件。
30 O〈白
Mm綱却しιム「
同 わ
25
20
80 60
件。
。 20
( v ) ヒーター電圧
ヒーター加 熱 電圧とウ ェ ルド 強 度 の関係、
図6. 1 2
400C 金型温度
P i=131.7MPa.
T c = 200 oC 0:
P i=134.0MPa.
P i = 99.4MPa.
T c = 200 oC ム:
170
--里里里里里璽璽園田 1
T c = 220 oC 口:
80
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6560
(伺仏主)
Mm綱相、ムムヘ
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50
0 1∞ 150
(MPa) 保圧
so
20wt目) 保圧とウエルド強度の関係(繊維強化PC繊維含有率
Â:多数個取り金型
ー171
-1個取り金型、
• 図6I 1 3
- ・ 里園 七里置園田七 l
個取り金型の場合はすでに第4章で述べた。 Ph =OMPaではウェルドライン領 域の樹脂には充分な圧力が伝わらず、 樹脂密度が低下してウェルド強度も低 かった(aw = 52.5MPa)。 しかし、 保圧の増加にともない強度は次第に向上 し、 Ph =119.7MPaではaw = 55. 6 MP aとなった。 多数個取り金型を用いた場 合でも、 Ph =OMPaの時はほとんど1個取り金型との場合と同じ強度であった が、 保圧の増加により急激に強度が増加して、 Ph =119.7MPaではσw =77.8 MPa となった。 1個取り金型の場合の保圧制御による強度向上は約 4%であっ たのに対して、 多数個取り金型の場合約20%となり、 保圧による強度の改善は 多数個取り金型を用いることによってより顕著となった。 繊維含有率1Owt %の 場合も同様の傾向であった。 これは多数個取り金型構造とすることによる樹脂 流動挙動の大きな変化によるものと思われる。
3.2.2 溶融樹脂の充てん過程
そこで、 多数個取り金型中を流動する溶融樹脂の流動先端の変化をショート シヨ ヅト法で観察した結果を図6. 1 4に示す 。 金型充てん過程はダミーキャビ ティA (図中b)、 ダンペル型試験片(同a)、 ダミーキャビティB(同c ) の順に行われていることが分かる。 つまりダンペル型試験片のウエルドライン が合流した直後は、 ダミーキヤピティBでは依然ジエツテイングを起こしなが ら溶融樹脂が充てんしている途中であるため、 ウエルドラインにはまだ保圧が 有効に伝わっていないと考えられる。 全てのキヤビテイの充てんが完了してか ら初めて保圧が伝わる。 これに対して第4章で検討した1個取り金型では、 流 動先端の合流と同時に樹脂に保圧が伝わった。 つまり、 多数個取り金型構造と することにより、 ダンペル試験片への樹脂充てん挙動やウェルドラインへの樹 脂圧力の伝達挙動が大きく変化していると考えられる。
3.2.3 顕微鏡による繊維配向観察
金型への樹脂の充てん挙動の違いによる繊維配向の違いを調べるために、 1 個取り金型の場合と同様に顕微鏡による試料観察を行った。 観察方法は第4章
172
-1・
b
C
、、，ノ'aA 〆，‘、
a
( 2 )
( 3 )
( 4 )
( 5 )
図6， 1 4 多数個取り金型内の樹脂流動パターン
(流動は( 1 )から(5)ヘ進行、 a=ダンペル試験片、
b=ダミーキャピティA、 c =ダミーキャピティB )
173
-， ...
3. 1. 4 で述べた。
図4. 1 2で示したように、 1個取り金型では保圧条件によらず対称的なひし形 の配向パターンが観察された。 つまり、 ウェルドライン界面は平滑面であり、
その面に平行な繊維配向は成形条件によって大きく変化することはなかった。
繊維はウェルドライン合流面に平行に配向しているため補強効果を発揮できな かった。
多数個取り金型の場合の顕微鏡観察結果を図6. 1 5に示す。 Ph =OMPaの時は
1個取り金型と同様にひし形の分布形状だったが、 P h = 119. 7MPaの時は分布 形状が大きく変化した。 図4.13に示した領域I、 すなわちウェルドライン界面 に平行に繊維配向した領域が大きく写真の右方向に突出している。 この配向パ ターンから考えると、 繊維の配向は図6. 1 6のようになる。
前述した樹脂充てんパターンからウェルドライン合流時の樹脂状態は図6. 1 7 のようであると考えられる。 ダミーキヤピティbが充てん完了していないため に、 ダンペル試験片に充てんされた樹脂は再び右ゲートを通じてダミーキャビ ティ方向ヘ流動する。 スキン層は流動しないが、 ウェルドライン領域における
未固化のコア層樹脂は右ゲート側に再流動する。 その結果、 図6.1 6のような繊 維配向分布となる。 これをパックフロー現象と呼ぶことにする。
パックフロー現象により、 図6.1 6に示すようにウェルドライン領域の繊維が 流動方向に再配向した。 この試験片を引張るとウェルドライン表面のV溝から き裂が発生し、 模式図の破線に沿って進行したので、 これらの繊維が補強効果 を発揮してウェルド強度が飛躍的に向上することが見出された 。 この方法を
「パックフロー法」と命名した。
3.2.4 破断面のSEM観察
破断面のSEM観察により前章で述べた繊維配向を確認した。 1個取り金型 および多数個取り金型における破断面のSEM写真を各々図6. 1 8、 図6. 1 9に示 す。 1個取り金型では、 ほとんどの繊維が破断面に平行に、 すなわち流動方向 に垂直に配向した。 多数個取り金型では、 特にコア層においてウェルドライン
- 174
-( a )
-・圃・・・・・・・・・・一一一一一一一一一一一
ー.
h
置
(b)
J三[>�-ウェルドライン
t t
3mm
工
ウェjレドライン
3mm
図6. 15 繊維強化PCウェルド部の繊維配向観察(多数個取り金型)
- 175
-“�...・
破断開始点
ウ ェルドライ ン
I� ッ ク フ ロ ー
図6. 1 6 パッ ク フ ロー現象と繊維再配向の模式図
(矢印方向の逆流によりウ ェ ルドライ ンは成形品 内部で右側へ突出した。 破線は破断部を示す。 )
176
-"
未充てん部分
ウェルドライン パックフロー現象
図6， 1 7 パヅクフロー現象
(斜線部は充てん完了していない流路を示す。 )
177
-，
a. .-- I 1 m m
図6. 1 8 1個取り金型で成形したウ ェ ルド試験片の破断面SEM写真 (繊維強化PC : レ キサ ン 繊維含有率20wt%)
- 2
r------ ， 1 In m
図6. 1 9 パ ッ ク フ ロー法により成形したウ ェ ルド試験片の破断面SEM写真 (繊維強化PC : レ キサ ン 繊維含有率20Wl%)
ウェルドライン面
178
-面から突き出た繊維あるいは繊維の抜けた痕跡が観察され、 多くの繊維が流動 方向に配向していることが分かる。 これは、 多数個取り金型構造とすることに よりパックフローが生じウェルドライン領域の繊維の配向分布が変化したため である。
破断面のSEM写真よりウェルドライン界面から突き出た繊維(有効強化繊 維と呼ぶことにする)の数を測定した。 測定範囲は図6. 20に示したような破断 面中央部および端部である。 各々の測定幅は約650μmであった。 含有率1Owt % に関する結果を表6.3に示す。 繊維数にはガラス繊維の抜け跡の数も含まれる。
表6.3 繊維強化ポリカーボネートのウェルド破断面 における有効強化繊維数
P f-P h 繊維数
(M P a) 中央部 端部
47.9 - 70 68
47. 9 - 1 19. 7 1 5 7 209
保圧を上げることにより飛躍的に有効強化繊維数が増加しており、 ウェルド強 度の上昇傾向と一致した。
さらに、 成形品の層毎の有効強化繊維を調べるために、 中央部を厚さ方向に 表面層から 20分割して各層の繊維数を図6. 2 1に示した。 ( a)はPh =OMPa 、 (b) は119.7MPaの場合である。 試料厚さは32mmなので一層の厚さは160μmとなる。
縦軸は、 各層の位置を試料厚さで除した無次元厚さを表している。 0および1. 0 が試料の表層で、 0.5 が中心部である。 Ph =OMPaでは表層よりやや内側のい
わゆるスキン層とコア層の中間の層に繊維数の多い領域を持つ2山構造となっ た。 一方、 Ph = 119. 7MPaでは、 全層で繊維数が増加するとともにPh = OMPa の場合にみられた山型の配向分布が表層と中央部とにそれぞれ分離したような
3山型の分布形状となり、 ガラス繊維の分布が比較的均一イじした。 このように 多数個取り金型では、 保圧の増加によって有効強化繊維数が増加するとともに
179
-ベトベト
破断面650 μ m 650 μ m
図6. 20 ウ ェ ルド試料破断面における有効強化繊維数測定箇所
180