鋳ぐるみによる多層構造鋳物成形工法および局部加圧鋳造工法に関する基礎的研究
群馬産業技術センター 応用機械係
坂田 知昭（2019 年度 一般研究開発助成 AF-2019027-B3）
キーワード：塑性加工，鋳ぐるみ，局部加圧

1.研究の目的と背景製した鋳ぐるみ試験品を図 2 に示す。

自動車産業において、ＥＶ車に代表される環境配慮型自次に研究方法について説明する。温度およびひずみ測定

動車の開発が加速する中、数多くの部品が使用されている用の実験装置を図 3 に示す。鋳ぐるみ試験品の内層中空部鋳造についても、環境配慮を重視した CO2 排出量の削減可にカートリッジヒータ（日本ヒーター(株)製能な鋳造プロセス技術の開発が求められる。鋳造プロセス

UF0V27 改技術では、製品化された鋳造品の使用時および鋳造工程で挿入し、両端を断熱材で挟み込む。カートリッジヒータにの CO2 排出量削減が考えられる。前者は、鋳ぐるみといわ通電加熱し、その時のヒータ温度、アルミニウム合金層のれる多層構造鋳物であり、たとえば鋳鉄層、断熱層、それ表面温度および表面ひずみを測定した。ヒータ温度はカーらを鋳ぐるむアルミニウム合金層の三層構造にて断熱にトリッジヒータ内蔵の K 種熱電対、アルミニウム合金層のよる省エネ効果が期待できる。鋳ぐるみ工法においては、

表面ひずみは高温用ひずみ（(株)共和電業

鋳鉄層とアルミニウム合金層の接合部が、熱伝導および接C1-23H3M3）を使用し、データロガー（(株)キーエンス

合強度に大きく影響する。そのため、接合部を変更要素と600）でデータを取得した。アルミニウム合金層の表面温し、熱伝導、ひずみ、接合強度の変化を測定・検証した。

度は、赤外線サーモグラフィ（日本アビオニクス(株)後者は、局部加圧鋳造工法によって、従来の重力鋳造法にTVS-500EX）で測定した。

220V1kw

型式

サイズ外径φ20mmm、高さ 80mm）を

KFU-2-12DNR-

おける押し湯による歩留まりの悪さと鋳造サイクル低下

接合強度の試験状況を図 4 に示す。鋳ぐるみ試験品の外というデメリットの改善が期待できる。局部加圧鋳造工法

層のアルミニウム合金層を固定し、内層の鋳鉄を治具で押においては、加圧開始時間に対する凝固時間と鋳巣変化のし込み、接合強度を測定した。測定機は材料試験システム関係、および加圧力の影響範囲の定量把握、そしてシミュ（インストロン(株)5982）、移動速度 5mm／sec とした。

レーションへの適合について測定・検証した結果について報告する。

表１２．実験方法２・１

鋳ぐるみ多層構造鋳物成形工法

２・１・１

研究方法

鋳ぐるみ試験品の接合部寸法

試験品

接合部サイズ

接合面積mm2

試験品α

φ6mm×8箇所

226

試験品β

φ9mm×8箇所

509

試験品γ

幅6mm帯×2箇所

999

試験品θ

接合部なし

0

鋳ぐるみ試験品の作製工程について説明する。まず、サイズ内径φ20.5mm、外径φ26.5mm、高さ 50mm の内層を鋳鉄（FC450）で鋳造した。次に鋳鉄に断熱層（イソウール
BSF ペーパ

厚さ 3mm）を巻き付けて加熱成形した。断熱層には、後工程の外層アルミニウム鋳造により、内層の鋳鉄と外層のアルミニウム合金との接合部を設けるため、穿孔を施した。穿孔サイズおよび形状を表 1 に示す。次にサイズ外径φ38.5mm、高さ 50mm の外層をアルミニウム合金（AC4A）で鋳造した。尚、鋳ぐるみによる接合状態は(1)

図１

鋳ぐるみ試験品の製造工程心材が溶融消滅し、鋳ぐるみ材と一体化する場合、(2)心材の表面部分のみが溶融し、鋳ぐるみ材と溶接状態で接合する場合、(3)心材は溶融しないが、界面近傍で相互の拡散があり、合金相を形成する場合、(4)心材の溶融も相互拡散も生じず、力学的に接合している場合、以上 4 つに分類 1)されるが本研究においては、実用性を鑑み(4)力学的接合を採用し試験品を作製した。以上の工程を図１に、作図2

鋳ぐるみ試験品

図3

実験装置

する場合であれば、接合面積でひずみの差がみられた可能性はあるが、(4)心材の溶融も相互拡散も生じず、力学的に接合している本試験品の場合は、接合面積によるひずみの差がみられないことが示唆された。
試験品α、β、γの接合面積と接合強度の関係を図 8 に示す。横軸は各試験品の内層の鋳鉄と外層のアルミニウム
図4

接合強度測定合金の接合面積、縦軸は接合強度である。接合面積と接合強度は正の相関があり、線形近似式で表せることが示唆さ２・１・２

研究結果れた。一般的な運動方程式はまず、断面写真の図 5 から鋳ぐるみ試験品の接合部は力学的な接合状態であることが確認された。図 6 に示すように、力学的接合状態において外層と内層の温度差は約 3℃

F＝m×a
F:接合強度(N)･･･（１）m:質量(kg)a:加速度(m/s2)であり、接合部の熱伝導の影響が大きいことが推定された。
で表せる。本試験品α（接合面積 226mm2）の場合、鋳鉄の質量 0.084kg、接合強度 8775N である。加速度を JIS の自動車部品振動試験方法 2)記載の振動条件において最も厳しい D 種（懸架装置のばね下に取り付けられる場合及びエンジンに取り付けられ、比較的振動の大きい場合）の加速度 500m/s2 を採用し、式（１）に代入すると、安全率 209
図5試験品の断面

図6

断面の温度分布倍が算出された。つまり、質量と使用条件加速度に基づき、必要な接合面積が算出可能であることが示唆された。

カートリッジヒータの出力を消費電力 20.7～21.1w に設定した時の、試験品α、β、γ、θの接合面積とヒータ

表2

試験品の表面温度とひずみの関係温度およびアルミニウム合金層表面温度の関係を図 7 に試験品

接合面積mm2ひずみμST／℃示す。横軸は各試験品の内層の鋳鉄と外層のアルミニウム試験品α226

2.36合金の接合面積、縦軸は温度である。図 7 から、接合面積試験品β5092.33が小さい方が熱の流出が少ないためヒータ温度は高く維試験品γ9992.34持され、アルミニウム合金層表面温度は低く維持された。
つまり接合面積とヒータ温度は負の相関、接合面積とアルミニウム合金層表面温度は正の相関があり、多項式近似式で表せることが示唆された。

図8２・２

局部加圧鋳造工法

２・２・１
図7

試験品の接合面積と温度の関係

試験品の接合面積と接合強度の関係

研究方法

従来工法の重力鋳造法は、鋳巣防止、つまり品質保証のために大きな押し湯を使用するが、それにより鋳造サイク試験品α、β、γのアルミニウム合金層表面温度とひずルタイムと材料使用量が増加する。本研究の局部加圧鋳造

みの関係を表 2 に示す。接合面積にかかわらず、ひずみは工法は、加圧ピンで発生した鋳巣を潰す工法のため、サイ同等の値であった。鋳鉄に比べアルミニウム合金の線膨張クルタイムと材料使用量の削減効果が期待できる。

係数は 2 倍程度大きいため、(1)心材が溶融消滅し、鋳ぐまず、局部加圧鋳造工法の効果検証のため、図 9 に示す

るみ材と一体化する場合、(2)心材の表面部分のみが溶融

鋳物試作品の局部加圧あり・なしの時の鋳巣欠陥の有無をし、鋳ぐるみ材と溶接状態で接合する場合、(3)心材は溶測定した。実施した局部加圧ありの時の加圧ピンの加圧力

融しないが、界面近傍で相互の拡散があり、合金相を形成と加圧開始時間を表 3 に示す。ストロークは 10mm とした。

せん断跡および組織の流れがみられたため、一度凝固した後に加圧していると推定され、すなわち加圧のタイミングピンが遅いことが示唆された。試験品 B の場合、加圧ピンは熱電対10mm ストロークしたが、試験品 A よりも鋳巣が若干散見しており、すなわち加圧のタイミングが若干早いことが示唆された。試験 C の場合、接触面をむしり取りながらピン
図9

局部加圧試作品

図 10

加圧ピン先端部がストロークしているため、加圧力をあげることで推進力が増すことが確認されたが、鋳巣改善の効果はみられなか

表3

局部加圧条件った。以上から、局部加圧による鋳巣減少効果がみられた

加圧力MPa

加圧開始時間sec※注湯完了後

試験品A0.312

試験品B0.35

試験品C1.05が、本鋳造条件においては、最適な加圧開始時間は注湯完了後 5～12 秒後の間になることが示唆された。また、局部加圧の効果範囲は局部的であることが示唆された。
鋳造実験時の加圧ピン先端部の温度実測値と熱抵抗値を変化させた時のシミュレーション結果を図 13 に示す。
結果から、熱抵抗値は 1cm2s deg/cal の時が実測値に最も次にシミュレーションへの適合性検証のために、物体の近い傾向を示した。

接触面の熱の伝わりづらさを示す熱抵抗値の最適値を検討した。熱抵抗値は物性値とは異なり、物体の組み合わせで異なる値であり、実験で求める必要がある。鋳造実験で、加圧ピンの先端部に熱電対（K 種）を設置し（図 10）、加圧ピン先端部に接する注湯の温度を測定した。シミュレー
ションは熱抵抗値を変えながら実施し、温度測定結果とシミュレーション結果が近い時の熱抵抗値を最適値とした。
ソフトは鋳造シミュレーションシステム ADSTEFAN（(株)日立産業制御ソリューションズ）を使用した。熱抵抗値を最適化した後、局部加圧シミュレーションを実施し、最適な加圧条件を算出した。
２・２・２

図 13

研究結果

温度実測値とシミュレーション結果比較

熱抵抗値 1cm2s deg/cal にて、注湯後加圧開始時間を実鋳物試作品の局部加圧あり・なしの時の鋳巣欠陥の有無

験と同じ 5 秒、12 秒に加えて 8 秒、10 秒でシミュレーシを測定したところ、局部加圧なしの場合、26 試作品中 26ョンを実施した結果を図 14 に示す。ADSTEFAN のポスト機ヶすべて図 11 に示す鋳巣欠陥がみられた。次に加圧あり能である鋳物健全度を評価指標としており、色の異なるの時の結果を図 12 に示す。試験品 A の場合、鋳巣減少効（赤色、水色）部分が鋳巣欠陥の高いことを示す。また、果はみられたが、加圧ピンは 10mm ストロークしなかった。

加圧ストロークは 10mm、加圧速度は 2mm/sec とし、いずれも実験条件と同等条件である。注湯 5 秒後に加圧した場
合、加圧完了後に鋳巣欠陥が発生しているため、加圧のタイミングが早いことを示唆しており、実験結果と同じ傾向である。注湯 8 秒後に加圧した場合、加圧完了後に鋳巣欠陥が発生しているため、加圧のタイミングが早いことを示唆している。注湯 10 秒後に加圧した場合、12 秒後に発生

図 11

加圧なし

図 12-A

試験品 A

した鋳巣を潰すことができている。注湯 12 秒後に加圧した場合、鋳巣の発生はないが 7mm でストロークが停止しており、加圧開始のタイミングが遅いことを示唆しており、実験結果と同じ傾向である。以上の結果より、本実験条件においては、注湯 10 秒後に加圧を開始するのが最適であり、またシミュレーションで事前予測可能であることが示唆された。
局部加圧鋳造工法による鋳造サイクルタイムの短縮効
果のシミュレーションによる検証結果を図 15 に示す。従図 12-B

試験品 B

図 12-C

試験品 C

来の押し湯モデルでは凝固完了まで 45.4 秒を要していたが、局部加圧鋳造工法では凝固完了まで 16.3 秒であり、凝固時間を約 3 分の 1 に短縮できることが示唆された。
尚、詳細は省略するが加圧力の差異による鋳巣減少効果はシミュレーションではみられなかった。

図 15

局部加圧鋳造工法（左）、従来の押し湯モデル（右）３．結言
自動車産業において、CO2 排出量の削減可能な鋳造プロセス技術の開発が求められる中、鋳ぐるみ多層構造鋳物成形工法および局部加圧重力鋳造工法に関する基礎的研究を実施した。これらの結果から以下の結言を得た。
図 14-1

注湯完了 5 秒後に加圧開始した場合（CAE）
３・１

鋳ぐるみ多層構造物成形工法（1） 外層のアルミニウム合金と内層の鋳鉄との接触による接合面積とヒータ温度は負の相関、接合面積とアルミニウム合金層表面温度は正の相関があり、多項式近似式で表せることが示唆された。
（2） 力学的に接合している本試験品の場合、加熱によって生じるひずみについて、接合面積によってひずみに差がみられないことが示唆された。
（3） 接合面積と接合強度は正の相関があり、線形近似式で表せることが示唆された。
図 14-2

注湯完了 8 秒後に加圧開始した場合（CAE）
３・２

局部加圧重力鋳造工法（1） 局部加圧用加圧ピンの始動のタイミングに関しては、注湯完了 10 秒後の始動が最適であることがシミュレーション上で示唆された。
（2） 加圧ピンの鋳巣を潰す効果について、実測結果とシミュレーション結果を、注湯完了 5 秒後および12 秒後のモデルで比較したところ、同様の傾向を示した。したがって、シミュレーションで局部加圧効果の事前予測が可能であることが示唆された。
（3） 鋳造サイクルタイムについて、従来の押し湯を用いた重力鋳造工法に比べて、局部加圧重力鋳造工
図 14-3

注湯完了 10 秒後に加圧開始した場合（CAE）

法はシミュレーション上では凝固時間を約 3 分の 1 に短縮できることが示唆された。

謝

辞本研究を遂行するにあたり（公財）天田財団より令和令和元年度一般研究開発助成 （AF-2019027-B3）をいただきました。ここに心より感謝の意を表します。
参考文献
1） 野口 徹・鴨田秀一：鋳造工学,第 70 巻（1998）第 12
図 14-1
図 14-4

注湯完了 5 秒後に加圧開始した場合（CAE）

注湯完了 12 秒後に加圧開始した場合（CAE）

号,P920-927
2） JIS D 1601:1995：自動車部品振動試験方法