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【発明の名称】 |
アルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法 |
| 【発明者】 |
【氏名】長海 博文
【氏名】梅田 高照 |
【課題】複雑な設備を用いず、簡便な方法で鋳造初期段階における割れ欠陥を確実に予防できるアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法を提案する。
【解決手段】アルミニウム合金を所要形状のビレットに連続鋳造するに際し、係る鋳造過程における弾・塑性変形解析により得られる相当塑性歪み値(ε)を、当該アルミニウム合金の実測破断歪み値(εｃ)以下の範囲内とするように鋳造速度(Ｖ)等の鋳造条件を制御する、アルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法。また、アルミニウム合金を所要形状のビレットに連続鋳造するに際し、鋳造過程における弾・塑性変形解析により得られる相当塑性歪み値(ε)を、当該合金の固相率が０.８以下の温度範囲を除き、実測破断歪み値(εｃ)以下の範囲内とするように鋳造条件を制御する、アルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法も含まれる。 |
【特許請求の範囲】
【請求項１】アルミニウム合金を所要形状のビレットに連続鋳造するに際し、係る鋳造過程における弾・塑性変形解析により得られる相当塑性歪み値(ε)を、当該アルミニウム合金の実測破断歪み値(εｃ)以下の範囲内とするように鋳造条件を制御する、ことを特徴とするアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法。
【請求項２】アルミニウム合金を所要形状のビレットに連続鋳造するに際し、係る鋳造過程における弾・塑性変形解析により得られる相当塑性歪み値(ε)を、上記合金の固相率０．８以下に相当する温度範囲を除き、当該アルミニウム合金の実測破断歪み値(εｃ)以下の範囲内とするように鋳造条件を制御する、ことを特徴とするアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法。
【請求項３】前記連続鋳造する際、その鋳造条件である鋳造速度(Ｖ)とビオ数(Ｂｉ)との積を冷却パラメータとし、該冷却パラメータ値を、０.００５５ｍ／ｓ以下とする、ことを特徴とする請求項１又は２に記載のアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法。尚、上記ビオ数(Ｂｉ)は、固体と流体中の熱流に対する抵抗を示す指標であって、ビレットの表面と冷却媒体との間における総括熱伝達係数(ｈ)とビレットの半径(Ｒ)との積を、当該合金の熱伝導率(κ)で除した値(ｈ×Ｒ／κ)である。
【請求項４】前記連続鋳造する際に、アルミニウム合金の溶湯を注湯する筒形の強制冷却鋳型からなる第一次冷却媒体と、この媒体の下側に配置したリング形のワイパーとを用い、上記第一次冷却媒体の内周面の下端のノズルから、ビレットの周表面を冷却する第二次冷却媒体を噴出し、該第二次冷却媒体の下部で上記ワイパーにより該第二次冷却媒体を外部に排出すると共に、上記第一次冷却媒体及びワイパーから下方に垂下したビレットの周表面に第三次冷却媒体を吹き付ける、ことを特徴とする請求項１乃至３の何れかに記載のアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法。
【請求項５】前記ビレットの直径が３００ｍｍ以上の場合においては、第二次冷却帯の縦寸法(Ｌ)を４５ｍｍ以下とした、ことを特徴とする請求項４に記載のアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法。
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【発明の詳細な説明】【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、アルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造において、鋳造初期段階での割れ欠陥を確実に回避する上記ビレットの垂直連続鋳造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】一般に、アルミニウム合金のビレットの垂直連続鋳造は、図１１に示すように、上下が開口するリング形の強制冷却鋳型１にその上方から、図示しないスパウト及びフロートを介して、アルミニウム合金の溶湯Ｍを注湯し、凝固した鋳塊Ｃをその下端を支える下型４と共に上記鋳型１の下方に引き下ろすことにより行われている。即ち、上記鋳型１の下方の開口部からその内部に下型４を挿入した状態で注湯が開始され、鋳型１と下型４に囲まれた空間内に所定量の溶湯Ｍが供給され且つその表面が凝固した段階で、下型４と共に鋳塊Ｃが鋳型１の下方に引き下ろされる。そして、鋳型１から引き下ろされた鋳塊Ｃは、その周表面に鋳型１内の冷却水Ｗがノズル２から下向き円錐状に噴射され、強制冷却されてビレットＢとなる。尚、図１１中の符号Ｆは、溶湯Ｍと鋳塊Ｃとの凝固界面を示す。
【０００３】ところで、上記鋳造の初期段階において、鋳型１から引き下ろされた鋳塊Ｃの下端部は冷却水Ｗにより急冷され、当該部分の温度が急降下し、鋳塊Ｃの垂直方向に沿う温度勾配が高くなる結果、鋳塊Ｃの内部に熱応力を誘発する。同時に鋳塊Ｃの周表面と中心部との温度勾配も高くなり、同様に熱応力を生じる。更に、鋳塊Ｃは下型４との接触によっても急冷され、同様に熱応力を生じる。これらの熱応力は、図１１に示すように、鋳塊Ｃの下端部に熱間割れ６を発生させる原因になる。また、割れ６により引張り応力が生じ、鋳塊Ｃの内部に縦割れが生じ易くなる。更に、鋳塊Ｃと下型４の間に隙間８を生じると、鋳塊Ｃから下型４への放熱が妨げられ、鋳塊Ｃの下端部が再溶解する再溶解部分から割れが生じることもある。尚、鋳造の初期段階を終えた定常段階になると、上記鋳型１内に供給された溶湯Ｍは、鋳型１との接触により冷却され、その周表面に厚さ約１０ｍｍ程の薄い凝固層を順次形成し、垂直方向に長いビレットＢとなる。
【０００４】以上の鋳塊の鋳造初期段階の割れ等を防止して、鋳塊品質を改善するため、次のような方法が提案されている。即ち、鋳型内の湯面レベルを低くして鋳造する低湯面レベル鋳造や、鋳造速度を減少させる鋳造方法である。しかし、これらの方法では湯漏れが発生する危険がある。更に、冷却水量を減らす方法もあるが、これによる冷却速度の調整には限界がある。従って、何れの方法によっても、鋳造初期段階における割れ等の欠陥を防ぐことは、品種によっては困難であった。
【０００５】
【発明が解決すべき課題】本発明は、以上に説明した従来の技術における問題点を解決し、複雑な設備を用いず、簡便な方法で鋳造初期段階における割れ欠陥を確実に予防できるアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法を提案することを課題とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明は、上記課題を解決するため、垂直連続鋳造の初期段階におけるビレットの内部歪みと実測破断歪みとを比較することに着想して得られたものである。即ち、本発明のアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法は、アルミニウム合金を所要形状のビレットに連続鋳造するに際し、係る鋳造過程における弾・塑性変形解析により得られる相当塑性歪み値(ε)を、当該アルミニウム合金の実測破断歪み値(εｃ)以下の範囲内とするように鋳造条件を制御する、ことを特徴とする。これによれば、予め計算で得られる相当塑性歪み値(ε)を基準とし、これが実測破断歪み値(εｃ)以下になるように、鋳造速度や冷却速度等の鋳造条件を制御することにより、初期段階での割れ欠陥を確実に防止することが可能となる。尚、相当塑性歪み値(ε)は、凝固過程におけるビレット各部に生じる最大相当塑性歪み(計算値)であり、実測破断歪み値(εｃ)は、当該合金の固液共存域及び固相域における高温引張試験で得られた破断歪み(実測値)である。
【０００７】本発明のもう一つのアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法は、アルミニウム合金を所要形状のビレットに連続鋳造するに際し、係る鋳造過程における弾・塑性変形解析により得られる相当塑性歪み値(ε)を、上記合金の固相率０.８以下に相当する温度範囲を除き、当該アルミニウム合金の実測破断歪み値(εｃ)以下の範囲内とするように鋳造条件を制御する、ことを特徴とする。
【０００８】これによれば、冷却温度域のうち固相率が０.８以下の温度範囲では、相当塑性歪み値(ε)が実測破断歪み値(εｃ)を越え、変形による微細な割れが生じても、残留溶湯が係る割れ目内に浸入し、当該割れが治癒され得る。従って、上記固相率０.８以下に相当する温度範囲内は例外とし、且つそれ以外の温度域では原則通り相当塑性歪み値(ε)を、実測破断歪み値(εｃ)以下の範囲内とするように鋳造条件を制御する。これによって、アルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造の初期段階における割れ欠陥を確実で且つ精緻にして防止することが可能となる。
【０００９】また、前記連続鋳造する際、その鋳造条件である鋳造速度(Ｖ)とビオ数(Ｂｉ)との積を冷却パラメータとし、該冷却パラメータ値を、０.００５５ｍ／ｓ以下とする、アルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法が含まれる。尚、上記ビオ数(Ｂｉ)は、固体と流体中の熱流に対する抵抗を示す指標であって、ビレットの表面と第一次冷却媒体、第二次冷却媒体、及び／又は、第三次冷却媒体との間における総括熱伝達係数(ｈ)とビレットの半径(Ｒ)との積を、当該アルミニウム合金の熱伝導率(κ)で除した値(ｈ×Ｒ／κ)である。上記のように、冷却パラメータを適切に選択することにより、前記相当塑性歪み値(ε)を実測破断歪み値(εｃ)以下の範囲内に保ちつつ、確実に垂直連続鋳造が行えるので、割れ欠陥のないアルミニウム合金ビレットを確実に鋳造することができる。
【００１０】上記の具体的な発明態様として、特に、前記連続鋳造する際に、アルミニウム合金の溶湯を注湯する筒形状の強制冷却鋳型からなる第一次冷却媒体と、この媒体の下側に配置したリング形のワイパーとを用い、上記第一次冷却媒体における内周面の下端のノズルから、ビレットの周表面を冷却する第二次冷却媒体を噴射し、該第二次冷却媒体の下部で上記ワイパーにより該第二次冷却媒体を外部に排出すると共に、上記第一次冷却媒体及びワイパーから下方に垂下したビレットの周表面に第三次冷却媒体を吹き付ける、アルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法が含まれる。この多段冷却鋳造方法によれば、ビレット内部の相当塑性歪みを緩和できるので、ワイパーのない状態で割れを生じた鋳造速度による場合や、大径のビレットを鋳造する場合であっても、アルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造の初期段階における割れ欠陥を確実に防止することができる。
【００１１】加えて、前記ビレットの直径が３００ｍｍ以上の場合においては、第二次冷却帯の縦寸法(Ｌ)を４５ｍｍ以下とした、アルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法が含まれる。これによれば、ビレット各部の相当塑性歪み値(ε)を、実測破断歪み値(εｃ)よりも小さくすることが容易にできるので、ビレットの割れ欠陥を確実に防止することができる。尚、上記第二次冷却帯の縦寸法(Ｌ)とは、前記鋳型の下端から噴出する第二次冷却媒体が、ビレット表面に当たる上端の位置からワイパーの下端(ワイパーにおける水平片の上端)までの距離を指す。
【００１２】
【発明の実施の形態】以下において本発明の実施に好適な形態を図面と共に説明する。図１は、一般的なアルミニウム合金ビレットの垂直連続鋳造方法を示す。図示のように、略円筒形状であり垂直断面が矩形で中空構造の強制冷却鋳型(第一次冷却媒体)１内に、その内側に立設した注湯筒１０と、これにガイドされたフロート兼用の分流板１２とを介してアルミニウム合金の溶湯Ｍを鋳込む。上記鋳型１における内周面の下端には、斜め下向きにスリット状のノズル２が形成され、ここから噴射される冷却水Ｗ(第二次冷却媒体)により鋳塊Ｃの周表面を冷却する。溶湯Ｍは鋳型１及び冷却水Ｗにより冷却され、凝固界面Ｆを経て、鋳塊Ｃとなる。係る鋳塊Ｃは、予め鋳型１中に挿入されていた下型４をその昇降軸５と共に、下降させることにより、鋳型１の下方に引き下ろされてビレットＢとなる。
【００１３】また、図２は、前記鋳型１の下側に平面視でリング形で断面略Ｌ字形のワイパー３を配置した状態を示し、その外側には冷却水Ｗの排水孔３ａを形成している。係るワイパー３を用いて、第二次冷却媒体である冷却水Ｗを外部に排出し、係る冷却水Ｗによる冷却速度を調整し、且つその下側で鋳塊Ｃの周表面に例えば工業用エアａ(第三次冷却媒体)を吹き付けることにより、鋳塊Ｃの冷却速度を制御する多段冷却鋳造を行うことができる。従って、鋳塊Ｃ内部における熱応力による歪みを緩和でき、ビレットＢの初期鋳造段階における割れ欠陥を確実に防止することが可能となる。図２中の符号Ｌは、第二次冷却帯の縦寸法を示す。尚、第二次・第三次冷却媒体は、上記の形態に限定されず、適切な冷却パラメータが得られるような他の媒体や、それらの組合せを選定しても良い。
【００１４】本発明では、図１及び図２に示した鋳造装置を用いることを前提とし、鋳造されるビレットＢについて、凝固熱及び熱変形応力解析を行うことにより、ビレットＢ内部の相当塑性歪み(ε)を算出する。そして、この相当塑性歪み(ε)のビレットＢ内部における分布の推移を検討した結果、後述するように、鋳造初期段階におけるビレットＢの割れ欠陥は、その鋳込み先端(下端)の中心部から発生することを見出した。尚、相当塑性歪み値(ε)は、凝固過程におけるビレットＢの各部に生じる最大相当塑性歪み(計算値)である。
【００１５】係る知見に基づき、鋳造速度を変えて、ビレットＢの鋳込み先端の各部において、係る先端からの距離ごとに応じた相当塑性歪み(ε)と、当該合金組成を有するビレットＢの破断歪み(εｃ)の測定値とを比較した。この結果、原則として予め解析で得られた相当塑性歪み(ε)が、実測破断歪み(εｃ)よりも小さい場合、割れ欠陥が発生しないことを見出した。尚、実測破断歪み値(εｃ)は、４００℃から全固液共存域の温度範囲での引張試験で得られた破断歪み(実測値)である。また、アルミニウム合金において固相率が低い範囲、即ち固相率が０.８以下の範囲では、溶湯Ｍがある程度残留しているため、相当塑性歪み(ε)が実測破断歪み(εｃ)より大きくても割れを生じにくいことも見出した。これは、熱変形により生じた微細な割れ内に、残留する溶湯Ｍが浸入することによって、割れが修復されるためである。
【００１６】また、上記の適正な範囲は、鋳造条件であるアルミニウム合金の鋳造速度(Ｖ)とビオ数(Ｂｉ)との積である冷却パラメータが、０．００５５ｍ／ｓ以下となるように鋳造条件を制御することにより求められる。尚、上記ビオ数(Ｂｉ)は、固体と流体中の熱流に対する抵抗を示す指標で、ビレットの表面と第一次冷却媒体(鋳型１)、第二次冷却媒体(冷却水Ｗ)、及び／又は、第三次冷却媒体(エアａ)との間における総括熱伝達係数(ｈ)とビレットの半径(Ｒ)との積を、当該合金の熱伝導率(κ)で除した値(ｈ×Ｒ／κ)である。従って、上記冷却パラメータが、０．００５５ｍ／ｓ以下となる総括熱伝達係数(ｈ)を得るべく、第一次冷却媒体、第二次冷却媒体、及び／又は、第三次冷却媒体の種類や流量の組合せ等を、事前に選択・計算することにより、ビレットの適正な鋳造条件を容易に設定することができる。
【００１７】
【実施例】以下において、本発明の具体的な実施例について説明する。先ず、前記図１に示した垂直連続鋳造装置によって得られる直径３２５ｍｍの６０００系のアルミニウム合金のビレットＢに対して、凝固熱解析と、これにて得られる温度場を温度荷重としてビレット鋳造過程の熱変形応力解析により、内部相当塑性歪み(ε)を計算した。
【００１８】凝固熱解析は、上記ビレットＢの鋳込み先端から６００ｍｍを対象とし、幾何学的および熱的に軸対称と仮定する軸対称モデルとした。また、解析領域は、ビレットＢのメタル(溶湯Ｍ＋鋳塊Ｃ)、鋳型１、及び、下型４を含め、ビレットＢの半径方向で１６５ｍｍ、軸方向で６７５ｍｍとし、両方向共に５ｍｍ間隔で等分割した。更に、解析手法は、直接差分外節点法により鋳塊Ｃの凝固過程における非定常熱伝導解析を行った。上記合金の凝固潜熱は、示差走査熱量測定器(ＤＳＣ)を用い、室温から７２０℃までの範囲で測定した。また、熱伝導率の測定は、レーザフラッシュ法を用いて、室温、３００℃、及び６００℃の三点で行った。係る凝固解析で使用したビレットＢ、鋳型１、及び下型４の各物性値を表１に示す。
【００１９】尚、固相率は、発明者らが提案した方法で固相率と温度との関係により計算した。これは、断熱型比熱測定装置(真空理工(株)製)を用いて、室温から９７３Ｋまでの比熱を連続的に測定し、測定した固液共存域における比熱−温度曲線から固相率を求める方法である。この場合、ある温度における固相率(fs)は、その温度を通過した際に吸収した熱量(Ｓi)を全吸収熱量(Ｓtotal)で割った値とする。図３に、比熱−温度曲線から計算したあるアルミニウム合金の固相率と温度の関係の一例を示す。即ち、図３中ではハッチングで示す上記熱量(Ｓｉ)と全吸収熱量(Ｓtotal)を示し、且つ図３中の(注)内にこれらの算出式(※1,※2)を示した。
【００２０】
【表１】
【００２１】次に、熱変形応力解析を行った。これの対象もメタル(溶湯Ｍ＋鋳塊Ｃ)、鋳型１、及び下型４であるが、鋳型１と下型４は剛体と仮定し熱変形を考慮しない。解析対象は、ビレットＢにおける鋳込み先端から鋳造長さ３００ｍｍまでとし、幾何学的および力学的に軸対称と仮定し、二次元軸対称弾塑性モデルとした。また、解析コードは、有限要素法汎用解析プログラム「ＡＮＳＹＳ Ｖｅｒ５.４」であり、要素としてメタル領域は二次元構造ソリッド(ＰＬＡＮＥ４２)を、鋳型１と下型４は二次元ポイント(ＣＯＮＴＡＣＴ１２)を用いた。
【００２２】以上の各解析を基にして、弾塑性解析で計算したビレットＢ内部の相当塑性歪み(ε)の分布を図４に示す。図４(Ａ)に示すように、鋳込み開始から１００ｍｍまでの範囲では、相当塑性歪み(ε)は当該ビレットＢ１の表層(周面)近傍で最大となっている。また、図４(Ｂ),(Ｃ)に示すように、鋳込み長さの増加に伴って溶湯Ｍの凝固収縮により、相当塑性歪み(ε)の最大部分は、該ビレットＢ２,Ｂ３の中心部へ移動する。特に、鋳造長さが２００ｍｍの時点において、鋳込み先端から４０〜７０ｍｍの中心部の位置で相当塑性歪み(ε)の値が最大となった。
【００２３】これは、鋳型１からの冷却水Ｗの急冷により、ビレットＢにおける表層部と中心部との温度が大きくなるため、表層部及び中心部間における剛性の差も大きくなり、中心部における凝固収縮が表層部に阻害された結果、中心部に大きな引張歪みが発生したことによる。更に、図４(Ｂ),(Ｃ)に示すように、ビレットＢ２，Ｂ３の鋳込み長さに拘わらず、相当塑性歪み(ε)の最大部分は、何れも鋳込み先端から約４０〜７０ｍｍの範囲内で発生している。これにより、ビレットＢの割れは、鋳込み先端の中心部から発生する危険が高いことが判る。
【００２４】次いで、図５(Ａ)に示すように、前記図１の鋳造装置及び前記アルミニウム合金を用い、鋳造速度(Ｖ)を４２ｍｍ／分とし、ビレットＢの中心部における鋳込み先端から３０〜１２０ｍｍの各位置における相当塑性歪み(ε)の計算値と、引張試験で得られたビレットＢの破断歪み(εｃ)とを、鋳造時における温度履歴のグラフで示した。このグラフで示すように、前記解析で計算された相当塑性歪み(ε)は、各位置において全て破断歪み(εｃ)よりも小さかった。従って、上記鋳造速度で鋳造したビレットＢには、割れが発生しないことが予測できる。
【００２５】また、図５(Ｂ)に示すように、前記同様の条件で且つ鋳造速度(Ｖ)を５０ｍｍ／分とし、ビレットＢの前記と同じ位置における相当塑性歪み(ε)の計算値と、破断歪み(εｃ)の変化をグラフとした。図５(Ｂ)のグラフに示すように、鋳込み先端から５０，１００ｍｍの位置における相当塑性歪み(ε)は、それぞれ６１１℃、６１４℃の時点で破断歪み(εｃ)よりも大きくなったが、その他の温度及びその他の位置では相当塑性歪み(ε)は全て破断歪み(εｃ)よりも小さくなった。ところで、破断歪み(εｃ)よりも相当塑性歪み(ε)が大きくなった上記５０，１００ｍｍの位置では本来割れが発生する筈である。しかし、実際の鋳造では、鋳造速度５０ｍｍ／分でも得られたビレットＢには割れは認められなかった。
【００２６】上記相当塑性歪み(ε)が破断歪み(εｃ)よりも大きくなった状態が生じた温度範囲は、固相率０.８以下(具体的には６１２℃〜６２０℃)の範囲にある。このため、変形によりビレットＢに微細な割れが生じても、上記温度範囲では固相率が低く、残留する溶湯Ｍがある程度存在しているので、係る溶湯Ｍが上記割れ内に浸入するため、割れが修復されたものである。換言すれば、固相率が０．８以下となる温度範囲では、例外として相当塑性歪み(ε)が破断歪み(εｃ)よりも大きくなっても割れの修復は可能である。しかし、これ以下の温度域では原則通り相当塑性歪み(ε)を破断歪み(εｃ)よりも小さくなるように、鋳造速度等を選択することによって、ビレットＢの割れ欠陥を確実に予防することが可能となる。
【００２７】更に、図６に示すように、前記同様の条件で且つ鋳造速度(Ｖ)を５５ｍｍ／分とし、ビレットＢの前記と同じ位置における相当塑性歪み(ε)の計算値と、ビレットＢの破断歪み(εｃ)の変化をグラフとした。図６のグラフに示すように、鋳込み先端から３０,５０,７０,１００ｍｍの位置における相当塑性歪み(ε)は、それぞれ６１５℃、６１４℃、５９４℃、６１３℃の時点で破断歪み(εｃ)よりも大きくなったが、その他の温度及びその他の位置では相当塑性歪み(ε)は全て破断歪み(εｃ)よりも小さかった。
【００２８】さて、破断歪み(εｃ)よりも相当塑性歪み(ε)が大きくなった上記３０,５０,１００ｍｍの位置における温度では、固相率が０.８以下であるため、本来発生する割れが治癒され得ると予測できる。一方、上記７０ｍｍの位置での相当塑性歪み(ε)が破断歪み(εｃ)よりも大きくなった温度域は、対応する固相率が０.８８と高いため、割れの治癒は不可能になると予測できる。そして、実際の鋳造において、鋳造速度５５ｍｍ／分で得られたビレットＢの上記位置付近には割れ欠陥が認められ、上記予測の正確さが裏付けられた。また、割れを有する上記ビレットＢの破断面を観察した結果、この割れは固液共存域で発生していたことが判明し、上述の予測通りであった。
【００２９】図７は、前記図１の鋳造装置と前記アルミニウム合金を用いた場合において、鋳造条件である鋳造速度(Ｖ)とビオ数(Ｂｉ)との積である冷却パラメータを変化させた際、ビレットＢの中心部における相当塑性歪み(ε)と実測破断歪み(εｃ)の比(ε／εｃ)の変化を示すグラフである。尚、ビオ数(Ｂｉ)は、固体と流体中の熱流に対する抵抗を示す指標で、ビレットの表面と第一次冷却媒体、第二次冷却媒体、及び／又は、第三次冷却媒体との間における総括熱伝達係数(ｈ)とビレットの半径(Ｒ)との積を当該合金の熱伝導率(κ)で除した値(ｈ×Ｒ／κ)である。
【００３０】図７のグラフに示すように、冷却パラメータ(Ｖ×Ｂｉ)の増加に伴って、上記比(ε／εｃ)も増加する。そして、比(ε／εｃ)が１である冷却パラメータ(Ｖ×Ｂｉ)は、上記グラフ中に破線で示す０.００５５ｍ／ｓである。従って、係るパラメータ(Ｖ×Ｂｉ)を０.００５５ｍ／ｓ以下とするよう、鋳造速度等の条件を制御することにより、垂直連続鋳造方法において、アルミニウム合金のビレットＢの割れ欠陥を確実に予防することができる。尚、図５(Ａ)，(Ｂ)及び図６に示した各グラフを含め、前記図１の鋳造装置とアルミニウム合金を用い、鋳造速度(Ｖ)及び冷却パラメータ(Ｖ×Ｂｉ)を変化させた実施例１〜３及び比較例１〜３を表２に示す。表２の結果においても、前述した鋳造速度(Ｖ)と割れの関係や上述した冷却パラメータ(Ｖ×Ｂｉ)と割れの関係が裏付けられる。
【００３１】
【表２】
【００３２】前記図２のワイパー３を併有する鋳造装置及び前記と同じアルミニウム合金を用い、第二次冷却帯の縦寸法Ｌ(前記鋳型１の下端から噴出する第二次冷却媒体たる冷却水ＷがビレットＢ表面に当たる上端の位置からワイパー３における水平片の上端までの距離)と、冷却パラメータ(Ｖ×Ｂｉ)を変化させた多段冷却鋳造方法を行った。図８〜図１０は、係る鋳造方法において、ビレットＢの中心部における鋳込み先端から２０〜１４０ｍｍの各位置における相当塑性歪み(ε)の計算値と、実際に鋳造したビレットＢにおける破断歪み(εｃ)の、鋳造時における温度履歴のグラフで示す。
【００３３】図８のグラフに示すように、鋳造速度が５５ｍｍ／分でも、第二次冷却帯の縦寸法Ｌを３０ｍｍとした徐冷の連続鋳造方法では、相当塑性歪み(ε)は、各位置において全て破断歪み(εｃ)よりも小さくなり、冷却パラメータも０.００５１ｍ／ｓで、０．００５５ｍ／ｓ未満となっている。そして、実際に上記と同じ条件で鋳造したビレットＢに割れは生じなかった。即ち、第二次冷却帯の縦寸法Ｌ(ワイプオフ位置)を３０ｍｍとすると、鋳型１からの冷却水Ｗによる急冷が緩和されるため、ビレットＢの中心部における相当塑性歪み(ε)が破断歪み(εｃ)よりかなり小さくなったため、割れなかったものである。
【００３４】一方、図９のグラフに示すように、鋳造速度が５５ｍｍ／分で且つ第二次冷却帯の縦寸法Ｌを４５ｍｍとした弱冷の連続鋳造方法では、冷却パラメータ(Ｖ×Ｂｉ)が０.００５４ｍ／ｓとなり、相当塑性歪み(ε)は、鋳込み先端から３０ｍｍ〜１４０ｍｍの各位置で破断歪み(εｃ)よりも全て小さくなった。しかも、実際に上記と同じ条件で鋳造したビレットＢでは、割れは生じなかった。これは、ワイパー３の縦寸法Ｌが４５ｍｍでは冷却水Ｗによる急冷がかなり抑制されるため、ビレットＢ中心部の相当塑性歪み(ε)が破断歪み(εｃ)より大きくなっても割れなかったものである。
【００３５】更に、図１０のグラフに示すように、鋳造速度が５５ｍｍ／分で且つ第二次冷却帯の縦寸法Ｌを５０ｍｍとした弱冷の連続鋳造方法では、冷却パラメータ(Ｖ×Ｂｉ)が０.００６１ｍ／ｓとなり、相当塑性歪み(ε)は鋳込み先端から１２０ｍｍと１４０ｍｍの位置で破断歪み(εｃ)よりも大きくなった。また、実際に上記と同じ条件で鋳造したビレットＢには、割れが生じていた。これは、上記縦寸法Ｌが５０ｍｍでは冷却水Ｗによる急冷があまり緩和されないため、ビレットＢ中心部の相当塑性歪み(ε)が破断歪み(εｃ)より大きくなり割れたものである。以上のように、前記図６のグラフの場合と同じ鋳造速度５５ｍｍ／分で鋳造したビレットＢでも、第二次冷却帯の縦寸法Ｌを調整する等によって冷却パラメータを制御することにより、ビレットＢの割れ発生を予防し得ることが判る。割れを防ぐための係る第二次冷却帯の縦寸法Ｌは、ビレットＢのサイズにもよるが、直径３００ｍｍ以上のビレットＢに対し第二次冷却媒体として冷却水Ｗを使用する場合は、４５ｍｍ以下にすることが望ましい。
【００３６】尚、本発明の垂直連続鋳造方法は、前記合金以外の６０００系や７０００系等のアルミニウム合金を適用する場合にも、その高温引張試験での破断歪みを実測することにより可能である。また、冷却パラメータ値を０.００５５ｍ／ｓ以下の範囲に設定すれば、これを構成する鋳造速度(Ｖ)を鋳込み開始以降にて適宜変化させることも可能である。例えば、ビレットＢの径、鋳造速度(Ｖ)、或いは冷却水量等を変化させた場合でも、冷却パラメータを上記値以下の範囲に設定すれば、鋳造割れを防止し得る。
【００３７】
【発明の効果】以上において説明したように、本発明の垂直連続鋳造方法によれば、実測破断歪み値(εｃ)を基準とし、予め計算により得られる相当塑性歪み値(ε)が実測破断歪み値(εｃ)を上回らない範囲で、鋳造速度や冷却速度等の鋳造条件を制御することにより、割れの主原因である初期段階でのビレットの割れ欠陥を確実に防止することが可能となる。従って、既存のアルミニウム合金は勿論、種々の用途に応じた開発アルミニウム合金についても、割れのないビレットとして、効率良く垂直連続鋳造を行うことができる。
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| 【出願人】 |
【識別番号】０００００４７４３
【氏名又は名称】日本軽金属株式会社
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| 【出願日】 |
平成１１年１２月２８日（１９９９．１２．２８） |
| 【代理人】 |
【識別番号】１０００９８６１５
【弁理士】
【氏名又は名称】鈴木 学
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| 【公開番号】 |
特開２００１−１９１１５０（Ｐ２００１−１９１１５０Ａ） |
| 【公開日】 |
平成１３年７月１７日（２００１．７．１７） |
| 【出願番号】 |
特願平１１−３７５１２８ |
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