コンピュータシミュレーション解析を利用した難燃性マグネシウム合金の砂型鋳造への適用に関する研究
園田正樹 *・吉松研一 **・瀬戸一郎 ***生産技術部・ ** 木本機器工業株式会社

Study of Computer Simulation of Non-combustible Magnesium alloy Sand Mold Castings
Masaki SONODA *・Kenichi YOSHIMATSU **・Ichiro SETO ***要

Production Engineering Division・ ** Kimotokikikougyo LTD

旨
我々は平成 17 年度より，地域新生コンソーシアム研究開発事業「難燃性マグネシウム合金の高機能組織制御と鉄道車両用部材の開発」の分担課題である「凝固シミュレーション解析を援用した鋳造部材の低コスト製造技術」の中で，難燃性マグネシウム合金の鋳造技術を確立し，コンピュータシミュレーション解析を利用した低コスト化を進め，鉄道車両部材への事業展開を図ることを目標に研究を推進している．鋳造特性把握用試
験片を対象としたシミュレーション解析とその実証実験を行うことにより，鋳造特性の把握とコンピュータシミュレーション解析の有効性を検討した．流動性については，溶融体の温度だけではなく，鋳型内に発生するガスによる背圧の影響も大であることを確認した．コンピュータシミュレーションについては，欠陥発生位置を予測でき有効性が確認された．反面，鋳造部品の強度を左右する鋳造体の冷却速度については，実際よりも速い値を示し，実際の設計に活用するには多くのデータ蓄積と解析が必要である．

はじめにウム合金の砂型鋳造技術の確立とコンピュータシミュ

難燃性マグネシウム合金は鉄道技術協会から鉄道車両

1.

レーション解析を利用した低コスト化を目標に研究を推用材料として必須である不燃材の認定を受けた唯一のマ進している．

グネシウム合金であり，エネルギー効率の観点から大幅今回は，難燃性マグネシウム合金 AZX912（AZX912：な重量削減が課題とされている次期新幹線の内装用部品

Mg-9mass%Al-1mass%Zn-2mass%Ca）の砂型鋳造における材料としての展開が期待されている．

鋳造特性の把握とコンピュータシミュレーション解析の難燃性マグネシウム合金は大気中でもシールドガスを有効性について検討したので報告する．

使用せずに溶解が可能であり，扱い易い材料であるが，使用実績が少ないことによる信頼性不足とコスト高，従

2.

実験方法

来のマグネシウム合金と比較して機械的強度が低いとい

鋳造物性を把握する対象として，砂型鋳造の中で量産う課題があり，鉄やアルミニウムのような基幹材料になに適したスタックモールドによる鋳造を選択した．本研れないでいる．

究においては，5 段に積上げたスタックモールドを用いこの課題に取り組み，難燃性マグネシウム合金の鉄道て実験を行った．鋳造特性を把握する試験片を Fig.1，車両部材への事業展開を目指して産業技術総合研究所やFig.2，Fig.3 に示す．Fig.1 の階段型試験片は製品の板厚九州大学が中核となり九州及び関西の機関がコンソーシによる性質の違いを，Fig.2 の渦巻型試験片は流動性アムを構成し，機械的強度の向上と溶解鋳造，塑性加を，Fig.3 の引張試験片は機械的強度を，それぞれ把握工，溶接技術，疲労強度評価等の総合的な生産技術の確するための試験片である．

立による大幅なコストダウンを目指している．

これらの中から階段型試験片に対して凝固シミュレー

このプロジェクト「難燃性マグネシウム合金の高機能ション解析を行った．解析対象物を分割する要素の 1 辺組織制御と鉄道車両用部材の開発」の分担課題「凝固シ

長は 2mm を基準として，製品厚さが 2.5mm の最薄肉部

ミュレーション解析を援用した鋳造部材の低コスト製造分には 1 辺長 0.5mm の要素を用い，1 辺長 2mm の要素技術」として大分県産業科学技術センターは大分県地場との間には，一辺長を段階的に変化させた要素を配置し企業である木本機器工業株式会社と共に難燃性マグネシ

た．熱的に対称な形状であるので 1/2 解析を行った．凝高周波誘導電気炉
減圧装置

Fig.1

階段型試験片Fig.2

渦巻型試験片Fig.4

高周波誘導電気炉と減圧装置

鋳込指示棒

Fig.3

引張試験片

固シミュレーション解析に必要な熱物性値は示差走査熱

Fig.5

鋳型への注湯と鋳込指示棒

指示棒に接する高さから注湯した．

量（DSC）分析装置による測定値を用いた．凝固シミュ

鋳造条件 A の他に，鋳造特性として注湯温度の影響

レーション解析における鋳造条件は Table １の鋳造条を調べるため Table １に示すように，鋳造条件 B：注湯件 A：注湯温度 650℃，注湯高さ 100mm とした．

温度 670℃，鋳造条件 C：注湯温度 730℃の 3 通りで鋳凝固シミュレーション解析により，鋳型内へ充填した造実験を行った．

溶融状態の AZX912 合金が凝固していく過程を図示しTable 1て，鋳造欠陥の発生が予測される位置として凝固収縮時に押し湯からの溶湯供給が絶たれる箇所を確認した．
凝固シミュレーション解析の結果を実証するため，解析に用いた鋳造条件 A により階段型試験片に対して難燃性マグネシウム合金 AZX912 の鋳造実験を行った．

鋳造条件 A
鋳造条件 B
鋳造条件 C

鋳造条件

注湯温度〔℃〕
650670730

注湯高さ〔mm〕
100100100約 2200g の難燃性マグネシウム合金 AZX912 インゴッ
トをるつぼに入れ，高周波誘導電気炉により溶融した．

鋳造実験後，型ばらしの後，鋳造試験体の鋳造欠陥の溶湯温度を 680℃まで上昇させた後，るつぼごと減圧装発生が予測される位置を観察することにより，凝固シ置内に移し，装置内を 60mmHg まで減圧し 2 分間保持

ミュレーション解析の有効性を評価した．

することによって溶湯中の非金属介在物を溶湯表面まで鋳造体の板厚の差異と冷却速度の関係を調べるため，浮上させ除去した．Fig.4 に高周波誘導電気炉と減圧装

Fig.6 に示すように，階段型試験片の 5 段目製品の板厚置を示す．減圧処理による溶湯清浄後，るつぼを炉へ戻

10mm，20mm，40mm それぞれの部分の中心となる位置

し，溶湯を注湯温度まで加熱させて鋳造を行った．凝固

T1，T2，T3 に熱電対を取り付け，溶湯が型内に充填しシミュレーション解析において鋳型内へ溶湯を注ぎ込む

凝固，冷却する間，1 秒毎に温度を測定した．

注湯高さも，湯口を通過する溶融金属の圧力に関係する重要なパラメータであるため，Fig.5 のように鋳造条件A の位置に鋳込指示棒を設置し，るつぼの注ぎ口が鋳込

凝固シミュレーションの解析精度を把握するため，この測定値と同位置の温度変化の計算値とを比較した．

鋳造条件 B，C で実験した渦巻型試験片それぞれの各段の流動距離を測定することにより，溶湯温度による流動性の違いを評価した．

溶湯供給遮断溶湯供給遮断Fig.6

階段型試験片（5 段目製品）の温度測定位置（十字線の箇所）

3.

Fig.7

階段型試験片の凝固過程

Fig.8

方案から外れた 5 段目製品

実験結果及び考察

凝固シミュレーションによる階段型試験片の凝固過程
を Fig.7 に示す．赤褐色の部分が流動可能な液体状態，白色の部分が凝固後の固体状態を示している．この解析結果から，1 段目製品と 5 段目製品の堰付近が押し湯より先に凝固するので，溶湯供給が絶たれ，この付近に欠陥が発生することが予測された．
階段型試験片の鋳造実験の結果，凝固シミュレーションで予測したとおり，1 段目製品と 5 段目製品の堰に割れが確認された．Fig.8 に堰に生じていた割れのため，型ばらし中に方案から外れた 5 段目製品を，Fig.9 に 1段目製品と押し湯との間の堰に在る割れを示す．1 段目
製品は堰に存在する割れのため，軽い力で押し湯部分から外れた．
鋳造条件 A における階段型試験片の温度測定点 T1，T2，T3 各位置の冷却曲線を Fig.10 に示す．
この冷却曲線から冷却速度を，充填後 400℃まで降下するまでの 4 つの温度領域に区切り，直線近似によって算出した．Table 2 にその結果を示す．液相線温度から固相線温度への冷却に該当すると考えられる 550℃～500℃領域において，T1 の冷却速度は T3 のそれに対し

Fig.9

1 段目製品の堰に存在する割れTable 2各温度領域における冷却速度（鋳造条件 A）

温度領域
～550℃
550℃～500℃500℃～450℃
450℃～400℃
Table 3

冷却速度（℃/Ｓ）
T1T2-2.7-1.1-2.5-1.0-1.6-0.7-0.6-0.6T3-0.9-0.6-0.8-0.5

凝固シミュレーションにより計算した各温度領域における冷却速度（鋳造条件 A）

温度領域
Fig.10階段型試験片各位置の充填後の温度変化～550℃
550℃～500℃
500℃～450℃
450℃～400℃

Table 4T1-6.7-1.1-2.0-1.0

冷却速度（℃/Ｓ）
T2T3-2.6-1.3-0.7-0.4-0.9-1.1-0.8-0.8

注湯温度による難燃性マグネシウム合金
AZX912 の流動距離
溶湯の流動距離〔mm〕

Fig.11

凝固シミュレーションにより計算した階段型

5 段目製品
4 段目製品
3 段目製品
2 段目製品1 段目製品

鋳造条件 B602485597483378

鋳造条件 C309320389465459

試験片各位置の充填後の温度変化
ると，550℃～500℃領域を除き，シミュレーションによる冷却速度は実際のそれより速いことが判る．
鋳造条件 B，C それぞれの条件にて鋳造実験を行った
渦巻型試験片の写真を Fig.12 に示す．左側が鋳造条件
B の試験片，右側が鋳造条件 C の試験体である．各段の流動距離測定値を Table 4 に示す．
1 段目製品の流動長さのみ鋳造条件 C の方が長く，2段目では同程度，3 段目より上の試験片は鋳造条件 B の方が長いことが判る．同じく鋳造条件 C で引張試験片
Fig.12

湯流れ比較鋳造条件 B（左），C（右）に鋳造を行った場合，Fig.13 に示すように良好な充填を示した．これは引張試験片の鋳型は Fig.14 に示すようて板厚差と同じ約 4 倍の速さを示した．しかし T2 の冷に湯口と対の位置にある押湯部分が鋳型内のガスを逃が却速度は T3 のそれより約 1.7 倍の速さを示し，板厚差すベントの働きをしているのに対し，渦巻型試験片の鋳程の差異はないことが判る．板厚 20mm と板厚 10m と型は，Fig.15 のように型内部のガスを逃がすベントがなの間を境に結晶粒径の大幅な差異が推測される．

いことに起因すると考える．鋳造において溶湯温度を上階段型試験片各位置の凝固シミュレーションにより算昇させれば一般的に流動性は上昇するが，温度上昇によ出した冷却曲線を Fig.11 に示す．この冷却曲線から冷るガスの膨張が鋳型内部の背圧を高めることになる．マ

却速度を，充填後 400℃まで降下するまでの 4 つの温度グネシウム合金は比重が軽いため，この背圧に抗して型領域に区切り，直線近似によって算出した．Table 3 に内に充填することができなかったと考えられる．鋳造条

その結果を示す．

件 C の１段目製品，２段目製品の流動性が鋳造条件 B

Table 2 に示す実証試験において鋳造製品の凝固過程の温度を測定した冷却速度と，Table 3 に示す凝固シミュレーションにより計算した同位置の冷却速度を比較す

より優れていたあるいは同程度だったのは，低い位置にあるので押湯効果が強いためと考えられる．

4.
z

まとめ

難燃性マグネシウム合金 AZX912 の砂型鋳造に対して凝固シミュレーション解析が有効であることと現在の解析精度を確認した．

z

鋳造製品の板厚が冷却速度に及ぼす影響について，その傾向を掴むことができた．

zFig.13

引張試験片

難燃性マグネシウム合金の鋳造流動性には注湯温度だけでなく鋳型内に発生するガスによる背圧も主要な影響因子であることを確認した．

謝

辞本研究の遂行にあたり，貴重なご助言を頂きました難燃性 Mg コンソーシアムプロジェクト研究推進委員会の皆様に心より感謝の意を表します．また，実験にご協力頂きました木本機器工業(株)宮本忠次氏に心より御礼申し上げます．
Fig.14

引張試験片鋳型

Fig.15

渦巻試験片鋳型