(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
樹脂材料からなる枠体を本体とする樹脂製防振体において、前記本体の両端部に形成された外筒のいずれか一方または双方の外周上の少なくとも一部に、少なくとも１本のスリットが設けられており、かつ、該スリットが、前記外筒の各中心軸に直交しかつ該外筒の周方向に沿って配置されていることを特徴とする樹脂製防振体。
【請求項２】
前記本体の両端部に形成された外筒内にゴム弾性体を介して内筒が取り付けられてなる請求項１記載の樹脂製防振体。
【請求項３】
前記スリットが１〜３本にて設けられている請求項１または２記載の樹脂製防振体。
【請求項４】
前記樹脂材料が繊維強化プラスチックである請求項１〜３のうちいずれか一項記載の樹脂製防振体。
【請求項５】
前記繊維強化プラスチックの基材樹脂がポリアミド樹脂であり、強化繊維がガラス繊維である請求項４記載の樹脂製防振体。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は樹脂製防振体（以下、単に「防振体」とも称する）および樹脂成形品の設計方法に関し、詳しくは、樹脂材料からなる枠体とゴム部材とからなり、軽量性を維持しつつ、かつ、機械装置内において部材として要求される強度を十分に満足することのできる樹脂製防振体および樹脂成形品内部における破断危険性の定量的判断を可能とし、かかる樹脂製防振体をはじめとする樹脂成形品の高強度化設計に幅広く適用することができる樹脂成形品の設計方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
エンジンやモーター等の各種動力発生機を機械装置内に組み入れる際には、これらから発生する振動を周辺部材に伝達させないために、防振措置を講ずることが不可欠である。このような用途に用いられる防振機構の一つとして、金属材料等からなる枠体と、これに担持されるゴム部材とから構成される防振体が、広汎な用途に用いられている。
【０００３】
かかる防振体においては、防振機能を発揮するゴム部材の耐久性のみならず、枠体部分の強度が重要である。特に、防振体に対して軽量性が要求される場合には、フレームとして樹脂材料からなる樹脂製枠体を用いた樹脂製防振体が使用されることが多いため、かかる樹脂製枠体の強度を安全性の要求範囲内でいかに十分に確保するかが問題となる。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
この場合、防振体自体を大型化することにより強度レベルの向上は可能であるが、反面、重量増・コスト増につながるという不利益を伴うため、単純な大型化は好ましくない。従って、これらの不利益を生ずることなく、即ち、樹脂フレームの利点である軽量性を維持しつつ、より高い強度が得られる防振体の実現が望まれている。
【０００５】
また、かかる防振体をはじめとする樹脂成形品の高強度化設計においては、目的部材個々についての設計技術は種々提案されてきているものの、樹脂成形品一般に適用可能な定量的な強度予測を含む設計方法は、これまでに得られていなかった。
【０００６】
そこで本発明の目的は、上記問題を解決して、樹脂材料からなる枠体の軽量性を活かしつつ、部材として要求される強度レベルを十分満足することのできる、優れた樹脂製防振体、および、樹脂成形品内部における破断危険性の定量的判断を可能とし、樹脂成形品全般の高強度化設計に適用可能な樹脂成形品の設計方法を提供することにある。
【０００７】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、上記課題を解決すべく鋭意検討した結果、樹脂製防振体における強度分布の解析に基づき、低強度部分の強度を所定の方法で補完することにより、全体として必要な強度レベルを良好に実現することができることを見出して、本発明を完成するに至った。
【０００８】
即ち、上記課題を解決するために、本発明の樹脂製防振体は、樹脂材料からなる枠体を本体とする樹脂製防振体において、前記本体の両端部に形成された外筒のいずれか一方または双方の外周上の少なくとも一部に、少なくとも１本のスリットが設けられており、かつ、該スリットが、前記外筒の各中心軸に直交しかつ該外筒の周方向に沿って配置されていることを特徴とするものである。
【０００９】
本発明においては、前記本体の両端部に形成された外筒内にゴム弾性体を介して内筒が取り付けられてなることが好ましい。
【００１０】
また、本発明の樹脂製防振体においては、前記スリットが１〜３本にて設けられていることが好ましく、前記樹脂材料が繊維強化プラスチック、特には、基材樹脂がポリアミド樹脂であり、強化繊維がガラス繊維である繊維強化プラスチックであることが好ましい。
【００１２】
本発明によれば、樹脂製防振体の樹脂製枠体のうち強度の低い部分にスリットを形成することで、適切にその部分の強度を向上することができ、樹脂製枠体の軽量性を損なわないうえ、スリット部分の重量減により、さらなる軽量化を図ることも可能となる。よって、本発明の樹脂製防振体は、その形態に応じピッチングストッパ等の連結部材として好適に用いることができる。また、本発明の樹脂成形品の設計方法は、かかる本発明の樹脂製防振体をはじめとする樹脂成形品の高強度化設計に好適である。
【００１３】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態につき具体的に説明する。
本発明の樹脂製防振体は、樹脂材料からなる枠体を本体とする樹脂製防振体であって、枠体の低強度部分に、少なくとも１本のスリットが設けられているものである。用途や適用箇所は限定されないが、特には、ゴム弾性体を介して部材間を連結する連結部材であって、防振機能が要求される部位に適用される部材、例えば、図４および５に示すピッチングストッパ等について好適に用いることができる。本発明の一実施の形態に係る樹脂製防振体１としてのピッチングストッパの好適例を、図１、２および３に示す。図示するピッチングストッパとしての樹脂製防振体１は、樹脂材料からなる枠体２を本体とし、この枠体２の両端部に形成された外筒（リング）４内にゴム弾性体を介して内筒が取り付けられる。尚、各図は枠体２のみを示し、ゴム弾性体および内筒は図示しないが、既知の手法にてこれらを取り付け、防振ブッシュを構成することができる。図１に示す好適例では、枠体２本体の両端部に形成された外筒４の上下端部面に１本のスリット３が同軸上に設けられている。また、図２に示す好適例では、外筒４の外周面および枠体２の側面に連なって、２本のスリット３が長手方向に平行に設けられている。さらに、図３（イ）に示す好適例においては、小径側および大径側の双方について、外筒４の外周上で、この外筒４の中心軸において枠体２の長手方向に対し直交方向に位置する部分に、２本のスリット３が長手方向に平行に設けられており、また（ロ）に示す好適例においては、小径側については（イ）と同様であるが、大径側では外筒４の外周の全周にわたり２本のスリット３が長手方向に平行に設けられている。本発明においては、スリット３を樹脂製の枠体２のいかなる箇所（低強度部分）にどのように形成せしめるかが重要であり、以下に、かかるスリット３を枠体２に形成する手法につき詳述する。
【００１４】
スリットの形成手法
単純な大型化に依らずに樹脂成形品の高強度化を実現するためには、樹脂成形品内部の強度分布を定量評価し、そのデータをフィードバックして形状を改良する形状設計技術が必要となる。そこで本発明者らは、その第１ステップとしてまず破壊強度予測技術の開発を行い、樹脂成形品内部の強度分布を定量化し、その後、第２ステップとして高強度化設計技術の開発に進み、最終的に必要な強度をもつ樹脂成形品の設計技術として、樹脂成形品内部の破断危険性の高い部分を特定する破壊強度予測プロセスと、かかる破断危険性の高い部分の高強度化を図る高強度化設計プロセスと、からなる樹脂成形品の設計方法を実現したものである。以下、本発明における破壊強度予測技術および高強度化設計技術について説明する。
【００１５】
Ａ．破壊強度予測技術
スリットを設ける位置は、部材中の低強度の部分であるが、部材中の強度（破壊強度）分布を直接計測することは一般に困難である。そこで本発明においては、部材の強度に寄与する因子を抽出して、各部分の材料強度分布を定量的に予測し、これをＦＥＭ解析（有限要素解析）によって得られる応力分布と組み合わせることにより、部材の破壊強度分布を予測する。具体的な手順としては、以下の通りである。
【００１６】
（１）テストピース解析
実際の部材からサンプルを切り出して破壊強度を測定することは困難であるため、部材と同様の内部構造を有する射出成形平板からテストピース（試験片）を切り出して、これを用いて材料強度（破壊靭性）に影響を与える因子を調査するテストピース解析を行う。破壊靭性測定方法としては、部材の適用箇所等の使用条件にもよるが、例えば、ＡＳＴＭ  Ｄ５０４５に準拠して、ＳＥＮＢ試験片を用いた３点曲げ試験等により行うことができる。
【００１７】
図６にこのテストピース解析の流れを示す。（イ）に示すように平板１１から適切な個数の試験片１２を切り出して、（ロ）に示すように３点曲げ試験により破壊靭性の測定を行い、断面積あたりの強度を測定する。この結果から、破断部における強度因子の評価を行う。射出成形された樹脂材料は、（ハ）に示す破断面のように、一般に、表面付近を構成するスキン層１３と、内部を構成するコア層１４とで異なった構造を有する。従って、これらの層の厚みが全体の強度に影響することはもちろんであるが、各層の補強効果が相違することから、単に各層の厚みをパラメータとするだけでは十分ではない。即ち、補強効果の大きさと、各層の相対的な厚みとを考慮できるパラメータを用いることが必要となる。
【００１８】
また、樹脂材料として繊維強化プラスチックを用いる場合には、樹脂材料中に含まれる強化繊維の配向角度が各層の補強効果に大きく影響する因子となる。破断面に対する強化繊維の角度を配向角度とすれば、この配向角度の大きい層が補強効果が大きいと考えられるから、配向角度の大きい層の相対的な厚みを厚み全体に対するパーセンテージで表して、これをエフェクティブレイヤー（ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ  ｌａｙｅｒ）とした。即ち、エフェクティブレイヤーの数値が大きいほど強度が高いことになる。
【００１９】
▲１▼単相関分析
以上の分析より、破壊靭性に影響を与える因子として、スキン層配向角度、コア層配向角度、配向度、比重、厚み、スキン層厚み、コア層厚み、エフェクティブレイヤー等が得られる。そこで、まず、これらの各因子を調査して、これら各因子単独と、破壊靭性との相関について夫々検討を行う。後述する実施例で示すように、破壊靭性と明らかな相関を示す因子もあるが、一般に単独で破壊靭性の変化を説明するような強い相関を持つ因子は存在しないものと考えられる。従って、破壊靭性には複数の因子の影響が複合的に現われている可能性が考えられる。
【００２０】
▲２▼重相関分析
次に、破壊靭性に対する複数の因子の影響を総合的に評価するために、重相関分析を行う。相関の強さは自由度調整済み重相関係数（Ｒ*2）の大小にて判定することができる。即ち、考えられる各因子の組合せにつき夫々分析を行って、Ｒ*2の値が最も大きい組合せにて、破壊靭性値の予測式を導出するのである。この予測式の誤差は、各因子の分散分析表より、残差の分散から見積もることができる。また、偏回帰係数の符号より、各因子の増減が破壊靭性に対して及ぼす影響の方向性を知ることができ、標準化偏回帰係数の絶対値の大小からは、各因子の影響の大きさを量ることができる。
【００２１】
具体的な破壊靭性値ｙ（ＭＰａ・ｍ1/2）の予測式は、各因子ｘ1、ｘ2、ｘ3、ｘ4、ｘ5・・・とすれば、その係数を偏回帰係数ａ0（定数項）、ａ1、ａ2、ａ3、ａ4、ａ5・・・より得て、下記式（Ｉ）、
ｙ＝ａ1ｘ1＋ａ2ｘ2＋ａ3ｘ3＋ａ4ｘ4＋ａ5ｘ5＋・・・＋ａ0                                 (I)
により表すことができる。この式で求めた破壊靭性予測値を実測値に対してプロットすれば、相関が得られているかどうかを容易に判断することができる。
【００２２】
（２）部材強度分布予測
▲１▼部材破壊靭性分布予測
上述のテストピース解析で得られた破壊靭性予測式（Ｉ）を実際の部材に適用し、即ち、部材の各部分での因子を測定して、上述の式に代入することにより、部材内の破壊靭性分布を求めることができる。これにより部材内部の破壊靭性（材料強度）が得られたことになり、部材中の強度の低い部分が明確になる。
【００２３】
しかし、実際に部材に荷重がかかった場合に、最も破壊靭性値の小さい部分が最初に破壊するとは限らない。破壊靭性値が小さくても、その部分にかかる応力も小さければ破壊しないし、逆に破壊靭性値が大きくても、その部分にかかる応力も大きければ破壊してしまう。つまり、実際にどこで破壊するかは破壊靭性分布だけでは決定されず、応力分布を求めて、両者を併せて検討することにより初めて決定されるのである。そこで、次のステップでは、部材に引張荷重がかかった際の応力分布を求め、破壊靭性分布と応力分布との双方から、実際の使用条件下でどの部分が弱いのか、即ち、最初に破壊しやすいのはどの部分かを検討する。
【００２４】
▲２▼部材強度係数分布予測
部材に対し実使用時にかかる平均的な強度に基づき、この平均的強度に対応する引張荷重がかかった際の部材内各部分の応力を、ＦＥＭ解析によって求める。通常は、応力の最大値が現れる部分の破壊靭性値が部材の破断応力に相当すると考えられるから、破壊靭性分布は破断応力分布に書き換えることが可能である。さらに、この破断応力分布と応力分布とから、各部分の強度係数（現在かかっている応力（荷重）の何倍まで耐えられるかを示す指数：強度係数が２．０ならば現在の２倍の応力（荷重）まで耐えられることを示す）が求められる。従って、この強度係数分布から、部材内における強度係数の小さい、即ち、破断危険性の高い場所を探すことができる。
【００２５】
Ｂ．高強度化設計技術
次に、上記破壊強度予測技術のプロセスにより得られた強度係数分布から予測される破壊危険箇所につき、重点的に強化するための設計改良を行う。必要十分な部材強度を得るために、改良後の設計形状に対して再び強度係数分布を求めて、部材全体としての目的強度を満足するかどうかの検討を行い、このプロセスを繰り返すことにより、十分な強度レベルを有する部材を得ることができる。
【００２６】
破断危険性の高いことが判明した部分につき、強度係数を上げるための方策を検討する際には、目的とする強度の向上率に、破壊靭性予測の誤差分を含めて目標値を設定する必要がある。強度係数を向上させるためには破壊靭性（破断応力）を上げることが必要である。前述の重回帰分析の結果より、部材の破壊靭性（材料強度）を上げるためには、▲１▼配向角度を大きくする、▲２▼厚みを小さくする、▲３▼エフェクティブレイヤーを大きくする等の方策が考えられるが、これらのなかでは厚みの影響が最も大きく、また、配向角度とエフェクティブレイヤーは形状設計段階では間接的にしかコントロールできないため、厚みの最適化により破壊靭性を向上させることを基本方針とする。しかし、破壊靭性を上げるために厚みを薄くすると同時に応力も上がってしまうことから、本発明者らは、できるだけ応力を上げずに破壊靭性を上げるために、リング部分にスリットを入れて薄肉化する方法につき検討を重ねたところ、適切にスリットを入れることにより、部材において荷重を支える断面積はそれほど減少させずに、応力の上昇を最小限に抑えることが可能となることを見出した。
【００２７】
スリットを入れる方法は、部材の形状により異なるが、低強度部分に設けて強度を向上することができるものであれば特に制限はない。例えば、前述した図３および４に示すピッチングストッパの場合には、基本的に２種類の方法が考えられる。即ち、リング部分の上下端部面に同軸上にスリットを入れる方法（図１）とリング部分の外周に上下端部面に対し平行にスリットを入れる方法（図２）である。最適な強度レベルの部材を得るためには、これらの改良案につき、スリット幅や深さ、本数、設ける部分の範囲を変更して設計案のバリエーションを作製し、そのバリエーションについて夫々強度係数を計算して、各案を評価することが必要である。そこで、夫々の設計案に対して破壊靭性予測と応力解析を行って、強度係数を計算する。但しこの場合、破壊靭性予測の際は、厚さ以外の因子は変化しないと仮定する。
【００２８】
改良案のバリエーションの検討の際には、強度係数の内容を、これに寄与する２つのパラメータである、破壊靭性の部分と応力の部分とに分けて考えてみることも重要である。前述したように、破壊靭性が向上しても、応力値も上がってしまったのでは結果として強度係数の向上は望めない。このような場合には、破壊靭性の向上率を維持したままで応力を低減する方策を検討することが必要となる。尚、軽量化の観点からはスリット部分の容積が大きい方が好ましいため、高強度化と軽量化とのバランスのとれた設計を行うことが望ましい。
【００２９】
以上より、本発明に係るＡ．破壊強度予測技術により、（イ）樹脂材料を用いた部材における材料強度（破壊靭性）に影響を与える因子の定量化による材料強度（破壊靭性）の予測技術を確立することができ、上記式（Ｉ）のような１次式の形で破壊靭性予測式が得られるために、実測が困難な製品内の破壊靭性分布を予測することが可能となった。また、（ロ）破壊靭性分布とＦＥＭ解析による応力分布とを組み合わせた強度係数分布の概念を導入することにより、部材の破断危険性を定量的に判断することが可能となった。尚、部材全体としての強度は、強度係数の最小値から求めることができる。
【００３０】
また、Ｂ．高強度化設計技術により、部材中の低強度部分の厚肉部分にスリットを入れて部分的に薄肉にする方法を効果的に用いることで、製品重量を増やさずに強度を向上することが可能となった。但し、スリットの入れ方が不適当であると逆に強度低下になる場合もあるため、設計改良した形状に関して強度係数を計算し、製品強度を定量的に判断することが重要である。尚、この高強度化設計技術は樹脂性防振体に限らず、全ての繊維強化樹脂成形品に適用可能であり、本技術を他の樹脂製部材の設計に応用することにより、樹脂製部材全般の高強度化および軽量化が期待できる。
【００３１】
本発明の防振体においては、上記本発明に係る技術を適切に応用して設計を行うことができ、最も高強度化および軽量化に有効となるような形態で枠体の低強度部分にスリットを設けることが好ましい。スリットの本数は、部材の大きさ等にもよるが、例えば、ピッチングストッパ等の連結部材では、好ましくは１〜３本程度である。また、特に限定はされないが、部材材料としての本来的な強度の観点から、樹脂材料として繊維強化プラスチック、特には、基材樹脂がポリアミド樹脂であり、強化繊維がガラス繊維（グラスファイバー）である繊維強化プラスチックを用いることが好ましい。
【００３２】
【実施例】
以下、本発明を実施例に基づき具体的に説明する。
従来例、参考例１，２および実施例１〜６
図４および５に示すピッチングストッパーを従来例として、まず、本発明に係る破壊強度予測技術に基づき、以下の手順にて部材における強度係数分布を求めた。
【００３３】
Ａ．（１）テストピース解析
従来例のピッチングストッパーと同様の内部構造を有する射出成形された平板から、厚さ３〜１２ｍｍ程度のテストピース（試験片）を切り出して、材料強度（破壊靭性）に影響を与える因子を調査するためのテストピース解析を行った。破壊靭性測定方法としては、ＡＳＴＭ  Ｄ５０４５に準拠して、ＳＥＮＢ試験片を用いた３点曲げ試験を行った。また、射出成形平板としては、強化繊維としてガラス繊維を用いたポリアミド樹脂の繊維強化プラスチック（ＢＡＳＦ製、ガラス繊維強化ＰＡ６６）を用いた。
【００３４】
前述した流れに沿って、得られた試験片について３点曲げ試験を行い、断面積あたりの強度を測定して、さらに、この結果から、破断部における強度因子の評価を行った。破壊靭性に影響を与える因子として、スキン層配向角度、コア層配向角度、配向度、比重、厚み、スキン層厚み、コア層厚み、エフェクティブレイヤー等を調査して、破壊靭性との相関を検討した結果、単独で破壊靭性の変化を説明するような強い相関を持つ因子は見出せなかったが、エフェクティブレイヤーについては明らかな相関が見られた。
【００３５】
そこで、次に、複数の因子の影響について総合的に評価するために、サンプル数５６として、重回帰分析を行った。相関の強さは自由度調整済み寄与率（Ｒ*2）または自由度調整済み重相関係数（Ｒ*）の大小にて判定し、様々な因子の組み合わせにつき分析したところ、（ａ）スキン層配向角度、（ｂ）コア層配向角度、（ｃ）比重（ボイド量と関連するパラメータであり、比重が小さいほどボイドが多い）、（ｄ）厚み、（ｅ）エフェクティブレイヤーの５因子の組合せのＲ*2が最も大きかった。これらの因子の分散分析表を下記の表１に、偏回帰係数および標準化偏回帰係数を下記の表２に、夫々示す。分散分析表は、解析結果が統計的に有意であるかどうかを検定するために用いるものであり、表中のＦ０の値がＦ（５，５０；０．０５）よりも大きければ誤差５％でこの解析結果は有意であると判定される。また、偏回帰係数は、前記破壊靭性予測式（Ｉ）中の各パラメータの係数（ａ0、ａ1・・・ａn）として得られる数値であり、誤差の２乗和が最小になるように求める（最小２乗法）。標準化偏回帰係数は各パラメータの影響（寄与）を比較するための数値であり、各パラメータを平均０、分散１となるよう標準化して求めた偏回帰係数である。
【００３６】
【表１】
0004233008.tif 000002
【００３７】
【表２】
0004233008.tif 000003
【００３８】
上記表中に示す標準化偏回帰係数の絶対値の大小より、５因子の中では厚みの影響が最も大きく、次いでエフェクティブレイヤー、コア層配向、スキン層配向の順になっていることがわかる。また、比重（ボイド量）の影響はあまり大きくないことがわかる（但し、今回の解析では、比較的ボイド量の少ないサンプルがほとんどであったため、この結果をボイドが非常に多くなった場合につき適用するのは精度的に問題があると考えられる。）。また、偏回帰係数の符号から、破壊靭性を大きくするためには、厚みは小さく、エフェクティブレイヤーや配向角度は大きくした方がよいことがわかる。
【００３９】
前記式（Ｉ）より、スキン層配向角度（°）、コア層配向角度（°）、比重（ｇ／ｃｍ3）、厚み（ｍｍ）、エフェクティブレイヤー（−）をそれぞれｘ1、ｘ2、ｘ3、ｘ4、ｘ5として、破壊靭性値ｙ（ＭＰａ・ｍ1/2）を求めたところ、下記式（II）、
ｙ＝０．０１５４ｘ1＋０．０３３６ｘ2＋８．４５ｘ3−０．３２７ｘ4＋３．３９ｘ5−６．５４                                          （II）
が得られた。式（II）により求めた破壊靭性予測値を実測値に対してプロットすると、図７に示すようになり、かなり良い相関が得られていることが確認できた。この予測式の誤差は分散分析表の残差の分散から見積もることができるが、予測誤差を±σ（すなわち予測値がこの誤差範囲に収まる確率が約６８％）で評価した場合、±σ＝（０．６５）1/2＝０．８１であった。
【００４０】
Ａ．（２）製品強度分布予測
上記破壊靭性予測式（II）を図３および４に示すピッチングストッパーに適用して、部材の各部分での因子を測定し、上述の式に代入することにより、部材内の破壊靭性分布を求めた。この結果、ウェルド部分（後述する図８中にＷで示す）の強度が一番低いことがわかった。
【００４１】
次に、実際の使用条件でどこが弱いのかを検討するために、部材に引張荷重がかかった際の応力分布を求めた。元の部材強度（引張強度）に相当する引張荷重がかかった時の応力をＦＥＭ解析によって求めた。得られた応力分布より、枠体本体の両端部に形成された大小のリング（筒部）の対称軸から９０°の内側部分に応力の大きい領域があり、また、応力の最大値は小径側のリングの対称軸から９０°付近であることがわかった。実際に引張荷重をかけた際にもやはりこの近傍が最初に破壊することから、この部分の破壊靭性値がこの部材の破断応力に相当すると考えられる。この部分の破壊靭性と破断応力との関係から、各部分の破壊靭性分布を破断応力分布に書き換えた。
【００４２】
破断応力分布と引張荷重時の応力分布とから、部材の各部分の強度係数（現在かかっている応力（荷重）の何倍まで耐えられるかを示す指数：強度係数が２．０ならば現在の２倍の応力（荷重）まで、すなわち２００％の引張荷重まで耐えられることを示す）を求めた。得られた強度係数分布の概略を図８に示す。
【００４３】
強度係数の小さい（破断危険性のある）場所としては、小径側のリングの対称軸から９０°の部分（Ｓ９０、図８中に矢印で示す）の１．００、および、大径側のリングの対称軸から９０°の部分（Ｌ９０、図８中に矢印で示す）の１．０８であり、これらの部分が他の部分に比較してかなり小さい数値であるため、ここで破断する可能性が最も高いことがわかる。また、ウェルド部分は材料としての強度は小さいが負荷応力がそれほど大きくないため、強度係数は１．７２であり、破断の危険性はそれほど高くないことがわかる。実際の引張試験の場合も、Ｓ９０での破断が一般的であり、解析結果から予測される破断箇所は実態とよく一致していることが確かめられた。
【００４４】
Ｂ．高強度化設計
上記破壊強度予測結果より、破断危険性の高い箇所はＬ９０近傍およびＳ９０近傍であると判明したため、これらの部分の強度係数を上げる方策を検討した。部材の引張強度の２０％向上、すなわち、Ｌ９０およびＳ９０の引張荷重時の強度係数を双方とも１．２以上にすることを目的とし、さらに、破壊靭性予測の誤差分を考慮した。この誤差分はＬ９０およびＳ９０では約１０％弱の誤差に相当するため、最終的な設計目標としては１０％の誤差分を上乗せして強度係数１．３以上とした。図８より、他に強度係数が１．３以下の部分はないため、この目標を満たすためには、Ｌ９０およびＳ９０を１．３以上にすることが必要十分条件となる。
【００４５】
強度係数を上げるために、Ｌ９０およびＳ９０を含む枠体本体両端のリング部分の厚みを最適化すべく、リング部分にスリットを入れることによりできるだけ応力を上げずに破壊靭性（破断応力）を向上させる改良を行った。図１に示す、枠体本体の両端部に形成されたリングの上下端部面に同軸上にスリットを入れた改良形態において、大径側と小径側のスリット深さａ、ｂ（図９（イ）参照）およびスリット本数を夫々下記の表３に示す数値として、参考例１および２の防振体枠体とした。尚、スリットの幅は、全実施例を通じて全て２ｍｍとした。
【００４６】
また、図２に示す、枠体本体の外周にスリットを入れた改良形態において、大径側と小径側のスリット深さｃ、ｄ（図９（ロ）参照、但し、表中の数値は全厚を１としたときの相対値である）およびスリット本数を夫々下記の表３に示す数値として、実施例１〜４の防振体枠体とした。
【００４７】
【表３】
0004233008.tif 000004
【００４８】
参考例１，２、実施例１〜４および従来例の防振体枠体に対して破壊靭性予測と応力解析を行って、強度係数を計算した。但し、破壊靭性予測の際には、厚さ以外の因子は変化しないと仮定した。得られたＬ９０およびＳ９０の強度係数の値を下記の表４に示す。
【００４９】
【表４】
0004233008.tif 000005
【００５０】
上記表４に示すように、実施例における強度係数の値はいずれも従来例に比して向上している。しかし、最終目標値である強度係数１．３以上は、Ｌ９０では一部達成されているものの、Ｓ９０では達成されておらず、参考例１，２および実施例１〜４の改良設計案ではまだ十分な高強度化が達成されていない。そこで、Ｓ９０部分でさらに高強度化を図るために、最も良好な結果を示している実施例４の強度係数の中身を破壊靭性の部分と応力の部分とに分けて検討した。実施例４における、破壊靭性および応力の従来例に対する改良結果を下記の表５に示す。
【００５１】
【表５】
0004233008.tif 000006
【００５２】
上記表５からわかるように、Ｓ９０部分では、破壊靭性は３０％以上向上しているものの応力も２０％近く上がってしまっているために、強度係数としてはそれほど向上していない。そこで、Ｓ９０部分でも応力を下げるために、上記実施例の改良設計案のようにリング部分の全周にスリットを入れるのではなく、破壊靭性を向上させる必要があるＬ９０およびＳ９０の近傍のみにスリットを入れて、実施例５の防振体枠体とした（図３（イ）に示す改良形態）。スリット深さｃ、ｄおよびスリット本数は実施例４と同じとした。また、スリットの外周方向長さは、スリットの両端部で切り取られる外筒の中心角が約９０°になる程度の範囲とした。
【００５３】
一方、大径側のリングのＬ９０部分に関しては、もともとスリットを入れたことによる応力の上昇が小さかったために、スリットをリング全周に入れてもＬ９０近傍のみに入れても応力変化に大きな違いはないと考えられる。また、軽量化の観点からは、スリットがリング全周にあった方が有利となる。そこで、実施例４において大径側のリングについては全周にスリットを入れ、小径側のリングについてはＳ９０近傍にのみスリットを入れた改良案も作製し、これを実施例６とした（図３（ロ）に示す改良形態）。実施例６についても、スリット深さｃ、ｄおよびスリット本数は実施例４と同じである。
これら実施例５，６につき、上記参考例１，２、実施例１〜４および従来例と同様にしてＬ９０およびＳ９０の強度係数を計算した。実施例５，６のスリット深さｃ、ｄおよびスリット本数を下記の表６に、計算結果を下記の表７に夫々示す。
【００５４】
【表６】
0004233008.tif 000007
【００５５】
【表７】
0004233008.tif 000008
【００５６】
上記表７に示すように、実施例５，６では、Ｌ９０・Ｓ９０ともに強度係数が１．３以上となり、所期の設計目標を上回ることができた。これは、Ｌ９０やＳ９０の近傍のみにスリットを入れた場合とリング全周にスリットを入れた場合とでは、応力分布は変化する一方、Ｌ９０やＳ９０部分における破壊靭性は変化しないためであると考えられる。尚、実施例５における、破壊靭性および応力の従来例に対する改良結果を下記の表８に示す。
【００５７】
【表８】
0004233008.tif 000009
【００５８】
また、実施例６における強度係数分布の概略を図１０に示す。図示はしないが、実施例６においては、Ｌ９０とＳ９０だけではなく、全ての部分で強度係数が１．３以上となっていた。強度係数の最小値はＳ９０の１．３３であるから、製品としての引張強度は元の引張強度の１３３％であり、破壊靭性値の誤差を考慮すると、１３３±１１％となった。尚、この改良案においては、副次的効果として、従来例対比約７％の軽量化が実現された。
【００５９】
【発明の効果】
以上説明してきたように、本発明によれば、樹脂材料からなる枠体の軽量性を活かしつつ、部材として要求される強度レベルを十分満足することのできる、優れた樹脂製防振体、および、かかる樹脂製防振体をはじめとする樹脂成形品全般に好適に適用可能な樹脂成形品の設計方法を提供することが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の樹脂製防振体の好適例を示す斜視図である。
【図２】本発明の樹脂製防振体の他の好適例を示す斜視図である。
【図３】本発明の樹脂製防振体のさらに他の好適例を示す斜視図である。
【図４】従来例の樹脂製防振体を示す上面図および側面図である。
【図５】従来例の樹脂製防振体を示す斜視図である。
【図６】テストピース解析の流れを示す説明図である。
【図７】破壊靭性の予測値と実測値との対比を示すグラフである。
【図８】強度係数分布を示す説明図である。
【図９】実施例におけるスリットの形態を示す概略断面図である。
【図１０】強度係数分布（改良後）を示す説明図である。
【符号の説明】
１  樹脂製防振体
２  枠体
３  スリット
４  外筒（リング）
１１  平板
１２  試験片
１３  スキン層
１４  コア層
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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