JPH0617161A - 機械的特性等の優れた金属材料の製造方法 - Google Patents
機械的特性等の優れた金属材料の製造方法Info
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- JPH0617161A JPH0617161A JP4172658A JP17265892A JPH0617161A JP H0617161 A JPH0617161 A JP H0617161A JP 4172658 A JP4172658 A JP 4172658A JP 17265892 A JP17265892 A JP 17265892A JP H0617161 A JPH0617161 A JP H0617161A
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-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C45/00—Amorphous alloys
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
- B22D27/00—Treating the metal in the mould while it is molten or ductile ; Pressure or vacuum casting
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- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
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- Organic Chemistry (AREA)
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 非晶質単相組織を備えたＭｇ合金製金属材料
を得る。 【構成】 石英管１０の大径管部１２内で非晶質組成の
Ｍｇ合金よりなる過冷却液体Ｌを溶製する。過冷却液体
Ｌを小径管部１３内へ流動させることによって別形態に
変化させる。この形態変化により過冷却液体Ｌは昇温
し、この昇温効果によって過冷却液体Ｌの温度を均一化
して、不均一な結晶核の生成を抑制する。石英管１０を
ウオータバス中に投下し、過冷却液体Ｌを水冷により凝
固させる。
を得る。 【構成】 石英管１０の大径管部１２内で非晶質組成の
Ｍｇ合金よりなる過冷却液体Ｌを溶製する。過冷却液体
Ｌを小径管部１３内へ流動させることによって別形態に
変化させる。この形態変化により過冷却液体Ｌは昇温
し、この昇温効果によって過冷却液体Ｌの温度を均一化
して、不均一な結晶核の生成を抑制する。石英管１０を
ウオータバス中に投下し、過冷却液体Ｌを水冷により凝
固させる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、機械的特性等の優れた
金属材料の製造方法に関する。
金属材料の製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】従来、この種金属材料としては、非晶質
合金、過飽和固溶体等の準安定相を備えたものや、微細
で且つ均一な結晶質単相組織を備えたものが知られてい
る。これら金属材料の製造に当っては、Ｈｅガスを用い
た高圧ガスアトマイズ法等の液体急冷法が採用されてい
る。
合金、過飽和固溶体等の準安定相を備えたものや、微細
で且つ均一な結晶質単相組織を備えたものが知られてい
る。これら金属材料の製造に当っては、Ｈｅガスを用い
た高圧ガスアトマイズ法等の液体急冷法が採用されてい
る。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、液体急
冷法においては、その冷却速度が金属材料の機械的特性
等を左右するため、より高い冷却速度が求められてお
り、工業的生産性に欠ける、といった問題がある。
冷法においては、その冷却速度が金属材料の機械的特性
等を左右するため、より高い冷却速度が求められてお
り、工業的生産性に欠ける、といった問題がある。
【０００４】本発明は前記に鑑み、冷却速度を低くして
も前記準安定相等を備えた金属材料を得ることのできる
工業的生産性の良好な前記製造方法を提供することを目
的とする。
も前記準安定相等を備えた金属材料を得ることのできる
工業的生産性の良好な前記製造方法を提供することを目
的とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】本発明に係る機械的特性
等の優れた金属材料の製造方法は、金属よりなる過冷却
液体を基本形態より流動させて別形態に変化させること
により昇温させ、次いで前記過冷却液体をそれに冷却処
理を施して凝固させることを特徴とする。
等の優れた金属材料の製造方法は、金属よりなる過冷却
液体を基本形態より流動させて別形態に変化させること
により昇温させ、次いで前記過冷却液体をそれに冷却処
理を施して凝固させることを特徴とする。
【０００６】
【作用】過冷却液体は高い粘度を有するので、これを基
本形態より流動させて別形態に変化させると、内部抵抗
（摩擦）により昇温する。この昇温効果により過冷却液
体の温度を均一化して、不均一な結晶核の生成を抑制す
ることができる。このような過冷却液体からは、従来法
よりも冷却速度の低い冷却処理、例えば水冷によって
も、非晶質単相組織等を備えた機械的特性等の優れた金
属材料を得ることができる。
本形態より流動させて別形態に変化させると、内部抵抗
（摩擦）により昇温する。この昇温効果により過冷却液
体の温度を均一化して、不均一な結晶核の生成を抑制す
ることができる。このような過冷却液体からは、従来法
よりも冷却速度の低い冷却処理、例えば水冷によって
も、非晶質単相組織等を備えた機械的特性等の優れた金
属材料を得ることができる。
【０００７】
【実施例】本発明者は、各種金属よりなる種々の過冷却
液体を基本形態より流動させて別形態に変化させ、それ
らの昇温効果を調べたところ、その昇温効果は、過冷却
液体の形態変化開始時の粘度、形態変化速度および形態
変化率によって影響を受ける、ということを究明した。
液体を基本形態より流動させて別形態に変化させ、それ
らの昇温効果を調べたところ、その昇温効果は、過冷却
液体の形態変化開始時の粘度、形態変化速度および形態
変化率によって影響を受ける、ということを究明した。
【０００８】以下、昇温効果に影響を与える各因子につ
いて説明する。 Ｉ．過冷却液体の形態変化開始時の粘度Ａ 図１に示すように、ヒータ１を有し、且つ全体を均一温
度に保持し得る機能を備えた粘度測定用金型２内に、Ｍ
ｇ65Ｃｕ25Ｙ10（数値は原子％、融点７１１Ｋ）といっ
た非晶質組成を有するＭｇ合金を投入し、次いでＭｇ合
金を溶解して融点以上の溶湯３を調製し、その後溶湯３
を自然冷却によって徐々に降温しつつその溶湯３の温度
をサーモカップルＴＣにより測定した。この場合、溶湯
の基本形態は金型２に倣った形態である。
いて説明する。 Ｉ．過冷却液体の形態変化開始時の粘度Ａ 図１に示すように、ヒータ１を有し、且つ全体を均一温
度に保持し得る機能を備えた粘度測定用金型２内に、Ｍ
ｇ65Ｃｕ25Ｙ10（数値は原子％、融点７１１Ｋ）といっ
た非晶質組成を有するＭｇ合金を投入し、次いでＭｇ合
金を溶解して融点以上の溶湯３を調製し、その後溶湯３
を自然冷却によって徐々に降温しつつその溶湯３の温度
をサーモカップルＴＣにより測定した。この場合、溶湯
の基本形態は金型２に倣った形態である。
【０００９】溶湯３の温度が試験温度まで降下したと
き、その試験温度と同一温度に調整されたパンチ４を溶
湯３内に挿入し、その溶湯３を流動させて金型２および
パンチ４に倣った別形態に変化させ、形態変化中の溶湯
３の温度を前記同様にサーモカップルＴＣにより測定し
た。その際、パンチ４の挿入速度を一定にすると共にパ
ンチ４の直径を変化させることにより、溶湯３の形態変
化速度ＢをＢ＝１／secまたはＢ＝３／sec に設定し
た。ここで、形態変化速度Ｂ＝３／sec とは、溶湯をそ
の湯面の高さが１秒間に３００％増加するように流動さ
せる、という意味である。即ち、この例では、金型２の
内径ａをａ＝２６mmに、また溶湯が基本形態にあるとき
の湯面の高さｂをｂ＝２０mmにそれぞれ設定し、一方、
パンチ４の直径ｃをｃ＝２２．６mmに、またパンチ４の
挿入速度を２０mm／sec にそれぞれ設定した。そしてパ
ンチ４を溶湯３内に挿入してその下端面を金型２の内底
面に到達させると、そのときの湯面の高さは約８０mmと
なり、したがって１秒間における湯面の高さの増加率は
３００％となる。直径１８．４mmのパンチ４を用いる、
ということ以外は各種条件を前記と同一にすることによ
って形態変化速度ＢをＢ＝１／sec に設定することがで
きる。
き、その試験温度と同一温度に調整されたパンチ４を溶
湯３内に挿入し、その溶湯３を流動させて金型２および
パンチ４に倣った別形態に変化させ、形態変化中の溶湯
３の温度を前記同様にサーモカップルＴＣにより測定し
た。その際、パンチ４の挿入速度を一定にすると共にパ
ンチ４の直径を変化させることにより、溶湯３の形態変
化速度ＢをＢ＝１／secまたはＢ＝３／sec に設定し
た。ここで、形態変化速度Ｂ＝３／sec とは、溶湯をそ
の湯面の高さが１秒間に３００％増加するように流動さ
せる、という意味である。即ち、この例では、金型２の
内径ａをａ＝２６mmに、また溶湯が基本形態にあるとき
の湯面の高さｂをｂ＝２０mmにそれぞれ設定し、一方、
パンチ４の直径ｃをｃ＝２２．６mmに、またパンチ４の
挿入速度を２０mm／sec にそれぞれ設定した。そしてパ
ンチ４を溶湯３内に挿入してその下端面を金型２の内底
面に到達させると、そのときの湯面の高さは約８０mmと
なり、したがって１秒間における湯面の高さの増加率は
３００％となる。直径１８．４mmのパンチ４を用いる、
ということ以外は各種条件を前記と同一にすることによ
って形態変化速度ＢをＢ＝１／sec に設定することがで
きる。
【００１０】図２は、前記と同一組成の溶湯（Ｍｇ合
金）における融点からの温度差ΔＫ１と溶湯の粘度Ａと
の関係を示す。このデータは、非晶質Ｍｇ合金をガラス
化温度Ｔｇ（４３１Ｋ）以上に昇温して得られた溶湯の
温度と、その温度における溶湯の粘度とを測定すること
によって求められたものである。したがって、融点から
の温度差ΔＫ１が−２８０Ｋ≦ΔＫ１≦０Ｋの範囲にお
いて、溶湯は過冷却液体になる。
金）における融点からの温度差ΔＫ１と溶湯の粘度Ａと
の関係を示す。このデータは、非晶質Ｍｇ合金をガラス
化温度Ｔｇ（４３１Ｋ）以上に昇温して得られた溶湯の
温度と、その温度における溶湯の粘度とを測定すること
によって求められたものである。したがって、融点から
の温度差ΔＫ１が−２８０Ｋ≦ΔＫ１≦０Ｋの範囲にお
いて、溶湯は過冷却液体になる。
【００１１】溶湯を形態変化させたときの試験温度から
前記温度差ΔＫ１を求め、次いで図２を用いて温度差Δ
Ｋ１における溶湯の粘度Ａを求め、その粘度Ａと温度変
化量、したがって試験温度と形態変化中の溶湯の温度と
の温度差ΔＫ２との関係をグラフ化したところ、図３の
結果が得られた。図３において、線ａ1 は形態変化速度
ＢがＢ＝１／sec の場合に、また線ａ2 は形態変化速度
ＢがＢ＝３／sec の場合にそれぞれ該当する。
前記温度差ΔＫ１を求め、次いで図２を用いて温度差Δ
Ｋ１における溶湯の粘度Ａを求め、その粘度Ａと温度変
化量、したがって試験温度と形態変化中の溶湯の温度と
の温度差ΔＫ２との関係をグラフ化したところ、図３の
結果が得られた。図３において、線ａ1 は形態変化速度
ＢがＢ＝１／sec の場合に、また線ａ2 は形態変化速度
ＢがＢ＝３／sec の場合にそれぞれ該当する。
【００１２】図３から明らかなように、溶湯の形態変化
開始時の粘度ＡがＡ≧５×１０-2Ｐａ・ｓにおいて明瞭
な温度上昇が観察された。このことから過冷却液体を形
態変化させると、形態変化前の温度に比べて温度差（温
度変化量）ΔＫ２の昇温効果が得られることが判る。 II．過冷却液体の形態変化速度Ｂ 前記Ｉ項で用いられたＭｇ合金と同一組成のＭｇ合金
（Ｍｇ65Ｃｕ25Ｙ10）の溶湯を高周波溶解法により調製
し、その溶湯を用いて単ロール法の適用下、幅３mm、厚
さ０．０５mmのリボン状Ｍｇ合金を製造した。単ロール
法の条件は、Ｃｕ製冷却用ロールの直径 ２５０mm、ロ
ール回転数 ２５００rpm 、石英ノズルの噴出口の直径
０．５mm、石英ノズルおよび冷却用ロール間のギャッ
プ ０．５mm、溶湯の噴出圧 ０．６kgｆ／cm2 、−４
０cmＨｇＡｒ雰囲気である。リボン状Ｍｇ合金につい
て、Ｘ線回折および示差熱量分析（ＤＳＣ）を行うこと
によってその金属組織を調べたところ、非晶質単相組織
であることが判った。
開始時の粘度ＡがＡ≧５×１０-2Ｐａ・ｓにおいて明瞭
な温度上昇が観察された。このことから過冷却液体を形
態変化させると、形態変化前の温度に比べて温度差（温
度変化量）ΔＫ２の昇温効果が得られることが判る。 II．過冷却液体の形態変化速度Ｂ 前記Ｉ項で用いられたＭｇ合金と同一組成のＭｇ合金
（Ｍｇ65Ｃｕ25Ｙ10）の溶湯を高周波溶解法により調製
し、その溶湯を用いて単ロール法の適用下、幅３mm、厚
さ０．０５mmのリボン状Ｍｇ合金を製造した。単ロール
法の条件は、Ｃｕ製冷却用ロールの直径 ２５０mm、ロ
ール回転数 ２５００rpm 、石英ノズルの噴出口の直径
０．５mm、石英ノズルおよび冷却用ロール間のギャッ
プ ０．５mm、溶湯の噴出圧 ０．６kgｆ／cm2 、−４
０cmＨｇＡｒ雰囲気である。リボン状Ｍｇ合金につい
て、Ｘ線回折および示差熱量分析（ＤＳＣ）を行うこと
によってその金属組織を調べたところ、非晶質単相組織
であることが判った。
【００１３】リボン状Ｍｇ合金をガラス化温度Ｔｇ（４
３１Ｋ）以上に昇温して過冷却液体とし、そのリボン状
過冷却液体を、標点間距離１０mmから所定の形態変化速
度Ｂで引張りにより流動させて標点間距離が５０mmとな
るように別形態に変化させ、その形態変化中における過
冷却液体の温度を測定したところ、図４の結果が得られ
た。図４において、線ｂ1 は、過冷却液体の温度が４６
１Ｋで粘度Ａが１×１０8 Ｐａ・ｓのときに、また線ｂ
2 は、過冷却液体の温度が４７１Ｋで粘度Ａが２×１０
7 Ｐａ・ｓのときにそれぞれ引張りを開始したものであ
る。
３１Ｋ）以上に昇温して過冷却液体とし、そのリボン状
過冷却液体を、標点間距離１０mmから所定の形態変化速
度Ｂで引張りにより流動させて標点間距離が５０mmとな
るように別形態に変化させ、その形態変化中における過
冷却液体の温度を測定したところ、図４の結果が得られ
た。図４において、線ｂ1 は、過冷却液体の温度が４６
１Ｋで粘度Ａが１×１０8 Ｐａ・ｓのときに、また線ｂ
2 は、過冷却液体の温度が４７１Ｋで粘度Ａが２×１０
7 Ｐａ・ｓのときにそれぞれ引張りを開始したものであ
る。
【００１４】図４から明らかなように、形態変化速度Ｂ
をＢ≧０．０１／sec （１秒間に長さが１％増加するの
意）に設定することによって、過冷却液体を昇温させる
ことができる。 III. 過冷却液体の形態変化率Ｃ 図５は形態変化率測定装置の概略を示す。図において、
直径２００mmのＣｕ製冷却用ロール５の側方に、直径３
０mmのＳｉ3 Ｎ4 製形態変化用ロール６が平行に配設さ
れ、その形態変化用ロール６の上方に石英ノズル７がそ
の噴出口８をロール外周面に対向させて配設される。石
英ノズル７はヒータ９の高周波コイルによって囲繞され
ている。冷却用ロール５は水平に移動してその外周面と
石英ノズル７の噴出口８との間の間隔ｄを変えることが
できるようになっている。また形態変化用ロール６はヒ
ータによって所定温度に保持される。
をＢ≧０．０１／sec （１秒間に長さが１％増加するの
意）に設定することによって、過冷却液体を昇温させる
ことができる。 III. 過冷却液体の形態変化率Ｃ 図５は形態変化率測定装置の概略を示す。図において、
直径２００mmのＣｕ製冷却用ロール５の側方に、直径３
０mmのＳｉ3 Ｎ4 製形態変化用ロール６が平行に配設さ
れ、その形態変化用ロール６の上方に石英ノズル７がそ
の噴出口８をロール外周面に対向させて配設される。石
英ノズル７はヒータ９の高周波コイルによって囲繞され
ている。冷却用ロール５は水平に移動してその外周面と
石英ノズル７の噴出口８との間の間隔ｄを変えることが
できるようになっている。また形態変化用ロール６はヒ
ータによって所定温度に保持される。
【００１５】形態変化率Ｃの測定に当っては、先ず、石
英ノズル７内でＡｌ85Ｎｉ5 Ｙ8 Ｃｏ2 （数値は原子
％、融点１１７０Ｋ）といった非晶質組成を有するＡｌ
合金の溶湯を調製し、また冷却用ロール５を回転数２５
００rpm にて図５反時計方向に回転させ、さらに形態変
化用ロール６を図５時計方向に回転させると共にその温
度を１０７３Ｋに保持した。
英ノズル７内でＡｌ85Ｎｉ5 Ｙ8 Ｃｏ2 （数値は原子
％、融点１１７０Ｋ）といった非晶質組成を有するＡｌ
合金の溶湯を調製し、また冷却用ロール５を回転数２５
００rpm にて図５反時計方向に回転させ、さらに形態変
化用ロール６を図５時計方向に回転させると共にその温
度を１０７３Ｋに保持した。
【００１６】溶湯を石英ノズル７の噴出口８より形態変
化用ロール６外周面に柱状に噴出させ、これにより溶湯
を温度約１０７０Ｋ（融点マイナス約１００Ｋ）で粘度
Ａが約１×１０Ｐａ・ｓの過冷却液体にし、次いでその
過冷却液体Ｌを形態変化用ロール６の母線方向に流動さ
せてリボン状に変化させ、その後過冷却液体Ｌを冷却用
ロール５外周面に向けて移行させ、その冷却用ロール５
により冷却してリボン状Ａｌ合金ＡＬを得た。その際、
形態変化用ロール６の回転数を変えることによって過冷
却液体Ｌの形態変化率Ｃを変化させ、また冷却用ロール
５を移動させて、それと前記噴出口８との間の間隔ｄを
変化させた。
化用ロール６外周面に柱状に噴出させ、これにより溶湯
を温度約１０７０Ｋ（融点マイナス約１００Ｋ）で粘度
Ａが約１×１０Ｐａ・ｓの過冷却液体にし、次いでその
過冷却液体Ｌを形態変化用ロール６の母線方向に流動さ
せてリボン状に変化させ、その後過冷却液体Ｌを冷却用
ロール５外周面に向けて移行させ、その冷却用ロール５
により冷却してリボン状Ａｌ合金ＡＬを得た。その際、
形態変化用ロール６の回転数を変えることによって過冷
却液体Ｌの形態変化率Ｃを変化させ、また冷却用ロール
５を移動させて、それと前記噴出口８との間の間隔ｄを
変化させた。
【００１７】過冷却液体の形態変化率Ｃは次のような方
法で求められた。即ち、石英ノズル７の噴出口８の形状
を、長辺を形態変化用ロール６の軸線と平行にした長方
形にし、その噴出口８から形態変化用ロール６外周面に
到達する直前の柱状過冷却液体Ｌの長方形断面の面積を
求め、その断面積と形態変化用ロール６外周面から離れ
たリボン状過冷却液体Ｌの長方形断面の面積とが等しく
なるように、過冷却液体Ｌの噴出量および形態変化用ロ
ール６の回転数を決めた。そして、柱状過冷却液体Ｌの
長辺をｅ1 、短辺をｆ1 とし、またリボン状過冷却液体
Ｌの長辺をｅ2、短辺をｆ2 とすると、両過冷却液体Ｌ
の断面積は等しいからｅ1 ×ｆ1 ＝ｅ2×ｆ2 となり、
したがって、形態変化率ＣはＣ＝｛（ｆ2 −ｆ1 ）／ｆ
1 ｝×１００（％）となる。
法で求められた。即ち、石英ノズル７の噴出口８の形状
を、長辺を形態変化用ロール６の軸線と平行にした長方
形にし、その噴出口８から形態変化用ロール６外周面に
到達する直前の柱状過冷却液体Ｌの長方形断面の面積を
求め、その断面積と形態変化用ロール６外周面から離れ
たリボン状過冷却液体Ｌの長方形断面の面積とが等しく
なるように、過冷却液体Ｌの噴出量および形態変化用ロ
ール６の回転数を決めた。そして、柱状過冷却液体Ｌの
長辺をｅ1 、短辺をｆ1 とし、またリボン状過冷却液体
Ｌの長辺をｅ2、短辺をｆ2 とすると、両過冷却液体Ｌ
の断面積は等しいからｅ1 ×ｆ1 ＝ｅ2×ｆ2 となり、
したがって、形態変化率ＣはＣ＝｛（ｆ2 −ｆ1 ）／ｆ
1 ｝×１００（％）となる。
【００１８】このようにして製造されたリボン状Ａｌ合
金についてＸ線回折を行ってその結晶化の有無を調べ、
そして形態変化用ロール６における過冷却液体の形態変
化率Ｃと非晶質単相組織を有するリボン状Ａｌ合金を製
造することのできる前記間隔ｄの最大値との関係を調べ
たところ、図６の結果が得られた。図中、「黒丸」印は
リボン状Ａｌ合金が非晶質単相組織であることを、また
「ばつ」印はリボン状Ａｌ合金が結晶質相および非晶質
相よりなる混相組織であることをそれぞれ示す。
金についてＸ線回折を行ってその結晶化の有無を調べ、
そして形態変化用ロール６における過冷却液体の形態変
化率Ｃと非晶質単相組織を有するリボン状Ａｌ合金を製
造することのできる前記間隔ｄの最大値との関係を調べ
たところ、図６の結果が得られた。図中、「黒丸」印は
リボン状Ａｌ合金が非晶質単相組織であることを、また
「ばつ」印はリボン状Ａｌ合金が結晶質相および非晶質
相よりなる混相組織であることをそれぞれ示す。
【００１９】図６から明らかなように、過冷却液体の形
態変化率ＣをＣ≧２０％、例えばＣ＝２３％に設定する
と、前記間隔ｄの最大値を３５mmにしても非晶質単相組
織のリボン状Ａｌ合金を得ることができるが、形態変化
率Ｃを１７％に設定すると、前記間隔ｄの最大値を２０
mmに狭めてもリボン状Ａｌ合金の金属組織は混相組織と
なる。これは、過冷却液体の形態変化率ＣをＣ≧２０％
に設定すると、Ｃ＜２０％の場合よりも長い時間に亘っ
て過冷却液体をその状態に保持することができる、とい
うことを意味する。実験の結果、過冷却液体の形態変化
率Ｃを約４８％に設定することによって前記間隔ｄの最
大値を４０mm程度まで広げることができた。
態変化率ＣをＣ≧２０％、例えばＣ＝２３％に設定する
と、前記間隔ｄの最大値を３５mmにしても非晶質単相組
織のリボン状Ａｌ合金を得ることができるが、形態変化
率Ｃを１７％に設定すると、前記間隔ｄの最大値を２０
mmに狭めてもリボン状Ａｌ合金の金属組織は混相組織と
なる。これは、過冷却液体の形態変化率ＣをＣ≧２０％
に設定すると、Ｃ＜２０％の場合よりも長い時間に亘っ
て過冷却液体をその状態に保持することができる、とい
うことを意味する。実験の結果、過冷却液体の形態変化
率Ｃを約４８％に設定することによって前記間隔ｄの最
大値を４０mm程度まで広げることができた。
【００２０】次に金属材料の製造例について具体的に説
明する。
明する。
【００２１】図７は製造装置の概略を示す。石英管１０
は、底壁１１を平坦に形成された溶解用大径管部１２
と、その底壁１１に連通すると共に下端部を閉鎖された
形態変化用小径管部１３とを有し、その大径管部１２内
に小径管部１３の開口を開閉するストッパ１４が配設さ
れる。大径管部１２の内径ｇは１４mm、小径管部１３の
内径ｈは４mm、ストッパ１４の外径ｊは約４．２６mm、
小径管部１３の長さｋは１００mmである。
は、底壁１１を平坦に形成された溶解用大径管部１２
と、その底壁１１に連通すると共に下端部を閉鎖された
形態変化用小径管部１３とを有し、その大径管部１２内
に小径管部１３の開口を開閉するストッパ１４が配設さ
れる。大径管部１２の内径ｇは１４mm、小径管部１３の
内径ｈは４mm、ストッパ１４の外径ｊは約４．２６mm、
小径管部１３の長さｋは１００mmである。
【００２２】小径管部１３の開口をストッパ１４により
閉鎖した状態で、前記Ｉ項で用いられたＭｇ合金と同一
組成のＭｇ合金（Ｍｇ65Ｃｕ25Ｙ10）を大径管部１２内
に投入し、石英管１０を赤外線加熱炉内に設置した。次
いで赤外線加熱炉を作動させてＭｇ合金を溶解し、その
溶解後赤外線加熱炉の作動を停止し、また溶湯の温度を
大径管部１２内に配設されたサーモカップルＴＣ１によ
って測定した。この場合、湯面の高さｍはｍ＝９mmに設
定された。溶湯の温度が融点（７１１Ｋ）以下に降下し
てその溶湯が過冷却液体Ｌになった後、ストッパ１４を
作動させて小径管部１３の開口を開放し、Ａｒガス圧に
より過冷却液体Ｌを小径管部１３内へ流動させることに
よって別形態に変化させ、その形態変化中の過冷却液体
Ｌの温度を小径管部１３に付設されたサーモカップルＴ
Ｃ２により測定した。小径管部１３内の過冷却液体Ｌの
温度が所定値に達したとき、石英管１０をウオータバス
中に投下し、過冷却液体Ｌを水冷により凝固させて、Ｍ
ｇ合金よりなる直径４mmの丸棒状金属材料を得た。
閉鎖した状態で、前記Ｉ項で用いられたＭｇ合金と同一
組成のＭｇ合金（Ｍｇ65Ｃｕ25Ｙ10）を大径管部１２内
に投入し、石英管１０を赤外線加熱炉内に設置した。次
いで赤外線加熱炉を作動させてＭｇ合金を溶解し、その
溶解後赤外線加熱炉の作動を停止し、また溶湯の温度を
大径管部１２内に配設されたサーモカップルＴＣ１によ
って測定した。この場合、湯面の高さｍはｍ＝９mmに設
定された。溶湯の温度が融点（７１１Ｋ）以下に降下し
てその溶湯が過冷却液体Ｌになった後、ストッパ１４を
作動させて小径管部１３の開口を開放し、Ａｒガス圧に
より過冷却液体Ｌを小径管部１３内へ流動させることに
よって別形態に変化させ、その形態変化中の過冷却液体
Ｌの温度を小径管部１３に付設されたサーモカップルＴ
Ｃ２により測定した。小径管部１３内の過冷却液体Ｌの
温度が所定値に達したとき、石英管１０をウオータバス
中に投下し、過冷却液体Ｌを水冷により凝固させて、Ｍ
ｇ合金よりなる直径４mmの丸棒状金属材料を得た。
【００２３】小径管部１３への流下時、したがって形態
変化開始時の過冷却液体Ｌの粘度Ａは約８×１０-2〜２
×１０-1Ｐａ・ｓ、形態変化速度Ｂは約１８〜約５６／
sec、形態変化率Ｃは約１１００％であり、また赤外線
加熱炉の作動停止からウオータバス中への投下までの時
間は５秒以内であった。この場合、形態変化速度Ｂは、
Ａｒガス圧を調節して過冷却液体Ｌの小径管部１３内へ
の流動開始から終了までの時間を変化させることによっ
て、種々に設定された。例えば、前記時間を０．５５秒
間に設定すると、その時間内に湯面の高さｍ＝９mmが、
小径管部１３の長さｋ＝１００mmに変化したことになる
から、０．５５秒間における湯面の高さの増加率は約１
０００％となる。そこで、１秒間における前記増加率を
求めると、それは約１８００％となり、したがって、形
態変化速度ＢはＢ≒１８／sec となる。形態変化速度Ｂ
がＢ≒５６／sec の場合は前記時間を０．１８秒間に設
定したときである。形態変化率Ｃは、大径管部１２にお
ける過冷却液体Ｌの断面積（環状断面）に対する小径管
部１３における過冷却液体Ｌの断面積（円形断面）の比
率である。
変化開始時の過冷却液体Ｌの粘度Ａは約８×１０-2〜２
×１０-1Ｐａ・ｓ、形態変化速度Ｂは約１８〜約５６／
sec、形態変化率Ｃは約１１００％であり、また赤外線
加熱炉の作動停止からウオータバス中への投下までの時
間は５秒以内であった。この場合、形態変化速度Ｂは、
Ａｒガス圧を調節して過冷却液体Ｌの小径管部１３内へ
の流動開始から終了までの時間を変化させることによっ
て、種々に設定された。例えば、前記時間を０．５５秒
間に設定すると、その時間内に湯面の高さｍ＝９mmが、
小径管部１３の長さｋ＝１００mmに変化したことになる
から、０．５５秒間における湯面の高さの増加率は約１
０００％となる。そこで、１秒間における前記増加率を
求めると、それは約１８００％となり、したがって、形
態変化速度ＢはＢ≒１８／sec となる。形態変化速度Ｂ
がＢ≒５６／sec の場合は前記時間を０．１８秒間に設
定したときである。形態変化率Ｃは、大径管部１２にお
ける過冷却液体Ｌの断面積（環状断面）に対する小径管
部１３における過冷却液体Ｌの断面積（円形断面）の比
率である。
【００２４】表１は、各種金属材料の金属組織と製造時
の各種温度条件等との関係を示す。金属材料（１）〜
（９）は前記方法によって製造されたものであるが、金
属材料（１０）〜（１３）は比較例であって、前記のよ
うな過冷却液体状態での形態変化を行うことなく製造さ
れたものである。表中、ａｍｏは非晶質単相組織を、ｃ
ｒｙは結晶質単相組織を、ａｍｏ＋ｃｒｙは非晶質相お
よび結晶質相よりなる混相組織をそれぞれ意味する。
の各種温度条件等との関係を示す。金属材料（１）〜
（９）は前記方法によって製造されたものであるが、金
属材料（１０）〜（１３）は比較例であって、前記のよ
うな過冷却液体状態での形態変化を行うことなく製造さ
れたものである。表中、ａｍｏは非晶質単相組織を、ｃ
ｒｙは結晶質単相組織を、ａｍｏ＋ｃｒｙは非晶質相お
よび結晶質相よりなる混相組織をそれぞれ意味する。
【００２５】
【表１】 表１において、金属材料（１）〜（６）の場合、過冷却
液体を形態変化させることによりΔＫ２の温度上昇を発
生させ、また水冷時における過冷却液体の温度を高く設
定して昇温効果が十分に持続している状態で水冷を行う
ので、金属組織は非晶質単相組織（ａｍｏ）となる。金
属材料（７），（８）の場合、水冷時における過冷却液
体の温度が前記の場合よりも低く設定されているので、
水冷直前では前記昇温効果が減少傾向となって一部結晶
化を生じ、その結果、金属組織は混相組織（ａｍｏ＋ｃ
ｒｙ）となるが、結晶粒成長が急激に生じることはない
ので組織は微細である。金属材料（９）の場合、前記材
料（７）等の場合に比べてさらに水冷時における過冷却
液体の温度が低く設定されていることから、金属組織は
結晶質単相組織（ｃｒｙ）となる。この場合、水冷時に
おける過冷却液体の温度は６６５℃であって、この温度
下における結晶粒成長は極めて緩慢であることから、結
晶質単相組織は微細で、且つ均一である。
液体を形態変化させることによりΔＫ２の温度上昇を発
生させ、また水冷時における過冷却液体の温度を高く設
定して昇温効果が十分に持続している状態で水冷を行う
ので、金属組織は非晶質単相組織（ａｍｏ）となる。金
属材料（７），（８）の場合、水冷時における過冷却液
体の温度が前記の場合よりも低く設定されているので、
水冷直前では前記昇温効果が減少傾向となって一部結晶
化を生じ、その結果、金属組織は混相組織（ａｍｏ＋ｃ
ｒｙ）となるが、結晶粒成長が急激に生じることはない
ので組織は微細である。金属材料（９）の場合、前記材
料（７）等の場合に比べてさらに水冷時における過冷却
液体の温度が低く設定されていることから、金属組織は
結晶質単相組織（ｃｒｙ）となる。この場合、水冷時に
おける過冷却液体の温度は６６５℃であって、この温度
下における結晶粒成長は極めて緩慢であることから、結
晶質単相組織は微細で、且つ均一である。
【００２６】比較例である金属材料（１０）の場合、水
冷時の溶湯温度が融点以上であるため、金属組織は急冷
により比較的細い結晶質単相組織となるが、その組織の
細さおよび均一さは金属材料（９）に比べて劣る。また
比較例である金属材料（１１）〜（１３）の場合、水冷
時の溶湯温度が融点以下であり、また前記のように過冷
却液体状態での形態変化を行わなかったことから、水冷
前に不均一な結晶化を生じて、金属組織は粗大で、且つ
不均一な結晶質単相組織となる。
冷時の溶湯温度が融点以上であるため、金属組織は急冷
により比較的細い結晶質単相組織となるが、その組織の
細さおよび均一さは金属材料（９）に比べて劣る。また
比較例である金属材料（１１）〜（１３）の場合、水冷
時の溶湯温度が融点以下であり、また前記のように過冷
却液体状態での形態変化を行わなかったことから、水冷
前に不均一な結晶化を生じて、金属組織は粗大で、且つ
不均一な結晶質単相組織となる。
【００２７】なお、本実施例において、従来の液体急冷
法と同等の冷却速度を採用すれば、従来よりも大型化を
達成された非晶質金属材料を得ることが可能である。
法と同等の冷却速度を採用すれば、従来よりも大型化を
達成された非晶質金属材料を得ることが可能である。
【００２８】
【発明の効果】本発明によれば、前記のように特定され
た手段を採用することによって、非晶質単相組織、混相
組織等の準安定相を備えるか、または微細で、且つ均一
な結晶質単相組織を備えた、強度等の機械的特性等の優
れた金属材料を得ることができ、また採用手段も比較的
単純であるから工業的生産性も良好である。
た手段を採用することによって、非晶質単相組織、混相
組織等の準安定相を備えるか、または微細で、且つ均一
な結晶質単相組織を備えた、強度等の機械的特性等の優
れた金属材料を得ることができ、また採用手段も比較的
単純であるから工業的生産性も良好である。
【図１】粘度測定用金型の概略縦断面図である。
【図２】溶湯における融点からの温度差ΔＫ１と溶湯の
粘度Ａとの関係を示すグラフである。
粘度Ａとの関係を示すグラフである。
【図３】溶湯の形態変化開始時の粘度Ａと溶湯の温度変
化量ΔＫ２との関係を示すグラフである。
化量ΔＫ２との関係を示すグラフである。
【図４】過冷却液体の形態変化速度Ｂと過冷却液体の温
度との関係を示すグラフである。
度との関係を示すグラフである。
【図５】形態変化率測定装置の概略縦断面図である。
【図６】過冷却液体の形態変化率Ｃと間隔ｄの最大値と
の関係を示すグラフである。
の関係を示すグラフである。
【図７】金属材料用製造装置の概略縦断面図である。
Ｌ 過冷却液体 １０ 石英管 １２ 大径管部 １３ 小径管部 １４ ストッパ
─────────────────────────────────────────────────────
【手続補正書】
【提出日】平成５年７月１５日
【手続補正１】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】００１１
【補正方法】変更
【補正内容】
【００１１】溶湯を形態変化させたときの試験温度Ｔ2
から前記温度差、即ち融点（７１１Ｋ）Ｔ1 −Ｔ2 ＝Δ
Ｋ１を求め、次いで図２を用いて温度差ΔＫ１における
溶湯の粘度Ａを求め、その粘度Ａと温度変化量、したが
って試験温度Ｔ2 と形態変化中の溶湯の温度Ｔ3 との温
度差Ｔ3 −Ｔ2 ＝ΔＫ２との関係をグラフ化したとこ
ろ、図３の結果が得られた。図３において、線ａ1 は形
態変化速度ＢがＢ＝１／sec の場合に、また線ａ2 は形
態変化速度ＢがＢ＝３／sec の場合にそれぞれ該当す
る。
から前記温度差、即ち融点（７１１Ｋ）Ｔ1 −Ｔ2 ＝Δ
Ｋ１を求め、次いで図２を用いて温度差ΔＫ１における
溶湯の粘度Ａを求め、その粘度Ａと温度変化量、したが
って試験温度Ｔ2 と形態変化中の溶湯の温度Ｔ3 との温
度差Ｔ3 −Ｔ2 ＝ΔＫ２との関係をグラフ化したとこ
ろ、図３の結果が得られた。図３において、線ａ1 は形
態変化速度ＢがＢ＝１／sec の場合に、また線ａ2 は形
態変化速度ＢがＢ＝３／sec の場合にそれぞれ該当す
る。
【手続補正２】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】００１７
【補正方法】変更
【補正内容】
【００１７】過冷却液体の形態変化率Ｃは次のような方
法で求められた。即ち、石英ノズル７の噴出口８の形状
を、長辺を形態変化用ロール６の軸線と平行にした長方
形にし、その噴出口８から形態変化用ロール６外周面に
到達する直前の柱状過冷却液体Ｌの長方形断面の面積を
求め、その断面積と形態変化用ロール６外周面から離れ
たリボン状過冷却液体Ｌの長方形断面の面積とが等しく
なるように、過冷却液体Ｌの噴出量および形態変化用ロ
ール６の回転数を決めた。そして、柱状過冷却液体Ｌの
長方形断面における短辺をｅ1 、長辺をｆ1 とし、また
リボン状過冷却液体Ｌの長方形断面における短辺を
ｅ2 、長辺をｆ2 とすると、両過冷却液体Ｌの断面積は
等しいからｅ1 ×ｆ1 ＝ｅ2 ×ｆ2 となり、したがっ
て、形態変化率Ｃは、両長辺ｆ1 ，ｆ2 について表わせ
ば、Ｃ＝｛（ｆ2 −ｆ1 ）／ｆ1 ｝×１００（％）とな
る。
法で求められた。即ち、石英ノズル７の噴出口８の形状
を、長辺を形態変化用ロール６の軸線と平行にした長方
形にし、その噴出口８から形態変化用ロール６外周面に
到達する直前の柱状過冷却液体Ｌの長方形断面の面積を
求め、その断面積と形態変化用ロール６外周面から離れ
たリボン状過冷却液体Ｌの長方形断面の面積とが等しく
なるように、過冷却液体Ｌの噴出量および形態変化用ロ
ール６の回転数を決めた。そして、柱状過冷却液体Ｌの
長方形断面における短辺をｅ1 、長辺をｆ1 とし、また
リボン状過冷却液体Ｌの長方形断面における短辺を
ｅ2 、長辺をｆ2 とすると、両過冷却液体Ｌの断面積は
等しいからｅ1 ×ｆ1 ＝ｅ2 ×ｆ2 となり、したがっ
て、形態変化率Ｃは、両長辺ｆ1 ，ｆ2 について表わせ
ば、Ｃ＝｛（ｆ2 −ｆ1 ）／ｆ1 ｝×１００（％）とな
る。
【手続補正３】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】００１９
【補正方法】変更
【補正内容】
【００１９】図６から明らかなように、過冷却液体の形
態変化率ＣをＣ≧２０％、例えばＣ＝２３％に設定する
と、前記間隔ｄの最大値を２５mmにしても非晶質単相組
織のリボン状Ａｌ合金を得ることができるが、形態変化
率Ｃを１７％に設定すると、前記間隔ｄの最大値を２０
mmに狭めてもリボン状Ａｌ合金の金属組織は混相組織と
なる。これは、過冷却液体の形態変化率ＣをＣ≧２０％
に設定すると、Ｃ＜２０％の場合よりも長い時間に亘っ
て過冷却液体をその状態に保持することができる、とい
うことを意味する。実験の結果、過冷却液体の形態変化
率Ｃを約４８％に設定することによって前記間隔ｄの最
大値を４０mm程度まで広げることができた。
態変化率ＣをＣ≧２０％、例えばＣ＝２３％に設定する
と、前記間隔ｄの最大値を２５mmにしても非晶質単相組
織のリボン状Ａｌ合金を得ることができるが、形態変化
率Ｃを１７％に設定すると、前記間隔ｄの最大値を２０
mmに狭めてもリボン状Ａｌ合金の金属組織は混相組織と
なる。これは、過冷却液体の形態変化率ＣをＣ≧２０％
に設定すると、Ｃ＜２０％の場合よりも長い時間に亘っ
て過冷却液体をその状態に保持することができる、とい
うことを意味する。実験の結果、過冷却液体の形態変化
率Ｃを約４８％に設定することによって前記間隔ｄの最
大値を４０mm程度まで広げることができた。
【手続補正４】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】００２３
【補正方法】変更
【補正内容】
【００２３】小径管部１３への流下時、したがって形態
変化開始時の過冷却液体Ｌの粘度Ａは約８×１０-2〜２
×１０-1Ｐａ・ｓ、形態変化速度Ｂは約１８〜約５６／
sec、形態変化率Ｃは約１０００％であり、また赤外線
加熱炉の作動停止からウオータバス中への投下までの時
間は５秒以内であった。この場合、形態変化速度Ｂは、
Ａｒガス圧を調節して過冷却液体Ｌの小径管部１３内へ
の流動開始から終了までの時間を変化させることによっ
て、種々に設定された。例えば、前記時間を０．５５秒
間に設定すると、その時間内に湯面の高さｍ＝９mmが、
小径管部１３の長さｋ＝１００mmに変化したことになる
から、０．５５秒間における湯面の高さの増加率は約１
０００％となる。そこで、１秒間における前記増加率を
求めると、それは約１８００％となり、したがって、形
態変化速度Ｂは、前記のように１秒間に長さが１％増加
したとき、Ｂ＝０．０１／sec であるから、Ｂ≒１８／
sec となる。形態変化速度ＢがＢ≒５６／sec の場合は
前記時間を１０００／５６００、即ち０．１８秒間に設
定したときである。形態変化率Ｃは、大径管部１２にお
ける過冷却液体Ｌの断面積（環状断面）をＳ1 とし、ま
た小径管部１３における過冷却液体Ｌの断面積（円形断
面）をＳ2 とすると、Ｃ＝｛（Ｓ1 −Ｓ2 ）／Ｓ2 ｝×
１００（％）として表わされる。
変化開始時の過冷却液体Ｌの粘度Ａは約８×１０-2〜２
×１０-1Ｐａ・ｓ、形態変化速度Ｂは約１８〜約５６／
sec、形態変化率Ｃは約１０００％であり、また赤外線
加熱炉の作動停止からウオータバス中への投下までの時
間は５秒以内であった。この場合、形態変化速度Ｂは、
Ａｒガス圧を調節して過冷却液体Ｌの小径管部１３内へ
の流動開始から終了までの時間を変化させることによっ
て、種々に設定された。例えば、前記時間を０．５５秒
間に設定すると、その時間内に湯面の高さｍ＝９mmが、
小径管部１３の長さｋ＝１００mmに変化したことになる
から、０．５５秒間における湯面の高さの増加率は約１
０００％となる。そこで、１秒間における前記増加率を
求めると、それは約１８００％となり、したがって、形
態変化速度Ｂは、前記のように１秒間に長さが１％増加
したとき、Ｂ＝０．０１／sec であるから、Ｂ≒１８／
sec となる。形態変化速度ＢがＢ≒５６／sec の場合は
前記時間を１０００／５６００、即ち０．１８秒間に設
定したときである。形態変化率Ｃは、大径管部１２にお
ける過冷却液体Ｌの断面積（環状断面）をＳ1 とし、ま
た小径管部１３における過冷却液体Ｌの断面積（円形断
面）をＳ2 とすると、Ｃ＝｛（Ｓ1 −Ｓ2 ）／Ｓ2 ｝×
１００（％）として表わされる。
Claims (3)
- 【請求項１】 金属よりなる過冷却液体を基本形態より
流動させて別形態に変化させることにより昇温させ、次
いで前記過冷却液体をそれに冷却処理を施して凝固させ
ることを特徴とする、機械的特性等の優れた金属材料の
製造方法。 - 【請求項２】 金属よりなる過冷却液体を基本形態より
流動させて別形態に変化させ、その際前記過冷却液体の
形態変化開始時の粘度ＡをＡ≧５×１０-2Ｐａ・ｓに、
形態変化速度ＢをＢ≧０．０１／sec に、形態変化率Ｃ
をＣ≧２０％にそれぞれ設定し、次いで前記過冷却液体
をそれに冷却処理を施して凝固させることを特徴とす
る、機械的特性等の優れた金属材料の製造方法。 - 【請求項３】 金属よりなる過冷却液体を基本形態より
流動させて別形態に変化させることにより昇温させ、そ
の際前記過冷却液体の形態変化開始時の粘度ＡをＡ≧５
×１０-2Ｐａ・ｓに、形態変化速度ＢをＢ≧０．０１／
sec に、形態変化率ＣをＣ≧２０％にそれぞれ設定し、
次いで前記過冷却液体をそれに冷却処理を施して凝固さ
せることを特徴とする、機械的特性等の優れた金属材料
の製造方法。
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4172658A JPH0617161A (ja) | 1992-06-30 | 1992-06-30 | 機械的特性等の優れた金属材料の製造方法 |
| US08/083,832 US5485876A (en) | 1992-06-30 | 1993-06-25 | Process for producing metal material with excellent mechanical properties |
| DE69322317T DE69322317T2 (de) | 1992-06-30 | 1993-06-28 | Verfahren zur Herstellung von Metallen mit ausgezeichneten mechanischen Eigenschaften |
| EP93110297A EP0577050B1 (en) | 1992-06-30 | 1993-06-28 | Process for producing metal material with excellent mechanical properties |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4172658A JPH0617161A (ja) | 1992-06-30 | 1992-06-30 | 機械的特性等の優れた金属材料の製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0617161A true JPH0617161A (ja) | 1994-01-25 |
Family
ID=15945983
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4172658A Pending JPH0617161A (ja) | 1992-06-30 | 1992-06-30 | 機械的特性等の優れた金属材料の製造方法 |
Country Status (4)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5485876A (ja) |
| EP (1) | EP0577050B1 (ja) |
| JP (1) | JPH0617161A (ja) |
| DE (1) | DE69322317T2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2930880B2 (ja) * | 1994-10-14 | 1999-08-09 | 井上 明久 | 差圧鋳造式金属ガラスの製造方法および装置 |
| JP3011904B2 (ja) | 1997-06-10 | 2000-02-21 | 明久 井上 | 金属ガラスの製造方法および装置 |
Family Cites Families (15)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US3719733A (en) * | 1970-12-03 | 1973-03-06 | Monsanto Co | Method for producing spherical particles having a narrow size distribution |
| US4011901A (en) * | 1976-03-10 | 1977-03-15 | Massachusetts Institute Of Technology | Method determining the suitability of metal compositions for casting |
| US4142571A (en) * | 1976-10-22 | 1979-03-06 | Allied Chemical Corporation | Continuous casting method for metallic strips |
| JPS5942586A (ja) * | 1982-09-03 | 1984-03-09 | 株式会社日立製作所 | Ｃｒｔデイスプレイ装置 |
| EP0200424B1 (en) * | 1985-04-19 | 1989-07-19 | National Research Development Corporation | Metal forming |
| US4791979A (en) * | 1986-07-18 | 1988-12-20 | Allied-Signal Inc. | Gas assisted nozzle for casting metallic strip directly from the melt |
| US5014764A (en) * | 1986-11-17 | 1991-05-14 | Aluminium Pechiney | Lost-foam casting of aluminum under pressure |
| JPH01157753A (ja) * | 1987-02-16 | 1989-06-21 | Teisan Ind:Kk | ダイキヤスト装置 |
| DE3741290C2 (de) * | 1987-12-05 | 1993-09-30 | Geesthacht Gkss Forschung | Anwendung eines Verfahrens zur Behandlung von glasartigen Legierungen |
| JPH07122119B2 (ja) * | 1989-07-04 | 1995-12-25 | 健 増本 | 機械的強度、耐食性、加工性に優れた非晶質合金 |
| JP3120284B2 (ja) * | 1989-12-29 | 2000-12-25 | 本田技研工業株式会社 | 非晶質合金製部材の鋳造方法 |
| JP2724762B2 (ja) * | 1989-12-29 | 1998-03-09 | 本田技研工業株式会社 | 高強度アルミニウム基非晶質合金 |
| JP2815215B2 (ja) * | 1990-03-02 | 1998-10-27 | 健 増本 | 非晶質合金固化材の製造方法 |
| JP2639455B2 (ja) * | 1990-03-09 | 1997-08-13 | 健 増本 | 高強度非晶質合金 |
| US5279389A (en) * | 1992-06-08 | 1994-01-18 | Crockett Robert A | Ladder support for flat-roofed building |
-
1992
- 1992-06-30 JP JP4172658A patent/JPH0617161A/ja active Pending
-
1993
- 1993-06-25 US US08/083,832 patent/US5485876A/en not_active Expired - Fee Related
- 1993-06-28 DE DE69322317T patent/DE69322317T2/de not_active Expired - Fee Related
- 1993-06-28 EP EP93110297A patent/EP0577050B1/en not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| EP0577050B1 (en) | 1998-12-02 |
| DE69322317D1 (de) | 1999-01-14 |
| DE69322317T2 (de) | 1999-04-29 |
| EP0577050A1 (en) | 1994-01-05 |
| US5485876A (en) | 1996-01-23 |
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