JP2008006455A - 射出ポンプ用の内筒およびプランジャならびにホットチャンバダイカストマシン - Google Patents

Abstract

【課題】 金属の溶湯に対する耐磨耗性が十分高い、射出ポンプ用の内筒およびホットチャンバダイカストマシンを提供する。
【解決手段】 内面が窒化珪素質焼結体からなり、窒化珪素質焼結体が、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、主相と粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜10体積％の範囲で含む射出ポンプ用の内筒２ｃを備えたホットチャンバダイカストマシンである。内筒２ｃの耐磨耗性が向上し、長期間使用を続けてもほとんど磨耗することがないため、内筒２ｃの交換頻度を下げることができ、高い信頼性が得られる。
【選択図】 図１

Description

本発明は、鉛，亜鉛，錫，マグネシウム，アルミニウムおよびこれらの合金等の溶湯の鋳造に用いられる射出ポンプ用の内筒およびプランジャならびにホットチャンバダイカストマシンに関する。

従来より、ホットチャンバ方式のダイカスト鋳造法は、生産性が高い、鋳物中のガス含有量が少ない、省エネを実現できる、環境を汚染しない、自動化が容易である等の利点があることから、鉛，亜鉛，錫，マグネシウム，アルミニウムおよびこれらの合金等の画期的な鋳造方法であると期待されている。

このような鋳造方法を用いる装置や装置部材として特許文献１および特許文献２が提案されている。

図２は、特許文献１で提案されているホットチャンバダイカストマシンの断面図であり、（ａ）は正面から見た縦断面図、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。

このホットチャンバダイカストマシン40は、セラミックスにより形成された溶湯射出主筒部42と、溶湯射出主筒部42の側面に連結して、金属の溶湯（以下、金属溶湯と称す。）43を成形型44に射出するノズル45とからなる射出機構を円筒状の保持筒46で支持しており、保持筒46はフランジ50に挿入して支持され、フランジ50はその上方に配置された油圧シリンダー61を保持する構造体62における中間部に対向突設された支持部49にボルト63で押え板64とともに固定されている。

さらに、ホットチャンバダイカストマシン40では、炉体48に保持された溶湯槽47の下部に配置されたヒーター52によって加熱された金属溶湯43が保持筒46の側面に形成された連通孔53を介して、溶湯射出主筒部42の側面の貫通孔54から溶湯射出主筒部42に入り、プランジャ51により押されて、溶湯射出主筒部42内に形成された湯道42ａから、ノズル45，スプルーブッシュ55，ランナー部56を順次通って、固定金型44ａと可動金型44ｂとからなる成形型44に射出される。このように溶湯射出主筒部42と、この溶湯射出主筒部42内を往復運動するプランジャ51とにより射出ポンプが構成されている。ノズル45は、保持筒46の側面に設けられた外筒孔57を通り、溶湯射出主筒部42の円錐状の接合端面にリング状シール58を介して接合されて、ノズル45の流出端が冷えないようにノズルヒーター59によって加熱されている。また、綿状セラミック堰60は、ノズル45の周りから金属溶湯43が漏れないように封止するものである。

金属溶湯43の圧入機構は、カップリング65を介して上下運動する油圧シリンダー61から作用力を受けるようにプランジャ51を連結した機構であり、金属溶湯43を成形型44に射出する作用が与えられている。溶湯射出主筒部42は、主筒押さえボルト66と端子67で保持筒46の段部46ａに押さえられ、油圧シリンダー61の上下運動により、浮き上がらないようにしている。また、溶湯射出主筒部42と保持筒46との間には、ピンやキー（不図示）等の回り止め手段が設けられて、相互の回転が防止されている。この溶湯射出主筒部42は、金属溶湯43を溜める底板42ｂを備えた内筒42ｃと、内筒42ｃを囲繞して固定する外筒42ｄとからなるものであり、内筒42ｃ、外筒42ｄとも窒化珪素質焼結体であることが記載されている。

このような内筒42ｃおよび外筒42ｄの二体構造からなる溶湯射出主筒部42は、ホットチャンバダイカストマシン40の大型化に対応して、その外径や厚みを大きくすることができるとともに、製造が容易であるという利点がある。

また、特許文献２では、プランジャが静水圧成形法、鋳込み成形法等で成形され、所定の温度で焼結された窒化珪素質焼結体であることが記載されている。
特開２００４−１４１９６５号公報 特開昭５６−２３３６０号公報

しかしながら、図２に示す従来のホットチャンバダイカストマシン40に用いられた溶湯射出主筒部42は、窒化珪素質焼結体からなるため、高温における機械的特性は優れているものの、プランジャ51の上下運動に伴って金属溶湯43が溶湯射出主筒部42の内筒42ｃの内面を摺動するために、用いる窒化珪素質焼結体によっては大きく磨耗するという課題があった。

また、特許文献２に記載されているプランジャについても上述と同様、用いる窒化珪素質焼結体によっては大きく摩耗するという課題があった。

本発明はこのような課題に鑑み、金属溶湯に対する耐磨耗性が十分高い、射出ポンプ用の内筒およびプランジャならびにホットチャンバダイカストマシンを提供することを目的とするものである。

本発明のホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用の内筒は、ホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプにおいてプランジャが挿入される内筒であって、該内筒は内面が窒化珪素質焼結体からなり、該窒化珪素質焼結体が、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜10体積％の範囲で含むことを特徴とするとするものである。
また、本発明のホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用のプランジャは、ホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用のプランジャであって、該プランジャは外面が窒化珪素質焼結体からなり、該窒化珪素質焼結体が、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜10体積％の範囲で含むことを特徴とするものである。
また、本発明のホットチャンバダイカストマシンは、射出ポンプにより金属溶湯を成形型に押し込んで金属の成形品を得るホットチャンバダイカストマシンであって、前記射出ポンプ用のプランジャが上記構成の本発明のプランジャであり、該プランジャが挿入される内筒が上記構成の本発明の内筒であることを特徴とするものである。

また、本発明のホットチャンバダイカストマシンは、上記ホットチャンバダイカストマシンの構成において、前記プランジャの前記粒界相の前記体積比率が、前記内筒の前記粒界相の前記体積比率よりも高いことを特徴とするものである。

本発明のホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用の内筒は、その内面を窒化珪素質焼結体で形成し、該窒化珪素質焼結体を組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.１〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜10体積％の範囲で含んでいるので、内筒の耐摩耗性が向上し、長期間使用を続けてもほとんど摩耗することがないため、内筒の交換頻度を下げることができる。

また、本発明のホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用のプランジャは、その外面を窒化珪素質焼結体で形成し、該窒化珪素質焼結体を組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜10体積％の範囲で含んでいるので、プランジャの耐摩耗性が向上し、長期間使用を続けてもほとんど摩耗することがないため、プランジャの交換頻度を下げることができる。

また、本発明のホットチャンバダイカストマシンは、射出ポンプにより金属溶湯を成形型に押し込んで金属の成形品を得るものであり、射出ポンプ用のプランジャを上記構成の本発明のプランジャとするとともに、該プランジャが挿入される内筒を上記構成の本発明の内筒とすることで、内筒およびプランジャともほとんど摩耗することがなくなるため、信頼性の高いホットチャンバダイカストマシンとすることができる。

さらに、プランジャの粒界相の体積比率を、内筒の粒界相の体積比率よりも高くすることで、金属溶湯の一部が酸化して、硬質の酸化物となって内筒とプランジャとの間に介在したとしても、プランジャより内筒は摩耗が進行しないようになる。その結果、内筒はプランジャより寿命を延ばすことが可能となり、部品交換の容易性という観点から、より好適である。

以下、本発明の射出ポンプ用の内筒およびプランジャならびにホットチャンバダイカストマシンについて図面を用いて説明する。

図１は、本発明のホットチャンバダイカストマシンの実施の形態の一例を示す断面図であり、（ａ）は正面から見た縦断面図、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。

本発明のホットチャンバダイカストマシン１は、鉛，亜鉛，錫，マグネシウム，アルミニウムおよびこれらの合金等の溶湯の鋳造に用いられる。図１に示すように、このホットチャンバダイカストマシン１は、セラミックスにより形成された溶湯射出主筒部２と、溶湯射出主筒部２の側面に連結して、金属溶湯３を成形型４に射出するノズル５とからなる射出機構を円筒状の保持筒６で支持しており、保持筒６はフランジ10に挿入して支持してあり、フランジ10はその上方に配置した油圧シリンダー21を保持する構造体22における中間部に対向突設した支持部９にボルト13で押え板14とともに固定してある。

さらに、このホットチャンバダイカストマシン１では、炉体８に保持された溶湯槽７の下部に配置したヒーター12によって加熱された金属溶湯３が、保持筒６の側面に形成した連通孔13を介して、溶湯射出主筒部２の側面の貫通孔14から溶湯射出主筒部２に入り、プランジャ11により押されて、溶湯射出主筒部２内に形成した湯道２ａから、ノズル５，スプルーブッシュ15，ランナー部16を順次通って、固定金型４ａと可動金型４ｂとから構成する成形型４に射出される。このように溶湯射出主筒部２と、この溶湯射出主筒部２内を往復運動するプランジャ11とにより射出ポンプを構成してある。

ノズル５は、保持筒６の側面に設けた外筒孔17を通り、溶湯射出主筒部２の円錐状の接合端面にリング状シール18を介して接合されて、ノズル５の流出端が冷えないようにノズルヒーター19によって加熱されている。また、綿状セラミック堰20は、ノズル５の周りから金属溶湯３が漏れないように封止するものである。

金属溶湯３の圧入機構は、カップリング25を介して上下運動する油圧シリンダー21から作用力を受けるようにプランジャ11を連結した機構であり、金属溶湯３を成形型４に射出する機能を有している。溶湯射出主筒部２は、主筒押さえボルト26と端子27とで保持筒６の段部６ａに押さえつけて、油圧シリンダー21の上下運動によって浮き上がらないようにしてある。また、溶湯射出主筒部２と保持筒６との間には、ピンやキー（不図示）等の回り止め手段を設けて、相互の回転を防止している。この溶湯射出主筒部２は、金属溶湯３を溜める底板２ｂを備えた内筒２ｃと、内筒２ｃを囲繞して固定する外筒２ｄとから構成してある。

本発明の射出ポンプ用の内筒２ｃは、その内面が窒化珪素質焼結体からなり、窒化珪素質焼結体が、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、主相と粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜10体積％の範囲で含むことが重要である。

また、本発明の射出ポンプ（圧入機構）用のプランジャ11は、その外面が窒化珪素質焼結体からなり、窒化珪素質焼結体が、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、主相と粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜10体積％の範囲で含むことが重要である。

組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンの主相はβ−Ｓｉ_３Ｎ_４内にＡｌ，Ｏ，Ｎ成分が固溶した結晶から構成される主相であり、固溶量ｚの値は、窒化珪素質焼結体の熱伝導率や強度に影響を与える。固溶量ｚが小さい場合は、焼結性が低下するため、緻密化を促進しようとして焼成温度を上げざるを得ず、この結果、異常な粒成長が発生し、高温における強度が低下するおそれがある。一方、固溶量ｚが大きいと、β−Ｓｉ_３Ｎ_４の結晶対称性が損なわれて、結晶の熱伝導性が低下するため、窒化珪素質焼結体の高温における熱伝導率が低下する。その結果、金属溶湯３が酸化した硬質の酸化物による摺動時の磨耗により発生した摩擦熱が速やかに放熱されず、粒界相は浸食されやすくなる。このような観点から、固溶量ｚは0.1〜１とすることにより、高温における熱伝導率および強度とも高い窒化珪素質焼結体を得ることができる。特に、固溶量ｚは0.35〜0.70であることがより好適である。

ここで、固溶量ｚは、次のようにして算出することができる。すなわち、窒化珪素質焼結体を粒度200メッシュ以下に粉砕し、得られた粉末に対して粉末Ｘ線回折法における回折角の角度補正用サンプルとして高純度α−窒化珪素粉末（宇部興産製Ｅ−10グレード、Ａｌ含有量は20ｐｐｍ以下）を60質量％添加して乳鉢にて均一混合し、粉末Ｘ線回折法により解析範囲２θを33〜37°とし、走査ステップ幅を0.002°として、Ｃｕ−Ｋα線（λ＝1.54056Å）にてプロファイル強度を測定する。角度の補正は、角度補正用サンプルより得られるピークの最大値を用いて補正する。

すなわち、２θ＝34.565°付近に現れるα（102）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θと34.565°との差（Δ２θ_１）、および２θ＝35.333°付近に現れるα（210）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θと35.333°との差（Δ２θ_２）をそれぞれ求め、その差の平均（Δ２θ_１＋Δ２θ_２）／２を補正Δ２θとする。次に、２θ＝36.055°付近に現れるβ（210）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θを補正Δ２θによって補正した角度を内筒２ｃまたはプランジャ11のβ（210）のピーク位置（２θ_β）とする。そして、ピーク位置（２θ_β），λ＝1.54056Å，（ｈｋｌ）＝（210）を以下の数式に代入して格子定数ａ（Å）を算出する。

ｓｉｎ^２θ_β＝λ^２（ｈ^２＋ｈｋ＋ｋ^２）／（３ａ^２）＋λ^２ｌ^２／（４ｃ^２）
この数式で算出した格子定数ａ（Å）と、K.H.Jack，J.Mater.Sci.，11（1976）1135−1158，Fig.13に記載された格子定数ａ（Å）−固溶量ｚのグラフとから、固溶量ｚを求めることができる。

そして、粒界相はＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなり、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥの構成比率がＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであり、主相と粒界相とからなる焼結体に対して４〜10体積％の範囲で含むことが好適である。なお、本発明では、Ａｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３およびＮの総和を100質量％として粒界相の構成比率を表現する。

ここで一般的に、ＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏを含む酸化物は、窒化珪素やサイアロンの緻密化を促進するものである。Ａｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３等の粉末原料は温度上昇に伴って反応し、1400℃以上で窒化珪素やサイアロンと濡れの良い液相を生成した後、窒化珪素やサイアロンを溶解することで、ＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を形成する。

この粒界相におけるＡｌの構成比率は、窒化珪素質焼結体の熱伝導率や強度に影響を与える。Ａｌの構成比率が低過ぎたり高過ぎたりすると、ＲＥ_２Ｏ_３−Ａｌ_２Ｏ_３−ＳｉＯ_２系の最低液層生成組成（以下、低融点組成という。）から外れる可能性が高くなる。このため、焼成温度を高くしなければならず、焼成温度を高くすると、β−Ｓｉ_３Ｎ_４内にＡｌ，Ｏ，Ｎ成分が固溶した結晶は粗大化し、高温における強度が低下する。併せて、Ａｌの構成比率が高過ぎる場合には、固溶量ｚが１より大きくなりやすく、窒化珪素質焼結体の高温における熱伝導率も低下して、粒界相は浸食されやすくなる。

また、粒界相のＳｉの構成比率も、窒化珪素質焼結体の熱伝導率や強度に影響を与える。Ｓｉの構成比率が低いと、低融点組成から外れる可能性が高くなり、Ａｌの場合と同様に、高温における強度が低下する。一方、Ｓｉの構成比率が高いと、低融点組成に近づくが、そのために粒界相を構成する原子同士の高温における結合力が弱くなるため、高温におけるフォノンの伝搬の低下により、高温における熱伝導率および強度とも低下する。

このような観点から、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率はそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであることが重要であり、この構成比率は焼結性の向上だけではなく、高温においても粒界相の原子間結合力を保持できるので、高温における熱伝導率および強度の改善に効果的である。

また、粒界相の焼結体に対する体積比率は、窒化珪素質焼結体の耐磨耗性や強度に影響を与える。粒界相の体積比率が高過ぎると金属溶湯３が酸化した硬質の酸化物による摺動時の磨耗を受けやすく、低過ぎると強度が低下する。粒界相の焼結体に対する体積比率は、４〜10体積％であることが重要であり、この範囲にすることで耐磨耗性に優れ、強度の高い窒化珪素質焼結体を得ることができる。

このようなＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３の構成比率および粒界相の体積比率は次のようにして求めることができる。ＩＣＰ（Inductivity Coupled Plasma）分光分析法により焼結体中のＲＥおよびＡｌの各比率（質量％）を測定し、この比率（質量％）をそれぞれＲＥ_２Ｏ_３およびＡｌ_２Ｏ_３にした場合の比率（質量％）に換算する。次に、酸素分析法によりＬＥＣＯ社製酸素分析装置（ＴＣ−136型）を用いて焼結体中のすべての酸素の比率を測定し、ＲＥ_２Ｏ_３およびＡｌ_２Ｏ_３の酸素の比率を差し引き、残りの酸素の比率をＳｉＯ_２の比率（質量％）に換算する。焼結体中の残部をＳｉ_３Ｎ_４とみなし、各比率（質量％）をそれぞれの理論密度（Ｙ_２Ｏ_３：5.02ｇ／ｃｍ^３，Ｅｒ_２Ｏ_３：8.64ｇ／ｃｍ^３，Ｙｂ_２Ｏ_３：9.18ｇ／ｃｍ^３，Ｌｕ_２Ｏ_３：9.42ｇ／ｃｍ^３，Ａｌ_２Ｏ_３：3.98ｇ／ｃｍ^３，ＳｉＯ_２：2.65ｇ／ｃｍ^３，Ｓｉ_３Ｎ_４：3.18ｇ／ｃｍ^３）で除して、粒界相の体積比率を算出する。

次に、エネルギー分散型Ｘ線分光分析法（ＥＤＳ）を用いて粒界相に含まれる窒素（Ｎ）の比率（質量％）を算出し、Ａｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３および窒素（Ｎ）の各比率（質量％）の総和を100％として粒界相の構成比率を算出する。

なお、粒界相中のＲＥは周期表第３族元素、例えばＥｒ，Ｙｂ，Ｌｕ等であっても構わないが、ＲＥがＹであることが好ましい。これは、Ｙが周期表第３族元素の中でも軽元素であるためフォノンの伝搬が良く、粒界相の熱伝導率の向上に効果的であるからである。また、800℃における４点曲げ強度および熱伝導率は、それぞれＪＩＳ Ｒ 1604−1995，ＪＩＳ Ｒ 1611−1997に準拠して測定すればよい。

また、本発明のホットチャンバダイカストマシン１は、射出ポンプにより金属溶湯３を成形型４に押し込んで金属の成形品を得るものであり、この射出ポンプ用のプランジャ11を上記構成のプランジャ11とするとともに、プランジャ11が挿入される内筒２ｃを上記構成の内筒２ｃとすることが好適である。このようにすることで、内筒２ｃおよびプランジャ11ともほとんど磨耗することがなくなるため、信頼性の高いホットチャンバダイカストマシン１とすることができる。

さらに、プランジャ11の粒界相の体積比率を、内筒２ｃの粒界相の体積比率よりも高くすることが好適である。このようにすることで、金属溶湯３の一部が酸化して、硬質の酸化物となって内筒２ｃとプランジャ11との間に介在したとしても、プランジャ11より内筒２ｃは磨耗が進行しなくなる。その結果、内筒２ｃはプランジャ11より寿命を延ばすことが可能となり、部品交換の容易性という観点から、より好適である。

このような本発明の内筒およびプランジャを得るための製造方法を説明する。

まず、窒化珪素質粉末のβ化率が40％以下であって、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚにおける固溶量ｚが0.5以下である窒化珪素質粉末と、添加物成分としてＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３の各粉末とを、バレルミル，回転ミル，振動ミル，ビーズミル等を用いて湿式混合し、粉砕してスラリーとする。

ここで、添加成分であるＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３の各粉末の合計は、窒化珪素質粉末とこれら添加成分の粉末の合計との総和を100体積％としたときに、４〜10体積％になるようにすればよい。

窒化珪素には、その結晶構造の違いにより、α型およびβ型という２種類の窒化珪素が存在する。α型は低温で、β型は高温で安定であり、1400℃以上でα型からβ型への相転移が不可逆的に起こる。

ここで、β化率とは、Ｘ線回折法で得られたα（102）回折線とα（210）回折線との各ピーク強度の和をＩ_α、β（101）回折線とβ（210）回折線との各ピーク強度の和をＩ_βとしたときに、次の式によって算出される値である。

β化率＝｛Ｉ_β／（Ｉ_α＋Ｉ_β）｝×100 （％）
窒化珪素質粉末のβ化率は、窒化珪素質焼結体の強度および破壊靱性値に影響する。β化率が40％以下の窒化珪素質粉末を用いるのは、強度および破壊靱性値をともに高くすることができるからである。β化率が40％を超える窒化珪素質粉末は、焼成工程で粒成長の核となって粗大で、しかもアスペクト比の小さい結晶となりやすく、強度および破壊靱性値とも低下する。特に、β化率が10％以下の窒化珪素質粉末を用いるのが好ましく、これにより、固溶量ｚを0.1以上にすることができる。

また、固溶量ｚは、窒化珪素質焼結体の熱伝導率に影響し、固溶量ｚが0.5以下の粉末を用いるのは、焼結後にアスペクト比５以上の針状結晶組織が得られ、窒化珪素質焼結体の強度および熱伝導率とも高くすることができるからである。固溶量ｚが0.5を超える場合は、窒化珪素質粉末が焼成工程で粒成長の核となり、焼結後の主相となるβ−サイアロンの固溶量ｚが１を超えやすく、熱伝導率が低下するおそれがある。

窒化珪素質粉末の粉砕で用いるメディアは、窒化珪素質，ジルコニア質，アルミナ質等の各種焼結体からなるメディアを用いることができるが、不純物が混入しにくい材質、あるいは同じ材料組成の窒化珪素質焼結体からなるメディアが好適である。

なお、粒度分布曲線の累積体積の総和を100％としたときの累積体積が90％となる粒径（Ｄ_９０）が３μｍ以下となるまで粉砕することが、焼結性の向上および結晶組織の針状化の点から好ましい。粉砕によって得られる粒度分布は、メディアの外径，メディアの量，スラリーの粘度，粉砕時間等で調整することができる。スラリーの粘度を下げるには分散剤を添加することが好ましく、短時間で粉砕するには、予め累積体積50％となる粒径（Ｄ_５０）が１μｍ以下の粉末を用いることが好ましい。

次に、得られたスラリーを粒度200メッシュより細かいメッシュを通した後に乾燥させて顆粒を得る。また、スラリーの段階でパラフィンワックスやポリビニルアルコール（ＰＶＡ），ポリエチレングリコール（ＰＥＧ）等の有機バインダを粉末100質量％に対して１〜10質量％を混合することが、成形性のために好ましい。乾燥は、スプレードライヤーで乾燥させてもよく、他の方法であっても何ら問題ない。

次に、得られた顆粒を、冷間等方圧加圧法（ＣＩＰ）を用いて相対密度が45〜60％の所望形状の成形体とする。成形圧力は50〜300ＭＰａの範囲であれば、成形体の密度の向上や顆粒の潰れ性の観点より好適である。得られた成形体は、窒素雰囲気中、あるいは真空雰囲気中などで脱脂した方がよい。脱脂温度は添加した有機バインダの種類によって異なるが、900℃以下がよく、特に500〜800℃とすることが好適である。

次に、一般的な窒化珪素質成形体の焼成に用いる黒鉛抵抗発熱体を使用した焼成炉内に成形体を配置し、焼成する。焼成炉内には成形体の含有成分の揮発を抑制するためにＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３等の成分を含んだ共材を配置してもよい。

また、成形体の配置方法として、成形体を窒化珪素質粉末中または炭化珪素質粉末中に埋設する方法を用いれば、電気炉を用い、大気中で焼成することも可能である。このような方法を用いると、埋設したことにより大気中の酸素ガスは遮断され、実質的に焼成雰囲気は窒素雰囲気となる。温度については、室温から300〜1000℃までは真空雰囲気中にて昇温し、その後、窒素ガスを導入して、窒素分圧を50〜300ｋＰａに維持する。このとき成形体の開気孔率は40〜55％程度であるため、成形体中には窒素ガスが十分充填される。1000〜1400℃付近では添加物成分であるＡｌ_２Ｏ_３やＲＥ_２Ｏ_３が固相反応を経て、液相成分を形成し、約1400℃以上の温度域で、β−サイアロンを析出し、緻密化が開始する。β−サイアロンはβ−Ｓｉ_３Ｎ_４のＳｉ^４＋位置にＡｌ^３＋，Ｎ^３−，Ｏ^２−が置換固溶したものであり、Ｓｉ_３Ｎ_４−ＡｌＮ−Ａｌ_２Ｏ_３−ＳｉＯ_２系の多くの状態図（例えば、K. H. Jack，J. Mater. Sci.，11（1976）1135−1158，Fig. 11）にあるように、β−サイアロン相の安定領域はＳｉ_３Ｎ_４−Ａｌ_２Ｏ_３−ＳｉＯ_２系に対してＮ^３−が価数の安定には不足しており、外部からＮ^３−の供給が必要となる。本発明者が鋭意検討した結果、成形体中に充填された窒素ガスがＮ^３−となることを突き止めるとともに、窒素分圧を低く抑えることによってβ−サイアロンの固溶量ｚを低くすることが可能であることを見出した。

すなわち、開気孔率が40〜55％から５％に達するまでの段階はできるだけ窒素分圧を低く設定する必要があり、50〜300ｋＰａとすることが重要である。窒素分圧が300ｋＰａを超えると、β−Ｓｉ_３Ｎ_４に対しＡｌ^３＋，Ｎ^３−，Ｏ^２−の置換固溶が進み、固溶量ｚが１を超えやすくなり、熱伝導率が低下する。窒素分圧が50ｋＰａより小さくなると、β−サイアロンの平衡窒素分圧より小さくなり、β−サイアロンの分解反応が進行して、シリコンが溶融するため、正常な窒化珪素質焼結体にならない。また、温度が1800℃を超えるとＡｌ^３＋，Ｎ^３−，Ｏ^２−の置換固溶が進行し、固溶量ｚが１を超えやすくなり、熱伝導率が低下する。焼結が進行し、開気孔率が５％未満となった場合は、窒化珪素質焼結体中への窒素ガスの供給量が少なくなるため、300ｋＰａを超える窒素分圧であっても構わないし、1800℃以上の温度で焼成しても構わない。最終的には相対密度96％以上まで緻密化を進行させることで、高温における強度および熱伝導とも高い窒化珪素質焼結体からなる内筒２ｃおよびプランジャ11を得ることができる。

なお、微細な結晶組織を得るには焼成温度を1700℃以上1800℃未満にすればよい。また、真空雰囲気中にて昇温後、窒素分圧は150ｋＰａ以下とした方が経済的観点からも望ましい。より緻密化を促進するには、開気孔率が５％以下となった段階で200ＭＰａ以下の高圧ガス圧処理または熱間等方加圧（ＨＩＰ）処理を施しても構わない。この場合、開気孔率１％以下で、相対密度が97％以上、さらには99％以上まで焼結を促進させた後に、高圧ガス圧処理または熱間等方加圧（ＨＩＰ）処理を施すことが好適である。

上述したように、本発明のホットチャンバダイカストマシン１では、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、主相と粒界相とからなる焼結体に対して４〜10体積％の範囲で含む窒化珪素質焼結体によって内筒２ｃおよびプランジャ11を構成するので、これら部品の耐磨耗性が向上し、長期間使用を続けてもほとんど磨耗することがないため、交換頻度を下げることができる。

以下、本発明の実施例を具体的に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。

（実施例１）
窒化珪素質粉末（平均粒径Ｄ_５０＝３μｍ、Ａｌ含有量は200ｐｐｍ、酸素含有量は0.9質量％），Ｙ_２Ｏ_３粉末（平均粒径Ｄ_５０＝0.9μｍ），Ｅｒ_２Ｏ_３粉末（平均粒径Ｄ_５０＝0.9μｍおよび平均粒径Ｄ_５０＝1.5μｍ），Ｙｂ_２Ｏ_３粉末（平均粒径Ｄ_５０＝2.3μｍ），Ｌｕ_２Ｏ_３粉末（平均粒径Ｄ_５０＝0.6μｍ），Ａｌ_２Ｏ_３粉末（平均粒径Ｄ_５０＝0.5μｍ），ＳｉＯ_２粉末（平均粒径Ｄ_５０＝1.9μｍ）を所定量調合し、振動ミルを用いて72時間粉砕混合し、Ｄ_９０＝1.5μｍの混合粉末からなるスラリーを作製した。次に、混合粉末に対してポリビニルアルコール（ＰＶＡ）を５質量％添加し、粒度400メッシュを通して異物を除去し、脱鉄器にて脱鉄した後、乾燥し、顆粒を得た。そして、この顆粒を冷間等方圧加圧法（ＣＩＰ）により成形体とし、600℃の窒素雰囲気中でポリビニルアルコール（ＰＶＡ）を除去後、黒鉛抵抗発熱体を使用した焼成炉内に配置し、窒素分圧を110ｋＰａに維持した状態で、1750℃、15時間で焼成し、焼結体を得た。アルキメデス法にてこの焼結体の気孔率を測定した結果、気孔率はすべて２％以下となっていた。さらに、300ｋＰａの窒素中にて1800℃、５時間で再度焼成して、相対密度が97％以上の窒化珪素質焼結体からなる、軸方向の長さが136ｍｍ、内径が39.05ｍｍ、肉厚が30ｍｍである本発明の内筒２ｃを得た。

内筒２ｃ中の組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚの固溶量ｚは、次のようにして算出した。すなわち、原料粉末を粒度200メッシュ以下に粉砕し、得られた粉末に対して粉末Ｘ線回折法における回折角の角度補正用サンプルとして高純度α−窒化珪素粉末（宇部興産製Ｅ−10グレード、Ａｌ含有量は20ｐｐｍ以下）を60質量％添加して乳鉢にて均一混合し、粉末Ｘ線回折法により解析範囲２θを33〜37°とし、走査ステップ幅を0.002°として、Ｃｕ−Ｋα線（λ＝1.54056Å）にてプロファイル強度を測定した。角度の補正は、角度補正用サンプルより得られるピークの最大値を用いて補正した。すなわち、２θ＝34.565°付近に現れるα（102）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θと34.565°との差（Δ２θ_１）、および２θ＝35.333°付近に現れるα（210）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θと35.333°との差（Δ２θ_２）をそれぞれ求め、その差の平均（Δ２θ_１＋Δ２θ_２）／２を補正Δ２θとした。次に、２θ＝36.055°付近に現れるβ（210）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θを補正Δ２θによって補正した角度を内筒２ｃのβ（210）のピーク位置（２θ_β）とした。そして、ピーク位置（２θ_β），λ＝1.54056Å，（ｈｋｌ）＝（210）を以下の数式に代入して格子定数ａ（Å）を算出した。

ｓｉｎ^２θ_β＝λ^２（ｈ^２＋ｈｋ＋ｋ^２）／（３ａ^２）＋λ^２ｌ^２／（４ｃ^２）
この数式で、算出した格子定数ａ（Å）と、K. H. Jack，J.Mater.Sci.，11（1976）1135−1158，Fig. 13に記載された格子定数ａ（Å）−固溶量ｚのグラフとから、固溶量ｚを求め、この値を表１に示した。

また、ＲＥ_２Ｏ_３，Ａｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２の構成比率、粒界相の比率は次のようにして求めた。すなわち、ＩＣＰ分光分析法により内筒２ｃ中のＲＥおよびＡｌの各比率（質量％）を測定し、この比率（質量％）をそれぞれＲＥ_２Ｏ_３およびＡｌ_２Ｏ_３にした場合の比率（質量％）に換算した。次に、酸素分析法によりＬＥＣＯ社製酸素分析装置（ＴＣ−136型）を用いて内筒２ｃ中のすべての酸素の比率を測定し、ＲＥ_２Ｏ_３およびＡｌ_２Ｏ_３の酸素の比率を差し引き、残りの酸素の比率をＳｉＯ_２の比率（質量％）に換算した。内筒２ｃ中の残部をＳｉ_３Ｎ_４とみなし、各比率（質量％）をそれぞれの理論密度（Ｙ_２Ｏ_３：5.02ｇ／ｃｍ^３，Ｅｒ_２Ｏ_３：8.64ｇ／ｃｍ^３，Ｙｂ_２Ｏ_３：9.18ｇ／ｃｍ^３，Ｌｕ_２Ｏ_３：9.42ｇ／ｃｍ^３，Ａｌ_２Ｏ_３：3.98ｇ／ｃｍ^３，ＳｉＯ_２：2.65ｇ／ｃｍ^３，Ｓｉ_３Ｎ_４：3.18ｇ／ｃｍ^３）で除して、粒界相の体積比率を算出し、この値を表１に示した。

次に、エネルギー分散型Ｘ線分光分析法（ＥＤＳ）を用いて粒界相に含まれる窒素（Ｎ）の比率（質量％）を算出し、ＲＥ_２Ｏ_３，Ａｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２および窒素（Ｎ）の各比率（質量％）の総和を100％として粒界相の構成比率を算出し、この値を表１に示した。

そして、内筒２ｃの800℃における４点曲げ強度および熱伝導率を測定し、この結果を表１に示した。800℃における４点曲げ強度および熱伝導率は、それぞれＪＩＳ Ｒ 1604−1995，ＪＩＳ Ｒ 1611−1997に準拠して測定した。

また、800℃における４点曲げ強度が500ＭＰａ以上の内筒２ｃについては、これら各内筒２ｃを形成する窒化珪素質焼結体と組成式，固溶量，主相，粒界相の構成比率および粒界相の体積比率が同じである軸方向の長さが154ｍｍ，外径が39ｍｍである窒化珪素質焼結体から形成したプランジャ11を各内筒２ｃに挿入し、内筒２ｃおよびプランジャ11の耐磨耗性を射出ショット数で評価した。表１に示す射出ショット数は、内筒２ｃまたはプランジャ11が磨耗し交換に至るまでの最大射出ショット数であり、最大射出ショット数の値が大きいほど、耐磨耗性に優れていることを示す。なお、耐磨耗性の評価については、金属溶湯３として、アルミニウムの溶湯を用い、プランジャ11のストロークが50ｍｍ，圧力が15ＭＰａ，速度が20ｍｍ／ｓｅｃの条件とした。

表１からわかるように、Ａｌ_２Ｏ_３が５質量％未満の試料Ｎｏ．１，14，24，34は、固溶量ｚが0.1未満であったため、800°における４点曲げ強度が350ＭＰａ以下と低く、Ａｌ_２Ｏ_３が50質量％を超える試料Ｎｏ.７，18，28，38は、固溶量ｚが１を超えていたため、熱伝導率が４Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下と低く、最大射出ショット数も1200ショット以下と低かった。

また、ＳｉＯ_２が５質量％未満の試料Ｎｏ．８，19，29，39は、800°における４点曲げ強度が400ＭＰａ以下と低く、ＳｉＯ_２が20質量％を超える試料Ｎｏ．12，23，33，43は、低融点組成に近づくものの、そのために粒界相を構成する原子間の高温における結合力が弱くなるため、高温におけるフォノンの伝搬が低下し、800°における４点曲げ強度および熱伝導率は、それぞれ370ＭＰａ以下、７Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下であり、ともに低かった。

また、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期律表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、主相と粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４体積％未満である試料Ｎｏ．13は800°における４点曲げ強度が460ＭＰａと低く、体積比率が10体積％を超える試料Ｎｏ．４は、800℃における４点曲げ強度および熱伝導率は、それぞれ820ＭＰａ、17Ｗ／（ｍ・Ｋ）とともに高いものの、粒界相の体積比率が高いために、アルミニウムが酸化した硬質の酸化物により浸食され、最大射出ショット数は5000ショットと低かった。

一方、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期律表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜50質量％，ＳｉＯ_２が５〜20質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、主相と粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜10体積％である試料Ｎｏ．２，３，５，６，９〜11，15〜17，20〜22，25〜27，30〜32，35〜37，40〜42は、800℃における４点曲げ強度および熱伝導率がそれぞれ500ＭＰａ以上、10Ｗ／（ｍ・Ｋ）以上とともに高く、機械的特性および熱伝導性が良好であると言える。また、最大射出ショット数も20000ショット以上であり、耐磨耗性も高いと言える。

（実施例２）
実施例１に示した製造方法と同様の方法でプランジャ11を作製した。そして、実施例１で作製した試料Ｎｏ．10の内筒と、軸方向の長さが154ｍｍ，外径が39ｍｍであるプランジャ11を、表２に示す組合せでホットチャンバダイカストマシン１に組み込んで、内筒２ｃおよびプランジャ11の耐磨耗性を射出ショット数で評価した。表２に示す射出ショット数は、内筒２ｃまたはプランジャ11が磨耗して交換に至るまでの最大射出ショット数であり、射出ショット数の値が大きいほど耐磨耗性に優れていることを示している。また、交換部品とは、射出ショットの磨耗により、内筒２ｃ，プランジャ11のどちらが先に交換を要した部品であるかを示す。

なお、耐磨耗性の評価については、金属溶湯３として、アルミニウムの溶湯を用い、プランジャ11のストロークが50ｍｍ，圧力が15ＭＰａ，速度が20ｍｍ／ｓｅｃの条件とした。

表２からわかるように、プランジャ11の粒界相の体積比率が内筒２ｃの粒界相の体積比率より低い試料Ｎｏ．44は、プランジャ11より内筒２ｃの磨耗が著しかった。一方、プランジャ11の粒界相の体積比率が内筒２ｃの粒界相の体積比率より高い試料Ｎｏ．45，46は、内筒２ｃよりプランジャ11の磨耗が著しかった。また、部品の交換にあたっては、内筒２ｃの交換は煩雑であったがプランジャ11の交換は容易に行なうことができ、プランジャ11の粒界相の体積比率が内筒２ｃの粒界相の体積比率よりも高いＮｏ．45，46の部品交換が容易であることが確認できた。

（ａ）は本発明のホットチャンバダイカストマシンの正面から見た縦断面図、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。 （ａ）は従来のホットチャンバダイカストマシンの正面から見た縦断面図、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。

符号の説明

１：ホットチャンバダイカストマシン
２：溶湯射出主筒部
２ａ：湯道
２ｂ：底板
２ｃ：内筒
２ｄ：外筒
３：金属溶湯
４：成形型
５：ノズル
６：保持筒
６ａ：段部
７：溶湯槽
８：炉体
９：支持部
10：フランジ
11：プランジャ
12：ヒーター
13：連通孔
14：貫通孔
15：スプルーブッシュ
16：ランナー部
17：外筒孔
18：リング状シール
19：ノズルヒーター
20：綿状セラミック堰
21：油圧シリンダー
22：保持構造体
23：ボルト
24：押え板
25：カップリング
26：主筒押さえボルト
27：端子

Claims (4)

1. ホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプにおいてプランジャが挿入される内筒であって、該内筒は内面が窒化珪素質焼結体からなり、該窒化珪素質焼結体が、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝０．１〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜５０質量％，ＳｉＯ_２が５〜２０質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜１０体積％の範囲で含むことを特徴とするホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用の内筒。
2. ホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用のプランジャであって、該プランジャは外面が窒化珪素質焼結体からなり、該窒化珪素質焼結体が、組成式Ｓｉ_６−ＺＡｌ_ＺＯ_ＺＮ_８−Ｚ（ｚ＝０．１〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ_２Ｏ_３，ＳｉＯ_２，ＲＥ_２Ｏ_３換算でＡｌ_２Ｏ_３が５〜５０質量％，ＳｉＯ_２が５〜２０質量％，残部がＲＥ_２Ｏ_３およびＮであるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して体積比率が４〜１０体積％の範囲で含むことを特徴とするホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用のプランジャ。
3. 射出ポンプにより金属溶湯を成形型に押し込んで金属の成形品を得るホットチャンバダイカストマシンであって、前記射出ポンプ用のプランジャが請求項２記載のプランジャであり、該プランジャが挿入される内筒が請求項１記載の内筒であることを特徴とするホットチャンバダイカストマシン。
4. 前記プランジャの前記粒界相の前記体積比率が、前記内筒の前記粒界相の前記体積比率よりも高いことを特徴とする請求項３記載のホットチャンバダイカストマシン。

Images