KR101929134B1

KR101929134B1 - 소실 모형 주조 방법

Info

Publication number: KR101929134B1
Application number: KR1020177006842A
Authority: KR
Inventors: 가즈유키 츠츠미; 유사쿠 다카가와
Original assignee: 가부시키가이샤 고베 세이코쇼
Priority date: 2014-08-18
Filing date: 2015-08-05
Publication date: 2018-12-13
Also published as: JP6470141B2; TWI628015B; US9862022B2; US20170239711A1; DE112015003812T5; CN106573295A; CN106573295B; JP2016041444A; DE112015003812B4; WO2016027672A1; KR20170044135A; TW201628734A

Abstract

직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 양호한 마무리 상태에서 주물 구멍 형성할 수 있는 소실 모형 주조 방법을 제공한다. 본 발명의 소실 모형 주조 방법은, 직경이 D(mm)인 구멍부를 갖는 발포 모형의 표면에 1㎜ 이상의 두께의 도형제를 도포하여 이루어지는 주형을 주물사 중에 매립하는 공정과, 상기 주형 내에 금속의 용탕을 쏟아 부어서, 상기 발포 모형을 소실시켜서 상기 용탕과 치환하는 공정과, 상기 용탕을 냉각함으로써, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 갖는 주물을 형성하는 공정을 포함하고, 상기 도형제를 구성하는 수지가 분해될 때까지 가열한 후에 상온으로 되돌린 도형제의 항절 강도(굽힘 강도)를 σc(MPa)로 하면, 이하의 식 (0) 및 식 (1)을 만족하는 것을 특징으로 한다.
2<D≤19.7 … 식 (0)
σc≥-0.36+140/D² … 식 (1)

Description

소실 모형 주조 방법{LOST-FOAM CASTING METHOD}

본 발명은 세공을 구비한 주물을 주조하는 소실 모형 주조 방법에 관한 것이다.

일반적인 사형 주조보다도 치수 정밀도가 우수한 주물을 주조하는 방법으로서, 예를 들어, 인베스트먼트 주조법(별명, 로스트왁스법), 석고 주형 주조법, 및 소실 모형 주조법 등이 개발되어 있다.

그 중에서도, 소실 모형 주조법은, 주조에 의해 주물의 내부에 구멍을 형성하기(「주물 구멍 형성」이라고 불린다) 때문에 가장 적합하다. 소실 모형 주조법의 수순은, 먼저, 발포 모형의 표면에 도형제를 도포함으로써 주형을 얻는다. 이어서, 이 주형을 주물사 중에 매립한 후에, 주형 내에 금속의 용탕을 쏟아 붓는 것에 의해, 발포 모형을 소실시켜서 용탕과 치환한다. 그리고, 이 용탕을 주조(응고)함으로써 주물을 얻는다.

상기 소실 모형 주조법을 개시하는 선행 문헌으로서, 예를 들어 특허문헌 1을 들 수 있다. 특허문헌 1에 개시된 소실 모형 주조법은, 모형 모듈러스(모형의 체적÷모형의 표면적)에 따라서 주조 시의 주입 시간을 설정하고 있다. 이 소실 모형 주조법에 의하면, 주입 시간을 정확하고 또한 고정밀도로 설정할 수 있다.

도 15는, 소실 모형 주조법에 의한 주물 구멍 형성의 개략 단면도이다. 소실 모형 주조법을 사용하여 주물 구멍 형성하는 경우, 도 15에 도시한 바와 같이, 구멍부(23)를 형성한 발포 모형(22)의 표면에 도형제(24)를 도포하여 주형(21)을 제작한다. 이 구멍부(23)는 주물 구멍 형성에 의해 세공을 형성하는 부분에 상당한다. 이 주형(21)을 주물사(25) 중에 매립함으로써, 주형(21)의 외주 및 구멍부(23)에 주물사(25)를 배치한다. 그리고, 주형(21) 내에 금속의 용탕을 쏟아 부어서, 발포 모형(22)을 용탕으로 치환한다. 마지막으로, 이 용탕을 주조(응고)함으로써 주물을 얻는다.

일본 특허 공개 제2011-110577호 공보

상기 주조중(응고 진행중)에, 구멍부(23)의 표면에 도포된 도형제(24), 및 구멍부(23)의 내부에 충전된 주물사(25)에 대하여 주위의 용탕으로부터의 열부하 및 여러가지 외력이 작용한다. 이에 의해 도 15에 도시한 바와 같이, 구멍부(23)의 구멍 단부(23a) 또는 중앙부(23b)에 있어서의 도형제(24)가 손상되어, 구멍부(23) 내의 주물사(25)에 용탕이 스며나와서 시징이 발생하는 경우가 있다. 시징이란, 용탕과 주물사(25)가 융착하는 것이다. 특히, 구멍부(23)로서 직경이 18㎜ 이하인 세공을 주물 구멍 형성하는 경우에는, 도형제(24)가 손상되기 쉽다. 시징이 발생하면, 세공의 마무리 상태가 양호하지 않게 된다.

상기 시징을 피하기 위해서, 통상, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공은, 주물 구멍 형성에 의해 형성되지 않고, 주물을 형성한 후에 기계 가공에 의해 형성된다. 또는, 소실 모형 주조법에 의해 몇 번의 시작(試作)을 행하여 도형제의 재질이나 주조 조건(주탕 시의 용탕 온도)을 결정하고 나서, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 갖는 주물을 제작한다. 그러나, 후자의 제조 방법은 안정적으로 주물을 제조하기 어렵다.

또한, 구멍부가 수평 방향에 대하여 각도 θ로 발포 모형에 배치되어 있는 경우에는, 구멍부의 표면에 도포된 도형제에 굽힘 응력이 작용한다. 이 경우, 마무리 상태가 양호한 세공을 형성하는 것이 보다 곤란해진다.

본 발명의 목적은, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 양호한 마무리 상태에서 주물 구멍 형성하는 것이 가능한 소실 모형 주조 방법을 제공하는 것이다.

본 발명은 직경이 D(mm)인 구멍부를 갖는 발포 모형의 표면에 1㎜ 이상의 두께의 도형제를 도포하여 이루어지는 주형을 주물사 중에 매립하는 공정과, 상기 주형 내에 금속의 용탕을 쏟아 부어서, 상기 발포 모형을 소실시켜서 상기 용탕과 치환하는 공정과, 상기 용탕을 냉각함으로써, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 갖는 주물을 형성하는 공정을 포함하고, 상기 도형제를 구성하는 수지가 분해될 때까지 가열한 후에 상온으로 되돌린 상기 도형제의 항절 강도를 σc(MPa)로 하면, 이하의 식 (0) 및 식 (1)을 만족하는 것을 특징으로 한다.

2<D≤19.7 … 식 (0)

σc≥-0.36+140/D² … 식 (1)

도 1a는 실시 형태의 소실 모형 주조 방법에 사용하는 주형의 상면도이다.
도 1b는 실시 형태의 소실 모형 주조 방법에 사용하는 주형의 측면도이다.
도 2는 발포 모형을 용탕으로 치환한 후의 주형의 단면도이다.
도 3은 도 2의 III-III 단면도이다.
도 4는 도 2의 주요부 IV의 확대도이다.
도 5는 용탕의 정압에 의한 굽힘 응력의 방향을 나타낸 주형의 단면도이다.
도 6은 도형제의 단부에 굽힘 응력이 작용함으로써 구멍부가 변형된 후의 상태를 나타내는 주형의 단면도이다.
도 7은 발포 모형의 연소로 발생한 가스의 압력의 방향을 나타내는 주형의 단면도이다.
도 8은 도 7의 VIII-VIII 단면도이다.
도 9는 도 7의 주요부 IX의 확대도이다.
도 10은 건조시킨 도형제의 상온에서의 항절 강도와 주물 구멍 형성 가능 직경의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 11은 수지 분해될 때까지 가열한 후에 상온으로 되돌린 도형제의 항절 강도와, 주물 구멍 형성 가능 직경의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 12는 구멍부의 직경과, 부력(용탕의 정압)에 의해 도형제의 단부에 발생하는 응력의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 13a는 실시예 1의 주형 상면도이다.
도 13b는 실시예 1의 주형 측면도이다.
도 13c는 도 13b의 주형을 E 방향으로부터 본 측면도이다.
도 14는 실시예 1의 주형 구멍부가 수평 방향에 대하여 이루는 각도 θ로 구멍부를 배치했을 때의 상태를 나타내는 주형의 측면도이다.
도 15는 소실 모형 주조법에 의한 주물 구멍 형성의 개략 단면도이다.

이하, 본 발명의 적합한 실시 형태에 대해서, 도면을 참조하면서 설명한다.

(소실 모형 주조 방법)

본 실시 형태의 소실 모형 주조 방법은, 직경이 D(mm)인 구멍부를 갖는 발포 모형의 표면에 1㎜ 이상의 두께의 도형제를 도포하여 이루어지는 주형을 주물사(건조 모래) 중에 매립하는 공정과, 상기 주형 내에 금속의 용탕을 쏟아 부어서, 발포 모형을 소실시켜서 용탕과 치환하는 공정과, 상기 용탕을 냉각함으로써, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 갖는 주물을 형성하는 공정을 포함한다.

도 1a 및 도 1b는, 본 실시 형태의 소실 모형 주조 방법에 사용하는 주형의 상면도 및 측면도이다. 이 소실 모형 주조 방법은, 도 1a 및 도 1b에 도시되는 주형(1)을 사용함으로써, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 구비한 주물을 주조할 수 있다.

본 실시 형태의 소실 모형 주조 방법은, 상기 각 공정과는 별도로 금속(주철)을 용해하여 용탕으로 하는 공정과, 발포 모형을 성형하는 공정과, 발포 모형 표면에 도형제를 도포하여 주형으로 하는 공정과, 주물과 주물사를 분리하는 공정을 갖고 있다.

용탕으로 하는 금속으로서는, 회주철(JIS-FC250) 또는 편상 흑연 주철(JIS-FC300) 등을 사용할 수 있다. 또한, 발포 모형으로서는, 발포 스티롤 등의 발포 수지를 사용할 수 있다. 또한, 도형제로서는, 실리카계 골재의 도형제 등을 사용할 수 있다. 또한, 주물사로서는, SiO₂를 주성분으로 하는 규사, 지르콘 모래, 크로마이트 모래, 또는 합성 세라믹 모래 등을 사용할 수 있다. 또한, 주물사에 점결제나 경화제를 첨가해도 된다.

주형(1)은 도 1a 및 도 1b에 도시한 바와 같이, 직육면체의 발포 모형(2)과, 당해 발포 모형(2)의 표면에 도포된 도형제(4)를 갖고 있다. 발포 모형(2)은 그 상면의 중앙부로부터 하면의 중앙부로 향하여 관통하는 구멍부(3)를 갖고 있다. 구멍부(3)는 주물 구멍 형성에 의해 주물에 직경이 18㎜ 이하이고 길이 50㎜ 이상인 세공을 형성하는 부분에 상당한다. 구멍부(3)는 도 1a에 도시한 바와 같이, 주형(1)의 상면에서 보아 직경이 D(mm)인 대략 원형이며, 구멍부(3)의 길이는 l(mm)이다. 또한, 구멍부(3)의 직경 D는, 도 1b에 도시한 바와 같이, 구멍부(3)의 표면에 도포한 도형제(4)의 표면끼리를 연결하는 직경의 길이가 아니라, 발포 모형(2)의 표면끼리를 연결하는 직경의 길이이다. 구멍부(3)의 상단부 근방 및 하단부 근방은, 테이퍼 등의 가공이 실시되어 있지 않고(모따기되어 있지 않고), 발포 모형(2)의 상하면과 구멍부(3)의 표면은 모가 나 있다.

상기 구멍부(3)에 의해 형성되는 세공의 직경은 10㎜ 이상 18㎜ 이하인 것이 바람직하다. 구멍부(3)의 직경 D가 10㎜ 미만인 경우에 구멍부(3)에 두께 3㎜의 도형제(4)를 도포하면, 구멍부(3)의 내측 공간의 직경이 4㎜ 미만이 되기 때문에, 구멍부(3)의 내측 공간에 주물사를 투입하기 어려워진다. 구멍부(3)의 길이 l은 50㎜ 이상인 것이 보다 바람직하다. 구멍부(3)의 길이 l이 50㎜ 미만이면 구멍부(3)의 직경이 18㎜인 때에, 구멍부(3)의 길이 l과 직경 D의 비(l/D)가 3 이하로 되기 때문에, 본 실시 형태의 소실 모형 주조 방법을 사용하지 않아도 통상의 주조 방법으로 세공을 주물 구멍 형성할 수 있다. 도형제(4) 두께는 1㎜ 이상 3㎜ 이하가 바람직하다. 도형제(4) 두께가 3㎜를 초과하면, 도형제의 도포 및 건조를 3회 이상 반복할 필요가 있어 번거로운데다가 두께가 불균일해지기 쉽기 때문이다. 또한, 구멍부(3)의 직경 D 및 도형제(4) 두께는 이하의 식 (0) 및 식 (1)을 만족한다.

2<D≤19.7 … 식 (0)

σc≥-0.36+140/D² … 식 (1)

여기서, 식 (0)에 있어서, 구멍부의 직경 D가 2㎜ 미만이면 1㎜ 이상의 두께의 도형제를 도포할 수 없게 된다. 한편, 구멍부의 직경 D가 19.7을 초과하면, 직경이 18㎜ 이하의 세공을 형성하기 어려워진다. 식 (1)에 있어서, σc는 도형제를 구성하는 수지가 분해될 때까지 가열한 후에 상온으로 되돌린 도형제의 항절 강도(굽힘 강도)(MPa)이다. 또한, 상기 식 (1)은 도형제의 두께가 1㎜이며, 구멍부의 길이 l이 100㎜인 경우의 실험 결과에 기초하여 얻어진 수식이며, 100㎜ 이하의 길이의 세공을 주물에 형성하는 경우에 적용할 수 있다.

여기서, 도형제의 항절 강도는, 굽힘 강도이며, 항절력이라고 하는 경우도 있다. 도형제의 항절 강도는, 굽힘 시험에 있어서 시험편이 파괴에 이르기까지의 최대 하중에 기초하여 산출한 굽힘 응력의 값이며, 이하의 방법에 의해 측정한 값을 채용하는 것으로 한다. 먼저, 도형제를 주형에 유입하고, 실온 또는 25℃에서 도형제를 12시간 이상 자연 건조시킨다. 이어서, 50℃의 항온 건조기에서 2시간 이상 도형제를 건조시킨 후에, 50㎜×10㎜, 두께 2±0.5㎜의 크기의 측정용 시험편을 잘라낸다. 이 측정용 시험편의 주형과 접촉하고 있었던 면에 대하여 항절 시험기를 사용해서 0.05∼0.1N/s의 하중을 부하하고, 지점간 거리 40㎜이고 지지점 선단 형상이 R1.5㎜인 시험용 지그를 사용하여 중앙 집중 하중에 의해 3점 굽힘 시험에 의해 항절력을 측정한다. 이 시험 후에, 시험편의 파단면의 두께를, 중앙 및 양단을 포함하는 3개소 이상에서 측정하여 그 평균값에 의해 도형제의 항절 강도(MPa)를 산출한다. 상기와 마찬가지로 하여 측정용 시험편을 2개 제작하고, 동일한 방법으로 3점 굽힘 시험을 3회 행함으로써 얻어진 항절 강도의 평균값을 도형제의 항절 강도로 한다.

상기 「수지가 분해될 때까지 가열하는」이란, 도형제를 구성하는 수지가 당해 수지의 유리 전이 온도(Tg) 이상의 온도까지 가열되는 것을 의미한다. 상기 식 (1)을 만족하고, 또한 도형제의 두께를 1㎜ 이상으로 함으로써 도형제가 손상되지 않고, 직경 18㎜ 이하이고 길이 50㎜ 이상인 세공을 구비한 주물을 주조할 수 있다.

또한, 구멍부(3)의 축심이 수평 방향에 대하여 이루는 각도 θ는, 용탕의 밀도와, 구멍부와 용탕의 탕구의 연직 방향 높이의 차와, 도형제의 재질 및 두께에 기초하여 정하는 것이 바람직하다. 구체적으로는, 구멍부(3)의 길이를 l(mm)로 하고, 용탕의 밀도를 ρ_m(kg/㎣)으로 하고, 구멍부의 평균 밀도를 ρ_d(kg/㎣)로 하고, 중력 가속도를 g로 하면, 이하의 식 (2)를 만족하도록 상기 구멍부를 배치하고 있다.

cos²θ≤0.04/{(ρ_m-ρ_d)g}×D/l² … 식 (2)

또한, 구멍부의 평균 밀도 ρ_d는, 구멍부의 내부에 충전된 주물사의 밀도 ρ와, 구멍부의 표면에 도포되어서 건조된 도형제의 밀도 ρ_c를, 각각의 두께에 따라서 가중 평균함으로써 산출한 값이다. 또한, 용탕의 탕구란, 용탕이 쏟아 부어지는 개소를 의미하고, 구체적으로는, 구멍부보다도 상방이며, 발포 모형을 둘러싸는 주물사가 개구되어 있는 부분이다.

여기서, 연직 방향을 따라서 연장하는 세공을 갖는 주물을 주조하는 경우, 도형제(4)에는 이하의 외력이 작용한다.

(1) 용탕의 정압(σp)

(2) 용탕의 흐름에 의한 동압(σm)

(3) 도형제와 용탕의 응고 시의 열수축·팽창 차(σthout)

(4) 구멍부(3) 내의 주물사와 도형제의 열수축·팽창 차(σthin)

(5) 발포 모형의 연소로 발생한 가스의 압력(Pgout)(σgout)

(6) 발포 모형의 연소로 발생한 가스가 구멍부(3)의 내부에 고여서 발생하는 내압(Pgin)(σgin)

따라서, 용탕(용융 금속)의 온도와 동등한 고온 하에 있어서의 도형제의 강도를 σb로 하면, 이하의 식 (3)이 성립하면, 도형제가 손상되지 않고, 주물 구멍 형성할 수 있다.

σb>σp+σm+σthout+σthin+σgout+σgin … 식 (3)

이하, 상기 (1)∼(6)의 각 외력에 대하여 검토한다.

(용탕의 정압 σp)

도 2는, 발포 모형(2)을 용탕(6)으로 치환한 후의 주형(1)의 단면도이며, 도 3은, 도 2의 III-III 단면도이며, 도 4는 도 2의 주요부 IV의 확대도이다. 발포 모형(2)을 용탕(6)으로 치환하면, 도 2에 도시한 바와 같이, 도형제(4) 주위에 충전된 주물사(5)는 용탕(6)의 정압을 받는다. 그리고, 구멍부(3)의 표면에 도포된 도형제(4)는, 도 3에 도시한 바와 같이, 주위 방향으로 압축력을 받는다.

여기서, 구멍부(3)의 내부에 충전된 주물사(5)의 양이 충분한 경우에는, 도 4에 도시한 바와 같이, 구멍 단부(3a)에 도포된 도형제(4)에 작용하는 용탕(6)의 정압과 주물사(5)로부터의 반력의 균형이 잡힌다. 따라서, 구멍부(3)의 축방향의 부하는 무시할 수 있다.

한편, 구멍부(3)의 내부에 충전된 주물사(5)의 양이 불충분한 경우에는, 구멍 단부(3a)에 도포된 도형제(4)에 주물사(5)로부터의 반력이 작용하지 않아, 용탕(6)의 정압(부력)에 의한 굽힘 응력이 작용한다.

여기서, 구멍부(3)의 직경을 D(mm), 중력 가속도를 g, 용탕(6)의 밀도를 ρ_m(kg/㎣), 평균 헤드 차(용탕의 탕구와 구멍부(3)의 연직 방향 높이의 차) h(mm)로 하면, 용탕(6)의 정압에 의한 구멍부(3)(반원)에 대한 외력 w(N/mm)는 다음 식 (4)로 표현된다.

w=ρ_mgh×∫(D/2sinθ×θ)dθ

=ρ_mghD/2×∫sin²θdθ

=ρ_mghD/2〔θ/2-sin2θ/4〕

=(π/4)ρ_mghD … 식 (4)

구멍부(3)의 표면에 도포된 두께 t(mm)의 도형제(4)에 작용하는 응력 σ_c(MPa)는 구멍부(3)의 내부에 충전된 주물사(5)로부터의 반력이 없다고 가정하여 평판에 근사시키면, 빔 이론으로부터 다음 식 (5)로 표현된다.

σ_c≒M/I×t/2=(π/8)ρ_mghl²/t² … 식 (5)

여기서, 상기 식 (5)에 있어서, M은 구멍부(3)의 양단에 작용하는 굽힘 모멘트이며, I는 반원통의 단면 2차 모멘트이며, 각각 하기의 식으로 표현된다.

M=(π/48)ρ_mghDl²

I=Dt³/12

도 5는, 용탕의 정압에 의한 굽힘 응력의 방향을 나타낸 주형의 단면도이며, 도 6은, 도형제(4) 단부(4a)에 굽힘 응력이 작용함으로써 구멍부가 변형된 후의 상태를 나타내는 주형의 단면도이다. 도 5 및 도 6에 있어서는, 구멍부(3)의 축심이 수평 방향에 대하여 이루는 각도 θ가 0°인 경우를 나타내고 있고, 도 5 및 도 6 중의 좌측이 주형의 저면측이며, 도 5 및 도 6 중의 우측이 주형의 상면측이다. 구멍부(3)의 내부에 충전된 주물사(5)의 양이 충분한 경우, 도 5에 도시한 바와 같이, 구멍부(3)의 표면에 도포된 원통 형상의 도형제(4)에는, 용탕(6)의 정압(부력)에 의한 굽힘 응력이 작용한다. 즉, 구멍부(3)의 축심이 수평 방향에 대하여 각도 θ로 배치된 구멍부(3)의 표면에 도포된 두께 t의 도형제(4)에 작용하는 응력은, 빔 이론으로부터, 도형제(4) 단부(4a)가 가장 커지고, 그 단부(4a)에 작용하는 응력 σ_d(MPa)는 하기 식 (6)으로 표현된다. 이 굽힘 응력 σ_d에 의해, 도 6에 도시한 바와 같이, 구멍부(3)에 변형이 발생한다.

σ_d=M/I×D/2

=2/3(lcosθ)²×(ρ_m-ρ_d)g/D … 식 (6)

여기서, 식 (6)에 있어서, M은 구멍부(3)의 양단에 작용하는 굽힘 모멘트이며, I는 반원통의 단면 2차 모멘트이다.

M=(πD²/4)×(ρ_m-ρ_d)×g×l²/12

I=π/64×D⁴

이상에서 설명한 바와 같이, 용탕의 정압 σp는, 도형제(4)에 작용하는 응력 σ_c와 도형제(4) 단부(4a)에 작용하는 응력 σ_d의 합력이며, 하기 식 (6-2)로 표현된다.

σp=σ_c+σ_d … 식 (6-2)

(용탕의 흐름에 의한 동압)

용탕의 흐름에 의한 동압은, 용탕의 흐름이 조용하기 때문에 무시할 수 있다.

(도형제와 용탕의 응고 시의 열수축·팽창 차)

선팽창률은, 주물사보다 주철쪽이 크다. 따라서, 도형제와 용탕의 응고 시의 열수축·팽창 차는, 도형제의 축방향으로 압축력을 부여한다. 이 압축력은, 구멍부(3)의 표면에 도포된 도형제가 좌굴에 의해 파괴되는 원인이 될 수 있지만, 무시할 수 있을 만큼 작다고 생각된다. 또한, 도형제의 주위 방향의 응력도 무시할 수 있다.

(구멍부 내의 주물사와 도형제의 열수축·팽창 차)

구멍부(3) 내의 주물사나 도형제(4)는, 용탕보다도 온도 변화가 작다. 따라서, 구멍부(3) 내의 주물사와 도형제의 열수축·팽창 차에 의한 영향은, 도형제와 용탕의 응고 시의 열수축·팽창 차보다도 작아서, 무시할 수 있다.

(발포 모형의 연소로 발생한 가스의 압력)

도 7은, 발포 모형(2)의 연소로 발생한 가스의 압력의 방향을 나타내는 주형(1)의 단면도이다. 도 7에 도시한 바와 같이, 발포 모형(2)을 소실시켜서 용탕(6)과 치환하면, 발포 모형(2)의 주위에 충전된 주물사(5)는 발포 모형(2)의 연소로 발생한 가스의 압력을 받는다.

도 8은, 도 7의 VIII-VIII 단면도이며, 도 9는, 도 7의 주요부 IX의 확대도이다. 도 8에 도시한 바와 같이, 구멍부(3)의 표면에 도포된 도형제(4)는, 발포 모형(2)의 연소로 발생한 가스의 압력에 의해 주위 방향으로 압축력을 받는다. 구멍부(3)의 표면에 도포된 도형제(4)는, 도 9에 도시한 바와 같이, 구멍부(3)의 축방향으로 다음 식 (7)의 인장력을 부여한다.

σgout∝Pgout/D² … 식 (7)

또한, 도 9에 도시한 바와 같이, 발포 모형(2)의 주위에 충전된 주물사(5)의 양이 충분한 경우에는, 가스의 압력과 주물사(5)로부터의 반력이 균형이 잡히므로, 구멍부(3)의 축방향의 부하는 무시할 수 있다.

(발포 모형의 연소로 발생한 가스가 구멍부의 내부에 고여서 발생하는 내압)

발포 모형(2)의 연소로 발생한 가스가 구멍부(3)의 내부에 고여서 발생하는 내압은, 도형제(4)에 식 (8)의 주위 방향의 응력, 및 식 (9)의 축방향의 응력을 발생시킨다.

σgin≒D×Pgin/t … 식 (8)

σginz≒D×Pgin/(2t) … 식 (9)

여기서, 구멍부(3)의 직경 D가 작을수록 주물 구멍 형성을 하기 어려운 점에서, 식 (8), 식 (9)로 표현되는 외력의 영향은 무시할 수 있을 만큼 작다고 할 수 있다.

이상으로부터, 주물사의 충전량이 충분한 경우에는, 도형제에의 부하는 작다. 그러나, 실제로는, 주물사로의 반력은 충분하지 않아, 도형제에는, 용탕의 정압에 의한 굽힘 응력, 및 발포 모형(2)의 연소로 발생한 가스의 압력에 의한 축방향의 인장력이 작용한다. 따라서, 도형제는, 이들에 견딜 수 있을 강도를 가질 필요가 있다. 따라서, 주물 구멍 형성 조건으로서, 식 (3)은 식 (5), 식 (6), 식 (6-2), 및 식 (7)을 사용하여, 식 (10)과 같이 근사시킬 수 있다.

σb>σp+σgout=(π/8)ρ_mghl²/t²+2/3(lcosθ)²×(ρ_m-ρ_d)g/D+kPgout/D²+γ

… 식 (10)

여기서, k는 비례 상수, γ=σm+σthout+σthin+σgin≒0이다.

식 (10)은 주물사의 반력이 없다고 가정한 경우의 조건이다. 따라서, 주물사의 반력도 가미하여 각 항을 계수로 치환하면, 구멍부(3)의 직경 D와, 구멍부(3)의 길이 l과, 도형제의 두께 t의 함수는, 하기의 식 (11)로 나타낼 수 있다.

σb>α·l²/t²+β/D²+ωD³/{D⁴-(D-2t)⁴} … 식 (11)

여기서, 고온 하에 있어서의 도형제의 강도 σb(MPa) 대신에 수지가 분해될 때까지 가열한 후에 상온으로 되돌린 도형제의 항절 강도 σc(MPa)를 사용한다. 즉, 수지가 분해될 때까지 가열한 후에 상온으로 되돌린 도형제의 항절 강도와, 구멍부의 주물 구멍 형성 가능한 직경(주물 구멍 형성 가능 직경)의 관계로부터, 식 (11)은 하기의 식 (12)로 표현된다. 또한, 수지 분해될 때까지 가열한 후에 상온으로 되돌린 도형제의 항절 강도와, 주물 구멍 형성 가능 직경의 관계에 대해서는 후술한다.

σc≥-0.36+140/D² … 식 (12)

상기 식 (12)를 만족하는 도형제를 두께 1㎜ 이상으로 발포 모형에 도포함으로써, 도형제가 손상되지 않고, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 구비한 주물을 주조할 수 있다.

또한, 식 (10)에 있어서, 주물 구멍 형성 조건으로서 허용할 수 있는 응력 증가분에 기초하여, 식 (13)이 산출된다.

cos²θ≤0.04/{(ρ_m-ρ_d)g}×D/l² … 식 (13)

따라서, 구멍부의 축심이 수평 방향에 대하여 이루는 각도를 θ로 하면, 상기 식 (13)을 만족하도록 구멍부를 배치함으로써, 도형제가 손상되지 않고, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 구비한 주물을 주조할 수 있다.

(주물 구멍 형성 평가)

이어서, 도형제의 두께를 1㎜로 하고, 주물 구멍 형성으로 형성하는 세공의 길이 l을 100㎜로 하고, 구멍부(3)의 축심이 수평 방향에 대하여 이루는 각도를 제로(θ=0)로 하고, 도형제의 종류 및 주물사의 종류를 각각 표 1 및 표 2에 나타낸 바와 같이 변경함으로써, 주물 구멍 형성이 가능한 구멍부(3)의 직경을 평가하였다. 그 결과를 표 3에 나타내었다.

상기 평가는, 동일한 성분의 회주철(JIS-FC250)을 사용하여, 동일한 주조 방법으로 행하고 있다. 따라서, 표 1 중의 3종류의 도형제는 모두, 고온 하의 강도(최고 온도 약1200℃)가 식 (11)을 만족하는 것으로 추정할 수 있다.

여기서, 고온 하의 도형제의 강도를 직접 측정하는 것은 곤란하기 때문에, 고온 하의 도형제의 강도를 간접적으로 추정하는 방법을 검토하였다. 도 10은, 건조시킨 도형제의 상온에서의 항절 강도(굽힘 강도)(표 1)와 주물 구멍 형성 가능 직경(표 3)의 관계를 나타내는 그래프이다. 도 10으로부터 명백해진 바와 같이 상온의 도형제의 항절 강도와, 도형제의 고온 강도의 상관은 작다. 이 이유는, 도형제가 건조시켜진 후의 항절 강도는, 점결제(수지 분)의 특성이 강하게 영향을 미치는 한편, 주조 시에 도형제가 200∼400℃ 이상으로 가열되면, 점결제가 분해되어 발생하는 탄소(또는 탄화물)에 관계하는 별도의 메커니즘에 의한 강도 특성이 지배적이 되기 때문이라고 생각된다.

따라서, 건조시켜진 도형제를 수지 분해될 때까지 가열하여 소결체로 하고, 그것을 상온으로 냉각하고 나서 항절 강도를 측정하였다. 본 실시 형태에서는 건조시켜진 도형제를 1100℃로 가열한 후, 상온까지 냉각하여 항절 강도 시험을 실시하였다. 도 11은, 수지 분해될 때까지 가열한 후에 상온으로 되돌린 도형제의 항절 강도와, 주물 구멍 형성 가능 직경의 관계를 나타내고 있다.

도 11에 도시하는 관계로부터, 주물 구멍 형성으로 형성하는 구멍의 직경을 D(mm), 수지 분해될 때까지 한번 가열한 후에 상온으로 되돌린 도형제의 항절 강도(굽힘 강도)를 σc(MPa)로 하면, 다음 식 (14)가 얻어진다.

σc≥-0.36+140/D² … 식 (14)

따라서, 식 (14)를 만족하는 도형제를 사용함으로써 도형제가 손상되지 않고, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 구비한 주물을 주조할 수 있음이 나타났다.

또한, 구멍부(3)의 직경 D를 10㎜∼16㎜ 사이에서 1㎜마다 바꾸어서 구멍부(3)의 축심이 수평 방향에 대하여 이루는 각도를 45도(θ=45°)로 하여 동일한 실험을 행하였다. 또한, 식 (14)가 성립하는 도형제 3종을 사용하였다. 도 12는, 구멍부(3)의 직경 D와, 부력(용탕의 정압)에 의해 도형제의 단부에 발생하는 응력의 관계를 나타내는 그래프이다.

도 12의 그래프와, 주물 구멍 형성의 가부 결과로부터, 식 (10)에 있어서, 주물 구멍 형성 조건으로서 허용할 수 있는 응력 증가분은, 0.0275MPa 이하이다. 즉, 하기의 식 (15)를 만족할 때에 주물 구멍 형성을 할 수 있다.

0.0275≥2/3(lcosθ)²×(ρ_m-ρ_d)g/D … 식 (15)

따라서, 발포 모형(2)의 내부에 직경 D로 길이 l의 구멍부(3)를 형성하는 경우, 구멍부(3)의 축심이 수평 방향에 대하여 이루는 각도 θ가 하기의 식 (16)을 만족하도록, 구멍부(3)를 배치하면 된다.

cos²θ≤0.04/{(ρ_m-ρ_d)g}×D/l² … 식 (16)

실시예

도 13a 및 도 13b는 각각 실시예 1의 주형 상면도 및 측면도이며, 도 13c는, 도 13b의 주형을 E 방향으로부터 본 측면도이다. 실시예 1의 주형은, 도 13a, 도 13b 및 도 13c에 도시한 바와 같이, 100(mm)×100(mm)×200(mm)의 직육면체의 발포 모형(12)에, 상면부터 하면에 걸쳐서 관통하는 직경 14㎜의 구멍부(13), 및 대향하는 한 쌍의 측면의 한쪽부터 다른 쪽에 걸쳐서 관통하는 직경 10㎜의 구멍부(14)를 각각 형성한 것이다. 이 구멍부(13, 14)의 길이는 모두 100㎜이다. 이 주형(11)을 사용하여, 세공을 2개 구비한 주물을 주조하였다.

용탕에는, 회주철(JIS-FC250)을 사용하였다. 주조에는, 식 (1)에 D=14(mm)를 대입함으로써 얻어진, 골재 직경이 100㎛ 이하인 실리카계 골재의 도형제(표 1의 B)를 사용하였다. 또한, 주물사로서 SiO₂를 주성분으로 하는 규사를 사용하였다.

회주철의 밀도 ρ_m=7.3×10^-6(kg/㎣), 주물사의 밀도 ρ=1.3×10^-6(kg/㎣), 및 도형제의 밀도 ρ_c=1.3×10^-6(kg/㎣)을 각각 식 (2)에 대입하고, 또한, D=10(mm), D=14(mm)를 각각 식 (2)에 대입함으로써, 다음 식 (17), 식 (18)의 관계식을 얻었다.

(D=10인 때)

lcosθ≤82(mm) … 식 (17)

(D=14인 때)

lcosθ≤98(mm) … 식 (18)

도 14는, 실시예 1의 주형 구멍부가 수평 방향에 대하여 이루는 각도 θ로 구멍부를 배치했을 때의 상태를 나타내는 주형의 측면도이다. 상기 식 (17) 및 식 (18)을 만족시키기 위해서는, 도 14에 도시한 바와 같이, 구멍부의 축심이 수평 방향에 대하여 이루는 각도 θ가 하기의 범위를 만족하도록 구멍부를 기울일 필요가 있다.

0.60≤θ≤1.35(라디안)

이러한 각도로 구멍부(13, 14)를 배치하여 주조함으로써, 시징을 발생시키지 않고, 마무리 상태가 양호한 세공을 주물 구멍 형성할 수 있었다.

한편, 주조 시에 주형(11)이 기울여지지 않는 경우, 직경이 10㎜인 구멍부(14)를 수직 방향을 따라서 배치해도 된다. 여기서, 직경 14㎜의 세공에 대해서는, 본 실시 형태의 조건에서는 길이가 98㎜까지밖에 주물 구멍 형성할 수 없다. 따라서, 구멍부(13)의 내부에 지르콘 모래를 충전하거나 하여, 구멍부(13)의 평균 밀도 ρ_d(구멍부(13)의 내부에 충전된 주물사의 밀도 ρ와, 구멍부(13)의 표면에 도포된 도형제의 밀도 ρ_c를 평균한 값)를 1.8×10^-6(kg/㎣) 이상으로 함으로써, 직경이 14㎜이고 길이가 100㎜인 세공을 주물 구멍 형성할 수 있었다. 또한, 설계상 허용되는 경우에는, 구멍부(13)의 주변에 2㎜의 스폿 페이싱 가공을 실시하고, 구멍부(13)의 실질적인 길이를 98㎜ 이하로 해도 된다. 이에 의해, 마무리 상태가 양호한 세공을 주물 구멍 형성할 수 있었다.

(효과)

이상에서 설명한 바와 같이, 본 실시 형태에 따른 소실 모형 주조 방법에 의하면 도형제가 손상되기 어려워지기 때문에, 주조 시에 시징이 발생되기 어려워져, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 마무리 상태가 양호한 세공을 구비한 주물을 주조할 수 있다.

또한, 직경이 D(mm)이고 길이가 l(mm)인 구멍부(3)의 축심을, 수평 방향에 대하여 상기 식 (2)를 만족하는 각도 θ가 되도록 배치한다. 상기 식 (2)를 만족하는 각도 θ가 되도록 구멍부(3)를 배치함으로써, 도형제가 손상되지 않고, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 구비한 주물을 주조할 수 있다.

이상, 본 발명의 실시 형태를 설명했지만, 구체예를 예시한 것에 지나지 않고, 특별히 본 발명을 한정하는 것은 아니고, 구체적 구성 등은 적절히 설계 변경 가능하다. 또한, 발명의 실시 형태에 기재된, 작용 및 효과는, 본 발명으로부터 발생하는 가장 바람직한 작용 및 효과를 열거한 것에 지나지 않고, 본 발명에 의한 작용 및 효과는, 본 발명의 실시 형태에 기재된 것에 한정되는 것은 아니다.

Claims

직경이 D(mm)인 구멍부를 갖는 발포 모형의 표면에 1㎜ 이상의 두께의 도형제를 도포하여 이루어지는 주형을 주물사 중에 매립하는 공정과,
상기 주형 내에 금속의 용탕을 쏟아 부어서, 상기 발포 모형을 소실시켜서 상기 용탕과 치환하는 공정과,
상기 용탕을 냉각함으로써, 직경이 18㎜ 이하이고 길이가 50㎜ 이상인 세공을 갖는 주물을 형성하는 공정을 포함하고,
상기 도형제를 구성하는 수지가 분해될 때까지 가열한 후에 상온으로 되돌린 상기 도형제의 항절 강도를 σc(MPa)로 하면, 이하의 식 (0) 및 식 (1)을 만족하는 것을 특징으로 하는 소실 모형 주조 방법.
2<D≤19.7 … 식 (0)
σc≥-0.36+140/D² … 식 (1)
제1항에 있어서, 상기 구멍부의 길이를 l(mm)로 하고, 상기 구멍부의 축심이 수평 방향에 대하여 이루는 각도를 θ로 하고, 상기 용탕의 밀도를 ρ_m(kg/㎣)으로 하고, 상기 구멍부의 평균 밀도를 ρ_d(kg/㎣)로 하고, 중력 가속도를 g로 하면, 이하의 식 (2)를 만족하도록 상기 구멍부를 배치하는 것을 특징으로 하는 소실 모형 주조 방법.
cos²θ≤0.04/{(ρ_m-ρ_d)g}×D/l² … 식 (2)