(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
発泡模型の表面に塗型剤を塗布してなる鋳型を鋳砂の中に埋めた後に、前記鋳型内に金属の溶湯を注ぎ込み、前記発泡模型を消失させて前記溶湯と置換することで、直径が１２ｍｍ以下で長さがｌ［ｍｍ］の穴を備えた肉厚がＴ［ｍｍ］の鋳物を鋳造する消失模型鋳造方法において、
前記塗型剤に含まれる樹脂バインダーの温度θ［℃］における限界熱分解量をΔＣsat（θ）［ｗｔ％］、前記樹脂バインダーの熱分解速度定数をｋd［１／秒］、前記樹脂バインダーの熱分解が始まる温度をθs［℃］、前記塗型剤の材質に依存した材料パラメータをＡ、α、βとすると、前記塗型剤が温度θ［℃］に時間ｔ［秒］曝された際の前記樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）［ｗｔ％］を、以下の式（１）乃至（３）から求めるステップと、
熱負荷を受ける前の前記塗型剤の常温抗折強度をσC0［ＭＰａ］、前記樹脂バインダーが完全に熱分解した後の前記塗型剤の常温抗折強度をσC1［ＭＰａ］、前記塗型剤に含まれる骨材同士が反応・焼結体化することによる強度上昇分をσs（θ，ｔ）［ＭＰａ］、前記塗型剤の材質に依存した材料パラメータをγとすると、熱負荷を受けた後の前記塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）［ＭＰａ］を、以下の式（４）から求めるステップと、
を有し、
熱負荷を受けた後の常温抗折強度σb（θ，ｔ）が閾値σcr［ＭＰａ］以上である前記塗型剤を用いて鋳造を行うことを特徴とする消失模型鋳造方法。
ΔＣ（θ，ｔ）＝ΔＣsat（θ）・｛１−ｅｘｐ（−ｋdｔ）｝  ・・・式（１）
ΔＣsat（θ）＝ｔａｎｈ｛β（θ−θs）｝×１００  ・・・式（２）
ｋd＝Ａｅｘｐ（αθ）  ・・・式（３）
σb（θ，ｔ）＝σC0−（σC0−σC1）ｔａｎｈ（γΔＣ（θ，ｔ））＋σs（θ，ｔ）  ・・・式（４）
【請求項２】
前記閾値σcrが０．５６ＭＰａであることを特徴とする請求項１に記載の消失模型鋳造方法。
【請求項３】
前記樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）が８３ｗｔ％以上のときに、前記閾値σcrが０．５６ＭＰａであることを特徴とする請求項１に記載の消失模型鋳造方法。
【請求項４】
直径が８ｍｍ以上で長さｌが１００ｍｍ以下の穴を備えた肉厚Ｔが２５ｍｍ以下の鋳物を鋳造するに際して、前記発泡模型に前記塗型剤を２回重ねて塗布することを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の消失模型鋳造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、穴を備えた鋳物を鋳造する消失模型鋳造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
消失模型鋳造法は、発泡模型の表面に塗型剤を塗布してなる鋳型を鋳砂の中に埋めた後に、鋳型内に金属の溶湯を注ぎ込み、発泡模型を消失させて溶湯と置換することで、鋳物を鋳造する方法である。この消失模型鋳造法は、鋳造によって鋳物の内部に穴を形成する（「鋳抜き」と呼ばれる）のに最も適した方法であると考えられる。
【０００３】
消失模型鋳造法においては、鋳造中に、発泡模型の穴部（鋳抜きによって穴が形成される部分）の表面に塗布された塗型剤および穴部の内部に充填された鋳砂に対して、周囲から大きな熱負荷が作用する。また、溶湯から様々な外力（溶湯静圧、湯流れによる動圧など）が作用する。
【０００４】
塗型剤自身が上記の熱負荷や外力に耐えられない場合、塗型剤が損傷し、穴部の内部に充填された鋳砂に溶湯が染み出して鋳砂に融着する「焼付き」と呼ばれる鋳造欠陥が生じることがある。特に、直径が１２ｍｍ以下の細穴を鋳抜きしようとすると、塗型剤の損傷による焼付きの発生頻度が高くなり、仕上がり状態が良好な細穴を形成することが困難になる。
【０００５】
そこで、特許文献１には、Ｌ*ａ*ｂ*表色系の色度およびブルックフィールド型粘度計による測定値が適正範囲に設定された消失模型用塗型剤組成物が開示されている。これによれば、均一な厚みの塗型膜が得られるので、塗型膜が薄い場合に発生する焼着が抑制される。
【０００６】
また、特許文献２には、組成が適正範囲に設定された消失模型用塗型剤組成物が開示されている。これによれば、焼着欠陥及びタレ筋の転写を防止することができる。
【０００７】
また、特許文献３には、示差熱分析による吸熱ピーク温度（℃）が特定範囲にある鉱石を含有する消失模型用塗型剤組成物が開示されている。これによれば、残渣欠陥および焼着欠陥の発生を抑制することができる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００８】
【特許文献１】特開２０１０−２７４３１４号公報
【特許文献２】特開２０１０−１４２８６７号公報
【特許文献３】特開２００３−２９０８６９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
しかしながら、特許文献１乃至３においては、鋳抜き部のサイズが断面６０×１００ｍｍ、長さ１１０ｍｍと大きい。そのため、直径が１２ｍｍ以下の細穴を鋳抜く場合においても、これらが開示する手法で焼付きを防止できるとは言えない。
【００１０】
通常、直径が１２ｍｍ以下の細穴は鋳抜きせずに、鋳造した鋳物に後から機械加工で細穴をあけるケースが多い。しかし、これでは加工コストの増加に繋がる。
【００１１】
そこで、数度の試作を行って塗型剤の材質や鋳造条件を決めることで、細穴の鋳抜きを実現している例もある。しかし、これでは安定的な製造は困難であるのが現状である。また、安定的に製造できたとしても、その条件出しには多くの試作コスト・時間を要する。よって、事前に細穴の鋳抜きに適した塗型剤の選定指針を明らかにしておくことが重要となる。
【００１２】
本発明の目的は、直径が１２ｍｍ以下であって、仕上がり状態が良好な細穴を鋳抜くことが可能な消失模型鋳造方法を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００１３】
本発明は、発泡模型の表面に塗型剤を塗布してなる鋳型を鋳砂の中に埋めた後に、前記鋳型内に金属の溶湯を注ぎ込み、前記発泡模型を消失させて前記溶湯と置換することで、直径が１２ｍｍ以下で長さがｌ［ｍｍ］の穴を備えた肉厚がＴ［ｍｍ］の鋳物を鋳造する消失模型鋳造方法において、前記塗型剤に含まれる樹脂バインダーの温度θ［℃］における限界熱分解量をΔＣsat（θ）［ｗｔ％］、前記樹脂バインダーの熱分解速度定数をｋd［１／秒］、前記樹脂バインダーの熱分解が始まる温度をθs［℃］、前記塗型剤の材質に依存した材料パラメータをＡ、α、βとすると、前記塗型剤が温度θ［℃］に時間ｔ［秒］曝された際の前記樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）［ｗｔ％］を、以下の式（１）乃至（３）から求めるステップと、熱負荷を受ける前の前記塗型剤の常温抗折強度をσC0［ＭＰａ］、前記樹脂バインダーが完全に熱分解した後の前記塗型剤の常温抗折強度をσC1［ＭＰａ］、前記塗型剤に含まれる骨材同士が反応・焼結体化することによる強度上昇分をσs（θ，ｔ）［ＭＰａ］、前記塗型剤の材質に依存した材料パラメータをγとすると、熱負荷を受けた後の前記塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）［ＭＰａ］を、以下の式（４）から求めるステップと、を有し、熱負荷を受けた後の常温抗折強度σb（θ，ｔ）が閾値σcr［ＭＰａ］以上である前記塗型剤を用いて鋳造を行うことを特徴とする。
ΔＣ（θ，ｔ）＝ΔＣsat（θ）・｛１−ｅｘｐ（−ｋdｔ）｝  ・・・式（１）
ΔＣsat（θ）＝ｔａｎｈ｛β（θ−θs）｝×１００  ・・・式（２）
ｋd＝Ａｅｘｐ（αθ）  ・・・式（３）
σb（θ，ｔ）＝σC0−（σC0−σC1）ｔａｎｈ（γΔＣ（θ，ｔ））＋σs（θ，ｔ）  ・・・式（４）
【発明の効果】
【００１４】
本発明によると、直径が１２ｍｍ以下で長さがｌ[ｍｍ]の穴を備えた肉厚がＴ［ｍｍ］の鋳物を鋳造するに際して、式（１）乃至（３）を用いることで、塗型剤に含まれる樹脂バインダーの熱分解量・熱分解速度を予測することができる。また、式（４）を用いることで、樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）に依存した常温抗折強度σb（θ，ｔ）の変化を予測することができる。これらの予測結果から、熱負荷による強度低下が少なく、細穴の鋳抜きに適した塗型剤を選定することができる。具体的には、式（１）乃至（３）から、塗型剤が温度θ［℃］に時間ｔ［秒］曝された際の樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）［ｗｔ％］を求める。そして、求めた熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）を式（４）に代入することで、熱負荷を受けた後の塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）［ＭＰａ］を求める。そして、求めた常温抗折強度σb（θ，ｔ）が閾値σcr［ＭＰａ］以上である塗型剤を用いて鋳造を行う。これにより、塗型剤の強度を溶湯からの外力よりも上回らせることができるので、塗型剤が損傷しないようにすることができる。よって、直径が１２ｍｍ以下であって、仕上がり状態が良好な細穴を鋳抜くことができる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１Ａ】鋳型の上面図である。
【図１Ｂ】鋳型の側面図である。
【図２】塗型剤Ａの樹脂分解率と熱分解時間との関係を示す図である。
【図３】塗型剤Ｂの樹脂分解率と熱分解時間との関係を示す図である。
【図４】塗型剤Ｃの樹脂分解率と熱分解時間との関係を示す図である。
【図５】塗型剤Ｄの樹脂分解率と熱分解時間との関係を示す図である。
【図６】塗型剤Ａの熱分解速度定数と保持温度との関係を示す図である。
【図７】塗型剤Ｂの熱分解速度定数と保持温度との関係を示す図である。
【図８】塗型剤Ｃの熱分解速度定数と保持温度との関係を示す図である。
【図９】塗型剤Ｄの熱分解速度定数と保持温度との関係を示す図である。
【図１０】塗型剤Ａの限界熱分解量と保持温度との関係を示す図である。
【図１１】塗型剤Ｂの限界熱分解量と保持温度との関係を示す図である。
【図１２】塗型剤Ｃの限界熱分解量と保持温度との関係を示す図である。
【図１３】塗型剤Ｄの限界熱分解量と保持温度との関係を示す図である。
【図１４】熱負荷を受けた後の塗型剤Ａの常温抗折強度と樹脂バインダーの熱分解量との関係を示す図である。
【図１５】熱負荷を受けた後の塗型剤Ｂの常温抗折強度と樹脂バインダーの熱分解量との関係を示す図である。
【図１６】熱負荷を受けた後の塗型剤Ｃの常温抗折強度と樹脂バインダーの熱分解量との関係を示す図である。
【図１７】熱負荷を受けた後の塗型剤Ｄの常温抗折強度と樹脂バインダーの熱分解量との関係を示す図である。
【図１８】樹脂バインダーの熱分解量が８０〜８４％の範囲、もしくは焼結反応後における各種塗型剤の常温抗折強度と鋳抜き可否結果とを整理した図である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
以下、本発明の好適な実施の形態について、図面を参照しつつ説明する。
【００１７】
（消失模型鋳造方法）
本発明の実施形態による消失模型鋳造方法は、発泡模型の表面に塗型剤を塗布してなる鋳型を鋳砂（乾燥砂）の中に埋めた後に、鋳型内に金属の溶湯を注ぎ込み、発泡模型を消失させて溶湯と置換することで、直径が１２ｍｍ以下で長さがｌ［ｍｍ］の穴を備えた肉厚がＴ［ｍｍ］の鋳物を鋳造する方法である。この消失模型鋳造方法は、「鋳抜き」によって、例えば、直径が１２ｍｍ以下で長さが１００ｍｍ以下の穴を備えた肉厚が２５ｍｍ以下の鋳物を鋳造するのに最も適した方法であると考えられる。
【００１８】
消失模型鋳造方法は、金属（鋳鉄）を溶解して溶湯とする溶解工程と、発泡模型を成形する成形工程と、発泡模型の表面に塗型剤を塗布して鋳型とする塗布工程と、を有している。さらに、消失模型鋳造方法は、鋳型を鋳砂の中に埋めて鋳型の隅々にまで鋳砂を充填する造型工程と、鋳型内に溶湯（溶融金属）を注ぎ込むことで、発泡模型を溶かして溶湯と置換する鋳込工程と、鋳型内に注ぎ込んだ溶湯を冷却して鋳物にする冷却工程と、鋳物と鋳砂とを分離する分離工程と、を有している。
【００１９】
溶湯にする金属としては、ねずみ鋳鉄（ＪＩＳ−ＦＣ２５０）や球状黒鉛鋳鉄（ＪＩＳ−ＦＣＤ４５０）などを用いることができる。また、発泡模型としては、発泡スチロールなどの発泡樹脂を用いることができる。また、塗型剤としては、シリカ系骨材の塗型剤などを用いることができる。また、鋳砂としては、ＳｉＯ2を主成分とする「けい砂」や、ジルコン砂、クロマイト砂、合成セラミック砂などを用いることができる。なお、鋳砂に粘結剤や硬化剤を添加してもよい。
【００２０】
本実施形態においては、発泡模型に塗型剤を２回重ねて塗布（２度塗り）する。なお、塗型剤の厚みは３ｍｍ以下が好ましい。塗型剤の厚みが３ｍｍ以上になると、塗型剤の塗布と乾燥とを３回以上繰り返す必要があり手間がかかる上に、厚みが不均一になりやすいからである。
【００２１】
ここで、上面図である図１Ａおよび側面図である図１Ｂに示すように、直方体の発泡模型２に、直径がＤ［ｍｍ］で長さがｌ［ｍｍ］の穴部３（鋳抜きによって穴が形成される部分）が上面から下面にかけて貫通して設けられた鋳型１を用いて、直径が１２ｍｍ以下で長さがｌ［ｍｍ］の穴を備えた肉厚がＴ［ｍｍ］の鋳物を鋳造する場合について考える。なお、穴部３は、その穴端部３ａにおいて発泡模型２の面との間に角が生じるように設けられている。即ち、穴端部３ａにテーパなどの加工は施されていない。また、穴部３の直径Ｄは、穴部３の中心線を挟んだ穴部３の表面間の長さであり、穴部３の表面に塗布された塗型剤の表面間の長さではない。
【００２２】
塗型剤は、耐火物の骨材と、膜を形成するための樹脂バインダーとを含んでいる。鋳造時、塗型剤が溶湯に曝されることにより、樹脂バインダーの熱分解が進行し、塗型剤自身の強度は低下する。樹脂バインダーの熱分解が完了すると、塗型剤からなる膜は、骨材同士の結合力だけで支えられている状態となり、ほとんど強度を有しない状態となる。
【００２３】
本実施形態では、まず、塗型剤が温度θ［℃］に時間ｔ［秒］曝された際の樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）［ｗｔ％］を、以下の式（１）乃至（３）から求める。
【００２４】
ΔＣ（θ，ｔ）＝ΔＣsat（θ）・｛１−ｅｘｐ（−ｋdｔ）｝  ・・・式（１）
ΔＣsat（θ）＝ｔａｎｈ｛β（θ−θs）｝×１００  ・・・式（２）
ｋd＝Ａｅｘｐ（αθ）  ・・・式（３）
【００２５】
ここで、ΔＣsat（θ）［ｗｔ％］は、温度θ［℃］における樹脂バインダーの限界熱分解量である。また、ｋd［１／秒］は、樹脂バインダーの熱分解速度定数である。また、θs［℃］は、樹脂バインダーの熱分解が始まる温度である。また、Ａ、α、βは、塗型剤の材質に依存した材料パラメータである。
【００２６】
次に、求めた熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）を用いて、熱負荷を受けた後の塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）［ＭＰａ］を、以下の式（４）から求める。
【００２７】
σb（θ，ｔ）＝σC0−（σC0−σC1）ｔａｎｈ（γΔＣ（θ，ｔ））＋σs（θ，ｔ）  ・・・式（４）
【００２８】
ここで、σC0［ＭＰａ］は、熱負荷を受ける前（乾燥したまま）の塗型剤の常温抗折強度である。また、σC1［ＭＰａ］は、樹脂バインダーが完全に熱分解した後の塗型剤の常温抗折強度である。また、σs（θ，ｔ）［ＭＰａ］は、塗型剤に含まれる骨材同士が反応・焼結体化することによる強度上昇分である。また、γは、塗型剤の材質に依存した材料パラメータである。
【００２９】
そして、求めた常温抗折強度σb（θ，ｔ）が閾値σcr［ＭＰａ］以上の塗型剤を用いて鋳造を行う。
【００３０】
（樹脂バインダーの熱分解量）
ここで、樹脂バインダーの熱分解を１次反応であると近似すると、次式（５）の関係が成立する。
【００３１】
ｌｎ（Ｃ0／Ｃt）＝ｋdｔ  ・・・式（５）
【００３２】
ここで、Ｃ0［ｗｔ％］は、塗型剤に含まれる樹脂バインダーの初期濃度であり、Ｃt［ｗｔ％］は、塗型剤が温度θ［℃］に時間ｔ［秒］曝された後の樹脂バインダーの濃度である。
【００３３】
塗型剤が温度θ［℃］に時間ｔ［秒］曝された際の樹脂バインダーの熱分解量をΔＣ（θ，ｔ）［ｗｔ％］とすると、ΔＣ（θ，ｔ）は、式（５）を用いて次式（６）のように表すことができる。
【００３４】
ΔＣ（θ，ｔ）＝ｆ（θ）・（１−Ｃt／Ｃ0）＝ｆ（θ）・｛１−ｅｘｐ（−ｋdｔ）｝  ・・・式（６）
【００３５】
ここで、f（θ）は温度θの関数であることを表す。
【００３６】
樹脂バインダーの熱分解が始まる温度θs近傍では、時間をかけても分解できる樹脂量に限界があると考えられる。そのため、ある温度θで分解可能な樹脂量は式（６）でｔ→∞としたときの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）で表される。したがって、温度θ［℃］における樹脂バインダーの限界熱分解量をΔＣsat（θ）［ｗｔ％］とすると、式（６）は次式（１）のように書き換えることができる。
【００３７】
ΔＣ（θ，ｔ）＝ΔＣsat（θ）・｛１−ｅｘｐ（−ｋdｔ）｝  ・・・式（１）
【００３８】
（樹脂バインダーの熱分解速度）
樹脂バインダーの熱分解速度は温度θによって変化する、即ち、温度が高いほど熱分解の進行が速くなる、と考えられる。そこで、樹脂バインダーの熱分解速度定数ｋdの温度依存性を考慮する必要がある。上記の温度依存性に関しては、次式（７）で示すアレニウスの式で表現することができる。
【００３９】
ｋd＝ｆｅｘｐ（−ΔＥ／Ｒθ）  ・・・式（７）
【００４０】
ここで、ｆは発生因子、ΔＥは活性化エネルギー［Ｊ／ｍｏｌ］、Ｒは気体定数［Ｊ／ｍｏｌ／Ｋ］である。
【００４１】
簡単化のため、式（７）を次式（３）のように書き換える。
【００４２】
ｋd＝Ａｅｘｐ（αθ）  ・・・式（３）
α＝Ｒ／ΔＥ
【００４３】
上式（３）より、任意の温度θでの熱分解速度定数ｋdを求めることが可能となる。
【００４４】
以上から、式（１）、式（３）の組み合わせにより、塗型剤が温度θ［℃］に時間ｔ［秒］曝された際の樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）を求めることができる。ΔＣsat（θ）、Ａ、αは塗型剤（使用される樹脂バインダー）の材質に依存するため、各種塗型剤の曝熱試験のような簡易的な実験により同定することができる。
【００４５】
なお、樹脂バインダーの限界熱分解量ΔＣsat（θ）に関しては、樹脂バインダーの熱分解が始まる温度θs以上に加熱すると熱分解が急激に増大すること、ある一定温度以上で長時間加熱すると樹脂バインダーが完全に熱分解する（熱分解量が１００％となる）ことを考慮すれば、次式（２）のようにモデル化することができる。
【００４６】
ΔＣsat（θ）＝ｔａｎｈ｛β（θ−θs）｝×１００  ・・・式（２）
【００４７】
ここで、βは熱分解のし易さを表す材料パラメータである。
【００４８】
各種塗型剤（樹脂バインダー）を用いた実験でβを同定することができれば、限界熱分解量ΔＣsat（θ）を求めることが可能となる。
【００４９】
（塗型剤の強度）
塗型剤の強度については、抗折強度（曲げ強度）で評価することとする。ただし、塗型剤の高温強度を直接測定することは極めて困難であるため、熱負荷を与えて樹脂バインダーを熱分解させた後に常温まで戻した際の塗型剤の抗折強度を測定することで、樹脂バインダーの熱分解による塗型剤の強度低下量を評価する。
【００５０】
熱負荷を受けた後の塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）を、塗型剤に含まれる骨材同士の結合力が負担する強度と、骨材同士が反応・焼結体化することによる強度上昇分σs（θ，ｔ）とに切り分けて考える。熱負荷を受けた後の塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）は、次式（８）のように表すことができる。
【００５１】
σb（θ，ｔ）＝σC0−σt（ΔＣ（θ，ｔ））＋σs（θ，ｔ）  ・・・式（８）
【００５２】
ここで、σC0［ＭＰａ］は、熱負荷を受ける前の塗型剤の常温抗折強度である。また、σt（ΔＣ（θ，ｔ））［ＭＰａ］は、樹脂バインダーの熱分解による塗型剤の強度低下量である。また、σs（θ，ｔ）［ＭＰａ］は、塗型剤に含まれる骨材同士が反応・焼結体化することによる強度上昇分である。
【００５３】
樹脂バインダーが完全に熱分解した後の塗型剤の常温抗折強度（骨材同士の結合力のみによる強度）をσC1［ＭＰａ］とすると、式（８）は次式（９）のように書き換えることができる。
【００５４】
σb（θ，ｔ）＝σC0−（σC0−σC1）・ｆ（ΔＣ（θ，ｔ））＋σs（θ，ｔ）  ・・・式（９）
【００５５】
ここで、f（ΔＣ）は樹脂バインダーの熱分解量ΔＣの関数であることを示す。
【００５６】
各種塗型剤に対して、樹脂バインダーの熱分解量ΔＣを変化させて常温抗折試験を実施した結果、式（９）は次式（４）のような双曲線関数を用いて近似できることがわかった。
【００５７】
σb（θ，ｔ）＝σC0−（σC0−σC1）ｔａｎｈ（γΔＣ（θ，ｔ））＋σs（θ，ｔ）  ・・・式（４）
【００５８】
ここで、γは塗型剤（樹脂バインダー）の材質に依存した材料パラメータであり、実験により同定する。
【００５９】
式（１）から求まる樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）［ｗｔ％］を式（４）に代入することで、熱負荷を受けた後の塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）［ＭＰａ］を求めることが可能となる。
【００６０】
（塗型剤の選定指針）
消失模型鋳造法においては、鋳造中に、発泡模型２の穴部３の表面に塗布された塗型剤および穴部３の内部に充填された鋳砂に対して、周囲から大きな熱負荷が作用する。また、溶湯から様々な外力（溶湯静圧、湯流れによる動圧など）が作用する。上記の外力に対して、熱負荷を受けた塗型剤の強度が上回っていれば、塗型剤を損傷させることなく細穴を鋳抜くことができる。
【００６１】
塗型剤自身は熱負荷を受けると強度が低下する傾向にあるため、この強度低下を抑制する必要がある。そこで、熱負荷による強度低下が少ない塗型剤を選定する必要があり、その選定指針は以下のように考えることができる。
（ａ）熱分解の進行が遅い樹脂バインダーを使用した塗型剤を選定する。
（ｂ）樹脂バインダーの熱分解が進行しても強度低下が小さい塗型剤を選定する。
（ｃ）反応・焼結体化することで強度を発現する生成物の発生を可能とする骨材が含まれた塗型剤を選定する。
【００６２】
式（１）乃至（３）を用いることで、塗型剤に含まれる樹脂バインダーの熱分解挙動（熱分解量・熱分解速度）を事前に予測することができる。また、式（４）を用いることで、樹脂バインダーの熱分解量に依存した常温抗折強度の変化傾向を事前に予測することができる。これらの結果から、上記の選定指針に基づいて、熱負荷による強度低下が少なく、細穴の鋳抜きに適した塗型剤を選定することができる。
【００６３】
そして、本実施形態では、上記の式（４）で算出される、熱負荷を受けた後の塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）［ＭＰａ］が閾値σCr［ＭＰａ］以上の塗型剤を用いて鋳造を行う。これにより、塗型剤の強度を溶湯からの外力よりも上回らせることができるので、塗型剤が損傷しないようにすることができる。よって、直径が１２ｍｍ以下であって、仕上がり状態が良好な細穴を鋳抜くことができる。
【００６４】
また、閾値σcrを０．５６ＭＰａとし、熱負荷を受けた後の常温抗折強度σb（θ，ｔ）が０．５６ＭＰａ以上である塗型剤を用いて鋳造を行うことで、塗型剤の強度を溶湯からの外力よりも好適に上回らせることができる。
【００６５】
また、後述するように、樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）が８３ｗｔ％以上のときに、骨材同士の反応・焼結体化による強度上昇が発現する。このときに、熱負荷を受けた後の常温抗折強度σb（θ，ｔ）が０．５６ＭＰａ以上である塗型剤を用いて鋳造を行うことで、塗型剤の強度を溶湯からの外力よりも好適に上回らせることができる。
【００６６】
また、直径が８ｍｍ以上で長さｌが１００ｍｍ以下の穴を備えた肉厚Ｔが２５ｍｍ以下の鋳物を鋳造するに際して、発泡模型に塗型剤を２回重ねて塗布する。これにより、塗型剤の厚みを均一にすることができるので、塗型剤を損傷させにくくすることができる。
【００６７】
（樹脂バインダーの熱分解量・熱分解速度の予測）
次に、種々の塗型剤に対して評価を行った。４種の塗型剤を表１に示す。
【００６８】
【表１】
0006747997.tif 000002
【００６９】
表１に示す４種の塗型剤に対して曝熱試験を実施した。曝熱試験は、保持温度（２００℃、４００℃、６００℃）の環境下に塗型剤を所定時間（１分、２分、５分、１０分）保持し、その後空冷することで行った。試験前後での塗型剤のサンプルの重量を測定して、熱分解による樹脂バインダーの分解率（樹脂分解率）[％]を評価した。塗型剤Ａの樹脂分解率と熱分解時間との関係を図２に示す。また、塗型剤Ｂの樹脂分解率と熱分解時間との関係を図３に示す。また、塗型剤Ｃの樹脂分解率と熱分解時間との関係を図４に示す。また、塗型剤Ｄの樹脂分解率と熱分解時間との関係を図５に示す。図２乃至図５において、プロットが実験結果であり、実線が式（１）から予測された結果である。
【００７０】
また、実験結果から熱分解速度定数ｋdを同定した。塗型剤Ａの熱分解速度定数ｋdと保持温度との関係を図６に示す。また、塗型剤Ｂの熱分解速度定数ｋdと保持温度との関係を図７に示す。また、塗型剤Ｃの熱分解速度定数ｋdと保持温度との関係を図８に示す。また、塗型剤Ｄの熱分解速度定数ｋdと保持温度との関係を図９に示す。図６乃至図９では、プロットが実験結果より同定された値であり、実線が式（３）を用いてフィッティングを行った後の予測結果である。
【００７１】
さらに、実験結果から樹脂バインダーの限界熱分解量ΔＣsat（θ）を同定した。塗型剤Ａの限界熱分解量ΔＣsat（θ）と保持温度との関係を図１０に示す。また、塗型剤Ｂの限界熱分解量ΔＣsat（θ）と保持温度との関係を図１１に示す。また、塗型剤Ｃの限界熱分解量ΔＣsat（θ）と保持温度との関係を図１２に示す。また、塗型剤Ｄの限界熱分解量ΔＣsat（θ）と保持温度との関係を図１３に示す。図１０乃至図１３において、プロットが実験結果より同定された値である。一般に、塗型剤に使用される樹脂バインダーは２００℃前後で熱分解を開始することが知られている。そこで、調査対象の全ての塗型剤において熱分解が始まる温度θsを１８０℃として、式（２）によりフィッティングを行った。図１０乃至図１３において、実線がフィッティングを行った後の予測結果である。
【００７２】
なお、各塗型剤に対する材料パラメータＡ、α、βのフィッティング結果は表２のようになった。
【００７３】
【表２】
0006747997.tif 000003
【００７４】
以上の結果から、種類の異なる塗型剤であっても、式（１）乃至（３）を用いることで、塗型剤に含まれる樹脂バインダーの熱分解量・熱分解速度を予測できることが確認された。
【００７５】
（熱分解による塗型剤の強度変化の予測）
塗型剤の強度については、上述のように抗折強度（曲げ強度）で評価した。ただし、塗型剤の高温強度を直接測定することは極めて困難である。そこで、各種塗型剤のサンプルに対して保持温度・熱分解時間を異ならせた熱処理を施して、樹脂バインダーを熱分解させた後に常温まで戻し、熱処理前後でのサンプルの重量変化から樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）を算出するとともに、常温での曲げ試験により常温抗折強度σb（θ，ｔ）を測定した。
【００７６】
熱負荷を受けた後の塗型剤Ａの常温抗折強度σb（θ，ｔ）と樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）との関係を図１４に示す。また、熱負荷を受けた後の塗型剤Ｂの常温抗折強度σb（θ，ｔ）と樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）との関係を図１５に示す。また、熱負荷を受けた後の塗型剤Ｃの常温抗折強度σb（θ，ｔ）と樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）との関係を図１６に示す。また、熱負荷を受けた後の塗型剤Ｄの常温抗折強度σb（θ，ｔ）と樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）との関係を図１７に示す。図１４乃至図１７において、プロットが実験結果であり、実線が式（４）による予測結果である。
【００７７】
ここで、塗型剤Ｃおよび塗型剤Ｄについては、予測結果から少々外れたプロット（破線で囲ったプロット）が存在する。これらは、骨材同士の反応・焼結体化により新たな生成物が生じたために、常温抗折強度σb（θ，ｔ）が高強度側にシフトしたものである。即ち、骨材同士が反応・焼結体化することによる強度上昇分σs（θ，ｔ）に起因するものである。塗型剤Ｃおよび塗型剤Ｄには、表１に示すように骨材成分にシリカとアルミナとが含まれており、これらが高温反応・焼結体化したことでムライト（シリカとアルミナとの化合物）の量が増加したことを確認した。
【００７８】
式（４）の材料パラメータを同定する際には、樹脂バインダーの熱分解による強度低下分について着目する必要がある。そのため、骨材同士の反応・焼結体化により強度が上昇した分のデータを除いた上で、塗型剤の材質に応じて値が変化するσC0、σC1、γを同定した。その結果を表３に示す。
【００７９】
【表３】
0006747997.tif 000004
【００８０】
以上の結果から、種類の異なる塗型剤であっても、式（４）により樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）に依存した常温抗折強度σb（θ，ｔ）の変化を予測できることが確認された。
【００８１】
（鋳造実験）
図１Ａ、図１Ｂに示す２５×１００×２００[ｍｍ]の直方体の発泡模型２に、長さ１００ｍｍで直径が８〜１４ｍｍの穴部３を上面から下面にかけて貫通するように配置した鋳型１を用いて、細穴を備えた鋳物を鋳造した。溶湯としてねずみ鋳鉄（ＪＩＳ−ＦＣ２５０）を用いるとともに、塗型剤として表１に示す４種類の塗型剤Ａ〜Ｄを用いた。塗型剤を鋳型１に２回重ねて塗布（２度塗り）し、鋳砂にはけい砂を使用した。鋳抜き可否結果を表４に示す。
【００８２】
【表４】
0006747997.tif 000005
【００８３】
塗型剤Ａに関しては最小径が１４ｍｍの細穴を、塗型剤Ｂ〜Ｄに関しては最小径が８ｍｍの細穴を、それぞれ鋳抜くことができた。
【００８４】
ここで、細穴の鋳抜きに適した塗型剤の選定方法として、熱負荷を受けた塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）の適正範囲およびその閾値について検討した。
【００８５】
塗型剤Ａについては、図２、図６、図１０から、他の塗型剤に比べて樹脂バインダーの熱分解の進行が遅い傾向にあることがわかるが、図１４から、熱分解が進行した後での常温抗折強度σb（θ，ｔ）が他の塗型剤に比べて低いことがわかる。このため、塗型剤Ａでは直径１２ｍｍ以下の細穴の鋳抜きが困難であったと推定される。
【００８６】
塗型剤Ｂについては、図３、図７、図１１から、他の塗型剤に比べて樹脂バインダーの熱分解の進行が速いことがわかるが、図１５から、熱分解が進行しても常温抗折強度σb（θ，ｔ）が高い傾向にあることが確認できる。このため、塗型剤Ｂでは直径８ｍｍまでの細穴の鋳抜きが実現できたと考えられる。
【００８７】
一方、塗型剤Ｃおよび塗型剤Ｄについては、図４，５、図８，９、図１２，１３から、樹脂バインダーの熱分解の挙動、ならびに熱分解の進行による常温抗折強度σb（θ，ｔ）の低下挙動が、塗型剤Ａと塗型剤Ｂとの中間に位置づけられる。図１６，１７から、鋳造時に受けた熱の影響で骨材同士の反応・焼結体化（ムライト化）が進行したことで、塗型剤自身の強度が上昇したために、直径８ｍｍまでの細穴の鋳抜きが実現できたと考えられる。
【００８８】
図１４乃至図１７から、塗型剤ＣおよびＤに関しては、樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）が８３％以上となるような熱を与えない限り、骨材同士の反応・焼結体化による強度上昇が発現しないと推定される。材料組成にもよるが、一般にムライト化反応が開始する温度は１０００℃前後であることが知られており、ねずみ鋳鉄の溶湯温度は１４００℃程度である。このことから、溶湯に曝された塗型剤の樹脂バインダーはほとんど熱分解し、骨材同士の反応・焼結体化が生じたと考えるのは妥当である。
【００８９】
そこで、式（４）を用いて、樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）が８０〜８４％の範囲、もしくは焼結反応後における各種塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）と鋳抜き可否結果とを整理したものを図１８に示す。なお、樹脂バインダーの熱分解量が８０〜８４％の範囲は、塗型剤Ｃおよび塗型剤Ｄの実験結果において、骨材同士の反応・焼結体化による常温抗折強度σb（θ，ｔ）の上昇量が最も大きい範囲である。この結果から、樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）が８３％以上にまで進行しても、塗型剤に残存した常温抗折強度σC1、もしくは骨材同士の反応・焼結体化による強度上昇分σs（θ，ｔ）も考慮した塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）が０．５６ＭＰａ以上であれば、肉厚が２５ｍｍ以下の鋳物に直径が８ｍｍ以上１２ｍｍ以下で長さが１００ｍｍ以下の細穴を鋳抜くことが可能であると判断できる。
【００９０】
以上のように、各種塗型剤の樹脂バインダーの熱分解挙動、ならびに熱負荷を受けた後での常温抗折強度σb（θ，ｔ）の特性を把握することができれば、細穴の鋳抜きに適した塗型剤を選定することが可能となる。また、上記の塗型剤の特性データに関しては、上述した曝熱試験と常温抗折試験のような比較的簡単な実験とにより取得することができる。
【００９１】
（効果）
以上に述べたように、本実施形態に係る消失模型鋳造方法によると、直径が１２ｍｍ以下で長さがｌ[ｍｍ]の穴を備えた肉厚がＴ［ｍｍ］の鋳物を鋳造するに際して、式（１）乃至（３）を用いることで、塗型剤に含まれる樹脂バインダーの熱分解量・熱分解速度を予測することができる。また、式（４）を用いることで、樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）に依存した常温抗折強度σb（θ，ｔ）の変化を予測することができる。これらの予測結果から、熱負荷による強度低下が少なく、細穴の鋳抜きに適した塗型剤を選定することができる。具体的には、式（１）乃至（３）から、塗型剤が温度θ［℃］に時間ｔ［秒］曝された際の樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）［ｗｔ％］を求める。そして、求めた熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）を式（４）に代入することで、熱負荷を受けた後の塗型剤の常温抗折強度σb（θ，ｔ）［ＭＰａ］を求める。そして、求めた常温抗折強度σb（θ，ｔ）が閾値σcr［ＭＰａ］以上である塗型剤を用いて鋳造を行う。これにより、塗型剤の強度を溶湯からの外力よりも上回らせることができるので、塗型剤が損傷しないようにすることができる。よって、直径が１２ｍｍ以下であって、仕上がり状態が良好な細穴を鋳抜くことができる。
【００９２】
また、熱負荷を受けた後の常温抗折強度σb（θ，ｔ）が０．５６ＭＰａ以上である塗型剤を用いて鋳造を行うことで、塗型剤の強度を溶湯からの外力よりも好適に上回らせることができる。
【００９３】
また、樹脂バインダーの熱分解量ΔＣ（θ，ｔ）が８３ｗｔ％以上のときに、骨材同士の反応・焼結体化による強度上昇が発現する。このときに、熱負荷を受けた後の常温抗折強度σb（θ，ｔ）が０．５６ＭＰａ以上である塗型剤を用いて鋳造を行うことで、塗型剤の強度を溶湯からの外力よりも好適に上回らせることができる。
【００９４】
また、直径が８ｍｍ以上で長さｌが１００ｍｍ以下の穴を備えた肉厚Ｔが２５ｍｍ以下の鋳物を鋳造するに際して、発泡模型に塗型剤を２回重ねて塗布する。これにより、塗型剤の厚みを均一にすることができるので、塗型剤を損傷させにくくすることができる。
【００９５】
以上、本発明の実施形態を説明したが、具体例を例示したに過ぎず、特に本発明を限定するものではなく、具体的構成などは、適宜設計変更可能である。また、発明の実施の形態に記載された、作用及び効果は、本発明から生じる最も好適な作用及び効果を列挙したに過ぎず、本発明による作用及び効果は、本発明の実施の形態に記載されたものに限定されるものではない。
【符号の説明】
【００９６】
１  鋳型
２  発泡模型
３  穴部
３ａ  穴端部
【図１Ａ】
0006747997.tif 000006
【図１Ｂ】
0006747997.tif 000007
【図２】
0006747997.tif 000008
【図３】
0006747997.tif 000009
【図４】
0006747997.tif 000010
【図５】
0006747997.tif 000011
【図６】
0006747997.tif 000012
【図７】
0006747997.tif 000013
【図８】
0006747997.tif 000014
【図９】
0006747997.tif 000015
【図１０】
0006747997.tif 000016
【図１１】
0006747997.tif 000017
【図１２】
0006747997.tif 000018
【図１３】
0006747997.tif 000019
【図１４】
0006747997.tif 000020
【図１５】
0006747997.tif 000021
【図１６】
0006747997.tif 000022
【図１７】
0006747997.tif 000023
【図１８】
0006747997.tif 000024