JPH08232039A

JPH08232039A - 低熱膨張鋳鉄

Info

Publication number: JPH08232039A
Application number: JP1174396A
Authority: JP
Inventors: Takanobu Nishimura; 隆宣西村; Motoo Suzuki; 基夫鈴木
Original assignee: Toshiba Corp
Current assignee: Toshiba Corp
Priority date: 1996-01-26
Filing date: 1996-01-26
Publication date: 1996-09-10

Abstract

(57)【要約】【課題】機械的特性を損なうことなく低熱膨張特性、
一般鋳鉄と同程度の鋳造性ならびに被削性を同時に満足
した低熱膨張鋳鉄を提供する。【解決手段】オーステナイト基地鉄中に黒鉛組織を有
する鋳鉄において、重量％で表示した成分組成として少
なくとも炭素１％以上３．５％以下、ケイ素０．３％未
満、ニッケル２９％以上３４％以下、コバルト４％以上
６％以下を含み残部鉄から成る低熱膨張鋳鉄により低熱
膨張特性、機械的特性、鋳造性ならびに被削性を同時に
兼ね備えた鋳鉄が得られた。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明はオ−ステナイト系の
低熱膨張鋳鉄に係り、特に熱膨張率が低く、かつ鋳造
性、被削性、振動吸収能等の特性を同時に満足する低熱
膨張鋳鉄に関する。

【０００２】

【従来の技術】周知のように、鋳鉄は工業の基礎材料と
して広く使用されている。その理由はこの材料の鋳造性
が良く、多種多様な複雑形状でも成形できること、切削
加工が容易であること、材料の加工や溶解に要する費用
が比較的安価で小規模な工場でも容易に製造できること
等の長所を有しているためである。

【０００３】ところで、最近では新素材を始めとして、
金属以外の有機、無機の様々な材料が開発され、それぞ
れの特性を活かした機能材料が急速に普及しつつある。
特にエレクトロニクス産業の発達に伴い、それに関連す
る工作機械や精密測定機器、成形用金型、科学機器、そ
の他の製造機械類には、より高精度で機能が優れた材料
が要求されるようになった。

【０００４】鋳鉄においても、上記要求に応えるための
従来の材料や特質に加えて、熱膨張係数の低減化、振動
吸収能の増大化、および耐熱性、耐食性を付加されたも
のが開発されてきている。その代表的なものがインバ−
鋳鉄（３６．５％Ｎｉ−Ｆｅ合金）、またはその改良材
のニレジストＤ５（ＡＳＴＭＡ４３９タイプＤ−５）
鋳鉄である。これらの鋳鉄の代表例の化学成分を下記の
表１に示す

【０００５】

【表１】

【０００６】インバ−は鉄中にニッケルを３４〜３７％
（以下、成分組成割合は全て重量％とする。）含有した
ものであり、常温付近（０〜２００℃）における熱膨張
係数が１．５×１０^-6／℃程度と低い値を有する。この
インバ−合金の低膨張性の機構は、一般に「インバ−効
果」と呼ばれる自発生体積磁歪作用に基づくものであ
る。

【０００７】またス−パ−インバ−は鉄ニッケル基質中
に４〜６％のコバルトを合金化して調製されたものであ
り、常温付近における熱膨張係数が０．５×１０^-6／℃
とインバ−よりさらに低い優れた特性を有している。

【０００８】しかしながら、上記のインバ−およびス−
パ−インバ−は、共に鋳造性、被削性や振動吸収能が低
いため、かなり狭い分野に限定して実用化されているに
過ぎない。

【０００９】また表１の番号３，４，５欄に示すような
鋳鉄系低膨張材も開発実用化されている。例えばニレジ
ストＤ５は汎用のダクタイル鋳鉄とほぼ同等の炭素、ケ
イ素、マンガンを含有した鉄中に３４〜３６％のニッケ
ルを合金化して形成され、黒鉛組織を有する鋳鉄にイン
バ−と同量のニッケルを合金化することによって、鋳鉄
の長所である鋳造性、被削性、防振性を保持しつつ、さ
らに耐熱耐食性を兼ね備え、さらに「インバ−効果」に
よる低膨張性を付与したものである。

【００１０】同様な材料として、ノビナイト鋳鉄が特公
昭６０−５１５４７号公報に開示されている。この合金
鋳鉄は汎用のダクタイル鋳鉄中に、ス−パ−インバ−と
同量のニッケルおよびコバルトを合金化することによ
り、鋳造性、被削性と低膨張性とを兼ね備えるように構
成したものである。

【００１１】しかしながら、上記ニレジストＤ５および
ノビナイト鋳鉄は、汎用のダクタイル鋳鉄と同程度の炭
素、ケイ素、マンガンを含有しているため、インバ−や
ス−パ−インバ−が有する低膨張性が損なわれている。
すなわち、本願発明者等の実測によると、それぞれの熱
膨張係数は５×１０^-6／℃、４×１０^-6／℃と大きな値
となっている。

【００１２】しかし上記の鋳鉄合金では、近年の一層の
熱膨張係数の低減に対する要望には十分対応できず、最
近の精密機器や高精度、ＦＲＰ用金型材等に対しては、
さらに低い熱膨張係数の材料が必要となっている。

【００１３】本願発明者等は上記の要請に対応すべく、
熱膨張係数が従来の４×１０^-6／℃を下廻り、かつ鋳造
性、被削性、振動吸収能を兼ね備えた材料を提供するた
めに、各合金元素の含有量と熱膨張係数、機械的性質と
の関係を、数多くの実験および統計的分析法により明ら
かにし、新規な低熱膨張鋳鉄を発見し、特願昭６２−２
６８２４９号として出願した。

【００１４】上記低熱膨張鋳鉄は表１の最下欄に示す組
成を有する。すなわちオ−ステナイト基地鉄を有する鋳
鉄において、成分組成として炭素１．０％以上３．５％
以下、ケイ素１．５％以下、ニッケル３２％以上３９．
５％以下、コバルト１．０％以上４％未満を含み上記ニ
ッケルとコバルトとの合計含有量を４１％以下にした鋳
鉄を用いることにより、（１）熱膨張係数が２×１０^-6
／℃程度と低く、（２）優れた鋳造性、被削性、振動吸
収能および機械的強度を備えた低熱膨張材料を提供でき
ることを初めて見い出した。

【００１５】すなわち本願発明者等は、種々実験を繰り
返した結果、炭素１〜３．５％、ニッケル３２〜３９．
５％を含んだ鋳鉄にコバルトを１〜４％添加すると共
に、ケイ素添加量を１．５％以下、好ましくは１％以下
に低く設定したときに熱膨張係数が非常に小さく、しか
も鋳造性、加工性も良好な鋳鉄が得られることを発見し
た。この低膨張鋳鉄の開発により、より高精度の加工品
を提供することが可能となった。

【００１６】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、機器の
大型化、高精度化がさらに進展し従来の低熱膨張鋳鉄で
も充分対応できない事態も発生しつつある。例えば、近
年の衛生放送等の通信技術の発展に伴い、その送受信設
備に使用するパラボラアンテナ等は非常に大型化し低熱
膨張性はもとより、その加工精度、即ち、鋳造性、被削
性、振動吸収能および機械的強度などに極めて高いもの
が要求されている。例えば、アンテナ反射体としては、
高い剛性と耐食性とを有するカ−ボン繊維強化プラスチ
ック（ＣＦＲＰ）が一般に採用されている。ところが、
このＣＦＲＰの熱膨張係数は約１．５×１０^-6／℃と極
めて小さいため、成形後においても製品の高い寸法精度
を確保するためには、成形用金型を同程度の熱膨張係数
を有する材料で構成する必要がある。したがって熱膨張
係数が従来のものより、さらに小さく、少なくとも１．
５×１０^-6／℃以下であり、かつ機械的特性も優れた材
料が必須となっている。

【００１７】本発明は上記の課題を解決するためになさ
れたものであり、特にＣＦＲＰ成形用金型材料として更
に一層優れた鋳造性、被削性および振動吸収能を保有
し、かつ熱膨張係数が使用温度０〜２００℃の範囲にお
いて４×１０^-6／℃以下、好ましくは３×１０^-6／℃以
下であり、特にＣＦＲＰ成形金型用材料としては熱膨張
係数が１．５×１０^-6／℃以下となる特性を同時に満足
する低熱膨張鋳鉄の製造方法を提供することを目的とす
る。

【００１８】

【課題を解決するための手段】本発明は以上の観点から
鋳造性、被削性を改善するために鋳造仮定において黒鉛
が合金組織内に晶出できる最小限の成分条件を数多くの
実験分析を経て見い出し、同時に低熱膨張性を得るため
の最適成分条件を発見することにより、上記目的を達成
するものである。

【００１９】すなわち、本発明に係る低熱膨張鋳鉄は、
オ−ステナイト基地鉄中に黒鉛組織を有し、重量％で表
示した成分組成として少なくとも炭素１％以上３．５％
以下、ケイ素０．３％未満、ニッケル２９％以上３４％
以下、コバルト４％以上６％以下を含み残部鉄から成る
ことを特徴とする。

【００２０】なお好ましくは上記成分組成に加えてマン
ガンを１％以下、好ましくは０．５％以下、マグネシウ
ムを０．１％以下を含有させた低熱膨張鋳鉄である。上
記成分組成範囲は発明者等による各種の実験および分析
によって初めて得られた下記の結果に基づいて設定され
たものである。

【００２１】まず第１の結果として、熱膨張係数と各元
素の含有量との関係を求め、下記（１），（２）式の関
係を得た。熱膨張係数（×１０^-6／℃）＝１４．９０５＋０．１［固溶Ｃ量］（％）＋１．４９×［Ｓｉ量］（％） −０．３２×［Ｎｉ量］（％） −０．７０×［Ｃｏ量］（％）＋１．３５×［Ｍｎ量］（％）・・・・・（１）熱膨張係数（×１０^-6／℃）＝−２．１４＋１．７５［固溶Ｃ量］（％）＋２．１１×［Ｓｉ量］（％）＋０．１４×［Ｎｉ量］（％）＋０．２８×［Ｃｏ量］（％）＋０．２５×［Ｍｎ量］（％）・・・・・（２）ところで、Ｆｅ−Ｎｉ系合金の熱膨張係数とＮｉ量との
関係は図１に示すように、Ｎｉ含有量が約３６％付近で
熱膨張係数が極小となる。したがって（１）式はＮｉ含
有量が熱膨張係数の極小点より低い領域での各合金元素
の熱膨張係数に対する分析の結果として得られた関係式
である。

【００２２】一方、（２）式はＮｉ含有量が極小点より
高い領域での各合金元素の熱膨張係数に対する分析によ
り得た関係式である。上記（１）式および（２）式中の
各係数を比較すると、Ｓｉ量（％）の係数が最も大き
い。つまり、ケイ素含有量が正の相関を持って熱膨張特
性に最も大きな影響を及ぼすことがわかる。

【００２３】したがって、ケイ素量を極力低減すること
によって、より低い熱膨張係数が得られることが理解で
きる。またＦｅ−Ｎｉ合金における炭素含有量が熱膨張
係数に与える影響については、従来含有炭素全体量が大
きく影響すると考えられていた。しかしながら、本発明
者等の実験により、影響を与えるのは含有炭素量全体で
はなく、固溶している炭素量のみであるという事実が発
見された。

【００２４】そして、上記ケイ素量および固溶炭素量を
所定範囲に低減化することにより熱膨張特性をより改善
できることを初めて見い出した。次に、第２の結果とし
て、ＮｉとＣｏとの合計含有量を変化させた場合におけ
る温度と熱膨張係数との関係は図２に示すように、各Ｎ
ｉ＋Ｃｏ量の割合に応じて熱膨張係数の温度依存性が急
に立ち上がる屈曲点Ｂが現われ、その屈曲点Ｂに対応す
る温度（以下屈曲点温度という。）が高温側に変化する
という事実である。

【００２５】すなわち図２から明らかなように、Ｎｉ＋
Ｃｏ量が増加すると屈曲点温度が高温側へ移行し、その
結果、常温から２００℃までの実用温度範囲において熱
膨張係数が高くなる。逆に、屈曲点温度が３２５℃以
下、好ましくは２００〜２５０℃になるように成分組成
を設定すると、実用温度範囲（０〜２００℃）におい
て、低い熱膨張係数を得ることができる。

【００２６】本発明者等は、この屈曲点温度と各元素量
との関係を実験で求め、下記（３）式を得た。屈曲点温度（℃）＝２２．５×［Ｎｉ（％）＋Ｃｏ（％）］ −２２×Ｍｎ（％）−６００．３・・・・・（３）（３）式からＭｎを添加することにより屈曲点温度をよ
り低温度領域に移行させることが可能であるという知見
が得られた。

【００２７】次に第３の結果として固溶炭素量および炭
化物量を低減することによって、鋳造性、切削加工性が
改善され、さらに振動吸収能を大きくすることが可能と
なることが判明した。

【００２８】すなわち、固溶炭素以外の炭素は黒鉛ある
いは炭化物として存在する。そのうち、黒鉛晶出量が大
である程、鋳造時の収縮巣が少なく、切削加工性、つま
り被削性を良好とし、また振動吸収能が大となる。一
方、炭化物が析出した場合は、逆にミクロ巣発生の要因
となり、被削性も悪くなる。したがって、可及的に固溶
Ｃ量と炭化物の析出量を低くし、黒鉛晶出量を高くする
ことが重要となる。

【００２９】さらに第４の結果として固溶炭素量と機械
的強度との関係式が下記（４）〜（７）式の通りに得ら
れた。引張強さ（ｋｇｆ／ｍｍ² ）＝１９．６＋９３［固溶Ｃ量］（％）・・・・・（４）耐力（ｋｇｆ／ｍｍ² ）＝４．８＋１３５．５［固溶Ｃ量］（％）・・・・・（５）ヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ² ）＝６９８２．５＋１９７５０［固溶Ｃ量］（％）・・・・・（６）硬さ（ＨＢ）＝１２８．６＋１３３［固溶Ｃ量］（％）・・・（７）前記（１），（２）式より熱膨張係数を低下させるため
には固溶Ｃ量を低減することが望ましいが、上記（４）
〜（７）式から明らかなように機械的強度を向上させる
ためには、固溶Ｃ量をある程度増加させることが必要で
あるしたがって、低熱膨張特性と良好な機械的特性とを
同時に満足させるための最適な組成範囲が決定される。

【００３０】最後に第５の結果として固溶炭素量と含有
炭素全量との関係は、従来は正の相関をもって増減する
ことが考えられていたが、本発明者らの実験結果によれ
ば図３に示すように、固溶炭素量は全炭素量が増加する
に伴って低下することが初めて確認されている。

【００３１】これは、全Ｃ量が高いと凝固初期に晶出す
る黒鉛量が増し、その近辺の固溶Ｃが安定な黒鉛になる
サイトを提供する役目を果たすため、凝固終了時の固溶
Ｃ量が低減し、同時に炭化物となるＣが少なくなるもの
と考えられる。この図３における固溶Ｃ量と全Ｃ量との
関係式を（８）式に示す。

【００３２】［固溶Ｃ量］（％）＝０．６５−０．２０［全Ｃ量］（％）・・・・・（８）この（８）式の関係を（１）〜（７）式に代入すること
によって全炭素量（全Ｃ量）と各特性値との関係式が導
出される。

【００３３】以上の実験結果から得た知見に基づいて本
願発明に係る低熱膨張鋳鉄の成分組成を決定した。次に
各元素の含有量の範囲およびその限定理由について、よ
り詳細に説明する。

【００３４】まず炭素含有量は１〜３．５重量％、好ま
しくは１．２〜３重量％、さらに好ましくは２．２〜
２．３重量％に設定される。鋳鉄中の炭素は黒鉛として
晶出した炭素と、鉄中に固溶した炭素とに分かれる。本
発明の目的である鋳造性、被削性、低熱膨張性を高める
ためには、可及的に黒鉛晶出量を大きくして固溶炭素量
を小さくすることが要点となる。

【００３５】鋳鉄中の全炭素量と固溶炭素量との関係
は、図３および（８）式で明らかであり、全炭素量を高
める方が本発明の目的に沿っている。しかしながら、固
溶炭素量と黒鉛晶出量は、鋳鉄材の機械的性質に大きな
影響を及ぼす。すなわち、ヤング率と全炭素量との関係
は（６）式に（８）式を代入して下記（９）式として得
られる。

【００３６】ヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ² ）＝１９８２０−３９５０［全炭素量］（％）・・・・・（９）すなわち全炭素量を高めるとヤング率が低下することが
わかる。

【００３７】ところで、本発明の製造方法により得られ
た低熱膨張鋳鉄の適用対象製品としてはＣＦＲＰ用金型
などであるが、このような構造材として使用する場合に
は、ヤング率は最低９０００ｋｇｆ／ｍｍ² 定度の値が
必要とされる。

【００３８】したがって（９）式から必要とされる全炭
素量は２．８％以下となる。またアルミニウム合金程度
のヤング率でも使用可能な構造部材への適用を考慮する
と、全炭素量は３．５％まで上限値として拡大すること
ができる。

【００３９】さらに後述する各実施例の結果からも明ら
かなように全炭素量を１．２〜２．８％の範囲に設定し
たときに、特に引張り強度などの機械的性質を損なうこ
となく、低い熱膨張係数および優れた鋳造性、被削性お
よび振動吸収能を同時に満足する低熱膨張鋳鉄が得られ
る。このときの全炭素量の範囲に対応する固溶炭素量を
第３図に示す関係式のグラフから求めると、０．０９％
以上０．４３％未満の範囲となり、固溶炭素量の範囲を
０．０９％以上０．４３％未満の範囲に設定することが
本発明に係る鋳鉄の低熱膨張性、鋳造性、被削性および
振動吸収能等の要求特性を同時に満足させる上で極めて
重要である。

【００４０】また熱膨張係数と各合金元素との関係を
（１）式と（８）式から下記（１０）式のように導出す
ることができる。熱膨張係数（×１０^-6／℃）＝１４．９７−０．０２×［全Ｃ量］（％）＋１．４９×［Ｓｉ量］（％） −０．３２×［Ｎｉ量］（％） −０．７０×［Ｃｏ量］（％）＋１．３５×［Ｍｎ量］（％）・・・・・（１０）（１０）式から明らかなように全炭素量が大きいほど熱
膨張係数が低い材料が得られるため、全炭素量は可及的
に高い値に設定することが望ましい。しかしながら、第
３図に示す結果から明らかなように全炭素量が３．５％
を超えると、固溶炭素が減少し、機械的強度が低下する
とともに鋳造性が低下する。

【００４１】一方、全炭素量の下限値について、黒鉛晶
出性や熱膨張係数との関係から決定される。すなわち健
全な黒鉛組成が得られる全炭素量の下限は約１％であ
る。１％未満であると凝固時における黒鉛核の生成が不
十分となり、炭化物を形成し、被削性を大きく損うこと
となる。

【００４２】そのため全炭素量は１％以上、３．５％以
下、好ましくは２．０％以上、３．０％以下に設定され
る。また固溶炭素量は０．０９％以上、０．４３％未満
に設定される。

【００４３】次にケイ素含有量は０．３％未満に設定さ
れる。（１０）式に示す関係式において、ケイ素量の係
数が最も大きく、ケイ素量が熱膨張係数に及ぼす影響が
大きい。したがってケイ素量が低いほど、低い熱膨張係
数が得られる。また、ケイ素は黒鉛晶出促進のために必
要な元素でもあるが、一般鋳鉄とは異なり本発明に係る
低熱膨張鋳鉄には、０．３％未満の添加で十分であるこ
とが判明した。

【００４４】例えば、通常の鋳造現場においては鉄−５
０％ケイ素合金を接種剤として使用しているが、この場
合の添加量は最大０．５％（ケイ素として０．２５％）
で十分である。尚、接種剤として黒鉛粒子を使用すれ
ば、ケイ素量は極微量であっても十分な黒鉛組成が得ら
れることも確認された。

【００４５】次にマンガンの含有量は１％以下に設定さ
れる。マンガンを添加することにより第２図に示す屈曲
点Ｂが低温側に移行し、常温から２００℃までの実用温
度領域における熱膨張係数を低下させる効果がある。し
かし含有量が１％を超えると熱膨張係数を逆に増大させ
る。

【００４６】そのため添加量は１．０％以下、好ましく
は０．５％以下に設定される。次にＮｉ含有量は２９〜
３４％に設定される。Ｎｉ含有量は２９％未満または３
４％を超えるといずれも熱膨張係数が増大することにな
るため、上記範囲に設定される。

【００４７】またＣｏ含有量は４〜６％の範囲に設定さ
れる。Ｃｏ含有量が４％未満であると熱膨張係数が高く
なる一方、６％を超えると図２に示す屈曲点が高温側に
移行することになり、常温から２００℃までの実用温度
領域における熱膨張係数を増大させることになる。

【００４８】ここでＮｉ含有量およびＣｏ含有量の適正
範囲は、前記炭素、ケイ素、マンガンの含有量によって
影響を受ける。熱膨張係数を極小とするＮｉ含有量は、
実験の結果、下記（１１）式によって与えられる。

【００４９】極小点のＮｉ含有量（％）＝３５−０．２９×［Ｃｏ量］（％） −６．０［０．６５−０．２全Ｃ量］（％）＋０．５７［Ｍｎ量］（％）＋０．４５［Ｓｉ量］（％）・・・・・（１１）ここで前述の理由により、全炭素量を１．５％、ケイ素
量を０％、マンガン量を０％とすると、極小点のＮｉ含
有量（％）は下記（１２）式で与えられる。

【００５０】極小点のＮｉ含有量（％）＝３３−０．２９×［Ｃｏ量］（％）・・・・・（１２）一方、ＮｉとＣｏとの合計含有量は、図２に示す熱膨張
係数曲線における屈曲点Ｂに対応する温度（屈曲点温度
θ）と、その熱膨張係数値とに影響を及ぼす。屈曲点温
度θ以下の範囲では、熱膨張係数の温度変化は小さい一
方、屈曲点温度θを超える範囲では大きく上昇してしま
う。

【００５１】ここで屈曲点温度θと、ＮｉおよびＣｏの
合計含有量との関係を実験により明らかにした結果、下
記（１３）式を得た。屈曲点温度θ（℃）＝２２．５×［Ｎｉ量（％）＋Ｃｏ量（％）］ −６００．７・・・・・（１３）ここで常温から約２００℃までの実用温度領域において
使用するＣＦＲＰ用金型を適用対象にすると仮定し、屈
曲点温度θを２００〜２５０℃に設定すると、ＮｉとＣ
ｏとの合計含有量の適正範囲は下記（１４）式によって
与えられる。

【００５２】Ｎｉ量（％）＋Ｃｏ量（％）＝３６〜３８（％）・・・・・（１４）そして上記（１４）式および（１２）式との関係から、
最適Ｎｉ量は２９〜３３％、最適Ｃｏ量は４〜６と算出
され、この範囲に成分組成が設定される。

【００５３】またマグネシウムは、黒鉛を球状化して晶
出させるために必要な元素であり、その含有量は０．１
重量％以下に設定される。含有量は０．１％をこえる
と、炭化物を形成するため好ましくない。したがってマ
グネシウム含有量は０．０４〜０．１％の範囲が好まし
い。

【００５４】

【発明の実施の形態】次に本発明の実施例について図表
を参照して説明する。（実施例１）図４，図５に示すようなＣＦＲＰ用成型用
金型を鋳造した。この金型は縦７０ｃｍ、横６５ｃｍ、
厚さ６ｃｍ、重量１３０ｋｇである。溶解は３００ｋｇ
容量の高周波電気炉を用い、下記の表２に示す材料を溶
解した。

【００５５】

【表２】

【００５６】成分組成は下記の表３に示すように、炭素
２．０％、ケイ素０．１５％、マンガン０．０３％、ニ
ッケル３０％、コバルト６％、マグネシウム０．０５
％、残部が不純物を含むオ−ステナイト系鋳鉄である。

【００５７】また、１インチのキ−ルブロック用砂鋳型
にて試験片を採取し、各特性値を測定した結果を表４に
示す。表４において熱膨張係数は１．５×１０^-6／℃、
引張強さ４０ｋｇｆ／ｍｍ² 、伸び２２％、ヤング率１
２０００ｋｇｆ／ｍｍ²が得られた。

【００５８】この得られた金型はＣＦＲＰの予備成形体
を２００℃で加熱しながらプレス成形する工程に使用さ
れる。ＣＦＲＰの熱膨張係数は１．０〜１．５×１０^-6
／℃であるため、この係数値に近い本実施例の金型を使
用することによりＣＦＲＰ製品の寸法精度を大幅に向上
することができた。

【００５９】以上のように、本実施例の成分組成による
鋳鉄によれば、ほぼ一般鋳鉄と同程度の鋳造性、被削
性、機械的性質を同時に満足し、かつインバ−合金に近
い低膨張係数を得ることができる。なお、図３に示され
る全炭素量の範囲に対応する固溶炭素量の関係式のグラ
フは、Ｓｉ量が０．１５％の本実施例から導き出された
ものである。

【００６０】（実施例２）表３に示すように、全Ｃ量を
１．２％、Ｓｉ量を０．０５％とした。この組成の鋳鉄
は特に低熱膨張特性を追及した場合のものである。すな
わちＳｉ量を０．０５％とすることにより、さらに低い
熱膨張係数が得られた。またマトリックス中に固溶する
Ｃ量が高くなるため、引張り強さ、耐力および硬さも優
れていた。尚、黒鉛の晶出量が比較的少ないので、鋳造
性、被削性および振動吸収能がやや劣るが許容範囲内で
ある。

【００６１】（実施例３）表３に示すように、全Ｃ量を
１．０％、Ｓｉ量を０．１０％とした。Ｍｎ量が０．６
％と比較的高いため、熱膨張係数がやや高くなるが許容
範囲内であった。他の特性については実施例２と同様の
挙動を示した。

【００６２】（実施例４）表３に示すように、全Ｃ量を
３．０％、Ｓｉ量を０．２０％と設定した。全Ｃ量を
３．０％と高く設定した為、黒鉛の晶出量が多く、被削
性および振動吸収能に特に優れた特性を示した。また、
Ｎｉ量とＣｏ量の合計が３８％であり、（１３）式から
計算できるように熱膨張係数曲線の屈折点温度はおよそ
２５０℃付近であるため、室温から２００℃の温度範囲
では優れた低膨張特性を示した。

【００６３】（実施例５）表３に示すように、全Ｃ量を
１．５％、Ｓｉ量を０．２８％と設定した。この場合、
表４に示すように熱膨張係数がやや高くなるが許容範囲
であった。

【００６４】（比較例１）表３に示すように、炭素含有
量を０．７１％と極めて低く設定した。他の成分は上記
実施例と近似させた。この場合には、表４に示すよう
に、加工性、鋳造性および振動吸収能が悪い。

【００６５】（比較例２）表３に示すように、炭素含有
量を３．６％と高く設定した。他の成分は上記実施例と
近似させた。この場合には表４に示すように、伸び、強
度が低下し、また鋳造欠陥が多い。

【００６６】（比較例３）表３に示すように、シリコン
含有量を１．２％と高く設定した。他の成分は上記実施
例と近似させた。この場合には表４に示すように、熱膨
張係数が高過ぎる。

【００６７】（比較例４）表３に示すように、ニッケル
含有量を２８．０％と低く設定した。他の成分は上記実
施例と近似させた。この場合には表４に示すように、熱
膨張係数が高くなる。

【００６８】（比較例５）表３に示すように、ニッケル
の含有量を３７．０％と高くした。他の成分は上記実施
例と近似させた。この場合には表４に示すように、熱膨
張係数が高くなる。

【００６９】（比較例６）表３に示すように、コバルト
の含有量を３．５％と低くした。他の含有量は上記実施
例と近似させた。この場合は表４に示すように、熱膨張
係数が高くなる。

【００７０】（比較例７）表３に示すように、コバルト
含有量を８．２％と高くした。他の成分は上記実施例と
近似させた。この場合は表４に示すように、熱膨張係数
が高くなる。

【００７１】（比較例８）表３に示すように、ニッケル
とコバルトとの合計含有量を４２．５％と高くした。他
の成分は上記実施例と近似させた。この場合は表４に示
すように、熱膨張係数が高くなる。

【００７２】

【表３】

【００７３】

【表４】

【００７４】

【発明の効果】以上のように、本発明に係る組成成分の
鋳鉄よれば、機械的強度を損なうことなく低熱膨張特
性，一般鋳鉄と同程度の鋳造性ならびに被削性を同時に
満足することができ極めて有用である。

【図面の簡単な説明】

【図１】Ｎｉ含有量と熱膨張係数との関係を示す図であ
る。

【図２】Ｎｉ鋳鉄におけるＮｉとＣｏとの合計量をパラ
メ−タとし、温度と熱膨張係数との関係を示す図であ
る。

【図３】全炭素量と固溶炭素量との関係を示す図であ
る。

【図４】実施例１で鋳造したＣＦＲＰ成形用金型の形状
を示す図である。

【図５】図４におけるＩＶｂ−ＩＶｂ矢視断面図であ
る。

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】オ−ステナイト基地鉄中に黒鉛組織を有
する鋳鉄において、重量％で表示した成分組成として少
なくとも炭素１％以上３．５％以下、ケイ素０．３％未
満、ニッケル２９％以上３４％以下、コバルト４％以上
６％以下を含み残部鉄から成ることを特徴とする低熱膨
張鋳鉄。
【請求項２】成分組成としてマンガン１％以下、マグ
ネシウム０．１％以下を含む請求項１記載の低熱膨張鋳
鉄。