JP3895304B2

JP3895304B2 - タイヤ成形用金型の製造方法

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Publication number: JP3895304B2
Application number: JP2003161173A
Authority: JP
Inventors: 泰之石原
Original assignee: NGK Insulators Ltd
Current assignee: NGK Insulators Ltd
Priority date: 2003-06-05
Filing date: 2003-06-05
Publication date: 2007-03-22
Anticipated expiration: 2023-06-05
Also published as: JP2004358849A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明はタイヤ成形用金型の製造方法に関し、特に、石膏によって形成された鋳型に対してＡｌ−Ｍｇ系合金を鋳造することによりタイヤ成形用金型とする製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
タイヤ成形用金型は、複数に分割された金型ピースを組み付けることにより形成されており、タイヤ形状を幅方向に２分割することにより構成される上下分割型（２ピースモールド）と、半径方向（円周方向）に７〜１３程度に分割することにより構成される上下一体型（セクショナルモールド）との２種類のタイヤ成形用金型が使用されている。
【０００３】
いずれの金型においても、鋭い角を有した凹ブロック形状部分やサイプブレードなどの薄肉凸形状部分を多数有していることから、機械加工による製造が不向きであり、このため、鋳造によって製造されている。鋳造においては、崩壊性を有した崩壊性鋳型を用いて低圧鋳造、重力鋳造等によりアルミニウム合金の鋳物を作製する石膏鋳造法が多用されている。
【０００４】
図２０は、石膏鋳造法によって２ピースモールドを作製する手順を示す。まず、（ａ）に示すように石膏、樹脂などを用いてタイヤの原形（マスターモデル）１を機械加工で作製し、（ｂ）で示すようにシリコーンゴムなどによって原形１を反転したゴム型２を作製する。そして、（ｃ）で示すようにゴム型２を上下に分割した鋳型３を石膏によって反転作製し、この鋳型３を焼成乾燥した後、（ｄ）で示すように複数角度で切断し、（ｅ）で示すように組み立ててリング状の鋳型４とする。そして、（ｆ）で示すように、この鋳型４を鋳枠５で囲み、鋳枠５内にアルミニウム合金等の合金溶湯６を充填して鋳造することにより鋳物とし、この鋳物に対して不要部分の除去のための機械加工を行い、その後、（ｇ）で示すように型合わせを行ってタイヤ成形用金型８とする。（ｇ）において、符号７は、タイヤ成形用金型８を構成する複数のピースであり、図示を省略したバックモールドを用いてリング状に組み付けられることにより、タイヤ成形用金型８が作製されるものである。
【０００５】
図２１は、石膏鋳造法によってセクショナルモールドを作製する手順を示し、図２０と同様に、（ａ）で示すタイヤの原形１を反転した（ｂ）のゴム型２を作製した後、（ｃ）及び（ｄ）で示すように石膏によって鋳型３を作製し、（ｅ）で示すように組み立てて鋳型４とする。その後は、図２０と同様に、アルミニウム合金等の鋳造金属による鋳造を行い、鋳物を型合わせして（ｆ）で示すタイヤ成形用金型８とする。
【０００６】
タイヤ成形用金型の鋳造に用いられるアルミニウム合金としては、ＪＩＳ規格に規定される下記の２種類の合金が一般的に用いられている。
【０００７】
（１）共晶晶出物生成系合金
この合金は、溶湯凝固の最終段階で初期凝固組織の樹枝状晶（デンドライト）の隙間を共晶晶出物により一気に補充する形態で凝固するタイプの合金である。このタイプの合金は、鋳造による「引け巣」の欠陥が発生しにくく、鋳造性が良好なことから広く用いられている。また、合金としての強化機構は、共晶晶出物の分散硬化機構を用いるものであるが、固溶硬化析出硬化特性を取り入れた合金も一部に存在している。
【０００８】
このような共晶晶出物生成系合金では、鋳物であるタイヤ成形用金型の機械的強度特性が鋳物の結晶粒の大きさの影響を受けやすく、溶湯凝固が早いほど結晶粒が小さいため、強度特性が向上する反面、溶湯凝固が遅い場合には、結晶粒が大きくなって、強度特性が劣化する特性を有している。
【０００９】
このタイプの合金としては、Ａｌ−Ｓｉ系合金が挙げられ、ＪＩＳ規格においても、ＡＣ２Ａ、ＡＣ２Ｂ、ＡＣ３Ａ、ＡＣ４Ａ、ＡＣ４Ｂ、ＡＣ４Ｃ、ＡＣ４Ｄ、ＡＣ８Ａ、ＡＣ８Ｂ、ＡＣ８Ｃが規定されており、機械強度，鋳造性，熱膨張，熱伝導等の特性がタイヤ成形用金型としてバランスが取れている点でＡＣ４Ｃ系合金が最も良く用いられている。ＡＣ４Ｃ系合金の基本組成を表１に示す。
【００１０】
【表１】

（２）共晶晶出物非生成系合金
共晶晶出物生成系合金とは異なり、溶湯凝固の最終段階でもほとんど共晶晶出物を生成しないタイプの合金であり、従って、共晶晶出物生成系合金に比べて、鋳造による引け巣欠陥が発生しやすいものとなっている。合金としての強化機構は、添加元素による固溶硬化であるが、析出硬化特性も取り入れた合金も一部に存在している。この合金は、共晶晶出物生成系合金とは異なって、鋳物の機械的強度特性が鋳物の結晶粒の大きさの影響を受け難く、溶湯の凝固が遅くなっても比較的安定的な強度を有している。
【００１１】
このタイプの合金としては、ＪＩＳ規格に規定されているＡＣ７Ａ、ＡＣ７Ｂ等のＡｌ−Ｍｇ系合金があり、この内、ＡＣ７Ａ系合金が多く用いられている。これは、１０分〜１２０分程度で溶湯が凝固することが多いタイヤ成形用金型においては、ＡＣ７系合金がＡＣ４系合金に比べて強度特性に優れているためである。しかしながら、ＡＣ７系合金はＡＣ４系合金に比べて、鋳造性が悪いのに加え、熱膨脹率が大きく、機械加工性が悪いデメリットを有している。ＡＣ７系合金の基本組成を表２に示す。
【００１２】
【表２】

【００１３】
【発明が解決しようとする課題】
以上の共晶晶出物生成系合金及び共晶晶出物非生成系合金において、機械特性が良好なＡＣ７Ａ系合金がタイヤ成形用金型の材料として好適であるが、Ａｌ−Ｍｇ系合金であるＡＣ７Ａ系合金をタイヤ成形用金型の鋳造用合金として用いた場合、上述した引け巣が発生する欠陥に加えて、鋳物表面に鳥の羽を貼り付けた様な針状組織である羽毛状結晶組織の欠陥が発生しやすい問題を有している。
【００１４】
図２２は、ＡＣ７Ａ系合金を用いて鋳造したタイヤ成形用金型の表面を示し、その表面９に羽毛状結晶組織（以下、羽毛状晶と記載する。）１０が針状となって現れている。
【００１５】
ＡＣ７Ａ系等のＡｌ−Ｍｇ系合金の使用に際して、引け巣欠陥の防止は、溶湯凝固のコンピュータシミュレーション解析（凝固解析）を用いることにより、対処可能となっている。しかしながら、羽毛状晶については、発生原因が不明であり、効果的な対策を行うことができないままとなっている。従って、羽毛状晶がタイヤ成形用金型からタイヤ転写されることによって不良品となる場合、従来においては、サンドペーパ等を用いた手作業によってタイヤ成形用金型の表面を切削加工する必要があり、加工が面倒であるばかりでなく、工程数が増える問題となっている。
【００１６】
本発明は、このような従来の問題点を考慮してなされたものであり、Ａｌ−Ｍｇ系合金を用いてタイヤ成形用金型を鋳造する場合に、羽毛状晶を発生させることがないタイヤ成形用金型の製造方法を提供することを目的とする。
【００１７】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するため、請求項１の発明のタイヤ成形用金型の製造方法は、石膏鋳型に対してＡｌ−Ｍｇ系合金を鋳造することによりタイヤ成形用金型を製造するのに際し、タイヤ成形用金型の意匠面に発生する鳥の羽様の羽毛状結晶組織の最大寸法を、前記合金中に含まれるＭｎ量と、羽毛状結晶組織発生部位の溶湯凝固時間とから定量的に予測することを特徴とする。
【００１８】
羽毛状結晶組織は、Ａｌ−Ｍｇ系合金を用いた石膏鋳造の際に発生するが、後述するように、Ａｌ−Ｍｇ系合金中のＭｎ量及び羽毛状結晶組織発生部位における溶湯の凝固時間が要因となっている。請求項１の発明では、羽毛状結晶組織の最大寸法をＡｌ−Ｍｇ系合金中のＭｎ量及び羽毛状結晶組織発生部位における溶湯の凝固時間に基づいて予測するため、この予測に基づいて鋳造を行うことにより、羽毛状結晶組織の発生を抑制することができる。
【００１９】
請求項２の発明のタイヤ成形用金型の製造方法は、請求項１記載の予測に基づいて特定の閾値以上の大きさの羽毛状結晶組織が発生しない臨界Ｍｎ量を算出し、算出した臨界Ｍｎ量以下のＭｎを含有したＡｌ−Ｍｇ合金を用いて鋳造を行うことを特徴とする。
【００２０】
請求項２の発明では、請求項１の予測に基づいて、所定の大きさ以上の羽毛状結晶組織が発生しない臨界Ｍｎ量を算出してＡｌ−Ｍｇ合金の鋳造を行うため、羽毛状結晶組織が発生しないか、発生しても目立たない許容範囲内となる。このため、サンドペーパを用いた金型表面の加工が不要となると共に、製品であるタイヤの不良品発生率を低下することができる。
【００２６】
【発明の実施の形態】
本発明者は、Ａｌ−Ｍｇ系合金である市販のＡＣ７Ａ系合金を用いた石膏鋳造法によってタイヤ成形用金型を鋳造した。その結果、溶湯の凝固進行方向に関連して図１に示す部位に羽毛状晶が多く発生することを確認した。
【００２７】
図１（ａ）は重力鋳造法（流し込み鋳造法）によって成形したタイヤ成形用金型１１、（ｂ）は低圧鋳造法によって成形したタイヤ成形用金型１１であり、矢印１２が溶湯の供給方向、矢印１３が溶湯の凝固方向をそれぞれ示す。破線部分が羽毛状晶欠陥の発生部位１４を示し、羽毛状晶欠陥はタイヤ成形用金型１１における意匠面１１ａに発生している。また、図に示すように、羽毛状晶欠陥は溶湯の凝固方向１３に沿って発生する傾向となっている。なお、このような現象は、ＡＣ４Ｃ等のＡｌ−Ｓｉ系合金では発現しないものである。
【００２８】
表３は、以上のように得られた羽毛状晶発生部位をＥＰＭＡによって成分分析した結果を示す。同表において、試料１は、Ａｌ−３．５Ｍｇ−０．２Ｓｉ−０．２Ｔｉ−０．３４Ｍｎ−０．１５Ｆｅを母合金として鋳造したタイヤ成形用金型に発生した羽毛状晶欠陥部位の分析結果であり、試料２は、Ａｌ−３．５Ｍｇ−０．３Ｓｉ−０．２Ｔｉ−０．１Ｍｎ−０．５Ｆｅを母合金として鋳造したタイヤ成形用金型に発生した羽毛状晶欠陥部位の分析結果である。
【００２９】
【表３】

表３から判るように、羽毛状晶欠陥部位には、Ｍｎがかなり高い割合で濃縮されている。これにより、Ａｌ−Ｍｇ系合金を用いてタイヤ成形用金型を鋳造した場合に発生する羽毛状晶欠陥は、鋳造後の溶湯凝固時に、溶湯凝固部分から固溶できずに未凝固部分に放出されたＭｎが局所的に濃縮されて発現する組織であると推察することができる。
【００３０】
以上の知見から、Ａｌ−Ｍｇ系合金中のＭｎ量を減少させることにより、羽毛状晶欠陥を減らすことが可能となると推測される。このため、発明者は、Ｍｎ量を変更したＡｌ−Ｍｇ系合金を複数調合して、タイヤ成形用金型の鋳造試験を行い、タイヤ成形用金型１１に発生した羽毛状晶の中で、最大寸法のものの大きさと、合金中のＭｎ含有量、羽毛状晶部位の溶湯凝固時間との関係を検査した。表４は、この結果を示すものであり、Ｍｎ含有量を変化させたＡｌ−Ｍｇ合金によって鋳造したタイヤ成形用金型用鋳物に発生した最大羽毛状晶長さと、羽毛状晶発生部位の溶湯凝固時間、Ｍｎ含有量及び合金中のＭｇ含有量の関係を一覧表で示してある。
【００３１】
【表４】

表４において、最大羽毛状晶長さＬ_ｍａｘは、鋳造されたタイヤ成形用金型からノギスによって測定し、溶湯凝固時間Ｔ_ｓはコンピューター凝固解析（コマツソフト（社）製、商品名「ＪＳ−ＣＡＳＴ」）によりシミュレーションした結果、Ｍｎ、Ｍｇ含有量は、金型本体の肉厚中央部から試料を切り出し発光分析することにより求めたものである。なお、表４における８個の試料全てにおいて、最大羽毛状晶発生部位が金型の意匠面での最終溶湯凝固部位と一致するものとなっている。
【００３２】
次に、以上の知見に基づいた本発明の実施形態を説明する。
【００３３】
［第１実施形態］
この実施形態においては、石膏鋳型に対してＡｌ−Ｍｇ系合金を鋳造することによりタイヤ成形用金型を製造するのに際し、タイヤ成形用金型の意匠面に発生する羽毛状晶の最大寸法を、Ａｌ−Ｍｇ系合金中に含まれるＭｎ量と、羽毛状晶発生部位の溶湯凝固時間とから定量的に予測するものである。
【００３４】
本発明者は、上述した表４のデータの内、目的変数としてＬ_ｍａｘを設定し、説明変数としてＴ_ｓ及びＣ_Ｍｎを設定して重回帰分析（多変量解析）を行った。図２は、その結果を示すグラフであり、図２から以下の関係からなる予測式を得ることができる。
【００３５】
｛羽毛状晶の最大長さ（予測値）Ｌ_ｍａｘ｝（ｍｍ）
＝−０．８９３０５７＋１５．２８８２９８×｛Ｍｎ含有量Ｃ_Ｍｎ（ｗｔ．％）｝＋０．０００７６×｛その羽毛状晶発生部位の溶湯凝固時間Ｔ_ｓ（ｓｅｃ．）｝
（Ｔ_ｓはタイヤ成形用金型の意匠面における羽毛状晶発生部位での最終溶湯凝固時間と見なして良い）
なお、上式において、重相関係数＝０．９４３９、決定係数＝０．８９１である。
【００３６】
この式は、鋳物であるタイヤ成形用金型に発生する最大羽毛状晶欠陥長さＬ_ｍａｘ（ｍｍ）を、鋳造に用いたＡｌ−Ｍｇ系合金のＭｎ含有量Ｃ_Ｍｎ（重量％）及び鋳物における意匠面での最終溶湯凝固時間Ｔ_ｓ（ｓｅｃ）の２つの変数により８９．１％の予測精度で予測することができるものである。なお、予測式の精度の関係上、左辺が負の値となる場合もあるが、この場合は、左辺を「０」と見なすことにより実用上は問題ないものである。
【００３７】
より具体的には、ＪＩＳ鋳造用Ａｌ−Ｍｇ系合金の代表であるＡＣ７Ａを用いて、石膏鋳造法によりタイヤ成形用金型を鋳造作した場合に生じ易い羽毛状晶欠陥の最大長さを、その合金材のＭｎ含有量及び金型の意匠面における最終溶湯凝固時間の２つの変数に基づいて定量的に予測することができる。
【００３８】
ここで、Ａｌ−Ｍｇ系合金中のＭｎ含有量は、分析結果を予め得ることにより定量的に把握することができ、タイヤ成形用金型の意匠面における最終溶湯凝固時間も、コンピューターシミュレーションソフトを用いることにより簡易に精度良く予測することができ、したがって、この予測に基づいてタイヤ成形用金型を製造することにより、タイヤ成形用金型に生ずる羽毛状晶欠陥の最大値を定量的に把握することが可能となる。
【００３９】
［第２実施形態］
この実施形態では、特定の閾値以上の大きさの羽毛状結晶組織が発生しない臨界Ｍｎ量を以上の予測式に基づいて算出し、算出した臨界Ｍｎ量以下のＭｎを含有したＡｌ−Ｍｇ合金を用いて鋳造を行うものである。
【００４０】
すなわち、第１実施形態における予測式
｛羽毛状晶の最大長さ（予測値）Ｌ_ｍａｘ｝（ｍｍ）
＝−０．８９３０５７＋１５．２８８２９８×｛Ｍｎ含有量Ｃ_Ｍｎ（ｗｔ．％）｝＋０．０００７６×｛その羽毛状晶発生部位の溶湯凝固時間Ｔ_ｓ（ｓｅｃ．）｝
（Ｔ_ｓはタイヤ成形用金型の意匠面における羽毛状晶発生部位での最終溶湯凝固時間と見なして良い）（ここで、重相関係数＝０．９４３９、決定係数＝０．８９１）
を用い、許容され得る羽毛状晶最大長さ寸法及びタイヤ成形用金型の意匠面における最終溶湯凝固時間から合金中に許容され得る臨界Ｍｎ量を算出し、Ｍｎ含有量をこの臨界Ｍｎ量に調整したＡｌ−Ｍｇ系合金（ＡＣ７Ａ系合金）を鋳造することにより、羽毛状晶欠陥を発生させないか、発生しても許容範囲内とするものである。
【００４１】
従って、このような実施形態では、羽毛状晶欠陥を発生させないために必要なＡｌ−Ｍｇ系合金中のＭｎ含有量の調整を定量的に推定することができる。
【００４２】
表５は、請求項２に基づき、Ａｌ−Ｍｇ系合金中に許容され得るＭｎ含有量をサンプル１〜４に対して計算した例を示す。
【００４３】
【表５】

表５に示すように、各サンプルで計算されたＭｎ含有量以下となるように、Ａｌ−Ｍｇ系合金中のＭｎ量を調整することにより、その合金を用いて鋳造したタイヤ成形用金型には、許容範囲内の大きさの羽毛状晶欠陥しか発生しないため、タイヤ成形用として使用しても問題がない。なお、上述した予測式の精度の関係から、Ｍｎ含有量を負の値にしなければならないケースもあるが、この場合は、Ｍｎ含有量を「０」とすることにより、実用上問題を生じることがなくなる。
【００４４】
［第３実施形態］
タイヤ成形用金型の製造においては、図２０（ｅ）及び図２１（ｅ）に示すように、リング形状に組まれた石膏鋳型を用いて鋳造を行う。この実施形態では、リング形状の石膏鋳型に対し、鋳造金属としてＡｌ−Ｍｇ系合金を用いた場合に発生する鋳割れを防止するものである。
【００４５】
タイヤ成形用金型のように内径４００ｍｍを超える比較的大型のリング形状の鋳物であって、リング形状の石膏鋳型を抱き込む（すなわち、リング形状の鋳型の周囲に鋳造金属の溶湯を供給する）形態で鋳造する場合において、鋳造金属がＡｌ−Ｍｇ系合金では、合金中にＭｎを添加しないと、後述する図３及び図４で示すように溶湯の凝固・冷却の過程で、鋳割れが発生し易くなる。また、一般的に、Ａｌ−Ｍｇ系合金では、Ｍｎを含有しない場合、混入しているＦｅやＳｉ等の不純物の悪影響によって金属間化合物や樹枝状晶を丸くすることができず、鋳造された鋳物の破断伸びが減少して破断強度が低下すると共に腐食耐性が低下する（例えば、刊行物「アルミニウムハンドブック」第６版（社団法人軽金属協会編集、朝倉鑛造発行）Ｐ．９２〜Ｐ．９７及び刊行物「非鉄金属および合金」第４版（内田老鶴圃発行）Ｐ．１３２参照）
このため、リング形状の石膏鋳型を用いたＡｌ−Ｍｇ系合金の鋳造では、ある程度のＭｎを含有する必要があるが、Ｍｎを含有する場合には、上述した羽毛状晶欠陥が発生しやすくなる。この実施形態では、Ａｌ−Ｍｇ系合金中におけるＭｎ含有量を「０」或いは「０」に近い値としたときにも、鋳割れが発生しない方法を提供するものである。
【００４６】
Ａｌ−Ｍｇ系合金の鋳造において、鋳割れが発生する原因を金属組織及び凝固挙動から説明する。
【００４７】
図３は、Ａｌ−Ｍｇ系合金であるＡＣ７系合金の溶湯の凝固を段階的に示し、図４は、Ａｌ−Ｓｉ系合金であるＡＣ４系合金の溶湯の凝固を段階的に示しており、（ａ）は凝固の初期、（ｂ）は凝固の後期、（ｃ）は凝固完了状態である。いずれも金属組織を顕微鏡によって観察したものである。
【００４８】
凝固の初期では、図３（ａ）及び図４（ａ）で示すように、溶湯の開始と同時に、初晶α相（アルミニウム相）である樹枝状晶（デンドライト）１８が溶湯１７内に固体として発現する。凝固の後期では、図３（ｂ）及び図４（ｂ）で示すように、デンドライト１８が成長して絡み合う。このとき、固相変態の際の凝固収縮は未凝固相から補充される。
【００４９】
凝固が完了する時点において、Ａｌ−Ｓｉ系合金は図４（ｃ）で示すように、合金中のＳｉの共晶晶出物１９がデンドライト１８の隙間を埋める形で晶出する。この場合において、Ｓｉ量が十分なため、デンドライト１８の隙間が引け巣（空洞）として残ることは少ないものとなる。これに対し、Ａｌ−Ｍｇ系合金は図３（ｃ）で示すように、合金中に僅かに混入しているＦｅ、Ｓｉ、Ｍｎ系の金属間化合物１６がデンドライト１８の隙間を埋めることにより晶出する。このとき、金属間化合物１６の量が少ないため、デンドライト１８の隙間が引け巣２０として残る。
【００５０】
以上の凝固における各組識の大きさは、鋳造時の溶湯凝固・冷却速度が速ければ速いほど細かく、遅ければ遅いほど粗くなる傾向を示す。通常のアルミニウム鋳物では、デンドライトの間隔が１０〜１００μｍ程度であるが、リング形状のタイヤ成形用金型用の場合は、デンドライト１８の間隔（Ｄ．Ａ．Ｓ．）が１００〜５００μｍとなることが多い。これは、タイヤ成形用金型の場合、溶湯の凝固冷却速度が極めて遅いためである。従って、タイヤ成形用金型の場合においては、組織が粗くなることから、Ａｌ−Ｍｇ系合金の凝固完了組織での微細な引け巣２０や金属間化合物１６も大きくなり、これが亀裂として作用し易くなる。
【００５１】
この亀裂相当空間（物質）の存在と、溶湯の凝固・冷却時の収縮挙動及びリング形状の鋳物内部に鋳型を抱き込むことによる溶湯の凝固・冷却収縮への大きな抵抗力の発生（これは、リング形状の鋳物の絶対直径が大きいことも起因している。）が相互に絡み合うことによって鋳割れが発生しやすくなる。
【００５２】
これに加えて、Ｍｎの存在の有無が亀裂に相当することになる微細引け巣や金属間化合物の形状を変化させることにより鋳割れ発生に影響を与える。Ｍｎが存在している場合には、亀裂相当空間（物質）を形状的に丸くするため、亀裂としての作用が緩和されて鋳割れが発生しにくくなる。
【００５３】
タイヤ成形用金型にＡｌ−Ｓｉ系合金を用いた場合には、Ｓｉからなる共晶晶出物１９がデンドライト１８の隙間を緻密に埋めるように溶湯凝固の後期で一気に固体として現われることから、この種の合金では、亀裂相当空間の発生は殆どない。このため、Ａｌ−Ｍｇ系合金の場合の様な鋳割れが発生しにくい或いは発生しない。これは、Ａｌ−Ｓｉ系合金の方が溶湯の凝固・冷却収縮量の絶対値が小さいことにも関係するものである。
【００５４】
図５〜図９は、鋳割れに関係する鋳造金属の凝固挙動を示す。この実施形態では、リング形状の鋳型の周囲に鋳造金属を鋳造することにより、リング形状のタイヤ成形用金型を成形するものであり、リング形状の鋳物（タイヤ成形用金型２１）に関して、図５に示すように、中心軸２２を含む平面での断面（Ｆ−Ｆ線断面）及び中心軸２２と直交する平面（平面Ｇ）での断面の挙動の２つで全体の凝固挙動を解説できる。
【００５５】
図６は中心軸２２を含む断面であるＦ−Ｆ線断面における溶湯の凝固挙動を示し、（ａ）は低圧鋳造法、（ｂ）は重力鋳造法の場合であり、矢印で示すように、低圧鋳造法の場合には、上から下に向かって凝固し、重力鋳造の場合には、下から上に向かって凝固する。この凝固において、同じ時間で凝固する凝固点を結んだ等凝固時間曲線２３を破線で示してある。なお、石膏鋳型は、熱伝導率が極めて低いことから、石膏鋳型の表面から溶湯を凝固させることが難しい。このため、低圧鋳造の場合は鋳物上面、重力鋳造の場合は鋳物下面に熱伝導率の高い金属材を接触させる事により、鋳枠側から溶湯凝固を促進させるようになっている。このため、溶湯の等凝固時間曲線２３は、鋳枠側から進展する。
【００５６】
Ｆ−Ｆ線断面では、低圧鋳造法、重力鋳造法のいずれにおいても、リング形状のタイヤ成形用金型２１の等凝固時間曲線２３は、鋳型のプロファイル面（表面）と交差するように形成されるものであり、鋳型のプロファイル面と交わらない形でタイヤ幅方向全域に連続した形態となることはない。このように鋳造方案を設定しないと、押湯の効果を発揮できず、鋳物の表面に引け巣欠陥を発生するためでもある。
【００５７】
このようなタイヤ幅方向に沿っているＦ−Ｆ線断面においては、一つの等凝固時間曲線２３上で生じる溶湯の凝固収縮による体積減少分は、低圧鋳造の場合には、その等凝固時間曲線２３の直下の溶湯から補給され、重力鋳造の場合には、その等凝固時間曲線の直上の溶湯から補給されるため、見かけ上はタイヤ幅方向に殆ど凝固収縮することがない。なお、溶湯凝固完了後は、室温まで冷却される過程で固体としての冷却収縮が発生する。
【００５８】
以上のことから、タイヤ幅方向に関しては、溶湯の凝固の際に、鋳物であるタイヤ成形用金型が石膏鋳型から拘束を受けて引き伸ばされるような負荷が発生することはないため、溶湯凝固時に、タイヤ成形用金型がタイヤ幅方向に鋳割れする可能性はほとんどないものである。これは、鋳割れが発生しやすいＭｎ含有量≒０のＡｌ−Ｍｇ系合金を用いた場合でも同様である。
【００５９】
図７〜図９は、図５における平面Ｇ、すなわち中心軸２２と直交する平面での断面の凝固挙動を示す。図７は、溶湯の凝固がリング形状の外周側から内周側に向かって進行する場合、図８は、片側からその反対側に向かって溶湯の凝固が進行する場合、図９は、凝固が両側から中央に向かって進行する場合である。また、各図における（ａ）は断面における等凝固時間曲線を、（ｂ）は溶湯の凝固途中を、（ｃ）は凝固終了状態を示し、（ａ）において、等凝固時間曲線２５は破線で示してある。これらの図において、符号２７はリング形状に組み付けられた石膏鋳型であり、溶湯２８が石膏鋳型２７の周囲に供給されることによりリング形状のタイヤ成形用金型を成形する。なお、リング形状の石膏鋳型２７の内部には、砂等の裏打ち材２９が設けられている。
【００６０】
図７においては、（ａ）で示すように等凝固時間曲線２５が外側から内側に向かう同心円となるように形成される。一方、図８においては、等凝固時間曲線２５は片側から反対側に向かった波状に形成される。図９においては、等凝固時間曲線２５は両側から中央に向かった波状に形成される。
【００６１】
図７では、等凝固時間曲線２５が鋳型２７のプロファイル面と交わることがない。このため、凝固に伴う収縮により図７の凝固挙動では、（ｂ）で示すように、鋳型２７による抗力が発生する。すなわち、図７においては、鋳型２７を取り囲む溶湯２８が鋳型の３６０°全周に渡って一気に凝固ため、この全周同時の溶湯凝固による凝固収縮では、内部の鋳型２７による抵抗力を受けるものである。この鋳型２７の抵抗力によって、リング形状への凝固収縮が充分に行うことができず、円周方向に引き伸ばされる歪みを受ける。この歪み量が合金の凝固直後の破断伸びを上回ると、タイヤ成形用金型２１に鋳割れ３０が発生する。
【００６２】
このように合金の凝固収縮量が小さく、かつ凝固直後の破断伸びが大きく、鋳型２７の抵抗力が小さい程、鋳割れが発生しにくく、反対に、合金の凝固収縮量が大きく、かつ凝固直後の破断伸びが小さく、鋳型２７の抵抗力が大きい程、鋳割れが発生し易いものとなっている。Ａｌ−Ｍｇ系合金は、凝固収縮量が比較的大きな合金種であり、Ｍｎが存在しないと、凝固直後の破断伸びが小さくなることから鋳割れが発生しやすい。
【００６３】
なお、鋳型２７の抵抗力の大小については、鋳型内部に細かな気泡を無数に含ませた発泡石膏鋳型の方が、非発泡石膏鋳型よりも抵抗力が小さい。このため、鋳割れの防止策としては、発泡石膏鋳型を使用することも効果があるものとなっている。
【００６４】
一方、図８及び図９においては、等凝固時間曲線２５が鋳型２７のプロファイル面（鋳型表面）と１箇所以上で交差している。このような等凝固時間曲線２５では、図８及び図９のそれぞれの（ｂ）の矢印で示すように、等凝固時間曲線２５上での収縮分は、液相３１から補充される。このように平面Ｇにおける断面での等凝固時間曲線が、鋳型２７のプロファイル面（鋳型表面）と一箇所以上で交差する場合（図８，図９）は鋳割れが発生しにくいものとなる。これは、平面Ｇの断面上での各等凝固時間曲線２５がリング状につながっていないことによるものである。すなわち、各等凝固時間曲線２５上で溶湯が凝固する際に生ずる凝固収縮は、鋳型２７から何ら抵抗力を受けることがなく、凝固収縮による体積減少分は、未凝固溶湯から補給されることによって補われる。このことにより、リング形状のタイヤ成形用金型の凝固時に、円周方向への歪みが生じにくくなり、鋳割れにつながり難いものとなる。
【００６５】
次に、以上の図７〜図９の等凝固時間曲線２５の発現形態と鋳込み方式との関係を説明する。
【００６６】
図７の等凝固時間曲線２５は、鋳型、鋳枠間に対する溶湯の充填を極めて短い時間で完了するか、リング形状の３６０°全周に渡って軸対称に溶湯を流し込んだ場合に発現しやすい。
【００６７】
図１０は前者の充填例を示し、重力鋳造法に適用されるものである。リング形状の鋳型２７をセットした鋳枠３３に仕切板３４が設けられている。仕切板３４は鋳枠３３と鋳型２７との間を仕切るように配置されるものであり、溶湯２８の鋳込みの際に、仕切板３４を上方に引き上げることにより溶湯２８が短時間で鋳型２７の周囲に充填される。
【００６８】
図１１は後者の充填例を示し、重力鋳造法及び低圧鋳造法に適用されるものである。成形されるリング形状のタイヤ成形用金型２１に対し、溶湯２８の出湯口３５がリング形状の中心部分に配置されている。このような配置では、溶湯は鋳型の全周で軸対称に充填される。
【００６９】
一方、図８及び図９の等凝固時間曲線２５は、鋳枠内に溶湯を注ぎ込む出湯口をリング形状に対して非軸対称に配置するか、軸対称となっても、２〜８個程度の有限の個数となるように出湯口を設けた場合、或いは、鋳枠の一部分に熱伝導特性の良好な冷やし金や強制冷却装置を配置した場合に発現しやすい。
【００７０】
図１２は、リング形状に成形されるタイヤ成形用金型２１に対し、複数の出湯口３６を非軸対称に配置した場合であり、これにより、リング形状に対して溶湯を非軸対称に出湯させることができ、出湯口近傍のみ溶湯凝固を意図的に遅らせることができる。
【００７１】
図１３は、リング形状に成形されるタイヤ成形用金型２１に対し、出湯口３６を軸対称に配置しているが、出湯口３６を有限個数設けた場合であり、これにより、出湯口近傍のみ溶湯凝固を意図的に遅らせることができる。
【００７２】
図１４は、鋳枠の外周側に冷やし金３７を配置した場合であり、これにより、リング形状の外面の一部に対して冷却を行いながら溶湯を凝固させることができる。この冷やし金３７は、鋳枠の外周側に複数配置しても良い。
【００７３】
以上の図１２〜図１４の手段を設けることにより、Ａｌ−Ｍｇ系合金を用いてタイヤ成形用金型をリング形状に成形しても、鋳割れの発生を防止することができる。
【００７４】
なお、この実施形態では、Ａｌ−Ｍｇ系合金におけるＭｎ含有量を０．０５重量％以下としてリング形状のタイヤ成形用金型を鋳造することができる。このようなＭｎ含有量では、タイヤ成形用金型の表面に発生する羽毛状晶の大きさを殆ど問題ないレベルまで小さくすることができる。また、Ｍｎ含有量が少ない事による、鋳割れ不具合も効果的に防止することができる。
【００７５】
【実施例】
図１５は、以下の各実施例を通じて作製したタイヤ成形用金型４１を示し、各部の寸法はｍｍである。
【００７６】
このタイヤ成形用金型４１を成形するための石膏鋳型は、非発泡石膏（（株）ノリタケジプサム製、商品名「Ｇ−６」）１００重量部を水５０重量部によって調合した。鋳造に用いるＡｌ−Ｍｇ系合金は、Ｍｇ：４．５〜５．５重量％、Ｓｉ：０．１〜０．３重量％、Ｆｅ：０．３〜０．５重量％、残部をＡｌとした組成のＪＩＳＡＣ７Ａに準じた合金である。なお、Ｍｎの量は各実施例で異なるように調合している。
【００７７】
鋳造は、ＦＣ２５０（ねずみ鋳鉄）からなる鋳枠を１５０〜２００℃に加熱した状態で、上述した合金の溶湯を６７５〜６８５℃で鋳込むことにより行った。
【００７８】
（実施例１）
図１６は、実施例１におけるリング形状のタイヤ成形用金型４１を鋳造する際に、鋳枠に設けた出湯口３６の配置を示す。出湯口３６は、全部で５箇所となっているが、リング形状における一側に集中するように配置した。
【００７９】
この実施例では、リング形状のタイヤ成形用金型４１意匠面での溶湯の最終凝固時間をコンピューター解析（コマツソフト（社）製、商品名「ＪＳ−ＣＡＳＴ」）によりシミュレーションして予測したところ、凝固時間が１６７０ｓｅｃの条件となった。また、タイヤ成形用金型４１で許容される羽毛状晶の最大長さは、１．０ｍｍ以下であった。
【００８０】
これら２つの数値を第１実施形態に記載の予測式に代入し、合金中に許容され得る臨界Ｍｎ含有量を計算した。その結果、Ｍｎ含有量（重量％）≦０．０４１の条件となった。
【００８１】
以上の結果に基づいて、合金中のＭｎ含有量を０．０４％程度となるように調合して鋳造した。鋳込み開始から鋳造終了まで約３６０秒かかった。鋳造されたリング形状のタイヤ成形用金型４１における羽毛状の最大長さは、約０．８５ｍｍであり、発生量も僅かとなっていた。また、鋳割れの発生もなかった。
【００８２】
（実施例２）
図１７は、実施例２におけるリング形状のタイヤ成形用金型４１を鋳造する際に、鋳枠に設けた出湯口３６の配置を示す。出湯口３６は、実施例１と同様に、リング形状における一側に集中するように５箇所に設けた。
【００８３】
この実施例では、Ｍｎ含有量を「０」とするように調合したＡｌ−Ｍｇ系合金を用い実施例１と同様に鋳造を行った。なお、鋳込み開始から終了までの所要時間のみ１８０秒に短縮した。このようにして鋳造したリング形状のタイヤ成形用金型４１には、羽毛状晶は視認されなかった。また、室温まで冷却されたタイヤ成形用金型４１には、鋳割れは発生していなかった。
【００８４】
（実施例３）
図１８は、実施例３における強制空冷装置４３の配置を示す。強制空冷装置４３は、鋳造されるリング形状のタイヤ成形用金型４１の外面の一部と接触するように配置した。なお、溶湯の出湯は、鋳型の全周から行った。
【００８５】
この実施例では、実施例２と同様に、Ｍｎ量「０」のＡｌ−Ｍｇ系合金を用いてリング形状のタイヤ成形用金型４１を鋳造した。鋳込み開始から終了までの時間は１８０秒であった。
【００８６】
鋳込み完了後、リング形状の外周部位の３０ｄｅｇ程度の区画に対して強制空冷装置４３の空冷パイプを装着して一部分のみの強制空冷を行った。このようにして製作されたリング形状のタイヤ成形用金型４１には、羽毛状晶欠陥の発生がなく、また鋳割れは発生していなかった。
【００８７】
（比較例１）
図１９は、実施例３の強制空冷装置４３を用いることなく、他の条件は実施例３と同様にしてタイヤ成形用金型４１を作製する比較例を示す。Ａｌ−Ｍｇ系合金中のＭｎ含有量は「０」である。また、溶湯２８はリング形状に対し軸対称に供給した。
【００８８】
この比較例によって製作されたタイヤ成形用金型には、羽毛状晶が発生しなかったが、タイヤ成形用金型の上型側意匠面の一部に亀裂（鋳割れ）が確認され、不良判定となった。
【００８９】
【発明の効果】
請求項１の発明によれば、羽毛状結晶組織の最大寸法をＡｌ−Ｍｇ系合金中のＭｎ量及び羽毛状結晶組織発生部位における溶湯の凝固時間に基づいて予測するため、鋳造の際における羽毛状結晶組織の発生を抑制することができる。
【００９０】
請求項２の発明によれば、所定の大きさ以上の羽毛状結晶組織が発生しない臨界Ｍｎ量を算出して鋳造を行うため、羽毛状結晶組織が発生しないか、発生しても目立たない許容範囲内となる。従って、サンドペーパ等を用いた金型表面の加工が不要となるばかりでなく、成形品であるタイヤの不良品発生率を低下することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】（ａ）及び（ｂ）はタイヤ成形用金型への羽毛状晶の発生部位を溶湯凝固方向と共に示す断面図である。
【図２】羽毛状晶の最大長さを予測するための特性図である。
【図３】（ａ）〜（ｃ）は顕微鏡によるＡＣ７Ａ合金の凝固における金属組織の変化を示す断面図である。
【図４】（ａ）〜（ｃ）は顕微鏡によるＡＣ４Ｃ合金の凝固における金属組織の変化を示す断面図である。
【図５】成形されるリング形状のタイヤ成形用金型を示す斜視図である。
【図６】（ａ）及び（ｂ）は、図５の平面Ｆの断面における等凝固時間曲線を示す断面図である。
【図７】（ａ）〜（ｃ）は図５の平面Ｇの断面における溶湯の凝固特性を示す断面図である。
【図８】（ａ）〜（ｃ）は図５の平面Ｇの断面における溶湯の別の凝固特性を示す断面図である。
【図９】（ａ）〜（ｃ）は図５の平面Ｇの断面における溶湯のさらに別の凝固特性を示す断面図である。
【図１０】（ａ）、（ｂ）は鋳型への溶湯の供給例を示す断面図である。
【図１１】リング形状のタイヤ成形用金型に対して軸対称に溶湯を充填する例を示す斜視図である。
【図１２】リング形状のタイヤ成形用金型に対して出湯口を非軸対称に配置した状態を示す斜視図である。
【図１３】リング形状のタイヤ成形用金型に対して出湯口を有限個配置した状態を示す斜視図である。
【図１４】リング形状のタイヤ成形用金型に対して外面の一部に冷却を行う構成を示す斜視図である。
【図１５】実施例によって作製されるリング形状のタイヤ成形用金型を示す斜視図である。
【図１６】実施例１を示す斜視図である。
【図１７】実施例２を示す斜視図である。
【図１８】実施例３を示す斜視図である。
【図１９】比較例４を示す斜視図である。
【図２０】（ａ）〜（ｇ）は石膏鋳造法によって２Ｐモールドを作製する手順を示す断面図である。
【図２１】（ａ）〜（ｆ）は石膏鋳造法によってセクショナルモールドを作製する手順を示す断面図である。
【図２２】羽毛状晶の一例を示す正面図である。

Claims

石膏鋳型に対してＡｌ−Ｍｇ系合金を鋳造することによりタイヤ成形用金型を製造するのに際し、タイヤ成形用金型の意匠面に発生する鳥の羽様の羽毛状結晶組織の最大寸法を、前記合金中に含まれるＭｎ量と、羽毛状結晶組織発生部位の溶湯凝固時間とから定量的に予測することを特徴とするタイヤ成形用金型の製造方法。
請求項１記載の予測に基づいて特定の閾値以上の大きさの羽毛状結晶組織が発生しない臨界Ｍｎ量を算出し、算出した臨界Ｍｎ量以下のＭｎを含有したＡｌ−Ｍｇ合金を用いて鋳造を行うことを特徴とするタイヤ成形用金型の製造方法。