JPS62128723A - プラスチツク成形機の加熱用ヒ−タ構造体 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】

〔発明の技術分野〕 本発明はプラスチック成形機の加熱用ヒータにか１つ、
特に成形機のシリンダと加熱用ヒータとの間の熱伝達の
向上を計った加熱用ヒータの構造体に関する。 〔発明の技術的背爾とその問題点〕 従来から用いられているプラスチック成形機は、第４図
に示すように、原料を貯えるホッパ１と、ホッパ１から
投入された原料を受入れるシリンダ２と、シリンダ２に
内嵌され、先端にノズル４を有するスクリュ３と、スク
リュ３をシリンダ２内で回転させて原料樹脂を混練させ
るための駆動機構５などにより構成され、シリンダ２内
で混練され溶融された原料樹脂が前記ノズル４より吐出
されるＪ、うになっている。 この過程において、樹脂溶融は１５０℃〜３００℃程度
の範囲内で樹脂材料によって異なる溶融適温を一定に維
持する必要があり、また初期昇温が必要であるため、樹
脂材料が投入される前記シリンダ２の周囲には複数個（
図では４個）の加熱用ヒータ６．６ａ、６ｂ、６ｃが各
ゾーンに分

【プて巻回固定されたものが配設されている
。 この加熱用ヒータ６．６ａ、６ｂ、６ｃは一般に【よ樹
脂の吐出方式により異なり、ナイクル毎の循環的な吐出
を行なう射出成形機では、１サイクルから見た場合、樹
脂溶融時には内部発熱はあるが、吐出後はスクリュ３が
後退するため内部発熱は小さく、したがって加熱のみの
バンドヒータ６が多く用いられている。 また、連続吐出の押出成形機では、内部発熱が大きい上
、均温制御が必要なことから、ヒータ本体８と冷却用バ
イブ９を高熱伝導材のアルミニウムで鋳込んだ鋳込みヒ
ータ７が多く用いられている。 なお、図中１０ａ〜１０ｄ１１１ａ〜１１ｄはそれぞれ
押出成形機における測温部を示す。 第５図、Ｊ３よび第６図は第４図のＩ−丁断面の形状を
示し、第５図はシリンダ３の外周にバンドヒータ６を谷
回し、ボルト１２により締付けたものであり、第６図は
シリンダ２の外周に２つ割りしたアルミ鋳込みヒータ７
ａ、７ｂをＵいにボルト１３．１３で締付【ブたもので
ある。 以上のように構成された加熱方法では、バンドヒータ６
、および鋳込みヒータ７の何れの方法にＪ３いても、ヒ
ータとシリンダ２の間の伝熱形態としては、前記シリン
ダ２の外周に電気によるヒータを巻回する接触熱伝達と
なっている。 しかしてヒータがシリンダの表面に接する一般的な接触
面は、接触面の凹凸により実接触面積と較べ見かけの接
触面積の１／１００〜１／１０００ど云われているが、
前記シリンダ２の外面の加工は切削加工であるためさら
に荒く、１１５００〜１／１０００と考えられ、該シリ
ンダ２の温度が１５０℃〜３００℃程度の高温となるプ
ラスチック成形機においては、シリンダ２の外表面の高
温酸化も加わって表面荒さが増大し、実接触面積は１１
５００〜１／１０００の数分の１、すなわち１／２００
０〜１１５０００程度となることが考えられる。 また、ヒータの場合は、バンドヒータ６の詳細構造は図
示していないが、板状の電気絶縁体の周囲に電熱線を巻
回し、その外周を電気絶縁体で覆ったのら保護カバーと
して薄い鋼板で該電気絶縁体を覆い、円筒状とした板金
構造であるから、その加工精度から見て円筒内面にはあ
る程度の凹凸があると考えられる。 したがって前記シリンダ２の外周に前記バンドヒータ６
を巻回した場合、実接触面積は上記の数分の１、すなわ
ち使用時の実接触面積は見かけの面積の１／１００００
程度となっていると思われる。 なお、実接触面積以外の部分は当然のことではあるが、
断熱されているのではなく、微少隙間に存在する空気の
熱伝導および熱輻射により伝熱されているのである。 つぎにアルミ鋳込みヒータ７においては、内壁面をシリ
ンダ径に切削加工されているので、組立時のシリンダ外
壁面との接触度は前記バンドヒータ６に較べ良いが、加
熱時には加熱源であるヒータが湾曲して鋳口まれている
と共にヒータ母材のアルミニ・クムの線膨張率がシリン
ダ２材の線膨張率に較べ２倍らあるところから変形が発
生する。 この変形は、アルミ鋳込みヒータ７内部のヒータ本体８
と冷却用バイブ９との鋳込み位Ｗ・７によって異なり、
ヒータ本体８からの熱を効果的にシリンダ２に伝えるよ
う第７図示のようにヒータ本体８を内側に配置した場合
、鋳込みヒータ７の内壁とシリンダ２の外壁との接触熱
伝達のバランスにより本体８の周辺が他より高温となる
と共に、線膨張率の違いから本体８の内壁面の曲率が大
きくなって、シリンダ２の外壁との接触が局部的になっ
てしまい、またアンバランスの度合がさらに大きくなる
。 したがって前記本体８の内壁の曲率も人きくなるど云う
悪循環が繰返され、高温溶融樹脂にＪ３いてはその隙間
が１〜２　ｍｍにもなり、本体８の周辺のアルミニウム
が溶融する事故もあった。 現在ではこの鋳込みヒータの昇温による曲率半径の増大
を防止するため、第７図のようにヒータ本体８と冷却用
バイブ９とを、冷却（水冷または空冷）用バイブ９をシ
リンダ２との接触側である内側に設け、ヒータ本体８を
外側に設けるように入れ替えた鋳込みヒータ７が多く用
いられているが、この曲率半径増大防止構造は、鋳込み
ヒータ７内の本体８部分の高温と冷却部の冷温とによる
温度差からくる線膨張の延びの違いから曲率半径の増大
を押えようとするものであり、つぎの問題点を有してい
る。 １）　制御に−３ける加熱、冷却はアナログ制御では装
置が高価となるため、時間比例制御が多く行なわれてお
り、このため加熱・冷却が交互に繰返される制御になる
ので鋳込みヒータの曲率もそれに合せて変動し、その変
動による熱伝達聞の変動が、僅かながら不安定性の一因
と考えられる。 ２）　ヒータ本体８が、シリンダ２より隔てた位置とな
るため伝熱効率の低下があると共に、制御に関係する匠
れ時間が増加する結果となる。 ３）　ヒータ本体８が外気側となるため放熱量が増加す
る・ 等があげられる。 以下、参考どして隙間が生じた時に発生ずる隙間部の熱
流１■を実測値から一部を仮定して訓緯してみるとつぎ
のようになる。 実接触面積は、これまで述べてきたように仮想接触面積
の数千分の１〜１万分の１程度となるが、残りの非接触
部の隙間は、極端な場合を除き、数μｍ〜数百μｍの範
囲と考えられる。 そしてこの程度の隙間では、隙間内の空気の対流は全く
起らず、したがって空気の熱伝導と熱輻射のみの熱伝達
となる。 こ）にＳＥ　−９０（９０ｍ／ｍ押出機、ヒータ内径１
６０φ）の押出様についてピー０１片にて検問して見る
。 ・ヒータの児か【ノの接触面積 Δ＝０．３９７７ＬＸ０．２５ｍ＝０．０９８ｍ・ヒー
タ出力　Ｐ＝２．７ｋｗ ・シリンダ外表面温度　Ｔ２＝２５０℃・ヒータ内面温
度　Ｔ１＝２５１．５℃（ＳＥ　−６５＜６５ｍ／ｍ押
出機、ヒータ長３９０ｍ／ｍ）の実測ではシリンダ内面
近傍とヒータの厚さ方向中心部との実測温度は２℃であ
った。したがって対向表面温度差１．５℃とした） ・平均隙間（ヒータ内面とシリンダ外面との間）！Ｊ　
＝０．０４ａａ−４Ｘ　１０−５ｍ・シリンダの外表面
の熱放射率（表面は黒色酸化）ε２＝０．６８ ・ヒータ内面の熱放射率（母材がアルミなのでその酸化
） ε１＝０．１３ とりる。 （１）熱幅０４による伝熱 黒色輻射は　Ｅ−δＴ４ δ：ステファン・ボルツマン定数（４，８８ｘ　１Ｑ　
−”ｋｃａｌ／　ｒｄ　ｈ　’Ｋ　）Ｔ：給体温度（°
Ｋ） ２物体間の輻射伝熱量を０１とすると、０＝Δξ（Ｅｌ
−Ｅ２　”） ξ：放熱面１と受熱面２の放射率ε１゜ε２並びに反射
面での反射を考虞した 昨正係数 ８１Ａ　２　　　　Ｂ　２ こ）にＡ１−Ａ２−Ａ ＝０．０９８Ｘ４．８８Ｘ１０−８ ｘｏ、１２２５Ｘ　（５２４，５４ −５２３’　） ＝　　０　　、　　５　０　５　１（ｃａｌ／　　ｈ　
　　　　　　　　　　　　−−−・・−・・・　（１）
（２）隙間空気による伝熱 実接触面積はよ）ホの通り１／敢千〜１／１万として無
１本し空気の伝熱のみによるものとする。 伝熱量を０２とすると、 Ｑ２＝Ａλａ　　（Ｔ２−Ｔｉ　）／ｊ！＝０．０９８
ｘ０．０３４ Ｘｌ、５／４Ｘ１０’ Ｓ　１２５ｋｃａｌ／ｈ　＝　１４５Ｗ・・・・・−・
・・’（２）こ）に λ、；空気の熱伝導率（２５０℃） （０，０３４ｋｃａｌ／７ＦＬｈ”Ｋ）以上のことから
、殆んど空気の伝熱に依存していることがわかる。この
例におけるヒータ入力は２．７ｋｗであるから、伝熱量
は必要伝熱ｍの１／１８Ｌ／かないことがわかる。 こ）で前記（２）で無視した実接触部の伝熱を無視しな
いで、鋼の熱伝導として計算すると、Ｑ３　＝　３３　
ｋｃａｌ／　ｈ　、　Ｑ４　＝　Ｑ２　＋　Ｑ３＝１５
８ｋｃａｌ／ｈ ・・・・・・・・・・・・（３） となり、１／１７で入着はない。たずし接触熱伝達は無
視する。 ところｒ上記Ｑ２において、空隙が皆無どなり、鋼材で
埋められたとげると、２．７ｋｗ（−２３２２ｋｃａｌ
／ｈ）の熱量が前記０．０４＃１１間に流れた口）の温
度差６丁は、λＳ＝　４５　ｋｃａｌ／ｍ　ｈ　’にと
しで、 ΔＴ＝Ｑｊｌ　／Ａλ、＝０．０２℃・・・・・・・・
・・・・（４）こ）に接触熱伝達は無視 ＝１１０２　　　　　　　　　・・・・・・・・・・・
・・・・（５）すなわち、隙間（０，０４５ＩＩＩ＋＞
が存在する場合は、完全密行状態に比べ１１００倍も熱
伝導が恕くなることになる。 以上の計算は実測値から隙間の温度差を１．５℃として
計算した結果であるが、単純に空気と鋼との熱伝導の比
μ２は （５）式の０３を０２とすると μ３−１３９３　　　　　・・・・・・・・・・・・・
・・（７）こ）にμ２＝μ３より推定したシリンダ外表
面とヒータ内面との温度差１．５℃および平均隙間０．
０４ｍｒａは妥当な値と云えると共に、シリンダ外周に
アルミ鋳込みヒータを締付けた現在機の場合、接触部の
実熱伝導率は鋼の熱伝導率の１／１１００、なりち空気
（０、０３４ｋｃａｌ／　７ＦＬ　ｈ　’に）よりわず
かに高い０．０４１　ｋｃａｌ／７１１ｔｈ”Ｋとなる
。 このように鋳込みヒータのシリンダとの接触状態がわず
か変るだＧ、ｌで、その隙間の熱伝導度は１／１１００
程度まで低下してしまう。 この熱伝導率の低下は単に加熱・冷１４】効率の低下の
みでなく、次式で表される熱抵抗を増加させる。 Ａ：面　積 （８）式のＲの単位は一般にｈ’に／ｋｃａｌまたは°
に／１（Ｗで示されるとおり、単位熱入力があった場合
の温度外を示す。 したがって、隙間が大きくなるか熱伝導率比が小さくな
ると、大きな温度差がつくことになり、シリンダ温度差
の均温制御を要するプラスチック成形機において、シリ
ンダ温度の微小変化に対しヒータ側は、その何倍かの変
化を必要とすると共に遅れ時間の変化も加わり、制υ１
１性の非常な低下となる。 以上詳細に述べたが、要１゛るに従来技術の問題点はヒ
ータとシリンダとの１＆触の悪さ、すなわち而荒さ、接
触面全体の凹凸、臂温時の材Ｆ１の違いにＪ：る変形が
伝熱低下に影響Ｊ゛ることである。 〔発明のＩ］的〕 本発明はこれに鑑み、シリンダとヒータとの間に隙間が
生じたとさ′に発生する空気だけによる熱伝導の低下を
防止するため、両者の而荒さや而の凹凸あるいは変形に
追従し、かつ前記空気層に昌熱伝導月を共ひ、：５ぜて
熱伝導を上背させるようにしたプラスチック成形機の加
熱用ヒーク描造体を提供して、従来技術のもつ問題点の
解消を計ることを目的としてなされたものである。 （発明の概要） 上記目的を達成するため本発明おいては、プラスチック
成形機のシリンダ外周に、加熱用ヒータを高熱伝導度の
弾性体薄層を介して取付けたことを特徴とするプラスチ
ック成形別の加熱用ヒータ構造体を特徴と７６ものであ
る。 〔発明の実施例〕 以下、本発明を第１図乃至第３図に示す実施例を参照し
、先に説明した従来例の第４図乃至第７図ど共通する部
品には同一符号を付して説明する。 第１図および第２図は本発明の要部を示し、シリンダ２
とヒータ６または７との間に高熱伝導度の弾性体薄層１
４を介在させて、シリンダ２に取付けた場合の断面図で
、第１図はヒータがバンドヒータ６でシリンダ２の外周
に巻回され、ボルト１２により締付けたもの、第２図は
２つ割りの鋳込みヒータ７ａ、７ｂをシリンダ２の外周
にそれぞれ谷回し、２木のポルｌ〜１３．１３により締
付けるＪ、うにしたしのである。 このにうにすることににす、従来技術の問題点であるシ
リンダ２とヒータ６または７との間の熱伝導の低下が、
シリンダ２とヒータ６また（３１７どが剛体であるため
に起る実接触率の低下Ｊ３よび冒温にＪ、る変形の二点
から発生する空気層（空気の熱伝導ｚｔｉ’は２５０℃
において鋼の約１／１３００）の介在に起因するもので
あり、この空気層部に高熱伝導材を介在させて熱伝導度
を向上さけるとともに、該高熱伝導材を比較的緻密で莱
軟な弾性回復力のある弾性体で改善することができるの
である。 ＜ｒ　Ｊｊ、プラス１−ツク成形機においＣ覧よ、シリ
ンダの温度が１５０℃〜３００℃程度の高温であり、ま
たシリンダ内部の清掃等による分解の必要性から、シリ
ンダとヒータとは分離Ｃきることが必要であり、かつプ
ラスチック成形機は長時間の連続運転が多い。。 したがって前記弾性体としては接む剤、あるいは１５０
℃〜３００℃の高温に艮時間晒されたとき、固着あるい
は弾性回復力が皆無となるもの、一般には再結晶温度が
大体融点の１７３以上は不適である。 以上の条件のうち高熱伝導性、および３００℃程度まで
の温度に対する安定性から金属を選定したが、汎用の金
属は一般に剛性があり、柔軟性Ｊりよび弾性回復力にお
いて本発明の目的には合致しない。 そこで金１ｉ！１ｌｉｌｆｔを考えて見ると、金属繊維
には弾性回復力があると共に非常に柔軟性に富んでいる
。したがってこの繊維を毛布状、あるいは布状にしたら
のし同様な性７′ｆを右し、例えばステンレス、鋼では
５００℃以上まである。 むお、銅（よ３００℃前後の再結晶温度を越えると急激
に弾性回復力は低下するが、２５０℃前後では繊維の索
線による綿状体から作った毛布状、あるいは布状のもの
では数百μｍ程度の変形には充分追従できる乙のであり
、また充分な柔軟性もイｉしている。 そしである程度の緻密性Ｊ３よび仝面積に亘るＣ有？（
気孔率）を安定させるとともに毛布状、あるい番、未布
状の薄層にすればより安定する。 したがってこのような：＋’）　Ｆｔ　１４　ａを第１
図、および第２図のようにシリンダ２とバンドヒータ６
、あるいは鋳込みヒータ７ａ、７ｂの間に介在させるこ
とにより安定づ−る。 以上のように４８８状体を用いることにより、シリンダ
２外面とヒータ６、あるいｔ、Ｌ７Ｑ、７ｂ内面の凹凸
にも充分接触することができると共に織雑累線がＩＩＩ
ＩＧノれぼ細い稈加工における渦部や、ごみ等の異物聞
にも入り込み、実接触面積を高めることができる。 また前記毛布状、あるいは布状体において、１１にｒＩ
ｉ状体の械［１の隙間のような空間に１、Ｌ高熱伝導度
を右する８料の微粉末、例えばアルミ、鉄、銅、その他
を充填することにより一府の緻密性（気孔性の低減）を
計ることができる。 以トのように（を成された弾性体の薄Ｆ＋１４ｂを第１
図のシリンダ２とヒータ６との間に、また、第２図のシ
リンダ２とヒータ７ａ、７ｂの間に介在させることによ
り、上記と同様に一層の緻密性を計ることができる。 このように構成されたとぎ、該弾性体部での熱伝導度を
第３図のような熱抵抗として考え、先に３１停した平均
隙間０．０４ｍの空気層の熱伝導度との計梓で比較する
と、つぎのようになる。 すなわち、加熱時にはヒータ６、あるいは７からの熱は
ヒータ母材から該弾性体を通り、シリンダ２に流入する
。 このとき、ヒータ内面およびシリンダ外面と、該弾性体
との接触熱゛抵抗を無視した熱抵抗回路は第３図となる
。 第３図においで、Ｒ１：ヒータ母材の熱抵抗、Ｒニジリ
ンダ母材の熱抵抗、また弾性体内部は弾性体を形成する
素線と空気との混合と考え、それぞれが独自に熱を伝え
るとすると、回路的に並列となる。 こ）にＲ２、およびＲ３はそれぞれ弾性体素線からなる
熱抵抗、および空気の熱抵抗である。 、した、Ｔ１．Ｔ２はそれぞれヒータ、およσセンリ部
の温度である。 そこで第３図の回路において、ヒータ、お」：びシリン
ダは不変どして両者間の熱伝導のみの熱抵抗について考
えて見る。 先づ弾性体部の合成熱抵抗をＲ′とすると（８）式より ・・・・・・・・・・・・（１０） こ・に、１′　；弾性体の厚さ、 Ａ′　；接触部面積、 η　；気孔率、 λ　；弾性体材料の熱伝導率、 λａ：空気の熱伝導率 また、現状のように隙間が空気だＩノの場合の熱抵抗を
Ｒ″と１°ると こ）にρ″；；隙間均厚さ、 Ａ″　；接触部面積、 こ）でΔ′−八″へしてＲ′およびＲＬＬの比をどると
、（１０）、　（１１）式にす Ｒ″　　ρ”（（１−η）λ　＋ηλ、）１　′ Ｎ″　（（１−η）λ　／λ８＋η） ・・・・・・・・・・・・（１２） （６）式のようにλ　）λ８であるから（１−η）λ　
　／λ　　）η　　　　・・・・・・・・・（１３）ａ したがって（１２）式は Ｒ′　　　　　　　９′ ＲＩ＋　　　Ω″　（１−η）λｍ／λ。 こ）にＯ’　＝　１ｍｍ、　ｆＪ　＝０．０４ｍｍ、ま
た一般に充１１１率はＯ１３・−〇、５程度可能である
から気孔率ηはη−０，６とすると、　。 （１５）式をもとに種々の材料を用いた場合のＲ′／Ｒ
’Ｍ、１表１の通りである。なお、空気の熱伝導率λ８
＝０．０３４ｋｃａｌ／ｍｈ’Ｋ　（２５０℃において
） 表１によれば、本発明の場合、熱抵抗はＲ’　／１又″
のように現状の場合に比較して低下することがわかる。 換占づれば、熱伝導率は現状の場合と比べＲｕ／Ｒ’倍
とイすることである。 〔発明の効果〕 本発明は以上説明したように構成したから、本発明のよ
うに弾性体の薄層を用いることによる実接触面積の増加
、すなわち接触熱伝導率の向上を７すること、および該
弾性体の毛布状、あるい（ま布状体加工によりできるメ
ッシ１の隙間に高熱伝導材の微細粉を混入させ、気孔率
を低減させることにＪ：り一層の電熱効率上背、および
均一加熱効果が期待できる。 また、この方法を用いた効果から第７図に示すに′うに
、鋳込みヒータではヒータを内側に入れ、冷７Ｊ］バイ
ブを外側に配置することが可能となり、ざらに伝熱効率
の上昇が可能となる。 そして従来は、第７図のように鋳込みヒータの場合、じ
−タが内側、冷却用パイプが外側に設（）られていたが
、現在では昇温による曲りの関係から、第７図とは巽な
り、冷却パイプが内側（曲率の小ざい１１１１１）、加
熱ヒータが外側に配置されて鋳込みヒータの曲りによる
問題を極小とするようになされ゛ていたが、ヒータが外
側にあるため、加熱時の放熱度が増加すると共に内側へ
のイｉ効熱ｍが低減することがあったが、本発明によれ
ば、全面からの伝熱効果があるため曲りを極小に出来る
ので、従来通り第７図のようにヒータを内側に設けて有
効伝熱量を増加さけることが可能となる。 したがって冷却パイプが外側に配置されていても、冷Ｉ
ＪＩが水で行なわれる場合、水の潜熱を用い人容賞の冷
ｒＪＩが可能なため問題はなく、また、上述の伝熱効率
の向上は冷却部にも同様な効果を期待できるので支障は
ない。 本発明による効果を箇条書きで示すと、つぎのにうにな
る。 １、　　Ｈ温旧聞の短縮並びに電力（ｎの低減すむわＪ
）、省エネ化を計ることができる。 ２、　鋳込みヒータの場合、熱変形によって起つでいた
熱伝導ωの変化が本発明にＪ、り安定化でさ″るととら
に、熱伝導率の向上により湿度制６Ｂに４３けるｄれ口
、１間が短縮され、温度制御の甲い安定並びに長時間の
安定を計ることができる。 ３、　　ヒータとシリンダとの接触面積の増加により、
シリンダ全表面にわたり温度むらがない均一・加熱がな
される。 などの効果を右する。

【図面の簡単な説明】

第１図は従来のプラスナック成形例のシリンダに本発明
にか・ろバンドヒ〜り（１４造体を巻回した状態を示Ｊ
′断面図、第２図は従来のプラスブーツク成形機のシリ
ンダに本発明にか）る鋳込みヒータ構造体を呑口した状
態を示１所面図、第３図は本発明にか）るヒータ構造体
による伝熱における熱抵抗を示・１．況明図、第４図は
従来のプラスブーツク成形（幾の側面図、第５図は第４
図のＩ−Ｉ断面におりるバンドヒータの構造図、第６図
は第４図のＴ　工断面にお【）る鋳込みヒータのｌｌ’
ｉ　ＪΔ図、第７図は従来の鋳込みヒータの片側を示す
断面図である。 ２・・・シリンダ、６・・・バンドヒータ、７・・・鋳
込みヒータ、１４・・・弾性体薄層、１４ａ・・・毛布
状または布状の薄層、１４ｂ・・・毛布状または布状に
微粉末混入の′ｐＪ層。 出願人代理人　　佐　　藤　　−雄 第１図　　　　第２図 センサ（Ｔ２） 第３図 第４図

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、プラスチック成形機のシリンダ外周に、加熱用ヒー
   タを高熱伝導度の弾性体薄層を介して取付けたことを特
   徴とするプラスチック成形機の加熱用ヒータ構造体。 ２、前記高熱伝導度の弾性体薄層は、金属繊維の素線を
   綿状に集合させ毛布状の薄層としてなる特許請求の範囲
   第１項記載のプラスチック成形機の加熱用ヒータ構造体
   。 ３、前記高熱伝導度の弾性体薄層は、金属繊維の素線を
   編み布状の薄層としてなる特許請求の範囲第１項記載の
   プラスチック成形機の加熱用ヒータ構造体。 ４、前記金属繊維の素線により作られた薄層のメッシュ
   間には、高熱伝導材料の微粉末を混入してなる特許請求
   の範囲第２項または第３項記載のプラスチック成形機の
   加熱用ヒータ構造体。