JP3416036B2 - マグネシウム合金射出成形用金型構造及び該金型構造を用いたマグネシウム合金部品の成形方法 - Google Patents
マグネシウム合金射出成形用金型構造及び該金型構造を用いたマグネシウム合金部品の成形方法Info
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22C—FOUNDRY MOULDING
- B22C9/00—Moulds or cores; Moulding processes
- B22C9/08—Features with respect to supply of molten metal, e.g. ingates, circular gates, skim gates
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
- B22D17/00—Pressure die casting or injection die casting, i.e. casting in which the metal is forced into a mould under high pressure
- B22D17/007—Semi-solid pressure die casting
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、ガス欠陥のない軽
金属合金を射出成形するための金型構造およびそれを用
いる成形方法に関するものである。
金属合金を射出成形するための金型構造およびそれを用
いる成形方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】軽金属合金、特にアルミニウムを合金成
分とするマグネシウム合金は軽量でかつ鍛造等の塑性加
工を施すことにより所定の機械的強度を確保できる素材
として注目されている。しかしながら、この種軽金属合
金は熱ひけが良いため、重力鋳造では鋳造温度を高くし
なければ、湯流れが悪化し、健全な（鋳巣の少ない）鋳
物が得られない。ところが、鋳造温度が高いと、冷却速
度が小さくなるため、材料組織が粗くなり、成形性が悪
く、加工率が大きくとれない。他方、ダイキャストでは
微細な組織が得られるが、金型内に溶湯を霧状に圧力注
入するため、微小な空孔が鋳物内に多く含まれ、ガス欠
陥となり、良好な機械的強度を有する鋳造材が得られな
い。特に、厚肉部品においては、強度低下が著しい。
分とするマグネシウム合金は軽量でかつ鍛造等の塑性加
工を施すことにより所定の機械的強度を確保できる素材
として注目されている。しかしながら、この種軽金属合
金は熱ひけが良いため、重力鋳造では鋳造温度を高くし
なければ、湯流れが悪化し、健全な（鋳巣の少ない）鋳
物が得られない。ところが、鋳造温度が高いと、冷却速
度が小さくなるため、材料組織が粗くなり、成形性が悪
く、加工率が大きくとれない。他方、ダイキャストでは
微細な組織が得られるが、金型内に溶湯を霧状に圧力注
入するため、微小な空孔が鋳物内に多く含まれ、ガス欠
陥となり、良好な機械的強度を有する鋳造材が得られな
い。特に、厚肉部品においては、強度低下が著しい。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】軽金属合金において良
好な機械的強度を有する鋳造材を提供するには、ガス欠
陥のない微細な組織を有する鋳造材を得る必要がある。
そこで、鋭意研究の結果、射出成形法において、溶湯を
金型内部キャビティ内に層流状態で射出すると、ガス欠
陥のない微細な組織が得られることを見い出した。
好な機械的強度を有する鋳造材を提供するには、ガス欠
陥のない微細な組織を有する鋳造材を得る必要がある。
そこで、鋭意研究の結果、射出成形法において、溶湯を
金型内部キャビティ内に層流状態で射出すると、ガス欠
陥のない微細な組織が得られることを見い出した。
【０００４】本発明の目的は、このようなガス欠陥のな
い微細な組織の得られる射出成形用金型構造およびそれ
を用いる成形方法を提供することにある。
い微細な組織の得られる射出成形用金型構造およびそれ
を用いる成形方法を提供することにある。
【０００５】
【問題を解決するための手段】本発明はマグネシウム合
金を固相／液相が共存する固相率１０％以上の半溶融状
態の溶湯とし、該溶湯を内部キャビティ部に射出するマ
グネシウム合金溶湯用の金型であって、ゲート断面積Ｓ
１と溶湯流入方向に対してほぼ垂直な方向の上記内部キ
ャビティ部の最大面積Ｓ２との比Ｓ１／Ｓ２が０．０６
以上０．１以下に設定されていることを特徴とするマグ
ネシウム合金射出成形用金型構造にある。
金を固相／液相が共存する固相率１０％以上の半溶融状
態の溶湯とし、該溶湯を内部キャビティ部に射出するマ
グネシウム合金溶湯用の金型であって、ゲート断面積Ｓ
１と溶湯流入方向に対してほぼ垂直な方向の上記内部キ
ャビティ部の最大面積Ｓ２との比Ｓ１／Ｓ２が０．０６
以上０．１以下に設定されていることを特徴とするマグ
ネシウム合金射出成形用金型構造にある。
【０００６】本発明によれば、ゲート断面積を金型の溶
湯流入方向に対してほぼ垂直な方向の上記内部キャビテ
ィ部の最大断面積に対して大きくすることにより、溶湯
が層流状態で内部キャビティ部に注入される結果、射出
成形物中には実質的にガス欠陥の発生が認められない。
その比率の下限値は０．０６が適当である。それ以下で
は急激に相対密度が低下し、ガス欠陥の発生率が増加す
るからである（図３参照）。なお、Ｓ１／Ｓ２比が０．
５以上の場合は成形材の相対密度がダイキャストと同等
程度となり、半溶融射出成形法を採用する利点がなくな
るので、好ましくない。
湯流入方向に対してほぼ垂直な方向の上記内部キャビテ
ィ部の最大断面積に対して大きくすることにより、溶湯
が層流状態で内部キャビティ部に注入される結果、射出
成形物中には実質的にガス欠陥の発生が認められない。
その比率の下限値は０．０６が適当である。それ以下で
は急激に相対密度が低下し、ガス欠陥の発生率が増加す
るからである（図３参照）。なお、Ｓ１／Ｓ２比が０．
５以上の場合は成形材の相対密度がダイキャストと同等
程度となり、半溶融射出成形法を採用する利点がなくな
るので、好ましくない。
【０００７】厚肉部品を成形する場合は、厚肉部が最終
凝固部となりやすく、鋳巣が発生しやすい。したがっ
て、金型の内部キャビティ部に中子ピンを挿入可能と
し、溶湯のキャビティ内への注入後溶湯を加圧できるよ
うにし、引け巣を抑制すると共に、溶湯を塑性流動さ
せ、鋳巣を潰すようにするのがよい。
凝固部となりやすく、鋳巣が発生しやすい。したがっ
て、金型の内部キャビティ部に中子ピンを挿入可能と
し、溶湯のキャビティ内への注入後溶湯を加圧できるよ
うにし、引け巣を抑制すると共に、溶湯を塑性流動さ
せ、鋳巣を潰すようにするのがよい。
【０００８】他方、厚肉部品を成形する場合において、
溶湯の固相率（半溶融状態での固相の体積率）が低い
と、ガス欠陥が形成されやすく、固相率１０％未満で急
激に相対密度および引張強度が低下する。したがって、
厚肉部品を製造する場合は固相率１０％以上で半溶融射
出成形を行うのが好ましい（図７および図８参照）。
溶湯の固相率（半溶融状態での固相の体積率）が低い
と、ガス欠陥が形成されやすく、固相率１０％未満で急
激に相対密度および引張強度が低下する。したがって、
厚肉部品を製造する場合は固相率１０％以上で半溶融射
出成形を行うのが好ましい（図７および図８参照）。
【０００９】また、固相率が低下するに従って平均固相
径が小さくなり、高温でのクリープ特性が低下する傾向
にある。所定のクリープ特性を確保するためには固相率
５％以上であるだけでなく、平均固相径５０μｍ以上で
射出成形する必要がある（図５および図６参照）。
径が小さくなり、高温でのクリープ特性が低下する傾向
にある。所定のクリープ特性を確保するためには固相率
５％以上であるだけでなく、平均固相径５０μｍ以上で
射出成形する必要がある（図５および図６参照）。
【００１０】本発明にかかる射出成形材は必要に応じて
圧下することにより相対密度を向上させることができ
る。その圧下率は２５％以上とすべきである。圧下率２
０％から相対密度が急激に向上し、２５％でほぼ飽和に
達するからである（図４）。
圧下することにより相対密度を向上させることができ
る。その圧下率は２５％以上とすべきである。圧下率２
０％から相対密度が急激に向上し、２５％でほぼ飽和に
達するからである（図４）。
【００１１】軽金属合金としては、母材がマグネシウム
であって、合金成分としてアルミニウム４〜９.５重量
％を含有するものに本発明方法を適用するのが好まし
い。４重量％未満では機械的強度の増強が望めず、９.
５重量％を越えると、成形性（限界据え込み率）の低下
が著しいからである。なお、本発明で得られる軽金属合
金は射出成形後Ｔ６熱処理（溶体化処理と人工時効処理
もしくは時効硬化処理）を行うのが好ましい。機械的強
度をより向上させることができるからである。
であって、合金成分としてアルミニウム４〜９.５重量
％を含有するものに本発明方法を適用するのが好まし
い。４重量％未満では機械的強度の増強が望めず、９.
５重量％を越えると、成形性（限界据え込み率）の低下
が著しいからである。なお、本発明で得られる軽金属合
金は射出成形後Ｔ６熱処理（溶体化処理と人工時効処理
もしくは時効硬化処理）を行うのが好ましい。機械的強
度をより向上させることができるからである。
【００１２】本発明によれば、射出成形によりガス欠陥
のない微細組織を有する軽合金成形材を得ることができ
る。したがって、荒地形状の射出成形材を一発鍛造によ
り機械的強度に優れる最終製品とすることができる。
のない微細組織を有する軽合金成形材を得ることができ
る。したがって、荒地形状の射出成形材を一発鍛造によ
り機械的強度に優れる最終製品とすることができる。
【００１３】
【発明の実施の形態】以下、本発明の実施の形態につい
て、図面を参照しながら説明する。以下の組成を有する
マグネシウム合金Ａを用意し、図１に示す半溶融射出成
形機（型式：ＪＬＭ−４５０Ｅ，株式会社日本製鋼所
製）を用いて次の条件下に射出成形を行った。なお、図
中、１はシリンダで、内部に押し出しスクリュー２を備
え、後端には高速射出機構３を、先端には金型４が装着
されている。シリンダ１の周囲には加熱ヒータ５が所定
の間隔で配置され、シリンダ１の入り口に設けたホッパ
ー６から投入される材料を順次加熱溶融するようになっ
ている。射出成形された荒地素材Ｗ１は型開き後（図１
（Ｂ））、取り出し、鍛造上下型内に設置し（図１
（Ｃ））、鍛造後（図１（Ｄ））、型開きして鍛造品Ｗ
２を取り出す（図１（Ｅ））。この鍛造品Ｗ２はその後
仕上げとしてＴ６処理が施される。
て、図面を参照しながら説明する。以下の組成を有する
マグネシウム合金Ａを用意し、図１に示す半溶融射出成
形機（型式：ＪＬＭ−４５０Ｅ，株式会社日本製鋼所
製）を用いて次の条件下に射出成形を行った。なお、図
中、１はシリンダで、内部に押し出しスクリュー２を備
え、後端には高速射出機構３を、先端には金型４が装着
されている。シリンダ１の周囲には加熱ヒータ５が所定
の間隔で配置され、シリンダ１の入り口に設けたホッパ
ー６から投入される材料を順次加熱溶融するようになっ
ている。射出成形された荒地素材Ｗ１は型開き後（図１
（Ｂ））、取り出し、鍛造上下型内に設置し（図１
（Ｃ））、鍛造後（図１（Ｄ））、型開きして鍛造品Ｗ
２を取り出す（図１（Ｅ））。この鍛造品Ｗ２はその後
仕上げとしてＴ６処理が施される。
【００１４】
【表１】
マグネシウム合金組成
（単位：重量％）
Ａｌ Ｚｎ Ｍｎ Ｆｅ Ｃｕ Ｎｉ Ｍｇ
合金Ａ 7.2 0.7 0.17 0.002 0.001 0.0008 Bal.
Ｂ 6.2 0.9 0.24 0.003 0.001 0.0008 Bal.
Ｃ 9.2 0.72 0.22 0.004 0.002 0.0008 Bal.
【００１５】
【表２】射出成形条件
射出圧 ８０ＭＰａ
射出速度 ２ｍ／ｓｅｃ
金型温度 １８０℃
【００１６】（実施例１）マグネシウム合金Ｃを切削し
て切粉状となし、上記半溶融射出成形機のホッパーに投
入される。シリンダ内では上記ペレットはシリンダ全長
約１／４の位置から次第に溶融され、シリンダ全長約１
／２の位置から目標の固相率（固相／液相）になるよう
にシリンダー内の加熱温度で調整し、射出前の固相率１
０％に調整し、平均固相径５０μｍとなるように射出成
形を行った。図２の金型構造概要図に示すように、ゲー
ト断面積Ｓ１と製品部の溶湯流入方向に対してほぼ垂直
な方向の最大断面積Ｓ２との比Ｓ１／Ｓ２が０．０６を
境にして相対密度に急激な変化が見られ、０．０６以上
で９９％と飽和に達した（図３）。
て切粉状となし、上記半溶融射出成形機のホッパーに投
入される。シリンダ内では上記ペレットはシリンダ全長
約１／４の位置から次第に溶融され、シリンダ全長約１
／２の位置から目標の固相率（固相／液相）になるよう
にシリンダー内の加熱温度で調整し、射出前の固相率１
０％に調整し、平均固相径５０μｍとなるように射出成
形を行った。図２の金型構造概要図に示すように、ゲー
ト断面積Ｓ１と製品部の溶湯流入方向に対してほぼ垂直
な方向の最大断面積Ｓ２との比Ｓ１／Ｓ２が０．０６を
境にして相対密度に急激な変化が見られ、０．０６以上
で９９％と飽和に達した（図３）。
【００１７】次いで、上記合金Ｃの射出成形材で９６％
の相対密度のサンプル（直径１６×２２．５ｍｍ）を３
００℃の温度で種々の圧下率で鍛造処理に付した。圧下
率と相対密度との関係を図４に示す。相対密度は圧下率
の上昇に伴って増加し、圧下率２５％で相対密度９９％
に達し、飽和した。
の相対密度のサンプル（直径１６×２２．５ｍｍ）を３
００℃の温度で種々の圧下率で鍛造処理に付した。圧下
率と相対密度との関係を図４に示す。相対密度は圧下率
の上昇に伴って増加し、圧下率２５％で相対密度９９％
に達し、飽和した。
【００１８】上記合金Ｃを平均固相径５０μｍで固相率
を変え、Ｓ１／Ｓ２＝０．１の金型に射出成形した場合
の射出成形材を１２５℃、５０ＭＰａの下でクリープ特
性を調べた。固相率の上昇とともに定常クリープ速度
（Ｅ−３％／ｈｒ）は低下し、固相率５％以上で優れた
高温クリープ特性が得られることがわかる（図５）。な
お、固相率は成形品のミクロ組織における面積率を画像
解析により測定することにより決定した。
を変え、Ｓ１／Ｓ２＝０．１の金型に射出成形した場合
の射出成形材を１２５℃、５０ＭＰａの下でクリープ特
性を調べた。固相率の上昇とともに定常クリープ速度
（Ｅ−３％／ｈｒ）は低下し、固相率５％以上で優れた
高温クリープ特性が得られることがわかる（図５）。な
お、固相率は成形品のミクロ組織における面積率を画像
解析により測定することにより決定した。
【００１９】同じく合金Ｃについて固相率を固定し、平
均固相径（μｍ）を変え、Ｓ１／Ｓ２＝０．１の金型に
射出成形した場合の射出成形材を１２５℃、５０ＭＰａ
の下でクリープ特性を調べた。平均固相率と定常クリー
プ速度との関係をみると、固相径の増加に伴い、定常ク
リープ速度は低下し、固相径５０μｍ以上で優れた高温
クリープ特性が得られることが分かる（図６）。
均固相径（μｍ）を変え、Ｓ１／Ｓ２＝０．１の金型に
射出成形した場合の射出成形材を１２５℃、５０ＭＰａ
の下でクリープ特性を調べた。平均固相率と定常クリー
プ速度との関係をみると、固相径の増加に伴い、定常ク
リープ速度は低下し、固相径５０μｍ以上で優れた高温
クリープ特性が得られることが分かる（図６）。
【００２０】（実施例２）合金組成をＡおよびＢとした
以外は実施例１と同様にして射出成形し、固相率と相対
密度との関係を固相径５０μｍに設定した合金Ａおよび
Ｂについて検討した。結果を図７に示す。固相率１０％
を境にそれ以下では相対密度が急激に低下し、それ以上
では固相率の上昇はなだらかである。したがって、合金
組成にもよるが固相率１０％以上で優れた相対密度が得
られることが分かる。合金Ｂは合金Ａよりも湯周り性の
悪い合金のために、全く同条件で成形を行えば、合金Ｂ
の方が合金Ａより相対密度が悪くなる。
以外は実施例１と同様にして射出成形し、固相率と相対
密度との関係を固相径５０μｍに設定した合金Ａおよび
Ｂについて検討した。結果を図７に示す。固相率１０％
を境にそれ以下では相対密度が急激に低下し、それ以上
では固相率の上昇はなだらかである。したがって、合金
組成にもよるが固相率１０％以上で優れた相対密度が得
られることが分かる。合金Ｂは合金Ａよりも湯周り性の
悪い合金のために、全く同条件で成形を行えば、合金Ｂ
の方が合金Ａより相対密度が悪くなる。
【００２１】また、合金Ａについて固相径５０μｍでの
固相率（％）と引張強度（ＭＰａ）との関係を検討し
た。結果を図８に示す。ここでも固相率１０％を境に引
張強度の変化率が変化することが分かる。したがって、
優れた引張強度を得るためにはＳ１／Ｓ２＝０．０６以
上の金型を用いてガスの巻き込みのない射出成形を行う
必要があるが、さらに固相率１０％以上で射出成形する
必要があることが分かる。
固相率（％）と引張強度（ＭＰａ）との関係を検討し
た。結果を図８に示す。ここでも固相率１０％を境に引
張強度の変化率が変化することが分かる。したがって、
優れた引張強度を得るためにはＳ１／Ｓ２＝０．０６以
上の金型を用いてガスの巻き込みのない射出成形を行う
必要があるが、さらに固相率１０％以上で射出成形する
必要があることが分かる。
【００２２】（実施例３、４および比較例１）上記合金
Ｃを用い、固相率１０％でＳ１／Ｓ２＝０．２の金型に
実施例１と同様にして射出成形した。実施例３では射出
前金型を５秒間真空引きし、凝固まで射出圧力を８０Ｍ
Ｐａに保持した。実施例４では真空引きをせず、凝固ま
で射出圧力を８０ＭＰａに保持した。比較例１では真空
引きをせず、凝固まで射出圧力を２５ＭＰａに保持し
た。結果を図９に示す。これから金型の真空引きと射出
圧力保持は相対密度の向上には効果があることが分か
る。これは、成形時におけるガス欠陥やひけ巣が抑制さ
れるためである。射出圧力の保持は圧力切り換えバルブ
の作動タイムラグによる圧力無負荷状態を避けるためで
ある。なお、図１０に示すように真空引きで溶湯が金型
Ｃの真空引き経路Ｐに侵入しないように溶湯の固相径よ
りも空孔径の小さいフィルタＦを設置するのがよい。
Ｃを用い、固相率１０％でＳ１／Ｓ２＝０．２の金型に
実施例１と同様にして射出成形した。実施例３では射出
前金型を５秒間真空引きし、凝固まで射出圧力を８０Ｍ
Ｐａに保持した。実施例４では真空引きをせず、凝固ま
で射出圧力を８０ＭＰａに保持した。比較例１では真空
引きをせず、凝固まで射出圧力を２５ＭＰａに保持し
た。結果を図９に示す。これから金型の真空引きと射出
圧力保持は相対密度の向上には効果があることが分か
る。これは、成形時におけるガス欠陥やひけ巣が抑制さ
れるためである。射出圧力の保持は圧力切り換えバルブ
の作動タイムラグによる圧力無負荷状態を避けるためで
ある。なお、図１０に示すように真空引きで溶湯が金型
Ｃの真空引き経路Ｐに侵入しないように溶湯の固相径よ
りも空孔径の小さいフィルタＦを設置するのがよい。
【００２３】（実施例５）
図１１に示す金型においては、Ｓ１／Ｓ２＝０．０６以
上で射出成形すると、鍛造割れや焼付きの発生し易い合
金を使用した場合、溶湯が初期に接触する製品部側壁と
ゲート距離が最小の位置に焼き付きが発生する一方、溶
湯の最終に到達する部位には凝固相が行くことになり、
鍛造割れが発生する。溶湯が初期に接触する製品部側壁
との距離をできるだけ長くなるように金型におけるゲー
トの位置を設定する一方、金型側壁と溶湯が接触する時
の速度を落さないように工夫するのがよい。例えば、成
形品がリング形状をしている場合には図１２に示すよう
にゲートＧを２ヵ所以上に置き、溶湯のゲート速度を３
０ｍ／ｓ以下とするとともに、接線方向に溶湯が流入す
るようにするのがよい。また、図１３に示すように、溶
湯が初期に接触する製品部側壁に多孔体Ｍを設置し、金
型側壁と溶湯が接触する時の速度を低下させるようにす
るとともに、溶湯が最終に到達する部位の固相率が高く
なるように工夫することもできる。さらに、射出シリン
ダ外周の各バンドヒータの温度制御を行うことにより、
射出シリンダ内において固相率を長さ方向に変え、例え
ばシリンダ後部側の固相率を高くしておけば溶湯が最後
に到達する部位の固相率を高くすることができる。金型
が直方体をなす場合は図１４に示すように長手方向に延
びる端部にゲートＧを設置し、溶湯が初期に接触する製
品部側壁との距離をできるだけ長くなるようにするのが
よい。
上で射出成形すると、鍛造割れや焼付きの発生し易い合
金を使用した場合、溶湯が初期に接触する製品部側壁と
ゲート距離が最小の位置に焼き付きが発生する一方、溶
湯の最終に到達する部位には凝固相が行くことになり、
鍛造割れが発生する。溶湯が初期に接触する製品部側壁
との距離をできるだけ長くなるように金型におけるゲー
トの位置を設定する一方、金型側壁と溶湯が接触する時
の速度を落さないように工夫するのがよい。例えば、成
形品がリング形状をしている場合には図１２に示すよう
にゲートＧを２ヵ所以上に置き、溶湯のゲート速度を３
０ｍ／ｓ以下とするとともに、接線方向に溶湯が流入す
るようにするのがよい。また、図１３に示すように、溶
湯が初期に接触する製品部側壁に多孔体Ｍを設置し、金
型側壁と溶湯が接触する時の速度を低下させるようにす
るとともに、溶湯が最終に到達する部位の固相率が高く
なるように工夫することもできる。さらに、射出シリン
ダ外周の各バンドヒータの温度制御を行うことにより、
射出シリンダ内において固相率を長さ方向に変え、例え
ばシリンダ後部側の固相率を高くしておけば溶湯が最後
に到達する部位の固相率を高くすることができる。金型
が直方体をなす場合は図１４に示すように長手方向に延
びる端部にゲートＧを設置し、溶湯が初期に接触する製
品部側壁との距離をできるだけ長くなるようにするのが
よい。
【００２４】（実施例６）本発明においては、Ｓ１／Ｓ
２＝０．０６以上とゲート断面積を大きくすると、図１
５に示すようにゲートでの製品部とランナー部の破断に
よる分割時に製品部に欠肉が発生しやすくなる。そこ
で、図１６に示すように製品部から例えば０．１ｍｍ離
れたところのゲート厚さ（ゲート２＝幅４ｍｍ、厚さ１.
７ｍｍ）を製品部側のゲートの厚さ(ゲート１＝幅４ｍ
ｍ、厚さ２ｍｍ)より小さくした２段ゲート構造とし、ゲ
ート分断後製品部側に残る部分を切削するようにするの
がよい。これによりゲート分断後の欠肉を避けることが
できる。
２＝０．０６以上とゲート断面積を大きくすると、図１
５に示すようにゲートでの製品部とランナー部の破断に
よる分割時に製品部に欠肉が発生しやすくなる。そこ
で、図１６に示すように製品部から例えば０．１ｍｍ離
れたところのゲート厚さ（ゲート２＝幅４ｍｍ、厚さ１.
７ｍｍ）を製品部側のゲートの厚さ(ゲート１＝幅４ｍ
ｍ、厚さ２ｍｍ)より小さくした２段ゲート構造とし、ゲ
ート分断後製品部側に残る部分を切削するようにするの
がよい。これによりゲート分断後の欠肉を避けることが
できる。
【００２５】（実施例７）均一な鍛造では図１７に示す
ように対向する中央上下面に一対の不変形部が形成さ
れ、その領域の引け巣が圧潰されずに残る傾向にある。
そこで、不変形部においても中央上下面においても最小
圧下率が２５％以上になるように工夫するのがよい。し
たがって、断面長方形の製品を鍛造成形しようとすると
きは、図１８に示すように中央上下面が膨張した断面太
鼓型形状に射出成形材Ｗを形成して鍛造により断面長方
形の製品が形成されるようにする。
ように対向する中央上下面に一対の不変形部が形成さ
れ、その領域の引け巣が圧潰されずに残る傾向にある。
そこで、不変形部においても中央上下面においても最小
圧下率が２５％以上になるように工夫するのがよい。し
たがって、断面長方形の製品を鍛造成形しようとすると
きは、図１８に示すように中央上下面が膨張した断面太
鼓型形状に射出成形材Ｗを形成して鍛造により断面長方
形の製品が形成されるようにする。
【００２６】以上マグネシウム合金について種々の効果
を確認したが、固相率、固相径と機械的強度およびクリ
ープ特性との関係は半溶融射出成形法で射出成形する軽
金属合金に特有の現象であり、本発明方法は広くマグネ
シウムとアルミニウムを含有する軽金属合金に適用可能
である。
を確認したが、固相率、固相径と機械的強度およびクリ
ープ特性との関係は半溶融射出成形法で射出成形する軽
金属合金に特有の現象であり、本発明方法は広くマグネ
シウムとアルミニウムを含有する軽金属合金に適用可能
である。
【００２７】
【発明の効果】以上説明したように本発明によれば、ガ
ス巻き込み（ガス欠陥）のない射出成形を行うことがで
き、ガス欠陥のない射出成形材および鍛造材を成形する
ことができる。
ス巻き込み（ガス欠陥）のない射出成形を行うことがで
き、ガス欠陥のない射出成形材および鍛造材を成形する
ことができる。
【図１】 半溶融成形方法の全体工程を示すフローシー
ト。
ト。
【図２】 本発明に係る半溶融成形法の金型構造を示す
概要図。
概要図。
【図３】 マグネシウム合金の半溶融成形法におけるゲ
ート断面積Ｓ１／最大製品部断面積Ｓ２と射出成形材の
相対密度との関係を示すグラフ。
ート断面積Ｓ１／最大製品部断面積Ｓ２と射出成形材の
相対密度との関係を示すグラフ。
【図４】 本発明で得られた半溶融成形材の圧下率と相
対密度との関係を示すグラフ。
対密度との関係を示すグラフ。
【図５】 本発明方法で得られた射出成形材の固相率と
クリープ特性の関係を示すグラフ。
クリープ特性の関係を示すグラフ。
【図６】 本発明方法で得られた射出成形材の固相径と
クリープ特性の関係を示すグラフ。
クリープ特性の関係を示すグラフ。
【図７】 本発明方法で得られた射出成形材の固相率と
相対密度の関係を示すグラフ。
相対密度の関係を示すグラフ。
【図８】 本発明方法で得られた射出成形材の固相率と
引張強度の関係を示すグラフ。
引張強度の関係を示すグラフ。
【図９】 本発明方法で得られた射出成形材の成形条件
と相対密度との関係を示すグラフ。
と相対密度との関係を示すグラフ。
【図１０】 本発明方法で使用する金型の第１変形例を
示す平面図。
示す平面図。
【図１１】 本発明方法で焼き付きおよび鍛造割れが発
生しやすい場所を示す平面図。
生しやすい場所を示す平面図。
【図１２】 本発明方法で使用する金型の第２変形例を
示す平面図。
示す平面図。
【図１３】 本発明方法で使用する金型の第３変形例を
示す平面図。
示す平面図。
【図１４】 本発明方法で使用する金型の第４変形例を
示す平面図。
示す平面図。
【図１５】 本発明方法で得られる射出成形材の従来の
ゲート削除方法を示す概要図。
ゲート削除方法を示す概要図。
【図１６】 本発明方法で得られる射出成形材の改良さ
れたゲート削除方法を示す概要図。
れたゲート削除方法を示す概要図。
【図１７】 鍛造工程における不変形部を示す断面概要
図。
図。
【図１８】 本発明方法で得られる射出成形材の鍛造方
法を示す断面概要図。
法を示す断面概要図。
１ シリンダ、２ 押し出しスクリュー、３ 高速射出
機構、４ 金型、５ 加熱ヒータ、６ ホッパー。
機構、４ 金型、５ 加熱ヒータ、６ ホッパー。
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
(56)参考文献 特開 平９−66350（ＪＰ，Ａ)
特開 平７−256427（ＪＰ，Ａ)
特開 平６−297127（ＪＰ，Ａ)
特開 平５−261503（ＪＰ，Ａ)
(58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名)
B22D 17/00,17/22
Claims (5)
- 【請求項１】 マグネシウム合金を固相／液相が共存す
る固相率１０％以上の半溶融状態の溶湯とし、該溶湯を
内部キャビティ部に射出するマグネシウム合金溶湯用の
金型であって、ゲート断面積Ｓ１と溶湯流入方向に対し
てほぼ垂直な方向の上記内部キャビティ部の最大面積Ｓ
２との比Ｓ１／Ｓ２が０．０６以上０．１以下に設定さ
れていることを特徴とするマグネシウム合金射出成形用
金型構造。 - 【請求項２】 射出成形後に内部キャビティ部の溶湯を
加圧可能な中子ピンを有する請求項１記載の金型構造。 - 【請求項３】 マグネシウム合金を固相／液相が共存す
る半溶融状態の溶湯とし、該溶湯を内部キャビティ部に
射出するにあたり、ゲート断面積Ｓ１と溶湯流入方向に
対してほぼ垂直な方向の上記内部キャビティ部の最大断
面積Ｓ２との比Ｓ１／Ｓ２が０．０６以上０．１以下に
設定された金型を用い、溶湯の固相率（半溶融状態での
固相の体積率）１０％以上で半溶融射出成形を行うこと
を特徴とするマグネシウム合金部品の成形方法。 - 【請求項４】 マグネシウム合金を固相／液相が共存す
る半溶融状態の溶湯とし、該溶湯を内部キャビティ部に
射出するにあたり、ゲート断面積Ｓ１と溶湯流入方向に
対してほぼ垂直な方向の上記内部キャビティ部の最大断
面積Ｓ２との比Ｓ１／Ｓ２が０．０６以上０．１以下に
設定された金型を用い、溶湯の固相率（半溶融状態での
固相の体積率）５％以上平均固相径５０μｍ以上で半溶
融射出成形を行うことを特徴とするマグネシウム合金部
品の成形方法。 - 【請求項５】 上記射出成形材を圧下率２５％以上で鍛
造する請求項３または４記載の成形方法。
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|---|---|---|---|
| JP26389397A JP3416036B2 (ja) | 1997-09-29 | 1997-09-29 | マグネシウム合金射出成形用金型構造及び該金型構造を用いたマグネシウム合金部品の成形方法 |
| US09/161,833 US6334478B2 (en) | 1997-09-29 | 1998-09-29 | Mold structure for injection molding of a light alloy and method of injection molding a light alloy using the same |
| DE69809166T DE69809166T2 (de) | 1997-09-29 | 1998-09-29 | Verfahren zum Spritzgiessen einer Leichtmetalllegierung |
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| EP98118392A EP0904875B1 (en) | 1997-09-29 | 1998-09-29 | Method of injection molding a light alloy |
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| EP2400353A1 (fr) * | 2010-06-22 | 2011-12-28 | The Swatch Group Research and Development Ltd. | Aiguille de pièce d'horlogerie |
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-
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- 1997-09-29 JP JP26389397A patent/JP3416036B2/ja not_active Expired - Fee Related
-
1998
- 1998-09-29 ES ES98118392T patent/ES2186959T3/es not_active Expired - Lifetime
- 1998-09-29 US US09/161,833 patent/US6334478B2/en not_active Expired - Fee Related
- 1998-09-29 EP EP98118392A patent/EP0904875B1/en not_active Expired - Lifetime
- 1998-09-29 DE DE69809166T patent/DE69809166T2/de not_active Expired - Fee Related
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