道５９の出口に、主湯道５９へ突出した形態で設けられている。
　そのため、湯口５８から主湯道５９へ流れる溶湯１２は、円錐部５７の頂点５７ａで分けられ、円錐面５７ｂに沿って流れる。したがって、第１湯道６１、第２湯道６２及び第３湯道６３を流れる溶湯１２は、乱れることなく円滑に流れる。

　図中、６４は、製品部と非製品部との境界線であり、この境界線６４は円錐部５７と柱部５６の境目を通る線である。

　次に、従来の技術（重力金型鋳造法）と本発明（電磁ポンプを用いた鋳造法）とを比較しつつ、金型（図６（ａ）、符号１３０）又は金型（図７、符号５０）へ注湯する溶湯について説明する。

　重力金型鋳造法では、注湯直前の金型温度（部位によって温度は異なる。）を、２４０℃～３６０℃の範囲に制御する。加えて、金型には、図６（ｂ）で説明される離型剤を塗布した。
　図６（ａ）に示されるように、金型１３０の高い位置に設けた湯口１３１から、注湯する。溶湯は下へ傾斜する湯道１３２を通って、キャビティ１３３を満たす。

　図６（ｂ）に示されるように、離型剤１３４は、経験に基づいて、厚さｔａを１５０μｍとした。
　離型剤１３４は、例えば、黒鉛又はセラミックスを溶剤で溶いて、金型１２０へガン又は刷毛で塗布する。
　図６（ｃ）に示されるように、この条件での鋳造時間は８０秒であった。

　図３で説明したように、電磁ポンプを用いると溶湯の流動性が増す。この知見から、本発明者らは、溶湯温度を下げても、キャビティの末端まで溶湯を流すことができることに気づいた。加えて、溶湯温度が下がると、注湯直前の金型温度を下げることができる。

　さらに加えて、溶湯温度が下がると、金型への熱的ダメージが軽減されるため、離型剤を薄くすることができる。加えて、溶湯の流動性が高いことでも、金型への熱的ダメージが軽減されるため、離型剤を薄くすることができる。
　以上の知見に基づいて、本発明が導き出された。本発明の詳細を、図７（ａ）～（ｃ）に基づいて説明する。

　電磁ポンプを用いた鋳造法では、注湯直前の金型温度（部位によって温度は異なる。）を、１２０℃～２４０℃の範囲に制御する。これでも、溶湯はキャビティの末端まで凝固することなく流れた。加えて、金型には、図７（ｂ）に示される離型剤を塗布した。
　図７（ａ）に示されるように、実施例では、電磁ポンプ２０で金型５０へ注湯する。

　図７（ｂ）に示されるように、離型剤は、粉末離型剤６５を採用した。粉末離型剤６５は、静電塗装法により、粉末を金型５０へ吹き付ける。
　粉末離型剤６５は、例えば、珪藻土を主成分とする粉末からなる。珪藻土は、内部に微細な隙間を無数に有し、こられの隙間に空気が封じ込められているため、断熱性能に富む。薄い膜厚であっても、溶湯から金型５０への伝熱を良好に遮断する。

　静電塗装のため、塗装時における吹付物の付着力が高まる。加えて、吹付物が粉末であると、粉末が金型５０の表面に一列に並ぶ。既存の離型剤に比較して、薄くとも十分に離形性能が維持される見通しを得た。そこで、本発明では、粉末離型剤６５の厚さＴｂを２０μｍとした。

　図７（ｃ）に示されるように、溶湯温度を１０℃下げて７００℃とし、注湯直前の金型温度（部位によって温度は異なる。）を１２０～２４０℃の範囲として、金型５０へ注湯した。この条件での鋳造時間は４５秒であった。

　粉末離型剤６５の厚さＴｂが薄いため、溶湯から金型５０への熱移動が盛んになり、鋳造時間が大幅に短縮できる見通しを得た。
　そこで、本発明者らは、次に述べる実験を行った。実験では、キャビティの末端まで溶湯が回ることを前提にして、溶湯温度を下げてみた。

（1）実験条件：
（1-1）鋳造法：重力金型鋳造又は電磁ポンプを用いた鋳造
（1-2）離型剤の厚さ：１５０μｍ又は２０μｍ（粉体）
（1-3）溶湯：液相線温度が６１５℃であるＡＣ４ＣＨ（アルミニウム合金）
（1-4）溶湯温度：７１０℃、７００℃、６８０℃、６７０℃、６６０℃又は６３５℃
（1-5）実験で測定する事項：鋳造時間

　実験０１：重力金型鋳造法にて、金型に１５０μｍの離型剤を塗布し、溶湯温度を７１０℃としたところ、図６（ｃ）で説明したように、鋳造時間は８０秒であった。
　実験０２：溶湯温度を７００℃に下げ、その他の条件は実験０１と同じとした。鋳造時間は６０秒であった。

　実験０３：電磁ポンプを用いた鋳造法にて、金型に２０μｍの粉末離型剤を静電塗装し、溶湯温度を７００℃としたところ、図７（ｃ）で説明したように、鋳造時間は４５秒であった。
　実験０４：溶湯温度を６８０℃に下げ、その他の条件は実験０３と同じとした。鋳造時間は４１秒であった。

　実験０５：溶湯温度を６７０℃に下げ、その他の条件は実験０３と同じとした。鋳造時間は３９秒であった。
　実験０６：溶湯温度を６６０℃に下げ、その他の条件は実験０３と同じとした。鋳造時間は３７秒であった。
　実験０７：溶湯温度を６３５℃に下げ、その他の条件は実験０３と同じとした。鋳造時間は３２秒であった。

（2）実験により知り得たこと：
　従来の技術（実験０１、０２）では、鋳造時間が６０～８０秒であったものが、本発明の技術（実験０３～０７）では、鋳造時間３２～４５秒となり、鋳造時間がほぼ半分になった。

（3）機械試験：
　実験０１で得た鋳物から切り出した試験片を、「テストピース１」とし、機械的性質を調べた。また、実験０７で得た鋳物から切り出した試験片を、「テストピース２」とし、機械的性質を調べた。

（3-1）テストピース１の機械的性質：
・２次デンドライトアームスペース：２５～３５μｍ
・引張り強さ：２９０ＭＰａ
・０．２％耐力：２１０ＭＰａ
・破断伸び：１３．７％
・１０⁷回疲労限界：６２．２ＭＰａ

（3-2）テストピース２の機械的性質：
・２次デンドライトアームスペース：８～２５μｍ
・引張り強さ：３１２ＭＰａ
・０．２％耐力：２３８ＭＰａ
・破断伸び：１２．２％
・１０⁷回疲労限界：７５．７ＭＰａ

（3-3）評価：
　２次デンドライトアームスペース（ＤＡＳＩＩ）は、結晶から延びる枝の長さである。枝が短いほど、鋳物は丈夫になる。
　ＤＡＳＩＩ、引張り強さ、耐力、破断伸び、疲労限界の全てが、重力金型鋳造法によるテストピース１よりも、電磁ポンプを用いた金型鋳造法によるテストピース２の方が、優れていた。

　図８に示されるように、得られたナックル鋳物４０を、境界線６４に沿ってカットする。
　図９に示されるように、製品部４６と非製品部４７とを分離する。製品部４６は、機械加工を施すことで、ナックルに仕上げる。非製品部４７は、スクラップとされ、再溶解され、次の鋳造に供される。

　本発明は、図６（ｂ）で説明した離型剤１３４を、図７（ｂ）に説明した薄い粉体離型剤６５に変更することが、必須要素の一つとなる。
　また、本発明は、図７（ｃ）で説明したように、注湯直前に、金型５０の各部の温度を１２０℃～２４０℃の範囲に設定する。この温度範囲は、別の実験と合わせて検討すると、１１０℃～２５０℃の範囲まで拡張が可能であった。

　また、上述した実験０５での鋳造時間は３９秒、実験０６での鋳造時間は３７秒、実験０７での鋳造時間は３２秒であった。
　上述した実験０１での鋳造温度８０秒の半分の４０秒を、本発明の目標鋳造温度とすると、実験０５～実験０７は目標をクリアできた。

・実験０５の溶湯温度は６７０℃であった。液相線温度が６１５℃であるから、実験０５の溶湯温度は、（液相線温度＋５５℃）となる。
・実験０６の溶湯温度は６６０℃であった。液相線温度が６１５℃であるから、実験０６の溶湯温度は、（液相線温度＋４５℃）となる。
・実験０７の溶湯温度は６３５℃であった。液相線温度が６１５℃であるから、実験０７の溶湯温度は、（液相線温度＋２０℃）となる。

　溶湯温度が液相線温度に、２０℃～５５℃を加えた温度であれば、鋳造時間の半減が期待され、生産性の大幅な向上が図れる。
　なお、本発明者らは、ＡＣ２Ｂ（液相線温度５９５℃）やＡＤＣ１２（液相線温度５８０℃）についても検証し、これらにおいても溶湯温度が液相線温度に、２０℃～５５℃を加えた温度であれば、鋳造時間が半減できた。

　以上により、本発明は、次のように纏めることができる。
　電磁ポンプで汲み上げたアルミニウムの溶湯を、金型へ注湯するアルミニウム鋳造方法であって、金型に塗布される粉体離型剤の厚さは、重力金型鋳造法での離型剤の厚さより薄く設定され、注湯直前の前記金型の温度は、１１０℃～２５０℃の範囲に収まるように制御され、注湯時の前記溶湯の温度は、アルミニウムの液相線温度に、２０℃～５５℃を加えた値に制御される。

　電磁ポンプは、金型へ低圧で溶湯を注湯する機構である。
　重力金型鋳造法での離型剤の厚さより薄い粉体離型剤を採用し、溶湯の温度を従来より下げ、金型の温度を従来より下げたことにより、鋳造時間を従来の半分にすることができ、生産性を高めることができるようになった。
　よって、本発明により、溶湯を高圧にすること無く、生産性を高めることができる鋳造方法が提供される。

　なお、本発明方法は、構造が複雑なナックルの鋳造に好適であるが、鋳物はナックルに限るものではなく、任意である。

　また、鋳造時間を４０秒又はそれ以下で管理する場合、上述した実験０５では、余裕が１秒である。季節や昼夜で金型の周囲温度が変化するため、余裕を３秒程度にすることは望ましいことである。実験０６及び実験０７であれば、余裕は３秒以上になる。
　実験０６では、注湯時の前記溶湯の温度は、アルミニウムの液相線温度に、４５℃を加えた値に制御された。
　実験０７では、注湯時の前記溶湯の温度は、アルミニウムの液相線温度に、２０℃を加えた値に制御された。

　ところで、図１７において、従来は金型１２０へ重力金型鋳造法又は低圧金型鋳造法で溶湯１２７を注湯していた。
　重力金型鋳造法又は低圧金型鋳造法に比較して、電磁ポンプを用いた鋳造法の場合、溶湯１２７の流動性が高まる。流動性が高まると、流速が増加したのと同等の現象が起こる。すなわち、渦の発生や乱れは流速が大きいほど顕著になる。したがって、重力金型鋳造法又は低圧金型鋳造法に比較して、電磁ポンプを用いた鋳造法では溶湯流れの乱れ対策が強く求められる。

　対策として、図５に示される円錐部５７が有効となる。すなわち、円錐部５７は、重力金型鋳造法又は低圧金型鋳造法に比較して、電磁ポンプを用いた鋳造法に顕著な効果を発揮する。

　以上により、本発明方法は、次のように纏めることができる。
　図５に示される溶湯１２は、電磁ポンプ（図１、符号２０）で汲み上げられて、湯口５８から主湯道５９に供給され、円錐部５７の円錐面５７ｂに沿いながら第１湯道６１と第２湯道６２に分流され、第１湯道６１を通る溶湯が第１キャビティ５３に注湯され、第２湯道６２を通る溶湯が第２キャビティ５４に注湯される。

　電磁ポンプ（図１、符号２０）により溶湯の流動性が高まる。溶湯の流動性が高いと、溶湯がキャビティの末端まで良好に到達するため、溶湯温度や金型温度を下げることができる。溶湯温度や金型温度が下がると溶湯の凝固時間が短くなり、生産性がさらに高まる。

　尚、主湯道５９から分岐する第１湯道６１などの本数は、実施例では３本にしたが、２本又は４本以上であってもよく、複数であればよく、本数は任意である。
　また、主湯道５９から円盤状に湯道が広がる場合であっても、円盤状の湯道は、断面視で第１湯道と第２湯道を含むため、本発明に含まれる。

　また、本発明の円錐部５７は、底面が正円、楕円、長円、歪な円の何れであってもよい。また、三角錐や四角錐などの角錐は、稜線が乱れの発生源となるため、好ましくない。しかし、稜線を丸めた角錐であれば、円錐部５７に含められる。
　よって、円錐部５７は、狭義の正円錐に限定されない。

　ところで、溶湯１２にガスが含まれていると、鋳物３５に巣の形態で残る。巣は鋳造欠陥となり、好ましくない。
　そこで、金型５０においても、ガス抜き対策を講じることが望まれる。
　ガス抜き対策として、金型５０に局部的に「隙間」を設けることが推奨される。ただし、隙間が大きいと、ガス抜き性能は大きくなるが、隙間に溶湯の一部が侵入し、バリとなる。逆に、隙間が小さいと、バリの発生は抑制されるが、ガス抜き性能は小さくなる。
　加えて、電磁ポンプ２０の採用で、溶湯１２の流動性が高まるため、隙間の設定には十分な検討が必要である。
　そこで、ガス抜きのための隙間の大きさを、実験により確かめることにした。

（4）実験条件：
（4-1）鋳造法：重力金型鋳造法もしくは低圧金型鋳造法又は電磁ポンプを用いた鋳造法
（4-2）ガス抜きのための隙間の設定：０．０１ｍｍ（１０μｍ）～０．２ｍｍ（２００μｍ）
（4-3）実験で確かめる事項：バリの有無、ガス抜き性の良否

　実験１１：重力金型鋳造法もしくは低圧金型鋳造法とし、ガス抜きのための隙間は０．２ｍｍ（２００μｍ）として実験を行った。ガス抜きのための隙間が０．２ｍｍではバリは発生せず、ガス抜き性は良好であったので、評価は〇（good）である。
　実験１２：重力金型鋳造法もしくは低圧金型鋳造法とし、ガス抜きのための隙間は０．１ｍｍ（１００μｍ）として実験を行った。ガス抜きのための隙間が０．１ｍｍではガス抜き性がやや悪くなったので、評価はＸ（bad）である。

　実験１３：電磁ポンプを用いた鋳造法とし、ガス抜きのための隙間は０．２ｍｍ（２００μｍ）として実験を行った。電磁ポンプにより溶湯の流動性が増したため、ガス抜きのための隙間が０．２ｍｍではバリが多量に発生した。評価は×である。
　実験１４：電磁ポンプを用いた鋳造法とし、ガス抜きのための隙間は０．１ｍｍ（１００μｍ）として実験を行った。ガス抜きのための隙間が０．１ｍｍでも少量のバリが発生した。評価は×である。
　実験１５：電磁ポンプを用いた鋳造法とし、ガス抜きのための隙間は０．０８ｍｍ（８０μｍ）として実験を行った。ガス抜きのための隙間が０．０８ｍｍではバリの発生が認められなかった。評価は○である。

　隙間が０．０８ｍｍ（８０μｍ）以下であれば、電磁ポンプを用いても、バリの問題は解消できることがわかった。しかし、隙間は小さいほどガス抜き性が低下するので、その点を検証するために、実験を続けた。

　実験１６：電磁ポンプを用いた鋳造法とし、ガス抜きのための隙間は０．０５ｍｍ（５０μｍ）として実験を行った。ガス抜き性は、維持されたので、評価は○である。
　実験１７：電磁ポンプを用いた鋳造法とし、ガス抜きのための隙間は０．０３ｍｍ（３０μｍ）として実験を行った。ガス抜き性は、維持されたので、評価は○である。

　実験１８：電磁ポンプを用いた鋳造法とし、ガス抜きのための隙間は０．０２ｍｍ（２０μｍ）として実験を行った。ガス抜き性は、やや悪化した。評価は×である。
　実験１９：電磁ポンプを用いた鋳造法とし、ガス抜きのための隙間は０．０１ｍｍ（１０μｍ）として実験を行った。ガス抜き性は、さらに悪化した。評価は×である。

　以上から、電磁ポンプを用いた鋳造法では、ガス抜きのための隙間は、０．０３ｍｍ（３０μｍ）～０．０８ｍｍ（８０μｍ）が好適であることは分かった。
　以上に述べた大きさの隙間を適用した、具体例を以下に説明する。

　本発明の金型５０には、以下に説明するガス抜き部７０が嵌められる。
　図１０に示されるように、金型５０の構成要素の一つである可動型５２に、キャビティ６７へ開口するガス抜き部収納凹部６８と、このガス抜き部収納凹部６８から型外まで延びる貫通穴６９が設けられている。この貫通穴６９は、ガス抜き部収納凹部６８よりも十分に小径である。このようなガス抜き部収納凹部６８に、ガス抜き部７０が嵌められる。図で右側のガス抜き部収納凹部６８には、既にガス抜き部７０が嵌められている。

　図１１に示されるように、ガス抜き部７０は、例えば、底部７１を有する有底の筒体７２と、この筒体７２の開口端を塞ぐリッド７３とからなる中空体である。リッド７３は、かしめ、ねじ込み、溶接などにより、筒体７２に固定される。ガス抜き部７０は、丈夫な炭素鋼で構成される。

　リッド７３には、貫通穴（図１０、符号６９）に繋がる穴７４が設けられている。また、底部７１には、通気孔７５が設けられている。
　通気孔７５から筒体７２内へ入ったガスは、穴７４を通って、貫通穴（図１０、符号６９）に至る。

　なお、リッド７３を省いて、ガス抜き部７０は、底部７１を有する有底の筒体７２のみで構成してもよい。

　図１２に示されるように、通気孔７５は、幅Ｗが３０μｍ～８０μｍである細長いスリットであり、複数本（例えば３本）が互いに平行になるように底部７１に設けられている。スリットは、ワイヤ放電加工機で容易に形成される。

　なお、通気孔７５は、図１３（ａ）に示されるように、放射状に配置したスリットであってもよい。
　また、通気孔７５は、図１３（ｂ）に示されるように、多数個の微細丸穴７６に代えてもよい。この場合、微細丸穴７６の穴径は、３０μｍ～８０μｍとする。ただし、微細丸穴７６は個数が多いため、加工時間が長くなる。一方、スリットは微細丸穴７６が集合した穴と見なせる。加工コストを考えると、微細丸穴７６より、スリットが勝る。

　図１に示す電磁ポンプ２０で汲み上げたアルミニウムの溶湯１３は、導湯ブロック１４を通って金型５０に注湯される。この注湯の前には、図１０に示すキャビティ６７に、空気が満たされている。この空気は、注湯中に溶湯１３で押される。押されると、ガス抜き部７０を通り、貫通穴６９を通って排出される。

　空気に代わって溶湯１３がキャビティ６７に充満する。充満すると溶湯１３が、図１２に示される底部７１に接触する。既に説明したように、３０μｍ～８０μｍの大きさの通気孔７５は、溶湯１３を通さない。３０μｍ～８０μｍの大きさの通気孔７５は、空気などのガスのみを通す。結果、バリの発生が抑制される。

　このような特長を有するガス抜き部７０は、製品押出ピンを兼ねさせることができる。その具体例を、図１４に基づいて説明する。
　図１４に示されるように、筒体７２は、可動型５２を上下に貫通するように十分に長くする。そして、筒体７２の上端（底部７１から十分に離れた部位）に鍔部８１を付設しておく。
　この鍔部８１を上エジェクタプレート８２と下エジェクタプレート８３とで挟む。
　下エジェクタプレート８３からガイドロッド８４を延ばして可動型５２に挿入する。

　可動型５２に、門型フレーム８５を載せ、この門型フレーム８５からエジェクタ駆動機構８６を下げ、このエジェクタ駆動機構８６を上エジェクタプレート８２に繋ぐ。エジェクタ駆動機構８６は、エアシリンダ、油圧シリンダ、電動シリンダの何れでもよい。

　下エジェクタプレート８３は、圧縮ばね８７で上方へ付勢され、門型フレーム８５に設けたストッパ８８で、上昇位置が確定される。

　キャビティ６７の空気がガス抜き部７０で排出され、代わりにキャビティ６７が溶湯で満たされる。この溶湯が固まったら、可動型５２は上昇される。次に、エジェクタ駆動機構８６で上エジェクタプレート８２及び下エジェクタプレート８３を下げる。すると、ガス抜き部７０がキャビティ６７内へ突出する。この突出により、鋳物が可動型５２から離れる。
　次に、エジェクタ駆動機構８６で上エジェクタプレート８２及び下エジェクタプレート８３を上げる。これで、図１４の状態に戻る。

　筒体７２（ガス抜き部７０）は、製品押出しピンを兼ねる。筒体７２（ガス抜き部７０）は、ガス抜き作用と製品押出し作用を発揮するため、付加価値が高まる。

　尚、ガス抜き部７０は、可動型５２に一体的に設けてもよい。しかし、通気孔７５が微細であるため、実施例のように、可動型５２とは別体のガス抜き部７０とした方が、加工が容易になる。

　本発明は、電磁ポンプで汲み上げたアルミニウムの溶湯を、金型へ注湯するアルミニウム鋳造方法及びこの鋳造方法で用いる金型に好適である。

　１２…溶湯、２０…電磁ポンプ、３５…鋳物、３６…中央部、４０…ナックル鋳物、４１…車軸部、４２…第１張り出し部、４３…第２張り出し部、４５…車軸穴、５０…金型、５３…第１キャビティ、５４…第２キャビティ、５６…柱部、５７…円錐部、５７ａ…頂点、５７ｂ…円錐面、５８…湯口、５９…主湯道、６１…第１湯道、６２…第２湯道、６５…本発明での粉体離型剤、６７…キャビティ、７０…ガス抜き部、７１…底部、７２…筒体、７５…通気孔、１３４…重力金型鋳造法での離型剤。

Claims

　電磁ポンプで汲み上げたアルミニウムの溶湯を、金型へ注湯するアルミニウム鋳造方法であって、
　前記金型に塗布される粉体離型剤の厚さは、重力金型鋳造法での離型剤の厚さより薄く設定され、
　注湯直前の前記金型の温度は、１１０℃～２５０℃の範囲に収まるように制御され、
　注湯時の前記溶湯の温度は、前記アルミニウムの液相線温度に、２０℃～５５℃を加えた値に制御されるアルミニウム鋳造方法。
　請求項１記載のアルミニウム鋳造方法で用いられる金型であり、
　中央部と、この中央部から張り出す第１張り出し部と、前記中央部から前記第１張り出し部とは別方向へ張り出す第２張り出し部とを有する鋳物を鋳造する金型であって、
　この金型は、底面に設けられる湯口と、この湯口から立ち上がる主湯道と、この主湯道から分岐する第１湯道と、この第１湯道で溶湯が供給され前記第１張り出し部を形成する第１キャビティと、前記主湯道から分岐する第２湯道と、この第２湯道で溶湯が供給され前記第２張り出し部を形成する第２キャビティとを有し、
　前記主湯道の出口に、この主湯道へ突出する円錐部が設けられ、前記主湯道を通る溶湯が前記円錐部の円錐面に沿いながら前記第１湯道と前記第２湯道に分流されるようにした金型。
　請求項２記載の金型であって、
　前記鋳物は、ナックルであり、
　前記中央部は、車軸穴を有する車軸部であり、
　前記金型は、前記車軸穴を形成する柱部を更に備え、
　前記円錐部は、前記柱部の先端に設けられている金型。
　請求項１記載のアルミニウム鋳造方法で用いられる金型であって、
　前記金型は、キャビティに溜まるガスを排出するガス抜き部を備えており、
　このガス抜き部に、３０μｍ～８０μｍの大きさの通気孔が設けられている金型。
　請求項４記載の金型であって、
　前記ガス抜き部は、前記金型に嵌められる筒体であり、この筒体は前記キャビティに面する底部を有し、この底部に前記通気孔が設けられている金型。
　請求項５記載の金型であって、
　前記通気孔は、３０μｍ～８０μｍ幅のスリットである金型。
　請求項６記載の金型であって、
　前記スリットは、前記底部に複数本互いに平行になるように設けられている金型。
　請求項５記載の金型であって、
　前記筒体は、鋳物を金型から分離する製品押出しピンを兼ねる金型。