JP6053019B2 - Analysis method for hot warpage of liquid crystal polymer injection molded products - Google Patents

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Description

本発明は、液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法に関する。   The present invention relates to a method for analyzing a hot warp of a liquid crystal polymer injection molded product.

従来から、熱可塑性樹脂である液晶ポリマーは高流動性、高弾性、低線膨張係数、高耐熱性といった優れた特性から小型で薄肉微細形状の射出成形品に用いられ、例えば、小型化の進む電子機器用部品や200℃以上の高温にさらされる用途にも用いられる。液晶ポリマーの射出成形品は、通常、液晶ポリマー分子の配向方向によって熱的および機械的特性が異なり、また、多層構造を有する場合がある。このような液晶ポリマーの射出成形品は、熱負荷によって反り変形が発生するので、成形品の寸法精度を確保するために、反り変形が発生しにくい態様で成形すること、および成形後の反り変形を予測して対策して使用することが重要である。   Conventionally, a liquid crystal polymer, which is a thermoplastic resin, has been used for small, thin-walled and fine-shaped injection molded products because of its excellent properties such as high fluidity, high elasticity, low linear expansion coefficient, and high heat resistance. It is also used for electronic equipment parts and applications that are exposed to high temperatures of 200 ° C or higher. Liquid crystal polymer injection-molded products usually have different thermal and mechanical properties depending on the orientation direction of the liquid crystal polymer molecules, and may have a multilayer structure. Such liquid crystal polymer injection-molded products are warped and deformed by a thermal load. Therefore, in order to ensure the dimensional accuracy of the molded product, molding is performed in a manner in which warp deformation is unlikely to occur, and warping deformation after molding. It is important to predict and use it.

樹脂成形品の反り変形は、成形品の形状、成形時の液晶ポリマー流動の態様、成形品への熱履歴の分布、成形品における線膨張係数やヤング率などの熱的および機械的特性の分布、および成形品への熱負荷などの要因が複合して発生する。熱負荷に対する成形品の応答として発生する反り変形、すなわち熱間反り変形は、成形品の熱的特性の分布および機械的特性の分布に依存する。このような液晶ポリマーの射出成形品に関し、成形後の加熱によって生じる成形品の反り変形を抑制するため、熱間反り変形を予測する予測方法が知られている(例えば、特許文献1参照)。   The warped deformation of resin molded products is the shape of the molded product, the mode of liquid crystal polymer flow during molding, the distribution of thermal history to the molded product, and the distribution of thermal and mechanical properties such as linear expansion coefficient and Young's modulus in the molded product. And a combination of factors such as heat load on the molded product. The warp deformation that occurs as a response of a molded product to a thermal load, that is, hot warp deformation, depends on the distribution of thermal properties and mechanical properties of the molded product. Regarding such liquid crystal polymer injection-molded products, a prediction method for predicting hot warpage deformation is known in order to suppress warpage deformation of the molded product caused by heating after molding (see, for example, Patent Document 1).

特開2012−96488号公報JP 2012-96488 A

しかしながら、上述した特許文献1に示されるような反り変形予測方法は、熱間反り変形を予測することができるものの、その予測は、成形後の1回目昇温によるアニーリングによって残留ひずみが除去された後の成形品に対する熱間反り予測である。一般に、液晶ポリマーなどの樹脂により成形された射出成形品は、成形後の最初の昇温時に生じる反り変形が、その後の冷却と昇温の繰り返し熱負荷に対する反り変形と異なり、ヒステリシスを示すことが知られている。このような反り変形のヒステリシスの予想は、液晶ポリマー射出成形品による小寸法の電子機器用部品の歩留まり向上や、部品を組み込んだ装置の信頼性向上にとって有用である。   However, although the warpage deformation prediction method as shown in Patent Document 1 described above can predict hot warpage deformation, the prediction is that the residual strain has been removed by annealing by the first temperature rise after molding. This is a hot warpage prediction for a later molded product. In general, in an injection molded product molded from a resin such as a liquid crystal polymer, the warp deformation that occurs at the first temperature rise after molding is different from the warp deformation due to repeated cooling and temperature rise, and thus exhibits hysteresis. Are known. Such anticipation of warpage deformation hysteresis is useful for improving the yield of components for small-sized electronic devices using liquid crystal polymer injection-molded products and improving the reliability of devices incorporating the components.

ところが、従来、このようなヒステリシスを有する熱間反り予測を精度良く予測する方法は実用化されていない。また、熱間反り解析には、解析対象の射出成形品の各点における線膨張係数の異方性のデータが必要であるが、小型化の進む実際の射出成形品の各点における線膨張係数の異方性のデータの取得は、小寸法の故に困難な状況にある。これは、線膨張係数のデータの測定には、線膨張係数を測定する装置からくる制約条件によって、測定用試験片にある程度以上の寸法が要求されることによる。   However, a method for accurately predicting hot warpage prediction having such hysteresis has not been put into practical use. In addition, for hot warp analysis, anisotropy data of the linear expansion coefficient at each point of the injection-molded product to be analyzed is required, but the linear expansion coefficient at each point of the actual injection-molded product that is becoming smaller. The acquisition of anisotropic data is difficult due to the small size. This is because measurement of the data of the coefficient of linear expansion requires that the measurement test piece has a certain size or more due to the constraints imposed by the apparatus for measuring the coefficient of linear expansion.

本発明は、上記課題を解消するものであって、小寸法の成形品であっても、成形後の1回目昇温時に成形品に生じる反り変形を精度良く予測できる、液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法を提供することを目的とする。   The present invention solves the above-described problems, and is a liquid crystal polymer injection molded product that can accurately predict warpage deformation occurring in a molded product at the first temperature rise after molding even for a small-sized molded product. An object is to provide a hot warpage analysis method.

上記課題を達成するために、本発明の液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法は、評価用射出成形品における液晶ポリマーの流動固化の形態が異なる複数部位について熱機械分析により熱膨張データを取得する第1工程と、評価用射出成形品について成形時の液晶ポリマーの温度および流速を数値計算により求める第2工程と、第2工程の数値計算結果に基づいて、第1工程において熱機械分析を行った各部位について、液晶ポリマーが流動中に固化して流動停止する間に蓄積される剪断応力の積分値のデータ、および、液晶ポリマーが流動停止して固化温度に至るまでの時間長のデータを取得する第3工程と、解析対象射出成形品について成形時の液晶ポリマーの温度および流速を数値計算により求める第4工程と、第4工程の数値計算結果に基づいて、解析対象射出成形品の各点について、液晶ポリマーが流動中に固化して流動停止する間に蓄積される剪断応力の積分値のデータ、および、液晶ポリマーが流動停止して固化温度に至るまでの時間長のデータを取得する第5工程と、第5工程によって求めた各データと第3工程によって求めた各データとの相関関係に基づいて、第1工程によって取得した各熱膨張データを解析対象射出成形品の各点における熱膨張データとしてマッピングする第6工程と、第6工程によってマッピングした熱膨張データを用いて解析対象射出成形品の構造解析を行い、当該解析対象射出成形品の不可逆な熱間反りを解析する第7工程と、を備えることを特徴とする。   In order to achieve the above object, the method for analyzing hot warpage of a liquid crystal polymer injection-molded product of the present invention uses thermal mechanical analysis to analyze thermal expansion data for a plurality of portions where the liquid solidification forms of the liquid crystal polymer in the evaluation injection-molded product differ. Based on the first step to be obtained, the second step for obtaining the temperature and flow velocity of the liquid crystal polymer during molding of the injection molded product for evaluation by numerical calculation, and the thermomechanical analysis in the first step based on the numerical calculation result of the second step For each site where the liquid crystal polymer solidified during flow and the flow stopped, the integrated data of the shear stress accumulated and the length of time until the liquid crystal polymer stopped flowing and reached the solidification temperature A third step for obtaining data, a fourth step for calculating the temperature and flow velocity of the liquid crystal polymer during molding of the injection-molded product to be analyzed by numerical calculation, and a numerical meter for the fourth step Based on the results, for each point of the injection-molded product to be analyzed, data on the integrated value of the shear stress accumulated while the liquid crystal polymer solidifies during flow and stops flowing, and the liquid crystal polymer stops flowing and solidifies Each heat acquired in the first step based on the correlation between the data obtained in the fifth step, the data obtained in the fifth step, and the data obtained in the third step. The sixth step of mapping the expansion data as the thermal expansion data at each point of the analysis target injection molded product, and the structural analysis of the analysis target injection molded product using the thermal expansion data mapped by the sixth step, the analysis target injection And a seventh step of analyzing irreversible hot warpage of the molded product.

この液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法において、第3工程は、第2工程の数値計算結果に基づいて、評価用射出成形品の液晶ポリマーの流動固化の形態が、流動中の温度低下に伴って固化して流動停止する形態であるか、行き止まりに起因して流動停止して固化する形態であるかを判定し、その判定の結果に応じて、剪断応力の積分値のデータまたは時間長のデータを取得し、第5工程は、第4工程の数値計算結果に基づいて、解析対象射出成形品の液晶ポリマーの流動固化の形態が、流動中の温度低下に伴って固化して流動停止する形態であるか、行き止まりに起因して流動停止して固化する形態であるかを判定し、その判定の結果に応じて、剪断応力の積分値のデータまたは時間長のデータを取得するようにしてもよい。   In this hot warpage analysis method for liquid crystal polymer injection-molded products, the third step is based on the numerical calculation result of the second step, and the liquid solidification form of the liquid crystal polymer of the evaluation injection-molded product is the temperature drop during flow In accordance with the result of the determination, the data or time of the integral value of the shear stress is determined. Based on the numerical calculation results of the fourth step, the flow solidification form of the liquid crystal polymer of the injection molding product to be analyzed is solidified and flows as the temperature decreases during the flow. It is determined whether it is a form to stop or a form to stop and solidify due to a dead end, and depending on the result of the determination, data on the integrated value of shear stress or data on the length of time is acquired. It may be.

この液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法において、第1工程の熱膨張データは、射出成形時の液晶ポリマーの流動方向および流動直交方向について取得してもよい。   In this method for analyzing hot warpage of a liquid crystal polymer injection-molded product, the thermal expansion data of the first step may be acquired for the flow direction and the flow orthogonal direction of the liquid crystal polymer at the time of injection molding.

この液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法において、第1工程の熱膨張データは、評価用射出成形品における射出成形時に液晶ポリマーが層状に流動する各層毎に取得してもよい。   In the method for analyzing hot warpage of a liquid crystal polymer injection-molded product, the thermal expansion data of the first step may be acquired for each layer in which the liquid crystal polymer flows in layers during injection molding in the evaluation injection-molded product.

本発明の液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法によれば、熱機械分析によって取得した参照試料の熱膨張データを数値計算結果に基づいて射出成形品にマッピングして熱間反りを解析するので、小寸法の成形品であっても精度良く反り変形を予測できる。   According to the method for analyzing a hot warp of a liquid crystal polymer injection molded product of the present invention, the thermal warpage data of a reference sample obtained by thermomechanical analysis is mapped to the injection molded product based on a numerical calculation result to analyze the hot warp. Therefore, even a small-sized molded product can predict warp deformation with high accuracy.

本発明の一実施形態に係る液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法を説明する図。The figure explaining the hot warp analysis method of the liquid crystal polymer injection-molded article concerning one embodiment of the present invention. 同解析方法についてのフローチャート。The flowchart about the analysis method. 同解析方法におけるデータの対応関係を説明する図。The figure explaining the correspondence of the data in the same analysis method. 同解析方法における樹脂の流動固化の形態を説明する図。The figure explaining the form of fluidization solidification of resin in the analysis method. 同解析方法における剪断応力積分値と停止固化時間長とを説明する図。The figure explaining the shear stress integral value and stop solidification time length in the same analysis method. 同解析方法における剪断応力積分値と停止固化時間長の役割を説明する図。The figure explaining the role of the shear stress integral value and stop solidification time length in the same analysis method. 金型内の樹脂の流動固化を説明する断面図。Sectional drawing explaining the fluidization solidification of resin in a metal mold | die. (a)〜(d)は金型内の樹脂の流動と固化の挙動を、直線流路について説明する断面図。(A)-(d) is sectional drawing explaining the flow of the resin in a metal mold | die, and the behavior of solidification about a linear flow path. (a)〜(d)は金型内の樹脂の流動と固化の挙動を、屈曲流路について説明する断面図。(A)-(d) is sectional drawing explaining the flow of the resin in a metal mold | die, and the behavior of solidification about a bending flow path. (a)〜(d)は金型内の樹脂の流動と固化の挙動を、分岐流路について説明する断面図。(A)-(d) is sectional drawing explaining the flow of the resin in a metal mold | die, and the behavior of solidification about a branch flow path. (a)は評価用射出成形品の平面図、(b)は同側面図、(c)は(b)の線断面図。(A) is a top view of the injection-molded product for evaluation, (b) is a side view thereof, and (c) is a cross-sectional view taken along line (b). (a)は評価用射出成形品の他の例を示す平面図、(b)は同評価用射出成形品から切り取った評価用試料の斜視図、(c)は同評価用試料を層別に分割した状態を示す斜視図。(A) is a plan view showing another example of an injection-molded product for evaluation, (b) is a perspective view of an evaluation sample cut out from the injection-molded product for evaluation, and (c) is a division of the sample for evaluation into layers. The perspective view which shows the state which carried out. (a)は金型内の樹脂が流動しながら固化する形態1の場合の樹脂温度の時間変化を示す図、(b)は金型内の樹脂が流動停止後に固化する形態2の場合の樹脂温度の時間変化を示す図。(A) is a figure which shows the time change of the resin temperature in the case of the form 1 solidified while the resin in the mold flows, and (b) is the resin in the form 2 in which the resin in the mold is solidified after stopping the flow. The figure which shows the time change of temperature. (a)は形態1の場合の樹脂に生じる歪みの時間変化を示す図、(b)は形態2の場合の樹脂に生じる歪みの時間変化を示す図。(A) is a figure which shows the time change of the distortion produced in resin in the case of form 1, (b) is a figure which shows the time change of distortion produced in resin in the case of form 2. (a)は形態1で成形された部位の熱による伸びの温度変化を示す図、(b)は形態2で成形された部位の熱による伸びの温度変化を示す図。(A) is a figure which shows the temperature change of the elongation by the heat | fever of the site | part shape | molded by the form 1, (b) is a figure which shows the temperature change of the elongation by the heat | fever of the site | part shape | molded by the form 2. (a)(b)はそれぞれ互いに異なる樹脂射出成形品の熱負荷に対する反り変形の温度変化を示す図。(A) (b) is a figure which shows the temperature change of the curvature deformation with respect to the thermal load of a resin injection molded product which is mutually different. 他の実施形態に係る液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法についてのフローチャート。The flowchart about the hot-warp analysis method of the liquid crystal polymer injection molded product which concerns on other embodiment. (a)は同解析方法の実施例における解析対象射出成形品の平面図、(b)は同解析対象射出成形品の側面図、(c)は(a)のX−X線断面図、(d)は同解析対象射出成形品から切り出す試験片を示す斜視図。(A) is a plan view of an analysis target injection-molded product in an embodiment of the same analysis method, (b) is a side view of the same analysis target injection-molded product, (c) is a cross-sectional view taken along line XX of (a), ( d) The perspective view which shows the test piece cut out from the same injection molding product to be analyzed. 図18(d)に示した各試験片について、熱負荷に対する反り変形量の変化を示す図。The figure which shows the change of the curvature deformation amount with respect to a thermal load about each test piece shown in FIG.18 (d). (a)は実施例に用いた評価用射出成形品の一例を示す平面図、(b)は同側面図。(A) is a top view which shows an example of the injection molded product for evaluation used for the Example, (b) is the same side view. (a)〜(d)は、それぞれ成形品全長が15,30,45,60mmの実施例に用いた評価用射出成形品を示す平面図。(A)-(d) is a top view which shows the injection molded product for evaluation used for the Example whose molded product full length is 15, 30, 45, 60 mm, respectively. 実施例における熱機械分析装置による評価用試料の熱間伸びの履歴の測定例を示す図。The figure which shows the example of a measurement of the log | history of the hot elongation of the sample for evaluation by the thermomechanical analyzer in an Example. 熱機械分析装置による測定に基づく評価用試料の熱膨張係数の測定値と成形品全長との関係を複数の測定位置と測定方向について示す図。The figure which shows the relationship between the measured value of the thermal expansion coefficient of the sample for evaluation based on the measurement by a thermomechanical analyzer, and a molded article full length about several measurement positions and measurement directions. 熱機械分析装置による測定に基づく評価用試料における残留歪みと成形品全長との関係を複数の測定位置と測定方向について示す図。The figure which shows the relationship between the residual distortion in the sample for evaluation based on the measurement by a thermomechanical analyzer, and a molded article full length about several measurement positions and measurement directions.

(熱間反り解析方法)
以下、本発明の一実施形態に係る液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法(以下、本解析方法という)について、図面を参照して説明する。図1乃至図3は、本解析方法を示す。ここで、液晶ポリマー射出成形品は、樹脂として液晶ポリマーを用いる樹脂射出成形品であり、以下において、樹脂は液晶ポリマーのことである。本解析方法は、図1、図2に示すように、評価用射出成形品1について熱膨張データを取得する第1工程(S1)から、構造解析によって解析対象射出成形品2の熱間反りを解析する第7工程(S7)までの、7段階の工程(S1乃至S7)を備えている。これらの7段階の各工程の実行順番は、図2に示す順番に限定されるものではなく、図1に示すように、各々実行できるデータが揃えば実行できる構成となっており、各工程の互いの実行順番は適宜変更することができる。以下、各工程を説明する。
(Hot warp analysis method)
Hereinafter, a hot warpage analysis method (hereinafter referred to as this analysis method) of a liquid crystal polymer injection-molded product according to an embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings. 1 to 3 show this analysis method. Here, the liquid crystal polymer injection-molded article is a resin injection-molded article using a liquid crystal polymer as a resin, and in the following, the resin is a liquid crystal polymer. In this analysis method, as shown in FIGS. 1 and 2, from the first step (S1) of acquiring thermal expansion data for the evaluation injection-molded product 1, the hot warpage of the analysis-target injection-molded product 2 is analyzed by structural analysis. There are seven steps (S1 to S7) up to the seventh step (S7) to be analyzed. The execution order of each of these seven steps is not limited to the order shown in FIG. 2, and as shown in FIG. The execution order of each other can be changed as appropriate. Hereinafter, each process will be described.

第1工程(S1)は、評価用射出成形品1における樹脂の流動固化の形態が異なる複数部位について熱機械分析(TMA)により熱膨張データHt1を取得する工程である。本解析方法は、樹脂の射出成形品の物性は樹脂が金型内でどのように流動し固化するかという流動固化の形態によって決定される、という考えに基づいている。本解析方法は、この考えに立脚し、解析対象射出成形品2における直接測定ができない物性情報を、評価用射出成形品1について求めた物性情報によって補完する。   The first step (S1) is a step of acquiring thermal expansion data Ht1 by thermo-mechanical analysis (TMA) for a plurality of portions having different forms of fluidization and solidification of the resin in the injection-molded product 1 for evaluation. This analysis method is based on the idea that the physical properties of a resin injection-molded product are determined by the form of fluidization and solidification of how the resin flows and solidifies in the mold. This analysis method is based on this idea and supplements the physical property information that cannot be directly measured in the injection molding product 2 to be analyzed with the physical property information obtained for the injection molding product 1 for evaluation.

評価用射出成形品1は、第1工程(S1)における実測と、第2、第3工程(S2,S3)における数値計算とによって射出成形品の物性を評価するための成形品である。評価される物性のデータは、評価用射出成形品1の同一部位における実測値と数値計算値として、互いに関連づけて取得される。評価対象の物性は、実測値と数値計算値とで異なり、実測では、例えば、熱応答に関する物性であり、数値計算では、例えば、成形時に射出成形品の各部位に蓄積される歪みなどである。成形品の各部位の歪みは、成形時の樹脂の流動固化の履歴の結果と考えられ、各部位における樹脂の流動固化の形態の情報を反映していると考えられる。   The evaluation injection-molded product 1 is a molded product for evaluating physical properties of the injection-molded product by actual measurement in the first step (S1) and numerical calculation in the second and third steps (S2, S3). The physical property data to be evaluated is acquired in association with each other as an actual measurement value and a numerical calculation value at the same part of the evaluation injection molded product 1. The physical properties to be evaluated are different between the actual measurement values and the numerical calculation values. In the actual measurement, for example, the physical properties are related to thermal response, and in the numerical calculation, for example, distortion accumulated in each part of the injection molded product at the time of molding. . The distortion of each part of the molded product is considered to be a result of the flow solidification of the resin at the time of molding, and is considered to reflect information on the form of fluid solidification of the resin in each part.

熱膨張データHt1は、評価用射出成形品1から切り出した評価用試料について、熱負荷の変化に対する評価試料の伸びの変化として熱機械分析装置によって直接測定される。その伸びは、荷重による伸びではなく、熱膨張による伸びである。その測定値から、評価用射出成形品1における評価用試料を切り出した部位の線膨張係数が算出される。樹脂の射出成形品の線膨張係数は、通常、異方性を有し、樹脂の流動方向とその流動方向に直交する流動直交方向とで値が異なる。そこで、熱膨張データHt1は、この異方性を考慮して、同一部位の複数方向について取得される。   The thermal expansion data Ht1 is directly measured by a thermomechanical analyzer as a change in elongation of the evaluation sample with respect to a change in thermal load for the evaluation sample cut out from the evaluation injection-molded product 1. The elongation is not an elongation due to a load, but an elongation due to thermal expansion. From the measured value, the linear expansion coefficient of the part where the evaluation sample in the evaluation injection-molded product 1 is cut out is calculated. The linear expansion coefficient of a resin injection-molded product usually has anisotropy, and the value differs between the flow direction of the resin and the flow orthogonal direction perpendicular to the flow direction. Therefore, the thermal expansion data Ht1 is acquired for a plurality of directions of the same part in consideration of this anisotropy.

熱機械分析による実測では、熱機械分析装置から要求される所定寸法、例えば長さ数cm、幅数mm、厚さ1mm以下、の評価用試料を準備する必要がある。このような評価用試料は、その試料全体が均一な物性を有することが望ましい。また、評価用試料は、解析対象射出成形品2における直接測定ができない物性情報を補完するために、樹脂の流動固化の形態が異なる種々の部位について準備し、それぞれについて熱膨張データHt1を取得することが望ましい。そこで、評価用射出成形品1は、樹脂の流れを層状の幅が広い均一流構造としたり、樹脂の流れ長を替えたり、樹脂流れに分岐構造を設けたりした複数種類の成形品の組み合わせで構成される(図1の挿絵参照)。評価用試料は、各評価用射出成形品1の複数部位からそれぞれ切り取られて提供される。同一部位の複数方向について測定を行う場合、同一条件の複数の評価用射出成形品1が準備される。   In the actual measurement by thermomechanical analysis, it is necessary to prepare a sample for evaluation having predetermined dimensions required from the thermomechanical analyzer, for example, several cm in length, several mm in width, and 1 mm or less in thickness. Such an evaluation sample desirably has uniform physical properties as a whole. Moreover, in order to complement the physical property information that cannot be directly measured in the analysis target injection-molded product 2, the evaluation sample is prepared for various parts having different forms of fluidization and solidification of the resin, and thermal expansion data Ht1 is acquired for each. It is desirable. Therefore, the evaluation injection-molded product 1 is a combination of a plurality of types of molded products in which the resin flow has a uniform flow structure with a wide laminar width, the resin flow length is changed, or a branch structure is provided in the resin flow. Configured (see illustration in FIG. 1). The evaluation sample is provided by being cut out from a plurality of portions of each evaluation injection-molded product 1. When measuring in a plurality of directions of the same part, a plurality of evaluation injection-molded articles 1 having the same conditions are prepared.

第2工程(S2)は、評価用射出成形品1について成形時の金型内の樹脂の温度および流速のデータを含む数値計算結果CD1を数値計算によって求める工程である。数値計算は、評価用射出成形品1を構成する複数の成形品の全てについて行う。数値計算は、射出成形用の金型の段差部分やコーナー部分などの局所部分における流動や固化の状態を含めて、各部位における流動から固化に至る状態変化を時間的、空間的に再現するように行う。その数値計算では、樹脂が流入する金型の内部空間の壁面における熱収支や樹脂流れ速度などに関する境界条件、金型内の樹脂の圧力や粘度の変動などの条件が考慮される。数値計算は、例えば、射出成形用の金型設計に用いた3次元CADデータから3次元解析メッシュを作成して行われる。   The second step (S2) is a step of obtaining the numerical calculation result CD1 including the temperature and flow velocity data of the resin in the mold during molding of the evaluation injection molded product 1 by numerical calculation. The numerical calculation is performed for all of the plurality of molded articles constituting the evaluation injection molded article 1. The numerical calculation will reproduce the state change from flow to solidification in each part, including the flow and solidification state in the local part such as the step part and corner part of the mold for injection molding, in time and space. To do. In the numerical calculation, boundary conditions regarding the heat balance and the resin flow speed in the wall surface of the inner space of the mold into which the resin flows in, and conditions such as fluctuations in the pressure and viscosity of the resin in the mold are considered. The numerical calculation is performed, for example, by creating a three-dimensional analysis mesh from the three-dimensional CAD data used for designing a mold for injection molding.

第3工程(S3)は、第2工程(S2)の数値計算結果CD1に基づいて、第1工程(S1)において熱機械分析を行った各部位について、剪断応力の積分値ΣStr1のデータ、および、樹脂の流動停止固化の時間長trx1のデータを取得する工程である。積分値ΣStr1は、樹脂が金型内で流動中に固化して流動停止する間に樹脂中に蓄積される剪断応力を時間的に積分した値である。時間長trx1は、樹脂が金型内で流動状態から停止した後、固化温度に至るまでの時間長である。   In the third step (S3), based on the numerical calculation result CD1 in the second step (S2), the data of the shear stress integral value ΣStr1 for each part subjected to the thermomechanical analysis in the first step (S1), and This is a step of acquiring data of the time length trx1 of the resin flow stop solidification. The integral value ΣStr1 is a value obtained by temporally integrating the shear stress accumulated in the resin while the resin solidifies during the flow in the mold and stops flowing. The time length trx1 is the time length from when the resin stops in the mold in the fluidized state until the solidification temperature is reached.

射出成形時の樹脂の剪断応力は、金型内で樹脂が流動しつつ固化する間に、金型内の各空間において時々刻々変化する。液晶ポリマー樹脂の各分子は、流動中に剪断による力を受け、その力を受けた時間に応じて、最終停止位置における配向状態が決定される。従って、剪断応力を時間積分して得られる剪断応力積分値ΣStr1のデータは、分子配向状態、より一般的に樹脂成形品の異方性の情報を含むデータとなる。積分値ΣStr1のデータは、各部位におけるスカラー値として取得する以外に、樹脂の流動方向や樹脂の配向方向に関連づけて、ベクトル量として取得したり、テンソル量として取得してもよい。   The shear stress of the resin at the time of injection molding changes every moment in each space in the mold while the resin solidifies while flowing in the mold. Each molecule of the liquid crystal polymer resin receives a shearing force during the flow, and the alignment state at the final stop position is determined according to the time for which the force is received. Accordingly, the data of the shear stress integral value ΣStr1 obtained by time-integrating the shear stress is data including information on the molecular orientation state, more generally anisotropy of the resin molded product. The data of the integral value ΣStr1 may be acquired as a vector quantity or a tensor quantity in association with the flow direction of the resin or the orientation direction of the resin, in addition to being acquired as a scalar value in each part.

第4工程(S4)は、解析対象射出成形品2について成形時の金型内の樹脂の温度および流速を含む数値計算結果CD2を数値計算によって求める工程である。この工程では、上述の第2工程(S2)と同様に数値計算が行われるが、その数値計算の対象は、注目する1つの解析対象射出成形品2についてだけである。また、解析対象射出成形品2として、通常、その各部の熱膨張データを熱機械分析では測定できないような小型の成形品を対象とすることができる。   The fourth step (S4) is a step of obtaining the numerical calculation result CD2 including the temperature and flow velocity of the resin in the mold at the time of molding for the analysis target injection molded product 2 by numerical calculation. In this step, numerical calculation is performed in the same manner as in the second step (S2) described above, but the target of the numerical calculation is only for one analysis target injection molded product 2 to be noted. In addition, as the analysis target injection molded product 2, it is usually possible to target a small molded product whose thermal expansion data cannot be measured by thermomechanical analysis.

第5工程(S5)は、第4工程(S4)の数値計算結果CD2に基づいて、解析対象射出成形品2の各点について、剪断応力の積分値ΣStr2のデータ、および、樹脂の流動停止固化の時間長trx2のデータを取得する工程である。積分値ΣStr2は、樹脂が金型内で流動中に固化して流動停止する間に樹脂中に蓄積される剪断応力を時間的に積分した値である。時間長trx2は、樹脂が金型内で流動状態から停止した後、固化温度に至るまでの時間長である。この工程は、上述の第3工程(S3)と同様に剪断応力の積分値と時間長のデータを取得する。それらのデータを取得する各点の位置する部位は、解析対象射出成形品2における構造解析用の各要素に対応する部位であり、解析対象射出成形品2の全体に分布している。積分値ΣStr2は、積分値ΣStr1と同様に、スカラー値、ベクトル量、テンソル量などとして取得することができる。   In the fifth step (S5), based on the numerical calculation result CD2 in the fourth step (S4), the data of the integral value ΣStr2 of the shear stress and the resin flow stop solidification for each point of the injection molding product 2 to be analyzed This is a step of acquiring data of the time length trx2. The integral value ΣStr2 is a value obtained by temporally integrating the shear stress accumulated in the resin while the resin solidifies during the flow in the mold and stops flowing. The time length trx2 is the time length from when the resin stops in the mold to the solidification temperature after stopping from the fluid state. In this step, as in the third step (S3) described above, the shear stress integral value and time length data are acquired. The part where each point for acquiring the data is located is a part corresponding to each element for structural analysis in the analysis target injection molded product 2, and is distributed throughout the analysis target injection molded product 2. The integral value ΣStr2 can be acquired as a scalar value, a vector amount, a tensor amount, and the like, similarly to the integral value ΣStr1.

第6工程(S6)は、第1工程(S1)、第3工程(S3)、および第5工程(S5)によって求めた各データに基づいて、解析対象射出成形品2の各点における熱膨張データHt2を求めて、各値を構造解析用のモデルの各要素にマッピングする工程である。構造解析は、例えば、有限要素モデル20(図1の挿絵)を用いる有限要素解析である。熱膨張データHt2の値は、解析対象射出成形品2の各点毎に、第5工程(S5)によるデータと第3工程(S3)による各データとの相関関係に基づいて、第1工程(S1)によって取得した熱膨張データHt1のいずれかを選択することによって求められる。第7工程(S7)は、第6工程(S6)によってマッピングした熱膨張データHt2を用いて解析対象射出成形品2の構造解析を行い、解析対象射出成形品2の不可逆な熱間反りを解析する工程である。   In the sixth step (S6), the thermal expansion at each point of the analysis target injection-molded product 2 based on the data obtained in the first step (S1), the third step (S3), and the fifth step (S5). Data Ht2 is obtained and each value is mapped to each element of the structural analysis model. The structural analysis is, for example, a finite element analysis using the finite element model 20 (illustration in FIG. 1). The value of the thermal expansion data Ht2 is determined based on the correlation between the data in the fifth step (S5) and the data in the third step (S3) for each point of the analysis target injection-molded product 2. It is obtained by selecting one of the thermal expansion data Ht1 acquired in S1). In the seventh step (S7), the structural analysis of the injection molding product 2 to be analyzed is performed using the thermal expansion data Ht2 mapped in the sixth step (S6), and the irreversible hot warpage of the injection molding product 2 to be analyzed is analyzed. It is a process to do.

図3により、本解析方法の概念、特に上述の第6工程(S6)のマッピングの概念をさらに説明する。第1工程(S1)における熱機械分析によって測定した熱膨張データHt1の集合体は、データベース空間(TMA測定DB空間という)を構成する。このDB空間の各点には、樹脂の流動方向MDと、流動方向MDに直交する流動直交方向TDの両方向について測定された熱膨張データHt1の測定値の対が付随している。また、第3工程(S3)による積分値ΣStr1と時間長trx1のデータからなる空間K1の各点は、DB空間の各点と一対一対応している。空間K1は、樹脂の流動固化の形態に応じて、形態1、形態2、および形態3の3領域に分けられる(後述、図4)。   With reference to FIG. 3, the concept of the present analysis method, particularly the mapping concept of the above-described sixth step (S6) will be further described. The aggregate of the thermal expansion data Ht1 measured by the thermomechanical analysis in the first step (S1) constitutes a database space (referred to as TMA measurement DB space). Each point in the DB space is accompanied by a pair of measured values of thermal expansion data Ht1 measured in both the flow direction MD of the resin and the flow orthogonal direction TD orthogonal to the flow direction MD. Further, each point in the space K1 made up of the integral value ΣStr1 and the time length trx1 data in the third step (S3) has a one-to-one correspondence with each point in the DB space. The space K1 is divided into three regions of form 1, form 2, and form 3 according to the form of fluidization and solidification of the resin (described later, FIG. 4).

また、同様に、第5工程(S5)による積分値ΣStr2と時間長trx2のデータは、空間K2を構成する。空間K2は、空間K1と同様に、形態1、形態2、および形態3の3領域に分けられる。空間K2の各点は、解析対象射出成形品2を表す有限要素モデル20の各要素と一対一対応している。第6工程(S6)のマッピング処理は、有限要素モデル20の1つの要素に対し、所定の条件のもとで熱膨張データHt1のいずれかを選択し、選択した熱膨張データHt1を、その要素における熱膨張データHt2に割り付ける作業を、各要素に行う処理である。なお、熱膨張データHt2が割り付けられなかった要素に、他の要素間で線形補間して得た値を新たな熱膨張データHt2を割り付ける補間工程を備えてもよい。線形補間は、例えば、三重線形補間を用いることができる。   Similarly, the data of the integral value ΣStr2 and the time length trx2 in the fifth step (S5) constitutes a space K2. The space K2 is divided into three regions of form 1, form 2, and form 3, as with the space K1. Each point of the space K2 has a one-to-one correspondence with each element of the finite element model 20 representing the analysis target injection molded product 2. The mapping process of the sixth step (S6) selects one of the thermal expansion data Ht1 under a predetermined condition for one element of the finite element model 20, and selects the selected thermal expansion data Ht1 as the element. This is a process for assigning the thermal expansion data Ht2 to each element. An interpolation step may be provided in which new thermal expansion data Ht2 is assigned to a value obtained by performing linear interpolation between other elements to elements for which thermal expansion data Ht2 has not been assigned. As the linear interpolation, for example, triple linear interpolation can be used.

熱膨張データHt1の選択は、空間K2における点qi(i=1,2,・・)に対し、空間K1における各点pj(j=1,2,・・)の中から、最も相関のある点を選択することにより行われる。すなわち、相関関係による判定によって、点pjが選択されると、空間K2の点と有限要素モデル20の点との一対一対応、および、空間K1の点とDB空間の点との一対一対応により、マッピングされる熱膨張データHt2が確定する。空間K1の点pj(j=1,2,・・)は(ΣStr1,trx1)の値を有し、空間K2の点qi(i=1,2,・・)は(ΣStr2,trx2)の値を有しているので、これらの値により、点qiに対する相関関係の強い対応点pjを選択することができる。積分値ΣStr1,ΣStr2が、例えば、樹脂の流動方向MDと流動直交方向TDに関連してベクトル量やテンソル量として取得された場合、各成分毎の相関関係を総合的に判定して、点pjの選択が行われる。なお、対応点が互いに同一の形態k(k=1,2,3)の空間領域に存在する点である、という条件によって選択判断を大局的に行い、その後、対応点を絞り込むように段階的に処理してもよい。   The selection of the thermal expansion data Ht1 is most correlated with the point qi (i = 1, 2,...) In the space K2 from among the points pj (j = 1, 2,...) In the space K1. This is done by selecting a point. That is, when the point pj is selected by the determination based on the correlation, one-to-one correspondence between the point in the space K2 and the point in the finite element model 20 and one-to-one correspondence between the point in the space K1 and the point in the DB space. The thermal expansion data Ht2 to be mapped is determined. The point pj (j = 1, 2,...) Of the space K1 has a value of (ΣStr1, trx1), and the point qi (i = 1, 2,...) Of the space K2 has a value of (ΣStr2, trx2). Therefore, the corresponding point pj having a strong correlation with the point qi can be selected based on these values. For example, when the integral values ΣStr1, ΣStr2 are acquired as a vector amount or a tensor amount in relation to the resin flow direction MD and the flow orthogonal direction TD, the correlation for each component is comprehensively determined, and the point pj Is selected. It should be noted that the selection decision is generally made based on the condition that the corresponding points are points in the spatial region of the same form k (k = 1, 2, 3), and then the corresponding points are narrowed down gradually. You may process.

ここで、図3に示した構成を3つに大別して、解析対象射出成形品2に関する射出成形の数値計算(IM−CAE)と、評価用射出成形品1に基づく射出成形要素データ(IM−ED)と、有限要素モデルによる構造解析(FEM−A)と、に分ける。射出成形要素データ(IM−ED)は、TMA測定DB空間のデータと空間K1のデータの集合である。すると、本解析方法は、任意の解析対象射出成形品について数値計算(IM−CAE)を行い、射出成形要素データ(IM−ED)を用いて、構造解析(FEM−A)を行うことにより、熱間反り変形を予測する解析方法である、と要約することができる。射出成形要素データ(IM−ED)は、測定と計算に基づいて蓄積でき、その蓄積したデータは、任意の解析対象射出成形品に適用できる。従って、本解析方法によると、射出成形要素データ(IM−ED)が蓄積されると、形状の異なる種々の解析対象射出成形品について、測定を行うことなく、射出成形要素データ(IM−ED)を参照して、計算のみによって熱間反り変形を予測することができる。   Here, the configuration shown in FIG. 3 is roughly divided into three, and numerical calculation of injection molding (IM-CAE) for the injection molded product 2 to be analyzed and injection molding element data (IM-) based on the evaluation injection molded product 1 ED) and structural analysis using a finite element model (FEM-A). Injection molding element data (IM-ED) is a set of TMA measurement DB space data and space K1 data. Then, this analysis method performs numerical calculation (IM-CAE) for any analysis target injection-molded product, and performs structural analysis (FEM-A) using injection-molded element data (IM-ED). It can be summarized as an analysis method for predicting hot warpage deformation. Injection molding element data (IM-ED) can be accumulated based on measurements and calculations, and the accumulated data can be applied to any analysis target injection molded product. Therefore, according to the present analysis method, when the injection molding element data (IM-ED) is accumulated, the injection molding element data (IM-ED) is measured without performing measurement on various analysis target injection molded products having different shapes. The hot warpage deformation can be predicted only by calculation.

(樹脂の流動固化の形態)
次に、図4乃至図10により、本解析方法における重要な概念である、金型内樹脂の射出成形時の流動固化の形態を説明する。図4、図5に示すように、樹脂の流動固化の形態は、樹脂の流動性や固化の程度などのプロセス・材料因子の横軸と金型内の樹脂の存在位置が行き止まり位置に近いか否かという形状設計因子の縦軸による2次元状態図を用いて4つの形態0〜3に分類される。
(Form of fluidized solidification of resin)
Next, with reference to FIGS. 4 to 10, the form of fluidization and solidification during injection molding of the resin in the mold, which is an important concept in this analysis method, will be described. As shown in FIGS. 4 and 5, whether the resin is solidified by flow or solidification of the process and material factors such as the degree of solidification of the resin and the position of the resin in the mold is close to the dead end position. It is classified into four forms 0 to 3 using a two-dimensional state diagram based on the vertical axis of the shape design factor “no”.

形態0は、樹脂が停止することなく流動している状態にあり、金型に樹脂が注入された初期状態に現れる形態であって、[横軸の流動性が大かつ固化の程度が小;縦軸の行き止まり位置が遠]、という状態にある。この形態0は、時間の経過とともに、他のいずれかの形態1,2,3に遷移する形態であって、成形された射出成形品に履歴をとどめない形態ある。   Form 0 is a form in which the resin is flowing without stopping and appears in an initial state where the resin is injected into the mold, [the fluidity on the horizontal axis is large and the degree of solidification is small; The dead end position on the vertical axis is far away]. This form 0 is a form in which a transition is made to any of the other forms 1, 2, and 3 with the passage of time, and the history is not retained in the molded injection molded product.

形態1は、樹脂が冷却、固化することによって流動停止した状態にあり、[横軸の流動性が小かつ固化の程度が大;縦軸の行き止まり位置が遠のまま]、という状態にある。言い換えると、形態1は、樹脂が金型内で流動中に固化温度を下回って流動停止する場合に相当する。ここで、固化温度には、粘性が高まって流動できなくなる流動停止温度の概念も含まれる。この形態1では、樹脂が流動しつつ固化するので、樹脂流動によって樹脂に発生する剪断応力が大きく、その剪断応力は樹脂の固化によって剪断歪みとして樹脂に蓄積されるので、剪断応力の積分値ΣStrは大きくなると予想される。また、この形態1では、樹脂が固化して後に流動停止するので、樹脂が金型内で流動状態から停止した後の固化温度に至るまでの時間長として定義される時間長trxは0または0に近い値になると予想される。   Form 1 is in a state where the resin has stopped flowing due to cooling and solidification, and is in a state of [the fluidity on the horizontal axis is small and the degree of solidification is large; the dead end position on the vertical axis remains far]. In other words, Form 1 corresponds to the case where the resin stops flowing below the solidification temperature while flowing in the mold. Here, the solidification temperature includes a concept of a flow stop temperature at which the viscosity increases and the fluid cannot flow. In this form 1, since the resin is solidified while flowing, the shear stress generated in the resin by the resin flow is large, and the shear stress is accumulated in the resin as a shear strain by the solidification of the resin. Therefore, the integral value ΣStr of the shear stress Is expected to grow. In this form 1, since the resin solidifies and stops flowing later, the time length trx defined as the time length until the resin reaches the solidification temperature after stopping from the flow state in the mold is 0 or 0. Expected to be close to.

形態2は、樹脂が行き止まりによって流動停止し、停止した状態で冷却固化が進行する状態にあり、[横軸の流動性が大かつ固化の程度が小のまま;縦軸の行き止まり位置が近]、という状態にある。言い換えると、形態2は、下流の樹脂の流動停止によって上流の樹脂の物質移動が妨げられて流動停止する場合に相当し、その移動防止の原因には、金型のキャビティ空間の行き止まりや、固化した樹脂による行き止まりが含まれる。この形態2では、樹脂が流動停止した状態で固化するので、流動に起因する剪断応力の発生は少ないので、剪断応力の積分値ΣStrは小さくなると予想される。また、この形態2では、樹脂が流動停止後に固化するので、停止から固化に至る時間長trxは大きな値になると予想される。   Form 2 is a state in which the resin stops flowing due to a dead end, and the cooling and solidification proceeds in the stopped state, [the fluidity on the horizontal axis is large and the degree of solidification is small; the dead end position on the vertical axis is close] It is in a state of. In other words, form 2 corresponds to the case where the mass flow of the upstream resin is hindered by the flow stop of the downstream resin, and the flow stop is caused by the dead end or solidification of the cavity space of the mold. A dead end due to the finished resin is included. In this form 2, since the resin is solidified in a state where the flow is stopped, the generation of shear stress due to the flow is small, so that the integral value ΣStr of the shear stress is expected to be small. Further, in this form 2, since the resin is solidified after the flow is stopped, the time length trx from the stop to the solidification is expected to be a large value.

形態3は、樹脂が形態1,2の混合状態にあり、固化層の成長に伴い行き止まり位置が接近して流動停止する状況であり、[横軸の流動性が小かつ固化の程度が大;縦軸の行き止まり位置が近]、という状態にある。この形態3では、剪断応力の積分値ΣStrと、停止から固化に至る時間長trxとは、それぞれ0ではない値を有することになり、このような混合状態は、射出成形品の広範囲の部位において発生することが予想される。   Form 3 is a situation in which the resin is in a mixed state of Forms 1 and 2 and the dead end approaches as the solidified layer grows and stops flowing, [the fluidity on the horizontal axis is small and the degree of solidification is large; The dead-end position on the vertical axis is near]. In this form 3, the integral value ΣStr of the shear stress and the time length trx from stop to solidification each have a value that is not 0, and such a mixed state is present in a wide range of parts of the injection molded product. It is expected to occur.

図6に示すように、射出成形された成形品の物性には、樹脂が、いつ止まり、いつ固まるかという成形時の条件が反映されるので、その固化までの樹脂の挙動の定量化が重要である。言い換えると、固化層の成長挙動、および、行き止まりによる流動停止から固化までの緩和挙動、という2つの挙動の定量化が必要である。ここで、緩和挙動は、樹脂が流動状態から停止した後の冷却固化される間に樹脂内の剪断応力が緩和される状況下の挙動である。前者の成長挙動の定量化は剪断応力の積分値ΣStrを求めることによってなされ、後者の緩和挙動の定量化は時間長trxを求めることによってなされる。   As shown in FIG. 6, the physical properties of the injection-molded molded product reflect the molding conditions such as when the resin stops and when it hardens. Therefore, it is important to quantify the behavior of the resin until it solidifies. It is. In other words, it is necessary to quantify two behaviors: the growth behavior of the solidified layer and the relaxation behavior from flow stoppage due to dead ends to solidification. Here, the relaxation behavior is a behavior under a situation where the shear stress in the resin is relaxed while the resin is cooled and solidified after stopping from the fluid state. The former growth behavior is quantified by determining the integral value ΣStr of the shear stress, and the latter relaxation behavior is quantifying by determining the time length trx.

図7に示すように、金型3のキャビティ30(樹脂が充填される空間)内を流動している樹脂9は、樹脂の流路であるキャビティ30の内壁側から固化樹脂層9aを成長させつつ、中央部の流動樹脂層9bが、流動方向MDに沿って流動する。流動樹脂層9bは、金型3や固化樹脂層9aに近いほど冷却されて粘度が増すので、キャビティ30の内壁に直交する方向に発生する速度勾配によって剪断応力を受けつつ、内壁側から固化し、剪断応力を内部歪みとして蓄積しつつ停止する。この図に示すように流動中に形成される固化樹脂層9aは、固化層の成長によって流動が止まる上述の形態1によるものである。しかしながら、樹脂の流動固化の形態は、樹脂が射出される金型のキャビティ形状やその内部における樹脂の固化位置などによって決定される。これを、以下に説明する。   As shown in FIG. 7, the resin 9 flowing in the cavity 30 (the space filled with resin) of the mold 3 grows a solidified resin layer 9a from the inner wall side of the cavity 30 that is a resin flow path. However, the fluid resin layer 9b in the center flows along the flow direction MD. Since the fluidized resin layer 9b is cooled and becomes more viscous as it is closer to the mold 3 and the solidified resin layer 9a, the fluidized resin layer 9b is solidified from the inner wall side while receiving shear stress due to a velocity gradient generated in a direction perpendicular to the inner wall of the cavity 30. Stop while accumulating shear stress as internal strain. As shown in this figure, the solidified resin layer 9a formed during the flow is according to the above-described embodiment 1 in which the flow stops due to the growth of the solidified layer. However, the form of fluidization and solidification of the resin is determined by the shape of the cavity of the mold in which the resin is injected, the solidification position of the resin inside the mold, and the like. This will be described below.

図8(a)〜(d)は、それぞれ、樹脂の流動方向に直線的に伸びる流路の先に行止部31を有する直線流路形状のキャビティ30を示し、図8(a)から図8(d)にかけて、行止部31までの流路長が順に長くなっている。ここでは、各図における断面に垂直な方向の壁面の影響はない(例えば無限遠にある)と想定して説明する。図8(a)の場合、キャビティ30内の樹脂は、固化する前に行止部31に遭遇して停止し、その後固化するという、形態2の状態が出現すると考えられる。図8(d)の場合、キャビティ30内に射出された樹脂は、その先端部分が行止部31に達するまでの間、壁面側に固化樹脂層を成長させながら流動し続ける。その流動の間に、行止部31から離れた位置では形態1の状態が出現し、樹脂の先端部分が行止部31に達した後、行止部31周辺に形態2の状態が出現すると考えられる。図8(b)(c)の場合、それぞれ、形態2の状態に加えて、流路の長さに応じた範囲に形態1の状態が出現する。   FIGS. 8A to 8D each show a linear flow channel-shaped cavity 30 having a stop 31 at the end of a flow channel that linearly extends in the resin flow direction. FIGS. To (d), the flow path length to the closing part 31 becomes long in order. Here, description will be made assuming that there is no influence (for example, at infinity) of the wall surface in the direction perpendicular to the cross section in each figure. In the case of FIG. 8A, it is considered that the state of form 2 appears, in which the resin in the cavity 30 encounters the stop portion 31 before solidifying and stops, and then solidifies. In the case of FIG. 8D, the resin injected into the cavity 30 continues to flow while the solidified resin layer is grown on the wall surface until the tip portion reaches the closing portion 31. During the flow, the state of Form 1 appears at a position away from the stop portion 31, and it is considered that the state of Form 2 appears around the stop portion 31 after the front end portion of the resin reaches the stop portion 31. In the case of FIGS. 8B and 8C, in addition to the state of Form 2, the state of Form 1 appears in a range corresponding to the length of the flow path.

形態3の状態は、一般に、形態1の領域と形態2の領域との境界領域に出現すると考えられる。形態1、形態2、形態3の各領域が、直線流路の中で、互いにどれくらいの割合で、どのような位置に出現するかは、金型内の流路の厚さ(壁間隙間)、射出圧力、射出速度、樹脂温度、金型温度、金型の熱容量や加熱状態等々の条件に依存する。同じキャビティ30の形状であっても、形状以外の射出条件などが異なれば、流動固化の形態も異なることになる。   The state of form 3 is generally considered to appear in the boundary area between the form 1 area and the form 2 area. It is the thickness of the flow path in the mold (gap between walls) at what ratio each area of form 1, form 2 and form 3 appears in the linear flow path. Depends on conditions such as injection pressure, injection speed, resin temperature, mold temperature, mold heat capacity and heating state. Even if the shape of the cavity 30 is the same, if the injection conditions other than the shape are different, the form of fluidization and solidification will be different.

図9(a)〜(d)は、それぞれ、樹脂の流動方向に直線的に伸びる直線流路が直角に屈曲(ベンド)してなる屈曲流路形状のキャビティ30を示し、図9(a)から図9(d)にかけて、屈曲部32までの直線流路長が順に長くなっている。屈曲部32は、上述の図8における行止部31と異なり、樹脂の流動を停止させないが、樹脂の流速や流速分布、充填完了時間などに影響を与える。従って、屈曲点までの領域における樹脂の流動固化の形態の分布が、図8に示したものと異なったものとなる。   9 (a) to 9 (d) each show a cavity 30 having a bent flow path shape formed by bending (bending) a straight flow path linearly extending in the resin flow direction at right angles, and FIG. 9 (a). From FIG. 9 (d), the linear flow path length to the bent portion 32 becomes longer in order. Unlike the closing portion 31 in FIG. 8 described above, the bent portion 32 does not stop the flow of the resin, but affects the flow rate and flow rate distribution of the resin, the filling completion time, and the like. Therefore, the distribution of the flow solidification state of the resin in the region up to the bending point is different from that shown in FIG.

図10(a)〜(d)は、上述の図8(a)〜(d)の直線流路形状のキャビティ30において上流側の一定距離の位置に直角に分岐した直線流路であるリブ33を備えてなる分岐流路形状のキャビティ30を示す。図10(a)の場合、上述の図9(a)の屈曲流路の形状と大差なく、キャビティ30に射出された樹脂は、すぐにリブ33に流入する。図10(d)の場合、直線方向の流路抵抗に比べてリブ33に向かう流路の流路抵抗が大きいので、リブ33への樹脂の流入は直線方向よりも遅れ、また、直線方向の流路における充填完了の時間も、リブ33への樹脂の分岐の影響を受けて遅れる。いずれにしても、この図10や上述の図8、図9に示したようなキャビティ30の形状や、樹脂射出の条件などによって、樹脂の流動固化の形態は、種々の様相を呈することになる。   10 (a) to 10 (d) show ribs 33, which are straight flow paths branched at right angles to a position at a fixed distance on the upstream side in the cavity 30 having the straight flow path shape shown in FIGS. 8 (a) to 8 (d). A branch channel-shaped cavity 30 is shown. In the case of FIG. 10A, the resin injected into the cavity 30 immediately flows into the rib 33 without much difference from the shape of the bent flow path in FIG. In the case of FIG. 10D, since the flow resistance of the flow path toward the rib 33 is larger than the flow resistance in the linear direction, the inflow of the resin to the rib 33 is delayed from the linear direction, The filling completion time in the flow path is also delayed due to the influence of resin branching to the rib 33. In any case, depending on the shape of the cavity 30 as shown in FIG. 10, FIG. 8, and FIG. 9, the resin injection conditions, etc., the form of fluidized solidification of the resin exhibits various aspects. .

(評価用射出成形品)
図11(a)(b)(c)は、評価用射出成形品1の例を示す。評価用射出成形品1は、ランナ1aに直交する幅w、肉厚t1の互いに連続するシート状成形部F1,F2,・・、および、各シート状成形部F1,F2,・・における樹脂の流動方向の端部から立ち上がる幅w、肉厚t2のリブR1,R2,・・を備えている。各シート状成形部F1,F2,・・は一定のシート長dを有し、リブR1,R2,・・はシート長d毎に形成されている。幅wは、樹脂の一様直線流を構成するように十分広く設定されている。肉厚t1,t2は、厚さ方向に一様な成形状態となるように十分薄く設定されている。各部の数値は、例えば、w=20mm,t1=t2=0.3mm,d=15mmである。
(Evaluation injection molded product)
FIGS. 11A, 11B, and 11C show examples of the injection molded product 1 for evaluation. The injection-molded product for evaluation 1 is composed of the continuous sheet-like molded parts F1, F2,... Having a width w orthogonal to the runner 1a and a wall thickness t1, and the resin in each of the sheet-like molded parts F1, F2,. Ribs R1, R2,... Having a width w rising from the end in the flow direction and a thickness t2. Each of the sheet-shaped molded parts F1, F2,... Has a constant sheet length d, and the ribs R1, R2,. The width w is set sufficiently wide so as to constitute a uniform linear flow of resin. The wall thicknesses t1 and t2 are set to be sufficiently thin so as to form a uniform molding state in the thickness direction. The numerical value of each part is, for example, w = 20 mm, t1 = t2 = 0.3 mm, d = 15 mm.

評価用射出成形品1は、種々の流動固化の形態を再現するために、各シート状成形部F1,F2,・・やリブR1,R2,・・の個数を変えた任意の組み合わせで成形される。その組み合わせを記号的に示すと、例えば、(F1),(F1,F2),(F1,R1),(F1,R1,F2),・・等であり、(F1)はシート状成形部F1だけの場合である。評価用射出成形品1の樹脂流動方向の全長は、シート状成形部の個数がn個ならば、d×nである。これらの各種の評価用射出成形品1は、繰り返し構造を有するので、小数種類の要素金型を複数準備して、それらを互いに組み合わせることにより、容易に成形することができる。このような各種の評価用射出成形品1によって、上述の図8、図9、図10に示したような種々のキャビティ30構造に現れる流動固化の形態を再現することができる。   The injection-molded product for evaluation 1 is molded in any combination in which the number of the respective sheet-like molded portions F1, F2,... And ribs R1, R2,. The The combinations are represented symbolically, for example, (F1), (F1, F2), (F1, R1), (F1, R1, F2),... It is only the case. The total length in the resin flow direction of the evaluation injection-molded product 1 is d × n if the number of sheet-shaped molded parts is n. Since these various types of evaluation injection-molded articles 1 have a repetitive structure, they can be easily molded by preparing a plurality of small types of element molds and combining them. Such various types of evaluation injection-molded articles 1 can reproduce the form of fluidized solidification that appears in various cavity 30 structures as shown in FIGS. 8, 9, and 10.

各シート状成形部F1,F2,・・から、熱機械分析に供される評価用試料11または評価用試料12が切り出される。評価用試料11は、樹脂の流動方向MDに沿った試料であり、評価用試料12は、樹脂の流動直交方向TDに沿った試料である。なお、同一のシート状成形部から両方の試料を切り出すことができないので、複数の評価用射出成形品1を準備する。各評価用試料11,12の寸法は、例えば、長さa=13mm、幅b=5mm、厚さt1=0.3mmである。各リブR1,R2,・・についても、同様の評価用試料11,12が得られる。熱機械分析装置によって、各評価用試料11,12の長手方向の伸びが測定され、その測定値から長手方向の線膨張係数が得られる。   The evaluation sample 11 or the evaluation sample 12 to be subjected to thermomechanical analysis is cut out from each of the sheet-like molded parts F1, F2,. The evaluation sample 11 is a sample along the resin flow direction MD, and the evaluation sample 12 is a sample along the resin flow direction TD. In addition, since both samples cannot be cut out from the same sheet-shaped molded part, a plurality of evaluation injection molded articles 1 are prepared. The dimensions of each of the evaluation samples 11 and 12 are, for example, a length a = 13 mm, a width b = 5 mm, and a thickness t1 = 0.3 mm. The same samples 11 and 12 for evaluation are obtained for each of the ribs R1, R2,. The elongation in the longitudinal direction of each of the evaluation samples 11 and 12 is measured by the thermomechanical analyzer, and the linear expansion coefficient in the longitudinal direction is obtained from the measured value.

図12(a)(b)(c)は、評価用射出成形品1の他の例を示す。この評価用射出成形品1は、上述の図11に示した評価用射出成形品1におけるシート状成形部F1,F2,・・の肉厚t1が厚い場合に相当し、その厚さ方向における成形状態が一様ではない成形品である。液晶ポリマーは、互いに物性が異なる層状に成形される傾向がある。そこで、厚いシート状成形部を有する評価用射出成形品1の場合、例えば、熱機械分析用に分厚いままの試験片10を切り出し、その試験片10を、層状に分割して薄い複数の評価用試料11a〜11eを切り出す。このようにして得られる各評価用試料11a〜11eは、それぞれが一様な物性を有する評価用試料となる。この図12には、樹脂の流動方向MDに沿った5枚の評価用試料を切り出す例を示しているが、流動直交方向TDに沿った評価用試料を切り出したり、シート状成形部の厚さや物性値の変化に応じて、任意枚数の評価用試料を切り出すことができる。このような評価用射出成形品1を用いると、例えば、形態3の状態の評価用試料が得られる。   12 (a), 12 (b), and 12 (c) show another example of the injection-molded product 1 for evaluation. This evaluation injection-molded product 1 corresponds to the case where the thickness t1 of the sheet-like molded parts F1, F2,... In the evaluation injection-molded product 1 shown in FIG. It is a molded product whose state is not uniform. Liquid crystal polymers tend to be formed into layers having different physical properties. Therefore, in the case of the evaluation injection-molded product 1 having a thick sheet-shaped molded part, for example, a thick test piece 10 is cut out for thermomechanical analysis, and the test piece 10 is divided into a plurality of layers for evaluation. Samples 11a to 11e are cut out. Each of the evaluation samples 11a to 11e thus obtained becomes an evaluation sample having uniform physical properties. FIG. 12 shows an example of cutting out five evaluation samples along the flow direction MD of the resin, but the evaluation sample along the flow orthogonal direction TD is cut out, An arbitrary number of samples for evaluation can be cut out according to changes in physical property values. When such an evaluation injection-molded article 1 is used, for example, an evaluation sample in the state of form 3 is obtained.

(流動固化の形態)
図13乃至図15は、流動固化の形態における典型的な形態1,2を示す。図13(a)に示すように、形態1では、金型内の樹脂温度は時間とともに低下し、樹脂は流動しながら固化が進み、樹脂温度が固化温度に達した時点P1で固化によって流動停止する。流動しながら固化が進行する図中の領域Fで示す温度と時間の変化の間に、剪断応力による歪みが蓄積され剪断応力の積分値ΣStrが形成される。この場合、時点P1では、流動停止と固化とが同時に発生しており、樹脂が流動停止して固化温度に至るまでの時間長trxはゼロである。
(Form of fluidized solidification)
13 to 15 show typical forms 1 and 2 in the form of fluidized solidification. As shown in FIG. 13 (a), in Mode 1, the resin temperature in the mold decreases with time, solidification proceeds while the resin flows, and the flow is stopped by solidification at time P1 when the resin temperature reaches the solidification temperature. To do. During the change in temperature and time indicated by the region F in the figure where solidification proceeds while flowing, strain due to shear stress is accumulated and an integral value ΣStr of shear stress is formed. In this case, at the time point P1, the flow stop and the solidification occur simultaneously, and the time length trx until the resin stops flowing and reaches the solidification temperature is zero.

また、図13(b)に示すように、形態2では、金型内の樹脂温度は時間とともに低下し、流動していた樹脂は、固化温度に至っていない状態のまま、ある時点P2で行き止まりによって流動停止し、その後、流動停止状態で樹脂温度の低下と樹脂の固化が進行する。時点P2に至るまでの領域Fにおいて剪断応力による歪みが蓄積されるが、その後の樹脂温度が固化温度まで低下した時点Qまで領域Rにおける冷却と固化の間に、流動停止前に蓄積さた剪断応力による歪みは緩和される。そこで、時点P2から時点Qまでの経過時間である時間長trxが、樹脂の緩和挙動による効果の指標となり、また、形態2を特徴付ける指標となる。   In addition, as shown in FIG. 13 (b), in Mode 2, the resin temperature in the mold decreases with time, and the resin that has flowed does not reach the solidification temperature, but at a certain point P2 due to a dead end. After the flow is stopped, the resin temperature is lowered and the resin is solidified while the flow is stopped. Although strain due to shear stress is accumulated in the region F up to the time point P2, the shear accumulated before the flow is stopped during the cooling and solidification in the region R up to the time point Q when the resin temperature is lowered to the solidification temperature. Stress distortion is alleviated. Therefore, the time length trx, which is the elapsed time from the time point P2 to the time point Q, is an index of the effect due to the relaxation behavior of the resin, and is an index characterizing the form 2.

図14(a)に示すように、形態1を経由して成形される樹脂内の歪みは、時間とともに増加し、ある時点M1を経過した後、飽和歪値A1に落ち着く。この飽和歪値A1は、成形品が金型から取り出された後の、最初の昇温と降温によるアニーリングによって解放される歪みに相当する。また、飽和歪値A1は、剪断応力の積分値ΣStrと、互いに関数関係にある。時点M1は、上述の時点P1に対応する。   As shown in FIG. 14 (a), the strain in the resin molded through Form 1 increases with time, and settles to the saturation strain value A1 after a certain time M1. The saturation strain value A1 corresponds to a strain released by annealing due to the first temperature rise and temperature drop after the molded product is taken out from the mold. Further, the saturation strain value A1 is in a functional relationship with the integral value ΣStr of the shear stress. The time point M1 corresponds to the time point P1 described above.

また、図14(b)に示すように、形態2を経由して成形される樹脂内の歪みは、時間とともに増加して、時点M2でピークを迎えた後、次第に減少して一定の歪値A2に落ち着く。時点M2から時点Nまでの経過時間が時間長trxであり、その間の歪みの減少量が歪みの緩和量Rxとなる。歪値A2は、成形品が金型から取り出された後の、最初の昇温と降温によるアニーリングによって解放される歪みに相当し、緩和量Rxが存在することにより、上述の形態1における飽和歪値A1よりも小さな値(A2<A1)となる。時点M2は上述の時点P2に対応し、時点Nは上述の時点Qに対応する。   Further, as shown in FIG. 14 (b), the strain in the resin molded through the form 2 increases with time, and after reaching a peak at the time point M2, gradually decreases to a certain strain value. Settle to A2. The elapsed time from the time point M2 to the time point N is the time length trx, and the amount of distortion reduction during that time is the strain relaxation amount Rx. The strain value A2 corresponds to the strain released by annealing due to the first temperature rise and temperature drop after the molded product is taken out from the mold, and the saturation strain in the above-described embodiment 1 due to the presence of the relaxation amount Rx. The value is smaller than the value A1 (A2 <A1). The time point M2 corresponds to the time point P2 described above, and the time point N corresponds to the time point Q described above.

図15(a)(b)に示すように、それぞれ形態1および形態2に対応する評価用試料の、昇温と降温の繰り返し熱負荷に対する最初の伸び応答は、共にヒステリシスを示す。すなわち、1回目の昇温時の伸び応答の経路A−Bに対し、1回目の降温と2回目以降の昇温と降温では、経路A−Bとは異なる経路B−Cに沿って変化する伸び応答となる。言い換えると、経路A−Bにおける挙動は不可逆な熱間反り挙動であり、経路B−Cにおける挙動は可逆な熱間反り挙動である。形態1と形態2の違いは、降温された状態の点Aと点Cにおける伸びの値の差で定義される熱歪に表れる。図15(a)に示す形態1の場合の熱歪L1は、図15(b)に示す形態2の場合の熱歪L2よりも大きい(L1>L2)。これは、熱歪L1が上述の飽和歪値A1に対応し、熱歪L2が上述の歪値A2に対応し、熱歪L2に上述の緩和量Rxの効果が反映されていることによる。   As shown in FIGS. 15 (a) and 15 (b), the initial elongation responses of the evaluation samples corresponding to form 1 and form 2 to repeated thermal loads of rising and falling respectively show hysteresis. That is, with respect to the path A-B of the elongation response at the first temperature increase, the first temperature decrease, the second temperature increase and the temperature decrease, and the temperature change along the path BC different from the path AB. Elongation response. In other words, the behavior in the path AB is an irreversible hot warping behavior, and the behavior in the path BC is a reversible hot warping behavior. The difference between Form 1 and Form 2 appears in the thermal strain defined by the difference in elongation value between point A and point C in the lowered state. The thermal strain L1 in the case of the form 1 shown in FIG. 15A is larger than the thermal strain L2 in the case of the form 2 shown in FIG. 15B (L1> L2). This is because the thermal strain L1 corresponds to the above-described saturation strain value A1, the thermal strain L2 corresponds to the above-described strain value A2, and the effect of the above-described relaxation amount Rx is reflected in the thermal strain L2.

(熱間反り変形)
図16(a)(b)は、互いに製造条件や形状の異なる液晶ポリマー射出成形による2種類の成形品1および成形品2の、昇温と降温の繰り返し熱負荷に対する応答として発生する反り変形すなわち熱間反り変形の変化を示す。以下の説明は、成形品1および成形品2を、成形品の全体ではなく各成形品1,2から反り測定用に切り出した反り測定試料に置き換えても同様である。熱間反り変形は、成形品の形状要因に加え、成形時の樹脂流動の態様、熱履歴、線膨張係数、およびヤング率、などの熱的特性や機械的特性の分布などの要因が複合した結果として発生する。従って、成形品1の反り変形W1、成形品2の反り変形W2のように、成形品が異なれば反り変形の大きさは異なる。他方、熱間反り挙動は、各成形品において、通常、1回目の降温と2回目以降の昇温と降温の繰り返しに対して同じ挙動の反復となる。熱間反り挙動は、1回目の昇温時の反り挙動を除き、従来の反り変形予測方法によって比較的容易に予測されるが、その予測は、成形後の1回目昇温によるアニーリングによって残留ひずみが除去された後の成形品に対する熱間反り予測である。
(Hot warp deformation)
16 (a) and 16 (b) show the warp deformations that occur as a response to repeated heating and cooling of two types of molded products 1 and 2 by liquid crystal polymer injection molding with different manufacturing conditions and shapes. The change of hot warpage deformation is shown. The following description is the same even if the molded product 1 and the molded product 2 are replaced with a warpage measurement sample cut out for warpage measurement from the molded products 1 and 2 instead of the entire molded product. In addition to the shape factor of the molded product, hot warpage deformation is a combination of factors such as the resin flow mode during molding, thermal history, linear expansion coefficient, Young's modulus, and other thermal and mechanical property distributions. As a result. Therefore, as the warped deformation W1 of the molded product 1 and the warped deformation W2 of the molded product 2 are different, the magnitude of the warp deformation is different for different molded products. On the other hand, the hot warping behavior is usually the same behavior repetition for each molded product with respect to the first temperature decrease and the second and subsequent temperature increases and decreases. The hot warpage behavior is predicted relatively easily by the conventional warpage deformation prediction method except for the warp behavior at the first temperature rise, but the prediction is based on the residual strain due to the annealing after the first temperature rise after molding. This is a hot warpage prediction for a molded product after removal of slag.

本解析方法は、液晶ポリマー樹脂による任意寸法の射出成形品の1回目の昇温時の反り変形を精度良く予測可能とするものである。本解析方法によれば、上述の図3に関連して説明したように、解析対象射出成形品について数値計算(IM−CAE)を行い、射出成形要素データ(IM−ED)を用いて構造解析(FEM−A)を行って、1回目の昇温時の反り変形を予測することができる。本解析方法は、蓄積された射出成形要素データ(IM−ED)を参照して、計算のみによって熱間反り変形を予測するので、解析対象射出成形品の形状によらず、小寸法の成形品であっても、成形後の1回目昇温時に成形品に生じる反り変形を精度良く予測できる。この成形後の1回目昇温時に成形品に生じる反り変形は、温度変化に対する不可逆変化であり、成形後の成形品内に存在する残留歪みに起因する。本解析方法は、成形時において、樹脂の固化層が成長して流動が停止する挙動と、金型キャビティの末端まで樹脂が充填し強制的に流動停止した後に固化する挙動とでは、熱膨張データに差が出る、という前提に基づいている。その熱膨張データの差は、液晶ポリマーの分子を配向させる流動中の剪断歪みや、固化前の歪み緩和の有無などの違いにより生じると考えられる。   This analysis method makes it possible to accurately predict the warpage deformation at the first temperature rise of an injection molded product of an arbitrary size using a liquid crystal polymer resin. According to this analysis method, as described in relation to FIG. 3 above, numerical analysis (IM-CAE) is performed on the injection-molded product to be analyzed, and structural analysis is performed using the injection-molded element data (IM-ED). (FEM-A) can be performed to predict warpage deformation during the first temperature increase. Since this analysis method predicts hot warpage deformation only by calculation with reference to the accumulated injection molding element data (IM-ED), a small-sized molded product regardless of the shape of the injection-molded product to be analyzed. Even so, it is possible to accurately predict warpage deformation occurring in the molded product at the first temperature rise after molding. The warp deformation that occurs in the molded product at the first temperature rise after molding is an irreversible change with respect to the temperature change, and is caused by residual strain existing in the molded product after molding. This analysis method uses thermal expansion data for the behavior in which the solidified layer of the resin grows and stops flowing at the time of molding, and in the behavior that solidifies after filling the resin to the end of the mold cavity and forcibly stops flowing. This is based on the assumption that there will be a difference. It is considered that the difference in the thermal expansion data is caused by a difference in shear strain during flow for orienting the molecules of the liquid crystal polymer and the presence or absence of strain relaxation before solidification.

(他の実施形態)
図17のフローチャートは、本解析方法の他の実施形態を示す。本実施形態は、図1、図2に示した実施形態における第3工程(S3)と第5工程(S5)とが、それぞれ第3工程(S31)と第5工程(S51)とに代わっており、他は同様である。第3工程(S31)では、第2工程(S2)の数値計算結果に基づいて、評価用射出成形品1の樹脂の流動固化の形態が形態1,2のいずれであるかが判定され、その判定結果に応じて、剪断応力の積分値ΣStr1または時間長trx1のデータが取得される。第5工程(S51)では、第4工程(S4)の数値計算結果に基づいて、解析対象射出成形品2の樹脂の流動固化の形態が形態1,2のいずれであるかが判定され、その判定結果に応じて、剪断応力の積分値ΣStr2または時間長trx2のデータが取得される。本実施形態によると、樹脂の流動固化の形態を、形態1または形態2のいずれかに二分して解析を行い、形態3の状態を考慮しないので、計算処理の簡便化と高速化が実現される。
(Other embodiments)
The flowchart of FIG. 17 shows another embodiment of the present analysis method. In this embodiment, the third step (S3) and the fifth step (S5) in the embodiment shown in FIGS. 1 and 2 are replaced with the third step (S31) and the fifth step (S51), respectively. The others are the same. In the third step (S31), based on the numerical calculation result of the second step (S2), it is determined which of the forms 1 and 2 is the flow solidification form of the resin of the evaluation injection-molded product 1, Depending on the determination result, data of the integral value ΣStr1 of the shear stress or the time length trx1 is acquired. In the fifth step (S51), based on the numerical calculation result of the fourth step (S4), it is determined which of the forms 1 and 2 is the flow solidification form of the resin of the injection molding product 2 to be analyzed. Depending on the determination result, data of the integral value ΣStr2 of the shear stress or the time length trx2 is acquired. According to the present embodiment, the flow solidification form of the resin is divided into either the form 1 or the form 2 and the analysis is performed, and the state of the form 3 is not considered, so that the calculation process can be simplified and speeded up. The

(射出成形品)
図18、図19は、解析対象射出成形品2を示す。解析対象射出成形品2は、例えば、図18(a)(b)に示すように、長さ17.8×幅1.83×高さ0.4mmの長尺箱形状の成形品であり、そのX−X断面における底面厚さは0.12mm、側面厚さは0.163mmである。解析対象射出成形品2の長手方向端部に矢印でピンゲートと示す位置が樹脂注入位置である。樹脂の流動方向は、大域的には解析対象射出成形品2の長手方向に沿っているが、局所的には成形時の金型キャビティ空間内の位置、温度分布、各部における樹脂固化の進行具合などに依存して種々の方向に分布する。
(Injection molded product)
18 and 19 show the injection molding product 2 to be analyzed. The analysis target injection-molded product 2 is, for example, a long box-shaped molded product having a length of 17.8 × a width of 1.83 × a height of 0.4 mm, as shown in FIGS. The XX cross section has a bottom thickness of 0.12 mm and a side thickness of 0.163 mm. A position indicated by a pin gate with an arrow at an end portion in the longitudinal direction of the analysis target injection-molded product 2 is a resin injection position. The flow direction of the resin is globally along the longitudinal direction of the injection molded product 2 to be analyzed, but locally, the position in the mold cavity space at the time of molding, the temperature distribution, and the progress of resin solidification in each part Depending on the distribution in various directions.

図18(c)(d)に示した試験片TP1〜TP4について図19に示す反りデータを取得した。熱間反りは、市販の平坦度測定装置によって温度制御を行い、基準面からの距離を反り量としてレーザ変位センサにより測定した。試験片TP1〜TP4が、解析対象射出成形品2のどの部位から切り取られたものであるかによって、金型内の樹脂の流動固化の形態の複合状態を反映して、反りの計測値が異なっている。温度負荷変化に対する反り変形の挙動は、各試験片TP1〜TP4が、互いに平行に切り出された試験片であって、大略同じ流動方向に沿っていることから、互いに樹脂の流動固化の形態が近いと考えられ、互いに類似の挙動となっている。解析対象射出成形品2の全体の反りは、このような各部の試験片TP1〜TP4等に現れる反りが互いに複合された結果として測定されるものであり、本解析方法は、そのような解析対象射出成形品2の反りの予測を実現する。   Warpage data shown in FIG. 19 was obtained for the test pieces TP1 to TP4 shown in FIGS. 18 (c) and 18 (d). The hot warpage was measured by a laser displacement sensor by controlling the temperature with a commercially available flatness measuring device and using the distance from the reference surface as the amount of warpage. Depending on which part of the injection-molded product 2 to be analyzed is cut from the specimens TP1 to TP4, the measured value of the warp differs depending on the composite state of the flow solidification state of the resin in the mold. ing. The behavior of the warp deformation with respect to the temperature load change is that the test pieces TP1 to TP4 are cut out in parallel with each other, and are almost in the same flow direction, so that the forms of resin flow solidification are close to each other. Are considered to be similar to each other. The entire warpage of the injection-molded product 2 to be analyzed is measured as a result of the warpage appearing on the test pieces TP1 to TP4 of each part being combined with each other. The prediction of the warpage of the injection molded product 2 is realized.

(評価用射出成形品と測定)
図20乃至図24は、評価用射出成形品1とその測定例を示す。評価用射出成形品1として、例えば、図20(a)(b)に示すように、4つの互いに連続するシート状成形部F1〜F4を有する、樹脂の流動方向の成形品全長FLが60mm(FL=15×4mm)の成形品を形成し、各評価用試料11,12を作成する。図中の各評価用試料11,12には、その試料の位置と試料の長手方向の向きとを識別する四角、丸などの幾何学記号を、それぞれ付している。図21(a)〜(d)に示すように、同様の評価用射出成形品1と各評価用試料11,12とを、各成形品全長FL=15,30,45,60mmについて作成した。
(Evaluation injection molded product and measurement)
20 to 24 show an evaluation injection molded product 1 and measurement examples thereof. As the evaluation injection-molded product 1, for example, as shown in FIGS. 20 (a) and 20 (b), the total length FL of the molded product in the flow direction of the resin having four continuous sheet-shaped molded portions F1 to F4 is 60 mm ( FL = 15 × 4 mm) is formed, and each of the evaluation samples 11 and 12 is prepared. Each of the evaluation samples 11 and 12 in the figure is given a geometric symbol such as a square or a circle for identifying the position of the sample and the longitudinal direction of the sample. As shown in FIGS. 21 (a) to 21 (d), the same injection molded product for evaluation 1 and the respective samples for evaluation 11 and 12 were prepared for the total length of each molded product FL = 15, 30, 45, and 60 mm.

評価用試料の熱間伸びは、例えば、図22に示すように、1回目の昇温時には、下に凸の曲線状の経路A−Bに沿って変化し、1回目の降温と2回目以降の昇温と降温では、直線状の同一の経路B−Cに沿って可逆的に変化する。熱間伸びは、熱機械分析装置の互いに10mm離間した把持部によって評価用試料の両端を把持して、引っ張りモードによって測定した。図中の点AB間の伸びの差Ldは、評価用試料の熱歪を示す(図15の説明参照)。評価用試料の線膨張係数は、経路A−Bや経路B−Cにおける微分係数によって与えられる。従って、曲線状経路A−Bにおける線膨張係数は温度依存性を有し、直線状経路B−Cにおける線膨張係数は温度変化に対して一定である。   For example, as shown in FIG. 22, the hot elongation of the sample for evaluation changes along the downwardly convex curved path AB at the time of the first temperature increase, and the first temperature decrease and the second and subsequent times. When the temperature rises and falls, it changes reversibly along the same straight line B-C. The hot elongation was measured in a tensile mode by gripping both ends of a sample for evaluation with gripping portions 10 mm apart from each other of a thermomechanical analyzer. The elongation difference Ld between points AB in the figure indicates the thermal strain of the sample for evaluation (see the description of FIG. 15). The linear expansion coefficient of the sample for evaluation is given by a differential coefficient in the path AB and the path BC. Therefore, the linear expansion coefficient in the curved path A-B has temperature dependence, and the linear expansion coefficient in the linear path B-C is constant with respect to the temperature change.

図23は、上述の図21に示した各評価用射出成形品1の各評価用試料について、上述の直線状経路B−Cから求めた線膨張係数を示す。樹脂の流動方向MDおよび流動直交方向TDについて、それぞれ、成形品全長FLに対する系統的な変化が見られる。流動方向MDにおいて、同じシート状成形部であれば成形品全長FL(最長流動長)が長いほど線膨張係数が小さくなり、同じ成形品全長FLにおいては上流ほど線膨張係数が小さくなる。また、シート状成形部F1に着目すると、成形品全長FLが長くなると線膨張係数が飽和する。さらに、各成形品全長FLの末端近くの領域(FL=15mmにおけるF1、30mmにおけるF2、45mmにおけるF3、60mmにおけるF4)においては、成形品全長FLが長いほど線膨張係数が小さくなる。   FIG. 23 shows the linear expansion coefficient obtained from the above-mentioned linear path BC for each evaluation sample of each evaluation injection-molded product 1 shown in FIG. With respect to the flow direction MD and the flow orthogonal direction TD of the resin, systematic changes with respect to the total length FL of the molded product are observed. In the flow direction MD, in the same sheet-shaped molded part, the linear expansion coefficient decreases as the molded product overall length FL (longest flow length) increases, and the linear expansion coefficient decreases toward the upstream in the same molded product overall length FL. Further, when paying attention to the sheet-shaped molded part F1, the linear expansion coefficient is saturated when the total length FL of the molded product becomes longer. Further, in the region near the end of each molded product full length FL (F1 at FL = 15 mm, F2 at 30 mm, F3 at 45 mm, F4 at 60 mm), the linear expansion coefficient decreases as the molded product full length FL increases.

以上のことから、流動方向MDの線膨張係数については、固化層成長が進む時間が長くなる条件ほど、剪断歪みによって強配向した液晶ポリマー分子がそのまま固定されると考えられる。また、下流に到達するまでに樹脂の冷却や固化層による圧力損失によって流速の低下が起こるであろう条件下では、温度低下やシアシニング効果低下によって、剪断粘度が高くなり、剪断歪みが大きくなると考えられる。一方、流動直交方向TDにおいては、流動方向MDに対する異方性が見られ、その異方性は、分子配向が強いほど大きくなる傾向を示しており、これらの評価用試料における線膨張係数は分子配向が支配的であると考えられる。本解析方法は、1回目の昇温時の反り変形を予測するために、曲線状経路A−Bに沿った熱膨張データを取得し、温度依存の線膨張係数を求めて使用する。温度依存の線膨張係数は、構造解析の際に、各温度毎に構造解析用のモデルの各要素にマッピングされる。処理の簡単化のために、2点A,B間の直線ABの傾きから求めた線膨張係数を用いてもよい。   From the above, regarding the linear expansion coefficient in the flow direction MD, it is considered that the liquid crystal polymer molecules that are strongly oriented due to shear strain are fixed as they are as the time during which solidified layer growth proceeds becomes longer. Also, under conditions where the flow velocity will decrease due to the cooling of the resin or pressure loss due to the solidified layer before reaching the downstream, the shear viscosity will increase and the shear strain will increase due to the decrease in temperature and shearing effect. It is done. On the other hand, in the flow orthogonal direction TD, anisotropy with respect to the flow direction MD is observed, and the anisotropy tends to increase as the molecular orientation increases. The linear expansion coefficient in these evaluation samples is The orientation is considered dominant. This analysis method acquires thermal expansion data along the curved path AB and predicts and uses the temperature-dependent linear expansion coefficient in order to predict warpage deformation at the first temperature rise. The temperature-dependent linear expansion coefficient is mapped to each element of the model for structural analysis at each temperature during structural analysis. In order to simplify the processing, a linear expansion coefficient obtained from the slope of the straight line AB between the two points A and B may be used.

図24は、各評価用試料についての残留歪みσを示す。残留歪みσは、各評価用試料について上述の図22に示した伸び温度曲線を求め、そこから上述の熱歪Ldから求め、その熱歪Ldから算出される。残留歪みσは、例えば、Ld=150μm=0.15mmの場合、伸び対象長さ(上述の把持部の離間距離、L0で表記する)L0=10mmによって、σ=Ld/L0×100(%)=0.15/10×100=1.5(%)として求められる。シート状成形部F1に着目すると、流動末端までの距離に従って、残留歪みの異方性が変化しているように見える。他のシート状成形部においても、流動末端までの距離に従って変化しており、流動固化形態の違いの影響はあると考えられるが、シート状成形部F1と同じような傾向とまでは言えず、線膨張係数の場合のような明確な傾向が見られない。歪みの緩和に関係する流動停止から固化に至るまでの時間長trxは、固化層成長の情報に加え、充填時間や温度分布などの充填時条件を考慮して、より精度良く算出することができる。   FIG. 24 shows the residual strain σ for each sample for evaluation. The residual strain σ is obtained from the above-described thermal strain Ld obtained from the elongation temperature curve shown in FIG. 22 described above for each evaluation sample, and is calculated from the thermal strain Ld. For example, in the case of Ld = 150 μm = 0.15 mm, the residual strain σ is σ = Ld / L0 × 100 (%) because the length to be stretched (separated distance of the gripping portion described above, expressed as L0) L0 = 10 mm = 0.15 / 10 × 100 = 1.5 (%). When attention is paid to the sheet-shaped molded part F1, it appears that the anisotropy of the residual strain changes according to the distance to the flow end. In other sheet-shaped molded parts, it varies according to the distance to the flow end, and it is considered that there is an influence of the difference in the fluidized solidification form, but it cannot be said that the same tendency as the sheet-shaped molded part F1, There is no clear tendency as in the case of the linear expansion coefficient. The time length trx from flow stop to solidification related to strain relaxation can be calculated more accurately in consideration of filling time conditions such as filling time and temperature distribution in addition to solidified layer growth information. .

なお、本発明は、上記構成に限られることなく種々の変形が可能である。例えば、解析対象射出成形品2は、液晶ポリマーにガラス繊維を添加した成形品とすることができる。この場合、評価用射出成形品1は、解析対象射出成形品2の場合と同じガラス繊維を添加した樹脂による成形品を用いる。評価用射出成形品1と解析対象射出成形品2は、例えば、直径10μm、平均繊維長178μmのガラス繊維を、I型の液晶ポリマーに30wt%添加した樹脂により成形する。また、流動方向MDや流動直交方向TDは、金型キャビティの形状と樹脂注入のゲート位置などの、幾何学形状に基づいて決定することができる。また、流動方向MDや流動直交方向TDは、例えば、数値計算による樹脂の流速方向によって決定することができ、さらに、液晶ポリマー分子の配向情報や、ガラス繊維の配向情報に基づいて、決定してもよい。   The present invention is not limited to the above-described configuration, and various modifications can be made. For example, the analysis target injection molded product 2 can be a molded product in which glass fibers are added to a liquid crystal polymer. In this case, the evaluation injection-molded product 1 uses a molded product made of a resin to which the same glass fiber as that of the analysis-target injection-molded product 2 is added. For example, the evaluation injection-molded product 1 and the analysis target injection-molded product 2 are molded from a resin in which glass fibers having a diameter of 10 μm and an average fiber length of 178 μm are added to an I-type liquid crystal polymer. Further, the flow direction MD and the flow orthogonal direction TD can be determined based on geometric shapes such as the shape of the mold cavity and the gate position of the resin injection. In addition, the flow direction MD and the flow orthogonal direction TD can be determined by, for example, the flow velocity direction of the resin by numerical calculation, and are further determined based on the alignment information of the liquid crystal polymer molecules and the alignment information of the glass fibers. Also good.

1 評価用射出成形品
2 解析対象射出成形品
3 金型
9 液晶ポリマー
11 流動方向に沿った評価用試料
12 流動直交方向に沿った評価用試料
CD1,CD2 数値計算結果
Ht1,Ht2 熱膨張データ
MD 流動方向
TD 流動直交方向
ΣStr,ΣStr1,ΣStr2 剪断応力の積分値
trx,trx1,trx2 停止固化の時間長
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Injection molded product for evaluation 2 Injection molded product to be analyzed 3 Mold 9 Liquid crystal polymer 11 Sample for evaluation along flow direction 12 Sample for evaluation along flow orthogonal direction CD1, CD2 Numerical calculation result Ht1, Ht2 Thermal expansion data MD Flow direction TD Flow orthogonal direction ΣStr, ΣStr1, ΣStr2 Integrated value of shear stress trx, trx1, trx2 Time length of stop solidification

Claims (4)

液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法において、
評価用射出成形品における液晶ポリマーの流動固化の形態が異なる複数部位について熱機械分析により熱膨張データを取得する第1工程と、
前記評価用射出成形品について成形時の液晶ポリマーの温度および流速を数値計算により求める第2工程と、
前記第2工程の数値計算結果に基づいて、前記第1工程において熱機械分析を行った各部位について、液晶ポリマーが流動中に固化して流動停止する間に蓄積される剪断応力の積分値のデータ、および、液晶ポリマーが流動停止して固化温度に至るまでの時間長のデータを取得する第3工程と、
解析対象射出成形品について成形時の液晶ポリマーの温度および流速を数値計算により求める第4工程と、
前記第4工程の数値計算結果に基づいて、前記解析対象射出成形品の各点について、液晶ポリマーが流動中に固化して流動停止する間に蓄積される剪断応力の積分値のデータ、および、液晶ポリマーが流動停止して固化温度に至るまでの時間長のデータを取得する第5工程と、
前記第5工程によって求めた各データと前記第3工程によって求めた各データとの相関関係に基づいて、前記第1工程によって取得した各熱膨張データを前記解析対象射出成形品の各点における熱膨張データとしてマッピングする第6工程と、
前記第6工程によってマッピングした熱膨張データを用いて前記解析対象射出成形品の構造解析を行い、当該解析対象射出成形品の不可逆な熱間反りを解析する第7工程と、を備えることを特徴とする液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法。
In the hot warp analysis method for liquid crystal polymer injection molded products,
A first step of acquiring thermal expansion data by thermomechanical analysis for a plurality of portions having different forms of fluidized solidification of the liquid crystal polymer in the injection-molded product for evaluation;
A second step for calculating the temperature and flow rate of the liquid crystal polymer during molding of the evaluation injection-molded product by numerical calculation;
Based on the numerical calculation result of the second step, the integrated value of the shear stress accumulated while the liquid crystal polymer solidifies during the flow and stops flowing for each part subjected to the thermomechanical analysis in the first step. A third step of acquiring data and data of a length of time until the liquid crystal polymer stops flowing and reaches a solidification temperature;
A fourth step for calculating the temperature and flow rate of the liquid crystal polymer during molding of the injection-molded product to be analyzed by numerical calculation;
Based on the numerical calculation result of the fourth step, for each point of the injection molding product to be analyzed, data on the integral value of shear stress accumulated while the liquid crystal polymer solidifies during flow and stops flowing, and A fifth step of acquiring data on the length of time until the liquid crystal polymer stops flowing and reaches the solidification temperature;
Based on the correlation between each data obtained in the fifth step and each data obtained in the third step, each thermal expansion data obtained in the first step is converted into heat at each point of the analysis target injection molded product. A sixth step of mapping as dilation data;
And a seventh step of analyzing the irreversible hot warpage of the analysis target injection molded product by performing a structural analysis of the analysis target injection molded product using the thermal expansion data mapped in the sixth step. A hot warpage analysis method for liquid crystal polymer injection molded products.
前記第3工程は、前記第2工程の数値計算結果に基づいて、前記評価用射出成形品の液晶ポリマーの流動固化の形態が、流動中の温度低下に伴って固化して流動停止する形態であるか、行き止まりに起因して流動停止して固化する形態であるかを判定し、その判定の結果に応じて、前記剪断応力の積分値のデータまたは前記時間長のデータを取得し、
前記第5工程は、前記第4工程の数値計算結果に基づいて、前記解析対象射出成形品の液晶ポリマーの流動固化の形態が、流動中の温度低下に伴って固化して流動停止する形態であるか、行き止まりに起因して流動停止して固化する形態であるかを判定し、その判定の結果に応じて、前記剪断応力の積分値のデータまたは前記時間長のデータを取得することを特徴とする請求項1に記載の液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法。
In the third step, the liquid solidification form of the liquid crystal polymer of the evaluation injection-molded product is solidified as the temperature decreases during the flow, and the flow is stopped based on the numerical calculation result of the second step. It is determined whether or not it is a form that stops and solidifies due to a dead end, and according to the result of the determination, obtains the data of the integrated value of the shear stress or the data of the time length,
In the fifth step, based on the numerical calculation result of the fourth step, the liquid solidification form of the liquid crystal polymer of the injection molding product to be analyzed is solidified as the temperature decreases during the flow and the flow is stopped. It is determined whether there is a form in which flow is stopped and solidified due to a dead end, and according to the result of the determination, data of the integrated value of the shear stress or data of the time length is obtained. The method for analyzing a hot warp of a liquid crystal polymer injection molded product according to claim 1.
前記第1工程の熱膨張データは、射出成形時の液晶ポリマーの流動方向および流動直交方向について取得することを特徴とする請求項1または請求項2に記載の液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法。   The thermal expansion data of the liquid crystal polymer injection molded product according to claim 1 or 2, wherein the thermal expansion data of the first step is acquired with respect to a flow direction and a flow orthogonal direction of the liquid crystal polymer during injection molding. analysis method. 前記第1工程の熱膨張データは、前記評価用射出成形品における射出成形時に液晶ポリマーが層状に流動する各層毎に取得することを特徴とする請求項1乃至請求項3のいずれか一項に記載の液晶ポリマー射出成形品の熱間反り解析方法。   4. The thermal expansion data of the first step is acquired for each layer in which the liquid crystal polymer flows in layers during injection molding in the injection molding for evaluation. 5. The hot warpage analysis method of the liquid crystal polymer injection-molded article described.
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