伝熱現象から見た熱可塑性樹脂製品の設計条件最適 化に関する研究

伝熱現象から見た熱可塑性樹脂製品の設計条件最適 化に関する研究

著者 奥泉 了

発行年 2012‑01

出版者 静岡大学

URL http://doi.org/10.14945/00007482

静岡大学 博士論文

伝熱現象から見た熱可塑性樹脂製 品 の設計条件最適化 に関する研究

2012年 1月

大学院 自然科学系教育部 環境・エネルギーシステム専攻

奥泉 了

The study of the optimization of design parameters for the thermoplastic resin products with heat transfer

Ryo Okuizumi

Department of Environment and Energt Systems, Shizuoka University

3-5-l,

Johoku, Naka-ku, Hamamatsu, 432-8561, Japan

Summary

Recently, plastic materials are widely applied to electronic

components and automotive chassis. Designing

with

engineering plastic

is

shongly demanded

from

the

view point of

environment

control

through

light weight, long life

and

high

efficiency.

Especially Polyoxymethylene

(POM)

and Polybutyleneterephthalate

(PBT)

are

widely

applied

to

mechanical components such as gear, bearing and housing.

For

a practical product _design

of

engineering plastics _such as

POM

and PBT,

it is

important

to

reduce.

the number

of trial production.

However, there are

a lot of

parameters

affecting

the

optimizing of the

design

conditions; it is very difficult to know which property

is dominant for optimizing the design parameters.

Also it

is impossible to change only one parameter in an actual experiment.

From

these

points of view, this

study has carried

out a

numerical

simulation

on heat transfer and experimental study

for

investigating

the optimization of the

design parameters such as the sliding conditions for POM and welding conditions for PBT.

Chapter 1 shows background, previous research, and purpose

ofthis

study.

Chapter 2 shows that a numerical simulation was carried out to evaluate the sliding surface temperature

of POM for optimization of sliding conditions. By using

the developed simulation code

for

determination

of

the

sliding

surface temperature,

it

was found _{that the} effect of natural convection

of

ambient air on sliding surface temperature could be ignored since the induced convection

is

weak. On the othet hand, the forced convection due

to rotation

was

significant for the

temperature.

In addition, from

the tfuee-dimensional

numerical simulations of heat transfer with intermittent

sliding geometry,

although the sliding

surface temperature

of continuous sliding part

was constant

at any time, that of intermittent sliding part dropped instantareously

by ambient air. Finally, we concluded that we could successflrlly predict the

limited

sliding

velocity \Mith various small surface ^areas by using numerical simulation.

Chapter 3 shows the

^presumed

result of the welding domain by using

the developed simulation code for optimization of the welding conditions

in

PBT. Moreover,

the new index which is

expressed

the

laser

welding

strength

was

studied, and the technique

of ^presuming

^laser

welding efficiency with suffrcient

accuracy

was

also developed. From the result of the welding domain by using developed simulation code,

it was found that the laser energy was

decreased

sharply until laser

reaches the absorption side material.

It

was observed that the welding behavior is

very

sensitive to iaser

power,

and

high ^power

^laser

irradiation easily

induces

polymer

decomposition.

Therefore, an accurate prediction

of

laser

efficiency

is essential

for optimizing

the laser

welding

^process.

In addition, it was found that the ^laser efficiency on

crystalline

polymer welding

can be easily estimated

with

rearranging the experimental results by using the newly defined absorption energy parametel.

Chapter 4 shows the conclusion in this paper.

伝熱現象から見た熱可塑性樹脂製品の設計条件最適化に関する研究

奥泉 了

静岡大学大学院 自然科学系教育部 環境 。エネルギーシステム専攻 静岡県浜松市中区城北^3‑5‑1

概 要

近年、プラスチックは電子部材や 自動車用部品として広く用いられている。その中 でエンジニアリングプラスチックは金属と比較し、比重が小さい、長寿命である、耐腐 食性 に優れているなどの高しヽ性能を持っている事から環境への負荷が少ないために、

新規部品への採用要求が非常に強くなって来ている。特にポリアセタール(POM)樹 脂 とポリブチレンテレフタレート(PBD樹脂は、歯車、軸受け、ハウジングなどの機構部品 用の材料として広く適用されている。

POM樹

脂や

PBT樹

脂を用いて部品を試作設計 する段階では、試作回数を如何 に少なくするかが重要な課題である。しかしながら、設 計条件を最適化させるためには、複数の条件が複雑 に影響しあつているため、最適化 に支配的な条件を求める事は非常に困難である。更に、現状の実験的手法では 1つ の設計条件の影響だけを検討しているため、複数の条件最適化には限界がある。

このような問題を解決するために、本研究では、

POM樹

脂を用いた設計における摺 動条件の最適化について、また

PBT樹

脂を用いた設計における溶着条件の最適化 について、開発した数値解析コードによる熱移動現象の解明と実験により、設計条件 の最適化に及ぼす影響を明らかにし、纏めたものである。

第 1章 では、研究の背景、既往研究、目的について述べている。

第2章_では、

POM樹

脂部品設計において、摺動条件の最適化を行うために、数値 解析にて摺動面温度の評価を行つた。開発した解析コードによる検討の結果、空気の 自然対流は、摺動面温度にほとんど影響を及ぼしていない事が分かった。一方、実際 のモデルにおける熱移動は、樹脂の回転によつて発達する層流の強制対流伝熱の考 慮が必要である事が明らかになった。カロえて、片側間欠摺動形態における3次 元数値 解析の結果より、連続摺動側では摩擦 に伴う熱が保持される一方で、間欠摺動側 に 与えられた熱量は空気との接触により瞬時に空気中に逃げる。そのために、間欠摺動 側では温度の急低下が起こり、間欠摺動側の部品は連続摺動側よりも材料の溶融流 出が遅れる事が明らかになつた。本研究にて作成した

3次

元解析コードを用いる事で、

これまで実験における限界滑り速度を材料の溶融を目視により確認した際の速度で決

定していたが、小さい摺動部材でも正確な限界滑り速度の算 出が可能である事が分 かった。

第 3章では、

PBT樹

脂における溶着条件の最適化において、伝熱解析による溶着 領域の推定を行つた。更に、レーザー溶着強度を表す新たな指標 についての検討を 行い、レーザー溶着効率を精度良く推定する手法の開発を行った。開発した数値解 析コードを用いて溶着領域を計算した結果、レーザー光が吸収側材料に到達し吸収 されるまでの段階で、レーザー光のエネルギーは大幅に減衰する事が明らかになった。

溶着実験の結果より、成形品の溶着状態はレーザー出力が大きく影響し、高いレーザ ー出力により樹脂が容易に分解する挙動を確認する事ができ、レーザー溶着条件の 最適化おいて、溶着効率を正確に把握する必要がある事が分かつた。加えて、新たに 定義した吸収エネルギーを用い実験結果を再評価する事で、結晶性樹脂材料のレー ザー溶着効率が容易に推定出来る事が分かつた。

第^4章では以上の知見をまとめ、本論文における結論を記した。

目次 第 1章

11 背景 ………¹

1.1.1熱 可塑性樹脂の展望 ………¹

1.1.2エンジニアリングプラスチックの位置づけ^.…………・²

1.1.3熱 可塑性樹脂の摺動^.…………⁶

1.1.4熱 可塑性樹脂の溶着^.…………³²

12 研 究 目的^.……… .  _{… …  ………・} ……¨……・………  _{¨……  …… …  … ……}46

13使

用記 号 ………⁵⁰

第 2章 ポリアセタール樹脂の摺動条件最適化 に関する検討 ^ミ,

21 

はじめに.…¨………¨………¨…・⁵²

2.2摺動面温度に関する数値解析 ………・⁵³

2.21数

_値解析法.…………⁵³

2.211数

値解析モデル^.…………⁵³

2212解

析基礎式 。境界条件 ………⁵⁵

2.2.1.3解析物性値.…………⁵⁹

2.214計

算アルゴリズム ………⁶²

2.2.2結 果及び考察 ………^.64

2.2.2.1摺動面温度 に及ぼす樹脂周囲の熱移動の影響.……………⁶⁴

2.2.2.2摺動面温度についての実験値との比較 ………⁶⁷

2223限

界

PV値

の評価 ………・⁷⁰

2.2.2.4限界

PV値

に及ぼす摺動接触幅の影響 ………⁷¹

2.2250N‑OFF操

作における摺動面温度の評価 ………・⁷³

23片

側間欠摺動形態における樹脂摺動面温度の予測 ………¨⁷⁶

2.31数

値解析法 ………⁷⁶

2.311数

_{値解析モデル}.…………⁷⁶

2.3.1.2解析基礎式・境界条件 ………⁷⁸

2.3.1.3解析物性値 ………⁸¹

23.1.4計算アルゴリズム ………⁸³

23.2結

_{果及び考察}.…………⁸⁵

2.321限

界滑り速度の決定 ………⁸⁵

2.3.22摺動面における熱移動 ………⁸⁷

23.23接

触面積と限界すべり速度の関係^.…………⁹⁰

24ま

とめ ………¨………⁹²

25使

用記号 ………⁹⁴

2 6 Appcndix.. .... ..・ ¨¨・ ・ ・ ・・¨・・¨¨¨¨・・・・¨・・・・・ ・ ・ ¨・・・・ ・ ¨¨¨¨¨¨¨・・ ・・・ ・¨⁹⁶

第3章 ポリブチレンテレフタレート樹脂のレーザー溶着条件最適化に関する検討 ⁹⁷ 3.1 はじめに.…………¨⁹⁷

3.2レ ーザー溶着における溶融領域予測 ………⁹⁸

3.21数

値解析法 ………二………⁹⁸

3.2.1.1数値解析モデル ………⁹⁸

3.2.1.2解析基礎式 。境界条件^.…………¹⁰⁰

3.2.1.3解析物性値^.…………¹⁰³

3.214計

算アルゴリズム.…………¹⁰⁵

322結

果及び考察 ………¹⁰⁷

3221部

品内部の伝熱現象 ………¹⁰⁷

3.2.22透 過材内部での光拡散現象による影響.…………¹¹²

33レ

ーザー溶着における溶着効率測定手法の開発 ………¹¹⁴

331実

験的手法^.…………

H4

3.3.1.1材料^.…………・¹¹⁴

3.3.1.2試験片 ………¹¹⁵

3.3.1.3透過率測定 ……… ¹¹⁶

3.3.14レ ーザー溶着^.…………¹¹⁶

3315溶

着強度の測定 ……… ■⁸

3.32結

果及び考察 ………

H9

3.3.2.1透過率の試料厚み依存性^.…………・¹¹⁹

3.3.2.2溶着強度のレーザー出力依存性^.…………¹²¹

3.323溶

着強度の供給エネルギー依存性 ………¹²³

332.4新

たな供給エネルギー式の導入 ………¹²⁴

3.3.2.5拡散項と吸収エネルギーの計算 ………¹²⁸

3.3.26溶着強度の吸収エネルギー依存性 ………¹³⁰

3327平

板切削品を用いた検証^.…………¹³¹

3.3.2.8溶着効率測定手法の開発^.…………・¹³²

3.4ま とめ.……^.………・………¨………・・¹³⁵

3.5使_用記号.…………¹³⁷

第4章 第5章 _31用文献.…………¹⁴¹

第6章 _謝辞.…………¨………¨¨………¨……¹⁴⁸

Appendix本研究の統 ^.…………¹⁴⁹

第1章 序論

1。

1背 景

1.1。

1熱

可 塑 性 樹 脂 の 展 望

プラスチックは、現代社 会 にお いて最も身近 な素材 の一つである。プラスチックは、

主 に石 油を原 料 とす る非 常 に大きな分子 量を持 つた有機 化 合 物 を主体 とす る人 工材 料 群 の総 称 であり、金 属 と比較 す ると、比 重 が軽 い、腐食 性 に強い 、絶縁性 が高い 、 成形や加 工が容易 であるなどの長 所 を持 っている。特 に熱 可塑性樹脂 は、加熱 により 繰 返 し溶 融 が可能 なため、一度 成 形 品として使 用 された後 でも回収 、リサイクル が容 易であることから、今後 、よリー層 需要 が増す と考えられる。^Fig。1‑1は 日本 にお ける汎 用 エンジエアリングプラスチックの生産 量推移 を表 している。エンジニアリングプラスチ ックは工業 用部材 、機 構 部 品など、これまで金 属材 料 でしか設 計 されなかった部 品の 代替 に多く用 いられる事から、年 々需要 が増加 する傾 向が認 められる[1]。

様 々な種類 の熱 可塑性 樹脂製 品が数 多くある中で、各 用途 に応 じた最適設 計 は重 要 であり、特 に長 期信 頼 性 を必要 とするエンジエアリングプラスチックの設 計 において、

材 質 、形状 、スペ ック、などの条件 を事 前 に最 適化 す ることは、今 後 、自動 車 のエンジ ン部 品や ブレーキ部 品、シー トベル ト部 品など、重要保 安部 品の樹脂化 を進 める上で 必須 の課題 となっている。

口〇引↓ｏづ弓〇︼︒︺〇＞や引↓口づσ 1.200

Э00 800

600

400

200

0

PBT

in‐PPE POM PA

PC

1995 1996 1997 1998 1999 2000 200t 2002 2003

2004 (F)

(千トン)

Fig.l-l The quantity of production about

the engineering plastics

in Japan.[l|

1。

1.2エ

ンジニアリングプ ラスチ ックの位 置 づ け プラスチックの種類と分類

プラスチックとは、非常に大きな分子量を有する有機化合物を主体とした材料群の 総称である。一般的にプラスチックは、金属やセラミックスに比べて、以下に示すような 特長を持っている。

(1)比重が小さく、機械的性質に優れている。

(2)腐食性が無い。

(3)成形・力口工が容易である。

また、プラスチックは熱や圧力を与えると流動化が起こるため、異種ポリマーとの重 合や強化繊維の添加 により、性質を改良することが可能である。このため、材料の混 合状態や比率を変更することにより、プラスチック材料の使用範囲は無限に拡大させ ることができる。このように、プラスチックには様 々な種類があるが、^Fig。1‐

2に

表すよう に、一般的に熱可塑性と熱硬化性の二群に大別される。特に熱可塑性プラスチックは、

用途によつて汎用プラスチックとエンジエアリングプラスチック(エンプラ_)に分類するこ とができる[2]。

plastlc.1[thermosi l:. ̲thermop 熙 mvttEhmostabilけ ^]

Fig.l-2 Classification

of plastic.

熱可塑性プラスチック

熱可塑性プラスチックは、加熱 により融点を上回れば常に溶融し、冷去,し融点を下 回れば固化する。また、熱可塑性プラスチックは一次成形では加温し流動化したとこ ろを金型に流し込み、冷去口・固化させて最終製品とする射出成形加工、二次成形では 対象の接触面を溶融させ、冷却・固化により接合する溶着加 工など、加 工が容易であ るために広く利用されている。プラスチック国内総生産量の 80%以上が熱可塑性プラ スチックである。

・ 汎用プラスチック

家庭用品や電気製 品の外箱、雨樋や窓のサッシといった建築資材、フィルムや クッションなどの梱包資材に使用される。

例^:ポリエチレン、ポリプロピレン、ポリスチレン

・ エンジニアリングプラスチック

汎用プラスチックと比べ融′点が高く、家電製品の歯車や軸受け、^CD・

DVDな

ど の記憶媒体、自動車用センサー部品、水道蛇 口部品など、強度、寿命設計が要 求される部品に使用される。耐熱性は ^100℃以上あり、強度が

50MPa以

上、曲げ 弾性率が 2.4GPa以 上あるプラスチックをエンジニアリングプラスチックとし、汎用プ ラスチックと区別している。耐熱温度がさらに高く、150℃以上の温度でも長期間使 用できるものをスーパーエンプラとしている。

例^:ポリアミド、ポリアセタール、ポリブチレンテレフタレート、ポリカーボネート ポリアセタール

(POM)樹

脂

POM樹

脂は、化学名であるポリオキシメチレン_(P。lyOttmethDlene)の 諸略した呼称 で、一般的にはポリアセタール、アセタール樹月旨と呼ばれている代表的なエンジニアリ ングプラスチックである。

POMに

はホルムアルデヒドの結合で作られたポリオキシメチ レンの分子鎖からできているホモポリマーと、ホルムアルデヒドの三量体であるトリオキ サンにエチレンオキサイドなどを結合して作られたコポリマーがある。主として歯車、軸 受けなど摺動性を必要とする工業部材の多くに採用されており、

AV機

器、

OA機

_器、

家庭用電気機器 自動車部品の多くに採用されている_[3]。 長時間、広い範囲の温度で 様々な機械的特性をバランスよく保つており、特に摺動特性、耐疲労性、耐クリープ性

[4‐6]に優れていることから、長期信頼設計が必要な部品への採用が期待されている。

ポリブチレンテレフタレート(PBT)樹 脂

PBT樹

脂は主鎖にエステル結合を持つ直鎖状の熱可塑性飽和ポリエステルで、化 学名のP01ubutylene Tercphthdtteを省略した名称である。高い融点と結晶化度を持ち、

吸水率や熱膨張係数が低いため、優れた寸法安定性を示す樹脂である。また電気絶 縁性 にも優れ、吸湿 による電気特性の変化が小さく、絶縁破壊電圧が高いという特徴 を持っている[7]。 主として電子部品、

OA用

_{機能部品、電気 。電子部品用のフタ・ケー}

ス用材料への採用がされている。特に自動車用

ECUケ

ースなどへの適用が期待され ており、寸法精度 向上に関する研究例_[8,9]や疲労特性 に関する研究_[10]がされてい る。

熱硬化性プラスチック

加熱 により

3次

元架橋構造を形成しながら硬化するため、その後はカロ熱しても流動 しない。そのため、熱や溶剤 に強く、電化製 品や家具の表面処理、焼付け塗料などに 使用される。

例:フェノール樹脂、ユリア樹脂、メラミン樹脂 熱可塑性樹脂の成形法と問題点

上記の熱可塑性プラスチックを成形するために用いられる最も一般的な樹脂成形法 のひとつである射出成形は、以下の三つの基本段階を経て達成される。

加熱または加圧により、プラスチックの原材料を溶融状態にする。

流動化した樹脂を製 品形状に沿つた空間(キャビテイ)を持つ金型 に高圧で充填す る。

③ 冷去口・固化させて、製品を金型から取り出す。

原材料 にガラス繊維やカーボン繊維などの強化繊維を添加する場合、②の充填過 程で生じる流動起因の繊維配 向は、③の冷去口段階において樹脂の収縮率に影響を 及ぼすため、思い通りの製品形状や性質を得ることは非常に困難となる。このため、成 形品を大量生産するための安定したプロセス条件が得られるまでには、多数の金型を 用意し、何度も材料の試作 。選定を行わなければならない。そこで、製 品開発期間の 短縮や成形不良原因の検討を目的として、射 出成形における繊維配 向に関するいく つかの研究がなされている_[11‑19]。 また、樹脂流動過程 において、溶融樹脂がキャビ ティ内で会合する箇所をウエルドと呼んでいるが、このウエルドラインによる物性低下 が製品性能、外観に大きく影響を及ぼす事が知られている[20]。

一方、射出成形されたエンプラ部品は 10年以上、場合によつては30年以上という 長期 間連続使用されることを前提として設計されるようになり、疲労・クリープといった 長期力学的課題に対する検誂 されている[21,22]。

①

②

以上のように、プラスチックは多種多様な性質をもつため、製 品の用途に応じた材 料と最適な設計を行う必要がある。上記の分類からも、これらの判断において材料と熱 との関係 は重要な要素である。そこで本研究では、金属の代替として使用頻度の高い エンジエアリングプラスチックを材料とする製品の設計において、部品同士を溶着する 際にその条件を最適化するための^2つの課題 に着 目した。

1ポ リアセタール(POM)樹 脂の摺動条件最適化

2ポ リプチレンテレフタレート(PBT)樹脂の溶着条件最適化

前者 は、実用段階において、製 品の摩擦や摩耗 による劣化が使用環境 によりどの 程度影響されるかをあらかじめ予測して設計を行う際に必要な要素である。またスピン 溶着、超音波溶着、振動溶着のように製 品同士を摺動させ溶着する加 工法において、

摺動部材の設計における限界滑り速度の決定は 日視での判断に頼っているが、摺動 における影響因子を明らかにし条件最適することは、小さく複雑な部品同士の摺動で あつても最適な溶着強度を得るために必要である。

また後者は、電気・電子部品のフタとケースを溶着させる場合、全体を加振させる工 法では内部部品へのダメージが大きいため適用が難しいが、レーザー溶着であれば、

接合部分にレーザー光を集 中的に照射し溶着させる接合法であるため、内部部品ヘ の影響が少ない。このレーザー溶着において、各々の移動現象が溶融領域に与える 影響について検討し、レーザー溶着効率を精度良く推定する方法を開発する事は、

設計どおりの外観や強度を得るために必要である。

1。 1。

3熱

可 塑 性 樹 脂 の摺 動 熱可塑性樹脂の摺動部材へ適用

熱可塑性樹脂の機構部品への応用は金属代替から始まり、ポリアセタール、ポリブ チレンテレフタレート、ポリアミド等多くの樹脂が採用されてきた。現在では独 自の発展 を見せ、数十種類の結晶性樹脂が、おのおのの特長をいかした用途に使用されてい る。その中でも、とりわけポリアセタール樹脂はバランスの取れた良好な長短期機械物 性、易成形性を併せ持つため、一種の個体潤滑剤としての性能を持った射出成形用 機能部材として軸受、歯車、カム機構等に多く用いられてきた。^Fig。1‑3に は樹脂別し

ゅう動材料の 日本国内需要量推移を示した。ポリアセタール需要の量、伸びが非常に 大きいことが分かる[23]。

1996    1997    1998    2000

Fig。1‐3 The dolllestic delmand of sliding plastics in Japan.[23]

００

００

００

００

０ ０   ０   ０   ０ ０   ５   ０   ５ ２   １   １ 日の増ぢ 劇 Ｑ肩層喘¨

︺ ｏづ∩口日①

J

一 一

r

PP

畿 PPS

PttS

PA PAR

PHENOL

POM

PttEK

PttFE 一   

一     一 一   

一    

一

樹脂摩耗 に関する研究は比較的新しく戦後のポリテトラフルオロエチレン(PTFE)の 登場以降から徐々に研究が盛んになつてきている。それ以前の研究は金属に関する ものがほとんどであるが、金属の摩耗 についてもその機構は複雑であり、信頼性のある 定量的な法則はまだない。樹脂は温度に対して敏感であるため、その機構はさらに複 雑である。

最近では樹脂の摩耗 に関する多くの研究があるが、大別すると以下のようになる。

1) 

特 にゴムなどにおけるアブレーションパターンと摩耗 の関係 に関するもの

[24,25]

2) 

摩擦係数、硬さ、引張強さ、破壊伸びなどのバルクな物性とアブレッシブ摩 耗を関連付けることを試みたもの_[26,27]

3) 

凝着摩耗において、摩耗と粘弾性を関連付けることを試みたもの[28]

4) 

材料移着と摩耗の関係 に関するもの[29,301

5) 

しゅう動面温度と摩耗を関連付けることを試みたもの[31‐33]

6) 

摩耗に及ぼす試験方式やしゅう動形態の影響に関するもの[34]

7) 

比摩耗量ついて、すべり速度の影響を調べたもの[35]

それぞれの文献において詳細な検討が行なわれているが、市場の種々部品の摩 耗設計に応用できるほど体系化された知見は未だなく、更なる研究が必要である。ま たアブレッシブ摩耗ではバルクな物性としゅう動面温度を広い温度範囲に渡つて関連 付ける検討例[26]はみられるが、市場でもつとも多い凝着摩耗では緻密な裏付けを行 つた例は少なく、むしろ現象が複雑でバルクな物性とは相関づけられないとする意見 が大勢である[36,37]。

摺動素材と摺動形態

摺動部材 として用 いられるプラスチックの代表例としては、ポリアセタール樹脂 (POM)、 ポリテトラフルオロエチレン_(PTFE)などが挙げられる。^Fig.1‑4に示すように、こ れらのプラスチックの化学構造は、非常に単純であるが故に優れた摺動特性を持つて おり、軸受や歯車など多くの機械的要素部品に適用されている_[38,39]。

(D

Fig.1‐4 Chemical structure of(→ POM and(b)PTFE.

Ｆ Ｉ Ｃ Ｉ Ｆ

一

Ｆ Ｉ Ｃ Ｉ Ｆ

一Ｏ Ｈ Ｉ Ｃ Ｉ Ｈ

6)

摺動部品は ^Fig。1‑5に 示すとおり、部品同士の接触形態により『 両連続摺動形態』、

『 片側間欠摺動形態』、『 両間欠摺動形態』の3種に大別できる[40]。

両連続摺動形態

両連続摺動形態は軸受けや平板摩擦クラッチのような摺動の接触面が面同士であ り、互いの摺動面全体が常に摺動接触している形態を指す。

片側間欠摺動形態

片側 間欠摺動形態はカム・スライダ機構が該 当し、片方の部品の全接触面は常に 相手側部品と摺動接触しているが、もう一方の部品は摺動する部分が時間と共に移動 し、摺動面全体は相手部品と同時に摺動接触をすることがない形態である。

両間欠摺動形態

両間欠摺動形態とは、互いの部品の摺動接触する部位が時間と共に移動し、双方 の摺動面全体が同時には摺動接触しない。代表例としては歯車などがこれに該 当す る_[41]。

continuous

&

continuous

continuous

&

intermittent

Fig.l-S Classification

of

sliding

geometry.

ソ

intermittent

&

intermittent

Fig。1‐

6に

ポリアセタール 同士の摩耗 に関して、両連続 しゅう動 形態 と片側 間欠 しゅ う動形 態 の比摩 耗 量 のデ ー タを示 した[42]。 摩耗 量 は、しゅう動 形 態 の影 響 を受 けや す い。したがって単一 のしゅう動形態 で得 られた結果 に基づき、他 のしゅう動形態 の摩 耗 計算 を行 うことや材 料選 定を行 うことは困難 であり、数 多くの試 験 方 法が散在 してい るのが実情 である[43‑45]。

Upper sleeve Lower sleeve Upper cylinder (Continuous)

Lower sleeve (intermittent)

200   400   600   800   1000 Specific rate of wear

(x10‐3mm3/(N・ km))

Fig.l-6 Influence

of the

sliding condition

against the

amount

of wear.

エンジエアリングプラスチックなどの可塑性材料 を用いた摺動 における限界条件 の 指標 としては以 下 に示す

PV値

という経験則からなる値 が用 いられている。

PVvducLg/cm2.m/司 _=ねccPressureLg/cm2卜 vdocttylm/司 (1… 1)

Eq。_(1‐1)で示す

PV値

は見かけの接触 面 当たりの加 重 と滑 り速度 の積 で表 される値 で あり、材 料 物性 や 摺 動 形 態 により固有 の値 をもつ。この値 において、材 料 が溶 融 し部 品が溶 出や変形 を起こす 直前 の値 を限界

PV値

と称す。この面圧 、滑 り速度 という要 素 は摩擦 熱 の影 響 因子 である。つまり

PV値

が指標 となるということは、プラスチック摺 動 部 品 にお いて、熱 移 動 という現象 は摩 擦^0磨耗 現 象 にお いて最も支 配 的な現 象 で あるといえる。

POM combination

摩耗特性の評価

一般的に、摩耗量は同種類の部材であっても摩耗試験方式や接触形態 によつて異 なる。このため、摩耗予測の一環として、幾つかの試験方式や接触形態における摩耗 特性 に関する研究が報告されている[46‑48]。

Bin―Bin Jiaら 149]は phOn̲disc試験機により潤滑剤の有無および操作条件におけ る摩耗量の変化について検討し、荷重、滑り速度、潤滑剤の有無といつた条件ごとに

Eq(1‑2)よ嚇 耗率を算出した。

(1‑2)

Bin―Bin Jiaらは実験結果より、潤滑剤 のない状況下で摩耗率は

PV値

に比例すると結 論付けている。

Q Zhangら_[50]はポリエーテルエーテルケトン(PEEり をコーティングした摩耗試験 機を使用し、摩耗率と滑り速度および摩耗率と荷重の関係 について検討した。使用し た摩耗率は^Eq。(1‑3)で算出されている。

勧 一 蹄

Ｋ

″ =作 =#レ

^3Ⅳ

ちヨ

^{] (1‑3)}

各加重における摩耗量と滑り速度の関係から、低カロ重の下では滑り速度の増加 に伴 い、摩耗量は比例するが、高加重、高滑り速度の状態では摩耗量が低下する結果を 得た。高カロ重、高滑り速度の結果の

SEM解

析より、摩耗量の低下がガラス転移温度 到達による粘性の変化であると推測され、摩耗と摺動面温度との関係 が示唆された。

M KadaとM.Ishikawa[51‑53]は 、^{Fig l‑7に}示す、連続間欠摺動形態を持つ試験方 式について、ポリアセタール樹脂の摩耗 に及ぼす影響を検討している。ここで、連続 間欠摺動形態とは、組み合わされる片方の部品(連続側)の摺動面は常に摺動接触し ているが、もう一方の部品(間欠側_)は、摺動接触する部位が時間と共に変化する形態 である。

ylinder specimen (Continuously sliding)

Sliding

surface Sleeve specimen

(Intermittently sliding)

Φ

100

(の

Fig.1-7 Schematic

diagram

of wear

testing.

_[51]

(a) The dimension of the sleeve specimen

(Intermittentty sliding)

(b) The dimension of the

cylinder

specimen

(Continuously sliding)

上記の試験方式について、比摩耗量の線速度_(すべり速度)依存性を測定した結果、

連続側の比摩耗量は間欠側と比較して極めて少ないという特徴を示した_{(Fig.1‑8)。} 彼 らは、連続側の摩耗が抑制される理由を検証するため、連続側と黒着色した間欠側の 試験片を組み合わせ、摩耗粉の移着を観察している。^Fig l‐

9は

、摺動開始後 ^lmin, 3min,lh後の摺動面の観察結果を示しており、いずれの時間においても黒色の摩耗 粉が連続側摺動面を覆うように移着していることが示された。また、この摩耗粉を ^lmin または5min毎 に除去しながら摩耗試験を行つた場合には、^Fig l‐10に 示すように、連 続側の比摩耗量が増加することを示した。

以上の結果から、間欠側摺動面に対して連続側摺動面の比摩耗量が少ない理由 は、発生した摩耗粉のほとんどが物理的に連続側によってかき寄せられる摩耗粉の選 択的移着効果によるものであると説明している_(Fig l‐■_)。 また、彼らは、^Fig l‐12に示 すように、比摩耗量に及ぼす連続側の接触面形状の影響についても検討した結果、

連続間欠摺動形態ではその接触面形状に関わらず、摩耗粉の選択移着効果による 連続側の摩耗の抑制が起こると結論付けている。

(b)

11

[IsI°3111pIIs lo再 ι

 S001辱 Ins SIIIPIIs oЧ

工

811 6‑I・

dlsnonurluoc

Eurprls uorurcods

dllu4lrruralur

Eurpqs uaurrcads

[IsI°SOItt10010A 3Ⅱ IPIIS 

Ч 070'7017Л

1702櫨

IJ100dS OЧ Э

工

8口

811 I・

SIIIIЭ

̀KIT0010A 3UIPIIS

     SI     OT      S Oτ

0

00τ 00シ

009 008 0001

00τ

I

(9̲oI×

)

gτ

． ﹁ ゴ の∽００ ｏ 一 ０

´ ｔ Ｏ 呵 一 の．

﹁ Ｏ∽のの も ヨ一 ０ コ

∽ Ｑ一 ｍ 一 一 のコロ ロ 一 ︵一 の

一 一 コ マ ・

ヨ ヨ ヽ Ｚ ヨ

∽

Ｑ一 コ

００ ユコ匡〇 一 マ∽

・

¨ ｔ

ヽ Ｚ

ヨ

 0

弓 ⁰

 OI 0 罵 虫 0

 Oτ 鷹

"

 o8 腎 ⁰

→

】 0シ

ulu18°

Z

■ 8 IIIⅡ

Ч

奮

ロ

I

IIl■ モ

II

Without removing

wear

debris

Removing

wear debris every

5

min

Removing wear debris every

I rnin

10        20 ³⁰

40 ^(*

^l0-6)

The

specitic

wear rate, mrn3,'Nm

Fig.l-l0 The specific wear rate of the

specimen

slid continuously when removing

the

wear debris.

_[5U

sfer layer

Fig.l-11

Selective

transfer

effect. _[511.

Wear debris

Sleeve Sleeve

Sleeve rvith cutting lack by 90o Sleeve

Sleeve r,vith cutting lack bv 270o Sleeve

Plate in 3.2mrn thickness Sleeve

Cylinder Sleeve

200    400    600    800

The speciflc、 、rear rate,IIun3,T(lm

Fig.l-l2 The

specific

wear rate of

each

sliding

geometry.

[5U.

1000 ^{(,< l0'6)}

■

¹

J

〕

個

∃

Ч

I∃ 4

4

ー

￨ ￨

ヨ く ■

Ч

:一

^■

YJo Merglerら _[54]は、摺 動 部材 を水 平 に設 置 したスライダオンシー ト型摩耗 試 験

(Fig。1‑13(a))と垂 直 に設 置 したピンオンディスク型 摩 耗試 験(Fig。1‑13(b))に 関して、

走査 型 電子 顕微 鏡(SEM)を用 いて摺動 面 に生 じる摩耗 粉 の移 着 を観 察 した。この結 果 、スライダオンシー ト型摩耗試 験機 では、Fig。1‑14に示すように、試 験 の経過 に伴 い、

ポリアセタール樹脂 の摩耗粉 が固定側 のステンレス鋼 の摺動 面 に付着 し、最終 的 にス テンレス鋼 の摺動 面 にはポリアセタール樹脂 の移着層 が形成 されることが示された。こ れ に対 し、ピンオンディスク型摩耗試 験機 は、固定側 および摺動側 の部材 が共 に垂 直 に設 置されているため、ポリアセタール樹脂 の摩耗粉 はステンレス鋼 のディスク上 にほ とんど留まらず 、摩耗試 験 が十分 に経過 した後 においても摩耗 粉 の移 着層 を形成 して いないことが観 察結果より示されている_(Fig。^1‑15)。

Fig.l-l3

(a) Slider-on-sheet set-up and

(b) pin-on-disc configuration.

_[541

(b)

1可 為

(a) (b)

(C)

Fig.l-l4 Various

stages

in material transfer

of

POM to

stainless steel. _[541 (a) Loose

debris

is pressed

into

valleys.

(b)

Excess

material

is smeared across the surface.

(c)

Higher lying

areas are covered

with polymer

Fig。1‐15 POM surface after 20 sliding against stainless steel in a pin‐ ^on‐disc experiment.[54]

上記の研究は、ポリアセタール樹脂の摩耗特性 に関する研究のごく一部であるが、

摺動部材の種類・摺動条件について多様な組み合わせが存在していることが分かる。

また、摩耗過程における摩耗粉の移着は、摩耗メカニズムを複雑化する要因であり、

試行錯誤実験による摩耗量の予測は、多大な労力を要すると考えられる。

摩耗解析

摩耗特性 に関する研究は数多く行われているが、報告されている研究のほとんどは、

実験により摩耗量を直接的に測定し、摩耗特性の傾 向を検討しており、画期的な摩耗 量の予測方法は依然として確立されていない。このため、近年では、数値解析を用い た直接的な摩耗評価に関する研究が報告されている。

N.Laraqiら_[55]は摺動時の熱移動に着 目し、金属同士の^{pin‐on‐discモ}デルを対象 として解析解を算出した。彼らはそれぞれの支配方程式(Eq(1‑4)、 ^Eq。(1‐5))を Fourier

変換や Hankel変 換により、^Eq。(1‑6)およびEq.(1‑7)の温度と投入熱量の関数の形にし た。そして、双方の式から^{Eq.(1‐8)に}より熱量の分配率を求め、摩擦熱の挙動を検討し た。

Ⅸ 頷 _{;多 [等}

)+ナ 》 ^+争 ― 芳作 ⁼⁰

R・

ター みら ⁼⁰

(1‐4)

(1‑5)

(1‑6)

(1‐ 7)

(1‐ 8)

Disc:To.*

₌ Roqo

Pin:T _0,,, = RrQ,

ρ ′ ^=芳

^=≡

ザヤ

=『

  lg=̀υ

^+̀´)

得られた結果は disc側 の分配係数のペクレ数_(Pc)に対する依存性にまとめられ、^disc の回転速度の増加に伴い、disc側 への摩擦熱の移動が増加する結果が得られた。ま た、disc側 のビオ数_(Bぅに対する依存性も検討し、双方の結果より摩擦熱の分配は境 膜伝熱係数が支配的であるとの知見を得た。

17

K Mao[56]はプラスチック製歯車(両間欠摺動形態)おける閃光温度算 出のための 解析コードの開発を行つた。対象となる閃光温度とは歯車の歯が噛み合う時に瞬間的 に上昇する温度のことである。

Maoは

歯車の歯が噛み合った瞬間の状態を想定し、

Eq(1‐9)の円筒 同士の接触に対するヘルツ接触の法則より接触面積を算出し、その領

域を解析対象とてモデリングを行った。

(1‐ 9)

支配方程式には熱拡散方程式を使用し、有限差分法により計算を行つた。解析 により 得られた温度分布は既存の解析解と比較が行われ、より良好な一致が得られた。また、

歯同士の接触面の始めと終わりにおいて解析解と20%の差が現れており、位置により 既存解析解に不正確さが現れるという知見も得ている。

H.Benabdallahと D.01endcr[57]は、Fig.1‑16oに 示すスチールの回転ディスクと ポリアセタール樹脂のピンを採用し、ピンオンディスク型摩耗試験機を想定した解析を 実施した。解析モデルは、^Fig.1‐16o)に_示す

2D平

面モデルであり、有限要素法パッ ケージソフトANSYS6 1を用いて解析を行つた。彼らの解析では、^{Fig.1‑17に}示すよう に、あるサイクル数 におけるピンーディスク間の接触面の圧力分布を決定し、Archardの

摩耗式(Eq。(1‐10))を利用してそれぞれのノード(要素点)における摩耗分布を評価して

いる。新しい摩擦表面のノード位置は、垂直に連結されたノード亀″を用いて表され、

Eq(1‑11)を用いて更新される。

λ

=KOPS

″′^+1,夕   ″ノ^+1,,1+0カ

″ブ+1,2=″ブ^+1,1+°カ

″ノ^+1,1=″′^+1,0+″Oλ

上記の方法を用いて、各サイクル における摩耗分布を評価した結果、サイクルが経 過するとともに、摩擦力を受けたピンの接触面が傾く性質を表現できることが示された

cig l‐^18)。 また、彼らは、^{Fig.1‑19に}示すように、解析結果の妥当性を検証するため、

3回

の摩耗分布の評価実験の結果と比較を行つている。この結果、摩擦面の平均傾 斜 は約 ^1°となり、実験結果と同様の摩耗の傾 向が得られていることを示した。ただし、

彼らの研究を含め、^Archardの摩耗モデルを用いた研究[58‐60]は、

2D解

析への簡略 化が行われており、計算コストの面から摺動部材のうち一方のみの摩耗量を決定して

α =

︲・ツ２

・一

﹂ ・ 一

１ 一Ｅ

上 Ｑ 上 ｑ

ｌ 一Ｇ

／ １ １ １ １ ヽ

(1‐ 10)

(1‑11)

.4FG

らπE

いる研 究がほとんどである。また、摺動 面の形状 を更新するための再メッシュ構 築方法 が確 立されていないという問題 点を抱 えている。

\ w"r. l,l",n"nr.

J (i'nr,'r t;t,.r 多 (:('nt.lct li!clllcnt、

l)isc lilcrncnts

(a) (b)

Fig.1-16 (a)

Pin-on-disc contact

zone

for simulation

and

(b) pin

meshing. _[571

８

７

６

５

４

３

２

１

０

Ｔ ａ ２︼ ０３ ０２ Ｑ ぢ

︐ ｃｏ ０

Fig。1‑17 Simulated

cycles。[57]

0.5 1 1.5

²

Length along pin diameter _[mmJ

contact pressure distribution

as

function of the number of

19 A

Dbmnd―測utt Phlml

………Cyde 2

・・・・・・・Cyde 3

‑― ^Cyde 4

‑・―・ ―Cyde 20

[l9l

'selc.&;o reqrunu eqt

qg,t{

algo-rd rue,rl, eIIl Jo

uol}nloaf, 8I-I'8ld

stp3

turpss'l'

88p38u!￨!口上 ｀ ｀

o8P38u!p●

‐ o■

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〈 Э IЭ

o8円

‖ 8明

‐ :■ 8J■

O140

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yl‐ 口

パ Э Sa:●

8u!p●

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c al●

κ Э

8u!:!口

■‐

s o10κ Э

8u!:!●

‐ l■

κ Э Ca:●

0.1 0.09 0.08 0.07 0,06 0.05 0.04 0.03 0.02 0.0r

0

0.5 r r.5 2

^2.5

Distance along the pin diameter [mm]

Fig.l-l9 Equilibrium wear profile obtained experimentally and ^predicted by

the

simulation.

_[57]

冒旦 ｉ ８ 想 お

.

Simulalion

-

Experimenaal ^I

" "

Experimental 2

- -

Experimental 3

り

V Hegadckattcら _[61,62]は、^Archardの摩耗モデル により摩耗量を解析する際に、弾 性体基礎理論 に基いて算 出した平均接触圧力を用いる GIWM(Globtt hcrcmcntd

Wcar Modcl)を適用している。この弾性体基礎理論では、 摺動接触 におけるせん断

変形を無視し、局所的な圧力分布を計算せずに^Hettzの接触式を用いて平均接触圧 力を決定するため、計算負荷を減少させることができる。彼らは、ピンオンディスク型摩 耗試験において、Fig.1‑20o,o)に示す解析手順を踏むことにより、摩耗深さの更新を 行つた。

GIWMで

は、^{Eq(1‑12)で}与えられるArchardの 摩耗式 中の摩耗係数 ら は、ある垂 直荷重下における全体変位の実験値とのフィッティングにより決定される。また、ここで フィッティングされた摩耗係数は、他の荷重条件においても適用される。

生 =ちら

S

(a)

Fig.1-20 Flow charts for the ^global

for computing

^(a)

pin

and

(b)

disc wear. [61]

(1‑12)

0

wear

t・=0,■‐₀

暉ら ―●￨‐

イ‐ 裁

17

島

^=暑

J..l‐■+

貯 鳥叫

4‐イ^+ちPIN

■.‐r十島H"

gl.l=ぃ_、 ̲端

イ ==針

incremental model (GIWM)

Sf.l‐SI+2『

4=げ^+21´r屁

4.‐ lr+島嘔^"

ュ= F「

イ

^=瓦ぼ ■

圭再

・ 4=J需

Fig。 1‑21は _{、荷 重}

20N下

で の 実 験 との フィッティングにより決 定 した摩 耗 係 数 ち^=21×10‐

H mm3/Nmmを

用いた際の摩耗 痕跡 の分布 を示 している。この荷重20Nに

おいて決 定された摩耗係 数 を用いることにより、荷重40Nにお ける摩耗 分布 は^Jo Jiang

ら_[63]によって行 われた実験結果 との一致を示 していることから、

GIWMを

_{用 いた解析}

において、摩耗 量が予測 可能であることが示 された。ただし、彼 らの解析 は、垂直荷重 が大きい条件 にお ける摩耗 量の予測 に限定されるため、

GIWMの

さらなる改 良が必要 になると考 えられる。

・０        

・０        

・０

﹇日ュ﹈ｇＱｏ∩ｏに﹄いＬ０≧

・０

¨０

・０

・０

﹇Ｅｉ﹈ｆＱｏ∩ｏ﹄卜﹄どメ

300         350         400         450         500 Wear Track Width[μm]

(a)

Fig.1‐21(Comparison of the cross section (b)40N.[611

300         350         400         450         500 Wear Track Width[μm]

(b)

proflle of the wear track for(a)20 N and

―

Jiang and Amell(1998)

― GIWM

■=40N     .

――――Jiang and Amell(1998)

一 GIWM

23

‑08

J.Dingら_[64‐66]は、摩擦面が接線方向に微少振動した際に生じるフレッティング摩 耗 に及ぼす摩耗粉の影響について、汎用有限要素解析プログラム

ABAQUSを

用い て解析を行っている。従来の摩耗解析 において摩耗粉の影響は無視されていたが、

彼らの研究では、摩耗粉の形成・取り込み・除去を含む下連のフレッティング摩耗過程 のためのモデルが提案されている。フレッティング摩耗過程で形成された摩耗粉は、

Fig。1¨22(a)に 示されるように、初期段階では摩擦面を移動できる状態(Loose debris)

であり、摺動の経過とともに摩擦面から排除される摩耗粉(Escaped debris)と摩擦面に 留まり強固な移着層を形成する摩耗粉(CompaCted debris)に 分かれる。解析では、摺 動側の摩耗粉はすぐに除去されると仮定し、^Fig。1‑22(a)の _Q31と Q33の摩耗粉のみが 考慮されている(Fig。1‑22(b))。

Normal load

1 Direction of movement

H

i

Q33(l°°Se deb百s)

(a)

/).

Qr Qz: contacting bodies

ut

Q3: the debris layer

(b)

Fig.l-22 (a) Schematic representation of a fretting contact with

^presence

of wear

debris.

(b) The

simplified fretting wear

contact model

with

a

debris layer.

_[641

Fig.1‐ 23(al―(d)は 、摩耗粉の考慮の有無における摩耗表面分布の解析結果を示し ている。この結果、摩耗粉を考慮した場合、平面の試験片表面の摩耗痕跡幅は小さく なっているが、最大摩耗深さはわずかに増加していることが示された。また、摩耗粉を 考慮した場合の円筒試験片においても、最大摩耗深さはわずかに増加する傾 向が示 されている。しかしながら、18000サ イクル後の上記の解析結果について実験結果との 比較を行うと、摩耗粉を考慮した場合の摩耗量は、摩耗粉を考慮していない場合の摩 耗量に比べさらに摩耗量が過小評価されてしまっていることが分かる(Tablel‑1)。 この 原因として、彼らは、解析で用いられた摩耗係数を一定の値で与えており、局所的な 値が必要であるとしているが、これに対する詳細な検証は、現段階では報告されてい ない。

￨

:￨￨￨￨li

Hor鮨●ntal口 o8 :●n{mm)

(al

Ho市

"ntal p●●bn{mm}

(b)

03       ^‐o2       0 1         o        o l        o2        03 HO 2●ntal p●●ion lmm)

(C)

Fig.l-23 Comparison of predicted worn surface profrles for (a) the flat body without

effects

of debris, (b) the flat

body

with

effects

of debris,

^(c)

the cylindrical body without

effects

of debris and (d) the cylindrical body with

effects

of

debris.

164l

(0

佃 叫

¨

¨ 一

〇〇３

25

‐01

︵Ｅこ５ヨ８■８■Ｓ

︵目 百 ヨー 中に 言 タ 含ＦこＥ●褥悛一ュ■●Ｐ３

︐ 官こｃ８

一８

■●虐ｔＳ

HOr120n●l poslto● (mm,

Table

1-1

Comparison of FE predictions and experimental results for

a

wear

scar on the

flat

specimen

after

¹⁸⁰⁰⁰⁰

wear

cycle. [64]

Expelmental em Prediction i{itlurt riE effe.ls of dekis Predmm vlth ttefFec●ofebns

Scar nillh Imm) Mtrt- *eordepb (pml

We{ i0luoB tmd/udt c! ^an hq$l

前述したように、摺動接触部では、凝着部分のせん断により内部破壊された粒子が 集合堆積する摩耗粉の形成や、摺動を繰 り返すことによる摩擦熱の発生といつた、接 触形状や操作条件 によつて変化する付加 的な現象が起こる。ここで示された数値解 析を用いた摩耗 に関する研究はまだ発展段階にあり、複雑な摩耗の実現象を正確 に 模擬するには至っていない。

厠 ０

∞ ０

和酬

ｍ ^︐

噺 ４２ ｍ

摩耗と摺動面温度の関係

上記に述べた摩耗解析の複雑性を懸念して、摩耗量を予測するための因子として 摩耗量と摺動面温度の関係を評価する研究がなされている。

M Kadaと M Ishika、va[40][67‑69]により、ポリアセタール樹脂の摩耗と摺動面温度 の関係性に着 目した研究が報告されている。彼らは、ポリアセタール樹脂の円筒試験 片についてスラストシリンダ型摩耗試験機を用いて、比摩耗量に及ぼす線速度と雰囲 気温度の影響を評価した。また、比摩耗量は、^Eq。(1‑13)を用いて計算されている。

Specific wear amount [mm3/ (N/km)]= V

/(px F

x

S)

(1‐ 13)

線速度および雰囲気温度を変更した際の比摩耗量を Figs l‐ 24,1‐

25に

それぞれ 示している。結果として、線速度を変更した場合には 50‑60cttsに おいて、雰囲気温 度を変更した場合には約90℃ において、比摩耗量の極大値 に達するS字曲線を描く ことが示された。彼らの実験では、上記の摺動条件の変更による比摩耗量を予測する ための因子として、摺動面温度について検討している。ここで、摺動面温度の測定は、

試験片の固定側に約

5mmの

切欠きを設け、放射温度計によつて行われた(Fig.1‐^26)。

各摺動条件 における摺動面温度を評価することにより、Figs l‑24,1‐

25に

示した比摩 耗量に対する線速度および雰囲気温度の依存性は、^{Fig.1‑27に}示す比摩耗量に対 する摺動面温度の依存性として関連付けることが出来る。すなわち、^{Fig l‐27の}S字 由 線を用いることにより、摺動条件に関わらず摺動面温度から比摩耗量をほぼ決定する ことが出来ると結論づけている。

ただし、彼らの研究における摺動面温度の測定では、ポリアセタール樹脂に切欠きを 設ける必要があるということ、また、放射温度計のレーザースポットの直径が

12mmで

あることから、試験片形状によつては温度測定が非常に困難になると考えられる。

27

2040080100

割Hhtt V●1●●

"(●

耐め

X'ig.1-24 The specific

wear amount

dependency on

sliding velocity.

_[67]

0         50        100 Amo日_由

""m脚

^{口●雌 )}

X'ig.1-25

The

specilic

wear amount

dependency on

atmospheric temperature'

[67]

剛 綱 鰤 師 枷 ０

２       １       １

︽１導そ■Ｅヽマ︶ 一冒８５塁●颯１ぉ

獅 ６ ０ ０ ５ ０ ０ ｍ

Ⅷ 畑 Ш

︒

︽口 睾こ 電目 Ъ

Ｔ︶ 一言 暑 ３ ３ １ 募