JP2006038051A - Elastic seal member - Google Patents
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Abstract
Description
本願発明は、弾性シール部材のシール部の構造に関するものである。 The present invention relates to a structure of a seal portion of an elastic seal member.
例えば半導体の製造工程において、製造したシリコンウエハー等の半導体ウエハーに、ドライ洗浄処理としてのプラズマ処理を施して表面の汚染物質を除去するような場合、例えば図22に示すような真空チャンバー1を用いて、プラズマ放電電極6によりプラズマを発生させ、同真空チャンバー1内に収納した半導体ウエハー2に照射する方法が採用されている。また、この場合、必要に応じて不活性ガスによる洗浄処理も併用される。
For example, when a semiconductor wafer such as a silicon wafer is subjected to plasma processing as a dry cleaning process to remove contaminants on the surface in a semiconductor manufacturing process, for example, a
そして、このようなプラズマによる半導体洗浄装置では、上記真空チャンバー1内の高い真空度を保つために、例えば真空チャンバー1上部の反応室開閉用の蓋部3や、半導体ウエハー2を出し入れするドア部4、空気および不活性ガス等排出用配管5との接続部、空気および不活性ガス等排出用配管5と排気用真空ポンプ7との接続部に設けられた開閉バルブ部8などの各種開口部には、弾性シール部材として、一般にシール性の高い例えばゴム製の弾性Oリング10を使用した弾性シール構造が採用されている(例えば、これと同様のシール構造を採用したものとして、以下の特許文献1を参照)。
In such a semiconductor cleaning apparatus using plasma, in order to maintain a high degree of vacuum in the
そして、これら各ゴム製の弾性Oリング10は、現在のところ、日本工業規格(JIS250)に基いて設計されており、該弾性Oリング10の嵌合される溝が、例えば図23のような断面形状の角溝12の場合、その溝幅WはW=1.34φ2(φ2は、弾性Oリング10の断面部の直径)、また該弾性Oリング10が嵌合される溝が、例えば図24のような蟻溝16の場合、その溝角θはθ=25.0°で設計されるようになっている。
These elastic O-
なお、図23および図24中の弾性シール構造は、例えば図22中の半導体ウエハー2を出し入れするドア部4に適用した場合を一例として示している。
Note that the elastic seal structure in FIGS. 23 and 24 shows an example in which the elastic seal structure is applied to, for example, the door portion 4 into / out of the
しかし、実際に計測して見ると、上記の各関係式で設計されるOリング装着溝を用いる場合、角溝12、蟻溝16何れの場合にも、弾性Oリング10に対する締付け率を大きくしても、必ずしも十分に高い反発力が得ることができず、シール性能のさらなる向上が困難であることが判明した。
However, in actual measurement, when the O-ring mounting groove designed by the above relational expressions is used, the tightening rate for the elastic O-
そこで、本願発明は、このような事情に鑑み、上述の日本工業規格で設計された溝形状を用いる場合に比べて、より高い弾性Oリングの反発力を得ることができる寸法関係の溝形状を有する弾性シール部材の構造を提供することを目的とするものである。 Therefore, in view of such circumstances, the present invention has a dimension-related groove shape that can obtain a higher resilience of the elastic O-ring than the case where the groove shape designed in the above-mentioned Japanese Industrial Standard is used. It is an object of the present invention to provide a structure of an elastic seal member having the above.
本願発明は、上記の目的を達成するために、次のような課題解決手段を備えて構成されている。 In order to achieve the above object, the present invention is configured with the following problem solving means.
(1) 第1の課題解決手段
この発明の第1の課題解決手段は、第1のプレート11と、該第1のプレート11に形成された弾性Oリング嵌合用の角溝12と、該角溝12に嵌合される弾性Oリング10と、該弾性Oリング10を介して上記第1のプレート11に圧接される第2のプレート13とを備えてなる弾性シール部材であって、上記角溝12の溝幅Wが、上記弾性Oリング10の断面部の直径φ2の内径Dの1.05〜1.30倍であることを特徴としている。
(1) First Problem Solving Means The first problem solving means of the present invention includes a
このように、第1のプレート11側の角溝12の溝幅Wが、弾性Oリング10の断面部の直径φ2の1.05〜1.30倍であると、弾性Oリング10に対する締付け率ξが約10.0%以上に大きくなった時に、従来のJIS規格で設計された角溝を用いる場合に比べて、より高い反発力が得られるようになり、弾性Oリング10のシール性能の著しい向上が可能となる。
As described above, when the groove width W of the
(2) 第2の課題解決手段
この発明の第2の課題解決手段は、第1のプレート11と、該第1のプレート11に形成された弾性Oリング嵌合用の蟻溝16と、該蟻溝16に嵌合される弾性Oリング10と、該弾性Oリング10を介して上記第1のプレート11に圧接される第2のプレート13とを備えてなる弾性シール部材であって、上記蟻溝16の溝角θが、10.0°〜20.0°であることを特徴としている。
(2) Second Problem Solving Means The second problem solving means of the present invention includes a
このように、第1のプレート11の蟻溝16の溝角θが、10.0°〜20.0°であると、弾性Oリング10に対する締付け率ξが約10.0%以上に大きくなった時に、従来のJIS規格で設計された蟻溝を用いる場合に比べて、より高い反発力が得られるようになり、弾性Oリング10のシール性能の著しい向上が可能となる。
As described above, when the groove angle θ of the
以上の結果、本願発明によると、弾性Oリングが十分な弾性反発力を有し、高いシール性能を発揮することができる高性能の弾性シール部材を提供することができるようになる。 As a result, according to the present invention, it is possible to provide a high-performance elastic seal member in which the elastic O-ring has a sufficient elastic repulsive force and can exhibit high sealing performance.
以下、添付の図面を参照して、本願発明を実施するための幾つかの最良の実施の形態について説明する。 Hereinafter, some of the best embodiments for carrying out the present invention will be described with reference to the accompanying drawings.
(第1の最良の実施の形態)
先ず図1〜図4は、本願発明の第1の最良の実施の形態に係る弾性シール部材のシール構造と同弾性シール構造において用いられる弾性Oリングの構造を示している。
(First best embodiment)
First, FIGS. 1 to 4 show the structure of an elastic O-ring used in the elastic sealing member and the elastic sealing structure according to the first preferred embodiment of the present invention.
この最良の実施の形態の弾性シール部材のシール構造は、例えば図1に示すように、シール部の一方側シール面を構成するアルミナ製のシールプレート(第1のプレート)11と、該シールプレート11に形成された弾性Oリング嵌合用の角溝12と、該角溝12に嵌合される図2、図3のようなゴム製の弾性Oリング10と、該弾性Oリング10を介して上記シールプレート11に圧接される、シール部の他方側シール面を構成するアルミナ製の蓋プレート(第2のプレート)13とを備えて構成されている。
As shown in FIG. 1, for example, the seal structure of the elastic seal member according to the best embodiment includes an alumina seal plate (first plate) 11 constituting one side seal surface of the seal portion, and the seal plate. The elastic O-ring fitting
そして、上記角溝12内に上記弾性Oリング10を、例えば図1に示すように内周側に嵌合して、その上方側から上記蓋プレート13を所定の締付け率(%)で圧接することにより、上記弾性Oリング10を図4のように外周側に圧縮変形させて蓋プレート13側に所望の反発力を得ることにより、上記シールプレート11と上記蓋プレート13との間のOリング空間の内側と外側とを高精度にシールするようになっている。
Then, the elastic O-
上記角溝12は、その溝幅がW、内径がD、深さがE、上端側開口部の内外各縁部の曲率半径がR1、同溝底部の内外各コーナー部の曲率半径がR2となっている。
The
一方、上記弾性Oリング10には、例えば一例としてリング部の内径がφ1、断面部の直径がφ2のフッ素ゴム製のものが採用されている。
On the other hand, as the elastic O-
そして、この最良の実施の形態の場合、以上の構成において、特に上記角溝12の幅Wが、上記弾性Oリング10の断面部の直径φ2の1.05〜1.30倍の範囲にあることを特徴としている。
In the case of this best embodiment, in the above configuration, the width W of the
このように、シールプレート11側に形成された弾性Oリング嵌合用の角溝12の幅Wが、弾性Oリング10の断面部の直径φ2の1.05〜1.30倍である場合、上記蓋プレート13の圧接による締付け率ξが約10.0%以上に大きくなった時に、従来のJIS規格で設計された寸法の角溝(溝の幅Wが、弾性Oリング10の断面部の直径φ2の1.34倍のもの)を用いる場合に比べて、より高い弾性Oリング10の反発力を得ることができるようになり、フッ素ゴムを用いた弾性Oリング10のシール性能の著しい向上が見られる。
As described above, when the width W of the elastic O-ring fitting
今、これをFEM解析によって確認して見ると、次のようになった。 Now, when this is confirmed by FEM analysis, it is as follows.
(1) 解析モデル
図1の構成の弾性シール部材のシール構造(シールプレート11および蓋プレート13の材料:アルミナ、角溝12の溝幅W、溝部の内径D、溝部の深さE、溝部の上端側内外開口縁部の曲率半径R1、溝部の底部内外各コーナー部の曲率半径R2)において、図2、図3に示すような構成(リング部の内径φ1、断面部の直径φ2)のフッ素ゴム製の弾性Oリング10を採用した。
(1) Analytical model Seal structure of elastic seal member having the configuration shown in FIG. 1 (material of
そして、同図2、図3の構造の弾性Oリング10を、図1に示すように、上記構造のシールプレート11の角溝12内に嵌合し、蓋プレート13を介して中心方向下方に所定値以上の締付け率で締め付けて、図4のように圧縮変形させることにより、その挙動を解析した(JIS:P22A〜P50を参照)。
2 and FIG. 3, the elastic O-
フッ素ゴム製の弾性Oリング10に比べると、上記アルミナ製のシールプレート11および蓋プレート13は、著しく剛性が高く、剛体として扱うことができる。したがって、弾性Oリング10を超弾性の軸対称要素、角溝12部分と蓋プレート13を剛体と見なし、角溝12を完全固定の節点、蓋プレート13を鉛直方向に強制変位を有する節点で各々モデリングした。
Compared to the elastic O-
(2) 解析条件
(拘束条件)
この解析では、上述のように角溝12と蓋プレート13を剛体扱いするので、角溝12の内側形状を表す節点を完全固定し、また蓋プレート13の内面形状を表す節点を鉛直方向以外に固定した。
(2) Analysis conditions (Restriction conditions)
In this analysis, since the
(荷重条件)
そして、同拘束条件下において、図5に示すように、蓋プレート13に対して鉛直方向下方への強制変位を与える。
(Loading condition)
Then, under the same restraint condition, as shown in FIG. 5, the
角溝12の場合、締付け率ξを用いた表現がわかりやすい。そこで、上記弾性Oリング10の締付け率ξを、次の式で定義する。
In the case of the
ξ=(H−h)/H
ここで、Hは、弾性Oリング10の圧縮変形前の断面高さ(直径:図5参照・・・H=φ2)で、hは、弾性Oリング10の圧縮変形後の断面高さ(短軸方向の直径:図5参照)である。よって、蓋プレート13の鉛直方向の最大強制変位量ν=(H−h)は、ξHで求められる。
ξ = (H−h) / H
Here, H is the cross-sectional height of the elastic O-
(3) 解析結果
上記の解析条件に基づき、上記フッ素ゴム製の弾性Oリング10が、蓋プレート13により圧縮された場合の挙動(応力分布と変形、反発力)を汎用FEM構造解析コード(MSC/NASTRAN V70.5)を用いて求めた。
(3) Analysis results Based on the above analysis conditions, the behavior (stress distribution and deformation, repulsive force) when the elastic O-
なお、JIS規格P22A〜P50では、使用される弾性Oリング10の内径φ1が23.7mm、断面部の直径φ2が3.5mm、同弾性Oリング10に適する角溝12は、その溝の幅Wが4.7mmで、溝の内径Dがφ24.0(24.0mm)である。
According to JIS standards P22A to P50, the elastic O-
(角溝12の溝幅Wの影響)
今、使用する弾性Oリング10の内径φ1をJIS規格値の23.7mm、断面部の直径φ2をJIS規格値の3.5mm、溝の内径DをJIS規格値のφ24.0(24.0mm)とした角溝12で、弾性Oリング10の反発力に与える溝の幅Wの影響を調べる。
(Influence of groove width W of the square groove 12)
The inner diameter φ 1 of the elastic O-
予じめ行った初期応力についての解析の結果、角溝12の内径Dがφ24.0である場合、反発力に及ぼす初期応力は影響が6.2%と小さいことが判明しているため、以下のすべての解析においては、当該初期応力については考慮しないことにする。
As a result of the analysis of the initial stress performed in advance, it has been found that when the inner diameter D of the
先ず溝の内径Dをφ24.0とした角溝12で、例えば溝の幅Wを5.5〜3.8mmの間で多段階に変化させた場合の、締付け率ξの違いによる上記弾性Oリング10の反発力の変化を、次の表1と図6のグラフに示す。
First, in the case of the
これらのデータによると、角溝12の溝の幅Wが5.5→5.3・・・・4.0→3.9→3.8と小さくなるにしたがって、締付け率ξが一定でも、次第に弾性Oリング10の反発力が上昇することがわかる。特に角溝12の幅WがJIS規格値の4.7mmよりも小さい4.2mm以下では、締付け率ξが20.0%以上になると、弾性Oリング10の反発力が急激に上昇することが読み取れる。
According to these data, as the width W of the
例えば、締付け率ξが25.0%である場合、溝の幅W=4.7mm(JIS規格値)での反発力が28.4kgfであるのに対し、溝の幅W=3.8mmでの反発力は54.0kgfと90.8%も高くなることが明らかになった。 For example, when the tightening rate ξ is 25.0%, the repulsive force at the groove width W = 4.7 mm (JIS standard value) is 28.4 kgf, whereas the groove width W = 3.8 mm. It was revealed that the repulsive force of 54.0kgf was as high as 90.8%.
また、W=4.5mmでの反発力は30.2kgf、W=4.3mmでは同32.3kgf、W=4.2mmでは同33.4kgf、W=4.1mmでは同34.6kgf、W=4.0mmでは同35.4kgf、W=3.9mmでは同41.2kgfと、それぞれJIS規格値に比べて相当に向上する。 The repulsive force at W = 4.5 mm is 30.2 kgf, W = 4.3 mm at 32.3 kgf, W = 4.2 mm at 33.4 kgf, W = 4.1 mm at 34.6 kgf, W = 4.0 mm, the same as 35.4 kgf, and W = 3.9 mm, the same 41.2 kgf.
これら反発力が向上する溝幅W=3.8mm〜4.5mmを、上記弾性Oリング10の断面部の直径φ2=3.5mmとの関係で見ると、同反発力が向上する溝幅Wは弾性Oリング10の断面部直径φ2の約1.08倍〜1.30倍となる。
When the groove width W = 3.8 mm to 4.5 mm at which the repulsive force is improved is viewed in relation to the diameter φ 2 = 3.5 mm of the cross section of the elastic O-
そして、上記データ上では、小さくなる溝幅Wについて、3.8mmまでしか測定していないが、以上の図6および「表1」の結果から見て、溝幅Wが3.8mmよりも小さくなると、さらに反発力が上昇することは明らかである。 In the above data, the groove width W which is reduced is only measured up to 3.8 mm, but the groove width W is smaller than 3.8 mm as seen from the results of FIG. 6 and “Table 1”. Then, it is clear that the resilience increases further.
しかし、一方3.8mmよりも小さくなって、溝幅Wが弾性Oリング10の断面部の直径φ2(=3.5mm)に等しくなると、締付け率ξの上昇によって圧縮変形した時にリング部が、例えば図7の(C)のように角溝12内に最適な充満状態に納まらず、上部が外周方向にはみ出る恐れが生じる。
However, when the width is smaller than 3.8 mm and the groove width W becomes equal to the diameter φ 2 (= 3.5 mm) of the cross section of the elastic O-
その結果、圧接状態が安定せず、またリング部の損傷等を生じて、逆にシール性が悪くなる問題がある。 As a result, there is a problem that the pressure contact state is not stable, the ring portion is damaged, and the sealing performance is deteriorated.
このため、最小方向の溝幅Wは、少なくとも上記弾性Oリング10のリング部断面の直径φ2(=3.5mm)よりは少し大きい(0.18mm程度大きい)3.68mm程度は必要である。そして、この数値W=3.68mmは、上記弾性Oリング10の断面部の直径φ2(=3.5mm)の約1.05倍である。
For this reason, the groove width W in the minimum direction is required to be at least about 3.68 mm (about 0.18 mm larger) at least slightly than the diameter φ 2 (= 3.5 mm) of the cross section of the elastic O-
これらの結果を総合的に判断すると、有効に反発力が向上し、かつ有効なシール性能を得ることができる溝幅W=3.68mm〜4.5mmを、上記弾性Oリング10の断面部の直径φ2=3.5mmとの関係で見ると、同溝幅Wは弾性Oリング10の断面部の直径φ2の約1.05倍〜1.30倍となる。
When these results are comprehensively judged, the groove width W = 3.68 mm to 4.5 mm, which can effectively improve the repulsive force and obtain the effective sealing performance, is set to the cross section of the elastic O-
一方、これとは逆に、上記溝の幅Wが大きくなると反発力は低下する。しかし、溝の幅Wが5.3mm以上に大きくなると反発力の低下が殆ど見られなくなる。例えば、締付け率ξが30%である場合、溝の幅W=5.3mmでの反発力が37.4kgfであるのに対し、溝の幅W=5.5mmでの反発力は37.0kgfと、殆ど変わらないことがわかる。 On the other hand, when the width W of the groove increases, the repulsive force decreases. However, when the width W of the groove is increased to 5.3 mm or more, the reduction of the repulsive force is hardly observed. For example, when the tightening rate ξ is 30%, the repulsive force at the groove width W = 5.3 mm is 37.4 kgf, whereas the repulsive force at the groove width W = 5.5 mm is 37.0 kgf. It turns out that there is almost no change.
また、溝の幅Wと締付け率ξの違いによる弾性Oリング10の溝幅W毎の断面の変形パターンとMises応力分布の変化を、図7(a),(b),(c)〜図10(a),(b),(c)に示す。これらの各パターンを見ると、上記角溝12の溝の幅Wが異なると、変形を開始してから変形を終了するまで(締付け率ξ10%→20%→30%)の弾性Oリング10と角溝12の外径側との接触面積が変わることがわかる。この接触面積の違いは、圧縮変形時の外周側への拘束力に影響を与え、反発力の変化の原因であると推測される。
7 (a), (b), and (c) to FIG. 7 (a), (b), and (c) to FIG. 10 (a), (b), and (c). Looking at these patterns, if the width W of the
これらの結果から、次の結論を得ることができる。 From these results, the following conclusions can be drawn.
要するに、角溝12の場合、弾性Oリング10の反発力は、角溝12の幅Wの減少で上がり、W≦4.5mmであれば、反発力は有効に上昇し、特にW≦4.0mmになると、急激に上昇する。W≦4.0mmの場合、締付け率ξが10%程度でも反発力の上昇に寄与する。そして、同反発力は、弾性Oリング10と角溝12の外径面側との接触面積の如何によって変わる。同外径面側との接触面積が小さくなればなるほど反発力が低下し、同外径面側との接触面積がなくなると反発力の低下も見られなくなる。
In short, in the case of the
そして、同有効な反発力を得ることができる同外径面側との接触面積は、角溝12の外周方向への圧縮変形量を規定する弾性Oリング10の断面部の直径φ2と溝幅Wによって左右され、断面部の直径φ2が一定であるとすると、同一定の直径φ2に対する溝幅Wの大きさによって決定される。
The contact area with the outer diameter surface side that can obtain the same effective repulsive force is the diameter φ 2 of the cross section of the elastic O-
そして、同有効な反発力を実現し、かつ適切なシール性能を実現するのに十分な溝外径面側との接触面積が得られる角溝12の溝幅Wは、以上に述べたように弾性Oリング10の断面部の直径φ2の約1.05〜1.30倍が最適である。
Then, the groove width W of the
(第2の最良の実施の形態)
次に図11および図12は、本願発明の第2の最良の実施の形態に係る弾性シール構造を示している。
(Second best embodiment)
Next, FIGS. 11 and 12 show an elastic seal structure according to the second best mode of the present invention.
この最良の実施の形態の弾性シール構造は、例えば図11に示すように、シール部の一方側シール面を構成するアルミナ製のシールプレート(第1のプレート)11と、該シールプレート11に形成された弾性Oリング嵌合用の蟻溝16と、該蟻溝16に嵌合される前述の図2、図3のものと同様のフッ素ゴム製の弾性Oリング10と、該弾性Oリング10を介して上記シールプレート11に圧接される、シール部の他方側シール面を構成するアルミナ製の蓋プレート13とを備えて構成されている。そして、上記蟻溝16内に上記弾性Oリング10を、例えば図11に示すように嵌合して、その上方側から上記蓋プレート(第2のプレート)13を所定の締付け率で圧接することにより、上記弾性Oリング10を図12のように圧縮変形させて蓋プレート13方向に所望の反発力を得ることにより、上記シールプレート11と上記蓋プレート13との間のOリング空間の内側と外側とを高精度にシールするようになっている。
The elastic seal structure of the best embodiment is formed on an alumina seal plate (first plate) 11 constituting one side seal surface of the seal portion and the
上記蟻溝16は、その溝角がθ、開口部で見た内径がD、深さがE、底部の内周側と外周側各コーナー部の曲率半径がR3となっている。
The
また上記弾性Oリング10は、例えばリング部の内径がφ1、断面部の直径がφ2となっている。
In the elastic O-
そして、この最良の実施の形態の場合、以上の構成において、特に上記蟻溝16の溝角θが、10.0°〜20.0°であることを特徴としている。
In the case of this best mode, the above configuration is characterized in that the groove angle θ of the
このように、シールプレート11の蟻溝14の溝角θが、10.0°〜20.0°であると、上記弾性Oリング10に対する締付け率ξが約10.0%以上に大きくなった時に、従来のJIS規格で設計された蟻溝(θ=25.0°)を用いる場合に比べて、より高い反発力が得られるようになり、フッ素ゴム製の弾性Oリング10のシール性能の著しい向上が可能となる。
As described above, when the groove angle θ of the dovetail groove 14 of the
今、これをFEM解析によって確認して見ると、次のようになった。 Now, when this is confirmed by FEM analysis, it is as follows.
(1) 解析モデル
図11の構成の弾性シール部材のシール構造(シールプレート11および蓋プレート13の材料:アルミナ、蟻溝16の溝角がθ、内径がD、深さがE、溝底部の内周側と外周側の各コーナー部の曲率半径がR3)において、図2、図3に示すような構成(リング部の内径がφ1、断面部の直径がφ2)のフッ素ゴム製の弾性Oリング10を採用した。
(1) Analytical model Seal structure of an elastic seal member having the configuration shown in FIG. 11 (material of
そして、同図2、図3の構造の弾性Oリング10を、例えば図11に示すように、上記構造のシールプレート11の蟻溝16内に嵌合し、蓋プレート13を介して中心方向下方に所定値以上の締付力を加え、図12のように圧縮変形させることにより、その挙動を解析した(JIS:P22A〜P50を参照)。
Then, the elastic O-
フッ素ゴム製の弾性Oリング10に比べると、アルミナ製のシールプレート11および蓋プレート13は、著しく剛性が高く、剛体として扱うことができる。したがって、弾性Oリング10を超弾性の軸対称要素、蟻溝16と蓋プレート13とを剛体と見なし、蟻溝16を完全固定の節点、蓋プレート13を鉛直方向に強制変位を有する節点で各々モデリングする一方、弾性Oリング10と蟻溝16の壁面、弾性Oリング10と蓋プレート13の内壁面との間の接触による摩擦はないものとした。
Compared with the elastic O-
(2) 解析条件
蟻溝16底部の内周側および外周側各コーナー部の曲率半径R3と溝角θを変化させた蟻溝16における弾性Oリング10(リング部の内径D=23.7mm、断面部の直径φ2=3.5mm)の挙動を解析する。
(2) Analytical condition Elastic O-
(溝底部の内外コーナー部の曲率半径R3の影響)
次に、溝角θを20.0deg(θ=20°)とした蟻溝16で、溝部底部の内外各コーナー部の曲率半径R3を0.4〜1.0mmに変化させた場合の、締付け率ξの違いによる弾性Oリング10の反発力の変化を、次の表2と図13に示す。
(Effect of the radius of curvature R 3 of the inner and outer corners of the groove bottom portion)
Next, in the
これらによれば、同コーナー部の曲率半径R3が弾性Oリング10の反発力には、ほとんど影響を及ぼさないことがわかる。
According to these, it can be seen that the radius of curvature R 3 of the corner has little influence on the repulsive force of the elastic O-
(溝角θの影響)
これに対して、蟻16溝底部の内外コーナー部の曲率半径R3を0.4mmとした蟻溝16で、溝角θを10.0〜30.0deg(θ=10.0°〜30.0°)に変化させた場合の、締付け率ξの違いによる弾性Oリング10の反発力の変化を次の表3と図14に示す。
(Influence of groove angle θ)
In contrast, the radius of curvature R 3 of the inner and outer corners of the
これによると、溝角θが30.0→25.0→20.0→17.5→15.0→12.5→10.0と小さくなるにしたがって、弾性Oリング10の反発力が次第に上昇することが明らかである。特に、溝角θが15.0deg(15.0°)より小さい場合、締付け率ξが10%以上となる時点から、弾性Oリング10の反発力が急激に上昇することが読み取れる。
According to this, as the groove angle θ decreases from 30.0 → 25.0 → 20.0 → 17.5 → 15.0 → 12.5 → 10.0, the repulsive force of the elastic O-
またJIS規格値のθ=25.0deg(25.0°)よりも小さいθ=20.0deg(20.0°)、θ=17.5deg(17.5°)の時でも、少なくとも締付け率ξが20%を超えるようになると、有効に反発力が向上するようになる。 Even when θ = 20.0 deg (20.0 °) and θ = 17.5 deg (17.5 °), which are smaller than the JIS standard value θ = 25.0 deg (25.0 °), at least the tightening rate ξ When it exceeds 20%, the repulsive force is effectively improved.
さらに、溝角θと締付け率ξの違いによる弾性Oリング10の断面Mises応力分布を、その断面変形とともに図15(a),(b),(c)〜図21(a),(b),(c)に示す。これらによると、溝角θが小さくなるにしたがって、弾性Oリング10と蟻溝16の内外両側壁面との接触面積が増大することが明らかである。そして、同接触面積の増大が反発力上昇の原因であると思われる。
Further, the cross-sectional Mises stress distribution of the elastic O-
要するに、蟻溝16の場合、反発力は蟻溝16底部の内外コーナー部の曲率半径R3による影響をほとんど受けない。これは同蟻溝16底部の内外両コーナー部の曲率半径R3が変わっても、弾性Oリング10と溝部両側壁面との接触面積がほとんど変わらないことによると推測される。
In short, if the
これに対して、弾性Oリング10の反発力は溝角θによる影響を大きく受け、θが小さくなるほど反発力が上がる。特に溝角θが15.0deg(15.0°)以下である場合、例えば締付け率ξが10%程度の場合でも、反発力は急激に上昇する。これは溝角θが小さくなるにしたがい、弾性Oリング10と溝部両側壁面との接触面積の増大で反発力が上昇するからであると考えられる。
In contrast, the repulsive force of the elastic O-
これらのことからも、シールプレート11の蟻溝16の溝角θが、10.0deg〜20.0deg(10.0°〜20.0°)であると、上記弾性Oリング10に対する締付け率ξが約10.0%以上に大きくなった時に、従来のJIS規格で設計された蟻溝θ=25.0deg(θ=25.0°)を用いる場合に比べて、より高い反発力が得られるようになり、フッ素ゴム製の弾性Oリング10のシール性能の著しい向上が可能となることが裏付けられる。
Also from these things, when the groove angle θ of the
10は弾性Oリング、11はシールプレート、12は角溝、13は蓋プレート、16は蟻溝である。 10 is an elastic O-ring, 11 is a seal plate, 12 is a square groove, 13 is a lid plate, and 16 is a dovetail.
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