日本包装学会誌 Vol.26 No.3（2017）

一般論文～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～～

サイドシール用熱刃設計に関する研究（有限要素解析の有効性について）
西 坂

強*、

土 井

猛 志**、

白 岩

寛 之**Study on the Design of the Heat Cutter for Side Seal
(The Effectiveness of the Finite Element Analysis)
Tsuyoshi NISHIZAKA*, Takeshi DOI** and Hiroyuki SHIRAIWA**
プラスチックフィルムの製袋方法の一つであるサイドシール法で作られた袋において，その接合部強度は非常に重要であり，それに及ぼす製造条件や熱刃の材質，形状の影響等についての研究報告は少ないようである．そのような中で，
著者らはこれまでに，フィルムに直接接触する熱刃先端部の熱的挙動に着目し，熱刃を設計する上で重要となる熱刃材
質や形状の影響について，FEM 解析によって推定できる可能性について報告した．しかし，実際の熱刃における熱的挙動との比較検討については今後の課題となっていた．そこで本研究では，サイドシール用熱刃の基本的な熱的挙動を実験により把握し，それを FEM 解析によって模擬した結果と比較を行い本手法の妥当性を検討した．その結果，実際の温度測定が困難な熱刃先端部付近や熱刃全体の温度分布について推定が可能となり，熱刃設計において FEM 解析を用いる
ことは非常に有効であることが明らかとなった．

Recently, many bags made of plastic film came to be used. Side seal method is one of the bag-making
methods. There seem to be few research reports about the effect of manufacturing conditions, heat cuttermaterial and the heat cutter shape on the side seal strength. Then, we focused on thermal behavior at the tipof heat cutter which touches films directly. Then, so far we reported about the possibility that the effect ofheat cutter material and shape which became important in designing the heat cutter were estimated by Finite
Element analysis(FE analysis). However, comparing results of FE analysis with thermal behavior of theactual heat cutter and examining them has become a challenge for the future. So, in this study, we measured
the temperature of the heat cutter and grasped basic thermal behavior of it. Furthermore, we comparedresults of FE analysis with them, and investigated the validity of this method. Consequently, it was foundthat it was possible to estimate the temperature distribution in the whole heat cutter including theneighborhood at the cutter tip where it was difficult to measure, and it was very effective to use FE analysis
in the heat cutter design.
キーワード : 熱刃、サイドシール、有限要素解析、熱伝達
Keywords : heat cutter, side seal, finite element analysis, heat transfer****

呉工業高等専門学校（〒737-8506 広島県呉市阿賀南 2-2-11）
都城工業高等専門学校（〒885-8567 宮崎県都城市吉尾町 473-1）－ 183 －

サイドシール用熱刃設計に関する研究（有限要素解析の有効性について）

1. 緒言

質や形状を変えた場合について数値解析を行

現在，プラスチック製フィルムを用いた袋い，熱刃先端部における温度変化を推定しが多く利用されるようになった．その製袋方

た 3)．その報告における数値解析では，熱刃法には種々のものが存在しており，各種利用の非定常熱伝導問題に対して有限要素法

形態に合わせた方法により製造されている．

（FEM）を適用し，熱刃先端部分の熱的挙動

これら袋に求められる最も重要な要件の一つを数値解析的に推定できる可能性を示すこと

として接合部強度が挙げられ，これに関してができた．しかしながら，実際の刃におけるは，ヒートシール（インパルス式）の接合強熱的挙動との比較検討については今後の課題度に及ぼす接合温度や接合圧力の影響についとなっていた．

て，種々のフィルムに対し研究が行われておそこで本研究では，種々の製袋方法がある

り報告がなされている 1-2)．一方，他の製袋方中で，前述のサイドシール法を取り上げ，そ法として，シールしたい部分のフィルムを瞬の中で用いられる熱刃の基本的な熱的挙動に間的に溶かして接着する溶断型のサイドシー

ついて実験および数値解析を行う．そして，

ルが挙げられ，本方法における接合部強度（シそれらを比較検討することにより，サイドシール強度）について調査・研究することも非ール用熱刃設計における有限要素解析の有効常に重要であると考えられるが，製造条件や性について検討し，熱刃先端付近の熱的挙動

使用する熱刃の材質，形状の影響等についてに対し，妥当な数値解を得ることができる有研究がなされている報告は少ないようである．

限要素解析を用いた熱的挙動の推定手法を構

そのような中，著者らはこれまでに，サイド築する．最終目標として，熱刃の材質・形状

シール法によって製造された袋の強度試験をの最適化を設計段階で確立することを目指す．

行い，そこで得られた破断荷重と各操業条件との関係について技術報告を行った．さらに

2. 実験方法

その中で，実際の熱刃においては測定が困難

2.1 モデル試験

な熱刃先端部分の熱的挙動に着目し，熱刃材
b1

L

実験で用いる熱刃の断面形状および熱刃寸法を，それぞれ Fig.1 および Table 1 に示す．

Heaterθ1

Table 1
h1
h2
h3
b1
b2
θ1
θ2

h1

φ1
h2

h3

θ2

b2

φ1
L

Fig.1 Shape of heat cutter－ 184 －

Dimension of heat cutter
38 mm
4.25 mm25.5 mm
34 mm
3 mm
90°
90°
10.2 mm
150 mm日本包装学会誌 Vol.26 No.3（2017）

熱刃の材質は SUS304 製であり，Fig.1 に示

外表面に接触させて測定する．また，熱刃表

すφ1 部分にはヒータ（直径 10 mm，長さ 150

面からの対流熱伝達について調べるため，熱mm）が挿入される．なお，ヒータの挿入の刃周辺の環境温度および P1 の近傍に熱流束

際には，それらの外表面に伝熱グリースを均センサーを取付け熱流束の測定を行い，後述

一に塗布し挿入する．以下に，測定方法・手する FEM 解析モデルにおいて必要となる熱順を示す．

伝達係数を求める．

熱刃表面，内部温度および環境温度を K 型

製袋時を想定した熱刃の非定常温度特性の

熱電対およびデータロガーを用いて測定する．

評価を行うために，定常状態に達した熱刃のFig.2 は，熱刃長手方向（L=150 mm）の中

刃先に水を十分に含ませた吸水紙を押し付け央断面（L/2=75 mm の位置）における温度測て離し（製袋時におけるフィルムへの熱刃の定位置（図中の P1～P2）を示す．P2 の熱刃内押し付けを想定），その後の温度回復の推移に

部温度については，熱刃側面からシース熱電

ついて数値解析結果と比較検討を行う．実験

対（外径 1.0 mm）を挿入して測定する．また，

手順について，以下(1)～(4)に示す．

ヒータ設定温度は 350 ℃（本設定温度は，フ(1) 幅 70 mm の吸水紙（厚さ 0.5 mm）に十分

ィルム材質が PP，PE，PET とそれらのラミに水を含ませておく．

ネートの場合におけるフィルム厚さ 20～50(2) ヒータを所定温度（350 ℃）に設定し，μm の切断を想定したもの）とする．
ここで，温度計測を開始する（温度測定時間間隔 0.1

ヒータ設定温度は，P3 における温度を用いたs）．その後，熱刃が定常状態になるように 20

ON-OFF 制御を行う．P3 における温度は，そ分間放置する．

の位置まで熱刃長手方向の中央部上面から，(3) 吸水紙を熱刃先端の長手方向中央付近に先端に伝熱グリースを塗布したシース熱電対

5 秒間押し付けて（押し付け力約 6 N），離す．

（外径 1.6 mm）を挿入し，その先端をヒータ(4) その後，10 分間実験を継続し，終了する．

9.125

b1

P1

2.2 FEM 解析のモデル化
サイドシールによる製袋法は，高温の熱刃

P3が一定サイクルで上下運動し，最下降点において袋の素材となる重なった二枚のフィルム

P2

6.85

h3

を瞬間的に溶かして接着する．この 1 サイク
ル分の熱刃の動きについて経過時間で整理す
ると，Fig.3 のようにフィルムに①接触する時
Unit:mmFig.2 Thermometry positions間と②非接触の時間に大きく分けられる．これを基に熱伝導問題に対する熱刃内部および－ 185 －

サイドシール用熱刃設計に関する研究（有限要素解析の有効性について）

表面の各種境界条件を Fig.4 のように設定す触部およびそれ以外の部分に分けて設定する．

る．まず熱刃内部については，ヒータによるまず，接触部について，実際の製袋時におい加熱を模擬するため挿入穴の円周上に対しヒてはフィルムやゴムロール等と固体接触する

ータ設定温度を温度規定する．熱刃表面につこと，およびフィルム溶融に伴い潜熱が吸収

いては，①接触する時間および②非接触の時されることなど，接触部を介した熱移動が生間に対し，時間経過の過程においてそれぞれじると考えられる．そこで本研究では，接触の境界条件に切り替えることとする．

面に適当な熱伝達係数を設定し，これを接触接触する時間領域については，フィルム接面を介した熱伝達問題と置き換えるものとす

Fig.3 Movement of the heat cutter in 1 cycle

Fig.4 Analysis models and boundary conditions－ 186 －

日本包装学会誌 Vol.26 No.3（2017）

る．非接触部については，周辺気体との間で熱伝達が起こるものとした．

Table 2

Parameters of analysis

Thermal conductivity k [W/(m・K)]

19

Specific heat c [J/(K・kg)]

556の①における非接触部と同様に，熱刃全外周

Density ρ [kg/m3]

7810

面に対し周辺気体との間で熱伝達が起こるもPreset heater temperature Tp [℃]350のとした．また，熱刃はヒータ加熱による昇Time per 1 cycle ts (s/cycle)

120

温過程を経て定常状態になるまでに適当な時

Contact time tc (s)5間を要するが，本解析では，その昇温過程まtime step ⊿t (s)0.01

次に②非接触の時間領域については，前述で含め計算を行う．この際用いる熱刃の境界
条件は，前述の②非接触の時間領域と同様と験と同じ条件とする．また，熱刃周辺の温度した．

Tc は環境温度 Ta と同じとし，モデル実験によ以上で述べた解析モデルは，多数サイクルって得られた実測値 Ta を用いる．

によって製袋される操業時の熱刃をモデル化

なお，FEM 解析では，本研究において開発したものであるが，本研究で実施する 2.1 のした FEM 解析ソフト（開発言語：JAVA）をモデル実験については，熱刃のヒータによる用いる．本ソフトは，熱刃断面を解析対象と昇温を経て定常状態に至る「定常過程」およ

し，それを二次元非定常熱伝導問題（二次元

び吸水紙の接触・非接触を 1 サイクル分とす

非定常熱伝導方程式を利用）として取り扱い，

る「接触過程」の解析を行う．解析で用いる

Fig.4 に示す各種境界条件に対応した解析を

各種物性値や，Fig.3 で示した 1 サイクルにお行うことが可能である 5)．また，Fig.1 に示す

ける熱刃の動き（接触時間および非接触時間），

熱刃形状の対称性を利用した 1/2 部分（斜線さらに Fig.4 で示した各種境界条件について部分）に対し，三角形要素による要素分割をTable 2 に示す．なお，熱伝導率，比熱，密度行った．

については，SUS304 の物性値表 4)において，
ヒ ー タ 設 定 温 度 （ 350 ℃ ） に 近 い 600 K

3. 実験結果（326.85 ℃）の物性値を利用する．Fig.4 の非

3.1 モデル実験の結果

接触部おける熱伝達係数 ha については，2.1

本実験によって得られた定常過程後（吸水のモデル実験で得られた熱流束センサー，環紙押し付け前）の P1 および P2 におけるそれ

境温度および熱刃表面温度の測定結果から算ぞれの熱刃温度 Te1，Te2，Fig.4 の非接触部に出する．さらに，Fig.4 の接触部における熱伝

おける環境温度 Ta，さらに測定点 P1 近傍にお達係数 hc は，2.1 のモデル実験結果を基に数ける ha（Fig.4 の非接触部における熱伝達係数）

値解析を行い，適当な値を推定し決定するもの測定結果について Table 3 に示す．また，のとする．その際の接触部長さは，モデル実

本実験によって得られた中央断面における－ 187 －

サイドシール用熱刃設計に関する研究（有限要素解析の有効性について）

Table 3 Result of a measurement of the heat cutter surface(the mean value at the time of the noncontact process)Te1 [℃] (at the measurement point P1)
Te2 [℃] (at the measurement point P2)
Ambient temperature Ta [℃]heat transfer coefficient ha [W/(m2・K)]

326.0
334.9
22
30

P2 の熱刃内部温度測定結果については，次節る数値を用いて FEM 解析を行い推定した．

の FEM 解析の結果と併せて後述する．

その際，モデル実験結果（測定点 P2）を基に，その温度変化と一致するような hc を求め決定した．推定された hc は 25000 W/(m・K)であ

3.2 FEM 解析の結果
FEM 解析では，前述したように Fig.1 に示った．以上で示した ha および hc ，さらにす熱刃形状の対称性を利用した 1/2 モデルにTable 2 の各種解析パラメータを用いて計算

対し，節点数 2621 および要素数 4853 の三角を行い，そこで得られた接触過程における熱形要素による要素分割を行った．また，急激

刃内部温度（測定点 P2）の推移について，前な温度変化が予想される熱刃先端付近につい節モデル実験の結果と併せて Fig.5 に示す．

ては，1 辺が約 0.1 mm の要素とした．以下，

Fig.5 が示すとおりモデル実験および FEM

解析結果について述べるが，Fig.2 に示した測解析結果のどちらにおいても，測定点 P2 を含

定点 P1 および P2 における定常過程後の熱刃

む長手方向中央付近の熱刃先端部に吸水紙を温度の計算結果については，実験結果と区別

5 秒間押し付けたことにより急激な温度降下するため Tf1 および Tf2 と表記する．

が生じていることが確認できる．さらに，吸まず，定常過程における熱刃の熱伝導解析

水紙の押し付け終了後から急激に温度上昇しを行った．その際，Fig.4 の非接触部におけるた後，徐々に緩やかな温度回復を示している

熱伝達係数 ha は，局所的に異なる係数値を示ことが分かる．

していると考えられるが，本解析では全領域にわたりモデル実験で得られた数値（Table 3

4.考察参照）を一様に用いた．また，環境温度 Ta
も，ha と同様に Table 3 に示す実験値を用いモデル実験および FEM 解析によって得られた結果について考察を行う．

た．その結果，定常過程後の Tf1 および Tf2 は，定常過程を経た後の定常状態におけるそれぞれ Tf1= 338.0 ℃，Tf2=333.4 ℃となった．

熱刃温度（測定点 P1 および P2）について，

次に，モデル実験における吸水紙試験（接Table 3 に示す実験結果（Te1 および Te2）に対触過程）を模擬するため，Fig.4 の接触部におし，FEM 解析結果（Tf1 および Tf2）を比較す

ける熱伝達係数 hc について，いくつかの異なる．その結果，測定点 P1 においては＋12 ℃－ 188 －

日本包装学会誌 Vol.26 No.3（2017）（＋3.7 ％）の差が生じているものの，測定際の製造工程における熱刃において，周辺環点 P2 においては－1.5 ℃（－0.4 ％）の差と境の影響を大きく受けていることを示唆するなり，本解析で設定した物性値および解析パ

結果となった．

ラメータを用いれば，モデル実験を良く再現

さらに，熱刃物性値の影響についても検討を行った．これまでに用いた数値はヒータ設できることが確認できた．
また，定常過程において用いた熱刃全外周

定温度（350 ℃）に近い 600 K（326.85 ℃）

面 と 周 辺 気 体 と の 間 の 熱 伝 達 係 数 ha=30を使用しているが，これを環境温度程度の2

W/(m ・K)は，実験によって得られたものを300 K（26.85 ℃）における物性値として，熱用いたが，本係数の影響について検討するた

伝 導 率 k=16 W/(m ・ K) ， 比 熱 c=499

5)め，静止した空気における大体の値 を参考

J/(K・kg)および密度 ρ=7920 kg/m3 を用いて計に，この二分の一の値 ha=15 W/(m2・K)とし算を行った．その結果，測定点 P1 および P2て計算を行った．その結果，測定点 P1 およびにおける実験値と比較すると，それぞれ＋

P2 における実験値との比較において，それぞ16.7 ℃（＋5.1 ％），＋5.0 ℃（＋1.5 ％）のれ＋17.8 ℃（＋5.5 ％），＋6.6 ℃（＋2.0 ％）差となり，600 K における物性値の場合と比の差となり，ha=30 W/(m2・K)と比較し，モデ較し，モデル実験との差が大きくなった．こル実験との差が大きくなった．このことから，のことから，定量的な評価を行う場合は，使熱刃全外周面と周辺気体との間の熱伝達係数

用する材料の各種物性値における温度依存性

は，熱刃の熱的挙動を定量的に評価する際に，についても考慮の必要があることが確認でき重要なパラメータであることが確認でき，実た．

Temperature [℃]

350

300

Experiment
Finite element analysis

250
0

20

40

60
Time [s]80100

Fig.5 Temperature change of the measurement point P2 in the process
to push a water absorbing paper after a heating-up process－ 189 －

120

サイドシール用熱刃設計に関する研究（有限要素解析の有効性について）

次に，Fig.5 に示す接触過程の計算結果と実および(c)は，それぞれ接触過程開始からの時

験結果について比較を行う．定常過程におけ

間経過 t(s)に対する(a)熱刃先端温度の変化，る比較結果と同様に，接触過程における熱刃および，(b)t=0 s における熱刃断面の温度分布

温度（測定点 P2）の変化もモデル実験と解析をコンター図で示したもの，FEM 解析で使用

結果は良く一致している．これは，FEM 解析

した(c)熱刃先端付近におけるメッシュパタ

において，初めに熱刃の定常状態をよく再現ーンである．ここで(a)の熱刃先端温度とは，できる各種解析パラメータを設定し，その後，Fig.6 (c)における刃先先端１点の温度を示し

モデル実験（接触課程）における測定点 P2ている．

の温度変化と一致するように接触部分の熱伝

また，熱刃の物性値や熱刃外周の熱伝達係達係数 hc を設定していることから，定常状態数に，それぞれ一般的に知られている数値や時の各種設定が重要であることを示している．

想定される環境における大体の値を利用し，

すなわち，本 FEM 解析による熱刃のモデル

接触面に対し仮想的な熱伝達係数を与え解析化において，各種物性値や非接触部分（熱伝を行ったところ，Fig.5 および Fig.6 の結果と達係数 hc 以外）の解析パラメータに対し適切同様の傾向を示し，定性的評価は可能であるな値を用いれば，様々な条件における接触部

ことが分かった．

分の熱移動に対しても，それに相当する熱伝

これらの結果から，例えば，熱刃外周にお達係数 hc を設定することによって，熱刃の熱ける環境が変わらないとする仮定のもとで，的挙動を数値解析的に推測できることを示し

同じ断面形状の熱刃に対し，ヒータ入力温度ている．本検討を行った測定点 P2 は，熱刃断だけを変えた場合や熱刃材質だけを変えた場

面内において熱刃先端部から 6.85 mm の位置

合などにおいて，熱刃の熱的挙動におよぼすにあり，Fig.5 の結果から考察すると，熱刃先影響について定性的あるいは定量的に検討す

端部分の温度変化についてもある程度模擬でることができるなど，サイドシール用熱刃設

きていると推測できる．さらに，熱刃全体の計における本手法の有用性は高いと言える．

温度分布についても，前述した昇温過程後の以上，本研究においては，Fig.3 に示すよう定常状態における結果から，熱刃先端部分とに 1 サイクル（接触過程および非接触過程）

同様にある程度模擬できていると推測できる．

の熱刃の動きに対するモデル実験と FEM 解

このことから，実際の熱刃においては測定が析結果の比較検討を行った．一方，実際の製困難な熱刃先端部付近や，熱刃全体の温度分造における熱刃は，例えば 1 分間に 100 サイ

布についても，Fig.6 に示すとおり FEM を用

クルの周期で製袋を行っている．これに対しいた本解析モデルにより，局所的かつ大局的て，本研究において構築した FEM 解析モデな推定が可能となり，本手法は非常に有効な

ルでは，上述した 1 サイクル分の工程を解析方法であると言える．ここで，Fig.6(a) ，(b)プログラムの中で繰り返すことにより対応可－ 190 －

日本包装学会誌 Vol.26 No.3（2017）(a) at the tip of heat cutter

Unit:℃enlarged view(c) Mesh pattern near the tip of heat cutter(b) Temperature distribution in the crosssection of the heat cutter (t=0[s])Fig.6 Temperature change in the process to push a water absorbing paper(Finite element analysis results)能である．今後，周期的工程における熱刃のる．

熱的挙動に対し，本手法を用いてその推定・評価を行っていくが，その妥当性についても

5. 結論検討する必要がある．現在，実際の製袋工程

本研究では，製袋方法の一つであるサイドにおける周期的に動作する熱刃に対し温度測シール法で用いられる熱刃を対象に，その熱定を行い，それを模擬した FEM 解析の結果

刃設計における FEM 解析の有効性についてをもとにその妥当性について検討を進めてい検討を行った．以下に得られた結論を示す．

－ 191 －

サイドシール用熱刃設計に関する研究（有限要素解析の有効性について）（1）定常状態における熱刃の温度測定結果と＜参考文献＞

FEM 解析モデルの計算結果から，熱刃全外周

1) 橋本由美，橋本靜生，山田和志，濱田泰以，

面と周辺気体との間の熱伝達係数や各種熱刃

日本包装学会誌，21(2)，115-123(2012)

物性値は，定量的な評価を行う上で重要なパ

2) 橋本靜生，橋本由美，山田和志，濱田泰以，

ラメータであり，物性値については温度依存

日本包装学会誌，22(3)，227-236(2013)
3) Tsuyoshi NISHIZAKA ， Takeshi DOI ，性を考慮する必要がある．
（2）熱刃先端部からの接触に伴う熱移動問題

Hiroyuki SHIRAIWA，J. Pac. Sci. Tech. 24(6)，に対し，これを接触面における熱伝達問題と357-368(2015)

置き換え，その面に適当な熱伝達係数を設定

4) 日本機械学会，
伝熱工学資料改訂第 5 版，
285(2009)

することにより熱刃の熱的挙動を模擬できる．
ただし，接触部以外の解析パラメータに対し

5) 矢川元基，宮崎則幸，” 有限要素法による妥当な設定を行うことが前提となる．

熱応力・クリープ・熱伝導解析”，サイエ（3）本 FEM 解析モデルにおける熱刃の物性

ンス社，p. 13(1985)

値や熱刃外周の熱伝達係数などは，それぞれ
一般的に知られている数値や想定される環境における大体の値を利用し，その上で接触面（原稿受付 2016 年 10 月 3 日）に対し仮想的な熱伝達係数を与えた場合は，（審査受理

熱刃の熱的挙動について定性的な評価が可能
である．
（4）FEM 解析を用いることで，実際の熱刃において測定が困難な熱刃先端部付近や，熱刃全体の温度分布についても，局所的かつ大局的な推定が可能となり，熱刃設計においてFEM 解析を用いることは非常に有効である．
以上，得られた結論を述べたが，今後の課題として，実際の製袋工程における周期的に動作する熱刃の熱的挙動に対し，本手法の妥当性について検討する必要がある．

－ 192 －

2017 年 4 月 6 日）