JP2518981B2 - 半凝固金属の成形方法 - Google Patents
半凝固金属の成形方法Info
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- C22C1/12—Making non-ferrous alloys by processing in a semi-solid state, e.g. holding the alloy in the solid-liquid phase
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は、金属材料の金型によ
る成形とくに固液共存温度域での半凝固金属を素材とす
るダイフォージ加工（ダイフォージング(die-forging)
ともいう）に関するものである。
る成形とくに固液共存温度域での半凝固金属を素材とす
るダイフォージ加工（ダイフォージング(die-forging)
ともいう）に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】金属材料の成形法としては種々の方法が
あるが、一般に構造部品の成形にはプレスによる鍛造な
どの成形法が広く用いられている。このプレス成形では
従来、材料はその固相線以下の温度で加工され、形状が
付与されていたが、かような成形法では、例えば複雑形
状品や難加工性品を成形する場合に、材料に割れが生じ
易く、また大きな加工荷重を必要としたり、複数の成形
工程を必要とするなどの問題があった。従ってこれらの
部品の形状付与のためには、成形品の特性は劣るとして
も、例えば鋳造などの別の方法を採らざるを得ない場合
があった。
あるが、一般に構造部品の成形にはプレスによる鍛造な
どの成形法が広く用いられている。このプレス成形では
従来、材料はその固相線以下の温度で加工され、形状が
付与されていたが、かような成形法では、例えば複雑形
状品や難加工性品を成形する場合に、材料に割れが生じ
易く、また大きな加工荷重を必要としたり、複数の成形
工程を必要とするなどの問題があった。従ってこれらの
部品の形状付与のためには、成形品の特性は劣るとして
も、例えば鋳造などの別の方法を採らざるを得ない場合
があった。
【０００３】上記の問題を解消するものとして、材料温
度と型温度とがほぼ等しい状態で材料を特定の加工条件
で成形する方法いわゆる恒温鍛造法が開発された。この
恒温鍛造法は、難加工材の成形に際し、最終形状に仕上
げるための機械加工コストを削減できることの他、加工
荷重の低減などにも有効に寄与する。しかしながら上記
の方法では、加工速度を極めて精度よく制御する必要が
あることから、設備が大がかりとなるところに欠点を残
していた。
度と型温度とがほぼ等しい状態で材料を特定の加工条件
で成形する方法いわゆる恒温鍛造法が開発された。この
恒温鍛造法は、難加工材の成形に際し、最終形状に仕上
げるための機械加工コストを削減できることの他、加工
荷重の低減などにも有効に寄与する。しかしながら上記
の方法では、加工速度を極めて精度よく制御する必要が
あることから、設備が大がかりとなるところに欠点を残
していた。
【０００４】上述したような問題点の解消や成形対象材
の拡張を図るべく、金属を固相線と液相線との温度域す
なわち固液共存温度域で加工する方法が、近年各方面で
研究されている。その一例として、金属を固液共存温度
域にて機械的方法などにより撹拌し、非デンドライト組
織すなわち粒状組織としたのち一旦凝固させて加工用素
材とし、その後、再度、固液共存温度域まで加熱して成
形する方法が、米国特許第4771818 号明細書に提示され
ている。
の拡張を図るべく、金属を固相線と液相線との温度域す
なわち固液共存温度域で加工する方法が、近年各方面で
研究されている。その一例として、金属を固液共存温度
域にて機械的方法などにより撹拌し、非デンドライト組
織すなわち粒状組織としたのち一旦凝固させて加工用素
材とし、その後、再度、固液共存温度域まで加熱して成
形する方法が、米国特許第4771818 号明細書に提示され
ている。
【０００５】このような金属を固液共存温度域で加工す
る方法は、一般に、材料の流動性が良好なことから、加
工に要する力が小さくて済み、難加工性材料や複雑形状
部品の成形などに対して有利である。しかしながらかよ
うな加工法には、従来技術ではみられなかった問題も伴
う。すなわち、金属を固液共存温度域で成形するため
に、成形過程で金型内に材料が充満する際、固相と液相
とが不均一に流動し、その結果、成形終了時点で成品断
面内に固相と液相の不均一分布すなわちマクロ偏析が生
じることである。このような偏析を生じると成品断面が
不均一組織ひいては成品の機械的性質が不均一となって
実用上有害となる。
る方法は、一般に、材料の流動性が良好なことから、加
工に要する力が小さくて済み、難加工性材料や複雑形状
部品の成形などに対して有利である。しかしながらかよ
うな加工法には、従来技術ではみられなかった問題も伴
う。すなわち、金属を固液共存温度域で成形するため
に、成形過程で金型内に材料が充満する際、固相と液相
とが不均一に流動し、その結果、成形終了時点で成品断
面内に固相と液相の不均一分布すなわちマクロ偏析が生
じることである。このような偏析を生じると成品断面が
不均一組織ひいては成品の機械的性質が不均一となって
実用上有害となる。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】この発明は、上記の問
題を有利に解決するもので、複雑形状の成品であっても
成形終了時点で固相の良好な分散状態を維持でき、従っ
て成品断面内でマクロ偏析ひいては不均一組織の発生が
ない、半凝固金属の有利な成形方法を提案することを目
的とする。
題を有利に解決するもので、複雑形状の成品であっても
成形終了時点で固相の良好な分散状態を維持でき、従っ
て成品断面内でマクロ偏析ひいては不均一組織の発生が
ない、半凝固金属の有利な成形方法を提案することを目
的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】すなわちこの発明は、粒
状組織になる金属を、その固液共存温度域にてダイフォ
ージ加工するに際し、加工開始時における素材の質量固
相率：0.2 〜0.8 、金型の充てん流動域における材料の
流動速度：3.5 m/s 以上の条件下に成形し、ついで素材
を金型内に充満したのち素材が完全に凝固するまで、６
kg/mm2以上の加圧力で加圧保持することからなる半凝固
金属の成形方法である。
状組織になる金属を、その固液共存温度域にてダイフォ
ージ加工するに際し、加工開始時における素材の質量固
相率：0.2 〜0.8 、金型の充てん流動域における材料の
流動速度：3.5 m/s 以上の条件下に成形し、ついで素材
を金型内に充満したのち素材が完全に凝固するまで、６
kg/mm2以上の加圧力で加圧保持することからなる半凝固
金属の成形方法である。
【０００８】以下、この発明の解明経緯について説明す
る。固液共存温度域では、少量の温度変化に対して、固
相率などの材料の状態が敏感に変化する。そこで発明者
らは、まず縦型油圧プレスにより、素材固相率を広範囲
に変化させた金型成形実験を実施した。
る。固液共存温度域では、少量の温度変化に対して、固
相率などの材料の状態が敏感に変化する。そこで発明者
らは、まず縦型油圧プレスにより、素材固相率を広範囲
に変化させた金型成形実験を実施した。
【０００９】固液共存温度域で機械的方法により回転撹
拌した後、一旦常温まで冷却して凝固させたAl−4.5wt%
Cu合金から切り出した直径：36mm、高さ：30mmの試験片
を、固液共存温度域で材料の質量固相率（ｆS ）が0.95
〜0.2 に対応する温度範囲に加熱した後、図１に示す金
型で成形した。この場合、成形過程での固相と液相の挙
動をできるだけ正確に調査するため、材料を金型内で加
熱して成形時の材料温度と金型温度とを等しくし、成形
中の金型との接触による温度降下を防止した。なお成形
速度（ラム速度）は40mm/sである。また図中番号１は上
金型、２は下金型、３は成品である。
拌した後、一旦常温まで冷却して凝固させたAl−4.5wt%
Cu合金から切り出した直径：36mm、高さ：30mmの試験片
を、固液共存温度域で材料の質量固相率（ｆS ）が0.95
〜0.2 に対応する温度範囲に加熱した後、図１に示す金
型で成形した。この場合、成形過程での固相と液相の挙
動をできるだけ正確に調査するため、材料を金型内で加
熱して成形時の材料温度と金型温度とを等しくし、成形
中の金型との接触による温度降下を防止した。なお成形
速度（ラム速度）は40mm/sである。また図中番号１は上
金型、２は下金型、３は成品である。
【００１０】上記のようにして成形したカップ状成品の
固相と液相の挙動を定量的に把握するために、Ｘ線マク
ロ分析により、成品断面各部位のCuの濃度分布を測定し
た。ここに成形終了時に液相量が多い程、Cu濃度は高く
なることから、このCu濃度分布によって成品断面内の偏
析の程度を知ることができる。図２に、測定結果を示
す。
固相と液相の挙動を定量的に把握するために、Ｘ線マク
ロ分析により、成品断面各部位のCuの濃度分布を測定し
た。ここに成形終了時に液相量が多い程、Cu濃度は高く
なることから、このCu濃度分布によって成品断面内の偏
析の程度を知ることができる。図２に、測定結果を示
す。
【００１１】図２から、成形時の材料質量固相率が 0.6
及び0.8 では成品断面内でのCu濃度の差が大きいこと、
また材料質量固相率が0.90〜0.95とかなり高くなると、
断面内のCu濃度の差は小さくなるけれども、フランジ部
(F) では依然としてCu濃度が高いことが判る。この点、
材料質量固相率が 0.4〜0.2 と低くなると、流動性が向
上するために、Cu濃度の差は小さくなっているが、断面
各部位でのCu濃度は素材の濃度(4.5％) からの偏差が認
められ、マクロ偏析は依然として解消されていない。
及び0.8 では成品断面内でのCu濃度の差が大きいこと、
また材料質量固相率が0.90〜0.95とかなり高くなると、
断面内のCu濃度の差は小さくなるけれども、フランジ部
(F) では依然としてCu濃度が高いことが判る。この点、
材料質量固相率が 0.4〜0.2 と低くなると、流動性が向
上するために、Cu濃度の差は小さくなっているが、断面
各部位でのCu濃度は素材の濃度(4.5％) からの偏差が認
められ、マクロ偏析は依然として解消されていない。
【００１２】発明者らは、上記した実験結果を検討した
結果、成形時の固相と液相の挙動に及ぼす要因の中で
も、とくに影響が大きいものとして成形速度に注目し、
次に横型高速プレスを用いて高成形速度実験を実施し
た。実験に用いた試験片は図２の場合と同様のAl−4.5w
t%Cu粒状組織材であり、その寸法は直径：58mm、高さ：
50mmである。図３に用いた金型を示す。なお金型は特に
加熱を行わず、常温とした。図中、番号４，５はそれぞ
れ金型、６はラム、７は成品である。
結果、成形時の固相と液相の挙動に及ぼす要因の中で
も、とくに影響が大きいものとして成形速度に注目し、
次に横型高速プレスを用いて高成形速度実験を実施し
た。実験に用いた試験片は図２の場合と同様のAl−4.5w
t%Cu粒状組織材であり、その寸法は直径：58mm、高さ：
50mmである。図３に用いた金型を示す。なお金型は特に
加熱を行わず、常温とした。図中、番号４，５はそれぞ
れ金型、６はラム、７は成品である。
【００１３】図４（ａ），（ｂ）及び（ｃ）にそれぞ
れ、試験片の加工開始時の質量固相率を 0.6とし、ラム
速度を2.5 mm/sに上昇させて成形した場合のカップ状成
品断面におけるフランジ部、側壁中央部及び底部の顕微
鏡組織を示す。同図によれば、上記の条件下に成形加工
を行った場合には、固相粒子がフランジ部先端まで均一
に分布し、固相と液相とが均一に流動していることが判
る。また図５に、成品断面各部位のCu濃度の化学分析値
を示す。同図によれば、断面内でのCu濃度の差が極めて
小さくなっているのが判る。
れ、試験片の加工開始時の質量固相率を 0.6とし、ラム
速度を2.5 mm/sに上昇させて成形した場合のカップ状成
品断面におけるフランジ部、側壁中央部及び底部の顕微
鏡組織を示す。同図によれば、上記の条件下に成形加工
を行った場合には、固相粒子がフランジ部先端まで均一
に分布し、固相と液相とが均一に流動していることが判
る。また図５に、成品断面各部位のCu濃度の化学分析値
を示す。同図によれば、断面内でのCu濃度の差が極めて
小さくなっているのが判る。
【００１４】そこで発明者らは次に、ラム速度及び材料
固相率をさらに変化させて成形実験を実施した。その結
果、成形に際し、固相と液相を均一に流動させるラム速
度は１m/s 以上であれば良いことが判った。ところで固
液共存温度域での成形の場合、固相と液相の挙動に実際
に強い影響を及ぼすのは金型内を通過する材料速度であ
る。そこでこの点につき、さらに検討を重ねたところ、
金型の充てん流動域（図３に示すカップ状金型では記号
Ａで示す領域が充てん流動域である）における材料の流
動速度が3.5 m/s 以上であれば固相と液相が均一に流動
することが判明した。ここに材料の流動速度Ｖs は次式
で定義されるものである。 Ｖs ＝（Ａt ／Ａs ）・ＶR ------ (1) ここでＡt ：素材断面積 Ａs ：金型の充てん流動域における材料通過断面積 ＶR ：ラム速度
固相率をさらに変化させて成形実験を実施した。その結
果、成形に際し、固相と液相を均一に流動させるラム速
度は１m/s 以上であれば良いことが判った。ところで固
液共存温度域での成形の場合、固相と液相の挙動に実際
に強い影響を及ぼすのは金型内を通過する材料速度であ
る。そこでこの点につき、さらに検討を重ねたところ、
金型の充てん流動域（図３に示すカップ状金型では記号
Ａで示す領域が充てん流動域である）における材料の流
動速度が3.5 m/s 以上であれば固相と液相が均一に流動
することが判明した。ここに材料の流動速度Ｖs は次式
で定義されるものである。 Ｖs ＝（Ａt ／Ａs ）・ＶR ------ (1) ここでＡt ：素材断面積 Ａs ：金型の充てん流動域における材料通過断面積 ＶR ：ラム速度
【００１５】
【作用】前述したとおり、固液共存温度域での金属の成
形の際に、固相と液相を均一に流動させ、成品断面内の
マクロ偏析を防止するためには、金型の充てん流動域に
おける材料の流動速度を3.5 m/s 以上とすることが必要
であるが、この理由は高材料速度にすると固相の移動速
度が液相とほぼ同程度にまで上昇するからである。
形の際に、固相と液相を均一に流動させ、成品断面内の
マクロ偏析を防止するためには、金型の充てん流動域に
おける材料の流動速度を3.5 m/s 以上とすることが必要
であるが、この理由は高材料速度にすると固相の移動速
度が液相とほぼ同程度にまで上昇するからである。
【００１６】発明者らによる固液共存温度域での広範な
加工条件での圧縮試験の結果、Al合金だけでなく、銅合
金や汎用金属とくに固液共存温度域での温度が最も高い
鋼においても同様の変動挙動を示すことが確認された。
従ってこれらの合金においても成形中の固相と液相の分
離を防止するためには、成形金型の充てん流動域におけ
る材料の流動速度を3.5 m/s 以上とすれば良い。しかし
ながら材料速度があまりに速くなりすぎると、金型合わ
せ面からの材料の不均一な流出や設備の大型化などをも
たらすため、材料速度の上限は20 m/s程度とすることが
望ましい。
加工条件での圧縮試験の結果、Al合金だけでなく、銅合
金や汎用金属とくに固液共存温度域での温度が最も高い
鋼においても同様の変動挙動を示すことが確認された。
従ってこれらの合金においても成形中の固相と液相の分
離を防止するためには、成形金型の充てん流動域におけ
る材料の流動速度を3.5 m/s 以上とすれば良い。しかし
ながら材料速度があまりに速くなりすぎると、金型合わ
せ面からの材料の不均一な流出や設備の大型化などをも
たらすため、材料速度の上限は20 m/s程度とすることが
望ましい。
【００１７】なおこの発明は、材料速度を飛躍的に上昇
させるためのゲートを有しないダイフォージングのよう
な成形金型を対象とするもので、ダイカストのように成
形金型につながるゲートを有するものは、ゲート通過時
に気泡の巻き込みが懸念されるのでこの発明の適用対象
外とした。なおこの発明において、成形金型断面が一様
でない場合には、金型の充てん流動域における最も広い
断面における材料速度について、上記の範囲を満足させ
る必要がある。
させるためのゲートを有しないダイフォージングのよう
な成形金型を対象とするもので、ダイカストのように成
形金型につながるゲートを有するものは、ゲート通過時
に気泡の巻き込みが懸念されるのでこの発明の適用対象
外とした。なおこの発明において、成形金型断面が一様
でない場合には、金型の充てん流動域における最も広い
断面における材料速度について、上記の範囲を満足させ
る必要がある。
【００１８】この発明において、加工開始時における材
料の質量固相率が 0.8を超えると、材料の流動性が低下
し、とくに高成形速度の場合には成形荷重の増大やを招
くだけでなく、金型内充満性や表面品質の低下を招くた
め、好ましくない。一方、材料質量固相率が 0.2よりも
小さくなると、一般に、このような低固相率に対応する
温度と液相線の温度差が極めて小さくなることから、温
度制御が困難となる。そこでこの発明では、加工開始時
における材料の質量固相率は 0.8〜0.2 の範囲に限定し
た。なお金属の固液共存温度域では、材料の固相率がお
よそ0.5 よりも小さくなると自重で形くずれしてハンド
リングが難しくなるが、このような場合には、例えばセ
ラミックスなどの容器内で材料を加熱して成形機に供す
るか、又は成形機に組込んだ例えばセラミックスなどの
円筒形状の容器内で加熱してハンドリングなしに直接材
料を金型へ送り込むことにより成形が可能となる。
料の質量固相率が 0.8を超えると、材料の流動性が低下
し、とくに高成形速度の場合には成形荷重の増大やを招
くだけでなく、金型内充満性や表面品質の低下を招くた
め、好ましくない。一方、材料質量固相率が 0.2よりも
小さくなると、一般に、このような低固相率に対応する
温度と液相線の温度差が極めて小さくなることから、温
度制御が困難となる。そこでこの発明では、加工開始時
における材料の質量固相率は 0.8〜0.2 の範囲に限定し
た。なお金属の固液共存温度域では、材料の固相率がお
よそ0.5 よりも小さくなると自重で形くずれしてハンド
リングが難しくなるが、このような場合には、例えばセ
ラミックスなどの容器内で材料を加熱して成形機に供す
るか、又は成形機に組込んだ例えばセラミックスなどの
円筒形状の容器内で加熱してハンドリングなしに直接材
料を金型へ送り込むことにより成形が可能となる。
【００１９】成形時の金型温度については、金型温度が
常温近辺と低い場合には、成形表面に微細クラックを生
じるなど表面品質が劣化したり、また金型内への材料の
充満性が低下するなどのおそれがある。従って金型は、
50℃以上望ましくは 100℃以上に加熱しておくことが好
ましい。
常温近辺と低い場合には、成形表面に微細クラックを生
じるなど表面品質が劣化したり、また金型内への材料の
充満性が低下するなどのおそれがある。従って金型は、
50℃以上望ましくは 100℃以上に加熱しておくことが好
ましい。
【００２０】ところでかくして金型内へ充満された金属
材料中には、たとえば固液共存温度域での回転撹拌の際
に巻き込まれた気泡や凝固過程での収縮による空隙が存
在する。かかる気泡や空隙は、成品の機械的性質とくに
引っ張り強さの著しい低下を招く。そこでこの発明で
は、素材を金型内に充満したのち、加圧処理を加えるこ
とによって上記した気泡や空隙を消滅させることとし
た。発明者らの研究によれば、気泡や空隙を実害がない
程度まで消滅させるためには少なくとも６kg/mm2の加圧
力を必要とすることか究明された。そこでこの発明で
は、素材を金型内に充満したのち素材が完全に凝固する
まで６kg/mm2以上の加圧力で加圧保持することにしたの
である。
材料中には、たとえば固液共存温度域での回転撹拌の際
に巻き込まれた気泡や凝固過程での収縮による空隙が存
在する。かかる気泡や空隙は、成品の機械的性質とくに
引っ張り強さの著しい低下を招く。そこでこの発明で
は、素材を金型内に充満したのち、加圧処理を加えるこ
とによって上記した気泡や空隙を消滅させることとし
た。発明者らの研究によれば、気泡や空隙を実害がない
程度まで消滅させるためには少なくとも６kg/mm2の加圧
力を必要とすることか究明された。そこでこの発明で
は、素材を金型内に充満したのち素材が完全に凝固する
まで６kg/mm2以上の加圧力で加圧保持することにしたの
である。
【００２１】ところでダイフォーシングのような金型成
形において、固液共存温度域での良好な流動性を活かす
ためには材料は粒状組織であることが必要であるが、こ
のような粒状組織は、材料（金属）をその固液共存温度
域で機械的又は電磁気的に回転撹拌を与えるなどの方法
によって実現しても良いし、またTiなどの結晶粒微細化
剤を用いて粒状組織としても良いし、低温鋳造によって
粒状組織としても良い。さらに熱間加工により粒状組織
とすることもできる。
形において、固液共存温度域での良好な流動性を活かす
ためには材料は粒状組織であることが必要であるが、こ
のような粒状組織は、材料（金属）をその固液共存温度
域で機械的又は電磁気的に回転撹拌を与えるなどの方法
によって実現しても良いし、またTiなどの結晶粒微細化
剤を用いて粒状組織としても良いし、低温鋳造によって
粒状組織としても良い。さらに熱間加工により粒状組織
とすることもできる。
【００２２】なお発明者らは、金型成形実験により、典
型的な凝固組織であるデンドライト組織をもつ金属は固
液共存温度域では固相が粗大化して固液の流動が極めて
不均一になることを確かめている。
型的な凝固組織であるデンドライト組織をもつ金属は固
液共存温度域では固相が粗大化して固液の流動が極めて
不均一になることを確かめている。
【００２３】以上、粒状組織をもつ半凝固金属として主
に、一旦凝固させて粒状組織とした材料（金属）を、再
度、固液共存温度域に加熱したものについて説明した
が、この発明はこれだけに限るものではなく、前述した
ような方法によって固液共存状態とした材料（金属）を
そのまま利用することもでき、この場合には粒状の固相
と液相とが共存している状態で成形機に供給し、この発
明に従う所定の条件下に処理すれば良い。
に、一旦凝固させて粒状組織とした材料（金属）を、再
度、固液共存温度域に加熱したものについて説明した
が、この発明はこれだけに限るものではなく、前述した
ような方法によって固液共存状態とした材料（金属）を
そのまま利用することもでき、この場合には粒状の固相
と液相とが共存している状態で成形機に供給し、この発
明に従う所定の条件下に処理すれば良い。
【００２４】
【実施例】実施例１ 連続式半凝固金属製造装置で固液共存温度域で機械的に
回転攪拌を与えた後、常温まで冷却、凝固させて粒状組
織としたAl−4.5wt%Cu合金の塊片から切り出した直径：
58mm、高さ：50mmの素材を、固液共存温度域の質量固相
率 0.6に対応する温度(632℃) まで高周波加熱した後、
120℃に予熱したカップ状金型（図３）を用い、金型の
充てん流動域における材料の流動速度の最低値が4.5 m/
s となるように速度設定したラムを迅速に作動させて成
形した。なお、この設定速度下で加圧保持したときの加
圧力は６kg/mm2以上であった。
回転攪拌を与えた後、常温まで冷却、凝固させて粒状組
織としたAl−4.5wt%Cu合金の塊片から切り出した直径：
58mm、高さ：50mmの素材を、固液共存温度域の質量固相
率 0.6に対応する温度(632℃) まで高周波加熱した後、
120℃に予熱したカップ状金型（図３）を用い、金型の
充てん流動域における材料の流動速度の最低値が4.5 m/
s となるように速度設定したラムを迅速に作動させて成
形した。なお、この設定速度下で加圧保持したときの加
圧力は６kg/mm2以上であった。
【００２５】図６に、成形後の成品断面フランジ部、側
壁中央部及び底部の顕微鏡写真を示したが、いずれの部
位でも固相と液相がほぼ均一に分布している。また図７
に、成品の断面内各部位のCu濃度の化学分析値を示した
が、いずれの部位も素材のCu濃度(4.5wt％) からの偏差
が小さく、表面及び内部品質ともに良好な成品が得られ
た。
壁中央部及び底部の顕微鏡写真を示したが、いずれの部
位でも固相と液相がほぼ均一に分布している。また図７
に、成品の断面内各部位のCu濃度の化学分析値を示した
が、いずれの部位も素材のCu濃度(4.5wt％) からの偏差
が小さく、表面及び内部品質ともに良好な成品が得られ
た。
【００２６】実施例２ 実施例１と同様にして作製した直径：58mm、高さ：50mm
の素材を、固相共存域の質量固相率0.75に対応する温度
（619 ℃）まで高周波加熱した後、 120℃に予熱したカ
ップ状金型（図３）を用い、金型の充てん流動域におけ
る材料の流動速度の最低値が７m/s となるように速度設
定したラムを迅速に作動させて成形した。なお、この設
定速度下で加圧保持したときの加圧力は６kg/mm2以上で
あった。
の素材を、固相共存域の質量固相率0.75に対応する温度
（619 ℃）まで高周波加熱した後、 120℃に予熱したカ
ップ状金型（図３）を用い、金型の充てん流動域におけ
る材料の流動速度の最低値が７m/s となるように速度設
定したラムを迅速に作動させて成形した。なお、この設
定速度下で加圧保持したときの加圧力は６kg/mm2以上で
あった。
【００２７】図８に、成形後の成品断面フランジ部、側
壁中央部及び底部の顕微鏡写真を示したが、固相粒子は
フランジ部先端までほぼ均一に分布しており、高固相率
の場合でも固相と液相がほぼ均一に流動していることが
判る。
壁中央部及び底部の顕微鏡写真を示したが、固相粒子は
フランジ部先端までほぼ均一に分布しており、高固相率
の場合でも固相と液相がほぼ均一に流動していることが
判る。
【００２８】比較例１ 実施例１と同様にして作製した直径：58mm、高さ：50mm
の素材を、固液共存温度域の質量固相率 0.6に対応する
温度(632℃) まで高周波加熱した後、 250℃に予熱した
カップ状金型（図３）を用い、金型の充てん流動域にお
ける材料の流動速度の最低値が0.9 m/s となるように速
度設定したラムを迅速に作動させて成形した。成形後の
成品断面について調査したところ、特にフランジ部にお
いて液相の偏在が認められ、断面内の各部位で固相と液
相が均一に分布した成品は得られなかった。
の素材を、固液共存温度域の質量固相率 0.6に対応する
温度(632℃) まで高周波加熱した後、 250℃に予熱した
カップ状金型（図３）を用い、金型の充てん流動域にお
ける材料の流動速度の最低値が0.9 m/s となるように速
度設定したラムを迅速に作動させて成形した。成形後の
成品断面について調査したところ、特にフランジ部にお
いて液相の偏在が認められ、断面内の各部位で固相と液
相が均一に分布した成品は得られなかった。
【００２９】実施例３ 連続式半凝固金属製造装置で固液共存温度域で機械的に
回転攪拌を与えた後、常温まで冷却、凝固させて粒状組
織とした0.6wt%Ｃ炭素鋼から切り出した直径：58mm、高
さ：50mmの素材を、固相共存域の質量固相率 0.6に対応
する温度（1458℃）まで高周波加熱した後、 250℃に予
熱したカップ状金型（図３）を用い、金型の充てん流動
域における材料の流動速度の最低値が5.4 m/s となるよ
うに速度設定したラムを迅速に作動させて成形した。な
お、この設定速度下で加圧保持したときの加圧力は６kg
/mm2以上であった。
回転攪拌を与えた後、常温まで冷却、凝固させて粒状組
織とした0.6wt%Ｃ炭素鋼から切り出した直径：58mm、高
さ：50mmの素材を、固相共存域の質量固相率 0.6に対応
する温度（1458℃）まで高周波加熱した後、 250℃に予
熱したカップ状金型（図３）を用い、金型の充てん流動
域における材料の流動速度の最低値が5.4 m/s となるよ
うに速度設定したラムを迅速に作動させて成形した。な
お、この設定速度下で加圧保持したときの加圧力は６kg
/mm2以上であった。
【００３０】図９に、成形後の成品断面フランジ部、側
壁中央部及び底部の顕微鏡写真を示したが、いずれの部
位でも固相と液相がほぼ均一に分布している。また図10
に、成品の断面内各部位のＣ濃度の化学分析値を示した
が、いずれの部位も素材のＣ濃度(0.6wt％) からの偏差
が小さく、表面及び内部品質ともに良好な成品が得られ
た。
壁中央部及び底部の顕微鏡写真を示したが、いずれの部
位でも固相と液相がほぼ均一に分布している。また図10
に、成品の断面内各部位のＣ濃度の化学分析値を示した
が、いずれの部位も素材のＣ濃度(0.6wt％) からの偏差
が小さく、表面及び内部品質ともに良好な成品が得られ
た。
【００３１】比較例２ 実施例３と同様にして作製した直径：58mm、高さ：50mm
の素材を、固液共存温度域の質量固相率 0.6に対応する
温度（1458℃) まで高周波加熱した後、 350℃に予熱し
たカップ状金型（図３）を用い、金型の充てん流動域に
おける材料の流動速度の最低値が1.1 m/s となるように
速度設定したラムを迅速に作動させて成形した。成形後
の成品断面について調査したところ、特にフランジ部に
おいて液相の偏在が認められ、断面内の各部位で固相と
液相が均一に分布した成品は得られなかった。
の素材を、固液共存温度域の質量固相率 0.6に対応する
温度（1458℃) まで高周波加熱した後、 350℃に予熱し
たカップ状金型（図３）を用い、金型の充てん流動域に
おける材料の流動速度の最低値が1.1 m/s となるように
速度設定したラムを迅速に作動させて成形した。成形後
の成品断面について調査したところ、特にフランジ部に
おいて液相の偏在が認められ、断面内の各部位で固相と
液相が均一に分布した成品は得られなかった。
【００３２】
【発明の効果】かくしてこの発明に従い、材料の質量固
相率及び流動速度が所定の範囲を満足する条件下に成形
し、その後加圧保持することにより、固液共存温度域で
の加工において、固相と液相が均一に流動し、成品断面
内でマクロ偏析を生じず、ひいては表面及び内部品質と
も良好な成品を得ることができる。従って、固液共存温
度域での高い材料流動性や小さな必要加工力などの特徴
を活かした成形が可能となる。
相率及び流動速度が所定の範囲を満足する条件下に成形
し、その後加圧保持することにより、固液共存温度域で
の加工において、固相と液相が均一に流動し、成品断面
内でマクロ偏析を生じず、ひいては表面及び内部品質と
も良好な成品を得ることができる。従って、固液共存温
度域での高い材料流動性や小さな必要加工力などの特徴
を活かした成形が可能となる。
【図１】通常の成形金型の模式図である。
【図２】カップ状成品の断面各部位におけるCuの濃度
を、質量固相率をパラメータとして示したグラフであ
る。
を、質量固相率をパラメータとして示したグラフであ
る。
【図３】この発明の実施に用いて好適な成形金型の模式
図である。
図である。
【図４】カップ状成品断面におけるフランジ部、側壁中
央部及び底部の顕微鏡金属組織写真である。
央部及び底部の顕微鏡金属組織写真である。
【図５】カップ状成品の断面各部位におけるCuの濃度を
示したグラフである。
示したグラフである。
【図６】カップ状成品断面におけるフランジ部、側壁中
央部及び底部の顕微鏡金属組織写真である。
央部及び底部の顕微鏡金属組織写真である。
【図７】カップ状成品の断面各部位におけるCuの濃度を
示したグラフである。
示したグラフである。
【図８】カップ状成品断面におけるフランジ部、側壁中
央部及び底部の顕微鏡金属組織写真である。
央部及び底部の顕微鏡金属組織写真である。
【図９】カップ状成品断面におけるフランジ部、側壁中
央部及び底部の顕微鏡金属組織写真である。
央部及び底部の顕微鏡金属組織写真である。
【図１０】カップ状成品の断面各部位におけるＣの濃度
を示したグラフである。
を示したグラフである。
１ 上金型 ２ 下金型 ３ 成品 ４ 金型 ５ 金型 ６ ラム ７ 成品
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 八幡 誠朗 千葉県千葉市川崎町１番地 株式会社 レオテック内 (72)発明者 吉田 千里 千葉県千葉市川崎町１番地 株式会社 レオテック内
Claims (1)
- 【請求項１】 粒状組織になる金属を、その固液共存温
度域にてダイフォージ加工するに際し、加工開始時にお
ける素材の質量固相率：0.2 〜0.8 、金型の充てん流動
域における材料の流動速度：3.5 m/s 以上の条件下に成
形し、ついで素材を金型内に充満したのち素材が完全に
凝固するまで、６kg/mm2以上の加圧力で加圧保持するこ
とを特徴とする半凝固金属の成形方法。
Priority Applications (5)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3233821A JP2518981B2 (ja) | 1991-08-22 | 1991-08-22 | 半凝固金属の成形方法 |
| US07/929,782 US5287719A (en) | 1991-08-22 | 1992-08-13 | Method of forming semi-solidified metal composition |
| EP92307477A EP0531002B1 (en) | 1991-08-22 | 1992-08-14 | Method of forming semi-solidified metal composition |
| DE69210511T DE69210511T2 (de) | 1991-08-22 | 1992-08-14 | Verfahren zum Umformen halbfester Metall-Legierungen |
| CA002076462A CA2076462A1 (en) | 1991-08-22 | 1992-08-20 | Method of forming semi-solidified metal composition |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3233821A JP2518981B2 (ja) | 1991-08-22 | 1991-08-22 | 半凝固金属の成形方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0550211A JPH0550211A (ja) | 1993-03-02 |
| JP2518981B2 true JP2518981B2 (ja) | 1996-07-31 |
Family
ID=16961093
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP3233821A Expired - Lifetime JP2518981B2 (ja) | 1991-08-22 | 1991-08-22 | 半凝固金属の成形方法 |
Country Status (5)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5287719A (ja) |
| EP (1) | EP0531002B1 (ja) |
| JP (1) | JP2518981B2 (ja) |
| CA (1) | CA2076462A1 (ja) |
| DE (1) | DE69210511T2 (ja) |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US5887640A (en) * | 1996-10-04 | 1999-03-30 | Semi-Solid Technologies Inc. | Apparatus and method for semi-solid material production |
| US5881796A (en) * | 1996-10-04 | 1999-03-16 | Semi-Solid Technologies Inc. | Apparatus and method for integrated semi-solid material production and casting |
| JP3475707B2 (ja) * | 1997-03-27 | 2003-12-08 | マツダ株式会社 | 金属の半溶融射出成形方法及びその装置 |
| US6470955B1 (en) | 1998-07-24 | 2002-10-29 | Gibbs Die Casting Aluminum Co. | Semi-solid casting apparatus and method |
| EP0987074A1 (de) * | 1998-09-18 | 2000-03-22 | SM Schweizerische Munitionsunternehmung AG | Vorrichtung zum Umformen oder Schmieden von Rohlingen, Bauteilen oder Werkstücken |
| JP4509343B2 (ja) * | 2000-09-25 | 2010-07-21 | 本田技研工業株式会社 | 半溶融金属素材の鍛造方法および鍛造装置 |
| US6964199B2 (en) * | 2001-11-02 | 2005-11-15 | Cantocor, Inc. | Methods and compositions for enhanced protein expression and/or growth of cultured cells using co-transcription of a Bcl2 encoding nucleic acid |
| US20050126737A1 (en) * | 2003-12-04 | 2005-06-16 | Yurko James A. | Process for casting a semi-solid metal alloy |
| EP2848333B1 (de) * | 2013-09-16 | 2021-03-24 | Mubea Carbo Tech GmbH | Verfahren und Vorrichtung zur Herstellung eines metallischen Bauteils mittels eines Gieß- und Formwerkzeugs |
| JPWO2023062727A1 (ja) * | 2021-10-12 | 2023-04-20 |
Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS51126330A (en) * | 1975-04-28 | 1976-11-04 | Kobe Steel Ltd | Direct forging method |
| JPS6114036A (ja) * | 1984-06-30 | 1986-01-22 | Akio Nakano | 金属成品の製造方法 |
| JPS6316833A (ja) * | 1986-07-10 | 1988-01-23 | Ishikawajima Harima Heavy Ind Co Ltd | 金属型物材連続製造方法及び装置 |
Family Cites Families (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4771818A (en) * | 1979-12-14 | 1988-09-20 | Alumax Inc. | Process of shaping a metal alloy product |
| US4494461A (en) * | 1982-01-06 | 1985-01-22 | Olin Corporation | Method and apparatus for forming a thixoforged copper base alloy cartridge casing |
| JPS5967337A (ja) * | 1982-10-08 | 1984-04-17 | Toyota Motor Corp | 複合材料の半溶融加工法 |
| JPS60152358A (ja) * | 1984-01-20 | 1985-08-10 | Akebono Brake Ind Co Ltd | 半溶融高圧鋳造法 |
| US5133811A (en) * | 1986-05-12 | 1992-07-28 | University Of Sheffield | Thixotropic materials |
| US4687042A (en) * | 1986-07-23 | 1987-08-18 | Alumax, Inc. | Method of producing shaped metal parts |
-
1991
- 1991-08-22 JP JP3233821A patent/JP2518981B2/ja not_active Expired - Lifetime
-
1992
- 1992-08-13 US US07/929,782 patent/US5287719A/en not_active Expired - Fee Related
- 1992-08-14 DE DE69210511T patent/DE69210511T2/de not_active Expired - Fee Related
- 1992-08-14 EP EP92307477A patent/EP0531002B1/en not_active Expired - Lifetime
- 1992-08-20 CA CA002076462A patent/CA2076462A1/en not_active Abandoned
Patent Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS51126330A (en) * | 1975-04-28 | 1976-11-04 | Kobe Steel Ltd | Direct forging method |
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| JPS6316833A (ja) * | 1986-07-10 | 1988-01-23 | Ishikawajima Harima Heavy Ind Co Ltd | 金属型物材連続製造方法及び装置 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| EP0531002A1 (en) | 1993-03-10 |
| DE69210511D1 (de) | 1996-06-13 |
| US5287719A (en) | 1994-02-22 |
| JPH0550211A (ja) | 1993-03-02 |
| EP0531002B1 (en) | 1996-05-08 |
| CA2076462A1 (en) | 1993-02-23 |
| DE69210511T2 (de) | 1996-09-12 |
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