JPH036858B2

JPH036858B2 -

Info

Publication number: JPH036858B2
Application number: JP61003015A
Authority: JP
Inventors: Akio Nakano
Original assignee: Individual
Current assignee: Individual
Priority date: 1986-01-10
Filing date: 1986-01-10
Publication date: 1991-01-31
Also published as: EP0233452B1; US4834166A; DE3763854D1; KR870006942A; JPS62161452A; EP0233452A1; ATE54848T1

Description

【発明の詳細な説明】＜産業上の利用分野＞本発明は、ホツトチヤンバー型、コールドチヤ
ンバー型等の横形、若しくは立形ダイカストマシ
ンに関し、特に注湯温度600〜1650℃位迄の高温
溶解金属（高融点金属）、所謂600〜1650℃位迄の
高温溶湯を用いて成形品を鋳造するダイカストマ
シンの鋳造機構部に関する。

＜従来の技術＞一般に、ダイカスト鋳造法は射出スリーブ内を
摺接動するピストンにより、該射出スリーブ内に
給湯された溶湯を、固定型と可動型の型締めによ
り構成される成形型内の成形部、所謂キヤビテイ
内に射出充填し、凝固するまで圧力を保持する。
凝固後、型開きして前記キヤビテイ内に成形され
た成形品を取り出すものであるが、これらの鋳造
工程において射出スリーブは鋳造開始と同時に溶
湯にさらされ、成形型は射出充填された溶湯が凝
固するまでその射出充填時及び充填後に加えられ
た加圧力と急冷却による熱衝撃を保持するといつ
た苛酷な運転情況下で繰り返えし運転させなけれ
ばならない。特に、600〜1650℃位迄の高温溶湯
の場合にはより一層苛酷な運転情況下になる。

而して、この様な苛酷な運転情況下で特に600
〜1650℃位迄の高温溶湯を用いるダイカスト鋳造
法の場合には下記の条件が要求される。

その具備すべき条件として、 (1) 600〜1650℃位迄の高温溶湯に対する強度、
硬度、破壊靭性値などの機械的特性に優れてい
ること、 (2) 600〜1650℃位迄の高温溶湯に対する耐熱衝
撃抵抗性、耐薬品抵抗性、耐酸化抵抗性、耐摩
耗性などの耐久性に優れていること、 (3) 射出充填圧力以上の圧縮（加圧力）強度を保
持する耐圧性に優れていること、 (4) 急速な溶湯温度の降温をもたらさない好適な
保温性に優れていることと急冷却に依る耐熱衝
撃抵抗性、等が要求される。

しかし乍ら、従来の成形型は固定、可動両型と
もにSKD61（耐熱金属材）を主型材として形成さ
れた一般的な金属製成形型であるため、600〜
1650℃位迄の高温溶湯から受ける高温熱衝撃に耐
え得ない難点があり、激しく浸蝕したり、高温熱
衝撃、高圧により一度損傷を受けると急速に脆性
破壊し、ひいては完全なる型割れを起す結果にな
り、充分耐える構造にすることは極めて困難であ
り不可能である。

尚、近年高温溶湯の成形型としてセラミツクス
粉末をポーラス化焼成したガス抜性の良い鋳造型
や耐熱衝撃抵抗性、耐薬品抵抗性、耐酸化抵抗性
に良好とされている常圧Si₃N₄（Si₃N₄系セラミツ
クス）を型材とした常圧Si₃N₄系成形型が着想さ
れてきているが、金属製に比べて優れているが、
600〜1650℃位迄の高温溶湯に対する強度、硬度、
破壊靭性値が低く、耐熱衝撃抵抗性、耐薬品抵抗
性に劣る難点がある。何れにせよ従来公知の成形
型の寿命延長対策は充分の改良、効果をもたらす
にはいたつていないのが現状である。

また、従来の金属（SKD61）製成形型は熱伝
導率が高いために、全体的に型温分布のコントロ
ールが難しくその結果、溶湯のキヤビテイへの射
出充填時に溶湯温度の急激な降温が認められ湯廻
り不良等の原因になつて高い寸法精度の成形品が
得られない、機械的特性が劣る等の問題になつて
いた。

更に、成形型のキヤビテイへの溶湯の射出口と
なる射出スリーブ及びこのスリーブ内を往復摺接
動させるピストンも同様にSKD61（耐熱金属材）
を型材として形成されたものであるため、600〜
1650℃位迄の高温溶湯を凝固片、膜等が発生しな
い必要十分な保温性は期待できないし、その高温
溶湯を射出する圧力と摺動する摩擦熱にて、スリ
ーブ、ピストンに加わる熱応力は数倍になり従来
金属材やセラミツクスにては材質的にも不可能で
あつた。

そのため、射出スリーブ内（ポツト）に高温溶
湯が供給されると射出スリーブの壁内面に接触し
た溶湯の一部が凝固が開始する温度まで急速に冷
却降温され、該部に凝固片、膜等が発生し、該凝
固片、膜等が成形型のキヤビテイ内に巻き込み充
填されて成形品の内部に溶け合わないで侵入混在
する。即ち、成形品組織の超微細化や各種原素の
合金配合組成に大きく影響し、成形品の強度、硬
度等の機械的性質が著しく損なわれ、成形品の高
精度は期待できないものであつた。

＜発明が解決しようとする問題点＞本発明が解決しようとする問題点は、600〜
1650℃位迄の高温溶湯に対する強度、硬度、破壊
靭性値などの機械的特性に優れ、且つ高温熱衝
撃、高圧に耐え得る必要十分な耐久性、耐圧性を
備えた成形型及びスリーブ構造とすることは勿
論、従来技術では不可能であつた600〜1650℃位
迄の高温溶湯の射出時、凝固時における成形型の
型温分布のコントロールを容易とする成形型と、
給湯された高温溶湯を好適な保温性で保持し得る
射出スリーブ構成を備えた高温溶湯用のダイカス
トマシンを提供して、結晶組織の超微細化を促進
させた高品位合金や従来鋳造成形出来なかつた特
種配合元素に依る合金などの高強度、硬度等の機
械的性質大なる高品質で高精度の成形品の鋳造を
可能にすることにある。

＜問題点を解決するための手段＞上記問題点を解決するために本発明が講じる技
術的手段は、適宜間隔をおいて配設した固定プラ
テンの一方に取付保持させる加熱及び冷却機構を
有する固定型と、両固定プラテン間に装架された
タイパーに可動盤を介して取付保持させ固定型と
の型合せにより成形部を構成する加熱及び冷却機
構を有する可動型と、前記固定型及び可動型の一
方又は双方に進退動自在に組込まれ前記成形部内
に射出充填された溶湯を加圧する高強度セラミツ
クスにより形成した可動ホブと、前記成形部と連
通させて固定型と可動型との間の適宜箇所に進退
動自在に組込む高強度セラミツクス若しくはポー
ラスセラミツクスにより形成したガス抜き栓から
成形型を構成し、且つ成形部と耐熱性を有する多
孔質性通気材を介して連通させた吸引機構を固定
型と可動型との間の適宜箇所に組込み、固定、可
動両型の一方又は双方を高強度セラミツクスによ
り形成すると共に、前記成形部内に溶湯を射出充
填する射出スリーブ及びピストンを高強度セラミ
ツクスにより形成し、前記両固定プラテン、タイ
バー及び可動盤に冷却機構を設けてなり、前記高
強度セラミツクスはα−Si₃N₄構造をもつ固溶体
で、Mx（Si、Al）₁₂（Ｏ、Ｎ）₁₆（上式においてＭは
Mg、Ca、Ｙなど）で示されるα−サイアロン粒
状晶60vol％とβ−Si₃N₄柱状晶40vol％とが共存
する領域“部分安定化”α−サイアロン領域とよ
べる緻密な複合組織相からなるホツトプレスα−
サイアロン質セラミツクス或いは常圧焼結α−サ
イアロン質セラミツクスであることを特徴とす
る。

＜実施例＞本発明の実施例を詳細に説明すると、第１図乃
至第４図は横型横射出式のダイカストマシンを示
し、Ａは組となる固定型a₁と可動型a₂とからなる
成形型、１は可動ホブ、２は入子であり、ベース
フレームＢ上に適宜間隔をおいて並列状に起立配
設した固定プラテンC₁，C₂の一方に固定型a₁を
取付保持させ、可動型a₂は両固定プラテンC₁，
C₂間に亘り横架装着したタイバーＤ…に可動盤
Ｅを介して取付保持させて固定型a₁と対向させ
る。固定、可動両型a₁，a₂の型閉め後、射出スリ
ーブＦ内を進退摺動するピストンＧにより成形
部、所謂キヤビテイａ内に成形品Ｎ素材の溶湯ｎ
を射出充填せしめ且つ可動ホブ１により該溶湯ｎ
に加圧縮力をかけながら加圧凝固させて成形品Ｎ
を成形する。

溶湯ｎは、その素材がとくに制限されるもので
はないが、好ましくは超塑性金属、例えば亜鉛
（Zn）を主材料とし、０〜68wt％Al、０〜5wt％
Si、０〜50wt％Cu、０〜98wt％Mg、０〜50wt
％Mn、０〜20wt％Fe、０〜20wt％Ti、０〜
30wt％Ni、０〜20wt％Cr、０〜3wt％Pb、０〜
10wt％Sn、０〜10wt％Be、０〜5wt％Ｐ、０〜
60wt％Ｃ、０〜15wt％Ｗ、０〜10wt％Ｂ、０〜
20wt％Co、０〜80wt％Ag、０〜20wt％Pd、０
〜20wt％Sb、からなるZn系合金を例示し、又、
アルミニウム（Al）を主原料とし、０〜30wt％
Si、０〜40wt％Cu、０〜98wt％Mg、０〜50wt
％Zn、０〜30wt％Mn、０〜20wt％Fe、０〜
20wt％Ti、０〜40wt％Ni、０〜20wt％Cr、０
〜3wt％Pb、０〜3wt％Sn、０〜10wt％Ｃ、０
〜10wt％Be、０〜3wt％Ｗ、０〜40wt％Ag、０
〜20wt％Ｂ、０〜20wt％Sr、０〜20wt％Li、０
〜5wt％Zr、０〜5wt％Na、０〜5wt％Sb、０〜
5wt％Cd、０〜20wt％Mo、０〜40wt％Pdから
なるAl系合金、あるいは銅（Cu）を主原料とし、
０〜50wt％Si、０〜40wt％Al、０〜20wt％Mg、
０〜50wt％Zn、０〜40wt％Mn、０〜20wt％
Fe、０〜20wt％Ti、０〜40wt％Ni、０〜30wt
％Cr、０〜5wt％Pb、０〜20wt％Sn、０〜30wt
％Ｃ、０〜5wt％Be、０〜10wt％Ｗ、０〜20wt
％Ｂ、０〜5wt％Sb、０〜20wt％Li、０〜40wt
％Ｐ、０〜30wt％Zr、０〜5wt％Se、０〜40wt
％Pd、０〜40wt％AgからなるCu系合金、さら
には鉄（Fe）を主材料とし、０〜60wt％Ｃ、０
〜40wt％Mn、０〜30wt％Si、０〜30wt％Cr、
０〜40wt％Ni、０〜20wt％Mo、０〜20wt％Ｖ、
０〜20wt％Ｐ、０〜10wt％Ｓ、０〜10wt％Pb、
０〜20wt％Sn、０〜20wt％Be、０〜30wt％Ag、
０〜50wt％Cu、０〜80wt％Ｗ、０〜20wt％Ｂ、
０〜20wt％Li、０〜20wt％Zr、０〜40wt％Pdか
らなるFe系合金などである。

固定型a₁は、その本体部を低膨張金属で形成す
ると共に入子設置部３を凹設し、該入子設置部３
内に高強度セラミツクスにより形成した入子２を
嵌め入れ設置して入れ子方式の型構造とし、その
型内に加熱機構４′及び冷却機構４を配設する。

尚、上記固定型a₁にあつては低膨張金属からな
る本体部と高強度セラミツク製入子２とは型材の
違いによりその温度域によつては熱膨張率が異な
る場合もあるため、入子設置部３の凹部内周面と
入子２の外周面との間に、両者の熱膨張率の差を
吸収する様に記憶させた形状記憶合金を介在設置
して両者間に熱膨張率の差による隙間が生じない
様に図るものである。更に形状記憶合金の外周面
と入子設置部３の凹部内周面との所望位置、例え
ば溶湯ｎが触れない位置に全周に亘る焼結合金を
介在配置して型の剛性を図る様にする。

また、この固定型a₁の本体部にはその厚さ方向
に貫通するスリーブ嵌装孔５を開穿し、該嵌装孔
５を固定プラテンC₁に開穿したスリーブ嵌装孔
６の軸芯延長線上に位置させて該固定プラテン
C₁に取付ける。

可動型a₂は、高強度セラミツクス型とし、該型
内に加熱機構７′及び冷却機構７を配設すると共
に、固定型a₁の入子２と対向する中央部には摺動
枠リング８を介して可動ホブ１を進退動自在に嵌
挿する嵌挿口８′を開穿して成り、取付枠台Ｈを
介して可動盤Ｅに取付けて固定型a₁と対面させ
る。

そして、固定、可動両型a₁，a₂の適宜箇所、図
面にあつては両型a₁，a₂の型分割面間に吸引機構
９を組込む。

吸引機構９は、溶湯ｎの射出充填時にキヤビテ
イａ内に介在する空気や巻き込まれた巻込み空気
等をキヤビテイａ内から吸引排除する働きをなす
と共にキヤビテイａ内を負圧にして溶湯ｎの湯回
りを良好、即ち溶湯ｎの充填密度を向上させる働
きをなすもので、固定、可動両型a₁，a₂の型分割
面にキヤビテイａと連通させて吸引管９ａを接続
し、その吸引管９ａをバキユーム管９ｂと連係す
る。吸引管９ａは固定プラテンC₁の上部に取付
配置した冷却機構１０を備えた取付枠体１１に貫
通支持させると共に、吸引管９ａの先端には耐熱
性を有する多孔質性通気材１２、例えばポーラス
セラミツクスを設けて溶湯が直接ポーラスセラミ
ツクスに当れば自動的に止まる様に空気、ガスの
み排除出来従来工法にては出来なかつた推定排除
方法の不正確さをなくした。

また、固定、可動両型a₁，a₂の型分割面間にお
ける成形品Ｎの肉厚部と対面させた位置、詳しく
はキヤビテイａに射出充填された溶湯ｎの凝固時
に発生ガスが発生し易い熱量の多い肉厚部と対面
させた中央部にガス抜き路１３を貫通状に開設
し、そのガス抜き路１３にガス抜き栓１４を組込
む。

ガス抜き栓１４は、ガス抜き路１３の入口部近
傍部位に形成した湯溜り部１５に向けて密状に嵌
装して進退動作させる耐熱性を有する多孔質通気
材、例えばポーラスセラミツクス及び種々形状の
高強度セラミツクスを用いて略円錐棒状に形成し
て成り、可動ホブ１の前進動作（加圧）と略同
時、詳しくは熱量の多い肉厚部等の溶湯ｎ表面に
凝固膜が形成された直後の所定のタイミングにて
所定量後退動作させて肉厚部等に発生した発生ガ
スを、湯溜り部１５を含むガス抜き路１３内に押
し出し排除させる。尚、このガス抜き栓１４は駆
動源（図示セズ）に連繋させて該駆動源の作動に
より後退、前進動作させるものである。

上記取付枠台Ｈの中央部には、その厚さ方向一
半部に可動型a₂の嵌挿口８′の開口径と同径とす
る同径部１６ａを備え、他半部に該同径部１６ａ
より大径とする大径部１６ｂを備えた段付連絡口
１６を開穿して成る。

可動盤Ｅは、周知の金属により形成し、その中
央部には厚さ方向一半部に前記段付連絡口１６の
大径部１６ｂと同径とし該大型部１６ｂに渉り加
圧移動枠リング１７を嵌挿する同径部１８ａを備
え、他半部に該同径部１８ａより大径とし、後述
する加圧機枠Ｉの一端部位を嵌挿する大径部１８
ｂを備えた段付嵌挿口１８を開穿すると共に、適
宜箇所に冷却機構１９を配設し、ベースフレーム
Ｂ上に配設した固定プラテンC₂，C₂間における
４本のタイバーＤに渉り４隅コーナー部位を嵌挿
支持させて進退可能に設置する。

射出スリーブＦは、内、外両筒f₁，f₂から構成
する二重筒構造とし、その内筒f₁を高強度セラミ
ツクスにより形成すると共に、外筒f₂を低膨張金
属、耐熱金属（焼結金属を含む）により形成し、
固定プラテンC₁に開穿したスリーブ嵌装孔６と
固定型a₁に開穿したスリーブ嵌装孔５とに亘り嵌
め挿し込んで水平に取付保持させ、その一端開口
部を湯口２０に接続すると共に、他端開口部側を
前記固定プラテンC₁より所望の突出量を持たせ
た状態で突出位置させる。

そして、この射出スリーブＦの突出筒部の突出
基部近傍に開穿した給湯口２１上に溶湯貯留容器
Ｊを密封状に固定し該給湯口２１に流動的に接続
連通させて設置する。

上記溶湯貯留容器Ｊは、高強度セラミツクスに
より形成してなり、その外側面には熱源となる電
熱線か発熱体２２を一体に嵌め込み内蔵したセラ
ミツクス保温材２３を取付添設し、貯留された溶
湯ｎを一定温度に保温できる様にすると共に、該
容器Ｊの開口部は蓋体２４によつて密閉自在と
し、溶湯ｎの酸化防止を図る様にする。

尚、上記溶湯貯留容器Ｊと射出スリーブＦの突
出筒部は冷却機構２５，２６，２７，２８を個々
に内設した架台２９、スリーブ受台３０、スリー
ブ冷却筒台３１、容器受台３２これら各部材によ
つて固定保持すると共に、射出スリーブＦを保持
するスリーブ冷却筒台３１の冷却機構２７により
射出スリーブＦの外周を適宜冷却せしめてそのス
リーブＦ外周の適宜温度コントロール、詳しくは
600〜1650℃迄位の高温溶湯ｎによるセラミツク
ス内筒f₁の熱膨張率に金属外筒f₂の熱膨張率が対
応する様に該外筒f₂の温度コントロールを図つて
両者f₁，f₂間に熱膨張率の差による隙間（ガタ）
が生じない様に図ると共に、セラミツクス内筒f₁
の破壊防止を図る。

また、上記蓋体２４には溶解炉等の親炉に配管
連結された湯送管３３が貫通状に接続され、親炉
から溶湯が定期的に給湯補充される様になつてお
り、又、温度検出棒３４が貫通状に接続され、溶
湯温度を電気的に管理される様になつている。

ピストンＧは、高強度セラミツクスにより全長
を同径とする棒状に形成してなり、その一端部側
を射出スリーブＦ内に摺接動自在に嵌挿させ、他
端部を前記架台２９上に設置した射出シリンダー
Ｋのロツド３５先端に接続する。

前記射出シリンダーＫは、溶湯ｎの射出時にピ
ストンＧを前進移動させると共に、凝固、型開
き、製品取出し、型締めこれらの鋳造工程が終了
するまでピストンＧをその前進限に待機させ、型
締めが終了するとピストンＧの湯押し面３６が射
出スリーブＦの給湯口２１の後方に戻るまでピス
トンＧを後退移動させて溶湯貯留容器Ｊの溶湯ｎ
が給湯口２１から射出スリーブＦ内に流入し次の
指令が入るまでその後退限に待機させる如くダイ
カストマシンに連係せしめて成る。

但し本実施例のごとくピストンＧ摺動退進動の
みにかぎられるものではなく一回ずつ注湯口２１
に注湯するも自由である。

可動ホブ１は高強度セラミツクスホブとし、上
記摺動枠リング８及び加圧移動枠リング１７の内
径と同径とする外径形状で、可動型a₂の嵌挿口
８′から取付枠台Ｈの段付連絡口１６を介して可
動盤Ｅの段付嵌挿口１８間に亘り且つ該段付嵌挿
口１８より所望の突出量をもつて可動盤Ｅの裏面
後方に突出する長さに形成すると共に、その外周
には前記段付連絡口１８の大径部１８ｂ内に摺接
動自在に嵌挿位置させる該大径部１８ｂの直径と
同径で所定の突出幅を有する鍔体１ａを一体に形
成備える。

また、この可動ホブ１内にはその長さ方向に冷
却水を循環流動させる冷却機構３７を一側面の後
部面１ｂ側から他側面のキヤビテイ構成面１ｃ側
近傍部位に向けて配設し、その冷却機構３７の後
部面１ｂ開口部には冷却バルブ３８，３９を個々
に取付ける。尚、冷却バルブ３８，３９はその一
方が冷却水の入口となり、他方が戻り口となる。

そして、以上の如き形成した可動ホブ１は、鍔
体１ａからキヤビテイ構成面１ｃ側を、可動型a₂
の嵌挿口８′内全長と取付台枠Ｈの段付連絡口１
６の同径部１６ａ内とに亘り嵌挿装着した摺動枠
リング８内に摺接動自在に嵌挿して前記鍔体１ａ
を段付連絡口１６内の大径部１６ｂに摺接動作自
在に嵌挿位置させる。そして、該鍔体１ａの後面
に付き当たり且つ取付台枠Ｈの段付連絡口１６の
大径部１６ｂから可動盤Ｅの段付嵌挿口１８の同
径部１８ａ内に亘る様に加圧移動枠リング１７を
嵌挿配設すると共に、該リング１７に付き当る様
に前記段付嵌挿口１８の大径部１８ｂ内に加圧機
枠Ｉの一端部位を嵌挿することで、可動ホブ１を
可動型a₂から取付台枠Ｈを介して可動盤Ｅに亘り
且つ該可動盤Ｅの裏面後方に突出させた状態で組
込んで取付ける。

上記加圧機枠Ｉは、そのアーム４０，４０内面
間の距離を可動ホブ１の外面直径と同距離とする
断面略形に形成すると共に、両アーム４０，４
０の先端部位に前記段付嵌挿口１８の大径部１８
ｂ直径と同径となるリング押し部４１，４１を形
成してなり、可動ホブ１の鍔体１ａ近傍から後部
面１ｂ側部位を掴んだ状態で支持する如く該後部
面１ｂ側から嵌め差し込み、リング押し部４１，
４１を可動盤Ｅの段付嵌挿口１８の大径部１８ｂ
内に摺接動自在に嵌め入れて取付ける。

図中Ｌは型閉め用機枠であり、この型閉め用機
枠Ｌは前記加圧機枠Ｉの両アーム４０，４０外側
を摺接動可能に押え支持させるガイド部４２，４
２を内面に突出備えた両アーム４３，４３を有す
る断面略形に形成してなり、固定プラテンC₂
に開穿した嵌挿支持口４４内に摺接動自在に嵌挿
支持させてその両アーム４３，４３の先端を可動
盤Ｅに止着連結して該可動盤Ｅを進退移動させる
様にする。

また、この型締め用機枠Ｌの両アーム４３，４
３を連設する連設枠部４５の内面にはキヤビテイ
ａ内に充填させた溶湯ｎに加圧縮力をかける時に
加圧機枠Ｉの前進移動を起動させるクランク機構
４６を取付配備すると共に、該連設枠部４５の外
面には型締めシリンダーＭのロツド４７先端を止
着連結する。

型締めシリンダーＭは、前記固定プラテンC₂
の側方に適宜間隔をおいて並列状に起立配設した
固定プラテンC₃に取付保持させてロツド４７を
型締め機枠Ｌの連設枠部４５側に貫通突出させ、
その先端を該枠部４５に止着する。尚図中４８は
射出スリーブＦの軸芯延長対向線上に位置する可
動型a₂、取付台枠Ｈ、可動盤Ｅそれらに亘つて連
通開穿した軸通孔であり、該軸通孔４８全長に亘
り押出し可動ピン４９を挿通せしめ、該押出し可
動ピン４９を軸通孔４８と連通させて型締め用機
枠Ｌのガイド部４２に凹設した凹部５０内の押出
機構５１に付き当て連係させて該押出機構５１の
回転動作により押出可動ピン４９を前進押動（押
出し動作）させて型開き後、可動型a₂から成形品
Ｎを押し出す様にする。

また、本実施例における各固定プラテンC₁，
C₂，C₃及びそれら各固定プラテンC₁，C₂，C₃間
に一連に渉り横架装着した各タイバーＤ…に冷却
機構５２，５３，５４，５５を夫々設けて各固定
プラテンC₁，C₂，C₃及びタイバーＤ…に耐熱衝
撃性等の耐熱剛性力を付与する。尚、タイバーＤ
…はセラミツクス内パイプと金属外パイプとから
二重パイプ構造とするも任意であり、逆に金属パ
イプを内パイプとし、セラミツクスパイプを外パ
イプとするも任意である。

然るに、ダイカストマシンの鋳造運行中に繰り
返し受けるキヤビテイａ内に射出充填された600
〜1650℃位迄の高温溶湯ｎから伝わつてくる伝導
熱や固定、可動両型a₁，a₂から放射される輻射熱
などの熱衝撃によつて来たす熱膨張に伴う歪みを
押えて、固定、可動両型a₁，a₂の型締め及び型開
き時における可動盤a₂の進退移動（摺接動作）時
に無理な負荷応力が掛つて該可動型a₂がその移動
途中でストツプするといつたことなくスムーズに
移動する様に、そして固定、可動両型a₁，a₂の型
合せ状態が合致せずに両型a₁，a₂の型分割面間に
隙間が生じたり、キヤビテイａを構成する両型
a₁，a₂の凹、凸部同志が型ズレによつて衝突して
損傷するといつたことなく固定、可動両型a₁，a₂
が精度のよい型合せ状態で合致係合する様に配慮
する。

又、実施例のごとく加動ホブ（わく）リング機
構はその鋳造する金属溶湯温度と求められる精
度、強度、形状にてはこの様な大掛りな機構でな
く直接成形型Ａに急冷却装置と可動ホブ１に加圧
機構を取り付け簡便にするも自由である。

次に、本実施例使用の高強度セラミツクスの組
成構造を説明する。

斯る高強度セラミツクスは、α−Si₃N₄構造を
もつ固溶体で、Mx（Si、Al）₁₂（Ｏ、Ｎ）₁₆（上式に
おいてＭはMg、Ca、Ｙなど）で示されるα−サ
イアロン粒状晶60vol％とβ−Si₃N₄柱状晶40vol
％とが共存する領域“部分安定化”α−サイアロ
ン領域とよべる緻密な複合組織相からなる強度、
硬度、破壊靭性値などの機械的特性に優れ、且つ
耐熱衝撃抵抗性、耐薬品抵抗性、耐酸化抵抗性に
優れたホツトプレスα−サイアロン質セラミツク
ス或いは常圧焼結α−サイアロン質セラミツクス
である。

然るに、第５図に示した様にα−サイアロン相
含有率は固溶量（ｘ）＝0.3で80％、ｘ＝0.4でほ
ぼ100％となり、以上の結果により、ｘ＝0.4以下
ではα−サイアロンとβ−Si₃N₄の２相領域とな
つてこの２相領域が“部分安定化”α−サイアロ
ン領域とよべる組成範囲となり強度、硬度、破壊
靭性値などの機械的特性に優れ、且つ耐熱衝撃抵
抗性、耐薬品抵抗性、耐酸化抵抗性などに優れて
いることが特徴づけられるものである。

次に、以上の如き構成したダイカストマシンの
運転動作を説明すると、型締めシリンダーＭを作
動させて可動盤Ｅを前進させ、可動型a₂を固定型
a₁に型合せ合致させる。この際、ピストンＧは射
出スリーブＦの給湯口２１を塞いだ前進限で待機
し、型締めが終了すると略同時に射出シリンダー
Ｋが作動して湯押し面３６が給湯口２１の後方に
位置するピストンＧの後退限まで該ピストンＧを
後退させる。ピストンＧが後退限に戻ることによ
り開口される給湯口２１から溶湯貯留容器Ｊ内の
溶湯ｎが射出スリーブＦ内（ポツト）に流入す
る。

射出スリーブＦ内に溶湯ｎが流入すると再び射
出シリンダーＦが作動してピストンＧを前進させ
溶湯ｎをキヤビテイａ内に射出する。この際、固
定、可動両型a₁，a₂に配設した冷却機構４，７、
加熱機構４′，７′を夫々作動させてキヤビテイａ
に適度な冷却、加熱をかけて該キヤビテイａの型
温調整（制御）しながら該キヤビテイａ内に溶湯
ｎを射出すると共に、その射出開始と略同時にバ
キユーム装置９ｂを作動させて吸引管９ａを吸引
口としてキヤビテイａ内の巻込み空気等を強制的
に吸引排除する。

そして、溶湯ｎの射出が終了すると同時にクラ
ンク機構４６を動作（第３図の二点鎖線）させて
可動ホブ１を前進させ、キヤビテイａ内に射出充
填された溶湯ｎを加圧すると共に、その加圧開始
から所定のタイミングにガス抜き栓１４を瞬間的
に所定量後退させて表面に凝固膜が形成された程
度で凝固が他の部分より遅い肉厚部等の発生ガス
を可動ホブ１の圧力にて湯溜り部１５を含むガス
抜き路１３内に押し出し排出する。

その後、型開きするまでの間形成工程に入る
が、この工程の初期には加熱機構４′，７′を作動
させてキヤビテイａ内を適度に加温し、その後に
冷却機構４，７を作動させて溶湯ｎの凝固区間及
び凝固範囲まで降温させて成形品Ｎを成形し、然
る後、型締めシリンダーＭを作動させて可動盤Ｅ
を後退させ、型開きするとともに、押出機構５１
を回転動作させて押出し可動ピン４９を前進さ
せ、可動型a₂から成形品Ｎを取り出す。この際、
吸引機構９のバキユーム装置９ｂを停止させると
共に、クランク機構４６を動作させて加圧機枠Ｉ
から離脱させ（第３図の実線）、次の鋳造（シヨ
ツト）時にキヤビテイａに射出充填された溶湯ｎ
の射出圧により可動ホブ１が後退する様にする。

以後は上述した運転動作を繰り返して成形品Ｎ
を成形（鋳造）するものである。

以下、本鋳造法と従来鋳造法の型の強度、疲労
度、使用限界、保温性を比較する。

強度温度変化における各型材種の強度の関係を表１
の実験条件により試験を行ないその実験結果を第
７図に示す。尚、ここでセラミツクス関係は曲げ
強度で示し、金属関係は引張り強度で表わす。

第７図から明らかである様に従来鋳造法におけ
る常圧Si₃O₄系セラミツクスの場合は常温から800
℃位迄で曲げ強度が70Kg／mm²、SKD61（金属）の
場合は常温で引張強度が150Kg／mm²あるが、550℃
を越えると低下し、その後も急激に低下する。こ
れに対して本鋳造法における常圧焼結α−サイア
ロン質セラミツクスの場合は常温から1000℃位迄
で曲げ強度が1000Kg／mm²という高い強度を示し、
ホツトプレスα−サイアロン質セラミツクスの場
合は1000℃位迄で曲げ強度が140Kg／mm²とさらに
高い強度を示している。

従つて、本鋳造法におけるα−サイアロン質セ
ラミツク型材は従来鋳造法における常温Si₃N₄系
セラミツクス及びSKD61型材より高い温度域で
高い強度を有する機械的性質に優れていることが
明らかになつた。

疲労度常温における各型材種の疲労度の関係を表２の
実験条件により試験を行ないその実験結果を応力
振幅と繰返し数のＳ−Ｎ曲線で第９図に示す。

第９図から明らかである様に１×10⁷の繰返し
数で比較すると、従来鋳造法の常圧Si₃N₄系セラ
ミツクスの場合は27Kg／mm²、SKD61の場合は60
Kg／mm²の値を示す。これに対して本鋳造法の常圧
焼結α−サイアロン質セラミツクスの場合は45
Kg／mm²で従来鋳造法の常圧Si₃N₄系セラミツクス
とSKD61の略中間の値を示し、ホツトプレスα
−サイアロン質セラミツクスの場合は63Kg／mm²と
比較型材種の中でもつとも高い値を示している。

従つて、本鋳造法のα−サイアロン質セラミツ
クスは常温における１×10⁷の繰返し数の疲労強
度が従来鋳造法の常圧Si₃N₄系セラミツクス及び
SKD61型材に比べて高い値を示す物質的性質に
優れていることが明らかになつた。

使用限界本鋳造法のホツトプレスα−サイアロン質セラ
ミツクス型及び常圧焼結α−サイアロン質セラミ
ツクス型と従来鋳造法の常圧Si₃O₄系セラミツク
ス型及びSKD61型を実際にダイカストマシンに
組込み取付け、アルミニウム合金（7075材）、ア
ルミニウム青銅鋳物（AlBC3材）、球状黒鉛鋳鉄
（FCD45材）、ステンレス鋼鋳鋼（SCS13材）の
各種溶湯素材を用いて該溶湯素材の溶湯温度と各
型材種の型が持つた迄で使用限界との関係を表３
の実験条件により耐久試験を行なつた。尚、ここ
で型は型部（成形型）、スリーブ部（射出スリー
ブ）、中子部（可動中子）の３者に分けられる。
そして、上述した各溶湯素材のうち注湯温度750
℃迄のアルミニウム合金（7075材）を用いた注湯
温度と各型材種の型が持つた迄の使用限界を比較
説明する。

注湯温度750℃迄のアルミニウム合金（7075材）
を型部内（所謂キヤビテイ）に射出充填し、更に
加圧縮せしめて成形品を成形する鋳造シヨツトを
繰り返した。すると第４図及び第１０図に示した
実験結果から明らかである様に従来鋳造法の常圧
Si₃N₄系セラミツクス型の場合は２万回シヨツト
迄使用限界域に達し、SKD61型の場合は1400回
シヨツト迄で小さい割れが入り5800回迄で使用限
界域に達したことがわかる。これに対して本鋳造
法の常圧焼結α−サイアロン質セラミツクス型は
20万回シヨツト迄後も割れはほとんど認められ
ず、更にシヨツトを続け50万回シヨツト迄持ち、
ホツトプレスα−サイアロン質セラミツクスの場
合は、100万回シヨツト迄持ち、さらに延長させ
た高い使用限界域となつた。

同様に注湯温度750℃迄のアルミニウム合金
（7075材）をスリーブ内（所謂ポツト）に流入給
湯せしめて10t迄の射出力で射出する射出シヨツ
トを繰り返した。すると表４及び第１１図に示し
た実験結果から明らかである様に従来鋳造法の常
圧Si₃N₄系セラミツクス型及びSKD61型に対して
本鋳造法の常圧焼結α−サイアロン質セラミツク
ス型及びホツトプレスα−サイアロン質セラミツ
クス型のほうが高い使用限界域となる。

従つて、本鋳造法のα−サイアロン質セラミツ
クス型は従来鋳造法の常圧Si₃N₄系セラミツクス
型及びSKD61型より高い使用限界域の耐久値を
示す物質的性質に優れていることが明らかになつ
た。

保温性第１２図に図示した様に外径110φ、内径70φ、
高さ90ｍ／ｍのスリーブと外径70φ高さ66ｍ／ｍ
のチツプ（ピストン）を組み合わせて構成した本
鋳造法の常圧焼結α−サイアロン質セラミツクス
ポツト内と、第１３図に図示した同一寸法で同一
構造に構成した従来鋳造法のSKD61ポツト内に、
注湯温度700℃迄のアルミニウム（ADC12）溶湯
素材を流入給湯し、そして従来鋳造法と本鋳造法
のポツト内における壁面より３mm底面（チツプの
湯押し面）より10mm上にNo.１の温度センサーを配
置し、壁面より６mm底面より10mm上にNo.２の温度
センサーを配置し、壁面より25mm底面より25mm上
にNo.３の温度センサーを配置して表５の実験条件
により各センサーの配置位置（以下測定置と称
す）における従来鋳造法と本鋳造法のポツト内の
溶湯素材の温度分布（熱的分布）を測定し、その
実験結果を第１４図に示す。

従来鋳造法のSKD61ポツトの場合は溶湯素材
の流入給湯時から凝固開始迄を冷却曲線で示す様
に流入給湯時の注湯温度700℃から凝固開始温度
658℃迄の各測定値の降温速度（冷却速度）は測
定置No.１で16.5℃／sec、測定置No.２で14.7℃／
sec、測定置No.３で10.2℃／secであり、測定置No.
１と測定置No.３とでは約６℃／secの降温速度差
があるが、これに対して本鋳造法の常圧焼結α−
サイアロン質セラミツクスポツトの場合は測定置
No.１で5.5℃／sec、測定置No.２で5.4℃／sec、測
定置No.３で4.1℃／secであり、測定置No.１と測定
置No.３とでは約１℃／secの降温速度差しかない。

尚、上記した各測定置の値は測定置No.１が凝固
開始温度まで降温した冷却時間、即ち従来鋳造法
の場合は8secラインにおける各測定置の値であ
り、本鋳造法の場合は24secライン上における各
測定置の値である。

従つて、従来鋳造法のSKD61ポツト内では測
定置No.１と測定置No.３の降温速度差が大きいため
に凝固膜の形成が速く、凝固片ができ易いのに対
し、本鋳造法常圧α−サイアロン質セラミツクス
ポツト内では測定置No.１と測定置No.３の降温速度
差がほとんどなく凝固膜の形成が遅いため、凝固
片ができない高い保温性を有する熱的性質に優れ
ていることが明らかになつた。

尚以上実験値にても明らかな様にセラミツクス
材の保温性が優れている為、従来は凝固防止が出
来ぬ為半固溶体を無理に圧入していた為も有り、
射出圧力が1/5から1/10と軽減出来る。

次に、本鋳造法で成形された成形品と従来鋳造
法で成形される成形品との強度、寸法、勾配精
度、結晶組織（結晶粒度）及びカサ密度を比較す
る。

強度各種溶湯素材を用いて成形した本鋳造法の成形
品と従来鋳造法の成形品を表６の実験条件により
引張り強さ及び伸び、硬さ試験を行ないその実験
結果を表７及び表８に示す。ここで表８は「成形
のまま」における各種溶湯素材の従来鋳造法の実
験平均値に対する本鋳造法の実験平均値の比率を
示す。

表７及び表８から明らかである様に従来鋳造法
の成形品の引張強さ及び伸び、硬さ実験値に対し
て本鋳造法の成形品の引張強さ及び伸び、硬さ実
験値が高い値を示しており、表８の比率計算式は
次の通りである。

比率〔Ｐ、P′〕＝本鋳造法実験値の平均値
〔Ｙ、Y′〕／従来鋳造法実験値の平均値〔Ｘ、X′〕×
100％ここにＰ、Ｙ、Ｘ：引張り強さ関係を示す P′、Y′、X′：硬さ関係を示す従つて、本鋳造法の成形品の強度は従来鋳造法
の成形品に比べて高い強度値を示す機械的性質に
優れていることが明らかになつた。

寸法勾配精度本鋳造法の成形型（α−サイアロン質セラミツ
クス型）と従来鋳造法の成形型（金属型）に、ア
ルミニウム合金（AC4C材）、アルミニウム青銅
鋳物（AIBC3材）、球状黒鉛鋳鉄（FCD45材）、
ステンレス鋼鋳鋼（３材）の各種溶湯素材を射出
充填して成形した成形品の長さ方向の寸法（60mm
の場合）、肉厚方向の寸法（８mmの場合）、外、内
抜け勾配（10mmの場合）の各寸法勾配精度を測定
し、その寸法、勾配精度の比較を表９及び第１６
図イ，ロ，ハ，ニ、表10に示す。ここで表10は従
来鋳造法の寸法、勾配精度の平均値に対する本鋳
造法の寸法勾配精度の平均値の比率を示す。

表９及び第１６図イ，ロ，ハ，ニから明らかで
ある様に従来鋳造法の成形品に対する本鋳造法の
成形品の各材質の長さ方向、肉厚方向、外、内抜
け勾配夫々について下記のことがわかる。尚、第
１６図イ，ロ，ハ，ニにおいて空白部は従来鋳造
法成形品の寸法、勾配精度の最大値、最小値を示
し、斜線部は本鋳造法成形品の寸法、勾配精度の
最大値、最小値を示す。

(i) 長さ方向 AC4C……約1/7 AlBC3……約1/5 FCD45
……約1/2 SCS13……約1/2の寸法精度になつ
ている。

(ii) 肉厚方向 AC4C……約1/5 AlBC3……約1/6 FCD45
……約1/3 SCS13……約1/4の寸法精度になつ
ている。

(iii) 外抜け勾配 AC4C……約1/3 AlBC3……約1/2 FCD45
……約1/2 SCS13……約1/2の勾配精度になつ
ている。

(iv) 内抜け勾配 AC4C……約1/4 AlBC3……約1/3 FCD45
……約1/2 SCS13……約1/2の寸法精度になつ
ている。

従つて、表10より特に肉厚方向の寸法精度を見
ると、本鋳造法の成形型（α−サイアロン質セラ
ミツクス型）で成形した成形品は、従来鋳造法の
成形型（金属型）で成形された成形品の20％〜30
％の高精度を示していることが明らかになつた。

結晶組織及びカサ密度アルミニウム合金：ADC12材、7075材、AC4C
材、銅合金：YBsC3材、AlBC3材、球状黒鉛鋳
鉄：FCD45材、ステンレス鋼鋳鋼：SCS13の各
材種の本鋳造法成形品と従来鋳造法成形品におけ
る結晶組織図を第１７図イ，ロ乃至第３１図イ，
ロに示す。ここで第１７図イ，ロ乃至第２３図
イ，ロは本鋳造法成形品の結晶組織図であり、第
２４図イ，ロ乃至第３１図イ，ロは従来鋳造法成
形品の結晶組織図であり、イは倍率が×100倍の
結晶組織図で、ロは倍率が×400倍の結晶組織図
である。

結晶組織図において第１７図イ，ロ及び第２４
図イ，ロはADC12材成形品、第１８図イ，ロ及
び第２５図イ，ロは7075材成形品、第１９図イ，
ロ及び第２６図イ，ロ、第２７図イ，ロはAC4C
材成形品、第２０図イ，ロ及び第２８図イ，ロは
YBsC3材成形品、第２１図イ，ロ及び第２９図
イ，ロはAlBC3材成形品、第２２図イ，ロ及び
第３０図イ，ロはFCD45材成形品、第２３図イ，
ロ及び第３１図イ，ロはSCS13材成形品である。
尚、ここで第２４図イ，ロの成形品はダイカス
ト、第２５図イ，ロの成形品は展伸材（押出引抜
棒）、第２６図イ，ロ及び第２８図イ，ロの成形
品は砂型鋳造、第２７図イ，ロ及び第２９図イ，
ロの成形品は金型鋳造、第３０図イ，ロ及び第３
１図イ，ロの成形品はロストワツクスにより夫々
成形されたものである。

各材種の結晶組織図から明らかである様に本鋳
造法成形品は従来鋳造法成形品より結晶組織が緻
密になつていることが分る。

結晶粒度の大きさについて比較すると、AC4C
材成形品を例にとれば、従来鋳造法砂型成形品は
約57μ、金型成形品は約20μで砂型成形品の約1/3
の大きさ、これに対して本鋳造法成形品は約10μ
で砂型成形品の約1/6の結晶粒度になつているこ
とが分る。

次に緻密度を見るためにカサ密度を測定し、そ
の測定結果を表11に示す。

表11より明らかである様に本鋳造法成形品のカ
サ密度は従来鋳造法成形品より約10％の値を示
し、超微細化結晶組織となつて機械的性質に優れ
ていることが明らかになつた。

カサ密度の計算式は次の通りである。

カサ密度＝空気中で秤量した重さ／空気中で秤量した重
さ−水中（約20℃）で秤量した重さ尚、ここでカサ密度は試料をパラフイン処理
後、空気中で秤量した重さを空気中と水中（20
℃）で秤量した重さの差で除した値で表わした。

＜発明の効果＞本発明ダイカストマシンは叙上の如く構成した
ので以下の効果を奏する。

成形型Ａが高い保湿性を有するα−サイアロ
ン粒状晶60vol％とβ−Si₃N₄柱状晶40vol％と
が共存する領域“部分安定化”α−サイアロン
領域とよべる緻密な複合組織相からなるα−サ
イアロン質セラミツクス型であることによつ
て、キヤビテイａ内に射出充填された600〜
1650℃位迄の高温溶湯のキヤビテイ構成面１ｃ
への接触による急速な冷却降温に伴う部分凝固
を抑え且つキヤビテイａ内全域の溶湯全体の凝
固反応速度を一定のゆつくりとした速度にて凝
固区間及び凝固範囲まで冷却降温させ金属結晶
成長過程における金属結晶粒度の均一化を図り
ながら成形品を成形するといつたキヤビテイａ
内の型温分布を自由自在にコントロールするこ
とが出来る。

キヤビテイａ内の溶湯全体の凝固反応速度を
一定のゆつくりとした速度にて冷却降温させる
金属結晶成長過程においてα−サイアロン質セ
ラミツクスにより形成した加動ホブ１にて上記
キヤビテイａ内の溶湯全体に効果的に直接加圧
縮力を加え、均一な結晶粒度で成長する金属結
晶組織の超微細化を促進させながら成形品を成
形することが出来る。

成形型Ａは加動ホブ１によるキヤビテイａ内
全域の溶湯全体の加圧開始から所定のタイミン
グにて瞬間的にα−サイアロン質セラミツクス
若しくはポーラスセラミツクスにより形成した
ガス抜き栓１４を所定量後退させて溶湯の凝固
過程で発生する発生ガス、特に熱量の多い肉厚
部等のガスの発生量が多い該肉厚部の内部に発
生したガスを、加動ホブ１による溶湯全体の圧
力を利用してキヤビテイａ外に速やかに排除
し、発生ガスの残留によつて損なう成形品の強
度及び品質の低下を防止して高強度、硬度等の
機械的性質の向上促進を図りながら高品質の成
形品を成形することが出来る。

成形型Ａのキヤビテイａに溶湯を射出充填す
る射出スリーブＦ及びピストンＧは高い保温性
を有するα−サイアロン粒状晶60vol％とβ−
Si₃N₄柱状晶40vol％とが共存する領域“部分
安定化”α−サイアロン領域とよべる緻密な複
合組織相からなるα−サイアロン質セラミツク
スにより形成されており、それによつて、高温
度域における高温熱衝撃に耐え得る高い強度、
及び射出スリーブＦ内（ポツト内）に給湯され
た溶湯の熱降温による凝固膜の発生を阻止し
て、清浄な溶湯の状態を保温保持しながら成形
型Ａのキヤビテイａ内に射出充填することが出
来る。

成形型Ａから放射される輻射熱などの熱衝撃
により２つの固定プラテンC₁，C₂、タイバー
Ｄ…及び可動盤Ｅが熱膨脹されて来たす歪み等
を防止すべく冷却機構５２，５３，５５，１９
により冷却出来る。それによつて、固定型a₁と
可動型a₂との型締め及び型開き等において無理
な負荷応力が掛けることなく可動盤Ｅをスムー
ズに進退移動させることができると共に、上記
固定型a₁と可動型a₂との型合せを精度の高い状
態で合致係合、即ち固定型a₁の型分割面と可動
型a₂の型分割面とを密状に当接合致させ、及び
固定型a₁と可動型a₂との間に高精度のキヤビテ
イａを構成することが出来る。

依つて、所期の目的を達成し得る。

【図面の簡単な説明】

第１図乃至第４図は本発明のダイカストマシン
を示し、第１図は縦断正面図、第２図は第１図の
−線拡大断面図、第３図は第１図の−線
拡大断面図、第４図は型開きし成形品を取り出し
た状態を示す縦断正面図、第５図は本発明高強度
セラミツクスの組成（α−サイアロンの固溶量
（ｘ）との相含有率の関係）を示す表、第６図は
本鋳造法と従来鋳造法の型の曲げ強度試験に使用
した試験片を示す、第７図は同型の曲げ強度と引
張強度を比較するグラフ、第８図は同他の疲労強
度試験に使用した試験片、第９図は同型の疲労強
度を比較するグラフ、第１０図は同型の使用限界
域を比較するグラフ、第１１図は本鋳造法と従来
鋳造法の射出スリーブ及び可動中子の使用限界域
を比較するグラフ、第１２図及び第１３図は本鋳
造法と従来鋳造法の保温性を試験するために使用
したポツト図、第１４図は同ポツトの保温性を比
較するグラフ、第１５図は本鋳造法で得られた成
形品の引張強さ及び伸び試験に使用した試験片、
第１６図イ，ロ，ハ，ニは同成形品の許容限寸法
を比較するグラフ、第１７図イ，ロ乃至第２３図
イ，ロは本鋳造法成形品の結晶組織図、第２４図
イ，ロ乃至第３１図イ，ロは従来鋳造法成形品の
結晶組織図である。尚図中、Ａ：成形型、a₁：固定型、a₂：可動
型、Ｂ：ベースフレーム、C₁，C₂，C₃：固定プ
ラテン、Ｄ：タイバー、Ｅ：可動盤、Ｆ：射出ス
リーブ、Ｇ：ピストン、１：可動ホブ、２：入
子、４，７，１０，１９，３７，５２，５３，５
４：冷却機構、４′，７′：加熱機構、９：吸引機
構、１４：ガス抜き栓。

【表】

Claims

【特許請求の範囲】

１適宜間隔をおいて配設した固定プラテンの一
方に取付保持させる加熱及び冷却機構を有する固
定型と、両固定プラテン間に装架されたタイバー
に可動盤を介して取付保持させ固定型との型合せ
により成形部を構成する加熱及び冷却機構を有す
る可動型と、前記固定型及び可動型の一方又は双
方に進退動自在に組込まれ前記成形部内に射出充
填された溶湯を加圧する高強度セラミツクスによ
り形成した可動ホブと、前記成形部と連通させて
固定型と可動型との間の適宜箇所に進退動自在に
組込む高強度セラミツクス若しくはポーラスセラ
ミツクスにより形成したガス抜き栓から成形型を
構成し、且つ成形部と耐熱性を有する多孔質性通
気材を介して連通させた吸引機構を固定型と可動
型との間の適宜箇所に組込み、固定、可動両型の
一方又は双方を高強度セラミツクスにより形成す
ると共に、前記成形部内に溶湯を射出充填する射
出スリーブ及びピストンを高強度セラミツクスに
より形成し、前記両固定プラテン、タイバー及び
可動盤に冷却機構を設けてなり、前記高強度セラ
ミツクスはα−Si₃N₄構造をもつ固溶体で、Mx
（Si、Al）₁₂（Ｏ、Ｎ）₁₆（上式においてＭはMg、
Ca、Ｙなど）で示されるα−サイアロン粒状晶
60vol％とβ−Si₃N₄柱状晶40vol％とが共存する
領域“部分安定化”α−サイアロン領域とよべる
緻密な複合組織相からなるホツトプレスα−サイ
アロン質セラミツクス或いは常圧焼結α−サイア
ロン質セラミツクスであることを特徴とするダイ
カストマシン。