射出成形金型における樹脂分解ガスの除去機構の開発

福岡県工業技術センター
研究報告 No.26 (2016)
射出成形金型における樹脂分解ガスの除去機構の開発
池田 健一 *1
山本 圭一朗 *1
竹下 朋春 *1
Development of the Removal Mechanism of Resin Decomposition Gas
in the Injection Mold
Kenichi Ikeda, Keiichiro Yamamoto and Tomoharu Takeshita
プラスチックは溶融させるときに，多量の分解ガスが発生し，成形品の外観や精度に影響を及ぼす。これに対処
するため，一般的には金型の製品部にガス抜きを設置するが，凝固した分解ガスが蓄積するため，高頻度の分解・
清掃が必要となる。そこで，製品部に入るガス量減少を目的として，ホットランナー部に通気性のあるSUS焼結材
を設置してガス抜きを試みた。また，製品部のガス圧力などで，ガス抜き性能を評価した。
1 はじめに
プラスチックの射出成形において，分解ガスが原因
となる不良は「焼け」，「白化」，「ウェルドライン」な
どがある。これらの不良が生じないように，生産用の
金型では，製品形状部に微細なすき間を作製したり，
通気性の材料を設置したりしてガス抜きを行っている。
効率的なガス抜き方法の既存研究としては，製品部
に多孔質材などを設置し型内ガス圧センサーで評価す
る方法 1,2) や射出成形機の電力量により評価する方法 3)
などがある。しかし，既存技術である製品部からのガ
ス抜きでは，比較的低温な製品部では分解ガスが凝固
し蓄積するため，ガス抜き性能が低下する。このため，
図1
製品形状およびセンサー配置図
高頻度の分解・清掃が必要となり，生産性低下の原因
となっている。
さらに，金型開閉面(パーティング面)に真空グリース
そこで，本研究では，製品部に入るガス量減少を目
を塗布し，ガスを逃がしにくい条件で射出成形を行っ
的として，ホットランナー部でのガス抜きを試みた。
た。
金型の全体図を図2に示す。この金型は，射出成形
2 実験方法
機からスプルー，ランナー，ゲートまでが高温で樹脂
2-1 実験装置
が溶けた状態であるホットランナー型である。ランナ
実験に用いた主な装置は以下の通りである。
ー部には，図3のように，通気性のあるSUS焼結材(新
・射出成形機：J100SSⅡ-A(（株）日本製鋼所)
東工業（株）製，ポーセラックスⅡ，平均空孔径：7
・型内圧温度センサー：6190CA(日本キスラー（株）)
μm，空孔率：約25%)を設置することで，そこからガ
・低粘度樹脂用型内圧センサー：6161AA（同 上）
ス抜きを行った。
2-2 製品形状および金型
2-3 使用樹脂および成形条件
製品形状およびセンサー配置図を図1に示す。製品
実験に使用した樹脂は，自動車のインテークマニホ
3
体積は約22.0 cm である。最終充填位置に低粘度樹脂
ールドなどに用いられており，分解ガスの発生量が比
用型内圧センサー(6161A)を配置することにより，樹
較 的 多 い ポ リ ア ミ ド ( デ ュ ポ ン （ 株 ） 製 ， Zytel
脂による圧縮されたガスを逃がしにくい構造とした。
70G33HS1L)である。主な成形条件は，表1の通りであ
る。
*1 機械電子研究所
- 33 -
福岡県工業技術センター
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3-2 成形品の比較
射出成形機の設定をショートショットとし（射出
量：6.9 cm3 ），ガス抜きの有無の比較写真を図4に示
す。「ガス抜き有り」の方が，奥まで充填されている
ことから，流動性が向上していると推察される。
図2
金型全体図
20mm
図4
成形品の比較写真
（射出成形条件は表1の条件3。射出量:6.9 cm3）
3-3 ガス圧力測定
ショートショットの条件で，温度・圧力を測定した
一例とその時の成形品写真を図5に示す。樹脂がセン
サー部に到達していない場合でも③圧力が上昇してい
ることが分かる。これは，金型内部のガスが圧縮され
たことによる圧力上昇である。
0.8
ランナー部の略図
130
②温度
表1
射出成形条件
条件1
条件2
条件3
射出成形機樹脂温度(℃)
280
290
300
金型ランナー部温度(℃)
280
290
300
金型ゲート部温度(℃)
圧力(MPa)
0.6
295
射出率(cm3/s)
金型製品部温度(℃)
300
168
120
110
0.5
③圧力
0.4
100
0.3
90
②圧力
0.2
0.1
80
70
①圧力
0
60
‐1
310
0
1
2
3
4
5
時間(s)
112
20mm
約90
3 結果と考察
3-1 ホットランナーからのガス抜き
ホットランナー部にガスサンプリングポンプを繋ぎ，
途中 に 設置 し たフ ィ ルタ の 重量 変 化を 測 定し た 。約
200ショットで，32.7 mgから35.7 mgに増加した。こ
図5
の重量増加は，樹脂分解ガスが凝固したためであり，
温度・圧力測定結果(上)と成形品写真（下）
（射出成形条件は表1の条件3。射出量:14.9 cm3。
SUS焼結材を通過して，ガスが抜けることは確認でき
①温度の立ち上がりを0sとする。
た。
①～③は図1の配置図の番号を表す(以下同様)。）
- 34 -
温度(℃)
図3
140
①温度
0.7
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2
3-4 断熱圧縮による評価
ガス抜き無し
ガス抜き有り
1.5
測定した③圧力の最大値と非充填部分の体積の関係
1
0.5
PVγ = C
ln P
を考察する。断熱圧縮のポアソンの式
(1)
0
‐0.5
‐1
P：圧力，V：気体の体積，C：定数
‐1.5
の対数をとり移項すれば，
‐2
lnP = -γ･lnV＋lnC
‐2.5
(2)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
ln V
と な る 。「 ガ ス 抜 き 無 し 」 で ， ③ の ガ ス 圧 力 の 最 大
値：P(MPa)と非充填部分の体積：V(cm3)の対数との関
図7
係を図6に示す。このときのVは，各条件で完全充填さ
ガス抜きの有無によるガス圧力の比較
（射出成形条件は表1の条件3）
れる最小射出時を0とし，射出成形機の計量位置で算
出した値である。各条件とも，直線近似できることか
3-6 樹脂圧力の比較
ら，製品部からのガスの漏れは少なく，断熱圧縮状態
成形機の射出量と①圧力の最大値との関係を図8に
であると考えられる。また，樹脂温度が高いほど，高
示す。「ガス抜き有り」の方が，無しの場合に比べ，
い圧力が測定されていることから，樹脂温度が高い場
射出量が少ない時は低い圧力であるが，充填量が増加
合，分解ガス発生が多いと考えられる。
すると差が減少し，完全充填に近くなると逆転する。
3-5 ガス抜きの有無によるガス圧力の比較
ガス抜きの有無で，③のガス圧力の最大値：P(MPa)
100
ガス抜き無し
3
と非充填部分の体積：V(cm )の対数との関係を図7に
ガス抜き有り
最大圧力(MPa)
示す。このときのVは，図6同様，完全充填される最小
射出時を0とし，射出成形機の計量位置で算出した値
である。この完全充填される最小射出時の成形機の射
出 量 の 計 算 値 は ， 22.8 cm3( ガ ス 抜 き 無 し ) と 22.0
cm3(ガス抜き有り)であった。この結果は，図3の比較
10
1
0.1
写真のように，「ガス抜き有り」の方が奥まで充填さ
0.01
れる結果とも一致している。また，図7はガス抜きの
5
10
15
20
25
射出量(cm³)
有無に関わらず，同様の結果となっていることから，
図8
非充填部分の体積は，圧縮されたガス圧力と樹脂を押
射出量とゲート近傍の樹脂圧力の関係
（射出成形条件は表1の条件3。
す圧力のバランスで決まることが推察される。
射出量は成形機からの算出値 (以下同様)。）
2
前項の結果から，非充填部のガス圧力と樹脂圧力の
ガス抜き無し
1.5
1
ln P
0.5
ｹﾞｰﾄ温度:295℃,射出率:168cm³/s
ｹﾞｰﾄ温度:300℃,射出率:168cm³/s
ｹﾞｰﾄ温度:310℃,射出率:112cm³/s
バランスで充填量が左右されることが推察された。こ
y = ‐1.0063x + 1.1788
R² = 0.962
力を比較することは妥当ではないと考え，樹脂圧力
0
‐0.5
のため，ガス抜きの有無で単純にゲート近傍の樹脂圧
y = ‐1.2307x + 1.1464
R² = 0.9843
‐1
‐1.5
（①圧力）の最大値とガス圧力（③圧力）の最大値の
y = ‐1.1461x + 1.1695
R² = 0.9726
‐2
‐2.5
0
0.5
1
1.5
ln V
図6
差で検討することとした。成形機の射出量に対して①
2
2.5
圧力の最大値と③圧力の最大値との関係は図9であり，
3
射出前
（P=0.1MPa，V=22cm³）
①圧力から③圧力を引いた値を射出量に対してプロッ
ガス圧力と非充填部体積の関係
トした結果を図10に示す。図10では，最大圧力の差は，
射出量が約18 cm3 までは正方向に単調に推移している
が，それよりも射出量が大きくなると,負方向に変わ
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る。これは，射出量が約18 cm3 でパーティング面が完
め，射出圧力と金型との摩擦は同一である。図10では，
全に充填され，ガスの漏れがより少なくなり，ガス圧
「ガス抜き有り」の方が，ガス抜き無しの場合に比べ，
力（③圧力）が高くなったためと考えられる。
常に低い値である。この図10での値は，樹脂圧力とガ
また，このときの成形条件は，ショートショットで
ス圧力の最大値の差であることから，流動先端のガス
あり，保圧工程が無いことから，樹脂の流動停止時に
圧力の影響は除去している。したがって，図10におけ
樹脂圧力が最大となる。この樹脂圧力の最大値は，成
るガス抜きの有無による差が生じた要因は，樹脂の内
形機の射出圧力，金型との摩擦および流動先端のガス
部圧力の差と推察される。この結果は，ガス抜きによ
圧力の3要素で主に決まる。成形条件は同一であるた
り樹脂内部のガスが減少し，樹脂圧力が減少した可能
性を示唆している。
3
ガス抜き無し
①圧力
最大圧力(MPa)
2.5
4 まとめ
③圧力
2
製品部に入るガス量減少を目的として，ホットラン
1.5
ナー部に通気性のあるSUS焼結材を設置してガス抜き
1
を試み，実験結果から次のような知見を得た。
0.5
(１)成形品の比較および完全充填時の射出量から，ガ
0
5
10
15
20
25
ス抜きを行うと，樹脂流動性が向上する。
射出量(cm³)
(２)製品部のガス圧力と非充填部の体積の関係が断熱
3
圧縮のポアソンの式で整理されることから，製品
ガス抜き有り
①圧力
最大圧力(MPa)
2.5
部からのガスの漏れは少なく，金型製品部のガス
③圧力
2
は断熱圧縮状態である。
1.5
(３)樹脂圧力の最大値から非充填部のガス圧力の最大
1
値を引いた値は，「ガス抜き有り」の方が小さくな
0.5
ることから，ガス抜きにより樹脂内部のガスが減
0
5
10
15
20
25
少し，樹脂圧力が減少した可能性が高い。
射出量(cm³)
図9
射出量とゲート近傍の樹脂圧力および非充填
5 参考文献
部のガス圧力の関係
1) 横 井 秀 俊 ， 武 末 晋 二 ： 成 形 加 工 ’01 ， pp.263-
[上：ガス抜き無し，下：ガス抜き有り]
264(2001)
2)武 末 晋 二 ， 横 井 秀 俊 ： 成 形 加 工 シ ン ポ ジ ア ’01，
(射出成形条件は表1の条件3)
pp.247-250(2001)
3)田中耕平，楢原弘之，是澤宏之： 型技術，30(12)，
0.3
最大圧力の差(MPa)
ガス抜き無し
0.2
pp.44-45(2015)
ガス抜き有り
0.1
0
‐0.1
‐0.2
‐0.3
‐0.4
5
10
15
20
25
射出量(cm³)
図10
ガス抜きの有無によるゲート近傍の樹脂圧力と
非充填部のガス圧力の差の比較
(図9の①圧力から③圧力を引いた値)
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