JPH1085919A

JPH1085919A - 加圧鋳造方法及び装置

Info

Publication number: JPH1085919A
Application number: JP18427997A
Authority: JP
Inventors: Yoshio Ebisu; 嘉男戎; Kazuyoshi Sekine; 和喜関根; Takashi Utsuki; 尚宇津木
Original assignee: EBISU KK; EBISU Co Ltd
Current assignee: EBISU KK; EBISU Co Ltd
Priority date: 1996-07-22
Filing date: 1997-06-05
Publication date: 1998-04-07

Abstract

(57)【要約】【目的】金型重力鋳造および逆重力鋳造プロセスに
おいてミクロポロシティの無い良質な鋳物を得るととも
に凝固時間を短縮することが可能な鋳造方法および装置
を提供すること。【構成】１．押湯あるいは湯口内溶湯表面にプラン
ジャーにより圧力を付与する加圧装置を具備することを
特徴とする金型重力鋳造装置。２．溶湯保持炉、鋳型装置および保持炉から鋳型へ溶湯
を導入する給湯管から成り、鋳型湯口部溶湯にプランジ
ャーにより圧力をかける機能を有する逆重力鋳造装置。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、鋳造技術分野に属
し、特に金型重力鋳造および逆重力鋳造プロセスにおけ
る押湯能力の向上ならびに凝固時間の短縮を目的とする
鋳造方法及び装置に係る。

【０００２】

【従来の技術】押湯の目的は凝固の際、液体と固体の密
度差により生ずる収縮（凝固収縮と呼ぶ）、液相の温度
降下による収縮（液相収縮と呼ぶ）等によって製品部に
生ずる収縮を補償し、引け巣ならびに鋳物内部あるいは
表面のデンドライト間液相部に発生するいわゆるミクロ
ポロシティ（微小な空隙）の発生を防止することであ
る。押湯設計の良し悪しは上記欠陥の有無を左右するの
みならず、歩留まり（押湯を含む鋳物重量に対する製品
部重量比）、押湯部の切断の手間等の生産性にも大きな
影響を与えるので、鋳造方案の設計において特に重要な
部分であり、どの鋳物工場においても日常的に改善の努
力がなされている。

【０００３】本発明の課題の一つである押湯に関して、
押湯効果、即ち、凝固時の体積収縮を補償する溶湯補給
能力を向上させるための従来技術について述べる。〔埋込み押し湯方式〕最初に文献に見られる技術とし
て、鋳型に埋込んだ押湯に加圧ガスを作用させる方法
（以後、埋込み押湯方式と呼ぶ）があり、１９５０年代
に主としてロシア、東ヨーロッパで行われ、大型鋳銅鋳
物の歩留まり及び品質の向上に効果があると報告されて
いる（例えば文献（１）を参照されたい）。

【０００４】図１１は埋込み押湯方式の基本形である。
押湯部には通気性のない石膏などの断熱性カップが用い
られる。操作は比較的簡単であり、注湯後しばらくして
バルブを開き通常鋳物工場内で得られる最大７ａｔｍ程
度あるいはこれ以下の圧力を押湯に作用させ凝固完了ま
で持続する。Ｋｏｎｏｎｏｗ（文献（１））はロシアに
おける比較的大型の鋳鋼鋳物（板厚５０ｍｍ以上、直径
１００ｍｍφ以上）に広範囲に適用した経験から、普通
の押湯の場合よりも２０〜３０％歩留まりが改善された
と述べている。これは普通の押湯に比べて押湯の高さを
低くすること及び押湯の数を減らすことによって達成さ
れる。また、材料の伸び及び絞りが大巾に改善されたと
述べている。彼らは多年にわたる操業経験から、鋳物の
形状及び重量に応じて、採用すべき埋込み押湯の形状、
ガス加圧のタイミング及び圧力などについて既に確立さ
れた作業標準を有している。

【０００５】ＢｅｒｒｙとＷａｔｍｏｕｇｈ（文献
（２））は凝固温度区間の大きいＡｌ合金砂型鋳物（断
面５０ｍｍ角型、長さ３５０ｍｍ）について図１１に示
した方法で、アルゴンガスによる加圧凝固を行った結
果、１．４ａｔｍ程度の加圧で充分に効果があり、種々
の合金系について実用性があると結論している。

【０００６】以上の如く、埋込み押湯にガス圧を付与す
ることによってミクロポロシティを低減または消滅でき
ることが実証されている。しかしながら、現在、当該方
法が広く普及しているという文献は見当たらない。その
理由として、当時、溶湯補給のメカニズムとしてデンド
ライト間液相流れという物理的概念が明確に確立してお
らず、従って、これを記述する数学的方法が開発されて
いなかったため、溶湯補給効果（すなわち押湯効果）を
定量的に評価できなかったことに根本的な理由があると
思われる。従って、圧力を付与するタイミング、所要圧
力等についても試行錯誤と経験に依存せざるを得ず、効
果のある場合もあればない場合もある等、信頼性に欠け
たためと思われる（例えば文献（３）では比較的小さい
断面を有する長尺の砂型鋼鋳物（３〜５インチ角断面、
１０〜２４インチ長さ）について５ａｔｍ程度の加圧鋳
造実験を行った結果、ミクロポロシティの低減効果は僅
少であり、本法の押湯加圧効果について逆に否定的な意
見を述べている）。

【０００７】〔Ｃｏｕｎｔｅｒ−ＰｒｅｓｓｕｒｅＣ
ａｓｔｉｎｇＰｒｏｃｅｓｓ（差圧鋳造法）〕当該鋳
造プロセスは、ブルガリアの特許（文献（４））に端を
発する。現在、一般に実用されている当該装置の概要を
図１２に示す。鋳型（一般に金型）および溶湯保持炉は
機密性を有する容器に収納され、それぞれ分離されてい
る。操業手順は、鋳型の準備の後、まず、ガス源から溶
湯保持室及び鋳型室へ通じる配管のバルブ１、２及び３
を開き当該両室内の圧力を上げて行き所定の圧力Ｐ_１に
設定する。このとき鋳型キャビティ（製品の具体的な形
状は図示せず）内へ迅速に圧力がかかるよう鋳型に取り
付けた開閉弁を開いておく。次に、鋳型室に設けられた
開放バルブを開いてガスの一部を外気へ逃がし鋳型室内
の圧力をＰ_２とすると同時に保持炉内の溶湯は溶湯保持
室内の圧力Ｐ１との差圧△Ｐ（＝Ｐ_１−Ｐ_２＞０）によ
り給湯管を通って鋳型キャビティへ導入される。このと
き開閉バルブは閉じておく。そして、溶湯が凝固するま
で両室内の圧力をＰ_１およびＰ２に保持し、凝固完了後
は両室の圧力を解放し、鋳物を取り出す。

【０００８】当該方法は、主としてアルミ鋳物に適用さ
れ、実用的には最大１０ａｔｍのオーダーの圧力をかけ
ている。これによって大気圧鋳造品と比べてより内部ミ
クロポロシティの少ない製品が得られると述べている
（例えば文献（５））。

【０００９】次に本発明のもう一つの課題である凝固時
間の短縮について述べる。現在、エンジンブロック、シ
リンダーヘッドなどのアルミ自動車部品の多くは低圧鋳
造法（図１３参照。保持炉内に加圧ガスを導入し鋳型キ
ャビティ内の雰囲気圧との差圧（１ａｔｍ以下）により
注湯する一種の注湯機械）によって生産されている。低
圧鋳造法によるアルミ鋳物の製造においては内部欠陥の
抑制とともに生産性（低鋳機１台１日当たりの鋳造回
数）を直接左右する鋳造サイクルを短くすることが強く
要望されている。これには鋳造サイクルの大部分を占め
る凝固時間を短縮することが最も効果的であり、金型の
材質の変更（例えば銅から銅合金へ変更する）、金型内
の通水路における抜熱速度の向上などにより金型の冷却
能を向上させる工夫がなされている（例えば文献
（６））。

【００１０】

【発明が解決しようとする課題】以上の如く、鋳造にお
ける押湯（および方案）技術は未だ不完全であり、鋳物
には内部欠陥（ミクロポロシティ、その他）がつきもの
との広く行きわたった認識を一掃するまでには道程は遠
いというのが現状である。本発明は、数多くある鋳造プ
ロセスの中で、主としてアルミ自動車部品などの比較的
融点の低い合金鋳物の製造に用いられる金型重力鋳造な
らびに低圧鋳造において発生する内部欠陥を無くそうと
するものであり、同時に凝固時間を短縮することによ
り、生産性を高めようとするものである。

【００１１】

【課題を解決するための手段】そこで、本発明では上記
金型重力鋳造ならびに鋳型に対して下から注湯する逆重
力鋳造（Ｃｏｕｎｔｅｒｇｒａｖｉｔｙｃａｓｔｉ
ｎｇ、上記低圧鋳造法はその一つ）において、これらの
プロセスにおける通常の注湯作業の終了後、押湯（ある
いは湯口）内溶融金属に直接機械的圧力を付与する装置
をこれらの鋳造機械に装備する構成とし、これによって
上記の課題を解決しようとするものである。すなわち、
最後に凝固する押湯部あるいは湯口部に圧力を付与し、
押湯効果を増すと同時に鋳物と鋳型間の密着性を高め、
これにより凝固時間を短縮しようとするものである。

【００１２】

【作用】

〔押湯効果について〕押湯に圧力を付与することによっ
て鋳物の内部ポロシティを低減あるいは消滅できること
は既に述べた文献によって実証されている。どの程度の
加圧力を必要とするかは本質的にはデンドライト間の液
相流れ現象が関与しており、従って合金の種類、鋳物の
形状・大きさ、鋳型の種類、注湯温度等によって大きく
変動する。

【００１３】以上の現象を理論式を用いて説明する。凝
固中のデンドライト結晶と液相が共存する状態におい
て、凝固収縮その他により誘起されるデンドライト間液
相の流動現象はダルシーの式によって記述されることが
知られている（文献（７）参照）。すなわち、ベクトルＶは液相の流速、μは液相の粘性係数、ｇ_Ｌは
液相の体積率、Ｋは透過率、▽Ｐは液相の圧力勾配、Ｘ
は重力、遠心力等の物体力ベクトルである。（１）式を
▽Ｐについて解くと凝固がある程度進行すると右辺Ｘ項（重力のみとする）
よりもＶの項が優勢となる。すなわち、圧力勾配は大略
流速Ｖによって決まる。従って、押湯における液圧（Ｐ
_ｒとする）を出発点とし押湯から製品部への液相流れの
通路（３次元）に沿って（２）式を積分して行くと、そ
の通路に沿ったＰの変化、すなわち圧力降下を知ること
ができる。そして、Ｐが次式で与えられる臨界条件に達
するとその場所に内部ポロシティ（空隙）を生ずる（文
献（７）のｐ．２３７を参照されたい）。ここに、Ｐ_ｇａｓは液相中の固溶ガス（例えばＡｌ合金
では水素）と平衡するポロシティ内の平衡ガス圧、σ
_ＬＧは液相−ガスポロシティ界面の表面張力、ｒは球状
ポロシティの曲率半径である（図１４参照）。溶融金属
に対してσ_ＬＧは１０^３（ｄｙｎ／ｃｍ）のオーダー
（Ａｌに対して約７００）であり、ｒは１０μｍ程度と
すると、−２σ_ＬＧ／ｒ＝−２ｘ１０^６（ｄｙｎ／ｃｍ
^２）≒−２（ａｔｍ）程度となり、Ｐ_ｇａｓは大きくて
も数気圧のオーダーであるから（３）式の右辺は負圧に
なったとしても小さい。

【００１４】そこで、圧力降下の大きい場合押湯から離
れた部分で臨界圧以上の圧力に保持しポロシティを生じ
させないためには上記の液圧Ｐ_ｒを大きくしてやればよ
い。図１８はポロシティ発生臨界条件式（３）について
液相圧力降下とポロシティ発生の関係を模式的に説明し
た図である。図中、固相率が臨界固相率ｇｓ^＊以上の領
域でポロシティを発生する。押湯部の液相に外圧を付与
するのはこのＰ分布を嵩上げするためである。

【００１５】以上の議論を一次元ダルシー流れを用いて
定量的に説明する。物理的洞察を簡明にするために次の
ようなモデル化を行う（図１５参照）：１）鋳物の長手方向（Ｘ）の温度勾配はない。また、横
断面内についても温度は一定である。２）鋳物の端面（Ｘ＝０）からの熱流はない。また、押
湯は液相の補給源として働くが鋳物への熱流はない。３）液相密度ρ_Ｌおよび固相の密度ρ_Ｓは一定である。４）固相は動かない。このとき必要な式を列記すると次のようになる：

【００１６】ダルシーの式より固液共存相の液相に関する連続条件より、式の簡単な操作によりＰに関する次式が得られる。ここにＰ_ｒは押湯（Ｘ＝Ｌの位置）における液相の圧力
である。βは凝固収縮率であり、と定義する。

【００１７】透過率Ｋは次式を用いた（文献（８））。なる実験式で与えられる。Ａおよびｎは材料定数であ
る。

【００１８】ｈは鋳型への熱伝達係数（一定と仮定）およびＴｏは鋳
型温度（一定と仮定）である。上式の左辺は凝固に伴う
潜熱の発生速度、右辺は鋳型の抜熱速度を表す。円筒形
鋳物の場合、凝固速度は次式で与えられる。ここにＤは鋳物の直径である。（１１）式の温度Ｔは時
間ｔの函数であり、積分いる。よく知られている（例えば文献（７）のｐ．３４参
照）。以上（４）、（６）から（９）、（１１）および
（１２）式が計算に必要な式である。

【００１９】これらの式の査察より次のことが明らかで
ある：（６）式右辺第２項はダルシー流れによって生ず
る液圧降下項であり、与えられきくなり容易にポロシティ発生臨界条件（（３）式）に
達する（逆はポロシティ、デンドライトセルも微細になるので（（９）式）、透
過率Ｋ（（８）式）は小さくなる。

【００２０】与え、（１２）式および（１１）式より温度Ｔおよひ経
過時間ｔを求め、（９）および（８）式よりＫを求め、
（６）式よりＰ分布を計算した。鋳物の材料はＡｌ−３
ｗｔ％Ｃｕ，寸法は直径５０ｍｍφ、長さ５００ｍｍと
した。計算に用いた物性値を表１に示す。

【００２１】

【表１】

【００２２】鋳型の冷却能を表す熱伝達係数をｈ＝０．
０１（ｃａｌ／ｃｍ^２Ｓ℃）に設定した金型鋳造相当の
場合、凝固時間は６６秒、デンドライトアームスペーシ
ング、図１６に示すごとく圧力降下は極めて大きい。圧力降
下は凝固の進行と共に急を示した。実際にはこのような大きな負圧を発生するこ
とはなく（３）式を満たすようにポロシティを形成して
液圧は緩和される。一方、比較の便のため、ｈ＝０．０
０１（ｃａｌ／ｃｍ^２Ｓ℃）に設定した砂型相当の場
合、凝固時間は６６０秒と長く、デンドライトアームス
ペーシングは８２．８μｍと大きい。このため、圧力降
下も図１７に示すごとく金型に比べてはるかに小さい。

【００２３】以上より前述したごとく内部ポロシティの
生成を抑止するための所要押湯加圧力はケースバイケー
スで大きく変動するものであり、従って、前述の文献
（２）のごとく数気圧で効果のある場合もあれば１００
ａｔｍでもポロシティが残る場合もある。ただし、加圧
力に相応するポロシティの低減効果はある。現在種々の
文献から砂型鋳造の場合１０ａｔｍのオーダーのガス圧
力が一応の目安となっているが何ら技術的根拠のないこ
とは上の計算から明らかである。鋳物表面ポロシティに
ついても同様の圧力降下によって生ずるが省略する。
尚、本計算では温度は均一として扱ったが、実際の鋳物
において加圧効果を有効に発揮させ、健全な鋳物を得る
ためには鋳物末端から押湯（または湯口）への指向性凝
固が基本となることは言うまでもない。

【００２４】〔機械的押湯加圧の特徴〕鋳物と鋳型の境
界において、凝固の比較的初期の段階に鋳物の収縮に伴
って小さい空隙（エアギャップ）が形成されることが知
られている。鋳型が熱吸収能の大きい金型の場合、この
傾向はより顕著に現れる。金型鋳造においてエアギャッ
プが形成されると金型への熱流束（単位面積、単位時間
当りの抜熱量）は急激に小さくなる。すでに述べたごと
く押湯加圧は上記エアギャップをなくし熱流を増すため
である。

【００２５】理想的なプランジャーの押込み量はキャビ
ティ内溶湯の温度降下による液体収縮と固相と液相の密
度差に基因する凝固収縮の和に相当する。このように注
湯終了後鋳物の体積収縮分だけ押込めばよいのでプラン
ジャー加圧装置は注湯を主たる目的とするダイキャスト
機のそれと比べてはるかに小さくてよい。

【００２６】加圧凝固中、もしスリーブ内の凝固が進行
し固相率が多くなるとプランジャーの移動とともに固液
共存相中の液相が凝固収縮分だけ鋳物側へ補給されると
同時に後に溶質濃度の低い固相の絞りかす（以後ケーキ
と呼ぶ）を残す（図８参照）。すなわち、図８において
ピストンがＳ点（ピストン初期位置）とＥ点（１００％
密度達成位置）の間のＳ寄りの位置で固相率１００％の
ケーキができるとピストンの押込みが困難となりこれ以
上の液相補給ができなくなる。また鋳物中に溶質濃度の
高い偏析が生ずる。従って、スリーブの断熱性を高め
る、あるいは適度の加熱を加える等の工夫を施し、加圧
中スリーブ内の凝固を出来るだけ抑えることが肝要であ
る。

【００２７】スリーブ内での凝固がない場合、加圧によ
る力は主としてデンドライト間の液相を介して鋳物表面
凝固層に伝達され金型内壁に押し付けられるものと考え
られる。図１９はこれを説明するために用いたダルシー
流れパターンの模式図である。図１９（ａ）および
（ｂ）は金型重力鋳造の場合であり、（ａ）は凝固温度
区間の小さい合金、（ｂ）は凝固温度区間の大きい合金
におけるダルシー流れパターンを示す。図１９（ｃ）は
逆重力鋳造において加圧した場合である。凝固があ影響は小さくなる。そこで、考察の便のためＸを無視す
ると、押湯にガス圧を付与したときの作用力線はダルシ
ー流速ベクトルＶの方向と一致し、ガス圧は作用力線に
沿って伝達され、表面層は金型内璧に押付けられる。作
用力線に対して垂直方向の線が等液圧線となる（図１９
（ｄ））。以上はダルシー流れが存在する間成り立つが
ダルシー流れが存在しなくなった状態、例えば加圧によ
り液相補給が充分行きわたり流速Ｖが０になる場合上記
の作用力線は意味を失い、力の伝達は一般の連続体力学
上の問題となる。いずれの場合も加圧による力の伝達を
厳密に評価することは難しいが大ざっぱに言ってデンド
ライト間の液相を介して表面凝固層に圧力が伝達される
ことがわかる。従って押湯から遠くなるにつれて金型内
面への押付け力は小さくなる。

【００２８】加圧媒体としてガスを用いる既述の差圧鋳
造法ではキャビティ内も湯口部と同圧に保持されるの
で、圧搾ガスが鋳物と金型の間に存在し、背圧として働
くので密着性を増すことは期待できず、従って凝固時間
を短縮することは期待できない。一方冷却能の小さい砂
型に対して押湯加圧によって密着性が増しても本来冷却
能が小さいので凝固時間の短縮効果は小さい。以上より
金型のように冷却能の非常に大きい鋳型に対してのみ本
発明の方法は有効性がある。これが重力鋳造において凝
固時間短縮に注目し、本発明の適用範囲を金属性鋳型に
限定した理由である。

【００２９】〔実験例〕次にこれまで述べてきた加圧効
果を実験によって示す。実験に用いた金型装置を図２０
に示す。加圧媒体にはアルゴンガスを用いた。押湯加圧
効果を調べるための手段としてプランジャーの代りにガ
ス体を用いても不都合はない。金型はＳ４５Ｃ鋼製であ
り、キャビティの寸法は５０ｍｍφ×３０ｍｍφ×４１
０ｍｍ長さのテーパー付き円筒形とした。溶解はアルゴ
ンガス雰囲気の電気炉中で行い、六塩化エタン０．３ｗ
ｔ％をるつぼ内溶湯に埋込み脱ガス処理を施した（脱ガ
ス時間は２０分）。押湯部金型内面のみアルミナ系塗型
を施し、金型は予熱せずＡｌ−３ｗｔ％Ｃｕ合金を７０
０〜７３０℃で注湯した。注湯時間は約１０秒であっ
た。注湯終了後ただちに注湯カップを取り除き注湯口を
ボルトネジでシールした。湯口上面にＯリングを装着す
る溝を施しており、これによって機密性が保たれる。次
に、バルブ１８を開き高圧アルゴンガスを導入して押湯
内溶湯表面を加圧した。加圧開始時刻は注湯開始時刻か
ら約１５秒後であり約３〜５秒でに所定の圧力に達し
た。凝固中の温度変化は図示の如く金型側面より挿入し
た３本の熱電対により測定した。図２１は大気鋳造の場
合であり、加圧鋳造の場合の測定例（３０ａｔｍ）を図
２２に示す。両図を比べると、押湯に近いほど、凝固時
間が短縮されている。また凝固完了後は位置Ｎｏ．１は
位置Ｎｏ．２と比べて温度が逆転している。

【００３０】本合金の凝固開始温度は６５０℃であり共
晶の終了（共晶温度５４８℃）で凝固完了と見なした。
本実験では注湯時間（約１０秒）およびその後の加圧タ
イミング（約１５秒後）に比べて凝固時間が比較的短い
ので、局所凝固時間の算出に当って、溶湯が金型キャビ
ティ内を上昇し、順次各温度測定位置に達するまでの時
間を求め、それらの時間を開始時刻と見なした。すなわ
ち位置Ｎｏ．１、Ｎｏ．２およびＮｏ．３の測定開始時
刻は注湯時間１０秒から逆算しそれぞれ６．６、２．７
および０．４秒後とした。このようにして求めた局所凝
固時間の測定結果を図２３にまとめて示す。同図より押
湯下の位置Ｎｏ．１で時間短縮効果が顕著に現れてい
る。押湯から最も遠い位置Ｎｏ．３は注湯終了後極めて
短い時間に凝固するので加圧の影響を受けない。中央部
の位置Ｎｏ．２は加圧を開始する１５秒後はまだ固液共
存状態にあるので（１５秒後の温度６４０℃よりｇｓ＝
０．５５）若干加圧による時間短縮効果が現れている。

【００３１】次に長さ４１０ｍｍを加圧効果の大きい上
部（１５０ｍｍ長さ）と下部（２６０）に切断しそれぞ
れについて重量および体積を測定し密度を求めたとこ
ろ、図２４に示すごとく、加圧により密度が上昇してお
り、上部でより押湯効果の大きいことがわかる。以上の
測定値はそれぞれ鋳物の平均的な密度を示すものであ
り、ミクロポロシティが外側より中心近傍に偏ることを
考えると中心部における密度差は上記測定値よりももっ
と大きく現れる。

【００３２】以上の実験より次のことが言える。１）加圧による凝固時間短縮効果は押湯に近いほど大き
い。２）凝固時間を短縮するためには、鋳物の局所凝固時間
によって決まるエアギャップ形成の時刻と比較して加圧
のタイミングをできるだけ早くすればよい。実際の金型
は２００℃〜４００℃に予熱されており塗型を施してい
るので局所凝固時間は本実験の場合よりかなり長く、加
圧のタイミングはずっと早くとれる。３）溶湯が下方から次第に上昇し鋳型キャビティを満た
して行く逆重力鋳造においては、注湯終了後に本格的な
凝固が始まるので加圧のタイミングはさらに早くとるこ
とが出来、従って加圧による押湯効果範囲もさらに広が
る。４）加圧による押湯効果が大きいのでその分押湯（湯溜
り）体積を小さくできる。これにより凝固時間をさらに
短縮できる。例えば、クボリノフ則より局所１／２となる。

【００３３】

【発明実施の形態】

〔具体例１〕次に本発明の原理を金型重力鋳造に適用し
た場合の実用的な装置を図１に示す。図１（ａ）におい
て、溶湯はスリーブ１２の側面に設けた注湯口１５から
注湯される。スリーブ側面にはさらに注湯中のガス抜き
孔１３が注湯口１５とピストン１１の初期位置の間に設
けられている。１０は油圧シリンダーでありこれによっ
てプランジャーを作動させる。１６は油圧シリンダーの
固定金具、９は金型７に通常設けられるガス抜き孔、８
は金型キャビティ（具体的な鋳物形状は示さず）であ
る。

【００３４】鋳造手順は簡単であり、注湯終了後所定の
タイミングで所定圧力を付与すればよい。個々の鋳物に
適した押湯部の形状及び押湯体積（いわゆる押湯方案）
ならびに所定の圧力及びタイミングについては試作によ
り決めておけばよい。スリーブ１２は前述のごとく断熱
保温性の高い材料（セラミックス、金属とセラミックス
の複合材料など）と高温強度に優れた耐熱鋼の二重管構
造とするなど現在いくつかの方法が可能である。その他
外側にヒーターを配置する、断熱材で保温するなどの工
夫は常識的なことであり、詳しくは言及しない。またス
リーブ内面とピストンの間の隙間からの圧洩れ、潤滑の
問題等はダイキャスト鋳造で解決されており問題はない
といえる。

【００３５】図１（ｂ）は注湯口を金型に装着する場
合、図１（ｃ）はさらに複数個の押湯に対して加圧装置
を取り付ける場合を示す。

【００３６】〔具体例２〕次に本発明の原理を逆重力鋳
造法に適用した場合の実用的な装置を図２に示す。保持
炉１から鋳型７へ溶湯を導入するための給湯管５は図示
の如く折れ曲がっており通気性を有する多数の微細な穴
を持つ通気孔１３が湯道の上部に取り付けられている。
スリーブには凝固を防ぐためのヒーターが取り付けられ
ており溶湯温度は一定に保持される。加圧のより詳しい
断面図を図３に示す。スリーブには高い内圧がかかるこ
と、さらに溶湯に対する耐食性を考慮してセラミック製
の内筒及び耐熱鋼製外筒より成る二重管構造とした場合
を示す。この他にも、高温強度に優れた金属製管の内面
に、溶湯に対する耐食性、断熱性及びピストンとの耐磨
耗性に優れた金属とセラミックスの複合材を溶射し内筒
を成形する技術が実用化されているのでこれらを採用す
ることも可能である。その他、スリーブの外側を断熱材
でカバーし断熱保温効果を上げる等の工夫は常識的なこ
とである（図示せず）。上記微細通気孔を有する物質に
はセラミックあるいは鋳鉄などの金属を用いる（これら
の材料は一般に溶融金属とは濡れない）。

【００３７】微細通気孔の穴の半径をｒ、溶融金属の液
圧をＰ、ガス体の圧力をＰｇとすると注湯の際溶湯が微
細通気孔の穴に差し込むかどうかは差圧△Ｐ（＝Ｐ−Ｐ
ｇ）と２σ／ｒの大小関係によって決まる（図４参
照）。ここにσは溶融金属の表面張力である。いま差圧
△Ｐ＝１ｋｇｆ／ｃｍ^２、σ＝１ｇｆ／ｃｍ（溶湯金
属の標準的な値）とすると、これに対応するｒは２０μ
ｍとなる。すなわち、直径４０μｍ以下の穴にすれば差
し込みはない。（アルミ低圧鋳造の場合、注湯時の典型
的な差圧は０．２〜０．５ｋｇｆ／ｃｍ^２程度であるか
らｒは４０〜１００μｍとなる。）

【００３８】操作手順は次の通りである。通常の低圧鋳造の要領で注湯する。最も一般的な方
法は保持炉室内３に加圧ガスを導入しキャビティ（８）
内の雰囲気圧との差圧によって注湯する。注湯完了後直ちにプランジャーピストンを駆動しス
リーブ入口１５の位置で一旦停止する（図３に示す位
置）。この時キャビティ内の溶湯に圧がかかると同時に
スリーブ内の溶湯と給湯管内の溶湯は分断される。次に保持炉内の圧力を解放する（大気圧に戻す）と
給湯管中の溶湯は保持炉内へ戻る。あるいは湯面を給湯
管の途中に保持するよう、保持炉内の雰囲気圧を調節し
てもよい。続いてピストンを押込み加圧凝固させる。金型を分離し鋳物を取り出す。

【００３９】〔具体例３〕逆重力鋳造法においてプラン
ジャー押湯加圧装置を湯口に対して横方向に配置した実
用的な装置を図５（ａ）及び図５（ｂ）に示す。手順は
次の通りである。注湯終了後ピストンを図５（ｂ）に示した位置まで
押込み、そこで一旦停止させる。この時給湯管中の溶湯
とキャビティ内の溶湯は分断され、加圧開始状態にな
る。保持炉内のガス圧を大気圧に戻す。続いてピストンを押込み加圧凝固させる。この時、
ピストンの後面がスリーブ入口１５を通過すると大気に
解放された空間１３と給湯管中の溶湯が通じ、溶湯は保
持炉へ戻る。

【００４０】本法でも具体例２同様、スリーブにヒータ
ーを埋込み、スリーブ内の凝固を最小限（例えば固相率
０．３）に抑えることは可能である。このような工夫の
他に内筒に断熱性の大きい材料を用いるあるいは金型７
とスリーブ間に断熱空間を設ける等の工夫を施しスリー
ブ内の凝固を遅らせることは比較的容易に実施できる。

【００４１】あるいは、図６に示すような、主プランジ
ャーの内側にインナープランジャーを装備しておき主プ
ランジャーによる加圧ができなくなった後このインナー
プランジャーによる二段押込みを行う方法も可能であ
る。しかしながら先に述べたごとくスリーブ内の凝固は
種々の不都合の原因となるので、やはりスリーブ内の凝
固をできるだけ抑えるようにする方がよい。

【００４２】〔具体例４〕図７は逆重力鋳造法において
プランジャー押湯加圧装置と逆流防止弁１７を組合わせ
た装置の具体例である。手順は、注湯後逆止弁を閉じた
後、プランジャーにより加圧凝固させる。凝固完了後は
ピストンを注湯時よりも後方の初期位置に戻すとともに
保持炉内の圧力を大気圧に戻し逆止弁を開いて給湯管中
の溶湯を保持炉に戻す。ピストンを初期位置に戻したと
きスリーブ内と大気が連通するよう、スリーブに穴を開
けておくとよい。これによって溶湯を保持炉へ戻す操作
がより楽になる。

【００４３】加圧装置については具体例３に述べた通り
である。本例と具体例３及び具体例２との違いは、後者
の２例ではピストンがスリーブ入口を通過及び一時停止
時に溶湯がピストン側面に触れ潤滑材によって汚染され
るが、本例ではこれが回避されるという特徴がある。

【００４４】本例では給湯管は常時溶湯で満たされてい
るので溶湯の温度降下あるいは凝固を防ぐ注意が必要で
ある。

【００４５】図７（ｂ）は流路中に挿入した弁棒１９の
動きによって弁１７を開閉する機構の説明図であり、弁
棒はバネを内蔵したエアシリンダーにより作動する例を
示した。当然のことながら、エアシリンダー式以外に油
圧シリンダー式、電磁開閉式、電動モーターと歯車式な
ど種々の開閉方法があり、どれを用いてもよい。

【００４６】以上の逆止弁、弁座、及び弁棒にはセラミ
ックスなどの溶湯に対する耐食性及び強度に優れた材料
を用いる。逆止弁１７と弁座１８の接触方法も上記両図
で示した方法以外にテーパーを付けた面接触式など種々
の方法が可能である。

【００４７】［具体例５］現行の低圧鋳造法の場合、鋳
造の１サイクルは型じめ、注湯、凝固後の鋳物の取出し
などのマシン動作時間、凝固時間、金型温度調整時間、
その他塗型の補修などの手作業時間より成る。これらの
うち、一般的に凝固時間の部分が最も長く、従ってすで
に述べたごとく、本発明を適用するとその加圧凝固によ
る凝固時間短縮効果によって鋳造サイクルを大巾に短縮
できる。さらに、１台の鋳造機に対して複数の金型を用
いる流れ作業方式を採用することにより鋳造サイクルを
更に短縮することができる。図２５に当該流れ作業方式
の具体例を示す。当該システムは溶湯保持炉、注湯なら
びに加圧凝固装置から成る主工程装置部分と、型バラ
シ、鋳物の取出し、キャビティの清掃及び塗型作業を行
う補助工程装置部分から構成され、両工程部分は移動テ
ーブルによって連結されている。そして金型装置は送り
機構によって両工程間を自動移動され、一連の作業がな
されて製品が取り出される。金型装置はひとつが主工程
装置にあるとき他は補助工程装置にあるかまたは待機位
置にある。作業手順は次の通りである。

【００４８】金型Ａが注湯位置にセットされ、既述
の方法により溶湯保持炉から金型キャビティに注入さ
れ、そのままプランジャーにより加圧されキャビティ内
の鋳物部分が加圧凝固される。金型Ａが型バラシ位置に移動され型バラシが実施さ
れ、鋳物の取出しの後、分離された金型の清掃、塗型が
行われる。塗型を静電塗布法（これについては後述す
る）で実施する場合はキャビティ表面の粉状離型材の除
去、清掃の後、静電塗布を行う。中子のある場合は中子がセットされ型合せが行わ
れ、その後次の注湯に備え待機状態に移る。図２５にお
いて金型Ａは注湯位置にセットされた状態、金型Ｂは型
の分離、清掃、塗型の補修、中子の挿入、型合せなどの
一連の作業位置にセットされた状態を示す。本例の場
合、鋳造の１サイクルに要する時間は金型Ａの作業時間
と金型Ｂの作業時間のいずれか長い方で決まる。いずれ
にしても、副工程位置における上記金型Ｂの作業時間を
短縮する工夫をする［例えば、金型の分離方向を横方向
にして塗型作業をやりやすくする等］。また、金型装置
とプランジャー加圧装置部の脱着がスムーズに行えるよ
う工夫しておく。すなわち、図３の下方より加圧するタ
イプあるいは図５の横方向より加圧するタイプにおいて
適切な分離位置を決める［これは何ら難しいことではな
いので詳細は示さない］。また、金型Ａ及びＢは必ずし
も同一製品でなくてもよい。

【００４９】〔コメント〕最後に、今まで言及しなかっ
たことも含めて、本発明の要点を述べる。（１）図９は鋳型７と溶湯供給源としての保持炉１を横
方向に配置した場合の例であり、図１０は注湯用電磁ポ
ンプ２０を組み込んだ装置の一例である。鋳型を保持炉
の真上に配置した場合と比べて、これらを横方向に離し
て配置する利点として、水冷による金型の冷却および溶
湯管理のやり易さが指摘される。図９および図１０の具
体例では給湯管の入口を保持炉上部に設けた場合を示し
たが、給湯管と保持炉の相対位置関係は任意であり、入
口はどこに配置してもよい。また給湯管は直管である必
要はない。操作方法は垂直型と本質的に同じであるので
省略する。

【００５０】（２）低圧鋳造装置の一般的な構成は１金
型１製品であり給湯管の数も１本であるが、この他に
も、１台の鋳造装置について複数の金型を設置し複数の
製品を鋳造する複数個取り装置がある。給湯管について
は金型数分設けるかまたは１本の給湯管からそれぞれの
金型の湯口に枝分かれさせる。これらの場合、それぞれ
前者については金型数組、および後者については１組の
プランジャー加圧装置を取り付ければよい。製品寸法が
大きくなり、１個の金型に対して複数個の湯口を有する
場合も同様である。

【００５１】（３）加圧時、金型内面には鋳物から受け
る圧力によって金型を引き離す力が生ずるのでこれに対
抗する型絞め力を必要とする［型絞め方法については種
々の方法がありこれら公知公用の技術を用いればよ
い］。もし、加圧時にキャビティ内がすべて溶湯で満た
されていれば、その力は大きくなり、大きな型締め力を
必要とするが、実際は加圧するときすでにある程度凝固
が始まっているので引き離す力はずっと小さくなる。従
って、ダイキャストのように射出圧力がすべて金型内面
に作用する場合と異なり、分離力はずっと小さい。加圧
のタイミングはすでに述べたごとく早い方がよいが、こ
の点も考慮に入れてケースバイケースで決めればよい。

【００５２】（４）ポロシティの発生を抑制するに必要
な押湯加圧力は既述の如く個々の鋳物によって広範囲に
変動する。上限については１００ｋｇｆ／ｃｍ^２あるい
は５００ｋｇｆ／ｃｍ^２といった値が予想されるが機械
的に押込むプランジャー方式ではかなりの高圧が可能と
考えられる。一方、加圧方法には圧力を設定する方法と
押込み量（ストローク）を設定する方法がある。密度１
００％を達成するためには後者が望ましいことは言うま
でもないが、加圧力が過大になる可能性がある。この場
台スリーブの強度が問題となるので、スリーブの強度を
高くする等の工夫を行った上で圧力制御方式を用いる。
加圧効果を上げるためには鋳物末端から押湯に向かって
指向性凝固させることが大切であることを再指摘してお
きたい。

【００５３】（５）一般に合金鋳物において凝固速度を
増し、デンドライトアームスペーシングを微細にする
と、引張り強さ、伸び、疲労などの機械的性質が改善さ
れることが認められている（例えば文献（７）のｐ．３
４１〜ｐ．３４４にはアルミ合金その他の実用合金鋳物
について詳述されている）。また、実際の鋳物製品にお
いて、内部ポロシティの存在が機械的性質を劣化させる
ことは常識であり、文献も多い。従って、本発明による
鋳造方法によってポロシティを大巾に減少あるいは無く
すとともに、凝固組織を微細にする、すなわちデンドラ
イトアームスペーシングを小さくする両者の効果により
実製品の機械的性質を大巾に向上させることができる。
これは、例えばアルミ合金などの自動車鋳物の高強度
化、軽量化をもたらす上に重要なことである。

【００５４】（６）すでに述べたごとく、本発明による
加圧鋳造では鋳物と金型キャビティ表面の密着度が増す
ので、キャビティの形状によっては鋳物を取出す際、キ
ャビティ表面の塗型層を削りとる場合がある。従って鋳
造サイクル毎に塗型の補修が必要となり鋳造サイクルが
長くなる要因となる。このような場合は塗型の塗布およ
び除去作業を比較的短時間で行える静電塗型を行えばよ
い（例えば、青山俊三：粉体離型剤を利用した新充填ダ
イカスト鋳造法の開発、日本鋳造学会、ダイカスト研究
部会編「ダイカストの鋳造欠陥と対策」、ｐ．２４、１
９９６年１２月発行参照）。本法は粉末状で帯電性を有
する離型剤を、これとは逆極性に帯電させた金型キャビ
ティの表面に送って付着させることにより塗布する方法
であり粉末離型材のキャリアとしてはエアーなどを用い
る。これにより均一性の高い塗型ができ、また離型材及
び離型材の間の空気層の持つ断熱性により金型を断熱保
護する。加圧時には溶湯が粉末の間にさし込み直接金型
と接触し冷却能を増すことになる。

【００５５】（７）中子は通常シェルあるいは塩などで
成形したものを用いるが、加圧による溶湯の差込みを防
ぐため中子表面に塗型を施しておくとよい。また、溶湯
の圧力によって崩壊する可能性があるので中実の中子を
用いるなどの工夫をする。この場合、水に溶ける塩中子
を用いるのも一法である。

【００５６】（８）図２及び図３において微細な通気孔
を有するフィルター（符号１３）を用いたが当該フィル
ターの代わりに給湯管内溶湯と大気を遮断及び解放する
ための開閉機構、例えば電磁開閉器などの開閉蓋を用い
てもよい。要は注湯時には閉じ保持炉内減圧時に大気あ
るいは溶湯酸化防止のためのアルゴンなどの不活性ガス
雰囲気に解放する機能を持つものであればよい。

【００５７】（９）本明細書においては金型の詳細につ
いては特に言及しなかった。例えばキャビティ内の空気
を排除するためキャビティ内を減圧するなどの方法が実
施されている。本発明による方法はこれらの使用に対し
て何ら制限するものではない。

【００５８】

【発明の効果】本発明による新しい鋳造法の効果は従来
の差圧鋳造法（図１２）と比較することにより明確に理
解される。差圧鋳造法では、大容積を有する鋳造装置全
体を高圧ガス雰囲気でカバーする必要上、圧力容器の剛
性、高圧ガス洩れなどが大きな問題となり、従って、実
用上圧力には限界がある。現在１０ａｔｍ程度が用いら
れているが、１００ａｔｍあるいはそれ以上の高圧に上
げることは安全性の問題も含めて非現実的であろう。例
えば標準的なＶ６エンジンのシリンダーブロックの場
合、圧力容器の断面積を０．７ｍ^２とすると１０ｋｇｆ
／ｃｍ^２で７０ｔｏｎ、１００ｋｇｆ／ｃｍ^２で７００
ｔｏｎの荷重がかかる。これに対して本発明による方法
では注湯終了後に鋳物の体積収縮相当分だけ押込んでや
ればよいので加圧部分は極めて容積の小さい局所に限ら
れ、鋳物のサイズが大きくなっても加圧装置は小型でよ
い。例えば、３０ｋｇのアルミ合金鋳物に対して１００
ｋｇｆ／ｃｍ^２かける場合、スリーブの断面積を１００
ｃｍ^２とすると荷重は高々１０ｔｏｎである。また、理
想押込み量（密度１００％）は収縮率を６％密度を２．
５ｇ／ｃｍ^２とすると、７２ｍｍと小さい。

【００５９】アルミなどの比較的融点の低い合金鋳物の
金型鋳造においてプランジャーを用いて加圧凝固させる
アイデアはかなり古く、現在いくつかの方法が実施され
ている。例えばよく知られた溶湯鍛造、スクイーズキャ
スティングなどがある。これらは内部欠陥の解消を主た
る目的としており、鋳物の形状、大きさ等によって圧力
を付与する場所あるいは具体的な加圧機構にそれそれ特
徴がある。一方、本発明は現在低圧鋳造において製造さ
れている鋳物を主たる対象としており、最終凝固部であ
る湯口部を押湯と見立て当該部を局所的に加圧すること
により、低圧鋳造において特に重要な技術的課題となっ
ている鋳造サイクルの短縮を実現し、これによって生産
性を大巾に向上させるとともに内部欠陥（ミクロポロシ
ティ）を解消することに特徴がある。このような観点に
立脚した従来技術は見当らない。

【００６０】以上、従来の差圧鋳造法および低圧鋳造法
と比較した場合の当該鋳造方法の効果をまとめると次の
通りである。（１）押湯能力の飛躍的向上により品質の大幅な向上が
可能となる。これにより歩留まりが向上する。（低圧鋳
造では押湯加圧力は実質的に無い）（２）溶湯と金型の密着性が高くなる結果、冷却速度が
大幅に増し、凝固組織がより緻密になることにより機械
的性質が向上する。また、鋳物の寸法精度が向上する。（３）鋳造サイクル短縮による生産性（単位時間当たり
の鋳造回数）の向上。（４）差圧鋳造法と比べて安全性が高い。以上の如く低圧鋳造はもちろんのこと差圧鋳造法に比べ
てはるかに大きい加圧力が得られる本発明による鋳造法
の優位性は明らかであり、その経済的、技術的効果は極
めて大きい。

【００６１】以上本明細書においてはアルミ合金鋳物を
中心に述べて来たが、亜鉛、マグネシウムなど比較的融
点の低い金属の金型重力鋳造においても上記（１）〜
（３）の効果が得られることは明らかである。［文献］（１）Ｋｏｎｏｎｏｗ，Ｄ．Ｒ．：”Ｃｏｍｐｒｅｓｓ
ｅｄ−ａｉｒＲｉｓｅｒｓ”，Ｉｒｏｎ＆Ｓｔｅ
ｅｌ，Ｖｏｌ．３０（１９５７）Ｎｏ．１１，Ｐ．４
８９（２）Ｂｅｒｒｙ，Ｊ．Ｔ．ａｎｄＷａｔｍｏｕｇ
ｈ，Ｔ．：”Ｆａｃｔｏｒｓａｆｆｅｃｔｉｎｇｓ
ｏｕｎｄｎｅｓｓｉｎａｌｌｏｙｓｗｉｔｈｌｏ
ｎｇａｎｄｓｈｏｒｔｆｒｅｅｚｉｎｇｒａｎ
ｇｅ”，ＭｏｄｅｒｎＣａｓｔｉｎｇｓ，Ｖｏｌ．３
０（１９６１），Ｎｏ．１，ｐ．６３（３）Ｍｉｄｌｅｔｏｎ，Ｊ．Ｍ．ａｎｄＪａｃｋｓ
ｏｎ，Ｗ．Ｊ．：”Ｃｏｍｐｒｅｓｓｅｄａｉｒｆ
ｅｅｄｅｒｈｅａｄｓ”，ＢｒｉｔｉｓｈＦｏｕｎ
ｄ．，Ｖｏｌ．５５（１９６２），Ｎｏ．１１，ｐ．４
４３（４）Ａ．Ｔ．ＢａｌｅｖｓｋｉａｎｄＩ．Ｄ．Ｎ
ｉｋｏｌｏｖ：ブルガリア特許Ｎｏ．１８７（１９６
１），日本特許公報昭４５−１９５８５（５）ＭｅｔａｌＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ社カタログ：
Ｃｏｕｎｔｅｒ−ＰｒｅｓｓｕｒｅＣａｓｔｉｎｇ
Ｍａｃｈｉｎｅｓ，（Ｂｕｌｇａｒｉａ）（６）高橋忠生、金指研：”低圧鋳造法の現状と今後
の課題”、鋳物、Ｖｏｌ．６６（１９９４）、Ｎｏ．１
２、Ｐ．９４０（７）Ｆｌｅｍｉｎｇｓ，Ｍ．Ｃ．：”Ｓｏｌｉｄｉｆ
ｉｃａｔｉｏｎＰｒｏｃｅｓｓｉｎｇ”，ＭｃＧｒａ
ｗ−Ｈｉｌｌ，Ｉｎｃ．，（１９７４），ｐ．２３４（８）Ｋｕｂｏ，Ｋ．ａｎｄＰｅｈｌｋｅ，Ｒ．
Ｄ．：”Ｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌｍｏｄｅｌｉｎｇ
ｏｆｐｏｒｏｓｉｔｙｆｏｒｍａｔｉｏｎｉｎ
ｓｏｌｉｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ”，Ｍｅｔａｌｌｕｒ
ｇｉｃａｌＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓＢ，Ｖｏｌ．
１６Ｂ（１９８５），ｐ．３５９

【図面の簡単な説明】

【図１】金型重力鋳造において押湯（あるいは湯口）内
溶湯表面にプランジャーにより圧力を付与することを特
徴とする本発明の概略図である。（ａ）は注湯カップを
スリーブ側面に装着する場合、（ｂ）は金型に装着する
場合、及び（ｃ）は複数個の押湯に対して加圧装置を取
り付ける場合を示す。

【図２】逆重力鋳造において押湯（あるいは渇口）部溶
湯にプランジャーにより圧力を付与することを特徴とす
る本発明の概略図であり、溶湯保持炉、鋳型装置、給湯
管及び垂直方向に配置したプランジャー加圧装置より構
成される場合を示す。

【図３】図２におけるプランジャー加圧部周辺のより詳
しい断面図である。

【図４】溶湯が通気性を有する微細孔に侵入する場合の
説明図である。

【図５】逆重力鋳造において押湯（あるいは湯口）部溶
湯にプランジャーにより圧力を付与することを特徴とす
る本発明の概略図であり、溶湯保持炉、鋳型、給湯管及
び水平方向に配置したプランジャー加圧装置より構成さ
れる場合を示す。（ａ）は全体の概略図、（ｂ）はプラ
ンジャー加圧部周辺のより詳しい断面図である。

【図６】インナープランジャーを用いる二段押込み式加
圧装置の概略図である。

【図７】逆重力鋳造において押湯（あるいは湯口）部溶
湯にプランジャーにより圧力を付与することを特徴とす
る本発明の概略図であり、溶湯保持炉、鋳型、給湯管、
水平方向に配置したプランジャー加圧装置、及び逆流防
止弁から構成される場合を示す。（ａ）は全体の概略
図、（ｂ）はプランジャー加圧部周辺のより詳しい断面
図である。

【図８】加圧スリーブ周辺の凝固の様子を説明するため
の模式図である。デンドライトは大きく拡大されてい
る。

【図９】図７の装置における溶湯保持炉及び鋳型を水平
方向に配置した場合の概略図である。

【図１０】図９の装置において、注湯のための電磁ポン
プを取り付けた場合の概略図である。

【図１１】従来の埋込み押湯ガス加圧鋳造の概略図であ
る。

【図１２】従来のＣｏｕｎｔｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅ
ｃａｓｔｉｎｇ（差圧鋳造）装置の概略図である。

【図１３】従来の低圧鋳造機の概略図である。

【図１４】デンドライト間液相部に生ずるミクロポロシ
ティを示す図である。ｄはデンドライトセルの径を表
す。

【図１５】デンドライト間液相の流れ（ダルシー流れ）
を計算するために用いた一次元凝固モデルである。

【図１６】図１５の一次元凝固モデルにおいてデンドラ
イト間液相圧力分布の計算値を示す図である。材料はＡ
ｌ−３ｗｔ％Ｃｕ合金、断面は直径５０ｍｍ、長さ５０
０ｍｍの円筒形であり鋳物表面の熱伝達係数表は０．０
１ｃａｌ／ｃｍ^２Ｓ℃（金型鋳造相当）とした。

【図１７】図１５の一次元凝固モデルにおいてデンドラ
イト間液相圧力分布の計算値を示す図である。材料はＡ
ｌ−３ｗｔ％Ｃｕ合金、断面は直径５０ｍｍ、長さ５０
０ｍｍの円筒形であり鋳物表面の熱伝達係数表は０．０
０１ｃａｌ／ｃｍ^２Ｓ℃（砂型鋳造相当）とした。

【図１８】内部欠陥が生ずるメカニズムを説明するため
の模式図である。

【図１９】押湯加圧力が金型内面に伝達されるメカニズ
ムを説明するための模式図であり、（ａ）は金型重力鋳
造において凝固温度区間の大きい合金の場合、（ｂ）は
金型重力鋳造において凝固温度区間の小さい合金の場
合、および（ｃ）は逆動力鋳造において凝固温度区間の
大きい合金の場合のダルシー流れパターンを示す。
（ｄ）は押湯加圧力によって生じる作用力線およぴ等液
圧線を示す。

【図２０】本発明の実験に用いた金型の概略図である。

【図２１】図２０の大気鋳造実験（加圧なし）で得られ
たＡｌ−３ｗｔ％Ｃｕ合金鋳物の温度測定データを示す
図である。Ｎｏ．１、Ｎｏ．２およびＮｏ．３はそれぞ
れ鋳物底部より３９０ｍｍ、２１０ｍｍおよび４０ｍｍ
の位置における中心測定位置を示す。

【図２２】図２０の５０ａｔｍ加圧鋳造実験で得られた
Ａｌ−３ｗｔ％Ｃｕ合金鋳物の温度測定データを示す図
である。Ｎｏ．１およびＮｏ．２はそれぞれ鋳物底部よ
り３９０ｍｍおよび２１０ｍｍの位置における中心測定
位置を示す。

【図２３】図２０の実験において得られた局所凝固時間
を示す図である。

【図２４】図２０の実験において得られた鋳物の密度を
示す図であり、上部は押湯を除く鋳物を長さ方向に２つ
に切断した上半分（長さ１５０ｍｍ）、下部は同下半分
（長さ２６０ｍｍ）、および平均は鋳物全長の密度を示
す。

【図２５】流れ作業方式を用いた本発明の概略図であ
り、溶湯保持炉、鋳型（金型）装置、給湯管及びプラン
ジャー加圧装置等から成る主工程部と、型バラシ、鋳物
取出し、清掃、塗型装置等から成る副工程部ならびに両
工程部を連結する移動テーブルから構成される。

【符号の説明】

１溶湯保持炉２溶湯３保持炉室４保持炉室へのガス導入口５給湯管６湯口（押湯）７鋳型（金型）８鋳型キャビティ９キャビティ内ガスの逃し孔１０油圧シリンダー１１ピストン１２スリーブ１３微細通気孔を有する物質または大気に連通する空
間１４ヒーター１５スリーブ入口１６油圧シリンダー固定金具１７逆流防止弁１８弁座１９弁棒２０電磁ポンプ２１油圧シリンダー２２支柱

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】金属製鋳型を用いる鋳造プロセスにおい
て、プランジャー及びスリーブから成る加圧装置を押湯
部あるいは湯口部に装備し、溶融金属を注湯した後、当
該押湯部あるいは湯口部の溶融金属に前記プランジャー
により圧力を付与することを特徴とする鋳造方法。
【請求項２】金属製鋳型を用いる鋳造プロセスにおい
て、プランジャー及びスリーブから成る加圧装置を押湯
部あるいは湯口部に装備し、溶融金属を注湯した後、当
該押湯部あるいは湯口部の溶融金属に、鋳物の凝固に伴
う体積収縮量に相当する押込み量の範囲で前記プランジ
ャーにより押込み、圧力を付与することを特徴とする鋳
造方法。
【請求項３】金属製鋳型を用いる鋳造プロセスにおい
て、プランジャー及びスリーブから成る加圧装置を押湯
部あるいは湯口部に装備し、溶融金属を注湯した後、当
該押湯部あるいは湯口部の溶融金属に、少なくとも鋳物
の凝固に伴う体積収縮量に相当する押込み量の範囲で前
記プランジャーにより押込み、圧力を付与することを特
徴とする鋳造方法。
【請求項４】鋳型キャビティに直結する湯口を当該キ
ャビティの下方に配置した鋳型、溶湯保持炉などの溶融
金属の供給源および当該供給源から当該湯口へ至る給湯
管から構成され、当該給湯管を介して溶融金属を上向き
に注湯する逆重力鋳造プロセスにおいて、スリーブとこ
のスリーブ内を摺動するピストンおよびこのピストンを
駆動操作するプランジャーから成る加圧装置を前記湯口
部に連結するとともに前記ピストンの前記スリーブ内で
の注湯前初期位置と湯口連結部の間に設けたスリーブ入
口が給湯管に連結する構成とし、給湯管及び前記スリー
ブを介して鋳型キャビティへの注湯終了後、前記プラン
ジャーにより湯口内溶融金属に圧力を付与せしめ加圧凝
固させることを特徴とする鋳造装置。
【請求項５】請求項４記載の鋳造装置において、前記
スリーブに設けた溶湯入口より高いかもしくはほぼ同程
度の高さの給湯管位置に注湯時には溶湯を通すことなく
大気あるいはアルゴンなどのガス雰囲気に連通させる手
段を設け、注湯終了後プランジャーを作動させピストン
が当該スリーブ入口を塞いだ後、溶湯保持炉内雰囲気圧
を減圧させ、給湯管内の溶湯を保持炉内へ戻す構成とす
ることを特徴とする鋳造装置。
【請求項６】請求項４記載の鋳造装置において、前記
加圧装置は湯口部に対し横方向に接続するとともにこの
加圧装置のピストンが溶湯の通路を遮断する位置の後方
に大気あるいはアルゴンなどのガス雰囲気に連通する空
間を設け、注湯終了後ピストンを作動し、ピストンが当
該スリーブ入口を塞いだ位置でピストンを一旦停止した
後、溶湯保持炉内の雰囲気圧を減圧しまたは前記空間内
の雰囲気圧を高め、続いて前記ピストンを押込むと同時
に給湯管内の溶湯を保持炉内へ戻す構成とすることを特
徴とする鋳造装置。
【請求項７】請求項４記載の鋳造装置において、押湯
加圧スリーブと溶湯保持炉の間の給湯管に外部より開閉
可能な逆流防止弁を設ける構成とすることを特徴とする
鋳造装置。
【請求項８】請求項４〜７記載の鋳造装置において、
溶湯供給源としての溶湯保持炉の内部と鋳型キャビティ
内の雰囲気圧に差圧を生ぜしめ、その差圧により鋳型キ
ャビティへ注湯する構成とすることを特徴とする鋳造装
置。
【請求項９】請求項４〜７記載の鋳造装置において、
溶融金属供給源と加圧スリーブ入口または逆流防止弁と
の間の給湯管に電流と磁場の相互作用により発生する電
磁力（Ｌｏｒｅｎｔｚの力）を印加する装置を設け、そ
の電磁力によって鋳型キャビティへ注湯する構成とする
ことを特徴とする鋳造装置。
【請求項１０】請求項１〜９記載の加圧スリーブは溶
湯の凝固を防止するための加熱保温装置を具備すること
を特徴とする鋳造装置。
【請求項１１】請求項４〜９記載の給湯管は溶湯の凝
固を防止するための加熱保温装置を具備することを特徴
とする鋳造装置。