スクリュ形状の部分的評価

7.2.1 評価方法

スクリュ形状の部分的評価には，Fig.7-1に示す3本のスクリュ形状を用い，W，X，Yの 3箇所の位置を定めて行った．評価は，5.3節と同様に流動シミュレーションを行い，スク リュの各位置における平均せん断応力の変化を評価した．また，スクリュ内での各位置にお ける繊維折損状況を確認するため，連続成形後にシリンダからスクリュを取り出し，スクリ ュの各位置に滞留する樹脂をサンプリングし，繊維長をそれぞれ測定した．なお，本実験に 用いた樹脂，可塑化条件は 5.4.1 節と同様であり，サンプリングした樹脂中の繊維長は，

5.4.2節で示す方法と同様に測定を行い，特にX－Y間の特徴あるスクリュ形状における平

均せん断応力と，繊維折損の関係を調査した．

Fig. 7-1 Partial evaluation positions of three tested screws.

7.2.2 評価結果

Fig.7-2に，各スクリュ位置における平均せん断応力分布を示し，Fig.7-3には，スクリ

ュ内のW，X，Y位置における繊維長の測定結果を示す．W位置からX位置において，各

スクリュの平均せん断応力は一様に分布していることから，スクリュ内の平均繊維長にも 大きな変化はみられない．しかし，X位置からY位置にかけては，Dulmadgeスクリュが 最も平均せん断応力の変化が大きくなり，それに伴い繊維折損が生じていることが確認で

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きる．これまでの検討では，前述のとおりスクリュ全域に対して行ってきた．スクリュ全 域としての検討では，Fig.7-4に示すように，平均せん断応力と繊維折損量の関係が得ら れ，近似線の決定係数R²が0.81であることから，適度な相関関係にあることがわかる．

しかし，Fig.7-5に示すように，X位置からY位置にかけての繊維折損率と平均せん断応 力の増加率の関係をみると決定係数が0.99であり，非常に強い相関関係にあることがわか る．

一方，繊維分散性については，スクリュ全域におけるせん断ひずみ量とフラクタル値の

関係をFig.7-6に示すように，近似線の決定係数が0.97と強い相関関係にあり，部分的な

評価をしなくとも傾向を把握できることが確認できる．これは，総せん断ひずみ量がダル メージ形状への依存度が高いため，部分的な評価をしなくても強い相関関係が得られたと 考えられる．

以上のように，繊維長を長く残し，繊維分散性を向上させるためには，スクリュ形状を 部分的に評価し，且つ，特にダルメージ部での繊維折損を最小限に押さえた上で，分散性 を向上させるための形状の最適化が必要である．

Fig. 7-2 Mean shear stress distribution for each screw.

0 2 4 6 8

0 100 200 300 400

Mean shear stress, kPa

Screw position, mm Standard

Dulmadge Variable pitch

Y X

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Fig. 7-3 Relationships between fiber length and screw position for each screw.

Fig. 7-4 Relationship between breakage length of fiber and mean shear stress.

5 6 7 8 9 10

Standard Dulmadge Variable-pitch

Fiber length, mm

W-point X-point Y-point

R² = 0.8128

0 1 2 3 4 5 6 7

4 4.5 5 5.5 6 6.5 7

Breakage length of the fiber, mm

Mean shear stress, kPa Standard Variable-pitch

Dulmadge

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Fig. 7-5 Relationship between fiber breakage rate and increase rate of shear stress.

Fig. 7-6 Relationship between fractal value and average of total shear strain.