JPS63256239A - セラミツクシエル鋳型の崩壊方法 - Google Patents
セラミツクシエル鋳型の崩壊方法Info
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- JPS63256239A JPS63256239A JP9234587A JP9234587A JPS63256239A JP S63256239 A JPS63256239 A JP S63256239A JP 9234587 A JP9234587 A JP 9234587A JP 9234587 A JP9234587 A JP 9234587A JP S63256239 A JPS63256239 A JP S63256239A
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
- B22D29/00—Removing castings from moulds, not restricted to casting processes covered by a single main group; Removing cores; Handling ingots
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Molds, Cores, And Manufacturing Methods Thereof (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
（産業上の利用分野）
本発明はバインダーとしてコロイダルシリカを用いたセ
ラミックシェル鋳型を使用し、該鋳型に鉄基及びマグネ
シウム合金等の溶湯を注湯して鋳込みを行った後の、該
セラミックシェル鋳型の崩壊方法に関する。 （従来の技術） 精密鋳造等において、従来よりセラミックシェル鋳型を
用いたセラミックシェルモールド法が最も広く使われて
いる。 上記セラミックシェル鋳型は、先ず１発泡ポリスチレン
またはろう等の材料により模型を作製し、該模型を耐火
物スラリーに浸漬して取り出し、これに乾燥耐火物粒子
をまぶし付着させて乾燥し、この操作を段階的に重ねて
模型、表面に耐火物層を適当な厚みにわたって成層させ
１次に、耐火物層を成層した模型を加熱して該模型を消
失させ、更に温度を上げて残る耐火物層を焼成すること
により得られる。 また、上記耐火物スラリーは、耐火物バインダーと耐火
物微粉末とからなり、耐火物バインダーとしてはコロイ
ダルシリカが多く使用されている。 以上のセラミックシェル鋳型に溶湯を注湯した後、鋳造
された鋳物を取り出すには、鋳型を落す必要があるが、
この操作は、シェークアウトマシン等による機械的振動
を加えて型ばらしをし。 ウォータブラストまたはショツトブラスト等により鋳物
表面を清掃して行われていた。また、取りにくいセラミ
ックコアーやシェルの除去には、溶融水醇化ナトリウム
（ａ度１００％）にて煮沸する方法がとられていた。 （発明が解決しようとする問題点） しかしながら、上述した従来のセラミックシェル鋳型の
型落しには以下の問題点がある。 即ち、シェークアウトマシンによる型ばらしは、Ｕ物に
物理的衝撃を与えるものであるため、製品の損傷が多発
するという問題があり、ウォータブラスト及びショツト
ブラストによる鋳物の清掃においても同様の問題点があ
り、更にウォータブラストにあっては、製品が小さなも
のである場合、飛ばされてしまう虞れがあり不適当であ
った。 更に鋳物形状が複雑である場合、上記型ばらし及び鋳物
表面清掃方法のみでは、中子部分の型落しが不可能であ
り、前述したように溶融水酸化ナトリウムによる煮沸が
行われるが、この操作は時間がかかり多量の水酸化ナト
リウムを必要とするためコスト高となる。また、処理条
件が厳しく、アルカリに腐食されやすい合金、特にマグ
ネシウム合金には使用できない。 以上説明したように、従来のセラミックシェル鋳型を落
すための方法は、製品の損傷及び飛散、中子部分の型落
し不可、所要時間が長くコスト高を招き、アルカリに腐
食されやすい合金に使用できない等の問題点がある。 （問題点を解決するための手段） 上記従来技術の問題点を解決するために、セラミックシ
ェル鋳型に溶湯を注湯して鋳込みを行った後、該鋳込み
後の鋳型を濃度５０％以下、液温５０℃以上で沸点以下
の水酸化ナトリウム等のアルカリ水溶液中に浸漬して上
記セラミックシェル鋳型を崩壊させた。 （作用） アルカリ水溶液が浸透するセラミックシェル鋳型の部分
を物理的衝撃を与えることなく崩壊させることができ、
中子部分の型落しに有利となる。 （実施例） 以下に本発明の実施例を添付図面に基づき説明する。 第１図〜第６図は、本発明を実施した鋳造方法を工程順
に示したものであり、この鋳造方法は、先ず第１図に示
す屈曲部１ａ、ｌｂを有する管状の模型１を発泡ポリス
チレンで作成し、この模型１をバインダーとしてコロイ
ダルシリカを含むセラミックスラリ−に浸漬した後、取
り出して模型１表面に耐火物粉末をまぶし付着させ、そ
の後この操作を２度繰り返し、最後に前記のスラリーに
浸漬して乾燥する。 以上の操作により、第２図の断面図で示すように、模型
ｌの表面に耐火物層２を成層した後、この模型１及び耐
火物層２を砂の中に埋めて加熱して模型１を消失させる
とともに耐火物層２を焼成し、第３図の断面図で示すキ
ャビティ３ａを有する鋳型３を得る。 次に第４図に示すようにキャビティ３ａに溶湯を注入し
て鋳込みを行ない冷却して鋳物４を鋳造した後、第５図
に示すように鋳型３及び鋳物４を水酸化ナトリウム水溶
液５に浸漬して鋳型３を崩壊させ、鋳物４からの型落と
しを行なう。 ここで、型落としを行なう場合には鋳型３及び鋳物４を
水酸化ナトリウム水溶液５に浸漬するが、この水溶液は
コロイダルシリカを溶解する他のアルカリ水溶液、例え
ば水酸化カリウム等のアルカリ金属水酸化物、炭酸ナト
リウム、炭酸カリウム等のアルカリ金属炭酸塩等の水溶
液であっても良い。 次に本発明方法の効果を試した各種実験例を具体的数値
を挙げて説明する。ただし、以下の実験において使用し
たテストピースは、ムライトフラワー６２ｗｔ駕、コロ
イダルシリカ１０ｗｔ＄及び水２８ ｗｔ！を含むセラ
ミックスラリ−と、ハイアルミナサンドからなる耐火物
粉末とを用い、前記の方法にて適当な模型表面に耐火物
層を約３履腸の厚さに積層し、この耐火物層を６８履■
×２７１の矩形に切り出したものとした。 （実験１） に テストピースを焼成しないものと、空気中で各々温度５
００℃、ＣＯＯ℃、７００℃、８００℃及び１０００℃
にて１時間焼成したものとを用意し、各々の鋳型強度［
抗折強度（Ｋｇ／ｃｍ２） ］を測定し、第７図に示す
グラフのような結果を得た。 第７図からも明らかなように、焼成温度が上昇するに従
って抗折強度も上昇するが、これはコロイダルシリカの
溶融結合が焼成温度上昇にともない進行するためである
。 （実験２） に の・テストピース
を焼成しないものと、空気中で各々温度５００℃、６０
０℃、７００℃、８００℃及び１０００℃にて１時間焼
成したものとを用意し、各々濃度２０ｗｔ＄、温度１１
０℃（沸点）の水酸化ナトリウム水溶液に浸漬し、鋳型
崩壊時間を測定し第８図に示すグラフのような結果を得
た。尚、本実験例における鋳型崩壊時間とは、約３００
ｍ１の上記水酸化ナトリウム水溶液に上記テストピース
又は、上記焼成したテストピースを浸漬静置し、浸漬時
よりテストピースが形状を保持できずに完全に崩壊して
しまうまでの時間である。 第８図に示すグラフからも明らかなように、焼成温度の
上昇にともない、鋳型崩壊時間が長くなっているが、こ
れは水酸化ナトリウム水溶液により溶解されるコロイダ
ルシリカの溶融結合が、焼成温度の上昇にともない進行
することにより、該コロイダルシリカの比表面積が減少
することによる。 また１本実験例においては、テストピースを焼成したも
のを水酸化ナトリウム水溶液中に浸漬しているため、テ
ストピース両面よりコロイダルシリカの溶解が進行する
が、実際には片面が鋳物に接しており、該溶解は１面だ
けより進行する。 従って実用段階においては、型崩壊時間は本実験例の約
２倍となると考えなければならない。 （実験３）ｌＩ、 による −１の・ テストピースを空気中で温度８００℃にて１時間焼成し
たものを複数用意し、夫々濃度２０ｗｔｚ。 温度１１０℃（沸点）の水酸化ナトリウム水溶液に浸清
し、浸漬時間０分、１分、３．５分、４．５分、８．２
分での鋳型強度
ラミックシェル鋳型を使用し、該鋳型に鉄基及びマグネ
シウム合金等の溶湯を注湯して鋳込みを行った後の、該
セラミックシェル鋳型の崩壊方法に関する。 （従来の技術） 精密鋳造等において、従来よりセラミックシェル鋳型を
用いたセラミックシェルモールド法が最も広く使われて
いる。 上記セラミックシェル鋳型は、先ず１発泡ポリスチレン
またはろう等の材料により模型を作製し、該模型を耐火
物スラリーに浸漬して取り出し、これに乾燥耐火物粒子
をまぶし付着させて乾燥し、この操作を段階的に重ねて
模型、表面に耐火物層を適当な厚みにわたって成層させ
１次に、耐火物層を成層した模型を加熱して該模型を消
失させ、更に温度を上げて残る耐火物層を焼成すること
により得られる。 また、上記耐火物スラリーは、耐火物バインダーと耐火
物微粉末とからなり、耐火物バインダーとしてはコロイ
ダルシリカが多く使用されている。 以上のセラミックシェル鋳型に溶湯を注湯した後、鋳造
された鋳物を取り出すには、鋳型を落す必要があるが、
この操作は、シェークアウトマシン等による機械的振動
を加えて型ばらしをし。 ウォータブラストまたはショツトブラスト等により鋳物
表面を清掃して行われていた。また、取りにくいセラミ
ックコアーやシェルの除去には、溶融水醇化ナトリウム
（ａ度１００％）にて煮沸する方法がとられていた。 （発明が解決しようとする問題点） しかしながら、上述した従来のセラミックシェル鋳型の
型落しには以下の問題点がある。 即ち、シェークアウトマシンによる型ばらしは、Ｕ物に
物理的衝撃を与えるものであるため、製品の損傷が多発
するという問題があり、ウォータブラスト及びショツト
ブラストによる鋳物の清掃においても同様の問題点があ
り、更にウォータブラストにあっては、製品が小さなも
のである場合、飛ばされてしまう虞れがあり不適当であ
った。 更に鋳物形状が複雑である場合、上記型ばらし及び鋳物
表面清掃方法のみでは、中子部分の型落しが不可能であ
り、前述したように溶融水酸化ナトリウムによる煮沸が
行われるが、この操作は時間がかかり多量の水酸化ナト
リウムを必要とするためコスト高となる。また、処理条
件が厳しく、アルカリに腐食されやすい合金、特にマグ
ネシウム合金には使用できない。 以上説明したように、従来のセラミックシェル鋳型を落
すための方法は、製品の損傷及び飛散、中子部分の型落
し不可、所要時間が長くコスト高を招き、アルカリに腐
食されやすい合金に使用できない等の問題点がある。 （問題点を解決するための手段） 上記従来技術の問題点を解決するために、セラミックシ
ェル鋳型に溶湯を注湯して鋳込みを行った後、該鋳込み
後の鋳型を濃度５０％以下、液温５０℃以上で沸点以下
の水酸化ナトリウム等のアルカリ水溶液中に浸漬して上
記セラミックシェル鋳型を崩壊させた。 （作用） アルカリ水溶液が浸透するセラミックシェル鋳型の部分
を物理的衝撃を与えることなく崩壊させることができ、
中子部分の型落しに有利となる。 （実施例） 以下に本発明の実施例を添付図面に基づき説明する。 第１図〜第６図は、本発明を実施した鋳造方法を工程順
に示したものであり、この鋳造方法は、先ず第１図に示
す屈曲部１ａ、ｌｂを有する管状の模型１を発泡ポリス
チレンで作成し、この模型１をバインダーとしてコロイ
ダルシリカを含むセラミックスラリ−に浸漬した後、取
り出して模型１表面に耐火物粉末をまぶし付着させ、そ
の後この操作を２度繰り返し、最後に前記のスラリーに
浸漬して乾燥する。 以上の操作により、第２図の断面図で示すように、模型
ｌの表面に耐火物層２を成層した後、この模型１及び耐
火物層２を砂の中に埋めて加熱して模型１を消失させる
とともに耐火物層２を焼成し、第３図の断面図で示すキ
ャビティ３ａを有する鋳型３を得る。 次に第４図に示すようにキャビティ３ａに溶湯を注入し
て鋳込みを行ない冷却して鋳物４を鋳造した後、第５図
に示すように鋳型３及び鋳物４を水酸化ナトリウム水溶
液５に浸漬して鋳型３を崩壊させ、鋳物４からの型落と
しを行なう。 ここで、型落としを行なう場合には鋳型３及び鋳物４を
水酸化ナトリウム水溶液５に浸漬するが、この水溶液は
コロイダルシリカを溶解する他のアルカリ水溶液、例え
ば水酸化カリウム等のアルカリ金属水酸化物、炭酸ナト
リウム、炭酸カリウム等のアルカリ金属炭酸塩等の水溶
液であっても良い。 次に本発明方法の効果を試した各種実験例を具体的数値
を挙げて説明する。ただし、以下の実験において使用し
たテストピースは、ムライトフラワー６２ｗｔ駕、コロ
イダルシリカ１０ｗｔ＄及び水２８ ｗｔ！を含むセラ
ミックスラリ−と、ハイアルミナサンドからなる耐火物
粉末とを用い、前記の方法にて適当な模型表面に耐火物
層を約３履腸の厚さに積層し、この耐火物層を６８履■
×２７１の矩形に切り出したものとした。 （実験１） に テストピースを焼成しないものと、空気中で各々温度５
００℃、ＣＯＯ℃、７００℃、８００℃及び１０００℃
にて１時間焼成したものとを用意し、各々の鋳型強度［
抗折強度（Ｋｇ／ｃｍ２） ］を測定し、第７図に示す
グラフのような結果を得た。 第７図からも明らかなように、焼成温度が上昇するに従
って抗折強度も上昇するが、これはコロイダルシリカの
溶融結合が焼成温度上昇にともない進行するためである
。 （実験２） に の・テストピース
を焼成しないものと、空気中で各々温度５００℃、６０
０℃、７００℃、８００℃及び１０００℃にて１時間焼
成したものとを用意し、各々濃度２０ｗｔ＄、温度１１
０℃（沸点）の水酸化ナトリウム水溶液に浸漬し、鋳型
崩壊時間を測定し第８図に示すグラフのような結果を得
た。尚、本実験例における鋳型崩壊時間とは、約３００
ｍ１の上記水酸化ナトリウム水溶液に上記テストピース
又は、上記焼成したテストピースを浸漬静置し、浸漬時
よりテストピースが形状を保持できずに完全に崩壊して
しまうまでの時間である。 第８図に示すグラフからも明らかなように、焼成温度の
上昇にともない、鋳型崩壊時間が長くなっているが、こ
れは水酸化ナトリウム水溶液により溶解されるコロイダ
ルシリカの溶融結合が、焼成温度の上昇にともない進行
することにより、該コロイダルシリカの比表面積が減少
することによる。 また１本実験例においては、テストピースを焼成したも
のを水酸化ナトリウム水溶液中に浸漬しているため、テ
ストピース両面よりコロイダルシリカの溶解が進行する
が、実際には片面が鋳物に接しており、該溶解は１面だ
けより進行する。 従って実用段階においては、型崩壊時間は本実験例の約
２倍となると考えなければならない。 （実験３）ｌＩ、 による −１の・ テストピースを空気中で温度８００℃にて１時間焼成し
たものを複数用意し、夫々濃度２０ｗｔｚ。 温度１１０℃（沸点）の水酸化ナトリウム水溶液に浸清
し、浸漬時間０分、１分、３．５分、４．５分、８．２
分での鋳型強度
【抗折強度（にｇ／ｃ（至）２）】を測
定して第９図に示されるグラフのような結果を得た。尚
、抗折強度の測定は、上記所定時間後にテストピースを
水酸化ナトリウム水溶液より引き上げ、充分に水洗・乾
燥して行った。 第９図に示されるように、テストピースの抗折強度は、
浸漬時間１分で約Ｈ以下に低下し、３．５分では測定限
界に近＜、４．５分ではハンドリングが不可能であった
。 以上により、水酸化ナトリウム水溶液を流動させ、ある
いは水流等を用い、鋳型強制除去を行えば、型落しに必
要な時間を実験例２の鋳型崩壊時間より大幅に短縮する
ことができ１例えば本実験例のテストピースのような組
成、焼成時間及び焼成温度の鋳型ならば、上記操作によ
り型落し時間を約イの時間に短縮できる。 （実験４） に １ ンテストピースを
空気中で温度５００℃にて１時間焼成したものを複数用
意し、各々濃度５ｗｔｚ。 １０賛ｔＸ、２０ｗｔ駕、３０ｗＨ１３５ｗｔ＄で温度
の異なる水酸化ナトリウム水溶液に浸漬し、実験例２と
同様にして鋳型崩壊時間を測定して第１０図に示される
グラフのような結果（図中夫々０−０．＊−・、０−０
．Δ−Δ、ムームで示される）を得た。 第１０図からも明らかなように、いずれの濃度において
も温度５０℃前後で急激に鋳型崩壊時間が減少しており
、更に該鋳型崩壊時間は温度の上昇にともない単調に減
少する。 テストピースを空気中で温度５００℃にて１時間焼成し
たものを複数用意し、各々濃度５Ｉ＃ｔｚ。 １０ｗｔＸ 、 ２０ｗｔＸ 、 ３０賛ｔＸ 、 ３
５賛ｔＸ 、 ４０賛ｔＸ 、 ５０ｗｔ＄ 、温度
沸点の水酸化ナトリウム水溶液に浸漬し、実験例２と同
様にして鋳型崩壊時間を測定して第１１図に示されるグ
ラフのような結果を得た。 第１１図からも明らかなように、鋳型崩壊時間は、水酸
化ナトリウム濃度３５〜４０ｗｔ＄で最小値をとり、濃
度５０ｗｔ＄で急増する。これは４０賛ｔＸまではバイ
ンダーとして用いたコロイダルシリカのみが選択的に溶
解し、骨材はほとんど影響を受けなかったため、水酸化
ナトリウム濃度上昇によるコロイダルシリカ溶解速度の
上昇にともない、鋳型崩壊時間が短縮されるのに対し、
５０賛ｔｚ以上では、骨材をも溶解しはじめるため、コ
ロイダルシリカの溶解速度が低下し、崩壊速度が低下す
ると考えられる。 以上の実験１〜５によれば、要求される鋳型強度に基づ
き焼成温度を設定すれば、鋳造後のこの鋳型を濃度５０
％以下、温度５０℃以上珪つ沸点以下において条件を設
定した水酸化ナトリウム水溶液に浸漬することにより、
短時間で鋳型を崩壊させられることがわかる。また、コ
ロイダルシリカを溶解し得るアルカリ水溶液、例えば水
酸化カリウム等の他のアルカリ金属水溶酸化物、炭酸ナ
トリウム及び炭酸カリウム等のアルカリ金属炭醸塩等の
水溶液においても同様の結果が得られた。 （実験６）マグネシウム−１− 次に、マグネシウム合金片（Ａ２９１Ｃ）を複数用意し
、各々濃度５〜１００ｗｔＸ、温度沸点の水酸化ナトリ
ウムの水溶液または融液に、想定される鋳型崩壊時間の
２倍だけ浸漬してマグネシウム合金片の状ｊムを観察し
た。 その結果、濃度５ ｗｔ１以上、５０ｗｔＸ以下におい
ては、はとんど変化はなかったが、５０ ｗｔ＄を超え
る濃度では、＃４型崩壊時間内で激しい腐食反応がみら
れた。尚、水酸化ナトリウム水溶液に換えて水酸化カリ
ウム水溶液及び他の上記アルカリ水溶液を用いても同様
の結果を得た。 本実験により１本発明が腐食されやすいマグネシウム合
金の鋳造において好適であることがわかる。 以上の実験に基づき鋳造物の金属種、鋳型３の焼成温度
、水酸化ナトリウム水溶液５の濃度及び温度を変えて行
なった鋳造例を以下に示す。 （＃８造例１） 前記の実験と同様のセラミックスラリ−と、耐火物粉末
とを用い１本実施例の方法により模型１表面に耐火物層
２を成層し、温度８００℃にて２時間加熱して模型１を
消失させるとともに耐火物層２を焼成して鋳型３を得た
。 得られｆ−鋳型３に鋳鋼を鋳込み冷却後、濃度２０ｗｔ
＄、温度沸点の水酸化ナトリウム水溶液中に３分間浸漬
した後、圧力６〜７ ｋｇ／ｃｍ″の水流で鋳型を除去
した。 外部観察及びファイバースコープを用いた管状部分の内
部観察の結果、鋳型が完全に除去されていることが確認
された。 （鋳造例２） 鋳造例１と同様にして得られた鋳型３に鋳鋼を鋳込み、
冷却後濃度４０％＃ｔ％ 、温度１３５℃の水酸化ナト
リウム水溶液中に４分間浸漬した後、圧力６〜７ ｋｇ
／ｃｒｎ’の水流で鋳型を除去した。 外部観察及びファイバースコープを用いた管状部分の内
部観察の結果、鋳型３が完全に除去されていることが確
認された。 （鋳造例３） 鋳造例２と同様にして模型ｌに耐火物層２を成層し、こ
の耐火物層２を温度５００℃にて２時間加熱して模型１
を消失させるとともに耐火物層２を焼成して鋳型３を得
た。 該鋳型３にマグネシウム合金（ＡＺ９１Ｃ）を鋳込み、
冷却後濃度２Ｑ＠ｔｚ、温度９０℃の水酸化ナトリウム
水溶液に２分間浸漬し、しかる後に水で鋳型を洗い落し
た。 外部観察及びファイバースコープを用いた管状部分の内
部観察の結果、鋳型が完全に除去され製品にも異常がな
いことが確認された。 （鋳造例４） 鋳造例３と同様にして得られた鋳型にマグネシウム合金
（ＡＺ９１Ｃ）を鋳込み、冷却後濃度２０ｗｔ駕、温度
６０℃の水酸化ナトリウム水溶液に６０分間浸漬後、水
で鋳型を洗い落した。 外部観察及びファイバースコープを用いた管状部分の内
部観察の結果、鋳型が完全に除去され。 製品にも異常がないことが確認された。 （発明の効果） 以上説明したように、本発明によれば、コロイダルシリ
カをバインダーとして用いたセラミックと鋳型に溶湯を
注入して冷却させ、該鋳込み後の鋳型を濃度５０％以下
、温度５０°Ｃ以上沸点以下のアルカリ水溶液に浸漬し
て崩壊させるようにしたため、＃８型落としに際して製
品である鋳物に大きな物理的衝撃を与える必要がなく、
＃？Ｉ物を損傷することはない、また、アルカリ水溶液
中に浸漬した後に水流を併用する場合においても、鋳型
の強度が大きく低下しているため水圧を低くおさえるこ
とができるため、小型な製品であっても飛ばされること
はない。 更に、アルカリ水溶液が浸透する部分であれば鋳型を崩
壊させることができ、中子部分の型落しに有利である。 また、コロイダルシリカを選択的に溶解して鋳型落とし
を行う方法であるため、用いるアルカリ水溶液の濃度が
比較的低くても短時間で型落しができ、用いるアルカリ
の量が少くてすみコストダウンに資するほか、処理条件
が緩和されているため、マグネシウム合金等のアルカリ
に腐食されやすい合金にも使用できる。
定して第９図に示されるグラフのような結果を得た。尚
、抗折強度の測定は、上記所定時間後にテストピースを
水酸化ナトリウム水溶液より引き上げ、充分に水洗・乾
燥して行った。 第９図に示されるように、テストピースの抗折強度は、
浸漬時間１分で約Ｈ以下に低下し、３．５分では測定限
界に近＜、４．５分ではハンドリングが不可能であった
。 以上により、水酸化ナトリウム水溶液を流動させ、ある
いは水流等を用い、鋳型強制除去を行えば、型落しに必
要な時間を実験例２の鋳型崩壊時間より大幅に短縮する
ことができ１例えば本実験例のテストピースのような組
成、焼成時間及び焼成温度の鋳型ならば、上記操作によ
り型落し時間を約イの時間に短縮できる。 （実験４） に １ ンテストピースを
空気中で温度５００℃にて１時間焼成したものを複数用
意し、各々濃度５ｗｔｚ。 １０賛ｔＸ、２０ｗｔ駕、３０ｗＨ１３５ｗｔ＄で温度
の異なる水酸化ナトリウム水溶液に浸漬し、実験例２と
同様にして鋳型崩壊時間を測定して第１０図に示される
グラフのような結果（図中夫々０−０．＊−・、０−０
．Δ−Δ、ムームで示される）を得た。 第１０図からも明らかなように、いずれの濃度において
も温度５０℃前後で急激に鋳型崩壊時間が減少しており
、更に該鋳型崩壊時間は温度の上昇にともない単調に減
少する。 テストピースを空気中で温度５００℃にて１時間焼成し
たものを複数用意し、各々濃度５Ｉ＃ｔｚ。 １０ｗｔＸ 、 ２０ｗｔＸ 、 ３０賛ｔＸ 、 ３
５賛ｔＸ 、 ４０賛ｔＸ 、 ５０ｗｔ＄ 、温度
沸点の水酸化ナトリウム水溶液に浸漬し、実験例２と同
様にして鋳型崩壊時間を測定して第１１図に示されるグ
ラフのような結果を得た。 第１１図からも明らかなように、鋳型崩壊時間は、水酸
化ナトリウム濃度３５〜４０ｗｔ＄で最小値をとり、濃
度５０ｗｔ＄で急増する。これは４０賛ｔＸまではバイ
ンダーとして用いたコロイダルシリカのみが選択的に溶
解し、骨材はほとんど影響を受けなかったため、水酸化
ナトリウム濃度上昇によるコロイダルシリカ溶解速度の
上昇にともない、鋳型崩壊時間が短縮されるのに対し、
５０賛ｔｚ以上では、骨材をも溶解しはじめるため、コ
ロイダルシリカの溶解速度が低下し、崩壊速度が低下す
ると考えられる。 以上の実験１〜５によれば、要求される鋳型強度に基づ
き焼成温度を設定すれば、鋳造後のこの鋳型を濃度５０
％以下、温度５０℃以上珪つ沸点以下において条件を設
定した水酸化ナトリウム水溶液に浸漬することにより、
短時間で鋳型を崩壊させられることがわかる。また、コ
ロイダルシリカを溶解し得るアルカリ水溶液、例えば水
酸化カリウム等の他のアルカリ金属水溶酸化物、炭酸ナ
トリウム及び炭酸カリウム等のアルカリ金属炭醸塩等の
水溶液においても同様の結果が得られた。 （実験６）マグネシウム−１− 次に、マグネシウム合金片（Ａ２９１Ｃ）を複数用意し
、各々濃度５〜１００ｗｔＸ、温度沸点の水酸化ナトリ
ウムの水溶液または融液に、想定される鋳型崩壊時間の
２倍だけ浸漬してマグネシウム合金片の状ｊムを観察し
た。 その結果、濃度５ ｗｔ１以上、５０ｗｔＸ以下におい
ては、はとんど変化はなかったが、５０ ｗｔ＄を超え
る濃度では、＃４型崩壊時間内で激しい腐食反応がみら
れた。尚、水酸化ナトリウム水溶液に換えて水酸化カリ
ウム水溶液及び他の上記アルカリ水溶液を用いても同様
の結果を得た。 本実験により１本発明が腐食されやすいマグネシウム合
金の鋳造において好適であることがわかる。 以上の実験に基づき鋳造物の金属種、鋳型３の焼成温度
、水酸化ナトリウム水溶液５の濃度及び温度を変えて行
なった鋳造例を以下に示す。 （＃８造例１） 前記の実験と同様のセラミックスラリ−と、耐火物粉末
とを用い１本実施例の方法により模型１表面に耐火物層
２を成層し、温度８００℃にて２時間加熱して模型１を
消失させるとともに耐火物層２を焼成して鋳型３を得た
。 得られｆ−鋳型３に鋳鋼を鋳込み冷却後、濃度２０ｗｔ
＄、温度沸点の水酸化ナトリウム水溶液中に３分間浸漬
した後、圧力６〜７ ｋｇ／ｃｍ″の水流で鋳型を除去
した。 外部観察及びファイバースコープを用いた管状部分の内
部観察の結果、鋳型が完全に除去されていることが確認
された。 （鋳造例２） 鋳造例１と同様にして得られた鋳型３に鋳鋼を鋳込み、
冷却後濃度４０％＃ｔ％ 、温度１３５℃の水酸化ナト
リウム水溶液中に４分間浸漬した後、圧力６〜７ ｋｇ
／ｃｒｎ’の水流で鋳型を除去した。 外部観察及びファイバースコープを用いた管状部分の内
部観察の結果、鋳型３が完全に除去されていることが確
認された。 （鋳造例３） 鋳造例２と同様にして模型ｌに耐火物層２を成層し、こ
の耐火物層２を温度５００℃にて２時間加熱して模型１
を消失させるとともに耐火物層２を焼成して鋳型３を得
た。 該鋳型３にマグネシウム合金（ＡＺ９１Ｃ）を鋳込み、
冷却後濃度２Ｑ＠ｔｚ、温度９０℃の水酸化ナトリウム
水溶液に２分間浸漬し、しかる後に水で鋳型を洗い落し
た。 外部観察及びファイバースコープを用いた管状部分の内
部観察の結果、鋳型が完全に除去され製品にも異常がな
いことが確認された。 （鋳造例４） 鋳造例３と同様にして得られた鋳型にマグネシウム合金
（ＡＺ９１Ｃ）を鋳込み、冷却後濃度２０ｗｔ駕、温度
６０℃の水酸化ナトリウム水溶液に６０分間浸漬後、水
で鋳型を洗い落した。 外部観察及びファイバースコープを用いた管状部分の内
部観察の結果、鋳型が完全に除去され。 製品にも異常がないことが確認された。 （発明の効果） 以上説明したように、本発明によれば、コロイダルシリ
カをバインダーとして用いたセラミックと鋳型に溶湯を
注入して冷却させ、該鋳込み後の鋳型を濃度５０％以下
、温度５０°Ｃ以上沸点以下のアルカリ水溶液に浸漬し
て崩壊させるようにしたため、＃８型落としに際して製
品である鋳物に大きな物理的衝撃を与える必要がなく、
＃？Ｉ物を損傷することはない、また、アルカリ水溶液
中に浸漬した後に水流を併用する場合においても、鋳型
の強度が大きく低下しているため水圧を低くおさえるこ
とができるため、小型な製品であっても飛ばされること
はない。 更に、アルカリ水溶液が浸透する部分であれば鋳型を崩
壊させることができ、中子部分の型落しに有利である。 また、コロイダルシリカを選択的に溶解して鋳型落とし
を行う方法であるため、用いるアルカリ水溶液の濃度が
比較的低くても短時間で型落しができ、用いるアルカリ
の量が少くてすみコストダウンに資するほか、処理条件
が緩和されているため、マグネシウム合金等のアルカリ
に腐食されやすい合金にも使用できる。
添付第１図乃至第６図は本発明方法を工程順に示す図、
第７図は焼成温度による抗折強度の変化を示すグラフ、
第８図は焼成温度によるＰＩ型崩壊時間の変化を示すグ
ラフ、第９図は浸漬時間による抗折強度の変化を示すグ
ラフ、第１０図は水酸化ナトリウム水溶液の液温による
型崩壊時間の変化を示すグラフ、第１１図は水酸化ナト
リウム水溶液の濃度による鋳型崩壊時間の変化を示すグ
ラフである。 尚図面中、１は模型、２は耐火物層、３は鋳型、４は鋳
物、５は水酸化ナトリウム水溶液である。 特 許 出 願 人 本田技研工業株式会社代 理
人 弁理士 下 １） 容一部間 弁理
士 大 橋 邦 音間 弁理士
小 山 右同 弁理士 野 １）
及第１図 第２図 第４図 第５図 第７図 メ廃成：Ｊｎ度（ｏｃ） 第８図 Ｓ戚逼度（・Ｃ） 第９図 浸漬時間（ＭＩＮ、） 第１０図 涜 逼（”Ｃ）
第７図は焼成温度による抗折強度の変化を示すグラフ、
第８図は焼成温度によるＰＩ型崩壊時間の変化を示すグ
ラフ、第９図は浸漬時間による抗折強度の変化を示すグ
ラフ、第１０図は水酸化ナトリウム水溶液の液温による
型崩壊時間の変化を示すグラフ、第１１図は水酸化ナト
リウム水溶液の濃度による鋳型崩壊時間の変化を示すグ
ラフである。 尚図面中、１は模型、２は耐火物層、３は鋳型、４は鋳
物、５は水酸化ナトリウム水溶液である。 特 許 出 願 人 本田技研工業株式会社代 理
人 弁理士 下 １） 容一部間 弁理
士 大 橋 邦 音間 弁理士
小 山 右同 弁理士 野 １）
及第１図 第２図 第４図 第５図 第７図 メ廃成：Ｊｎ度（ｏｃ） 第８図 Ｓ戚逼度（・Ｃ） 第９図 浸漬時間（ＭＩＮ、） 第１０図 涜 逼（”Ｃ）
Claims (1)
- バインダーとしてコロイダルシリカを用いて製造したセ
ラミックシェル鋳型に溶湯を注湯して鋳込みを行った後
、該鋳込み後の鋳型を濃度５０ｗｔ％以下、液温５０℃
以上且つ沸点以下のアルカリ水溶液中に浸漬して上記鋳
型を崩壊させることを特徴とするセラミックシェル鋳型
の崩壊方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9234587A JPS63256239A (ja) | 1987-04-15 | 1987-04-15 | セラミツクシエル鋳型の崩壊方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9234587A JPS63256239A (ja) | 1987-04-15 | 1987-04-15 | セラミツクシエル鋳型の崩壊方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63256239A true JPS63256239A (ja) | 1988-10-24 |
Family
ID=14051810
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9234587A Pending JPS63256239A (ja) | 1987-04-15 | 1987-04-15 | セラミツクシエル鋳型の崩壊方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS63256239A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US5678583A (en) * | 1995-05-22 | 1997-10-21 | Howmet Research Corporation | Removal of ceramic shell mold material from castings |
| US5915452A (en) * | 1995-06-07 | 1999-06-29 | Howmet Research Corporation | Apparatus for removing cores from castings |
| CN102921935A (zh) * | 2012-11-29 | 2013-02-13 | 吴耀祖 | 一种铸件表面残留铸砂的清除方法 |
| CN107855471A (zh) * | 2017-11-10 | 2018-03-30 | 中国航发动力股份有限公司 | 一种解决单晶铸造用型壳膨胀的方法 |
-
1987
- 1987-04-15 JP JP9234587A patent/JPS63256239A/ja active Pending
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US5678583A (en) * | 1995-05-22 | 1997-10-21 | Howmet Research Corporation | Removal of ceramic shell mold material from castings |
| US5913354A (en) * | 1995-05-22 | 1999-06-22 | Howmet Research Corporation | Removal of ceramic shell mold material from castings |
| US5915452A (en) * | 1995-06-07 | 1999-06-29 | Howmet Research Corporation | Apparatus for removing cores from castings |
| US6241000B1 (en) | 1995-06-07 | 2001-06-05 | Howmet Research Corporation | Method for removing cores from castings |
| CN102921935A (zh) * | 2012-11-29 | 2013-02-13 | 吴耀祖 | 一种铸件表面残留铸砂的清除方法 |
| CN107855471A (zh) * | 2017-11-10 | 2018-03-30 | 中国航发动力股份有限公司 | 一种解决单晶铸造用型壳膨胀的方法 |
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