JPH11104799A - 軽金属合金射出成形用金型構造及び該金属を用いた軽金属合金部品の成形方法 - Google Patents
軽金属合金射出成形用金型構造及び該金属を用いた軽金属合金部品の成形方法Info
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- JPH11104799A JPH11104799A JP9263893A JP26389397A JPH11104799A JP H11104799 A JPH11104799 A JP H11104799A JP 9263893 A JP9263893 A JP 9263893A JP 26389397 A JP26389397 A JP 26389397A JP H11104799 A JPH11104799 A JP H11104799A
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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
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- 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
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Moulds For Moulding Plastics Or The Like (AREA)
- Forging (AREA)
- Injection Moulding Of Plastics Or The Like (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 ガス欠陥のない軽金属合金射出成形用金型構
造およびその金型を用いた軽金属合金部品の成形方法を
提供すること。 【解決手段】 軽金属合金を固相/液相が共存する半溶
融状態あるいは母材融点直上の温度で溶融状態とした
後、内部キャビティ部に上記溶湯を射出する金型であっ
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断面積S2との比
S1/S2が0.06以上に設定されている。
造およびその金型を用いた軽金属合金部品の成形方法を
提供すること。 【解決手段】 軽金属合金を固相/液相が共存する半溶
融状態あるいは母材融点直上の温度で溶融状態とした
後、内部キャビティ部に上記溶湯を射出する金型であっ
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断面積S2との比
S1/S2が0.06以上に設定されている。
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】
【課題を解決するための手段】本発明は軽金属合金を固
相/液相が共存する半溶融状態あるいは融点直上の温度
で溶融状態とした後、内部キャビティ部に上記溶湯を射
出する金型であって、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
断面積S2との比S1/S2が0.06以上に設定され
ていることを特徴とする軽金属合金射出成形用金型構造
にある。
相/液相が共存する半溶融状態あるいは融点直上の温度
で溶融状態とした後、内部キャビティ部に上記溶湯を射
出する金型であって、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
断面積S2との比S1/S2が0.06以上に設定され
ていることを特徴とする軽金属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4および図5参照)。
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4および図5参照)。
【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6および図7参照)。
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6および図7参照)。
【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、鋳造
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、鋳造割れが発生する。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とすように工夫
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を2カ所以上に置
き、溶湯のゲート速度を30m/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1
4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。
は、S1/S2=0.06以上で射出成形すると、鋳造
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、鋳造割れが発生する。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とすように工夫
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を2カ所以上に置
き、溶湯のゲート速度を30m/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1
4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半径
とクリープ特性の関係を示すグラフ。
と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半径
と引張強度の関係を示すグラフ。
と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鋳造割れが発
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16】 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。
Claims (5)
- 【請求項1】 軽金属合金を固相/液相が共存する半溶
融状態あるいは融点直上の温度で溶融状態とした後、内
部キャビティ部に上記溶湯を射出する金型であって、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断面積S2との比S1/
S2が0.06以上に設定されていることを特徴とする
軽金属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】 軽金属合金を固相/液相が共存する半溶
融状態とした後、内部キャビティ部に上記溶湯を射出す
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S
2との比S1/S2が0.06以上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)1
0%以上で半溶融射出成形を行うことを特徴とする軽金
属合金部品の成形方法。 - 【請求項4】 軽金属合金を固相/液相が共存する半溶
融状態とした後、内部キャビティ部に上記溶湯を射出す
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S
2との比S1/S2が0.06以上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
ことを特徴とする軽金属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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DE69809166T DE69809166T2 (de) | 1997-09-29 | 1998-09-29 | Verfahren zum Spritzgiessen einer Leichtmetalllegierung |
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- 1997-09-29 JP JP26389397A patent/JP3416036B2/ja not_active Expired - Fee Related
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- 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
- 1998-09-29 ES ES98118392T patent/ES2186959T3/es not_active Expired - Lifetime
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