JP2019084759A - 成型金型 - Google Patents

Abstract

【課題】原料のゴムや樹脂を注入され加熱処理される成型金型において、ブロックよりも熱膨張係数が小さく高強度の締結部材で固定する場合に締結部の劣化を抑制する構造を有した成型金型を提供する。【解決手段】成型金型１は、ブロック１１，１２を並べて構成され、隣り合うブロック１１，１２どうしをボルト１３で連結している。ボルト１３は、ブロック１１，１２よりも熱膨張係数が小さく、ボルト孔１２１の縁とボルト１３の頭部１３３の間に弾性部材１４を装着した状態で、所定の締付荷重が掛けられている。弾性部材１４は、ブロック１１，１２が加熱処理された場合に、ボルト１３に作用する荷重が締付荷重以上、かつ、雌ネジ部１１２が破壊される剪断荷重以下に維持されるように縮む。【選択図】 図２

Description

本発明は、複数の金型ブロックを締結部材で型締めした状態で成型品の加熱処理が行なわれる成型金型に関する。

ゴムや合成樹脂を成型する金型として、金型に原料のゴムや樹脂を注入したのち、金型ごと９０〜１８０℃に加熱し、注入した原料を加硫又は加熱硬化させて成型する金型がある。特許文献１に記載された連続加硫成形用ゴム成形金型装置に使用される金型は、複数に分割されており、最も外側に配置される金型の一方にもしくはその外側に位置して金型を挟持する部材に形成される雌ねじ穴にねじブッシュ（公知な商品名：ヘリサート等）を装着し、ボルトで締結している。この金型は、射出ステーションにおいてゴム材料を注入され、その後加熱加硫処理されることで、ゴム成型品を成型する。

実開平５−４１７３３号公報

ところで、加硫処理や加熱硬化処理等における加熱処理が行われる成型金型は、熱伝導性に優れた材料で造られる。ゴムや合成樹脂の成型金型において、小型かつ軽量で耐久性に優れた成型金型が求められており、金型ブロックに軽合金、例えばアルミニウム合金が使用されることがある。一般的な射出成型金型の場合、熱可塑性樹脂等の原材料を射出する際に金型ブロックが開かないように油圧プレス機などによって型締めした状態で射出・冷却して成型加工されることが多い。

しかし、長時間の加硫が必要なゴム材料や熱硬化性樹脂材料等を使用する場合には、ボルト等の締結部材で型締めした状態で原材料を注入して加熱処理されることが多い。このとき、成型金型ごと注入した原材料を加熱処理すると、ゴム材料や熱硬化性樹脂等が熱で膨張するだけでなく、金型自身も熱で膨張するため、成型金型の締結部に十分な強度が要求される。成型品の構造が複雑になると、複数の金型ブロックを締結部材やキー等を使用して組み合わせて成型金型を保持することが必要になってくる。締結部材やキーには、金型ブロックとは異なる材質、とりわけ高強度材、例えばクロムモリブデン鋼等を使用することが一般的である。その結果、複数の異材を組み合わせて一つの成型金型を構成することになる。例えば、熱伝導性に優れて軽量なアルミニウム合金等で造られた金型ブロックは、高い引張強度を有した締結部材に比べて熱膨張率が大きい。つまり、複数の材料を組み合わせて成型金型を構成すると材料ごとに熱膨張率が異なるため、金型ブロックの熱膨張率の方が大きい場合、加熱処理の際に締結部に強い軸荷重が発生して歪が生じる。

特に、アルミニウム合金などで造られた金型ブロックに形成された雌ネジに対して、高張力鋼等の高強度材のボルトの雄ネジを螺合させる締結部構造を有している場合、加熱処理における熱膨張差が原因で、金型ブロックの雌ネジの奥側、すなわちボルトの雄ネジ先端１山目の先端部に螺合している金型ブロックの雌ネジ部からに局部的に塑性変形が生じ、損傷に至る。

繰り返し使用される金型は、金型を分解して成型品を取り出した後、再度組立てて規定のトルクで締結部材を毎回締め付けるため、加熱処理の時に雌ネジ部に塑性変形が生じていると、次の型締めの際にその分だけ増し締めされることになり、やがて、ボルトの雄ネジの１山目、１．５山目、２山目に螺合する雌ネジ部分へと塑性変形と損傷部分が進行する。その結果、この様な加熱処理が行われない金型ブロックの耐久回数よりも少ない使用回数で金型ブロックの雌ネジ部が破損してしまう。

ネジ部の破損を防止する場合、ねじ込み深さ（螺合長さ）を大きくすることで、それぞれのネジ山の一つにかかる荷重を軽減することが検討される。しかしながら、上述のようにネジ部の破損が熱膨張差に起因している場合、螺合長さを大きくすればするほど、加熱処理で昇温されたときに、締結部材の雄ネジ部と金型ブロックの雌ネジ部との螺合部分の熱膨張差の絶対値がより大きくなる。

雌ネジ穴が形成される金型ブロックの熱膨張率がボルトの熱膨張率よりも大きい場合、金型ブロックの雌ネジ部の熱膨張によってボルトの雄ネジ部の先端側程ボルトを軸方向に引き伸ばす方向の変位が大きくなる。すなわち、ボルトの雄ネジ先端側１山目の先端部が螺合する金型ブロックの雌ネジ部に最大荷重が作用することになる。金型ブロックの材料強度がボルトの材料強度よりも低い場合、ボルトの軸方向に作用する荷重は、雌ネジ部のネジ山に剪断荷重となって作用し、その剪断荷重が金型ブロックの降伏応力を超えると、雌ネジのネジ山が破損してしまう。

つまり、金型ブロックの熱膨張率がボルトの熱膨張率よりも大きい場合、ボルトの雄ネジ部の先端の１山目が螺合する金型ブロックの雌ネジ部が破損する事象は、螺合長さを大きくしても解消されない。

そこで、本発明は、原材料を注入され加熱処理される成型金型において、金型ブロックよりも熱膨張係数が小さく引張強度の高い締結部材で固定する場合でも締結部の劣化を抑制する構造を有した成型金型を提供する。

本発明に係る一実施形態の成型金型は、少なくとも２つのブロックで構成され、隣合うブロックどうしがボルトで連結されている。隣合う一方のブロックは、雌ネジ部が形成された雌ネジ穴を有している。雌ネジ穴は、他方のブロック側へ開口している。隣合う他方のブロックは、一方のブロック側へ開通したボルト孔を有している。ボルトは、ブロックよりも熱膨張係数が小さく、ボルト孔に通された状態で、先端に設けられた雄ネジ部が一方のブロックの雌ネジ部に螺合され、他方のブロックのボルト孔の縁と頭部との間に弾性部材を装着した状態で、雄ネジ部が作用する雌ネジ部と頭部が作用する弾性部材装着部との間に所定の締付荷重が掛けられている。弾性部材は、ブロックが加熱処理によって膨張した場合、ボルトに作用する荷重が締付荷重以上、かつ、ボルトの締付方向に作用する剪断応力によって雌ネジ部が破壊される引張荷重以下に維持されるように縮む。なお、着目した２つのブロック（前述の一方及び他方のブロック）に加えて、第３、第４のブロックをさらに含んでいてもよい。一方及び他方のブロックに対する第３、第４のブロックの並びは、第１の方向（例えば上下方向）に限定されず、第２の方向（例えば左右方向）、第３の方向（例えば右上左下４５度方向）等々の複数の方向であってもよい。

このとき、前述の成型金型において、他方のブロックは、一方のブロックに対して反対側のボルト孔の縁に弾性部材を収納する座刳り部を有している。そして座刳り部の内周面に嵌合されて弾性部材を座刳り部内に保持する止め輪をさらに備える。また、座刳り部は、弾性部材とボルトの頭部とを収納する大きさを有していることが好ましい。

さらに、前述の成型金型において、ブロックが３つ以上である場合、中間に配置されるブロックにはボルト孔と雌ネジ穴の両方が設けられる。そしてボルト孔と雌ネジ穴は、ボルトの締付方向に互いに重ならない位置に配置される。

また、前述の成型金型において、雄ネジ部と雌ネジ部が螺合する長さは、雌ネジ部の呼び径をＤとする場合に０．８Ｄ以上で１．６Ｄ以下であることが好ましい。または、前述の成型金型において、弾性部材は、複数の皿バネを含み、雌ネジ部の呼び径をＤとする場合、ボルトの締付方向に０．５Ｄ以下の寸法で、０．００５Ｄ以上の縮み代を有していることも好ましい。弾性部材は、複数の皿バネで構成されるか、または、捲回コイル部の断面形状が四角い角ばねで構成される。

本発明に係る一実施形態の成型金型によれば、一方のブロックに形成された雌ネジ穴の雌ネジ部に雄ネジ部を螺合させたボルトの頭部と、他方のブロックのボルト孔の縁との間に弾性部材が装着されており、ブロックが加熱処理によって膨張しても、締付荷重以上かつボルトの締付方向に作用する引張荷重によって雌ネジ部のネジ山が破壊される引張荷重以下に維持されるように縮むので、雌ネジ部に過剰な応力が加わることを防止できる。その結果、成型金型を繰り返し使用する際に雌ネジ部のネジ山が変形することを防止でき、成型金型の耐用年数が延びる。

また、他方のブロックが一方のブロックに対して反対側のボルト孔の縁に弾性部材を収納する座刳り部を有し、この座刳り部の内周面に嵌合されて弾性部材を座刳り部内に保持する止め輪をさらに備えることとした発明の成型金型によれば、成型金型を組立及び分解することを繰り返す場合に、弾性部材を装着し忘れたり装着する向きを間違えたりするなどのミスを防止できるとともに、作業性も向上する。

また、座刳り部が弾性部材とボルトの頭部とを収納する大きさを有したこととした発明の成型金型によれば、ボルトの締付方向に対して３つ以上のブロックが重なって成型金型が構成されている場合、中間のブロックに設けられたボルト孔を通して隣り合う一方のブロックの雌ネジ穴の雌ネジ部に雄ネジが螺合されるボルトの頭部は、中間のブロックに埋没するので、ボルトの頭部が次に取り付けるブロックの邪魔にならず、成型金型の組立作業を円滑に行える。

また、ボルトの締付方向に対して３つ以上のブロックで成型金型が構成される場合に中間に配置されるブロックにボルト孔と雌ネジ穴の両方が設けられ、ボルト孔と雌ネジ穴がに互いに重ならない位置に配置されることとした発明の成型金型によれば、各ブロックを順番に組み立てる際に先に組み合わせたブロックどうしを連結するボルトが次に組み合わせるブロックを連結するボルトに干渉しない。

また、雌ネジ部の呼び径をＤとする場合、ボルトの雄ネジ部と雌ネジ穴の雌ネジ部が螺合する長さを０．８Ｄ以上で１．６Ｄ以下とした発明の成型金型によれば、雄ネジ部と雌ネジ部が同材質の場合でも最低限必要な螺合長さを確保した上で、その２倍までの螺合長さに収まる様に弾性部材の軸力やストロークを設定することにより、軽量でコンパクトな金型を提供するために金型ブロックの材料に軽合金を選択した目的を達成することができる。なお、雄ネジ部と雌ネジ部が同材質の場合の螺合長さはＪＩＳ Ｂ １１８１「六角ナット」のスタイル１並目ねじのＭ２０を参考にすると呼び径２０でナット長さが１６．９〜１８．９となっており、これは０．８４５Ｄ〜０．９４５Ｄを意味している。

または、雌ネジ部の呼び径をＤとする場合、弾性部材が複数の皿バネを使用する場合を含みボルトの締付方向に０．５Ｄ以下の寸法で０．００５Ｄ以上の縮み代を有していることとした発明の成型金型によれば、弾性部材としての容積が小さく座刳り部内にも容易に収納可能で軽量でコンパクトな金型を提供できるとともに、加工精度等を考慮した場合での必要最低限の縮み代を確保することで雌ネジ山の塑性変形や損傷への悪影響を排除できる。

弾性部材を複数の皿バネで構成することとした発明の成型金型によれば、弾性部材の軸力やストロークを設定しやすくコンパクトに納まる。

本発明の第１の実施形態の成型金型の分解斜視図。 図１の成型金型を組み立て締結部材の中心軸に沿って切った断面図。 図２中のＦ３部を拡大した締結部材の周辺の断面図。 図３の雄ネジ部と雌ネジ部が螺合しているネジ山を拡大した断面図。 図３の状態から他方のブロックと弾性部材を取り除いて、ボルトの雄ネジ部を一方のブロックの雌ネジ部に常温で螺合した状態を模式的に示す断面図。 図５の状態で雄ネジ部と雌ネジ部を昇温した状態を模式的に示す断面図。 図５よりも長い雄ネジ部と雌ネジ部を常温で螺合した状態を模式的に示す断面図。ボルト１３’の呼び長さは図５のボルト１３と同一長さ。 図７の状態で雄ネジ部と雌ネジ部を昇温した状態を模式的に示す断面図。 図７よりもネジ山が少ない雌ネジ部に雄ネジ部を常温で螺合した状態を模式的に示す断面図。削除した雌ネジ山ｆ０〜ｆ−９の長さは図５のＬと同一長さ。 図９の状態で雄ネジ部と雌ネジ部を昇温した状態を模式的に示す断面図。 図３の状態から弾性部材を取り除いて、雄ネジ部と雌ネジ部を常温で隙間なく螺合した状態を模式的に示す断面図。 図１１の状態から昇温した状態を模式的に示す断面図。 本発明の第２の実施形態の成型金型の平面図。 図１３中のＦ１４−Ｆ１４線に沿う成型金型の断面図。 図１３中のＦ１５−Ｆ１５線に沿う成型金型の断面図。 本発明の第３の実施形態の成型金型の断面図。 本発明の第４の実施形態の成型金型の断面図。 本発明の第５の実施形態の成型金型の断面図。

＜第１の実施形態＞
本発明に係る第１の実施形態の成型金型１について、図１から図１２を参照して説明する。成型金型１は、成型品の原料がキャビティ２内に注入されたのち加熱処理が施される金型であって、少なくとも２つのブロック（本実施形態では、第１のブロック１１及び第２のブロック１２）を第１の方向に並べて構成され、隣り合うブロックどうしをボルト１３で連結した成型金型である。対象となる成型品によってキャビティ２の形状は様々であるので、本実施形態では、図１に示す本発明に係る成型金型１の典型的な一例を用いて説明する。

図１は、成型金型１の分解斜視図であって、成型金型１を第１の方向に二分割に開いた状態を示す。図示した例では、第１の方向が上下方向に一致している。なお、第１の方向は、左右方向であってもよいし、その他の方向であってもよい。成型金型１は、第１のブロック１１と第２のブロック１２とボルト１３と弾性部材１４とを備える。本実施形態の場合、隣り合う一方のブロックが下金型となる第１のブロック１１であり、隣り合う他方のブロックが上金型となる第２のブロック１２である。

図２は、第１のブロック１１と第２のブロック１２を組み合わせてボルト１３で固定した組立状態を示す。第１のブロック１１及び第２のブロック１２は、それぞれキャビティ２を構成する凹部２１，２２を有しており、このキャビティ２に成型品の原料を注入する入口ノズル３１と内部のガスを排出する出口ノズル３２がそれぞれに装着される。入口ノズル３１と出口ノズル３２の大きさや場所は図２の例に限定されない。

一般的には図１に示すように入口ノズル３１を下部に、出口ノズル３２を上部に配置することが多い。なお、入口ノズル３１及び出口ノズル３２は、雌ネジ穴１１１及びボルト孔１２１と干渉しない第１のブロック１１または第２のブロック１２の側壁に設けられていてもよい。

第１のブロック１１は、図１に示すように、キャビティ２の凹部２１の周囲に配置された雌ネジ穴１１１を有している。雌ネジ穴１１１は、他方のブロックとなる第２のブロック１２側へ開口している。雌ネジ穴１１１は、ネジの呼び径Ｄに対して１．０〜２．０Ｄの長さの雌ネジ部１１２が設けられていることが多い。

第２のブロック１２は、図２に示すように第１のブロック１１と組み合わされてキャビティ２を形成する。第２のブロック１２は、キャビティ２の凹部２２の周囲に配置されたボルト孔１２１を有している。ボルト孔１２１は、雌ネジ穴１１１に連通するように第１のブロック１１側へ開通している。

本実施形態において、第１のブロック１１及び第２のブロック１２は、加熱処理されることを考慮して軽量かつ熱伝導性に優れた同じ材料で形成されており、例えば、高力アルミニウム合金である７０００系のＡｌ−Ｚｎ−Ｍｇ系合金、具体的には日本工業規格「ＪＩＳ Ｈ ４０００：２０１４ アルミニウム及びアルミニウム合金の板及び条」のＡ７０７５Ｐ−Ｔ６材、いわゆる「超超ジュラルミン」製であることが好ましい。

ボルト１３は、図１に示すようにいわゆる「六角穴付きボルト」であって、図３に示すようにボルト孔１２１に通された状態で、先端に設けられた雄ネジ部１３１が雌ネジ穴１１１の雌ネジ部１１２に螺合されている。また、ボルト孔１２１の縁とボルト１３の頭部１３３との間に弾性部材１４を装着した状態で、雄ネジ部１３１が作用する雌ネジ部１１２と頭部１３３が作用する弾性部材装着部との間に所定の締付荷重が掛けられている。つまり、ボルト１３は、第１のブロック１１と第２のブロック１２とを所定の締付荷重で締付固定する。ボルト１３は、第１のブロック１１及び第２のブロック１２よりも熱膨張係数が小さく、高強度の材料、例えば一般的なボルトに使用されるクロムモリブデン鋼、具体的には、日本工業規格「ＪＩＳ Ｇ ４１０５ クロムモリブデン鋼鋼材」のＳＣＭ４３５を本実施形態では採用している。この他の材料として、例えば一般的な機械構造用炭素鋼鋼材（ＪＩＳ Ｇ ４０５１：２００９）のＳ４５Ｃなどから製作してもよい。いずれも日本工業規格「ＪＩＳ Ｂ １０５１：２０００ 炭素鋼及び合金構成締結用部品の機械的性質−第１部：ボルト、ねじ及び植込みボルト」に準拠して造られることが望ましい。

このように、本実施形態の成型金型１は、成型品のキャビティ２を形成する第１のブロック１１及び第２のブロック１２の材料と、これらを組み合わせて互いに連結するボルト１３の材料とが、互いに異なる異種金属で構成されている。

このボルト１３の先端に設けられた雄ネジ部１３１は、図３に示すように第１のブロック１１及び第２のブロック１２を組み合わされた状態で、第２のブロック１２のボルト孔１２１に通された状態で第１のブロック１１の雌ネジ穴１１１の雌ネジ部１１２に対して螺合される。雌ネジ部１１２の呼び径をＤとする場合、雄ネジ部１３１は締付方向に雌ネジ部１１２に対して０．８Ｄ以上で１．６Ｄ以下の長さ螺合されることが望ましい。図示した例では、ボルト１３の締付方向は第１の方向に一致している。

また、ボルト１３は、図２及び図３に示すようにボルト１３の頭部１３３とボルト孔１２１の縁との間に弾性部材１４を装着した状態で、雄ネジ部１３１と頭部１３３との間で所定の締付荷重を受けている。

成型金型１は、図２のように第１のブロック１１と第２のブロック１２とをボルト１３で締付固定している状態で加熱処理される。このとき第１のブロック１１及び第２のブロック１２よりもボルト１３の方が熱膨張係数が小さいので、熱膨張に伴う物理的な変位による引張荷重がボルト１３に加わる。弾性部材１４は、この変位に伴う引張荷重がボルト１３に加わることを回避し、雌ネジ部１１２を破壊する剪断荷重が雌ネジ部１１２に加わることを防止する。つまり、弾性部材１４は、第１のブロック１１及び第２のブロック１２が加熱処理によって膨張した場合、ボルト１３に作用する荷重が、第１のブロック１１と第２のブロック１２とを型締めするための締付荷重以上、かつ、締付方向に作用するネジ山への剪断応力によって雌ネジ部１１２が破壊される剪断荷重以下の適正な荷重に維持される様に縮む。

本実施形態では、図３に示すように弾性部材１４として、皿バネを採用している。皿バネを採用することで、ボルト１３による締付荷重は、ボルト１３の軸を中心とする周方向に均一に掛る。また、弾性部材１４として皿バネを複数採用することで、締付荷重と破断強度との間の適正な荷重に維持させる為に、皿バネを同じ向きに挿入する並列配置にすることでバネ定数を設定しやすいとともに、皿バネを内周どうし及び外周どうしが交互に接するように挿入する直列配置にすることで縮み代（ストローク）も設定しやすい。本実施形態では、図２及び図３に示すように、弾性部材１４として２つの皿バネを並列配置で装着しており、雌ネジ部１１２の呼び径をＤとする場合、締付方向に、０．５Ｄ以下の寸法で０．００５Ｄ以上の縮み代を有するように構成することが望ましい。

また、弾性部材１４を位置決めしやすいように、第２のブロック１２は、第１のブロック１１に対して反対側のボルト孔１２１の縁に、弾性部材１４の外形よりも大きい座刳り部１２２が設けられている。座刳り部１２２は、弾性部材１４が完全に埋没する深さを有しており、弾性部材１４を装着した後、成型金型１を組立や分解する際に弾性部材１４が脱落しないように止め輪１５が装着される。止め輪１５は、座刳り部１２２の内周面に刻まれた溝に嵌合される。

以上のように構成された成型金型１は、加硫ゴムや熱硬化性合成樹脂のように加熱処理が必要な成型品を得るために利用される。まず、第１のブロック１１と第２のブロック１２をボルト１３で型締めされた状態でキャビティ２に原料が注入されたのち、入口ノズル３１と出口ノズル３２が封止される。次に、成型金型１は、キャビティ２に注入された原料に適した温度及び時間で加熱処理されることで、成型品を得る。

本発明の成型金型１において、軸方向に螺合するボルト１３の雄ネジ部１３１と雌ネジ穴１１１の雌ネジ部１１２の長さについて検討したことをさらに詳述する。説明上、分かりやすくするために、第１のブロック１１及び第２のブロック１２の材料を超超ジュラルミン（Ａ７０７５）とし、ボルト１３の材料を六角穴付きボルトに一般的に使用されるクロムモリブデン鋼（ＳＣＭ４３５）とした一例を示す。

まず、弾性部材１４が装着されていない場合について説明する。雌ネジ部１１２に雄ネジ部１３１が螺合された状態でボルト１３が軸方向に引張荷重を受けると、締結部分が破壊される事象において、２つの破壊モードが想定される。１つは、ボルト１３の雄ネジ部１３１の谷径部の引張強度［Ｎ］の方が雄ネジ部１３１の外径部に位置する雌ネジ部１１２のネジ山の軸方向に沿う剪断強度［Ｎ］よりも高い場合には、雌ネジ山の剪断破壊が生じる破壊モードであり、もう１つは、ボルト１３の雄ネジ部１３１の谷径部の引張強度［Ｎ］の方が雄ネジ部１３１の外径部に位置する雌ネジ部１１２のネジ山の軸方向に沿う剪断強度［Ｎ］よりも低い場合には、雄ネジの谷部でボルト１３が破断する破壊モードである。本実施形態の場合、それぞれの材料の組み合わせは上述のとおりであり、雌ネジ部１１２のネジ山の軸方向に沿う剪断強度［Ｎ］の方が大幅に小さいので、破壊モードは、前者の「雌ネジ山の剪断破壊」に相当する。

第１のブロック１１及び第２のブロック１２の材料となるＡ７０７５の引張強さはＪＩＳ Ｈ ４０００「Ａ７０７５Ｐ−Ｔ６」の厚板１００ｍｍを使用するとき５４０［Ｎ／ｍｍ^２］以上で剪断強さはこの約６０％の３２４［Ｎ／ｍｍ^２］以上であり、ボルト１３は材料ＳＣＭ４３５のＪＩＳ Ｂ １０５１「強度区分１２．９」ボルトを使用するとき引張強さ１２２０［Ｎ／ｍｍ^２］以上である。つまり、雌ネジ部１１２の剪断強さ３２４［Ｎ／ｍｍ^２］は雄ネジ部１３１の谷径部の引張強さ１２２０［Ｎ／ｍｍ^２］に比べて１／３以下である。

成型金型１を使用した加熱処理における温度領域は、１２０〜１８０［℃］であり、この温度領域においてＳＣＭ４３５の引張強さはほぼ変わらないのに対し、Ａ７０７５は約１３０℃に加熱されると引張強さや剪断強さが約６０％に低下することが知られている。また、Ａ７０７５の熱膨張係数は２３．６×１０^−６／℃であり、ＳＣＭ４３５の熱膨張係数は１１．２×１０^−６／℃である。

成型金型１を組み立てるときの温度（常温）を２０℃とし、成型金型１で成型される加硫ゴムを加熱処理するときの温度を１３０℃とする。さらに、六角穴付きボルトであるボルト１３の全長からボルト頭部１３３の長さを引いてボルトの呼び長さを求め、それから、雄ネジ部１３１のボルト先端のネジ山１つの長さ（１ピッチの長さ）を引いた寸法をボルト１３の自由長Ｌとすると、ボルト１３の自由長Ｌは、加熱処理温度の時の熱膨張差によってボルト１３よりも膨張した第１のブロック１１の雌ネジ部１１２のネジ山が雄ネジ部１３１のボルト先端のネジ山に当接して拘束される部分から、加熱処理温度の時の熱膨張差によってボルト１３よりも膨張した第２のブロック１２がボルト１３の頭部１３３に当接して拘束される部分までの拘束されていない長さと同じである。

以上の条件を基に、加熱処理中のそれぞれの温度変化１１０℃による熱伸び量を計算すると、第２のブロック１２の熱伸び量は、２．５９６Ｌ×１０^−３ｍｍであり、ボルト１３の熱伸び量は、１．２３２Ｌ×１０^−３ｍｍである。したがって、自由長Ｌ＝１００ｍｍである場合の各熱伸び量は０．２５９６ｍｍと０．１２３２ｍｍで、熱膨張差は０．１３６４ｍｍ生じることとなる。

このとき、自由長Ｌは、ボルト１３の雄ネジ部１３１からボルト先端のネジ山を除く部分及びボルト１３の雄ネジ未加工部分である胴部１３２となる。したがって、引張荷重に対する自由長Ｌの部分の変位量（歪み）δは、先端１山を除く雄ネジ部１３１の変位量δ_１と胴部１３２の変位量δ_２である。

ボルト１３がメートル並目ネジのボルトである場合、雄ネジ部１３１の有効径をｄ_２、胴部１３２の外径（＝ボルトの雄ネジ部の呼び径）をｄとすると、ボルト１３の軸方向に掛る引張荷重に対する雄ネジ部１３１の有効径断面積Ａ_有はπ(ｄ_２／２)^２［ｍｍ^２］で代表され、胴部１３２の断面積Ａ_外はπ(ｄ／２)^２［ｍｍ^２］で表わされる。雄ネジ部１３１の呼び径がｄ＝１２である場合、雄ネジ部１３１の有効径ｄ_２＝１０．８６３ｍｍ、胴部１３２の外径寸法（＝雄ネジ外径(＝呼び径)）＝１２．００ｍｍであるので、雄ネジ部１３１の有効径断面積Ａ_有＝９２．６８ｍｍ^２、胴部１３２の断面積Ａ_外＝１１３．１ｍｍ^２である。なお、雄ネジ部１３１の有効径断面積Ａ_有は、断面積が最大であるネジ山部のネジ外径断面積と最小であるネジ谷部の谷径断面積のほぼ平均なので、雄ネジ部１３１の平均断面積と考える。

ここで、加熱処理中の温度変化によって生じる第１のブロック１１及び第２のブロック１２とボルト１３の熱膨張差（熱伸び量の差）は、加熱処理中にボルト１３が第１のブロック１１及び第２のブロック１２によって伸ばされる変位量δとみなすことができる。この変位量δによってボルト１３に作用する軸力Ｆは、ヤング率Ｅ、有効断面積Ａ、軸力が掛る部分の長さ（自由長Ｌ）及び変位量δによって次式で計算される。

Ｆ＝（Ｅ・（Ａ／Ｌ））・δ ［Ｎ］
このとき、ボルト１３の自由長Ｌの部分である雄ネジ部１３１と胴部１３２とのそれぞれに掛る軸力Ｆは同じである。そこで、ボルト１３がＳＣＭ４３５であるときのヤング率Ｅ＝２．１×１０^５、雌ネジ部１１２のネジ山に当接して拘束されていない雄ネジ部１３１の長さＬ_１＝１０．００ｍｍ、胴部１３２の長さＬ₂＝９０．００ｍｍとすると、上記した軸力Ｆを求める式を基に、雄ネジ部１３１に掛る軸力は、Ｆ_１＝（２．１×１０^５×９２．６８／１０．００）×δ_１［Ｎ］＝（１．９４６３×１０^６）δ_１［Ｎ］、胴部１３２に掛る軸力は、Ｆ_２＝（２．１×１０^５×１１３．１／９０．００）×δ_２［Ｎ］＝（０．２６３９×１０^６）δ₂［Ｎ］としてそれぞれ計算できる。 Ｆ_１＝Ｆ_２なので変位量δは、（１．９４６３×１０^６）δ_１＝（０．２６３９×１０^６）δ₂より、δ_１＝０．１３５５９δ₂となる。

ボルト１３の自由長Ｌの部分の全体の長さはＬ_１＋Ｌ_２＝１００ｍｍなので変位量δは、これに対応する第１のブロック１１と第２のブロック１２との熱膨張差であり、前に述べた通り０．１３６４ｍｍである。よって、δ＝δ_１＋δ_２＝０．１３６４ｍｍとすることで、δ_１＋δ_２＝０．１３５５９δ₂＋δ_２＝１．１３５５９δ₂＝０．１３６４ｍｍより雄ネジ部１３１の変位量δ_１＝０．０１６２９ｍｍ、胴部１３２の変位量δ_２＝０．１２０１１ｍｍであることが分かる。また、これらから求められる軸力は、Ｆ_１＝３１，７０５［Ｎ］、Ｆ_２＝３１，６９７［Ｎ］となるが、本来、これらは等しいので、以下の説明ではＦ＝３１．７０［ｋＮ］に近似する。

なお、ボルト１３の破断強度は、雄ネジ部１３１の谷径ｄ_１＝１０．１０６ｍｍで計算する。ボルト１３の材料であるＳＣＭ４３５の引張強さは１，２２０［Ｎ／ｍｍ^２］以上なので、呼び径がＭ１２のボルト１３は、最大軸力Ｆｍａｘ＝９７．８６［ｋＮ］に耐える強度を有している。したがって、熱膨張に伴う変位量δによって生じる軸力Ｆ(＝３１．７０［ｋＮ］)に対するボルト１３の安全率は３．１倍となるが、加熱処理の度に繰り返しこの軸力Ｆが加わると耐久性に影響する。

本実施形態では、ボルト１３の頭部１３３と第２のブロック１２のボルト孔１２１の縁との間に弾性部材１４が装着されているので、熱膨張差は、弾性部材１４が変形することによって吸収され、ボルト１３の自由長Ｌの部分に掛る軸力Ｆは、十分に低い値に抑えられる。

次に、第１のブロック１１の雌ネジ穴１１１に螺合されている雄ネジ部１３１に対して加熱処理中に加わる軸力Ｆｓについて考察する。第２のブロック１２が熱膨張することによって、ボルト１３に掛る軸力Ｆは上述のとおりである。このときボルト１３の雄ネジ部１３１は、第１のブロック１１の雌ネジ穴１１１の雌ネジ部１１２に螺合されている。成型金型１を組み立てた室温（常温）において、雄ネジ部１３１のピッチは雌ネジ部１１２のピッチと同じであり、互いに螺合している範囲に係る軸力Ｆｓは雄ネジ部１３１のネジ山の一つ一つに均等に分配されると仮定した場合について説明する。

加熱処理中にボルト１３の雄ネジ部１３１の全体に掛る軸力Ｆｓは、第１のブロック１１と第２のブロック１２を型締めするための締付荷重の他に、第２のブロック１２とボルト１３の自由長Ｌの部分との熱膨張差によって生じる軸力Ｆも加わり、雄ネジ部１３１のネジ山と雌ネジ穴１１１の雌ネジ部１１２のネジ山との間に軸方向（第１の方向）の剪断荷重として作用する。そして、ネジ部（雄ネジ部１３１、雌ネジ部１１２）の破壊を評価する場合、雄ネジ部１３１のネジ山に係る剪断荷重と雌ネジ部１１２のネジ山に係る剪断荷重がそれぞれの材料の剪断強度を超えるか否かで判断される。

ボルト１３の雄ネジ部１３１のネジ山が受ける軸方向の剪断荷重に対する有効断面積Ａ_Ｍは、雄ネジ部１３１のネジ山に対して雌ネジ部１１２のネジ山の先端が掛る位置（すなわち雌ネジ部１１２の内径Ｄ_１）における円筒面で切り取られる面積として計算される。また、雌ネジ部１１２のネジ山が受ける軸方向の剪断荷重に対する有効断面積Ａ_Ｆは、雌ネジ部１１２のネジ山に対して雄ネジ部１３１のネジ山の先端が掛る位置（すなわち雄ネジ部１３１の外径ｄ）における円筒面で切り取られる面積として計算される。

図４は、雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２が螺合している部分を拡大して模式的に示す断面図である。図４に示す雄ネジ部１３１及び雌ネジ部１１２は、「ＪＩＳ Ｂ ０２０５：２００１ 一般用メートルねじ第４部：基準寸法」の呼び径が１２でピッチ１．７５の場合を例に示す。ネジのピッチＰ=１．７５ｍｍ、雌ネジ部１１２の内径Ｄ_１＝１０．１０６ｍｍ、雄ネジ部１３１の外径ｄ＝１２．００ｍｍ、雌ネジ有効径Ｄ_２及び雄ネジ有効径ｄ_２＝１０．８６３ｍｍである。

図４において、雌ネジ部１１２の内径の位置で雄ネジ部１３１ネジ山を軸方向に横切る線分ｔｕとすると、ネジ山の角度αは、６０度なので、呼び径がＭ１２である場合、線分ｔｕ＝(Ｐ／２)+((ｄ_２−Ｄ_１)／ｔａｎα)＝１．３１２ｍｍとなる。このとき、雄ネジ部１３１における１ピッチのネジ山の軸方向の剪断荷重に対する有効断面積Ａ_Ｍは、Ａ_Ｍ＝線分ｔｕ×Ｄ_１×π＝４１．６６ｍｍ^２である。また、雄ネジ部１３１の外径ｄの位置で雌ネジ部１１２のネジ山を軸方向に横切る線分ｖｗとすると、線分ｖｗ＝(Ｐ／２)＋((ｄ−Ｄ_２)／ｔａｎα)＝１．５３１ｍｍとなる。このとき雌ネジ部１１２における１ピッチのネジ山の軸方向の剪断荷重に対する有効断面積Ａ_Ｆは、Ａ_Ｆ＝線分ｖｗ×ｄ×π＝５７．７３ｍｍ^２である。

上述のように軸方向の剪断荷重に対する有効断面積を比較すると、雄ネジ部１３１のネジ山の有効断面積Ａ_Ｍよりも雌ネジ部１１２のネジ山の有効断面積Ａ_Ｆの方が約４０％大きい。したがって、一般的なケースである雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２が同一材質（共材）の場合には、雄ネジ部１３１の方が先に剪断破壊される。雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２は、１ピッチのみではなく複数ピッチを螺合させて締結される。したがって、雄ネジ部１３１のネジ山が破壊されないように「雄ネジ部１３１の谷径における引張強度＝［断面積Ａ_谷］×［引張強さ］」よりも剪断強度＝「雄ネジ部１３１のネジ山の剪断荷重に対する［有効断面積Ａ_Ｍ］×［剪断強さ］」の方が大きくなるように捩じ込みピッチ数（捩じ込み長さ＝螺合長さ）が設定される。

本実施形態の場合は、ボルト１３の材質はＳＣＭ４３５であり、第１のブロック１１及び第２のブロック１２の材質はＡ７０７５である。前記の通り、ＳＣＭ４３５の引張強さは１，２２０［Ｎ／ｍｍ^２］以上で剪断強さはこの約６０％の７３２［Ｎ／ｍｍ^２］以上であり、Ａ７０７５の剪断強さは常温（２０℃）で３２４［Ｎ／ｍｍ^２］以上である。

成型金型１は、加熱処理の際に１２０〜１８０℃の温度に加熱される。ＳＣＭ４３５の引張強さはこの温度の加熱処理によってほぼ変わらないのに対し、Ａ７０７５の引張強さは１３０℃に温度が上がると常温の時の約６０％に低下するので、剪断強さも同様に考えると１９４［Ｎ／ｍｍ^２］以上となる。その結果、成型金型１を加熱処理する際に、雄ネジ部１３１の１ピッチのネジ山で保持できる軸力Ｆ_ＭＰは、３０．５０［ｋＮ］であるのに対し、雌ネジ部１１２の１ピッチのネジ山で保持できる軸力Ｆ_ＦＰは、１１．２０［ｋＮ］となる。

そこで、成型金型１において、第１のブロック１１に設けられた雌ネジ穴１１１の雌ネジ部１１２が破壊されないように、雄ネジ部１３１に螺合している雌ネジ部１１２のネジ山で保持できる軸力Ｆ_Ｆがボルト１３の破断強度（９７．８６［ｋＮ］）よりも大きくなるように、雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２とが螺合されるネジ山のピッチ数を検討する。

成型金型１は、成型品を製造する度に、組立、加熱処理及び分解を繰り返される。ボルト１３は、この製造工程を繰り返すことで、いわゆる片振りの繰返し荷重を受けるのと同じことを繰り返すことになる。

一般に、鋼材の片振りの繰返し荷重による疲労破壊において、繰返しのサイクルが短い場合の安全率は「５倍」に設定され、繰返しのサイクルが長く静的荷重に近い場合の安全率は「３倍」に設定される。本実施形態の成型金型１の場合、組立と加熱と分解を繰り返すものではあるが、その繰り返しによって雄ネジ部１３１及び雌ネジ部１１２に荷重が加わるサイクルは長く、静的荷重に近いものであるので、雌ネジ部１１２の安全率を３倍に設定し、加熱処理の熱膨張でボルト１３に発生する軸力Ｆ(３１．７０［ｋＮ］)を雌ネジ穴１１１で保持するためにボルト１３の雄ネジ部１３１と螺合する雌ネジ部１１２として必要なピッチ数を計算すると、８．４９ピッチとなる。安全率が３倍以上となるように必要なピッチ数を９ピッチとすると、呼び径がＭ１２であるボルト１３の１ピッチは１．７５ｍｍなので、雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２の螺合する長さは１５．７５ｍｍ（約１．３Ｄ）が必要となる。なお、熱膨張でボルト１３に発生する軸力Ｆ（３１．７０［ｋＮ］）の安全率３倍（９５．１ｋＮ）は、ボルト１３の破断強度（９７．８６［ｋＮ］）とほぼ同じになった。

つまり、螺合している範囲に係る軸力Ｆｓが雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２のネジ山の一つ一つに均等に分配されると仮定した場合、雌ネジ部１１２の呼び径Ｄに対して軸方向に約１．３Ｄの長さの雌ネジ部１１２が有効なネジ部としてボルト１３の雄ネジ部１３１に螺合していれば、加熱処理における熱膨張差によって軸力Ｆが発生しても、ボルト１３と第１のブロック１１の雌ネジ部１１２の螺合部が破壊されることなく、保持される。

ところで、雌ネジ部１１２が形成される第１のブロック１１やボルト１３の雄ネジ部１３１も熱膨張するし、ボルト１３の雄ネジ部１３１もネジ山の１ピッチごとに軸力Ｆの引張荷重を受けて変位する。つまり、雌ネジ部１１２に螺合している雄ネジ部１３１のネジ山がボルト１３の頭部１３３側から何番目のネジ山であるかによって、各ネジ山が負担する荷重とそれによる変位量が異なり、その結果、各ネジ山に作用する剪断荷重も異なる。

そこで、図５と図６、図７と図８、図９と図１０、図１１と図１２を参照して、雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２の個々のネジ山の間に作用する荷重について考察する。なお、図５〜図１２は本願のメカニズムを分り易くするために、本実施形態の図１〜図３のボルト１３の胴部１３２の長さを短くするなどの簡素化を行っている。

図５と図６、図１１と図１２において、ボルト１３の雄ネジ部１３１は、先端から９山分が雌ネジ部１１２に螺合している状態である。そこで、雌ネジ部１１２に掛っているボルト１３の雄ネジ部１３１の頭部１３３側の最初のネジ山を第１山ｍ１とし、先端に向かって、第２山ｍ２、第３山ｍ３、…、第９山ｍ９とする。また、雌ネジ部１１２のネジ山についても同様に、第２のブロック１２側に面した雌ネジ穴１１１の一番外側（孔口側）から順に、ボルト１３を頭部１３３側へ引き抜くときに雄ネジ部１３１の第１山ｍ１に螺合するものを第１山ｆ１、続いて雄ネジ部１３１の第２山ｍ２に螺合するものを第２山ｆ２、以降、第３山ｆ３、…、第９山ｆ９とする。さらに、雄ネジ部１３１の第１山ｍ１よりも一つ頭部１３３側のネジ山を第ゼロ山ｍ０とする。

同様に図７と図８は第１のブロック１１が大きくて雌ネジ部１１２が長く、ボルト１３には胴部１３２が無くて全てが雄ネジ部１３１であるものを使用して、先端から１９山分全てが雌ネジ部１１２に螺合している状態の図である。そこで、雌ネジ部１１２に掛っているボルト１３の雄ネジ部１３１の頭部１３３側の最初のネジ山を第−９山ｍ−９とし、先端に向かって、第−８山ｍ−８、第−７山ｍ−７、…、第ゼロ山ｍ０、…、第９山ｍ９とする。また、雌ネジ部１１２のネジ山についても同様に、ボルト頭部１３３側に面した雌ネジ穴１１１の一番外側（孔口側）から順に、ボルト１３を頭部１３３側へ引き抜く時に雄ネジ部１３１の第−９山ｍ−９に当接するものを第−９山ｆ−９、続いて雄ネジ部１３１の第−８山ｍ−８に当接するものを第−８山ｆ−８、以降、第−７山ｆ−７、…、第ゼロ山ｆ０、…第９山ｆ９とする。

次の図９と図１０の図は、図７と図８の第１のブロック１１の雌ネジ部１１２のネジ山が第−９山ｍ−９〜第ゼロ山ｍ０までの１０山が無いものと、図７と図８と同一のボルト１３を使用して、最大限まで雌ネジ部１１２に螺合している状態の図である。そこで図５と図６と同様に、雌ネジ部１１２に螺合しているボルト１３の雄ネジ部１３１の頭部１３３側の最初のネジ山を第１山ｍ１、先端に向かって最後のネジ山を第９山ｍ９とする。また、雌ネジ部１１２のネジ山についても同様に、ボルト頭部１３３側に面した雌ネジ穴１１１の一番外側（孔口側）から順に、ボルト１３を頭部１３３側へ引き抜く時に雄ネジ部１３１の第１山ｍ１に当接するものを第１山ｆ１、最後の雄ネジ部１３１の第９山ｍ９に当接するものを第９山ｆ９とする。さらに、雄ネジ部１３１の第１山ｍ１よりも一つ頭部１３３側のネジ山を第ゼロ山ｍ０とする。

なお、図５、図７、図９、図１１の模式的な断面図において、雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２の間、及び、第１のブロック１１と第２のブロック１２の間、第１のブロック１１又は第２のブロック１２とボルト１３の雄ネジ部１３１の頭部１３３との間に隙間を有しているが、説明上、荷重が作用して押し合っている（当接している）ネジ山がどこであるか、及び、荷重が作用して押し合っている面がどこであるか感覚的に分かりやすいように大きな隙間で模式的に表記しているのであって、実際にはバックラッシュの隙間しかなく雌ネジ部１１２に対して雄ネジ部１３１が略隙間なく螺合されているものであり、ブロック１１の面とブロック１２の面などの面間の隙間もバックラッシュの隙間と同程度であるとする。また、これらネジ山間の僅かな隙間も面間の僅かな隙間も、全ての隙間が同程度である。また、図６、図８、図１０、図１２も同様の模式的な断面図である。

図５と図６は、第２のブロック１２を組まずに第１のブロック１１にボルト１３を螺合させた状態であり、図５は常温の状態、図６は加熱処理と同じ温度に加熱した状態をそれぞれ模式的に断面図にして示す。また、図７と図８は、第１のブロック１１の雌ネジ部１１２が「第２のブロック１２組み込み相当分だけ」長いブロック１１’に、ボルト１３の「胴部１３２まで全てを雄ネジ部１３１とした」ボルト１３’を略隙間なく組み合わせた状態であり、図７は常温の状態、図８は加熱処理と同じ温度に加熱した状態をそれぞれ模式的に断面図にして示す。図９と図１０の図は、ブロック１１’の「雌ネジ部１１２のネジ山が一部無い（第２のブロック１２組み込み相当分の長さだけ無い）」ブロック１１”に、前記のボルト１３’を略隙間なく組み合わせた状態であり、図９は常温の状態、図１０は加熱処理と同じ温度に加熱した状態をそれぞれ模式的に断面図にして示す。また、図１１と図１２は、第１のブロック１１と第２のブロック１２にボルト１３を略隙間なく組み合わせた状態であり、図１１は常温の状態、図１２は加熱処理の温度に加熱された状態をそれぞれ模式的に断面図にして示す。なお、図１１と図１２の第１のブロック１１と第２のブロック１２の組合せ状態は、図９と図１０の第１のブロック１１”を雄ネジ部１３１のネジ山の第ゼロ山ｍ０の頂点位置で２つに切断分離した状態と実質的に同一である。

図７、図９、図１１は金型組立て時にボルト１３が引き伸ばされるような締付荷重を加えていない場合の図であり、説明上分かりやすいように大きな隙間を記載しているが、図５と同様にネジ螺合部のバックラッシュと同等の僅かな隙間である。

まず最初に、図５と図６を用いて、加熱処理に伴う温度差によって雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２の間に生じる軸力について説明する。加熱処理によって成型金型１の温度が上がり始める時は、ボルト１３の頭部１３３は第２ブロック１２に係合しておらず、雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２を互いに拘束するものが無いので、図６に示すように、雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２とが螺合する範囲の中心を中立点Ｘ１として考察することができる。なお、厳密には図６に示す加熱処理温度の時に熱膨張差による荷重を受けてネジ山同士が当接して拘束されるところの、雌ネジ部１１２の第１山ｆ１と雄ネジ部１３１の第ゼロ山ｍ０の当接部の中心から、雌ネジ部１１２の第９山ｆ９と雄ネジ部１３１の第９山ｍ９の当接部の中心までの範囲である、ネジ山数で８．５山の中心が中立点Ｘ１となる。

図５に示す常温の状態から図６に示す加熱温度に昇温開始すると、第１のブロック１１及びボルト１３は互いに拘束するものが無いので、各々の熱膨張係数にしたがって均等に膨張する。ボルト１３の熱膨張係数よりも第１のブロック１１の熱膨張係数の方が大きいので、雄ネジ部１３１よりも雌ネジ部１１２の方が軸方向へ大きく伸びる。その結果、熱膨張係数の差に起因して、雌ネジ部１１２の第１山ｆ１が雄ネジ部１３１の第ゼロ山ｍ０と軸方向に押し合い、雌ネジ部１１２の第９山ｆ９が雄ネジ部１３１の第９山ｍ９と軸方向に押し合う。この時、ボルト１３とブロック１１の軸方向の断面積を比較するとボルト１３の断面積が圧倒的に小さいので、雄ネジ部１３１は軸方向に引き伸ばされる軸力Ｆ１を受けることとなる。

次に、図７と図８を用いて、加熱処理に伴う温度差によって雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２の間などに生じる軸力について説明する。なお、図５、図６との違いは、第１のブロック１１の雌ネジ部１１２が長く、長い胴部なしのボルト１３’を略隙間なく組み合わせている点だけであり、他は全て同じである。加熱処理によって成型金型１の温度が上がり始める時は、ボルト１３’の頭部１３３と第１のブロック１１’との面間と雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２のネジ山間にバックラッシュと同程度の隙間があり、ボルト１３’と第１のブロック１１’を互いに拘束するものが無いので、図８に示すように、雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２とが螺合する範囲の中心を中立点Ｘ２として考察することができる。なお、厳密には図８に示す加熱処理温度の時に熱膨張差による荷重を受けて面同士が当接して拘束されるボルト１３の頭部１３３と第１ブロック１１との当接部から、同様に熱膨張差による荷重を受けてネジ山同士が当接して拘束される雌ネジ部１１２の第９山ｆ９と雄ネジ部１３１の第９山ｍ９の当接部の中心までの範囲である、ネジ山数で１８．７５山の中心が中立点Ｘ２となる。この様に図５と図６の場合に８．５山だった範囲が、１８．７５山の範囲に広がったので本中立点をＸ２と呼ぶ。

図７に示す常温の状態から図８に示す加熱温度に昇温開始すると、第１のブロック１１’及びボルト１３’は互いに拘束するものが無いので、各々の熱膨張係数にしたがって均等に膨張する。ボルト１３’の熱膨張係数よりも第１のブロック１１’の熱膨張係数の方が大きいので、雄ネジ部１３１よりも雌ネジ部１１２の方が軸方向へ大きく伸びる。その結果、熱膨張係数の差に起因して、ボルト１３’の頭部１３３と第１ブロック１１’との当接部が軸方向に押し合い、雌ネジ部１１２の第９山ｆ９が雄ネジ部１３１の第９山ｍ９と軸方向に押し合う。この時、ボルト１３’とブロック１１’の軸方向の断面積を比較するとボルト１３’の断面積が圧倒的に小さいので、雄ネジ部１３１は軸方向に引き伸ばされる軸力Ｆ１を受けることとなる。なお、ボルト１３’と第１のブロック１１’の熱膨張係数の差をαとしたときの伸びは図５と図６の場合がα×８．５山で、図７と図８の場合がα×１８．７５山と後者の伸び量が大きいが、伸び率（歪）としては同じαである。よって、両者ともボルト１３の断面積と縦弾性係数Ｅ（ヤング率）が同じであり、伸び率（歪）も同じなのでボルト１３を軸方向に引き伸ばされる軸力は前者と同じ軸力Ｆ１を受けることとなる。

更に、図９と図１０を用いて、加熱処理に伴う温度差によって雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２の間などに生じる軸力について説明する。なお、図７、図８との違いは、第１のブロック１１’の雌ネジ部１１２をボルト１３の頭部１３３側に面した雌ネジ穴１１１の一番外側（孔口側）から１０山無くしただけであり、他は全て同じである。なお、この１０山の長さは、第２のブロック１２の長さに相当する。加熱処理によって成型金型１の温度が上がり始める時は、図７、図８と同様にボルト１３’と第１のブロック１１”を互いに拘束するものが無い。よって、図１０に示すようにボルト１３’の頭部１３３と第１ブロック１１”との当接部から、雌ネジ部１１２の第９山ｆ９と雄ネジ部１３１の第９山ｍ９の当接部の中心までの範囲である、ネジ山数で１８．７５山の中心が中立点Ｘ２となる。

図９に示す常温の状態から図１０に示す加熱温度に昇温開始すると、図８と同様に第１のブロック１１”とボルト１３’を互いに拘束するものが無いので、各々の熱膨張係数にしたがって均等に膨張し、雄ネジ部１３１よりも雌ネジ部１１２の方が軸方向へ大きく伸びる。その結果、熱膨張係数の差に起因して、図８と同様に雄ネジ部１３１は軸方向に引き伸ばされる軸力として、図６、図８と同じ軸力Ｆ１を受けることとなる。

最後に説明する図１１と図１２は第１の実施形態と同様の組合せであり、この場合に加熱処理に伴う温度差によって雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２の間などに生じる軸力について説明する。なお、図９、図１０との違いは、第１のブロック１１’が雄ネジ部１３１の第ゼロ山ｍ０の頂点の位置で２分割されており、雌ネジ山１１２が有る方を第１のブロック１１と呼び、無い方を第２のブロック１２と呼ぶが、その他は基本的に同じである。（第１のブロック１１’の分割位置は、図７の第１のブロック１１’の雌ネジ部１１２の第１山ｆ１と第ゼロ山ｆ０の間と同じ位置である。）
加熱処理によって成型金型１の温度が上がり始める時は、図９、図１０と同様に第１のブロック１１と第２のブロック１２（元のブロック１１’を分割したもの）及びボルト１３を互いに拘束するものが無い。よって、図１２に示すようにボルト１３の頭部１３３と第２ブロック１２との当接部から、雌ネジ部１１２の第９山ｆ９と雄ネジ部１３１の第９山ｍ９の当接部の中心までの範囲である、ネジ山数で１８．７５山の中心が中立点Ｘ２となる。

図１１に示す常温の状態から図１２に示す加熱温度に昇温開始すると、図１０と同様に第１のブロック１１と第２のブロック１２（元のブロック１１’を分割したもの）及びボルト１３を互いに拘束するものが無いので、各々の熱膨張係数にしたがって均等に膨張し、ボルト１３（雄ネジ部１３１）よりも第１のブロック１１（雌ネジ部１１２）と第２のブロック１２の方が軸方向へ大きく伸びる。その結果、熱膨張係数の差に起因して、図１０と同様に雄ネジ部１３１は軸方向に引き伸ばされる軸力として、図６及び図８、図１０と同じ軸力Ｆ１を受けることとなる。

なお、実際の実施形態では、図１１の金型組立て時に「注入する原料のゴムや樹脂の漏れ出し防止」での締付荷重を加えている。常温の状態では、雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２の螺合範囲は、各ネジ山（雄ネジ部１３１のネジ山の第１山ｍ１から第９山ｍ９までと雌ネジ部１１２のネジ山の第１山ｆ１から第９山ｆ９まで）が均等に螺合している状態である。つまり、常温の状態でボルト１３を設定されたトルクで締め付けることによって生じる軸力Ｆ_Ｔは、雄ネジ部１３１のネジ山の第１山ｍ１から第９山ｍ９までのそれぞれに対して均等に作用し、個々のネジ山に対する軸力は、軸力Ｆ_Ｔの１／９の軸力が作用する。しかし、この常温での組立て時に加える締付荷重による軸力Ｆ_Ｔは、加熱温度に昇温された状態での熱膨張係数の差に起因する軸力Ｆ１に比べると非常に小さい。

また、ボルト１３は原料のゴムや樹脂の熱膨張による圧力上昇での軸力Ｆ２も受けるが、このＦ２は締付トルクによるＦ_Ｔよりも小さい。

この結果、図１２に示すように雄ネジ部１３１と雌ネジ部１１２の螺合部分においてネジ山どうしが当接しているのは雌ネジ部１１２のネジ山の第９山ｆ９と雄ネジ部１３１のネジ山の第９山ｍ９だけなので、第１のブロック１１及び第２のブロック１２の熱伸び量の和である軸力Ｆ１と圧力上昇での軸力Ｆ２と締付荷重による軸力Ｆ_Ｔの全て（Ｆ１＋Ｆ２＋Ｆ_Ｔ）が略この１山に剪断荷重を発生させる軸力になる。

本実施形態の場合、図１２の状態に加えて、ボルト１３の頭部１３３と第２ブロック１２のボルト孔１２１の縁との間に弾性部材１４として複数の皿バネ（本実施形態では２枚）が装着されている。この弾性部材１４は、加熱処理によって第１のブロック１１及び第２のブロック１２が膨張した場合、ボルト１３に作用する荷重が締付荷重以上かつ締付方向に作用する引張荷重によって雌ネジ部１１２が破壊される剪断荷重以下に維持されるように縮む。すなわち、弾性部材１４が縮むことによって、雄ネジ部１３１のネジ山の第９山ｍ９と係合している雌ネジ部１１２のネジ山の第９山ｆ９が剪断応力で破壊されることを免れる。

以下に、第２から第５の実施形態の成型金型１についてそれぞれ図面を参照して説明する。なお、各実施形態において、第１の実施形態の成型金型１の構成と同じ機能を有する構成は、同じ符号を付し、その詳細な説明は、第１の実施形態中の対応する記載を参酌することとする。

要約すれば、熱膨張率の小さいボルト１３の頭部１３３のブロック１２との当接部と雄ネジ部１３１の第９山ｍ９の第９山ｆ９の当接部が、第２のブロック１２の当接部と雌ネジ部１１２の第９山ｆ９の当接部をＦ１＋Ｆ２＋Ｆ_Ｔの軸力で締め付ける状態になり、一番弱い雌ネジ部１１２の第９山ｆ９から塑性変形、破壊が始まる。

＜第２の実施形態＞
本発明に係る第２の実施形態の成型金型１について、図１３から図１５を参照して説明する。図１３は、成型金型１を上から見た平面図であり、図１４は、図１３中のＦ１４−Ｆ１４線に沿う成型金型１の断面図であって、第１のブロック１１と第３のブロック１６を連結するボルト、第２のブロック１２と第３のブロック１６を連結するボルト、及びキャビティ２に原料を注入する入口ノズル３１と出口ノズル３２を通る面で切った断面図である。また、図１５は、図１３中のＦ１５−Ｆ１５線に沿う成型金型１の断面図であって、キャビティ２の周囲の一辺に配置されるボルト１３を通る面で切った断面図である。

第２の実施形態の成型金型１は、図１４及び図１５に示すように３つのブロック（第１のブロックで１１、第２のブロック１２、第３のブロック１６）を第１の方向に重ね合せて構成されている。第１のブロック１１と第２のブロック１２と第３のブロック１６は、図１４に示すように一続きのキャビティ２を構成する凹部２１，２２，２３を内部に有している。図１３に示すようにキャビティ２の周囲には、隣り合うブロックどうしを連結するボルト１３が配置されている。

本実施形態の場合、図１４及び図１５に示すように、第１のブロック１１は、下部に配置され、第２のブロック１２は、上部に配置される。第３のブロック１６は、第１のブロック１１と第２のブロック１２の間に配置されるブロックであり、ボルト孔１２１と雌ネジ穴１１１の両方が設けられている。ボルト１３は、隣り合うブロックどうしとなる第１のブロック１１と第３のブロック１６、第２のブロック１２と第３のブロック１６をそれぞれ個別に連結するように配置される。

また、隣り合うブロックどうしにおいて一方のブロックのボルト孔１２１と他方のブロックの雌ネジ穴１１１、本実施形態では第１のブロック１１の雌ネジ穴１１１と第３のブロック１６のボルト孔１２１、及び、第３のブロック１６の雌ネジ穴１１１と第２のブロック１２のボルト孔１２１は、第１の方向に互いに重なる位置に配置されている。また、中間に配置された第３のブロック１６に設けられた雌ネジ穴１１１とボルト孔１２１は、第１の方向に重ならない位置に配置されている。

本実施形態では、図１３及び図１５に示すように、第１のブロック１１と第３のブロック１６を連結するボルト１３と、第２のブロック１２と第３のブロック１６を連結するボルト１３とが、交互に並ぶように配置されている。したがって、第１のブロック１１と第３のブロック１６を連結するボルト１３は、第２のブロック１２を第３のブロック１６に重ね合せる前に装着され、予め決められた締付トルクでブロックどうしを連結する。

また、図１４及び図１５に示すように、中間に配置される第３のブロック１６に設けられたボルト孔１２１の第２のブロック１２側に面した縁には、少なくとも弾性部材１４の皿バネとボルト１３の頭部１３３を収納する大きさの座刳り部１２２が設けられている。第２の実施形態においては、第３のブロック１６のボルト孔１２１だけでなく第２のブロック１２のボルト孔１２１にも、第３のブロック１６の座刳り部１２２と同じ大きさの座刳り部１２２が設けられている。

以上のように構成された成型金型１において、各ブロック（第１のブロック１１、第２のブロック１２、第３のブロック１６）の材料は、熱伝導性に優れかつ軽量であるアルミニウム合金、特に日本工業規格における高力アルミニウム合金である７０００系のＡｌ−Ｚｎ−Ｍｇ系合金、具体的には日本工業規格「ＪＩＳ Ｈ ４０００：２０１４ アルミニウム及びアルミニウム合金の板及び条」のＡ７０７５−Ｔ６材、いわゆる「超超ジュラルミン」製である。また、ボルト１３の材料は、各ブロック（１１，１２，１３）よりも熱膨張係数が小さく、高強度の材料、例えば一般的なボルトに使用されるクロムモリブデン鋼、具体的には、日本工業規格「ＪＩＳ Ｇ ４１０５ クロムモリブデン鋼鋼材」のＳＣＭ４３５を本実施形態では採用している。この他の材料として、例えば一般的な機械構造用炭素鋼鋼材（ＪＩＳ Ｇ ４０５１）のＳ４５Ｃなどから製作してもよい。いずれも日本工業規格「ＪＩＳ Ｂ １０５１：２０００ 炭素鋼及び合金構成締結用部品の機械的性質−第１部：ボルト、ねじ及び植込みボルト」に準拠して造られる。

ブロック（１１，１２，１３）の熱膨張係数が締結部材のボルト１３の材料の熱膨張係数よりも大きくても、弾性部材１４をボルト１３の頭部１３３とボルト孔１２１の間に有しているので、第１の実施形態と同様に、成型金型１を加熱処理する際の熱膨張差によってボルト１３の雄ネジ部１３１と雌ネジ穴１１１の雌ネジ部１１２の螺合部における雌ネジ穴１１１の奥側（ボルト１３の先端側）のネジ山に過大な剪断応力がかかることを軽減することができる。その結果、組立、加熱処理及び分解を繰り返す成型金型１の耐用年数を延ばすことができる。

＜第３の実施形態＞
本発明に係る第３の実施形態の成型金型１について、図１６を参照して説明する。図１６は、第２の実施形態の図１５に相当する図であり、キャビティ２の周囲の一辺に沿って配置されたボルト１３の中心を通る面で切った断面図である。

第３の実施形態の成型金型１は、複数のブロックとして４つのブロック（第１のブロック１１を１つ、第２のブロック１２を１つ、第３のブロック１６を２つ）を第１の方向に重ね合せて構成され、隣り合うブロックどうしをボルト１３でそれぞれ連結している。本実施形態では、下から順に、第１のブロック１１と第３のブロック１６、第３のブロック１６どうし、第３のブロックと第２のブロックをそれぞれボルトで連結している。いずれの連結部においても、隣り合うブロック通しに置ける一方のブロックの雌ネジ穴１１１と他方のブロックのボルト孔１２１とは、第１の方向に重なる位置に配置され、中間に配置された第３のブロック１６に設けられた雌ネジ穴１１１とボルト孔１２１は、第１の方向に互いに重ならない位置に配置されている。

第３の実施形態の成型金型１は、第２の実施形態の第３のブロック１６を複数有した状態であり、それぞれボルト１３及び弾性部材１４によって連結されていることによって、加熱処理で熱膨張差が生じても、螺合部に過大な剪断応力がかかることを軽減できる。したがって、他の実施形態と同様に、組立、加熱処理及び分解を繰り返す成型金型１の耐用年数を延ばすことができる。また、第３の実施形態の成型金型１は、第３のブロック１６をさらに加えることで、キャビティ２を第１の方向へ拡張することもできる。

＜第４の実施形態＞
本発明に係る第４の実施形態の成型金型１について、図１７を参照して説明する。図１７は、第２の実施形態の図１５、第３の実施形態の図１６に相当する図であり、キャビティ２の周囲の一辺に沿って配置されたボルト１３の中心を通る面で切った断面図である。

第４の実施形態の成型金型１は、複数のブロックとして３つのブロック（第１のブロック１１を１つ、第２のブロック１２を２つ）を第１の方向に重ね合せて構成され、隣り合うブロックどうしをボルト１３でそれぞれ連結している。本実施形態では、隣り合うブロックどうしの一方のブロックとして第１のブロック１１を第１の方向に中央に挟み、その両側に他方のブロックとして第２のブロック１２を配置している。したがって、第１のブロック１１は、第２のブロック１２側へ開口し雌ネジ部１１２が形成された雌ネジ穴１１１を両面に有している。この第１のブロック１１の雌ネジ穴１１１は、第１の方向に互いに重ならない位置に配置されている。

第４の実施形態の成型金型１は、第１のブロック１１が中央に配置されるので、第１の方向に第１のブロック１１を大きくしたい場合に適している。なお、第１のブロック１１の雌ネジ穴１１１は、両側から装着されるボルト１３の雄ネジ部１３１に対する十分な螺合長さを雌ネジ部１１２に確保することができる場合、第１の方向に重なる位置に配置されていてもよく、互いに連通していてもよい。

＜第５の実施形態＞
本発明に係る第５の実施形態の成型金型１について、図１８を参照して説明する。図１８は、第２の実施形態の図１５、第３の実施形態の図１６及び第４の実施形態の図１７に相当する図であり、キャビティ２の周囲の一辺に沿って配置されたボルト１３の中心を通る面で切った断面図である。

第５の実施形態の成型金型１は、複数のブロックとして４つのブロック（第１のブロック１１を１つ、第２のブロック１２を２つ、第３のブロック１６を１つ）を第１の方向に重ね合せて構成され、隣り合うブロックどうしをボルト１３でそれぞれ連結している。第１のブロック１１は、第４の実施形態の場合と同様に、隣り合うブロックに面した両側に雌ネジ穴１１１を有している。そして図１８において第１のブロック１１の下部には第２のブロック１２が接合され、上部には第３のブロック１６が接合される。そして、第３のブロック１６の上部には、第２のブロック１２が接合されている。

以上のように構成された第５の実施形態の成型金型１は、第１の実施形態の成型金型１の機能及び効果に加えて、第３の実施形態の成型金型１及び第４の実施形態の成型金型１の両方の機能及び効果を備える。

以上、本発明に係る成型金型１について第１から第５の実施形態を用いて説明した。これらの実施形態によれば、加熱処理を施す金型として熱伝導性に優れた材料をブロックの材料に使用するとともに、一般に使用される高強度材料のボルトを型締めするボルトとして使用することができる。

第２のブロック１２とボルト１３の間に弾性部材１４を備えていることで、キャビティ２内へ材料を注入する際の型締めに必要な締付力を維持しつつ、加熱処理における熱膨張差に伴う過剰な負荷を吸収することができる。特に、弾性部材１４として皿バネを採用することで、弾性部材１４を収納するために必要なスペースが小さくなり、成型金型１の外形も小さくすることができる。さらに、弾性部材１４として皿バネを複数使用することで、バネ荷重や有効高さの変更も容易に行える。また、ボルト１３の軸線に対して周方向に均等に荷重を加えることができる。

上述の第１から第５の実施形態は、本発明を実施するにあたって理解しやすくするための一例に過ぎない。したがって、本発明を実施するにあたってその趣旨を逸脱しない範囲で、各構成を同等の機能を有するものに置き換えて実施することも可能であり、それらもまた本発明に含まれる。また、各実施形態で説明した構成のいくつかを互いに組み合わせて、あるいは置き換えて実施されることも本発明に含まれる。

１…成型金型、２…キャビティ、１１…第１のブロック、１２…第２のブロック、１３…ボルト、１４…弾性部材、１５…止め輪、１１１…雌ネジ穴、１１２…雌ネジ部、１２１…ボルト孔、１２２…座刳り部、１３１…雄ネジ部、１３２…胴部、１３３…頭部、１６…第３のブロック、Ｆ…軸力。

本発明に係る一実施形態の成型金型は、少なくとも２つのブロックで構成され、隣合うブロックどうしがボルトで連結されている。隣合う一方のブロックは、雌ネジ部が形成された雌ネジ穴を有している。雌ネジ穴は、他方のブロック側へ開口している。隣合う他方のブロックは、一方のブロック側へ開通したボルト孔を有している。ボルトは、ブロックよりも熱膨張係数が小さく、ボルト孔に通された状態で、先端に設けられた雄ネジ部が一方のブロックの雌ネジ部に螺合され、他方のブロックのボルト孔の縁と頭部との間に弾性部材を装着した状態で、雄ネジ部が作用する雌ネジ部と頭部が作用する弾性部材装着部との間に所定の締付荷重が掛けられている。弾性部材は、ブロックが加熱処理によって膨張した場合、ボルトに作用する荷重が締付荷重以上、かつ、ボルトの締付方向に作用する引張荷重によって雌ネジ部が破壊される剪断荷重以下に維持されるように縮む。なお、着目した２つのブロック（前述の一方及び他方のブロック）に加えて、第３、第４のブロックをさらに含んでいてもよい。一方及び他方のブロックに対する第３、第４のブロックの並びは、第１の方向（例えば上下方向）に限定されず、第２の方向（例えば左右方向）、第３の方向（例えば右上左下４５度方向）等々の複数の方向であってもよい。

本発明に係る一実施形態の成型金型によれば、一方のブロックに形成された雌ネジ穴の雌ネジ部に雄ネジ部を螺合させたボルトの頭部と、他方のブロックのボルト孔の縁との間に弾性部材が装着されており、ブロックが加熱処理によって膨張しても、締付荷重以上かつボルトの締付方向に作用する引張荷重によって雌ネジ部のネジ山が破壊される剪断荷重以下に維持されるように縮むので、雌ネジ部に過剰な応力が加わることを防止できる。その結果、成型金型を繰り返し使用する際に雌ネジ部のネジ山が変形することを防止でき、成型金型の耐用年数が延びる。

Claims (7)

1. 少なくとも２つのブロックで構成され、隣合う前記ブロックどうしをボルトで連結した成型金型であって、
   隣合う一方の前記ブロックは、他方の前記ブロック側へ開口し雌ネジ部が形成された雌ネジ穴を有し、
   隣合う他方の前記ブロックは、一方の前記ブロック側へ開通したボルト孔を有し、
   前記ボルトは、前記ブロックよりも熱膨張係数が小さく、前記ボルト孔に通された状態で、先端に設けられた雄ネジ部が前記雌ネジ部に螺合され、前記ボルト孔の縁と頭部との間に弾性部材を装着した状態で前記雄ネジ部と前記頭部との間に所定の締付荷重が掛けられており、
   前記弾性部材は、前記ブロックが加熱処理によって膨張した場合、前記ボルトに作用する荷重が前記締付荷重以上かつ前記ボルトの締付方向に作用する引張荷重によって前記雌ネジ部が破壊される剪断荷重以下に維持されるように縮む
   ことを特徴とする成型金型。
2. 他方の前記ブロックは、一方の前記ブロックに対して反対側の前記ボルト孔の縁に前記弾性部材を収納する座刳り部を有し、
   前記座刳り部の内周面に嵌合されて前記弾性部材を前記座刳り部内に保持する止め輪をさらに備える
   ことを特徴とする請求項１に記載された成型金型。
3. 前記座刳り部は、前記弾性部材と前記頭部とを収納する大きさを有する
   ことを特徴とする請求項２に記載された成型金型。
4. 前記雄ネジ部と前記雌ネジ部が螺合する長さは、前記雌ネジ部の呼び径をＤとする場合、０．８Ｄ以上で１．６Ｄ以下である
   ことを特徴とする請求項１に記載された成型金型。
5. 前記弾性部材は、複数の皿バネを含み、前記雌ネジ部の呼び径をＤとする場合、前記ボルトの締付方向に、０．５Ｄ以下の寸法で、０．００５Ｄ以上の縮み代を有している
   ことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載された成型金型。
6. 前記弾性部材は、少なくとも１つの皿バネで構成される
   ことを特徴とする請求項１から請求項５のいずれか１項に記載された成型金型。
7. 前記弾性部材は、複数の皿バネで構成される
   ことを特徴とする請求項６に記載された成型金型。

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