SURE: Shizuoka University REpository http://ir.lib.shizuoka.ac.jp/ Title Author(s) 伝熱現象から見た熱可塑性樹脂製品の設計条件最適化に関する研究奥泉, 了 Citation Issue Date URL Version 2012-01 http://hdl.handle.net/10297/7482 ETD Rights This document is downloaded at: 2015-01-31T21:50:37Z 静岡大学博士論文伝熱現象から見た熱可塑性樹脂製品の設計条件最適化に関する研究 2012年 1月大学院自然科学系教育部環境・エネルギーシステム専攻奥泉了 The study of the optimization of design parameters for the thermoplastic resin products with heat transfer Ryo Okuizumi Department of Environment and Energt Systems, Shizuoka University 3-5-l, Johoku, Naka-ku, Hamamatsu, 432-8561, Japan Summary Recently, plastic materials are widely applied to electronic components and automotive chassis. Designing with engineering plastic is shongly demanded from the view point of environment control through light weight, long life and high efficiency. Especially Polyoxymethylene (POM) and Polybutyleneterephthalate (PBT) are widely applied to mechanical components such as gear, bearing and housing. For a practical product design of engineering plastics such as POM and PBT, it is important to reduce. the number of trial production. However, there are a lot of parameters affecting the optimizing of the design conditions; it is very difficult to know which property is dominant for optimizing the design parameters. Also it is impossible to change only one parameter in an actual experiment. From these points of view, this study has carried out a numerical simulation on heat transfer and experimental study for investigating the optimization of the design parameters such as the sliding conditions for POM and welding conditions for PBT. Chapter 1 shows background, previous research, and purpose ofthis study. Chapter 2 shows that a numerical simulation was carried out to evaluate the sliding surface temperature of POM for optimization of sliding conditions. By using the developed simulation code for determination of the sliding surface temperature, it was found that the effect of natural convection of ambient air on sliding surface temperature could be ignored since the induced convection is weak. On the othet hand, the forced convection due to rotation was significant for the temperature. In addition, from the tfuee-dimensional numerical simulations of heat transfer with intermittent sliding geometry, although the sliding surface temperature of continuous sliding part was constant at any time, that of intermittent sliding part dropped instantareously by ambient air. Finally, we concluded that we could successflrlly predict the limited sliding velocity \Mith various small surface areas by using numerical simulation. shows the presumed result of the welding domain by using the developed simulation code for optimization of the welding conditions in PBT. Moreover, the new index which is expressed the laser welding strength was studied, and the Chapter technique 3 of presuming laser welding efficiency with suffrcient accuracy was also developed. From the result of the welding domain by using developed simulation code, it was found that the laser energy was decreased sharply until laser reaches the absorption side material. It was observed that the welding behavior is very sensitive to iaser power, and high power laser irradiation easily induces polymer decomposition. Therefore, an accurate prediction of laser efficiency is essential for optimizing the laser welding process. In addition, it was found that the laser efficiency on crystalline polymer welding can be easily estimated with rearranging the experimental results by using the newly defined absorption energy parametel. Chapter 4 shows the conclusion in this paper. 伝熱現象から見た熱可塑性樹脂製品の設計条件最適化に関する研究奥泉了エネルギーシステム専攻静岡大学大学院自然科学系教育部環境。静岡県浜松市中区城北3-5-1 概要近年、プラスチックは電子部材や自動車用部品として広く用いられている。その中でエンジニアリングプラスチックは金属と比較し、比重が小さい、長寿命である、耐腐性能を持っている事から環境への負荷が少ないために、食性に優れているなどの高しヽ新規部品への採用要求が非常に強くなって来ている。特にポリアセタール(POM)樹脂とポリブチレンテレフタレート(PBD樹脂は、歯車、軸受け、ハウジングなどの機構部品用の材料として広く適用されている。POM樹脂や PBT樹脂を用いて部品を試作設計する段階では、試作回数を如何に少なくするかが重要な課題である。しかしながら、設計条件を最適化させるためには、複数の条件が複雑に影響しあつているため、最適化に支配的な条件を求める事は非常に困難である。更に、現状の実験的手法では 1つの設計条件の影響だけを検討しているため、複数の条件最適化には限界がある。このような問題を解決するために、本研究では、POM樹脂を用いた設計における摺動条件の最適化について、また PBT樹脂を用いた設計における溶着条件の最適化について、開発した数値解析コードによる熱移動現象の解明と実験により、設計条件の最適化に及ぼす影響を明らかにし、纏めたものである。第 1章では、研究の背景、既往研究、目的について述べている。第 2章では、POM樹脂部品設計において、摺動条件の最適化を行うために、数値解析にて摺動面温度の評価を行つた。開発した解析コードによる検討の結果、空気の自然対流は、摺動面温度にほとんど影響を及ぼしていない事が分かった。一方、実際のモデルにおける熱移動は、樹脂の回転によつて発達する層流の強制対流伝熱の考慮が必要である事が明らかになった。カロえて、片側間欠摺動形態における3次元数値解析の結果より、連続摺動側では摩擦に伴う熱が保持される一方で、間欠摺動側に与えられた熱量は空気との接触により瞬時に空気中に逃げる。そのために、間欠摺動側では温度の急低下が起こり、間欠摺動側の部品は連続摺動側よりも材料の溶融流出が遅れる事が明らかになつた。本研究にて作成した 3次元解析コードを用いる事で、これまで実験における限界滑り速度を材料の溶融を目視により確認した際の速度で決定していたが、小さい摺動部材でも正確な限界滑り速度の算出が可能である事が分かった。第 3章では、PBT樹脂における溶着条件の最適化において、伝熱解析による溶着領域の推定を行つた。更に、レーザー溶着強度を表す新たな指標についての検討を行い、レーザー溶着効率を精度良く推定する手法の開発を行った。開発した数値解析コードを用いて溶着領域を計算した結果、レーザー光が吸収側材料に到達し吸収されるまでの段階で、レーザー光のエネルギーは大幅に減衰する事が明らかになった。溶着実験の結果より、成形品の溶着状態はレーザー出力が大きく影響し、高いレーザー出力により樹脂が容易に分解する挙動を確認する事ができ、レーザー溶着条件の最適化おいて、溶着効率を正確に把握する必要がある事が分かつた。加えて、新たに定義した吸収エネルギーを用い実験結果を再評価する事で、結晶性樹脂材料のレーザー溶着効率が容易に推定出来る事が分かつた。第4章では以上の知見をまとめ、本論文における結論を記した。 lV 目次第 1章 11 背景 ………………………………………………………………………………1 1.1.1熱可塑性樹脂の展望 …………………………………………………… 1 1.1.2エンジニアリングプラスチックの位置づけ.… ……………………………・ 2 1.1.3熱可塑性樹脂の摺動.… …………………………………………………6 1.1.4熱可塑性樹脂の溶着 .… ………………………………………………… 32 12 研究目的 …… . … … ……… ・ ……¨……・…………… ¨…… …… … … ……46 .… 13使用記号 … … …… …… ……… …… ………… ……… ……… ……… ……… …50 ミ, 第 2章ポリアセタール樹脂の摺動条件最適化に関する検討 21 はじめに.… ¨………………………………………………¨……………………………………¨…・52 2.2摺動面温度に関する数値解析 ………………………………………………・53 2.21数値解析法.… ………………………………………………………… 53 2.211数値解析モデル.… ……………………………………………53 2212解析基礎式。境界条件 ………………………………………55 2.2.1.3解析物性値 .… ……………………………………………… 59 2.214計算アルゴリズム ………………………………………………62 2.2.2結果及び考察 ………………………………………………………….64 2.2.2.1摺動面温度に及ぼす樹脂周囲の熱移動の影響.… …………64 2.2.2.2摺動面温度についての実験値との比較 ……………………67 2223限界 PV値の評価 ……………………………………………・70 2.2.2.4限界 PV値に及ぼす摺動接触幅の影響 …………………… 71 2.2250N-OFF操作における摺動面温度の評価 …………………・73 23片側間欠摺動形態における樹脂摺動面温度の予測 ………………………¨76 2.31数値解析法 …………………………………………………………… 76 2.311数値解析モデル.… ……………………………………………76 2.3.1.2解析基礎式・境界条件 ………………………………………78 2.3.1.3解析物性値 …………………………………………………… 81 ゴ 23.1.4計算アルリズム ………………………………………………83 23.2結果及び考察.… ……………………………………………………… 85 2.321限界滑り速度の決定 …………………………………………85 2.3.22摺動面における熱移動 ………………………………………87 23.23接触面積と限界すべり速度の関係 .… ……………………… 90 24まとめ ……………………………¨…………………………………………………………………………92 25使用記号 ………………………………………………………………………94 ¨¨ ¨¨ ¨¨ ¨¨¨ ・・・・・¨ ・・・・・・ ¨ ・・・・・ ¨¨¨¨ ・・・・・・¨ ・・・・¨96 ・・・第 3章ポリブチレンテレフタレート樹脂のレーザー溶着条件最適化に関する検討 97 3.1 はじめに.… ……………………………………………………………………¨ 97 3.2レーザー溶着における溶融領域予測 …………………………………………98 2 6 Appcndix.. .... ..・ 3.21数値解析法 …………………………………二…………………………98 3.2.1.1数値解析モデル ………………………………………………98 3.2.1.2解析基礎式。境界条件 .… ……………………………………100 3.2.1.3解析物性値 .… ……………………………………………… 103 3.214計算アルゴリズム.… …………………………………………105 322結果及び考察 …………………………………………………………107 3221部品内部の伝熱現象 ……………………………………… 107 3.2.22透過材内部での光拡散現象による影響.… …………………112 33レーザー溶着における溶着効率測定手法の開発 ………………………… 114 331実験的手法.… ………………………………………………………… H4 3.3.1.1材料.… ………………………………………………………・114 3.3.1.2試験片 ……………………………………………………… 115 3.3.1.3透過率測定 ………………………………………………… 116 3.3.14レーザー溶着.… …………………………………………… 116 3315溶着強度の測定 …………………………………………… ■8 3.32結果及び考察 …………………………………………………………H9 3.3.2.1透過率の試料厚み依存性 .… ………………………………・119 3.3.2.2溶着強度のレーザー出力依存性.… ……………………… 121 3.323溶着強度の供給エネルギー依存性 …………………………123 332.4新たな供給エネルギー式の導入 ……………………………124 3.3.2.5拡散項と吸収エネルギーの計算 ……………………………128 3.3.26溶着強度の吸収エネルギー依存性 …………………………130 3327平板切削品を用いた検証.… …………………………………131 3.3.2.8溶着効率測定手法の開発 .… ………………………………・132 3.4まとめ.… ….… …… ・………¨… ・・135 …………………………………………………………… ………… 3.5使用記号.… ……………………………………………………………………137 第 4章第 5章 31用文献.… ………………………………………………………………… 141 第 6章謝辞.… ………¨……………………¨¨……………………………………¨…… 148 Appendix本研究の統 .… ………………………………………………………… 149 V■ 第 1章序論 1。 1背景 1.1。 1熱可塑性樹脂の展望プラスチックは、現代社会において最も身近な素材の一つである。プラスチックは、主に石油を原料とする非常に大きな分子量を持つた有機化合物を主体とする人工材料群の総称であり、金属と比較すると、比重が軽い、腐食性に強い、絶縁性が高い、成形や加工が容易であるなどの長所を持っている。特に熱可塑性樹脂は、加熱により繰返し溶融が可能なため、一度成形品として使用された後でも回収、リサイクルが容易であることから、今後、よリー層需要が増すと考えられる。Fig。 1-1は日本における汎用エンジエアリングプラスチックの生産量推移を表している。エンジニアリングプラスチックは工業用部材、機構部品など、これまで金属材料でしか設計されなかった部品の代替に多く用いられる事から、年々需要が増加する傾向が認められる[1]。様々な種類の熱可塑性樹脂製品が数多くある中で、各用途に応じた最適設計は重要であり、特に長期信頼性を必要とするエンジエアリングプラスチックの設計において、材質、形状、スペック、などの条件を事前に最適化することは、今後、自動車のエンジン部品やブレーキ部品、シートベルト部品など、重要保安部品の樹脂化を進める上で必須の課題となっている。ト (千ン ) 1.200 口〇引↓ｏづ弓〇︼。︺〇＞や引↓口 “づ σ Э00 PBT in‐ 800 PPE POM 600 PA 400 PC 200 0 1995 1996 1997 1998 1999 2000 200t 2002 2003 2004 (F) Fig.l-l The quantity of production about the engineering plastics in Japan.[l| 1。 1.2エンジニアリングプラスチックの位置づけプラスチックの種類と分類プラスチックとは、非常に大きな分子量を有する有機化合物を主体とした材料群の総称である。一般的にプラスチックは、金属やセラミックスに比べて、以下に示すような特長を持っている。 (1)比重が小さく、機械的性質に優れている。 (2)腐食性が無い。工が容易である。 (3)成形・力口また、プラスチックは熱や圧力を与えると流動化が起こるため、異種ポリマーとの重合や強化繊維の添加により、性質を改良することが可能である。このため、材料の混合状態や比率を変更することにより、プラスチック材料の使用範囲は無限に拡大させることができる。このように、プラスチックには様々な種類があるが、Fig。 1‐ 2に表すように、一般的に熱可塑性と熱硬化性の二群に大別される。特に熱可塑性プラスチックは、用途によつて汎用プラスチックとエンジエアリングプラスチック(エンプラ)に分類することができる[2]。 plastlc.1[thermosi l:. _thermop Fig.l-2 Classification of plastic. 熙mvttEhmostabilけ ] 熱可塑性プラスチック熱可塑性プラスチックは、加熱により融点を上回れば常に溶融し、冷去,し融点を下回れば固化する。また、熱可塑性プラスチックは一次成形では加温し流動化したとこ・固化させて最終製品とする射出成形加工、二次成形ではろを金型に流し込み、冷去口対象の接触面を溶融させ、冷却・固化により接合する溶着加工など、加工が容易であるために広く利用されている。プラスチック国内総生産量の 80%以上が熱可塑性プラスチックである。・汎用プラスチック家庭用品や電気製品の外箱、雨樋や窓のサッシといった建築資材、フィルムやクッションなどの梱包資材に使用される。例 :ポリエチレン、ポリプロピレン、ポリスチレン・エンジニアリングプラスチック汎用プラスチックと比べ融′ 点が高く、家電製品の歯車や軸受け、CD・ DVDなどの記憶媒体、自動車用センサー部品、水道蛇口部品など、強度、寿命設計が要求される部品に使用される。耐熱性は 100℃ 以上あり、強度が 50MPa以上、曲げ弾性率が 2.4GPa以上あるプラスチックをエンジニアリングプラスチックとし、汎用プラスチックと区別している。耐熱温度がさらに高く、150℃ 以上の温度でも長期間使用できるものをスーパーエンプラとしている。例 :ポリアミド、ポリアセタール、ポリブチレンテレフタレート、ポリカーボネートポリアセタール (POM)樹脂 POM樹脂は、化学名であるポリオキシメチレン(P。 lyOttmethDlene)の諸略した呼称で、一般的にはポリアセタール、アセタール樹月旨と呼ばれている代表的なエンジニアリングプラスチックである。POMにはホルムアルデヒドの結合で作られたポリオキシメチレンの分子鎖からできているホモポリマーと、ホルムアルデヒドの三量体であるトリオキサンにエチレンオキサイドなどを結合して作られたコポリマーがある。主として歯車、軸受けなど摺動性を必要とする工業部材の多くに採用されており、AV機器、OA機器、家庭用電気機器自動車部品の多くに採用されている[3]。長時間、広い範囲の温度で様々な機械的特性をバランスよく保つており、特に摺動特性、耐疲労性、耐クリープ性から、長期信頼設計が必要な部品への採用が期待されている。 [4‐ 6]に優れていることポリブチレンテレフタレート(PBT)樹脂 PBT樹脂は主鎖にエステル結合を持つ直鎖状の熱可塑性飽和ポリエステルで、化学名の P01ubutylene Tercphthdtteを省略した名称である。高い融点と結晶化度を持ち、吸水率や熱膨張係数が低いため、優れた寸法安定性を示す樹脂である。また電気絶縁性にも優れ、吸湿による電気特性の変化が小さく、絶縁破壊電圧が高いという特徴・ケーを持っている[7]。主として電子部品、OA用機能部品、電気。電子部品用のフタス用材料への採用がされている。特に自動車用 ECUケースなどへの適用が期待されており、寸法精度向上に関する研究例 [8,9]や疲労特性に関する研究 [10]がされている。熱硬化性プラスチック加熱により3次元架橋構造を形成しながら硬化するため、その後はカロ熱しても流動しない。そのため、熱や溶剤に強く、電化製品や家具の表面処理、焼付け塗料などに使用される。例 :フェノール樹脂、ユリア樹脂、メラミン樹脂熱可塑性樹脂の成形法と問題点上記の熱可塑性プラスチックを成形するために用いられる最も一般的な樹脂成形法のひとつである射出成形は、以下の三つの基本段階を経て達成される。 ① ② 加熱または加圧により、プラスチックの原材料を溶融状態にする。流動化した樹脂を製品形状に沿つた空間(キャビテイ)を持つ金型に高圧で充填する。・固化させて、製品を金型から取り出す。 ③ 冷去口原材料にガラス繊維やカーボン繊維などの強化繊維を添加する場合、② の充填過程で生じる流動起因の繊維配向は、③ の冷去口段階において樹脂の収縮率に影響を及ぼすため、思い通りの製品形状や性質を得ることは非常に困難となる。このため、成形品を大量生産するための安定したプロセス条件が得られるまでには、多数の金型を選定を行わなければならない。そこで、製品開発期間の用意し、何度も材料の試作。短縮や成形不良原因の検討を目的として、射出成形における繊維配向に関するいくつかの研究がなされている[11-19]。また、樹脂流動過程において、溶融樹脂がキャビティ内で会合する箇所をウエルドと呼んでいるが、このウエルドラインによる物性低下が製品性能、外観に大きく影響を及ぼす事が知られている[20]。一方、射出成形されたエンプラ部品は 10年以上、場合によつては 30年以上という長期間連続使用されることを前提として設計されるようになり、疲労・クリープといった長期力学的課題に対する検誂されている[21,22]。以上のように、プラスチックは多種多様な性質をもつため、製品の用途に応じた材料と最適な設計を行う必要がある。上記の分類からも、これらの判断において材料と熱との関係は重要な要素である。そこで本研究では、金属の代替として使用頻度の高いエンジエアリングプラスチックを材料とする製品の設計において、部品同士を溶着する際にその条件を最適化するための2つの課題に着目した。 1ポリアセタール(POM)樹脂の摺動条件最適化 2ポリプチレンテレフタレート(PBT)樹脂の溶着条件最適化前者は、実用段階において、製品の摩擦や摩耗による劣化が使用環境によりどの程度影響されるかをあらかじめ予測して設計を行う際に必要な要素である。またスピン溶着、超音波溶着、振動溶着のように製品同士を摺動させ溶着する加工法において、摺動部材の設計における限界滑り速度の決定は日視での判断に頼っているが、摺動における影響因子を明らかにし条件最適することは、小さく複雑な部品同士の摺動であつても最適な溶着強度を得るために必要である。また後者は、電気・電子部品のフタとケースを溶着させる場合、全体を加振させる工法では内部部品へのダメージが大きいため適用が難しいが、レーザー溶着であれば、接合部分にレーザー光を集中的に照射し溶着させる接合法であるため、内部部品ヘの影響が少ない。このレーザー溶着において、各々の移動現象が溶融領域に与える影響について検討し、レーザー溶着効率を精度良く推定する方法を開発する事は、設計どおりの外観や強度を得るために必要である。 1。 1。 3熱可塑性樹脂の摺動熱可塑性樹脂の摺動部材へ適用熱可塑性樹脂の機構部品への応用は金属代替から始まり、ポリアセタール、ポリブチレンテレフタレート、ポリアミド等多くの樹脂が採用されてきた。現在では独自の発展を見せ、数十種類の結晶性樹脂が、おのおのの特長をいかした用途に使用されている。その中でも、とりわけポリアセタール樹脂はバランスの取れた良好な長短期機械物性、易成形性を併せ持つため、一種の個体潤滑剤としての性能を持った射出成形用機能部材として軸受、歯車、カム機構等に多く用いられてきた。Fig。 1-3には樹脂別しゅう動材料の日本国内需要量推移を示した。ポリアセタール需要の量、伸びが非常に大きいことが分かる[23]。０００００００００００００５０５２１１ PttS 1998 PA PAR PHENOL The dolllestic delmand of sliding plastics in Japan.[23] 一一一 PP 畿 PPS 1997 一一一 1996 Fig。 1‐ 3 一一 r ０Ｑ¨肩層喘︺ｏづ口“日①∩ 増ぢ“劇日の J 2000 POM PttEK PttFE 樹脂摩耗に関する研究は比較的新しく戦後のポリテトラフルオロエチレン(PTFE)の登場以降から徐々に研究が盛んになつてきている。それ以前の研究は金属に関するものがほとんどであるが、金属の摩耗についてもその機構は複雑であり、信頼性のある定量的な法則はまだない。樹脂は温度に対して敏感であるため、その機構はさらに複雑である。最近では樹脂の摩耗に関する多くの研究があるが、大別すると以下のようになる。 1) 特にゴムなどにおけるアブレーションパターンと摩耗の関係に関するもの 2) 3) 4) 5) 6) 7) [24,25] 摩擦係数、硬さ、引張強さ、破壊伸びなどのバルクな物性とアブレッシブ摩耗を関連付けることを試みたもの[26,27] 凝着摩耗において、摩耗と粘弾性を関連付けることを試みたもの[28] 材料移着と摩耗の関係に関するもの[29,301 しゅう動面温度と摩耗を関連付けることを試みたもの[31‐ 33] 摩耗に及ぼす試験方式やしゅう動形態の影響に関するもの[34] 比摩耗量ついて、すべり速度の影響を調べたもの[35] それぞれの文献において詳細な検討が行なわれているが、市場の種々部品の摩耗設計に応用できるほど体系化された知見は未だなく、更なる研究が必要である。またアブレッシブ摩耗ではバルクな物性としゅう動面温度を広い温度範囲に渡つて関連付ける検討例 [26]はみられるが、市場でもつとも多い凝着摩耗では緻密な裏付けを行つた例は少なく、むしろ現象が複雑でバルクな物性とは相関づけられないとする意見が大勢である[36,37]。摺動素材と摺動形態摺動部材として用いられるプラスチックの代表例としては、ポリアセタール樹脂ラフルオロエチレン(PTFE)などが挙げられる。Fig.1-4に示すように、こ (POM)、ポリテトれらのプラスチックの化学構造は、非常に単純であるが故に優れた摺動特性を持つており、軸受や歯車など多くの機械的要素部品に適用されている[38,39]。 Chemical structure of(→ 一 Fig.1‐ 4 6) POM and(b)PTFE. ＦＩＣＩＦＦＩＣＩＦＯ一ＨＩＣＩＨ (D 『両連続摺動形態』、摺動部品は Fig。 1-5に示すとおり、部品同士の接触形態により『両間欠摺動形態』の 3種に大別できる[40]。『片側間欠摺動形態』、両連続摺動形態両連続摺動形態は軸受けや平板摩擦クラッチのような摺動の接触面が面同士であり、互いの摺動面全体が常に摺動接触している形態を指す。片側間欠摺動形態片側間欠摺動形態はカム・スライダ機構が該当し、片方の部品の全接触面は常に相手側部品と摺動接触しているが、もう一方の部品は摺動する部分が時間と共に移動し、摺動面全体は相手部品と同時に摺動接触をすることがない形態である。両間欠摺動形態両間欠摺動形態とは、互いの部品の摺動接触する部位が時間と共に移動し、双方の摺動面全体が同時には摺動接触しない。代表例としては歯車などがこれに該当する[41]。ソ continuous continuous intermittent & & & continuous intermittent intermittent Fig.l-S Classification of sliding geometry. Fig。 1‐ 6にポリアセタール同士の摩耗に関して、両連続しゅう動形態と片側間欠しゅう動形態の比摩耗量のデータを示した [42]。摩耗量は、しゅう動形態の影響を受けやすい。したがって単一のしゅう動形態で得られた結果に基づき、他のしゅう動形態の摩耗計算を行うことや材料選定を行うことは困難であり、数多くの試験方法が散在しているのが実情である[43-45]。 POM combination Upper sleeve Lower sleeve Upper cylinder (Continuous) Lower sleeve (intermittent) 200 400 600 800 1000 Specific rate of wear 3mm3/(N・ km)) (x10‐ Fig.l-6 Influence of the sliding condition against the amount of wear. エンジエアリングプラスチックなどの可塑性材料を用いた摺動における限界条件の指標としては以下に示す PV値という経験則からなる値が用いられている。 PVvducLg/cm2.m/司 =ね ccPressureLg/cm2卜 vdocttylm/司 Eq。 (1‐ 1)で示す (1… 1) PV値は見かけの接触面当たりの加重と滑り速度の積で表される値であり、材料物性や摺動形態により固有の値をもつ。この値において、材料が溶融し部 PV値と称す。この面圧、滑り速度という要素は摩擦熱の影響因子である。つまり PV値が指標となるということは、プラスチック摺品が溶出や変形を起こす直前の値を限界動部品において、熱移動という現象は摩擦 0磨耗現象において最も支配的な現象であるといえる。摩耗特性の評価一般的に、摩耗量は同種類の部材であっても摩耗試験方式や接触形態によつて異なる。このため、摩耗予測の一環として、幾つかの試験方式や接触形態における摩耗特性に関する研究が報告されている[46-48]。 Bin― Bin Jiaら 149]は phOn_disc試験機により潤滑剤の有無および操作条件における摩耗量の変化について検討し、荷重、滑り速度、潤滑剤の有無といつた条件ごとに Eq(1-2)よ嚇耗率を算出した。勧一蹄〓Ｋ Bin― Bin (1-2) Jiaらは実験結果より、潤滑剤のない状況下で摩耗率は PV値に比例すると結論付けている。 Q Zhangら [50]はポリエーテルエーテルケトン(PEEりをコーティングした摩耗試験機を使用し、摩耗率と滑り速度および摩耗率と荷重の関係について検討した。使用した摩耗率は Eq。 (1-3)で算出されている。ヨ ″ =作 =#レち 3Ⅳ (1-3) ] 重の下では滑り速度の増加に伴各加重における摩耗量と滑り速度の関係から、低カロい、摩耗量は比例するが、高加重、高滑り速度の状態では摩耗量が低下する結果を重、高滑り速度の結果の SEM解析より、摩耗量の低下がガラス転移温度得た。高カロ到達による粘性の変化であると推測され、摩耗と摺動面温度との関係が示唆された。 M Kadaと M.Ishikawa[51-53]は、Fig l-7に示す、連続間欠摺動形態を持つ試験方式について、ポリアセタール樹脂の摩耗に及ぼす影響を検討している。ここで、連続間欠摺動形態とは、組み合わされる片方の部品(連続側)の摺動面は常に摺動接触しているが、もう一方の部品(間欠側)は、摺動接触する部位が時間と共に変化する形態である。 10 ylinder specimen (Continuously sliding) Sliding surface Sleeve specimen (Intermittently sliding) Φ 100 (の (b) Fig.1-7 Schematic diagram of wear testing. [51] (a) The dimension of the sleeve specimen (Intermittentty sliding) (b) The dimension of the cylinder specimen (Continuously sliding) 上記の試験方式について、比摩耗量の線速度(すべり速度)依存性を測定した結果、連続側の比摩耗量は間欠側と比較して極めて少ないという特徴を示した(Fig.1-8)。彼らは、連続側の摩耗が抑制される理由を検証するため、連続側と黒着色した間欠側の試験片を組み合わせ、摩耗粉の移着を観察している。Fig l‐ 9は、摺動開始後 lmin, 3min,lh後の摺動面の観察結果を示しており、いずれの時間においても黒色の摩耗粉が連続側摺動面を覆うように移着していることが示された。また、この摩耗粉を lmin または 5min毎に除去しながら摩耗試験を行つた場合には、Fig l‐ 10に示すように、連続側の比摩耗量が増加することを示した。以上の結果から、間欠側摺動面に対して連続側摺動面の比摩耗量が少ない理由は、発生した摩耗粉のほとんどが物理的に連続側によってかき寄せられる摩耗粉の選択的移着効果によるものであると説明している(Fig l‐ ■ また、彼らは、Fig l‐ 12に示すように、比摩耗量に及ぼす連続側の接触面形状の影響についても検討した結果、 )。連続間欠摺動形態ではその接触面形状に関わらず、摩耗粉の選択移着効果による連続側の摩耗の抑制が起こると結論付けている。 11 ι ワ [IsI° 3111pIIs lo再 ιS001辱 Ins SIIIPIIs oЧ 工 6-I・ 811 ulu18° Z dlsnonurluoc Eurprls uorurcods dllu4lrruralur Eurpqs uaurrcads ロ奮 ЧI ■ IIIⅡ 8 モIIl■II [IsI° SOItt10010A 3Ⅱ IPIIS SIIIIЭ gτ Oτ Ч070'7017Л 1702櫨 ЭIJ100dS OЧ 工 8口 I・ 811 `KIT0010A 3UIPIIS SI OT S 0 0 Ｚヨ ¨ 〓ｔヽコ“ ００“ユコ匡〇〓∽一 ∽〓Ｑ一マ・ 00τ 009 008 一︵一 ∽〓Ｑ一 ”ｍ一 ”一のコロロ一のコ一マ・ ” ヽヨヨＺヨ 0 00シ Oτ " o8 → 0001 ．﹁ゴの∽ｏ００〓‘ 一０´ ｔＯ”呵“ ． ”一のＯ﹁∽ものの〓ヨ一０コ弓 0 OI 罵虫 0 鷹腎 0 】 0シ 00τ I (9_oI× ) Without removing wear debris Removing wear debris every 5 min Removing wear debris every I rnin 10 20 40 30 (* l0-6) The specitic wear rate, mrn3,'Nm Fig.l-l0 The specific wear rate of the specimen slid continuously when removing the wear debris. [5U Wear debris sfer layer Fig.l-11 Selective transfer effect. [511. Sleeve Sleeve J ■ 1 Ч Sleeve rvith cutting lack by 90o Sleeve Sleeve r,vith cutting lack bv 270o Sleeve I∃ 4 〕個 4 ￨￨ー Plate in 3.2mrn thickness Sleeve ∃ ■ ヨく Ч Cylinder :一 Sleeve 200 400 600 800 rear rate,IIun3,T(lm The speciflc、、 Fig.l-l2 The specific wear rate of each sliding geometry. [5U. 14 ■ 1000 (,< l0'6) YJo Merglerら [54]は、摺動部材を水平に設置したスライダオンシート型摩耗試験 (Fig。 1-13(a))と垂直に設置したピンオンディスク型摩耗試験 (Fig。 1-13(b))に関して、走査型電子顕微鏡 (SEM)を用いて摺動面に生じる摩耗粉の移着を観察した。この結果、スライダオンシート型摩耗試験機では、Fig。 1-14に示すように、試験の経過に伴い、ポリアセタール樹脂の摩耗粉が固定側のステンレス鋼の摺動面に付着し、最終的にステンレス鋼の摺動面にはポリアセタール樹脂の移着層が形成されることが示された。これに対し、ピンオンディスク型摩耗試験機は、固定側および摺動側の部材が共に垂直に設置されているため、ポリアセタール樹脂の摩耗粉はステンレス鋼のディスク上にほとんど留まらず、摩耗試験が十分に経過した後においても摩耗粉の移着層を形成していないことが観察結果より示されている(Fig。 1-15)。 1可為 (b) Fig.l-l3 (a) Slider-on-sheet set-up and (b) pin-on-disc configuration. [541 (a) (b) (C) Fig.l-l4 Various in material transfer of POM to stainless steel. (a) Loose debris is pressed into valleys. (b) Excess material is smeared across the surface. (c) Higher lying areas are covered with polymer Fig。 1‐ 15 stages [541 POM surface after 20 sliding against stainless steel in a pin‐ on‐ disc experiment.[54] 上記の研究は、ポリアセタール樹脂の摩耗特性に関する研究のごく一部であるが、摺動部材の種類・摺動条件について多様な組み合わせが存在していることが分かる。また、摩耗過程における摩耗粉の移着は、摩耗メカニズムを複雑化する要因であり、試行錯誤実験による摩耗量の予測は、多大な労力を要すると考えられる。 16 摩耗解析摩耗特性に関する研究は数多く行われているが、報告されている研究のほとんどは、実験により摩耗量を直接的に測定し、摩耗特性の傾向を検討しており、画期的な摩耗量の予測方法は依然として確立されていない。このため、近年では、数値解析を用いた直接的な摩耗評価に関する研究が報告されている。 N.Laraqiら [55]は摺動時の熱移動に着目し、金属同士の pin‐ on‐ discモデルを対象として解析解を算出した。彼らはそれぞれの支配方程式(Eq(1-4)、 Eq。 (1‐ 5))を Fourier 変換や Hankel変換により、Eq。 (1-6)および Eq.(1-7)の温度と投入熱量の関数の形にした。そして、双方の式からEq.(1‐ 8)により熱量の分配率を求め、摩擦熱の挙動を検討した。 Ⅸ 頷 +争 ―作=0 ;多 [等 )+ナ》芳 R・ =0 ターみら (1‐ 4) (1-5) Disc:To.* = Roqo (1-6) Pin:T 0,,, = RrQ, (1‐ ρ ′=芳 =≡ ヤザ lg=`υ +`´ ) (1‐ =『 7) 8) 得られた結果は disc側の分配係数のペクレ数(Pc)に対する依存性にまとめられ、disc の回転速度の増加に伴い、disc側への摩擦熱の移動が増加する結果が得られた。また、disc側のビオ数 (Bぅに対する依存性も検討し、双方の結果より摩擦熱の分配は境膜伝熱係数が支配的であるとの知見を得た。 17 K Mao[56]はプラスチック製歯車 (両間欠摺動形態 )おける閃光温度算出のための解析コードの開発を行つた。対象となる閃光温度とは歯車の歯が噛み合う時に瞬間的２ツ・・一︲・﹂一〓１一Ｅ上Ｑ〓らπE ｌ一Ｇ = ／１１１１ヽ .4FG α 上ｑに上昇する温度のことである。Maoは歯車の歯が噛み合った瞬間の状態を想定し、 Eq(1‐ 9)の円筒同士の接触に対するヘルツ接触の法則より接触面積を算出し、その領域を解析対象とてモデリングを行った。 (1‐ 9) 支配方程式には熱拡散方程式を使用し、有限差分法により計算を行つた。解析により得られた温度分布は既存の解析解と比較が行われ、より良好な一致が得られた。また、歯同士の接触面の始めと終わりにおいて解析解と 20%の差が現れており、位置により既存解析解に不正確さが現れるという知見も得ている。 H.Benabdallahと D.01endcr[57]は、Fig.1-16oに示すスチールの回転ディスクとポリアセタール樹脂のピンを採用し、ピンオンディスク型摩耗試験機を想定した解析を実施した。解析モデルは、Fig.1‐ 16o)に示す 2D平面モデルであり、有限要素法パッケージソフトANSYS6 1を用いて解析を行つた。彼らの解析では、Fig.1-17に示すようディスク間の接触面の圧力分布を決定し、Archardのに、あるサイクル数におけるピンー摩耗式(Eq。 (1‐ 10))を利用してそれぞれのノード(要素点)における摩耗分布を評価している。新しい摩擦表面のノード位置は、垂直に連結されたノード亀″を用いて表され、 Eq(1-11)を用いて更新される。 λ=KOPS ″′ +1,夕 (1‐ 10) ″ノ +1,,1+0カ (1-11) ″ブ +1,2=″ ブ +1,1+° カ ″ノ +1,1=″ ′ +1,0+″ Oλ 上記の方法を用いて、各サイクルにおける摩耗分布を評価した結果、サイクルが経過するとともに、摩擦力を受けたピンの接触面が傾く性質を表現できることが示された Fig.1-19に示すように、解析結果の妥当性を検証するため、 cig l‐ 18)。また、彼らは、 3回の摩耗分布の評価実験の結果と比較を行つている。この結果、摩擦面の平均傾斜は約 1° となり、実験結果と同様の摩耗の傾向が得られていることを示した。ただし、彼らの研究を含め、Archardの摩耗モデルを用いた研究 [58‐ 60]は、2D解析への簡略化が行われており、計算コストの面から摺動部材のうち一方のみの摩耗量を決定して 18 いる研究がほとんどである。また、摺動面の形状を更新するための再メッシュ構築方法が確立されていないという問題点を抱えている。 A Dbmnd― 測utt Phlml \ w"r. l,l",n"nr. J (i'nr,'r t;t,.r (:('nt.lct li!clllcnt、多 l)isc lilcrncnts (a) (b) Fig.1-16 (a) Pin-on-disc contact zone for simulation and (b) pin meshing. [571 ８７６５４３Ｔａ〓︼２３００２Ｑぢ ……………… Cyde 2 １ｃｏ０２，・・・・・・・ Cyde 3 Cyde 4 -― -・ ―・ ― Cyde 20 ０ 0.5 1 1.5 2 Length along pin diameter [mmJ Fig。 1-17 Simulated contact pressure distribution as function cycles。 [57] 19 of the number of Oτ [l9l 'selc.&;o reqrunu eqt qg,t{ algo-rd rue,rl, eIIl Jo uol}nloaf, 8I-I'8ld o8円 8明 ‖8J■ ‐:■ O140 o8P38u!p● o■ ‐!Э IЭ 〈Э ‐Ca:● κЭ 8u!:!● l■ 8u!p● ol‐ c al● κЭ 8u!:!口 ■ ‐s o10κ Э 8u!『口yl‐ Sa:● パ Э ￨ョ stp3 ｀｀ turpss'l' 88p38u!￨!口上 0.1 . 0.09 Simulalion Experimenaal 0.08 冒旦ｉ８想お -" " -- 0.07 I Experimental 2 Experimental 3 0,06 0.05 0.04 0.03 0.02 0.0r 0 0.5 r r.5 2 2.5 Distance along the pin diameter [mm] Fig.l-l9 Equilibrium wear profile obtained experimentally and predicted by simulation. [57] the り‘ V Hegadckattcら [61,62]は、Archardの摩耗モデルにより摩耗量を解析する際に、弾性体基礎理論に基いて算出した平均接触圧力を用いる GIWM(Globtt hcrcmcntd Wcar Modcl)を適用している。この弾性体基礎理論では、摺動接触におけるせん断変形を無視し、局所的な圧力分布を計算せずに Hettzの接触式を用いて平均接触圧力を決定するため、計算負荷を減少させることができる。彼らは、ピンオンディスク型摩耗試験において、Fig.1-20o,o)に示す解析手順を踏むことにより、摩耗深さの更新を行つた。 GIWMでは、Eq(1-12)で与えられる Archardの摩耗式中の摩耗係数らは、ある垂直荷重下における全体変位の実験値とのフィッティングにより決定される。また、ここでフィッティングされた摩耗係数は、他の荷重条件においても適用される。生 =ちら (1-12) S ‐0 t・ =0,■ 暉ら ― ●￨‐ 17 イ‐ 裁 =暑島 J..l‐ ■+“ Sf.l‐ 貯鳥 SI+2『 4=げ +21´r屁叫 " 4.‐ lr+島嘔 4‐ イ+ち PIN ■.‐ r十島H" gl.l=ぃ、 _端ュ = F「ぼ ■ イ=瓦圭再イ==針 “ ・ 4=J需 0 (a) Fig.1-20 Flow charts for the global for computing (a) pin and (b) disc wear. [61] 22 incremental wear model (GIWM) Fig。 1-21は、荷重 20N下での実験とのフィッティングにより決定した摩耗係数 H mm3/Nmmを用いたち=21× 10‐ 際の摩耗痕跡の分布を示している。この荷重 20Nにおいて決定された摩耗係数を用いることにより、荷重 40Nにおける摩耗分布は Jo Jiang ら[63]によって行われた実験結果との一致を示していることから、GIWMを用いた解析において、摩耗量が予測可能であることが示された。ただし、彼らの解析は、垂直荷重が大きい条件における摩耗量の予測に限定されるため、GIWMのさらなる改良が必要になると考えられる。 Jiang and Amell(1998) ０ ¨ ０・一 GIWM ０・ 300 350 400 450 GIWM ■ =40N . -08 500 300 350 400 450 500 Wear Track Width[μ m] Wear Track Width[μ m] (a) Fig.1‐ 21(Comparison ０００・・・［日ュ］ｇＱｏ∩ 〓ｏに﹄いＬ“０≧ ０・［Ｅｉ］ｆＱｏ∩ 〓ｏ“﹄卜﹄“どメ ――――Jiang and Amell(1998) ― ― (b) of the cross section proflle of the wear track for(a)20 N and (b)40N.[611 23 J.Dingら [64‐ 66]は、摩擦面が接線方向に微少振動した際に生じるフレッティング摩耗に及ぼす摩耗粉の影響について、汎用有限要素解析プログラム ABAQUSを用いて解析を行っている。従来の摩耗解析において摩耗粉の影響は無視されていたが、彼らの研究では、摩耗粉の形成・取り込み・除去を含む下連のフレッティング摩耗過程のためのモデルが提案されている。フレッティング摩耗過程で形成された摩耗粉は、 Fig。 1¨ 22(a)に示されるように、初期段階では摩擦面を移動できる状態(Loose debris) であり、摺動の経過とともに摩擦面から排除される摩耗粉(Escaped debris)と摩擦面に留まり強固な移着層を形成する摩耗粉 (CompaCted debris)に分かれる。解析では、摺動側の摩耗粉はすぐに除去されると仮定し、Fig。 1-22(a)の Q31と Q33の摩耗粉のみが考慮されている(Fig。 1-22(b))。 Normal load H 1 Direction of movement i /). ut Qr Qz: contacting bodies Q3: the debris layer Se deb百 s) Q33(l° ° (b) (a) Fig.l-22 (a) Schematic representation of a fretting contact with presence of wear debris. (b) The simplified fretting wear contact model with a debris layer. [641 24 、摩耗粉の考慮の有無における摩耗表面分布の解析結果を示している。この結果、摩耗粉を考慮した場合、平面の試験片表面の摩耗痕跡幅は小さくなっているが、最大摩耗深さはわずかに増加していることが示された。また、摩耗粉を考慮した場合の円筒試験片においても、最大摩耗深さはわずかに増加する傾向が示されている。しかしながら、18000サイクル後の上記の解析結果について実験結果との比較を行うと、摩耗粉を考慮した場合の摩耗量は、摩耗粉を考慮していない場合の摩耗量に比べさらに摩耗量が過小評価されてしまっていることが分かる(Tablel-1)。この原因として、彼らは、解析で用いられた摩耗係数を一定の値で与えており、局所的な値が必要であるとしているが、これに対する詳細な検証は、現段階では報告されていない。 Fig.1‐ 23(al― (d)は ‐ 01 ︵Ｅこ５ヨ８ ■ ８ ■Ｓ含ＦこＥ●褥悛一ュ ■●Ｐ３￨， :￨￨￨￨li Ho市 Hor鮨 ●ntal口 o8“ :● n{mm) "ntal p● (al (b) に言タ中 ‐ o2 0 1 HO“ 2●ntal o o l p● ● o2 ３佃叫¨¨一〇〇︵目百ヨー官こｃ８一８ ■ ●虐ｔＳ 03 ●bn{mm} “ 03 HOr120n● l poslto● (mm, ion lmm) “ (0 (C) Fig.l-23 Comparison of predicted worn surface profrles for (a) the flat body without effects of debris, (b) the flat body with effects of debris, (c) the cylindrical body without effects of debris and (d) the cylindrical body with effects of debris. 164l 25 Table 1-1 Comparison of FE predictions and experimental results for a wear scar on the flat specimen after 180000 wear cycle. [64] an Predmm vlth ttefFec● ofebns ，ｍ c! riE effe.ls of dekis ２４ We{ i0luoB tmd/udt i{itlurt 噺 nillh Imm) ０厠０ ∞ Scar Mtrt- *eordepb (pml Prediction 酬和ｍ Expelmental em hq$l 前述したように、摺動接触部では、凝着部分のせん断により内部破壊された粒子が集合堆積する摩耗粉の形成や、摺動を繰り返すことによる摩擦熱の発生といつた、接触形状や操作条件によつて変化する付加的な現象が起こる。ここで示された数値解析を用いた摩耗に関する研究はまだ発展段階にあり、複雑な摩耗の実現象を正確に模擬するには至っていない。 26 摩耗と摺動面温度の関係上記に述べた摩耗解析の複雑性を懸念して、摩耗量を予測するための因子として摩耗量と摺動面温度の関係を評価する研究がなされている。 M Kadaとポリアセタール樹脂の摩耗と摺動面温度 M Ishika、 va[40][67-69]により、の関係性に着目した研究が報告されている。彼らは、ポリアセタール樹脂の円筒試験片についてスラストシリンダ型摩耗試験機を用いて、比摩耗量に及ぼす線速度と雰囲気温度の影響を評価した。また、比摩耗量は、Eq。 (1-13)を用いて計算されている。 Specific wear amount [mm3/ (N/km)]= V /(px F x S) (1‐ 13) 線速度および雰囲気温度を変更した際の比摩耗量を Figs l‐ 24,1‐ 25にそれぞれ示している。結果として、線速度を変更した場合には 50-60cttsにおいて、雰囲気温度を変更した場合には約 90℃ において、比摩耗量の極大値に達する S字曲線を描くことが示された。彼らの実験では、上記の摺動条件の変更による比摩耗量を予測するための因子として、摺動面温度について検討している。ここで、摺動面温度の測定は、試験片の固定側に約 5mmの切欠きを設け、放射温度計によつて行われた(Fig.1‐ 26)。各摺動条件における摺動面温度を評価することにより、Figs l-24,1‐ 25に示した比摩耗量に対する線速度および雰囲気温度の依存性は、Fig.1-27に示す比摩耗量に対する摺動面温度の依存性として関連付けることが出来る。すなわち、Fig l‐ 27の S字由線を用いることにより、摺動条件に関わらず摺動面温度から比摩耗量をほぼ決定することが出来ると結論づけている。ただし、彼らの研究における摺動面温度の測定では、ポリアセタール樹脂に切欠きを設ける必要があるということ、また、放射温度計のレーザースポットの直径が 12mmであることから、試験片形状によつては温度測定が非常に困難になると考えられる。 27 ２１１剛綱鰤師枷０︽１導そＥマ︶ ■ ヽ冒８５塁〓 ● 一颯１ぉ 2040080100 割Hhtt 耐め V● 1● ● "(● X'ig.1-24 The specific wear amount dependency on sliding velocity. [67] ０ｍⅧ畑Ш。獅００５０６︽口睾こ電目 Ъ Ｔ︶言暑３３１募一 0 50 Amo日由 ""m脚 100 雌口● ) “ X'ig.1-25 The specilic wear amount dependency on atmospheric temperature' [67] 28 Radiation thcrmometer Fixed side Rotation side Fig.1-26 Measurement of sliding surface temperature. [67] 珈 Dcpcndcnsy on atrno$phere temp€EturE 全聖 … …… 1 △ "CndCWOll JllingVe191り暇鋼︽巌 ζ 嗜ｆｏこ日５日８ ●３３ ●Ｇ︼Ｒ二∽ 督２１１側 r 。 ‐ 2o 0 20 40 60 80 100 120 140 160 SIMin3 SurFaccttmpcmulrc rC) Fig,l-21 The specific wear amount dependency on sliding surface temperature. 167l 29 Hookcら [70]は、ポリアセタール樹脂lPONりに対して、20v7tO/0のポリテトラフルオロエチレン(PTFDを充填した場合と充填しない場合について、摩耗量と最高摺動面温度の関係を評価している(Fig.1-28)。この結果、POMに PTFEを添加した場合、摺動面温度が 100℃ を超えると摩耗量は急速に増加することが示された。しかし、Fig l-29 は、POMの摩擦係数の減 /hをもたらすため、全体の摩耗に示すように、PTFEの添カロしない場合に比べ小さくなるという結果が得られている。量は PTFEを添力日彼らの研究では、樹脂本体の温度(バルク温度,ら)と突起接触部の局所的な温度摺動面温度ムを評価している(Eq。 (1-14))。 (閃光温度,っの和から、 C.」 /」氏=鳥 +ろ (1-14) また、バルク温度島は、Eq(1-15)∼ Eq。 (1-17)で表される対流・伝導・輻射により散逸熱と摩擦による生成熱のバランス式(Eq。 (1-18))を計算することにより決定されている。閃光温度ルは、Eq。 (1-19)を用いて算出されている。 ρac′ vα /ω Q― ■) 2翻ッ=2V5鰤 ″ 2磁 =ha/4)に 2〃写 (1-15) ) (1-16) 4_.4) =泌 ε ″仁 (1-17) ′鷲/=2磁ッ+g翻 ′+2及 ″ 乃= (1-18) t.tuF,lJi-Jkl ν BV為ズ〕 ″ (1-19) ただし、上記の計算式を用いて算出された摺動面温度は、定常状態における平均温度であり、対流伝熱の補正係数を得るために実験を行う必要がある。このため、摺えて定動と停止操作が含まれるような非定常での温度計算は不可能であり、また、カロ常状態であつても、異なる摺動条件下では新たに対流伝熱量を得るための補正係数を実験により評価しなければならない。以上に紹介したように、報告されている摺動に関する既往の研究の多くが、摩耗試験を中心とした実験的な研究であり、摩耗のメカニズムについて理論的に記述されている研究は非常に少ない。このため、摩耗の予測因子のひとつとして摺動面温度が挙げられているものの、実験における摺動面温度の決定は、試験片形状により非常に困難になるという問題点を抱えている。また、摺動面温度を決定する計算式についても紹介したが、多様な摺動条件に適するモデル式は提案されていない。 30 ¨ 呻呻呻呻呻 ●■、ミＥ３Ｅ﹄３タ， 0 25 50 75 100 125 160 175 200 Max.sttrface tump.(° C) Fig.1-28 Validation of nlaximulll temperature with wear rate for□ ‐ unilled POM and■ ‐fllled POM.[70] ﹄脚 ●ｏ３一 “ 〓３ ●■ τ 〓Ｌ， ‘一２ ■ 鵬 ¨ 官Ｅ︶し●ｏ● 〓磐ｏト瑯帥ｍｍ 100E+06 200● ●00 300E406 400E■ 06 Running du面 on{● yclel Fig.1‐ 29 Friction,メ [701 and Weaち ″,cuⅣ es of unfllled POM,l and POM with PTFE,2. 1.1.4熱可塑性樹脂の溶着溶着方法の種類と分類製品の製造工程には、押出し成形や射出成形などの材料を金型により成形する一次加工と、それにより成形された物に切削や変形などの加工を加えることで付加価値エの一つであり、接合手段としては機械的を持たせる二次加工がある。接合は二次カロ接合、化学的接合、溶融接合がある[71]。機械的接合ネジ、リベット、スナップなどの部品により対象を接合する方法で対象の材料を選ばず、耐衝撃性が高い。また、局所的な強度を持ち、強度の調整も可能である。一方でネジ使用時には穴あけが必要など、接合のために対象に加工を行う必要があり、局所的な接合方法であるがために気密性にも乏しい。化学的接合接着剤や溶剤などにより対象を接合する方法で気密性が高く、接合対象の表面構造の影響を受けにくい長所がある[72]。また、加工のために必要なものが少なく簡単であるために、活用の幅が広い。一方で、化学反応に時間を要する場合があり、使用する化学物質による安全性や環境への影響も懸念される。溶融接合・固化接合対象そのものにエネルギーを与えることにより、接合面を溶融させ、冷去口させることで接合する方法で強度、気密性共に高い。接合に他の物質を使用しないため、リサイクルが行いやすい点から選択されることもある。欠点としては接合対象にエネルギーを与えるために装置が必要なことである。 32 レーザー溶着の特徴溶融接合は接合対象にエネルギーを与える手段により、熱板溶着 [73‐ 77]、スピン溶着 [78]、超音波溶着 [79]、振動溶着 [80… 84]、レーザー溶着 [85… 98]などに大別される。レーザー溶着は、半導体レーザーの信頼性、エネルギー効率が飛躍的に発展した 1990年代中盤以降に確立された溶着方法である。半導体レーザーは近赤外線の波長を持つため、有色のプラスチックであってもレーザーの透過性を持つものが存在する。このようなレーザー波長の透過性をもつプラスチックを使用した溶着手法をレーザー溶着と呼ぶ (Fig。 1-30)。 Laser Welding area Transmission side -- Absorption side Fig。 1‐ 30 Laser welding. レーザー溶着は Fig。 1… 30に表すようにレーザー波長を透過するプラスチック(透過材 )と吸収するプラスチック(吸収材 )に対して、透過材側から透過させたレーザーにより吸収材を発熱させ、その熱により双方を溶着させる方法である。主な特徴を以下に挙げる。メリット・レーザーの操作やマスキングにより選択的な溶着が可能である。・相溶性が高ければ、堅さの異なる材料同士も容易に接合が可能である。 O複雑な形状にも対応可能であり、製品の設計自由度が高い。 0溶融樹脂の流動が発生せず、外観が良い。デメリット・レーザー発生までのトータルのエネルギーが高く、熱効率は低い。・異種材料間の溶着は相溶性に左右されるため、材料を限定される。・吸収材は一次成形において染料を加えることで材料に係わらず作製可能である一方、透過材に材料を選ぶ。上記の特徴から高付加価値の製品に対する加工に用いられる。とりわけ長所を最大限に利用するためには、溶融領域の正確な把握が必要である。レーザー溶着において、レーザー光は反射、透過、吸収、拡散の 4つの現象を引き起こし、溶着が行われる。これら4つ現象は輸送現象という視点から大別すると以下の 2種の輸送現象と区別することができる。・光としての輸送IEx象 :エネルギーが材料に到達するまで (反射、透過) 。熱としての輸送現象 :エネルギーが材料に吸収された後 (吸収、拡散) ゆえにレーザー溶着の現象理解のためには光学的要素と熱力学的要素の解明が必要である。そして、これら要素を解明し適切な熱量を部品に与えなければならない。 M.Yamakawaら [99‐ 101]は、各種の熱可塑性樹脂を用いてレーザー溶着に関する様々な検討を行い、特にレーザー強度と接合強度の関係について幅広く検討している。その結果、レーザー強度の増加とともに接合部が広がり、接合強度は大きくなるが、ある限界レーザー強度を超えると界面が凹凸になり、さらに空洞が出現して接合強度が減少することを見出している。このように熱可塑性樹脂には熱分解温度が存在し、も考慮する要素である。し Fig.1‐ 31で表す溶着可能な熱量の領域が限られていることかし、レーザー溶着では Fig l-32のようにレーザーの特性を含めた数多くの因子が複雑に影響し合つており、現状では試行錯誤に頼る所も多い[102]。 = 目 Degradation of interface Foaming / Garbonization やロ 0 ■ 増目角 H possible domain of welding impossible to weld Laser power [WJ Fig.1-31 Process map for laser welding'[102] 34 Laser Iap welding \ velocity atmosphere absorption \ geometry power composition thickness dmメ h耐ンⅣ 藩d山 r軍 Optics Beam Fig.l-32 Influence factors for quality of laser welding. 35 Quality レーザー溶着の加工条件による影響レーザーラップ溶着は比較的最近に加工手段として確立したため、Fig。 1… 32に示した影響因子に対する研究は近年のものが多い。ビーム特性、加工条件、加工材料、光学素子と大別されるこれら因子において、ビーム特性と光学素子は溶着装置そのものに依存する因子であるため、加工条件と加工材料に焦点を当てた研究が広く行われている。加工条件に大別させる因子としては、レーザーの出力や操作速度、雰囲気温度などが挙げられる。 Bappaら [103]は波長 809。 40nmのダイオードレーザーによるポリメタクリル酸メチル (PMMA)製試験片のレーザーラップ溶着を行い、応答曲面法により溶着強度に関する関係 (lap‐ Eq。 (1‐ 20)と溶着幅に関する Eq。 (1… 21)を得た。 shear strength)illL:iili・ :1子Q;:;11:iljII][:::llilili:fry (1-20) (weld-seam width) -2.50+ 0.13H -0.26v, +0.26Y +0.022P, -0.057Hv,, 実験値との比較は 0.034 HY Fig。 1‐ - 0.065v *Y * 0.03 8Y2 - (1… 21) o.o3O P,2 33で表され、関係式が実験を良好なに再現していうることが確認された。加えて関係式の4つのパラメーターの変更することにより、それぞれの影響力が検討され、溶着強度はクランプ圧の増大に伴い増加するものの、影響は小さく、溶着幅には操作速度とレーザーの試験片までの距離の影響が強いとの知見を得た。ＥミＺ． ■目〓‘ υ ｆｉコ七こ Fig.1-33 Plot of actual vs. predicted response of (a) tap-shear strength results and (b) weld-seam width results. [103] 36 M Yamaka、 vaら [99]は PMMAとポリカーボネート(PC)を用い、透明樹脂同士の溶着を行つた。透明樹脂の溶着にあたつて溶着面にサンドブラスト処理を施すことにより凹凸を持たせることでレーザー光の吸収率を方法(Fig l‐ 34)が用いられた。Fig l-35より表面処理により吸収率の上昇が確認できる。この手法を用い、彼らはレーザー出力と溶着強度の関係を検討し、Fig l-36および Fig,1‐ 37の結果を得た。結果よリレーザー出力の増加に伴い溶着強度は増加するが、一定量を超えると気泡の発生により強度が低下すると結論付けている。また、試料の押え圧と強度の関係も検討され、Fig.1-38 の結果を得ている。ここでは 0 15MPa以上の加圧により試料間の隙間の減少と溶融樹脂の膨張による浮き上がりが抑制されることで、溶着強度が増加すると結論を述べている。 Laser bealln Wcid● ・d Fig.1-34 Laser welding of transparent thermoplastic resin plates. [991 。７口 PMMA ■ PC Ｊ。５０４０２０１脚０・ ¨ ¨ 曜 ¨ ﹂０３鯛・０６ご写つ・型■Ｅ＋卜一５ぃぉЙコく雪凸ゝ， #180 ■220 Grain s12e Of Sandblasting Fig.l-35 Absorptivity + renect市 i"Oftransparent PMMA and PC.1991 37 ，００２１︻僣Ｌ暉Д ］〓Ｊ軸〓０﹄一輌拗目一﹁一●５ .Normal oSpla.shed ′ 彊Ｌ６０１ 24 lB Las町 ■ uence Fノ剛向 Fig.1-36 Relation between laser power and welding strength for PMMA.[99] “〓０﹄ ● “ 輌”目一［ヨ ■一５﹂︺呂︼〓ヨ， Laser fluence [#ilnz] Fig.l-37 Relation between laser power and welding strength for PMMA. [99] 38 。４ｍ。２０１官﹂〓︺〓範ｃ〓雷哺ｃ¨ コむ聾憂亜 I 亜亜憂 ● (ケーー可アーー群面市― ザ Retaining pressure M Pal 「 I F'ig.1-38 Relation between retaining pressure and welding strength, [991 39 T Hasegawaら [104-106]は溶着時のレーザー出力の依存性に焦点を当て研究を行つた。Fig。 1‐ 39はポリプロピレンcP)、 PMMA、アクリロニトリルブタジエンスチレン cABS)それぞれを対象としたレーザー出力と溶着強度の関係であり、全ての物性において出力臨界点が存在する特徴的な曲線を得た。また、Fig.1‐ 40におよび Fig l-41におけるPMMAの接合限界におけるエネルギー流東とスキャンスピードの関係から、以下の近似式を得た。 ‐ ° 7 b.cr=0.65τ (1-22) `の uppCr=1.40τ 9α り ‐ 07 (1-23) この 2式の比をとると2.15という値を得た。一方で PMMAの初期温度からガラス遷移点までの温度差の比は 2.22であり、このことか点温度までの温度差と初期温度から融 ′ らPⅣⅣLヽのレーザーラップ接合の限界値はガラス遷移温度と融点に関連性があることが推測された。 40.0 30.0 25.0 ― PP PMMA ― ABS ― ノ ´ ヽ 20.0 15.0 10.0 i も 5.0 ´ ′ ︱占ｒ︱ご日日≫﹄嘔“目出場 “〓諸ｏ〓∽ 35.0 ¥ゝ / ′ 0 0.0 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 35 Laserfluence uirnm2l Fig.l-39 Relation between shearing strength and laser flounce for lap welding of transparent and opaque thermoplastic plates (PP, PMMA' and ABS). [104] 40 18 O e 16 d=0.8mm d=16mm d=24 mm d=32 mm d=40mm ▲ 14 ▲ 口 12 E10 ● △ ● ００００， ● ● ● ００，Ａロ 2 ▲ △ ０ 4 ‘ △ ● ０， □ ▲ 6 口 ▲ △ ０ 8 口 ‘ △ ξ 0 4 6 8 10 12 U〔 mm〆 S] Fig.1-40 Minimum laser power for PMMA (transparent)/PMMA (opaque) lap welding with different traverse velocities and spot diameters. [105] 18 O 16 d=0.8 mnl d=16 mm d=2.4mm d=32 mm d=40mm ● △ i4 ▲ 12 口 △ ≧ 10 8 6 4 ● ● △ 0・ ● ● ０ 2 0 ▲ △ ● ξ 口 ▲ △ ● ● ‘ △ ００ X 0 0 2 4 6 8 10 12 U imttS] Fig.1-41 Maximum laser power for PMMA (transparent)/PMMA (opaque) lap welding with different traverse velocities and spot diameters. [105] 41 加工材料による影響加工材料の因子としは融点、熱伝導率、波長に対する吸収率や成分組成といった物性に関するものと厚みや形状など対象の寸法に関するものに大別することができる。 M.Chen[107]らはレーザーを透過させる材料の物性を対象に研究を行つた。それぞれにカーボンブラックを配合した、ナイロン6(PA6)、ガラス繊維を含む PA6(PA6GF)、 PPを Fig。 1… 42の計測装置により透過率を検討し、Figs。 1… 43,44,45にまとめた。得られ・ベールの法則た直線の傾きや切片と、ランベルト Eq。 (1-24)を変形した Eq。 (1-25)により各材料の見かけの透過率および吸収係数を算出した。鳥″ =写凡 =鳥〔一 RrXl一 ln乃 =lnlll_Rr,Xl一 η)exp(一 И l五リ (1-24) η lD )]一 И (1-25) 鐸 lnll― Rr― η)一 ИlD ¨ ・ｍ﹄ｍ Mctul lfuic I tulstal plarc 3 L碑 ,い ●m_ ‐」・ Ch*s mpporr ヽ t・ ll・ ll四 Bcum frorn ors dkxlc nltcr txtrsirU tlro.ugh prn Fig.l-4l Setup for the laser transmission measurements. 42 [107] I part:hickness pi mm 00 10 05 15 20 ‐ 10 25 30 y=Ю _3250蹴・ 0_142 R`=1 占Ｅ ‐ 2.0 y= ・ 30 ''1 3867x - C. 142 R2=09989 -40 -5,0 x 0116 y = -3.0871x .O.142 CE b ● 00125%CB ● 005%CB R' = o990S ・ 60 Fig.l-43 lnIl vs. D and CB level for PA6 with 0, 0.0125, and 0.05 wt.Vo CB. Error bars represent one standard deviation. [L07] Partthlckness p.mm OD 00 05 10 1.5 20 30 25 ・0_5 y= ‐1.0 {.4337xR3 = ‐ O.31OA 0.9824 1 5 占ニ -20 y=‐ 0,9773x‐ 0,311 ■5 -■ 0 ‐ ■6 -40 L5 Rz = y=4031x‐ Ц311 0,9t88 y=崚 28転・ 0011 R2=09903 xO%CB ●0 00417591 CB ソ=‐ 3■ 002x‐ 0.311 R2=00093 o10167鴨 CB ● 00劉 B ●00668鴨 't ● C3 “ 44 1nη r Vs. D and CB level for PA`GF with O, 0.041775, 0.0167, and O.0334 wt.%CB.[1071 Fig。 1‐ 43 Part l■ ●knttE 0_0 0.0 l,0 0_5 15 20 D,mm 25 8.5 ・・・0_0104x・ 0,1077 ソ -10 ■ 0 ッ=‐ 11219x・ ●l1677 占Ｅ Er = 0.8983 ■ 0 y='t x・ 0!677 ‐ 40 り=‐ 45530■ ‐■ 1677 xO wl.%EB ● 0 0125 wIヽ ‐5.0 ●● D5witt ● ● l WL鴨 CB CB GB ‐ 00 Fig.l-45 lnlr vs. D and CB level for PA6 with 0' 0.0125' and 0.05 wt.7o CB. 44 [1071 K.S誠 o[108]らは肉眼には有色不透明な近赤外線レーザー透過性を示す顔料をレーザーを透過させる PSに添加し、光学特性の影響に関して検討した。透過率と溶着強度の関係 (Fig l‐ 46)より、透過率が 25%を上回ると溶着が達成される傾向を確認した。また、同条件において溶着の有無が現れるのは透過しない光が反射されるか吸収されるかの違いが原因であると推測している。 30 ００２１ｃ巳ち﹁〇マＬコ﹄Ｃｕ一︼＞ ,reldcd ・ J.--a.;3! ご■ ｀ヽ｀、 bざ _■ ″ ● ρ 轟孵 1鴨 beamdlameF :20m 龍出咤 Speed:30-5 glanplng : 0.lMFa 0 廿郡面山暉こ 1・/01 Fig.1‐ 46 1nfluence of absorptance oftop、 ″orkpiece on、 velding strength.[108] 45 1.2研究目的多種多様な熱可塑性樹脂が開発され、自動車エンジン廻り部品やブレーキ、クラッチなどの重要保安部品など、これまで不可能とされてきた過酷な環境下での樹脂部品の設計が求められて来ている。更にエンジエアリングプラスチックを用いた設計においては、長期間の使用を想定した最適設計が求められている。既往の研究を検討した結果、エンジニアリングプラスチックの物性、長期特性、成形加工に関する研究が数多く行われている。しかし、摺動、溶着と言つた実用段階での最適化に関しては研究例が少なく、実際には、試行錯誤実験に頼らざるを得ないのが現状である。そこで本研究では、熱可塑性樹脂製品の設計に関わる以下の 2つの課題に着目した。 1.ポリアセタール樹脂の摺動条件最適化に関する検討 2 ポリブチレンテレフタレート樹脂の溶着条件最適化に関する検討上記の研究の位置づけを Table l‐ 2に示す。プラスチック製品の設計は、試作段階、量産段階、実用段階に分類する事ができる。ポリアセタール樹脂製品の量産段階において、スピン溶着などの摺動を伴う溶着では、摺動面温度を正確に予測する必要がある。また、ポリアセタール樹脂は摺動特性に優れている事から、実用段階でも最適設計が求められ、摩擦や摩耗などの使用環境によつて起こる問題について、どの程度の使用条件でどの程度の摩耗が起こるのかを予測しておく必要がある。これまでの研究によつて、磨耗量は摺動面温度に依存することが分かっており、磨耗量を予測する手段として摺動面温度の予測が必要である。一方、ポリブチレンテレフタレート樹脂の量産段階において、摺動を伴わない溶着方法としてレーザー溶着が今後普及すると予想しているが、溶着強度とレーザー出力、操作速度、試料厚みなどの諸因子との関連について検討し、溶着条件を最適化する必要がある。また溶着強度に大きく影響する溶着効率を精度良く推定する方法について検討する。 46 Tahle 1-2 Research for the optimum design of plastic products. Trial oroduction staqe (Dependent on the design and . Simulation (Virtual trial + ) Mass-production staqe Practical use staqe (Dependent on the production conditions) (Dependent on the environment) . Primary processing (Molding) Structural analysis -+ lnjection pressure + Deformation analysis + Creep analysis + Flow analysis + Fiber orientation an + + Electrical property + Mechanical property + Ghemical property + weathering property *Material Mold temperature rcTypes of sliding oonditions + with sliding) spin welding, vibration + Warpage analysis . Trial and evaluation + lnjection speed Sliding (Friction / Wear) + Evaluation of the wear characteristic "+Relations betwoen wear and factors * Speed, Pressure * Speed, * Ambient temperature * Ambient temperature * Temperature of sliding surface * Temperature of sliding surface ng without sliding) laser weldi + '+ Wear analysis Evaluation of processing conditions * Material * Influence of a surface state * Beam property Relations between welding strength and factors * Laser power * Scanning speed * Samplc thickness 47 Pressure 本研究では、摺動に関する研究 (第 2章 )と溶着に関する研究 (第 3章 )に区別し、それぞれに対する工学的問題を解決することを目指し、具体的に以下の検討を行つた。 (ポリアセタール樹脂の摺動条件最適化に関する検討 ) ポリアセタール樹脂の摺動面温度に関する数値解析摩耗試験に用いられる中空円筒のポリアセタール樹脂の摺動について、樹脂周囲で起こる熱移動について検討し、その結果から、実際のモデルの熱移動の支配的因子を明らかにすることによつて、摺動面温度を決定するための解析コードの開発を行った。 1 樹脂周囲における熱移動摩耗試験の条件下において、中空円筒の樹脂周囲には、金属シャフト、内部空気が存在することから、摺動面で発生した摩擦熱の熱移動現象について数値解析を行い、金属シャフトヘの熱伝導および内部空気の自然対流が摺動面温度に及ぼす影響を検討した。 2 解析コードの妥当性の検証摺動面温度について実験との比較を行うことで、解析コードの妥当性を検討した。また、半径方向における摺動面温度分布について、最高温度を評価することにより、樹脂の溶融が起こらない限界すべり速度を明らかにした。そして、この限界すべり速度を用いて理論的な限界 PV値を算出した。また、解析コードの汎用性を検討するため、実際の製品で起こる ON-OFF操作における摺動面温度についても、実験との比較を行つた。摺動部品内部の伝熱解析磨耗量は摺動面温度に依存することが分かっており、磨耗量を予測する手段として摺動面温度を正確に予測する必要がある。ポリアセタール製摺動部品の片側間欠摺動形態における磨耗試験を対象として、連続側の形状が半周中空円筒、18tプレート、 64tプレート、32tプレートの際の片側間欠摺動形態に対する 3次元の解析コードを作成し、摺動面で発生した摩擦熱の熱移動現象を検討した。 1.摩耗量と摺動形態の関係既存の研究[51]より片側間欠摺動形態では、連続側の溶融が始まると思われる限界滑り速度においても、間欠側は連続側に比較し摺動面温度が低いことが報告されている。この現象に対して連続側および間欠側の伝熱現象を検討することで熱力学的説明を試みた。 48 2.摺動面積と限界滑り速度の関係およびコード妥当性の検証各間欠側形状における限界滑り速度を算出し、接触面積と限界滑り速度との関係を求め、間欠側形状の変化に対する操作条件の依存性について検討した。得られた接触面積と限界滑り速度との関係を実験結果と比較し、解析コードの妥当性を検討した。ブチレンテレフタレート樹脂の溶着条件最適化に関する検討) (ポリレーザー溶着における溶融領域予測レーザーラップ溶着における溶融領域に影響を及ぼす因子の解明を目指し、平板試験片溶着時に対する 3次元の熱伝導解析コードを作成した。解析コードを用いて、各々の移動現象が溶融領域に与える影響を検討した。 1 部品内部の伝熱現象材料溶融に直接影響を及ぼす投入エネルギー量に着目し、使用するレーザーの出力を変更することで、溶融領域に与える影響を検討した。得られた解析結果と、実験により得られた溶着幅とを比較することにより本来到達すると予測される熱量を推測した。 2.透過側材料内部の光伝播現象レーザーの熱量に対する透過側材料内における光拡散の影響を検討するため、モンテカルロシミュレーションにより光伝播解析を行つた。得られた結果と伝熱解析により予測した結果を比較することで光拡散の影響力を検討した。レーザー溶着における溶着効率測定手法の開発レーザー溶着強度を表す新たな指標の導入を試み、溶着条件の中で最も強く影響を及ぼす因子であるレーザー溶着効率を、精度良く推定する方法について検討した。 1 レーザー溶着強度発現機構レーザー溶着条件であるスキャンスピード、透過側厚み、試験片形状によらず、溶着強度発現機構を表現できる式について検討し、溶着強度に影響する要因を検討した。 2.レーザー溶着効率測定手法の検討レーザー溶着強度を正確に表現できる式を用いて、レーザー溶着効率を求める手法の開発を試みた。また、溶着効率を決める要因についての検討を行つた。 49 ●″ ο ノ粥ー α И И И ι Ｂ島 ‘ らグＤＥ／Ｆ助Ｇ λ 〆〆〃女 κ んち ′ Ｚ ″ ″ Ｐ為鳥乳 ‘ 使用記号弾性変位による接触半径ディスクの輻射散逸表面の面積 [m] 断面積レーザー光の吸収係数 [m3] 歯幅ディスク面の幅ビオ数(=江 /λ ) 各ノードの初期高さの割合 ,ヒ葬燕 [ml [rn2] 1] lm‐ lm] [‐ ] [‐ ] [J/α g・接触面積試料厚み b2] 弾性率摩擦係数 [Pal 0] lml [― ] 荷重垂直荷重接触幅熱伝達率弾性変位最新の摩耗深さレーザー出力摩耗深さ実験的に得られた補正係数平均比摩耗量摩耗係数代表長さ EN] N] [ml [W/ぱ Ю] lm] lml [W] [ml [‐ ] [m30。 → ] [m3/Nml [m] 円形軌跡の周囲長損失質量ノードの位置 lml lmg] [ml 接触圧力クランプ圧力ペクレ数(=ρ ら口 /′ ) 供給エネルギー [Pal EMPal [‐ ] [Wl [Wl 摩擦熱エネルギー流速 [」・sl・ 50 mm‐ 2] ″ θ Ｒん々ＳＬ乃 ■ びツ均ん／ｂ ″ r, 残りのノードの割合ディスクの内径ディスクの外径 [1 熱抵抗ピンの曲率半径 [K/Ⅵ [m] [m] [m] 反射率摺動距離周囲温度ディスクの本体温度シャフト温度 [‐ ] [m] [K] [Kl [K] ″ 場ｙら物 ηλ τ ツ ω ρ ル σ 代表速度ディスクの回転速度ディスクの速度 [耐 S] 操作速度速度磨耗体積磨耗率ヘルツの接触幅試験片までの距離熱拡散係数ディスクの放射率 [m/S] [m/S] [m/S] [m/S] [m3] [mm3N lm l] [■ 1] [m] [m2/sl [-1 表面反射率熱伝導率レーザー照射時間ポアソン比 ‖ [W(mKl] [S] .[‐ 回転速度密度空気の密度 S“ fan‐ Boltzmarm定数・[ad/司 [kg/m3] [kg/m3] 2.K4月 [wぃ o添え字 f ｅｗ岬ｏ ′グ︲ 2 node番号 1 node招靡 2 pin側 ] =ナ diskイ則ｅレーザー強度の下限界レーザー強度の上限界 51 第 2章ポリアセタール樹脂の摺動条件最適化に関する検討 2.1はじめにポリアセタール樹脂の摺動に関しては温度、材料の物性、摺動形態、摺動面の状態、摺動条件などのパラメータが摺動界面だけでなく、界面で発生した摩擦熱が摺動部材本体に熱移動し材料の物性値が変化するため、樹脂同士の摺動は複雑な現象となっている。ポリアセタール樹脂は歯車、軸受けなど摺動性を必要とする工業部材の多くに採用されており、その摩擦磨耗現象に影響する因子に関して多くの知見が得られている。加田ら[67]はポリアセタール樹脂の摩耗と摺動面温度の関係性に着日した研究を行い、摺動条件に関わらず摺動面温度から比摩耗量を決定することができることを見出している。本研究では、基本的な摺動形態である連続摺動において、まず周囲空気の温度差による自然対流と金属シャフトヘの熱伝導のみを考慮した解析を行い、これらの熱移動が摺動面温度に及ぼす影響を評価した。また、樹脂周囲の熱移動の支配的因子を明らかにした後、解析コードの信頼性を検証するため、摩耗試験が可能な限界の摺動条件である限界 PV条件および実製品の使用環境で起こり得る ON-OFF操作条件に設定し解析を行つた。次にポリアセタール製摺動部品の片側間欠摺動形態における磨耗試験を対象として、連続側の形状が半月中空円筒、18nlmプレート、6.4-プレート、3.2-プレートの際の片側間欠摺動形態に対する 3次元の解析コードを作成し、摺動面で発生した摩擦熱の熱移動現象について検討した。 52 2。 2摺動面温度に関する数値解析 2。 2。 2。 2。 1数値解析法 1.1解析モデル実際の摩耗試験機とその断面図を Fig。 2-1に示す。2つの中空円筒のポリアセタール樹脂は、それぞれ金属シャフトおよび回転部である中間軸に固定されており、中間軸に固定されている下側の樹脂のみが、一定のすべり速度で回転する。この回転により、摺動面で摩擦熱が生じる。また、炭素鋼製のスペーサーは、金属シャフトヘの樹脂の差込の長さを調節するために設けられている。Fig。 2-2に 2次元解析モデル図を示す。樹脂周囲の熱移動の支配的因子を明らかにするために、固定側 (上部 )の樹脂・金属シャフト。内部空気の 3領域を解析領域し、周囲空気の温度差による自然対 (A)と流と金属シャフトヘの熱伝導のみを考慮した解析を行った。また、解析領域 (A)の解析により、熱移動の支配的因子を明らかにした後、この支配的因子を樹脂 … 周囲空気間の境界条件において考慮するため、固定側の樹脂のみを含む解析領域 (B)を用いて摺動面温度の決定を行つた。コ E Metallic shaft E Spacer E Polyacetal (POM) E Intermediate shaft Sliding surface :コタ (a) Rotation 6) Fig.2-1 (a) Wear testing machine and (b) cross-section diagram. Contact width L● ■■●●■ : : : : □ Metallic shaft 15.Omm ロ = 菫I (A) Fig.2-2 Schematic diagram of 2-D analysis .regions. 54 □ Polyacetal(POM) 2.2.1.2解析基礎式 0境界条件本研究で取り扱う解析基礎式及び境界条件を以下に示す。解析は 2次元軸対象とし、ブジネスク近似が成り立つと仮定し、熱膨張による密度変化に比べて膨張圧縮による密度変化が無視できる非圧縮性流体とした。【解析基礎式】 <固体部 (ポリアセタール樹脂。金属シャフト)> 熱伝導方程式 ppc′ fIL=ぇ ; ′ ￨;:)(″ 等 )+:)(等 )￨ (2-1) ４フンー﹁︱リヽ︱︱︱ノ＋丁 ∂一 υ 鴫一υ ヽ︱︱ノ ∂ 一′ ｌ ′ ／１１１ヽｌ ∫ 〓ム銭丁 ρ Ｃ (2-2) <気体部 (内部空気)> 連続式 ; ::り:l1/2)+:;;=0 (2-3) Na宙 er‐ Stolces式 ; ′方向子争%=― 子α′ +″ +ン +ν :与 {;多 (等)+:夕 :} (2-4) z方向 :;+″ :;+ν :》 =― エネルギー方程式 paCa(1;￨+″ α ザ :等子・ +ン {::)r(:;)+:り }+gβ 1-島 ) (2‐ 5) ; α i;￨+ツ 1;￨)=え {:f)″ (1;￨)+夕 } 55 2-6) 本解析では、ポリアセタールの熱拡散率 α′を用いて無次元化を行つた。基準長さには、樹脂の高さ Z=15× 103m、基準温度には、現=162℃ (融点助=23℃ (室温)を用い )、ており、この温度差を△r=L― Lとした。無次元化した基礎式を以下に示す。無次元数び iノ , R=士 , z=ぅ τ =/チ =¥,P=ノ等ら , =り /f生 =η /考 , 0つく固体部 (ポリアセタール樹脂・金属シャフト)> 熱伝導方程式 ; 22と =l:[(R♀ 芦象 )+ル (1%声等「 =洗 L)+遅 {ig[(R8給 (2‐ 8) ) 7(aり L)} (2‐ 9) <気体部 (内部空気 )> 連続式士 :卜 ; はび)+:多 Navier-Stokes Rfifi =0 9‐ 10) *; 4!+u{+vou --oP *v. {tZlUl-.Ayl Ar'- 0R AZ AR a,lRAR \AR) AZ') (2-u) zhfi L*uL*v{=-Y.v-{+!o(%\.*).o,,t tu - 0R 02 AZ a,lRAR \0R) AZ') 56 e-tz) エネルギー方程式 ; 争争+ウ =芳腸R(等 )+争￨ +びいり境界条件】【以下に本解析で用いた境界条件を示す。有次元摺動面 ; 9 fIEL=::7, ぇ夕=′ θ ′ (2‐ 14) `力樹脂 /外部空気 ; _ぇ￡1lL=ヵ _rO) (「 ′ 樹脂 /内部空気 %=ツ (2-15) ; =0 解析領域 (A)の場合え =λ α ′生 (2-16) i5,笙 i;デ解析領域(B)の場合 ―え′ ι=Й lr-7Ъ ) :`デ樹脂豚ペーサー『 (2-17) ; p=7Ъ (2‐ 樹脂/金属シャフト解析領域体)の場合 18) ; 2・ 9 ち十 =え s争解析領域(B)の場合う=rO (2-20) 内部空知金属シャフト ; %=ツ =0 57 国師ん等=ム等 (2‐ 21) ∂θ .′ _上望生 ∂Z 2え △r 外部空気樹脂ノ (2-22) ; =;:〔み ―θ。) ― 弊 2-23) 樹脂 /内部空気 ; び =/=0 解析領域 (A)の場合 λ pfI;:生 =λaf:;:笙 (2‐ 24) 解析領域(B)の場合 _些生_二 c_a) 樹脂/スペーサー (2‐ 2o ; ら =θ 0 2-26) ,′ 金属シャフト樹脂ノ解析領域仏)の場合 ; L=ジ ι 菫ぇ s争 ′を 2_27) `と解析領域lB)の場合 2‐ ら =ら ,′ 28) 内部空知金属シャフトび =/=0 ぇ α f:ち 1生 =ぇsf:ち IL (2-29) 58 2.2.1.3解析物性値 Table 2-1に、本解析において用いた操作条件とポリアセタール樹脂の熱物性値を示す。操作条件は、安定した摩耗試験が可能な条件に設定した。 Table 2‐ 1 0perating conditions alld themophysical pЮ perties of POM.140] 19・ 6N Load cり Face pressure c) 0.25NIPa Sliding velocity(D O.091ゴ Roomtemperature(7D 23° C Melting pomt(1%) 162・ c Density(ρ ) S 1410 kg/m3 ° 1378J/(kg・ C) Speciflc heat(ら ) ■ emd conducdvity 6) 0・ 370W/(m℃ ) Therrnd dffus市 ity(%) 1・ 904X10″ 認 s 解析領域(aの場合周囲空気の温度差による自然対流と金属シャフトヘの熱伝導のみを考慮した解析を行うため、Eq 2-23)における熱伝達係数力は、円管外面の自然対流伝熱に関する相関式cq.(2‐ 30))から、外部空気の自然対流による熱伝達の度合いを表す Ⅳレ数を Eq(2-30)に 33))に代入することによつて算出した。ここで、求め、ハリ数の定義式cqθ ‐ おける 0数は、温度差による自然対流の強さを表しておりEq2‐ 31)で定義される。ここで、Eq.(2-30)および Eqθ -33)の代表長さZは、樹脂の高さ0015mに相当する。P/ 数は流体の物性値であり、本解析では空気の P′ 数としてル罰 .72を用いている。 59 円管外面の自然対流伝熱口091; ハウ=0.53(G′ ・P01/4 (2-30) 0=♂ Q― り」 12-31) ンα P/=ど = o‐ 32) ιVα N″ 数の定義式11091; 助 =二 (2-33) 九解析領域(B)の場合内部空気と外部空気を解析領域に含んでいないため、Eq2-23)および Eq(2-25)における熱伝達係数みについては、層流の強制対流伝熱に関する相関式(Eq 2-34))から、樹脂の回転によつて発達した層流の強制対流による熱伝達の度合いを表す N″ 数を求め、N″ 数の定義式lEq(2-33))に代入することによつて算出した。ここで、Eq 2-34) を用いた。における R`数は、樹脂のすべり速度 /により算出される回転 Rι 数、R′ ′ “ ここで、Eq(2-34)および Eq 2-35)の代表長さ4五は、それぞれ樹脂の内径 001m、樹脂の高さ0015mに相当する。層流の強制対流伝熱に関する相関式 11091; 助 =1.86 Re蒻 Re_ν 3Prソ 3● /zソ β ソ 1/z/μ )0“ =些 (2-34) (2‐ 35) 1/α また、解析領域cAlおよび解析領域(B)の解析において用いた物性値をTablc 2-2に示す。 60 Table 2-2 Physical properties of the air and metallic shaft, [40,1091 Air Thermal expansion coefficient ( B ) 3403X10‐ 31/K Viscosity at the wall temp. ( g ,)* 2133X10‐ SPas l.532X105m2/s Kinetic viscosity ( tz ,) Density (p ,) S pecific heat (C") 1.006J/(kg° C) Thermal conductivity ( ,1. ,) 2594X102w(m° C) l 193 kg/m3 2161X10‐ 5m2/s Thermal diffusivity ( o,) M etallic shaft Density (p ,) S pecific heat (C,) 7840 kg/m3 Thermal conductivity ( ,1. ,) Thermal diffusivity ( a,) 53.60W/(m° C) 5020」 /(kg° C) 1.362X10‐ 5m2/s +Side wall lemp. T, of POM was assumed at90 "C. 61 2。 2。 1。 4計算アルゴリズム 2-3に解析フローチヤートを示す。各解析基礎式は、有限体積法により離散化を行い、SIMPLE法 [110]を用いて解析した。また、本解析は非定常計算であることから、 ∠庁1秒とし、摺動面温度が安定するまでの 900秒間の摺動時間について計算を行つ Fig。 2になつた時点で収た。各時間における速度、温度の反復計算後、残差(ε R)が <1× 10‐ 束したとみなした。残差の定義は 2.6 Append破に示す。発生する摩擦熱は、摩擦係数 /を用いて表 Eq。 (2-14)で与えられる樹脂の摺動によりされる。ここで、実験により測定されたポリアセタール樹脂の摩擦係数 /を Fig。 2-4に示す。ポリアセタール樹脂の摩擦係数は、樹脂の配向がそろうことによつて摩擦係数が小さくなり、時間の経過に伴う接触面積の増加によつて、摩擦係数が大きくなるという特徴を有する。このため、本解析では、Fig。 2-4に示した摩擦係数の近似式に従い、タイムステップごとに摩擦係数の更新を行つた。また、解析領域(A)におけるメッシュ数は、樹脂部で (R,a=(40× 80)、金属シャフト部で (R,a=(40× 40)、内部空気領域ではメッシュ数一 (R,Z)=(40× 40)であり、等間隔格子を適用した。方、解析領域 (B)でシフ (R,a=(40× 80)に設定し、Fig。 2‐ 5に示すように、樹脂領域の未挿入代(金属ャトを挿入していない部分)にのみ不等間隔格子を適用し、それ以外は等間隔格子に設定した。 Set initial condition T:T*Ar ting friction coefficient Solve R-momentum Solve temperature Solve Z-momentum Convergel Pressure correlation Finish Fig.2-3 Flow chart of solution procedure. 62 〓ヨｏ︼ｏ８８電一頃ｏこ 0.6 ￨ 0。 5 0.4 0.3 0。 2 0。 1 0 0 200 400 600 800 1000 Tin■ c[sec] Fig.2-4 Approximation of the friction coefficient. 40 / / / □ Met」 Hc ― / 18 Inserted part sha■ □ Poヶ acctal(POM) Unlnserted part (B) ヽ 22 ヽ＼＼ヽ＼ヽ＼ Fig.2-5 Mesh number of the analysis region (B). 63 2.2.2結果及び考察 2.2.2.1摺動面温度に及ぼす樹脂周囲の熱移動の影響 Fig.2‐ 6に、解析領域oにおける温度分布及び空気の速度分布を示す。この結果、金属シャフト内の温度分布は、ほとんど均一であった。一方、内部空気領域では、摺動面付近の空気が高温であるのに対し、金属シャフト付近の空気は低温であることから、温度差による自然対流が生じていることが分かる。しかし、空気の自然対流は、最大速度が 0.002m/sと非常に弱い対流となっているため、摺動面温度にほとんど影響を及ぼさないと考えられる。 Fig.2‐ 7に、本解析の摺動面温度について実験値と比較を行つた結果を示す。ここで、摺動面温度は摺動面の中心で定義されている。この結果、解析値は実験値よりも約 23.8℃ 高くなつていることが分かる。これは、Fig.2-6に示したように、金属シャフトヘの熱伝導および空気の自然対流が無視できるほど小さく、これらの値を用いて摺動面温度を求めていることが原因であると考えられる。そこで、実際の樹脂周囲で起こる熱移動は、樹脂の回転による強制対流伝熱が支配的な因子であるということを仮定し、これ以降は、解析領域o)において解析を行い、樹脂の回転による強制対流伝熱を考慮するため、Eq.(2‐ 34)より算出された熱伝達係数力=1494W/(m2.oc)を適用した。 64 tr Metallic shaft f Polvacetal (POM) 23。 5 118。 7 Telmneranlre「 Ocl Vmax=0。 0021n/s r Fig.2-6 Temperature profile and velocity distribution of air. 65 Measurement pourt E Metallic ! shaft ００００００００４２０８６４２ ; 百髯８綱ヨ∽ コ焉ｂＱ［Ｐ］ｏ ■ 23 「 400 Polyacelal (POM) 600 Time [Sec] Fig.2-7 Comparison of the sliding surface temperature with experimental result. 66 101 2.2.2.2摺動面温度についての実験値との比較 Fig 2‐ 8に、摺動面温度についての実験値との比較を示す。樹脂の回転による強制対流を考慮した熱伝達係数力=1494W/(m2.℃ )を適用することによつて、実験結果と良好な一致を示すことが分かる。この結果より、金属シャフトヘの熱伝導および空気の自然対流より、むしろ強制対流の影響が支配的であることが分かった。上記の条件で、すべり速度を 008∼ 0.10ゴ sに設定した場合における、半径方向に対する摺動面温度分布を Fig 2-9に示す。Eq(2-14)より、摩擦熱が樹脂の半径に比例することから、樹脂摺動面の温度は外径側に進むほど高くなり、また、側面では対流伝熱により摺動面温度は下がることが示された。このため、摺動面の最高温度は、中心よりやや外側に位置することが分かり、この部分から樹脂が溶融し始めると推測できる。また、Eq.(2‐ 14)において、摩擦熱はすべり速度に対しても比例するため、速度のとともに摺動面の最高温度も上昇することが示された。増カロ 67 Measurement ooint tr Metallic shaft E Polvacetal (POM) “︼ｏＱ日８８ど彗 ∽ ［０﹄〓づ↓ 120 Simulation 100 80 Lxperllnent 60 ＦＦ＞ 40 20 0 0 200 400 600 Tittle「 Rec] Fig.2-8 Approximation of the surface temperature. 68 800 1000 tr Metallic shaft tr Polvacetal (POM) １１６２８４０６００９９９８ｏ日髯ｏ［撼おＱご彗∽ ０﹂出づ 10.0 =0。 101m/ =0。 09n1/s =0:08m/s 1 12。 0 1.0 Distance from central axis Fig.2-9 Sliding surface temperature in radial direction. 69 13。 0 2。 2。 2.3限界 PV値の評価摩耗試験において、ある限界の摺動条件を超えた場合、摺動面からの樹脂の溶融が起こる。この樹脂の溶融が起こらない限界の摺動条件は、限界 PV値と呼ばれ、実製品としての適用可能性を知るための重要な指標となる。しかし、実験における限界 PV値は、摺動条件を変更しながら、樹脂摺動面を観察するという方法により評価されている。そこで、本研究では、摺動面半径方向の最高温度が、融点 162℃ に到達しない限界の摺動条件を限界 PV値として評価を行つた。Fig。 2-10に、すべり速度の増加とともに摺動面の最高温度をプロットした図を示す。この結果、樹脂の融点 162℃ に到達しない限界すべり速度は、0。 184耐 sとなり、このときの限界 PV値は、限界すべり速度 184耐 sと一定面圧 0.25MPaの積によって、4.6× 10 2MPa・ m/sとなることが分かった。ここで算出された限界 PV値は、実験で評価された限界 PV値 4.5× 10 2MPa° m/sと非 0。常に近い値になることが示された。 ●∽ ｏＱ日８ｏｏご﹄［０﹄〓・罵﹄ 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 0.00 0.05 0.10 0。 Sliding velocity [nn/S] Fig.2-10 Evaluation of the limiting sliding velocity. 70 15 0。 20 2。 2.2。 4限界 PV値に及ぼす摺動接触幅の影響摺動接触幅を変更すると、接触面積が変化するため、摩擦熱に影響を及ぼすと考えられる。そこで、内径を一定とし外径を変えて、摺動接触幅を変更した際の限界すべり速度を評価した。また、各接触幅における限界 PV値について実験との比較を行った。 Fig。 2… Hに接触幅を変更した際の限界すべり速度を示す。また、Fig。 2-12ではこのときの限界 Fig。 PV値について実験との比較を行つている。 2-11から、接触幅を増加させると、すべり速度の増加に伴い摺動面温度が急激に上昇することが分かる。これは、接触幅の増加により、接触面積が大きくなり、摩擦による発熱量が増加したためである。一方、接触幅を減少させた場合、接触幅の減少により摩擦熱が減少するため、すべり速度の増加に伴う摺動面温度の上昇は緩やかになっている。この結果、各接触幅における限界すべり速度と一定面圧の積によつて得られる限界 PV値は、Fig。 2-12のように、実験値と良好な一致を示した。Table2… 3に各接触幅における限界すべり速度、熱伝達係数をまとめている。この結果、接触幅が小さくなると、限界すべり速度が大きくなり、熱伝達係数も増加していることが示されている。今回、このすべり速度に依存する熱伝達係数は、実際のモデルの熱移動をよく再現でき、摺動面温度を決定する上で非常に重要な因子である。また、摺動面温度を決定することにより、理論的に限界 PV値を評価できることが分かった。 w.:10.5 x l0-3m ◆ w":2.80 x ■ ▲ 0.00 Melling point 9f POML162 ● ［０］ｏ︼づ撼︼ｏＯ日８ｏｏ綱︼●∽ 。 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 w^:1.50 x 10-rm w^:0.75 x 0.10 0。 20 0。 30 0.40 Sliding velocity[m/s] Fig.2-1l Evaluation of the lilniting sliding velocity with various contact widthe 71 1o-3m 10-3m 7 0。 10 甲ヒ 0。 09 菫 :::: τ O。 06 運 0.05 Ц simulatiOn 一一こ::::02 ピ 0。 E Experiment :::: 0.0 4.0 2.0 6。 0 8。 0 10.0 Contact width I x 10-3m] Fig.2-12 Comparison of limiting PV value with experimental result. Table 2-3 Heat transfer coefficient at each contact width. W. [t10-'*] 0.75 Vmm■ [m/s] 0。 hui. [W /(^' 375 24.05 1。 50 0.255 21.15 2。 80 0.184 18.97 10.5 0。 098 15。 72 37 "C)l 12.0 2.2.2.50N-OFF操作における摺動面温度の評価ここでは、解析コードの信頼性を確認するため、実際の製品で起こる ON― OFF操作を行つた。電子機器や自動車用の摺動部材には、常に摺動が起こるわけではなく、起動と停止が繰り返し起こつている製品が多くみられる。そこで、本研究では、30秒ごとに摺動(ON)と停止(OFF)を繰り消す、簡単な ON-OFF操作を行つた。Fig 2-13(al,(b) に、ON-OFF操作における摺動面温度と摩擦係数をそれぞれ示す。この結果、ONのときには発熱による温度上昇、OFFのときには放熱による温度低下がみられ、実験値を十分に再現できていることが分かる。しかし、150秒から450秒の間に、摺動面温度にわずかな実験との差異が見られた。これは、Fig 2-13(b)に示すように、ポリアセタールの摩擦係数の解析値が連続摺動のときの値を用いているためである。ON― OFFにおける実験の摩擦係数は、OFF時に摺動が停止するため、安定した摩擦係数をとるまでに時間を要する。このため、摩擦係数が安定するまでの摺動初期で実験値とのずれが生じている。そこで、Fig 2-14(al,(b)に、ON― OFF操作において実験で測定された摩擦係数の近似式を適用した際の摺動面温度と摩擦係数をそれぞれ示す。この結果、 ON-OFFの実験値との差異がほとんど見られない良好な一致が得られた。以上から、本解析で作成した解析コードの十分な信頼性を得ることができた。今後、この解析コードを基盤とすることにより、異なる摺動形態での摺動面温度の評価が可能となる。 73 Ｑ日髯８ご彗∽ 彗↓ “ ︼ｏ［］ｏＯｏ 100 Simulation 80 60 40 20 0 200 400 600 800 1000 Time Isec] ８８電︼〓ヨ選頃ｏ占 0.6 0。 5 0。 4 0。 3 0。 2 i Experiment Simulation 0。 1 0。 0 200 400 600 800 1000 Tilne [scc] Fig.2-13 (a) Sliding surface temperature and (b) friction coefficient operation every 30 seconds. 74 in ON-OFF Ｑ日髯８編澤∽ ［］〓三“ ︼ｏＯｏ 80 70 60 50 40 30 20 Experiment Simulation 10 0 200 400 600 800 1000 Time Isec] Ｂ■■ ＬＬＲＬＬＲＪ■ ▲ Simulation 』ALJA凸 ■１１日︱ＩＥ■■ 0.4 Experiment 贔＝＝ 0.5 １日Ｅ■ 0.3 ■■■■■ lil ■口■口■ 0.1 ■■■■■ 0.2 ■■口■■ ︲Ｏ００倒〇■０［］一口０︼ ⊇鋼Ч ︼﹄︼ 0.6 0.0 200 400 600 800 1000 Time [sec] Fig.2-14 (a) Sliding surface temperature and (b) correlated friction coefficient in ON-OFF operation every 30 seconds. 75 2.3片側間欠摺動形態における樹脂摺動面温度の予測 2.3.1数値解析法 2.3。 1.1解析モデル摩耗試験に使用する試験機およびその概略図を Fig 2‐ 15に示す。この試験機は試験片を上下に設置し、台座側の試験片を一定の滑り速度で回転させることで試験片接触面において摩耗を引き起こす。一方、装置上部に固定されている試験片には装えられ摩耗条件を操作できる設計になっている。間欠的に摺動置より任意の荷重がカロを行う中空円筒形の下側試験片と、連続側となる上側試験片として、下側で使用する中空円筒の円周を半分除去した半月中空円筒、それぞれ厚さの異なる 18nlmプレート、6 4nlmプレート、3 2nlmプレートを用いた計 4つの組み合わせの解析モデルを Fig 2-161こえヽヽ。「 3種の上側試験片は、既存の研究結果 [68]から摩擦表面から8 nlm以上上方で固定されていると仮定し、固定領域を無視した。また、2種のプレートに関しては、プレートの中心で下側試験片と接触していると仮定し、非接触面の長さを 10 nlmと統一した。加えて、Fig 2-17に示すように、プレートに置ける下側試験片との接触領域を本来の接触面積と同じ面積をもつ矩形領域として与えた。一方、下側試験片においては、試験片全体を解析領域とし、金属シャフトとの接触を境界条件として考慮している。また、周囲空気の境界条件は、前節の結果より自然対流の影双方の試験片における樹脂― 響を無視し、回転による強制対流の影響のみを考慮する。更に前節では上側と下側の試験片形状が同一である事から2次元解析を行つたが、本節では上側の形状を変化させている事から3次元解析を実施した。 76 ＝＝Ｌ＝＝劃 shaft E E Polyacetal (POM) Intermediate shaft ,.' Upper part 一一 ¨ ¨ 晒 ⇒ I E Metallic E Spacer … … … ￨― 垂ご Rotation Fig.2-15 Wear testing machine and cross-section diagram. :12.8mm 22.8nlrll :10.Omm 2.8m 18mm Or 6.4mm Or 3.2mm 18.Omm 18.Omm Half i10.Omm_ 18.Omm 15.Omm ■ Z cylinder :12.8mm 18t or 6.4t or 3.2t plate Hollow cylinder (n; tower part (a) Upper parts Fig.2-16 Numerical models of each sliding specimen. 日 □ aml霞卜蒻動 Fig.2-17 Transformation of contact area on plate part. 77 2.3.1.2解析基礎式・境界条件本解析で取り扱う解析基礎式及び境界条件を以下に示す。【解析基礎式】 <上側試験片 (半周円筒・プレート)> 熱伝導方程式 ρ ρ ; CtttL=λ {):)(rf;￨)十 :与 :i'卜 +1;'L} (2-36) c`翌 LL=ぇ {1:'￨+1:'￨+1;,￨} (2-37) <下側試験片 > エネルギー方程式〆 {1;￨+;金 (″ ; 鳥 ll=え {;:)(″ :;￨)十与ず争髪 } +:〃 2‐ 38) 本解析では、ポリアセタールの熱拡散率 αを用いて無次元化を行つた。基準長さには、間欠しゅう動部の高さZ=15X103m、基準温度には、し =162℃ (融点)、 rOつ3℃ 町を用いており、この温度差を∠r=為一%とした。無次元化した基礎式を以下に (室 γ 示す。無次元数 L (2-39) ″ =ブ ,R=:,χ =:,y=誉 ,Z=`,τ =/子 ,ら =亀チ者 <上側試験片 (半周円筒・プレート)> ∂L=l:[(Rfξ 生生橋)+11(空 )+争 :メ :ン 78 2-40) 争 =争 +争 +り (2-41) <下側試験片 > 争+l場にD=士会等)+十 (等)+争い (2‐ 42) 境界条件】【以下に本解析で用いた境界条件を示す。え等等=らえ等等=ら +え ,=′ +え ?=′ ψ ψ (2‐ 43) (2‐ 44) 樹脂/空気 (垂直部); ―力争 =― チ慾 =ち (Ъ ― え Q島等 “ =力 _ぇ ― (2-45) ) ・ 2‐ 46) ) 笠==ち Q_島 ) (2‐ 47) 樹脂/空気 (水平部); ―え =み〔鶴―鳥) 等 _ぇ笠L=みヶ Q_.) (2-48) ,多 (2-49) 上側試験片上辺、下側試験片底面、樹脂/金属シャフト ; ろ =Ъ =几 =島 (2‐ 79 50) しゅう動面 ∂ら +些生 =望生 ; (2‐ 51) ,″ ∂Z ∂Z λ△r ∂ ら +些生 =重生 y ,″ (2‐ 52) Z ∂ λ△ 『空気 (垂直部 ); 樹脂ノ ∂ ― めと等 =-1等考 C″ ― ― ― めと参考傷″ ― D 争 =等し生 (2‐ 53) (2‐ 54) (2‐ 55) ,一空気 (水平部); 樹脂ノ ― ― D ″ 乞字寺し ― めとり=午 Cヵ ― (2‐ 56) (2-57) 金属シャフト上側試験片上辺、下側試験片底面、樹脂ノ ; ら =ら ,″ ,″ =ら =ら ,ら (2-58) ,0 80 2.3.1.3解析物性値操作条件とポリアセタール樹脂および装置周囲空気の熱物性値は、前節 22.1.3 (Tablc2-1,2‐ 2)と同様の条件、物性値を用いた。操作条件は、安定した摩耗試験が可能な条件に設定した。なお、Eq(2‐ 43)および Eq(2‐ 44)で与えられる、摺動に起因する摩擦熱を求める際に用いられる面圧 Pは装置からの一定カロ重と試験片同士の接触面積からEq.(2-59)として、一方で回転速度のはすべり速度と中心半径 4=11.4mmを用いて Eq(2-60)として与える。 PIN/m2]= ω日 = Contact arealm2 = 196N )- Contact or"ol^'l (2-59) (2‐ 60) 樹脂/空気 (垂直部)における境界条件試験片の垂直方向の面αッ,yフ ,″ ‐ Z,Z― θ平面)の境界条件であるEq(2‐ 53)∼ (2‐ 55) 中の境膜伝熱係数力は、垂直平板に発生する自然対流による対流伝熱に関する相関式(Eq。 (2-61)∼ Eq(2-63))から、対流による熱伝達の度合いを表すノ V″ 数を求め、プ V″ 数の定義式(Eq.(2-66))に代入することで算出した。ここで、Eq 2‐ 61)における Gン数には代表長さとして、上側試験片の高さら=0.8mlnを与え、Eq(2‐ 63)に対しては下側試験片の高さん=15mmを用いた。垂直に直立する平板上に発生する自然対流に関する相関式 [111] Nu“ =0 5551Gr・ Pr)V4,Gr= g.p.LT ツ Nub=0 5551Gr・ Prソ , Pr=12 (2‐ 61) ιとα θ △ rち 3,Pr=生 4,Gr=gβ ・ (2-62) ツ N″ .l-3 α α 数の定義式 μ091 ′ α Null年 ,Nち =年 ,｀ u"=年 ,Nち =等 81 (2-63) 樹脂/空気 (水平部)における境界条件試験片の水平方向の面∈ z,″ θ平面)の境界条件であるEq(2-56)および Eqθ -57) のうち、Eq 2-56)はプレート型の上側試験片の底面における非接触領域での条件を表す。この面では下側試験片の回転による強制対流の影響を受けると仮定し、 Eq 2-56)における熱伝達係数力は、水平平板上に発生する強制対流に関する相関ハリ数の定義式 Eq σ-63)に代入することで算出した。 V″ 数を求め、式cq2-64))力もノここで、Eq。 (2-64)における Rι 数中の速度には樹脂の回転速度 ω と中心半径場 = 11.4nlmから算出される値を、代表長さには各プレートの厚さを用いた。水平平板上に発生する強制対流に関する相関式 μ12] Nu,, =9.664P"v2 nrY', X"=d"'1'l* va , Pr=? da 2‐ 64) 一方、Eq(2-57)は下側試験片の上面における非接触領域での条件を表す。Eqθ -57) における熱伝達係数力は、水平に置かれた回転する円板上に発生する強制対流伝熱に関する相関式(2165)式 )から、N″ 数の定義式(Eq。 (2-64))に代入することで算出した。また、Eq.12-65)における Rι 数中の値には樹脂の回転速度 ω と中心半径グ用いた。 `=11 4nlmを無限円筒側面に発生する乱流における強制対流に関する相関式 [1131 Nuu, =6.399q.r'z Pr.4r, g"=d"l '' va " pr=!^: da 82 (2-65) 2。 3.1。 4計算アルゴリズム 2-18に解析フローチャートを示す。支配方程式は有限体積法で離散化し、ハイブリッド法 [110]と TDMA法 [110]を用いて計算を行った。本解析プログラムは∠′=0.ls とした非定常計算であり、計算時間は摺動面温度が安定するまでの 900秒間とした。 2になった時点で収束したと見なした。各試験片内の温度を計算後、残差(敬 )が <1× 10‐ 残差の定義は前節と同様である(2.6 Append破参照)。摩擦係数 /を用 Eq。 (2-43)および Eq。 (2… 44)で与えられる摺動に起因する摩擦熱は、いて表される。本章においては、ポリアセタール樹脂の摩擦係数に、実験より得られた上側試験片ごとの定数を用いる。Table 2… 4に各解析モデルに用いた摩擦係数及び、メッシュ数を示す。なお、Fig。 2‐ 19に示すように、円筒型試験片の 0方向、Z方向における樹脂領域の未挿入代 (金属シャフトを挿入していない部分)の一部、およびプレート型試験片の X方向の非接触部とY方向に対して不等間隔格子を適用し、その他の Fig。領域においては等間隔格子を適用した。 Set initial condition t - t*lt Solve Top-tem Solve Bottom-tem Converge? Finish Fig.2-18 Flow chart of solution procedure. 83 Table 2-4 Dynamic friction coefficients and mesh for each shape oftop part. [40] Shape Dynamic friction coeffi cient of f top part Mesh (R2,0) or (X/,,2) Top Bottom part part Half cylinder 0.22 (12,58,32) (12,72,66) 18t phtc 0.20 (24,58,22) (12,72,66) 6 4t platc 0.36 (24,58,22) (12,72,66) 3.2t platc 0.40 (24,58,20) (12,72“ 6) 5.Omm 10.Omm Ｉ一一一丁ｍ．ｍ．．３５００ (C)Platc Oftop part Fig。 2‐ 19 Ⅳlesh number of unequally‐ spaced grid. 84 。５一・ (b) Cylinder oftop part ６・ 10.0mm 2.8mm 10.0mm ・Ｉ ¨ *i- ■１ ■ ︱︱二Ｉｍ．．ｍ０．３﹃﹄ → immr J 2。 3.2結果及び考察 2.3。 2。 1限界滑り速度の決定本研究においても既存の研究 [68]と同様に、樹脂の溶融が起こらない限界の摺動条件の指標となる、部品への面圧と滑り速度の積で表される限界 PV値を、摺動面の最高温度がポリアセタールの融点 162℃ に到達しない限界の条件における値とする。本章における面圧は、前途 Table2-1に記載された一定の荷重から算出されるため、限界 PV値に対する滑り速度を限界滑り速度とする。 2-20に上側試験片の形状が半周円筒であるモデルにおける速度変化に伴う接触面の最大温度の経時変化を示す。Fig.2-20のどの速度の条件においても、600秒を Fig。超えると温度上昇が落ち着いており、以降定常状態になると判断する。このことから、本解析において解析を 900秒間行うことにした。それぞれのモデルにおける限界滑り速度の際の接触面の最大温度の経時変化とその結果を重ね合わせたものを Fig。 2‐ 21に示す。どの結果においても600秒の近辺においてポリアセタールの融点である 162℃ 未満の温度で定常状態となることが確認できる。重ね合わせの結果からも各モデルの経時変化がほぼ同様の変化をしていることが確認されるが、接触面積の小さいモデルほど定常状態の温度に至るまでの時間が遅れることが判断できる。この結果よりそれぞれのモデルにおける限界滑り速度を、半周円筒で 59.6cm/s、 18mmプレートで 61.6cm/s、 6。 4mmプレートで 22.2cm/s、そして 3.2mmプレートで 15。 8 cnムと決定した。００９７０００００５３１９７００５３ｏにお旨︼ヨ一［卜益 Σ ｐ］ｏ 300 600 Tinne [s] Fig.2-20 Temperature profile of sliding surface on half cylinder model. 900 Oo』 n阜 7■ 98 odШ ol oolJIns BIIIPIIS J0 00110pIIodop ouIIェ s,Iセ d Iτ ‐ ・BII τ dottJo odセ Чs Чo7■ (0) [S]OLLII』 L 008 009 09 08 001 0乙 L [ 』7d dolJo o171d早 81 (q) 阜ざ］〓巽日① 韓ｃ８［ヨ﹁﹃ [S]Э llII」 L 009 006 008 シ９８０乙シ９８００００００００ e1u1d l?'9 (r) 009 [S]Э IIIIIェ 008 oシ 09 l*sr\ ) ぼ X 卜 J 088 o,:il"^?J:r r' 001窮 ) I蹂 0シ lュ 0乙 091ユ 081ざ 1rud dol yo .rapq1f,c JIBH (B) Ｏｏざ］〓巽日① け ” ｃぉ［ヨ窮■ 6 009 [S]Э ILIIェ 000 ｌＦＩＩ s/r,u3 9'69 ｌｒ ,{1rco1e,t Surprls トー pЭ llltll可ＬＩ上甲Ｌシ９８０乙シ９８００００００００ｒノシ９８０乙シ９８００００００００ 000 ° τττ Eurprls / pЭ llluI■ δ］〓巽日① 稗嘔ぉ［ヨｏ① ︻ [s] eurtl 009 ざ］〓巽弓８ｄｏご８［︻ ” 006 0シ ЭWId lτ・ε◆ ЭWId lシ゛ 9◆ OWId 181 JopuHκo J12H Oシ 091 08「 Лιd dolJo o'71d ttτ ° 阜 C(p) 006 uud do1;o 006 S/111Э ,(1rco1en ・ ШШクヽ 2。 3.2.2摺動面における熱移動既存の研究 [51]で示されている通り、片側間欠摺動形態では材料の磨耗は連続摺動側から起こり、この現象は連続摺動側が間欠摺動側よりも温度が高いためであると報告されている。Fig。 2-22に間欠摺動試験の結果を示す。連続摺動側である上部試験片だけが磨耗している事が分かる。しかしながら、Fig。 2-23における各モデルの限界すべり速度における定常状態時の温度分布では、どのモデルにおいても上下双方の摺動面温度は同じ融点の値を示しており、摺動面からの温度分布にも大きな違いは見られない。ここで間欠摺動の効果を検討するため、上側試験片の形状が半周円筒のモデルにおける摺動面の周方向の温度分布を Fig。 2… 24に示す。この図において、間欠摺動側である下側試験片の温度分布では摺動面と非摺動面との間で大きな温度差が現れており、下側試験片は回転していることから摺動面に移動した瞬間に急激な温度低下が起こることが読み取れる。このことから、摺動面温度が融点を満たす状態であるとき、連続側である上側試験片ではその熱量により溶融が引き起こされる一方、間欠側である下側試験片の摺動面では潜熱を満たすより先に熱量が外部へ流れ溶融が起こらないと推測できる。以上のことから、間欠摺動側よりも、常に融点の温度を維持する連続摺動側が先に材料の溶融が起こる、間欠摺動の効果を説明することができる。なお、既存の研究結果 [51]において、放射温度計はこの急激な冷却効果の後の値を読み取つたと推測できる。 Continuous side Intermittent side (b) after testing (a)Initial stttus Fig. 2‐ 22 Pictures of the result about wear testing with intermittent sliding condition. 87 Half cylinder on CYlinder 13ビ plnte 6.4t Plate on Cflinder on rylinder ∞∞ ￨ 2コ Temperature t"cl Fig.2-23 Temperature distribution of each model. 111‐ 哺由￨￨￨￨￨￨￨￨ ■●2 3.2t Plate on qlinder Lower 1 楓 158 ￨ Temperature t'Cl 162 (a) Temperature distribution of sliding surface 冒Ｌｏ﹂コ焉﹂ｏＱＥｏト 163 162 161 160 159 158 157 156 011さ「 Lower r「 90 180 270 Circumferential angle [deg.] 360 (b) Temperature distribution along circumferential direction Fig.2-24 Distribution of temperature for half on cylinder. 89 2.3.2。 3接触面積と限界すべり速度の関係 2.3.2.1で決定した各モデルに対する限界滑り速度において、接触面積との関係を持つて妥当性を検証する。比較対象となる実験における上側試験片の形状ごとの限界滑り速度の結果を Table 2‐ 5に示し、解析結果と併せて、接触面積と限界滑り速度との関係をFig.2‐ 25に示す。解析結果における接触面積 200-2の限界滑り速度の値は、前節の二次元解析より算出された 38.7∽ムの値を使用している。Fig.2‐ 25より、解析結果と実験結果はピークをもつ曲線を描いており、双方の傾向は概ね一致している。双方の結果の誤差の大きな原因として、実験における限界滑り速度を材料の溶融を目視により確認した際の速度で決定していることが挙げられる。そのため、実験では正確な限界滑り速度が計測されているとは言い切れず、実験による日視での判断には限界がある。一方、本解析で作成した二次元解析コードにより本来の現象が正確に再現されており、確実な限界滑り速度の値の算出が行われたと判断する。従つて本解析手法を用いる事で、どのような小さい top partでも正確な限界滑り速度を算出することが可能である。 Tabte 2-5 Experimental data. [40] shape 1 6t phtc 3 2t phte ●Ｚつ４つ４つ４ Lhicd sld咤 vcbc● にゴ Sl 100cyh“ r 90 6 4t platc 24 18t phtc Half cvttdcr 55 cylinder 46 つ一︻ｏ ●︻ ● 卜朝日電︼鋼■二む︼﹁﹁● 〓日︼ｄ 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0。 2 イト Numerical silnulation 圏 ]Experimental datar2 0.1 0 50 100 Contact area lmm21 Fig.2-25 Contact area vs. Limited sliding velocity. 150 2.4まとめ摺動面温度に関する数値解析ポリアセタール樹脂の摩耗量予測に必要となる、摺動面温度を決定するための解析コードの開発を最終日標とし、樹脂周囲で起こる熱移動における支配的因子の探索や、実験との比較による解析コードの信頼性の評価を行つた。解析の結果、次の知見を得た。 1 樹脂周囲における熱移動金属シャフトヘの熱伝導および空気の自然対流は、摺動面温度にほとんど影響を及ばしていないことから、無視できるほど小さいということが分かつた。また、このことから、実際のモデルにおける熱移動は、樹脂の回転によつて発達する層流の強制対流伝熱の考慮が必要となることが明らかになつた。 2 解析コード妥当性の検証樹脂の回転によつて発達する層流の強制対流伝熱を考慮することにより、摺動面温度について実験結果との一致が得られた。また、摺動面の最高温度を評価することにより、実験と一致する、理論的な限界 PV値を決定することが可能となつた。また、実際の製品の摺動条件となるON-OFF操作において、本解析における摺動面温度は、実験結果を再現することができており、解析コードの信頼性を評価することができた。片側間欠摺動形態における樹脂摺動面温度の予測片側間欠摺動形態における幾何学的因子の影響の検討および、実験との比較による二次元解析コードの信頼性の評価を行つた。解析の結果、次の知見を得た。 1.片側間欠摺動形態における幾何学的要素の効果間欠摺動側および連続摺動側の双方の摺動面の温度分布の比較により、連続摺動側では摩擦に伴う熱が保持される一方で、間欠摺動側に与えられた熱量は空気との接触により瞬時に空気中に逃げる。そのために、間欠摺動側では温度の急低下が発生し、材料溶融のための熱量を失う。以上のことから、間欠摺動側よりも、常に融点の温度を維持する連続摺動側が先に材料の溶融が起こる、間欠摺動の効果を説明することができた。 92 2.接触面積の変化による操作条件への影響 4種類の異なる形状の連続摺動側試験片を用いた片側間欠摺動形態の解析により、接触面積と限界滑り速度の関係を求めた。得られた関係に対して解析結果と実験結果との比較の結果、良好な依存関係の一致を得ることができ、解析コードの信頼性を評価することができた。これまで実験における限界滑り速度を材料の溶融を目視により確認した際の速度で決定していたが、本研究にて作成した二次元解析コードを用いる事でどのような小さい top partでも正確な限界滑り速度を算出することが可能である。以上のことから本研究により、摺動部品の形状変更に対応しうる、磨耗予測のための摺動面温度を見積もるための解析コードの開発に成功した。ｎフ 2.5使用記号らグ／ｇ比熱 [J/α g・樹脂内径摩擦係数重力加速度 [m] [‐ ° C)] ] [m/s2] ｒｅグラスホフ数 (=gFArZ3/α 2) Й ｚ Ⅳ 馬 ′ Ｐル ‘ ″ Ｒルｒｒ熱伝達係数代表長さ(樹脂高さ) 荷重ヌッセルト数空気の圧力面圧、無次元圧力プラントル数摩擦熱 r軸座標無次元 r軸座標レイノルズ数 [― ] [w/(m2.oc)] [m] [N] [‐ ] [Pa] [Pa] [― ] [=￨は,9] [m] Ъ 為乃時間温度ポリアセタール樹脂の融点 ″ υ 壁面温度室温 r方向速度 [‐ ] [― ] [S] [° [° [° [° ν ／ ″ ″ ｘ χ ツｙ無次元 R方向速度 z方向速度すべり速度、無次元 Z方向速度すべり速度無次元すべり速度 x軸座標無次元 x軸座標 y軸座標無次元 y軸座標 z軸座標 94 C] C] C] C] [ゴ S] [ゴ S] [nyS] [m/S] [nyS] [― ] [m] [― ] [m] [― ] [m] ｚ αβ 〃 θ の λ μ んツ ρ τ ω 無次元 z軸座標熱拡散率体膨張係数温度差 [‐ ] [m2/sI C] [° C] [1/° 周方向座標無次元温度熱伝導率粘度為における空気の粘度 [― ] [‐ ] ° [W/(m・ C)] [Pa・ S] [Pa・ S] 動粘度密度無次元時間角速度 [m2/s] [kg/m3] [― ] [rad/S] αらレ ι ′ ｓ滋 ″ ″励 ●添え字空気下側試験片 (間欠摺動側) 下側試験片上面円筒中心半径ポリアセタール金属シャフト半周円筒試験片プレート試験片上側試験片 (連続摺動側) 上側試験片底面 95 2.6 Appendix 2.2.1.4計算アルゴリズムにおける残差の定義は以下の通りである。各時刻におけるエネルギー方程式は格子点 P(I,J,つにおいて、以下のような代数方程式で書き表せる。 AP(I,」 ,K)■ T(I,J,9=AW(I,J,K)■ T(I-1,J,9+AE(I,J,K)■ T(I+1,J,D +AS(I,J,約・ T(I,J‐ 1,oIANc,J,9・ T(I,卜 1,D +AB(I,J,K)*T(I,J,K‐ 1)IAT(I,J,K)■ Tc,J,K+1) +SU(I,J,K) (2‐ 66) ここで、Tは温度、AWoAE・ AS・ AN・ AB・ ATは点 Pを中心として係数行列の Northω・EastKE)・ South(S)・ BOttomc)。 TOp(T)方向のそれぞれの値、APは点 Pでの係数行列値、SUは生成項を示している。反復計算では 1回の反復で Eq(2-66)を満た全体の残差が十分小さ 67)で定義される残差 Rを各反復で計算し、さないため、Eqθ ‐ な値(く lX102)になつた時点で解が収束したと判断する。 R=‐ APc,J,D*T(I,J,つ IAW(I,」 ,9・ T(I‐ 1,J,91AE(I,J,0*T(I+1,J,D IAS(I,」 ,0*T(I,J‐ 1,つ IANc,J,9*T(I,J■ 1,Kl +ABII,」 ,K)■ T(I,J,K-1)IAT(I,J,K)■ T(I,J,K+1) +SU(I,J,K) 2-67) 96 第 3章ポリブチレンテレフタレート樹脂のレーザー溶着条件最適化に関する検討 3.1 はじめに摺動部材の設計における限界滑り速度の決定は、これまで摺動実験による目視での判断に頼つていたが、前章にて開発した二次元解析コードを用いる事で、どのような小さい部品同士の摺動であっても、正確な限界滑り速度を算出することが可能となつた。この開発した技術は、スピン溶着、超音波溶着、振動溶着のように製品同士を摺動させ溶着する加工法における条件の最適化に適用可能である。一方、電気。電子部品のフタとケースを溶着させる場合、全体を加振させる工法では内部部品へのダメージが大きいため適用が難しいが、レーザー溶着であれば、接合部分にレーザー光を集中的に照射し溶着させる接合法であるため、内部部品への影響が少ない。しかし、このレーザー溶着はレーザー照射による発熱量を制御する事が難しく、溶着条件を最適化させる必要があるため、過去に種々の検討がなされている[86]。これまで溶着条件から供給エネルギーを求める計算式が提案されているが、充分な信頼性を持つていなかった。本研究では、レーザー溶着における溶融領域に影響を及ぼす因子の解明を目指し、平板試験片溶着時に対する3次元の熱伝導解析コードを作成した。この解析コードを用いて、各々の移動現象が溶融領域に与える影響について検討した。次に、レーザー溶着強度を表す新たな指標の導入を試み、溶着条件の中で最も強く影響を及ぼす因子であるレーザー溶着効率を、精度良く推定する方法について検討した。 97 3。 2レーザー溶着における溶融領域予測 3。 2.1数値解析法 3。 2。 1。 1解析モデル溶着強度試験用のダンベル型試験片および概略図を Fig.3-1に示す。試験片は互いに同じ寸法のものを使用する。なお、実験時は上側試験片の上にガラス板を乗せ試験片を固定し、溶着を行う。レーザー操作位置は上側試験片のレーザー光透過材 (透過材 )と下側試験片のレーザー光吸収材 (吸収材 )の接触領域中央を概略図の y 軸方向に 5。 5mmとり、レーザースポット径は 1.2mmとする。まず、熱的移動現象に焦点を置くため、固定用のガラスおよび透過材内を透過した後のレーザーによる熱量を試験片境界に与えるとして解析を行う。解析は試験片接触領域を取り、その解析領域を Fig。 3‐ 2に示す。続いて透過材中のレーザーの伝播に焦点を置き、Fig。 3… 3のモデルを用いて解析を行う。 Welding apparatus Test specimens 日Ｈ︶ E Transmission side I I absorption side Laser runnin g area 3.6 5.51 異←1.2 [mm] Z Fig.3-1 Laser welding machine and schematic diagram. 98 / □ Trttslnlsslon slde ll Albsorption sidc 3.6/ ll Laserrunnlng area 乙￨: Fig. 3-2 Numerical domain of specimens. □ ■ ／ぎ Transmission side Laser spot 7z 1↓ 24 Fig. 3-3 Numerical model for laser diffusion. 99 3.2.1.2解析基礎式・境界条件材料内伝熱解析本解析で取り扱う解析基礎式及び境界条件を以下に示す。【解析基礎式儒転導方程式;エンタルピー法[1lq)】 <鋼 > 1オ ρ ″ ♀撃 :￨=ジ {liFI+1:,￨+1;'こ } (ぼ ″■ =C″ +Z) (3-1) く吸収材 > ρぁ2型 LL=λ蒟争+`:多 {1ま ― =Cぁ 7L+Z) (3-2) } lFrぁ 'L+`:テ本解析では、吸収材の固体時の熱拡散率 αを用いて無次元化を行つた。基準長さには、レーザー操作方向(モデル図ノ軸方向)の長さZ=127× 103m、基準温度に Ъ =(材料融点)、 70=23℃ (室 γ 助を用いており、この温度差を∠r=Ъ ―Ъ とした。無次元化した基礎式を以下に示す。無次元数 χ =:,y=子 ,Z=:,年 ,ら =Y /み争=号 {争 +争 +ツ} 争=摯陛 +争 +ツ} 100 O⊃ 00 ω 【境界条件】以下に本解析で用いた境界条件を示す。前述のとおリレーザー光により与えられる熱量は試験片同士の境界条件にて考慮する。 4等 +為等=` (3-6) 樹脂/空気 ; 」生 ―λ "撃=― 為為場丁 _ム ) =Й 鮮丁 =み鶴 (3‐ 7) 島) 8) (3‐ 透過材/ガラス(透過材上面)、透過材ノ金属台座 (吸収材底面); %=ち =rO 1"ι (3-9) ントオ ; _2rr坐生+∂ ら ,あ為 ″ 樹脂/空気露 =φ△ (3-10) ち『 ; ― D 字 ―争 =等し生 ,一 ― 字 (3-11) =-12::チ L=`1:Llr,ぁ _θり ,0) (3-12) 透過材/ガラス(透過材上面)、透過材ノ金属台座 (吸収材底面); ら″=ら ,ぁ =ら (3‐ ,。 101 13) 材料内光伝播解析本解析ではモンテカルロ法を用いることによつて、レーザー光を多数の粒子と考え、伝播現象を解析する。伝播モデルをFig。 3-4に示す。 v Fig.3-4 Model of photon propagation. 【解析基礎式】 <飛行距離 > ′ α=一 (3-14) 甲 <天頂角 > ψ=COS lll-2R2) (3-15) <方位角 > θ =2ポ 3 (3‐ 102 16) 3.2.1.3解析物性値本研究の対象とするポリブチレンテレフタレート(PBT)の熱物性を Table 3‐ 1にまとめる。なお、表中の透過側材料のレーザー光透過率は本解析対象の厚さ l nlmの際の実測値であり、吸収材は材料表面にてレーザー光を完全に吸収すると仮定する。レーザー特性としては、操作速度 5 mtts、出力 6.6Wの値を使用し、解析においては出力に透過率を掛けた値を到達熱量として与える。 Table 3-1 Thermophysical properties of PBT.[115] Transmission side Density(p)[kg/m3] Absorption side liquid solid liquid solid 1490 1320 1430 1230 20000 20000 MeHng point(ろ )[° C] 228 228 Room tcmperature c)FCl 23 23 Latcnt hcat￠ )lJ/kg] Spcciic hcat(の [J/6g° C)] 1140 1810 1010 1720 Thcrlnal conduct市 ity(D[W/On° C)] 0.34 0.26 032 024 Transmiss市 ity[¨ ] 0.409 0 樹脂/空気における境界条件試験片と空気との境界条件である Eq(3-11)および Eq(3‐ 12)中の境膜伝熱係数カは、第 2章の「樹脂/空気 (垂直部)における境界条件」と同様に垂直平板に発生する自然対流による対流伝熱に関する相関式 (3.5使用記号を参照)にて、対流による熱伝達の度合いを表す N“ 数を求め、N″ 数の定義式 (3.5使用記号を参照)に代入することで算出した。なお、相関式中の O数における代表長さにはそれぞれの試験片の厚さを使用している。 103 レーザー光の熱量分布レーザー光吸収による発熱の境界条件である Eq。 (3… 6)中の発熱量 7は Eq。 (3-17)の理想的な分布といわれるガウス分布の形をとると仮定する。この関数はレーザー光半径 ′の位置で最大値の 1/θ の値を取り、半径外にも熱量を与える (Fig。 3-5参照 )。そのため、半径領域のみでは相熱量の 6割程しか投入されないことから、本解析では半径領域に限定せず接触面全領域に Eq。 (3‐ 6)式を使用した。 9=チ eXp[― (3‐ γ 17) ] 11 09 08 0 0.6 0.5 04 0 02 01 ￨十 Fig.3‐ 5 亨甲亭 Gaussian beanl distribution. レーザー光の熱量分布モンテカルロ法にて粒子の飛行距離を導く Bcer― Lambe■ Eq。 (3-15)中の吸収係数 Kはの法則 (Eq。 (3-18))に Table 3-1中の透過率 0.409を代入することで算出し、K=8。 9× 10 4の値を使用した。 ⇔ Ｊ一〓 ″ 一凌二=exp← α) (3-18) 104 3。 2。 1.4計算アルゴリズム 3-6に伝熱解析におけるフローチャートを示す。本研究では、単層(固相)から複層 (固相 +液相 )への変化の表現と解析コード製作の容易さの観点から、潜熱の考慮のため支配方程式にエンタルピー法[114]を導入している。この手法は、前進差分により∠t秒後のエンタルピーを求め、Eq。 (3-19)により温度へ変換するという手順を踏むため、計算は陽解法で行われる。支配方程式は有限差分法により離散化を行い、陽解法にて計算を行つた。 Fig。ＬＣ＞＋＞助〃耽助〃 βⅥ ＋＞＞ちろ〃Ｃ ⊆ ｒｌｌｌく︱︱︱に ⇒7=(〃 ―五 α ン Cノ ⇒ r=L ⇒ r=″ (3‐ 19) Cs 解析は非定常計算で行われており、計算時間はレーザー光が目的距離を移動するまでの 1.1秒 (Eq。 (3-20))とし、時間刻みは ∠t=2.2× 10‐ 5sとした。各モデルは(x9y9Z)= (190,170,35)のメッシュ数で分割しており、レーザー光吸収領域周辺にメッシュが細かく分配されるよう不等間隔格子を適用している (Fig。 3-7)。 (running distance : 5.5 mm/(running velocity : 5mmfs) = 1. 1s (3-20) Set initial condition t: t*lt Solve Transmission side - enthal Solve Boundary Condition Estimate Trans. side - temperature Is laser running Solve Absorption side - enthal finished? Estimate Absorp. Side Finlsh Fig.3-6 FIow chart of solution procedure. 105 ４２ｍｉ︰ 10.811111n 10.8 1111un i 3.6mm 10 5.5mm 150 3.6mm 10 1 1 v L, 11001 45 ! (a) x-y directions z L, 5.5mm 3.6mm i 3.6mm i ￨￨ ::I:Ξ :3 (b) /-z directions for transmission side 5.5mm 3.6mm i 3.6mm: ￨￨￨ ::Ξ :Ξ (c) y-z directions for absorption side Fig.3-7 Mesh number of unequally-spaced grid. 106 73 3.2.2結果および考察 3.2.2,1部品内部の伝熱現象物性値として固相状態時の値を使用した結果をFig.3‐ 8に、液相状態時の値を使用した結果をFig.3-9に示す。実現象では局所的に液相が発生するため、固相の物性による結果に近い値が観測されると推測する。双方の結果を比較すると、最大温度に差があるが、溶着領域の幅の値はどちらも 160 mmであり、溶着領域の幅に対して、物性値の温度による変化の影響はほぼないと判断できる。双方の結果における最大温度は 600℃ を超える温度が観沢1されており、PBTの熱分解温度 375℃ をはるかに上回つた結果を得た。材料が熱分解温度を上回ると、溶融領域で気泡が生成され、溶着強度が低下する現象が起こる。解析に使用した条件による実験結果では溶着強度が最大を観測しており、このことから本来の最大温度は熱分解温度未満の値であることが推測される。また、溶着領域の幅の最大値は 1.60 mm を得たが、実験では 1.52 nlmと本来の値より大きい。また深さ方向においても、実験では 0 1 nlm程度であるのに対し、解析では 0.2∼ 0 3nlmと遥かに大きな値が得られている。以上の結果より、実際に境界にて吸収される熱量は現行の出力に透過率を掛けた値よりも小さく、レーザー投射時のガウス分布の形を取つていないと判断する。 107 ▼ 日４６ 439 231 Temperature t'C] (a) Temperature distribution 1.60 mm +i r<lJf I 2zB-375"C, I I 375^.,f (b) Welding region Fig.3-8 Temperature profile on contact boundary 108 (l = 1.1s, property: solid). ▼ 233 443 Temperature t"Cl 23 ,日 653 (a) Temperature distribution ■ 228∼ 375℃ ,■ 375∼ ℃ (b) Welding region Fig.3-9 Temperature profile on contact bound^ry Q = 1.1s, property: Iiquid). 109 そこでレーザー出力を変動させ、最大温度が熱分解温度を下回る条件の出力ならびに溶着幅が実験値と一致する条件の出力をそれぞれ逆算することで、実際に材料へと吸収されると思われる熱量分布を表した。Fig.3‐ 10にそれぞれの条件に一致した際の熱量分布の断面図を示す。最大温度が熱分解温度を上回る条件における最大点での熱量を B、溶着幅の点までの距熱量を A、溶着幅の一致する出力の溶着幅の′ 離をCとしてガウス分布cq。 (3-17))に代入し、変形することで (Eq.(3‐ 21))吸収された熱量の理想的な分布の半径を求めると、固相物性の条件で 0.67 nlm、液相物性の条件で 0.69 nlmを得た。また、最大熱量とEq。 (3-17)の関係からそれぞれの到達熱量 202 W、 1.88Wを得た。以上より、実際に境界にて吸収される熱量は、投入熱量に比べ 7 割ほど減衰し、レーザー半径が 1割ほど増加した Fig.3-11のような分布を持つと推測する。 (3‐ 21) hOИ ) 実際にどの程度のエネルギーが溶着強度に対して有効に使われているか (レーザー溶着効率)について考察する。Fig.3-9の解析結果より、固相物性の条件での最大温度は 647℃ 、液相物性の条件での最大温度は 653℃ である。PBTの溶融温度は 228℃ 、分解温度は 375℃ であり、解析で求められた温度を溶融温度とした場合のレーザー溶着効率は 0.35となる。また解析で求められた温度を分解温度とした場合のレーザー溶着効率は 0.57となる。解析に使用した条件において溶着強度の最大値を測定している事から、解析から求められるレーザー溶着効率は、035∼ 0.57の範囲にあると考えられる。解析から求められるレーザー溶着効率には 0.22の幅があり、レーザー溶着条件を精度良く最適化させるためには、更にこのレーザー溶着効率を精度良く求める必要がある。 110 ― Match wtth width(solid) 一 Match with width(liquid) ― Match with Maxo Temp.(S01id) ― Mttch wih Max.Temp.(liquid) ５Ｆ日登≧ 〓︼、∞﹄●目国１ 0 0.0 -1 Direction [mml Fig.3-10 Profile of energy distribution with each matching condition. 1.6 Property: solid Property: liquid 1.4 昌国Ｆ日ヽ卜Σ ︼酷﹄ 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0 -1 -0.6 0.0 Direction [mm] Fig.3-11 Profile of ideal energy distribution. 3.2.2.2透過材内部での光拡散現象による影響前述のとおり、吸収材の境界にて吸収される熱量は大幅に減少し、レーザー投入時のガウス分布の形を取らない。そこで透過材内部の光拡散現象により境界到達までにどれほど減衰するかを検討した。Fig.3-12に投入時および境界到達時の熱量分布断面図を示す。結果より、到達エネルギーは投入エネルギーの 40%に相当する熱量となり、光拡散により熱量の減衰が確認された。レーザー光の透過率を実際に測定した結果、試験片厚みが lnlmにおけるレーザー光の透過率は 41%であつた。解析値と実験値の両者はほぼ一致していることから、モンテカルロ法を用いた本解析手法は、 PBT樹脂における透過材内部での減衰挙動を推察する有効な手法と考える。一方、到達エネルギーのガウス分布径は投入時と同じく 1.2 nlmであり、熱量分布への影響はないことが示唆された。しかし、実験結果より、溶着幅は透過側 PBT樹脂の厚みがすると、溶着幅も大きくなる事がわかつており[Table 3‐ 4参照]、レーザー光が PBT 増カロ材を透過する過程で、分布幅が拡大していると推察される。前述の理想的な到達熱量(Fig.3‐ 11)と Fig.3-12を比較した結果を Fig 3-13に示す。双方を比較すると、到達エネルギーが投入エネルギーから3.2MW少ない値であるのに対し、理想的な吸収エネルギーは到達エネルギーより更におよそ 1.O MW少ない。以上より、溶着界面に到達したエネルギーは、透過側、吸収側のそれぞれの材料内部に伝播する過程で、更に透過、散乱などの影響によリエネルギー散逸していると推察される。 112 t 7.0 Input energy r N a E I F a0 b - 30 Ｑ -h 4.0 ％・ゴ l-t z Reached energy F I t.l ゝ 2.0 1.0 0.0 -1 .20 -0.60 0.60 0.00 1.20 Direction [mml Fig.3-12 Profile of energy distribution. Input energy Reached energy (MC) Ideal distribution (solid) Ideal distribution (liquid) ゝずｍ﹄ｏ目目Ｆ日二≧Σ︼、，Ｑ＾Ｈ︶ハＨ︶＾ＨＶ＾Ｈ︶＾ＨＶ＾Ｈ︶＾Ｈ︶ハＨＶ．７６５４３２１０ I I - F a O a ■ .20 -0.60 0.00 Direction [mml Fig.3-13 Comparison result for ideal distributions. 0.60 3.3レーザー溶着における溶着効率測定手法の開発 3.3.1実験的手法 3.3.1.1材料レーザー溶着の評価には、ポリブチレンテレフタレートeBT)(ポリプラスチックス株゛式会社製ジュラネックス )を用いた。Tablc 3-2には、各材料の物性値を示した。透過側にはグレーに着色した材料 (PBT‐ のを用いた。また吸収側には黒に着色した材料 (PBT‐ B)を用いた。 Table 3‐ 2Ⅳ【 aten■ ls in this study.[115] Sample Character PBT― A PBT‐ B GF-reinforced Color:Grav GF-reinforced Color:Black 1490 1430 1140 1010 0,34 0.32 2 0.22 Density 「kg.nf31 Heat capaclty 「J・ kgl・ K ll Thema condu償市ity 「W・ nTl・ (11 The....al dilmsiviり「耐・ 11 0。 s‐ 114 3。 3。 1。 2試験片 14に示す。キャップ (PBT― A:グレー色 )とケース(PBT― B:黒色 )の組み合せとした。試験片は FANAC ROBOSHOT alpha-100iAに溶着評価に用いた試験の形状を Fig。 3‐ て射出成形を行つた。成形過程において、シリンダー及びノズルの温度は 260℃ とした。また、金型温度は 80℃ 一定とした。射出過程における条件は、射出容量 17.3cm3/s、射出圧力 67MPa、冷却時間 15秒とした。実験には 3水準の厚み (1.Omm、 1.5mm、 2.Omm)の試験片を用いた。試験片の寸法を Fig。 3-15に示した。﹁１∠ ｒｋ ― ヽ =‐ Fig.3-14 Shape of the test specimen. 1.0,1。 5,2.0コ nコ n 製 (PBT“ A) case (PBT― B) Fig. 3-15 Test-piece shape (Cross section). 3。 3。 1。 3透過率測定 JASCO Corporttion tt V-570 型 UV spectrometerを用いて透過率の測定を行つた。 3。 3.1。 4レーザー溶着レーザー溶着は、ライスター社製レーザー溶接システム Novolas Cを用いて行なつた。レーザー波長は 94伽皿、焦点径は 90。 6mmである。レーザー出力 5∼ 60W、スキャンスピード 5∼ 50mm/sとした。溶着部位は試験片の 943∼ 948mmの間とした。Fig 3-16に本研究に用いたレーザー溶着機を示した。また溶着の状態を Fig 3-17に示した。レーザー光源にはダイオードタイプを用いており、レーザー光の波長は 94伽血である。またレーザースポット径は 90.6mm一定とした。 Fig.3-16 Photograph of laser welding apparatus. 116 laser head absorption side air cylinder Fig.3-17 Schematic illustration of welding. 117 3。 3。 1。 5溶着強度の測定 ORIENTEC社製 Universal tester UTA50KN型を用いて測定した。 Fig 3-18に強度測定の概要を示した。レーザー溶着後の試験片は 23℃ 、50%相対湿度に保たれた状態で 48時間以上保持した。溶着強度の測定は 23℃ 、50%相対湿度溶着強度はに保たれた空調室にて実施した。試験速度は 5mm/min一定とした。 deformation Punching tool Welded test-piece € Fixing tool Fig.3-18 Schematic illustration of welding strength measurement. 118 3.3.2結果及び考察 3.3.2.1透過率の試料厚み依存性厚みが 1.5mmのポリブチレンテレフタレート樹脂製平板(PBTA)を用いて、透過率の測定を行つた結果を Fig3‐ 19に示す。透過率はレーザー光の波長に大きく依存しており、本研究に用いたレーザー溶着機の波長 940nlnでの透過率は 274%であった。可視光領域である 380∼ 600nlnでの透過率は 5%以下であり、結晶領域での光散乱の影響と考えるが、材料の透明性は殆ど無い。一方、各厚みに於ける透過率の測定結果をTable 3… 3に示したが、透過率は厚みに強く依存している。大島ら[86]は PBT樹脂を用いてレーザー溶着強度の厚み依存性について検討しており、透過率が 15%以上であれば、十分な溶着強度が得られる事を報告している。本検討における試験片の厚みは、透過率が 15%以上となる20mm以下の範囲で検討を行つた。︻日の目国自ぷ︼む︼２協︼ 35 30 25 20 15 10 5 0 400 600 800 1000 Wavelength lnln] Fig.3-19 Result of transmissivity 120 (t) against laser wavelength for PBT-A polymer. Thickness of specimen was 1.5 mm, 119 Tabte 3-3 Results of transmissivity of transmission side PBT-A at )"=940 nm. Thickness Transmissivity Inrn] [-] 1.0 0.4D 1.5 0.274 2.0 0.193 120 3.3。 2.2溶着強度のレーザー出力依存性 Fig 3‐ 20に溶着強度のレーザー出力依存性を示す。各スキャンスピードにおける曲線の形は凡そ一致している。溶着面の状態を金属顕微鏡にて観察した結果を Fig.3-21∼ 3-23に示した。Fig 3-21は溶着強度が低い領域 (Region I)の状態を示しているが、この領域ではレーザー出力は小さく、非常に狭い幅でしか溶融が起つておらず、未溶融の領域が確認できる。一方、溶着強度が最大ピークを越えた領域 (Region 気泡が発 III)の観察結果を Fig.3-23に示した。この領域ではレーザー出力は大きく、生した痕跡が確認できる。このレーザー出力領域では樹脂が分解していると考えられる。レーザー強度が最大を示した領域 (Rcgion II)の観察結果をFig 3‐ 22に示したが、溶着幅全体が綺麗に溶着されている事が確認できる。 Fig.3‐ 20の結果より、レーザー溶着強度のピーク位置はスキャンスピードに依存している事が分かる。この原因として、総供給エネルギーは、スキャンスピードが速い条件 (20mtts)に比べ、スキャンスピードが遅い条件(5mtts)の方が大きい為である。即ち、スキャンスピードに依存して総供給エネルギーが決定され、この総供給エネルギーの違いがピーク位置の差に現れていると考える。 1800 ９ｒ﹂ｏ︻ｏお∽ ［ ■製︻Ｚ□ “目︻ ●︻ 1600 - j - -€ - - - l> 1400 1200 1000 800 600 o iYs:5 mm s-1 a 'v = 1o mm'sf 400 " 200 L'.v^=20mms-1 0 20 30 40 50 Laser output pOWer 卜v] Fig.3-20 Effect of laser output power, P, on strength of welding. Thickness of specimen was 1.5 mm. う４ lRegion I not melted Fig.3-21 Photograph of laser welding surface in region I. 灘事li「誓篭 Fig.3-22 Photograph of laser welding surface in region II. Fig.3-23 Photograph of laser welding surface in region III. 122 3。 3.2。 3溶着強度の供給エネルギー依存性前節 3.3.2.2では、溶着強度のピーク位置はスキャンスピードに依存することが分かった。この結果に対してスキャンスピードの影響を排除する目的で、溶着強度の供給エネルギー依存性について検討を行つた。供給エネルギーは Eq。 (3-22)で示される。 Pτ 鳥= (3-22) ムグここで、EJま供給エネルギー、Pはレーザー出力、τは透過率 (Table 3-3に示した値 )、ッ」まスキャンスピード、グは照射径であり本実験では 0。 6mmである。 Fig。 3-24は溶着強度の供給エネルギー依存性を示す。溶着強度を供給エネルギーとの関係で表したにも係わらず、各スキャンスピードにおけるピーク位置は一致していない。また各試料厚みにおけるピーク位置も一致しないことが分かった。これらの結果より、異なるスキャンスピード、異なる試料厚みであつても、溶着強度を正確に表す事の出来る、新たなパラメータを導入する必要があることが判る。 o t:2.0mm,5mm/s r t:2.0mm,7.Smm/s A F2.0mm,l0mm/s ∞口０［０な″ ︼ ∽ 一フ﹄∞口︼０﹁嘔〇〓一 25 t Fl.5mm,5mm/sec r Fl.5mm,l0mm/sec A t:l.5mm,20mm/sec o t:l.0mm,20mm/sec I t:l.0mm,30mm/sec A t:l.0mm,50mm/sec 2 100 500 0 0。 0 0。 5 1。 0 1.5 2。 0 2。 5 3。 0 supply energy[JOmm-2] Fig.3¨ 24 Relations between strength of welding and supply energy。 123 3。 5 3.3。 2。 4新たな供給エネルギー式の導入前節(3.3.2.2及び 3.3.2.4)での検討において、レーザー出力および供給エネルギーと溶着強度との関係について検討したが、レーザー出力および供給エネルギーは、溶着強度の発現機構を正確に表現出来ていないと判断された。そこで、以下のようなモデル(Fig。 3‐ 25)を考え、材料内部への熱の拡散 (拡散項 )を考慮して、溶着強度の吸収エネルギー依存性を評価する。 ※Each rate is an assumplon value ■ Energy{heatり lightl Dissipates lnputEnergyl:::::::: {32) ■■■■■■■■ uη 會 ■■■■■■■■ Supply Energy ■■■■■■■■ ■■■■■■■■ Ihe energy loss under penetration (16) {16) absorption Energy (4) (Material) (Material) Fig。 3-25「rhe image aboutthe absorption energy. これまでの考察において、供給エネルギーに含まれるレーザー出力は設定値をそのまま使用しているが、実際はエネルギー流束 2の (W/mm2)として、Eq。 (3-23)で表現される Gaussian型の分布を示す [106]。 7(r)=矛 exp(一いう夕i) (3-23) ここで、Pはレーザー出力(W)、グはビム径である。 124 2にビーム径グは ,(d/2)とビーム中心のエネルギー流東 ,(0)との比 e‐ `(do//o(0)がーム径がどの程なるところとして定義されている(Fig.3-26)。透過側材料を通過後のビ度広がっているかは測定が困難であるため、溶着後のサンプルの観察結果から得られる溶着幅を溶着界面におけるビーム径 ′とした。さらに、Eq.(3‐ 23)で示されるエネルギー流東分布では取り扱いが煩雑となるため、ビーム径グの範囲で平均化した値をエネルギー流東として Eq。 (3-24)を用いて求めた。 ld t2 7'= Jn 2w'{r)dr (3-24) ス′(d12)2 ここで、9'は平均化したエネルギー流速を示す。 flux distribution of Gaussian tlpe : Energy flux distribution of leveled tlpe : Energy X'ig.3-26 The image about leveling the enerry flux. う乙ここで、レーザー出力を平均化エネルギー流東に変換する係数の透過側材料厚み依存性を Table 3‐ 4に示す。 Table 3¨ 4 Welding width and conversion facto■ Thickness ofcaps [mrrJ 1.0 1.5 2.0 Welding wttth lmml 0.77 143 2.43 Conversion factor "d' 1857 0538 0186 以上より、ビーム径の広がりを考慮し、新たに定義した供給エネルギーは Eq(3-25) で示される。 E"r= Pxaxrxd (3‐ 25) ここで42は新たに定義した供給エネルギー、αは変換係数、グはビーム径比を表す。透過率の透過側材料厚み依存性の値は Table 3‐ 3に示す値を用いた。 Eq(3-25)において、"ビーム径比"をかける理由は、ビーム径が広がっているほど、ビームが単位面積を通過する時間が長くなるためである。[ビーム径比(mm9/mm9)]は以下の Fig 3-27に示すように、スキャンスピードが同じ場合、ビーム径が広いほど単位したものである。従って、面積にビームの照射される時間が長くなることを考慮して付カロビーム径に比例する値であれば良く、本研究では溶着幅をそのまま用い、"無次元の係数"として扱う。 Large bcam diallneter KwidC Width ofweldinJ ■cpm of〔 )ヽ alwayS haditted during∠ t. Smdi bealn diameter● arrOW Width ofwelding) ThepartofOiSnotalways irradttedduring∠ tO Fig。 3‐ 27 t。 +z」 t Relation be● Feen beam diameter and irradiated time. 126 t. 溶着強度と新たに定義した供給エネルギーとの関係を Fig。 3-28に示した。何れの試料厚みにおいても、溶着強度の値はほぼ一定値 (約 4W/mm2)となっている。このことから、新たに導入した供給エネルギー (鳥 ′ )は、溶着強度における試料の厚み依存性を表すことが出来ると考える。しかしながら各試料厚みにおいて、スキャンスピードが違う場合の強度ピーク位置は、新たに導入した供給エネルギーを用いても僅かな差異が見られる。従って、異なるスキャンスピードであつても、溶着強度を正しく表現する新たなパラメータの導入が必要である。 ◆t=2.01mm,51mm/scc ■t=2.01mm,7.5mn1/scc 2500 ［Ｚ］∞口響ぢ卜︺ｏ〓協口ｏ︼場 ▲t=2.01mm,10mn1/scc ◆t=1.5mm95mm/sec 2000 ■t=1.5mm,10mm/scc ▲t=1。 51mm,20mm/sec 1500 ◆t=1。 01mm9201mm/sec ■t=1。 01mm,30mn1/sec 1000 ▲t=1。 01mm,501mm/sec 500 0 0 10 15 20 25 30 supplied energy, Err [W'mp-21 Fig.3-28 Effect of newly defined supplied energy, 127 E51, on strength of welding. 3。 3。 2。 5拡散項と吸収エネルギーの計算溶着強度のスキャンスピード依存性を正しく表現する式の導入について検討した。 Fig。 3-29には、溶着時における熱拡散のイメージ図を示した。レーザーの照射により吸収側の表面において発熱が起る。供給エネルギーは溶着界面に到達するエネルギーであり、そこから吸収側材料内部と輻射を介して透過側及び吸収側材料内部へと熱の拡散が起こる。この時、熱拡散の深さはスキャンスピードに依存すると考えられる。 Laser Transmlsslon side 1。 2。 Fig.3‐ 29 吟 Heat generation on the surface of absorption side Heat diffusion to both transIIlission and absorption side Schematic of heat diffusion. Fourierの第 2法則によれば、平板状試験片の表面に熱源を接したとき、ある時間 ′ に吸収される熱量は Eq。 (3… 26)で表される[H6]。﹁︱︱︱ＩＪ２一π ４一′ 〓 (フ (′ ) 免 (3-26) ここで、2浄ノはある時刻 ′における吸収熱量、2∞ は十分に長い時間経過後の (平衡 )吸収熱量、′は板の厚み、Dは拡散係数をそれぞれ示す。Eq。 (3… 26)より吸収熱量 θ5に比例することが分かる。Eq。 (3-26)を参考に Eq。 (3-25)と組み合わせて、は ′ エネルギー Eq。 (3‐ 27)のように吸収エネルギーを新たに定義した。本検討では、吸収当りに吸収される熱量 (J/mm3)"として定義し直し、実際に樹脂を昇温するエネルギーをダイレクトに表現することとした。 (鳥 )を Eq。 (3-27)のように"単位体積 ′ :島。簡 128 (3-27) Eq.(3-27)は "単位面積、単位時間あたりの供給エネルギー(W/mm2)"に "単位面積あたりの照射時間 (s)"を掛けて、"浸透厚み(mm)"で割ることで、単位体積当りに吸収されるエネルギー(J/-3)として表現した。ここで、単位長さは lmmに設定しており、ルート内の (単位長さ/スキャンスピード) の部分は lnlm長さをレーザー光が走査する時間を示している。最初の 12は溶着界面から、吸収側と透過側へ均等に熱が拡散すると仮定していることによる。また、拡散係数 Dは PBIAと PBT‐ Bの平均値 0211(mm2/s)とした。 129 3.3.2.6溶着強度の吸収エネルギー依存性 Fig3-30には、フタ厚みが異なる試験片における溶着強度の吸収エネルギーcα) 依存性を示す。フタ厚みに依存して若千のピーク位置の差異はあるが、現 =0.95∼ 1.35J/mm3の範囲でピーク強度を迎えている。従つて、レーザー出力や供給エネルギーの場合とは異なり、吸収エネルギー場はフタ厚み、スキャンスピードにも依存せず、溶着強度発現機構を正確に表現していると考える。 o 1.0mmt,20mm/s ︻Ｚ］ｍ日づもお﹃ｏ〓↓ｍ目０お ∽ 。 tr l.0mmtr 30mm/s a l.0mmtr 50mm/s o l.Smmt, 5mm/s I 1.5mmt, L0mm/s A 1.5mmi 20mm/s 1500 y2.0mmt,5mm/s x 2.0mmt, 7.5mm/s ◇2.Ommt.10mm/s 1000 500 0 0.0 1.0 2.0 3.0 absorption energy,Ea[J・ mm 3] Fig.3-30 Effect of absorption enerry on strength. 130 4.0 5.0 3。 3。 2。 7平板切削品を用いた検証 3-31に厚みが異なる平板切削品における溶着強度の吸収エネルギー依存性を示す。ここで、ビーム径 (設定値 )は 91.2mmとなるので、レーザー出力から平均化エネ Fig。ルギー流東への変換係数は Table 3… 5の値を用いた。溶着強度のピーク位置は、溶着評価型と同様に吸収エネルギー鳥 =0.95∼ 1.35J/mm3の範囲にある。従つて、吸収エネルギー鳥は試験片形状にも依存せず、本研究にて新たに導入した吸収エネルギー式 Eq。 (3-27)は溶着強度発現機構を表現していると考える。 Table 3-5 Welding width and conversion factor about plate sample. つ ″ Thickness of caps [mm] 1.5 Welding width [mm] 0。 77 1。 1.857 Conversion factor "a" 43 2.43 0.538 0。 186 蜘００佃硼０５劉２１︻Ｚ︼ｏＥ璽 ①≧ ﹄ｏ５ｏｃ２ち ◆1.Ommt,5mnブ s ■1.Omml,10耐 s ▲1.Omml,30mnブ s ◆1.5mmt,5耐 s 田1.5mmt,10mnブ s ▲1.5mml,30mnブ s ◆2.0-l,5mms ∞ ■2.0-l,10耐 s ▲2.Omml,30耐 s 0.0 0.5 1.0 absorption eneЮ y,Ea F・ Fig。 3‐ 31 1.5 2.0 m‐ 詢 Effect of absorption energy on strength for plate sample. 3.3.2.8溶着効率測定手法の開発レーザー効率を正確に求める事がレーザー溶着条件の最適化を行う上で非常に重要である。溶着評価型および平板切削品共に、吸収土ネルギー島が 0.95∼ 1.35 J/_3の範囲で溶着強度のピークを迎えることが分かつたが、このとき、試験片はどの程度昇温するのかについて検討する必要がある。前節 3221における伝熱解析の結果より、溶着強度が高い領域における計算上の最高温度は 653℃ であつた。PBT樹脂の溶解温度は 228℃ 、分解温度は 375℃ であるので、レーザー効率は融点を用いれば 0.35、分解点を用いれば 057と計算され、両者には大きな差が見られた。一方、レーザー溶着過程を正確に予測するためには、新たに定義した吸収エネルギー、L、を用いる必要がある。上昇する温度 ∠rは以下の Eq_(3-28)により見積もる事ができる。 △7= 鳥 ρ*% (3-28) ここで βは PBT樹脂の密度、のは比熱を表す。 Fig 3-32には、Eq(3-28)を用いた上昇温度と溶着強度との関係を示した。ピーク温度は 842℃ であるが、キャップとケース試験片を使つた溶着実験後の断面観察結果より、このピーク温度付近のレーザー出力条件では、良好な溶着が行われている事を確認している。従つて、Eq(3-28)により求められた上昇温度 ∠rは実際の温度に比べ、非常に高いことが示唆され、この結果は、前節での伝熱解析の結果と一致している。 Fig 3-32において、ピーク位置の温度を分解温度と仮定すれば、レーザー効率は 0.45と見積もられる。また強度がゼロになる温度を融点と仮定すれば、レーザー効率は 046となり、両者はほぼ一致した。この結果より、溶着界面に供給される熱量の約 55%が散逸し、約 45%が溶着強度発現に有効に熱変換されている事が分かつた。上記方法を用いれば、レーザー効率を簡便に求める事が可能であり、試料厚みやスキヤン速度などの溶着条件が異なる場合であつても、正確にレーザニ効率を求める事が可能である。 132 ^ ００００００５０５ワ雪ヽご８毬∞〓コｏお tr vs:5rnrr/sec vs:l omm,/sec o vs=2orffnlsec I Av 842℃ 0 500 1000 1500 heating temperature[℃ Fig.3‐ 32 2000 2500 ] Effect oftemperature on、 ″elding strength. 上記結果より、溶着界面に供給される熱量の約 55%が散逸していると考えられたが、この散逸するエネルギーの原因について検討した。Fig 3-33には、吸収側 PBT樹脂におけるレーザー光の吸収係数の測定結果を示したが、溶着界面から100μ mの範囲でレーザー光は透過している。長谷川らは PMⅣ眈樹脂を用いて吸収側の黒着色樹脂での透過率を測定し、溶着界面から 10011mの範囲では約 80%程度のレーザー光が吸収側樹脂内部に透過している事を報告している[106]。 PMMAの様な非結晶性樹脂の場合は、結晶性樹脂に比ベレーザー光の散乱が起こり難く、黒着色された透過側材料であつても、ある程度の範囲でレーザー光が透過する事が予想される。一方、 Fig.3‐ 33の結果より、結晶性であるPBT樹脂であつても、溶着界面から内部に 100μ m 程度レーザー光は透過、散逸しており、この事がレーザー効率低下要因の一と考えら tる。オ，つ ,-,, 100 s -J >l 80 :E a 60 'E 40 a Ezo F v) y=100e 33316x Rz = 0.8361 \ \. )*_ 0 0.0E+00 5.0E-05 1.0E-04 1.5E-04 Thicness of specimen [m] Fig.3-33 Result of transmissivity polymer. (t) against thickness 134 of specimen for PBT-B 3.4まとめレーザー溶着における溶融領域予測レーザー溶着における最適溶着条件の提案のための溶融領域を算出する解析コードの開発を最終日標とし、部品内部における伝熱現象の検討および、光伝播解析による光拡散現象の検討を行つた。解析の結果、次の知見を得た。 1.吸収した熱量の部品内への熱移動部品内部を対象とした伝熱解析により、溶融領域の予測を行なつた。各状態での物性値を使用した結果より、物性の温度による変化の溶着幅への影響は殆どないと判断する。解析結果との実際の材料の熱分解温度との比較から、レーザー光が吸収側材料に到達し吸収されるまでの段階で熱量が大幅に減衰することが推測される。これより、実際に発生しうる温度と実験結果による溶融幅を満たす理想的な熱量分布を算出したところ、本解析対象においては、レーザー熱量の 6∼ 7 割ほどの減衰と、レーザー半径の 1割ほどの増加が起きている。よつて、レーザー溶着においてレーザー光の伝播過程での熱量の変化が強く影響すると判断する。 2 部品内部透過に伴うレーザー熱量の変化透過側部品内部を対象としたモンテカルロシミュレーションにより、透過時の光拡散によるレーザーの散乱について検討した。得られた結果より総熱量の減衰を確認することが出来たが、分布の変化は見られず、理想的な分布を満たすためには反射・屈折などの他の光学因子を考慮する必要がある。レーザー溶着における溶着効率測定手法の開発溶着条件の中で最も強く影響を及ぼす因子であるレーザー溶着効率を、精度良く推定する方法の開発を最終日標とし、レーザー溶着強度を表す新たな指標の検討を行つた。解析の結果、次の知見を得た。 1.溶着試験後における試料断面観察の結果、溶着過程における過大なレーザー照射により樹脂は容易に分解する事から、溶着条件を最適化するためには、レーザー効率を正確に求める必要がある。 2 拡散項を考慮した「吸収エネルギー」を用いることで、スキャンスピード、透過側厚み、試験片形状によらず、溶着強度発現機構を表現できる事が分かつた。 135 3.レーザー溶着強度を表す新たな指標である「吸収エネルギー」を用いてレーザー溶着効率を求めた結果、PBT樹脂の溶融温度から求めた溶着効率と分解温度から求めた溶着効率は一致し、その値は約 045であつた。 4 吸収側樹脂におけるレーザー光の吸収係数を測定した結果、溶着界面から内部に 10011m程度レーザー光は透過されており、この事がレーザー効率低下要因の一つと考えられる。 136 3.5使用記号 α エネルギー変換係数 t-l ら比熱 I J/(kg'"c) ] グビーム径 Inm] D 1mm2. s-r I 島熱拡散係数吸収エネルギー I J'mm-31 島供給エネルギー 1l'mm-21 新規に定義した供給エネルギー I J. s-t.mm-2] カ熱伝達係数 t ′ 厚み Imm] ち飛行距離 Z 代表長さ lml lml Zα P 潜熱レーザー出力 Pr プラントル数 , 発熱量エネルギー流束 t 吸収熱量レーザー光半径 trl R S 乱数 t-I 溶着強度 tNl ′ 時間 lsl r 温度乃室温 ← t"c l t"c l Es′ 9の 2 w(-'."C) l I J/ke ] twl t-l J/(-'.0l I J' s-t' mm-2 ] lml C) "° 材料融点 △r 温度差 rcl t'cl k スキャン速度 Imm's ″ 溶着幅 Imm] x軸座標無次元 x軸座標 y軸座標無次元 y軸座標 z軸座標無次元 z軸座標 [-] χ χ Ъ ツ／ t-l lml ｚＺ t-l lml t-l 137 I α [-'a] ['c'] β 熱拡散率熱膨張係数方位角吸収係数熱伝導率動粘度円周率密度透過率天頂角 θ Irad] κ λ [-"'] lw(m"c)l ν π [-'a] t-1 ρ lkg/m3 l τ t-l ￠ lradl o添え字 α αb S ″ 空気レーザー光吸収側試験片 (吸収材) 固体物性レーザー光透過411試験片 (透過材 ) 垂直に直立する平板上に発生する自然対流に関する相関式】【 Nu″ =0.5550 Prソ 4,Gr=ザ ,Pr=芳 Nu,, = 0.555(Gr'Pr)v4, 3,Pr=L ・△r・ちら β Gr=g・ α 。 1/α N″ 数の定義式】【 Nu″ 年,Nuぁ =7 吸収された熱量の理想的分布における半径】【 β 熱分解温度における熱量溶着幅が一致する条件での熱量 tMW/m'zl tMW/m'zl C 溶着幅 lmml И 138 第 4章結論様々な種類の熱可塑性樹脂製品が数多くある中で、各用途に応じて最適な設計を行わなければならない。ポリアセタール (POM)樹脂は歯車、軸受けなど摺動性を必要とする工業部材の多くに採用されており、実用段階において摩擦や摩耗などの使用環境によつて起こる問題について、理論的にその現象を予測し、摺動条件を最適化することが重要である。またポリブチレンテレフタレート(PBT)樹脂は高い耐熱温度や電子部品用のフタ・ケース用材料として採用さ優れた電気特性を持つことから、電気。れており、レーザー溶着過程において、レーザー照射による発熱量を制御し、溶着条件を最適化させる必要がある。本論文では上記熱可塑性樹脂の最適化を目的とした数値解析コードの開発を行い、POM樹脂については、摺動面で発生した摩擦熱の熱移動現象について検討した。また、PBT樹脂については、各々の移動現象が溶融領域に与える影響について検討した。これらの検討の結果、以下のことが分かった。 POM樹脂における摺動条件の最適化 1.摺動面温度に関する数値解析の結果より、金属シャフトヘの熱伝導および空気の自然対流は、摺動面温度にほとんど影響を及ぼしていないことから、無視できるほど小さいということが分かつた。また、このことから、実際のモデルにおける熱移動は、樹脂の回転によつて発達する層流の強制対流伝熱が支配的であることが分 2 3 かった。片側間欠摺動形態における数値解析の結果より、連続摺動側では摩擦に伴う熱が保持される一方で、間欠摺動側に与えられた熱量は空気との接触により瞬時に空気中に逃げる。そのために、間欠摺動側では温度の急低下が起こり、間欠摺動側の部品は連続摺動側よりも材料の溶融流出が遅れることが明らかになつた。これまで実験における限界滑り速度を材料の溶融を目視により確認した際の速度で決定していたが、本研究にて作成した二次元解析コードを用いる事でどのような小さい top partでも正確な限界滑り速度を算出することが可能となつた。 PBT樹脂における溶着条件の最適化 1.解析結果との実際の材料の熱分解温度との比較から、レーザー光が吸収側材料に到達し吸収されるまでの段階で熱量が大幅に減衰する。また、透過側部品内部を対象としたレーザーの散乱を検討した結果、総熱量の減衰を確認することが出来たが、分布の変化は見られず、理想的な分布を満たすためには反射・屈折などの他の光学因子を考慮する必要がある。 139 2.拡散項を考慮した「吸収エネルギー」を用いることで、スキャンスピード、透過側厚み、試験片形状によらず、溶着強度発現機構を表現できる事が分かった。この「吸収エネルギー」を用いてレーザー溶着効率を求めた結果、PBT樹脂の溶融温度から求めた溶着効率と分解温度から求めた溶着効率は一致し、その値は約 0.45であつた。吸収側樹脂においてレーザー光は樹脂内部に 10帥血程度透過しており、この事がレーザー効率低下要因の一つと考えることができる。本論文で得られた知見を指標とすることで、より精度の高い熱可塑性樹脂部品の設計開発ができることが確認された。一方、摺動に関する今後の課題としては、歯車などの両間欠摺動形態における放熱の影響を明らかにする事で、更に広い範囲の摺動部品が設計段階で予測可能となる。また溶着に関しては、レーザーが伝播する過程でのレーザー光径の変化が溶着幅に大きな影響を及ぼす事から、透過過程におけるレーザーの散乱、反射などの影響について知見を得ることによつて、更なる溶着時のメカニズム解明が可能となる。 140 第 5章ヲ1用文献 1 2 3 4 エンジニアリングポリマー"(化学工業日報社 )(2006) “ エンプラの本第4版 ",(エンプラ技術連合会 )(2004) “ 永井雅之,“ ポリアセタール樹脂の自動車用途への応用",月刊トライポロジー,200910 Y Ta」 ima,and T Itoh,“ Creep Rupturc Propcrtics of Homopoけ met cOpolymet and Tcrpolン mcr 5 田島義久 Bascd on poMOvmcthylcnc)",J物ムPο ″″ 肋 j,116,3242-3248(2010) ,大沼宏 ,“ ポリアセタールのクリープ破壊特性 ",高分子論文集 ,61,No n, 567-572(2004) 6 坂井建宣,上野宗一郎 ,山田幸市 ,宗官詮 ,“ ポリアセタールの結晶状態を考慮したクリープ解析 t実験力学,9,No4,383-394(2009). 7 ヽこRowlcs,``Cclancx the....oplasic poけ cstCr(PBD'',コン%″ ′ αお &Dのな ,7,Issuc 2,89-94 (1986) 8 大塚弘巳,望月智仁 ,大須賀晴信 ,“ そり変形解析によるリブ変形の予測精度",成形加 ]1,13(2),102-105(2001) 9 三輪勝正,“ PBT二重成形の密着信頼性 ",成形加工,16(2),104-108(2004) 10 岡秀樹 ,成田量一,秋庭義明,田中啓介,“ ガラス短繊維強化 PBT樹脂材料の疲労強度に及ぼす平均応力の影響 ",材料 ,55,No 10,951-957(2006) 1l F Folgar・ and C L Tuckct`Òricntation behavior offlbers in concentrated suspcnsions'',J Rι げ ′腸 ∴ ″ り3,98-119(1984) `ο 12 G B Jcmcりし“ThC Sο σ ιο ″滅 Sο z 13 motion of ellipsoidal pa■ iclcs immcrscd h a宙 scous iuid",PЮ c R9ソ И ,102,161‐ 179(1922) S (■ Advani, and C L Tuckeち ``ne usc of tcnsors to dcscribc and prcdict flbcr orientation h shOrt flber composites'',JR力 14 J.S.Cintra,and C L Tucket“ Orthotropic closure approxirnation for flow― hduccd flbcr orientation'',J」骸 `ο 15 ′οl,31,751-784(1987) ι,39,1095-1122(1995) E J Hinch,and L G Leal,``The efbct Of Bro■ llian motion on the rheological propcrtics ofa suspcnsion ofnon― spheHcal particlcs'',J FJ2,グル″σた,52,683-712(1972) 16 E J Hinch,and L G Leal,“ Constltutl■ c equatiOns in suspcnsion mcchanics P祀 . Approxhate forlns for a suspension Of rigid particles amcctcd by Brownian rotations'LJ FJ4/jグル物οみ,76,187-208(1976) 17 V Verlqye,and F Duprcti``PrCdiCtion ofthe flber Oricntation in complcx ijcclon molded parts'',Proι /Sル E'9,″ ワ ″た′И″′″ α′ル43,175,139-163(1993) 18 D H Chung,and T H Kwon,Ìmprovcd model of or■ Otroplc closure approximation for flow induced flber oricntation'',Pο 夕 “ Cο η 141 οS,22,636‐ 649(2001) 19 青木現 ,“ 薄肉製品における LCP充填挙動の検討 ',成形加エシンポジア,5-6(2006) 20 K Yamadι and K.Tomari,`電 valuation of Mechallical Propc■ ics of Attacent Flow Weldlhぴ ',fbryaル g,′ .,45(8),H80‐ 1186(2005) 21 高野英吾 ,熊谷宏 ,姫木浩明 ,“ 樹脂部品の疲労解析 ",自動車技術会秋季学術講演会前刷集 ,No 121-07o007) 22.奥泉了 ,青木現 ,“ 樹脂部品に対する C俎 118‐ 23 の活用と課題 ",日本ゴム協会誌 ,77(4), 123(2004) 有限会社テクノリサーチ編、調査結果 24 A Scha1lЯ mach,``Strcss wavcs in a slmhg contact Part l:Exp血 elltal stuげ ',ラた銑 17, 301-312(1971) 25 Y Fukallori,and H Yamazaki,``Mechanism of rubbcr abrasion Part I:Abrasion pattem fonnation in namal mbber vulcanizatc",形 ar,171,195‐ 202(1994) 26. L K Lanca"oち `■ VLchanism of rubbcr abrasion:Pan 2 Gcncral rulc in abrasion patcrn fol...aim in rubbcr like mate五 als'',陽 ″ ,14,223-239(1969) 27 P.H Shipway,and N K Nago,“ Microscalc abraslve wear ofpolymttc matc山1ゞ ',殴 ″ 255,742-750(2003) ma 28.Y Uchサ Я and K Tallaka,`η Vcar laws for polytetra■ uorocthylenet形 ″,58,223-235 (1980) 29. YJ.Merglcr・ R P Schaakc and A.J.Huis h't Vcld,`lⅥ a"五 altransfcr ofPOM h slidhg 7,256,294-301(2004) contact'',″ 夕α 30 S Odi― Owei,and D J SchⅢ Cr;“ THbologlca bchaviour ofunfllled and compositc polyop■ ethylcnc'',″ υ6%148,363-376(1991) 31 渡辺真 ,山口春千代 ,“ 熱可塑性樹脂の磨耗に対する摩擦条件の影響 ",日本潤滑学会通常総会研究発表予稿集 ,29,193-196(1985) 32 田中久一郎 ,“ プラスチック材料における温度上昇と潤滑性能 (トにおける熱ライボロジーの諸問題く特集>)",潤滑,27(11),807‐ 8H(1982) 33 34 田島義久,“ アセタール樹脂の摺動機構解析",成形加工,15(12),811-814(2003). 遠藤吉郎 ,岩井善郎 ,“ 鋼の摩耗に及ぼす試験方式の影響 ",潤滑 ,25(7),473-480 (1980) 35 曾田範宗,森正緑,“ 10-1耐 sから 102耐 sにわたる広範囲速度下の炭素鋼の摩耗の基冽ヽ牛争セ主キ場‖争'',31(4),245-251(1986) 36.市毛弘宣,“ 高分子の摩擦磨耗特性 ",出光技報,33(3),335-340(1990) 37 各種プラスチック材料のアブレー内山吉隆,“ プラスチック材料の摩擦・摩耗特性 Ⅳ シブ摩耗特性 ",プラスチックエージ,31(10),145-152(1985) 38 P Samyn,and P De Bacts,`THction and wcar of acctal:A mattcr of scJo'',Й たのら259, 697-702(2005) 142 39 R Samyn,P Bacts,G Schoukens,and J Quintelieち “ Wear ianstions and"abillty of polPxン mc」けlCnc homopollncr h highし 40 loadCd applcations comparcd to sman― scale testing,"ルプ bο ;oすみた醐jO″ 440,819-833(2007) “ 加田雅博 ,“ 樹脂しゅう動部品の摩耗予測技術の確立",平成 18年度山形大学博士論 5こ (2007) 41 加田雅博 ,“ エンジニアリングプラスチック歯車の技術動向"、月間トライボロジー2006年 6 月号 (2006) 42 加田雅博 ,“ 摩耗粉の移着を利用した低摩耗設計の検討",プラスチック成形加工学会、発表予稿集 2006年 5月 (2006) 43 野呂瀬進 ,“ 磨耗現象と磨耗試験法",日本機械学会創立 loo周年記念講演会機素潤 44 滑設計部門講演会講演論文集 ,156‐ 157(1997) 山口章二郎,“ プラスチック材料の潤滑性 -6-すべり摩耗特性についてt工業材料 ,28(3), 103-113(1980) 45 46 47 市橋俊彦 ,“ 摩擦・摩耗の評価試験方法",トライボロジー入門講座教材 33rd,71(2002) 加田雅博 ,“ プラスチックの摩擦・摩耗の評価方法影響 ",成形加工 2006年 4月 ,(2006). 加田雅博 ,“ ポリアセタールの限界 PV値に及ぼすしゅう動接触幅の影響",プラスチック成形カロエ学会発表予稿集 2007年 5月 (2007) 48 M Yamane,T A Stolarski,and S Tobc,`Ìniuence of counter material on friction and wcar perfo....ance of PTFE― mctal bim呼 ooatings",r7・め0′ ον れた″ α″ο″グ ,41,269-281 (2008) 49. J. Bin― Bh et al, ``TribO10gical bchaviors of se"ral poけ mC■ poけ mCr sliding combinations undcr dり friction and Oil‐ lubricatcd cond■ ions'', ″υ ″,262, 1353-1359 (2007) 50 G Zhang ct al,`Òn dγ sliding friction and wcar bchaviour ofPEEK and PEE● SiC composite coatings'',″ υα′ ,260,594-600(2006) 51 M Kada, and M Ishin、 va, “The influcncc of the sliding geometry on thc polFcctal― Selccti“ 廿ansfer effect Of wcar dcbHs",ノ、 vear of ′ ο J,お ,51, ク″ 肋οr7・めο 147-154(2006) 52 加田雅博 ,“ ポリオキシメチレン樹脂の摩耗における摩擦形態因子の影響", プラスチック成形加工学会発表予稿集 2005年 5月 (2005) 53.加田雅博 ,“ ポリアセタール樹脂の限界 PV値に与える摺動形態の影響"成形加工,20, No7,237-240(2008) 54 Y J Mcrglct R P Schaakc,and A J Huis h't1/eld,``Matcrial transfcr ofPOM in sliding cont"r',″ υα′,256,294-301(2004) 55 N Laraqi ct al,``Tempcrature and divisiOn ofhcat in a pin‐ analytical sollltbn",形 ″ ,266,765-770(2009) 143 on‐ disc■ ictional dcvicc― Exlct 56 K.Mao,À nulncrical method for polylner composie gcar nash tcmperame prcdcti。ピ ', 7そり%262,1321-1329(2007) 57 H Benabdallah, alld D. Olclldcr2 ``Finltc clcmcnt simulation of the near of polyoxymcthylclle in pin― on― disc coflMation",″ Zar.261,1213-1224(2006) 58 R Podra,and S Andcrsson,``Simulaing slidtt wcar n■ th flnic clcmcllt mcthoど ', ″α′ ″432,71-81(1999) ルめο:osクた″ 'ο 59 C.Gonzalcz.AM翻 `ヽ千 umcrical 血 ,J Llorct M A Garrido,M I Gomez,A Lcoand」 Rodrigucz, analysis of ph on disc tcsts on Al■ 1/SiC composi“ s'',″ υar.259,609-612 (2005) 60 D―C_Ko,DI Kh alldB― M Kim,``Fhltc clcmcnt a■ alysis forthc wcar ofTIN coated punch h thc picrchg process'',ラ物 αろ 252,859-869(2002) 61 ヽl Hcgadcka■e,N Hubcrand O Krat,``Modelhg alld simulation ofwcarin a pin on disc 。ν z′ 能 rs,24,51-60(2006) 伍 bomctcr",rr7ι ο′ 62 V Hcgadekattc,S Kurzenhauset N Hubcrand O Kra■ ,`7ゝ prcdict市 c lnodcllng scheme Jο ″ for wcarin dbomctcrs",rr7ろ ο′ ρクルた α′ こ 41,1020-1031(2008) 63 “ J Jiang,and R_D Amcll,`Òn the nlnning― in bchaviour of dialllond-lkc carbon coaings under thc ball― on disc contact gcometプ 64 ',た ″,217,190-199(1998) 」 Ding,I R McColl,S B Lecn alld P H Shipway・ `ちヽfmltc clcmcnt bascd approach to sllnulatmg■ e ettccts ofdebris on tteJttE wcar',″υα″,263,481-491(2007) 65 J_D範 ,IR.McColl and S B Leen,``]Lc applicaion of ictttg wcar modcling to a splme coupling",形 α′,262,1205-1216(2007) 66 1 R McColl,」 Dhg a■ d S B Lccn,``Finic clcmcnt simulation and cxpenlnental validation of■ ettillg wcaF',″ 夕a%256,1114-1127(2004) 67 M_Kad■ and M Isttwa,``Study on■ poly∞mcthylene",J ttTι 乃み″ 68 M Kadち `Ъ 』ucnce SC・ e predi“on tcchnique of the wear amount of ソ,100,4212-4218(2006) ofsldlng nidth on thc mting PV value ofpolyacctal'',J″ Sο ο “ ysrs,52,223-228● 007) ο′ ρ 加田雅博 ,“ ポリアセタール樹脂の摩耗を支配する諸因子の関係 ",プラスチック成形加 rr7ら 69 工学会発表予稿集 2004年 H月 (2004) 70 M Rao,C J Hooke,S N Kukurcka,P Liao and■ l K Chen,``Thc cffcct ofPTFE on dle sliang COntact'',POレ ″ L3SC・ ′,38, ■iciolll and wcar bchavior of polymcrs h rolli唱 ― 1946-1958(1998) 71 V K Stokes,`Ъ hing Mc■ ods E′g Sc′ for Plぉ ics alld Pla並 c Composics An wcrvim´ “ ,29,No 19,1310-1324(1989) 72 J.R VLso■ ,`つ khcs市 e ',Pο レ Bondhg of Polymcr Composie'',Pο ぃ、町 1325-1331(1989) 144 SCJ,29,No 19, 73 M J 01ive■a,C A Bemardoand D.A Hcmslcy9``Morphology and Mcchanical Behavior ofPol理 rOpylCnc hot plate Welds",Pο ″ E″ g駒 ′,41,No H,1913-1922(2001) “ 74 M.Gchdc,L Bevan,and G W Ehrenstein,7malysis of deforlnation of Poサ Hot― Tod prOpylCnc Butt ttHs",Pο み物勧 g&′ ,32,No9,586-592(1992) 75 M N Watson, and M G Murch, ``Receit Developments in Hot Pla“ 76 ″″ E″ g SC・ j,29,No 19,1382‐ 1386(1989) 邸建輝 ,高畑宏樹 ,黄玉東 ,播裕柏 ,“ 結晶性高分子材料の熱板溶着における界面構 Wcldhg of Thcrlnoplastics'',Pο 造と溶着強度の関係 ",高分子論文集 ,65,No3,235-341(2008) 77 高畑宏樹 ,邸建輝 ,熊沢鉄雄帯,工藤素,鎌田悟 ,"PPの熱板溶着強度に及ぼす溶着条件の影響",日本機械学会東北支部秋季講演会講演論文集 ,No 2007‐ 2(2007) 78 P Tappc,and H Potcntc,`Ne、 v Results on thc Spin V輌oldhg ofPlastics'',PO夕働写肋 J, “ 29,No 23,1655‐ 1660(1989) 79 A Benttar2 R V Eswaran and S K Nり ar・ “Uitrasonic Wdding ofThel...oplastに s h thc Near‐ Ficld",Pο ヶ″E等 &′ ,29,No 23,1689-1698(1989) 80 V K Stokes,and S Y Hobbs,“ Sttcngth and Bonding Mcchanisms in Ⅵbr面 on― Welded PolycarbOnatc to Poサ ethCrhidc JOilats'',PO夕 ″ 81 V K Stokes,``Thickncss Emccts h the 肋ブ,29,No 82 H E写 &j,29,No 23,1667-1676(1989) Ⅵ bratiOn Wclding of PolycarbonatげちPο ″〃 Eη g 23,1683-1688(1989) Potente, and H Kaiset ``Proccss Data Acquisltion in ヽ4bration 、 vcldhg of ThcnnOpla"ic",3ο ″ “ E″ g&′ ,29,No 23,1661-1666(1989) 83 V K Stokes,``Fatiguc Strength ofヽ lbration VVclded Thermoplastic Blltt Joints'',Pο ″ E″ g “ Scj,32,No9,593-599(1992) 84 A K Schlarb,alld G W Ehrenstch,“ Thc lmpact Strcngth of Blltt Wclded Wclds Rclated to Microstructure and Wclding Histoげ ',Pο レ″ Ⅵ bratbn 39&′ ,29,No 23, 1677-1682(1989) 85 W W Dulcンち``C02 Lascr Weldhg Of POけ mCrs'',Pο レ″ 勿 SC・ ′,32,No9,582-585 (1992) 86.大島昌直,“ エンジニアリングプラスチックのレーザー溶着加工について",成形加工,18, No6,385-390(2006) 87 古藤祥司,佐藤公俊 ,田原敬洋,“ 異種材接合における界面分析とシミュレーション", 成形加工,19,No4,222-227(2007) 88 中村秀生 ,寺田真神樹 ,“ 半導体レーザによる樹脂溶着 ",溶着学会誌 ,72(3),29-32 (2003) 89 片山聖二,川人洋介 ,丹羽悠介 ,丹下章男 ,久保田修司,“ ステンレス鋼と非結晶性ポリアミド樹脂とのレーザ直接接合 ",溶着学会論文集 ,25(2)316-322(2007) ′十 90 官下幸雄 ,中川幾太郎,許金泉,武藤睦治,赤堀匡俊,奥村勇人,“ 非定常熱伝導境界法を援用したレーザによる異材接合手法の提案",溶着学会論文集 ,23(1)16-24 ●005) 91 佐藤公俊,斉藤卓志,黒崎晏夫,“ 半導体レーザによる多自由プラスチック溶着", ZEノル切 E4125,No.2,200-205(2005) “ 92 畑瀬芳輝 ,“ レーザ透過溶着用の黒色色素開発 ",プラスチックス,54,No.964-68(2003). 93.長谷川達也 ,“ レーザ溶着による熱可塑性樹脂の2次加工",プラスチックス,57,No7 67-73(2006). 94 塩澤肇,“ プラスチックレーザ溶着とその効果",プラスチックス,55,No.871-74(2004). おE昭 95 J P Coelho ctal,“ High― spccd laser welding ofplastic flhns'',ρ レ Z♂ ι , Vo1 34,No4/6,385-395(2000). 96 S ntγ at and Y ttlⅥ 価 0,`■かけ dhctjohhgofmctalandPLtti",Sar″ `α ttliα lrol.59,Issuc 12,1247-12502008) 物妬σ 97 M■ ic,ct al,`つ iodc laser welditt ofABS:Expcrhcnts alld proccss mOdelhピ ',(ン lZの ″ 2cレ ο′,Vol.41,No5,608-6149009) 由ヽα ″1シ ι 98 Y Kurosaki,“ Radiat市 c heat mnsfcr h plastお wcldhg proccss",JO″ α 4ψ らV0193,No.1/3,2541c2005) 助 ″α′ルα 99 M Yamakawa.ct al,``Study on Laser Welding ofTranspttnt Therllloplattc rcsh Plates'', Tras“ 力 ″sグル `Jar“ 肋 οたクグ滋た″ 勲 `力 “ (2008). 鋼 ,Sttes C,74(744),149-153 "′ 100 M Yamakawa7 d d,“ Relttbn Bcneen Rcsidual St・ ess andWeldtt Strcnd h Lascr sゲ ″セ J″ 肋οた夕げ Wclding of■ crmoplastic Resin Platcs",rrals“ ヵ″ “ ル脅ο物 101 α′耽 215(2008). 加 ``rs,Scncs C,74(748),210‐ M.Yamakawa ct al,``Simul麗 ons Obscrv前 oll of Tcmperanc and PhOtoelastic Fringes "た h Lascr Weldhg of Thcrn■ oplastic Rcsh PIttcs",多切 S“ ″0″ sゲ滋擁 ι力α″た″ 耽 102 加 `′ お,SCrics C,75(750),243-247(2009) 幅 Saο たヶグ '増塩澤肇,“ 技術解説プラスチックレーザ溶着とその効果 ",プラスチックス,55(9),71‐ 74 (2004) 103 A.Bappa d d,“ Prediction fo wcld strenght and seam wldth for laser transmission WCld● 3 0f thcrlnoplastic ushg rcsponse sCace mcthodoloが ■″″ο咽 ,41,956‐ 967(2009) 104 ■ Hascgawa∝ 物 105 §∝ Jの al,`Ъ ascr 9F」嘘 jο ',(ン虚 &Z“ ″ Lap Weld範 of ThCrlllopla"お Pl激 es",}“s“″0ぉグ ″ α′E″gJ″ ιι4s,SdesC,67(661),249-253(2001). `λ`確 ■ Hasegawa ct al,`Ъ ascr Lap Wcldhg of「 Lcnnoplastお Plates(2nd Rcport,Rclation bdweell Encrgy Flux and hadidion Thc tt Limis of Weldh9",ル劉 ″ 力 ″Sげ ″′ ″ “ ル gttι ars,Scmes C,67(661),254-257(2001) 睦ο 物″滋′ 肋ο たクげ」 146 106. T Hascgawa ct al,``Lascr Lap Wclding of Thc....oplastic Platcs(3rd Report,DiscussiOns on Wclding Condtions by Means of Numcrical Simlation)'',卜無 S″ ″ο″sο ′励ι工ηα″ 肋ο セクグレ CЙ “ たグE4gれぉ,Scrics C,68(673),240-245(2002) `ι 107 M Chen ctal,`Èred of carbon black on light transmission in lascr wolding of thel...oplasucs'',ぁ 108. ″″グ qル И夕 ′ ο ガα′ sP″ 0′ ∬加g2ο Й″οlo9,211,43-47(2011) K Sato et al,``Comprehens市 cN、lding ofThermoplastic by a Diode Laser'',IE〃ル α″s E● 125,pp 200-205(2005) 109 110 化学工学会 ,新版化学工学解説と演習 ,(朝倉書店),pp 73(1999) 荒川忠 ― ,数値流体工学 ,(東京大学出版会 ),pp 48-53(1994) lH J.P Holman,“ Hcat Transfcr 8・ Ed■ ion",McGra、 v― Hill,pp 363(1997) 112 Welty ct al,“Fundalnentals ofMomentum,Hcat,and Mass Transfcr 4・ Edition",Wiley, pp.297(2000) 113 L A Dorfman,“ H,drOdl■ lalnに Rcsistancc and thc Hett Loss ofRotating So■ ds", 01市 er and BOyd(1963) 114 大中逸雄 ,“ コンピュータ伝熱・凝固解析入門 ―鋳造プロセスヘの応用コ',(丸善), pp 196‐ 208(1985) 115 ポリプラスチックス株式会社 ,実験結果 ,未公開 116 WR.Ⅵ cth,``Difhsion ln and Through Poサ 147 merS'L HANSER(1991) 第 6章謝辞本研究の遂行および本論文の作成にあたり、懇切なる御指導と格別なる御配慮を賜りました大阪大学大学院基礎工学研究科岡野泰則教授、静岡大学創造科学技術大学院須藤雅夫教授に篤く感謝の意を表し、深く御礼申し上げます。本論文をまとめる過程で有益な御指導と貴重な御助言を頂きました、静岡大学創造科学技術大学院中山顕教授、金原和秀教授、刊￨1泰弘教授に深く感謝致します。研究上の諸事に対して御協力を頂きました伊藤雅美秘書に篤く御礼申し上げます。また本研究を遂行するにあたり、親切なる御指導、御助言を頂きました大阪大学大学院基礎工学研究科高木洋平助教、トヨタテクニカルディベロップメント株式会社森智子様、住友化学株式会社曾根聡大様に篤く御礼申し上げます。ポリプラスチックス株式会社の日島義久所長、加田雅博氏、廣田晋一氏、平田邦紘氏、には終始親切なる御指導を頂き、深く感謝致します。本研究期間中、多大なる御協力を頂いた岡野研究室 (静岡大学、大阪大学)の方々、須藤研究室の方々、ポリプラスチックス株式会社テクニカルソリューションセンターの方々に深く感謝致します。最後に本論文をまとめる期間、辛抱強く私を支えてくれた家族に心より感謝致します。 148 Append破本研究の業績学会誌等における誌上発表 1 Y.Takagi,T.MoH,Y Okano,M.Kada,S.HhtL R Okuizumi,Y Tttima,“ A Nttcal Shulaion forthc Sliding SCace Tempcrame Of P01yoxン methylene't Tdbology Online,5(3),1232010) R Okuizlm,S.Hirota Y Takagi,M.Sudoh,Y Olcano,``Process analysis of laser welding mcthod with polybutyleneterephthalatc cBT)",Advanccd Matenals Research,222,150(2011) 3. Y.Takagi,A.Sone,K.Mizoguchi,Y Okano,R Okuizlmi,M.KadL S.Hirota,Y Taiima, `T輛囲erical inve並 g“ on of the limiting sliding condi■ on of polyoxyme■ylenc wi■ various sliding geomew'',Advanccd Matedals Rescarch, 222,247(2011) プロシーディング 1 森智子,平田邦紘 ,岡野泰則 ,加田雅博 ,奥泉了,田島義久,“ ポリアセタール樹脂の摺動面温度に関する数値解析 ",化学工学会第 73年会講演論文集 (2008年 3月 17‐ 19日、静岡大学) T.Mori,K.Hirata,Y.Okallo,M Kada,R.Okuizllmi,Y Tttima,`NumeHcal simulation for the sliding suacc temperamc of p01yOXymethylenc'', The proceeding of thc 19th lntemational Sン mposium on Transport Phenomena(IS羽 P) (ICeland,August 17‐ 212008),in CD― ROM 70 3.曾根聡大,高木洋平,岡野泰則,加田雅博,廣田晋―,奥泉了,日島義久,“ ポリアセタール樹脂のしゅう動面温度におよぼす接触面積の影響",化学工学会第 41回秋季大会講演論文集 (2009年 9月 16‐ 18日、広島大学) 149 4. Y Takagi,A Sone,T.Mo五 ,Y.Okano,R.Okuizullli,M.KadL S.Hirota,Y Taim亀 `Numerical prcdiction of the surface temperature of polyoxymethylcne with various slidng geomew'',The proceeding Of CHEMECA 2009 cAustralia, Septcmber 27‐ 302009)in CD‐ ROM 5. 285 A Sone,T MoH,Y.Takagi,Y Okano,R.Om別 mi,M.Kadち S.Hirot Y on the SCacc Temperame of POlyoxymethylme",■ e procccttg ofthe Nm Sympodutn on Taiimち `NumeHcal Study for thc Effect of Sliding Geometり Computational Heat Transfer and Fluid Flow(ASCHT09)(KorcL October 20‐ 23 2009)ASCHT2009‐ abs055 6 廣田晋一 ,奥泉了 ,“ レーザー溶着法における適切な条件の予測 ",成形加工学会第 21回年次大会講演論文集 (2010年 6月 1-2日、東京 ) 7. R.Ohizl― ,S.Hirottt Y.Takagi,A Tanaka,M.Sudoh,Y.Okano,“ ¶に study of the thc■ nal d]Lsion in a lascr、 vcl(五 ng ofthe....oplastic polymer',Thc prOceeding ofthc 21th htcmational Syη 叩osiuln on Transport Phenomena cS]P)(Kaohsiung City,Tatwan,November 2-52010)in CD‐ ROM R. Okuizumi, S. Hirota, M. Sudoh, Y. Okano, "Development of a measurement system of laser efficiency in the crystalline polymer welding process", The proceeding of the Inter-Academia 2011 (Sucevita, Romani4 September 26-28 2011). 9.奥泉了,廣田晋一,須藤雅夫,岡野泰則,“ 結晶性高分子材料のレーザー溶着における溶着効率測定手法の開発 ",日本機械学会熱工学コンファレンス20H 講演論文集 (2011年 10月 29‐ 30日、静岡大学) 150 学会における日頭発表国際会議 1 0T Mori,K Hirata,Y Okano,M Kada,R Okuizumi,Y Taima,`Nwncrical simulation for the sliding surface tempcraturc of polyoxymc■ ylcnc",The 19th lntemational Symposium on Transport Phenomena(ISTP)(2008 August 17‐ 21, Iceland) 2 0R Okuizllmi,A.Sone,T.Mori,Y Okano,M Kada,S.Hirota,Y Tttima, `Nulnedcal and cxperimental stuけ ofthe emect of sliding geometり on the surfacc tcmpcrature of polyoxymethylene", Thc 20th lntemational Symposiuln on Transport Phenomena(ISTP)(2009 July 7‐ 10,Canadの 3. OY.Takagi,A.Sone,T MoH,Y.Okano,R.Okuizumi,M ua,S Hirota,Y Tttim■ `Nulnerical prediction of the surfacc tcmperame of p01yOxymethylene with various sliding geometり '', CHEMECA 2009(2009 September 27-30, Australial 4 0A.Sonc,T MoH,Y.Tよ agi,Y Okano,R.Ok」 zumi,M Kada,S Hirota,Y. Taima,`NulneHcal Study fOr the Effect of Sliding Geometry on the Surface Tempcrature of Polyoxン methylenc",The Asian Symposiuln on Computational Heat Transfcr and Fluid Flowぃ SCHT09)(2009 0ctober 20-23,Koreal 5 0Y Takagi,T.MOri,Y Okano,M Kada,S,Hirota,R Okuizulni,Y Taima,“ A Nulnerical SimulatiOn for the Sliding Surfacc Tcmperature of Polyoxyme■ ylenc", Intcr― Academia 2010,(2010 Aug。 9-12,Riga Lat宙 al 6 0R.Okuizulni,S.Hirota,Y Takagi,M.SudOh,Y Okano,“ Process analysis of laser welding method with polybutylencterephthalttc(PBT)'',Inter‐ Academia 2010,9010 Aug.9-12,Riga Latvial 7 0R.Okuizulni,SH■ ota,Y.Tよagi,A.Tanaka,M SudOh,Y Okano,“ The studD7 of the therrnal difhsion in a laser、 velding of thermoplastic polymer',Thc 21th lntcmational SympOsium On TranspOrt Phenomcna(ISTP)(2010 November 2-5, Kaohsiung Ciサ ,TaiNS 8 0R.Okizulni,S Hirota,M.Sudoh,Y Okano,`■ )cvelopment of a measurement system of lascr cfEcicncy in the crystallinc polン Tncr welding process'', Intcr― Academia 20H,(20■ Scp 26-28,Suc"ita Romanial 国内会議 1.○ 森智子,平田邦紘 ,岡野泰則 ,カロ田雅博 ,奥泉了,日島義久,“ ポリアセタール樹脂の摺動面温度に関する数値解析 ",化学工学会第 73年会 (2008年 3月 17-19日、静岡大学) 2 0曾根聡大,高木洋平,岡野泰則 ,カロ田雅博 ,廣田晋一,奥泉了,田島義久 , ポリアセタール樹脂のしゅう動面温度におよばす接触面積の影響",化学工学 “ 会第41回秋季大会 (2009年 9月 16-18日、広島大学) 3 0廣田晋一,奥泉了,“ レーザー溶着法における適切な条件の予測",成形力日工学会第21回年次大会 (2010年 6月 1日 -2日、東京) 4 0奥泉了,廣田晋一,須藤雅夫,岡野泰則 ,“ 結晶性高分子材料のレーザー溶着における溶着効率測定手法の開発 ",日本機械学会熱工学コンファレンス 2011(20H年 10月 29-30日、静岡大学) 受賞 1. Young Researchers Prize "Process analysis of laser welding method with polybutyleneterephthalate @BT)", Inter-Academia 2010, (2010 Aug. 9-12, Riga Latvia) 2. Young Researchers Prize "Development of a measurement system of laser efficiency polymer welding process", Inter-Academia 2011, (2011 Sep.26-28, Sucevita Romania) 152 in the crystalline