(57)【要約】  【課題】  従来のホットチャンバダイカストマシンでは、プランジャによる摺動により磨耗した主筒の内筒の摺動面を研磨したり、あるいは新規の主筒に交換したりするために、保持筒から主筒を取り外そうとすると、主筒と保持筒との隙間に入り込んで蓄積した金属溶湯の酸化物が強固に固着し、加熱しただけでは主筒を容易に取り外すことができないという課題があった。  【解決手段】  ホットチャンバダイカストマシン１の射出ポンプ用の主筒２を保持して、金属溶湯３中で主筒２にノズル５を接合させる保持筒６であって、保持筒６は、筒状部が半円筒状の部材６ａ１，６ａ２を合体させた保持筒６である。保持筒６を構成する半円筒状の部材６ａ１，６ａ２を互いに引き離すだけで主筒２を容易に取り外せるため、保持筒６および主筒２がともにほとんど損傷を受けることがないので長期間に渡って使用することができる。【選択図】  図１
2008073698.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
ホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用の主筒を保持して、金属溶湯中で前記主筒にノズルを接合させる保持筒であって、該保持筒は、筒状部が半円筒状の部材を合体させたものであることを特徴とするホットチャンバダイカストマシン用の保持筒。
【請求項２】
前記保持筒を平面視したとき、前記半円筒状の部材の合体部が、前記筒状部の中心を通り前記ノズルの軸方向に垂直な線に対して±２０°以内に位置していることを特徴とする請求項１に記載のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒。
【請求項３】
組成式Ｓｉ６−ＺＡｌＺＯＺＮ８−Ｚ（ｚ＝０．１〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３換算でＡｌ２Ｏ３が５〜５０質量％，ＳｉＯ２が５〜２０質量％，残部が主としてＲＥ２Ｏ３であるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して４〜２０体積％の範囲で含み、かつＦｅの珪化物粒子をＦｅ換算で前記焼結体に対して０．０２〜３質量％含む窒化珪素質焼結体からなることを特徴とする請求項１または２に記載のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒。
【請求項４】
請求項１乃至３のいずれかに記載の保持筒を用いることを特徴とするホットチャンバダイカストマシン。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鉛，亜鉛，錫，マグネシウム，アルミニウムおよびこれらの合金等の溶湯の鋳造に用いられる射出ポンプ用の主筒を保持する保持筒およびこれを用いたホットチャンバダイカストマシンに関する。
【背景技術】
【０００２】
従来より、ホットチャンバ方式のダイカスト鋳造法は、生産性が高い、鋳物中のガス含有量が少ない、省エネを実現できる、環境を汚染しない、自動化が容易である等の利点があることから、鉛，亜鉛，錫，マグネシウム，アルミニウムおよびこれらの合金等の画期的な鋳造方法であると期待されている。
【０００３】
このような鋳造方法を用いる装置として、例えば特許文献１に金属溶湯用ホットチャンバダイカストマシンが提案されている。
【０００４】
図７は、特許文献１で提案されているホットチャンバダイカストマシンの断面図であり、（ａ）は正面から見た縦断面図、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。
【０００５】
図７に示すホットチャンバダイカストマシン40は、セラミックスにより形成された主筒42と、主筒42の側面に連結して、金属の溶湯（以下、金属溶湯と称す。）43を成形型44に射出するノズル45とからなる射出機構を、円筒状の筒状部46ａと段部46ｂとを有する保持筒46で支持している。保持筒46はフランジ50に挿入して支持され、フランジ50はその上方に配置された油圧シリンダー61を保持する構造体62における中間部に対向突設された支持部49にボルト63で押え板64とともに固定されている。
【０００６】
さらに、炉体48に保持された溶湯槽47の下部に配置されたヒーター52によって加熱された金属溶湯43が、保持筒46の側面に形成された連通孔53を通って、主筒42の上部に形成された側面の貫通孔54から主筒42に入り、貫通孔53を塞ぐようにして下降してくるプランジャ51により押されて、主筒42内に形成された湯道68からノズル45，スプルーブッシュ55，ランナー部56を順次通って固定金型44ａと可動金型44ｂとで構成される成形型44に射出される。このように、主筒42とこの主筒42内を往復運動するプランジャ51とで射出ポンプが構成され、これにノズル45を加えて射出機構が構成されている。ノズル45は、主筒42の湯道68の出口に合わせて保持筒46の側面に設けられたノズル挿入孔57を通り、主筒42の湯道68の出口に設けられた円錐状の接合端面にリング状シール58を介して接合されており、ノズル45の成形型44への流出端が冷えないようにノズルヒーター59によって加熱されている。また、綿状セラミック堰60は、溶湯槽47から突き出たノズル45の周りから金属溶湯43が漏れないように封止するものである。
【０００７】
金属溶湯43を成形型44に射出する圧入機構は、上下運動するプランジャ51を、油圧シリンダー61から作用力を受けるように油圧シリンダー61にカップリング65を介して連結した機構である。
【０００８】
そして、主筒42は主筒押さえボルト66と端子67とで保持筒46の段部46ｂに押さえ付けられ、油圧シリンダー61によるプランジャ51の上下運動によって浮き上がらないようにされている。また、主筒42と保持筒46との間には、ピンやキー（不図示）等の回り止め手段が設けられて、相互の回転が防止されている。この主筒42は、金属溶湯43を溜める底板42ａを備えた内筒42ｂと、内筒42ｂを取り囲んで固定する外筒42ｃとからなるものであり、内筒42ｂおよび外筒42ｃとも窒化珪素質焼結体であることが記載されている。
【０００９】
このような内筒42ｂおよび外筒42ｃの二層構造からなる主筒42は、ホットチャンバダイカストマシン40の大型化に対応して、その外径や厚みを大きくすることができるとともに、製造が容易であるという利点がある。
【特許文献１】特開２００４−１４１９６５号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
しかしながら、図７に示す従来のホットチャンバダイカストマシン40では、プランジャ51による摺動が原因で磨耗した内筒42ｂの摺動面を研磨して修復したり、あるいは新規の主筒42に交換したりするために、主筒42を一体に形成された円筒状の保持筒46から取り外そうとすると、主筒42と保持筒46との隙間に入り込んで蓄積した金属溶湯43の酸化物が隙間に強固に固着してしまうことから、加熱しただけでは主筒42を容易に取り外すことができないという課題があった。また、主筒42と保持筒46とを高温に保つことで、主筒42の下側から荷重を加えて主筒42を取り外すことができたとしても、主筒42や保持筒46に大きな力がかかってしまうためにクラックが入るという課題があった。
【００１１】
本発明は、上記課題を解決すべく案出されたものであり、鋳造を重ねた主筒を容易に、かつ損傷を受けずに取り外すことができる保持筒およびこれを用いたホットチャンバダイカストマシンを提供することを目的とするものである。
【課題を解決するための手段】
【００１２】
本発明のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒は、ホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用の主筒を保持して、金属溶湯中で前記主筒にノズルを接合させる保持筒であって、該保持筒は、筒状部が半円筒状の部材を合体させたものであることを特徴とするものである。
【００１３】
また、本発明のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒は、上記構成において、前記保持筒を平面視したとき、前記半円筒状の部材の合体部が、前記筒状部の中心を通り前記ノズルの軸方向に垂直な線に対して±20°以内に位置していることを特徴とするものである。
【００１４】
また、本発明のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒は、上記各構成において、組成式Ｓｉ６−ＺＡｌＺＯＺＮ８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３換算でＡｌ２Ｏ３が５〜50質量％，ＳｉＯ２が５〜20質量％，残部が主としてＲＥ２Ｏ３であるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して４〜20体積％の範囲で含み、かつＦｅの珪化物粒子をＦｅ換算で前記焼結体に対して0.02〜３質量％含む窒化珪素質焼結体からなることを特徴とするものである。
【００１５】
また、本発明のホットチャンバダイカストマシンは、上記各構成のいずれかの本発明の保持筒を用いることを特徴とするものである。
【発明の効果】
【００１６】
本発明のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒は、ホットチャンバダイカストマシンの射出ポンプ用の主筒を保持して、金属溶湯中で前記主筒にノズルを接合させる保持筒であって、その筒状部が半円筒状の部材を合体させたものであることから、保持筒および主筒を金属溶湯内で加熱し、保持筒を構成する半円筒状の部材を互いに引き離すだけで主筒を容易に取り外せるため、保持筒および主筒がともにほとんど損傷を受けることがないので長期間に渡って使用することができる。
【００１７】
また、本発明のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒は、前記保持筒を平面視したとき、前記半円筒状の部材の合体部が、前記筒状部の中心を通り前記ノズルの軸方向に垂直な線に対して±20°以内に位置しているときには、ノズルからの荷重による主筒の変位が抑制され、保持筒に発生する圧縮応力が低減するため、保持筒の損傷を減少させることができる。
【００１８】
また、本発明のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒は、組成式Ｓｉ６−ＺＡｌＺＯＺＮ８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３換算でＡｌ２Ｏ３が５〜50質量％，ＳｉＯ２が５〜20質量％，残部が主としてＲＥ２Ｏ３であるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して４〜20体積％の範囲で含み、かつＦｅの珪化物粒子をＦｅ換算で前記焼結体に対して0.02〜３質量％含む窒化珪素質焼結体から構成されているときには、金属が溶湯する温度における熱伝導率および強度がともに高くなり、耐熱衝撃性が向上するため、長期間鋳造を続けることができる。
【００１９】
また、本発明のホットチャンバダイカストマシンは、上記各構成のいずれかの本発明の保持筒を用いることから、保持筒および主筒の信頼性が高くなり、耐用性に優れた装置とすることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２０】
以下、本発明の保持筒およびこれを用いたホットチャンバダイカストマシンについて図面を用いて説明する。
【００２１】
図１は、本発明のホットチャンバダイカストマシンの実施の形態の一例を示す断面図であり、（ａ）は正面から見た縦断面図、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。
【００２２】
本発明のホットチャンバダイカストマシン１は、鉛，亜鉛，錫，マグネシウム，アルミニウムおよびこれらの合金等の金属溶湯の鋳造に用いられる。図１に示すように、このホットチャンバダイカストマシン１は、セラミックスにより形成された主筒２と、主筒２の側面に連結して、金属溶湯３を成形型４に射出するノズル５とからなる射出機構を円筒状の保持筒６で支持している。保持筒６はフランジ10に挿入して支持してあり、フランジ10は、その上方に配置した油圧シリンダー21を保持する構造体22における中間部に対向突設した支持部９に、ボルト23で押え板24とともに固定してある。
【００２３】
さらに、このホットチャンバダイカストマシン１では、炉体８に保持された溶湯槽７の下部に配置したヒーター12によって加熱された金属溶湯３が、保持筒６の側面に形成した連通孔13を通って、主筒２の側面の上部に形成された貫通孔14から主筒２に入り、貫通孔14を塞ぐようにして下降してくるプランジャ11により押されて、主筒２内の下部に形成された湯道28から、ノズル５，スプルーブッシュ15，ランナー部16を順次通って、固定金型４ａと可動金型４ｂとで構成される成形型４に射出される。このように、主筒２とこの主筒２内を往復運動するプランジャ11とで射出ポンプは構成され、これにノズル５を加えて射出機構が構成されている。
【００２４】
ノズル５は、主筒２の湯道28の出口に合わせて保持筒６の側面に設けたノズル挿入孔17を通り、主筒２の湯道28の出口に設けられた円錐状の接合端面にリング状シール18を介して接合されており、ノズル５の成形型４への流出端が冷えないようにノズルヒーター19によって加熱されている。また、綿状セラミック堰20は、溶湯槽７から突き出たノズル５の周りから金属溶湯３が漏れないように封止するものである。
【００２５】
金属溶湯３を成形型４に射出する圧入機構は、上下運動するプランジャ11を、油圧シリンダー21から作用力を受けるように油圧シリンダー21にカップリング25を介して連結した機構である。
【００２６】
そして、主筒２は、主筒押さえボルト26と端子27とで保持筒６の段部６ｂに押さえつけて、油圧シリンダー21によるプランジャ11の上下運動によって浮き上がらないようにしてある。また、主筒２と保持筒６との間には、ピンやキー（不図示）等の回り止め手段を設けて、相互の回転を防止している。この主筒２は、金属溶湯３を溜める底板２ａを備えた内筒２ｂと、内筒２ｂを取り囲んで固定する外筒２ｃとで構成してある。
【００２７】
図２は、本発明のホットチャンバダイカストマシンの他の実施の形態の一例を示す断面図であり、（ａ）は正面から見た縦断面図、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。なお、図１と共通の部位を表す場合は同じ符号を用いて示す。
【００２８】
図２に示すホットチャンバダイカストマシン100も、鉛，亜鉛，錫，マグネシウム，アルミニウムおよびこれらの合金等の金属溶湯の鋳造に用いられるものである。このホットチャンバダイカストマシン100では、図１に示す例において主筒２が保持筒６の段部６ｂで保持される代わりに、保持筒６の下部に挿入された保持板６ｇにより主筒２が保持されている。主筒２の保持手段以外の部品の構成は図１に示すホットチャンバダイカストマシン１と同様である。
【００２９】
なお、ホットチャンバダイカストマシン１，100で用いられる主筒２は、内筒２ｂおよび外筒２ｃの二層構造（二重構造）のものを用いているが、一層構造のものであっても保持手段には特に影響はない。
【００３０】
図３は、本発明の保持筒６の実施の形態の一例を示すものであり、（ａ）は平面図、（ｂ）は正面から見た断面図である。
【００３１】
本発明の保持筒６は、筒状部が半円筒状の部材６ａ１，６ａ２からなるものであって、これらを合体させて円筒状になっていることが重要である。
【００３２】
このような構成とすることで、保持筒６および主筒２を金属溶湯３内で加熱し、保持筒６を構成する半円筒状の部材６ａ１，６ａ２を互いに引き離すだけで主筒２を容易に取り外せるため、保持筒６および主筒２がともにほとんど損傷を受けることがない。
【００３３】
主筒２を保持筒６から取り外す場合には、例えば、以下のような手順で行なえばよい。
【００３４】
まず、プランジャ11を主筒２から抜く。次に、フランジ10を固定するボルト23を緩め、押え板24を取り外す。ヒーター12により金属溶湯３を加熱した状態で、フランジ10，保持筒６および主筒２を温めた後に引き上げる。これら部品が冷えないうちに、フランジ10を取り外し、保持筒６を構成する半円筒状の部材６ａ１，６ａ２を互いに引き離して、主筒２を取り外す。このような手順で主筒２を取り外すことで、主筒２と保持筒６と間の隙間に入り込んで蓄積した金属溶湯の酸化物が隙間に強固に固着していても、保持筒６を分解して主筒２を容易に取り外すことができるので、保持筒６および主筒２がともにほとんど損傷を受けずに長期間使用可能となる。
【００３５】
図４は、本発明の保持筒６の実施の形態の一例を示す、ノズル５の軸方向（Ｘ）に垂直な線（ＰＬ）に対する半円筒状の部材の合体部の角度（θ）が、それぞれ（ａ）はθ＝０°，（ｂ）はθ＝20°，（ｃ）はθ＝−20°であるときの平面図である。
【００３６】
本発明のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒６は、ノズル５からの荷重を受けると、主筒２は保持筒６に接触し、保持筒６はこの接触が原因で径方向に変位するが、角度（θ）に応じて変位量が異なる。
【００３７】
半円筒状の部材の合体部（合体している箇所）の角度（θ）とは、図４に示すように、保持筒６を平面視したとき、半円筒状の部材６ａ１，６ａ２の合体部（合体している箇所）の内周端部６ｃと６ｄとを結ぶ直線が、筒状部の中心（Ｃ）を通るノズル５の軸方向に垂直な線（ＰＬ）に対してなす角度（θ）のことをいう。そして、この半円筒状の部材６ａ１，６ａ２の合体部の角度（θ）を±20°以内に位置することで、ノズル５からの荷重による主筒２の変位が抑制され、保持筒６に発生する圧縮応力が低減するため、保持筒６の損傷を減少させることができる。
【００３８】
なお、本発明においては、ノズル５の軸方向（Ｘ）と垂直な線（ＰＬ）に対する半円筒状の部材６ａ１，６ａ２の合体部のなす角度（θ）が、平面視で時計回りに表れる場合をプラス、反時計回りに表れる場合をマイナスとする。
【００３９】
図５および図６は、本発明の保持筒６の実施の形態の他の例を示す、それぞれ（ａ）はθ＝０°，（ｂ）はθ＝20°，（ｃ）はθ＝−20°であるときの平面図である。
【００４０】
図５に示す保持筒６は、半円筒状の部材６ａ１，６ａ２が鍵状に係合することにより合体部が形成されるものであり、このような例における角度（θ）は、図４と同様に、筒状部の中心（Ｃ）を通るノズル５の軸方向に垂直な線（ＰＬ）に対して内周端部６ｃ，６ｄを結ぶ直線のなす角度として示してある。
【００４１】
また、図６に示す保持筒６は、半円筒状の部材６ａ１，６ａ２が凹部６ｅおよび凸部６ｆを備え、この凹部６ｅと凸部６ｆとが嵌合することにより合体部が形成されるものである。
【００４２】
図５および図６に示す保持筒６は、合体部にそれぞれ係合または嵌合という方法を用いているため、いずれも鋳造中に発生する振動に対する耐振性が高いという点で好適である。
【００４３】
また、本発明のホットチャンバダイカストマシン用の保持筒６は、組成式Ｓｉ６−ＺＡｌＺＯＺＮ８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３換算でＡｌ２Ｏ３が５〜50質量％，ＳｉＯ２が５〜20質量％，残部が主としてＲＥ２Ｏ３であるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して４〜20体積％の範囲で含み、かつＦｅの珪化物粒子をＦｅ換算で前記焼結体に対して0.02〜３質量％含む窒化珪素質焼結体から構成することが好適である。
【００４４】
組成式Ｓｉ６−ＺＡｌＺＯＺＮ８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンの主相はβ−Ｓｉ３Ｎ４内にＡｌ，Ｏ，Ｎ成分が固溶した結晶から構成される主相であり、固溶量ｚの値は、窒化珪素質焼結体の熱伝導率や強度に影響を与える。固溶量ｚが小さい場合は、焼結性が低下するため、緻密化を促進しようとして焼成温度を上げざるを得ず、この結果、異常な粒成長が発生し、高温における強度が低下するおそれがある。一方、固溶量ｚが大きいと、β−Ｓｉ３Ｎ４の結晶対称性が損なわれて、結晶の熱伝導性が低下するため、窒化珪素質焼結体の高温における熱伝導率が低下する。その結果、金属溶湯３が酸化した硬質の酸化物による摺動時の磨耗により発生した摩擦熱が速やかに放熱されず、粒界相は浸食されやすくなる。このような観点から、固溶量ｚは0.1〜１とすることにより、高温における熱伝導率および強度がともに高い窒化珪素質焼結体を得ることができる。特に、固溶量ｚは0.35〜0.70であることがより好適である。
【００４５】
ここで、固溶量ｚは、次のようにして算出することができる。すなわち、窒化珪素質焼結体を粒度200メッシュ以下に粉砕し、得られた粉末に対して粉末Ｘ線回折法における回折角の角度補正用サンプルとして高純度α−窒化珪素粉末（宇部興産製Ｅ−10グレード、Ａｌ含有量は20ｐｐｍ以下）を60質量％添加して乳鉢にて均一混合し、粉末Ｘ線回折法により解析範囲２θを33〜37°とし、走査ステップ幅を0.002°として、Ｃｕ−Ｋα線（λ＝1.54056Å）にてプロファイル強度を測定する。角度の補正は、角度補正用サンプルより得られるピークの最大値を用いて補正する。
【００４６】
すなわち、２θ＝34.565°付近に現れるα（102）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θと34.565°との差（Δ２θ１）、および２θ＝35.333°付近に現れるα（210）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θと35.333°との差（Δ２θ２）をそれぞれ求め、その差の平均（Δ２θ１＋Δ２θ２）／２を補正Δ２θとする。次に、２θ＝36.055°付近に現れるβ（210）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θを補正Δ２θによって補正した角度を内筒２ｃまたはプランジャ11のβ（210）のピーク位置（２θβ）とする。そして、ピーク位置（２θβ），λ＝1.54056Å，（ｈｋｌ）＝（210）を以下の数式に代入して格子定数ａ（Å）を算出する。
【００４７】
ｓｉｎ２θβ＝λ２（ｈ２＋ｈｋ＋ｋ２）／（３ａ２）＋λ２ｌ２／（４ｃ２）
この数式で、算出した格子定数ａ（Å）と、K. H. Jack，J. Mater. Sci.，11（1976）1135−1158，Fig. 13に記載された格子定数ａ（Å）−固溶量ｚのグラフとから、固溶量ｚを求めることができる。
【００４８】
そして、粒界相はＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなり、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥの構成比率がＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３換算でＡｌ２Ｏ３が５〜50質量％，ＳｉＯ２が５〜20質量％，残部が主としてＲＥ２Ｏ３であり、主相と粒界相とからなる焼結体に対して４〜20体積％の範囲で含むことが好適である。なお、本発明では、Ａｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３およびＮの総和を100質量％として粒界相の構成比率を表現する。
【００４９】
ここで一般的に、ＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏを含む酸化物は、窒化珪素やサイアロンの緻密化を促進するものである。Ａｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３等の粉末原料は温度上昇に伴って反応し、1400℃以上で窒化珪素やサイアロンと濡れの良い液相を生成した後、窒化珪素やサイアロンを溶解することで、ＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を形成する。
【００５０】
この粒界相におけるＡｌの構成比率は、窒化珪素質焼結体の熱伝導率や強度に影響を与える。Ａｌの構成比率が低過ぎたり高過ぎたりすると、ＲＥ２Ｏ３−Ａｌ２Ｏ３−ＳｉＯ２系の最低液層生成組成（以下、低融点組成という。）から外れる可能性が高くなる。このため、焼成温度を高くしなければならず、焼成温度を高くすると、β−Ｓｉ３Ｎ４内にＡｌ，Ｏ，Ｎ成分が固溶した結晶は粗大化し、高温における強度が低下する。併せて、Ａｌの構成比率が高過ぎる場合には、固溶量ｚが１より大きくなりやすく、窒化珪素質焼結体の高温における熱伝導率も低下して、粒界相は浸食されやすくなる。
【００５１】
また、粒界相のＳｉの構成比率も、窒化珪素質焼結体の熱伝導率や強度に影響を与える。Ｓｉの構成比率が低いと、低融点組成から外れる可能性が高くなり、Ａｌの場合と同様に、高温における強度が低下する。一方、Ｓｉの構成比率が高いと、低融点組成に近づくが、そのために粒界相を構成する原子同士の高温における結合力が弱くなるため、高温におけるフォノンの伝搬の低下により、高温における熱伝導率および強度がともに低下する。
【００５２】
このような観点から、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率はそれぞれＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３換算でＡｌ２Ｏ３が５〜50質量％，ＳｉＯ２が５〜20質量％，残部が主としてＲＥ２Ｏ３であることが好適であり、この構成比率は焼結性の向上だけではなく、高温においても粒界相の原子間結合力を保持できるので、高温における熱伝導率および強度の改善に効果的である。
【００５３】
また、粒界相の焼結体に対する体積比率は、窒化珪素質焼結体の耐食性や強度に影響を与える。粒界相の体積比率が高過ぎると金属溶湯３が酸化した硬質の酸化物により浸食されやすく、低過ぎると強度が低下する。粒界相の焼結体に対する体積比率は、４〜20体積％であることが好適であり、この範囲にすることで耐食性に優れ、強度の高い窒化珪素質焼結体を得ることができる。
【００５４】
このようなＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３の構成比率および粒界相の体積比率は次のようにして求めることができる。先ず、ＩＣＰ（Inductivity Coupled Plasma）分光分析法により焼結体中のＲＥおよびＡｌの各比率（質量％）を測定し、この比率（質量％）をそれぞれＲＥ２Ｏ３およびＡｌ２Ｏ３にした場合の比率（質量％）に換算する。次に、酸素分析法によりＬＥＣＯ社製酸素分析装置（ＴＣ−136型）を用いて焼結体中のすべての酸素の比率を測定し、ＲＥ２Ｏ３およびＡｌ２Ｏ３の酸素の比率を差し引き、残りの酸素の比率をＳｉＯ２の比率（質量％）に換算する。焼結体中の残部をＳｉ３Ｎ４とみなし、各比率（質量％）をそれぞれの理論密度（Ｙ２Ｏ３：5.02ｇ／ｃｍ３，Ｅｒ２Ｏ３：8.64ｇ／ｃｍ３，Ｙｂ２Ｏ３：9.18ｇ／ｃｍ３，Ｌｕ２Ｏ３：9.42ｇ／ｃｍ３，Ａｌ２Ｏ３：3.98ｇ／ｃｍ３，ＳｉＯ２：2.65ｇ／ｃｍ３，Ｓｉ３Ｎ４：3.18ｇ／ｃｍ３）で除して、粒界相の体積比率を算出する。
【００５５】
次に、エネルギー分散型Ｘ線分光分析法（ＥＤＳ）を用いて粒界相に含まれる窒素（Ｎ）の比率（質量％）を算出し、Ａｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３および窒素（Ｎ）の各比率（質量％）の総和を100％として粒界相の構成比率を算出する。但し、本発明で用いられる窒化珪素質焼結体の粒界相に含まれる窒素の構成比率は微量で、通常0.1質量％以下であるので、以降ではＲＥ２Ｏ３に含んで表記する。
【００５６】
なお、粒界相中のＲＥは周期表第３族元素、例えばＥｒ，Ｙｂ，Ｌｕ等であっても構わないが、ＲＥがＹであることが好ましい。これは、Ｙが周期表第３族元素の中でも軽元素であるためフォノンの伝搬が良く、粒界相の熱伝導率の向上に効果的であるからである。また、金属溶湯を鋳造するときに用いられる温度800℃における４点曲げ強度および熱伝導率は、それぞれＪＩＳ  Ｒ  1604−1995，ＪＩＳ  Ｒ  1611−1997に準拠して測定すればよい。
【００５７】
また、焼結体中のＦｅの珪化物粒子は、焼結体の破壊靱性，耐熱衝撃性，熱伝導率，強度に影響を与えるため、Ｆｅの珪化物粒子をＦｅ換算で焼結体に対して0.02〜３質量％含む窒化珪素質焼結体を構成することが好適である。
【００５８】
Ｆｅの珪化物は、熱膨張係数が大きく、β−サイアロン粒子や粒界相に対して残留応力を発生させていると思われ、焼結体の破壊靱性を向上させる効果があり、耐熱衝撃性の向上にも有効である。また、高温における破壊の形態である粒界滑りが発生する際に、β−サイアロン粒子の滑りを妨げる楔のような働きをしており、高温における強度を向上させる効果があり、耐熱衝撃性の向上にも有効である。また、Ｆｅの珪化物は、焼成時の液相成分の一つとして作用し、焼結性の向上に効果的である。Ｆｅの珪化物粒子がＦｅ換算で焼結体に対して0.02質量％より少ないと、焼結体の破壊靱性および高温における強度を十分高くすることができない。また、Ｆｅの珪化物は熱伝導率が低いため、Ｆｅの珪化物粒子をＦｅ換算で焼結体に対して３質量％を超えると、焼結体の熱伝導率が低下する。なお、Ｆｅの珪化物は粉末Ｘ線回折法やＸ線マイクロアナライザー（ＥＰＭＡ）による元素分析によってその形態を確認することができる。また、ＩＣＰ分光分析法により定量化することができる。
【００５９】
なお、Ｆｅの珪化物は、β−サイアロンの粒子間またはＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相中に粒径が50μｍ以下、望ましくは粒径が２〜30μｍの粒子として点在して、ＦｅＳｉ２，ＦｅＳｉ，Ｆｅ３Ｓｉ，Ｆｅ５Ｓｉ３の形態で存在することが好ましく、特にＦｅＳｉ２（ＪＣＰＤＳ＃35−0822）であることが好ましい。ＦｅＳｉ２は、上記珪化物中、Ｆｅの比率が最も低いため、金属溶湯による浸食を受けにくいからである。
【００６０】
このような本発明の保持筒６を得るための製造方法を説明する。
【００６１】
まず、窒化珪素質粉末のβ化率が40％以下であって、組成式Ｓｉ６−ＺＡｌＺＯＺＮ８−Ｚにおける固溶量ｚが0.5以下である窒化珪素質粉末と、添加物成分としてＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３，Ｆｅ２Ｏ３の各粉末とを、バレルミル，回転ミル，振動ミル，ビーズミル等を用いて湿式混合し、粉砕してスラリーとする。
【００６２】
ここで、添加成分であるＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３の各粉末の合計は、窒化珪素質粉末とこれら添加成分の粉末の合計との総和を100体積％としたときに、４〜20体積％になるようにすればよい。
【００６３】
窒化珪素には、その結晶構造の違いにより、α型およびβ型という２種類の窒化珪素が存在する。α型は低温で、β型は高温で安定であり、1400℃以上でα型からβ型への相転移が不可逆的に起こる。
【００６４】
ここで、β化率とは、Ｘ線回折法で得られたα（102）回折線とα（210）回折線との各ピーク強度の和をＩα、β（101）回折線とβ（210）回折線との各ピーク強度の和をＩβとしたときに、次の式によって算出される値である。
【００６５】
β化率＝｛Ｉβ／（Ｉα＋Ｉβ）｝×100  （％）
窒化珪素質粉末のβ化率は、窒化珪素質焼結体の強度および破壊靱性値に影響する。β化率が40％以下の窒化珪素質粉末を用いるのは、強度および破壊靱性値をともに高くすることができるからである。β化率が40％を超える窒化珪素質粉末は、焼成工程で粒成長の核となって粗大で、しかもアスペクト比の小さい結晶となりやすく、強度および破壊靱性値とも低下する。特に、β化率が10％以下の窒化珪素質粉末を用いるのが好ましく、これにより、固溶量ｚを0.1以上にすることができる。
【００６６】
また、固溶量ｚは、窒化珪素質焼結体の熱伝導率に影響し、固溶量ｚが0.5以下の粉末を用いるのは、焼結後にアスペクト比５以上の針状結晶組織が得られ、窒化珪素質焼結体の強度および熱伝導率とも高くすることができるからである。固溶量ｚが0.5を超える場合は、窒化珪素質粉末が焼成工程で粒成長の核となり、焼結後の主相となるβ−サイアロンの固溶量ｚが１を超えやすく、熱伝導率が低下するおそれがある。
【００６７】
窒化珪素質粉末の粉砕で用いるメディアは、窒化珪素質，ジルコニア質，アルミナ質等の各種焼結体からなるメディアを用いることができるが、不純物が混入しにくい材質、あるいは同じ材料組成の窒化珪素質焼結体からなるメディアが好適である。
【００６８】
なお、粒度分布曲線の累積体積の総和を100％としたときの累積体積が90％となる粒径（Ｄ９０）が３μｍ以下となるまで粉砕することが、焼結性の向上および結晶組織の針状化の点から好ましい。粉砕によって得られる粒度分布は、メディアの外径，メディアの量，スラリーの粘度，粉砕時間等で調整することができる。スラリーの粘度を下げるには分散剤を添加することが好ましく、短時間で粉砕するには、予め累積体積50％となる粒径（Ｄ５０）が１μｍ以下の粉末を用いることが好ましい。
【００６９】
次に、得られたスラリーを粒度200メッシュより細かいメッシュを通した後に乾燥させて顆粒を得る。また、スラリーの段階でパラフィンワックスやポリビニルアルコール（ＰＶＡ），ポリエチレングリコール（ＰＥＧ）等の有機バインダを粉末100質量％に対して１〜10質量％を混合することが、成形性のために好ましい。乾燥は、スプレードライヤーで乾燥させてもよく、他の方法であっても何ら問題ない。
【００７０】
次に、得られた顆粒を、冷間等方圧加圧法（ＣＩＰ）を用いて相対密度が45〜60％の所望形状の成形体とする。成形圧力は50〜300ＭＰａの範囲であれば、成形体の密度の向上や顆粒の潰れ性の観点より好適である。得られた成形体は、窒素雰囲気中、あるいは真空雰囲気中などで脱脂した方がよい。脱脂温度は添加した有機バインダの種類によって異なるが、900℃以下がよく、特に500〜800℃とすることが好適である。
【００７１】
次に、一般的な窒化珪素質成形体の焼成に用いる黒鉛抵抗発熱体を使用した焼成炉内に成形体を配置し、焼成する。焼成炉内には成形体の含有成分の揮発を抑制するためにＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３等の成分を含んだ共材を配置してもよい。
【００７２】
また、成形体の配置方法として、成形体を窒化珪素質粉末中または炭化珪素質粉末中に埋設する方法を用いれば、電気炉を用い、大気中で焼成することも可能である。このような方法を用いると、成形体をそれら粉末中に埋設したことにより大気中の酸素ガスは遮断され、実質的に焼成雰囲気は窒素雰囲気となる。温度については、室温から300〜1000℃までは真空雰囲気中にて昇温し、その後、窒素ガスを導入して、窒素分圧を50〜300ｋＰａに維持する。このとき成形体の開気孔率は40〜55％程度であるため、成形体中には窒素ガスが十分充填される。1000〜1400℃付近では添加物成分であるＡｌ２Ｏ３やＲＥ２Ｏ３が固相反応を経て、液相成分を形成し、約1400℃以上の温度域で、β−サイアロンを析出し、緻密化が開始する。β−サイアロンはβ−Ｓｉ３Ｎ４のＳｉ４＋位置にＡｌ３＋，Ｎ３−，Ｏ２−が置換固溶したものであり、Ｓｉ３Ｎ４−ＡｌＮ−Ａｌ２Ｏ３−ＳｉＯ２系の多くの状態図（例えば、K. H. Jack，J. Mater. Sci.，11（1976）1135−1158，Fig. 11）にあるように、β−サイアロン相の安定領域はＳｉ３Ｎ４−Ａｌ２Ｏ３−ＳｉＯ２系に対してＮ３−が価数の安定には不足しており、外部からＮ３−の供給が必要となる。本発明者が鋭意検討した結果、成形体中に充填された窒素ガスがＮ３−となることを突き止めるとともに、窒素分圧を低く抑えることによってβ−サイアロンの固溶量ｚを低くすることが可能であることを見出した。
【００７３】
すなわち、開気孔率が40〜55％から５％に達するまでの段階はできるだけ窒素分圧を低く設定する必要があり、50〜300ｋＰａとすることが重要である。窒素分圧が300ｋＰａを超えると、β−Ｓｉ３Ｎ４に対しＡｌ３＋，Ｎ３−，Ｏ２−の置換固溶が進み、固溶量ｚが１を超えやすくなり、熱伝導率が低下する。窒素分圧が50ｋＰａより小さくなると、β−サイアロンの平衡窒素分圧より小さくなり、β−サイアロンの分解反応が進行して、シリコンが溶融するため、正常な窒化珪素質焼結体にならない。また、温度が1800℃を超えるとＡｌ３＋，Ｎ３−，Ｏ２−の置換固溶が進行し、固溶量ｚが１を超えやすくなり、熱伝導率が低下する。焼結が進行し、開気孔率が５％未満となった場合は、窒化珪素質焼結体中への窒素ガスの供給量が少なくなるため、300ｋＰａを超える窒素分圧であっても構わないし、1800℃以上の温度で焼成しても構わない。最終的には相対密度96％以上まで緻密化を進行させることで、高温における強度および熱伝導とも高い窒化珪素質焼結体からなる保持筒６を得ることができる。
【００７４】
なお、微細な結晶組織を得るには焼成温度を1700℃以上1800℃未満にすればよい。また、真空雰囲気中にて昇温後、窒素分圧は150ｋＰａ以下とした方が経済的観点からも望ましい。より緻密化を促進するには、開気孔率が５％以下となった段階で200ＭＰａ以下の高圧ガス圧処理または熱間等方加圧（ＨＩＰ）処理を施しても構わない。この場合、開気孔率１％以下で、相対密度が97％以上、さらには99％以上まで焼結を促進させた後に、高圧ガス圧処理または熱間等方加圧（ＨＩＰ）処理を施すことが好適である。
【００７５】
また、添加したＦｅ２Ｏ３粉末は焼成で主相であるβ−サイアロンと反応して、酸素成分を脱離し、Ｆｅの珪化物粒子を生成する。
【００７６】
上述したように、本発明のホットチャンバダイカストマシン１，100では、組成式Ｓｉ６−ＺＡｌＺＯＺＮ８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３換算でＡｌ２Ｏ３が５〜50質量％，ＳｉＯ２が５〜20質量％，残部が主としてＲＥ２Ｏ３であるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、主相と粒界相とからなる焼結体に対して４〜20体積％の範囲で含む窒化珪素質焼結体によって保持筒６を構成することによって、金属が溶湯する温度における熱伝導率および強度がともに高くなるので、長期間鋳造を続けてもほとんど破損することがない。
【００７７】
上述したように、本発明の保持筒６を用いたホットチャンバダイカストマシン１，100は、保持筒６の筒状部が半円筒状の部材を合体させたものからなるので、筒状部の部材を互いに引き離す方向に移動させるだけで主筒２を容易に取り外せるため、保持筒６および主筒２がともにほとんど損傷を受けることがないので長期間に渡って使用することができ、その結果、保持筒６および主筒２の信頼性が高くなり、耐用性に優れた装置とすることができる。
【実施例】
【００７８】
以下、本発明の実施例を具体的に説明する。
【００７９】
（実施例１）
窒化珪素質粉末（平均粒径Ｄ５０＝３μｍ，Ａｌ含有量は200ｐｐｍ，酸素含有量は0.9質量％），Ｙ２Ｏ３粉末（平均粒径Ｄ５０＝0.9μｍ），Ｅｒ２Ｏ３粉末（平均粒径Ｄ５０＝0.9μｍおよび平均粒径Ｄ５０＝1.5μｍ），Ｙｂ２Ｏ３粉末（平均粒径Ｄ５０＝2.3μｍ），Ｌｕ２Ｏ３粉末（平均粒径Ｄ５０＝0.6μｍ），Ａｌ２Ｏ３粉末（平均粒径Ｄ５０＝0.5μｍ），ＳｉＯ２粉末（平均粒径Ｄ５０＝1.9μｍ）を所定量調合し、振動ミルを用いて72時間粉砕混合し、Ｄ９０＝1.5μｍの混合粉末からなるスラリーを作製した。次に、混合粉末に対してポリビニルアルコール（ＰＶＡ）を５質量％添加し、粒度400メッシュを通して異物を除去し、脱鉄器にて脱鉄した後、乾燥し、顆粒を得た。そして、この顆粒を冷間等方圧加圧法（ＣＩＰ）により成形体とし、切削工程にて半円筒状に加工した。そして、600℃の窒素雰囲気中でポリビニルアルコール（ＰＶＡ）を除去後、黒鉛抵抗発熱体を使用した焼成炉内に配置し、窒素分圧を110ｋＰａに維持した状態で、1750℃，15時間で焼成し、焼結体を得た。アルキメデス法にてこの焼結体の気孔率を測定した結果、気孔率はすべて２％以下となっていた。さらに、300ｋＰａの窒素中にて1800℃，５時間で再度焼成して、相対密度が97％以上の窒化珪素質焼結体からなる、筒状部が図３に示す半円筒状の部材６ａ１，６ａ２を得て、合体させて保持筒６を得た。
【００８０】
また、比較例として、相対密度が97％以上の窒化珪素質焼結体で一体に形成されている保持筒46も用意した。
【００８１】
ここで、筒状部の寸法は、いずれも軸方向の長さを365ｍｍ，内径を138ｍｍ，肉厚を25ｍｍとした。
【００８２】
組成については保持筒６,46ともに、組成式Ｓｉ５．５Ａｌ０．５Ｏ０．５Ｎ７．５で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，Ｙ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，Ｙ２Ｏ３換算でＡｌ２Ｏ３が25質量％，ＳｉＯ２が10質量％，Ｎを含むＹ２Ｏ３が65質量％であるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して11体積％含む窒化珪素質焼結体で構成した。
【００８３】
保持筒６，ノズル５，主筒２およびプランジャ11をホットチャンバダイカストマシン１に、また保持筒46，ノズル45，主筒42およびプランジャ51をホットチャンバダイカストマシン40にそれぞれ取り付けた後、アルミニウムの金属溶湯３,43を連続的に鋳造した。
【００８４】
なお、保持筒６の取り付けについては、保持筒６を平面視したとき、表１に示す半円筒状の部材６ａ１，６ａ２の合体部の角度（θ）とした。
【００８５】
そして、20000ショット経過した後、主筒２を以下の手順でそれぞれ保持筒６から取り外した。
【００８６】
先ず、プランジャ11を主筒２から抜き、フランジ10を固定するボルト23を緩め、押え板24を取り外した。そして、ヒーター12によりアルミニウムの金属溶湯３を加熱した状態で、フランジ10，保持筒６および主筒２を引き上げ、これら部品が冷えないうちに、フランジ10を取り外した後、保持筒６を構成する半円筒状の部材６ａ１，６ａ２を互いに引き離して、主筒２を取り外した。比較例についても同様に加熱し、冷えないうちに主筒42の下側から荷重を加えて取り外しを行なった。
【００８７】
20000ショット経過後、保持筒から主筒を取り外すことができなかったものを×、20000ショット経過後に、保持筒から主筒を取り外すことができたものを○で表１に示した。
【００８８】
また、20000ショット経過後に保持筒から主筒を取り外すことができたものについては、再度取り付け、連続的に鋳造した。
【００８９】
そして、80000ショットまで10000ショット毎に保持筒６から主筒２を取り外した後、保持筒６の内周面に発生するクラックの有無を観察し、クラックを確認したショット数を表１に示した。
【００９０】
併せて、コンピュータシミュレーションにより主筒２が保持筒６に接触する点での保持筒６の径方向の変位を、角度（θ）が０°の場合を１として計算した。以上の条件および結果を表１に示す。
【表１】
2008073698.tif 000003
【００９１】
表１に示す結果からわかるように、比較例である試料Ｎｏ．１では、保持筒46と主筒42との隙間に入り込んで蓄積したアルミニウムの金属溶湯43の酸化物が強固に固着し、加熱しただけでは主筒42を取り外すことができなかった。
【００９２】
一方、本発明の試料Ｎｏ．２〜６は、20000ショット経過後にも保持筒６から主筒２を容易に取り外せることがわかる。
【００９３】
特に、角度（θ）が±20°以内である試料Ｎｏ．３〜５は、70000ショット以後に初めてクラックが観察された。この結果より、角度（θ）を±20°以内にすることにより、保持筒６は寿命が延びると言え、コンピュータシミュレーションにおいても保持筒６の径方向の最大変位は小さいことがわかった。
【００９４】
（実施例２）
実施例１に示した方法と同様の方法で、表２に示す固溶量ｚ、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）をＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３換算したときの構成比率およびＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相の焼結体に対する比率とし、相対密度が97％以上の窒化珪素質焼結体からなり、筒状部が図３に示す半円筒状の部材６ａ１，６ａ２を合体させた、軸方向の長さが365ｍｍ，内径が138ｍｍ，肉厚が25ｍｍの保持筒６を得た。
【００９５】
ここで、保持筒６中の組成式Ｓｉ６−ＺＡｌＺＯＺＮ８−Ｚの固溶量ｚは、次のようにして算出した。すなわち、原料粉末を粒度200メッシュ以下に粉砕し、得られた粉末に対して粉末Ｘ線回折法における回折角の角度補正用サンプルとして高純度α−窒化珪素粉末（宇部興産製Ｅ−10グレード、Ａｌ含有量は20ｐｐｍ以下）を60質量％添加して乳鉢にて均一混合し、粉末Ｘ線回折法により解析範囲２θを33〜37°とし、走査ステップ幅を0.002°として、Ｃｕ−Ｋα線（λ＝1.54056Å）にてプロファイル強度を測定した。角度の補正は、角度補正用サンプルより得られるピークの最大値を用いて補正した。すなわち、２θ＝34.565°付近に現れるα（102）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θと34.565°との差（Δ２θ１）、および２θ＝35.333°付近に現れるα（210）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θと35.333°との差（Δ２θ２）をそれぞれ求め、その差の平均（Δ２θ１＋Δ２θ２）／２を補正Δ２θとした。次に、２θ＝36.055°付近に現れるβ（210）の0.002°毎に得られるピーク強度の上位10点の平均２θを補正Δ２θによって補正した角度を内筒２ｃのβ（210）のピーク位置（２θβ）とした。そして、ピーク位置（２θβ），λ＝1.54056Å，（ｈｋｌ）＝（210）を以下の数式に代入して格子定数ａ（Å）を算出した。
【００９６】
ｓｉｎ２θβ＝λ２（ｈ２＋ｈｋ＋ｋ２）／（３ａ２）＋λ２ｌ２／（４ｃ２）
この数式で、算出した格子定数ａ（Å）と、K. H. Jack，J. Mater. Sci.，11（1976）1135−1158，Fig. 13に記載された格子定数ａ（Å）−固溶量ｚのグラフとから、固溶量ｚを求め、この値を表２に示した。
【００９７】
また、ＲＥ２Ｏ３，Ａｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２の構成比率、粒界相の比率は次のようにして求めた。すなわち、ＩＣＰ分光分析法により保持筒６中のＲＥおよびＡｌの各比率（質量％）を測定し、この比率（質量％）をそれぞれＲＥ２Ｏ３およびＡｌ２Ｏ３にした場合の比率（質量％）に換算した。次に、酸素分析法によりＬＥＣＯ社製酸素分析装置（ＴＣ−136型）を用いて保持筒６中のすべての酸素の比率を測定し、ＲＥ２Ｏ３およびＡｌ２Ｏ３の酸素の比率を差し引き、残りの酸素の比率をＳｉＯ２の比率（質量％）に換算した。保持筒６中の残部をＳｉ３Ｎ４とみなし、各比率（質量％）をそれぞれの理論密度（Ｙ２Ｏ３：5.02ｇ／ｃｍ３，Ｅｒ２Ｏ３：8.64ｇ／ｃｍ３，Ｙｂ２Ｏ３：9.18ｇ／ｃｍ３，Ｌｕ２Ｏ３：9.42ｇ／ｃｍ３，Ａｌ２Ｏ３：3.98ｇ／ｃｍ３，ＳｉＯ２：2.65ｇ／ｃｍ３，Ｓｉ３Ｎ４：3.18ｇ／ｃｍ３）で除して、粒界相の体積比率を算出し、この値を表２に示した。
【００９８】
次に、エネルギー分散型Ｘ線分光分析法（ＥＤＳ）を用いて粒界相に含まれる窒素（Ｎ）の比率（質量％）を算出し、Ａｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２および窒素（Ｎ）を含むＲＥ２Ｏ３の各比率（質量％）の総和を100％として粒界相の構成比率を算出し、この値を表２に示した。
【００９９】
そして、保持筒６の800℃における４点曲げ強度および熱伝導率を測定し、この結果を表２に示した。800℃における４点曲げ強度および熱伝導率は、それぞれＪＩＳ  Ｒ  1604−1995，ＪＩＳ  Ｒ  1611−1997に準拠して測定した。保持筒６の耐熱衝撃性は、上記４点曲げ強度および熱伝導率に依存し、いずれもその値が高くなると、耐熱衝撃性は向上する。従って、本実施例では、実用上、800℃における熱伝導率が10Ｗ／（ｍ・Ｋ）以上、かつ800℃における４点曲げ強度が500ＭＰａ以上を好適な範囲とする。
【表２】
2008073698.tif 000004
【０１００】
表２に示す結果からわかるように、固容量ｚが0.1未満でありＡｌ２Ｏ３が５質量％未満あるいはＡｌ２Ｏ３の含有量が５質量％未満であるＮｏ．７，27，36，45およびＳｉＯ２が５質量％未満あるいはＳｉＯ２の含有量が５質量％未満であるＮｏ．14，32，41，50は、焼結性が低下し緻密化せず強度が低くなった。また、Ａｌ２Ｏ３が50質量％を超えるか、あるいはＡｌ２Ｏ３の含有量が50質量％を超えるＮｏ．13，31，40，49は、Ａｌ２Ｏ３が多いため低融点組成から大きくはずれ、β−サイアロン結晶が粗大となり、熱伝導率が低くなった。また、ＳｉＯ２が20質量％を超えるか、あるいはＳｉＯ２の含有量が20質量％を超えるＮｏ．17，35，44，53は、低融点組成に近づくが、そのために粒界層を構成する原子間の高温における結合力が弱くなるため、高温におけるフォノンの伝搬の低下による熱伝導率と強度が低下した。また、Ｎｏ．26はＦｅの含有量が３質量％を超えているため焼結体の熱伝導率が低くなった。
【０１０１】
これに対し、組成式Ｓｉ６−ＺＡｌＺＯＺＮ８−Ｚ（ｚ＝0.1〜１）で表されるβ−サイアロンを主相とし、Ａｌ，Ｓｉ，ＲＥ（ＲＥは周期表第３族元素）の構成比率がそれぞれＡｌ２Ｏ３，ＳｉＯ２，ＲＥ２Ｏ３換算でＡｌ２Ｏ３が５〜50質量％，ＳｉＯ２が５〜20質量％，残部が主としてＲＥ２Ｏ３であるＲＥ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｏ−Ｎからなる粒界相を、前記主相と前記粒界相とからなる焼結体に対して４〜20体積％の範囲で含み、かつＦｅの珪化物粒子をＦｅ換算で前記焼結体に対して0.02〜３質量％含んでいる試料Ｎｏ．８〜12，15，16，18，19，22〜25，28〜30，33，34，37〜39，42，43，46〜48，51，52，54は、800℃における熱伝導率が10Ｗ／（ｍ・Ｋ）以上であり、かつ800℃における４点曲げ強度が500ＭＰａ以上であるので、耐熱衝撃性は好適であるといえる。
【図面の簡単な説明】
【０１０２】
【図１】（ａ）は本発明のホットチャンバダイカストマシンの実施の形態の一例を示す正面から見た縦断面図であり、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。
【図２】（ａ）は本発明のホットチャンバダイカストマシンの実施の形態の他の例を示すホットチャンバダイカストマシンの正面から見た縦断面図であり、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。
【図３】本発明の保持筒の実施の形態の一例を示す、（ａ）は平面図、（ｂ）は正面から見た断面図である。
【図４】本発明の保持筒の実施の形態の一例を示す、ノズル５の軸方向（Ｘ）に垂直な線（ＰＬ）に対する半円筒状の部材の合体部の角度（θ）が、それぞれ（ａ）はθ＝０°，（ｂ）はθ＝20°，（ｃ）はθ＝−20°であるときの平面図である。
【図５】本発明の保持筒の実施の形態の他の例を示す、ノズル５の軸方向（Ｘ）に垂直な線（ＰＬ）に対する半円筒状の部材の合体部の角度（θ）が、それぞれ（ａ）はθ＝０°，（ｂ）はθ＝20°，（ｃ）はθ＝−20°であるときの平面図である。
【図６】本発明の保持筒の実施の形態の他の例を示す、ノズル５の軸方向（Ｘ）に垂直な線（ＰＬ）に対する半円筒状の部材の合体部の角度（θ）が、それぞれ（ａ）はθ＝０°，（ｂ）はθ＝20°，（ｃ）はθ＝−20°であるときの平面図である。
【図７】（ａ）は従来のホットチャンバダイカストマシンの例を示す正面から見た縦断面図であり、（ｂ）は（ａ）の右側面から見た縦断面図である。
【符号の説明】
【０１０３】
１，100：ホットチャンバダイカストマシン
２：主筒
２ａ：底板
２ｂ：内筒
２ｃ：外筒
３：金属溶湯
４：成形型
５：ノズル
６：保持筒
６ａ：筒状部
６ｂ：段部
６ｃ，６ｄ：内周端部
６ｅ：凹部
６ｆ：凸部
６ｇ：保持板
７：溶湯槽
８：炉体
９：支持部
10：フランジ
11：プランジャ
12：ヒーター
13：連通孔
14：貫通孔
15：スプルーブッシュ
16：ランナー部
17：ノズル挿入孔
18：リング状シール
19：ノズルヒーター
20：綿状セラミック堰
21：油圧シリンダー
22：保持構造体
23：ボルト
24：押え板
25：カップリング
26：主筒押さえボルト
27：端子
28：湯道
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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