JPH10138313A - 金型キャビティにおける圧力損失の予測方法とそれを使用した射出成形機 - Google Patents
金型キャビティにおける圧力損失の予測方法とそれを使用した射出成形機Info
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- JPH10138313A JPH10138313A JP31273796A JP31273796A JPH10138313A JP H10138313 A JPH10138313 A JP H10138313A JP 31273796 A JP31273796 A JP 31273796A JP 31273796 A JP31273796 A JP 31273796A JP H10138313 A JPH10138313 A JP H10138313A
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- Japan
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- mold cavity
- viscosity coefficient
- injection molding
- molded product
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- Injection Moulding Of Plastics Or The Like (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 金型キャビティにおける溶融樹脂の圧力損失
を求める従来の数値解析法においては、メッシュ切りが
不可欠であった。しかし該メッシュ切りは多大の労力と
時間を要したのである。 【解決手段】 粘性流体の圧力損失を求める式に、長方
形断面のせん断速度による粘度係数、せん断長さによる
粘度係数、樹脂種類による粘度係数および充填時間と冷
却時間との比に基づく粘度係数とを乗じた実験式によっ
て金型キャビティ内の圧力損失を容易に計算し得るよう
にした。さらに、前記充填時間と冷却時間の計算値を成
形条件の設定値とする自動設定機能をも加えた。
を求める従来の数値解析法においては、メッシュ切りが
不可欠であった。しかし該メッシュ切りは多大の労力と
時間を要したのである。 【解決手段】 粘性流体の圧力損失を求める式に、長方
形断面のせん断速度による粘度係数、せん断長さによる
粘度係数、樹脂種類による粘度係数および充填時間と冷
却時間との比に基づく粘度係数とを乗じた実験式によっ
て金型キャビティ内の圧力損失を容易に計算し得るよう
にした。さらに、前記充填時間と冷却時間の計算値を成
形条件の設定値とする自動設定機能をも加えた。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本願発明は、溶融樹脂を充填
する金型キャビティにおける溶融樹脂の圧力損失を容易
に予測し得る方法とそれを用いた射出成形機に関する。
する金型キャビティにおける溶融樹脂の圧力損失を容易
に予測し得る方法とそれを用いた射出成形機に関する。
【０００２】
【従来の技術】金型キャビティ内の溶融樹脂の圧力損失
を予測することは、成形品が良品として成形可能かどう
かを判断する決め手となる。従来は成形技能者が経験と
勘によって圧力損失即ち金型キャビティ圧力の予測を行
って、射出成形機の射出圧力の能力がそれを上回ること
をもって成形可能と判断していた。
を予測することは、成形品が良品として成形可能かどう
かを判断する決め手となる。従来は成形技能者が経験と
勘によって圧力損失即ち金型キャビティ圧力の予測を行
って、射出成形機の射出圧力の能力がそれを上回ること
をもって成形可能と判断していた。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】近年、成形品を微小要
素に分割して、有限要素法、境界要素法、差分法、ＦＡ
Ｎ法等による数値解析によって圧力損失や流速を求める
ことが普及してきた。しかしながら、前記数値解析法に
おいては微小要素分割、所謂メッシュ切り作業が不可欠
であり、メッシュ切りにはそのための図面が必要とな
り、図面作成や数値入力を含めて数値解析を実行するに
は１０〜１００時間以上を要することもあり、解析のた
めの労力と時間は極めて大きなものであった。
素に分割して、有限要素法、境界要素法、差分法、ＦＡ
Ｎ法等による数値解析によって圧力損失や流速を求める
ことが普及してきた。しかしながら、前記数値解析法に
おいては微小要素分割、所謂メッシュ切り作業が不可欠
であり、メッシュ切りにはそのための図面が必要とな
り、図面作成や数値入力を含めて数値解析を実行するに
は１０〜１００時間以上を要することもあり、解析のた
めの労力と時間は極めて大きなものであった。
【０００４】
【課題を解決するための手段】そこで、射出成形金型に
おいて、最終充填箇所とゲートを有する成形品を平面に
展開して前記両者を直線で結んだ流動長さと、成形品容
積を該流動長さと平均肉厚とゲート数で除した流動相当
幅と、成形品とスプル及びランナを含む全容積を充填時
間、成形品取り数およびゲート数で除した値であるゲー
ト１個当りの流量と、溶融樹脂の粘度と、平均肉厚とに
基づく圧力損失を求める式に、金型キャビティを前記流
動長さを有する長方形とみなしたときのせん断速度に基
づく粘度係数Ｃと、前記流動長さと成形品の平均肉厚と
せん断速度に基づく粘度係数Ｃ１と、樹脂の種類に基づ
く粘度係数Ｃ２と、前記充填時間と冷却時間との比に基
づく粘度係数Ｃ３とを乗じた式により金型キャビティに
おける溶融樹脂の圧力損失を予測するようにしたのであ
る。さらには、上記予測計算値が射出成形機の射出圧力
の仕様値に基づいた所定値を越したときに信号を発する
ような射出成形機を提供するのである。加えて、上記求
めた予測計算値を成形条件として制御装置に入力して、
自動設定を行うようにしたのである。
おいて、最終充填箇所とゲートを有する成形品を平面に
展開して前記両者を直線で結んだ流動長さと、成形品容
積を該流動長さと平均肉厚とゲート数で除した流動相当
幅と、成形品とスプル及びランナを含む全容積を充填時
間、成形品取り数およびゲート数で除した値であるゲー
ト１個当りの流量と、溶融樹脂の粘度と、平均肉厚とに
基づく圧力損失を求める式に、金型キャビティを前記流
動長さを有する長方形とみなしたときのせん断速度に基
づく粘度係数Ｃと、前記流動長さと成形品の平均肉厚と
せん断速度に基づく粘度係数Ｃ１と、樹脂の種類に基づ
く粘度係数Ｃ２と、前記充填時間と冷却時間との比に基
づく粘度係数Ｃ３とを乗じた式により金型キャビティに
おける溶融樹脂の圧力損失を予測するようにしたのであ
る。さらには、上記予測計算値が射出成形機の射出圧力
の仕様値に基づいた所定値を越したときに信号を発する
ような射出成形機を提供するのである。加えて、上記求
めた予測計算値を成形条件として制御装置に入力して、
自動設定を行うようにしたのである。
【０００５】
【発明の実施の形態】金型キャビティ内の圧力損失を求
めるために、種々の金型キャビティ形状を単純化して、
成形品を平面に展開したときの最終充填箇所とゲートと
の直線距離である流動長さＬ（ｃｍ）と平均肉厚ｔａ
（ｃｍ）およびゲートの数Ｎ１とにより求めた板状の、
金型キャビティと同じ容積Ｖ（ｃｍ3 ）を有する長方形
状に置き換えた上で、長方形断面をニュートン流体が流
れるときの圧力損失の基本式に基づいて計算する。な
を、肉厚ｔ1 部分の流動長さがＬ1 、肉厚ｔ2 部分の流
動長さがＬ2 とすると、平均肉厚ｔａは次式で求める。
また、肉厚変化部分が３箇所以上となった場合もＬ／ｔ
3 の項を追加して同様に計算する。 ｔａ＝｛Ｌ／（Ｌ1 ／ｔ1 3 ＋ Ｌ2 ／ｔ2 3）｝1/3 ・・・・・（１）
めるために、種々の金型キャビティ形状を単純化して、
成形品を平面に展開したときの最終充填箇所とゲートと
の直線距離である流動長さＬ（ｃｍ）と平均肉厚ｔａ
（ｃｍ）およびゲートの数Ｎ１とにより求めた板状の、
金型キャビティと同じ容積Ｖ（ｃｍ3 ）を有する長方形
状に置き換えた上で、長方形断面をニュートン流体が流
れるときの圧力損失の基本式に基づいて計算する。な
を、肉厚ｔ1 部分の流動長さがＬ1 、肉厚ｔ2 部分の流
動長さがＬ2 とすると、平均肉厚ｔａは次式で求める。
また、肉厚変化部分が３箇所以上となった場合もＬ／ｔ
3 の項を追加して同様に計算する。 ｔａ＝｛Ｌ／（Ｌ1 ／ｔ1 3 ＋ Ｌ2 ／ｔ2 3）｝1/3 ・・・・・（１）
【０００６】上記より該長方形断面の流動相当幅をＷ
（ｃｍ）とすると下記関係式がある。 Ｗ＝Ｖ／（Ｌ×ｔａ×Ｎ１） ・・・・・（２） また、成形品の取り数をＮ、スプル・ランナの容積をＶ
ｒ（ｃｍ3 ）とすれば、成形物の容積すなわち射出容量
Ｖ１（ｃｍ3 ）は次式（３）のようになる。 Ｖ１＝Ｖ×Ｎ＋Ｖｒ ・・・・・（３）
（ｃｍ）とすると下記関係式がある。 Ｗ＝Ｖ／（Ｌ×ｔａ×Ｎ１） ・・・・・（２） また、成形品の取り数をＮ、スプル・ランナの容積をＶ
ｒ（ｃｍ3 ）とすれば、成形物の容積すなわち射出容量
Ｖ１（ｃｍ3 ）は次式（３）のようになる。 Ｖ１＝Ｖ×Ｎ＋Ｖｒ ・・・・・（３）
【０００７】一方、成形品の冷却時間θ1 （ｓｅｃ）を
公知の下記式により計算する。 θ1 ＝−ｔ2 ／（π2 ×α）×ｌｎ（π／４×Ｔ） α＝ｋ／（ρ×ｃ） Ｔ＝（Ｔｘ−Ｔｄ）／（Ｔｃ−Ｔｄ） 但し ｔ ： 成形品の最小肉厚（ｃｍ） α ： 温度伝導率 ｋ ： 熱伝導率（ｃａｌ／ｓ・ｃｍ・℃） ρ ： 密度（ｇ／ｃｍ3 ） ｃ ： 比熱（ｃａｌ／ｇ・℃） Ｔ ： 温度低下率 Ｔｘ： 熱変形温度（℃） Ｔｄ： 金型キャビティ表面温度（℃） Ｔｃ： 樹脂の射出温度（℃） ところが上記式によって計算した冷却時間は、実際の成
形時に必要とする値より小さくなる。その理由は上記式
が金型キャビティの表面温度を一定と仮定しているから
であり、現実の金型キャビティの表面温度は溶融樹脂の
熱量を受けて時間と共に上昇するのである。そこで、多
くの成形事例を基に実際の冷却時間に合致せしめる常数
である１．５を見いだし次式（４）を得たのである。 θ＝１．５×（−ｔ2 ）／（π2 ×α）×ｌｎ（π／４×Ｔ） ・・・・（４） α＝ｋ／（ρ×ｃ） Ｔ＝（Ｔｘ−Ｔｄ）／（Ｔｃ−Ｔｄ）
公知の下記式により計算する。 θ1 ＝−ｔ2 ／（π2 ×α）×ｌｎ（π／４×Ｔ） α＝ｋ／（ρ×ｃ） Ｔ＝（Ｔｘ−Ｔｄ）／（Ｔｃ−Ｔｄ） 但し ｔ ： 成形品の最小肉厚（ｃｍ） α ： 温度伝導率 ｋ ： 熱伝導率（ｃａｌ／ｓ・ｃｍ・℃） ρ ： 密度（ｇ／ｃｍ3 ） ｃ ： 比熱（ｃａｌ／ｇ・℃） Ｔ ： 温度低下率 Ｔｘ： 熱変形温度（℃） Ｔｄ： 金型キャビティ表面温度（℃） Ｔｃ： 樹脂の射出温度（℃） ところが上記式によって計算した冷却時間は、実際の成
形時に必要とする値より小さくなる。その理由は上記式
が金型キャビティの表面温度を一定と仮定しているから
であり、現実の金型キャビティの表面温度は溶融樹脂の
熱量を受けて時間と共に上昇するのである。そこで、多
くの成形事例を基に実際の冷却時間に合致せしめる常数
である１．５を見いだし次式（４）を得たのである。 θ＝１．５×（−ｔ2 ）／（π2 ×α）×ｌｎ（π／４×Ｔ） ・・・・（４） α＝ｋ／（ρ×ｃ） Ｔ＝（Ｔｘ−Ｔｄ）／（Ｔｃ−Ｔｄ）
【０００８】さらに、多くの成形事例から充填時間の最
大値Ｔｍ（ｓｅｃ）は前記冷却時間の計算値θと成形品
の最小肉厚ｔ（ｃｍ）との間に下記関係があることを見
いだした。 Ｔｍ＝θ×（０．２２５＋０．１ｔ） ・・・・・（５） なを、充填時間の最大値Ｔｍとは、この値以上に充填時
間が長いとショートショット等の成形不良が発生する限
界の値であって、このようにして求めた充填時間の最大
値を前記冷却時間値と共に射出成形機の制御装置へ成形
条件の設定値として入力することも出来る。成形立ち上
げ時には充填時間を短く設定するとバリを発生させ、金
型を損傷する危険があるので、充填時間を最大値にして
成形を開始した方がよいとの考え方により、充填時間は
最大値を求めるのである。
大値Ｔｍ（ｓｅｃ）は前記冷却時間の計算値θと成形品
の最小肉厚ｔ（ｃｍ）との間に下記関係があることを見
いだした。 Ｔｍ＝θ×（０．２２５＋０．１ｔ） ・・・・・（５） なを、充填時間の最大値Ｔｍとは、この値以上に充填時
間が長いとショートショット等の成形不良が発生する限
界の値であって、このようにして求めた充填時間の最大
値を前記冷却時間値と共に射出成形機の制御装置へ成形
条件の設定値として入力することも出来る。成形立ち上
げ時には充填時間を短く設定するとバリを発生させ、金
型を損傷する危険があるので、充填時間を最大値にして
成形を開始した方がよいとの考え方により、充填時間は
最大値を求めるのである。
【０００９】次に、ゲート１個当りの平均流量Ｑ（ｃｃ
／ｓｅｃ）は（３）式に関連して、 Ｑ＝Ｖ１／（Ｔｍ×Ｎ×Ｎ１） ・・・・・（６） また、前記長方形断面における平均流速Ｖａ（ｃｍ／ｓ
ｅｃ）は、（２）式に関連して、 Ｖａ＝Ｑ／（Ｗ×ｔａ） ・・・・・（７）
／ｓｅｃ）は（３）式に関連して、 Ｑ＝Ｖ１／（Ｔｍ×Ｎ×Ｎ１） ・・・・・（６） また、前記長方形断面における平均流速Ｖａ（ｃｍ／ｓ
ｅｃ）は、（２）式に関連して、 Ｖａ＝Ｑ／（Ｗ×ｔａ） ・・・・・（７）
【００１０】前記圧力損失の基本式を次式（８）に示
す。 △ｐ＝１２×Ｑ×η×Ｌ／（ｔａ3 ×Ｗ） ・・・・・（８） 但しηは粘度（ｋｇｆ・ｓ／ｃｍ2 ）である。 上記（８）式によって求めた計算値は実測値とは一致し
ない。その理由は、プラスチック溶融樹脂は非ニュート
ン流動であり、その流速が速くなるほど粘度が低下する
からであり、さらに特徴的なことは流動長さが長くなる
ほどせん断速度の影響を受けて粘度が低下することを見
いだした。そこで、そのような粘度低下の現象を汎用の
種々の樹脂による多くの成形事例や実験から求め、グラ
フに示したのが図１および図２であり、それらによって
（８）式を補正することにする。
す。 △ｐ＝１２×Ｑ×η×Ｌ／（ｔａ3 ×Ｗ） ・・・・・（８） 但しηは粘度（ｋｇｆ・ｓ／ｃｍ2 ）である。 上記（８）式によって求めた計算値は実測値とは一致し
ない。その理由は、プラスチック溶融樹脂は非ニュート
ン流動であり、その流速が速くなるほど粘度が低下する
からであり、さらに特徴的なことは流動長さが長くなる
ほどせん断速度の影響を受けて粘度が低下することを見
いだした。そこで、そのような粘度低下の現象を汎用の
種々の樹脂による多くの成形事例や実験から求め、グラ
フに示したのが図１および図２であり、それらによって
（８）式を補正することにする。
【００１１】図１は長方形断面通路におけるせん断速度
に対する粘度低下の変化を示すグラフであり、それを数
式化すると次式になる。但し、計算結果が１以上となっ
た場合は１とする条件を加えている。 Ｃ＝９２／（３．１×Υ／４）0.65 ・・・・・（９） Υ＝６×Ｖａ／ｔａ 図２はせん断速度Υを媒介変数として、流動長さＬをそ
の平均肉厚ｔａで除した値をせん断長さと定義し、該せ
ん断長さに対する粘度低下の変化を示すグラフであり、
それを数式化すると次式になる。 Ｃ１＝（２×ｔａ／Ｌ）0.03XB ・・・・・（１０） 但しＢ＝Υ0.26 ここで、 Ｃ ： せん断速度に基づく粘度係数 Ｃ１： せん断速度を媒介変数とした、せん断長さに基
づく粘度係数Υ ： 長方形断面通路におけるせん断速
度
に対する粘度低下の変化を示すグラフであり、それを数
式化すると次式になる。但し、計算結果が１以上となっ
た場合は１とする条件を加えている。 Ｃ＝９２／（３．１×Υ／４）0.65 ・・・・・（９） Υ＝６×Ｖａ／ｔａ 図２はせん断速度Υを媒介変数として、流動長さＬをそ
の平均肉厚ｔａで除した値をせん断長さと定義し、該せ
ん断長さに対する粘度低下の変化を示すグラフであり、
それを数式化すると次式になる。 Ｃ１＝（２×ｔａ／Ｌ）0.03XB ・・・・・（１０） 但しＢ＝Υ0.26 ここで、 Ｃ ： せん断速度に基づく粘度係数 Ｃ１： せん断速度を媒介変数とした、せん断長さに基
づく粘度係数Υ ： 長方形断面通路におけるせん断速
度
【００１２】さらに、Ｃ２として樹脂種類による粘度係
数を定義した。該Ｃ２は樹脂の種類の相違によって変化
する粘度を補正する経験値としての係数であり、標準グ
レーードの樹脂では１．０とし、ガラス繊維を含有する
樹脂では１．１〜１．２とし、難燃性グレードでは１．
５〜１．８を基準とする。
数を定義した。該Ｃ２は樹脂の種類の相違によって変化
する粘度を補正する経験値としての係数であり、標準グ
レーードの樹脂では１．０とし、ガラス繊維を含有する
樹脂では１．１〜１．２とし、難燃性グレードでは１．
５〜１．８を基準とする。
【００１３】さらに加えて、金型キャビティは比較的肉
厚は薄く、該キャビティ内を流動する溶融樹脂は冷却さ
れ、徐々に粘度が増加する。そのための粘度補正係数Ｃ
３を多くの成形事例から次のように求めた。 Ｃ３＝１．１＋（０．２×Ｔｍ／θ） ・・・・・（１１）
厚は薄く、該キャビティ内を流動する溶融樹脂は冷却さ
れ、徐々に粘度が増加する。そのための粘度補正係数Ｃ
３を多くの成形事例から次のように求めた。 Ｃ３＝１．１＋（０．２×Ｔｍ／θ） ・・・・・（１１）
【００１４】前記Ｃ、Ｃ１、Ｃ２およびＣ３を前記粘性
流体の圧力損失△ｐの式（８）に乗じ、さらに補正値
１．５７を乗じて次式（１２）を得たのである。 △Ｐ＝Ｃ×Ｃ１×Ｃ２×Ｃ３×１．５７×１２×Ｑ×η×Ｌ／（ｔａ3 ×Ｗ） ・・・・・（１２） （１２）式を汎用の種々な粘度の樹脂において、様々な
金型キャビティに適用して圧力損失を計算し検証した結
果、計算値と実測値との差は±１０％以内であり、十分
実用に耐えうるものであることを確認した。
流体の圧力損失△ｐの式（８）に乗じ、さらに補正値
１．５７を乗じて次式（１２）を得たのである。 △Ｐ＝Ｃ×Ｃ１×Ｃ２×Ｃ３×１．５７×１２×Ｑ×η×Ｌ／（ｔａ3 ×Ｗ） ・・・・・（１２） （１２）式を汎用の種々な粘度の樹脂において、様々な
金型キャビティに適用して圧力損失を計算し検証した結
果、計算値と実測値との差は±１０％以内であり、十分
実用に耐えうるものであることを確認した。
【００１５】上記（１２）式による演算は、射出成形機
に搭載しない単独のパソコン等で計算するのが一般的で
あるが、最近の射出成形機はその制御用に図５に示すよ
うにマイクロプロセッサ（ＣＰＵ）１２に基づく制御装
置１１を搭載するものが多く、上記（１２）式の演算を
該マイクロプロセッサ１２で実行することも出来る。そ
の場合は必要なデータを射出成形機１０の設定装置１４
例えばキーボードから入力し、成形を実施する前に記憶
装置１３に格納した演算プログラムに従って（１２）式
の演算を行い、その計算された圧力損失値が射出成形機
１０の射出圧力の仕様値に基づいた所定値を越したとき
に信号を発するようにする。該所定値とは、射出成形機
１０が出力可能な射出圧力の最大仕様値から、予め求め
たノズル、スプル、ランナおよびゲートにおける溶融樹
脂の圧力損失の合計を差し引いた値である。前記信号が
出たときは、金型キャビティを溶融樹脂が充填するのに
必要な樹脂圧力が得られず、正常な成形が実施出来ない
ことを意味するのであるから、前記信号によって、成形
不可能を表す警報やメッセージをＣＲＴや液晶パネル等
からなる表示装置１７に表示して成形作業者に注意を促
したり、ＣＰＵ１２で構成する射出成形機１０の制御シ
ーケンサの作動を禁止するようにして出力装置１５から
の射出成形機１０の制御信号を遮断するのである。
に搭載しない単独のパソコン等で計算するのが一般的で
あるが、最近の射出成形機はその制御用に図５に示すよ
うにマイクロプロセッサ（ＣＰＵ）１２に基づく制御装
置１１を搭載するものが多く、上記（１２）式の演算を
該マイクロプロセッサ１２で実行することも出来る。そ
の場合は必要なデータを射出成形機１０の設定装置１４
例えばキーボードから入力し、成形を実施する前に記憶
装置１３に格納した演算プログラムに従って（１２）式
の演算を行い、その計算された圧力損失値が射出成形機
１０の射出圧力の仕様値に基づいた所定値を越したとき
に信号を発するようにする。該所定値とは、射出成形機
１０が出力可能な射出圧力の最大仕様値から、予め求め
たノズル、スプル、ランナおよびゲートにおける溶融樹
脂の圧力損失の合計を差し引いた値である。前記信号が
出たときは、金型キャビティを溶融樹脂が充填するのに
必要な樹脂圧力が得られず、正常な成形が実施出来ない
ことを意味するのであるから、前記信号によって、成形
不可能を表す警報やメッセージをＣＲＴや液晶パネル等
からなる表示装置１７に表示して成形作業者に注意を促
したり、ＣＰＵ１２で構成する射出成形機１０の制御シ
ーケンサの作動を禁止するようにして出力装置１５から
の射出成形機１０の制御信号を遮断するのである。
【００１６】また、上記予測計算の過程において得られ
た数値は射出成形機１０の制御装置１１に成形条件の設
定値として入力することも出来る。つまり冷却時間θ、
充填時間の最大値Ｔｍについてはそのままの数値を、ま
た射出容量Ｖ１からはスクリュ径により計算したスクリ
ュの計量ストローク設定値を、さらには平均流速Ｖａか
らは射出速度設定値を得ることが出来、設定装置１４か
ら操作作業者が手動入力する代わりに自動的に前記設定
値を記憶装置１３の所定のメモリエリアに入力して、成
形条件の設定値として成形運転を行わせしめることが出
来る。なを図５における入力装置１６は射出成形機１０
からのスクリュ位置、射出圧力、射出速度、温度等の制
御実測値信号を制御装置１１に入力する部分である。
た数値は射出成形機１０の制御装置１１に成形条件の設
定値として入力することも出来る。つまり冷却時間θ、
充填時間の最大値Ｔｍについてはそのままの数値を、ま
た射出容量Ｖ１からはスクリュ径により計算したスクリ
ュの計量ストローク設定値を、さらには平均流速Ｖａか
らは射出速度設定値を得ることが出来、設定装置１４か
ら操作作業者が手動入力する代わりに自動的に前記設定
値を記憶装置１３の所定のメモリエリアに入力して、成
形条件の設定値として成形運転を行わせしめることが出
来る。なを図５における入力装置１６は射出成形機１０
からのスクリュ位置、射出圧力、射出速度、温度等の制
御実測値信号を制御装置１１に入力する部分である。
【００１７】
【実施例】ここで、本願発明による金型キャビティの圧
力損失を求める計算式（１２）によって良品成形の可否
を検討した実施例を説明する。
力損失を求める計算式（１２）によって良品成形の可否
を検討した実施例を説明する。
【００１８】検証対象は図３に示す成形物であり、ａ）
は平面図、ｂ）はその側面図である。成形品１は縦９ｃ
ｍ、横１２ｃｍ、高さ７ｃｍの箱である。３はスプルで
あり、射出成形機のノズルに連通する。スプル３は該ス
プル３から対称に直線に延びるランナ２に連通し２個の
成形品１にそれぞれゲート４（ピンポイントゲート）を
経由して溶融樹脂を供給する。従って、取り数Ｎは２で
ある。図４は成形品１を平面に展開してゲート４と最終
充填箇所５との距離である流動長さＬを求めるための図
面であり、本実施例では、Ｌ＝１３．８ｃｍである。
は平面図、ｂ）はその側面図である。成形品１は縦９ｃ
ｍ、横１２ｃｍ、高さ７ｃｍの箱である。３はスプルで
あり、射出成形機のノズルに連通する。スプル３は該ス
プル３から対称に直線に延びるランナ２に連通し２個の
成形品１にそれぞれゲート４（ピンポイントゲート）を
経由して溶融樹脂を供給する。従って、取り数Ｎは２で
ある。図４は成形品１を平面に展開してゲート４と最終
充填箇所５との距離である流動長さＬを求めるための図
面であり、本実施例では、Ｌ＝１３．８ｃｍである。
【００１９】まず平均肉厚ｔａを求める。箱の底部の肉
厚ｔ1 ＝０．２ｃｍにおける流動長さＬ1 は６．３ｃｍ
であり、箱の側面の肉厚ｔ2 ＝０．１７ｃｍにおける流
動長さＬ2 は７．５ｃｍであって、流動長さＬ＝Ｌ1 ＋
Ｌ2 ＝１３．８ｃｍとなる。よって（１）式によって求
めたｔａは０．１８１ｃｍである。
厚ｔ1 ＝０．２ｃｍにおける流動長さＬ1 は６．３ｃｍ
であり、箱の側面の肉厚ｔ2 ＝０．１７ｃｍにおける流
動長さＬ2 は７．５ｃｍであって、流動長さＬ＝Ｌ1 ＋
Ｌ2 ＝１３．８ｃｍとなる。よって（１）式によって求
めたｔａは０．１８１ｃｍである。
【００２０】成形品の容積Ｖは１個当り９１．１ｃｍ
3 、スプル・ランナの容積Ｖｒは８．５４ｃｍ3 である
から、成形物の容積Ｖ１は（３）式より１９１ｃｍ3 と
なる。ゲートの数Ｎ１は１であるから、流動相当幅Ｗは
（２）式より３６．５ｃｍとなる。
3 、スプル・ランナの容積Ｖｒは８．５４ｃｍ3 である
から、成形物の容積Ｖ１は（３）式より１９１ｃｍ3 と
なる。ゲートの数Ｎ１は１であるから、流動相当幅Ｗは
（２）式より３６．５ｃｍとなる。
【００２１】成形樹脂はポリプロピレン（ＰＰ）である
から、熱伝導率ｋ＝０．０００３３（ｃａｌ／ｓ・ｃｍ
・℃）、密度ρ＝０．９１（ｇ／ｃｍ3 ）、比熱ｃ＝
０．４６（ｃａｌ／ｇ・℃）、熱変形温度Ｔｘ＝１２０
（℃）、金型キャビティ表面温度Ｔｄ＝５０（℃）、樹
脂の射出温度Ｔｃ＝２４０（℃）、成形品の最小肉厚ｔ
＝０．１７（ｃｍ）であり、（４）式によりθ＝６．８
１（ｓｅｃ）を得た。該値を（５）式に代入して充填時
間の最大値Ｔｍ＝１．６８（ｓｅｃ）が計算出来た。
から、熱伝導率ｋ＝０．０００３３（ｃａｌ／ｓ・ｃｍ
・℃）、密度ρ＝０．９１（ｇ／ｃｍ3 ）、比熱ｃ＝
０．４６（ｃａｌ／ｇ・℃）、熱変形温度Ｔｘ＝１２０
（℃）、金型キャビティ表面温度Ｔｄ＝５０（℃）、樹
脂の射出温度Ｔｃ＝２４０（℃）、成形品の最小肉厚ｔ
＝０．１７（ｃｍ）であり、（４）式によりθ＝６．８
１（ｓｅｃ）を得た。該値を（５）式に代入して充填時
間の最大値Ｔｍ＝１．６８（ｓｅｃ）が計算出来た。
【００２２】次に、平均流量Ｑは（６）式より求める
と、Ｑ＝５６．８（ｃｃ／ｓｅｃ）となる。また、平均
流速Ｖａは（７）式より、Ｖａ＝８．６（ｃｍ／ｓｅ
ｃ）となる。
と、Ｑ＝５６．８（ｃｃ／ｓｅｃ）となる。また、平均
流速Ｖａは（７）式より、Ｖａ＝８．６（ｃｍ／ｓｅ
ｃ）となる。
【００２３】せん断速度に基づく粘度係数Ｃは（９）式
より２．７３と計算されるが、１を越すので１とする。
せん断長さに基づく粘度係数Ｃ１は（１０）式より０．
６２３となる。樹脂種類による粘度係数Ｃ２は使用する
樹脂がＰＰであり標準グレードであるから１．０であ
る。冷却による粘度補正係数Ｃ３は（１１）式により
１．１５となる。
より２．７３と計算されるが、１を越すので１とする。
せん断長さに基づく粘度係数Ｃ１は（１０）式より０．
６２３となる。樹脂種類による粘度係数Ｃ２は使用する
樹脂がＰＰであり標準グレードであるから１．０であ
る。冷却による粘度補正係数Ｃ３は（１１）式により
１．１５となる。
【００２４】樹脂の粘度ηはＰＰの場合、０．００２６
である。因みに他の代表的な樹脂のηは、ＰＳ：０．０
０３６， ＡＢＳ：０．００３８， ＰＡ−６：０．０
０２０， ＰＥ：０．００２６， ＰＢＴ：０．００２
８， ＰＥＴ：０．００３０， ＰＯＭ：０．００３
５， ＰＰＯ：０．００４５， ＰＭＭＡ：０．００６
０， ＰＣ：０．００８０， 軟質ＰＶＣ：０．００４
３， 硬質ＰＶＣ：０．００７５，である。
である。因みに他の代表的な樹脂のηは、ＰＳ：０．０
０３６， ＡＢＳ：０．００３８， ＰＡ−６：０．０
０２０， ＰＥ：０．００２６， ＰＢＴ：０．００２
８， ＰＥＴ：０．００３０， ＰＯＭ：０．００３
５， ＰＰＯ：０．００４５， ＰＭＭＡ：０．００６
０， ＰＣ：０．００８０， 軟質ＰＶＣ：０．００４
３， 硬質ＰＶＣ：０．００７５，である。
【００２５】キャビティにおける溶融樹脂の圧力損失Δ
Ｐを求める式（１２）に、上記数値を代入して計算する
と、ΔＰ＝１２７（ｋｇ／ｃｍ2 ）を得た。金型のキャ
ビティ以外のスプル、ランナ、ゲートと射出成形機のノ
ズルにおける圧力損失を別途計算すると合計７９７（ｋ
ｇ／ｃｍ2 ）となる。したがって射出成形機に必要な射
出圧力は１２７＋７９７＝９２４（ｋｇ／ｃｍ2 ）以上
である。通常の射出成形機は１５００（ｋｇ／ｃｍ2 ）
以上の射出圧力を有するので、十分な余裕をもって良品
の成形が可能となることが判る。
Ｐを求める式（１２）に、上記数値を代入して計算する
と、ΔＰ＝１２７（ｋｇ／ｃｍ2 ）を得た。金型のキャ
ビティ以外のスプル、ランナ、ゲートと射出成形機のノ
ズルにおける圧力損失を別途計算すると合計７９７（ｋ
ｇ／ｃｍ2 ）となる。したがって射出成形機に必要な射
出圧力は１２７＋７９７＝９２４（ｋｇ／ｃｍ2 ）以上
である。通常の射出成形機は１５００（ｋｇ／ｃｍ2 ）
以上の射出圧力を有するので、十分な余裕をもって良品
の成形が可能となることが判る。
【００２６】
【発明の効果】従来の数値解析法と比較して本願発明の
方法によれば、処理時間は大幅に短縮され１０〜３０分
で実行出来る。未成形の金型でも事前に計算によってキ
ャビティ内の圧力損失を予測出来るので、成形テストの
ために射出成形機に金型を着脱して成形する労力と無駄
時間を省くことが出来る。さらに、この予測方法を射出
成形機の制御装置に組み込んだ場合は、主要な射出成形
の成形条件が自動的に設定出来ると共に、その射出成形
機で成形不可能である場合には警報やメッセージで知る
ことが出来、成形作業者の負担を著しく軽減することが
可能である。
方法によれば、処理時間は大幅に短縮され１０〜３０分
で実行出来る。未成形の金型でも事前に計算によってキ
ャビティ内の圧力損失を予測出来るので、成形テストの
ために射出成形機に金型を着脱して成形する労力と無駄
時間を省くことが出来る。さらに、この予測方法を射出
成形機の制御装置に組み込んだ場合は、主要な射出成形
の成形条件が自動的に設定出来ると共に、その射出成形
機で成形不可能である場合には警報やメッセージで知る
ことが出来、成形作業者の負担を著しく軽減することが
可能である。
【図１】長方形断面の金型キャビティにおける、せん断
速度に対する粘度低下の変化を示すグラフである。
速度に対する粘度低下の変化を示すグラフである。
【図２】せん断速度を媒介変数として、せん断長さに対
する粘度低下の変化を示すグラフである。
する粘度低下の変化を示すグラフである。
【図３】本願発明の検証に使用した、箱型成形品とスプ
ル・ランナを含む成形物のａ）平面図とｂ）側面図であ
る。
ル・ランナを含む成形物のａ）平面図とｂ）側面図であ
る。
【図４】図３における箱型成形品の流動長さＬを求める
ための平面展開図である。
ための平面展開図である。
【図５】本願発明の予測演算を射出成形機の制御装置で
実行するときのブロック図である。
実行するときのブロック図である。
１ 成形品 ２ ランナ ３ スプル ４ ゲート ５ 最終充填箇所 １０ 射出成形機 １１ 制御装置 １２ ＣＰＵ １３ 記憶装置 １４ 設定装置 １５ 出力装置 １６ 入力装置 １７ 表示装置
Claims (4)
- 【請求項１】 射出成形金型において、最終充填箇所と
ゲートを有する該金型による成形品を平面に展開して前
記両者を直線で結んだ流動長さと、成形品容積を該流動
長さと平均肉厚とゲート数で除した流動相当幅と、成形
品とスプル及びランナを含む全容積を充填時間、成形品
取り数およびゲート数で除した値であるゲート１個当り
の流量と、溶融樹脂の粘度と、平均肉厚とに基づく圧力
損失を求める式に、金型キャビティを前記流動長さを有
する長方形とみなしたときのせん断速度に基づく粘度係
数Ｃと、前記流動長さと成形品の平均肉厚とせん断速度
に基づく粘度係数Ｃ１と、樹脂の種類に基づく粘度係数
Ｃ２と、前記充填時間と冷却時間との比に基づく粘度係
数Ｃ３とを乗じた式により金型キャビティにおける溶融
樹脂の圧力損失を予測する方法。 - 【請求項２】 請求項１における充填時間を、成形品の
最小肉厚、温度伝導率および温度低下率より計算した冷
却時間と、最小肉厚より求めたことを特徴とする金型キ
ャビティにおける溶融樹脂の圧力損失を予測する方法。 - 【請求項３】 射出成形機に搭載した金型において、最
終充填箇所とゲートを有する成形品を平面に展開して前
記両者を直線で結んだ流動長さと、成形品容積を該流動
長さと平均肉厚とゲート数で除した流動相当幅と、成形
品とスプル及びランナを含む全容積を充填時間、成形品
取り数およびゲート数で除した値であるゲート１個当り
の流量と、溶融樹脂の粘度と、平均肉厚とに基づく圧力
損失を求める式に、金型キャビティを前記流動長さを有
する長方形とみなしたときのせん断速度に基づく粘度係
数Ｃと、前記流動長さと成形品の平均肉厚とせん断速度
に基づく粘度係数Ｃ１と、樹脂の種類に基づく粘度係数
Ｃ２と、前記充填時間と冷却時間との比に基づく粘度係
数Ｃ３とを乗じた式により金型キャビティにおける溶融
樹脂の圧力損失を計算し、該計算値が前記射出成形機の
射出圧力の仕様値に基づいた所定値を越したときに信号
を発することを特徴とする射出成形機。 - 【請求項４】 金型キャビティにおける温度伝導率と温
度低下率および成形品の最小肉厚に基づき計算された冷
却時間と、充填時間と該冷却時間の比が前記最小肉厚に
関して一次関数であるような該充填時間とを射出成形機
の成形条件設定値として制御装置に入力することを特徴
とする射出成形機。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP31273796A JP3439308B2 (ja) | 1996-11-08 | 1996-11-08 | 金型キャビティにおける圧力損失の予測方法とそれを使用した射出成形機 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP31273796A JP3439308B2 (ja) | 1996-11-08 | 1996-11-08 | 金型キャビティにおける圧力損失の予測方法とそれを使用した射出成形機 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10138313A true JPH10138313A (ja) | 1998-05-26 |
| JP3439308B2 JP3439308B2 (ja) | 2003-08-25 |
Family
ID=18032820
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP31273796A Expired - Fee Related JP3439308B2 (ja) | 1996-11-08 | 1996-11-08 | 金型キャビティにおける圧力損失の予測方法とそれを使用した射出成形機 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3439308B2 (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2016519013A (ja) * | 2013-05-15 | 2016-06-30 | アールブルク ゲーエムベーハー ウント コー カーゲー | プラスチックを処理する機械を稼働する方法 |
| CN111511525A (zh) * | 2017-08-22 | 2020-08-07 | Lg化学株式会社 | 用于评价塑料树脂的注射物理性质的方法，以及用于注射成型的聚乙烯树脂 |
| JP2020131449A (ja) * | 2019-02-13 | 2020-08-31 | 住化エンバイロメンタルサイエンス株式会社 | 害虫防除用樹脂成形体の製造方法 |
| JP2020131450A (ja) * | 2019-02-13 | 2020-08-31 | 住化エンバイロメンタルサイエンス株式会社 | 害虫防除用樹脂成形体の製造方法 |
| CN113791000A (zh) * | 2021-08-31 | 2021-12-14 | 中南大学 | 基于矩形狭缝的微尺度聚合物粘度在线检测方法及设备 |
-
1996
- 1996-11-08 JP JP31273796A patent/JP3439308B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2016519013A (ja) * | 2013-05-15 | 2016-06-30 | アールブルク ゲーエムベーハー ウント コー カーゲー | プラスチックを処理する機械を稼働する方法 |
| CN111511525A (zh) * | 2017-08-22 | 2020-08-07 | Lg化学株式会社 | 用于评价塑料树脂的注射物理性质的方法，以及用于注射成型的聚乙烯树脂 |
| US11867600B2 (en) | 2017-08-22 | 2024-01-09 | Lg Chem, Ltd. | Assessment method for injection molding property of plastic form |
| JP2020131449A (ja) * | 2019-02-13 | 2020-08-31 | 住化エンバイロメンタルサイエンス株式会社 | 害虫防除用樹脂成形体の製造方法 |
| JP2020131450A (ja) * | 2019-02-13 | 2020-08-31 | 住化エンバイロメンタルサイエンス株式会社 | 害虫防除用樹脂成形体の製造方法 |
| CN113791000A (zh) * | 2021-08-31 | 2021-12-14 | 中南大学 | 基于矩形狭缝的微尺度聚合物粘度在线检测方法及设备 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3439308B2 (ja) | 2003-08-25 |
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