JPH08332563A

JPH08332563A - 電磁力を利用した鋳造方法及び装置

Info

Publication number: JPH08332563A
Application number: JP17387495A
Authority: JP
Inventors: Yoshio Ebisu; 嘉男戎; Kazuyoshi Sekine; 和喜関根
Original assignee: EBISU KK; Ebisu Co Ltd
Current assignee: EBISU KK; Ebisu Co Ltd
Priority date: 1995-06-06
Filing date: 1995-06-06
Publication date: 1996-12-17

Abstract

(57)【要約】【目的】注湯性ならびに押湯能を向上させる鋳造方法
及び装置を提供する。【構成】注湯側と鋳型の間に電磁ブースターを設け、
溶湯に電磁力（Ｌｏｒｅｎｔｚ力）を印加することによ
って、注湯性ならびに押湯能を向上させる原理を利用
し、当該電磁ブースターを中心に、鋳型装置、溶湯保持
機構及び鋳型に溶湯を注入する給湯管より成る鋳造方法
及び装置。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、鋳造における注湯性
（鋳型に溶融金属を注入すること）ならびに押湯能力の
向上を目的とする鋳造装置及び製造方法に係る。

【０００２】

【従来の技術】通常、鋳物には鋳造後製品となる本体部
の他に押湯と呼ばれる付属部分（湯だまりとも呼ぶ）を
設ける。押湯の目的は凝固の際、液体と固体の密度差に
より生ずる収縮（凝固収縮と呼ぶ）、液相の温度降下に
よる収縮（液相収縮と呼ぶ）等によって製品部に生ずる
収縮を補償し、引け巣ならびに鋳物内部あるいは表面の
デンドライト間液相部に発生するいわゆるミクロポロシ
ティ（微小な空隙）の発生を防止することである。押湯
設計の良し悪しは上記欠陥の有無を左右するのみなら
ず、歩留まり（押湯を含む鋳物重量に対する製品部重量
比）、押湯部の切断の手間等の生産性にも大きな影響を
与えるので、鋳造方案の設計において特に重要な部分で
あり、どの鋳物工場においても日常的に改善の努力がな
されている。押湯ならびに鋳造方案の設計法については
現在のところ、試行錯誤的経験則によって一応標準的な
設計法が存在するものの、決して確立されたものではな
く、品質及び生産性に対する要求が増々厳しくなるにつ
れて、今後一層進歩発展しなければならない重要な基盤
技術の一つである。

【０００３】本発明のテーマの一つである押湯に関し
て、押湯効果、即ち、収縮を補償する溶湯補給能力を向
上させるための従来技術について述べる。最初に文献に
見られる技術として、めくら押湯に加圧ガスを作用させ
る方法（以後、めくら押湯方式と呼ぶ）があり、１９５
０年代に主としてロシア、東ヨーロッパで行われ、大型
鋳鋼鋳物の歩留まり及び品質の向上に大きな効果がある
と報告されている。（文献（１）、（２）を参照された
い）。日本においては椙山と福迫（後述の文献（５）参
照）によって、鋳型全体を加圧容器の中に入れてガス加
圧凝固させる方法（以後オートクレーブ方式と呼ぶ）に
ついて実験が行われ、主として銅合金鋳物の耐圧もれの
改善、品質の向上に効果をあげている。

【０００４】１．めくら押湯方式図１はめくら押湯方式の基本形である。めくら押湯部に
は通気性のない石膏などの断熱性カップが用いられる。
操作は比較的簡単であり、注湯後しばらくしてバルブを
開き通常鋳物工場内で得られる最大７ａｔｍ程度あるい
はこれ以下の圧力を押湯に作用させ凝固完了まで持続す
る。この例では、注湯中めくら押湯の溶湯の高さを一定
に保持するためｆｌｏｗｏｆｆを設けている。Ｋｏｎ
ｏｎｏｗ（文献（１））は既に述べたようにロシアにお
ける比較的大型の鋳鋼鋳物（板厚５０ｍｍ以上、直径１
００ｍｍφ以上）に広範囲に適用した経験から、普通の
押湯の場合よりも２０〜３０％歩留まりが改善されたと
述べている。これは普通の押湯に比べて押湯の高さを低
くすること及び押湯の数を減らすことによって達成され
る。また、材料の伸び及び絞りが大巾に改善された。多
年にわたる操業経験から、鋳物の形状及び重量に応じ
て、採用すべきめくら押湯の形状、ガス加圧のタイミン
グ及び圧力などについて既に確立された作業標準を有し
ている。注意すべき点として（１）ガス圧に対抗すべく
上下型をしっかり締め付ける。（２）めくら押湯内部に
挿入した加圧ガスを導入するペンシルの破壊を考慮して
ペンシルの数を複数にする（図１ではめくら押湯中に侵
漬したペンシル部分は示していない。詳しくは文献
（１）のＦｉｇ．１を参照されたい）。（３）押湯上部
に形成される凝固層（ｓｏｌｉｄｓｋｉｎ）の高温割
れによる圧もれ対策として、通気性のないシリカフラワ
ーを含む耐火物層を盛ることなどをあげている。Ｄｅｓ
ｎｉｚｋｉ（文献（２））も同様にＬｅｎｉｎｇｒａｄ
のＮｅｗｓｋｉ−Ｌｅｎｉｎ工場における経験からこの
方式の有効性を強調している。ＢｅｒｒｙとＷａｔｍｏ
ｕｇｈ（文献（３））は凝固温度区間の大きいＡｌ合金
砂型鋳物（断面５０ｍｍ角型、長さ３５０ｍｍ）につい
て図１に示した方法で、アルゴンガスによる加圧凝固を
行った結果、１．４ａｔｍ程度の加圧で充分に効果があ
り、種々の合金系について実用性が充分であると結論し
ている。溶湯の砂型への差し込みについては塗型するこ
とと加圧のタイミングを調節することによって解決して
いる。

【０００５】以上の如く、めくら押湯にガス圧を付与す
ることによってミクロポロシティを低減または消滅でき
ることが実証されている。しかしながら、現在、（本発
明者の知る限り）当該方法が普及しているという文献は
見当たらない。（立ち消えになったかまたは小規模に行
われているものと思われる。）その理由として、当時溶
湯補給のメカニズムであるデンドライト間液相流れとい
う物理的概念が明確に確立しておらず、従って、これを
記述する数学的方法が開発されていなかったため、溶湯
補給効果即ち押湯効果を定量的に評価できなかったこと
に根本的な理由がある。従って、圧力を付与するタイミ
ング、所要圧力等についても全くの試行錯誤と経験に依
存せざるを得ず、効果のある場合もあればない場合もあ
る等、信頼性に欠けたためと思われる（例えば文献
（４）では本法の押湯効果について否定的な意見を述べ
ている）。

【０００６】２．オートクレーブ方式椙山と福迫（文献（５））は凝固温度区間の大きい青銅
鋳物（８５Ｃｕ−５Ｓｎ−５Ｐｂ−５Ｚｎ）について鋳
型ごと加圧容器内に入れ加圧凝固する実験を行い（図２
参照）、ミクロポロシティの体積率の測定及び引張り試
験を行い、加圧力の効果、不適正溶解による固溶ガスの
影響を調べた。結果を要約すると次の通りである。（１）鋳型への溶湯の差し込みはほとんど問題とならな
かった。これはめくら押湯方式と異なり、鋳型を通して
雰囲気圧が働くため差し込みに働く圧力差（溶湯静圧と
鋳型内気圧の差）が減少するためである。（２）加圧によるポロシティ低減効果は通常の鋳物工場
において得られる７ａｔｍ程度でもかなり効果があり
（ポロシティ率３％から１．５％へ減少）、特にガス量
の多い不良溶湯の場合に効果が大きい（６％から２％へ
減少）。これにより機械的性質も著しく改善されてい
る。福迫（文献（６））は上記実験の知見に基づき、耐
圧もれが問題となっている青銅鋳物の製造に実際に適用
し顕著な効果をあげている。適用例については文献を参
照されたい。

【０００７】Ｆｒａｗｌｅｙら（文献（７））はＮｉ−
ｂａｓｅｓｕｐｅｒａｌｌｏｙについて同様の実験を
行いその効果を確認している。Ｎｉ−ｂａｓｅｓｕｐ
ｅｒａｌｌｏｙは真空溶解を必要とし、加圧はｄｒｙ
ａｒｇｏｎガスを用いている。しかしながら、オートク
レーブ方式に関してもめくら押湯方式同様、銅鋳物等に
おいて一部行われている以外は普及していない。その理
由については既に述べた通りであるが、他にも、鋳型全
体を圧力容器に入れるため、比較的小物に限られる、生
産性が低い、圧力もそれ程上げられない等の理由によっ
て魅力に欠けるためであろう。

【０００８】次に本発明のもう一つのテーマである注湯
に関する従来技術について述べる。シリンダーヘッド、
エンジンブロック、ホイール等のアルミ自動車部品の鋳
造に用いられるダイキャスト鋳造法及び低圧鋳造法で用
いられる装置は一種の注湯機械である。対象とする製品
は形状が複雑で肉厚の薄い鋳物が多く金型に鋳造するた
め凝固時間も非常に短い。このため、ダイキャストでは
過熱度（注湯温度−凝固開始温度の差）を高くし、高速
で注湯する（ゲート流速は数１０ｍ／ｓ）。これに対し
て、低圧鋳造は低速のためさらに注湯温度を高くする。
溶湯は低速で静かに金型内を満たしてゆくので空気の巻
き込み等の欠陥はないが、しばしば湯回り不良（凝固速
度が速いため溶湯が満たしきれずに生ずる欠陥）を生ず
る。

【０００９】

【発明の目的】本発明の目的は、１．押湯効果を促進することによって引け巣ならびに鋳
物内部及び表面に生ずるデンドライト間ミクロポロシテ
ィを低減または無くすとともに押湯歩留まりの向上を図
る、２．注湯速度をスムーズ且つ広範囲にコントロールする
ことにより湯回り不良等の欠陥をなくすことでありこれ
らの課題を解決するための鋳造方法及び装置を提供する
ことである。

【００１０】

【発明の原理】電磁体積力（Ｌｏｒｅｎｔｚ力）を利用
して注湯ならびに押湯圧力を付与することにより上記の
課題を解決しようとする本発明の原理を図３に示す。図
中、符号３はアルミナ等の耐火物あるいは内側が当該耐
火物、外側がステンレス等の非磁性高強度材より成る多
重構造を有する容器でありネックと呼ぶ。溶湯（符号
４）は注湯側から供給され、Ｌｏｒｅｎｔｚ力の出力側
では鋳物あるいは鋳物と連結する押湯側へ連続してい
る。ネック中に取り付けられる直流電極１は図示の如く
溶湯中に侵漬しており、溶湯に直接通電する。電極材と
しては炭素系材料あるいは溶鋼などの高温において用い
られるＺｒＢ_２等があり、溶湯の種類に応じて適切な材
料を用いればよい。２は直流磁場を発生させるための高
性能永久磁石、通常の電磁石、あるいは超電導磁石を内
蔵した剛性フレームである。数テラス以上の強磁場を必
要とする場合は超電導磁石を用いるのが望ましい。超電
導磁石を用いる場合の装置の１例を図４に示す。符号５
は超電導線を巻いたコイル、６はコイルを支持する鉄心
または空心（中身が空洞）の支持治具である。７は超電
導コイル５を冷却するための液体ヘリウム等の冷却媒体
を含む冷却槽、８は剛性を有する断熱容器である。断熱
容器の表面温度が上がる場合は表面に水冷銅パイプ等を
設置すればよい。

【００１１】次に、Ｌｏｒｅｎｔｚ力による圧力の計算
式を示す。図３（ｃ）においてＺ方向のＬｏｒｅｎｔｚ
力ｆ_ｚ（Ｎ／ｍ^３）はフレミングの左手の法則として
よく知られた次式によって与えられる。ｆ_ｚ＝Ｊ_ｙＢ_ｘ（Ｎ／ｍ^３）・・・・・・・・・・・・・・・・・（１）ここにＢ_ｘはＸ方向の磁束密度（Ｔｅｓｌａ）、Ｊ_ｙは
Ｙ方向の電流密度（Ａ／ｍ^２）である。同図（ｃ）にお
いてネックの断面積をＳ（ｍ^２）（一定とする）、Ｌｏ
ｒｅｎｔｚ力のかかるＺ方向の長さをＬ（ｍ）とする
と、Ｚ方向の力Ｆ（Ｎ）はＦ＝ｆ_ｚＳＬ（Ｎ）・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・（２）で与えられる。断面積が一様でない場合はとすればよい（断面が変化する場合でもＢ_ｘ及びＪ_ｙは
一様である）。鋳物側接続面における圧力Ｐは溶湯静圧
のつり合い式、∂Ｐ／∂Ｚ＝ｆ_ｚを積分すればただちに
得られる。すなわち、図５に上式による圧力分布を示す。圧力分布はネック断
面形状あるいは鋳型キャビティの断面形状には関係ない
ことに注意されたい。電磁力は重力と同じ性質の体積力
である。ただし、垂直方向の重力の影響は無視した。

【００１２】ネック部３と鋳物側及び注湯側の両境界に
おける熱の出入りはネック部表面から周囲への放熱量に
比べて小さく、無視すると、ネック単位長さ当りの放熱
速度Ｑ_ｏｕｔは次式で与えられる。Ｑ_ｏｕｔ＝ｈ（Ｔ−Ｔ_ａｔｍ）ｘ（ネック単位長さ当りの表面積）（ｃａｌ／ｓ）（５）ここに、ｈはネック断面における総括熱伝達係数（ｃａ
ｌ／ｃｍ^２ｓ℃）であり材料及び断面構造によって決ま
る。Ｔは溶湯温度、Ｔ_ａｔｍは周囲の温度である。一
方、溶湯の比抵抗をρ（Ωｍ）とするとネック方向単位
長さ当たりのジュール発熱速度Ｑ_{Ｊｏｕｌｅ}は単位の換
算に注意して、Ｑ_{Ｊｏｕｌｅ}（ｃａｌ／ｓ）＝０．２３８８８９×１０^−６ρＪ^２ _ｙ（ｃａｌ／ｃｍ^３ｓ）ｘ（ネック単位長さ当りの体積（ｃｍ^３））・・（６）で与えられる。従って、ネック部における溶湯温度を一
定に保持するためにはＱ_{Ｊｏｕｌｅ}＝Ｑ_ｏｕｔとなるよ
うＪ_ｙ（Ａ／ｍ^２）またはｈを調節すればよい。

【００１３】以上が本発明による電磁ブースターの原理
の概要であるが、次に超電導コイルを用いる場合の概略
設計について具体的に示す。図３より、有限の断面積を
持つ超電導コイル５の中心間距離をｂ（ｍ）、コイル中
心までの半径をａ（ｍ）とすると、両コイル間の中央す
なわちＺ＝ｂ／２における磁束密度Ｂ_ｚ（Ｔｅｓｌａ）
はで与えられる（標準的教科書を参照されたい）。ここに
μ_０は真空の透磁率４πｘ１０^−７（Ｈ／ｍ）、Ｉはコ
イル中心電流（Ａ）である。超電導コイルの巻き数を
Ｎ、超電導線の電流をＩ_ｗｉｒｅ（Ａ）とすると、Ｉ＝ＮＩ_ｗｉｒｅ（Ａ）・・・・・・・・・・・・・・・・・・・（８）超電導線（一般に銅などの母線にＮｂＴｉなどの極細超
電導線を埋め込んだ複合材料でできている）の断面は一
辺ａ_ｗｉｒｅの正方形とすると断面積Ｓ_ｗｉｒｅはＳ_ｗｉｒｅ＝ａ_ｗｉｒｅ ^２・・・・・・・・・・・・・・・・・・・（９）コイル設計の諸寸法は図４より次の通りである：コイル断面積Ｓ_ｃｏｉｌ＝Ｎ・Ｓ_ｗｉｒｅ・・・・・・・・（１０）コイル間最短距離ｂ_ｍｉｎ＝ｂ−Ｘ・・・・・・・・・・・・・（１２）コイル全高Ｈ＝２ａ＋Ｘ・・・・・・・・・・・・・・・（１３）コイル内径Ｄ＝２ａ−Ｘ・・・・・・・・・・・・・・・（１４）図４（ｂ）よりＬｏｒｅｎｔｚ力がかかるネック部のＺ
方向の有効長さをＬ_ｅｆｆとすると、Ｌ_ｅｆｆは近似的
にする。鋳物側にかかる圧力Ｐ_ｏｕｔは（３）式で与えら
れる。またネック横断面を流れる全電流はＩｔｏｔａｌ＝Ｊ_ｙｘ（ネック厚さＴ）ｘＬ・・・・・・・・・・（１６）両極間電位差Ｅ＝Ｊρｘ（電極間距離）（Ｖ）・・・・・・・・（１７）消費電力Ｐｏｗｅｒ＝Ｅ・Ｉｔｏｔａｌ（Ｗ）・・・・・・（１８）となる。

【００１３】次にＡｌ合金鋳物の場合の設計例を示す。
設計仕様は次の通りとする：ネック形状：厚さＴ＝２ｃｍ、幅Ｗ＝６ｃｍ、長さＬ＝
６ｃｍ溶湯温度：Ｔ＝７００℃ 溶融Ａｌ合金の密度：ρ_Ｌ＝２．６（ｇ／ｃｍ^３）雰囲気温度：Ｔ_ａｔｍ＝２０℃ ネック表面熱伝達率：ｈ＝０．０２（ｃａｌ／ｃｍ^２ｓ
℃）溶融Ａｌ合金の比抵抗：ρ＝２５．０ｘ１０^−８（Ω
ｍ）ネック印加電流密度：Ｊ_ｙ＝２ｘ１０^７（Ａ／ｍ^２）コイル間中央の磁束密度：Ｂ_ｚ＝２及び４（Ｔ）、Ｚ
＝ｂ／２超電導線寸法ａ_ｗｉｒｅ：３ｍｍｘ３ｍｍ超電導線電流：Ｉ_ｗｉｒｅ＝１０００（Ａ）とする。コイル間距離ｂを１０〜２０ｃｍ、Ｂ_ｚ＝２（Ｔ）の場
合コイル半径ａ＝３〜１０ｃｍまで、Ｂ_ｚ＝４（Ｔ）の
場合ａ＝５〜１５ｃｍまで１ｃｍ刻みに変化させ、
（１）〜（１８）式を用いて計算した設計諸量を表１及
び２に示す。

【００１４】

【表１】

【表２】

【００１５】設計の要点は次の通りである：（１）超電導コイルは超電導状態を生ずる極低温（液体
ヘリウム温度、４．２Ｋ）まで冷却する必要があるた
め、コイルを内蔵した剛性フレーム内部は液体ヘリウ
ム、真空断熱層、液体窒素等を組み合わせた種々の冷却
方法を講ずる必要がある。従って、冷却のための空間が
必要でありコイル間最短距離ｂ_ｍｉｎを小さくするには
限界がある。本設計例ではコイル間最短距離を１０ｃｍ
とし、ｂ_ｍｉｎがこれ以下となる場合は除外した。ま
た、（１５）式で定義したＬ_ｅｆｆがネック部通電長さ
Ｌ以下となる場合も除外した。表１の設計仕様の場合、
２４．５（Ｋｇｆ／ｃｍ^２）（２９４Ｋｇｆ）の圧力を
加えることができる。重力倍数Ｇｎｕｍｂｅｒ（ρ_Ｌｇ
_ｒに対する倍数：ｇ_ｒは重力の加速度）は１５７０であ
る。コイルの各寸法は表の通りである。例えば表１Ｎ
ｏ．６の場合、Ｌ_ｅｆｆ＝１３（ｃｍ）であり、Ｌに比
べて約２倍長い。従ってＬ_ｅｆｆ全長に亘って通電すれ
ば５３（Ｋｇｆ／ｃｍ^２）の加圧が得られる（式（３）
参照）。Ｂ_ｚ＝４（Ｔ）とした表２では４９（Ｋｇｆ／
ｃｍ^２）の圧力を発生する。さらにＬ_ｅｆｆ全長に亘っ
て通電すれば１００（Ｋｇｆ／ｃｍ^２）のオーダーとな
る。超電導コイルでは電気抵抗は０であるから消費電力
は０である。（２）本設計例ではジュール発熱が放熱より大きくなる
ので、ネック部において溶湯が過熱する。従って、水冷
銅パイプをネック表面にロウ付けするなどにより積極的
に冷却してやればよい。また、ネックの長さが長くなる
とジュール熱を生じない部分のネック表面からの放熱に
よって、ネック内溶湯温度が低下し、凝固が始まる場合
がある。このような場合、ネック内張りに断熱性の高い
材料を用いる、外側にニクロム線（あるいは帯）などを
配置して抵抗加熱・保温するなどの工夫をすればよい。
要は出熱と入熱をバランスさせ凝固の開始を防止すれば
よい。（３）剛性フレーム８の容積は小さいほうが望ましい。
従って、コイルの高さ（Ｈ）あるいは巾を小さくするよ
う円形ではなく、四角形に近づけるなどの工夫をする。
磁束密度分布が不均一になると、Ｌｏｒｅｎｔｚ力が不
均一となり渦流を生じ加圧効率が落ちる。従って磁束密
度が一様となるよう設計には注意を要する。

【００１６】以上、概略設計によって所望の電磁加圧力
が得られることを示した。詳細設計に際しては上記諸点
を考慮に入れて行えばよい。現在、超電導磁石に関する
技術レベルは非常に高くなっており種々の用途に実用化
が進んでおり、上述の諸事項に関しては技術上の問題は
ないといってよい。以上より本発明による電磁ブースタ
ーの作用ならびに実現性が明らかである。単に注湯のみ
に用いられる場合は、加圧力はずっと小さくてもよく、
普通の電磁石（言えば１テスラ以下）でも充分可能であ
る。原理的には同様であるので省略する。

【００１７】［電磁ブースター鋳造装置］これまで述べ
て来た本発明の電磁ブースターはそれ自体独立した機能
を有する装置であるが、当該装置単独では鋳物を作るこ
とはできない。次に当該電磁ブースターを搭載した新し
い鋳造装置について述べる。装置の概要を図６に示す。
以下、簡単のため当該鋳造方法及び装置をＬプロセスと
仮称する。（ＬはＬｏｒｅｎｔｚ力のＬ）。Ｌプロセス
の最も基本的な構成は電磁ブースター、溶湯保持炉、鋳
型及び溶湯を鋳型に導くための給湯管（ストーク）であ
り、これに電磁ブースターの制御装置等の周辺装置が含
まれる。図６（ａ）は鋳型、電磁ブースター及び保持炉
を垂直方向に配置した場合（Ｖ−Ｌプロセスと呼ぶ）、
同図（ｂ）は横方向に配置した場合（Ｈ−Ｌプロセスと
呼ぶ）である。

【００１８】次にＶ−Ｌプロセス（同図（ａ））の操業
方法について述べる。操業立ち上げに際して溶湯を電磁
力のかかるブースター位置まで引き上げる必要がある
が、これには次に述べる２つの方法がある。方法１：鋳型を所定の位置にセットした後（図６）、密
閉した鋳型キャビティの内部を真空ポンプ（図示せず）
にて減圧し保持炉内の溶湯表面に作用する大気圧との差
圧によって溶湯をキャビティ内へ導く。方法２：鋳型と電磁ブースターを離し、その間に減圧用
カップを挿入し真空ポンプにて減圧し溶湯をブースター
位置まで引き上げる（図７（ａ）参照）。まず、方法２による作業手順について述べると次の通り
である：１）超電導磁石または通常型電磁石を起動し所定の磁束
密度まで上げる。２）鋳型と電磁ブースターを離し、ネック部を減圧カッ
プでカバーする（図７（ａ）参照）。３）真空ポンプ（図示せず）により減圧を開始し、溶湯
表面位置を所定の高さＨまで引き上げる。４）溶湯表面位置を所定の高さＨに保持するよう、徐々
に減圧を解除しながら、同時にネック部に電流を印加し
Ｌｏｒｅｎｔｚ力を増加させる。（図７（ｂ）参照）。５）減圧カップを取り払い鋳型を所定位置にセットする
（図７（ｃ）参照）。６）Ｌｏｒｅｎｔｚ力を上げて注湯を開始する。スプラ
ッシュを避けるため始めはゆっくり。７）注湯完了後、所定のタイミングで所定の押湯加圧力
までＬｏｒｅｎｔｚ力を上げ凝固完了まで持続する。８）所定の溶湯表面位置Ｈまで戻す。すなわち、Ｌｏｒ
ｅｎｔｚ力を手順４）で設定した値まで下げる。このと
き、湯口（押湯）から下のストーク内の溶湯は溶融状態
のままであるから４）で設定した高さＨまで戻る。９）鋳物を鋳型から取り出し、鋳型の清掃その他を行
う。以上が操業立ち上げから鋳造の１サイクル終了までの手
順である。２サイクル以降は手順６）に戻り、６）から
９）の繰り返しとなる。手順１）から５）は操業の立ち
上げ手順である。この間のＬｏｒｅｎｔｚ力の変化を図
７（ｄ）に示す。

【００１９】以上の手順について、さらに詳しく説明す
る。（イ）Ｌプロセス装置を単に注湯機として用いる場合、
あるいは押湯圧力として比較的小さい圧力を用いる場合
はそれほど大きいＬｏｒｅｎｔｚ力を必要としないので
通常型電磁石あるいは高性能永久磁石でも充分である。
１例として、表１で示した設計例と同寸法のネック形状
（幅６ｃｍｘ厚さ２ｅｍｘ高さ６ｃｍ）に対してネック
部電流密度Ｊ＝２ｘ１０^７（Ａ／ｍ^２）、磁束密度Ｂ＝
０．２（Ｔ）とすると押湯圧はＰ＝２．４（Ｋｇｆ／ｃ
ｍ^２）（正確にはネック部基準圧力が加算される）、押
湯力はＦ＝２９（Ｋｇｆ）（ただし、重力の影響は小さ
いので含めず）となる。上記の０．２（Ｔ）を発生させ
る通常型電磁石の磁気回路を図８に示す。起磁力をＮＩ
（ＡＴ）（Ｎ：コイル巻数Ｎ_１＋Ｎ_２、Ｉ：コイル電流
（Ａ））、強磁性鉄心中の磁束をφ（Ｗｂ）、鉄心及び
空隙の磁気抵抗をそれそれＲ_ｃ、Ｒ_ｇ（１／Ｈ）とする
と、磁気回路におけるオームの法則から次式が成り立つ
（ただし空隙における漏洩磁気は小さいので無視）。Ｒ_ｃ、Ｒ_ｇはそれぞれで与えられる。ここにｌは鉄心中の磁気回路の長さ
（ｍ）、δは空隙の距離（ｍ）、Ｓは断面積（ｍ^２）で
ある。磁性体の透磁率μ＞＞真空の透磁束μ_０であるか
らＲ_ｇ＞＞Ｒ_ｃとなることを考慮すると、次式が得られ
る。一方、磁束密度をＢとすると、 φ＝Ｂ×Ｓ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・（２３）（２２）、（２３）式よりを得る。上式よりδ＝０．０４（ｍ）、Ｂ＝０．２
（Ｔ）とするとＮＩ＝６３６６（ＡＴ）となる。電流Ｉ
＝３０（Ａ）とするとＮ＝２１２回となり容易に電磁石
を作ることができる。大ざっぱに言って１（Ｔ）以下の
場合には、通常型電磁石は現在の超電導磁石（設計概要
図４参照）に比べて安価であり、またネックの高さも低
くできる、コイル電流を短時間に変化させることができ
る等の利点を考慮すれば通常型電磁石で充分である。

【００２０】（ロ）上記手順４）（図７（ａ）、（ｂ）
参照）について。溶湯高さＨはＬｏｒｅｎｔｚ力ｆ_ｚの作用範囲Ｌより
上方に位置させる。減圧カップ内の気圧をＰ_Ｃとすると
垂直方向の力の釣り合いより次式が成り立つ。 ρ_Ｌｇ_ｒＨ＝Ｐ_０（大気圧）−Ｐ_ｃ＋ｆ_ｚ・Ｌ・・・・・・・・・（２５）ここにρ_Ｌは溶湯の密度、ｇ_ｒは重力の加速度である。
上式よりｆ_ｚ＝０のとき初期状態におけるＰ_ｃはＰ_０
−ρ_Ｌｇ_ｒＨであり、減圧を解除しＰ_ｃ＝Ｐ_０となった
ときのｆ_ｚはρ_Ｌｇ_ｒＨ／Ｌで与えられることがわか
る。（２５）式を時間ｔについて微分すると、従って上式より、Ｐ_ｃの変化に対してｄＨ／ｄｔ＝０、
すなわち、の関係を満たすようにｆ_ｚ（すなわち電流密度あるいは
磁束密度）を制御することによってＨを一定に保持でき
ることがわかる。尚、方法１において例えばＰ_ｃ＝０．
５ａｔｍまで減圧すると、（２５）式はρ_Ｌｇ_ｒＨ＝
０．５Ｐ_０となる。溶融アルミ合金の密度ρ_Ｌ＝２．６
（ｇ／ｃｍ^３）、Ｐ_０＝１０１３２５０（ｄｙｎ／ｃｍ
^２）を代入するとＨ≒２ｍとなり方法１によって操業を
立ち上げることができる。低鋳あるいはダイキャストな
どの実操業において、金型温度を適度な温度に上げるた
め、最初の数回、試験鋳込みが行われるのが普通である
ことを考えれば、方法１がより実際的であろう。

【００２１】（ハ）Ｈ−Ｌ法（図６（ｂ））においては
減圧によって溶湯表面位置を電磁ブースターの位置まで
引き上げる必要はなく、ネック部上部の所定の高さまで
溶湯が上昇するよう保持炉に給湯してやればよい。以後
の操業はＶ−Ｈ法と同じである。

【００２２】（ニ）一般に注湯方法には上注ぎ（重力を
利用して上から注入する方法）、下注ぎ（鋳型キャビテ
ィの下方から重力と逆方向に注入する。例えば図１１参
照）等種々の方法があるが、当該Ｌプロセスでは、注湯
速度を自由にコントロールできる、空気の巻き込みが少
ない等の利点を考慮して下注ぎ法を採用した。この場
合、デンドライト間液相流れ（押湯効果）は重力と逆向
き方向となる場合が多いが、その影響は僅少であり、押
湯を加圧する場合は無視してよい。

【００２３】（ホ）鋳型には金型、乾燥型等種々の型が
用いられる。本明細書ではＡｌ合金鋳物を中心に述べて
来たが、当該Ｌプロセスは鋳鋼、銅合金等種々の鋳物の
製造にも適用できる。

【００２４】（ヘ）圧搾空気を用いる低圧鋳造と異なり
保持炉内をＡｒなどの不活性ガス雰囲気でカバーするこ
とができるので、溶湯の酸化を防止することができる。

【００２５】（ト）押湯加圧開始のタイミング及び所要
加圧力については実験によって決めればよい。すなわ
ち、ポロシティの有無または程度、製品に要求される品
質規格等を基準に判断する。その際、コンピュータによ
る凝固シミュレーションによって固相、液相及び固液共
存相の分布状態等について知ることができれば有益な情
報となる。

【００２６】

【発明の効果】１．押湯効果について押湯に圧力を付与することによって鋳物の内部ポロシテ
ィを低減あるいは消滅できることは既に述べた文献によ
って実証されている。これらの文献では加圧媒体として
気体を用いているが、本発明のＬｏｒｅｎｔｚ力を用い
ても同様の効果があることは原理的に明白である。どの
程度の加圧力を必要とするかは本質的にはデンドライト
間の液相流れ現象が関与しており、従って合金の種類、
鋳物の形状・大きさ、鋳型の種類、注湯温度等によって
決まる。また、一つの鋳物部品内においてもある程度ポ
ロシティがあっても製品の機能上問題ない部分もあれば
無欠陥が要求される部分もある。また少量のポロシティ
あるいは偏析があっても要求される機械的性質（引張り
強さ、伸び等）の範囲内であれば許容される場合もあ
る。従って所要加圧力は個々の場合によって異なる。一
般的に言えば、凝固温度区間の大きい合金ほど、厚肉で
ずんぐりした形状よりも薄肉長尺形状においてより大き
い加圧力を必要とする。その理由はこれらの鋳物におい
ては液相の給湯距離が長くなるためである。また、冷却
速度が大きくなるほど、デンドライトの形態が微細にな
り流れに対する抵抗が増す（ダルシー流れの透過率Ｋが
小さくなる）。従って、このような条件の下ではダルシ
ー流れによるデンドライト間の液相の圧力降下が大きく
なる結果、容易にポロシティが発生する。

【００２７】以上の現象の概要を理論式を用いて説明す
る。凝固途中のデンドライト結晶と液相が共存する状態
において、凝固収縮その他により誘起されるデンドライ
ト間液相の流動現象は既に述べたダルシーの式によって
記述されることが知られている。すなわち、ベクトルＶは液相の流速、μは液相の粘性係数、ｇ_Ｌは
液相の体積率、Ｋは透過率、∇Ｐは液相の圧力勾配、Ｘ
は重力、遠心力、電磁力（Ｌｏｒｅｎｔｚ力）等の物体
力ベクトルである。（２８）式を∇Ｐについて解くと凝固がある程度進行すると右辺Ｘ項（重力のみとする）
よりもＶの項が優勢となる。すなわち、圧力勾配は大略
流速Ｖによって決まる。従って、押湯における液圧（Ｐ
_ｒとする）を出発点とし押湯から製品部への液相流れの
通路（３次元）に沿って（２９）式を積分して行くと、
その通路に沿ったＰの変化、すなわち圧力降下を知るこ
とができる。そして、Ｐが次式で与えられる臨界条件に
達するとその場所に内部ポロシティ（空隙）を生ずる
（文献（８）を参照されたい）。ここに、Ｐ_ｇａｓは液相中の固溶ガス（例えばＡｌ合金
では水素）と平衡するポロシティ内の平衡ガス圧、σ
_ＬＧは液相−ガスポロシティ界面の表面張力、ｒは球状
ポロシティの曲率半径である（図９参照）。溶融金属に
対してσ_ＬＧは１０^３（ｄｙｎ／ｃｍ）のオーダー（Ａ
ｌに対して約７００）でありｒは１０μｍ程度とする
と、−２σ_Ｌｇ／ｒ＝−２ｘ１０^６（ｄｙｎ／ｃｍ^２）
≒−２（ａｔｍ）程度であり、Ｐ_ｇａｓは大きくても数
気圧のオーダーであるから（３０）式の右辺は負圧にな
ったとしても小さい。一方、圧力降下の大きい場合押湯
から最も遠い凝固部先端で臨界圧以上の圧力に保持しポ
ロシティを生じさせないためには上記の液圧Ｐ_ｒを大き
くしてやればよい。押湯部の液相にＬｏｒｅｎｔｚ力を
作用させるのはこの液圧Ｐ_ｒを大きくするためである。
このとき、Ｐ分布は増加分ΔＰ_ｒだけ全体に高くなる。
Ｐ分布は上述の如く問題によって大きく変化する。従っ
て文献（３）のように数気圧で効果のある場合もあれば
１００ａｔｍでもボロシティが残る場合もある。従っ
て、これらの文献（１）〜（７）における加圧力の値
（１０ａｔｍ程度）によって効果の有無を云々するのは
意味がない。ただし加圧力に相応する低減効果はある。
鋳物表面ポロシティについても同様の圧力降下によって
生ずるが省略する。

【００２８】以上よりガス加圧鋳造に比べて、はるかに
大きい加圧力が得られる電磁ブースターの優位性は明ら
かである。２．Ｌプロセスによる効果本発明のＬプロセスの特徴ならびに効果は低圧鋳造（以
下低鋳と呼ぶ）と比較することによって鮮明になるだろ
う。低鋳の概略図を図１０に示す。低鋳は現在主として
自動車用アルミ合金鋳物（例えばシリンダーヘッド、エ
ンジンブロック、ホイールなど）の製造に用いられてい
る。給湯口より保持炉に溶湯を供給し、圧搾空気を炉内
に導入し溶湯表面に圧力を付与しストークを通して金型
キャビティ（鋳型）に注湯する一種の注湯機械である。
圧力は最大１ａｔｍ程度までが普通である。当該プロセ
スと対比した場合のＬプロセスの特徴は次の通りであ
る。（１）低鋳の場合、注湯速度はダイキャストと比較する
と極めて小さい。従ってダイキャストでしばしば問題と
なる空気の巻き込みはない。しかし、これは同時に湯回
り不良（凝固の速い薄肉部分へ溶湯が充分行き届かな
い）の原因となる危険がある。これを防止するため、注
湯温度を上げる（７００℃以上。ちなみに当該自動車Ａ
ｌ合金の融点は５８０℃程度である）、キャビティ内を
減圧する（キャビティには空気抜きのための穴がついて
いる）等の工夫がなされている。しかしながら減圧する
にしても最大２ａｔｍ程度の差圧でありそれほど速度を
上げることはできない。圧搾空気という間接的な媒体を
介して注湯を行う低鋳に対して、溶湯に直接電磁力を作
用させる電磁ブースターははるかに迅速且つ広範囲に注
湯圧力を印加することができるので注湯速度を広範囲に
コントロールできる効果がある。また、所望の注湯速度
パターン（速度の時間変化）に対する応答性に優れてい
る。（２）図１０のような機構の低鋳機において、高圧の押
湯圧力（例えば１０ａｔｍ程度）を付与することは保持
炉の強度、圧もれ等の観点から技術的に困難であり（不
可能でないとしても）、安全上の問題も出てくるだろ
う。さらに凝固時間の極めて短い自動車部品の場合、所
定の高圧まで上げるには時間がかかりこの間に鋳物は凝
固完了し、加圧は無意味となる可能性を考えれば、実現
には無理がある。これに対し当該電磁ブースターは注湯
完了後極めて短時間に必要ならばはるかに高い圧力を印
加できるので押し湯効果を充分発揮できる優位性を持
つ。

【００２９】上記の事情は文献（１）〜（７）のガス加
圧による押湯効果と対比した場合についても言える。す
なわち、圧搾空気と電磁力との違いによって迅速性、加
圧力の大きさ、制御性（融通性）の点において格段の違
いがあり、さらに、ジュール発生熱の利用により押湯体
積をより小さくできる等、多くの面で優れており、ここ
にガス体ではなく電磁力を用いる大きな理由がある。

【００３０】以上の如く、本発明によるＬプロセスは電
磁ブースターを採用することにより注湯性及び押湯能の
飛躍的な向上を可能とする。従って大幅な品質の向上を
もたらし、さらに注湯温度を下げることによる金型寿命
の向上、低鋳ではできなかったより薄肉の複雑形状鋳物
の鋳造が可能となる。

【００３１】以上、低鋳と比較した場合の効果をまとめ
ると次の通りである。注湯性が格段に優れている。（湯回り不良の防止）押湯能力の飛躍的向上。（欠陥の低減または消滅によ
る機械的性質の向上）（低鋳では押湯加圧力は極めて小
さい）溶湯と金型の密着性が高くなり、鋳物の寸法精度が向
上する。また組織がより緻密になることにより機械的性
質が向上する。注湯温度低下による金型寿命の向上。鋳造サイクル短縮による生産性（単位時間当たりの鋳
造回数）の向上保持炉の構造の簡素化、圧搾空気による制御システム
に代り電気的制御システムの導入により設備コストは低
鋳機より安いと思われる。その他、保持炉内をＡｒなど不活性ガス雰囲気にすることによ
って溶湯の酸化防止が可能。鋳型キャビティを減圧することにより注湯性はさらに
良くなる。製品対象の拡大。

【００３２】３．静置鋳造への適用鋳鋼鋳物、主としてアルミ合金鋳物に用いられる金型重
力鋳造などいわゆる普通の静置鋳造において、大気に曝
された押湯（オープン押湯と呼ぶ）あるいは鋳型中に埋
め込まれた押湯に本発明による電磁ブースターを適用す
ることによって押湯効果を促進し内部ポロシティを低減
または消滅させることができる。鋳鋼、アルミ合金、チ
タン合金などの鋳塊に適用した例を図１１に示す。この
場合、電磁ブースターの目的は押湯効果を促進すること
だけであるからネック部横断面を小さくすることによっ
て電磁ブースターをよりコンパクトにすることができ
る。鋳鋼の場合溶融鉄の比抵抗ρは溶融アルミに比べて
約２ケタ大きいので電流密度を大きくするとジュール熱
が放熱より大きくなるのでネック部を積極的に冷却して
やる必要がある（水冷銅パイプをネック部表面にロウ付
けする等の工夫をすればよい）。所要圧力、タイミング
等については既に述べた通りである。この場合、溶湯表
面カップ部へ鋳塊の凝固収縮に見合う量の溶湯を補給す
る必要がある。高温の溶湯が補給されるので押湯はより
小さくできる。

【００３３】鋳型底部の溶湯注入部あるいは湯道部に電
磁ブースターを設置し、湯流れ方向と逆向き（または同
方向）にＬｏｒｅｎｔｚ力を作用させることによって注
湯速度をコントロールすることもできる。その他、ダイ
キャスト鋳造にも適用可能であるが原理は同じであるか
ら省略する。［文献］（１）Ｋｏｎｏｎｏｗ，Ｄ．Ｒ．：”ｃｏｍｐｒｅｓｓ
ｅｄ−ａｉｒＲｉｓｅｒｓ”Ｉｒｏｎ＆Ｓｔｅｅ
ｌ，Ｖｏｌ．３０（１９５７）Ｎｏ．１１，Ｐ．４８９（２）Ｄｅｓｎｉｋｉ，Ｗ．Ｐ．：”Ａｐｐｌｉｃａｔ
ｉｏｎｏｆＲｉｓｅｒｓＷｉｔｈＨｉｇｈＡ
ｔｏｍｏｓｐｈｅｒｉｃｐｒｅｓｓｕｒｅ”，Ｉｒｏ
ｎ＆ｓｔｅｅｌ，Ｖｏｌ．３１（１９５８），Ｎｏ
２，ｐ．５１（３）Ｂｅｒｒｙ，Ｊ．Ｔ．ａｎｄＷａｔｍｏｕｇ
ｈ，Ｔ：”ＦａｃｔｏｒｓＡｆｆｅｃｔｉｎｇｓｏ
ｕｎｄｎｅｓｓｉｎＡｌｌｏｙｓｗｉｔｈＬｏｎ
ｇａｎｄｓｈｏｒｔＦｒｅｅｚｉｎｇＲａｎｇ
ｅ”，ＭｏｄｅｒｎＣａｓｔｉｎｇｓ，Ｖｏ１．３０
（１９６１），Ｎｏ．１，ｐ．６３（４）Ｍｉｄｄｌｅｔｏｎ，Ｊ．Ｍ．ａｎｄＪａｃ
ｋｓｏｎ，Ｗ．Ｊ．：”Ｃｏｍｐｒｅｓｓｅｄａｉｒ
ｆｅｅｄｅｒｈｅａｄｓ”，ＢｒｉｔｉｓｈＦｏｕ
ｎｄ．，Ｖｏｌ．５５（１９６２），Ｎｏ．１１，ｐ．
４４３（５）椙山正考、福迫達一： ”青銅鋳物の健全性に及
ぼす加圧鋳造の効果”、鋳物、Ｖｏｌ．３７（１９６
４）、Ｎｏ．１、ｐ．３３（６）福迫達一：”銅合金鋳物の耐圧もれ性の改善
策”，ＪＡＣＴＮＥＷＳ，Ｍａｒｃｈ２０，１９７
６，ｐ，２１（７）Ｆｒａｗｌｅｙ，Ｊ．Ｔ．，Ｍｏｏｒｅ，Ｗ．
Ｆ．ａｎｄＫｅｉｓｌｅｒ，ＡＪ．：”Ｓｏｌｉｄｉ
ｆｉｃａｔｉｏｎｕｎｄｅｒｔｈｅａｐｐｌｉｃ
ａｔｉｏｎｏｆｐｒｅｓｓｕｒｅｇｒｅａｔｅｒ
ｔｈａｎａｔｏｍｏｓｐｈｅｒｉｃ”，４５ｔｈ
Ｉｎｔ．Ｆｏｕｎｄ．Ｃｏｎｇｒｅｓｓ，２９−２．（８）Ｆｌｅｍｉｎｇｓ，Ｍ．Ｃ．：Ｓｏｌｉｄｉｆｉ
ｃａｔｉｏｎＰｒｏｃｅｓｓｉｎｇ，ＭｃＧｒａｗ−
Ｈｉｌｌ，Ｉｎｃ．，（１９７４），ｐ．２３４

【図面の簡単な説明】

【図１】従来のめくら押湯ガス加圧方式の概略図であ
る。

【図２】従来のオートクレーブ方式の概略図である。

【図３】本発明による電磁力注湯・押湯加圧装置（電磁
ブースター）の原理を示す概略図である。（ａ）は装置
の概略図、（ｂ）はＸ−Ｙ断面、（ｃ）はＸ−Ｚ断面を
示す。Ｊ_ｙはＹ方向の電流密度、Ｂ_ｘはＸ方向の磁束密
度、ｆ_ｚはＺ方向の電磁力（Ｌｏｒｅｎｔｚ力）であ
る。

【図４】本発明による電磁ブースター装置において超電
導コイルを用いた場合の概略図であり、（ａ）はＸ−Ｚ
断面、（ｂ）はＹ−Ｚ断面、（ｃ）は（ｒ，θ、ｚ）座
標系を示す。

【図５】本発明の電磁ブースターによって流体（溶湯）
に生ずる圧力分布の１例を示す図である。Ｐ_０は注湯側
につながった面における基準圧であり、鋳物出力側にお
いてはＰ（＝ｆ_ｚＬ）だけ圧力上昇する。

【図６】本発明による鋳造装置（Ｌプロセス）の概略図
である。Ｌプロセスの基本構成は本発明による電磁ブー
スター、通常の鋳型装置、溶湯保持炉及び給湯管から成
り、電磁ブースターの制御システム（図示せず）その他
の周辺装置を含む。（ａ）はこれらの構成要素を垂直方
向に配置した場合（Ｖ−Ｌプロセス）、（ｂ）は水平方
向に配置した場合（Ｈ−Ｌプロセス）である。

【図７】本発明によるＶ−Ｌプロセスの操業立ち上げ方
法を説明するための図である。（ａ）は減圧カップ内を
真空に引き溶湯を電磁ブースター内ネックの所定の位置
まで引き上げた状態を示す。（ｂ）は減圧を解除しなが
ら、電磁力を増し溶湯表面位置を所定の高さに保持する
方法を示す。（ｃ）は減圧カップを取り外し、鋳型をセ
ットした状態を示す。電磁力はかかっている。（ｄ）は
立ち上げから鋳造の１サイクル終了までの電磁力の変化
を示す。

【図８】本発明の電磁ブースターにおいて通常の電磁石
を用いた場合の概略図である。

【図９】デンドライト間液相部に生ずるミクロポロシテ
ィを示す図である。

【図１０】従来の典型的な低圧鋳造機の概略図である。

【図１１】本発明による電磁ブースターをインゴット鋳
造に適用した場合の概略図である。上部金枠及び電磁ブ
ースターの支持などの詳細は省略した。

【符号の説明】

Ｊ_ｙはＹ方向の電流密度、Ｂ_ｘはＸ方向の磁束密度、ｆ
_ｚはＺ方向の電磁力（Ｌｏｒｅｎｔｚ力）である。１は
直流電極、２は直流磁場発生のための電磁石あるいは永
久磁石を内蔵した剛性フレーム、３はネック、４は溶湯
である。図４中の５は超電導コイル、６は磁性材料また
は空心でもよい、７は液体へリウム等の冷媒を含む冷却
装置、８は断熱容器である。

フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号庁内整理番号ＦＩ技術表示箇所Ｂ２２Ｄ 18/06 ５０９Ｂ２２Ｄ 18/06 ５０９Ｌ５０９Ｄ 35/00 8719−4Ｋ 35/00 Ｃ

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】注湯側と鋳型あるいは鋳型に連結する押
湯との間に溶湯の通る空間（ネックと呼ぶ）を設け、当
該ネック部を通過する溶融金属にあらかじめ定められた
直流電流と直流磁場を印加せしめ、これにより発生する
電磁体積力（Ｌｏｒｅｎｔｚ力）によって溶融金属を鋳
型に注入する装置。
【請求項２】注湯完了後、請求項１記載のネック部に
おいて、注湯完了直後あるいはあらかじめ定められた時
刻から凝固完了までの間、あらかじめ定められた押湯加
圧力に対応するＬｏｒｅｎｔｚ力を発生せしめ当該加圧
力を押湯あるいは直接鋳物へ付与する押湯加圧装置。
【請求項３】請求項１及び２記載のネック部におい
て、注湯中あるいは押湯加圧中、当該ネック部を加熱ま
たは冷却し、ジュール熱発生速度とネック部表面からの
熱流速度をバランスさせることにより、当該ネック部の
溶融金属の凝固またはジュール熱による過熱を防止する
ことを特徴とする。
【請求項４】請求項１記載の注湯機能及び請求項２、
３記載の押湯加圧機能の両機能を兼ね備えた注湯ならび
に押湯加圧装置。
【請求項５】上記記載の注湯ならびに押湯加圧装置
（以下電磁ブースターと呼ぶ）、溶湯を保持する保持
炉、鋳型装置及び当該電磁ブースターを通り溶湯を鋳型
部へ導入する給湯管（以下ストークと呼ぶ）を主たる構
成要素とし、当該電磁ブースターを経由し、溶湯保持炉
を下方に、鋳型装置を上方に配置し、重力の方向と逆方
向に注湯ならびに押湯圧力を付与することを特徴とする
鋳造装置。
【請求項６】請求項５記載の鋳造装置において、操業
立ち上げ時の最初の鋳造は密閉した鋳型のキャビティ内
部を減圧し、保持炉内の溶湯表面に作用する大気圧との
差圧によって溶湯を当該キャビティ内へ導き、注湯中あ
るいは凝固完了の前後において当該電磁ブースターを作
動し、凝固完了後減圧状態を解除するに際して、自重に
より落下するストーク内溶湯に電磁力を作用せしめ、ス
トーク内溶湯表面位置をネック上部の所定の位置まで逆
流保持させ、引き続き２回目以降の鋳造においては所定
の注湯速度ならびに押湯圧力を付与し凝固させることを
特徴とする鋳造方法。
【請求項７】請求項６記載の操業立ち上げ時の最初の
鋳造準備段階において、鋳型と電磁ブースターを分離
し、当該両者間に空間を設け、ネック上部を減圧用カッ
プで覆い、当該カップ内を真空に引き保持炉内の溶湯表
面に作用する大気圧との差圧によってストーク内の溶湯
表面位置をネック上部の所定位置まで上昇させることを
特徴とする。
【請求項８】請求項５記載の各構成要素の配置方法に
おいて、鋳型及び当該鋳型と連結した電磁ブースターか
ら水平方向に離れた位置に溶湯保持炉を配置し、その
際、保持炉と連結した給湯管を通り電磁ブースターのネ
ック部へ流入する溶湯がネック部の所定の位置まで上昇
し、当該位置で静止せしめることが可能となるよう保持
炉と電磁ブースターの相対高さを調整し、配置すること
を特徴とする鋳造装置。
【請求項９】請求項５及び８記載のアルミナ等の耐火
物製給湯管は電磁ブースターから溶湯保持炉に至る大気
に曝された部分において、大気への放熱による温度低下
を最小限に抑えるようニクロム線、帯等の抵抗発熱体で
保護することを特徴とする。