CN1051035C - 压铸机用压射室筒及采用该压射室筒的压铸机 - Google Patents

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Abstract

兼作压铸机的熔融金属的受体和加压缸体的压射室筒6由导热系数为20W/mk以下的金属材料构成。具体地说，由至少含有7～19重量%的Ni、并且具有以马氏体或者马氏体与奥氏体的混合相为主的金相组织的铁基合金构成压射室筒6。铁基合金还含有从3～8重量%的Si、0.3～2重量%的C、0.03～0.1重量%的Mg和Ca中选择的至少一种、1.0重量%以下的Mn，例如球墨铸铁。以这种低导热性的金属材料构成压射室筒6，可以抑制固相的混入等，从而得到优异的可靠性和耐久性。

Description

压铸机用压射室筒及采用该压射室筒的压铸机
所属领域
本发明涉及用于压铸铝合金等各种轻合金的压铸机用的压射室筒及采用该压射室筒的压铸机。
背景技术
轻合金的压铸制品是将熔融金属以压力充填到由可动模和固定模组成的一对模具形成的内腔中而制成的。内腔经衬套与压射室筒相连，从该压射室筒上设置的浇口注入熔融金属。注入的熔融金属用柱塞以压力充填入内腔内。用于制作这样的压铸制品的压铸机，其压射室筒的构成材料一般采用SKD61工具钢。
然而，最近人们认识到上述轻合金压铸，特别是采用冷室式压铸机时，被引入内腔中的熔融金属的温度降低对压铸制品的质量有很大影响。即，为了保护压射室筒不受熔融金属影响，对压射室筒外周进行冷却是过去一般的做法。正由于这样，熔融金属温度降低，一部分熔融金属凝固成固相直接混入压铸制品中，成为导致机械性能、气密性降低或产生铸造皱纹等的原因。此外，即使不对压射室筒实施强制冷却，若浇入压射室筒内的熔融金属的量较少，则温度也大幅度降低，使压铸制品的质量变差，这一点也已明了。
作为解决上述问题的对策，对抑制压射室筒内的凝固进程，曾探索对压射室筒外周进行加热。通过加热压射室筒外周，可防止压铸制品中混入固相。然而，加热容易招致压射室筒变形，从而降低装置的耐久性。而且，可克服这一难点的压射室筒材料尚未发现，在实用上留下了难题。
另外，也有人探索压射室筒的局部采用保温性能优异、低热膨胀性的陶瓷材料。然而，陶瓷材料耐冲击性和刚性低，可靠性方面存在问题。再者，由于与周边部件的热膨胀系数相差较大，会产生嵌合部位龟裂等问题。此外，它难以制成复杂的形状，实用上存在很大难点。
如上所述，对于用在压铸机上的压射室筒的材料具有如下要求，即保温性能要进一步提高，与柱塞等周边部件的热膨胀系数的差要小。而过去一直沿用的方法和材料不能充分满足该要求。
本发明的目的是提供保温性好、可抑制固相混入等现象的发生，而且可靠性优异的压铸机用压射室筒，进而提供耐久性得到提高的压铸机用压射室筒。另外，本发明的目的还在于提供满足上述条件的同时，还能缓和与周边部件之间的热膨胀差，从而使可靠性和耐久性得以提高的压铸机用压射室筒，进而提供铸造性能和切削加工性能能良好的压铸机用压射室筒。本发明的其他目的还在于提供一种通过采用上述压铸机用压射室筒，提高制品成品率的同时，具有优异的耐久性和可靠性的压铸机。
发明内容公开
本发明提供一种兼作压铸机的熔融金属的受体和加压缸体的压铸机用压射室筒，其特征在于：所说压铸机用压射室筒由具有马氏体相或者包含面积比10％以上的马氏体的马氏体相与奥氏体相的混合相为主的金相组织的、导热系数为20W/mK以下的至少含有Ni的铁基合金构成的。象这样，由具有以马氏体相或者马氏体相与奥氏体相的混合相为主的金相组织并且导热系数为20W/mK以下的金属材料构成压铸机用压射室筒，可以抑制压射室筒内熔融金属的凝固，从而提高压射室筒自身的可靠性。作为压射室筒的构成材料的金属材料，若其导热系数大于20W/mK，则不能得到足够的保温性能，从而不能充分抑制熔融金属在压射室筒内的凝固。此外，作为压射室筒的构成材料的金属材料，其金相组织若不是以马氏体或者马氏体和奥氏体的混合相为主的金相组织，则不能得到足够的耐磨性能和抗卡滞性，也不能充分抑制热引起的变形，因而压射室筒的耐久性和可靠性不能得到充分满足，就马氏体与奥氏体的混合相而言，为显著提高耐磨性和抗卡滞性，为充分抑制热引起的变形，混合相中的马氏体的比例控制在面积比10％以上为宜。
而陶瓷材料等金属材料之外的材料，要得到良好的可靠性是困难的。
上述本发明的压铸机用压射室筒中，特别是金属材料具有如下特征，即金属材料由至少含有Ni的铁基合金组成，并且该铁基合金具有以马氏体相或者马氏体相和奥氏体相的混合相为主的金相组织。具有这样的金相组织的含Ni铁基合金，除了低的导热性能之外，还能满足威氏硬度HV300以上的硬度和11～16×10-6/K的热膨胀系数(自室温至573K的温度范围)这样的低热膨胀性的要求。由此，可提高耐磨性和抗卡滞性的同时，还能够防止伴随热变形而导致间隙的变小，因而可以进一步提高压铸机用压射室筒的耐久性和可靠性。
本发明的压铸机，其特征在于具有：一种压铸机，其特征在于它设有：具有固定模和可动模的一对模具；
设在上述固定模上的衬套；
与上述衬套连接、兼作熔融金属的受体和加压缸体、由具有马氏体相或者包含面积比10％以上的马氏体相的马氏体相与奥氏体相的混合相为主的金相组织且导热系数为20W/mK以下的至少含有Ni的铁基合金构成的压射室筒；
用来将浇入上述压射室筒内的熔融金属以压力充填入上述一对模具中的柱塞；以及
上述柱塞的驱动机构。
附图说明
图1是按照本发明一个实施例的压铸机的局剖结构图；
图2是图1所示压铸机的要部放大剖视图；
图3是本发明一个实施例的压铸机用压射室筒的结构剖视图；
图4是图3所示压铸机用压射室筒的变形例的剖视图；
图5是本发明的其他实施例的压铸机用压射室筒的结构剖视图；
图6是以本发明的实施例进行压铸试验时的制品的形状的立体图；
图7是以本发明的实施例1制作的压铸机用压射室筒的金相组织放大的显微镜照片；
图8是以比较例2制作的压铸机用压射室筒的金相组织放大的显微镜照片；
图9是以本发明的实施例4制作的压铸机用压射室筒的金相组织放大的显微镜照片。
实施例
下面就本发明的实施例进行说明。
图1是本发明的一个实施例的压铸机的结构图。图2是其主要部分的放大图。这两个图中，1是由可动模2和固定模3组成的一对模具，由该一对模具1形成内腔4。固定模3内设置有与内腔4连接的衬套衬套5。此外压射室筒6与衬套5相连接。压射室筒6为台板7所支承。
压射室筒6如图3所示，具有圆筒形状。压射室筒6的一端设有浇口6a，另一端设有凸缘6b。熔融金属从设在压射室筒6上的浇口6a浇入。压射室筒6中可移动地配置有柱塞头8。柱塞头8上连接有柱塞杆10，该柱塞杆10靠油缸9等的柱塞驱动机构驱动。从浇口6a浇入的熔融金属，靠油缸9的动作由柱塞头8加压充填入内腔4中。
可动模2靠油缸11等的模具移动机构而可以移动。当该可动模2向预定方向移动时，内腔4内制成的压铸制品靠被固定的推压杆12从模具中排出。
上述压铸机中，压射室筒6是由具有以马氏体相或者马氏体与奥氏体的混合相为主的金相组织、导热系数为20W/mK以下的金属材料构成。由具有这种金相组织和导热系数的金属材料构成压射室筒6，可以抑制压射室筒6内熔融金属的凝固，从而实现压射室筒6自身可靠性的提高。作为压射室筒6的构成材料的金属材料，其导热系数若超过20W/mK，则不能得到足够的保温性能，不能充分抑制熔融金属在压射室筒6内的凝固。金属材料的更适宜的导热系数为18W/mK以下，最适宜的是16W/mK以下。此外，作为压射室筒6的构成材料的金属材料，若不具有以马氏体相或者马氏体与奥氏体的混合相为主的金相组织，则不能得到足够的耐磨性和抗卡滞性，而且由于不能充分抑制热引起的变形，故也不能充分满足压射室筒的耐久性和可靠性。一般地，压铸铝系合金时，压射室筒6的工作温度约在373～673K范围，因此在该温度范围内以满足上述导热系数为宜。但是，在压射室筒6或熔融金属的温度较低的场合，上述的部分熔融金属凝固成为问题。因此，尤其在373～423K温度范围内满足上述导热系数为宜。
作为上述所述导热系数为20W/mK以下的金属材料，可举出含Ni量高的铁基合金的例子。Ni在其相对于Fe的含量在直至约76wt％Ni-Fe广宽成分范围内可形成固溶体，在该固溶范围的中间区域(20～40wt％Ni的程度)存在着导热系数较低的区域。就是说，上述20～40wt％Ni程度的含Ni铁基合金的主相是奥氏体相，当其组成偏离晶体结构有序性高的纯铁或者形成金属互化物FeNi3的76wt％Ni-Fe时，晶体的有序性降低，将妨碍担当金属热传递的电子和声子的运动，从而可作为压射室筒6耐久性不够，而且自含Ni量为20重量％以下起导热系数开始升高。
与之相比，若在含Ni铁基合金的金相组织中使之出现面积比10％以上的马氏体，则硬度将提高，而且即使Ni含量为例如19重量％以下，仍能抑制导热系数的增大，能够满足导热系数为20W/mK以下这一要求。而且，出现了马氏体的含Ni铁基合金也能满足低热膨胀性的要求。上述具有面积比10％以上的马氏体相的含Ni铁基合金的硬度，可达例如威氏硬度的HV300以上。将这样高硬度的含Ni铁基合金用作压射室筒6的构成材料，能够提高压射室筒6的耐磨性和抗卡滞性。
此外，关于出现马氏体的含Ni铁基合金的低热膨胀性，具体地说就是，压射室筒6被加热到从室温至573K的温度范围内，其热膨胀系数为11～16×10-6的程度。一般来说，衬套5、台板7、柱塞头8等压射室筒周边部件是用球墨铸铁等制作的，因此这些压射室筒的周边部件与压射室筒6的热膨胀系数可以做到大致相等。故此压射室筒6和周边部件的热变形将被抑制。因而，能够防止伴随热变形而发生间隙减小和由此引起卡滞等现象。
如上所述，采用具有出现了马氏体的金相组织的含Ni铁基合金，可以提高压射室筒6的耐磨性和抗卡滞性等性能，并且可以防止伴随热变形而发生间隙变小等现象。因此，由具有出现了马氏体的金相组织的含Ni铁基合金所构成的压射室筒6，能够充分抑制熔融金属凝固，因而具有优异的耐久性和可靠性。
作为压射室筒6的构成材料的含Ni铁基合金，其具体的金相组织可列举出：以马氏体和奥氏体的混合相为主的金相组织和主要由马氏体组成的金相组织。作为马氏体和奥氏体的混合相，其金相组织可以是在作为主相的奥氏体相间分散有马氏体，但以马氏体的面积比与奥氏体的面积比相同或者大于后者这样的金相组织为宜。进一步讲，以马氏体为主相(比如面积比60％以上)的混合相为好。此外，就其实质而言，也可以是具有由单独的马氏体组成的金相组织的含Ni铁基合金，但从提高韧性和疲劳寿命，并且具有良好的加工性能考虑，最好是具有残留奥氏体的金相组织。
含Ni铁基合金的金相组织随Ni的含量，后面将详述的Si的含量以及铸造或热处理后的冷却速率等因素而变化。关于含Ni铁基合金的Ni含量，为使之出现上述马氏体以同时满足低导热性和低热膨胀性的要求，控制在重量比7～19％为宜。若上述铁基合金的Ni含量不足重量比7％，则铁中的Ni因溶量将降低，导热系数增大，并且出现柔软的铁素体或珠光体，使耐久性降低。而Ni含量超过重量比19％，则马氏体的出现量将减少，导热系数和热膨胀系数将同时增大。从获得低导热系数考虑，Ni含量在重量比10～15％的范围更为适宜。
如上所述的含Ni铁基合金中，若含有与铁相比原子半径相差很大的固溶合金元素，则可以进一步降低导热性。这类元素可列举出Si、Al、Ti等。但Al会与Ni形成金属互化物(Ni3Al)，而Ti会形成碳化物，因此有使导热系数增大之虞。为此只能添加极微量，使其效果较小。但就Al而言，只要在0.5重量％以下的程度，即显示出导热系数减小的效果。与此相反，在不形成金属互化物下，可向Ni-Fe合金添加硅直到8重量％这一程度，Si作为降低导热系数的元素是有效的。例如，向7～19wt％Ni-Fe合金中添加7重量％的Si虽能形成金属互化物Ni3Si，但在8重量％之前，因固溶成分的作用，也可以降低导热系数。另外，Si的添加导致导热系数降低的效果从3重量％左右开始明显起来。再有，使其含有量比较大的Si，可使马氏体容易出现。因此，含Ni铁基合金的Si含量控制在重量比3～8％为宜。
再者，获得出现了上述马氏体的金相组织的基础上，用含Ni铁基合金制作压射室筒6时的铸造和热处理后的冷却速率控制在10K/min以下为宜。即使Ni含量或Si含量满足上述要求，若铸造和热处理后的冷却速率大于10K/min，奥氏体的量将过多，易引起硬度降低和热膨胀系数增大。因为铸造后的冷却速度在10K/min以下，所以压射室筒6的壁厚最好在10mm以上。
作为压射室筒6的构成材料的含Ni铁基合金，进而含有0.6～2.0重量％范围的C、从0.03～0.1重量％的Mg和Ca中选择的至少一种以及1.0重量％以下的Mn而作为铸铁使用则更为适宜。添加C使金相组织中形成石墨结晶，可获得与一般铸铁相仿的铸造性能与切削加工性能。C的含量不足0.6重量％则不出现石墨结晶，超过2.0重量％则形成粗大石墨而使强度降低。就导热系数而言，碳的固溶量多对降低导热系数有效果，将碳的总量控制在较低的0.6～1.0重量％的范围更为适宜。而在重视机械加工性能的场合，将C含量控制在1.5～2.0重量％的范围为宜。采用这种铸造性能和切削加工性能良好的铸造材料，可以以低的成本提供具有上述效果的压射室筒6。
石墨本身是热的良导体，片状石墨是由连续的石墨组成从而会大大影响低导热性。为此，从Mg和Ca中选出至少一种，在0.03～0.1重量％的范围进行添加以形成球状石墨为宜。球状石墨组织的石墨在铁基中弧立存在，因而对导热系数的影响较小。Mg或Ca的含量若不足0.03重量％，则碳不能充分球墨化。而Mg或Ca的含量大于1.0重量％，则会形成碳化物(MgC2、CaC2等)，导热系数将增大。
Mn是铸铁的基础成分，作为脱氧剂和提高抗腐蚀性的成分而起作用。但是，若Mn的含量超过1.0重量％，则会形成碳化物((Fe，Mn)3C等)而使导热系数增大，故Mn的含量控制在1.0重量％以下为宜。
作为压射室筒6的构成材料而采用上述含Ni铁基合金、更具体地说是含Ni球墨铸铁时，如图4所示，最好在压射室筒6的内壁面6c上形成高硬度的表面处理层，例如陶瓷化层13。作为形成陶瓷化层13的表面处理方法，可列举出氮化处理、硼化处理和渗碳处理等例子。按照这些表面处理方法，可以得到氮化物、硼化物和碳化物等为主要成分的高硬度的陶瓷化层13。高硬度的陶瓷化层13可提高压射室筒6的耐磨性。因此，可以更有效地防止压射室筒6的内壁面6c与柱塞头8之间的卡滞与磨损。此外，由于作为陶瓷化层13而存在的氮化物、硼化物和碳化物等，还能提高例如对于熔融Al的抗腐蚀性的效果。
形成上述的陶瓷化层13时，最好预先在含Ni铁基合金中添加容易形成Cr、W和Mo等氮化物、硼化物和碳化物等的元素。通过预先添加这样的元素，可以形成较厚的陶瓷化层13。即通过氮化处理、硼化处理和渗碳处理等表面处理、可以形成更深的氮化物、硼化物和碳化物等。但是，若表面以外生成碳化物等，则导热系数将增大，故Cr、W和Mo等元素的添加量应在最小限度，例如为2重量％以下。
图5是按照本发明其他实施例的压铸机用压射室筒的结构剖视图。图5中，14是用与前述实施例同样的低导热性金属材料、例如具有出现了马氏体金相组织的含Ni铁基合金制成的低导热性压射室筒，该低导热性压射室筒14具有浇口14a。使导热性压射室筒14的内部嵌有同样具有浇口15a的圆管状圆筒15。圆筒15是由与构成低导热性压射室筒14的金属材料不同种类的耐磨性合金或耐腐蚀性合金构成的。由这种低导热性压射室筒14和圆筒15构成双层结构压射室筒16。
由于上述含Ni铁基合金(还有含Ni球墨铸铁)的热膨胀系数与工具钢等相近，所以即使在低导热性压射室筒14内部嵌入耐磨性合金或耐腐蚀性合金、具体说是工具钢等构成的圆筒15，使用时也不会引起热变形等。这种双层压射室筒16，以其外周部分的低导热性压射室筒14实现保温，以其嵌入内部的圆筒15承受与柱塞头8之间的磨损。因而，能够进一步提高耐久性。
下面，就上述实施例的压射室筒及采用该压射室筒的压铸机的具体例子及其评价结果进行说明。
实施例1～2、比较例1～2、参考例1～2
将各自的成分示于表1的各铸造材料以100Kg高频感应炉熔化，使用呋喃砂铸型分别铸造成结构示于图3的压射室筒。实施例1的压射室筒的铸造壁厚为20mm，实施例2的压射室筒的铸造壁厚为6mm。实施例1的压射室筒其铸造后的冷却速率(～423K)为0.1K/sec，实施例2的压射室筒其铸后的冷却速率(～423)为1.0K/sec。表1中将上述各铸造材料的特性一并示出。
此外，作为与本发明的比较例，采用过去采用的材料SKD61工具钢(淬火材料)(比较例1)和成分示于表1而Ni含量少的铸造材料(比较例2)，分别制作成与上述实施例同一形状的压射室筒。比较例和比较例2的压射室筒的铸造壁厚为15mm。这些压射室筒的铸造后的冷却速率(～423K)为0.3K/sec。再有，作为参考例1～2，采用成分示于表1的奥氏体用铸造材料，制成与上述实施例同一形状的压射室筒。参考例1～2的压射室筒的铸造壁厚为20mm。参考例1～2的压射室筒的铸造后的冷却速率(～423K)为0.3K/sec。在表1中将比较例1～2和参考例1～2的成分与特性一并列出。
表1
实施例1 实施例2 比较例1(SKD61) 比较例2 参考例1 参考例2
合金组成(重量％) C：1.5Si：5.0Mn：0.6Ni：13.0Mg：0.04P：0.02S：0.01Fe：其余 C：0.9Si：4.5Mn：0.5Ni：15.0Mg：0.04P：0.03S：0.01Fe：其余 C：0.04Si：1.0Mn：0.2Cr：5.0Mo：1.2P：0.01S：0.01Fe：余量 C：0.2Si：2.5Mn：0.7Ni：5.0Mg：0.05P：0.03S：0.01Fe：余量 C：2.5Si：3.5Mn：0.6Ni：25.0Mg：0.05P：0.02S：0.01Fe：余量 C：2.0Si：5.0Mn：0.5Ni：20.0Mg：0.04P：0.01S：0.01Fe：余量
特性 导热系数*1(W/mK) 15 16 29 30 10 12
热膨胀系数*(×10- 6/K) 15 14 12 13 21 19
硬度 Hv550 Hv400 Hv500 Hv360 Hv148 Hv202
*1：在373K时
*2：室温～573K
从上述实施例的压射室筒(铸件)上切出试片，用显微镜(倍率：200倍)对其金相组织进行观察。该金相组织的显微镜照片示于图7。由图7可以确认：结晶出了球状石墨、并具有面积比为约90％的马氏体相的金相组织。对实施例2的压射室筒(铸件)，也同样以显微镜(倍率：200倍)观察金相组织，确认结晶出了球状石墨、并且具有面积比为约20％的马氏体相的金相组织。
此外，对比较例2的压射室筒(铸件)，也同样以显微镜(倍率：200倍)观察金相组织，其结果：虽具有面积比约为30％的马氏体，但其余为珠光体。这是由于含Ni量过少的缘故。图8表示按照参考例1的压射室筒(铸铁)的金相组织的显微镜照片(倍率：200倍)。由图8可知，参考例1的压射室筒虽然结晶出了球状石墨，但未出现马氏体相，而具有近乎100％奥氏体的金相组织。另外，参考例2的压射室筒中，马氏体相的面积比约为5％。
将按照上述实施例1～2、比较例1～2和参考例1～2的各种压射室筒，分别安装在图1所示250吨压铸机上，在表2所示条件下进行了压铸试验。压铸制品如图6所示，为外径D为150mm、宽度尺寸W为10mm、厚度t为10mm的环状制品。这样的环状制品因表面积与体积之比较大，故熔融金属温度的下降急剧，发生铸件皱纹成为突出问题。另外，对各压射室筒的抗卡滞性以压射室筒内壁划痕的发生程度进行了评价。抗卡滞性的评价是以与传统材料的渗氮淬火SKD61材料同等时作为“良好”的。
采用各种压射室筒进行压铸试验的结果(制品成品率)与抗卡滞性的评价结果一并列于表3。
    压铸条件
合金材料 Al合金ADC12
压铸机 250t
压铸重量 515g(制品190g、2个)
压射室筒充填率 21％
压射室筒直径 60mm
射出速度 0.5～2.0m/s
熔融金属温度 963k
铸造压力 590kgf/cm2
模具温度 553K
表3
    制品成品率(％) 抗卡滞性
射出速度(m/s) 0.5 0.8 1.2 1.7 2.0
实施例1 100 100 90 80 50 极好
实施例2 100 100 82 55 30 良好
比较例1 100 86 3 0 0 良好
比较例2 100 70 2 0 0 稍好
参考例1 100 100 95 87 62 差
参考例2 100 100 93 85 60 差
由表3可以确认，按照实施例1和实施例2的压射室筒，即使在卷入气体与对模具的冲顶较少的射出速度较低的领域，铸造皱纹的发生仍可减少，仍然获得良好的制品成品率。另外，因热膨胀系数与台板和柱塞的材料SKD61同等水平，而且硬度高，所以不存在因热膨胀引起变形和间隙变小等问题而具有优良的抗卡滞性，这一点得到确认。
相比之下，采用比较例1的压射室筒的场合，因导热系数高而发生铸造皱纹，只能得到较低的制品成品率。而采用比较例2的压射室筒的场合，也同样因导热系数高而只能得到较低的成品率。另外，按照参考例1～2的压射室筒，尽管因导热系数低使起初的成品率较高，但由于硬度低，加之与台板和柱塞材料之间的热膨胀系数之差大，故抗卡滞性等耐久性差，实用上有困难。
实施例3～7
采用成分组成、冷却速率、马氏体的面积比和各种特性示于表4的各种铸造材料分别制成与实施例1形状相同(但铸造壁厚为15mm)的压射室筒。用这些压射室筒在与实施例1相同的条件下，在压铸机上进行了实装试验和耐久性试验。射出速度为1.2m/s时的制品成品率和抗卡滞性一并列于表4。而在图9示出实施例4的压射室筒的金相组织的显微镜照片(倍率：200倍)
表4
    实施例
3 4 5 6 7
  合金组成(重量％) C 1.5 2.0 1.0 1.0 1.5
Si 5.8 3.2 4.5 5.0 5.0
Mn 0.8 0.9 0.4 0.5 0.7
Ni 7.0 10.0 12.0 16.0 19.0
Mg 0.04 0.05 0.03 0.07 0.05
P 0.008 0.01 0.01 0.02 0.02
S 0.004 0.005 0.003 0.002 0.005
Fe 余量 余量 余量 余量 余量
铸造壁厚〔mm〕 15 15 15 15 15
冷却速率(K/sec)*3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3
马氏体的面积比(％) 60 55 45 30 10
特性 导热系数*1(W/mK) 15.8 15.0 14.8 15.6 14.0
热膨胀系数*2(×10-6/K) 13.2 13.8 14.0 14.2 16.0
硬度(Hv) 460 440 430 410 300
安装试验时的制品成品率(％) 76 90 92 80 93
抗卡滞性 良好 良好 良好 良好 良好
*1：在373K时，
*2：室温～573K*1，
*3：～423K
实施例8
用与实施例1组成相同的低导热性铸铁铸成压射室筒，经机械加工至设定尺寸之后，如图4所示，对压射室筒6的内壁面6a进行氮化处理而形成作为陶瓷化层13的氮化层。该氮化层是靠形成难以浸润熔融Al的氮化物来提高抗熔损性的。所得到的氮化层具有HV1000～1200的硬度，形成深度为5～10μm。
氮化物形成前的压射室筒的压铸次数寿命，由于向熔融Al熔损以及与柱塞之间的滑动摩擦，为5000次～10000次，而通过象该实施例那样地在压射室筒6的内壁面6a上形成氮化层，使压铸次数提高到约3～4倍，为2～4万次。
实施例9～14
用与实施例2～7组成相同的低导热性铸铁材料分别制作压射室筒，经机械加工至设定尺寸后，对采用与实施例2和实施例4相同材料制作的各压射室筒的内壁面进行硼化处理，而对采用与实施例3、实施例5、实施例6和实施例7相同的材料制成的各压射室筒的内壁面进行氮化处理，形成各自的陶瓷化层。这些实施例9～14的各压射室筒，与形成陶瓷化层之前相比，压铸次数也提高到约3～4倍。
实施例15
如图5所示，在与实施例1组成相同的低导热性铸铁制作的压射室筒14的内部，嵌入圆管状的SKD61制作的圆筒15而制成双层结构压射室筒16。该双层结构压射室筒16的构成为：以外周部分的低导热性铸铁制作的压射室筒11实现保温，嵌入其内部的SKD61制作的圆筒15承受与柱塞之间的磨损。该SKD61制作的圆筒15经过了渗氮淬火处理。另外，由于低导热性铸铁制作的压射室筒11的热膨胀系数与SKD61制作的圆筒15的热膨胀系数为大致相同的水平，故使用时不会导致热变形等。
该实施例的双层结构压射室筒16达到了压铸次数2～3万次的压射室筒寿命。当然，由于保温性的提高，较好地抑制了压铸制品的铸造皱纹。由于这些原因，使总成品率比过去的压射室筒提高了约1.5倍。
比较列3
采用特性示于表5的塞阿龙(サイアロン)制作了与实施例2同样形状的压射室筒。将其装到与实施例2相同的压铸机上，将向压射室筒内浇入的熔融ADC12合金的温度改变为943～973K以检验压射室筒寿命。其结果列于表6。
表5
导热系数(在373K时)(W/mK) 热膨胀系数(室温～573K)(×10-6/K) 硬度(Hv)
  比例例3(塞阿龙)   21   3.0   1500
  实施例2   16   14   400
  实施例2+硼化处理   16   14   2000
表6
    压射室筒寿命(压铸次数×1000次)
浇注温度(K) 943 953 963 973
比较例3(塞阿龙) 1 8 43 74
实施例2 10 9.5 6.2 5.1
实施例2+硼化处理 72 69 50 37
由表6可知，随着溶液温度的降低，塞阿龙的寿命急剧缩短。其理由在于，随着浇注的Al合金温度的降低，压射室筒内壁的凝固层增多，与柱塞之间发生卡滞而损伤压射室筒。另外，塞阿龙制作的压射室筒，因与柱塞等周边部件之间的热膨胀系数之差较大而在嵌合部位发生裂纹，是可靠性差的压射室筒。
正如以上所说明的，由于本发明的压铸机用压射室筒采用了具有低导热性并且可靠性等方面优异的金属材料，因而能够防止压射室筒内熔融金属温度降低，提高压铸制品的质量和压射室筒的可靠性。此外，由于本发明的压铸机采用了上述的压射室筒，因而能够获得较高的制品成品率，而且大幅度提高装置的耐久性和可靠性。因此，本发明的压铸机用压射室筒和压铸机在制作以铝合金为主的各种轻合金的压铸制品时是有用的。

Claims (13)

1.一种兼作压铸机的熔融金属的受体和加压缸体的压铸机用压射室筒，其特征在于：所说压铸机用压射室筒由具有马氏体相或者包含面积比10％以上的马氏体的马氏体相与奥氏体相的混合相为主的金相组织的、导热系数为20W/mK以下的至少含有Ni的铁基合金构成的。
2.如权利要求1的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述铁基合金含有7～19重量％的Ni。
3.如权利要求2的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述铁基合金还含有3～8重量％的Si。
4.如权利要求3的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述铁基合金还含有0.3～2重量％的C与从0.03～0.1重量％的Mg和Ca中选择的至少一种与1.0重量％以下的Mn。
5.如权利要求4的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述铁基合金是球墨铸铁。
6.如权利要求1的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述铁基合金具有威氏硬度Hv300以上的硬度。
7.如权利要求6的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述铁基合金在室温至573K的温度范围下具有11×10-6～16×10-6/K的热膨胀系数。
8.如权利要求1的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述铁基合金具有18W/mK以下的导热系数。
9.如权利要求1的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述压射室筒的内壁面的至少一部分设置高硬度的表面处理层。
10.如权利要求9的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述表面处理层是陶瓷化层。
11.如权利要求10的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述陶瓷化层作为主要成分含有从硼化物、氮化物和碳化物中选择的至少一种。
12.如权利要求1的压铸机用压射室筒，其特征在于：上述压射室筒的内侧嵌入有与上述铁基合金不同种的耐腐蚀性合金或耐磨损性合金制成的圆筒。
13.一种压铸机，其特征在于它设有：具有固定模和可动模的一对模具；
设在上述固定模上的衬套；
与上述衬套连接、兼作熔融金属的受体和加压缸体、由具有马氏体相或者包含面积比10％以上的马氏体相的马氏体相与奥氏体相的混合相为主的金相组织且导热系数为20W/mK以下的至少含有Ni的铁基合金构成的压射室筒；
用来将浇入上述压射室筒内的熔融金属以压力充填入上述一对模具中的柱塞；以及
上述柱塞的驱动机构。
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Families Citing this family (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2002001593A (ja) * 2000-06-16 2002-01-08 Takeda Chem Ind Ltd 打錠用杵および臼
US6805189B2 (en) * 2002-10-30 2004-10-19 Howmet Research Corporation Die casting
US20070187061A1 (en) * 2006-02-13 2007-08-16 Kennametal Inc. Sleeve for die casting shot tube
US20120111522A1 (en) * 2010-11-05 2012-05-10 Bullied Steven J Die casting system machine configurations
SG196698A1 (en) * 2012-07-27 2014-02-13 Pratt & Whitney Services Pte Ltd Shot sleeve assembly with materials of different coefficients of thermal expansion
US10124403B2 (en) 2015-10-22 2018-11-13 Exco Technologies Limited Shot sleeve for die casting apparatus and method of fabricating same
CN105499533A (zh) * 2016-02-04 2016-04-20 中信戴卡股份有限公司 一种用于高压铸造的压射室及其生产方法
JP6449211B2 (ja) * 2016-11-07 2019-01-09 クルーシブル インテレクチュアル プロパティ エルエルシーＣｒｕｃｉｂｌｅ Ｉｎｔｅｌｌｅｃｔｕａｌ Ｐｒｏｐｅｒｔｙ Ｌｌｃ 射出成形システムを使用したアモルファス合金の射出成形
CN109332647A (zh) * 2018-12-12 2019-02-15 肖向农 压铸机料筒及制作方法
CN111041339B (zh) * 2019-12-05 2021-02-26 江苏吉鑫风能科技股份有限公司 一种高疲劳性能的高硅铁素体球墨铸铁材料及其制备方法

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS532141A (en) * 1976-06-28 1978-01-10 Taiu Ri Method of producing rabbit fur coat
JPS5630068A (en) * 1979-08-16 1981-03-26 Toshiba Mach Co Ltd Die casting machine
JPS6250062A (ja) * 1985-08-29 1987-03-04 Uea Tec:Kk 二重構造よりなるプランジヤスリ−ブおよび／またはスプル−を含むダイカストマシン
JPH1095860A (ja) * 1996-09-26 1998-04-14 Oji Paper Co Ltd 生分解性と透湿性を有するフィルム及び複合紙

Family Cites Families (14)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS4934422A (zh) * 1972-08-01 1974-03-29
JPS5949846B2 (ja) * 1978-12-13 1984-12-05 株式会社井上ジャパックス研究所 放電加工方法
JPS5948946A (ja) * 1982-09-14 1984-03-21 Hitachi Cable Ltd 半導体用リ−ドフレ−ムの製造方法
JPS61177758A (ja) * 1985-02-04 1986-08-09 Hitachi Yonezawa Denshi Kk 搬送機構および搬送方法ならびにその搬送機構を用いた半田処理方法およびその搬送機構を用いた半田処理装置
JPH0239645Y2 (zh) * 1986-02-25 1990-10-24
JPS6372464A (ja) * 1986-09-17 1988-04-02 Hitachi Metals Ltd ダイカストスリ−ブ
JPH0195860A (ja) * 1987-10-08 1989-04-13 Akio Nakano 高温溶解金属製品の製造装置
JPH0239645A (ja) * 1988-07-28 1990-02-08 Sony Corp 通信装置
JPH04224066A (ja) * 1990-12-25 1992-08-13 Tokyo Yogyo Co Ltd ダイカストマシン用スリーブ
JPH04224068A (ja) * 1990-12-25 1992-08-13 Tokyo Yogyo Co Ltd ダイカストマシン用スリーブ
JP2859967B2 (ja) * 1991-01-24 1999-02-24 東京窯業株式会社 ダイカストマシン用スリーブ
JPH0691358A (ja) * 1992-03-25 1994-04-05 Tokyo Yogyo Co Ltd ダイカストマシン用スリーブ
JPH05302141A (ja) * 1992-04-28 1993-11-16 Toshiba Corp 高断熱性耐食鋳鉄
US5223214A (en) * 1992-07-09 1993-06-29 Carondelet Foundry Company Heat treating furnace alloys

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS532141A (en) * 1976-06-28 1978-01-10 Taiu Ri Method of producing rabbit fur coat
JPS5630068A (en) * 1979-08-16 1981-03-26 Toshiba Mach Co Ltd Die casting machine
JPS6250062A (ja) * 1985-08-29 1987-03-04 Uea Tec:Kk 二重構造よりなるプランジヤスリ−ブおよび／またはスプル−を含むダイカストマシン
JPH1095860A (ja) * 1996-09-26 1998-04-14 Oji Paper Co Ltd 生分解性と透湿性を有するフィルム及び複合紙

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EP0765703A4 (en) 1999-06-09
WO1995034394A1 (fr) 1995-12-21
EP0765703A1 (en) 1997-04-02

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