Graphite piston ElI I ectric furnace
Copper p
~\
late for water coolingω 占 v
. P L
Load cell
(b)
~
Graphite pistonF i g . 5 ‑ 1 A p p a r a t u s f o r p r e s s u r e i n f i l t r a t i o n .
し、電気炉内に置いた。このとき、試料の位置を炉のほぼ中心部とし、圧入前の繊維充填体と金 属の合計厚さ約2"‑'2.5x10‑2mの上端部の温度は型底部より約20"‑'25K高くした。実験は、数Paの 真空雰囲気中で水冷銅板に水を流しながら電気炉により昇温を開始し、繊維充填体および圧入用 金属が所定の温度(943"‑' 973K )に到達後、直ちに加圧装置で圧入を行い、この時の圧入圧力とピ ストンの移動距離の変化をロードセルおよび差動トランスを用いて測定した。なお、圧入はピス トンの降下速度(
v o )
を一定にして行い、数秒で溶浸したのでこの聞の温度変化は無視できる。また、繊維の温度も金属の融点以上であるため溶浸中に凝固は起こらない。圧入後は直ちに電気 炉の電源を切り凝固させたが、試料底部から上部に向かつて正の温度勾配を付与しているため、
凝固収縮による引け巣の発生は抑制される。
5.3 結果および考察
5 . 3 . 1 臨界圧力に及ぼす接触角の影響
Fig. 5‑2は、 A1203繊維充填体(充填率:Vf == O. 40)に溶融Aト5.5%Cu合金を一定のピストン速度
( v o
== O. 54cm/ s)で圧入した時の、圧入圧力( P o )
と黒鉛ピストンの移動距離(L o )
の関係である。なお、図中のdPf( ==0.04MPa)は、溶湯が繊維充填体中ヘ溶浸を開始する前のピストンとシリ ンダ一間の摩擦力を示しており、真の圧入圧力はこの値を
PO
から差し引いた値で、これを有効 溶浸圧力dPO
とする。圧力は溶浸に伴い約0.2"‑'O. 3MPaから0.5貯a程度まで比較的ゆるやかに上 昇し、その後急上昇している。以上のような繊維充填体中への溶融金属の圧入過程の解析法については、従来より溶浸圧力、
粘性抵抗および表面張力を考慮、した解析 (35)(70) ‑(75)が行われている。ここではこれらに重力 による融液溜りの静水圧の影響を加えた解析法について概説する。なおこの解析法は、本研究の ように繊維と溶湯が濡れない系の圧力溶浸過程だけでなく、圧力をかけなくとも両者が濡れて毛 細管力により溶浸が自然に起こる系に対しても適用することができる。
Fig. 5‑3は、繊維充填体等の多孔質体中の細孔に母液から溶湯が侵入する様子を示した模式図 である。図のように母液表面
(Z==Zo)
にかかる外部圧力をP 0 1
、細孔入口(Z==Z1)
の圧力をP 1
、溶浸融液前面(溶浸端)の気相の圧力をP 0 2
、これを基準にした溶浸端の液相(Z==Z2)
の 圧力をP2
とすると、次の関係があるo0.8
206 ωω i
~ë:; : E
Z 3 0 . 4
OQ.
. . . .
0
‑
噂4
圃
・c
0.2
0.5 1.0 1.5
M o v i n g l e n g t h o f p i s t o n ， L o 1 1 0 ‑ 勺
3F i g . 5 ‑ 2 I n f i l t r a t i o n p r e s s u r e v s . moving l e n g t h o f g r a p h i t e p i s t o n .
P01
Z 1 。
Z2
F i g . 5 ‑ 3 S c h e m a t i c i l l u s u t r a t i o n o f t h e i n f i l t r a t i o n o f m o l t e n
m e t a l i n t o a c a p i l l a r y i n a p r e f o r m .
ムPsは液体金属の表面張力による毛細管圧力(Pa)であり、次式により与えられる。
ムPs=一(σ /Rh )cos θ .. . . . (5‑3)
Rh=ε/ S ... (5‑4)
ただし、 σ:表面張力
( N / m )
Rh:水力半径(m) θ:接触角 (deg) ε:多孔質体の気孔率
S:多孔質体の単位体積当りの気孔表面積(m2)
多孔質体を通して流れる融液の平均流速 voは、有効溶浸圧力をム PO、有効融液高さを Zと すると、 Darcyの式 (76)に表面張力項を考慮、した次式で与えられる。
vo=一(K/μL)((P2‑Pl)+ρ・g'(Z2‑Z1))
= 一 (K/
μL)(ーム PO+ρ.g.Z+ムPs) ... (5‑5)ただし 正U μ
い一ノパ ι
山可いい一ペ一ミμ:融?液夜の粘度(σPa'sω)
L:細孔入口から流出端までの距離(m)
L= Lo/ε
また、ム PO
=
POl‑P02.. Z= Z2‑Zoであり、 ρ.g.Zの項は融液の静水圧項で溶浸におけ る重力の影響を表す。なお、 vO (m/s)は rSuperficialvelocitYJと呼ばれる多孔質体の全断面 における平均流速であり、これは黒鉛ピストンの移動速度に等しく、実際の細管内流速 vとはv= vo/εの関係がある。
多孔質体が繊維充填体の場合には、 εと Sは以下の式で表される。
ε=1‑Vf、 S=2Vf/ Rf ..(5‑6)
(b)短繊維充填体(繊維充填率 Vf，繊維半径Rf，繊維アスペクト比A) ε=l‑Vf， S=2Vf'm/Rf (但し、 m=(2A+1)/2A)
ここで、実効繊維半径RfaをRfa=Rf/mと定義すると、
ε= 1 ‑V f， S = 2 V f / R fa、Rfa= Rf・2A/(2A+1)...(5‑7) この式はA =∞のとき Rfa= Rfとなり長繊維の式(5‑6)に一致する。
したがって、短繊維充填体における水力半径(Rh)は、 Rfaをあらためて Rfと書けば、次式
また、多孔質体のパーミアビリティ (K)は、次のKozeny‑Carmanの式 (77)‑(79)で 表 す こ と が できる。
K =ε3/ kz. S2=Rf2 (1‑Vf)3/4kz・Vf2 ただし、 Rf:繊 維 半 径
Vf:繊 維 充 填 率 kz:定数(キ
5 )
..(5‑9)
一 定 速 度 で 溶 浸 し た と き の 有 効 溶 浸 圧 力 ム POと溶浸距離Lの 関 係 は 、 式(5‑5)を変形して次
式で表される。
ムPo=vO・μ.L / K‑(σ/ Rh )COS θ+ρ
.g.z
...(5‑10) 重力項が無視できる場合は、ムPO=vO・μ.L/K一(σ /Rh )COS θ または、 v=vo/εの関係より、
ムPo=v・ε・μ・L / K一(σ /Rh )COS θ また、 v=Oとおくと溶浸に必要な臨界圧力ム Pocが求まる。
ムPOC=一(σ /Rh )COS θ+ρ・
g.z
..(5‑11)
..(5‑12)
今一(σ/Rh )COS θ ... (5‑13)
な お こ こ で 、 層 流 条 件 を 前 提 と し た Darcyの 式 が 成 り 立 つ の は レ イ ノ ル ズ 数 (Re=ρ・vO/μ .S)が 臨 界 レ イ ノ ル ズ 数 (Rec )より小さい場合であり、多孔質体中の融液流動 についてはこの Recは約lであることが報告されているが (72)(80) (81)、本研究の場合、 Reは約 0.1のオーダーでこの条件を満足する。
Fig. 5‑4に式(5‑13)により得られた臨界圧力と接触角との関係を示す。 θが900 以下では、臨 界圧力(ムPoc)は負となり溶湯は自発的にプリフォーム中ヘ溶浸するが、 θ>90。では加圧する 必要があり、ム Poc値はθが増加するに伴い高くなる。また、。が同じでも繊維径(Df(=2Rf)) が小さくなるとムPocは 高 く な り 、 溶 湯 が 小 さ な 隙 間 を 埋 め る に は 高 い 圧 力 が 必 要 と な る こ と が理解できる。また、 Fig.5-4 のム Poc- θ 曲線の勾配 (d~ Poc/dθ)はθ=900 近傍で最も大き
く、 θ=900 近傍での濡れ性の改善は臨界圧力を低下させる効果が高い。
3 E咽L E