JP2811536B2 - 射出成形における型内の樹脂圧力推定方法 - Google Patents
射出成形における型内の樹脂圧力推定方法Info
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Classifications
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B29—WORKING OF PLASTICS; WORKING OF SUBSTANCES IN A PLASTIC STATE IN GENERAL
- B29C—SHAPING OR JOINING OF PLASTICS; SHAPING OF MATERIAL IN A PLASTIC STATE, NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; AFTER-TREATMENT OF THE SHAPED PRODUCTS, e.g. REPAIRING
- B29C45/00—Injection moulding, i.e. forcing the required volume of moulding material through a nozzle into a closed mould; Apparatus therefor
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-
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Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
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- Injection Moulding Of Plastics Or The Like (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、射出成形品を生産する
に際して、環境温度の変化によって生じる成形品の寸法
変動および成形不良の発生を迅速に予測するために必要
となる射出成形における型内の樹脂圧力推定方法に関す
るものである。
に際して、環境温度の変化によって生じる成形品の寸法
変動および成形不良の発生を迅速に予測するために必要
となる射出成形における型内の樹脂圧力推定方法に関す
るものである。
【０００２】
【従来の技術】成形品を射出成形する際に発生する成形
品品質の変動は、射出成形機が設置された場所の大気温
度、金型温度および溶融樹脂温度の変化等の温度変化に
主として支配される。これらの温度変化は、金型に溶融
樹脂が充填される過程における溶融樹脂の流動性、収縮
率および結晶化度等に影響を及ぼす。この結果、金型キ
ャビティ内の溶融樹脂温度や樹脂圧力に変動が現れ、ひ
いては成形品の寸法の変動や成形不良が引き起こされる
こととなる。
品品質の変動は、射出成形機が設置された場所の大気温
度、金型温度および溶融樹脂温度の変化等の温度変化に
主として支配される。これらの温度変化は、金型に溶融
樹脂が充填される過程における溶融樹脂の流動性、収縮
率および結晶化度等に影響を及ぼす。この結果、金型キ
ャビティ内の溶融樹脂温度や樹脂圧力に変動が現れ、ひ
いては成形品の寸法の変動や成形不良が引き起こされる
こととなる。
【０００３】そこで、上記温度変化に起因する成形品品
質の変動を監視するための一つの方法として、金型キャ
ビティ内に樹脂圧力センサを設け、該樹脂圧力センサに
よって型内樹脂圧力を計測してその変動状態によって成
形品品質の変動を検知したり、前記樹脂圧力センサの検
出値に基いて型内樹脂圧力が所定の値となるようにフィ
ードバック制御する方法が採用されている。
質の変動を監視するための一つの方法として、金型キャ
ビティ内に樹脂圧力センサを設け、該樹脂圧力センサに
よって型内樹脂圧力を計測してその変動状態によって成
形品品質の変動を検知したり、前記樹脂圧力センサの検
出値に基いて型内樹脂圧力が所定の値となるようにフィ
ードバック制御する方法が採用されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】しかし、上記従来の技
術では、樹脂圧力センサが高価であることやその取付け
と調整には手間がかかる上、型内樹脂圧力が変動したの
ちでなければ成形品品質の変動を検知することができな
いため、金型キャビティ内へ溶融樹脂を射出充填する前
に成形品品質の変動を防止する適切な処置を施すことが
できないという問題点があった。
術では、樹脂圧力センサが高価であることやその取付け
と調整には手間がかかる上、型内樹脂圧力が変動したの
ちでなければ成形品品質の変動を検知することができな
いため、金型キャビティ内へ溶融樹脂を射出充填する前
に成形品品質の変動を防止する適切な処置を施すことが
できないという問題点があった。
【０００５】本発明は、上記従来の技術の有する問題点
に鑑みてなされたものであって、金型のキャビティ内へ
溶融樹脂を射出充填する前に型内の樹脂圧力の変動を迅
速に予測し、これによって成形品の品質の変動や成形不
良の発生を防止するための適切な処置を施すことができ
る射出成形における型内の樹脂圧力推定方法を実現する
ことを目的とするものである。
に鑑みてなされたものであって、金型のキャビティ内へ
溶融樹脂を射出充填する前に型内の樹脂圧力の変動を迅
速に予測し、これによって成形品の品質の変動や成形不
良の発生を防止するための適切な処置を施すことができ
る射出成形における型内の樹脂圧力推定方法を実現する
ことを目的とするものである。
【０００６】
【課題を解決するための手段】上記の目的を達成するた
め、本発明の射出成形における型内の樹脂圧力推定方法
は、溶融樹脂をランナ部、ゲート部およびキャビティ部
を備えた金型のキャビティ部に射出充填する充填段階
と、前記射出充填された溶融樹脂の冷却にともなう体積
収縮を補うために、スクリュを加圧することにより溶融
樹脂をキャビティ部に追加補給する保圧・冷却段階とを
有する射出成形において、前記射出充填の開始直前にお
ける金型温度および溶融樹脂温度の計測値と、予め設定
される保圧設定値と、前記保圧・冷却段階における型内
の樹脂圧力との間に成り立つ関係式を用いることによ
り、前記射出充填の開始直前の時点において、前記保圧
・冷却段階における型内の樹脂圧力変化を迅速に推定す
ることを特徴とするものである。
め、本発明の射出成形における型内の樹脂圧力推定方法
は、溶融樹脂をランナ部、ゲート部およびキャビティ部
を備えた金型のキャビティ部に射出充填する充填段階
と、前記射出充填された溶融樹脂の冷却にともなう体積
収縮を補うために、スクリュを加圧することにより溶融
樹脂をキャビティ部に追加補給する保圧・冷却段階とを
有する射出成形において、前記射出充填の開始直前にお
ける金型温度および溶融樹脂温度の計測値と、予め設定
される保圧設定値と、前記保圧・冷却段階における型内
の樹脂圧力との間に成り立つ関係式を用いることによ
り、前記射出充填の開始直前の時点において、前記保圧
・冷却段階における型内の樹脂圧力変化を迅速に推定す
ることを特徴とするものである。
【０００７】
【０００８】
【作用】金型のキャビティに溶融樹脂を射出充填する直
前における金型温度および溶融樹脂温度をそれぞれ計測
し、これらの計測値と保圧設定値に基いて保圧・冷却段
階における型内の樹脂圧力変化を迅速に推定することが
できる。
前における金型温度および溶融樹脂温度をそれぞれ計測
し、これらの計測値と保圧設定値に基いて保圧・冷却段
階における型内の樹脂圧力変化を迅速に推定することが
できる。
【０００９】
【実施例】本発明の実施例について図面を参照しつつ説
明する。
明する。
【００１０】図１は、本発明に関わる型内の樹脂圧力変
化の予測式を導出するために仮定した解析モデルの説明
図である。
化の予測式を導出するために仮定した解析モデルの説明
図である。
【００１１】先ず、本解析モデルでは、金型１のランナ
部２、ゲート部３およびキャビティ部４からなる溶融樹
脂流路を次のような簡単な形状で近似する。
部２、ゲート部３およびキャビティ部４からなる溶融樹
脂流路を次のような簡単な形状で近似する。
【００１２】ランナ部２は半径Ｒ（ｍ）の円管、ゲート
部３は幅Ｗ（ｍ）、高さ２・Ｂ（ｍ）、長さＬ（ｍ）の
矩形、キャビティ部４は厚さＳ（ｍ）、体積Ｖs(ｍ3)の
矩形からなる流路と仮定する。
部３は幅Ｗ（ｍ）、高さ２・Ｂ（ｍ）、長さＬ（ｍ）の
矩形、キャビティ部４は厚さＳ（ｍ）、体積Ｖs(ｍ3)の
矩形からなる流路と仮定する。
【００１３】ランナ部２の樹脂圧力を保圧ＰL(ＭＰa ）
と仮定し、保圧ＰL は時刻ｔ（ｓ）に依存せず一定とす
る。
と仮定し、保圧ＰL は時刻ｔ（ｓ）に依存せず一定とす
る。
【００１４】型内の樹脂圧力ＰC(t)( ＭＰa ）は、キャ
ビティ部４の平均的な樹脂圧力を示すものと仮定し、流
動方向ｚ（ｍ）および、これに直角方向ｙ（ｍ）の圧力
分布は考慮しない。
ビティ部４の平均的な樹脂圧力を示すものと仮定し、流
動方向ｚ（ｍ）および、これに直角方向ｙ（ｍ）の圧力
分布は考慮しない。
【００１５】キャビティ部４の樹脂の断面位置ｘ（ｍ）
の温度をＴC(ｔ，ｘ）とおき、断面方向の平均温度をＴ
C (t) ( ℃）とおき、ＴC もキャビティ平面各部の平均
温度とし、温度分布を考慮しない。
の温度をＴC(ｔ，ｘ）とおき、断面方向の平均温度をＴ
C (t) ( ℃）とおき、ＴC もキャビティ平面各部の平均
温度とし、温度分布を考慮しない。
【００１６】ゲート部３を通過してキャビティ部４に充
填される樹脂温度をＴL(ｔ，ｘ，ｙ)(℃）とおき、Ｔ
L(ｔ，ｘ，ｙ）は、保圧冷却過程においては充填完了時
の温度を初期値とするゲート部３での非定常熱伝導とし
て解析する。
填される樹脂温度をＴL(ｔ，ｘ，ｙ)(℃）とおき、Ｔ
L(ｔ，ｘ，ｙ）は、保圧冷却過程においては充填完了時
の温度を初期値とするゲート部３での非定常熱伝導とし
て解析する。
【００１７】ゲート部３およびキャビティ部４の樹脂温
度変化は、それぞれ矩形および無限平板の非定常熱伝導
として取り扱う。ただし、保圧冷却過程における熱移動
は熱伝導のみと仮定し、保圧開始時の温度を一様にＴ
INI と仮定する。粘性発熱は充填過程においてのみ考慮
する。ゲート部３を通過する溶融樹脂の流れを非圧縮性
流体の一次元流れと仮定し、保圧冷却過程における体積
流量をＱH (t) （ｍ3 ／ｓ）とおく。キャビティ４の溶
融樹脂の圧縮率βC および熱膨張率κC は、圧力と温度
とに依存するが、簡略化のために、溶融樹脂のｐｖＴデ
ータから平均的な圧縮率と熱膨張率を求め、これらを一
定値と仮定する。
度変化は、それぞれ矩形および無限平板の非定常熱伝導
として取り扱う。ただし、保圧冷却過程における熱移動
は熱伝導のみと仮定し、保圧開始時の温度を一様にＴ
INI と仮定する。粘性発熱は充填過程においてのみ考慮
する。ゲート部３を通過する溶融樹脂の流れを非圧縮性
流体の一次元流れと仮定し、保圧冷却過程における体積
流量をＱH (t) （ｍ3 ／ｓ）とおく。キャビティ４の溶
融樹脂の圧縮率βC および熱膨張率κC は、圧力と温度
とに依存するが、簡略化のために、溶融樹脂のｐｖＴデ
ータから平均的な圧縮率と熱膨張率を求め、これらを一
定値と仮定する。
【００１８】溶融樹脂はアレニウス型の温度依存性を有
するべき乗流体と仮定する。時刻ｔ＝ｔo において、溶
融樹脂がキャビティ部４、ランナ部２およびゲート部３
を充満していると仮定する。すなわち、時刻ｔ＝ｔo を
充填過程の終了時点と仮定する。
するべき乗流体と仮定する。時刻ｔ＝ｔo において、溶
融樹脂がキャビティ部４、ランナ部２およびゲート部３
を充満していると仮定する。すなわち、時刻ｔ＝ｔo を
充填過程の終了時点と仮定する。
【００１９】キャビティ４内における樹脂密度をρC
(t)(ｋｇ／ｍ3)とおく。
(t)(ｋｇ／ｍ3)とおく。
【００２０】図２は、射出成形における型内の樹脂圧力
変化および型内の樹脂温度変化を示すグラフである。
変化および型内の樹脂温度変化を示すグラフである。
【００２１】図２に示すように、充填過程では、比較的
低い樹脂圧力を示し、キャビティが樹脂で充満される
と、樹脂が急激に圧縮されて短時間で最大値に達する。
最大値に達した後は、冷却に起因する樹脂の体積収縮に
より樹脂圧力は減少するが、キャビティ部４へ溶融樹脂
が補給されるため、樹脂圧力は上に凸の減少を示す。そ
の後、冷却によりランナ部２からキャビティ部４に供給
される樹脂の流動性が徐々に低下して消失すると、キャ
ビティ部４への樹脂の補給が停止する。この時点から、
キャビティ部４内の樹脂は質量が一定の下での体積収縮
に相当する圧力降下を示す。充填完了から型内の樹脂圧
力が最大値に達するまでを圧縮段階、最大値に到達した
のち冷却に起因する体積収縮と、これを補う樹脂流動と
が同時に進行する過程を保圧・冷却段階と呼ぶ。以上の
仮定の下で定式化を行うと次のようになる。
低い樹脂圧力を示し、キャビティが樹脂で充満される
と、樹脂が急激に圧縮されて短時間で最大値に達する。
最大値に達した後は、冷却に起因する樹脂の体積収縮に
より樹脂圧力は減少するが、キャビティ部４へ溶融樹脂
が補給されるため、樹脂圧力は上に凸の減少を示す。そ
の後、冷却によりランナ部２からキャビティ部４に供給
される樹脂の流動性が徐々に低下して消失すると、キャ
ビティ部４への樹脂の補給が停止する。この時点から、
キャビティ部４内の樹脂は質量が一定の下での体積収縮
に相当する圧力降下を示す。充填完了から型内の樹脂圧
力が最大値に達するまでを圧縮段階、最大値に到達した
のち冷却に起因する体積収縮と、これを補う樹脂流動と
が同時に進行する過程を保圧・冷却段階と呼ぶ。以上の
仮定の下で定式化を行うと次のようになる。
【００２２】 連続の式： ｄρC ／ｄｔ＝ρC ・ＱH ／ＶS ・・・・・（１） べき乗流体のゲート部における定常流れ：
【００２３】
【数８】
【００２４】
【数９】
【００２５】
【数１０】 ［型内の樹脂圧力の解析］（１）式、（４）式、（７）
式より、次式が導かれる。
式より、次式が導かれる。
【００２６】 ｄＤC ／ｄｔ＝−Ｋn ・ＦC 1/n・ＤC 1/n・（κC ／βC ）・ｄＴC ／ｄｔ ・・・・・（２０） ただし、ＤC ＝ＰL −ＰC(t)、Ｋn ＝ＫO ／（βC ・Ｖ
S ） 圧縮段階においては、ランナ部２からキャビティ部４に
充填される溶融樹脂の流量は急激に変化する。この際、
剪断速度が大きく変化するので、粘度の剪断速度依存性
を考慮して樹脂を非ニュートン流体として取り扱うこと
が必要である。また、圧縮段階は、非常に短時間である
ので、この間の樹脂の冷却に起因する体積収縮は無視で
きると考えられる。一方、保圧・冷却段階においては、
キャビティ部４に供給される溶融樹脂の流量は比較的微
少である。このため、粘度の剪断速度依存性も比較的小
さくなるので、ニュートン流体（ｎ＝１）とする。この
場合、圧縮段階および保圧・冷却段階の型内の樹脂圧力
は次式で表わされる。
S ） 圧縮段階においては、ランナ部２からキャビティ部４に
充填される溶融樹脂の流量は急激に変化する。この際、
剪断速度が大きく変化するので、粘度の剪断速度依存性
を考慮して樹脂を非ニュートン流体として取り扱うこと
が必要である。また、圧縮段階は、非常に短時間である
ので、この間の樹脂の冷却に起因する体積収縮は無視で
きると考えられる。一方、保圧・冷却段階においては、
キャビティ部４に供給される溶融樹脂の流量は比較的微
少である。このため、粘度の剪断速度依存性も比較的小
さくなるので、ニュートン流体（ｎ＝１）とする。この
場合、圧縮段階および保圧・冷却段階の型内の樹脂圧力
は次式で表わされる。
【００２７】 圧縮段階 （ｔo ＜ｔ≦ｔI ） ｄＤC ／ｄｔ＝−Ｋn ・ＦC 1/n・ＤC 1/n・・・・・・（２１） 保持圧力・冷却段階（ｔI ＜ｔ≦ｔf ） ｄＤC ／ｄｔ＝−Ｋ1・ＦC ・ＤC −（κC ／βC ）・ｄＴC ／ｄｔ ・・・・・（２２） ここで、ｔf(ｓ）は計算の終了時刻を示す。
【００２８】（２１）式の解は次式で与えられる。
【００２９】 ＤC 1-1/n −ＤO 1-1/n ＝Ｋn ・（1/n −１）・ＩFn（ｔo ，ｔ） ・・・・・・（２３） （２２）式の解は次式で与えられる。
【００３０】
【数１１】 （２５）式を（２４）式に代入すると、保持圧力・冷却
段階における型内の樹脂圧力は、次式で表わされる。
段階における型内の樹脂圧力は、次式で表わされる。
【００３１】
【数１２】 （２６）式の第１項は、圧力勾配ＤI と、流動性の温度
依存項ＦC の時間積分ＩF(ｔI ，ｔ）によって決定され
るキャビティへの樹脂流動に起因する圧力上昇を示す。
（２３）式でも同様の解釈が成り立つ。第２項は、キャ
ビティ部４内の樹脂の質量一定下での冷却に起因する体
積収縮による圧力降下を示す。第３項は、冷却に起因す
る体積収縮により付加的に生ずる樹脂の流れに起因する
圧力上昇を示す。すなわち、ＩFT( ｔI ，ｔ）は保圧・
冷却段階を特徴づける最も基本的な量であり、冷却に起
因する体積収縮を補う溶融樹脂の補給による圧力上昇を
意味している。以上の解析により、保圧・冷却段階にお
ける型内の樹脂圧力変化は、加熱シリンダからキャビテ
ィ部４に至る圧力勾配に起因する樹脂の流れと、冷却に
起因する樹脂の体積収縮と、体積収縮によって生ずる圧
力勾配に起因する付加的な溶融樹脂の流れの３つの作用
の総和として決定されることが解析的に表現された。こ
れらの作用は、基本的に、樹脂流動性の温度依存係数Ｔ
a と、熱膨張率κC と圧縮率βC に支配される。
依存項ＦC の時間積分ＩF(ｔI ，ｔ）によって決定され
るキャビティへの樹脂流動に起因する圧力上昇を示す。
（２３）式でも同様の解釈が成り立つ。第２項は、キャ
ビティ部４内の樹脂の質量一定下での冷却に起因する体
積収縮による圧力降下を示す。第３項は、冷却に起因す
る体積収縮により付加的に生ずる樹脂の流れに起因する
圧力上昇を示す。すなわち、ＩFT( ｔI ，ｔ）は保圧・
冷却段階を特徴づける最も基本的な量であり、冷却に起
因する体積収縮を補う溶融樹脂の補給による圧力上昇を
意味している。以上の解析により、保圧・冷却段階にお
ける型内の樹脂圧力変化は、加熱シリンダからキャビテ
ィ部４に至る圧力勾配に起因する樹脂の流れと、冷却に
起因する樹脂の体積収縮と、体積収縮によって生ずる圧
力勾配に起因する付加的な溶融樹脂の流れの３つの作用
の総和として決定されることが解析的に表現された。こ
れらの作用は、基本的に、樹脂流動性の温度依存係数Ｔ
a と、熱膨張率κC と圧縮率βC に支配される。
【００３２】［温度変化と型内の樹脂圧力変化との関
連］ （１）流動性の温度依存項の線形近似 金型温度ＴW と射出される溶融樹脂温度ＴR がそれぞれ
ＴW ′，ＴR ′に変化し、この結果、ゲート部３の樹脂
温度ＴL がＴL ′に変化したとする。これらの関係は次
式で表わされる。
連］ （１）流動性の温度依存項の線形近似 金型温度ＴW と射出される溶融樹脂温度ＴR がそれぞれ
ＴW ′，ＴR ′に変化し、この結果、ゲート部３の樹脂
温度ＴL がＴL ′に変化したとする。これらの関係は次
式で表わされる。
【００３３】
【数１３】 ここで、δＴgen （℃）は、ＴW とＴR の条件下におけ
る充填中の粘性発熱による温度上昇を示す。
る充填中の粘性発熱による温度上昇を示す。
【００３４】ＦC ′＝exp(−Ｔa ／ＴL ′) 、ＦC ＝ex
p(−Ｔa ／ＴL ) とおき、（２７）式を代入すると次式
が得られる。
p(−Ｔa ／ＴL ) とおき、（２７）式を代入すると次式
が得られる。
【００３５】
【数１４】 （２８）式において、１／１ｎ（ＦC ′）と１／１ｎ
（ＦC ）をテーラ展開し、高次項を無視すると、次式が
得られる。
（ＦC ）をテーラ展開し、高次項を無視すると、次式が
得られる。
【００３６】 ＦC ′＝δX ・（ＦCO′／ＦCO）・（ＴO ／ＴO ′）2 ・ＦC ＋｛１−δX ・（ＴO ／ＴO ′）2 ｝・ＦCO′・・・・・（２９） ただし、ＦCOとＦCO′はテーラ展開のための適当な温度
であり、次式を満たすように設定する。
であり、次式を満たすように設定する。
【００３７】ＦCO＝exp(−Ｔa ／ＴO ）、ＦCO′＝exp
(−Ｔa ／ＴO ′）、ＴO ′≒δX ・ＴO ＋γX ・ΔＴW
＋φX ・ΔＴR その他に（２７）式から、次式が成り立つ。
(−Ｔa ／ＴO ′）、ＴO ′≒δX ・ＴO ＋γX ・ΔＴW
＋φX ・ΔＴR その他に（２７）式から、次式が成り立つ。
【００３８】 ｄＴL ′／ｄｔ≒δX ・ｄＴL ／ｄｔ ・・・・・（３０） （２）圧縮段階における型内の樹脂圧力変化 金属温度ＴW と射出される樹脂温度ＴR が、それぞれＴ
W ′、ＴR ′に変化し、保圧ＰL がＰL ′に変化し、こ
の結果、圧縮段階の型内の溶融樹脂圧力がＰCからＰ
C ′に変化したとする。この場合、（２９）式を（２
３）式に代入することにより次式が得られる。
W ′、ＴR ′に変化し、保圧ＰL がＰL ′に変化し、こ
の結果、圧縮段階の型内の溶融樹脂圧力がＰCからＰ
C ′に変化したとする。この場合、（２９）式を（２
３）式に代入することにより次式が得られる。
【００３９】
【数１５】 （３）保圧・冷却段階における型内の樹脂圧力変化 圧縮段階と同様に（２９）式と（３０）式を（２６）式
に代入することにより、次の関係が成り立つ。
に代入することにより、次の関係が成り立つ。
【００４０】
【数１６】 （３１）式と（３２）式は、金型温度ＴW 、射出される
溶融樹脂温度ＴR および保圧ＰL それぞれの変化と型内
の樹脂圧力ＰC の変化とを関係づける式である。
溶融樹脂温度ＴR および保圧ＰL それぞれの変化と型内
の樹脂圧力ＰC の変化とを関係づける式である。
【００４１】時間積分項ＩFn（ｔO ，ｔ）、ＩF(ｔI ，
ｔ）、ＩFT（ｔI ，ｔ）およびＩT(ｔI ，ｔ）と、Ｔ
C(ｔI ）−ＴC(t)は金型温度がＴW 、射出される溶融樹
脂温度がＴR のある基準となる成形ショットにおける値
であり、ＴW とＴR がそれぞれＴW ′とＴR ′に変化し
た場合には、これらを再度計算する必要はない。すなわ
ち、δX ，Ａ1 ，Ｂ1 ，Ａn ，Ｂn を計算すれば、圧縮
段階および保圧・冷却段階における型内の樹脂圧力変化
ＰC ′を求めることができる。このことは、実際の成形
中に型内の樹脂圧力変化を求める場合に重要である。つ
まり、予め成形運転前に、計算に時間を要する前記の時
間積分項を求めておけば、以後は、射出開始直前の温度
計測値であるＴW ′およびＴR ′と運転前に求めておい
た時間積分項と（３１）式および（３２）式とを用いる
ことにより、型内の樹脂圧力変化を迅速に計算すること
ができる。
ｔ）、ＩFT（ｔI ，ｔ）およびＩT(ｔI ，ｔ）と、Ｔ
C(ｔI ）−ＴC(t)は金型温度がＴW 、射出される溶融樹
脂温度がＴR のある基準となる成形ショットにおける値
であり、ＴW とＴR がそれぞれＴW ′とＴR ′に変化し
た場合には、これらを再度計算する必要はない。すなわ
ち、δX ，Ａ1 ，Ｂ1 ，Ａn ，Ｂn を計算すれば、圧縮
段階および保圧・冷却段階における型内の樹脂圧力変化
ＰC ′を求めることができる。このことは、実際の成形
中に型内の樹脂圧力変化を求める場合に重要である。つ
まり、予め成形運転前に、計算に時間を要する前記の時
間積分項を求めておけば、以後は、射出開始直前の温度
計測値であるＴW ′およびＴR ′と運転前に求めておい
た時間積分項と（３１）式および（３２）式とを用いる
ことにより、型内の樹脂圧力変化を迅速に計算すること
ができる。
【００４２】［パラメータの推定と制御への適用手順］ （１）圧縮段階 プロセス制御に適用できるモデルであるためには、実測
値を高精度で表わせることが第１の条件となる。次に、
高速で計算できる必要がある。さらに、異なった成形環
境、材料、金型および射出成形機に適用できるために
は、必要な樹脂物性および金型形状に関するデータを与
えることにより、容易に計算できることが要求される。
しかし多くの場合、実測値と計算値との間には誤差が伴
う。本発明では、モデル内のパラメータを調整すること
により、推定誤差を最小とする手順を定める。
値を高精度で表わせることが第１の条件となる。次に、
高速で計算できる必要がある。さらに、異なった成形環
境、材料、金型および射出成形機に適用できるために
は、必要な樹脂物性および金型形状に関するデータを与
えることにより、容易に計算できることが要求される。
しかし多くの場合、実測値と計算値との間には誤差が伴
う。本発明では、モデル内のパラメータを調整すること
により、推定誤差を最小とする手順を定める。
【００４３】先ず、生産前に予備的な成形を行い、実測
値との差異を最小とするように（３１）式と（３２）式
の中の最適なパラメータを決定する。生産段階において
は、求めておいたパラメータを用いて、型内の樹脂圧力
変化を計算する。基準となる成形ショットにおける型内
の樹脂圧力の実測値が与えられているものと仮定し、予
測を成形ショット間における型内の樹脂圧力の変化量に
限定する。型内の樹脂圧力の計測値が得られない場合で
も、成形品重量の実測値と、型内の樹脂温度変化の予測
式とＳｐｅｎｃｅｒ＆Ｇｉｌｍｏｒｅの状態方程式を用
いて型内の樹脂圧力を逆算して求めることができるの
で、本手順は適用可能である。
値との差異を最小とするように（３１）式と（３２）式
の中の最適なパラメータを決定する。生産段階において
は、求めておいたパラメータを用いて、型内の樹脂圧力
変化を計算する。基準となる成形ショットにおける型内
の樹脂圧力の実測値が与えられているものと仮定し、予
測を成形ショット間における型内の樹脂圧力の変化量に
限定する。型内の樹脂圧力の計測値が得られない場合で
も、成形品重量の実測値と、型内の樹脂温度変化の予測
式とＳｐｅｎｃｅｒ＆Ｇｉｌｍｏｒｅの状態方程式を用
いて型内の樹脂圧力を逆算して求めることができるの
で、本手順は適用可能である。
【００４４】保圧はスクリュを加圧する油圧力として与
えられ、その最大圧力は機械の能力に依存する。ここで
は、最大の油圧力を１００％とし、保圧ＰHSを％単位で
取り扱う。保圧は通常、加熱シリンダ内の溶融樹脂圧力
と比例関係にあるが、加熱シリンダからゲートまでの間
には圧力勾配があり、保圧とゲート前樹脂圧力との関係
は流路形状と樹脂流動性に依存する。しかし最も大きな
圧力勾配はゲート前とキャビティの間の圧力勾配であ
る。簡単のため、保圧とゲート前溶融樹脂圧力との比例
関係を仮定し、ゲート前溶融樹脂圧力ＰL を、樹脂圧力
単位での保圧と考える。
えられ、その最大圧力は機械の能力に依存する。ここで
は、最大の油圧力を１００％とし、保圧ＰHSを％単位で
取り扱う。保圧は通常、加熱シリンダ内の溶融樹脂圧力
と比例関係にあるが、加熱シリンダからゲートまでの間
には圧力勾配があり、保圧とゲート前樹脂圧力との関係
は流路形状と樹脂流動性に依存する。しかし最も大きな
圧力勾配はゲート前とキャビティの間の圧力勾配であ
る。簡単のため、保圧とゲート前溶融樹脂圧力との比例
関係を仮定し、ゲート前溶融樹脂圧力ＰL を、樹脂圧力
単位での保圧と考える。
【００４５】 ＰL ＝ＫPL・ＰHS ・・・・・（３３） ＫPL（ＭＰa ／％）は、基本的には射出成形機によって
定まるが、材料および金型に依存する。以上の仮定の下
で、圧縮段階の型内の樹脂圧力変化を表わすためのパラ
メータを次の手順で推定する。（８）式で示したゲート
部の熱伝導計算は、以下では不要となる。
定まるが、材料および金型に依存する。以上の仮定の下
で、圧縮段階の型内の樹脂圧力変化を表わすためのパラ
メータを次の手順で推定する。（８）式で示したゲート
部の熱伝導計算は、以下では不要となる。
【００４６】 金型温度がＴW 、射出される溶融樹脂
温度がＴR および保圧がＰHSの基準となる成形条件にお
いて、型内の樹脂圧力ＰC(t)を実測する。次に、ＰC を
用いて（３１）式を変形した次式によりφ(t) を求め
る。 φ(t) ＝Ｋn ・(1/n-1) ・ＩFn（ｔO ，ｔ）＝ＤC 1-1/n−ＤO 1-1/n ・・・・・（３４） ここで、ＤC ＝ＫPL・ＰHS−ＰC(t)、ＤO ＝ＫPL・ＰHS
−PCO 、ｔo ＜ｔ≦ｔI である。ｔI は、この成形条件
下で型内圧力が最大値に達する時刻である。
温度がＴR および保圧がＰHSの基準となる成形条件にお
いて、型内の樹脂圧力ＰC(t)を実測する。次に、ＰC を
用いて（３１）式を変形した次式によりφ(t) を求め
る。 φ(t) ＝Ｋn ・(1/n-1) ・ＩFn（ｔO ，ｔ）＝ＤC 1-1/n−ＤO 1-1/n ・・・・・（３４） ここで、ＤC ＝ＫPL・ＰHS−ＰC(t)、ＤO ＝ＫPL・ＰHS
−PCO 、ｔo ＜ｔ≦ｔI である。ｔI は、この成形条件
下で型内圧力が最大値に達する時刻である。
【００４７】 金型温度をＴW ′、射出される溶融樹
脂温度をＴR ′および保圧をＰHS′に種々変化させ、変
化させた条件で得られた型内圧力実測値ＰC(t)′と、
で得られたφ(t) とを用いて、次式の左辺と右辺との差
異が最小となるようにパラメータを決定する。
脂温度をＴR ′および保圧をＰHS′に種々変化させ、変
化させた条件で得られた型内圧力実測値ＰC(t)′と、
で得られたφ(t) とを用いて、次式の左辺と右辺との差
異が最小となるようにパラメータを決定する。
【００４８】 ＤC ′1-1/n −ＤO ′1-1/n ＝Ａn・φ(t) ＋Ｂn ・(t-t0)・Ｋn ・(1/n-1) ・・・・・（３５） ただし、ＤC ′＝ＫPL・ＰHS′−ＰC (t) ′、ＤO ′＝
ＫPL・ＰHS′−ＰCO′である。最適化するパラメータは
ＫPL 、Ｋn 、ＴO 、ＴINI 、δＴgen 、ｎおよびＴa
である。ｎおよびＴa の初期値としては、樹脂物性の測
定データを用いる。ＫPLの初期値には、その射出成形機
の固有の値を用いる。Ｋn の初期値は、金型のゲート寸
法と（６）式による計算値を用いる。
ＫPL・ＰHS′−ＰCO′である。最適化するパラメータは
ＫPL 、Ｋn 、ＴO 、ＴINI 、δＴgen 、ｎおよびＴa
である。ｎおよびＴa の初期値としては、樹脂物性の測
定データを用いる。ＫPLの初期値には、その射出成形機
の固有の値を用いる。Ｋn の初期値は、金型のゲート寸
法と（６）式による計算値を用いる。
【００４９】ＴO の初期値には、基準となる成形条件下
における射出される樹脂温度ＴR と、樹脂の流動停止温
度Ｔnfとの平均値を用いる。ＴINI の初期値はＴR と
し、δＴgen は０℃とする。
における射出される樹脂温度ＴR と、樹脂の流動停止温
度Ｔnfとの平均値を用いる。ＴINI の初期値はＴR と
し、δＴgen は０℃とする。
【００５０】 実際の成形中においては、射出開始と
同時に、金型温度ＴW ′、射出される溶融樹脂温度Ｔ
R ′を計測し、Ａn とＢn を計算する。次に（３５）式
を用いて該成形ショットにおける型内の樹脂圧力ＰC ′
を計算する。
同時に、金型温度ＴW ′、射出される溶融樹脂温度Ｔ
R ′を計測し、Ａn とＢn を計算する。次に（３５）式
を用いて該成形ショットにおける型内の樹脂圧力ＰC ′
を計算する。
【００５１】（２）保持圧力・冷却段階 加熱シリンダからキャビティに至る圧力勾配に起因する
溶融樹脂の流れは、圧力勾配の大きい圧縮段階において
顕著となるが、保持圧力・冷却段階においては、圧力勾
配は比較的小さくなるので、圧力勾配に起因する溶融樹
脂の流れも小さくなると考えられる。そこで、（２６）
式の第１項において、Ｋ1 ・ＩF(tI,t）が微小であると
仮定し、次式で近似する。
溶融樹脂の流れは、圧力勾配の大きい圧縮段階において
顕著となるが、保持圧力・冷却段階においては、圧力勾
配は比較的小さくなるので、圧力勾配に起因する溶融樹
脂の流れも小さくなると考えられる。そこで、（２６）
式の第１項において、Ｋ1 ・ＩF(tI,t）が微小であると
仮定し、次式で近似する。
【００５２】 ＤC ＝ＤI ＋（κC ／βC ） ・［ＴC (tI)−ＴC (t) ］−Ｋ1 ・ＩFT(tI,t ） ・・・・・（３６） ただし、ｔI ＜ｔ≦ｔf である。（３６）式を用いて、
以下の手順で最適なパラメータを決定する。
以下の手順で最適なパラメータを決定する。
【００５３】 金型温度がＴW 、射出される溶融樹脂
温度がＴR および保圧がＰHSの基準となる成形条件にお
いて、型内の樹脂圧力ＰC (t) を実測する。次に、時刻
ｔI＜ｔ≦ｔf の範囲で（１４）式を前進差分法により
計算し、（１８）式からＴC (t) を求める。この結果か
ら、（３２）式中の（κC ／βC ）・［ＴC (tI)−ＴC
(t) ］とＩT(tI,t）が求められる。次に、実測圧力Ｐ
C(t)と、（３６）式を用いれば、（３６）式の右辺第３
項が次式で計算できる。
温度がＴR および保圧がＰHSの基準となる成形条件にお
いて、型内の樹脂圧力ＰC (t) を実測する。次に、時刻
ｔI＜ｔ≦ｔf の範囲で（１４）式を前進差分法により
計算し、（１８）式からＴC (t) を求める。この結果か
ら、（３２）式中の（κC ／βC ）・［ＴC (tI)−ＴC
(t) ］とＩT(tI,t）が求められる。次に、実測圧力Ｐ
C(t)と、（３６）式を用いれば、（３６）式の右辺第３
項が次式で計算できる。
【００５４】 Ｋ1 ・ＩFT(tI,t ）＝−［ＤC −ＤI]＋（κC ／βC ） ・［ＴC (tI)−ＴC (t) ］ ・・・・・（３７） 金型温度をＴW ′、射出される溶融樹脂温度をＴ
R ′および保圧をＰHS′に種々変化させ、変化させた条
件で得られた型内の樹脂圧力実測値Ｐc(t)′と、で得
られた［ＴC (tI)−ＴC (t) ］、ＩT(tI,t）およびＫ1・
ＩFT(tI,t)とを用いて、（３２）式を変形した次式の左
辺と右辺との差異が最小となるようにパラメータを決定
する。
R ′および保圧をＰHS′に種々変化させ、変化させた条
件で得られた型内の樹脂圧力実測値Ｐc(t)′と、で得
られた［ＴC (tI)−ＴC (t) ］、ＩT(tI,t）およびＫ1・
ＩFT(tI,t)とを用いて、（３２）式を変形した次式の左
辺と右辺との差異が最小となるようにパラメータを決定
する。
【００５５】 ＤC ′−ＤI ′＝δX ・（κC ／βC ）・［ＴC (tI)−ＴC (t) ］ −δX ・［Ａ1 ・Ｋ1 ・ＩFT(tI ，ｔ）＋Ｂ1 ・Ｋ1 ・ＩT(tI，t)］ ・・・・・（３８） ただし、ＤC ′＝ＫPL・ＰHS′−ＰC(t)′、 ＤI ′＝ＫPL・ＰHS′−ＰCI、ｔI ＜ｔ≦ｔf である。
最適化するパラメータはＫ1 、ＴO 、ＴINI 、δＴgen
、Ｔa およびκC ／βCである。Ｋ1 の初期値には、金
型のゲート寸法および（６）式の計算値を用いる。κC
／βC の初期値は、Ｓｐｅｎｃｅｒ＆Ｇｉｌｍｏｒｅの
式を用いて、次式で算出する。
最適化するパラメータはＫ1 、ＴO 、ＴINI 、δＴgen
、Ｔa およびκC ／βCである。Ｋ1 の初期値には、金
型のゲート寸法および（６）式の計算値を用いる。κC
／βC の初期値は、Ｓｐｅｎｃｅｒ＆Ｇｉｌｍｏｒｅの
式を用いて、次式で算出する。
【００５６】 κC ／βC ＝（ＰCI＋πi ）／（ＴO ＋２７３）・・・・・（３９） 実際の成形中における型内の樹脂圧力ＰC ′は次の
手順によって推定する。
手順によって推定する。
【００５７】図３に示すように、射出開始と同時に金型
温度ＴW ′と射出される溶融樹脂温度ＴR ′を計測し
（ステップＳ１）、（２７）式によってδX 、（３２）
式によってＡ1 およびＢ1 、（３１）式によってＡn 、
Ｂn をそれぞれ計算する（ステップＳ２）。
温度ＴW ′と射出される溶融樹脂温度ＴR ′を計測し
（ステップＳ１）、（２７）式によってδX 、（３２）
式によってＡ1 およびＢ1 、（３１）式によってＡn 、
Ｂn をそれぞれ計算する（ステップＳ２）。
【００５８】そののち、（３５）式を用いて圧縮段階終
了時の型内の樹脂圧力ＰCI′＝ＰC（ｔ＝ｔI ）′を算
出し（ステップＳ３）、ついで（３８）式により、保持
圧力・冷却段階における時刻ｔの型内の樹脂圧力ＰC ′
＝ＰC （ｔ）′を算出する（ステップＳ４）。
了時の型内の樹脂圧力ＰCI′＝ＰC（ｔ＝ｔI ）′を算
出し（ステップＳ３）、ついで（３８）式により、保持
圧力・冷却段階における時刻ｔの型内の樹脂圧力ＰC ′
＝ＰC （ｔ）′を算出する（ステップＳ４）。
【００５９】本発明による計算値と実測値との比較を行
った結果を図４に示す。
った結果を図４に示す。
【００６０】図４から明らかなように、実測値と本発明
による計算値との差異は、最大１．０ＭPaとなり、高精
度で型内の樹脂圧力を推定できる。
による計算値との差異は、最大１．０ＭPaとなり、高精
度で型内の樹脂圧力を推定できる。
【００６１】本発明において、用いられる射出成形機
は、型締装置によって型締めされた金型のキャビティ部
に溶融樹脂を射出充填するための射出装置を有し、射出
充填後該射出装置のスクリュで加圧することにより溶融
樹脂を前記キャビティ部に追加補給するように構成され
ている。
は、型締装置によって型締めされた金型のキャビティ部
に溶融樹脂を射出充填するための射出装置を有し、射出
充填後該射出装置のスクリュで加圧することにより溶融
樹脂を前記キャビティ部に追加補給するように構成され
ている。
【００６２】 本発明に係る射出成形における型内の樹
脂圧力推定方法の実施に用いる型内の樹脂圧力推定装置
の一例を図５を用いて説明する。
脂圧力推定方法の実施に用いる型内の樹脂圧力推定装置
の一例を図５を用いて説明する。
【００６３】金型ＴW 、および溶融樹脂温度ＴR を計測
するための温度センサである金型温度センサ５および溶
融樹脂温度センサ６を設け、これら温度センサ５，６に
より検出された温度計測信号をフルレンジで５Ｖまたは
１０Ｖとなるように増幅するための増幅器７，８を設
け、増幅された温度計測信号は演算処理部９に入力され
るように形成されている。
するための温度センサである金型温度センサ５および溶
融樹脂温度センサ６を設け、これら温度センサ５，６に
より検出された温度計測信号をフルレンジで５Ｖまたは
１０Ｖとなるように増幅するための増幅器７，８を設
け、増幅された温度計測信号は演算処理部９に入力され
るように形成されている。
【００６４】（３１）式と（３２）式の未知パラメータ
を最適化するには、［パラメータの推定と制御への適用
手順］で記載したように、型内の樹脂圧力の実測値が必
要となる。そこで、型内圧力センサ１０と、型内圧力計
測信号をフルレンジで５Ｖまたは１０Ｖに増幅するため
の増幅器１１を設け、増幅された型内圧力計測信号は演
算部である演算処理部９に入力するよう形成されてい
る。
を最適化するには、［パラメータの推定と制御への適用
手順］で記載したように、型内の樹脂圧力の実測値が必
要となる。そこで、型内圧力センサ１０と、型内圧力計
測信号をフルレンジで５Ｖまたは１０Ｖに増幅するため
の増幅器１１を設け、増幅された型内圧力計測信号は演
算部である演算処理部９に入力するよう形成されてい
る。
【００６５】設定器１２は、保圧設定値ＰHSおよび前記
の未知パラメータ群（ＫPL，Ｋn ，ｎ，Ｔａ，ＴO ，Ｔ
INI ，δＴgen ，Ｋ1 ，κC ／βC 等）の初期値をオペ
レータが入力するために設けられており、該設定器１２
に入力された設定値は、演算処理部９に送出されるよう
に形成されている。
の未知パラメータ群（ＫPL，Ｋn ，ｎ，Ｔａ，ＴO ，Ｔ
INI ，δＴgen ，Ｋ1 ，κC ／βC 等）の初期値をオペ
レータが入力するために設けられており、該設定器１２
に入力された設定値は、演算処理部９に送出されるよう
に形成されている。
【００６６】演算処理部９は、前記の温度計測値ＴW ，
ＴR と設定器１２から送出された設定値と、シーケンス
制御装置１３から送られてくる射出開始指令信号１４を
受けて、図３に示した手順に従って、型内の樹脂圧力の
推定値を算出するように形成されている。さらに、該設
定値を表示部１５に表示すると共に、増幅器１６を介し
てアナログ電圧信号として出力すると共に、デジタル信
号として出力するよう形成されている。演算処理部９
は、さらに、［パラメータの推定と制御への適用手順］
の項で記載した手順に従って、（３１）式および（３
２）式中の未知パラメータ群（ＫPL，Ｋn ，ｎ，Ｔａ，
ＴO ，Ｔ INI ，δＴgen ，Ｋ1 ，κC ／βC等）の最適
値を算出するように形成されている。
ＴR と設定器１２から送出された設定値と、シーケンス
制御装置１３から送られてくる射出開始指令信号１４を
受けて、図３に示した手順に従って、型内の樹脂圧力の
推定値を算出するように形成されている。さらに、該設
定値を表示部１５に表示すると共に、増幅器１６を介し
てアナログ電圧信号として出力すると共に、デジタル信
号として出力するよう形成されている。演算処理部９
は、さらに、［パラメータの推定と制御への適用手順］
の項で記載した手順に従って、（３１）式および（３
２）式中の未知パラメータ群（ＫPL，Ｋn ，ｎ，Ｔａ，
ＴO ，Ｔ INI ，δＴgen ，Ｋ1 ，κC ／βC等）の最適
値を算出するように形成されている。
【００６７】実際の成形中においては、射出成形機の射
出動作はシーケンス制御装置１３の与える射出開始指令
信号１４によって開始される。演算処理部９が射出開始
指令信号１４を入力すると、演算処理部９はただちに金
型温度ＴW および射出される溶融樹脂温度ＴR を入力す
る。
出動作はシーケンス制御装置１３の与える射出開始指令
信号１４によって開始される。演算処理部９が射出開始
指令信号１４を入力すると、演算処理部９はただちに金
型温度ＴW および射出される溶融樹脂温度ＴR を入力す
る。
【００６８】次に、図３に示した手順に従って、型内の
樹脂圧力推定値を算出し、表示部１５に表示すると同時
に、アナログ信号およびデジタル信号として出力する。
樹脂圧力推定値を算出し、表示部１５に表示すると同時
に、アナログ信号およびデジタル信号として出力する。
【００６９】（３１）式および（３２）式中の未知パラ
メータの最適値を算出するに際しては、演算処理部９
は、実測型内圧力ＰC （ｔ）、金型温度ＴW および射出
される溶融樹脂温度ＴR を入力し、［パラメータの推定
と制御への適用手順］の項で記載した手順に従って、最
適値を算出し、表示部１５に表示すると同時に記憶す
る。
メータの最適値を算出するに際しては、演算処理部９
は、実測型内圧力ＰC （ｔ）、金型温度ＴW および射出
される溶融樹脂温度ＴR を入力し、［パラメータの推定
と制御への適用手順］の項で記載した手順に従って、最
適値を算出し、表示部１５に表示すると同時に記憶す
る。
【００７０】
【発明の効果】本発明は上述のとおり構成されているの
で、次に記載するような効果を奏する。
で、次に記載するような効果を奏する。
【００７１】金型のキャビティに溶融樹脂を射出充填す
る前に迅速に型内の樹脂圧力変化を推定できる。このた
め、成形品寸法の変動や成形不良の発生を事前に推定す
ることが可能となるので、品質のモニタリングおよび安
定性を維持するためのプロセス制御に効果的に適用する
ことができる。
る前に迅速に型内の樹脂圧力変化を推定できる。このた
め、成形品寸法の変動や成形不良の発生を事前に推定す
ることが可能となるので、品質のモニタリングおよび安
定性を維持するためのプロセス制御に効果的に適用する
ことができる。
【００７２】また、型内に樹脂圧力センサを設ける必要
がないため、その分だけ設備コストが低減できる。
がないため、その分だけ設備コストが低減できる。
【図１】本発明の係る型内の樹脂圧力変化の予測式を導
出するために仮定した解析モデルの説明図であって、
（ａ）は流路の模式断面図、（ｂ）はゲート部の形状を
示す模式斜視図である。
出するために仮定した解析モデルの説明図であって、
（ａ）は流路の模式断面図、（ｂ）はゲート部の形状を
示す模式斜視図である。
【図２】射出成形における型内の樹脂圧力変化および溶
融樹脂温度変化を示すグラフである。
融樹脂温度変化を示すグラフである。
【図３】本発明に係る型内の樹脂圧力変化の算出手順を
示すフローチャートである。
示すフローチャートである。
【図４】本発明に係る型内の樹脂圧力変化の推定値と実
測値との比較したグラフである。
測値との比較したグラフである。
【図５】 本発明に係る射出成形における型内の樹脂圧
力推定方法の実施に用いる型内の樹脂圧力推定装置の一
例を示すブロック図である。
力推定方法の実施に用いる型内の樹脂圧力推定装置の一
例を示すブロック図である。
１ 金型 ２ ランナ部 ３ ゲート部 ４ キャビティ部 ５ 金型温度センサ ６ 溶融樹脂温度センサ ７，８，１１，１６ 増幅器 ９ 演算処理部 １０ 型内圧力センサ １２ 設定器 １３ シーケンス制御装置 １４ 射出開始指令信号 １５ 表示部
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (58)調査した分野(Int.Cl.6，ＤＢ名) B29C 45/57,45/46 - 45/60 B29C 45/76 - 45/78
Claims (1)
- 【請求項１】 溶融樹脂をランナ部、ゲート部およびキ
ャビティ部を備えた金型のキャビティ部に射出充填する
充填段階と、前記射出充填された溶融樹脂の冷却にとも
なう体積収縮を補うために、スクリュを加圧することに
より溶融樹脂をキャビティ部に追加補給する保圧・冷却
段階とを有する射出成形において、 前記射出充填の開始直前における金型温度および溶融樹
脂温度の計測値と、予め設定される保圧設定値と、前記
保圧・冷却段階における型内の樹脂圧力との間に成り立
つ関係式を用いることにより、前記射出充填の開始直前
の時点において、前記保圧・冷却段階における型内の樹
脂圧力変化を迅速に推定することを特徴とする射出成形
における型内の樹脂圧力推定方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6075292A JP2811536B2 (ja) | 1994-03-22 | 1994-03-22 | 射出成形における型内の樹脂圧力推定方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6075292A JP2811536B2 (ja) | 1994-03-22 | 1994-03-22 | 射出成形における型内の樹脂圧力推定方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07256711A JPH07256711A (ja) | 1995-10-09 |
| JP2811536B2 true JP2811536B2 (ja) | 1998-10-15 |
Family
ID=13572027
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP6075292A Expired - Lifetime JP2811536B2 (ja) | 1994-03-22 | 1994-03-22 | 射出成形における型内の樹脂圧力推定方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2811536B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| TWI241949B (en) | 2001-06-08 | 2005-10-21 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Method of analyzing injection molding conditions and method for providing the analysis results thereof |
| CN113878829B (zh) * | 2021-08-31 | 2023-05-12 | 东风汽车集团股份有限公司 | 基于Moldflow的汽车保险杠注塑成型工艺方法、设备及存储介质 |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0788030B2 (ja) * | 1986-06-25 | 1995-09-27 | 松下電器産業株式会社 | 射出成形品の良否判別モニタリング方法 |
| JPH0462022A (ja) * | 1990-06-22 | 1992-02-27 | Sekisui Chem Co Ltd | 射出成形品の品質判定方法 |
-
1994
- 1994-03-22 JP JP6075292A patent/JP2811536B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH07256711A (ja) | 1995-10-09 |
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