Twin Screw Simulator (Ver.8.0.0)
改良成果資料

2021/07/28
株式会社HASL
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○改良成果一覧① 解析機能の改良(1) 多成分サイドフィード解析機能(Multi component flow model) 新規実装機能(2) 溶融可塑化解析機能(High Concentration Suspension Melting Model)
Revised Version(3) 液滴分裂/合体解析機能(Morphological Evolution Model)
Revised Version② 解析時間の高速化・効率化(1) GPUを利用した解析時間高速化 (＊)＊NVIDIAグラフィックボードを搭載したPC環境でのみ運用可能です.

(2) 温度解析機能高速化(1D FDM)
(3) Job Control Form（解析ジョブの連続投入機能）の改良(4) Windowsコマンドプロンプトを利用した解析ジョブ連続&並列実行方法のご紹介

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① 解析機能の改良
表． 機能比較一覧
解析機能

サイドフィード解析機能

Ver ＜8.0.0

Ver 8.0.0

サイドフィード位置/個数任意設定， サイドフィード位置/個数任意設定，
任意多成分，陰解法，非定常/定常解析
単一成分，陽解法，非定常解析

溶融可塑化解析機能

陽解法，非定常解析, 2.5D

陰解法，定常解析, 1D

液滴分裂合体解析機能

陽解法，非定常解析, 2.5D

陰解法，定常解析, 1D

陽解法

 f n − f n −1
= − f n −1  f n = (1 − t ) f n −1 = (1 − t ) n f (0) 安定条件:
離散化表現 
1
df
t 

t

= − f ,   0

 n
n
n −1
dt
1
 1 
f −f
陰解法
理論解
= − f n  f n =f n −1 =  f (0) 無条件安定 t(1 + t ) 1 + t 

f (t ) = f (0) exp(− t )Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved2(1) 多成分サイドフィード解析機能(Multi component flow model) 新規実装機能
副材1

副材2

副材3 ・・・・

主材
Flow direction
副材iの体積分率（濃度） i に対する輸送方程式

Di i=+u i +v i + w i = 0
Dt
t
x
y
z

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多成分流体の物性

nnf mf = (1 −  i ) f m +  i f si
i =1

(2)

i =1

f mf : 多成分流体の密度，粘度，比熱などの物性
f m : 主材の密度，粘度，比熱などの物性
f si : 副材iの主材の密度，粘度，比熱などの物性

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4

輸送方程式(1)の2.5D FEM離散化方程式の導出手順
要素内流量収支式
42.5D FEM,体積Ve

q = q + q = 0

q3
流入流量
q4
流出流量
要素eのタイムステップ
nnの体積分率：ie
q2
q1

i =1

i

ip

im

ip

要素流入流量

要素流出流量※要素内流量収支式は，2.5D FEMでは自動的に満足される．

要素内体積収支式
単位時間当たり要素へ
単位時間当たりの＝流入する体積増加分
成分iの体積変化Vin − in −1
t＋

単位時間当たり要素から流出する体積減少分

 in,eupwind qip
ip※非構造格子では，上流側要素情報で決定される
体積増加分の表現が非常に複雑．
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5

(3)

im

in  qimim

単位時間当たり要素へ流入する体積増加分 q1i ,upwind の計算手順
n

節点流量収支式
q3
q4
流出流量
要素eのタイムステップ
nnの体積分率： i ,e
q2
Q3=q1
流入流量

上流側要素e3
Q4

Q1
上流側要素e1

 0 for innernode4

 Q =  Q +  Q = Q for innernode (4)
i =1

i

ip

ip

im

im

 b

※節点流量収支式は，
圧力離散化方程式を解くことで満足される．

単位時間当たり要素eの上流側要素から流出する体積は，−Q1i ,e1 − Q2i ,e 2

Q2

左の図の位置関係からこの流出流量の内，要素eに配分される流量は，上流側要素e2( −Q 

1 i ,e1 − Q2i ,e 2 ) q1in,upwind = ( −Q1i ,e1 − Q2i ,e 2 )Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved

Q3
Q3 + Q46

Q3
Q3 + Q4

他の流入節点に対しても同様の計算手順に従って，風上要素の寄与を評価する．

輸送方程式(1)の2.5D FEM離散化方程式


 n
n
n −1
V
−
q

t

−
q


t
=

i ,e Ve e  im  i ,e  pi i ,eupwindimi
定常状態では，Δt→無限大，あるいは， i ,e = i ,e

n −1

n

として，

n
n
q

+
q

 im i,e  pi i ,eupwind = 0imiすなわち，単位時間当たりに要素へ流入する成分iの体積流量と流出流量が釣り合い，体積分率が時間的に変化しない定常状態に漸近する．

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7

(5)

(6)

テスト解析結果

Sub material 1
500 Pa・s
5 kg/hSub material 2
200 Pa・s
5 kg/hMain material
1000 Pa・s
10 kg/h
100 RPM
Fill condition
Δt:0.5 s
300 cycle unsteady calculation

要素内副材体積総量の時間変化
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s1 (t → ) =qm + qs1 + qs 2
qs 2
s 2 (t → ) =qm + qs1 + qs 2
テスト解析条件： qs1 = qs 2 = 0.5qm

流出口で観察される各成分濃度（体積分率）の時間変化

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved9s1 (t → ) = 0.25
s 2 (t → ) = 0.25
m (t → ) = 0.5

Averaged volume fraction [-]Screw length [mm]スクリュ内各成分濃度（体積分率）分布
非定常解析の漸近解＝定常解析結果

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved10 = (1 − s1 − s 2 )m +  s1s1 +  s 2s 2

スクリュ内多成分流体粘度分布

m : 1000 Pa・s
 s1 : 500 Pa・s
 s 2 : 200 Pa・s
s1 : 0.25
s 2 : 0.25

 = 0.5×1000 + 0.25×500 + 0.25×200= 500 + 125 + 50 = 675 Pa・s

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11

要素内副材体積総量の時間変化(充満解析と非充満解析結果の比較)

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12流出口で観察される各成分濃度（体積分率）の時間変化(充満解析と非充満解析結果の比較)

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13スクリュ内軸垂直断面を通過する体積流量分布と平均充満率分布Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved

14スクリュ内濃度（成分体積分率）分布 [-]Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved

15

[Pa・s]

多成分流体粘度分布 [Pa・s]

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50 RPM

100 RPMSub material 1 volume fraction [-]Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved

17

200 RPM

50 RPM

100 RPMSub material 2 volume fraction [-]Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved

18

200 RPM

50 RPM

100 RPM
Multi component fluid viscosity [Pa・s]

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19

200 RPMViscosity [Pa・s]

Sub. 1 volume fraction [-]Circumferential position [-]Sub. 2 volume fraction [-]Circumferential position [-]スクリュ流出口で予測される各種
成分濃度分布と多成分流体粘度
分布のスクリュ回転数依存性

Circumferential position [-]Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved20多成分サイドフィード解析機能運用方法① サイドフィード位置の設定（従来通り）
メッシュ生成後，Modify/Boundary Condition Set をプルダウン選択して表示されるフォームにおいてボックスピッ
クでサイドフィードに位置する節点を選択します．サイドフィード位置番号を1から順に2,3,・・・と変更し，設定位置を変えることで，複数のサイードフィード条件の設定が可能です．設定後，メッシュファイルを保存します．

サイドフィード節点を
ボックスピックで選択

サイドフィード番号を変更することで異なった位置にサイドフィードを設定することが可能です．

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② 多成分情報の個別設定（新規実装機能）
従来通り，①で作成したサイドフィード解析用のメッシュデータをAnalysisタブメニュのModel information file
name欄に設定し，Binary System Condition Setフォームで，Binary Component calculation とMulti-component チェ
ックボックスをチェック状態とし，Multi-Component Set ボタンを押します．

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22

Multi-Component Set ボタンを押して表示されるフォームにおいて，SF（サイドフィード）位置をコンボボックスで指定し，設定位置表示ボタンを押すと，下図に示す様に選択したサードフィード位置（①で予め設定）の節点が表示されます．Material Dataに，
Selectボタンを押して材料物性ファイル(Proファイル）を選択設定します．Mass Flux（kg/h)に押出量を設定した後，条件設定ボタンを押すと，表示されたサイドフィード位置の材料物性が設定されます．SF位置を変えて，同様の操作を繰り返し，全ての成分についての情報を設定します．設定後，ファイル保存ボタンを押すことで，設定情報がメッシュファイルに保存されます．このメッシュ
ファイルは，元メッシュファイル名の末尾に”_multi”が自動的に付加されます．多層フィード解析では，末尾に”_multi”が付加されたメッシュファイルを利用します．

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③ Binary System condition set タブメニューの設定（一部変更）
サイドフィード解析では，以下の何れかの設定を推奨します．

多成分材料の注入
濃度（体積分率）

陰解法定常解析

多成分材料の注入
濃度（体積分率）
非定常計算サイクル数
計算時間刻み陰解法非定常解析
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24新規出力ファイルサイドフィード解析を行うと以下に示すテキストファイルが出力されます．これらの情報を利用して，MD方向の各種分布量や時間依存性などの出力が可能です．

解析結果ファイル名＋拡張子(binaryinf) :各種計算量 vs.MD position

・・・

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved25解析結果ファイル名＋拡張子(comptimed) :各種計算量 vs. time 注）非定常解析時のみ出力
成分2

成分1

・
・
・

・
・
・

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26

輸送方程式の簡略化

DF F
F
F
F
=
+u
+v
+w
= G(F )
Dt
t
x
y
z
定常状態に着目

非定常流 とは、速度、圧力な どの状態量が、場所の みならず、時間によって も変化する流れである.
但 し、 等速並進運動 または等速回転運動する座標系 に変換す れば定常流となるような流れは、普通、非定常流とは 呼ばれない。

DF
F
F
F
=u
+v
+w
= G(F )Dtxyz
スクリュ軸方向zに対するFの分
布状態に着目Fw= G(F )
z27
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F

F

t

t

定常

非定常

Fi − Fi −1 =Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved

28：時間発展微分方程式のVi
G ( Fi ) = tG ( Fi )陰的離散化式に一致Q

(2) 溶融可塑化解析機能(High Concentration Suspension Melting Model)
Revised Version
ペレット（半径Rsの球体粒子にモデル化）

溶融体

粒子数N，体積V
単位体積内の粒子数：

固体の体積分率：

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一定に単純化
V
4 3
N
Rs
Vs
4
3
s = ==
nRs3  − 
(2)
V
V
3

n=

29

s  m
m =


18

(3)

 0.74 Face centered cubic
立方最密充填or六方最密充填

ケプラー予想：球に対してこの配置が最密充填（1611年）、2014年8月10日にヘイルズ（ミシガン大学）らによって証明完結

m  0.64

固体密度：
嵩密度：

Random close packing

s
bulk

質量保存則： bulkV =  sVs
固体体積Vs bulk =  s
バルク体積VVs=  ssV

モデル化上の嵩密度適正値

bulk   sm = 0.74  sbulk = 0.64  s
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30

(4)

固体粒子連続体/固液2相流体のエネルギー方程式
DTs S

昇温（固体）PhaseC= hsb (Tb − Ts ) for Tms = Ts  Tmelt
bulk ps

Dt V
（5)

DT
S
ms
 C
= hmsb (Tb − Tms ) + (1 − s )ms 2 − s Qs for Tms  Tmelt , Ts = Tmelt 溶融可塑化Phase
ms pms
DtV

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DR
4 R
 s ( C psTmelt +  ) + 4 R 2 hms (Tms − Tmelt ) = 0
Dt2

球体表層殻が溶融体に変化することで失う単位時間当たりの熱エネルギー<0Rs

固体粒子周囲の２相流体から4=
 R 3Qs
受ける単位時間当たりの熱エ3
ネルギー>0hms (Tms − Tmelt ) s , C ps , Tmelt , 

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（6)

32

 s , C ps , Tmelt , 固体粒子連続体・固液2相流体の熱物性 ms = s  s for Ts  Tmelt
昇温（固体）PhaseC pms = s C ps for Ts  Tmelt（7)  ms = (1 − s )  m + s  s for Tms  Tmelt , Ts = Tmelt
溶融可塑化PhaseC = (1 −  )C +  C for T  T , T = T
s
pm
s ps
ms
melt
s
melt
 pms


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固液2相流体の粘度

未溶融ペレット（球体にモデル化）

溶融体
Einstein model (希薄系)
未溶融ペレットを含む溶融体を粘度ηの濃厚サスペンションとしてモデル化

ms = rm
サスペンション粘度

相対粘度

r =1 +  

Krieger-Dougherty model*)(濃厚系)  r = 1 −  m 

（8)−   m

（9)

溶融体粘度

*) I.M. Krieger and T.J. Dougherty, Trans. Soc. Rheol., 3, 137-152(1959)
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テスト解析結果

ペレット粒子径分布

温度分布
Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved35固体（ペレット粒子）体積分率分布

ペレット粒子径分布

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved36サスペンション粘度分布

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37バレルとの熱伝達係数の変化の影響（HTCb:1500 W/m2/K→750 W/m2/K)：外部境界との伝熱効果低減

バレルとの熱伝達係数の減少に伴って，溶融可塑化は遅延する．上流側ではバレル側からの伝熱効果が減少するため，サスペンションの温度が上昇しにくくなるが，逆に，下流側では，せん断発熱の影響を受け易くなり，温度上昇が顕著になる．
Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved38固体粒子と2相流体の熱伝達係数の変化の影響（HTCms:200 W/m2/K→100 W/m2/K)：内部境界との伝熱効果低減

固体粒子と2相流体間の熱伝達係数の減少に伴って，溶融可塑化は遅延する．上流側ではバレルからの伝熱効果と溶融可塑化が遅延することを理由に，サスペンションの温度が上昇はし易くなる．下流側に向けて溶融可塑化が進行し，両ケース間の温度差は減少する．
Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved39固体粒子と半径の変化の影響（Rs:1.5 mm →0.75 mm)

固体粒子径の減少に伴って溶融可塑化が促進される．固体体積分率を一定として，粒子径を減少させると粒子数が増加するが，周囲流体との熱伝達境界面積が増加し，溶融可塑化への熱エネルギー供給効率が向上する．塊の氷をバラバラに砕くと溶けやすくなる現象と同様の原理．
Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved40押出量の変化の影響（10kg/h→20kg/h)

固体（ペレット粒子）体積分率分布

ペレット粒子径分布

押出量の増加に伴って，滞留時間が減少するため，溶融開始点が下流側にシフトし，溶融可塑化が抑制される．

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未充満溶融可塑化解析

10kg/h

20kg/h

ペレット粒子径分布

計算時間3分以内！！！

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未充満領域の新規補正機能
New version algorithm チェックボックスをチェック状態として未充
満解析を行うと，周方向に平均化した圧力分布の１D情報を元にFAN法と同様の充満/未充満判定を行い，充満状態の軸方向（
MD)分布の補正を行います．この補正の結果，2.5D 解析結果として未充満と判定された領域の一部が，充満状態に変更される可能性があります．この補正を行っても未充満と判定された領域の充満率は従来と変化しません．この補正情報は，解析結果名＋拡張子(pressinf)のファイルに出力されます．

Pressure [MPa]充満
非充満
Phead＝2 MPaScrew length [mm]Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved43溶融可塑化解析機能(Revised version)運用方法（一部変更）

ペレット半径サスペンション流体エネルギー方程式とペレット溶融可塑化モデル反復計算回数

ペレット初期温度
ペレット vs. サスペンション流体間熱伝達係数
ペレット vs. バレル間熱伝達係数
嵩密度
相対粘度条件値

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44新規出力ファイル
解析結果ファイル名＋拡張子(meltinf)・・・

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45:各種計算量 vs.MD position

(3) 液滴分裂/合体解析機能(Morphological Evolution Model*))Revised Version
液滴の変形（分裂）への3つの影響因子:1）キャピラリー数
Ca =

2）粘度比

mR
 /R



=


= d
m

キャピラリー数が大きいほど
変形 or 分裂し易い．

(1)(2) 粘度差が大きいほど分裂し難い．

3）液滴分裂に関する無次元時間パラメータ

tb*

(3)

tb*が大きいほど分裂に要する時間が長い．

Ca :
:
:
R:
:
d :

キャピラリー数
応力
界面張力
液滴半径
粘度比
液滴粘度

 m : マトリクス粘度
 : ひずみ速度tb* :無次元時間パラメータ＊）M. A. Huneault, Z. H. Shi, and L. A. Utrachi : Polym. Eng. Sci. , 35,1,115(1995)
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46

変形

分裂

分裂しない

λ
粘度比λと臨界キャピラリー数Cacritの関係＊）＊）：H. P. Grace : Eng. Found. Res. 3rd Conference on Mixing, Andover(1971)

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47

Reduced capillary number：

Ca* =

Ca
Cacrit(4)

表 Ca*による液滴の変形、分裂状態の分類
Ca*  0.1

液滴は変形しない。

0.1  Ca*  1

液滴は変形するが、分裂しない。

1  Ca*  4

液滴は２つの液滴に分裂する。

4  Ca*

液滴は安定なフィラメントに変形する。
Droplets deform into stable filaments.

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved48Droplets deform into stable filaments.

液滴は，楕円体に変形し，その径は時間的に変化する．その最短径R（t)を使ってキャピラリー数を求める．

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49

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved50臨界キャピラリー数に対するBruijnの経験則評価式*)
0.1150log  − 0.6110(5)

Cacritlog( Cacrit ) = −0.5060 − 0.0994 log  + 0.1240 (log  ) 2 −Grace curve のBruijn モデルフィット＊）＊）R. A. De Bruijn, PhD thesis, Eindhoven University of Technology, Netherlands(1989)
Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved51無次元時間パラメータtb* = a b ,a = 91.41,
b = 0.3397(6)

粘度比と無次元分裂時間の関係

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1

*
R
(
t
)
=
R
(0)
for
C
d
d
a 4

2
1 +  (t )

8


DRd
 Rd
 3
*
=
−
+

for
1

C

a  4
*
Dt
3Cacrit tb
Rd Rd (t ) = Rd* for Ca*  1 or Rd (t ) = Rdeq for 1  Ca*  4




(7)

定数κは、液滴半径の平衡値Rdeqと液剤の体積分率 を指定することで次式から決定
8 1
3 2

Rdeq = (3Cacrittb* )Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved

53

(8)

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved54液滴分裂径の試算

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テスト解析結果

Droplet radius [μm]

粘度比が液滴分裂に与える影響

10kg/h mass flux fixed
100 RPMRd(0) =10000 μm
Rdeq : 0 μm
σ :0.1 N/m
m : 1000 Pa・s

Screw length [mm]・λ：10-6～5×10-6の範囲において液滴径の粘度を増加させると最終的な分裂径と時定数（
最終分裂径に到達する時間）が減少する．
Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved56押出量が液滴分裂に与える影響

Droplet radius [μm]10kg/h,20kg/h mass flux fixed
100 RPMRd(0) =2000 μm
Rdeq : 0 μm
σ :0.1 N/m
m : 1000 Pa・sd : 50 mPa・s

Screw length [mm]・押出量の増加に伴って，滞留時間が減少するため，液滴分裂は抑制される．

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Droplet radius [μm]表面張力が液滴分裂に与える影響

10kg/h mass flux fixed
100 RPMRd(0) =3000 μm
Rdeq : 0 μm
σ :0.1 N/m,0.2 N/m
m : 1000 Pa・sd : 50 mPa・s

Screw length [mm]・表面張力の増加に伴って，キャピラリー数が変化し，分裂開始半径と終了半径が共に増加する．

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Droplet radius [μm]平衡径（液滴衝突・合体）が液滴分裂に与える影響

10kg/h mass flux fixed
100 RPMRd(0) =2000 μm
Rdeq : 0 μm,200 μm,500 μm
σ :0.1 N/m
m : 1000 Pa・sd : 50 mPa・s

Screw length [mm]・平衡径を0とした際の最終径は，250 μm程度．平衡径をこの最終径より小さく200μmに設定した場合，液滴の合体により，液滴分裂は抑制されるが，最終径に変化は見られない．最終径より大きく500μmに設定した場合，液滴の合体の影響が強まり，最終径もCa*=1に相当する250μmよりも大きくなり，平衡径500μｍに漸近する．
Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved59Droplet radius [μm]充満率が液滴分裂に与える影響

10kg/h mass flux fixed (Fill)
10kg/h , Phead=3 MPa (Unfill)
100 RPMRd(0) =2000 μm
Rdeq : 0 μm
σ :0.1 N/m
m : 1000 Pa・sd : 50 mPa・s

Kneading disk region

Screw length [mm]・未充満解析結果では，押出量を共通に設定しても標準スクリュ領域の充満率の低下に伴って滞留時間が減少するため，液滴の分裂が充満解析結果と比較して抑制される．液滴分裂は，ニーディングディスク
領域で促進され，当領域下流側で最終分裂径に至る．
Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved60液滴分裂/合体解析機能(Revised version)運用方法（一部変更）

液滴初期半径計算開始Z位置
表面張力係数

液材体積分率
液滴平衡径

無次元時定数のモデルパラメータtb* = a b ,a = 91.41,
b = 0.3397

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61新規出力ファイル
解析結果ファイル名＋拡張子(morinf)・・・

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62:各種計算量 vs.MD position

② 解析時間の高速化・効率化(1) GPUを利用した解析時間高速化
解析時間の短縮を目的に, Twin Screw Simulator Ver.8.0.0 のGPU対応版を用意しました.
GPU対応版は， NVIDIA グラフィックボードが搭載されたPCでのみ運用可能です（下表）．
表． PGIアクセラレータ機能が有効となるGPU

Nvidia Tesla
Nvidia Quadro
Volta (Titan V)
GeForce 20 series
GeForce 16 series
GeForce 10 series
GeForce 900 series
GeForce 700 series
HASL社開発環境（GPU：Nvidia GeForce GTX 1660 Ti,
CPU:Intel®Core™ i7-9700@3.00GHz, Memory:16GB)
コンパイラ: PGI Community Edition

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved63解析例: バレル径20mm, L/D=40 (1600mm) 二軸スクリュモデル

モデル要素数 40800,
肉厚方向分割数 10

樹脂データ HDPE_B1, 押出量 40kg/h, スクリュ回転数 100rpm, 未充満解析(Un-fill analysis)
モデル出口
出口圧力 0.5MPa

モデル入口
入口圧力 0MPa
入口温度 30℃
200℃
バレル
壁面温度
30℃
Hfix
Temperature SOR 反復計算回数 200回

【解析条件】 温度解析方法違いの2水準: (1) 2.5D FEM（標準）, (2) 1D FDM（新機能）追加オプション解析: 履歴解析（陰解法）(1)標準版の解析結果(.twininf)【解析結果】 解析時間の比較結果を以下に示す.
Twin Screw Simulator 解析時間

解析
No.

温度解析
方法

(A)標準版(CPU)(B)GPU対応版

Intel®CoreTM
I7-9700
CPU@3.00GHz

NVIDA
GeForce
GTX 1660Ti

Acceleration
Ratio(A)／(B)(1)

2.5D FEM

905.1 sec

162.7 sec

5.5

(2)

1D FDM379.6 sec

84.2 sec

4.5

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved64(1)GPU対応版の解析結果(.twininf)

Twin Screw Simulator Ver.8.0.0／GPU対応版の使用方法
・Ver8.0.0出荷¥bin¥x86 直下の Systemver.8.0.0_GPUフォルダ内のTwinScrewGUISystem.exe を起動します.
（標準版と同名実行ファイルのため注意）←標準版←GPU対応版

GPU対応版の場合,
熱流動解析時にSolver on [GPU]の記載があります.

＊GPU対応版の注意点
GPU対応版において, オプション解析の一部には, 演算速度加速の恩恵が受けられない機能があります.
（例： 前ページの解析例において, (1)2.5D FEM に繊維破断解析（陰解法）を追加した場合, (A)標準版は1065.3 s (+160s), (B)GPU対応版は 638.4s (+475s), (A)／(B) =1.6 となり時間効率が低下した.）
この場合, 解析条件を決定するまでは通常の熱流動解析（未充満解析含む）のみを実施し, 解析条件決定後にオプション解析機能を追加する, などの手順を取ることで時間効率が改善すると考えられます.

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved65

(2) 温度解析機能高速化(1D FDM)
Twin Screw Simulator の現行温度解析(2.5D FEM)は, 流動面内の熱対流効果, 肉厚方向の熱伝導, 粘性発熱, 壁面からの熱伝達などの因子を考慮し, 以下のエネルギー方程式を解析することで算出します.

 TTT    T 
2
+v
+w
=

+




y
z  h  h  x

C p  uy

T：温度, u： x方向流速, v： y方向流速, w： z方向流速
ρ：密度, Cp：比熱, κ：熱伝導率, η：溶融粘度

x・
h ：肉厚, γ：ひずみ速度z

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66

壁面の温度境界条件として, 温度規定あるいは熱伝達規定の何れかの境界条件を採用します.
温度規定：

T = Tw ,熱伝達規定：T=  (Tw − T ).
h

Tw:壁面温度、λ：熱伝達係数

Twin Screw Simulator / 壁面温度境界条件設定フォーム (Thermal Boundary Condition set タブ)
温度規定 (Tfix)

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熱伝達規定 (Hfix)

現行温度解析(2.5D FEM)の離散化スキーム
p.2 のエネルギー方程式に, 2.5D要素の体積領域をコントロールボリュームとした離散化法を適用すると, 要素e の i 番目の層の温度 Tie の離散化方程式は次式で表されます。

 Ti e Ti +e 1 − 2Ti e + Ti −e1  e
Ti e
Ti e  ee e2 e C p   u
+v
+w

+

 i id i =  

i
i
2
x
y
z 
h


ie 
熱対流項

熱伝導項

粘性発熱項

h =

He
n

(層)

n+1

He: 要素e の肉厚
n : 肉厚方向の分割数
要素 e
バレル面

肉厚方向

Ti +e 1

2
1
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68

Ti e
Ti −e1i

スクリュ面

解析例: バレル径20mm, L/D=17.35 (694mm) 二軸スクリュモデル
樹脂データ HDPE_B1, 押出量 20kg/h, スクリュ回転数 200rpm, 未充満解析(Un-fill analysis)
モデル入口
入口圧力 0MPa
入口温度 150℃

モデル出口
出口圧力 0.5MPa

Flow direction

200℃
バレル
壁面温度 160℃○解析検証1／壁面温度境界条件の影響／現行温度解析【解析結果／温度分布(℃)】(1-1) Tfix
出口温度
217℃

(1-2) Hfix / 熱伝達係数 0.1 W/cm2/K (1000W/m2/K)
出口温度
225℃

(1-3) Hfix / 熱伝達係数 0.05W/cm2/K (500W/m2/K)
出口温度
230℃

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69

実験温度結果との比較検討により適切な温度境界条件を設定することが望ましい.

○解析検証2／押出量の影響確認
検証1の解析モデルにおいて, 押出量を 40kg/h, 60kg/h, 80kg/h まで増加させた場合の傾向を確認した.
（スクリュ回転数は 200rpm に固定）

【解析結果一覧／現行温度解析】
充満率
（スクリュ
内
平均値）

滞留
時間
(s)

(a)
20kg/h0.42(b)40kg/h押出量

解析出口温度 (境界条件 3水準)
(1) Tfix(2) Hfix
1000
W/m2/K(3) Hfix
500
W/m2/K

42

217℃

225℃

230℃

0.52

26

225℃

239℃

247℃

(c)
60kg/h

0.64

21

234℃

251℃

262℃

(d)
80kg/h

0.74

18

240℃

255℃

264℃
赤色部が樹脂充満領域*充満率, 滞留時間は温度境界条件に依らずほぼ同じため, (1) Tfix の場合の結果を記載した.

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・充満率分布 （(1)Tfixの場合）

70

温度分布／現行温度解析(2.5D FEM)
【解析結果／温度分布(℃)】(a-現2) 20kg/h, Hfix 1000 W/m2/K(a-現1) 20kg/h, Tfix
出口温度
217℃

出口温度
225℃

(b-現2) 40kg/h, Hfix 1000 W/m2/K(b-現1) 40kg/h, Tfix
出口温度
225℃

出口温度
239℃

(c-現2) 60kg/h, Hfix 1000 W/m2/K(c-現1) 60kg/h, Tfix
出口温度
234℃

出口温度
251℃

(d-現2) 80kg/h, Hfix 1000 W/m2/K(d-現1) 80kg/h, Tfix
出口温度
240℃

出口温度
255℃

現行の温度解析では, 押出量の増加に伴ない出口温度が増加する傾向が得られた.
（押出量が多いほど充満率が高く, 下流側で粘性発熱項の影響が大きくなっている）
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新規温度解析の考え方(1D FDM)
○ エネルギー方程式の変更

 T    T 
2
C p  w  =  + z  h  h 

T：温度, w： z方向流速
ρ：密度, Cp：比熱, κ：熱伝導率, η：溶融粘度・
h ：肉厚, γ：ひずみ速度

熱対流項をスクリュ軸方向のみ考慮する

z

i-1 i

i+1

○ z方向に離散化した場合の区分 i の温度を以下の式で評価する（周方向, 肉厚方向は平均化）.

  C p Qex  SiTw + Qsi
Ti = 
Ti −1 +
  C p Qex +  Si 
 C p Qex +  Si

上流側温度に対して
バレル壁面の熱伝達効果が考慮される.

Qex: 押出流量（全断面で一定（非圧縮条件））
Tw: 壁面温度、λ：熱伝達係数

熱対流項, 粘性発熱項,
バレル壁面の熱伝達効果が考慮される.

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Si: 区間i の壁面表面積
Qsi: 区間i の粘性発熱項

新規解析機能の使用方法(2) Thermal boundary condition set Tab で
バレル壁面の熱伝達係数を設定する.

(1) Analysis Tab で温度解析方法を選択する.

新規温度解析の場合, Temperature fix は適用されません.
（バレル側熱伝達規定，スクリュ側断熱扱い(熱伝達係数0)に固定）
熱伝達係数の単位を, W/cm2/K ⇒ W/m2/K に変更しました.

2.5D FEM にチェックすると 現行温度解析
1D FDM にチェックすると 新規温度解析 が適用されます.
＊新規温度解析の場合, Temperature SOR iteration numberには0が設定されます. ⇒ 計算時間が短縮

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved73温度分布／新規温度解析(1D FDM)
【解析結果／温度分布(℃)】(a-新1) 20kg/h, Hfix 1000 W/m2/K(a-新2) 20kg/h, Hfix 500 W/m2/K
出口温度
231℃

出口温度
249℃

(b-新1) 40kg/h , Hfix 1000 W/m2/K(b-新2) 40kg/h, Hfix 500 W/m2/K
出口温度
228℃

出口温度
241℃

(c-新1) 60kg/h , Hfix 1000 W/m2/K(c-新2) 60kg/h, Hfix 500 W/m2/K
出口温度
227℃

出口温度
236℃

(d-新1) 80kg/h , Hfix 1000 W/m2/K(d-新2) 80kg/h, Hfix 500 W/m2/K
出口温度
224℃

出口温度
230℃

新規温度解析では, スクリュ軸方向への熱対流効果の影響度が大きいため,押出量が多いほど出口温度が低下する傾向が得られた.
Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved74温度解析結果の比較
現行温度解析(2.5D FEM)

新規温度解析(1D FDM)

(a-現1) 20kg/h, Tfix

(a-新2) 20kg/h, Hfix 1000 W/cm2/K
出口温度
217℃

出口温度
231℃

(b-新2) 40kg/h, Hfix 1000 W/cm2/K(b-現1) 40kg/h , Tfix
出口温度
225℃

出口温度
228℃

(c-新2) 60kg/h, Hfix 1000 W/cm2/K(c-現1) 60kg/h , Tfix
出口温度
234℃

出口温度
227℃

(d-新2) 80kg/h, Hfix 1000 W/cm2/K(d-現1) 80kg/h , Tfix
出口温度
240℃

出口温度
224℃

温度解析モデルを変更することで, 温度分布の傾向が大きく変化するため,実際の実験結果を考慮して, 適切な解析方法を選択することを推奨致します.

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved75温度解析の新規実装機能(オプション)： 溶融温度未満における解析条件の詳細設定
流路内で発生する粘性発熱項  は, スクリュ内の樹脂溶融状態に依らず同じ寄与率で計算されているため, 樹脂溶融温度（Tm）未満の領域において, 過剰な（実験と乖離した）粘性発熱が発生する場合があります. そこで Tm 未満の領域におけるせん断発熱項の寄与を, 溶融後とは独立に設定できる機能を追加しました. 加えて, バレルとの熱伝達係数についても, Tm未満の領域を溶融後と独立に設定できる機能を追加しました.
2【設定1】 解析温度が Tm 未満の場合, 充満率に応じてせん断発熱項の寄与を変更する.
Cf. 従来は全領域で共通の寄与率となる.

【設定2】 解析温度が Tm 未満の場合と溶融温度以上の場合で, 異なる熱伝達係数を設定する.
Cf. 従来は全領域で共通の熱伝達係数を設定する.

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溶融温度未満の場合における解析条件の設定方法

溶融温度Tmは材料データ内で定義されている.

溶融後の熱伝達係数（従来通り）

チェックすると、解析温度がTm未満の場合に, 以下条件で解析する.
1. 充満率が(A) 以下の場合, 粘性発熱項 を考慮せず(寄与 0) ,2. 充満率が(A) より大きい場合, 粘性発熱項 ×(B) を考慮する.

- (A) , 範囲 0.0～1.0- (B) , 範囲 0.0～1.0- (C)チェックを入れると、解析温度が Tm 未満 の場合には,(C) で設定したバレル熱伝達係数が解析で使用される。

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved77解析例: バレル径20mm, L/D=40 (1600mm) 二軸スクリュモデル

モデル要素数 40800,
肉厚方向分割数 10

樹脂データ HDPE_B3, 押出量 40kg/h, スクリュ回転数 150rpm, 未充満解析(Un-fill analysis)
モデル出口
出口圧力 0.5MPa

モデル入口
入口圧力 0MPa
入口温度 30℃
バレル
壁面温度

200℃
30℃

・温度解析: 1D FDM (2.5D FEM にも適用可能)
・樹脂溶融温度: Tm = 130℃
・溶融未満の温度条件設定: 以下の4水準(条件1) バレル熱伝達係数: 600 W/m2/K 一定（従来通り）(条件2) バレル熱伝達係数: 溶融前 100 W/m2/K, ⇒ 溶融後600 W/m2/K(条件3) バレル熱伝達係数: 溶融前 100 W/m2/K, ⇒ 溶融後600 W/m2/K
粘性発熱項: 溶融前の寄与率 0.0 (0%)(条件4) :バレル熱伝達係数: 溶融前 100 W/m2/K, ⇒ 溶融後600 W/m2/K
粘性発熱項: 溶融前で充満率が, 0.7以下の場合, 寄与率 0.0 (0%)
0.7より大きい場合, 寄与率 0.5 (50%)

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【解析結果／スクリュ軸長 vs. 温度分布(℃)】

(条件1)
バレル温度

(条件2)

(条件4)
溶融温度 Tm(条件3)

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(3) Job Control Form（解析ジョブの連続投入機能）の改良
Ver6.0.0 で機能実装された Job control form を利用すると, 登録した解析ジョブを逐次解析実行
することが可能です. 今回は, Job control form で解析した場合に, 通常の解析実行時と同様に,
Ver6.0.0以降で追加された各種履歴情報(.strain, .suminf など)の出力結果を得られるようにしました.

Job Control Form 機能: 詳細内容は Ver6.0.0(2019)改良成果資料.ppt を参照ください.

解析ジョブNo.1: ABC
解析ジョブNo.2: BAC
解析ジョブNo.3: CAB

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80

ジョブNo.1 の解析終了後,自動的にジョブNo.2が解析実行される.
登録した解析ジョブの数だけ連続して解析が実行される.

連続解析終了後の作業フォルダ内・ファイル名.strain: 履歴解析ファイル（参考: ver.7.0.0(2020) 改良成果資料）

解析ジョブNo.1に関連するファイル

軸方向
距離
(mm)

ひずみ速度の
時間履歴値

解析ジョブNo.2に関連するファイル

解析ジョブNo.3に関連するファイル

・ファイル名.suminf: 各種物理量の軸方向履歴情報（ver.7.0.0 より 解析後に自動出力）
軸方向
分割数

軸方向
距離

区分
充満率

区分
体積

区分
滞留時間 区分最小 区分平均 区分最大
区分最小
滞留時間 （区分積算） ひずみ速度 ひずみ速度 ひずみ速度 溶融粘度

区分平均
溶融粘度

Ver8.0.0より追加
区分最大
溶融粘度

区分平均 区分平均
温度
圧力（活用例） エクセル(カンマ区切り）でファイルを開き, 横軸に zlength(mm), 縦軸に確認したい物理量を選択してグラフプロットすると,当該物理量のスクリュ軸方向依存性（周方向平均値）が簡便に確認できます.
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(4) Windowsコマンドプロンプトを利用した解析ジョブ連続&並列実行方法のご紹介
本項では, (2) Job Control Form の 解析ジョブの連続実行とは別の方法を用いて,解析ジョブを連続&並列解析実行させる方法をご紹介します.
TSS標準解析方法

コマンドプロンプト利用方法(1)GUI制御プログラム起動(2)GUIから解析プログラム実行(1)GUI制御プログラム起動
・各種入力データ作成
メッシュファイル
材料ファイル
解析条件ファイル

・各種入力データ作成
メッシュファイル
材料ファイル
解析条件ファイル

(2)コマンドプロンプトから解析プログラム実行

・解析プログラム実行
orWindowsのコマンドプロンプトから直接プログラム実行する.

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Twin Screw Simulator の入出力ファイル構成
Twin Screw Simulator の入出力ファイル構成を下図に示します．解析プログラム multiprofilesimulator.exe への入出力ファイ
ル名は，固定名として取り扱われています．具体的には同一作業フォルダー内に3つの入力ファイルと解析プログラム, およびDLLファイル(smsfd.dll)が存在すれば，同フォルダー内においてコマンドプロンプトから解析プログラムの実行が可能です．

TWINDATTSMODELPOLYMAT

計算コントロールデータ

メッシュ情報

物性データ

解析プログラム

Multiprofilesimulator.exe+smsfd.dll

TWINRST

TWINRST2DTSMODELNEW

ポスト処理用
3D解析結果ファイル

ポスト処理用
2D解析結果ファイル

2次加工用メッシュ情報

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83(STLファイルからの肉厚
情報インポート機能用）

Twin Screw Simulator のGUI制御プログラムでは, 同一フォルダー内で異なる解析条件ファイル一式を管理するため, ユーザが設定した‘ファイル名’に拡張子を付けて, 入出力ファイルを管理しています．
GUI上で解析プログラムの Execute ボタンを押すと，システムフォルダーからmultiprofilesimulator.exeとsmsfd.dllを作業フォルダー内にコピーし，作業フォルダー内に準備されているユーザが設定した‘ファイ
ル名’を固定名ファイルにコピーし，解析プログラムを実行します．実行後，解析プログラムの状態を監視し，解析終了時に固定名で出力されるファイルをユーザ設定名の解析結果ファイルにコピーします．

表: 入出力ファイルのGUI管理
属性

固定名

ユーザ設定ファイル名

入

TWINDAT

aaa.tscal

aaa

入POLYMATbbb.probbb

入TSMODEL

ccc.twinmsh

ccc

出

TWINRST

ddd.twinres

出

TWINRST2D

ddd.twinres2d

出

TSMODELNEW

ddd.twinmod＊オプション解析機能を設定して解析した場合、上記以外の入出力管理も行われます.
（入力例）肉厚変更ファイル⇒THICKINF／ファイル名.thick（出力例）ひずみ履歴ファイル⇒STRAIN／ファイル名.strain
軸方向履歴ファイル⇒SUMINF／ファイル名.suminf
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84

ddd

コマンドプロンプトの利用例○サンプルフォルダ tss_ver800_cmdtest○series(連続実行）／parallel(並列実行）用フォルダ→ 入力データ同梱→ 並列実行プログラム同梱→ 連続実行プログラム同梱→解析結果を格納するフォルダ←
解析ジョブの実行順序を指定するコマンドをバッチファイル(.bat)に記載する.

○Inputfilesフォルダ・バッチファイルを実行するためのコマンドプロンプトを起動します.

cd コマンドでバッチファイルの存在するディレクトリに移動します.

解析ジョブ毎にフォルダ作成し,- 入力ファイル
- 実行プログラム- DLLファイル-winstopファイル（後述）を1つのフォルダ内に格納する.

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バッチファイル(.bat) の作成例 (1) 連続実行
○series(連続実行）用サンプルフォルダ- jobexectute_series.bat ⇒ 起動用バッチファイル

Start コマンドで バッチファイルを実行させる.

- testall.bat ⇒ 解析ジョブ指定用バッチファイル

解析ジョブNo.1: ABC

各解析ジョブでの記載概要(1) 対象ジョブのフォルダへ移動(2) 各入力ファイルの名前を固定名に変換して内容コピー

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86

解析ジョブNo.2: BAC(3) multiprofilesimulator.exe 実行

解析ジョブNo.3: CAB(4) 出力された固定名ファイルを名前変換して内容コピーしresultfile_seriesフォルダに保管する.

バッチファイル(.bat) の作成例 (1) 連続実行
○バッチファイルの実行

実行するバッチファイル名を入力してEnterキーを押します.
Jobexecute_series.batに記載された start testall.bat の実行により,新規にコマンドプロンプトが立上り, 指定した解析ジョブが順番に実行されます.

*各解析ジョブのフォルダ内にwinstopという名前の空ファイルを置いておくと, 解析ジョブ終了後に連続して次の解析が実行されます.
（winstopファイルがないと, 1つの解析ジョブが終了する度にEnterキーの入力が必要になります）

・バッチファイルで指定した解析ジョブが終了する度に,指定フォルダに解析結果ファイルが格納されます.

JobABCの出力ファイル
JobABCの出力ファイル
JobABCの出力ファイル

Copyright© 2010 Hyper Advanced Simulation Laboratory Co., Ltd. All Rights Reserved87バッチファイル(.bat) の作成例 (2) 並列実行
○parallel(並列実行）用サンプルフォルダ- jobexectute_parallel.bat ⇒ 起動用バッチファイル＊解析ジョブ毎にバッチファイルを作成し, それぞれのファイルをStart コマンドで実行させる.

- testABC.bat ⇒ JobABC用バッチファイル
各解析ジョブでの記載概要(1) 対象ジョブのフォルダへ移動(2) 各入力ファイルの名前を固定名に変換して内容コピー(3) multiprofilesimulator.exe 実行(4) 出力された固定名ファイルを名前変換して内容コピーしresultfile_seriesフォルダに保管する.

- testBAC.bat ⇒ JobBAC用バッチファイル- testCAB.bat ⇒ JobCAB用バッチファイル

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88バッチファイル(.bat) の作成例 (2) 並列実行
○バッチファイルの実行
JobABCの出力ファイルJobABCの出力ファイル
実行するバッチファイル名を入力してEnterキーを押します.

JobABCの出力ファイル

各解析ジョブのコマンドプロンプトが同時に立上り, 独立に解析が開始されます.
testABC.bat

testBAC.bat

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testCAB.bat

89以上が , Windowsコマンドプロンプトを利用した解析ジョブ連続&並列実行方法の説明になります.
(1)連続実行 と (2)並列実行を組合せたバッチファイルを作成することで,様々な指定方法が可能になります.
○ 3×3 = 9 解析ジョブの連続&並列実行のレイアウト案

3つのバッチファイルの並列実行

各バッチファイルに3つの解析ジョブの連続実行

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