JP5915218B2

JP5915218B2 - 金型寿命予測装置

Info

Publication number: JP5915218B2
Application number: JP2012023693A
Authority: JP
Inventors: 幸司竹村; 河野　一郎; 一郎河野
Original assignee: Mazda Motor Corp
Current assignee: Mazda Motor Corp
Priority date: 2012-02-07
Filing date: 2012-02-07
Publication date: 2016-05-11
Anticipated expiration: 2032-02-07
Also published as: JP2013158814A

Description

本発明は、鋳造装置の金型寿命予測装置に関し、特に溶湯によって昇温した金型の靭性値増加量を考慮して有効注湯回数を予測する金型寿命予測装置に関する。

従来より、固定金型と、この固定金型に対向して接近・離隔方向へ移動可能な可動金型と、これら固定金型と可動金型の間に形成されるキャビティの周囲を囲む複数のスライド型によってキャビティを形成し、このキャビティに対して注湯機からアルミニウム合金の溶湯をゲート部を介して加圧状態で注湯する高圧鋳造装置は公知である。
高圧鋳造（High Pressure Die Casting）は、溶湯をキャビティ内へ射出圧入し、金型で急速冷却するため、生産周期が短く、大量生産に適している。また、高圧鋳造品は、鋳肌が良好で、寸法精度が高く、完成品に近い製品形状を得ることができる。

一般に、高圧鋳造では、準備工程、射出工程、冷却（凝固）工程、取出工程を１サイクルとして、このサイクルを繰り返し実行している。そのため、金型には溶湯の流動に起因した温度の高低差が繰り返し掛かり、瞬間的な温度分布の差によって金型材料に熱的な応力が発生するため、熱疲労や熱応力が作用する。熱疲労は、金型材料内に歪として残留している。これら熱疲労や熱応力により、金型表面に微小クラックが生じ、この微小クラックが成長した結果、金型表面に亀裂を生じ、金型から冷却水が漏洩する虞がある。金型から冷却水が漏洩した場合、鋳造装置から金型を下ろして金型表面や配管系等を補修するため、金型補修作業に多大な工数とコストを要する。それ故、定期的、例えば３０００ショット毎に金型の状態を点検し、金型表面に微小クラックを発見した場合、クラックの成長を抑えるために金型に対して修復等を行なっている。

しかし、定期的に金型のメインテナンスを実施しても、鋳造装置の稼働に影響を与える程度まで成長したクラック（亀裂）が発生する虞がある。クラックの発生周期はショット（鋳造）回数が増加する程短くなる傾向があるため、当初３０００ショット毎の定期点検で発見され、成長する前に修復されていた微小クラックであっても、所定ショット数、例えば３〜５万ショットを超えた時点では、定期点検（３０００ショット）の期間内において微小クラックが亀裂にまで成長し、金型冷却水路からクラックを通じて金型表面に冷却水の漏洩を生じ、その結果、漏洩した冷却水による鋳造品の鋳肌面品質不良や、クラックより侵入した溶湯の冷却管詰まりによる金型稼働の停止を引き起こす虞がある。そこで、ＣＡＥ（Computer Aided Engineering）技術によって歪解析や応力解析を机上で行い、これらの解析結果に基づいて金型の有効注湯回数（金型寿命）を推定することが行われている。

特許文献１に記載された鋳造金型入子寿命評価方法は、鋳造金型のウォータージャケット入子を評価対象とした入子の寿命評価方法である。この鋳造金型入子寿命評価方法は、ウォータージャケット入子の一部を形成した試験ピースを作成し、試験ピースの内周側と外周側の夫々の部分に歪ゲージを設置し、試験ピースの内周側から外周側に向かって鋳造時に掛かる負荷相当の荷重を付与して、歪ゲージによって試験ピースに生じる応力又は亀裂を検出する繰返荷重試験を行なっている。

特開２００７−１１８０６０号公報

前記特許文献１の鋳造金型入子寿命評価方法は、実際のウォータージャケット入子の応力状態に近い応力状態を試験ピースに擬似的に再現でき、１回の実機テストで入子の疲労寿命を推定することができる。しかし、この寿命評価方法では、専用の試験ピースによる実機テストやテスト用設備等が必要であるため、評価に多大な工数とコストを要する。
しかも、鋳造時の金型温度や、この温度による金型材料の特性変化等が考慮されていないため、推定された金型寿命と実際の金型寿命との間に誤差を生じることがあり、予測精度が十分ではない。

即ち、金型には射出工程毎にキャビティ内を流動する高温の溶湯から熱量が伝達され、金型の各部分の肉厚や形状等の差異に基づいて夫々の部分に温度の高低差が生じている。また、図１４に示すように、同じ金属材料の場合、材料の性質上、材料温度が高い程靭性が増加するため、射出工程において、金型の高温部分は低温部分よりも靭性が高く、繰り返しの荷重負荷を原因としたクラックが発生し難いという特性を有している。

本発明者は、金型のクラックの発生メカニズムについて鋭意検討した結果、金型に発生するクラックに以下の特性があることを知見した。
（１）射出工程において、金型のゲート部の周辺近傍は溶湯から物理的な影響を受ける
（２）金型のクラックは疲労破壊の形態に類似する
（３）金型の部分形状に関わりなく、同一の条件によって定量的に予測できる
これらの条件設定によって、金型クラックの発生原因は流動する溶湯が金型表面を叩く衝撃（打撃）によるものと見做すことができるため、理論的にはＣＡＥ技術を用いて溶湯の衝撃エネルギーを評価し、金型寿命を予測することが可能である。

しかし、通常、ＣＡＥ技術による湯流れ解析では、金型モデルに設定された特定の座標軸方向の溶湯の流速成分しか出力できないため、金型表面を面直交方向に叩く衝撃エネルギーについて精度良く算出することができない。また、この湯流れ解析のアルゴリズムでは、壁面近くの流速分布がレイノズル数に無関係で、流体密度、動粘性係数、壁面摩擦応力、壁からの距離に支配されるというプラントルの壁法則（Prandtl’s law of wall）が計算の前提条件であるため、金型表面における溶湯の流速を計算することができない。

本発明の目的は、溶湯によって昇温した金型の靭性値増加量を考慮しつつ、ＣＡＥ技術によって金型寿命を精度良く予測できる金型寿命予測装置等を提供することである。

請求項１の金型寿命予測装置は、溶湯を金型のゲート部を介してキャビティに注湯して成形品を鋳造可能な鋳造装置の金型寿命予測装置において、前記金型形状を複数のノードで表した３次元メッシュモデルを作成する金型メッシュモデル作成手段と、前記ノード毎に溶湯の流速を算出する流速算出手段と、溶湯の密度と所定時間毎の前記金型表面に対する面直交方向の溶湯流速とに基づいて前記ノード毎の衝撃エネルギーを算出する衝撃エネルギー算出手段と、前記溶湯材料と金型材料から求めた材料係数と前記衝撃エネルギーとをノード毎に乗算した乗算値と、前記金型の材料固有靭性値に金型温度に応じた靭性値増加量をノード毎に加算した加算靭性値とを演算し、この加算靭性値を前記乗算値で除算してノード毎の有効注湯回数を算出する金型寿命算出手段と、を備えたことを特徴としている。

請求項１の発明によれば、溶湯密度と金型に対する面直交方向の溶湯流速とに基づき金型表面に作用する衝撃エネルギーを算出するため、ノード毎に溶湯によって金型に蓄積された衝撃エネルギーを算出できる。流動する溶湯から伝達された熱量を考慮した金型の靭性値を求めることができるため、金型の材料固有靭性値に金型温度に応じた靭性値増加量を加算したノード毎の加算靭性値を演算でき、蓄積された衝撃エネルギーが加算靭性値を超えて金型が破損するまでの有効注湯回数（金型寿命）を精度良く予測することができる。

本発明の実施例に係る鋳造装置全体の概略縦断面図である。金型寿命予測装置のブロック図である。金型のメッシュモデルである。シリンダブロックの有限要素モデルである。金型寿命予測処理のフローチャートである。金型表面の溶湯流速演算の説明図である。金型面直交方向の溶湯流速演算の説明図である。溶湯の金型面直交流速曲線を示し、（ａ）はゲート部の入口部の金型面直交流速曲線、（ｂ）はゲート部の出口部の金型面直交流速曲線、（ｃ）はキャビティの離隔部の金型面直交流速曲線を示す図である。出口部周辺領域の第１衝撃蓄積値分布図である。出口部周辺領域の第１破損発生予測図である。出口部周辺領域の金型温度分布図である。出口部周辺領域の第２衝撃蓄積値分布図である。出口部周辺領域の第２破損発生予測図である。材料温度と金属材料の靭性値との相関関係を示すグラフである。

以下、本発明を実施するための形態について実施例に基づいて説明する。

以下、本発明の実施例について図１〜図１３に基づいて説明する。
本実施例では、Ａｌ−Ｓｉ−Ｃｕ系Ａｌ合金としてのＡＤＣ１０（ＪＩＳ規格）の溶湯をキャビティを備えた金型へ加圧状態で注湯し、鋳造成形品、例えば、シリンダブロックＢを形成する高圧鋳造（High Pressure Die Casting）の例について説明する。

図１に示すように、高圧鋳造装置１は、固定型２ａと、この固定型２ａに対向して接近・離隔方向へ移動可能な可動型２ｂと、これら固定型２ａと可動型２ｂの間に形成されたキャビティの周囲の側面を囲む上側スライド型２ｃ及び下側スライド型２ｄと、射出工程毎にキャビティに対して所定容量のＡｌ合金の溶湯を加圧状態で注湯する注湯機３と、注湯機３とキャビティの湯路を形成するゲート部４等を備えている。尚、説明の便宜上、各金型２ａ，２ｂ，２ｃ，２ｄについて、特段に区別の必要がない場合、総称して金型２と言う。

金型２は、ＳＫＤ６１（ＪＩＳ規格）の熱間金型用合金工具鋼によって形成されている。これらの化学成分は、Ｃ：０．３２〜０．４２ｗｔ％，Ｓｉ：０．８０〜１．２０ｗｔ％，Ｍｎ：０．５０ｗｔ％以下，Ｐ：０．０３０ｗｔ％以下，Ｓ：０．０３０ｗｔ％以下，Ｃｒ：４．５０〜５．５０ｗｔ％以下，Ｍｏ：１．００〜１．５０ｗｔ％以下，Ｖ：０．８０〜１．２０ｗｔ％以下，残部：Ｆｅとされる。更に、この金型２には、例えば、８２０〜８７０℃の焼きなまし、或いは１０００〜１０５０℃の焼入れに続けて、５５０〜６５０℃の焼戻し等の熱処理が施されている。尚、溶湯材料はＡＤＣ１０に限られるものではなく、高圧鋳造に適用可能な金属であれば何れの金属であっても良く、例えば炭素工具鋼や高速度工具鋼であっても良い。

この高圧鋳造装置１は、準備工程、射出工程、冷却（凝固）工程、取出工程を１鋳造サイクルとして、このサイクルを所定回数繰り返し実行している。
準備工程では、溶湯をゲート部４の入口部ａからキャビティ直前まで低速で充填する。射出工程では、溶湯を高圧状態で射出し、金型２（下側スライド型２ｄ）の途中部に形成されたゲート部４の出口部ｂから離隔部ｃ等のキャビティ端部まで溶湯を充填する。射出条件は、例えば、溶湯の射出容量が約１５Ｋｇ、射出時間が０．１ｓｅｃ未満、ゲート部４内の溶湯流速が５０ｍ／ｓｅｃ程度になるように注湯機３の射出速度が設定されている。冷却工程では、キャビティ内の溶湯を急速冷却する。金型２内には冷却水用配管（図示略）が設けられ、所定の冷却速度に設定されている。また、冷却工程中、金型２には５０ＭＰａ以上の圧力が付与される。溶湯の凝固完了後、型ばらしされ、鋳造成形品が取出される。

溶湯の化学成分は、Ｃｕ：２．０〜４．０ｗｔ％，Ｓｉ：７．５〜９．５ｗｔ％，Ｍｇ：０．３ｗｔ％以下，Ｚｎ：１．０ｗｔ％以下，Ｆｅ：１．３ｗｔ％以下，Ｍｎ：０．５ｗｔ％以下，Ｎｉ：０．５ｗｔ％以下，Ｓｎ：０．２ｗｔ％以下，残部：Ａｌとされる。尚、溶湯材料はＡＤＣ１０に限られるものではなく、高圧鋳造に適用可能な金属であれば何れの金属であっても良く、例えばＭｇ系合金やＺｎ系合金であっても良い。

次に、金型寿命予測装置１０について説明する。
図２に示すように、金型寿命予測装置１０は、ＣＡＤ（Computer Aided Design）装置１１（金型メッシュモデル作成手段）と、ＣＡＥ（Computer Aided Engineering）装置１２（流速算出手段）と、データベースとしての記憶装置１３と、入力装置１４と、処理装置１５（衝撃エネルギー算出手段、金型寿命算出手段）と、表示装置１６等を備えている。ＣＡＤ装置１１とＣＡＥ装置１２と記憶装置１３と処理装置１５は、通信回線を介して相互に各種情報の伝達が可能に構成されている。前記各装置は、その他の通信手段を介して情報の送受信が相互に可能であり、また、各種情報を記録媒体に記憶させて他の装置に情報を伝達するように構成することも可能である。

ＣＡＤ装置１１は、金型２の形状データに基づき金型２のモデル情報を作成するように構成されている。ＣＡＤ装置１１には、金型２の形状に基づきソリッドモデルやシェルモデル等の金型モデルを作成する機能と、この金型モデルに基づいて複数のノード（節点）を備え且つ複数のセル（メッシュ）で構成された３次元金型メッシュモデル２１（図３参照）を作成する機能と、３次元金型メッシュモデル２１に対して後述する溶湯流速曲線情報や衝撃エネルギーＰ等を割付ける機能等を備えている。

ＣＡＥ装置１２は、鋳造成形品（シリンダブロックＢ）の有限要素モデル情報に基づき後述する金型面直交方向の溶湯流速曲線情報と金型温度分布情報とをシミュレーション可能に構成されている。ＣＡＥ装置１２には、鋳造成形品の３次元の有限要素モデル２２（図４参照）に基づいて複数のノード（節点）を備えた複数のセル（メッシュ）で構成され且つシリンダブロックＢ形状のメッシュ情報を作成する機能と、メッシュ情報のうち各ノードにおいて溶湯の流速変化や金型の温度変化を演算する機能等を備えている。ここで、溶湯流速曲線情報と金型温度分布情報は、夫々公知のＣＡＥ湯流れ解析プログラムとＣＡＥ凝固解析プログラムを用いて演算する。

記憶装置１３は、ハードディスクドライブ、ＣＤ−ＲＯＭドライブ等のディスクドライブ等を備えている。この記憶装置１３には、ＣＡＥ湯流れ解析プログラムと、ＣＡＥ凝固解析プログラムと、溶湯の材質情報（例えば、溶湯密度ｍ等）と、金型２の素材情報（例えば、材料固有靭性値Ｔ２、靭性値増加量ｕ等）と、金型寿命予測プログラムと、金型の付帯条件と、成形条件と、性能条件と、各種定数（例えば、材料係数等）と、各種計算式等が格納されている。更に、記憶装置１３は、ＣＡＤ装置１１とＣＡＥ装置１２の演算結果等を記憶可能に構成されている。

入力装置１４は、マウスやキーボード等を備え、溶湯の湯流れ解析や温度解析に必要な情報、加圧圧力等の鋳造初期条件等を入力するための装置である。処理装置１５は、ＣＰＵ等から構成され、記憶装置１３に記憶されたＣＡＥ湯流れ解析プログラムとＣＡＥ凝固解析プログラムと金型寿命予測プログラム等の各種プログラムの実行と、後述する衝撃エネルギーＰや加算靭性値Ｔ３等の演算を行なっている。表示装置１６は、ＣＲＴやＬＣＤ等を備えており、入力情報や計算結果を金型メッシュモデル２１や有限要素モデル２２上に色別表示可能に構成されている。

次に、図５のフローチャートに基づいて、金型寿命予測処理について説明する。尚、左列はＣＡＥ処理、中列はＣＡＤ処理、右列は処理装置１５による演算処理を夫々示している。また、Ｓｉ（ｉ＝１，２…）は、各処理のためのステップを示す。

まず、左列のＣＡＥ処理について説明する。
ＣＡＥ装置１２は、ＣＡＥ湯流れ解析プログラムに基づき溶湯の溶湯注入開始後において経過時間毎の溶湯の湯流れ解析を行う（Ｓ１）。
図４に示すように、シリンダブロックＢの設計情報に基づき、金型２のキャビティ形状に相当したシリンダブロックＢを三角形形状の面を備えたセル（四面体要素）によって三次元的に要素分割し、複数のノードを備えたメッシュ状の有限要素モデル２２を作成する。セルによるシリンダブロックＢの要素分割は、セルの大きさや形状等を任意に設定可能である。尚、凝固解析にあたり、有限要素モデル２２をＣＡＤ装置１１からの金型モデル情報に基づいて作成することも可能である。

ＣＡＥ装置１２は、記憶装置１３から成形条件を取得する。その成形条件は、射出速度、ゲート部４の形状、ゲート部４の位置情報等である。また、溶湯の物性値（属性）として、ＡＤＣ１０の密度、粘度等が取得される。ＣＡＥ装置１２は、ゲート部４の位置情報が付与された有限要素モデル２２と成形条件と溶湯の物性値によって、各ノードの溶湯流速変化をナビエ・ストークス（Navier-Stokes）方程式等を用いて演算し、溶湯流速情報を作成する（Ｓ２）。

Ｓ３では、金型表面における溶湯流速を演算する。
一般に、ＣＡＥ湯流れ解析プログラムでは、壁面近くの流速分布はレイノズル数に無関係で、流体密度、動粘性係数、壁面摩擦応力、壁からの距離に支配されるというプラントルの壁法則（Prandtl’s law of wall）を計算の前提条件としている。
そこで、図６に示すように、各ノード２５における溶湯流速を演算し、金型表面に隣り合うセルに対応したノード２５の溶湯流速を金型表面（金型メッシュモデル２１の表面セル）における溶湯流速として割付ける。尚、各セルは、四面体要素によって三次元的に要素分割されているため、金型表面に隣り合うセルのノード２５うち、金型表面に最も近接したノード２５の溶湯流速を金型表面の溶湯流速としてサンプリングする。

Ｓ４では、サンプリングされたノード２５の金型面直交方向の溶湯流速を演算する。
ＣＡＥ湯流れ解析プログラムでは、溶湯流速演算結果として所定の座標軸に沿った流速成分しか出力しないため、金型表面に作用する衝撃エネルギーＰ、所謂溶湯流速の金型面直交成分を出力できない。そこで、図７に示すように、金型メッシュモデル２１の表面セルに対して割付けられたノード２５における金型面直交方向を割り出し、これらのノード２５の流速成分から金型表面に直交した方向成分を取り出し溶湯流速ｖｔを算出する。

サンプリングされたノード２５毎の金型面直交方向の溶湯流速ｖｔを時系列的に結合し（Ｓ５）、結合された流速情報に基づいて溶湯流速曲線情報を作成する（Ｓ６）。
Ｓ５では、サンプリングされたノード２５毎の金型面直交方向の溶湯流速ｖｔを、鋳造開始から射出工程終了（キャビティ充填完了）まで経過時間毎に連結する。
以下、図８に示す金型面直交流速曲線Ｌａ〜Ｌｃに基づき、金型表面に相当するゲート部４の入口部ａ及び出口部ｂ、キャビティの離隔部ｃ（図１参照）についての溶湯流速曲線情報の作成を説明する。

図８（ａ）は、ゲート部４の入口部ａについて金型面直交方向の溶湯流速ｖｔを時系列的に結合したものである。準備工程に相当する鋳造開始ｔ０から製品形状空間（キャビティ）への射出工程開始ｔ１までの間は、溶湯を入口部ａを含むゲート部４に亙って空気の巻き込みなく充填させるために、極めて低い流速（例えば射出工程の溶湯流速の約１／３０）で充填する低速鋳造工程である。射出工程開始ｔ１から充填完了ｔ２までの間は、溶湯が製品形状空間内に流速ｖａで充填される。ここで、ゲート部４の入口部ａの湯路断面積よりも出口部ｂや他の製品形状空間の湯路断面積が十分に大きいため、入口部ａの流速は一定且つ低い流速ｖａになっている。尚、本実施例では、高速鋳造（射出工程開始ｔ１から充填完了ｔ２までの経過時間）を０．１ｓｅｃ未満に設定している。

図８（ｂ）は、ゲート部４の出口部ｂについて金型面直交方向の溶湯流速ｖｔを時系列的に結合したものである。鋳造開始ｔ０から射出工程開始ｔ１までの流速ｖｔは零である。射出工程開始ｔ１からｔ３（ｔ３＜ｔ２）までの間は、溶湯流速ｖｔが経過時間と共に増加して最大流速ｖｂに到達し、ｔ３から充填完了ｔ２までの間は、溶湯流速ｖｔが最大流速ｖｂから経過時間と共に減少する。

図８（ｃ）は、キャビティの離隔部ｃについて金型面直交方向の溶湯流速ｖｔを時系列的に結合したものである。鋳造開始ｔ０から離隔部ｃへの溶湯到達時点ｔ４（ｔ１＜ｔ４＜ｔ３）までの流速ｖｔは零である。溶湯到達時点ｔ４からｔ３までの間は、溶湯流速ｖｔが経過時間と共に増加して最大流速ｖｃに到達し、ｔ３から充填完了ｔ２までの間は、溶湯流速ｖｔが最大流速ｖｃから経過時間と共に減少する。

次に、このＣＡＥ装置１２は、ＣＡＥ凝固解析プログラムに基づき溶湯の溶湯注入開始後において経過時間毎の凝固（温度）解析を行う（Ｓ７）。
ＣＡＥ装置１２は、記憶装置１３から成形条件を取得する。その成形条件は、注入初期の溶湯温度、充填時間、最大加圧力、保圧値、保圧時間、注入開始からの経過時間等である。また、溶湯の物性値（属性）として、ＡＤＣ１０の熱伝導率、比熱、粘度、温度シフトファクタ等が取得される。ＣＡＥ装置１２は、有限要素モデル２２と成形条件と溶湯の物性値によって、各ノードにおける温度変化を演算し、金型温度分布情報を作成する（Ｓ８）。

次に、中列のＣＡＤ処理について説明する。
ＣＡＤ装置１１によって、金型の形状データに基づき金型ＣＡＤモデルを作成し（Ｓ１１）、図３に示すように、この金型モデルに基づいて金型形状の複数のノードを備えた有限要素モデルとしての３次元金型メッシュモデル２１を作成している（Ｓ１２）。金型メッシュモデル２１は、三角形形状の面を備えたセル（四面体要素）によって三次元的に要素分割し、複数のノードを備えたシェルメッシュ状に作成している。有限要素モデルの定義は、ノード番号情報、座標情報が備わっていれば、分割形式や分割要素数について、任意に設定可能である。

次に、金型メッシュモデル２１の表面の各ノードにＳ６で作成した溶湯流速曲線情報を割付け（Ｓ１３）、図８に示す金型面直交流速曲線Ｌａ〜Ｌｃを作成する（Ｓ１４）。
Ｓ１４の後、処理装置１５が作成された金型面直交流速曲線Ｌａ〜Ｌｃに基づいて、金型表面に対応した各セルに対して射出工程開始ｔ１から充填完了ｔ２までに与えられた衝撃エネルギーＰを算出する（Ｓ２１）。

衝撃エネルギーＰの算出について、図８（ａ）〜８（ｃ）に基づき具体的に説明する。
射出工程開始ｔ１から充填完了ｔ２までの金型面直交流速曲線Ｌａ〜Ｌｃを複数ｎ（例えば１０分割）に等分し、次式（１）に基づいて衝撃エネルギーＰの単位時間当たりの瞬間値（Ｐａ１…Ｐａｎ，Ｐｂ１…Ｐｂｎ，Ｐｃ１…Ｐｃｎ）を時系列的に累積してセル（ノード）毎の衝撃エネルギーＰ、例えば入口部ａ、出口部ｂ、離隔部ｃの衝撃エネルギーＰａ，Ｐｂ，Ｐｃを夫々求める。尚、分割数は、経験値或いは実験値により、任意に設定することができる。
Ｐ＝Σ（１／２×ｍ×Ｖ×ｖｔ^２）＝１／２×ｍ×Ｖ×Σ（ｖｔ^２） …（１）
Ｐ：衝撃エネルギー（Ｊ）、ｍ：溶湯密度（Ｋｇ／ｃｍ^３）、Ｖ：有限要素モデルのセル体積（ｃｍ^３）、ｖｔ：金型面直交方向の溶湯流速（ｍ／ｓ）である。

式（１）では、溶湯密度ｍと、衝撃エネルギーＰの演算対象である金型表面のノード毎にこれらノードを代表点としたセルに隣接した溶湯に対応したセル体積Ｖと、金型面直交方向の溶湯流速ｖｔを用いて演算する。この式（１）は、衝撃エネルギーＰを構成する投射物（溶湯）の質量（密度）項が時間に依存することなく共通であるため、衝撃エネルギーＰを溶湯流速の積算値（積算流速）によって代用している。また、図８（ａ）〜８（ｃ）に示すように、一般に、出口部ｂの衝撃エネルギーＰｂが、他の部位、例えば入口部ａ、離隔部ｃの衝撃エネルギーＰａ，Ｐｃよりも大きくなるため、出口部ｂの周辺領域に特化した簡易モデル等で本番前検証を進めておき、金型全体のフルモデル検証に対して演算時間の短縮や解析モデル作成工程の工数低減を図ることができる。以下、出口部ｂの周辺領域の金型寿命算出工程について説明する。

金型２の微小（初期）クラックは、物理的に疲労破壊に類似しているため、射出工程に伴う溶湯の流動に起因した衝撃エネルギーＰの繰り返し作用によって金型２の内部にエネルギーが蓄積され、靭性に関する金型材料固有の許容値（材料固有靭性値Ｔ２）を超えたときに発生すると予測される。また、単位面積当たりに蓄積される金型２内部のエネルギー（衝撃蓄積値Ｔ１）は、射出回数（鋳造回数）Ｎに比例すると考えられる。それ故、衝撃蓄積値Ｔ１は、次式（２）のように表すことができる。
Ｔ１＝（Ｎ×Ｐ）／Ａ …（２）
Ｔ１：Ｎ回鋳造後に金型に蓄積される衝撃蓄積値（Ｊ／ｃｍ^２）、Ｎ：鋳造回数、Ａ：衝撃エネルギーが作用する部分の表面積（ｃｍ^２）である。

次に、金型メッシュモデル２１の各ノードにＳ２１で演算した衝撃蓄積値Ｔ１を割付け（Ｓ１５）、図９に示す第１衝撃蓄積値分布図３１を作成する（Ｓ１６）。第１衝撃蓄積値分布図３１では、衝撃蓄積値Ｔ１が大きな領域程濃色で表示している。
金型２の微小クラックは衝撃蓄積値Ｔ１が材料固有靭性値Ｔ２を超えた領域に発生するため、次式（３）の関係が成り立つ領域をＳ１６で作成された第１衝撃蓄積値分布図３１から抽出し、図１０に示す第１破損発生予測図３２を作成する（Ｓ１７）。第１破損発生予測図３２では、破損発生予測領域を淡色で表示し、実際の破損発生領域を中濃色で表示し、予測と発生が一致した領域を高濃色で表示している。
０＜Ｔ１−Ｔ２ …（３）
Ｔ２：材料固有靭性値（Ｊ／ｃｍ^２）である。
尚、第１衝撃蓄積値分布図３１の出力に基づいて、衝撃蓄積値Ｔ１の分布に大きな偏りが存在する場合、金型２の形状変更等の検討を行なう。

Ｓ８で求めた鋳造時（例えば射出工程終了ｔ２）の金型温度分布情報を金型メッシュモデル２１に割付けた金型温度分布図３３を図１１に示す。金型温度分布図３３では、金型温度が高い領域程濃色で表示している。図１１に示すように、金型２の部位によって温度の高低差があることが認められる。

鋳造時には溶湯温度に起因した金型２の温度上昇によって金型材料の靭性が向上するため、式（３）は靭性を考慮した次式（４）のように変形することができる。
０＜Ｔ１−（Ｔ２＋ｕ） …（４）
ｕ：温度上昇による金型靭性向上分に相当する靭性値増加量（Ｊ／ｃｍ^２）である。

Ｓ２２において、金型温度分布情報（金型温度分布図３３）に基づいて靭性値増加量ｕを演算する。ここで、金型温度分布図３３を第１破損発生予測図３２に重ね合わせた第２衝撃蓄積値分布図３４を図１２に示す。図１２に示すように、計算上、破損が予測される領域であっても、温度が高い領域の場合、実際の金型破損には至っていないことが認められる。

金型温度が高く、金型材料の靭性が向上した結果、クラックによる金型破損の発生可能性が低い領域を除外するため、式（４）の関係が成り立つ領域をＳ１６で作成された第１衝撃蓄積値分布図３２から抽出し、図１３に示す第２破損発生予測図３５を作成する（Ｓ１８）。図１３では、第１破損発生予測図３２と同様に、破損発生予測領域を淡色で表示し、実際の破損発生領域を中濃色で表示し、予測と発生が一致した領域を高濃色で表示している。これにより、破損発生予測領域と実際の破損領域との一致度（整合性）が、第１破損発生予測図３２では約６０％であったものが、第２破損発生予測図３５では約８０％まで向上でき、クラックによる金型破損発生が予測される領域を事前に検証することができる。

Ｓ２３では、金型２にクラックを発生することなく鋳造できる有効注湯回数Ｎ１を算出する。
材料固有靭性値Ｔ２と靭性値増加量ｕとを加算した加算靭性値Ｔ３が衝撃蓄積値Ｔ１よりも大きな場合、金型２の表面に理論上クラックが発生しないため、加算靭性値Ｔ３と衝撃蓄積値Ｔ１との関係は、次式（５）のように表すことができる。
０＜Ｔ３−Ｔ１ …（５）
Ｔ３：Ｔ２＋ｕ（Ｊ／ｃｍ^２）である。

式（２）と式（５）によって、有効注湯回数Ｎ１の関係式（６）を得ることができる。
Ｎ１＜Ｔ３×Ａ／Ｐ …（６）
Ｎ１：クラックを発生することなく鋳造できる有効注湯回数である。
これにより、微小クラックに起因した金型２の破損に至るまでの鋳造回数（射出回数）Ｎ１を事前に検証することができ、金型寿命を予測できる。また、有効注湯回数Ｎ１が金型運用計画（工程表のメインテナンス周期や定期点検等）に合致していない場合、金型材質、金型構造、メインテナンス周期等の見直し、変更を行なう。

次に、実施例の金型寿命予測装置１０の作用、効果について説明する。
金型寿命予測装置１０によれば、溶湯密度ｍと金型２に対する面直交方向の溶湯流速ｖｔとに基づき金型表面に作用する衝撃エネルギーＰを算出するため、セル毎に溶湯の流動によって金型２に蓄積された衝撃蓄積値Ｔ１を算出できる。流動する溶湯から伝達された熱量を考慮した金型２の靭性値を求めることができるため、金型の材料固有靭性値Ｔ２に金型温度に応じた靭性値増加量ｕを加算したセル毎の加算靭性値Ｔ３を演算でき、金型２に蓄積された衝撃蓄積値Ｔ１が加算靭性値Ｔ３を超えて金型２が破損するまでの有効注湯回数（金型寿命）Ｎ１を精度良く予測することができる。

処理装置１５が、金型表面に隣接したセルについて算出された溶湯の流速を金型表面に対する溶湯の流速ｖｔとしてセル毎の衝撃エネルギーＰを算出しているため、金型表面の溶湯の流速をＣＡＥ技術による湯流れ解析によって精度良く予測することができる。
処理装置１５が、金型寿命の算出を少なくとも金型２のゲート部４の周辺領域について行うため、蓄積される衝撃蓄積値Ｔ１が大きなゲート部４の有効注湯回数Ｎ１を評価するため、演算時間を短縮化し、金型寿命の予測時間を短縮することができる。

次に、前記実施例を部分的に変更した変形例について説明する。
１〕前記実施例においては、ＳＫＤ６１の金型とＡＤＣ１０の溶湯を採用した例を説明したが、少なくとも、金型鋳造装置であれば本発明を適用することができ、ＳＫＤ１１やＳＫＤ６１等の金型とＡＤＣ１やＡＤＣ８等の溶湯を用いることも可能である。
２〕前記実施例においては、溶湯を金型へ加圧状態で射出する高圧鋳造の例を説明したが、算出には鋳造圧の加圧、非加圧状態に関らず、面直交方向の溶湯流速で導き出す分析パラメータを使用するため、あらゆる金型鋳造装置に適用することも可能である。

３〕前記実施例においては、金型表面に隣接した第１層のセルについて算出された溶湯の流速を金型表面に対する溶湯の流速としてセル毎の衝撃エネルギーを算出した例を説明したが、少なくとも、金型表面に対する溶湯の流速と見做すことができる金型表面近傍のセルの流速であればよく、例えば第２，第３層以降のセルの流速を用いることも可能である。また、複数層のセルの流速の平均を用いても良い。
４〕その他、当業者であれば、本発明の趣旨を逸脱することなく、前記実施例に種々の変更を付加した形態で実施可能であり、本発明はそのような変更形態も包含するものである。

本発明は、溶湯によって昇温した金型の靭性値増加量を考慮して有効注湯回数を予測する金型寿命予測装置において、前記靭性値増加量を考慮した加算靭性値に基づいて有効注湯回数を算出することにより、ＣＡＥ技術によって金型寿命を精度良く予測することができる。

１鋳造装置
２金型
４ゲート部
１０金型寿命予測装置
１１ＣＡＤ装置
１２ＣＡＥ装置
１５処理装置
２１金型メッシュモデル
２５ノード
Ｐ衝撃エネルギー
Ｔ１（Ｎ回鋳造後に金型に蓄積される）衝撃蓄積値
Ｔ２材料固有靭性値
Ｔ３加算靭性値
ｕ靭性値増加量
Ｎ１有効注湯回数

Claims

溶湯を金型のゲート部を介してキャビティに注湯して成形品を鋳造可能な鋳造装置の金型寿命予測装置において、
前記金型形状を複数のノードで表した３次元メッシュモデルを作成する金型メッシュモデル作成手段と、
前記ノード毎に溶湯の流速を算出する流速算出手段と、
溶湯の密度と所定時間毎の前記金型表面に対する面直交方向の溶湯流速とに基づいて前記ノード毎の衝撃エネルギーを算出する衝撃エネルギー算出手段と、
前記溶湯材料と金型材料から求めた材料係数と前記衝撃エネルギーとをノード毎に乗算した乗算値と、前記金型の材料固有靭性値に金型温度に応じた靭性値増加量をノード毎に加算した加算靭性値とを演算し、この加算靭性値を前記乗算値で除算してノード毎の有効注湯回数を算出する金型寿命算出手段と、
を備えたことを特徴とした金型寿命予測装置。