JP2011212714A

JP2011212714A - 金型鋳造方法

Info

Publication number: JP2011212714A
Application number: JP2010083256A
Authority: JP
Inventors: Shuji Sotozaki; 修司外崎; Yuya Segawa; 憂也瀬川; Noriyuki Ueno; 紀幸上野
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2010-03-31
Filing date: 2010-03-31
Publication date: 2011-10-27

Abstract

【課題】金型鋳造において、高品質の金型鋳造品を鋳造することと、金型鋳造のサイクルタイムを大幅に短縮することができる金型鋳造方法を提供する。
【解決手段】黒鉛製骨材とケイ酸系バインダを含む塗型材を準備し（Ｓ１）、前記塗型材を金型溶湯鋳込み面に塗布して長寿命・低熱抵抗の塗型を形成し（Ｓ２）、断熱性の壁を使用した押湯部、金型部及びガス注入部を含む構造体を作製し、押湯サイズを鋳造品に対応した適切な容積に縮小し（Ｓ３）、不活性ガスを型内全体に行き渡るように注入し、塗型面に溶湯を鋳込む。そして、金型が塗型の温度を一定範囲に設定するための冷却孔を含むようにし、金型内部の不活性ガスを排出しながら、一定温度に維持された金型の内部に溶湯を鋳込むようにする（Ｓ４）。
【選択図】図１

Description

本発明は、金型鋳造方法に関する。

金型鋳造方法によって優れた品質の鋳造品を得るには、鋳込まれた溶湯の指向性凝固が望まれる。
また、同方法では、鋳造品に発生する引け巣、溶湯の塗型への差込み、かじり等の不具合を防止し、ひいては、鋳造品の品質を良好とし、かつ、製造コスト低減のために鋳造時間（サイクルタイム）の短縮、塗型や金型の長寿命化も望まれる。
そこで、従来の金型鋳造方法では、溶湯の湯流れ性を良くする、金型の温度をコントロールする、押湯の溶湯への加圧を大きくする、押湯を保温する、熱伝導性が良くかつ保温性の高くするポーラス構造の塗型を金型に形成する、塗型の骨材を黒鉛にし溶湯の冷却速度を速める、塗型寿命を長くする、金型内を不活性ガス雰囲気にする等、諸々の手段が採用されている。

特開２００８−２２１３１１号公報

しかし、単にいずれの従来の手段を個別に採用しても、鋳造品の品質の維持とサイクルタイムの短縮が両立しなかった。

その主要因を、図１４を参照しながら説明する。
図１４は、金型１と、塗型２と、鋳込み溶湯３とからなる溶湯鋳込後の層構造５を概略的に示す断面図である。
塗型２は、空孔２Ａ、骨材２Ｂ及びバインダ２Ｃを含んでいる。骨材２Ｂに、溶湯保温効果をもたらすべく、熱抵抗が高いものを選択すると、塗型２の熱伝導性が悪くなる。
そこで、塗型２の熱伝導性を良くするために、熱抵抗の低い黒鉛粒子を塗型材の骨材に使用すると、従来の黒鉛粒子の粉体条件では、数ショット、溶湯を鋳込むと塗型能力が低下してしまい、冷却速度が速くなり、意図しない部分で溶湯凝固が進み、安定した品質の鋳造品を確保できなかった。

また、図１４に示されるように、塗型２に空孔２Ａを積極的に含ませたポーラス構造を形成することで、ガス抜け性を向上させかつ湯流れ性を向上させていたが、空孔２Ａに溶湯３が差込み（参照符号３Ａ）、その結果、塗型の摩耗が激しくなり、塗膜寿命が短くなっていた。
例えば、特許文献１には、骨材としてジルコン又は炭素を含む熱伝導率の高い材料を選定して熱伝達を促進する鋳造方法が開示されているが、冷却時間は短縮されるものの、塗型２の組織がボーラス構造となり、課題解決に至らなかった。

＜鋳造方案、金型配置等の課題＞
さらに鋳造方案の際、鋳込まれる溶湯３に接する押湯サイズを拡大すると、鋳造品の品質は確保できるが、溶湯凝固時間が非常に長くなった。
一方、押湯サイズを縮小すると、歩留り向上のため溶湯充填後に、ガス圧力をかける付帯設備が必要とされる。
また、押湯サイズを単純に縮小化しても、主に鋳造品の肉厚部位に鋳造欠陥が発生して、鋳造品の品質が低下した。
また、押湯箇所に断熱材を使用することで押湯量を減らせることができるが、未凝固部が発生することがあった。

また、金型の冷却を強化すると押湯と鋳造品の凝固時間の差が大きくなり、凝固完了時には、鋳造品と金型側との間で抱き付き力が増加して、カジリが発生してしまい、さらには湯廻り不良が発生することがあった。
さらにまた、金型１の周囲を不活性雰囲気とすると、鋳造品の酸化が抑制され、湯流れ性が向上し、ひいては鋳造品の品質を向上させることができるが、単に、不活性ガスを金型１の周囲に満たすだけでは、溶湯３の差込み３Ａの状態をさらに促進させ、塗型摩耗が激しくなることがあった。

以上のように、従来の金型鋳造方法では、金型方案、塗型処方の工程条件等について、個別に検討しても課題解決には至らなかった。
即ち各工程について最適な鋳造条件を決定し、全体にわたり工程設計を総合的に行わないと、鋳造品の品質が向上してもサイクルタイムが延び、サイクルタイムの短くしようとすると鋳造品の品質が劣化するという結果を招いていた。

本発明は、以上を鑑み、高品質な金型鋳造品を鋳造し、かつ、金型鋳造のサイクルタイムを大幅に短縮することができる金型鋳造方法を提供することを目的とする。

（発明の態様）
以下、本発明の態様を示し、それらを説明する。なお、（１）項から（３）項が、請求項１から請求項３に対応する。
（１）押湯部と、金型部と、ガス注入部とを含む金型鋳造構造を用いて製品を鋳造する金型鋳造方法であって、前記押湯部の押湯サイズは鋳造品に対応する容積とし、かつ、前記押湯部の壁は断熱性とされており、固体潤滑性機能を持つ黒鉛粒子からなる骨材、及び発泡性抑制機能を持つケイ酸系バインダを含む塗型材を前記金型の溶湯鋳込み面に塗布して塗型を形成し、前記ガス注入部から、酸素含有濃度０．１ｖｏｌ％〜５ｖｏｌ％の不活性ガスを前記金型部の内部全体に行き渡り易い箇所から注入し、前記金型内部を不活性ガス雰囲気とし、前記不活性ガスと置換されながら、前記塗型で被覆された前記溶湯鋳込み面に前記溶湯を鋳込み、前記金型は循環水が流れる冷却孔を含み、前記金型に形成された前記塗型の温度を５０℃〜５００℃に設定することを特徴とする金型鋳造方法。

本項によれば、長寿命であり、低い熱抵抗、すなわち優れた熱伝達性の非ポーラス構造の緻密な塗型が金型に形成される。この塗膜に溶湯を鋳込むと、溶湯が塗型に差し込むことがなく、鋳造品の外面が滑らかに仕上がる。また、鋳造品の外面が滑らかであると、離型時に塗膜を抱き込み破壊することがなく、塗型が長寿命化する。塗型の熱伝達性が良いと、溶湯の湯流れ性も向上する。
さらに、本項によれば、高純度の不活性ガスを金型内部（キャビティ）に充填させ非酸化性雰囲気にした状態で、溶湯をキャビティに流し込み、不活性ガスを溶湯に置換するため、鋳造品の酸化が防止できる。
また、本項では、金型の温度を冷却水によって適正範囲に制御している。これは、溶湯の凝固時間短縮のためであるが、さらに、本項の金型鋳造方法では、塗型に黒鉛を多く含むため（重量比で最大５０ｗｔ％）、不活性ガス雰囲気中で鋳造が行われていたとしても、特に、金型の型開き時に、少しでも外部空気が金型内部に侵入すると金型の温度次第では、黒鉛が燃焼し塗型が消耗し、塗型寿命を短くする。この不具合を防止するためでもある。

（２）前記骨材は、平均粒径１μｍ〜５μｍの黒鉛粒子からなる黒鉛粉体を使用し、かつ、前記黒鉛粉体の前記塗型材内の含有量を、１０ｗｔ％〜５０ｗｔ％に設定することを特徴とする（１）項に記載の金型鋳造方法。

本項は、本発明に係る金型鋳造方法に用いる、骨材の黒鉛粒子の平均粒径と、黒鉛粒子からなる黒鉛粉体の塗型材に占める含有量（ｗｔ％）の好適範囲を例示する。平均粒径（Ｄ_５０）は、例えば、レーザ回折・散乱式のマイクロトラックによって測定される。
従来は、骨材の黒鉛粒子の平均粒径は、１０μｍ程度であったが、塗型を緻密組織にするために、本発明では平均粒径を小さく設定した。下限１μｍ未満であると、黒鉛粒子の比表面積が大きくなりすぎて塗型材作製中に空気中の酸素と反応し燃え易くなったり、二次粒子を作り易くなり、又は、塗型中に混合するときに分散性が悪くなり好ましくない。
塗型材の含有量は、従来３０ｗｔ％程度であった。本発明では、１０ｗｔ％〜５０ｗｔ％を好適範囲とするが、含有量が多い程、熱伝導性が良くなり、塗型組織も緻密化するため、例えば、３５ｗｔ％〜５０ｗｔ％と上限側に好適範囲を設定することが、より好ましい。

（３）前記塗型は、その表面物性に関し、静摩擦係数を０．２０〜０．６０、十点平均表面粗さを１０μｍ〜３５μｍ、及び熱抵抗値を２０ｃｍ^２・sec・℃/ｃａｌ〜４０ｃｍ^２・sec・℃/ｃａｌになるように形成することを特徴とする（１）項又は（２）項のいずれか１項に記載の金型鋳造方法。

本項は、上記黒鉛粒子からなる黒鉛粉体を含有した塗型材を、金型鋳造で使用する金型の表面にスプレー塗布して形成した塗型の、静摩擦係数及び十点平均表面粗さ（「十点平均表面粗さ」は、JIS規格でＲｚ_ＪＩＳで表され、表面粗さＲaを表面について１０点ランダムに測定した値の平均値を指す）の好適範囲を例示する。従来の塗型の静摩擦係数及び十点平均表面粗さは、それぞれ０．６３及び５７μｍであったが、緻密組織の本発明に係る塗型では従来の塗型に比べその表面をより円滑にすることができる。塗型の円滑な表面がもたらす利点の通りである。
さらに、本項では、同塗型の熱抵抗値の好適範囲を例示する。従来の熱抵抗値は、７１．７ｃｍ^２・sec・℃/ｃａｌであった。従来の塗型に比べ本発明に係る塗型は、これよりも格段に低い熱抵抗値を持つ。熱抵抗値が低いと熱伝導性が良くなる。そのため、溶湯が鋳造品になるまでの溶湯凝固時間を短縮すると共に、良好な指向性凝固を達成できる。
なお、図１３に上記の従来の塗型材及び塗型と本発明に係る塗型材及び塗型の比較についてまとめた。

（４）前記金型鋳造は、重力鋳造又は傾動鋳造のいずれかであることを特徴とする（１）項から（３）項のいずれか１項に記載の金型鋳造方法。
本項は、本発明に係る金型鋳造方法の種類を例示する。

本発明によれば、金型鋳造で高品質の金型鋳造品を鋳造できかつ金型鋳造のサイクルタイムを大幅に短縮することができる。

本実施形態に係る金型鋳造方法によるフロー図である。同金型鋳造方法で用いられる鋳造装置の概略断面図である。同金型鋳造方法で用いられる別の鋳造装置の概略断面図である。同金型鋳造方法によって、塗型が形成された金型に溶湯が鋳込まれた層構造を示す概略断面図である。実験例１に係るグラフである。実験例２に係るグラフである。実験例３に係るグラフである。実験例４に係るグラフである。実験例５に係るグラフである。実験例１から５の内、１つ、２つ、３つ及び全ての組合せによる鋳造結果の定性的評価を記した表である。従来の金型鋳造方法と、実験例の内の２つの組合わせとを、サイクルタイム（秒）について比較したグラフである。従来の金型鋳造方法と、実験例の２つの組合わせとを、塗型寿命に関して比較したグラフである。従来の塗型材及び塗型と、本実施形態に係る塗型材及び塗型とを諸特性に関しまとめた比較表である。従来の金型鋳造方法によって、塗型が形成された金型に溶湯が鋳込まれた層構造を示す概略断面図である。

以下、本発明の金型鋳造方法に係る実施形態（以下「本実施形態」と略す）について、図１から図４を参照して、説明する。
図１は、本実施形態の工程フローを示す。
図１に示すように、本実施形態の金型鋳造方法は、塗型材準備工程Ｓ１、塗型材塗布工程Ｓ２、鋳造手段準備工程Ｓ３及び金型鋳造工程Ｓ４を含む。なお、工程Ｓ１からＳ３は、塗型の寿命次第で、二回目以降省略できる。

＜塗型材準備工程Ｓ１＞塗型材は、黒鉛粒子からなる粉体の骨材と、ケイ酸系バインダと、シリカと、酸化アルミニウムと、水とからなる。これらの組成比（ｗｔ％比）を以下に示す。

黒鉛粒子からなる粉体は、好ましくは１０ｗｔ％〜５０ｗｔ％である。上限下限の意義は上述したのでここでの説明を省略する。
ケイ酸系バインダは、好ましくは５ｗｔ％〜３０ｗｔ％とする。５ｗｔ％未満であると結合力が低下するため不適当であり、一方、３０ｗｔ％より多いと熱抵抗値が増加するため不適当だからである。

シリカは、好ましくは２ｗｔ％〜１５ｗｔ％とする。２ｗｔ％未満であると結合力が低下するため不適当であり、一方、１５ｗｔ％より多いと熱抵抗値が増加するため不適当だからである。
酸化アルミニウムは、好ましくは２ｗｔ％〜１５ｗｔ％とする。２ｗｔ％未満であると耐摩耗が低下するため不適当であり、一方、５ｗｔ％より多いと結合力が低下するため不適当だからである。
なお、残部には水を使用する。

上記の範囲を満たす塗型材組成（重量比）の一例を示すと、
黒鉛粒子からなる粉体１３
ケイ酸系バインダ１４
シリカ６
酸化アルミニウム５
水６２（残部）
からなるものが挙げられる。

黒鉛粒子の平均粒径D_５０は、１μｍ〜５μｍとすることが好ましい。上限下限の意義は前述したのでここでの説明は省略する。
黒鉛の替わりにボロンナイトライド（BORON NITRIDE;以下「ＢＮ」）、ダイヤモンドライクカーボン（DIAMOND-LIKE CARBON;ＤＬＣ）、フラーレン、クラスターダイヤモンド等も固体潤滑性を有するため、黒鉛に代えて使用可能である。また、いずれかを黒鉛粒子に混合させてもよい。

例えば、ＢＮ粒子を骨材に用いて金型（１０Ａ、１０Ｂ）に形成された塗型の一例は、平均粒径が約１μｍである場合に、熱抵抗値は、４７cm²・sec・℃/cal、静摩擦係数は、０．５５であり、１０点平均表面粗さは、５１．５μｍ程度となる。

＜塗型材塗布工程Ｓ２＞
図２は、鋳造方案された金型鋳造のための構造体の一実施形態であり、特に、重力鋳造用の金型構造体１００の断面図である。
図２に示されるように、金型構造体１００は、当接面１０ＡＢで互いに壁同士が当接されて組み合わされる上型１０Ａ及び下型１０Ｂからなる金型（１０Ａ、１０Ｂ）を含む。さらに、金型構造体１００は、押湯部１４、溶湯部１６及び不活性ガス管Ｇ_Ａ、Ｇ_Ｂも含む。

本工程は、上型１０Ａ及び下型１０Ｂの内面１１Ａ、１１Ｂに塗型材を塗布する工程である。
まず、塗型材塗布の前の準備として、図２に示される上型１０Ａ、下型１０Ｂの、少なくとも内面１１Ａ、１１Ｂ、並びに当接面１０ＡＢの清掃（脱脂、水洗、乾燥等）を行う。そして、内面１１Ａ、１１Ｂに塗型材のアンカ効果をもたらすために、内面１１Ａ、１１Ｂにブラスタ処理を行う。その後に、ブラスタ粉の除去清掃をする。
次に、塗型材が塗布される金型（１０Ａ、１０Ｂ）をヒータ手段（不図示）により一定温度、好ましくは１５０℃〜３５０℃程度まで昇温・加熱し、内面１１Ａ、１１Ｂに、塗型材をスプレーガンで所定厚さ（例えば１００μｍ程度）まで均一塗布する。そして、塗布された塗型材を乾燥して、内面１１Ａ、１１Ｂに塗型１２Ａ、１２Ｂの塗膜を形成する。金型（１０Ａ、１０Ｂ）の温度は、１５０℃より低いと液だれによる膜厚が不均一であり不適当であり、一方、３５０℃より高いと水分が蒸発し易く剥離するため不適当であるからである。
このように上型１０Ａ、下型１０Ｂの当接前に、別個に塗型材を内面１１Ａ、１１Ｂに塗布してもよいが、上型１０Ａ、下型１０Ｂを当接させた状態で、塗型材を内面１１Ａ、１１Ｂに塗布してもよい。

図４は、以上のようにして金型上に形成される本発明に係る塗型２Ｎを含む構造を示す（図１４（従来構造）と同じ参照符号のものは同一のものを指す）図４から分かるように、塗型２Ｎは、従来に比べ非ポーラス構造となる。そのため、溶湯の差込みがなくなる。

さらに、工程Ｓ１、工程Ｓ２で形成した塗型１２Ａ、１２Ｂの、従来の塗型と異なる特徴を以下に説明する。
図１４は、従来の金型鋳造方法によって、塗型が形成された金型（１０Ａ、１０Ｂ）に溶湯が鋳込まれた層構造５を示す。層構造５は、金型部１と、塗型部２と、溶湯鋳込み部３とからなる。塗型部２は、空孔２Ａ及び骨材２Ｂを含む。
図１４に示すように、従来の塗型を用いると、塗型部２の内部及び表面が顕著な空孔２Ａが散在したポーラス構造を備えていた。
そのため、溶湯鋳込み部３からの溶湯が参照符号３Ａで示すように、塗型部２に差込む不具合が発生しがちであった。この差込みが発生すると、鋳造品を離型するときに、塗型部２を剥離したり破壊するため、塗型部２を短命にしていた。また仮に鋳造品が離型できたとしても、鋳造品の表面が荒肌となり、表面を滑らかにするための付加的な加工が必要なこともある。

しかし、本実施形態に係る塗型材による塗型部２Ｎは、図４に示すように、多少の空孔２ａはあるものの、従来のようなポーラス構造ではない。
その結果、アルミニウム溶湯などを塗型面に鋳込むときに発生していた溶湯の塗型への差込みを防ぐことができ、塗型が長寿命化し、また表面も荒肌とならずその円滑性も向上する。

本実施形態の塗型によって、上記の効果が奏されるのは、主に以下の理由による。
骨材（黒鉛粒子）２Ｂについて、従来、平均粒径１０μｍ程度であったところ、本実施形態では、平均粒径５μｍ程度のものを使用する。そして、骨材２Ｂの含有量を、従来、３０％程度としていたが、３０％〜５０％とする。
その結果、骨材２Ｂによって充填される結果、塗型内部の空孔が少なくなり、塗型部２が緻密構造になるためである。

また、黒鉛粒子を塗型部２Ｎの骨材２Ｂに使うと、黒鉛粒子には固体潤滑性があるため、摩擦抵抗が減少するため鋳物品の抜き型時の塗型剥がれを防ぐことができるようになる。
より具体的には、熱抵抗値は、従来は７２ｃｍ^２・sec・℃/ｃａｌ程度であったが、本実施形態では、黒鉛粒子を骨材２Ｂとして上記のように使用すると、熱抵抗値は、２０ｃｍ^２・sec・℃/ｃａｌ〜４０ｃｍ^２・sec・℃/ｃａｌにすることができる。これにより、熱伝達性が高まり鋳込まれた溶湯の凝固時間が短縮できる。

さらに、塗型面の表面粗度は、従来、１０点平均表面粗さ（Ｒｚ_ＪＩＳ）で５７μｍ程度あったが、本実施形態では、２５μｍ〜３５μｍに設定することができる。これにより、塗型面の円滑化が達成され、量産鋳造の際、溶湯の塗型へのショット数に対する塗型摩耗量を減らすことができる。例えば、従来の塗型は１０回のショット数で塗型が使用できなくなったが相当回数（例えば１０００回以上）を超えても使用できるようになった。

＜鋳造手段準備工程Ｓ３＞
図２に示すように、金型構造体１００によって、断面が略長方形の鋳造品Ｐ（溶湯Ｂが凝固したもの）を鋳造するため、金型（１０Ａ、１０Ｂ）は、略直方体状のキャビティ１３を備えている。上型１０Ａ及び下型１０Ｂの内面に、塗型塗布工程Ｓ２によって、塗型（図４の参照符号４Ｎ）を形成する。また、金型（１０Ａ、１０Ｂ）には、図示しないが、金型（１０Ａ、１０Ｂ）に冷却水を循環して流す冷却孔が配管されている。

また、金型構造体１００では、溶湯部１６から、溶湯１７（例えば、溶融アルミニウム）が溶湯口１８を介してキャビティ１３に鋳込まれると同時に、押湯部１４による押湯による溶湯１７に対する圧力で、引け巣を防止している。
なお、溶湯口１８は常に開状態にされているため、溶湯１７が金型（１０Ａ、１０Ｂ）内部を満たした分からオーバフローした溶湯部１６に存在する溶湯１７は、鋳造品１３への押湯の機能も果たす。

ガス管Ｇ_A、Ｇ_Bは、キャビティ１３の左上端部ＬＴの周辺及び、押湯部１４の頂面ＣＴに、それぞれベントＶ１、Ｖ２を介して、金型（１０Ａ、１０Ｂ）内のキャビティ１３に、不活性ガスがパージ可能かつ排出可能に接続されている。

図３は、金型構造体１００の他の１つであって、傾動鋳造用の金型構造体１０１の断面図である。この金型構造体１０１は、図３に示されるように、１本のガス管Ｇｃが配管されており、キャビティ１３の左上端部ＬＴの周辺に接続されている。他の構成は、図２の金型構造体１００と同様であるためその説明を省略する。

＜金型鋳造工程Ｓ４＞
上記の金型構造体１００、１０１を用いて、鋳造品の品質を維持しながら、キャビティ１３に鋳込まれる溶湯１７の凝固時間を短縮し、本工程によって金型鋳造が行われ、鋳造品が形成される。
以下、図２を参照しながら、本工程について説明する。
本工程では、押湯部１４のサイズを従来より縮小化して鋳造が行われる。
より具体的には、押湯部１４のサイズを、従来よりも容積比で６０％程度縮小している。これにより、製品歩留りが従来７０％〜８０％であったものが、８０％〜９０％に向上した。

しかし、このとき、従来設置していた押湯部１４がキャビティ１３内に鋳込まれる溶湯との設置範囲は変更しないようにする。これにより、従来の金型をほとんど変更することなく、押湯部１４のサイズを変更することで済み、従来の金型へ、押湯部１４を積極的に適用することができる。
このような設置範囲を変更しない押湯部１４サイズの変更は、例えば、円柱状の押湯部を、切頭錐形状のものに変えることで達成できる（図２の押湯部１４の断面は切頭錐形状である）。

また、図示しないが、押湯部１４の外壁１４Ｗは、断熱性の優れた保温材を使用する。保温材には、例えば、ルミボード（登録商標）、ルミキャスト（登録商標）等のゾノライト系ケイ酸カルシウムからなる材質が使用可能であり、その熱伝導率は、０．１０Ｗ/ｍ・ｋ〜０．２５Ｗ/ｍ・ｋのものが好ましい。０．１０Ｗ/ｍ・ｋ未満だと未凝固部位が発生するため不適当であり一方、０．２５Ｗ/ｍ・ｋより大きいと凝固が速くなるため不適当だからである。これにより、押湯が溶湯よりも必ず遅く凝固するため、溶湯が完全に凝固するまで、押湯がその機能を維持できるようになる。そのため、鋳造品に望まれる指向性凝固が確保でき、鋳造品の品質を維持する。

さらに、本工程では、金型（１０Ａ、１０Ｂ）の冷却を強化している。溶湯補給性は変化させずに、金型（１０Ａ、１０Ｂ）に冷却孔に水を循環させた冷却手段を適切な位置に含ませることにより、押湯全体の凝固時間を短縮する。適切な位置は、鋳造品（又は金型）の形状や大きさによって適宜決定する。これにより、鋳造品の品質が確保され、押湯の凝固時間を短縮する。

また、金型（１０Ａ、１０Ｂ）に冷却手段を設けることによって、溶湯凝固時間を従来比２０％に短縮できる。
さらに、同冷却手段によって、上型１０Ａと下型１０Ｂの型開きのときに、塗型内の黒鉛粒子が燃焼によって消耗しない塗型表面温度以下とすることができる。これによって、塗型を長寿命化させ、かつ、鋳造品の品質の安定化を図ることができる。

また、本工程では、酸素濃度が低い不活性ガスを金型（１０Ａ、１０Ｂ）のキャビティ１３に充填してから、溶湯を鋳込んでいる。より具体的には、金型（１０Ａ、１０Ｂ）に接続されたガス管Ｇ_Ａ、Ｇ_Ｂから、溶湯投入前に、酸素濃度５％以下の不活性ガスをキャビティ１３に注入する。不活性ガスには、窒素、ヘリウム、アルゴン等を使用することができる。酸素濃度の下限は、限りなく０に近いことが好ましいが、製造コスト上、最低限の酸素濃度の不活性ガスを使用することが望ましい。

溶湯が徐々に投入されるに従い、ベントＶ１から不活性ガスが徐々に排出されていくようにする。
このようにして、不活性ガスによって、非酸化雰囲気にキャビティ１３が常に保たれながら、溶湯、凝固が行われるため、鋳造品が酸化することがない。よって、鋳造品の品質が安定化し、かつ、塗型も長寿命化する。

また、不活性ガスの注入箇所Ｇ_Ａ、Ｇ_Ｂ、Ｇ_Ｃは、ガス特性（例えばガスの比重）、鋳造方法（例えば、重力鋳造方法によるか傾動鋳造によるか）を考慮した箇所とするが、金型（１０Ａ、１０Ｂ）で形成されるキャビティ１３全体に行き渡り易いような位置に配管することが好ましい。このように不活性ガスの注入箇所Ｇ_Ａ、Ｇ_Ｂ、Ｇ_Ｃを配置すると、溶湯の凝固時間が短縮し引け巣が生じにくくなる。その結果、塗型を長寿命化させ、かつ、鋳造品の品質の安定化を図ることができる。
例えば、不活性ガスにアルゴンガスを用いると、アルゴンが空気より重い（原子量は３９．９４８、空気（常温）の比重は２８．９６６）ため、図２及び図３に示すように、不活性ガスの注入箇所Ｇ_Ａ、Ｇ_Ｂ、Ｇ_Ｃは、金型（１０Ａ、１０Ｂ）の上方部、押湯部１４の上方部とすることが好ましい。

以上説明したように本実施形態では、第１に、長寿命かつ低熱抵抗塗型を金型（１０Ａ、１０Ｂ）に形成すること、第２に、不活性ガスを金型（１０Ａ、１０Ｂ）内（キャビティ１３）に充填すること、第３に、押湯サイズを縮小すること、第４に金型（１０Ａ、１０Ｂ）の冷却を強化すること、以上、４つの手段を、適切な各工程における処理条件（パラメータの範囲等）、各部の配置態様によって、本発明の効果を達成する。

本実施形態のまとめとして、以下、図１１、図１２及び図１３を参照しながら、以上の手段１から４の、いずれか一つ、いずれか二つの組み合わせ、いずれか三つ組み合わせ、そして、すべての手段を組み合わせた金型鋳造方法を比較する。
図１１は、手段１から４までの各手段を含まない従来方法Ａに対して、手段３及び４の組み合わせＢ、手段１及び２の組み合わせＣ、並びに手段１から４を同時に組み合わせＤについて、サイクルタイム（秒）を比較した棒グラフである。
図１１によれば、手段１から４のすべてを組み合わせることで、高品質な金型鋳造品を鋳造し、かつ、金型鋳造に係るサイクルタイムを大幅に短縮することができることが分かる。

図１２は、特に、手段１の効果を示す表である。ａと、ｂ又はｃとを比較すると、従来塗型を従来方法で使用したａの場合の方が、従来塗型を本鋳造方法（手段２、３及び４）により使用したｂの場合又は改変塗型（手段１）を従来の鋳造方法により使用した場合よりも、塗型寿命が劣化している。
しかし、図１２によれば、改変塗型を本鋳造方法（手段１から４の組合わせ）により使用したｄの場合には、各ａからｃの各例に比べ、塗型を格段に長寿命化することができる。

以上、本実施形態によれば、押湯部の改変、冷却強化、長寿命・低熱抵抗塗型の金型表面への形成、及び、不活性ガスの金型内部への充填の各好適製造条件を同一製造フローに適用することで、鋳造品の品質が安定し、同時に、鋳造品の凝固時間の大幅な短縮、より具体的には、従来の溶湯凝固時間の約１/４に短縮でき、ひいてはサイクルタイムの短縮を大幅に達成することができる。さらには、本実施形態によれば、塗型の長寿命化を図ることもできる。

[実験例]
実験例１から実験例５の共通条件は、特に断らない限り以下の通りとした。
（塗型材準備）
平均粒径５μｍの黒鉛粒子からなる粉体；４０ｗｔ％
（ただし、実験例１の上記粉体のｗｔ％は、下記及び図５に示す通り）
黒鉛粒子粉体１３
ケイ酸系バインダ１４
シリカ６
酸化アルミニウム５
水６２（残部）
（塗型材塗布）
塗型スプレーガン使用
（金型準備）
金型；縦４０ｃｍ、横４０ｃｍ、厚さ６０ｃｍの板状簡易金型（以下「簡易金型」と称する）
金型温度；４００℃（ヒータによって温度制御する）
不活性ガス種；アルゴンガス
（金型鋳造）
溶湯材質；ＡＣ４Ｃ相当のアルミニウム
溶湯温度；７００℃
金型冷却；金型内の冷却孔を循環する冷却水を使用

[実験例１]
実験例１は、黒鉛粒子（骨材）含有量と塗型消耗率との関係（図５の折れ線グラフ）と、骨材（黒鉛粒子）含有量と熱抵抗値との関係（図５の棒線グラフ）を調べ（前者を実験例１Ａ、後者を実験例２Ａとする）、塗型材中の黒鉛粒子（骨材）の好適な含有範囲（ｗｔ％）を決定した。

＜実験例１Ａ＞
塗型材中の黒鉛粒子含有量を、０、１０、２５、４０、７５、１００（ｗｔ％）とした塗型材を、簡易金型に塗布して塗型を形成した（このときの重量をＷとする）。
このように形成した塗型上に、溶湯を１０００ショット鋳込み、その後の重量を測定した（このときの重量をＷ´とする）。
塗膜消耗率（％）＝{（Ｗ−Ｗ´）/Ｗ}×１００
を用いて、塗膜消耗率（％）を求め、図５のグラフに白丸でプロットし、隣同士の白丸を直線で結び折れ線グラフを作成した。

図５の折れ線グラフ（白丸折れ線）から、塗型材の中の骨材（黒鉛粒子）が全体の５０ｗｔ％占める場合は、塗型消耗率は２０ｗｔ％程度にとどまっていたが、７５ｗｔ％以上になると、塗型消耗率は１００ｗｔ％になった。すなわち、本実験例１Ａから、黒鉛粒子を塗型材の骨材として用いる場合に５０ｗｔ％以下にすることが好ましいことが分かった。

＜実施例１Ｂ＞
実験例１Ａと同様に、塗型材中の黒鉛粒子の重量比を、０、１０、２５、４０、７５、１００（ｗｔ％）とした塗型材を、簡易金型に塗布して塗型を形成した。各簡易金型に溶湯を流し込み、溶湯が凝固するまでの温度を熱電対を用いて読み取った。そして、温度が安定し始めるまでの時間を溶湯凝固時間（秒）とした。

熱抵抗値は、単位時間当たりの発熱量あたりの温度上昇量であり、または、熱伝達係数の逆数を面積（簡易金型の面積）で割った商でもある。この定義に従い、各塗型の熱抵抗値[ｃｍ^２・sec・℃/cal]を算出し、図５の棒グラフを作成した。
図５の棒グラフから、塗型材中の黒鉛粒子含有量が多くなるほど、熱抵抗値が下がる傾向が得られた。特に、塗型材中の黒鉛粒子含有量を０から２５ｗｔ％に設定するだけで大幅に下がり、その後含有量を増やしてもそれほど顕著に熱抵抗値は下がらなかった。

[実験例２]
実験例２では、まず、塗型材中の黒鉛粒子の重量を変更し、塗型膜厚を変えるように調整した塗型材を、簡易金型に塗布して塗型を形成した。各簡易金型に溶湯を流し込み、溶湯が凝固するまでの温度を熱電対を用いて読み取った。そして、温度が安定（飽和）するまでの時間を溶湯凝固時間（秒）として測定した。熱抵抗値は、実験例１Ｂと同様の方法で算出した。

そして、上記方法で得られたデータをプロットした、横軸に熱抵抗値を、縦軸に溶湯凝固時間(秒)とした図６に示すグラフを作成した。
図６から、熱抵抗値と溶湯凝固時間とは比例関係にあることが分かった。すなわち、塗型の熱抵抗値を低くすれば、溶湯凝固時間が短縮されることが分かった。
以上の実験例１Ａ、１Ｂ（図５）並びに実験例２（図６）より、塗型材中の黒鉛粒子（骨材）の含有範囲は、１０ｗｔ％〜５０ｗｔ％、さらに好ましくは２５ｗｔ％〜５０ｗｔ％とすることが好ましいことが分かった。
この理由は、実験例２（図６）からは、本発明の目的である、サイクルタイムに寄与する溶湯凝固時間（秒）を短縮するには、塗型の熱抵抗値をできるだけ下げることが好ましいが、一方、あまり低くすると、実験例１Ａ、１Ｂ（図５）から、熱抵抗値が急激に上がるため熱伝導性を下げるため好ましくなく、両実験例（両図）を考慮すると、上記範囲が好適であるためである。

[実験例３]
実験例３は、塗型を形成した金型（本実験例では、図２に示された本実施形態と同じ金型（１０Ａ、１０Ｂ）を準備し、塗型と金型の境界に熱電対を配置し、金型内を酸素含有量２０ｖｏｌ％の不活性ガス雰囲気とした。金型の温度を上昇させながら、同時に塗型温度（℃）を熱電対を介して測定し、かつ、金型内の酸素濃度を酸素濃度計で測定することで、塗型の酸化進行度（％）を測りながら、金型鋳造を行った。
図７は、横軸を塗型温度（℃）、縦軸を酸化進行度（％）としたグラフである。
図７のグラフから分かるように、金型温度が５００℃を上回ると、急激に塗型の酸化進行度（％）が上昇することが分かった。
これは、金型温度が５００℃を上回る高温になると、不活性ガス中に含まれる少量の酸素が、塗型中の黒鉛粒子（骨材）と反応し始めたからである。
よって、金型温度を、５００℃以下に設定することが好ましいことが分かった。

[実験例４]
実験例４は、塗型を形成した金型[本実験例では、図２に示された本実施形態と同じ金型（１０Ａ、１０Ｂ）]を準備し、金型（１０Ａ、１０Ｂ）内の不活性ガスに含有される酸素量を０から２０ｖｏｌ％まで変化させて、塗型中で消費される酸素濃度を、金型（１０Ａ、１０Ｂ）内の酸素濃度計で測定することで、塗型の酸化進行度（％）を測りながら、金型鋳造を行った。
図８は、横軸を酸素温度（ｖｏｌ％）、縦軸を酸化進行度（％）としたグラフである。
図８のグラフから分かるように、酸素濃度が５％を上回ると、急激に塗型の酸化進行度（％）が上昇することが分かった。
よって、不活性ガスに含有される酸素濃度を、５ｖｏｌ％以下に設定することが好ましいことが分かった。

[実験例５]
簡易金型に共通条件に従い塗型を形成し、静摩擦係数が０から０．６５、十点平均表面粗さが１０から６５μｍのテストピースを複数個作製した。そして、溶湯を塗型を備えた簡易金型に鋳込み凝固し離型する工程を１５００回行い、その後、残存する塗型量を測定し、当初の塗型量を１００％とし、残存塗型比率（％）を算出した。
そして、図９は、横軸を静摩擦係数及び十点平均表面粗さ（μｍ）、縦軸を残存塗型比率（％）としたグラフである。

なお、本実験例において、静摩擦係数は、塗型と簡易金型からなるテストピースの上に、約１ｋｇのアルミニウム溶湯を鋳込みかつ凝固させ、その後、テストピースを水平に固定させて、鋳込まれたアルミ材を水平方向から荷重を負荷し、そのときの最大押し出し力をデジタルフォースゲージで測定した。十点平均表面粗さは公知の表面粗さ計によって測定した。

図９のグラフから分かるように、静摩擦係数０．６０又は十点平均表面粗さが３５μｍを超えると、急激に残存塗型比率％が劣化する。このことは、塗型表面が、静摩擦係数０．６０又は十点平均表面粗さが３５μｍより粗くなると、アルミニウム溶湯が粗面に差し込む結果、離型の際、アルミニウム鋳造側に塗型が付着したまま脱着され、塗型が減少してしまうことによる。
よって、本実施形態の欄で述べたような塗型材作製の処方で従来のものから改変することによって、塗型組織を緻密化し、表面粗さを３５μｍ以下、又は静摩擦係数を０．６０以下に設定することが好ましいことが分かった。

尚、本発明は、上記の本実施形態及び実験例に限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において種々変更を加え得ることは勿論である。

Ｓ１；塗型準備工程、Ｓ２；塗型材塗布工程、Ｓ３；鋳造手段準備工程、Ｓ４；金型鋳造工程。

Claims

押湯部と、金型部と、ガス注入部とを含む金型鋳造構造を用いて製品を鋳造する金型鋳造方法であって、
前記押湯部の押湯サイズは鋳造品に対応する容積とし、かつ、前記押湯部の壁は断熱性とされており、
固体潤滑性機能を持つ黒鉛粒子からなる骨材、及び発泡性抑制機能を持つケイ酸系バインダを含む塗型材を前記金型の溶湯鋳込み面に塗布して塗型を形成し、
前記ガス注入部から、酸素含有濃度０．１ｖｏｌ％〜５ｖｏｌ％の不活性ガスを前記金型部の内部全体に行き渡り易い箇所から注入し、前記金型内部を不活性ガス雰囲気とし、
前記不活性ガスと置換されながら、前記塗型で被覆された前記溶湯鋳込み面に前記溶湯を鋳込み、
前記金型は循環水が流れる冷却孔を含み、前記金型に形成された前記塗型の温度を５０℃〜５００℃に設定する、
ことを特徴とする金型鋳造方法。
前記骨材は、平均粒径１μｍ〜５μｍの黒鉛粒子からなる黒鉛粉体を使用し、かつ、前記黒鉛粉体の前記塗型材内の含有量を、１０ｗｔ％〜５０ｗｔ％に設定することを特徴とする請求項１に記載の金型鋳造方法。
前記塗型は、その表面物性に関し、静摩擦係数を０．２０〜０．６０、十点平均表面粗さを１０μｍ〜３５μｍ、及び熱抵抗値を２０ｃｍ^２・sec・℃/ｃａｌ〜４０ｃｍ^２・sec・℃/ｃａｌになるように形成することを特徴とする請求項1又は２のいずれか１項に記載の金型鋳造方法。