スリーブとチップ間に生じるカジリ現象の発生メカ …tip is the factor of disturbing stable die casting operation. We studied-鋳造品質チップか発生時

Investigation of the generation mechanism of galling between plunger

Abstract

Galling between plunger

the influences of heat deformation of plunger

galling. According to our experiment results, we investigated the mechanism of galling generation and its measure,

especially paying atte

1.

ダイカストマシン

動や鋳込み部品から

の現象は

の悪化

る生産性の低下、コスト増大を引き起こす

ップかじり現象への有効な対策を講じるため、発生メカ

ニズムを理論的に

込み部品の

査し

じり

2.

図

波形を示す。

圧が

る。

ることから摺動抵抗は無く

渉が

の増加要因としては、

作による変形

される

る。なお、一般的に

出前半と、

で多く確認されるが、本報告では


Abstract





はじめに


や鋳込み部品から

の現象は

の悪化




込み部品の

査した。以下に調査

じりの発生

チップかじりの

図 1

波形を示す。

圧が振動し、チップに摺動抵抗が生じていることが分か

る。鋳造前はチップ及びロッド

ことから摺動抵抗は無く

が生じ


作による変形

れる

。なお、一般的に

出前半と、



Abstract；





はじめに



の現象は一般的に

の悪化、機械の稼働率低下、鋳込み部品の寿命低下




込み部品の

た。以下に調査

の発生


1 に射出装置の

波形を示す。

振動し、チップに摺動抵抗が生じていることが分か

鋳造前はチップ及びロッド


生じ、摺動抵抗が増加したと考えられる。摺動抵抗


作による変形

れる。以下にこれら


出前半と、



；





はじめに



一般的に

、機械の稼働率低下、鋳込み部品の寿命低下




込み部品の変形挙動


の発生メカニズム


射出装置の

波形を示す。




、摺動抵抗が増加したと考えられる。摺動抵抗


作による変形

。以下にこれら


出前半と、(ii)









一般的に





変形挙動


メカニズム


射出装置の

波形を示す。チップかじり






作による変形及び



(ii)金型とスリーブの接合部近傍の射出後半









一般的に、「




ニズムを理論的に把握

変形挙動


メカニズム

チップかじりの発生原因の推定

射出装置の

チップかじり






及び(c)



金型とスリーブの接合部近傍の射出後半






especially paying attention to aluminum attachment behavior on the plunger sleeve.

ダイカストマシンの射出

や鋳込み部品からの異音が

「チップ




把握することを目的として

変形挙動、アルミ付着と

た。以下に調査結果を報告するとともに、

メカニズムについて

発生原因の推定

射出装置の正常動作時と

チップかじり





の増加要因としては、鋳込み部品の

(c)スリーブ内面のアルミ付着、

。以下にこれら(a)

。なお、一般的にチップかじり




Galling between plunger-



ntion to aluminum attachment behavior on the plunger sleeve.

射出

異音が

チップ




することを目的として

、アルミ付着と

結果を報告するとともに、

について


正常動作時と

チップかじり





鋳込み部品の

スリーブ内面のアルミ付着、

(a)～

チップかじり



スリーブとチップ間に生じるカジリ現象の発生メカニズムの調査検討


○Motoki Tanaka

-sleeve and plunger




射出工程において、

異音が発生

チップかじり」







について


正常動作時と

チップかじり発生時は、



ことから摺動抵抗は無く、鋳造中に鋳込み部品


鋳込み部品の


～(c)に関する

チップかじり





○Motoki Tanaka

sleeve and plunger




工程において、

発生

かじり」







について考察


正常動作時と

発生時は、


鋳造前はチップ及びロッドを

鋳造中に鋳込み部品


鋳込み部品の


に関する

チップかじり





○Motoki Tanaka

sleeve and plunger





発生する

かじり」





、アルミ付着と摺動抵抗


考察した


正常動作時とチップかじり

発生時は、


を人力で容易に回転でき



鋳込み部品の(a)


に関する

チップかじりは、


で多く確認されるが、本報告では前者を対象と



○Motoki Tanaka

sleeve and plunger





するケースがある。

かじり」と呼ばれ、





摺動抵抗


した

チップかじり

発生時は、射出速度


人力で容易に回転でき



(a)熱変形、


に関する調査結果を

は、(i)


前者を対象と



○Motoki Tanaka

sleeve and plunger




工程において、射出速度

ケースがある。

と呼ばれ、


る生産性の低下、コスト増大を引き起こす。



摺動抵抗


した。

チップかじり

射出速度





熱変形、


調査結果を

(i)注湯口近傍の射


前者を対象と



○Motoki Tanaka,

sleeve and plunger-




射出速度


と呼ばれ、


。筆者らは


することを目的として鋳造時の鋳

摺動抵抗の関係


チップかじり

射出速度





熱変形、


調査結果を

注湯口近傍の射


前者を対象と



Kosei Murakami

-tip is the factor of disturbing stable die casting operation. We studied

the influences of heat deformation of plunger-



射出速度


と呼ばれ、鋳造品質


筆者らは


鋳造時の鋳

の関係

結果を報告するとともに、チップか

チップかじり発生時

射出速度とロッド



鋳造中に鋳込み部品間に


熱変形、(b)機械動

スリーブ内面のアルミ付着、が

調査結果を報告



前者を対象とした。


○田中元基


Kosei Murakami

tip is the factor of disturbing stable die casting operation. We studied

-sleeve and movement of plunger



射出速度の


鋳造品質

、機械の稼働率低下、鋳込み部品の寿命低下によ

筆者らは


鋳造時の鋳

の関係を

チップか

発生時

ロッド



間に


機械動

が推測

報告



した。


○田中元基


Kosei Murakami


sleeve and movement of plunger



の振

ケースがある。こ

鋳造品質

によ

筆者らはチ


鋳造時の鋳

を調

チップか

発生時の

ロッド



間に干


機械動

推測

報告す


金型とスリーブの接合部近傍の射出後半、

した。


○田中元基


Kosei Murakami





1


○田中元基


Kosei Murakami






○田中元基・村上工成・石橋直樹・西守・徳永剛・釼祐一郎・


Kosei Murakami，





3.

鋳込み部品

査し

3-1

表

出ストローク

能

ーク：

てスリーブ温度を計測した

まずスリーブ温度を上昇させるため

を凝固


村上工成・石橋直樹・西守・徳永剛・釼祐一郎・


Naoki Ishibashi





空打ちによる鋳込み部品の

鋳込み部品

査し、

1 実験

表 1

出ストローク

能 1μ

ーク：



凝固

射出速度



Investigation of the generation mechanism of galling between plunger-

Naoki Ishibashi






鋳込み部品

、変形とチップかじりの関係性を確認する。

実験方法

1 に

出ストローク

μm）

ーク：160mm



凝固させ

射出速度



-sleeve and plunger

Naoki Ishibashi






鋳込み部品

変形とチップかじりの関係性を確認する。

方法

に実験に

出ストローク

）を設置して

160mm



させ、

射出速度



sleeve and plunger

Naoki Ishibashi






鋳込み部品が


方法

実験に

出ストローク：-

を設置して

160mm）



、射出

射出速度



sleeve and plunger

Naoki Ishibashi，





②

図


変形


実験に使用した

-15mm

を設置して

）に熱電対



射出動作を行わず

ﾛｯﾄﾞ圧



sleeve and plunger

，Mamoru Nishi

Yuichiro Tsurugi


sleeve and movement of plunger-sleeve by clamping die against the




図 1.


変形した


使用した

mm

を設置して変位量を

に熱電対



動作を行わず

ﾛｯﾄﾞ圧



sleeve and plunger

UBE machinery

Mamoru Nishi

Yuichiro Tsurugi


sleeve by clamping die against the



①


1. 射出波形の比較


した状態


使用した条件

mm）に

変位量を

に熱電対（



動作を行わず

ﾛｯﾄﾞ圧



sleeve and plunger-

UBE machinery

Mamoru Nishi

Yuichiro Tsurugi




①正常時


射出波形の比較


状態


条件

に変位計

変位量を

（φ

てスリーブ温度を計測した。


動作を行わず



-tip

UBE machinery

Mamoru Nishi

Yuichiro Tsurugi




正常時



空打ちによる鋳込み部品の変形

状態で摺動抵抗の発生傾向を


条件を示す。

変位計

変位量を計測し

φ1.6mm

。


動作を行わずに金型分割面から

ﾍｯﾄﾞ圧



tip

UBE machinery

Mamoru Nishi

Yuichiro Tsurugi




正常時



変形と鋳造圧力の関係

摺動抵抗の発生傾向を


を示す。

変位計（リニアゲージ：分解

計測し

1.6mm


に金型分割面から

ﾍｯﾄﾞ圧

宇部興産機械株式会社


UBE machinery

Mamoru Nishi，Takeshi Tokunaga

Yuichiro Tsurugi，






と鋳造圧力の関係



を示す。図

（リニアゲージ：分解

計測し、点

1.6mm シース）

まずスリーブ温度を上昇させるためスリーブ内で


ﾍｯﾄﾞ圧



UBE machinery Corporation, Ltd.

Takeshi Tokunaga

，Natsuki Fujiwara








図 2 に示す点


点 b

シース）

スリーブ内で


鋳造圧力



Corporation, Ltd.

Takeshi Tokunaga

Natsuki Fujiwara







に示す点


b（射出ストロ

シース）

スリーブ内で


鋳造圧力



Corporation, Ltd.

Takeshi Tokunaga

Natsuki Fujiwara







に示す点


（射出ストロ

シース）を設置し

スリーブ内で


鋳造圧力


村上工成・石橋直樹・西守・徳永剛・釼祐一郎・藤原七月

Corporation, Ltd.

Takeshi Tokunaga

Natsuki Fujiwara







に示す点 a（


（射出ストロ

を設置し

スリーブ内で溶湯

に金型分割面から鋳造品

鋳造圧力


藤原七月

Corporation, Ltd.

Takeshi Tokunaga

Natsuki Fujiwara

tip is the factor of disturbing stable die casting operation. We studied about



摺動抵抗の発生傾向を調

a（射


（射出ストロ

を設置し

溶湯

鋳造品


藤原七月

Corporation, Ltd.

Takeshi Tokunaga，

Natsuki Fujiwara

about



調

射


（射出ストロ

を設置し

溶湯

鋳造品


藤原七月

Corporation, Ltd.

，

Natsuki Fujiwara

about



を取り出し

のアルミ付着防止のため、注湯口直下に断熱紙を設置し

た。

熱作業を

始タイミングで

に、

変形挙動

鋳造機

合金

保持炉温度

スリーブ

スリ

ーブ

地側

の変

位量

(mm

)取り出し


た。点

熱作業を


、射出動作を

変形挙動

鋳造機

合金

保持炉温度

スリーブ

図

スリーブ

(t=35mm

スリーブブッシュ

スリ

ーブ

地側

の変

位量

(mm

)取り出し


点 a

熱作業を繰り返


射出動作を

変形挙動と

鋳造機

保持炉温度

スリーブ

図 3

スリーブ

(t=35mm


取り出した


a の変位量が

繰り返


射出動作を

と鋳造圧力の関係を調査した。

表

保持炉温度

スリーブ充填率

図

3. スリーブ予熱

スリーブ

(t=35mm、

温度

(点


た。その際


変位量が

繰り返し

始タイミングで型締めを行った状態で

射出動作を繰り返し

鋳造圧力の関係を調査した。

表 1.

充填率

図 2.

スリーブ予熱

、L=850mm)

スリーブ予熱

温度

点 b)


その際


変位量が

した後

型締めを行った状態で

繰り返し


1. 使用した

充填率

2. 鋳込み部品の

スリーブ予熱

L=850mm)

スリーブ予熱

変位量

b) 熱電対

スリーブブッシュ(t=35mm)

その際、スリーブ予熱時にはスリーブへ


変位量が 2.5mm

た後、


繰り返し


使用した

UH1250

ADC12

680

35%

①鋳込み部品

②計測位置

鋳込み部品の

スリーブ予熱

L=850mm)

スリーブ予熱

変位量

熱電対

160

(t=35mm)

、スリーブ予熱時にはスリーブへ


2.5mm

、自然


繰り返し行っ


使用した条件

UH1250

ADC12

680℃

35%

①鋳込み部品

②計測位置

鋳込み部品の

スリーブ予熱と射出

L=850mm)

スリーブ予熱

変位量

熱電対

160

(t=35mm)

経過時間



2.5mm 以上

自然放冷


行った


条件

UH1250

ADC12

℃

①鋳込み部品

②計測位置

鋳込み部品の

と射出

(t=35mm)

経過時間



以上

放冷


た。


条件（空打ち実験）

UH1250 ※

①鋳込み部品

②計測位置

鋳込み部品の概要と

と射出空打ち

自然放冷中に

繰り返し射出

(点

(t=35mm)

チップ

(

経過時間

1



以上になる

放冷中に図


。採取した射出波形から


（空打ち実験）

※宇部興産機械

①鋳込み部品

②計測位置

概要と

空打ち

自然放冷中に

繰り返し射出

点 a)

15

チップ

(φ140

130



になる

中に図

型締めを行った状態でアルミを給湯せず

採取した射出波形から



宇部興産機械

概要と計測位置

空打ちタイミング

自然放冷中に

繰り返し射出

a) 変位計

15

チップ

140-



になるまで

中に図 3 に示す射出開

アルミを給湯せず




宇部興産機械

計測位置

タイミング

自然放冷中に

繰り返し射出

変位計

-L130mm)



までスリーブ予

に示す射出開




宇部興産機械

計測位置

タイミング

自然放冷中に

繰り返し射出

変位計

L130mm)



スリーブ予

に示す射出開



宇部興産機械(株)

タイミング

L130mm)



スリーブ予

に示す射出開



)製

タイミング

L130mm)

スリ

ーブ

地側

の温

度(℃

)



スリーブ予

に示す射出開



スリ

ーブ

地側

の温

度(℃

)

22

3-2

図

の変位

変位量が

が、

増加した。射出速度も変位量が

が大きくなり、変位量に応じて徐々に増大した。

この結果より、

なく

増加することが確認された。

4.

実鋳造における鋳込み部品の熱変形、機械動作による

変形挙動を調査

温度分布から熱変形の発生原因について考察する。

スリーブ内面のアルミ付着

4-1

事前に簡易的な解析でスリーブの変位量

した。

鋳造開始から、

最終的に定常状態に至っ

が大きく

いことが分かる。

こ

ば、

と判断した。

鋳造

圧力

(MP

a)

射出

速度

(m/s

ec.

)

2 実験結果

図 4

変位

変位量が

が、1.0mm




なくスリーブの変形によって発生し、変形量に比例して


実鋳造による





1. CAE


した。



が大きく

ことが分かる。

これより

、定常時も含めたスリーブ

と判断した。

鋳造

圧力

(MP

a)

射出

速度

(m/s

ec.

)

実験結果

4 に

変位量毎の

変位量が

1.0mm




スリーブの変形によって発生し、変形量に比例して


実鋳造による





CAE


した。図



が大きく、


れより

定常時も含めたスリーブ

と判断した。

実験結果

に点 a

毎の

変位量が 1.0mm

1.0mm を超えると






実鋳造による





CAE による実験


図 6 に



が大きく、点


れより、


と判断した。

実験結果

a の

毎の射出速度波形を

1.0mm

を超えると






図

実鋳造による





による実験


に点

鋳造開始から、サイクルが進む


点 c、


、鋳造開始から


と判断した。

の変位

射出速度波形を

1.0mm 以下では

を超えると



この結果より、摺動抵抗は、アルミ付着



図 4.

図 5

実鋳造による各部品の


して変形挙動を詳細に把握



による実験


点 c、

サイクルが進む


、d、


鋳造開始から


スリーブ地側の変位量

平均値

最大

変位量と


以下では

を超えると



摺動抵抗は、アルミ付着



4. 変位量と鋳造圧力

5. 変位量別の射出波形

各部品の





による実験条件


、d、



、e

鋳造開始から



平均値

最大値

射出ストローク

量と鋳造圧力


以下では

を超えると変位量に応じて






変位量と鋳造圧力

変位量別の射出波形

各部品の変形





条件の確認


、e


最終的に定常状態に至った。この間、

e ともに

鋳造開始から



平均値

値


鋳造圧力


以下では鋳造圧力

変位量に応じて








変形




スリーブ内面のアルミ付着と

の確認


e の冷間時からの変位量を示す。


た。この間、

ともに

鋳造開始から 30




鋳造圧力

射出速度波形を重ね

鋳造圧力


増加した。射出速度も変位量が 1.0mm







変形挙動




と摺動抵抗の

の確認


の冷間時からの変位量を示す。

サイクルが進むにつれて

た。この間、

ともに変形挙動の傾向が

30 サイクル

定常時も含めたスリーブの熱変形挙動を把握できる



鋳造圧力の関係を

重ねた結果を

鋳造圧力


1.0mm






挙動とアルミ付着




摺動抵抗の



につれて

た。この間、

変形挙動の傾向が

サイクル

熱変形挙動を把握できる


射出ストローク(mm)

の関係を

た結果を

鋳造圧力に大きな

変位量に応じて鋳造圧力

1.0mm






とアルミ付着




摺動抵抗の



につれて

た。この間、常に


サイクル


スリーブ地側の変位量(mm)

(mm)

の関係を

た結果を

大きな

鋳造圧力

1.0mm を超えると振動






とアルミ付着




摺動抵抗の関係を調査する。



につれて変位量は変化

常に


サイクル程度を確認すれ


(mm)

の関係を、図

た結果を示す。

大きな差異は無い

鋳造圧力

を超えると振動


摺動抵抗は、アルミ付着の有無に関係


とアルミ付着


して変形挙動を詳細に把握するとともに、


関係を調査する。

事前に簡易的な解析でスリーブの変位量の変化を確認


変位量は変化

常に点 c


程度を確認すれ


、図 5

示す。

差異は無い

鋳造圧力が徐々に



の有無に関係


とアルミ付着の


するとともに、



変化を確認


変位量は変化

c の変位量

変形挙動の傾向が変化



変位量

5 に点

点 a

差異は無い

が徐々に



の有無に関係


の影響



温度分布から熱変形の発生原因について考察する。また、


変化を確認


変位量は変化

の変位量

変化しな



変位量

2.34

2.05

1.82

1.64

1.44

1.24

1.04

0.84

0.65

点 a

a の

差異は無い

が徐々に


の有無に関係


影響



また、


変化を確認


変位量は変化し、

の変位量

しな



2.34

2.05

1.82

1.64

1.44

1.24

1.04

0.84

0.65

a

の

差異は無い

が徐々に


の有無に関係




また、


変化を確認


し、

の変位量

しな



4-2

表

み部品は表

したアルミがチップかじりに及ぼす影響を調査するため、

2 種類のチップ潤滑剤を個別に使用した。

表

条件

プランジャーロッドに取り付けた銅管より射出後に

ーブ内面に

30

図

ブ各部の変位量と温度変化

に直線状に点

打ち実験で計測した点

リーブ円周方向の変化を確認するために

箇所に設置した。

射出速度

合金

保持炉温度

給湯量

スリーブ

潤滑剤

変位

量(m

m)

2. 実験方法

表 2

み部品は表


種類のチップ潤滑剤を個別に使用した。

表 3

条件 2


ーブ内面に

30 サイクル連続鋳造し

図 7


に直線状に点




射出速度

合金

保持炉温度

給湯量

スリーブ

潤滑剤

変位

量(m

m)

実験方法

2 に鋳造

み部品は表



3 に

2：冷却孔に通水した条件、条件


ーブ内面に

サイクル連続鋳造し

7 に示すように、


に直線状に点




射出速度

保持炉温度

給湯量

スリーブ

潤滑剤

実験方法

に鋳造

み部品は表 1



にスリーブ冷却条件を示す。条件

：冷却孔に通水した条件、条件


ーブ内面に散水する条件


に示すように、


に直線状に点




表

射出速度

保持炉温度

スリーブ充填率

図 6.

実験方法

に鋳造実験に

1、図



スリーブ冷却条件を示す。条件



散水する条件




に直線状に点 f～




表 2.

充填率

6. スリーブ変位挙動の変化

実験に

、図 2






散水する条件




～j の




2. 使用

充填率

金型側

スリーブ変位挙動の変化

実験に使用した

2 と同様とした。






散水する条件


に示すように、変位計、熱電対を設置し、スリー


の 5



使用した

0.3m/s→0.4m/s

ADC12

680

11.6kg

35%

①

②水溶性、黒鉛含まず（

点

金型側


使用した

と同様とした。






散水する条件として

サイクル連続鋳造した。

変位計、熱電対を設置し、スリー


5 箇所に設置した。

打ち実験で計測した点 a と同


した

0.3m/s→0.4m/s

ADC12

680℃

11.6kg

35%

①油性、黒鉛含む


サイクル数

点 e


使用した条件







として

。


ブ各部の変位量と温度変化を測定した。変位計は軸方向


と同じ位置とした。


した条件

0.3m/s→0.4m/s

ADC12

℃

11.6kg

油性、黒鉛含む


サイクル数

100


条件







として、それぞれ冷間状態から


を測定した。変位計は軸方向


じ位置とした。


条件（鋳造実験）

0.3m/s→0.4m/s



サイクル数

点 d

100100


条件を示

と同様とした。スリーブ内面に付着






、それぞれ冷間状態から






（鋳造実験）

0.3m/s→0.4m/s



サイクル数

d

100


を示す

スリーブ内面に付着




：冷却孔に通水した条件、条件 3








（鋳造実験）

0.3m/s→0.4m/s→1.0m/s

油性、黒鉛含む（


点


す。鋳造機、鋳込




スリーブ冷却条件を示す。条件 1：冷却なし、

3：通水に加えて





箇所に設置した。なお、点


リーブ円周方向の変化を確認するために A

（鋳造実験）

1.0m/s

（5cc


点 c

20


鋳造機、鋳込



：冷却なし、

：通水に加えて





なお、点

じ位置とした。熱電対はス

A 断面位置に

（鋳造実験）

1.0m/s

5cc）

②水溶性、黒鉛含まず（10cc

点

点

点

鋳造機、鋳込



：冷却なし、






なお、点

熱電対はス

断面位置に

）

10cc

射出側

点 c

点 d

点 e

鋳造機、鋳込



：冷却なし、


プランジャーロッドに取り付けた銅管より射出後にスリ




なお、点 f は空

熱電対はス

断面位置に

10cc）

射出側

鋳造機、鋳込



：冷却なし、


スリ




は空

熱電対はス

断面位置に 8

3


3

条件

条件

条件

4-3

(1)

図

の鋳造圧力の関係を示す。

変位量が

圧力が増加し、変位量が減少に転じる

した。

図

位量

造開始から徐々に

常状態に至ったが

であ

条件

条件

条件

3. 実験結果

(1) スリーブ

図 8


変位量が


した。

図 9

量の



である

条件 1

条件 2

条件 3

実験結果

スリーブ

8 に点


変位量が


した。

9 に

の関係



る。両者の温度差は

冷却なし

13

冷却条件

実験結果

スリーブ

に点 f


変位量が 1.0mm


にスリーブ冷却条件

関係を示す。



両者の温度差は

冷却なし

13/min.

冷却条件

実験結果

スリーブ温度

f における射出直前の変位量と低速射出区間


1.0mm


スリーブ冷却条件

を示す。




チップ

表 3.

冷却なし

/min.

冷却条件

①変位計

②熱電対（計

温度、機械動作が

における射出直前の変位量と低速射出区間


1.0mm を超える



を示す。

造開始から徐々に上昇し

常状態に至ったが、


チップ

A

3. スリーブ冷却条件

冷却なし

/min.を常時通水

冷却条件 2

①変位計

②熱電対（計

図

、機械動作が



を超える



を示す。スリーブ温度は天側、地側ともに

上昇し

、天側は


チップ

A


を常時通水

2＋銅管から散水

①変位計

②熱電対（計

図 7

、機械動作が



を超える



スリーブ温度は天側、地側ともに

上昇し、

側は

両者の温度差は 10

145

点 j


を常時通水

＋銅管から散水

①変位計（計

②熱電対（計

7. 計測

、機械動作が


の鋳造圧力の関係を示す。空打ち実験と同様に、

を超えると


スリーブ冷却条件 1


、地

側は 3

10 サイクル程度で

105

145

点 i


を常時通水


（計 5

②熱電対（計 8

計測点

、機械動作が変位量


空打ち実験と同様に、

と変位量の増加に応じて鋳造


1 のスリーブ温度と


地側は

30 サイクル時で

サイクル程度で

ロッド

65

105

点 h

i



5 箇所

8 箇所）

点

変位量



変位量の増加に応じて鋳造


スリーブ温度と


側は 25

サイクル時で


ロッド

OP

操作側

LOW

UP/OP

025

65

h

点 g



箇所）

箇所）

変位量に及ぼす影響




圧力が増加し、変位量が減少に転じるのに



25 サイクル程度で定

サイクル時で


OP

操作側

LOW/OP

UP/OP

0 -15

点 f（＝点

g


）

箇所）

に及ぼす影響




のに



サイクル程度で定

サイクル時で


A

LOW

（＝点

に及ぼす影響




のに合わせて低減




サイクル時でも

サイクル程度で最大

2×φ8

銅管

A 断面

UP

LOW

（＝点 a）

に及ぼす影響




合わせて低減

スリーブ温度と点



も上昇

最大となり、

2×φ8-L300

銅管

断面

LOW

反操作側

）

に及ぼす影響


空打ち実験と同様に、点 f


合わせて低減

点 f の



上昇傾向

となり、

L300

HE

LOW/HE

UP/HE

反操作側


f の


合わせて低減

の変

スリーブ温度は天側、地側ともに鋳


傾向

となり、

L300

HE

/HE

UP/HE

反操作側


の


合わせて低減

変

鋳


傾向

となり、

その後は徐々に

増加し、

クル程度から減少に転じた。

リーブ

地の温度差

と温度差

測部（

とが原因

の温度差は

ピークであると

図

の温度

て一時的に変位量が変化して

位量に

スリーブ

係を

ブ内に

約

内表

約

これらの結果から、スリーブ変形の主原因は天地の温

度差であり、ダイカストマシンの構造や動作の影響は小

さい。また、

ることが

図

スリ

ーブ

温度

(℃)

スリ

ーブ

変位

量(m

m)


増加し、


リーブ

地の温度差

温度差

測部（

が原因

温度差は


図 10

温度


量に

スリーブ

を、それぞれ

ブ内に

約 1.4mm

表面

約 100



さい。また、

ることが

図 8.

図

スリ

ーブ

温度

(℃)

スリ

ーブ

変位

量(m

m)

&平

均鋳

造圧

力(M

Pa

)


増加し、最大で


リーブ変形

地の温度差

温度差で、

測部（注湯口

が原因と考えられ、

温度差は


10に

温度差と


量に占める

スリーブ

、それぞれ

ブ内に通水することで

1.4mm

面からの

100℃、変位量



さい。また、

ることが確認された

8. 変位量と鋳造圧力の関係（スリーブ冷却条件

図 9.

変位量（点


最大で


変形の

地の温度差に依存していると考えられる

で、

注湯口

と考えられ、

温度差は、変位量が減少に転じた


に 1サイクル中の

と点


占める


、それぞれ

通水することで

1.4mm に抑制

からの

、変位量



さい。また、

確認された

変位量と鋳造圧力の関係（スリーブ冷却条件

. 温度と変位量の関係（スリーブ冷却条件

変位量（点

その後は徐々に減少し

最大で


の原因はスリーブ地側の温度

に依存していると考えられる

で、減少に転じる

注湯口近傍

と考えられ、

、変位量が減少に転じた

ピークであると推察される

サイクル中の

点 f の


占める割合

冷却条件

、それぞれ図


に抑制

からの冷却

、変位量



さい。また、スリーブ

確認された


温度と変位量の関係（スリーブ冷却条件

変位量（点

減少し

最大で 1.8mm


原因はスリーブ地側の温度


減少に転じる

近傍）

と考えられ、


推察される

サイクル中の

の変位量の


割合は

冷却条件

図 11


に抑制され

冷却を追加

、変位量が



スリーブ

確認された



温度差

変位量（点 f）

減少した。

.8mm




減少に転じる

）が他の部位に比べて高温部であるこ

と考えられ、スリーブ全体で考えた場合の


推察される

サイクル中の

変位量の


は小さ

冷却条件 2、

11、

通水することで点

された

を追加

が約



スリーブ冷却

確認された。



温度差

た。

.8mm ほど




減少に転じる

が他の部位に比べて高温部であるこ

スリーブ全体で考えた場合の


推察される

サイクル中の点

変位量の


小さい

、3

、12

点 f

た。

を追加すること

約 0.6mm



冷却



サイクル数

サイクル数

た。変位量は

ほど天側に

クル程度から減少に転じた。これにより



減少に転じるタイミング




推察される。

点LOW

変位量の関係

て一時的に変位量が変化しているが

いことが分かる。

3 のスリーブ

12 に示す。

f の温度

。条件

すること

0.6mm



冷却が熱変形



サイクル数

サイクル数

変位量は

天側に

これにより



タイミング




LOW

関係を

いるが


スリーブ

示す。

の温度

条件 3

すること

0.6mm に抑制



が熱変形



サイクル数

サイクル数

変位量は鋳造開始から徐々に

天側に変位

これにより



タイミング




LOWの

を示す。

いるが、


スリーブ

示す。条件

の温度が約

3 では、

することにより、

に抑制



が熱変形の



温度（点

温度（点

鋳造開始から徐々に

変位

これにより



タイミングが



、変位量が減少に転じた 20

温度

示す。

、鋳造時に生じる



条件

約 200

では、

により、

に抑制され



の抑制に効果的であ



温度（点

温度（点


変位した後、

これにより、鉛直方向の

原因はスリーブ地側の温度上昇

に依存していると考えられる。なお、

が異なる



20 サイクル程度が

温度、点

示す。機械

鋳造時に生じる


温度と

条件 2 では

200℃

では、さらに

により、点

された。



抑制に効果的であ



LOW

温度（点 UP

変位量（点

鋳造圧力


した後、

鉛直方向の

上昇よりも

。なお、

異なる



サイクル程度が

、点UP

機械動作によっ


温度と変位

では

℃、変位量

さらに

点 f

た。






LOW）

UP）

変位量（点

鋳造圧力


した後、20

鉛直方向の

よりも

。なお、変位量

異なるのは、




UPと

動作によっ


変位量

では、スリー

、変位量

さらにスリーブ

f の温度







鋳造圧力


20 サイ

鉛直方向の

よりも、天

変位量

のは、


スリーブ全体で考えた場合の天地


とLOW

動作によっ


量の

、スリー

、変位量

スリーブ

温度




変位量と鋳造圧力の関係（スリーブ冷却条件 1

温度と変位量の関係（スリーブ冷却条件 1）

スリ

ーブ

変位

量(m

m)

）


サイ

鉛直方向のス

、天

変位量

のは、計


天地


LOW

動作によっ

鋳造時に生じる変

の関

、スリー

、変位量が

スリーブ

温度が




1）

）

スリ

ーブ

変位

量(m

m)

44

図

(2)

図

クル毎の温度（射出動作開始直前）を示す。

最も

操作側のほうが操作側に比べて温度が高

湯時に

進されて

図

を示す。

ナナ変形」

モードが

経過とともにスリーブ天地の温度差の変化に伴い、スリ

ーブの変形モードが変化していると考えられる。

スリーブブッシュと接触していない部位で

スリ

ーブ

温度

(℃)

スリ

ーブ

温度

(℃)

スリ

ーブ

温度

(℃)

図 11

図 1

) スリーブ温度と変形挙動の経時変化

図 1


最も温度が高く


湯時に

進されて

図 1

を示す。

ナナ変形」

モードが




注湯開始

スリ

ーブ

温度

(℃)

スリ

ーブ

温度

(℃)

スリ

ーブ

温度

(℃)

11.

12.

スリーブ温度と変形挙動の経時変化

13 に


温度が高く


湯時に溶湯が落下、衝突する位置と一致し、熱伝達

進されて高温にな

14 にサイクル毎の鉛直方向のスリーブ曲がり挙動

を示す。射出側

ナナ変形」

モードが変化していることが確認された。




注湯開始

図

. 温度と変位量の関係（スリーブ冷却条件

温度と変位量の


にスリーブ冷却条件


温度が高く


溶湯が落下、衝突する位置と一致し、熱伝達

進されて高温にな

4 にサイクル毎の鉛直方向のスリーブ曲がり挙動

射出側

ナナ変形」状態

モードが変化していることが確認された。




注湯開始

図 10






温度が高く



高温にな

にサイクル毎の鉛直方向のスリーブ曲がり挙動

射出側スリーブ端が最大に変位し、いわゆる「バ

状態

変化していることが確認された。




射出

変位（点

温度（点

温度

温度（点

温度（点

温度

変位量（点

. 1 サイクル中の温度






、天側に近いほど



高温になってい


スリーブ端が最大に変位し、いわゆる「バ

となっており、さらにサイクル毎に





射出

変位（点

温度（点

温度差

温度（点

温度（点

温度差

変位量（点

温度（点

温度（点

温度

変位量（点

サイクル中の温度






天側に近いほど



ってい








型開

変位（点 f）

温度（点 LOW

差

温度（点 UP

温度（点 LOW

差

変位量（点

温度（点

温度（点

温度差

変位量（点



温度と変位量の関係







っている








型開

LOW）

経過時間

UP）

LOW）


経過時間

経過時間

温度（点 UP）

温度（点 LOW




関係


スリーブ冷却条件 1





るため








突出

）

経過時間

経過時間

経過時間

LOW）



関係（スリーブ


1 の





ためと考え








突出

経過時間

経過時間

経過時間



スリーブ


のスリーブ各部の


天側に近いほど温度が低い



と考え








射出戻

サイクル中の温度差と変位


スリーブ


スリーブ各部の


温度が低い



と考えられ








射出戻

と変位






温度が低い

操作側のほうが操作側に比べて温度が高い。これは、


られ








型締

と変位


冷却条件


クル毎の温度（射出動作開始直前）を示す。点

温度が低い。また、

い。これは、


られる。




変化していることが確認された。これは、時間



スリーブブッシュと接触していない部位で急激に屈曲し

型締


冷却条件

スリーブ各部の 10

点 LOW

。また、

い。これは、


る。




これは、時間



急激に屈曲し

温度と変位量の関係（スリーブ冷却条件 2）

冷却条件 3）

10 サイ

LOW

。また、

い。これは、

溶湯が落下、衝突する位置と一致し、熱伝達が促



となっており、さらにサイクル毎に変形

これは、時間


ーブの変形モードが変化していると考えられる。また、

急激に屈曲し

スリ

ーブ

変位

量(m

m)

スリ

ーブ

変位

量(m

m)

）

）

サイ

LOW が

。また、反

い。これは、注

が促



変形

これは、時間


また、

急激に屈曲し

スリ

ーブ

変位

量(m

m)

スリ

ーブ

変位

量(m

m)

スリ

ーブ

変位

量(m

m)

サイ

が

反

注

が促



変形

これは、時間


また、

急激に屈曲し

ているのではなく、スリーブブッシュ

位も含め

(3)

2

象を比較した。

スリーブ内面の状況を示す。

は、

サイクル

図

す。変位量が同等にもかかわらず

した

加していることが分かる。

この結果より、アルミの付着がチップかじりを

する要因の一つと判断できる。

変位

量(m

m)

点fの

変位

量(m

m)


位も含め

図

) アルミ付着

2 種類



は、油性

サイクル

図 1


した水溶性・非黒鉛系




変位

量(m

m)

点fの

変位

量(m

m)


位も含めて

図 13

図

アルミ付着

種類の潤滑剤を使用して



油性・黒鉛系潤滑剤

サイクルの増加に

15 に


水溶性・非黒鉛系




図


て変形していることが

3. スリーブ円周上

図 14

アルミ付着

の潤滑剤を使用して



・黒鉛系潤滑剤

の増加に

に潤滑剤別






図 15.

温度


変形していることが

スリーブ円周上

4. スリーブの鉛直方向の曲がり挙動

アルミ付着が


象を比較した。図



の増加に

潤滑剤別






. チップ潤滑剤別


温度(

変位（油性）

鋳造圧力（油性）




スリーブの鉛直方向の曲がり挙動

がチップかじり


図 1



の増加に伴い付

潤滑剤別の






チップ潤滑剤別


(℃)

変位（油性）






チップかじり


16 に


・黒鉛系潤滑剤に比

伴い付

の変位量と平均


水溶性・非黒鉛系潤滑剤







変位（油性）






チップかじり


に注湯


に比

伴い付着量が増加し

変位量と平均


潤滑剤





スリーブブッシュとの接触部


サイクル数




スリーブ円周上の温度（注湯口終端部）


チップかじり

の潤滑剤を使用してアルミ付着の違いによる現

注湯口近傍における射出直前の

スリーブ内面の状況を示す。水溶性・非黒鉛系潤滑剤で

に比して

着量が増加し

変位量と平均


潤滑剤では




チップ潤滑剤別の変位量と鋳造圧力

との接触部


サイクル数


変形していることが予測される

の温度（注湯口終端部）


チップかじりに及ぼす影響

アルミ付着の違いによる現

口近傍における射出直前の

水溶性・非黒鉛系潤滑剤で

してアルミの

着量が増加し

変位量と平均


では



の変位量と鋳造圧力

との接触部


サイクル数


予測される



に及ぼす影響




アルミの

着量が増加し

変位量と平均鋳造圧力の関係

す。変位量が同等にもかかわらず、アルミ

では、極端に



との接触部

(mm)

サイクル数

変位（水溶性）

鋳造圧力（水溶性）

（溶湯落下位置）

ているのではなく、スリーブブッシュで包まれている部

予測される



に及ぼす影響




アルミの

着量が増加している。

鋳造圧力の関係

、アルミ

極端に






で包まれている部

予測される。



に及ぼす影響




アルミの付着

ている。


、アルミ付着

極端に鋳造圧力が



30

20

10





。



に及ぼす影響




付着量が多く

ている。


付着

鋳造圧力が



10

20

30

30 ｻｲｸﾙ

20 ｻｲｸﾙ

10 ｻｲｸﾙ









量が多く

ている。


付着量の増加

鋳造圧力が

この結果より、アルミの付着がチップかじりを深刻化


10 ｻｲｸﾙ

20 ｻｲｸﾙ

30 ｻｲｸﾙ

ｻｲｸﾙ

ｻｲｸﾙ

ｻｲｸﾙ







量が多く

鋳造圧力の関係を示

量の増加

鋳造圧力が

深刻化


ｻｲｸﾙ

ｻｲｸﾙ

ｻｲｸﾙ

平均

鋳造

圧力

(MP

a)





量が多く、

を示

量の増加

鋳造圧力が増

深刻化

平均

鋳造

圧力

(MP

a)

55

5

15

5

15

5.

これまでの結果から、チップかじり

形によって生じ

本項では、プランジャーロッドに生じる

損傷部位を調査してチップかじり発生のメカニズムにつ

いて考察

(1)

図

の

した。

鋳造中にスリーブが天側へ約

近傍のスリーブ内面にアルミが付着した状態で注湯、射

出を行った。チップ先端が注湯口終端部に達すると射出

速度及び鋳造圧力が振動してチップかじりが生じた。

図

ブへの進入長さが増加するとプランジャーロッドの全て

の部位で圧縮応力が生じ、チップ後方が注湯口終端部を

通過するまで（

した後、減少に転じた。スリーブ変位量はチップが注湯

口終端を通過する間（

0.2mm

5 サイクル

15 サイクル

5 サイクル

15 サイクル

5. チップかじり発生メカニズムの考察


によって生じ



いて考察

) プランジャーロッドの変形挙動の調査

図 1

の 4 箇所に歪みゲージを設置して、

した。





図 1






0.2mm

サイクル

サイクル

サイクル

サイクル

図

チップかじり発生メカニズムの考察


によって生じ



いて考察する。

プランジャーロッドの変形挙動の調査

17 に

箇所に歪みゲージを設置して、

した。





18 に各種計測値を示す。チップが前進してスリー






0.2mm 変位した後、射出前の水準に戻っ

サイクル

サイクル

サイクル

サイクル

②水溶性・非黒鉛系

図 16



によって生じ



いて考察する。








8 に各種計測値を示す。チップが前進してスリー






変位した後、射出前の水準に戻っ

サイクル

①油性・黒鉛系

サイクル


6. 注湯口近傍のスリーブ内面の比較



によって生じ



する。


示すように、






に各種計測値を示す。チップが前進してスリー









注湯口近傍のスリーブ内面の比較



、さらに




示すように、









通過するまで（140mm









さらに




示すように、









140mm









さらにアルミ付着によって




示すように、プランジャーロッドの









140mm～


口終端を通過する間（140mm







アルミ付着によって




プランジャーロッドの









～320mm


140mm


10

20


10

20











鋳造中にスリーブが天側へ約 1.8mm







320mm


140mm～


10 サイクル

20 サイクル

5cc/shot

10 サイクル

20 サイクル

10cc/shot










1.8mm







320mm）に徐々に応力が増加


～320mm


サイクル

サイクル

5cc/shot

サイクル

サイクル

10cc/shot



これまでの結果から、チップかじりは






箇所に歪みゲージを設置して、軸方向の応力を測定

1.8mm







）に徐々に応力が増加


320mm


サイクル

サイクル

5cc/shot

サイクル

サイクル

10cc/shot


はスリーブの熱変


本項では、プランジャーロッドに生じる応力、チップの




軸方向の応力を測定

1.8mm 変位し、注湯口









320mm）に地側に約

変位した後、射出前の水準に戻った。

10cc/shot


スリーブの熱変

アルミ付着によって悪化

応力、チップの




変位し、注湯口









）に地側に約

た。



悪化



プランジャーロッドの B











）に地側に約


悪化する



B 断面部











）に地側に約


する。



断面部











）に地側に約


。



断面部










）に地側に約

図

傍のスリーブ内面のアルミ付着が解消した状態で、注湯

せずに射出動作を行った際の各種計測値を示す。射出開

始直後は図

注湯口終端に達するとプランジャーロッドは天側で引っ

張り、地側で圧縮の応力が生じており、プランジャーロ

ッドには下向きに曲げが発生していることが分かる。

以上より、

じて

リーブ内面にアルミが付着すると

て圧縮応力

鋳造圧力はよく一致していた。

(2)

実験後のスリーブ内面とチップ表面を

図

型側の壁面に打痕状の傷があり、注湯口の両サイド、注

湯口から金型側に

があった。さらに、注湯口下の反操作側に溶損と思われ

変位

量(m

m)

&速

度(m

/sec.

)変

位量

(mm

)&

速度

(m/s

ec.

)図 1



始直後は図




以上より、

じてプランジャーロッドに下向きの曲げが発生する


圧縮応力


) 鋳造後のスリーブ内面とチップ


図 21




変位

量(m

m)

&速

度(m

/sec.

)変

位量

(mm

)&

速度

(m/s

ec.

)19 に前記鋳造後、射出後退動作によって注湯口近



始直後は図




以上より、

プランジャーロッドに下向きの曲げが発生する


圧縮応力


図

図

鋳造後のスリーブ内面とチップ


1 に示す。




に前記鋳造後、射出後退動作によって注湯口近



始直後は図 1




以上より、



圧縮応力が支配的となり、歪み量から算出した軸力と


図 18.

図 19.



に示す。




変位量（射出側）

歪み

鋳造圧力


歪み

鋳造圧力




18 と同様の挙動であったが、チップ先端が




以上より、スリーブが



が支配的となり、歪み量から算出した軸力と


. 鋳造時における射出中の各種計測値

空打ちにおける射出中の各種計測値



に示す。スリーブは天側に傷が多く、注湯口の





歪み（UP/OP

鋳造圧力


歪み（UP/OP

鋳造圧力




と同様の挙動であったが、チップ先端が




スリーブが





図

鋳造時における射出中の各種計測値




スリーブは天側に傷が多く、注湯口の


湯口から金型側に 120mm



UP/OP）


UP/OP）

鋳造圧力








スリーブが





図 1







120mm













スリーブが熱変形





17. 歪み計測点







120mm



射出速度

歪み（

軸力（歪み）


射出速度

歪み

軸力（歪み）








熱変形





歪み計測点







120mm ほどの範囲に擦れたような傷



射出速度

（UP/HE

軸力（歪み）


射出速度

歪み（UP/HE

軸力（歪み）

B








熱変形すると射出時に抵抗が生





歪み計測点







ほどの範囲に擦れたような傷



UP/HE）

軸力（歪み）


UP/HE）

軸力（歪み）

B








すると射出時に抵抗が生


リーブ内面にアルミが付着すると、さらに抵抗が加わっ


歪み計測点



鋳造後のスリーブ内面とチップ表面






(mm)

歪み

歪み

注湯口終端

(mm)










、さらに抵抗が加わっ


歪み計測点



表面






LOW/OP

歪み(LOW/OP)

歪み（LOW/HE

注湯口終端

(mm)

歪み(LOW/OP)

歪み（

注湯口終端

操作側














表面の観察

実験後のスリーブ内面とチップ表面をそれぞれ





UP/OP

LOW/OP

(LOW/OP)

LOW/HE

注湯口終端

(LOW/OP)

（LOW/HE

注湯口終端

B

操作側














の観察

それぞれ





UP/OP

LOW/OP

(LOW/OP)

LOW/HE）

(LOW/OP)

LOW/HE）

B 断面

操作側














の観察

それぞれ図





UP/HE

LOW/HE

圧力

(MP

a)

&軸

力(M

Pa

)圧

力(M

Pa

)&

軸力

(MP

a)

断面

反操作側









プランジャーロッドに下向きの曲げが発生する。





図 20





UP/HE

LOW/HE

圧力

(MP

a)

&軸

力(M

Pa

)

&ロ

ッド

歪み

(με)

圧力

(MP

a)

&軸

力(M

Pa

)

&ロ

ッド

歪み

(με)

反操作側









。ス



20、

スリーブは天側に傷が多く、注湯口の金




LOW/HE

&(με)

&ロ

ッド

歪み

(με)

反操作側

66

る小さな孔状の傷が確認された。チップは

に多少の

おり、エッジが磨

とから、スリーブとチップは

考える。

(3)

これまでの結果から、チップかじりの発生メカニズム

を図

①

②

淵から

範囲に傷が多い


多少の



考える。

) チップかじりの発生メカニズム


を図 2

① 冷間

② 熱間

打痕あり

淵から


注湯口の両サイドに傷が多い


多少の傷が



考える。

チップかじりの発生メカニズム


22 のように

冷間

熱間

打痕あり

淵から 120mm




多少の傷が



考える。

①天

③地側



のように

冷間

熱間 1

打痕あり

120mm




傷が確認された



図

①天側

③地側

図



のように

：

：

操作側

120mm




確認された

おり、エッジが磨耗していることが確認された。このこ


図 20

側

③地側

図 2



のように考察し

射出芯が一致しているため、射出を前進

してもスリーブとチップの寸法公差によ

ってスリーブとチップは接触せず摺動抵

抗は生じない。

スリーブが天地の温度差によって天側へ

反るように変形し、射出芯が一致しなく

なる。チッ

されて金型側が浮いた状態で前進する。

操作側

120mm 程度の




確認された

耗していることが確認された。このこ


20. 実験後のスリーブ内面

21.



考察し







なる。チッ


程度の



確認されたが、天側は



実験後のスリーブ内面

. 実験後のチップ表面



考察した。







なる。チッ


程度の



が、天側は




実験後のチップ表面



た。







なる。チップは射出側でスリーブに支持




が、天側は


とから、スリーブとチップは天側で強く接触











プは射出側でスリーブに支持




が、天側は


天側で強く接触


②反操作側












が、天側は傷が広範囲に及んで




②反操作側

④操作側










溶損と思われる

小孔


傷が広範囲に及んで




②反操作側

④操作側










反操作側


小孔

る小さな孔状の傷が確認された。チップは全周で



天側で強く接触していると


②反操作側

④操作側











全周で



していると

②反操作側










全周で金型側



していると










金型側



していると









金型側



していると









③

④

⑤

①冷間

②熱間

③

④

⑤

6. CAE

チ

た実験結果を基に

検討を行った。

6-1

図

CAD

（ADSTEFAN

実施し温度分布を求め

析（

ング）し

一段階で得られた変形後の鋳込み部品をソリッド化する。

③ 熱間

④ 熱間

⑤ 熱間

①冷間

②熱間

③熱間

④熱間

⑤熱間

CAE

チップかじり現象を理論的に証明するために、得られ



1 解析

図 23

CAD

ADSTEFAN


析（I-DEAS

ング）し


熱間

熱間

熱間

①冷間

②熱間 1

熱間 2

熱間 3

熱間 4

CAE による

ップかじり現象を理論的に証明するために、得られ



解析方法

23 に解析フローを示す。

CAD で作成した

ADSTEFAN


DEAS

ング）した後、


熱間 2

熱間 3

熱間 4

1

2

3

4（アルミ付着）

による




方法

に解析フローを示す。

で作成した

ADSTEFAN


DEAS）で作成した

た後、


：射出前進に伴い

り、チップ天側と注湯口の両サイドが接

触し

口終端に衝突することもある。

：注湯

押し込まれるため大きな摺動抵抗が発生

して擦れたような傷が生じる。

：スリーブ内面にアルミが付着すると、チ

ップがアルミに乗り上げ、スリーブの変

位量以上に射出芯の乖離が大きくなり、

変形量以上に摺動抵抗が大きくなる。

（アルミ付着）

図

によるチップかじり現象の再現




方法


で作成した

ADSTEFAN）で


）で作成した

た後、熱変形解析を行


熱変形

付着したアルミ

射出前進に伴い


触し


注湯



スリーブ内面にアルミが付着すると、チ





図 22.

チップかじり現象の再現


た実験結果を基に CAE


で作成した鋳込み部品のモデルを、鋳造

）で


）で作成した

熱変形解析を行


熱変形


支点



触して摺動抵抗が増加する。


注湯口の終端部でチップがスリーブ内に








. 発生メカニズムの考察



CAE


鋳込み部品のモデルを、鋳造

）で FDM

実施し温度分布を求める

）で作成した



熱変形


支点



摺動抵抗が増加する。


口の終端部でチップがスリーブ内に








発生メカニズムの考察



CAE を活用してチップかじり現象の



FDM

る。

）で作成した FEM


















を活用してチップかじり現象の



FDM メッシュを

。次に、

FEM




射出前進に伴いチップの傾斜も大きくな















に解析フローを示す。第一段階として、


メッシュを

次に、

FEM メッシュに移行（マッピ

熱変形解析を行う


チップの傾斜も大きくな















第一段階として、


メッシュを

次に、この温度分布を構造解

メッシュに移行（マッピ

う。第二段階として、



















メッシュを用いて

この温度分布を構造解


第二段階として、


















用いて







摺動抵抗が増加する。さらに注湯













用いて伝熱







さらに注湯











第一段階として、3


伝熱解析を







さらに注湯









3 次元

鋳込み部品のモデルを、鋳造 CAE

解析を







さらに注湯









次元

CAE

解析を



第二段階として、第


7



さらに注湯







7

次に、その結果を機構解析により

させて、スリーブとチップの接触状況を確認し、さらに

はプランジャーロッドに掛かる負荷等を把握する。

本報告では第一段階について述べる。

それぞれ

使用した。また伝熱解析（金型温度解析）に用いたサイ

クルタイムは実験条件と同様とし、熱伝達係数は当社の

データベース値を使用した。

拘束条件を示す。スリーブブッシュによる拘束の影響を

評価

が冷間で

類を検討し

①変形挙動の再現

②発生状況の把握





それぞれ





評価するため

が冷間で

類を検討し

確認、

合せ込み

①変形挙動の再現

②発生状況の把握

面を完全拘束

面を完全拘束





それぞれ





するため

が冷間で接触している部位を完全に拘束した条件

類を検討し

①

②

FDM

(A)

実測値【温度】

確認、

合せ込み

面を完全拘束

面を完全拘束





それぞれ ADSTEFAN





するため

が冷間で接触している部位を完全に拘束した条件

類を検討した。

①拘束条件

②拘束条件

FDM メッシュ

(A) 伝熱解析


合せ込み

面を完全拘束

面を完全拘束





ADSTEFAN





するために

接触している部位を完全に拘束した条件

た。

拘束条件

拘束条件

メッシュ

伝熱解析


実測値【ロッド歪み】、【摺動抵抗値】

点を完全拘束

面を完全拘束

面を完全拘束





ADSTEFAN





、①


拘束条件

拘束条件

メッシュ

伝熱解析



点を完全拘束

面を完全拘束

面を完全拘束





ADSTEFAN





①拘束条件を与えない条件と


図

拘束条件 1：ブッシュによる拘束無し

拘束条件 2：ブッシュによる拘束有り

図



マッピング

確認、

合せ込み

点を完全拘束





ADSTEFAN、I-





拘束条件を与えない条件と


図 23.

：ブッシュによる拘束無し

：ブッシュによる拘束有り

図 24

ソリッド化

(C)


マッピング

確認、

合せ込み

温度分布

点を完全拘束





-DEAS







. 解析フロー



4. 拘束条件

3D-

ソリッド化

(C) 機構解析


マッピング

合せ込み

温度分布

点を完全拘束





DEAS



データベース値を使用した。図 2




解析フロー



拘束条件

-CAD

ソリッド化

機構解析


次に、その結果を機構解析により 3




DEAS の標準データベースを



24




解析フロー



拘束条件

CAD

ソリッド化

機構解析


確認、

合せ込み

19

3 次元




の標準データベースを



4 に構造解析




解析フロー



拘束条件

FE

(B)

実測値【変位量】


確認、

合せ込み

190

次元 CAD



本報告では第一段階について述べる。解析物性値は、




構造解析






EM メッシュ

(B) 熱変形解析



合せ込み


射出ｽﾄﾛｰｸ

CAD



解析物性値は、




構造解析






メッシュ

熱変形解析



0



CAD 上で摺動







構造解析に用いた


拘束条件を与えない条件と、




メッシュ

熱変形解析




上で摺動







に用いた


、②両者

接触している部位を完全に拘束した条件の 2




上で摺動






に用いた


両者

2 種

変位量


上で摺動






に用いた


両者

種

変位量

6-2

(1)

熱変形解析の基本となるスリーブの

行った。図

等の結果が得られていることが分かる。

図

解析では溶湯の落下を考慮していないため、落下位置の

温度が多少異なるが、その他の点はほぼ一致した結果が

得られており、解析条件

きた。

(2)

図

結果を示す。いずれの結果も変位量は異なるが、

に向かって

「バナナ変形」状態になっていることが確認された。ま

た、図


示しており、

要は

れにより

に伝熱による温度変化で変形して拘束位置が変化してい

ると推察する。

点fの

温度

(℃)

2 解析

(1) 伝熱解析


行った。図


図 2




きた。

(2) 熱変形解析の整合確認

図 2


向かって


た、図


示しており、

はある

により



点fの

温度

(℃)

解析結果

伝熱解析


行った。図


26に




きた。

熱変形解析の整合確認

27に図


向かって


た、図 28


示しており、

あるが

により、



結果

伝熱解析


行った。図 25


に 30




図


に図


向かって膨張し


8 に点


示しており、

が、完全拘束では

、スリーブ



結果

伝熱解析の整合確認


5 に点


0 サイクル




図 26


に図 24 で示した拘束条件における熱変形解析の


膨張し


に点 f

た結果を示す。実測値は拘束

示しており、スリーブ

、完全拘束では

スリーブ



整合確認


に点


サイクル




図

6. 温度分布（


で示した拘束条件における熱変形解析の


膨張し、天地


f～j

実測値は拘束

スリーブ


スリーブ


温度

整合確認


に点 f の


サイクルのスリーブ




図 25.

温度分布（




、天地


j の実測した変位量と解析値を比較し

実測値は拘束

スリーブブッシュによる拘束は




温度(

整合確認


の温度履歴の


のスリーブ



得られており、解析条件及び解析手法の

. 温度履歴の比較

温度分布（




、天地の


の実測した変位量と解析値を比較し

実測値は拘束

ブッシュによる拘束は


ブッシュ


サイクル数

(℃)


温度履歴の


のスリーブ



及び解析手法の

温度履歴の比較

温度分布（




の温度差に



実測値は拘束条件


、完全拘束では厳しすぎることが

ブッシュはスリーブと接触し、さら


サイクル数


温度履歴の


のスリーブ





温度分布（30



温度差に



条件


厳しすぎることが

はスリーブと接触し、さら


サイクル数




のスリーブ断面の温度





0 サイクル



温度差に



条件 1、





サイクル数

熱変形解析の基本となるスリーブの温度の整合確認を

比較を


断面の温度





サイクル



温度差によって天側に反



、2






温度の整合確認を

を示す


断面の温度



及び解析手法の妥当性を確認で

サイクル）



よって天側に反



2 の結果の中間を







示すが、

断面の温度比較



妥当性を確認で

）






結果の中間を

ブッシュによる拘束は考慮する

厳しすぎることが分かる。こ



実験

解析



が、ほぼ同

比較を示す





結果を示す。いずれの結果も変位量は異なるが、射出側




結果の中間を

考慮する

分かる。こ



実験

解析

実験

解析



ほぼ同

を示す





射出側

よって天側に反り、



結果の中間を

考慮する

分かる。こ



実験

解析



ほぼ同

を示す。





射出側

り、



結果の中間を

考慮する必

分かる。こ



8

。

8

7.

鋳造時の温度、変位量、摺動抵抗、アルミ付着状況を

調査することで得られたチップかじり現象の発生メカニ

ズムに関する知見は以下の通り

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

スリ

ーブ

地側

の変

位量

(mm

)

まとめ




(1) スリーブ

1.8

(2) アルミ付着が無くても

によって

生じている。

(3) 機械

量

(4) スリーブ内面にアルミが付着すると射出芯の乖離が

大きくなって摺動抵抗が増大する。

(5) スリーブ冷却は熱変形の抑制に

一方で破断チル層の発生など溶湯品質の悪化を招く

要因となるため適用には注意が必要である。

(6) 伝熱解析は当社データベース値を使用することで、

実測値とほぼ一致した結果が得られるが、熱変形解

析はスリーブブッシュとスリーブの接触状況を考慮

した拘束条件の確立が

スリ

ーブ

地側

の変

位量

(mm

)

まとめ




スリーブ

1.8mm

アルミ付着が無くても

によって

生じている。

機械動作による

量に比

スリーブ内面にアルミが付着すると射出芯の乖離が


スリーブ冷却は熱変形の抑制に



伝熱解析は当社データベース値を使用することで、




まとめ




スリーブ

mm の熱変形、いわゆる「バナナ変形」が生じた。


によって

生じている。

機械動作による

に比して影響は小さい










図




スリーブ天地

の熱変形、いわゆる「バナナ変形」が生じた。


によって、

生じている。

動作による

して影響は小さい










図 28.




天地方向の温度



スリーブとチップが接触して摺動抵抗が

生じている。

動作による











実験

拘束条件

拘束条件

①

②

図 2

. 変位量（地側）の比較




方向の温度




動作による変形は











拘束条件

拘束条件

①拘束条件

②拘束条件

27.

変位量（地側）の比較




方向の温度




変形は












拘束条件 1

拘束条件 2

拘束条件

拘束条件

. 熱変形解析結果





方向の温度


アルミ付着が無くても熱変形による射出芯の


変形は 0.1mm










した拘束条件の確立が必要である。


拘束条件

拘束条件

熱変形解析結果




ズムに関する知見は以下の通りである

方向の温度差


熱変形による射出芯の


0.1mm

して影響は小さい。









必要である。


拘束条件 1

拘束条件 2





である

差によって、本報告では




0.1mm









必要である。






である。

によって、本報告では




0.1mm 程度であり、



スリーブ冷却は熱変形の抑制に有効な手段である。






必要である。

(mm)





。





程度であり、



有効な手段である。






必要である。








程度であり、














程度であり、












熱変形による射出芯の不一致


程度であり、熱変形












不一致


熱変形











不一致


熱変形







Documents

スリーブとチップ間に生じるカジリ現象の発生メカ …tip is the factor of disturbing stable die casting operation. We studied-鋳造品質 チップか 発生時

スリーブとチップ間に生じるカジリ現象の発生メカ …tip is the factor of disturbing stable die casting operation. We studied-鋳造品質チップか発生時