図1A 、 図1B 、及び 図1C において各電磁誘導加熱器11、11B、11Cが電磁� ��導による加熱溶断の共通する構造及び電気� ��な作用について説明する。各電磁誘導加熱� ��11、11B、11Cは、極細の多芯線2aより成る加熱 コイル2に、交番電流LCIを通電することによ� �、各交番磁界10,10B,及び10Cを生成する。そし� ��、各交番磁界10,10B,及び10Cは、加熱刃1に、� �渦電流4a、4bを生成して、ジュール熱量(P)を� ��成する。
図1A 、 図1B 、及び 図1C において各電磁誘導加熱器11、11B、11Cが共通� ��る構成について説明する。赤外線センサ7は 加熱刃1の温度によって発生するエネルギー7a を受光する。そして、赤外線センサ7は加熱� �1と赤外線センサ7の間に光ファイバー6aを通� ��て受光する。そして、赤外線センサ7を保持 するセンサ保持台8は断熱材で構成している� �そして、センサ保持台8は支持台6からの熱伝 導を阻止する。そして、センサ保持台8は赤� �線センサ7の温度上昇を抑止する。そして、� ��外線センサ7はエネルギー7aを計測して、リ� ��ルタイムに加熱刃1の温度を、制御する。光 ファイバー6aは複数の石英ガラス製の光ファ� ��バーのコアを束ねる。そして、光ファイバ� ��6aはポリイミド樹脂でコーティング後両端� �面を研磨する。

素材の特性が持つ誘導加熱されるジュール 熱量(P)について説明する。仮に、加熱刃1は� �であるとして、支持台6とアーム9はアルミニ ウムであると仮定する。そして、それぞれの 導体の特性に対するジュール熱量(P)は、共振 周波数(f)と、抵抗率(ρ)と比透磁率(μ)に、巻� ��Nの交番電流LCIに対して、比例関係にある。 そしてその関係を次の式(1)に示す。鉄はρ(0.1 7)、μ(200)である。そして、アルミニウムはρ( 0.27)、μ(1)とする。

仮に鉄のアルミニウムに対するジュール熱 量(P)の割合はアルミニウムが1に対し鉄は約35 .5である。つまり、鉄と比べてアルミニウム� ��殆どジュール熱量(P)を受けにくいことが証� ��される。

図1A は、 図1B 、及び 図1C において、電磁誘導による加熱溶断の共通す る電気的な作用について説明図である。 図1A において交番磁界10が加熱刃1に与える作用に ついて詳細に説明する。加熱コイル2aに交番� ��流LCIを通電することによって電磁誘導が生� ��て、交番磁界10が発生する。交番磁界10は加 熱刃1のA-A面とB-B面に各磁束3a、3bを発生させ� ��。そして、各磁束3a、3bに垂直な各面内を流 れる各点の渦電流は相互に打ち消しあう。そ して、残った各渦電流4a、4bは、A-A面とB-B面� �各面の周囲の縁に沿って流れる。そして、� �渦電流4a、4bは電磁エネルギーの熱損失をお� ��してジュール熱量(P)を生成する。刃先5cの� �の縁に発生する二つの面のジュール熱量(P)� �刃先5cに統合する。そして、刃先5cはジュー� ��熱量(P)の熱源である。つまり、加熱コイル2 aが刃先5cにジュール熱量(P)を生成する。そし て、各渦電流4a、4bは周波数(f)に比例する表� �効果によって表面に局限する状態を各表皮� �熱5a、5bと表現する。つまり、各渦電流4a、4b と各表皮発熱5a、5bは説明上別に表したが同� �ものである。そして、A-A面の表皮発熱5aとB-B 面の表皮発熱5bの各ジュール熱量(P)は刃先5c� �合体している2面の各表皮発熱5a、5bを刃先5c� ��辺に統合して倍増する。ジュール熱量(P)は� ��(1)に示す。

加熱刃1のA-A面とB-B面の表面に於いて、表� �効果による各渦流電流4a、4bは、周波数(f)に� ��例して表面に局限する。そして、各渦流電� ��4a、4bは、内部に入るにつれて指数関数的に 減少する関係を、表面の1/εになる厚さ(δ)を� ��次の式(2)で表す。σは電気伝導率、μは透磁 率、及びρは固有抵抗とする。

仮に加熱刃1を鋼として、プラスチックの各� �ート14B、14Cを溶断に必要な温度は300度まで� �すれば、温度で変化する固有抵抗ρは約(20~53 )まで変化して、磁界の強さで変化する透磁� �μは約(20~1000)まで変化する。そして、仮に、 交番電流LCIの周波数(f)を20KHZとして、表皮効� ��による各渦電流4a、4b厚さ(δ)は温度や磁界� �強さよって異なる。しかし、その厚さ(δ)は� ��よそ0.2~2.3mmである。そしてジュール熱量(P)� ��殆どを表皮効果によって加熱刃1の表面層の 厚さ(δ)に集約する。表面層の厚さ(δ)の作用� �� 図1B 、及び 図1C においても適用される。

表皮効果による各表皮発熱5a、5bに合体し� �いる刃先5cの辺は、直接的なジュール熱量(P) の熱源である。そして、刃先5cの辺は、適温� ��温度制御される。そして、刃先5cの辺は、� �ゲート14B、14Cに奪われる熱を瞬時に補足す� �。そして、各ゲート14B、14Cは容易に溶断さ� �る。つまり、熱源である刃先5cの辺は、溶断 に必要な加圧力量42bを減らして、加圧速度を 上げる。そして、低い加圧力量42bで各ゲート 14B、14Cを溶断できる事は、加圧力量42bにとも ない発生する各製品15B、15Cへの応力による歪 、クラック(ひびわれ)を減らす。つまり、加� ��速度が早い事は、各製品15B、15Cへの加熱時� ��を短くするため、過加熱を防いで融解、垂� ��、及び糸引きを防止する。そして、刃先5c� �辺は、各製品15B、15Cの安定した品質と歩留� �りの向上を図る。

各表皮発熱5a、5bの刃先5cの辺は、直接的な ジュール熱量(P)の熱源であることを,ジュー� �熱量(P)の式(1)及び厚さ(δ)の式(2)で,証明する 。そして、刃先5cの辺は交番電流LCIの調節に� ��って適切な溶断に必要なジュール熱量(P)を� ��アルタイムに持続的に確保する。刃先5Cに� �接的なジュール熱量(P)を供給する熱源は、� �率的な省エネルギーであって、高い有用性� �持つ。

図1B は2つの同じ円形誘導加熱器11Bを対称的に配� �してある。2つの同じ半径Rの円形加熱コイル 2Bは、平行に、且つ、同軸に配置してある。� ��らに、並ぶ2つの円形加熱コイル2Bは半径Rと 2つの並ぶ距離Dをほぼ等しくする。そして、2 つの円形加熱コイル2Bは交番電流LCIを同じ方� ��に通電される。その結果、2つの円形加熱コ イル2Bの中央に位置する加熱刃1は、ほぼ均一 な交番磁界13Bを得る。

そして、均一な交番磁界13Bの磁界の強さ(H) は、D=Rのとき、式(3)で表わし、D=1.5Rのときは 、式(4)で表わす。

D=Rのとき

D=1.5Rのとき
 

図1Ca は、加熱刃1に均一な磁界を与えるために、� �少導線の電流を垂直にかこむ閉曲線に沿っ� �磁界が生成する性質を利用して、磁界を制� �する説明図である。長方形楕円加熱コイル2C は、長方形の加熱刃1の形状に合わせた長方� �の両端部を、楕円(あるいわ鋭角)にして、両 端部に発生する磁界の方向を、形状の角度に よって制御する。そして長方形楕円加熱コイ ル2Cは、過熱刃1に、二重にかかる磁界を避け ることにより、磁界を均一にする。そして、 長方形楕円加熱コイル2Cは、交番電流LCIによ� ��て、各点の微少導線の電流13Cbの角度に対し て、軸上13Cc内に向かって垂直な各閉曲線13Ca� ��沿って磁界を発生させる。そして、その磁� ��は、長方形加熱コイル2Cの両端部の形状に� �って制御され、加熱刃1に、均一な磁界を与� ��る。これ等の作用を持つ形状の長方形の両� ��部を楕円(あるいわ鋭角)にした加熱コイル2C は、長方形楕円加熱コイル2Cと表現する。

図1C は2つの長方形楕円加熱器11Cを対称的に配置� �てある。2つの長方形楕円加熱コイル2Cは、� �行に、且つ、同軸に配置してある。さらに� �並ぶ2つの長方形楕円加熱コイル2Cは、半短� �rと、2つの並ぶ距離dをほぼ等しくする。そ� �て、2つの長方形楕円加熱コイル2Cは交番電� �LCIを同じ方向に通電される。その結果、2つ� ��長方形楕円加熱コイル2Cの中央に位置する� �熱刃1は、ほぼ均一な交番磁界13Cを得る。

そして、均一な交番磁界13Cの磁界の強さ(H) は、d=rのとき式(5)で表わし、d=1.5rのとき式(6) で表わす。

各均一な交番磁界13B、13Cは、加熱刃1の各� �の均一な各磁束3a,3bに垂直な面内に流れる各 点の渦電流を相互に打ち消しあう。そして、 残った各渦電流4a、4bは、表皮効果によって� �面の周囲の縁に沿って均等に流れる。そし� �、各均一な交番磁界13B、13Cの各式(3)、(4)、(5 )、(6)で証明するように、ほぼ均一な各渦電� �4a、4bは、幅の広い刃先5cの辺の全域に、ほ� �均一なジュール熱量を生成する。

幅の広い刃先5cの辺に熱むらがあれば、熱の� ��い部分は製品15Bを融解し、垂れ、糸引きの� ��因となる。そして、熱の低い部分は、加圧� ��量42bが高くなり、各製品15B、15Cに歪や、ク� ��ックを起こす原因となる。
つまり、幅の広い刃先5cの温度が、刃先5cの� �の全部に亘って適温にほぼ均一であれば、� �幅の広いゲート14B、14Cにかかる加圧力量42b� �低下する。それにともない、各製品15B、15C� �応力による歪や、クラックも無くなる。し� �も、各ゲート14B、14Cの溶断時間も短縮され� �ことによって、各製品15B、15Cは、過加熱が� �くなり、融解、垂れ、糸引きも減少する。

各均一な交番磁界13B、13Cは、幅の広い刃先 5cの辺の全域に、ほぼ均一なジュール熱をむ� ��なく供給できる。そして、各均一な交番磁� ��13B、13Cは幅の広い各ゲート14B、14Cを、むら� ��く溶断する。そして、各製品15B、15Cの品質� ��、向上して、均一化されて、生産性も向上� ��る。つまり、幅の広い刃先5cの辺の全域に� �一なジュール熱は極めて高い有用性を持つ� �

各 図2A 、 図2B 及び 図2C は、各電磁誘導加熱器11,11B、及び11Cを駆動す るインバータ回路である。各ハイサイドスイ ッチHS、HSR、及びHSLと各ローサイドスイッチL S、LSR、及びLSLは、交互にスイッチして充放� �を繰り返す。そして
加熱コイル2と共振コンデンサLCCは、直列共� �回路LCを、共振させる。
直列共振回路LCの共振周波数(f)の時、交番電� ��LCIは、最大となる。そして、巻数Nの加熱コ イル2において、高電圧VHと、交番電流LCIと、 加熱刃1の刃先5cに与えるジュール熱量(P)との 相互関係は、次の式(7)と(8)に示す。但し、加 熱コイル2の表皮効果による交流損失抵抗は� �視する。

図2A は高電位レベルシフトHLSの機能について説明 する。シフトポイントSPは、高電圧VHとゼロ� �位V0の間を交互に移動する為、ハイサイド入 力HIの電位も、シフトポイントSPにあわせて� �追従して移動しなければならない。そして� �ローサイドスイッチLSがオンの際は充電経路 ICを経て電源コンデンサSCは低電圧VLを充電す る。そして、高電位レベルシフトHLSの基準電 位はシフトポイントSPと接続されている。そ� ��て、シフトポイントSPが高電圧VHの時は高電 圧阻止ダイオードSDによって低電圧直流電源V LPを保護する。そして、低電圧VLを充電され� �電源コンデンサSCは高電位レベルシフトHLSの 制御用電源となる。そして、ハイサイド信号 HSからハイサイド入力HIの間は、フローティ� �グ素子FEによって、電位的に絶縁されていて 、信号のみを透過する。 図2A に示す高電位レベルシフトHLSは電源コンデン サSCと高電圧阻止ダイオードSDとフローティ� �グ素子FEで構成されている。そして、これ等 の機能と回路を総じて高電位レベルシフトHLS と呼ぶ。

式(8)に示すとおり、加熱刃1の刃先5cに与え るジュール熱量(P)は、高電圧VHの電圧の二乗� ��比例する為、より高く高電圧VHの電圧を上� �ることによって、加熱刃1の刃先5cに、より� �いジュール熱量を与える。そして、加熱刃1� ��刃先5cはより高い熱源を容易に得る。

ちなみに、低電圧直流電源VLPの低電圧VLの� ��圧は15Vまであって、高電圧直流電源VHPの高� ��圧VHの電圧は600Vまでが、各、ハイサイドス� ��ッチHS、HSR、HSLと各、ローサイドスイッチLS 、LSR、LSLの許容される現在の定格である。仮 に、電源入力ACがAC100Vの時ジュール熱量(P)の� ��界値を100Wとすれば、AC400Vの時ジュール熱量 (P)の限界値は1.6KWまであがる。但し、前記各� ��イッチのスイッチング損失および定常損失� ��無視する。

高電位レベルシフトHLSは、高電圧VHを上げ� ��ことを可能にして、式(8)において、より高� ��高電圧VHで、より高いジュール熱量(P)を得� �。つまり、高電位レベルシフトHLSは、加熱� �1の刃先5cの高い熱源を、容易に得る。そし� �、高電位レベルシフトHLSは高い有用性を持� �。

図2A 及び 図2B は光ファイバー6aの機能について説明する。� ��熱刃1の絶対温度(T)によって放射されるエネ ルギー(PE)は、絶対温度(T)の4乗に比例した赤� ��線7aの量を、光ファイバー6aを通じて、サー モパイルの赤外線センサ7で受光する。そし� �、その受光量であるエネルギー(PE)は、ほぼ4 乗根に近似する4乗根増幅器22によって増幅し て、加熱刃1の絶対温度(T)に比例した「計測� �」22aを得る。そして、光ファイバー6aはリア ルタイムに加熱刃1の温度を制御する。これ� �の関係を次の式(9)と(10)に示す。

 
 
(σ)はステンファン・ボルツマン定数である� � 
 
(η)は物質のエネルギー放射率である。

式(9)において、加熱刃1の表皮発熱と赤外線� �ンサ7を結ぶ距離(m)の二乗に反比例して減衰� ��るエネルギー(PE)は、減衰が殆んどない光フ ァイバー6aを通じて、伝送される。そして、� ��ファイバー6aは、距離(m)を短縮して、減衰� �抑止する。且つ、光ファイバー6aは、効率よ くエネルギー(PE)のみを伝送して、加熱刃1と� ��外線センサ7の間を、ほぼ断熱する。
光ファイバー6aは、加熱刃1の絶対温度(T)を、 リアルタイムに、計測して、制御する。リア ルタイムな加熱刃1の温度制御は、安定した� �断を容易にして、高い有用性を持つ。

図2C は、 図2A ,及び 図2B に於ける温度制御に対して、刃先5cの温度に� ��き換えて、交番電流LCIを、電流制御する様� ��について説明する。そして、加熱刃1に与え るジュール熱量(P)は、周囲温度、刃先5cの放� ��状態、及びゲート14B、14Cへの熱エネルギー� ��移動状態などの周囲環境を、考慮する。そ� ��て、加熱刃1に与えるジュール熱量(P)は刃先 5cの最適な温度に交番電流LCIの調節手段によ� ��て最適に調節する。つまり、刃先5cの温度� �、適切になるように、交番電流LCIの設定器23 の「設定値」を調節して、交番電流LCIを制御 する。つまり、交番電流LCIは、刃先5cの最適� ��温度に比例するジュール熱量(P)を、リアル� ��イムに制御する。且つ、入力電源ACの電圧� �変動にも対応する。

図2C は電流検出の方法の一例を示す。直列共振回 路LCの交番電流LCIは、磁束を発生するホール� ��果の電流検出素子18で、検出する。そして� �電流検出素子18の電位は、高電圧VHとゼロ電� ��V0の間を交互に移動する為、高電圧を絶縁� �るアイソレーション型の交流電流検出回路19 によって、交番電流LCIの交流電流量のみを検 出する。そして、AC-DCコンバータである直流� ��波回路20は、交番電流LCIに比例した直流成� �を、「計測値」22aとして変換する。

直列共振回路LCの共振周波数(f)の時、交番� ��流LCIは、最大となる。そして、加熱刃1に対 して、巻数Nの加熱コイル2において、交番電� ��LCIとジュール熱量(P)との相互関係は、次の� ��(1)に示す。但し、加熱コイル2の表皮効果に よる交流損失抵抗は無視する。

 
式(1)に示すとおり、加熱刃1に与えるジュー� �熱量(P)は、交番電流LCIの二乗に比例する為� �交番電流LCIを調節することによって、リア� �タイムに加熱刃1の刃先5cの温度を、容易に� �節する。

電流検出素子18は、電流検出による交番電� ��LCIを、加熱刃1の温度に置き換える。交番電 流LCIは、直流検波回路20の「計測値」22aを、� ��番電流LCIの設定器23の「設定値」の比較に� �って、リアルタイムに「設定値」に、制御� �れる。つまり、交番電流LCIを制御して、間� �的に刃先5cの温度が制御される。したがって 、交番電流LCIによる温度制御は、光ファイバ ー6aや赤外線センサ7を省き、構造も、簡略さ れる。そして、刃先5cの温度に置き換えた交� ��電流LCIの制御は、経済的であって、高い有� ��性を持つ。

図2A , 図2B 、及び 図2C は負帰還ループの構成について説明する。加 熱刃1の絶対温度(T)及び交番電流LCIの各「計� �値」22aは、各「計測値」22aと各設定器23の「 設定値」を誤差増幅器24に通して、その誤差� ��ゼロになるように負帰還ループを構成して� ��る。つまり、各「計測値」22aは、誤差増幅� ��24、パルス幅変調回路26、論理回路27、及び� ��ライブ回路28を経て、負帰還ループを構成� �て、一定に制御される。
各ゲート14B、14Cを加熱溶断の時は、高いジュ ール熱量(P)で供給し続ける時間帯を、(溶断� �)とする。そして、次の溶断のため待機の時� ��、保温に必要な低いジュール熱量(P)で供給� ��続ける時間帯を、(待機中)とする。
図2D は(溶断中)のタイミングチャートである。そ� ��て、 図2E は(待機中)のタイミングチャートである。そ� ��て、各タイミングチャートは、共振基準ク� ��ックCLKに同期している。そして、論理回路2 7は、各ブロック左BKL、右BKRを交互に順次駆� �する。そして、直列共振回路LCは、共振基準 クロックCLKに同期して、共振現象を起こして 、最大の交番電流LCIを得る。
図2D の(溶断中)は、高い交番電流LCIを必要として� ��(溶断中)のパルス幅PWLを、広くしている。� �に、 図2E の(待機中)は、低い交番電流LCIを必要として� ��(待機中)のパルス幅PWSを、狭くしている。� �して、コントローラ29によって選択された各 (溶断中)又は(待機中)の交番電流LCIは、設定� �23の各調節器23a,23bの「設定値」と各「計測� �」22aを、誤差増幅器24に通して、その誤差が ゼロになるように、制御される。そして、交 番電流LCIは、パルス幅変調回路26において生� ��された電流調節幅PWMによって、電流波高調� ��幅IVMを生成して、制御される。交番電流LCI� ��まりジュール熱量(P)は、絶対温度(T)及び交� ��電流LCIの設定器23の「設定値」に追従する� �うに、帰還ループを構成して、制御される� �

図2F は、 図2A のブロックBKの中で、ハイサイドスイッチHS� �ローサイドスイッチLSが、短絡しないように する為のタイミングチャートを示す。ハイサ イドスイッチHSとローサイドスイッチLSが、� �全にスイッチオフになるまでかかる時間を� �ターンオフTOF時間とする。そして、ハイサ� �ドスイッチHSとローサイドスイッチLSが短絡� ��ないように、ターンオフTOFに対して十分な� ��間つまりデッドタイムDTを原則的に設ける� �そして、そのデッドタイムDTの原則は 図2D 、 図2E のタイミングチャートにも適用される。

直列共振回路LCを共振させるための基準クロ� ��ク25の周波数は、基準クロック調節器25aに� �って、直列共振回路LCの共振周波数(f)にあわ せる。そうすると、交番電流LCIは、波形を最 良にして、且つ、最大になる。論理回路27は� ��各ブロックBK,BKL,BKRの各動作順序を決めて、 順次繰り返す。且つ、論理回路27は、 図2F に示すデッドタイムDTを原則的に実行する。� ��して、ドライブ回路28は、各ハイサイドス� �ッチ及び各ローサイドスイッチを、ドライ� �する為に、前記各スイッチの電気規格に変� �する。
実施形態2.

ニクロム線をヒータとする加熱刃を備えた成 型品のゲートを溶断するゲートカット装置に あって、 図3A は加圧力量を一定に制御する加熱溶断装置で ある。そして、加圧力量制御加熱溶断装置3Aa は、ゲート14の適切な加圧力量42bを、加圧力� ��定器43の適切な「設定値」43bに沿って、一� �に制御する。
加圧力量制御加熱溶断装置3Aaは、速度制御モ ータ51を動力源として、ゲート14を溶断する� �めの加圧力量42bを、負荷とする。そして、� �間に位置するトルク変換器41の入力軸と出力 軸に発生するねじれモーメントはストレイン ゲージによって計測する。そして、ストレイ ンゲージの計測量は加圧力量42bとする。そし て、加圧力量42bはブリッジ増幅器42の出力を� ��計測値」42aとする。そして、加圧力量42bは� ��節器43aによって調節される。そして、加圧� ��設定器43の「設定値」43bと「計測値」42aは� �誤差電圧増幅器44に通して、その誤差電圧44a の誤差電圧がゼロになるように、制御される 。そして、加圧力量42bは、電圧/周波数コン� �ータ46、速度制御ドライバ50、速度制御モー� ��51、カップリング52、及びトルク変換器41を� ��て、負帰還ループを構成して、一定に制御� ��れる。
そして、電圧/周波数コンバータ46は電圧に対 する周波数の比率を電圧/周波数調節器46aに� �って調節する。そして、電圧/周波数の調節� ��46aはリード55aによって変わる加圧速度を調� ��する。
図3C のタイミングチャートは前記負帰還ループの 様子を示している。仮に、「設定値」43bより 「計測値」42aが高ければ、誤差電圧44aは下が り、パルス列49の速度も下がる。したがって� ��速度指令50aも下がって、「計測値」42aを下� ��る方向に作用する。そして、速度制御モー� ��51の遅れもあって、「計測値」42aは「設定� �」43bを中心に多少のハンティング現象を起� �も、「設定値」43bに沿うようにほぼ収束す� �。速度制御モータ51は、代表的に、サーボモ ータ、ステッピングモータが適用される。

図3D のタイミングチャートは、環境の急激な変化 を示している。つまり、周囲温度の変化、風 、温調機の具合などのややイレギュラー的な 変化によってゲート14が硬化している時に対� ��する様子を示している。つまり、速度制御� ��ータ51などの前記負帰還ループに含む遅れ� �ある。そのために、ゲート14が硬化している 時に、加圧力量42bが上昇して、クラックが入 ったりする無理な応力が製品に加わらないよ うにする。そのために、加圧力上限検出器47� ��、無理な応力の手前を、上限調節器47aで、� ��上限値」として設定する。そして、上限検� ��47bによって、パルス列停止回路48は、「計� �値」42aが「上限値」を超えてから「設定値� �43bに復帰するまで、パルス列49と速度指令50a を、一時的に、停止する。
図3A 及び 図3B に於ける図中の製品を省略している。

図3A は、加圧力量42bを与える機構手段の1例とし� �、加圧力量制御溶断装置3Aaである。そして� �その機構は、架台60に支えられて、ベルト53� ��ねじ55、そのリード55a、それに連動する移� �テーブル56、アーム9、各加熱手段58a,58b、及� ��加熱刃の各可動側59a,と固定側59bによって、 構成される。そして、 図3B に比べてほぼ半分で済む経済性がある。しか し、ゲート14に対し、溶断開始時から完了時� ��溶断中の中心点が、固定側59bにずれる欠点� ��ある。そして、固定側59bにずれる欠点が、� ��理な溶断によって、製品の溶断面及び製品� ��歪を与える可能性がある。

図3B は、2組の加圧力量制御加熱溶断装置3Aaによ� �構成されている。そして、2組の可動する各� ��熱刃59a、59aの動作は、コントローラ29によ� �て同期運転が行われる。そして、各加熱刃59 a、59aの溶断開始時から完了時までの溶断中� �心点が、同じである為、製品の溶断面及び� �品に、歪を与えない特徴がある。

加圧力量制御加熱溶断装置3Aaの特徴は、ト ルク変換器41のねじれモーメントをストレイ� ��ゲージによって計測して、加圧力量42bとす� ��。つまり、トルク変換器41は、許容される� �切な一定の加圧力量42bで、ゲート14を溶断す る。つまり、各加熱刃59a,59bは温度分布にむ� �がある。そのため、温度分布が低いときは� �一定の加圧力量42bによって、加圧速度が遅� �なる。そして、一定の加圧力量42bは、無理� �加圧力量42bにともない発生する製品への応� �による歪、製品のクラック(ひびわれ)を減ら す。温度分布が高い時は、加圧力量42bが下が るにつれて、効率的に加圧速度が早くなる。 したがって、加圧速度が早くなることは、製 品への加熱時間が短くなるため、過加熱を防 ぎ、製品の融解や、垂れ、糸引き、を防止す る。

トルク変換器41によって、適切な一定の加� ��力量で、ゲートを溶断することは、製品の� ��質は向上して、製品を均一化して、さらに� ��産性も向上して、極めて高い有用性を持つ� ��