住友重機械技報 168
No.

巻頭言

2008 パワートランスミッション・コントロール特集

革新的開発による差別化こそが次の飛躍の必須条件

西村眞司

パワートランスミッション・コントロール特集
論文・報告 ハイポイドギヤの歯当たり解析

重見貴夫，山本充，渡邊正輝

1

池上雅人

5

梅田和良

9

精密制御用サイクロⓇ減速機 F1C − Eシリーズの開発

山本

章

11

モータの高効率法規制の現状と動向

荻原勇男

13

ビルトイン型ダイレクトドライブモータの開発

技 術 解 説 精密制御用サイクロⓇ減速機 F4C − Dシリーズの開発

章，牧

新製品紹介 精密制御用サイクロⓇ減速機 センターホロー形減速機

15

精密制御用減速機 IBシリーズ P100

16

多軸サーボアンプ MD − 100シリーズ

17

パラマックスⓇ一段形減速機 SPAシリーズ

18

論文・報告
微細転写領域における樹脂流動解析

務19

佐藤雄司，阿部昌博，加藤隆典

23

阿部昌博

27

くりこみ群分子動力学法の開発

市嶋大路，大西良孝，広瀬良太

31舶用高効率プロペラ(NBSプロペラ ) の性能

青野

35

インプリントおよびAMOTECによる微細転写性評価

原﨑

局所温調技術を適用した微細転写成形法

健，岩本三郎，高井通雄

新製品紹介
LEDライトシステム

目次168.indd 1

39

09.1.7 3:37:30 PM

No. 168 2008
Sumitomo Heavy Industries
Special Section of Power Transmission & Controls
Technical Review

On Publishing Special Section of Power Transmission & Controls

Shinji NISHIMURA

Special Section of Power Transmission & Controls
T/PAPER

Tooth Contact Analysis of Hypoid Gear
Takao SHIGEMI, Akira YAMAMOTO, Minoru MAKI, Masaki WATANABE

Development of Built-in Type Direct Drive Motor
T/INVITATION

1

Masato IKEGAMI

5

Kazuyoshi UMEDA

9

Akira YAMAMOTO

11

Isao OGIWARA

13

Development of FINE CYCLO® F4C − D Series®

Development of FINE CYCLO F1C − E Series
Trend of Motor Efficiency Regulations
NEW PRODUCT FINE CYCLO® Hollow Shaft Type15

Low Backlash Planetary Gear Reducer IB Series P100

16

Multi − axis Servo Amplifier MD − 100 Series

17

Single Stage PARAMAX® Drives SPA Series

18

T/PAPER
Flow Simulation of Polymer Melts for Micro-scale Transcription
Tsutomu HARASAKI

Pattern Transferability Evaluation by Imprint and AMOTEC
Yuji SATO, Masahiro ABE, Takanori KATOH

Micro/nano Molding Method by Using Local Heating System
Masahiro ABE

Renormalization Group Theory for Molecular Dynamics
Daiji ICHISHIMA, Yoshitaka OHNISHI, Ryota HIROSE

Advantages of New Blade Section Propeller
Takeshi AONO, Saburo IWAMOTO, Michio TAKAI

19
23
27
31
35

NEW PRODUCT
LEDs Pack for Electric Forklift

目次168.indd 2

39

09.1.7 3:37:31 PM

パワートランスミッション・コントロール特集の発行に当たって革新的開発による差別化こそが次の飛躍の必須条件

代表取締役
PTC事業部長

西

村

眞

司

住友重機械技報 168 号の『パワートランスミッション・コントロール特集』の発行に当たり，PTC ( パワートランスミッション・コントロール) 事業および商品の目指す姿と技術のあり方についての考えを述べたく思います。
PTC 事業は，サイクロ® 減速機を中核商品として，国内においては高いシェアを維持し，商品も超大型から小型精密の領域をカバーしている変減速機，ギアモータなどのトップメーカーです。事業をこの地位に押し上げ維持している背景には，諸先輩の努力はもちろんですが，サイクロ®という商品の特性 ( コンパクト・強靭 ) および優位性が大きく寄与していると考えます。
ただし，商品のイノベーションという観点からは，その後に続くものは少なく，今後の事業の成長にとって危惧を感じることも事実です。コンポーネント事業は，装置と異なり日々革新的な商品が創出されにくいですが，いったん差別化されたコンポー
ネントを獲得すれば，長期にわたり事業を競争優位な状態に維持できます。そういう意味で，PTC 事業にとって革新的な技術および商品をここ数年の内に開発・上市することが，次の飛躍には絶対不可欠な条件であります。特に，海外での競争には，地味であっても技術的・機能的な側面で優位な商品であることが，弱者として後発として市場に切り込んでいく必要 ( 十分でない ) 条件です。
今回の技報『パワートランスミッション・コントロール特集』の中には，小型精密領(域の技術および商品をはじめ制御技術 サーボ，ダイレクトドライブなど) についての紹介記事が掲載されています。当然，将来はこれらの領域での飛躍を図る必要があり
ますが，その一方大型領域でも機構的な変革や材料的な革新が必要であり，この分
野での記事掲載が少ないのは気掛かりです。今後の PTC 事業の領域を考えるに，精密制御領域，汎用可変速領域および大型 ( 頑強・メンテフリー ) 可変速領域といった，顧客の求める機能によって区分けすることが重要です。この面からも，大型で頑強・
メンテフリーといった技術の再見直しが必要なのではないでしょうか？
また，世の中の要請は，省エネルギーおよび環境保全といった技術および商品であり，今回掲載の高効率モータ規制の先を行く発想が必要です。従来 PTC 事業はモータ( 電機関連 ) に注力したとは言いがたいのですが，ベトナム工場立上げにより電機の自前化へと舵を切り直しました。ぜひ，電機による省エネルギーおよび環境保全への寄与も心がけたいと思います。
いずれにしても，一流商品による持続的成長は，ブレない当社の信念です。前述したように，コンポーネントの差別化および強化はその事業のみならず，装置系の他事業の競争優位にも極めて重要です。コンポーネント系の技術開発および商品開発に携わる関係者の一層の奮闘をお願いするとともに，それを事業発展へとつなげる経営者としての責務を再認識して，巻頭のご挨拶といたします。

00-10.indb 1

09.1.7 3:30:18 PM

パワートランスミッション・コントロール特集 論文・報告

ハイポイドギヤの歯当たり解析

ハイポイドギヤの歯当たり解析
Tooth Contact Analysis of Hypoid Gear
●重

見

貴

Takao SHIGEMI

夫＊

山

本

章＊

Akira YAMAMOTO牧充＊＊Minoru MAKI

渡

邊

正

輝＊＊

Masaki WATANABE

ベベルギヤ

ハイポイドギヤ

ウォームギヤ

図1

直交減速方式
Methods of right angle reduction

ハイポイドギヤの独自の歯形設計に基づく高性能な歯車を実現するには，噛み合い理論から導かれる歯車歯面と，これを加工する歯切り盤，カッタで描かれる歯面を厳密に数値化した上で歯当たりを確認していく必要がある。
そこで，歯面形状データの数値化を元に，数値解析による歯当たり解析の方法および3D/CADソフトを用いての歯当たりを可視化するプログラムを開発した。この
解析方法およびプログラムによれば，歯切り盤の機構およびカッタ仕様などをベクトル解析の手法で解析し，工具円錐軸をクレードル軸に対して決定できる。そして，ピニオン歯面は工具円錐とピニオン歯面との同時接触線により数値表現でき，ギヤ歯面はギヤ加工用工具円錐に
より数値表現できる。
実際の製品の歯当たり結果と合わせて検討したとこ
ろ，歯当たり解析プログラムの妥当性を確認した。

１

まえがき

(1) ハイポイドギヤの性能は歯当たりに大きく左右され，特に騒音に対する影響が大きい。

ハイポイドギヤは，図 1 に示す通り，ベベルギヤとウォー(2) 目標とする歯当たりを得るには少しずつセッティング

ムギヤの中間に位置する機構である (1)。利点としては，次のを変えて何度も歯切りをする必要があり，開発に時間が3 点があげられる。
(1) ベベルギヤよりも 1 段減速で高減速比が得られることから，コンパクト設計が可能であること。
(2) ウォームギヤよりも効率が優れていること。

かかっている。
(3) 歯車精度の測定が困難であり，歯当たりによる品質管理に頼らざるを得ない。
そこで，これらの改善に設計段階において歯当たりをシ(3) ウォームギヤ並みの静音であること。

ミュレートすることを検討し，3 次元モデルを活用したハイ

しかし，一般的にハイポイドギヤの製作には，次の問題点

ポイドギヤの設計システムを構築した (1)。これにより，従来がある。
To realize a high performance gear based on designing
the unique tooth form of hypoid gears, it is necessary to
specify the tooth contact by strictly numerically expressing the gear tooth surface derived from the meshingtheory and the tooth surface drawn by the gear-cutting
machine or the cutter, which is used to form the gear.
Based on the numerically expressed tooth surface form
data, we recently developed a program that visualizes
the tooth-contact using a tooth-contact analysis method
based on numerical analysis and using 3D/CAD software.
With this analysis method and program, it is possible toanalyze the mechanism of the gear-cutting machine or
the cutter specifications through a vector analysis method, and determine the conical axis of the tool in relation
to the cradle axis. In addition, they enable us to numerically
express the pinion tooth surface based on the simultaneous contact line between the tool cone and the pinion
tooth surface, and the gear tooth surface based on thetool cone for gear forming. As we compared the analysis
result with the tooth contact of the real product, it has
been confirmed that the tooth contact analysis programis valid.

＊ PTC 事業部，＊＊関東学院大学の 1/10 の工数で歯当たり出しが可能となったが，より高性
住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告ハイポイドギヤの歯当たり解析

Zc
クレードル
エキセントリックV

スイベル
カッタスピンドル
ローテーション

α

カッタ

kc

Nc

R

図2

jc

グリーソン方式の歯切り盤機構の 3 次元表示
3D expression of Gleason generator

β

Yc

ic
t

Xc

図4

りに自転する。その上に偏心したエキセントリックが乗り，θ

クレードル上で自転する。この自転により工具円錐の中心のS*

S

工具座標により表される工具円錐
Cutter cone expressed by coordinates

位置を決定する。そして，その上に 15 度傾いた平面を持つ
スイベルが乗り，かつ回転する。さらにその上に 15 度傾いγ

た平面を持つカッタスピンドルローテーション(チルトとも呼ぶ ) が乗り，かつ回転する。これらの回転角により工具円
錐軸の傾きを決定する。この時，常にカッタの刃先平面の中心点 (すなわち，工具円錐の中心の位置である) とクレードルの中心軸とは一致している。以上のように，クレードル，エ図3

キセントリックおよびスイベルとカッタスピンドルローテー

単位ベクトルｔまわりの単位ベクトル S の回転
Rotation of unit vector S around unit vector t

ションのそれぞれの関係により工具円錐軸の位置および傾き能な歯車の実現には，既存の方法により設計された歯形の歯を決定する。この工具円錐面の傾きを，ベクトル解析の手法

当たりを改善および適正化するだけでは不充分であり，噛みにおいて，次式を用いて解析できる。

合い理論から導かれる歯車歯面，これを加工する歯切り盤と図 3 において，単位ベクトル t に角度γを成して交差する

カッタで描かれる歯面を数値化した上で歯当たりを確認して単位ベクトル S が t のまわりに角度θ回転した単位ベクトルいく必要がある。

を S* とする。このとき，S* は次式のように表される。

そこで，本報では，グリーソン方式の歯切り盤

(2)

でハイ

ポイドギヤを成形法で歯切りする場合において，歯面形状

S*=(t・S)t ＋ cosθ(t×S) × t ＋ sinθ(t×S) ………………(1)

データを数値化し，それを元に数値解析により歯当たり解析する方法と，3D/CAD ソフトを用いてこの歯当たりを可視化するプログラムを開発した。

今，図 2 においてエキセントリック上のスイベルがスイ
ベルアングルθ回転した場合，エキセントリックの垂線の実際の製品の歯当たり結果と合わせて検討し，この歯当た単位ベクトルを t とすればスイベルの垂線カッタスピンドル

り解析プログラムの妥当性を確認したので，その解析方法とローテーション軸はγ＝ 15°として ，(1) 式により S* として結果をここに報告する。

与えられる。また，同様にスイベルに対してカッタスピンド

22.1

歯当たり解析の方法
工具設定機構の解析

成形法の基本的な歯切り法は，ギヤの表裏歯面として凹凸

ルローテーションがカッタローテーションアングルθ回転した場合，スイベルの垂線を t として，カッタ軸はγ＝ 15°として，(1) 式により S* として与えられる。
以上の考え方により，工具円錐軸をクレードル軸に対しての円錐面を与えて，そのギヤ歯面の円錐面を工具としてピニ決定できる。

オン表裏歯面を創成歯切りする。歯当たりを適切に調整する

2.2 工具円錐面により創成されるピニオンおよびギヤ歯面の数値解析

歯切り盤の機構を利用して表裏歯面を同時に加工し，両歯面で作動状態が良好な歯当たりを得るようにする。

図 4 に，工具円錐とそれに固着した工具座標を示す。工具
座標により工具円錐は次式のように表される。

図 2 に，ハイポイドギヤ創成歯切り機構部の３次元表示を示す。 図中の各々のプレートが ，ある条件でリンクしており，回転することで工具円錐軸の位置および傾きを決定する。次に，簡単に説明をする。

⎛ Xc ⎞ ⎛ v sin α cos β
⎞
⎜
⎟ ⎜
⎟
⎜ Yc ⎟＝⎜ v sin α sin β
⎟
⎜
⎟ ⎜
⎟
⎜
⎟ ⎜
⎟
⎝ Zc		
⎠ ⎝ R cot α― v cos α⎠……………………………(2)

基底部のプレートをクレードルと呼び，回転軸の中心まわ
住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告図7

図5

計算と 3D/CAD によって描かれたピニオン歯面
Pinion tooth surface drawn by calculation and 3D/CAD software

ハイポイドギヤの歯当たり解析

3D/CAD により描かれたギヤ
Gear drawn by 3D/CAD softwareの同時接触線になる。この同時接触線をピニオンとともに回転する座標系に座標変換して，ピニオン歯面上の同時接触線を求めることができる。
図 5 は各クレードル回転角に対応するピニオン歯面上の同時接触線の集合でピニオン歯面を数値表現し，3D/CAD ソ
フトにより描いたピニオン歯面である。図 6 の実際に加工したピニオン歯面に一致している。
ギヤ歯面は ，ギヤ加工用円錐工具により成形歯切りされる。
工具円錐仕様と加工仕様によりワーク軸に固定されたギヤ座
標に各クレードル回転角における工具円錐を座標変換して，ギヤ歯面を表現できる。図 7 に，この方法で求めたギヤ歯面の数値を元に，3D/CAD ソフトにより描いたギヤ歯面を示す。

3
3.1
図6

グリーソン方式の歯切り盤により創成歯切りされたピニオン
Pinion generated by Gleason generator

歯当たり解析結果
3D/CAD ソフトによる歯当たり解析

図 8 は，2.2 の方法で得たピニオンとギヤ歯面の数値から得た歯当たり解析結果である。ハイポイドギヤのドライブサ

α 工具円錐の円錐角の半角

イド ( 凸歯面 ) を解析したものであり，横軸は歯筋方向，縦β 円錐の母線を指定する Xc 座標からの角度

軸は歯丈方向を表している。 横軸の左側は HEEL 側 (外径v 円錐頂点から任意点までの距離

側 )，右側は TOE 側 ( 小径側 ) であり，縦軸の上側は歯先側，R カッタ半径下側は歯元側である。カラーコンタ表示はピニオン歯面とギヤ歯面の隙間を示しており，青色→緑色→赤色になる程，隙

この任意点の法線ベクトル Nc は，次式のように表される。

間が狭くなり，強い歯当たりとなることを示している。図 9および図 10 の実機の歯当たりマークによく一致している。

⎛ cos α cos β⎞⎜⎟
cos α sin β ⎟Nc ＝⎜⎜⎟ ……………………………………(3)
⎜
⎟
sin
β
⎝
⎠

表 1 は，実際に加工し，歯当たり解析を行ったハイポイ
ドギヤの仕様である。
図 9 は，実際に加工した表 1 の仕様のハイポイドギヤの歯当たりマークである。図 10 は，実機の歯当たりマークを

2.1 の工具設定機構の解析により与えられた加工設定値により工具円錐の座標をクレードルとともに回転する座標系で表現する。クレードルの回転速度，ねじ運動の速度およびワーク軸に設置されているピニオンブランクの回転速度との相対速度をＷとする。
工具の創成運動によりできる工具円錐と被創成ピニオン歯面との接触の条件は，次式のように表される。

分かり易くスケッチしたものである。

4
4.1

今後の課題
より高性能な歯形設計手法の確立

現在までに蓄積された実機およびシミュレーションによる加工・歯当たりデータおよび歯面圧力・歯元曲げ応力・すべり速度などの計算値から，当社独自の歯車仕様計算，強度計
算およびマシンセッティング計算プログラムを開発すること

Nc・W ＝０………………………………………………(4)で，ギヤモータに最適な歯車を設計することが可能となる。
4.2



歯車精度の測定と管理(2) 式の工具円錐上で上記の接触の条件を満たす点の集合

３次元モデルを用いて，インボリュートギヤと同様に，歯が，各クレードル回転角における工具円錐とピニオン歯面と車精度の測定および管理をすることで，間接的な管理である
住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告ハイポイドギヤの歯当たり解析

ピニオン歯面とギヤ歯面の隙間 (mm)0.00500.0045歯先0.00400.00350.0030歯丈方向

0.00250.00200.0015歯元0.0010HEEL( 外径側 )TOE( 内径側 )

歯筋方向

図8

3D/CAD による歯当たり解析結果
Result of tooth contact analysis by 3D/CAD software

図9

グリーソン歯切り盤により歯切りされたギヤ歯面上の歯当たりマーク
Tooth contact mark on tooth surface of gear generated by Gleason generator

表1

ハイポイドギヤの仕様
Dimensions of hypoid gear

0.00050.0000図 10ギヤの歯面上の歯当たりマークのスケッチ
Sketch of tooth contact mark on tooth surface of gear

性能ハイポイドギヤの加工を行う可能性を得た。すなわ

ピニオン

ギヤ

歯数

3

45

外径

—

138 mm

圧力角

20°

20°

(2) 工具円錐とピニオン歯面との同時接触線により，ピ

歯幅

—

20 mm

ニオン歯面を数値表現した。この数値を元に，3D/CAD

オフセット

27 mm

—

モジュール

—

3.067

ソフトによりピニオン歯面を描いた。ギヤ歯面は，ギヤ

ち，グリーソン方式のハイポイドギヤ歯切り盤の機構を
ベクトル解析の手法で解析し，工具円錐軸をクレードル
軸に対して決定できる。

加工用円錐工具により成形歯切りされる。ワーク軸に固定されたギヤ座標に各クレードル回転角における工具円

歯当たり判定よりも，より高精度な管理体制を築くことが可錐を座標変換して，ギヤ歯面を数値表現できる。この数

能となる。

値を元に 3D/CAD ソフトによりギヤ歯面を描いた。こ

4.3のピニオンおよびギヤ両歯面形状は，実際に歯切りした

負荷容量の向上

歯面形状の数値化により，より高精度な歯当たり解析がでピニオンおよびギヤの形状に一致した。

き，特異な接触線を持つ歯形の検討が可能となる。

5

むすび

本報では，ハイポイドギヤを成形法で歯切りする場合において，歯面形状データを数値化し，それを元に数値解析および 3D/CAD ソフトを用いる歯当たり解析方法を開発し，そ（参考文献）
(1)

重見貴夫，
山本章．
3 次元モデルを用いたハイポイドギヤの設計シス

テム．
住友重機械技報，no.156，2002，
p.5 ～ 8.
(2) Hermann J. Stadtfeld．
Gleason Bevel Gear Technology．
The Gleason
Works．

の効果について述べた。
(1) グリーソン社の設計，歯当たり解析によらず，グリー
ソン方式のハイポイドギヤ歯切り盤を用いて，新たな高住友重機械技報 No.168 2008

パワートランスミッション・コントロール特集 論文・報告

ビルトイン型ダイレクトドライブモータの開発

ビルトイン型ダイレクトドライブモータの開発
Development of Built-in Type Direct Drive Motor
●池

上

雅

Masato IKEGAMI人＊

ビルトイン型ダイレクトドライブモータ
Built-in type direct drive motor

近年，産業機械の駆動装置において，ダイレクトドラ
イブ化が注目されている。これらの動向に対応するには，
液冷構造のビルトイン型ダイレクトドライブモータ（DDモータ）と呼ばれる，低速・大トルクタイプが必要となる。
そこで，今回，工作機械をターゲットに，新たに液冷構
造のビルトイン型 DD モータの開発に取り組んだ。
開発したモータは，要求仕様を満たすべく，さまざまな技術（SPM 構造，最適スロットコンビネーション，集中巻線方式およびステータの樹脂モールド化など）を取り入れている。これらの技術により，高トルク化，低コ
ギングトルク・低トルクリップル，高効率化および定格
運転時の巻線温度上昇 70 deg 以下を実現した。
本報では，開発した DD モータの設計技術および試作品にて検証された効果について述べる。

１

まえがき

2

DD モータシリーズの概要

近年，工作機械に代表される産業機械の駆動装置におい今回，開発を行う DD モータシリーズの定格回転数は 100て，高速・高精度化，タクトタイム短縮および装置のコンパ

r/min で，定格トルクが 50 ～ 1200 N・m の範囲をカバーするクト化などを狙って，従来の「サーボモータ＋減速機」からことを考え，次の点を目標とした。

「直接駆動 (ダイレクトドライブ )」が注目され，活発な開発(1) 高トルク化が行われている。

(2) 低コギング化

これに並行する形で，モータを構成する重要部品である永久磁石の性能向上が進み，永久磁石型同期モータの原理を用いた，ダイレクトドライブモータ (DD モータ) の開発と実用化が進んでいる。

In recent years, driving mechanisms of industrial
machinery is shifting to applying direct drive systems.
To respond to these requests, market requires slowspeed high torque motor, which is called direct drive
motor;“DD motor”
of built-in type with liquid cooled
structure. So, we have begun to develop built-in typeDD motor with liquid cooled structure that targets
machine tools market. To meet the requests, thedeveloped motor has taken various technologies(Surface Permanent Magnet structure, optimum slot
combination, concentrated winding, stator molding,etc). We achieved high-torque, low-cogging torque,
low-torque ripple, high-efficiency, and 70deg or lessof temperature rise at rated operation by the abovementioned technologies. In this report, we describe
the verified results of our DD motor design and its
prototypes.

(3) 高効率化

最大トルク 125 ～ 3 000 N・m
定格トルクの 1.5 % 以内 (p-p 値 )最適巻き線設計による銅損の抑制(4) 機械の温度上昇抑制

定格時巻き線温度上昇 70 deg 以

下(5) コンパクト化

扁平化 (モータ長さを短く)当社においても，上記の動向に対応するべく，既に製品化

表 1 に，DD モータシリーズの概略仕様を示す。モータ径

されている IPM および SPM モータの技術を用い，精密駆の種類を少なく ( 型などの製造コストを抑える) しつつ，さま動用としてビルトイン型中空 DD モータの開発を行った。

ざまなトルクが出力可能なように基本設計を行った。

＊ PTC 事業部

住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告表1

DD モータシリーズのラインナップ
Specifications of DD motor series
寸

枠

番

OD
(mm)

スロットコンビネーションによる特性比較
Characteristics comparison of slot combinations

極

数

8

10

10

8

スロット数

12

12

9

9

6

基本波次数

24

60

90

72

24

最大トルク
LS
(mm)

表2

TP
NP
TC
NC
TC
NC
(N・m) (r/min) (N・m) (r/min) (N・m) (r/min)

法

ID
(mm)

ビルトイン型ダイレクトドライブモータの開発

定格 ( 液冷 ) 定格 ( 無冷却 )D132SSB

70

125

50

25

コギングトルク

D132SB

90

200

80

40

巻線係数

D132MBφ 230 φ 132

110

275

D132LB

140

375

150

75

D132LLB

190

550

220

110

D160SSB

70

250

100

50

D1606SB

90

400

160

80

φ 310 φ 210

200

110

150

560

140

800

320

160

D160LLB

190

1200

480

240

D180SSB

80

400

160

80

D180SB

100

650

260

130

φ 385 φ 275

100

360

150

112

120

900

D180LB

150

1300

520

180
260

200

1950

780

390

85

600

240

120

D225SB

105

1000

400

200

125

1400

155

2000

800

400

3000

1200

600

D225MB

φ 455 φ 310

D225LB
D225LLB205

OD ステータ外径

ID ロータ内径

100

560

150

280

△

○

△

×

0.93300.94520.94520.8660有効鎖交磁束

×

△

○

○

×

コイルエンド部高さ

○

○

△

△

×

巻線コスト

△

△

△

△

○

×

△

○

△

×

総

150

N

N

コギングトルク

S

3

V コイル
W コイル

ティース

コア

コイル

スロット
U コイル
V コイル

ティース

W コイル
集中巻きコイル

S

図2

図1

スロット

コイルエンド高さ
30 〜50 ％低減

150

Ls モータ長さ

S

U コイル

分布巻きコイル

永久磁石回転子
固定子

合

150

集中巻きステータ

D180LLB
D225SSB300

×0.8660分布巻きステータ

110

D180MB

225

55

D160LB

D160MB

100

300

8

N

N

S

分布巻きと集中巻きのコイルエンド部高さの比較
Comparison of coil end height between distributed winding andconcentrated winding

IPM 構造に比べると，磁気的なアンバランスの影響を受けやすく，コギングトルクが大きくなる傾向があること，ロー

回転位置θ
電気角 60°脈動数
24/ 回転コギングトルク（8 極 12 スロット）
Cogging torque (8 poles 12 slots)

コギングトルク

タ表面に磁石を貼り付ける構造であることから，組付け作業
時に磁石を割ってしまう恐れがある，といった欠点を持つ。
4.2

平板形状高性能磁石

高トルクを実現するべく，磁石にはネオジウム，鉄およびボロン焼結磁石を採用しており，さらに，低コストおよび共用化を図るべく，形状を平板形状とした。

磁石モータでは，固定子巻線に電流を流さない状態でも永しかし，磁石を平板形状にすると，磁石磁束をなめらかな

久磁石の磁束が残り，これによって永久磁石と固定子鉄心と正弦波状に分布させることが難しく，前項と同様にコギングの間に脈動のトルクを発生する。これをコギングトルクと呼トルクが大きくなる傾向がある。そこで，本モータでは，磁び，永久磁石の極数と固定子スロット数の最小公倍数の脈動

石の角部形状に工夫を加え，磁石磁束を正弦波状に近づけるを生じ，その値は脈動数に反比例する。例として，図 1 で改善を行っている。

は極数が 8 で，スロット数が 12 であるので，1 回転で 24 の4.3

脈動数となる。このコギングトルクが大きいと，装置の精度低下や振動・騒音の原因となる。

スロットコンビネーション

極数とスロット数の関係をスロットコンビネーションと呼び，モータ特性の基本波次数は，この極数とスロット数の最コギングトルク低減には，脈動数を増加させる極数とス

小公倍数で決まる。この基本波次数が大きい方がコギングト

ロット数の選定，磁石磁束波形の正弦波化などが有効である。

ルクやトルク脈動の振幅を小さくでき，高性能となる。また，

4

導入技術

4.1

SPM ロータ構造

このスロットコンビネーションによって決定される巻線係数と呼ばれる主磁束の有効活用度合を示す数値が，1 に近いほどより有効活用できており，モータがより高性能となる。

低速であることから, 磁石が飛散する恐れがなく，かつで

今回開発の DD モータのスロットコンビネーションは，極きる限り高トルクを実現するべく，本モータではロータ構造

数：スロット数＝ 10：9 系列であり，ロータ 1 回転当たりをロータ表面に磁石を貼り付ける SPM ( 表面磁石型 ) 構造をのコギングトルクの基本波次数は 90 の倍数となり，他の組採用した。本構造では，磁石磁束を固定子巻線に有効に鎖交

み合わせと比べても，その低減効果は大きい。また，巻線係させることができ，IPM ( 磁石埋込み型 ) 構造に比べて，応数も 0.9452 と，次項で述べる集中巻きの組み合わせのなか答性が高いことが大きな特長である。しかし，SPM 構造はでは最も大きくなる (表 2 )。
住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告ビルトイン型ダイレクトドライブモータの開発

2.0

整列巻き
…巻線占有率向上，密着性向上

1.0

ストレートティース…整列巻き用図3

整列巻きおよびステータティース
Perfect layer coil winding and stator teeth

4.4

集中巻線方式0.0(T)

FEM 解析結果（磁束密度分布）
FEM analysis results (Distribution of magnetic flux density)

図4

本モータでは，モータの長さを短くでき，コンパクト化が可能な集中巻線方式を採用した。集中巻線方式は，図 2 の磁石割れ (ステータ接触 ) 防止
(端板外径 > ロータ外径 )通り，導線を数個のスロットをまたいで巻く分布巻線方式に

横滑り防止(回転方向 )

比べ隣接するスロット間で導線を巻くことから，コイルエンド部の高さを低減することができ，さらに導線長さが短くな

永久磁石ることで巻線抵抗の低減，すなわち銅損低減および効率向上

横滑り防止
(軸方向)

のメリットもある。また，固定子ティースに直接巻線するこロータ端板とが可能なことから，巻線作業が容易になるというメリットもある。
その反面，分布巻線方式に比べて巻線係数が低くなり，さ永久磁石

ロータヨーク

磁石の保護方法
Protection method of magnets

図5

らにステータスキューといった性能改善策が採用困難である
ことからトルクなどの性能低下の影響も考えられる。スロッ

そこで，本モータでは，モータの基本性能はほとんど低下

トコンビネーションでは，巻線係数が大きくなる組み合わせ

させずに，これらの影響を緩和するべく，FEM 解析によるを選択する必要がある。

ギャップ長の最適化を行った。

4.5

4.8

整列巻き

集中巻線方式の導線の巻き方を乱巻きではなく整列巻きとすることでムダのない巻線形状となり，さらにコイルエンド部の高さを低減することができ，また，図 3 のように巻線本モータでは，次の目的により，ステータの樹脂モールド化を行っている。
(1)

占有率，巻線同士やステータコアとの密着性を向上させる。
これにより，銅損低減や巻線からステータコアへの伝熱能力

熱伝導性の高い樹脂を使用することで，巻線−ステー

タコア−フレーム間の伝熱能力の向上を図っている。
(2)

向上が図られ，巻線温度上昇を抑制することができる。

特殊スロット形状 (ストレートティース) により，コアによる巻線の把持が困難である。そのことから，樹脂

その反面，巻線作業に制約を受けることから，分割コアをモールドにより巻線を固定させる。合わせて，通電時の用いたり，次項で述べるような特殊なスロット形状を採用す

巻線の振動を抑制でき，低騒音および低振動化にも効果る必要がある。

がある。

4.6

コア形状の最適化(3) 負荷が掛かった際，ステータが空回りしないようにす本モータでは，整列巻き巻線を採用し，図 3 のようにス

る べ く，フレーム焼嵌による締付け力に加えて，樹脂モーテータティースの根元部をストレートにした特殊スロットとルドによりステータコア−フレーム間の接着も担う。これ

しており，さらにティース部やヨーク部の磁束飽和を考慮しは，当社の一般的なモータではノックピンを使用していた FEM 解析による最適設計を行っている ( 図 4 )。

るが，本モータではフレーム外周に液冷用冷媒路を設け

しかし，このようなスロット形状では，ロータ回転中のていることから，使用することができないことによる。

ティースからティースへの磁石磁束の磁気変位が大きく，コ(4) 樹脂モールドにより冷却水や研削油などが掛かったと

ギングトルクやトルク脈動を増加させる原因となる。
4.7

きの耐性や耐圧性能向上を図り，ビルトイン型として使ギャップ長さ（ステータとロータの隙間）の最適化

前述の通り，本モータは，次の理由により，コギングトル
クの低減が難しい。
(1)

SPM 構造により，磁気的アンバランスの影響を受け易い。
(2) 平板状磁石により，磁石磁束の正弦波化が困難である。
(3)

特殊スロット形状 (ストレートティース) により，磁石磁束の磁気変位が大きい。


ステータの樹脂モールド化用できる構造にしている。
4.9

液冷方式

本モータでは，フレーム外周にらせん溝を設け，そこに液体の冷媒を流通させる，液冷方式を採用した。4.5 および 4.8にて向上された巻線−コア−フレーム間の伝熱能力と合わせ，巻線で発生した熱を効率よく冷却することができる。
4.10

ロータ端板・ロータヨーク

本モータは，ビルトインタイプであること，SPM 構造で
住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告コギングトルク（N・m）

コギングトルク（N・m）

p − p 値 定格トルクの 1 ％以下

評価試験結果（コギングトルク）
Evaluation test results (Cogging torque)

図7

極数とスロット数の最小公倍数の次数周波数（Hz）
周波数分折
図6

石保護に，次の対策を行っている ( 図 5 )。
(1) 磁石の回転方向へ横滑りを防止するべく，ロータヨー
クの磁石貼付部を溝形状としている。
(2) 磁石の軸方向への横滑りを防止するべく，ロータ両端に端板を配置している。
(3) 組立時，ロータが少しでもステータ内側に入ると，磁5FEM 解析による検証

当社では，寸法形状の最適化 ( コア形状および磁石形状の決定 ) を行う際，FEM 解析による検証を行っており，コギ

定格トルク時
トルク定数− 10 ％の傾き

比で約 19 % と，かなり乖離が大きかった。また，コギング
トルク波形の分析の結果，スロット数と同回数の周期が表れており，これはロータの製造誤差が大きいことを意味している。つまり，FEM 解析との誤差は，上記のような製造誤差
を FEM 解析では考慮していないことから生じたものである。
6.2

定格運転時巻線温度上昇・モータ特性

定格運転時の効率は 81 %，巻線温度上昇は 43 deg となり，目標値 (70 deg 以下 ) を大きく上回る結果となった。

外径をロータ外径より少し大きくすることで，磁石が直接ステータコアへ当たらないようにしている。

定格トルク時
トルク定数

評価試験結果（トルク定数減衰率）
Evaluation test results (Attenuation rate of torque constant)

図8

石の吸引力により磁石貼付面がステータコアへ当たり，磁石が割れてしまう恐れがある。そこで，ロータ端板の定格トルク時
トルク定数の傾き
定格トルク時
トルク定数 +10％の傾き

電流（A）

FEM 解析結果（コギングトルク）
FEM analysis results (Cogging torque)あることから磁石の固定やお客様がモータを組付ける際の磁p − p 値 定格トルクの 1.5 ％以下

時間（ s ）

トルク（N・m）

コギングトルク（N・m）

時間（ s ）
時系列データビルトイン型ダイレクトドライブモータの開発

次に，トルク定数減衰率は，図 8 の傾きから約 15 % となり，前項の FEM 解析結果と同様の結果となった。
最大出力時の端子電圧は約 190 V となり，FEM 解析との誤差は約 5.6 % であった。

7

むすび

ングトルクや過負荷時におけるトルク定数 ( ＝トルク／電流 )本報ではさまざまな技術を導入し，産業機械の直接駆動の減衰率および最大出力時の端子電圧などを確認している。

( ギヤレス化 ) に適用するべく開発した DD モータシリーズ

本章では，解析事例として，D160LB ( 表 1) における FEMの概要を述べた。

解析結果を紹介する。

(1)

図 6 に，コギングトルクの時系列波形と周波数特性を示す。

SPM ロータ構造およびネオジウム・鉄・ボロン系高性能磁石の採用により，高トルク化を実現した。

p-p 値は約 2.75 N・m で，定格トルクの 0.46 % であり，目標(2) スロットコンビネーション 10 極 9 スロット系列の採用，値を満足する結果となった。また，周波数特性としては，極ギャップ長の最適化および磁石角部の最適形状化によ

数とスロット数の最小公倍数の次数が支配的であった。

り，低コギングトルク・低トルクリップルを実現した。

トルク定数減衰率 ( 電流−トルク直線性 ) は約 14.7 % とな

(3) スロット形状の最適化および整列巻き巻線の採用により，また，最大出力時の端子電圧は約 180 V で，電源電圧

る巻線占有率の向上および巻線設計の最適化により，高200 V 以下であることから，すべての運転領域 ( 速度−トルク

効率化 ( 銅損低減 ) を実現した。

範囲 ) において，運転可能であることが分かる。

6(4) ステータの樹脂モールド化により，定格運転時の巻線
温度上昇 70 deg 以下を実現した。

試作品による検証

前章で紹介したモデル (D160LB) を試作し (冒頭写真 )，モ
ータ特性の検証を行った。詳細は次に述べるが，製品としてより多くのお客様に使用頂けるよう，今後も更なる高トルク化およびトルク脈動低減など，高性能化に積極的に取り組んでいく所存である。

は目標を満足する結果となった。
6.1

コギングトルク

コギングトルクは，図 7 に示す通り，p-p 値が 6.8 N・m，定格トルクの約 1.1 % であり，結果としては，目標値 (1.5 %以内 ) を満足しているが，FEM 解析との誤差は定格トルク（参考文献）(1)

株式会社日立製作所 総合教育センター技術研修所．
わかりやすい小形モータの技術．
オーム社，2002，p.11 ～ 18．
(2)

堀洋一，寺谷達夫，正木良三．
自動車用モータ技術．
日刊工業新聞社，

2003，p.44 ～ 55．
住友重機械技報 No.168 2008

パワートランスミッション・コントロール特集 技術解説

精密制御用サイクロ ® 減速機 F4C − Dシリーズの開発

精密制御用サイクロ® 減速機 F4C−Dシリーズの開発
Development of FINE CYCLO® F4C − D Series
●梅

田

和

良＊

Kazuyoshi UMEDA

主軸受
曲線板

偏心高速軸

枠
出力側フランジ

精密制御用サイクロ® 減速機F4C － D
FINE CYCLO® F4C － D

１内歯車機構である ( 図 2)。また，内ピンはクランク軸 ( 高はじめに速軸 ) 中心と同心円上に配置されているので，高速軸と少子高齢化による労働力不足，中国などとのグローバルな競争に対応するべく，ロボットによる省人化，生産性向上が

この二つの機構を組み合わせ，内ピンにローラを装着し，期待されており，更なるロボットの高性能化が重要な課題と転がり接触にすることで，高いギヤ効率が得られるようにしなっている。

た減速機である ( 図 3)。

ロボット高性能化の一つの方向性として，コンパクト化があげられる。ロボットのコンパクト化には，ロボットの関節部に使用され動力伝達をしている減速機のコンパクト化 ( 高
トルク密度化 ) が重要な役割を果たしている。

3

構造特長

従来品Ｆ2Ｃ－Ａシリーズの構造を図 4 に，新製品Ｆ4Ｃ－Ｄ
シリーズの構造を図 5 に示す。

当社はロボット用減速機として精密制御用サイクロ® 減速

従来品Ｆ2Ｃ－Ａシリーズでは，「出力側フランジと内ピン」，

機を市場投入しているが，市場の高トルク密度化の要求を受「出力側フランジと主軸受内輪」
および「偏心高速軸と軸受内輪」

け開発を進めていたＦ4Ｃ－Ｄをこのたびシリーズとして完成

を別々の部品として購入，または製作し，組み合わせていた。

させた。 本シリーズでは， 部品一体化技術を開発したこと

新製品Ｆ4Ｃ－Ｄシリーズではこれらを内製化し，設計，加工おで，従来シリーズに対して大幅にトルク密度を向上させるとよび熱処理を工夫することで一体化を達成した ( 図 6)。

ともに，高速軸の最大ホロー穴径の拡大，およびお客様部品との取付け部の設計自由度の向上を達成した。
本報では，Ｆ4Ｃ－Ｄシリーズの構造特長および製品特長について述べる。

2

基本構造

精密制御用サイクロ® 減速機は，次の機構を有する (1)。
(1) 内歯車に円弧歯形および遊星歯車にエピトロコイド平行曲線を採用することで，歯先干渉がなく，多数の同時噛み合い数を持つ内接式遊星歯車機構である ( 図 1)。
(2) 高速で公転しながら，同時に低速で自転している遊星
歯車の自転だけを円弧歯形 (内ピン) で取り出す，等速度

低速軸が同心となっている＊ PTC 事業部

これら部品の一体化により，スペースの有効活用が可能となり，減速機の高トルク密度化を達成することが可能となっ
た。

4

製品特長

(1)

従来品に対して，許容ピークトルクが最大 24％向上

した。
(2)

従来品に対して，許容モーメントが最大 45％向上した。
(3) 従来品に対して， 高速軸の最大ホロー穴径が最大33％拡大した。
(4) 出力側フランジと内ピンの一体化により，出力側フラ
住友重機械技報 No.168 2008

技術解説

精密制御用サイクロ ® 減速機 F4C − Dシリーズの開発

外ピン

内ピン

ω2

ω1

クランクシャフト

e

Op

曲線板

遊星歯車
( 曲線板 )

偏心体e(偏心量)

Os

遊星歯車 ( 歯数 P)

2e
内ピン( 内ローラ付き)

固定太陽内歯車( 歯数 S)

内接式遊星歯車の機構
Internal planetary gearing

図1

主軸受( テーパころ軸受 )枠

等速度内歯車の機構
Constant speed internal gearing

図2

出力側フランジと内ピン一体構造

出力側フランジと主軸受内輪一体構造

枠

出力側フランジ( 低速軸 )

図3

主軸受
( アンギュラ玉軸受 )

出力側フランジ( 低速軸 )

キャリア

サイクロ ® 減速機の機構
Structure of CYCLO® DRIVE

出力側フランジ

キャリア

内ピン
内ローラ
偏心高速軸
( 高速軸 )

内ローラ

高速軸支持軸受

偏心高速軸( 高速軸 )

偏心高速軸
と軸受内輪
一体構造

曲線板

偏心体用軸受F2C － A の構造
Configuration of F2C － A

表1

主要仕様（2）Major specifications
枠番
減速比

項目

定格トルク ( 出力 15r/min)(N・m)

曲線板

偏心体用軸受外ピン

図4

高速軸支持軸受

外ピン

Ｄ 25

図6

Ｄ 30

一体化部品例
Example of integrated parts

Ｄ 35

Ｄ 45

59 比

89 比

59 比

89 比 119 比 59 比

89 比 119 比 59 比

89 比 119 比 59 比

89 比 119 比

201

178

434

383

500

707

1 383

351

566

458

800

648

1 565

許容ピークトルク (N・m)

417

883

1 226

1 717

3 188

瞬時許容最大トルク (N・m)

834

1 766

2 453

3 581

6 377

許容モーメント (N・m)

883

1 777

1 668

1 962

2 943

許容スラスト荷重 (N)

3 924

3 924

5 199

7 848

10 791

1

1

1

1

1

ばね定数 (N・m/arcmin)

49

112

173

220

450

モーメント剛性 (N・m/arcmin)

510

833

1 128

1 472

2 453

許容最高入力回転数 (r/min)

6 150

5 050

4 550

3 950

3 150

ロストモーション (arcmin)

内ピン

出力側フランジと内ピンと主軸受内輪を一つの部品で構成

F4C － D の構造
Configuration of F4C － D

図5

Ｄ 15

主軸受内輪

1 267

ンジの取付けボルト穴位置の自由度が向上し，お客様部

が最大 24 ％向上」，「許容モーメントが最大 45 ％向上」，

品との取付け部の設計自由度が向上した。

「高速軸ホロー穴径が最大 33 ％拡大」および「お客様部品との取付け部の設計自由度向上」を達成した。

(5) 出力側フランジ面がフラットなことから，この部分のシール作業が容易である。また，高速軸が減速機に支持5されているので，モータと高速軸との連結が容易である。

( 参考文献 )Ｆ4Ｃ－Ｄシリーズの主要仕様を，表 1 に示す。

住友重機械技報，(1) 山本章．
サイクロ ® 減速機 6000# シリーズの開発．

おわりにno.156，2004.
(2)

住友重機械工業株式会社カタログ．精密制御用サイクロ ® 減速機

F4C − D シリーズ．F2002 − 1.0.

(1) ロボット用減速機として使用される精密制御用サイクロ®
減速機Ｆ4Ｃ－Ｄシリーズを開発した。
(2) Ｆ4Ｃ－Ｄシリーズは従来品に比べ，「許容ピークトルク
住友重機械技報 No.168 200810

パワートランスミッション・コントロール特集 技術解説

精密制御用サイクロ ® 減速機 F1C − Eシリーズの開発

精密制御用サイクロ® 減速機 F 1 C−Eシリーズの開発
Development of FINE CYCLO® F1C−E Series
●山

本

章＊

Akira YAMAMOTO

一般的に歯車のバックラッシは，加工上避けられない誤差や負荷による変形を吸収し，歯車のスムーズな回転に必要な隙間であるが，これが大きいと特にサーボを位置制御用途で使用する場合には正確な位置決めが困難となる。また，いわゆる制御上の不感帯として作用して障害を引き起こす場合がある。バックラッシが 1 〜 3 分程度のものは，主として高速の搬送装置や工作機械の一部に使用され，多くはインボ
リュート歯車による遊星歯車機構が用いられる。遊星歯車機
構にもいくつか種類があるが，多くはクドリヤツェフの分類(1)

による 2 K － H 型か K － H － V 型が用いられる。2 K － H 型は減速比が 10 以下であれば小さい外径でコンパクトにできるが，10 を超える減速比では 2 段減速が必要となることから
F1C － E Series

軸方向に長くなる。また 1 段減速，2 段減速とも中空貫通軸構造とするのは困難である。バックラッシが1分以下のもの
は，主としてロボットなどの関節部に使用され，減速機の構

１

はじめに

る。この構造は扁平な形状で高減速比を得ることが可能であ

精密制御用の減速機は主として FA 関連機器の駆動装置とり，また中空貫通軸構造にしやすい利点がある。非常に高い

してサーボモータに結合され，位置制御，軌跡制御，トルク

精度と剛性を持つ減速機であるが，その構造上，低減速比を制御および速度制御などに使用される。その用途は多岐にわ製作することが困難なことから，減速比 30 － 250 程度のもの

たっているが，特に小型化，高速化が進むロボットの関節部が主体である。

に組み込まれるものは，限られたスペースの中に配置されながら非常に大きな加速 ･ 減速トルクが作用し，かつ曲げモー
メントも同時に負荷される厳しい条件下で使用される。
これらの減速機には，より小さな質量，体積で大きなトル
クを伝達するコンパクト化要求 ( 高トルク密度化要求 ) およ

3

薄型化への取組み

本報では，コンパクト化要求のなかでも特に軸方向長さの短縮に着目して開発した F1C － E シリーズについて解説する。

び減速機内部にケーブル類を通す大径中空貫通軸の要求が高F1C－E シリーズは前述の K－H－V 型遊星歯車機構を持ち，い。また，精密制御用として高い回転精度と剛性が求められバックラッシ 1 分以下で小型ハンドリングロボットを主な用ることはもちろんである。

途とする。その商品化に当たっては，徹底的な薄型化を目指

当社の精密制御用減速機サイクロ® 減速機においてもこのして新規技術の開発を行った。主なものは，(1) 主軸受と出要求に対応するべく，F4C－D シリーズおよび F2C－C シリー

力軸内歯車の一体化，(2) 軸方向寸法を短縮した円筒コロ軸ズを開発，商品化してきた。本報ではこれら精密制御用減速受の開発 ，および (3) 入力フランジと内ピンの一体化である。

機の概要と，さらに軸方向の薄型化を図り大きな中空貫通軸を持つ新商品 F1C － E シリーズについて述べる。

2

11

造は，K － H － V 型の遊星歯車機構を用いたものが一般的であ精密制御用減速機の概要

まず，(1) の主軸受にはクロスローラ軸受を採用し，軸方向寸法の短縮と曲げモーメント剛性確保を図っている。さらに，このクロスローラ内輪は出力軸でもある内歯車と一体化されており， 薄型化へ大きく寄与している。(2) の円筒コロ

現在市販されている精密制御用減速機には多くの種類があ

軸受は偏心カムとして公転運動を与える重要部品であるが，るが，大きくは減速機のバックラッシ (またはロストモーショ

軸方向の長さを抑えるべく軸受保持器の設計を全面的に見直ン) のレベルで分類される。

しており，必要な強度確保とコンパクト化を達成している。

精密制御用減速機の静的な状態での特性値は，出力軸トル(3) は従来別部品として製作されていた入力フランジとピン

クと出力軸ねじれ角の関係を図で表した，ヒステリシスカーを一体化し，ピンの保持に必要であったフランジ部の肉厚をブとして表現するのが一般的である ( 図 1)。バックラッシと削減している。これら新規技術を適用した薄型化により，構は，ヒステリシスカーブから読み取れる減速機の入出力軸造面で減速機全体の剛性にどのような影響があるかの評価間に存在するガタ ( 図中のロストモーション ) のことであり，に，減速機全体を 3Ｄモデル化し，その変形特性を組立状態

多くは入力軸を固定した場合の出力軸の回転角度として表さでシミュレートした上で各部寸法を決定している ( 図 2 )。これ，分 (arcmin) 単位で表示される。

のシミュレーションによって各部の形状最適化が試作前に可＊ PTC 事業部

住友重機械技報 No.168 2008

精密制御用サイクロ ® 減速機 F1C − Eシリーズの開発

技術解説

ねじれ角

開発機 F１C−Ea−100％ (定格)

b

−50%
50％
ヒステリシスロス

開発目標および開発機
従来機
他社減速機 A

従来機
トルク100％ (定格)b
バネ定数 = —a

約 40％短縮

許容加減速トルク

ロストモーション−3％ 3％

図1

ヒステリシスカーブ
Hysteresis curve

減速機体積(b) 許容加減速トルク比較(a) 軸方向長さ比較
図3

開発機のトルク密度
Torque density

10

低速軸回転角度

8
Fixed

6

Free
実験結果

4
2

z

0
y

0

10

x
(a) 解析モデル

図2(b) 解析結果

2030
低速軸トルク4050(c) ねじり剛性比較

解析による性能予測
Performance forecast by 3D simulation

能となり，軽量化と開発期間の短縮が図られている。これら待される。

の技術開発により F1C － E シリーズでは，ほぼ同一外径のコンパクト化 ，高トルク密度化の観点からは ，あらかじめ減速機で軸方向長さを従来比約 40 ％短縮しつつ許容加減速

サーボモータと減速機を一体化したギヤモータとして構成

トルクを 10 ％向上させている ( 図 3 )。

し，ムダなカップリングを排してアクチュエータとしてのコ

4

今後の課題

次世代の産業用ロボットではさらに設置面積の削減や省エネルギー化が進み，その用途も現在主流である自動車製造ラ
イン向けから一般機器の組立，搬送へ拡大すると予想される(1)。次に，ロボットを中心とする精密制御用減速機の今後

ンパクト化を目指したものもある。サーボモータと減速機を分離できることが必要な用途もあり，一概に言えないが，性能向上を追求する用途では，減速機とモータとの一体化は今
後も進むものと思われる。

5の課題について述べる。

おわりに(1) 精密制御用減速機においてコンパクト化，薄型化およサーボモータの小型化は同時に高速化をも促進し，その回び大径中空貫通軸の要求が高い。K － H － V 型遊星歯車機

転数は従来は毎分 3 000 〜 5 000 回転程度であったが，現在構を用いて，これらの要求に対応した精密制御用減速機

は瞬間的に毎分 6 000 回転以上のものも珍しくなくなってき

F1C － E シリーズを開発した。

ている。このような高速回転化に伴う発熱，温度上昇の増大(2) 開発に当たって，複数の主要部品を一体化するとともに対応するべく， 歯車， 軸受およびシール部の表面性状改善，に減速機全体を３Ｄモデル化し，その変形特性をシミュ

潤滑能力向上などによる低摩擦化技術も開発が進んでいる。

レートすることで形状最適化を図り，従来比 40％軸方向

また，機械装置の省エネルギー化に大きく影響する減速機の寸法を短縮し許容加減速トルクを 10 ％向上させた。

伝達効率およびランニングトルクは速度や負荷への依存性が今後は，顧客要求の更なる満足を目指して，精密制御用減高く，特に低速，低負荷率において伝達効率が低い傾向があ

速機の性能向上と機種拡大を図る所存である。

る。常に加減速を繰り返すような使用方法が多いロボット用
途では，省エネルギー化および制御性向上の面から，ある特定の領域だけでの効率でなく，運転領域全般にわたる高効率が求められる。特に，低速度域での低摩擦化技術の開発が期（参考文献）(1) 両角宗晴. 遊星歯車と差動歯車の設計計算法. 1984．
(2)

NEDO．技術戦略マップ（ロボット）2008．

住友重機械技報 No.168 200812

パワートランスミッション・コントロール特集 技術解説

モータの高効率法規制の現状と動向

モータの高効率法規制の現状と動向
Trend of Motor Efficiency Regulations
●荻

原

勇

Isao OGIWARA男＊

高効率モータ
Efficient motor

１

はじめに

隣国のカナダでは，1992 年にエネルギー効率条例 (EEAct)

世界で 3 億台のモータシステムがあり，モータの電力消と 1995 年にエネルギー効率規格 (EER) が NRCan により制費量は年間 7400 TWh で世界の電力消費量の 40 %を占めて定された ( 図 2 )。1995 年 2 月 3 日以降に輸入されるギヤモーいると推定されている。ピーク負荷時には設備容量 1600 〜

タ・耐爆モータに規制が追加され，効率基準値を満たしてい2 300 GWe に相当し，電力消費量をCO2 排出量に換算するとないモータ・ギヤモータに対して輸入禁止処置がとられてい4 300 Mt/y に相当する。モータシステムに対して高効率化にる。これにより，ギヤモータについても高効率モータで対応

よる省エネルギーが着目されており，エネルギー削減を行う

することが義務づけられた。

余地は全体で 20 〜 30 %であると推定され，有望な省エネル

2.3

ギー対象分野となっている。

22.1

現在の高効率規制
日本国内の高効率規格

1997 年にいわゆる「省エネ法」( エネルギーの効率的使用，無駄遣いの排除推進する総合的な法律）が制定され，同年に欧州（EU 地域）のモータ効率区分

ECは，各モータメーカーに対して効率区分によってモータの選定が行えるような表記方法を考案するよう勧告を行い，これに応じて CEMEP(European Committee of Manufacturersof Electrical Machines and Power Electronics 欧州のモータメーカー業界団体 ) は自主合意として欧州効率表記案を策定した ( 図 3 )。

「工場におけるエネルギー消費源を年平均 1 % 改善」の告示が効率区分は三つに分けられ，効率値が高い順に EFF1，

なされている。さらに，1999 年 4 月に「計画的な省エネ投資

EFF2，EFF3 となる。EFF1 は，高効率レベルの効率区分の推進」と「対象工場・事業所の拡大」の改正が行われ，高効

で JIS C 4212 に対して若干高い効率値となっている。この率化推進の活動が行われている。

区分がEU地域での効率規格に準じて使用されており，有力また，高効率モータ規格としては社団法人日本電機工業会

メーカーでは EFF1の商品をシリーズ化するなど，高効率化

より技術資料として「省エネルギーのための電動機の選定と要請に応じた活動をしている。ただし，米国のような強制力

適用，JEM − TR137」が適用されてきた。2000 年 7 月20日にを持った高効率規制は行っていない。

高効率モータの JIS 規格「高効率低圧三相かご形誘導電動機，
JIS C 4212」が制定され，現在は JIS が基本規格として活用されている ( 図 1)。規格および高効率化を推進する法はある

3

今後の高効率化の動向

地球温暖化対策などの背景からモータの高効率化に注目がが，強制力はなく，高効率モータ採用の動きは小さい。

集まっているが，高効率モータが広く普及しているとは言い2.2

難い状況が続いている。これはモータの効率を向上する場合

米国およびカナダの高効率法規制

1992 年に米国で成立したエネルギー政策法 (EPAct) によにモータが大型化したり，高性能な材料を使用することでコスり 1997 年 10 月 24 日以降，米国で販売されるモータ，またトが上昇することが大きな要因であるが，各国・地域でモーはモータを組み込んだ製品はモータ効率値の規制対象となっタ効率の区分や規格が統一されていないことも原因としてあた。これによって，モータがエネルギー効率基準を満たさなげられている。本章では，現在準備が進められている統一的い場合は，罰則が適用されることになり，米国では強制力をな効率規格制定と今後の高効率規制の動向について述べる。

持った高効率規制が行われている。(対象 1 HP 〜 200 HP，対3.1

象電圧 230 V & 460 V，商用電源モータ) ただし，現状では
13

ギヤモータなどは対象外となっている。

＊ PTC 事業部

統一的な効率クラスの規格

高効率モータの普及の阻害要因としては，国によって効率
住友重機械技報 No.168 2008

100

100

95

95

90

90

60 Hz

モータ効率 (%)

モータ効率 (%)

技術解説

50 Hz

85
80
75
70
0.1

EFF1/EFF2

EFF2

85

EFF2/EFF3
EFF3

80
75

1

10
出力 (kW)

100

70

1 000

JIS C 4212 のモータ効率（4極）
Motor efficiency of JIS C 4212(4 poles)
100

100

95

95

90

90

85
80

1

10
出力 (kW)100

CEMEPのモータ効率区分（4極 50 Hz）
Motor efficiency of CEMEP(4 poles 50 Hz)

図3

モータ効率 (%)

モータ効率 (%)

図1

EFF1

モータの高効率法規制の現状と動向

85

IE3
IE2

80

75

75

70
0.1

70
0.1

IE1

図2

1

10
出力 (HP)

100

1 000

EPAct，NRCanのモータ効率（4 極 60 Hz）
Motor efficiency of EPAct，
NRCan(4 poles 60 Hz)

図4

1

10
出力 (kW)

100

1 000

IEC 60034 − 30のモータ効率区分（4極 50 Hz）
Motor efficiency of IEC 60034 − 30(4 poles 50 Hz)

値の基準と測定方法が異なること，および共通の明示 (ラベル)Performance Standard

最低エネルギー効率基準 ) という言制度がないことがあげられている。

葉，考え方を用いて規制の準備がなされている。

各国で効率の基準値が異なることについては，IECで，効率の基準値より低いモータの製造や販売を禁止する，強IEC60034 − 30として，統一的な効率クラスの規格の策定が制的な MEPS は先に述べた米国やカナダなどを含め，10ヶ行われている ( 図 4 )。効率クラスは，IEコードで表示する

国で行われている。この動きは今後拡大すると予想されてシステムが検討されており，効率値の高い順にIE4， IE3，

おり，EU地域ではIEC60034 − 30の制定後に IE2 (高効率 ) レ

IE2，IE1 となる予定である。IE4 は新設であり，NEMA (米ベルの規制を実施すると考えられている。EU地域では新規

国電機工業会 ) で規定される最高効率値の NEMA Premium

格の対象範囲に準じる範囲を対象とする予定で，ギヤモータ

を超える効率レベルに相当し，現状では参考値の扱いとなっを含む広い範囲で規制が 2011年頃に実施されると考えられている。IE3 は高効率を超える (プレミアムと称される) レベている。また，日本でも同様な構想があり，2012年頃に EU

ルの効率クラスで，NEMA Premium で規定する効率レベル

地域と同様の規制が実施される可能性がある。

に相当する。 IE2 は高効率レベルの効率クラスで，JIS C

3.3

米国の動向

4212 や CEMEPの規定する EFF1に相当する。IE１は標準

米国では 2.2 で述べた高効率規制に加え，2001年に NEMA

レベルの効率クラスで，JIS C 4210 ( 一般用低圧三相かご形

Premium が規定されるなど，モータの強制力を持つ高効率

誘導電動機 ) やEFF2で規定する効率レベルに相当する。こ化を進めてきた。今後，NEMA Premium レベルでの強制的の新規格は 50 Hz と 60 Hz の両方を対象とし，0.75 kW からなMEPSの開始が提案される予定である。

370kW までの 2，4，6 極モータを範囲とする予定で，汎用モータのみではなくギヤモータおよびブレーキ付きモータなども対象となる予定である。
また効率値の明示 (ラベル) については，IEコードと効率値の銘板での表示が要求される予定である。
3.2

高効率規制の動向

4

おわりに(1) 現在の高効率法規制，今後の規格策定および MEPSの動きについて述べた。
(2) 高効率モータの普及を目的とした規格，規制が検討されており，当社はこれらの動きに対応していく予定である。

モータの高効率化が広く進んでいない状況であるが，地
球温暖化対策や資源価格の高騰を受け，強制的な規制を実施する動向が強まっている。現在 MEPS (Minimum Energy（参考文献）(1) 社団法人日本電機工業会. 電機 ，Oct.，2007，
p.14 〜 19.

住友重機械技報 No.168 200814

パワートランスミッション・コントロール特集 新製品紹介

精密制御用サイクロ 減速機 センターホロー形減速機Ⓡ

精密制御用サイクロⓇ減速機 センターホロー形減速機
FINE CYCLO® Hollow Shaft Type

精密制御用減速機の市場は，自動車産業や工作機械産業な
どの市場拡大に牽引され，年々その規模を拡大している。自り，またケーブルとセンターホロー穴との干渉が少なくなり，信頼性の高い配線が可能となる。

動車産業では，溶接ラインや組立ラインの自動化に多軸制御(2) 独自の解析技術による最適構造設計および高剛性軸受ロボットが多く使用されており，精密制御用減速機はその関の採用により，高いねじり剛性とモーメント剛性を実現

節部を駆動する重要な用途に採用されている。

した。減速機の応答性が向上し，サーボモータと組み合

当社ではこの市場向けにサイクロ® 減速機Ｆシリーズを供

わせて使用した際には高い制御性が得られる。

給しているが，近年ではロボットの多軸化やロボット先端に(3) 本減速機は密封構造タイプに対応することも可能であ取り付ける装置の高度化に伴い，電源ケーブルやセンサケー

り，お客様が準備する部品を最小限にすることができる

ブルの数が増え，それらを容易にかつ信頼性高く配線したい

シンプルデザインである。

という市場要求があった。これらの要求に応えて，高剛性かつ減速機中央に大径の貫通穴を有するセンターホロー形減速機を開発した。

主要仕様
形式

中空軸タイプ

定格出力トルク

3 139 Ｎ・ｍ ( 出力 15 r/min 時 )

減速比

87

ロストモーション

1arcmin 以下

特長(1) 余裕をもってお客様装置のケーブルを配線できる。サ
イクロⓇ減速機による高トルク密度化技術により減速機の外形はそのままに大きなセンターホロー径を実現した。コンパクトな設置でも容易な配線作業が可能とな

15（PTC事業部

為永淳）

住友重機械技報 No.168 2008

パワートランスミッション・コントロール特集 新製品紹介

精密制御用減速機 IBシリーズP100

精密制御用減速機 IBシリーズ P100
Low Backlash Planetary Gear Reducer I B Series P100

精密制御用減速機である IBシリーズは，各種 FA 機器をはじめ，医療機器および工作機械などの各種精密位置決め制御用として，幅広く使用されている。近年の環境問題および省エネルギーへの関心の高まりから，高効率化およびコンパ
クト化が求められている。
それらのニーズを捉え，既存の IBシリーズ P1タイプに最小枠番 P100 を開発した。

主要仕様
最大外形寸法□ 40 mm

バックラッシ3 arcmin

許容出力トルク

3.5 ～ 6.9 N･m

許容加速トルク

11.5 ～ 16 N･m

減速比

3.7，5，9，11，15，21，33，45 (8種類 )特長(1) 当社現行機種に対し，減速機内部のトルク損失を当社
比較で約 70 % 改善した。その結果，高効率を達成している。
(2) 業界トップクラスのコンパクト性を達成している。
(3) 各社サーボモータに対応し，取付けが簡単である。
(4) グリース封入により，長期間メンテナンスは不要である。
(5) フランジ形状出力軸を標準化し，据付け自由度が高い。

（PTC事業部

石塚正幸）

住友重機械技報 No.168 200816

パワートランスミッション・コントロール特集 新製品紹介

多軸サーボアンプ ＭＤ－100シリーズ

多軸サーボアンプ MD－100シリーズ
Multi − axis Servo Amplifier MD − 100 Series

本シリーズは，搬送ロボットや量産型産業機械への組込み(2) 電源部とドライバ部を分離し電源回路を共有化するこ用に特化した多軸サーボドライバであり，当社メカトロニクとで，装置全体の負荷率に応じた電源容量の選定 (小型ス事業部との協業で開発した。容量帯は，50 ～ 400 Wをラ化および省エネルギー ) が可能である。また，モジュー

インナップした。

ル構造にすることにより，各装置に最適な仕様で提供することが可能である。

主要仕様(3) 当社メカトロニクス事業部製の CPU モジュール，コ

電源部

ントロールモジュールおよび I/O モジュールと組み合

容量範囲

三相 AC170 ～ 240 V

1～3 kW (3 容量 )わせることで，高速・高精度な位置決め制御が可能であ定格出力電流 (DC) 7 A (1 kW)，14 A (2 kW)，20 A (3 kW)

る。また，コントロールモジュールを装置仕様に合わせ制御電源容量てカスタマイズすることで，トータルコストの低減，小8 軸以下

DC15 V/40 W，DC5 V/40 W

16 kW 以下
概略寸法

DC15 V/80 W，DC5 V/80 W

60 (W) × 94 (D) × 185 (H) mm(4) 専用の調整支援ソフトを使用することで，全軸の一括

3 kW

70 (W) × 94 (D) × 185 (H) mm

モニタ，パラメータ調整が可能で，効率的なセットアッ

ドライバ部
容量範囲
定格出力電流プおよびメンテナンス作業が可能である。
三相 AC170 ～ 240 V

50 ～ 400 W (4 容量 )(5) 50 W，100 W のドライバは，1 ユニット(モジュール)(50 W，100 W は 1 ユニットに 2 軸内蔵 )に 2 軸を内蔵することで，装置の小型化およびコストの0.5 ～ 2.8 A低減が可能である。

電流制御方式IGBT による PWM 方式 ( 三相正弦波駆動 )

概略寸法

30 (W) × 94 (D) × 185 (H) mm

特型・省配線が可能である。

1～2 kW長(1) 汎用製品 (単軸 )と比較し量産型装置への組込み用に特化することで，装置の小型化および省配線化を可能とした。

17（PTC事業部

鷹箸

勝彦

メカトロニクス事業部 木根原慎一）

住友重機械技報 No.168 2008

パラマックス®一段形減速機 SPAシリーズ

パワートランスミッション・コントロール特集 新製品紹介

パラマックス® 一段形減速機 SPAシリーズ
Single Stage PARAMAX® Drives SPA Series

一般産業用機械においては生産性の向上が要求され，高速化に低減速比の減速機が必要とされるケースが増えてきている。今回，これらの需要を受けて一段形の専用シリーズを開発した。
一段形減速機は，高速・連続運転による発熱が問題視さオプションとして準備しており，最適な減速比の選定を可能にしている。

主要仕様
060 〜 105 ( 全 7 サイズ，うち 3 サイズ先行発

枠番

売)

れることが多く，また長時間の軸受寿命も要求される。当社では，ベベルヘリカル減速機の標準シリーズとして PAR-

減速比

1.25 〜 5.0 (R20 数列，一部 R40 数列を含む )AMAX®9000 を有しているが，一段形に特化した設計とは

出力トルク

20 〜 130 kN・m(先行発売，20 〜 50 kN・m)

なっていない。上記の一段形特有の要求仕様に対しては，構

軸形式

平行軸

成部品のバランス上，サイズの大きな減速機を選定せざるを得ない場合が多かった。
今回開発した減速機は，これら一段形の要求仕様を満たす
ように専用設計したものである。まず，一段形専用ハウジン
グを用意することで表面積を確保し，放熱量を高め，温度上

特長(1) 熱定格を考慮した専用ハウジングとなっている。
(2) クーリングファンおよびクーリングコイル ( 脱着式 )をオプションとして準備している。

昇を抑制した。さらに，冷却装置であるクーリングコイルを(3) 軸受寿命は 10万時間以上で設計されている。

取付け可能な構造とした。クーリングコイルは，従来の冷却(4) 豊富な減速比を準備している。

ファンおよびオイルクーラユニットに加え，冷却方式の選択の幅を広げ，かつコストパフォーマンスにも優れたオプションである。本シリーズでは，メンテナンス性を考慮し，減速機を分解することなく，脱着可能な構造としている。軸受についても，専用ハウジングの採用で設計の自由度が広がり，大容量の軸受を選定することが可能となった。また，減速比のキザミを細かくし，従来機の倍の減速比を準備した。特に,需要の見込まれる速比帯においては，さらに多くの減速比を（PTC事業部

山﨑泰正）

住友重機械技報 No.168 2008

11-22.indb 18

18

09.1.7 3:32:44 PM

論文・報告微細転写領域における樹脂流動解析

微細転写領域における樹脂流動解析
Flow Simulation of Polymer Melts for Micro-scale Transcription
●原

﨑

務＊

Tsutomu HARASAKI

解析対象
大きさ
狭ピッチ
コネクタ
メモリ
カード

400

回折格子
(PICK−UP)

流動長さ／肉厚

通信用回折
格子

薄肉容器
（PP)

200

スピーカーコーン（PP)CD, DVD 基盤（PC)

射出成形における微細化の傾向
Trends for finer transcriptions
by injection molding

0
0.01

0.1

近年は射出成形によるマイクロ領域における転写加工が広く行われるようになり，それに伴い成形シミュレー
ションも高品質を保証する成形条件を予測するという重要な役割を担いつつある。微細転写になればなるほど，成形条件次第では溶融樹脂表面の固化層形成による充填不良が起こりやすくなる。
今回 CIP 法を用いた流動解析により，金型温度と樹脂流速が樹脂表面の冷却および固化層の発達と，その結果としての微細溝への充填に与える影響について検討した。計算結果は金型初期温度を高温に保つ，あるいは樹脂の射出速度を高速にすることが微細転写ではより望ま
しい，という事実と一致した。
本報では，幾つかの解析結果とともに，CIP 法の特徴についても述べる。

１

まえがき

よく知られているように，マイクロ / ナノ技術は近年めざましい発展を遂げ，成形加工分野においても電子部品などをはじめとしてますます微細化の傾向が進んでいる。微細な形状になればなるほど，溶融樹脂が低温の金形に接する比表面積が大きくなることから，樹脂表面がより冷却されて固化し

19

1

10
100
転写部の大きさおよび肉厚 μm

1 000

10 000

Nowadays, the micro-scale patterns formed by injection molding become prevalent, and, as a result,the flow simulation has been playing important roleof prediction for the high qualities of transcription.
Finer transcriptions require more cautious molding
conditions, because of the insufficient transcription
due to the formation of solidification layers on the melt
surface. We have applied the flow simulations basedon the CIP method for the micro-scale transcription.
The effects of mold temperature and polymer velocity
on the cooling of the melt surfaces and growth of thesolidification layers, and, as a result, the filling up
into small concaves were examined. The results ofsimulations which indicate high mold temperature andfast injection velocity are more desirable, coincidewith the known facts in the field of production. In thispaper, the results of the flow simulation and also thefeatures of CIP method are described.

待できる。ただし，射出成形プロセスは高粘性の樹脂が熱移動を伴いながら金型内を高速で移動する現象であり，射出成
形シミュレーションは数値流体解析にとっては高粘性流体の移動境界問題を解くという難題の一つであるといえる。

22.1

樹脂流動解析手法
数値解析手法の検討やすくなり，充填不良も起こりやすくなる。したがって，微射出成形の樹脂流動解析については，これまでさまざまな細領域に充填・転写を行う際には金型温度を高めに設定する，専用ソフトが開発され，実績を積み上げてきた。また一方であるいは高速射出を行う (1) など，適切な成形条件を慎重には，数値流体解析の汎用ソフトを樹脂流動解析に適用する試選ぶ必要がある。この条件選定に際して，樹脂流動解析が数みも一部では行われている。前者は通常 2.5 次元解析と呼ば値実験の役目を果たすことができれば大幅なコスト削減が期れており，流れ方向は圧力勾配の方向と一致するといういわ＊技術本部

住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告

f

f

x

x

図1

微細転写領域における樹脂流動解析

1 次風上差分法による矩形波の移流（計算ステップ 84）
Advection of square waves by first upwind method (Computational step 84)

図2

Lax-Wendroff 法による矩形波の移流（計算ステップ 84）
Advection of square waves by Lax-Wendroff method (Computational step 84)

ゆる Hele-Shaw 流れを仮定しており(2)，高速射出時には流動に影響を及ぼす慣性力が無視されてしまう。さらに，金型内部の空気の存在を無視していることも，型内残留空気が樹脂
フロントの減速，ひいては表面固化層の生成に与える影響を考えると問題となる。他方，数値流体解析汎用ソフトは慣性f項を残したまま流体の運動方程式を離散化して解くが，移流xに伴う数値拡散の問題が避けられない。すなわち，樹脂フロ
ーフロント界面形状が計算の進行につれて次第になだらかになり，フロント位置や形状を正確にとらえることができない

図3という問題である。また，樹脂と空気の物性値に桁違いの差 ( 密度で 3 桁 ，粘性係数では約 8 桁の差 ) があることから，両者を一緒に解こうとすると計算が破綻する，あるいは不適
切な解しか得られないことが多いので，空気との相互作用を入れずに樹脂の動きを計算しているのが実態である。
今回の数値解析においては，時々刻々変化する樹脂の熱流動と樹脂表面固化層の生成状態をとらえることが主眼であり，これには空気 ( 気 )，樹脂 ( 液 ) および金型 ( 固 ) 間の非定常熱移動を樹脂，空気の流動と併せて同時に解くことが求め
られた。
2.2

CIP 法の採用

解析手法について検討した結果，CIP(Cubic-Interpolated
Pseudo-Particle) 法 (3) が最適であると判断した。CIP 法の主な特長を簡単にまとめると，次のようになる。
(1) 気体・液体・固体の統一解法である。また，物性値が大幅に異なる流体をともに計算しても安定である。
(2) 移動境界問題において，流体界面を固定メッシュにより，しかも少ない数でシャープにとらえることができる。

CIP 法による矩形波の移流（計算ステップ 237）
Advection of square waves by CIP method (Computational step 237)

ここで，f (x, t)：任意の関数 ( ここでは矩形波とする )，c：
伝播速度，t：時間，x：位置である。
(1) 式の厳密解は (2) 式で与えられ，f (x, t) は元の形を保ったまま速度 c で移流する。
f (x, t) = f (x - ct, 0) …………………………………………(2)二つの矩形波の計算結果を，図 1，図 2 および図 3 に示す。
1 次風上差分法 ( 図 1) では，数値拡散の影響が顕著で，移流につれて波の形が崩れて次第にサイン波のようになっていく。
また，Lax-Wendroff 法 ( 図 2) は 1 次風上差分法よりは数値
拡散の影響は少ないが，矩形波の隅部で数値振動が発生している。
一方，CIP 法は物理量そのものの移流に加えて (3) 式で示
す物理量の微分値の移流も併せて解くことから，高次精度の移流計算が可能となる。
∂f∂f——' ＋ c ——' = 0 …………………………………………(3)∂t∂x(3) セミラグランジェ法 (4) を採用しており，移流項の時間

CIP 法 ( 図 3) では，計算ステップ数を前二者より大幅に増刻み幅が CFL(Courant-Friedrichs-Lewy) 条件に縛られやしても矩形波はほぼ原形を保ったまま移流していくことがずに大きく取れることから，計算時間が短縮できる。な分かる。

お，CFL 条件とは物理的な伝播距離は数値的な伝播距離を越えてはならないという制約条件であり，またセミ

3

ラグランジェ法とは移流項の計算にラグランジェ法を，

3.1

それ以外の項にオイラー法を用いる手法を指す。

数値解析モデル
解析モデル

解析モデル形状はキャビティ高さが 0.5 mm，長さが 2.5 mm

数値解析スキームの違いが移流計算に与える影響を見るべの 2 次元断面であり，幅，深さが各々 100μm の矩形溝をく，(1) 式で示す 1 次元の波動方程式を従来の 1 次風上差分法，10 個並べている。キャビティ上下は金型で挟まれており，

2 次精度である Lax-Wendroff 法 (5)，そして CIP 法により解固体である金型も解析範囲に含めている。解析モデルを図 4いた。

に示すが，キャビティ全体の中から今着目する溝部分を切り

∂2 f
∂2 f
—— − c2 —— = 0 …………………………………………(1)
2
∂t
∂x 2

出して解析領域とした。また境界条件としては，入口 ( 図 4左端 ) は速度，または圧力境界から，出口 ( 図 4 右端 ) は自由
流出 ，または壁境界のなかから選ぶことができる。そして，
住友重機械技報 No.168 200820

論文・報告

樹脂

0.001

単位

微細転写領域における樹脂流動解析

7.90 ( g/cm3 )

mm

樹脂

空気

0.1

0.5

金型

(a) 金型初期温度 70 ℃
0.001

0.1

金型

図4

7.90 ( g/cm3 )

2.5

数値解析モデル（上 成形品全体 下 数値解析モデル）
Simulation model (Upper:Whole product, Lower:Computational model )出口に壁境界を用いればキャビティエンドの状態を模擬した(b) 金型初期温度 30 ℃解析が可能となる。次に示す解析結果については，入口は速度境界を，出口は解析領域の試験片全体に占める位置，および樹脂流動過程での解析であることを考慮して自由流出の境

図5

密度コンタ
Density contours

界条件とした。また，キャビティ内部には初め常温，大気圧の空気を置いた。なお，溶融高分子樹脂は非ニュートン流体

30として扱い，時間ステップごとに各メッシュの粘性係数は温245 (℃ )度とひずみ速度に対応する値に更新している。
3.2

解析条件

今回の解析条件は，次に示す通りである。
(1)

(2)

樹脂

金型

材

料

入口速度

1000，5 000 mm/s ( 一様流速 )

入口温度

245 ℃

材

SUS304

料

初期温度
(3)

4

空気

PMMA
(a) 樹脂入口速度 5000mm/s
30

245 (℃ )30 ℃，70 ℃

初期温度

30 ℃

初期圧力

大気圧

数値解析結果(b) 樹脂入口速度 1000mm/s

次に，2 次元の非定常解析の結果を示す。解析空間スケー
ルが小さいにもかかわらず樹脂流速が大きいことから，時間スケールは数ミリ秒程度の範囲であり，今回の解析範囲は射

図6

温度コンタ
Temperature contours

出成形プロセスのうち射出および充填過程に限っている。
4.1

21

金型初期温度の影響のときよりも金型との接触時間が長いことから，樹脂温度が樹脂入口速度を 5 000 mm/s と固定し，金型初期温度を低い領域が表層部から中心に向かってより大きく広がってい

70 ℃，および 30 ℃と変えて計算を行った。樹脂はゲート側る。そして，流速 1000 mm/s とすると溝内の空気は温度上の溝から反ゲート側へ向かって順次充填されていく。時間が昇しているが，樹脂は溝一杯まで充填されない。次に，中央

経ち溝への充填状態がほぼ変わらなくなった時点での密度( 前から 5 番目) の溝位置でのキャビティ高さ方向の樹脂温度

コンタを，それぞれ図 （5 a），図 （5 b）に示す。金型初期温度分布を図 7 に示す。同図は樹脂入口速度を 5 000，1000 mm/s

が 70 ℃の場合，溝は樹脂 ( 図中青色で示す) で満杯になるが，と変えた場合について，樹脂がそれぞれこの温度評価ライン

他方，30 ℃の場合は溝へは充填されるが途中で止まり，以を通り過ぎた直後の温度を示している。キャビティ高さ中

降は時間が経っても充填は進まない。樹脂温度分布を見ると央部分では入口温度と同じ高温のまま樹脂が流れているが，表面温度がガラス転移温度 (今回は 115 ℃とした ) 以下まで

金型壁面近くになると温度が急激に低下している。なお，温下がり，またこの部分の樹脂流速が大幅に小さくなっている

度が主流温度から急変化するこの部分を温度境界層と呼ぶ。

ことが分かった。

流速 1000 mm/s の場合は金型壁面近くの温度勾配が小さく4.2なっており，5 000 mm/s の場合よりも温度境界層が発達し樹脂入口速度の影響

金型初期温度を 70 ℃に固定し，樹脂入口速度を 5000，おているのが分かる。また，樹脂入口速度の大小によらず溝のよび 1000 mm/s と変えて計算した。樹脂フローフロントが同ない側の金型に接する樹脂温度は溝のある側のそれよりも温位置にある時刻にて温度分布を比較したのものが，図 6（a），度が低くなっているのは，樹脂が金型に接する時間が本解析

図 6（b）
である。樹脂速度 1000 mm/s の場合は，5 000 mm/s

モデル領域内では両者で 2 倍程度異なっていることによる。
住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告0.3

金型初期温度 70 ℃

溝のない側の金型

空気

0.2
キャビティの高さ（mm）

微細転写領域における樹脂流動解析

樹脂流速
樹脂流速

5 000 mm/s
1 000 mm/s

0.1
キャビティの高さ
中心0.0(a) 樹脂が溝に来る前

-0.1

樹脂

-0.2
-0.3

図7

溝のある側の金型
0

100

200
樹脂温度
（℃）

300

(b) 樹脂が溝上に来た時

キャビティ高さ方向の樹脂温度分布
Temperature profiles along height of cavity
図8

速度ベクトル
Velocity vectors

以上の結果から，金型初期温度を高温に設定する，または樹脂を高速で射出することが，微細溝への完全充填にとって

5.2 樹脂フローフロント形状
図6（a）および図 6（b）に示したように，樹脂入口速度の違

好条件であることが数値解析によっても確かめられた。
4.3

金型内部の空気の挙動

いによってフローフロントの形状が異なっている理由として

溝内部の空気の挙動を詳しく見ると，溝内空気は上部を流

は，金型と接する樹脂の表面温度の差異が考えられる。すれる空気，または樹脂によって駆動されて，いわゆるキャビ

なわち，流速が小さい場合は金型との接触時間が長いこと

ティ流れを生じていることが分かった。図 （8 a）に示すように，から，樹脂表面温度がより低下して粘性係数が大きくなる。

樹脂が溝上部に到達する前は樹脂に押されて流れる空気 (図したがって，金型に接する表層部分は減速されるが，高温の中灰色で示す ) によって溝内空気は旋回するが，溝底部の空中心部分は元の速度を保っている。これにより，フローフロ

気だけは動かない。続いて，図 8（b）に示すように，樹脂がントは放物線に近い形状となる。他方，流速が大きい場合

溝上部に来ると空気は溝全体にわたって激しく旋回し，さらは，金型と接する樹脂表層部分も比較的高温に保たれることに接近した樹脂によって一部の空気が溝の外へ追い出されてから，表層部の流速が余り減速されずに台形に近いフロント

いくことも分かった。

形状となる。さらに，樹脂入口速度 5 000 mm/s の場合にフ

5

考

察

ロント形状が上下で非対称になっている理由も，樹脂と金型の接触面積に上下で差があることによる。

5.1 樹脂表面固化層

6

図6
（b）
に見られるように，樹脂表層における低温度領域

むすびの厚みはフローフロント先端に行くに従って大きくなってい(1) 溶融樹脂の非定常熱流動を金型内空気の熱流動も含める。これは樹脂表層が金型に熱を奪われながら進んでいくこて CIP 法を用いて数値解析した結果，成形条件と微細とによる。今回の解析条件では，10 個の溝への充填順序は

溝充填の関係について実現象と一致する結果を得ること

ゲート側 (入口側 ) から始まり反ゲート側へ向かって進んでができた。

いく。その理由として考えられるのは，樹脂表層部が比較的(2) ミクロ領域で起こる高速の移動現象などのように実験

高温で，低粘性であるゲート側の方がより流動性がよいことが困難な現象の解明に関して，数値シミュレーションのである。なお，高速射出時の微細溝への樹脂充填に関して，果たす役割は，今後ますます大きくなるであろう。

充填順序がゲート側から始まる事実は金型内部可視化試験結(3) 冒頭に述べた CIP 法の特長を活かした解析対象としては，気・固・液の多相流，相変化のある流れ，自由境

果とも一致している。

界問題，波動現象などがあげられ，今後は他分野への展

溶融樹脂のような高プラントル数流体の場合には温度境界開も期したい。

層が薄く，固化は表層のごく一部分から始まると考えられる。

東京工業大学矢部孝教授および有限会社シーアイピーソフ

そして，樹脂特有の非ニュートン粘性によって樹脂速度の変化と温度変化は互いに密接に関連していることから，ひとたト松永栄一博士の協力に感謝の意を表する。

び固化が始まると樹脂の流動性の悪い領域は加速度的に広がっていく。樹脂速度が表層部付近の温度分布に影響し，結果（参考文献）

的に冷却・固化に対して少なからぬ影響を与えていることが

(1)

長谷川茂，
村田泰彦，
横井秀俊．
生産研究．
vol.55，
no.6，2003．

(2)

日本塑性加工学会．
流動解析－プラスチック成形．
コロナ社，
2004．

(3)

矢部孝，
内海隆行，
尾形陽一．
CIP 法－原子から宇宙までを解くマルチ

今回の数値解析によって分かった。なお，プラントル数は流体の動粘性係数を熱拡散率で割ったもので流体の物性だけでスケール解法．
森北出版，2003．

決まる無次元量であり，流れと熱移動の関係を定める量とい(4)

棚橋隆彦．CFD の基礎理論．
アイピーシー，
1999．

える。

(5)

Lax P. D.,Wendroff B..Comm.PureAppl.Math．
．
vol.13, no. 217, 1960．

住友重機械技報 No.168 200822

論文・報告インプリントおよび AMOTEC による微細転写性評価

インプリントおよびAMOTECによる微細転写性評価
Pattern Transferability Evaluation by Imprint and AMOTEC●佐藤Yuji SATO

雄

司＊

阿

部

昌

Masahiro ABE

博＊

加

藤

隆

Takanori KATOH

典＊

φ５μm pitch

10 μm pitch

20 μm pitch

微細転写形状（Line & Space（右），Dot（左））Examples of transcription by micro/nano-molding (Right Line & Space, Left Dot)

プラスチックにおける微細転写の実現を目的として，射出成形に炭酸ガスを活用した充填成形（AMOTEC）が現在展開されている。しかし，その微細転写の対象となるサイズはミクロンオーダでナノオーダへの適用には限界がある。
そこで，昨今注目されているインプリント成形技術の有効性を確認するべく，インプリント装置を試作し，放射光による LIGA プロセスで製作したミクロンサイズのスタンパを用いて，微細転写の実現性を既存装置と比較検討した。その結果，インプリント成形は，他の成形よりも転写性に優れていることが明確になった。さらに，
インプリント成形における市販のスタンパを用いたナノサイズの転写評価を行うと，Line & Space 形状でピッチ 100 nm，アスペクト比 6 の転写を実現できた。
今後は，インプリントの欠点で，サイクルタイム長期化の原因となっている昇温 / 降温プロセスの短縮化を図るべく，局所温調を適用し，生産能力を改善していく。

１

2

まえがき

射出成形における微細転写

近年，プラスチック成形業界では，薄肉化や形状微細化の射出成形の場合，
AMOTECシステムを適用することによっ要求に対して成形技術を駆使し，生産性向上の努力がなされて，転写性向上が可能となる。図 1 に，AMOTEC 専用射出ている。現在のプラスチック成形の主流は射出成形である成形機の構成を示す。

が，転写性確保には限界がある。これに対し当社は，炭酸ガ(1)23The new molding technology called AMOTEC utilizes
CO2 for injection molding in order to achieve fine transcription on plastics. However, since the minimum sizeof the pattern AMOTEC can replicate is in microns,
there is a limit in adopting this technology to nanolevel applications. Therefore we tried to search foralternative approaches and found the press-based
imprint technology can give better transcription thanother methods. We have obtained the results throughthe comparative transcription studies, using theimprint system newly developed and the stampers
with micro-scale patterns fabricated by synchrotronradiation-based LIGA technology. In addition, combining a commercially available stamper carrying
nano-scale patterns with our imprint system, we could
realize pattern transfers of line and space with 100nmpicth and aspect ratio 6. Future developments will
be directed to the productivity enhancement throughthe application of local heating technology to shorten
the heat and cool processing time, which so far has
been the principal cause of the cycle elongation in theimprint technology.

AMOTEC においては，炭酸ガスの可塑剤効果により，溶スを可塑剤として作用させる AMOTEC システム の適用で，融粘度低下とガラス転移点温度降下が可能である(2)。これま

転写性向上を実現している。ただし，同成形手法は装置コスでの検討結果において，流動性向上とスキン層生成の抑制効

トが高い，サブミクロンサイズへの対応が困難といった問題

果により転写性の向上が確認できている。図 2 に，ウェルを有しており，一つの代替手法として，昨今注目されている

ドライン防止の効果事例を示す。ウェルドラインとは，JIS

インプリント技術の有効性も検討している。

K6900 − 1994 で定義されているように，プラスチック射出成

本報では，プラスチック成形の微細転写における転写性向形において発生しやすい外観不良の一つで，冷却された金型上を実現するべく，射出成形およびインプリントの転写性能

内流路を溶融樹脂が分岐して流動している間に，金型流路面の限界を見極め，今後の開発方針を明確にする。

に接して固化したスキン層が生成し，溶融樹脂の合流部分で＊技術本部

住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告射出成形機仕様と成形条件
Specifications of injection molding machine and molding conditions

成形機主仕様キャビティ

ガス供給装置表1

シリンダガス供給

金型ガス供給インプリントおよび AMOTEC による微細転写性評価

溶融樹脂

CO2 密閉金型
CO2

図1

射出成形機

項目

数値仕様

形式

SE75DU

射出装置モジュール

C160

スクリュー径φ22ノズル方式 & サイズ

R10・φ3

最高射出圧力274.0 MPa

射出率

190 cm3/s

射出速度

400 mm/s

成形機特別仕様 オプション名
シボ加工穴開き板（テストピース）
1 個取り

通常成形

樹脂

AMOTEC スクリュー

2 800 kgf/cm2

AMOTEC 専用射出成形機構成
System configuration of AMOTEC injection molding machine

成形品

備考

備考

AMOTECABS

AMOTEC 専用スクリュー，ガス供給装置

ニードル弁駆動回路

AMOTEC

iii-cube 接続回路
SK 制御
テスト条件
樹脂

PC 帝人化成 AD5503

金型温度

樹脂温度

300 ℃

AMOTEC ガス圧力

130 ℃

射出速度

200 mm/s

バレル

6 MPa

サイクル

40 s

キャビティ

4 MPa

成形品寸法

28 × 55 × 0.8 mm

レーザ顕微鏡による表面の 3 次元解析結果
通常成形
AMOTEC
ウェルドラインが溝状に発生
ウェルドラインが消えてシボ面が確実に転写

図2

ウェルドライン防止効果
Effect of weld line prevention

B2
250

5

20

B1

250

A2

A1

C1

1 000

C2

樹脂の流れ

この部分は完全充填
流れ方向の影響（外側）

溝幅5 μm

12

12

10

10
転写高さ (μｍ)

転写高さ (μｍ)

溝幅20μm

8
6
4
2
0

A2部

B2部

C2部

流れ方向の影響（中心側）

通常射出成形AMOTEC8

図4

インプリント機
Imprint machine

6
4
2
0

A1部

B1部

図3

C1部

十字形状転写における流動方向の影響
Influence of flow direction on transcription
height for cross pattern

完全に融合せず発生する溝のことである。AMOTEC システ

成形では，溝幅が 5μｍと狭い場合，または溝が流れ方向にムを使用することによって，このウェルドラインの発生を低垂直の場合，転写高さが低くなる傾向にあるが，AMOTEC減できる。図 2 では，穴開き板のウェルドライン発生に対すシステムを適用すると転写全体が良化するので，その傾向はる AMOTEC システムの効果として，上段に外観を，下段に小さくなる。

レーザ顕微鏡による表面３次元解析結果を示してある。
さらに量産レベルでの成形検討として，AMOTEC システ

3インプリントにおける微細転写

ム適用による微細形状の転写向上実現について，次に示す。

インプリントでは，スタンパの温度を成形対象となる樹脂

当社が開発した SR（シンクロトロン）
光源 AURORA － 2S(3) をのガラス転移温度より高くなるように温度制御し，このスタ使用し，LIGA プロセスで製作したニッケル製スタンパで射ンパを樹脂にプレスすることによって，樹脂を塑性変形させ出成形を行い，レーザ顕微鏡による転写高さ測定を行った。

てスタンパ形状を転写した。その後, 一定の緩和時間とプ

表 1 に, 射出成形機仕様および成形条件を示す。図 3 に，凹

レス力を保持してから，徐々に離型温度まで冷却する。した型十字形状転写における流動方向の影響を示す。通常の射出がって，転写性確保には優れる一方，サイクルタイムが長い
住友重機械技報 No.168 200824

論文・報告インプリント機仕様および成形条件
Specifications of imprint machine and molding conditions

表2

主仕様

成形条件

型

式

高精度プレス機 樹

加

圧

4段

除

圧

5段

脂

成形温度

押込み最小制御量 0.1μm

冷却温度

PCプレート タキロン PC1600 t ＝ 0.5 mm
PMMA プレート t ＝ 0.3 mm
PC 185 ～ 215 ℃
PMMA 125 ～ 175 ℃
PC 60 ℃

最大プレス力1960 N平行度± 0.1 mrad

サイクル

直進度

± 1μm

成形品大きさ 20 × 20 mm

30μm pitch

20μm pitch

PMMA 50 ℃
180 s

φ5μm

インプリントDot 形状 転写状況比較（PC 樹脂）Comparison of transcription for Dot patterns (PC resin)

8

通常射出成形

6AMOTEC4

インプリント転写高さ (μm)

10

転写高さ (μm)

12

10

2

8

通常射出成形

6AMOTEC4

インプリント

2
10μm
pitch

20μm
pitch

0

30μm
pitch

L&S 形状 転写高さ比較（PC 樹脂）Comparison of transcription height for L&S patterns（PC resin)

転写評価用に試作したインプリント機の外観を図 4 に，さらにインプリント機仕様および成形条件を表 2 に示す。
前 述のスタンパ の 凹 型 (1) Line & Space (L&S) お よ び (2)図8

出成形＋ AMOTEC システムおよび (3) インプリントによる

φ50μm

φ100μmDot 形状 転写高さ比較（PC 樹脂）Comparison of transcription height for Dot patterns（PC resin)された。
(1) 一般的な射出成形では 30μｍピッチであっても，転写
高さは 60 ％程度である。
(2) AMOTEC の使用によって，30μｍピッチは転写高さ
100 ％を実現できる。
(3) インプリントの場合，10μｍピッチでも転写高さ 100 ％て使用した。
L&S 転写性比較

φ10μmで測定した結果を，図 6 に示す。これより次のことが確認

転写結果をレーザ顕微鏡で測定し，比較評価を行った。イン
プリントの場合，形状ごとにスタンパを□10 mm に切り出し

φ5μm

また，PC 樹脂における L&S の転写高さをレーザ顕微鏡

Dot 形状の 2 種類のパターンに対して，(1) 射出成形，(2) 射を実現できる。
3.2

Dot 転写性比較

ポリカーボネート(PC) 樹脂の場合，通常の射出成形では

図 7 および図 8 に，PC 樹脂における Dot 形状での転写性

30μｍピッチでさえも完全転写は難しい。AMOTEC を適用の比較結果を示す。Dot 形状の場合，インプリントではアスすることによって転写性は向上するが，20μｍピッチについ

ペクト比 2，φ5μｍの微細なパターンの転写が可能となり，ては，完全転写はできない。これに対して，インプリントは

転写性確保の優位性がより明確になった。

10μｍピッチ，ライン幅 5μｍまで完全転写できている。こ次に，Dot 形状における転写比較結果をまとめる。

の転写状況をレーザ顕微鏡で撮影して比較評価した結果を，(1) 通常の射出成形ではアスペクト比 0.1，φ100μｍであっ

図 5 に示す。
25

φ10μm

ＡＭＯＴＥＣ

インプリント

図712という欠点を持つ。

3.1

φ50μm

通常射出成形ＡＭＯＴＥＣ

L&S 形状 転写状況比較（PC 樹脂）Comparison of transcription for L&S patterns (PC resin)0

図6φ100μm

10μm pitch

通常射出成形
図5

インプリントおよび AMOTEC による微細転写性評価ても，全体の転写は完全ではない。
住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告成形温度 200 ℃

成形温度 210 ℃

108

転写高さ (μm)

転写高さ (μm)

1064インプリントおよび AMOTEC による微細転写性評価

プレス 10 s

8

プレス 20 s

6

プレス 30 s

4

2

2

0
1.00 1.25 1.50 1.75 2.00 2.25 2.50
プレス力 (MPa)

0
1.00

1.25

1.50 1.75 2.00 2.25
プレス力 (MPa)

図9

2.50

転写性成形条件依存性
Molding condition dependencyof transcription height

ナノサイズ L&S 凸型 Si スタンパ転写外観評価 (PMMA 樹脂 )良

SEM 観察感応検査５段階評価
6
転写合格ライン

5

転写評価値

4
3

標準
プレス時間 60 s

2

温度 225 ℃
プレス力 2 500 N

1
0
悪

標準条件
プレス時間 10 s
上コア
ヒータ温度 195 ℃
プレス力 700 N
徐冷圧 700 N
離型剤処理なし

徐冷圧 1960 N
離型剤塗布
1000
1

250
2

200
3

160
4

130
5

(2) AMOTECの使用によって，アスペクト比 0.2，φ50μｍまでは完全転写を実現できる。
(3) インプリントの場合，アスペクト比 2，φ5μｍでも完100
6L&S pitch（nm）
アスペクト比 ( 高さ 300nm)

図 10

インプリント成形によるナノサイズ転写Nano-order-sizetranscription by imprint

写評価を正確に行うことができなかった。この状況のなかで，離型剤を塗布することによって転写後の離型が可能とな
り，100 nm ピッチ，アスペクト比 6 までの転写された状態

全転写を実現できる。

も評価することができた。ミクロンサイズの場合は，樹脂とインプリントの成形条件依存性

スタンパの収縮差で隙間が多少生じれば，形状サイズが大き3.3

インプリント成形は樹脂のガラス転移点より高い温度域でいことによって樹脂強度が確保され，離型剤を塗布しなくて発生する弾性挙動を活用して，スタンパ形状に樹脂を変形さも残存摩擦抵抗よりも大きな力で離型することも可能である

せる成形方法である。そのことから，成形条件には，材料樹と考えられる。しかしながらナノサイズの場合，スタンパが脂の弾性挙動と高い相関を有する因子が重要となってくる。

シリコン製であり，樹脂もスタンパも強度が不足しているこ

ここでは，成形条件として (1) 成形温度，(2) プレス力およびとから離型を困難にしていると考えられる。

(3) プレス時間を取り上げて行った転写評価を，図 9 に示す。
樹脂は，PC で径が 5μｍの凹型の Dot 形状について転写評価を行った。転写高さに対する成形条件の影響について，次のことが判明した。
(1)

成形温度は，他の条件より転写性に大きく影響する。

(2)

成形温度が低い場合 , 押付け力が大きく，また押付け時間が長い方が転写性は向上する。
3.4

ナノサイズ転写

これまでのミクロンサイズの評価で最も転写性が優れているインプリント成形について，ナノサイズに対して，どのレ

4むすび(1) インプリントの転写能力は優れており，ナノサイズの L&S で，ピッチ 100 nm，アスペクト比 6 の転写が可能である。
(2) ナノサイズの転写の場合，転写状態を確保して離型できるようにするには，離型剤塗布が不可欠である。
(3) 今後はインプリントに局所温調を適用し，サイクルタ
イム長期化の原因である，昇温 / 降温プロセスを短縮化
し，生産能力を改善していく。

ベルまで転写が可能か評価を行った。図 10 に示すように，
L&S 形状のピッチサイズが 1000 nm から 100 nm，アスペク
ト比で 1 から 6 を対象にして，ミクロンサイズの時と同様に成形条件を変えながら転写性を評価した。図 10 に示してある転写評価値は，樹脂側のスタンパ形状の転写状態とスタ
ンパ側の樹脂の残存状態を，総合的に 5 段階で感応評価した結果である。
ナノサイズの場合は，樹脂の強度が不足して，離型の際に（参考文献）(1) 赤松雅治. 炭酸ガスを利用した AMOTEC 成形技術と射出圧縮成形による微細転写.プラスチックエージ，49 (2)，2003，p.101.
(2) 山木宏. 炭酸ガスを利用した新しい樹脂加工技術. プラスチックエー
ジ，47 (6)，2001，p.136.
(3) 張延平，
加藤隆典.シンクロトロン放射光を利用した微細加工. Proc.
of the 2nd Symposium on Accelerator and Related Technology for
Application，Tokyo，1999.

転写状態が破壊されてしまい，成形条件だけの影響による転住友重機械技報 No.168 200826

論文・報告局所温調技術を適用した微細転写成形法

局所温調技術を適用した微細転写成形法
Micro/nano Molding Method by Using Local Heating System
●阿

部

昌

Masahiro ABE博＊

Local heating system

Injection molding machine

Micro/nano
structures
m

ste
sy
ng )
i
t
ea 30 ℃lh
ca N(+Lo O

φ10μm Dot

局所温調
Local heating system

Logo

プラスチック成形加工分野における微細転写ニーズに対応して，「局所温調」の技術開発を行った。当社が提案する局所温調とは，従来の金型全体を昇温する方式とは異なり，微細パターンの極近傍に熱源を配置し，アクティブに温調を行うことで転写性を向上させる技術である。加えて，温調するヒートマスを極小化することが可能であることから，サイクルタイムを短縮し，生産性の向上を図ることができる。
半導体プロセスを用いて製作した高パワー密度ヒータ
を，熱インプリント装置および射出成形機に適用し，それぞれ成形試験を行った。その結果，熱インプリント装置におけるサイクルタイムを従来の 1/10 に短縮することに成功した。射出成形機に搭載して得られた成形品の計測結果からは，通常成形に比べて転写高さが 10 倍に向上しており，局所温調の有効性が実証的に明らかと
なった。

１

まえがき

プラスチック成形加工のなかで，光学，電子部品および医療・バイオ関連などの分野においては，製品の微細化および高アスペクト比化が進んでおり，それら市場のニーズに対応
して，多種多様な成形技術の研究開発が行われている。

27

To answer the needs concerning micro/nano moldingin the ﬁeld of polymer processing, we have developed
a technology for 'Local Heating System'. Local heating
system our company proposes diﬀers from the conventional
method where the temperature of entire metal mold israised. Our system improves the transferability by placing
the heat source extremely close to the ﬁne pattern andactively regulating the temperature. Since it is capableof minimizing the heat mass to be thermally regulated,
our system shortens the cycle time and improves productivity. A high power-density heater fabricated by asemiconductor manufacturing process was applied to athermal imprinting device, as well as an injection molding
machine, and the molding tests were done respectively.
As a result, in a thermal imprinting device the system
succeeded in shortening the cycle time to 1/10 withregard to the conventional system. From the measurement
results of the molded samples by an injection molding
with local heating system, transcription height has beenfound out to be 10 times higher than the conventional
pattern transfer.

えて，当社では微細転写ソリューションを展開し， 開発を行っている。
本報では，微細転写成形に関する成果の一例として「局所温調」に関する技術開発の概要を報告する。

2

目的マイクロ / ナノスケールの微細なパターンを用いた転写に導光板およびピックアップレンズに代表される光学用途向関する研究が数多くなされているなかで，射出成形においてけの製品については，製品表面にマイクロ / ナノスケールのは，微細領域における溶融樹脂−金型界面におけるスキン層

微細構造が施されており，製品に対する高付加価値化を図るの形成によって，成形不良や生産性の低下が発生することがべく，形状を正確に転写する技術開発が行われている。一般

懸念されている。今後，さらに加速を続ける市場の要求に応的に，熱可塑性樹脂を用いた成形加工においては，金型温度＊技術本部

住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告(a)Resist patterning(f)

Resist removal(b)Etching ＆ resist removal(g)

SiO2 deposition(c)

Ni deposition(h)Resist patterning(d)Resist patterning(i)

SiO2 etching(e)

Ni etching(j)

Resist removal

局所温調技術を適用した微細転写成形法

Diameter
図1

マイクロヒータの製作プロセス
Process flow of micro heater fabrication

Local heating system

Upper core

Heater

Stamper

Thermal insulator

Upper core
Lower core

Heater
StamperResin sheet

Lower core
Resin sheet

図2

試験装置の構造
Fundamental configuration of test device

図3

スタンパ外観と成形品形状
Images of stamper and molded sample profileを上昇させ，金型内部に流入する溶融樹脂の流動性を促進さ

インプリント装置を使用して成形実験を行った。 熱インプせることで転写を確保する手法が用いられる。しかし，金型

リントは，熱可塑性の樹脂をガラス転移点付近の温度に昇温

温度の引上げによって，生産性に直結するサイクルタイムがし，加圧することによって，金型形状を転写させるプロセス

長大化し，製品コストの増大を招く結果につながる。

であり，比較的穏やかな条件下でマイクロ / ナノスケールのそこで本開発では，金型全体を昇温する従来の方式とは異微細構造を持つプラスチック製品を生産することができる。

なり，転写性を確保したい微細パターンの近傍のみを温調

しかし，射出成形に比べると，サイクルタイムが長いことかし，転写性を確保しながらサイクルタイムを短縮することにら，生産性に劣るという欠点がある。

よって，生産性を向上させることを目的とした。

熱インプリント装置と製作したヒータ実装のモデルを，図金型温調には，さまざまな加熱・冷却方式が存在し，それ2 に示す。当社試験機 ( 図 2 ) においては，コアと呼ばれるぞれの特長によって製品の生産に大きく貢献している。本報

金属体を介してスタンパを昇温する方式で成形を行う。通常，

では，汎用性があること，経済的であることおよび保守管理

微細構造を持つ製品はサイズが小さく，薄肉であるのに対しが容易であることから，抵抗加熱による電気ヒータを使用して，コアのヒートマスが大きいことから，生産サイクルの大て研究を行った。実験には，半導体製造プロセスを用いて製部分がそのコアの昇温と冷却に費やされることになる。微細作した高パワー密度ヒータを使用し，マイクロスケールの微構造を持つスタンパ近傍のみを加熱することで，ヒートマス

細パターンにおける転写性の評価を行った。

を極小化し，昇温および冷却時間の短縮が可能となれば，生3
3.1

実験結果および考察
ヒータ製作プロセス

産性の向上が期待される。
成形試験はシート状のポリメタクリル酸メチル (PMMA 厚
み 0.5 mm)を使用し，成形温度 170 ℃，プレス力 1960 Nの条件

局所温調による効果の検証には，単位面積当たりの出力ので行った。スタンパは，当社が開発した SR (シンクロトロン)

高いヒータが必要とされた。本実験においては，リソグラフィ

光源 AURORA − 2S(1) による露光を介してレジスト鋳型を作技術を用いて，専用のヒータを製作した。半導体製造に代表成し，さらに Ni 電鋳を施す LIGA プロセスによって製作しされるリソグラフィ技術は，微細な構造を比較的簡単なプロた。スタンパの拡大観察結果を，図 3 ( 上 ) に示す。微細構造

セスで製作することができ，高密度化が可能，レイアウトがは凹形状の Dot パターンとし，直径は 100，50，10，5μm

任意および大量生産向き(低価格)という特長を持つ。

の 4 種類を準備した。深さは一定とし，最大のアスペクト比

成形試験に使用したヒータの製作プロセスを， 図 1 に示は約 2 となっている。本スタンパを用いて成形を行い，シーす。□20 mm のシリコンを基材に用いて，発熱体としてニッ

ト状の樹脂に凸形状の Dot パターン(円柱形状 ) を形成した

ケルの配線を描画した。線幅は 50μm とし，シリコンの中央( 図 3 ( 下 ))。

□10 mm の領域に Line & Space 比 1 : 1で配線した。実装時

局所温調を適用して得られた成形品の拡大観察結果を，図の面精度確保と抵抗部の絶縁を目的として，ニッケル配線領

4 に示す。直径 5μm の円柱形状 (アスペクト比 約2) が観察

域には，数ミクロンの掘込みを設け，ガラスでコーティング

されており，製作したヒータによって，微細構造を正確に転を施した。

写できることが明らかになった。

3.2

熱インプリント装置への適用

製作したヒータの昇温性能を検証することを目的とし，熱また，局所温調による昇温および冷却特性について検討することを目的とし，成形時のスタンパ温度，コア温度および住友重機械技報 No.168 200828

論文・報告局所温調技術を適用した微細転写成形法

Temperature(℃)

5μm

Stamper temp.
Core temp.
Molding force

150

2

100
50
0

図5

0

10

20
Time(s)Molding force(kN)

3

200

1
40

30

スタンパ温度，コア温度およびプレス力の経時変化
Temporal profile of stamper temperature, core temperature and molding force

Stationary side

LIGA stamper

Stamper area

Lead line
図4

成形品観察結果
Observation results of molded samples(a)Silicon substrate

Local heating area

Thermo couple
Local heating unit

図6

試験金型，LIGA スタンパおよび局所温調ユニット
LIGA stamper, local heating unit and injection molding dieset equipped with them

プレス力を計測した結果を，図 5 に示す。従来の加熱方式

樹脂はポリカーボネート(PC)，樹脂温度 300 ℃，金型温所温調を適用した場合には，昇温開始から成形品離型までの度 120 ℃に設定して成形実験を行った。また，局所温調に時間は約 30 秒であり，昇温に約 7 秒，冷却に約 20 秒と，サよる昇温は，ベースとなる金型温度 (120 ℃ ) から＋ 10，20，

イクルタイムの大幅な短縮に成功した。高密度に集積された

30 ℃の 3 段階のレベルに設定した。

ヒータを成形面の極近傍に配置したこと，加えて，コアへの成形サンプルを拡大観察し，通常成形 ( 局所温調 OFF ) と伝熱を抑制する目的で，断熱材を実装したことによって，高局所温調による昇温を行った各条件との比較をした結果を,効率にスタンパが昇温された結果と考えられる。

図 7 に示す。直径 10μm の Dot 形状と当社ロゴの転写結果

しかし，設定温度付近でのスタンパ温度の変動が大きく，

からは，局所温調による転写性の向上が確認された。通常成一定温度となっていない。高密度ヒータによって小さなヒー

形では，どちらのパターンにおいても，樹脂の充填が不十分

トマスの温調を行う場合には，出力値に対する応答が短時間な形状であるのに対し，局所温調による昇温を行った場合にで起こることから，現状のコントローラでは温度制御を精度

は，樹脂の充填が促進されている。特に，Dot 形状において良く行うことができていない。本実験における成形品観察結は，昇温レベルによって転写性が段階的に向上しており，＋果からは，局所温調による成形不良は確認されていないが，30 ℃の条件では，円柱頂部にシャープなエッジが確認でき樹脂材料などの各種成形条件および高い寸法精度が求められていることから，樹脂がスタンパ底部まで完全に充填されたる製品に対しては，厳密な金型温度のコントロールが要求さことが分かる。

れることから，温度計測を含めた制御方式に関する検討が今

29型外部に引き回す設計とした。

では 1 サイクルに 5 ～ 6 分の時間を要するのに対して，局

局所温調による昇温を行った場合には，微細パターンの極後の課題となっている。

近傍に熱の供給源を配置していることから，金型−樹脂界面3.3に形成するスキン層の成長を抑制する効果があり，樹脂の流射出成形機への適用

次に，局所温調を射出成形機に適用した成形試験を行っ動性が促進されると考えられる。したがって，Dot 形状のよた。成形試験に使用した金型と局所温調ユニットを，図 6

うに，パターン深さに対して樹脂の流入する開口部の面積がに示す。金型の固定側にスタンパを取り付け，その背面から小さく，微細パターン壁面からの冷却の影響が大きく現れる

局所温調を行う設計として，昇温の有無による効果を検証し場合には，局所温調が転写性向上に有効な手段となりうるこ

た。キャビティ形状は 28 × 55 mm であり，局所温調ユニッとが示唆された。

トは図 6 の（a）で示した領域に配置した。局所温調ユニット

次に，直径の異なる Dot 形状の比較から，各条件におけは前述の高パワー密度ヒータを使用し，φ0.15 mm の熱電対る転写高さの測定を行った。転写高さは，Dot 形状の底部かを挿入している。電源供給のリード線は，干渉のないよう金ら頂部までの高さとし (図 8 )，成形サンプルをレーザ顕微鏡
住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告+ 10 ℃+ 20 ℃+ 30 ℃

Logo

φ10 μm Dot

φ10 μm Dot

OFF（120 ℃）

局所温調技術を適用した微細転写成形法

図7

成形品観察結果
Results of molded samples with different mold temperatures

図8

成形品の転写高さ評価方法
Measurement method of transcription height for molded samples

OFF (120 ℃)

7+10 (130 ℃)

6+20 (140 ℃)

5
4
3

Local heating

Resin

8

Conventional

Mold

Transcription
heightTranscription height(μm)

9

2
1
0

で計測した。直径の異なる各パターンについて，通常成形お5μm

よび局所温調による昇温レベルによる比較を行った結果を，
図 9 に示す。縦軸が転写高さを表しており，最大値である+30 (150 ℃)

図99μm はスタンパの深さに相当する。通常成形時には，直径

10μm
50μm
Diameter of Dot patterns

100μm

転写高さ評価結果
Comparison of transcription height with various Dot patterns（Stamper temperatures 120，
130，
140，
150 ℃）

50μm 以下で転写が不十分となっており，径が小さくなるほど転写高さも低くなっていることが分かる。局所温調によるとして，局所温調システムを発展させ，今後も市場の要求に昇温を行った場合には，転写高さが増加しており，その効果応えるべく開発を進めていく。

が確認できる。
直径 50μm では昇温レベルにかかわらず，＋10 ℃の昇温であっても完全充填できているが，10μm 以下の径において

4

むすび(1) リソグラフィ技術を適用して製作した高パワー密度ヒ

は，昇温レベルによって，転写高さが段階的に増加する。直ータを金型に実装し，微細構造における転写性の向上と，径 10μm では＋30 ℃の条件で完全に充填し，通常成形に比サイクルタイム短縮による生産性の向上について検討するべく，種々の条件に対して成形実験を行った。

べて転写高さが約 10 倍に向上した。しかし，最小パターン
である直径 5μm では昇温レベルが＋30 ℃においても完全充(2) 熱インプリント装置に適用した場合には，スタンパ表

填は達成できておらず， 2 割程度の転写高さにとどまった。

面を短時間で温調することが可能となり，従来のサイク
ルタイムを 1/10 以下にすることに成功した。

さらに昇温レベルを上げることによって，転写高さが向上すると期待されるが，今回製作したヒータでは昇温能力および(3) 射出成形機に適用した場合，通常成形に比べ転写性の耐久性が不足していたことから，今後，ヒータ容量を再設計向上が確認された。直径 10μm の Dot 形状においては，

し，検討を行う。

＋30 ℃の条件で転写高さが 10 倍に向上した。

生産性という観点から考察すれば，局所温調による昇温に(4) 転写性および生産性をさらに向上させるべく，今後，

よって，＋10，20，30 ℃の各条件において，それぞれ約 5 ，設計最適化を行い，局所温調システムの高効率化を目指

10，35 秒がサイクルタイムに加算される。この時間は，金し，引き続き開発を進める。

型全体を同程度昇温および冷却する場合に比較すれば，非常に短い時間であるが，局所温調による熱交換を高効率化する
ことで，さらにサイクルタイムを短縮できると考えられる。
今後は，各種製品に要求されるヒートマスに対し，高効率で昇温する設計を目指し，材料と構造の再検討，およびシミュ（参考文献）(1)

張延平，加藤隆典. シンクロトロン放射光を利用した微細加工. Proc.

of the 2nd Symposium on Accelerator and Related Technology for
Application，Tokyo，
1999.

レーションによる最適化などについて検討を行う。
当社では，微細転写に関するニーズに対応する技術の一つ
住友重機械技報 No.168 200830

論文･報告くりこみ群分子動力学法の開発

くりこみ群分子動力学法の開発
Renormalization Group Theory for Molecular Dynamics
●市

嶋

大

路＊ 大

Daiji ICHISHIMA

西

良

孝＊

広

Yoshitaka OHNISHI(a)Elapsed time=0.619 ms

瀬

良

太＊

Ryota HIROSE(b) 0.668 ms(c) 0.802 ms(d) 0.937 ms

3 点曲げのシミュレーション (293 K)
Simulation of three-points bending at 293 K

我々は，マルチフィジックスやマルチスケールの現象について，計算機実験可能なくりこみ群分子動力学（RMD）法を開発した。
原子スケールの現象を計算機の力を借りて行う分子動力学法（MD）
は，マルチフィジックスの問題に適している。巨視的なスケールの現象に対しては，くりこみ理論
を MD へ応用し計算負荷を大幅に低減した。繰り込まれた固定点ハミルトニアンは，分配関数を元に統計力学的な粗視化と再スケーリングにより導出した。
RMD 法は，原子スケールのシミュレーションから，
従来の MD 法では不可能であった巨視的なスケールのシミュレーションを単一の手法で可能とした。

１

We developed a renormalized molecular dynamics (RMD)
method that enables computer experiment of multi-physics
and multi-scale phenomena. The molecular dynamics(MD) method, which uses the ability of a computer tocalculate atomic-scale phenomena, is suitable for multiphysics issues. For macro-scale phenomena, we adopted
the renormalization group theory for MD to substantiallyreduce the calculation loads. The fixed point Hamiltonians for RMD are derived directly from the partition function of MD through a coarse graining procedure andthen re-scaling. The RMD method enables extensive
simulations from atomic-scale calculation to macro-scaleone, which was impossible with the conventiona MD
method.

に積分することから，現行の超高速計算機をもってしても，まえがき

巨視的なスケールのシミュレーションが実現できない。
MD 法の計算効率を飛躍的に改善し，メゾスケールや連続

分子動力学 (Molecular Dynamics MD) 法

31(1) (2)は，古典的多体のスケールまで，シームレスにシミュレーション可能な手粒子系の研究に広く用いられている方法である。MD 法の大法が待望されている。粗視化された MD 法は，シームレス

きな利点は，バルク完全結晶だけでなく，表面，界面，結晶なシミュレーション (4) が可能であるが，弾性領域に限定され，欠陥，非晶質，液体，クラスタおよび微粒子などの材料につMD 法の利点が失われている。現在，構造単位を単一粒子といて， 原子レベルの構造とその時間変化を求めることがでみなす粗視化 MD 法が主流であるが，粗視化された粒子間きる点にある。 また， 熱や電荷の伝導といった動的な現象の相互作用を新たにモデル化する必要がある。

や，平衡状態から非常に離れた系の緩和や相転移なども研究

くりこみ理論 (5)(6) は，さまざまなサイズの現象が等しく大できる(3)。しかしながら，個々の粒子の運動方程式を数値的切な貢献をするような類の現象，例えば相転移点近傍の現象＊技術本部

住友重機械技報 No.168 2008

論文・報告くりこみ群分子動力学法の開発

0Lattice point
Lattice point for summation

-0.2
i

j

k

Neａrest neighbor coupling

f(r)

-0.4
exp(−２α( − ))−2ｅｘｐ(−( − ))

-0.6

図2

1 次元鎖
Linear chain-0.8
third-order
-1.0

0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

φ( − j)＝φ( 0)＋1 (2)1φ ( 0)( i− j− 0)2＋ φ(3)( 0)( i− j− 0)3 .... (3)2!
3!

粒子 i と k の中間に位置する粒子 j を消去し，粗視化する
図１

ことを考える ( 図 2)。粒子 j が関与する相互作用を書き出し，

原子間ポテンシャル ( モースポテンシャル )Atomic potential (Morse potential)

粒子 j の変位 uj (qj ＝ qo ＋ uj ，δuij ＝ ui − uj) について積分を実行すれば，

を解析するツールである。くりこみ理論を使えば，既に知られているミクロな性質，すなわち，ハミルトニアンからこの系のマクロな性質を予測することができる。ハミルトニアンにくりこみ群変換を行うことで，ハミルトニアンの形を不変に保ち，粒子数を桁違いに圧縮することができる。くりこみ
群変換に際し，ハミルトニアンの形が不変 (固定点) であるということは，繰り込まれた系の分解能は低下するが，元の系の運動と相似になることを意味する。つまり，ミクロな性質からマクロな性質を高効率に予測できることを意味する。
くりこみ群変換の操作回数を調整することで，任意のスケー
ルの現象をシミュレートすることが可能となる。
我々は，くりこみ理論 (7)(8)(9) を使って，MD のハミルトニ(10)アンが固定点となる，くりこみ群変換を導出した。そして，exp(−βφ´( − ))＝ʃduj exp[−β{φ( −δu )＋φ( −δu )}]2
3
1 (2) δ1 (3) δ .... ( )
φ(
4
exp
−2β
φ
(
)
−
0) ＋ φ ( 0 )0＝ 1 (3)2!
4 3!
8φ ( )δu ＋φ(2)( )2π/βを得る。 ︱1/2φ(3) (qo)δuik︱<< φ(2)(qo) を仮定し，結果に影響しない係数を省略すれば ,Dynamics RMD)法を開発した。4 例のシミュレーションを行
い，RMDを検証した。ミクロな運動が起点となりマクロな破壊に至る 3 点曲げ試験のシミュレーション，そして転移点近傍において，さまざまなスケールの秩序が混在する溶融のシミュレーションは RMD が有効な例である。

２∝ʃʃ exp⎜−β ∑φ( − )⎜
⎝ ∑
⎠
⎛

=1

一部を実行し，ハミルトニアンを粗視化する。続いて，ハミルトニアンの形が不変となるように，積分変数をスケール変換することで得られる。

2.2

1
1
∏ dpi・dqi ≡! 3 =1, .... (1)2{ 2 ＋∑φ( − ) } ................................................ (2)j

原子の運動量と座標，m は原子の質量， φは原子間ポテン
シャルである。
原子間ポテンシャルの粗視化

原子間ポテンシャルφ ( 図 1) を，鞍点 (q ＝ q o) 周りで 3 次まで展開する。

⎝

=1

>

⎛
⎝

⎞
− ⎞
⎜⎜,.... (6)2⎠⎠i 番目と i+1 番目の粒子対について，重心の運動量 p k と相対の運動量 p r に分離し，相対運動についてのみ積分を実行する。この手続きは，高周波数の切断に他ならない。
粗視化の後，
exp⎜
−β∑
⎝
⎛

=1

2

2

ʃ

⎞
⎜∝
⎠

´

exp⎜−β2 ∑
⎛

´

⎝

=1

2

2

⎞
⎜, ......................... (8)
⎠

´＝ 2−

2.3

くりこみ群変換

以上の議論から，粗視化後の分配関数が，(6) 式と (8) 式から得られる。
=1

ここで，H はハミルトニアン，βは温度の逆数，pi ，qi は

2.1⎛

運動エネルギーの粗視化´

Z(β)＝ʃdΓN exp(−β ( , )), dΓN＝>´´＝ 2− .............................................................................. (7)´−{ 2 ＋∑φ 2 } ................ (9)Z(β)＝ʃdΓ exp −β2 ∑粒子数Nの正準集団に対する分配関数は，

=1

>

´ ´

exp⎜−β2 ∑∑φ⎜

⎞

j

を得る。

繰り込まれたハミルトニアンは，分配関数における積分の＝∑}法を用いることにより得られる。

本章では，MD 法で用いられるハミルトニアンのくりこみ変換則を導出する。

− ⎞ .............................
(5)
⎜
2 ⎠

が結論される。d 次元の粗視化は，Potential Moving (8) の方ʃ

分子動力学法のくりこみ⎛{

exp {−βφ´( − ) } ∝exp −2βφ⎜⎝MD 法の大きな利点を継承し，任意のサイズのシミュレーショ
ンが可能なくりこみ群分子動力学 (Renormalized Molecular

}

{

2

>

⎛
⎜
⎝

⎞
⎜
⎠

粗視化したハミルトニアンを元のハミルトニアン (2) 式と同形とするべく，位相空間内の体積素 dp・dq が不変である
よう，変数をスケール変換する(10)。
´＝2 βq´＝2 −1q，ｐ´＝2p，β..................................... (10)そして，原子数と質量を以下のように繰り込む (10)。
´＝2 2 ， ´＝2 -....................................................... (11)

くりこみ群変換 (10) 式と (11) 式を Rと書けば，くりこみ群変換されたハミルトニアン HR は，分配関数 (9) 式から
住友重機械技報 No.168 200832

論文・報告くりこみ群分子動力学法の開発

0.00050.00200.00200.0000−0.00020.00150.0010−0.0006

33.5 mm

−0.0008

Amplitude
（ｍｍ）

ｙ
（ｍｍ）

−0.0004

Ｔｈｅｏ
ｒｙ
ＲＭＤ

−0.0010−0.0012−0.0014−0.0016
0.0

5.0

10.0

15.0 20.0
ｘ
（ｍｍ）

25.0

30.0 35.0

6.35 mm

0.00000.0000−0.0005−0.0010−0.0015

片持ち梁の変位分布
Distribution of displacement for cantilever beam図3´( ´, ´)＝ ( ( , ))＝∑
=1

−0.00200.0000´´2＋∑φ( ´− ´j) ............. (12)
2´ >

図4

となり，固定点にあることが分かる。n 回のくりこみ群変換は，
n≡…○0.00100.0015Time(s）

0.0025

片持ち梁の固有振動
Vibration of cantilever beam

で表せるモースポテンシャルを使用する ⑾ 。

⎧
⎨
⎩

○

n

4.1

であるから，Rn は，
q´＝2 −nq，ｐ´＝2np， ........................................................
´＝22n ， ´＝2 -dn

片持ち梁の曲げ長さ 33.5 mm，断面積 6.35 × 6.35 mm の片持ち梁を曲げ(13)たときの結果を，図 3 に示す。ティモシェンコの梁理論 (ヤング率 E:7.03 × 10 Pa，ずれ弾性率 G:4.34 × 10 Pa) と比10となる。以下では，α =2n と記す。

10較した。不一致の原因は，断面積が設定値より小さいことによる。ここでは，繰り込まれた原子数 N´は 10 240個 (α＝ 2 )21

３

くりこみ群分子動力学法（RMD）

繰り込まれたハミルトニアン (12) 式から，次の運動方程
式を得る。
p´
q´

＝−

∂ ´
∑φ(´−´j),
∂q´ >

p´
＝
´

( ＝ 1 , … ) .................... (14)物理量は，例えば，温度 T' や応力σ'ij は次のように，統計力学から求めることができる(2)。なお，繰り込まれた系を示すプライムは省略する。

σ＝

1

1

∑2

2

........................................................ (15)−⎞∂∑φ( − j)⎜⎠ ........................... (16)
∂ >1

=1

∑⎜⎝
⎛

=1

得られた結果は，元の系と相似であり，変換 (13) 式を使って元のサイズへ変換する。応力と温度は，くりこみ変換に際して不変である。

４

片持ち梁の固有振動数を計測した結果を，図 4 に示す。RMD 法による結果が，2.61 × 10 rad/s である。固有振動数の理論値 ⑿ は，2.9 ×
4

4

果，MD の時間刻みのα倍に取ることができる。

2

4.2

10 rad/s である。

により数値積分を行う。時間刻みは，質量が繰り込まれた結3

線形領域を超えた変形も，当然可能である。(4.3 参照 )次に 4.1 と同様な寸法の片持ち梁を振動させ，固有振動

運動方程式は，シンプレクティック性を持つベルレ法 (1)

＝

である。

くりこみ群分子動力学法の検証

アルミニウム (fcc 構造 ) に対して，4 例のシミュレーショ
ンを実施した。原子間ポテンシャルは，
φ( )＝ε(exp{−2 ( − )}−2exp{− ( − )}) ................... (17)＝ 23.5×10 (m-1), ε＝ 1.92×10-20 (J), ＝0.286×10-9 (m) .... (18)94.3

3 点曲げ試験67.5 × 6.35 mm の薄い平板に対して，3 点曲げ試験のシ
ミュレーション ⒀ を行った。両端の温度を 293 Kに制御した。
破壊に至る過程のスナップショットを冒頭の図に，最大引
張応力の最大値の時間変化を図 5 に示す。図 5 から観察されるクラック発生直前の最大引張応力 ( 最大主応力 ) は，10
〜 15 GPa であり，アルミニウムの理想引張強度 E/(2π) ＝11 GPa にかなり近い値を示す。ここでは，繰り込まれた原
子数 N´は 20 480個 (α＝ 220) である。破壊現象は，ミクロな運動が起点になり，マクロな破壊に到るものである。このようなシミュレーションは，RMD 法が有効である。
現実の材料の強度は，欠陥の存在から，理想強度よりも桁違いに低い。実用へ向けて，欠陥を含む多結晶体の生成方法を確立する必要がある。
4.4

融点と潜熱の計測

アルミニウムの潜熱を計測した結果 (10) を，図 6 に示す。
底面を加熱し，温度を上昇させた。側面には，周期的境界条件を適用した。下段が 16 000 原子の MD，中段が原子数を1/8 に，上段が原子数を 1/64 に繰り込んだ RMD の結果である。くりこみ後も，融点や潜熱が MD の結果と一致する
ことが分かる。 これは， 融点近傍において， さまざまなス
ケールの秩序を持つ現象を，高効率にシミュレートできるこ

33

住友重機械技報 No.168 2008

Maximum principal stress
（GPa）

論文・報告

40.0

(b)

(c)

0.5
0.6
0.7
Elapsed time(ms）

0.8

35.0

くりこみ群分子動力学法の開発

(d)

30.0
25.0
(a)

20.0
15.0
10.0
5.0
0.0
0.2

0.3

0.4

0.9

1.0

最大引張応力の最大値の時間発展
Change of maximum value of maximum principal stress

図5とを示している。相転移を含む巨視的な現象を，容易にシミュレートできる点が RMD 法の特徴である。

５

むすび

くりこみ群の手法を分子動力学 (MD) に応用し，くりこみ
群分子動力学 (RMD) 法を開発した。片持ち梁の曲げ，片持ち梁の振動，3 点曲げ試験，そして溶融のシミュレーション

図6

アルミニウムの溶融シミュレーション (α=1,2,4)
Simulation of melt for aluminum (α=1,2,4)から RMD 法の正当性を確認した。次に，RMD 法の利点を列記する。
(1) 測定容易な物性値や現象から原子間ポテンシャルを決定してしまえば，実測困難な物性や未知の現象が予見で発生とクラック生成の条件.第7回分子動力学シンポジウム講演論文集, 2002，
p.66．

きる。
(2) MD の利点を継承し，メゾスケールや巨視的なスケー
ルの現象も高効率にシミュレートすることができる。
(3) 連続体近似に基づく手法において問題となる，連成 ,
接触 ，相転移および破壊などのモデル化が原理的に必要とされない。
今後は，さまざまなスケールや現象に対してシミュレーショ
ンを実施し，RMD の有用性を立証していく。
（参考文献）(1)

J.M.Thijssen.Computational Physics.Cambridge University Press,

1999，
p.179．
(2)

日本機械学会編.原子・分子モデルを用いる数値シミュレーション.コ

ロナ社，
2001，
p.11．
(3)

市嶋大路，
大西良孝，
宗像昭彦，
山西利幸.窒素エアロゾル洗浄装置の開発と分子動力学法による洗浄機構の解明.シミュレーション，
vol.23,
no.2, 2004，
p.123．
(4)

Robert E.Rudd,JeremyQ.Broughton.Coarse-grained molecular

dynamics and the atomic limit of finite elements.Phys.Rev.B,vol.58,
no.10,1998，
p.5 893-5 896．
(5)

くりこみ理論の地平.数理化学，
no.406,1997.

(6)

眞隅泰三編. 凝縮系の物理. 別冊日経サイエンス121,1997,p.158.

(7)

Leo P.Kadanoff.STATISTICAL PHYSICS Statics,Dynamics andRenormalization.World Scientific,Sec.13.5,1999.
(8)

Leo P.Kadanoff.STATISTICAL PHYSICS Statics,Dynamics andRenormalization.World Scientific,Sec.14.4,1999.
(9)

K.HUNANG.STATISTICAL MECHANICS.John Wiley & Sons,

Chap.18,1987.
(10) 市嶋大路，
大西良孝.シミュレーション方法及びプログラム.特開2006-285866.
(11) Cotterill,R.J.M.,Doyama,M..Lattice Defect and Their Interactions.
Gordon and Breach,1967.
(12) エリ・デ・ランダウ，
イェ・エム・リフシッツ. 佐藤常三訳. 弾性理論. 東京
図書,1983,p.144．
(13) 田中弘明,島田尚一,井川直哉. 単結晶シリコンにおける塑性変形

住友重機械技報 No.168 200834

論文・報告舶用高効率プロペラ（NBSプロペラ）の性能

舶用高効率プロペラ(NBSプロペラ) の性能
Advantages of New Blade Section Propeller
●青

野

健＊

Takeshi AONO

図1

岩

本

三

郎＊

Saburo IWAMOTO

高

井

通

雄＊

Michio TAKAI

NBSプロペラ
NBS propeller

NBS（New Blade Section）プロペラは，従来よりもコンパクトでありながら，高い推進効率が得られる高性
能プロペラであり，住友重機械マリンエンジニアリング
株式会社によって開発された。NBS プロペラの直径は同条件で設計された従来プロペラよりも約 5 ％小さく，その重量は約 20 ％軽くなる。NBS プロペラの採用により，次の利点を得ることができる。
それは，（1）消費燃料および CO2 排出を削減できる，（2）振動が少なく，安全な船を供給できる，（3）船の設計自由度を増すことで商品競争力を向上できる，および（4）コ
スト削減のみならず資源の節約にも貢献できる，の 4 点

NBS (New Blade Section) propeller, developed by
Sumitomo Heavy Industries Marine & Engineering
Co.,Ltd. is not only high propulsive performance
propeller but also compact propeller. The diameterof the NBS propeller is approximately 5 % smaller,
and the weight is approximately 20 % smaller, thanconventional propellers that are designed under thesame conditions. Advantages of NBS propeller are;1)
Reduction of fuel oil consumption and CO2 emission
in the navigation, 2) Reduction of hull vibration, 3)
Increase of design flexibility and the value of thevessel and 4) Contribution to the cost and material
resources saving. The high reliability of the NBS propeller has been proven through its installation in
more than 200 vessels since 1999.

である。
NBS プロペラの高い信頼性は，1999 年以降の 200 隻を超える実船の実績によって証明されている。

１

35

31-39.indb 35

まえがきの開発は，それ単独での性能改善が消費燃料削減に直結することから，影響力は非常に大きい。さらに，プロペラが船体

地球温暖化防止を目的とした二酸化炭素排出量の削減や燃とは別に製造されるので，既に船型設計が完了している船や料の高騰が世界共通の問題となった今日，船舶においても省就航船に対しても後から比較的容易に新設計を採用できるとエネルギー化が求められている。一方，より多くの荷物を安いう特長がある。

全かつ低コストで輸送する能力を持ち，さらに使い勝手が良

NBS プロペラ(1) ( 図 1) は新型翼断面 (New Blade Section)(2)く低価格で市場投入できる船は高い商品競争力を持つことかの効果により従来よりも高い推進効率を得ることができるプ

ら，設計者はこのような船の開発を目指してさまざまな研究

ロペラであり，これにより消費燃料を削減できるほか，さらを行っている。そのなかでも，船の推進装置であるプロペラに広い意味で船の商品競争力向上にも貢献する。

＊住友重機械マリンエンジニアリング株式会社

住友重機械技報 No.168 2008

09.1.7 3:35:58 PM

論文・報告NBSプロペラの主要目
Major specifications of typical NBS propeller

2.0

Blade section

NBS

Conventional

Diameter(m)

6.8

7.2

Pitch ratio(0.7R)

0.74

0.66

Expanded area ratio

0.43

0.47

Number of blades

44

Weight(%)

79

100

１− w

95 %

ional
Convent

1.0

NBS

0.5

0.13

0.14
0.15
Froude number

0.16

0.17

0.18

プロペラによる舵抵抗の違い
Rudder resistance behind NBS and conventional propeller

NBS ηoQPC

100 %about 15 %図3

NBS QPC

105 %

1.5

0.0
0.12

115 %
110 %

Rudder resistance(N)表1舶用高効率プロペラ（NBSプロペラ）
の性能

ηo

90 %
5 % cut

図2

95 %
100 %
Diameter / optimum diameter by chart

105 %ペラ採用による利点を，4 章で NBS プロペラの実績についabout 3 %Conventional

直径と推進効率などの関係
Relationship between propeller diameter and QPC etc.

本報では 2 章で NBS プロペラの特長を，3 章で NBSプロ

NBS

QPC

85 %
90 %

0.12

図4

0.13

0.14
0.15
Froude number

0.16

0.17

0.18

推進効率の比較
Improvement in QPC by NBS propellerて紹介する。

2

NBSプロペラの特長

2.1

NBSプロペラと従来プロペラ

表 1 に，代表的な NBS プロペラの主要目を同条件で設(1)

伴流係数 ( 1 − w ) の良化(2)

展開面積減少による単独効率 (ηo ) の良化(3)

舵抵抗の減少による ( 1 − t ) の良化

2.2.1

伴流係数
（1 − w ）の良化計された従来プロペラと比較して示す。この表が示す通り,

図 2 に，肥大船型で検討されたプロペラ直径と伴流係数

NBSプロペラの大きな特長として，従来よりも小直径・高などの関係を示す。直径と伴流係数の関係を細実線で，従来

ピッチということがあげられる。プロペラ直径は船の性能を型プロペラ(MAU) における単独効率との関係を破線で，その決定するうえで重要なパラメータの一つであるが，最適に設ときの推進効率を太実線で示している。なお，この計算では計された NBSプロペラの直径は従来よりも約 5 % 小さい。

後述するスラスト減少係数の良化は考慮していない。小直径

NBSプロペラに採用されている新型翼断面はキャビテーになるにつれてプロペラ単独効率が悪化する一方で，伴流係ション発生が抑えられ，単位面積当たりの発生スラストが大数の良化がそれを上回ることから，推進効率で評価すると従きいという特性を持っている。この断面を採用することによ来の最適直径よりも約 5 % 小直径で良化が見られた。

り，これまで小直径化の際にネックとなってきた高ピッチ化

2.2.2と展開面積拡大の問題を解決することができた。次節からは，展開面積減少による（ηｏ）の良化

先述の図 2 に，○で NBS プロペラの単独効率を，●でこの NBSプロペラの持つ性能について具体的に紹介する。

NBSプロペラの推進効率を示した。NBSプロペラは小面積2.2でも十分なスラストとキャビテーション性能が得られる新型

NBSプロペラの推進性能

従来からプロペラの直径は，最適な単独効率が得られる設(3)断面を採用していることから，その展開面積は従来プロペラ

計チャート に基づいて決定されるのが一般的である。しかより10 〜 20 %程度小さくなる。翼面積の減少により粘性抵

し，プロペラが船に装備されたときに主機の出力が推進力に抗が相対的に低減されることから，NBSプロペラは従来の変換される割合を意味する推進効率として評価すると単独効

翼断面で小直径するよりも効率の良いプロペラとなる。

率最適で設計されたプロペラが必ずしも最大にはならず，少

2.2.3

(4)

し小直径で最適になることが知られている 。 なお，推進効
率 ( ＝ QPC) は次の式で定義される。

舵抵抗の減少による（1 − t ）の良化

プロペラと舵の干渉により，高ピッチプロペラの後流中に置かれた舵の抵抗は相対的に小さくなる(5)。図 3 は，表 1 で示したプロペラを同じ模型船に装着して計測された舵抵抗の

QPC ＝ (1 − t ) / ( 1 − w )・ηＲ・ηo

比較である。この試験では，NBSプロペラの舵抵抗が従来プロペラのものよりも約 15 % 減少していることが確認された。

1 − w 伴流係数

この舵抵抗の成分は従来の自航試験ではスラスト減少係数

ηo プロペラ単独効率の一部として解析されることから，NBSプロペラの採用に

1 −ｔ スラスト減少係数
ηＲ プロペラ効率比

よりスラスト減少係数が良化することになる。
小直径・高ピッチという特長を持つ NBS プロペラは，次の点で推進効率を高める要素を備えている。

2.2.4

NBS プロペラによる推進効率の向上

図 4 に，表 1 で示したプロペラの自航試験で得られた推
住友重機械技報 No.168 2008

31-39.indb 36

36

09.1.7 3:36:00 PM

論文・報告舶用高効率プロペラ（NBSプロペラ）の性能

Conventional(15 ships)

Conventional

NBS(4 ships)

θ=320°

Estimated power curve

θ=0°

θ=40°

NBS
θ=320°

1000 kW

θ=0°

θ=40°

Power

about 4 %

NB
S

na
l
nv
en
tio
Co

キャビテーションパターンの比較
Comparison of cavitation phenomena

図6

0.5 knot5
NBS
Conventional

試運転結果の比較（パナマックスバルクキャリア）
Comparison of sea trial results（PANAMAX BC）

図5

3

about 30 %Speed

Amplitude(kPa)

4

2
1
0

1

進効率を示す。NBSプロペラの推進効率は従来プロペラと2

3
4Order of blade frequency

5

比較して約 3 % 良化した。また，船型は異なるが，図 5 に，同型船に装備された両プロペラの試運転での計測結果を示

図7

船尾変動圧力の比較（アフラマックスタンカー）
Comparison of pressure fluctuations(AFRAMAX tanker)

(4)

作業性向上

す。こちらの結果では約 4 % の馬力低減，すなわち消費燃料削減が認められた。
2.3

NBS プロペラのキャビテーション性能(6)に，同じ設計条件，同直径および同展開面積で翼断面とピッチのみが異なる 2 種のプロペラのキャビテーショ

よりプロペラ没水に必要な船尾喫水が相対的に浅くなること

ンパターンを比較して示す。この図に見られる通り，NBS

から，トリムと排水量が減少して消費燃料が削減できる。こプロペラに用いている新型翼断面のキャビテーション発生量の良化量は船型の影響を強く受けるものの肥大船では約 3 %は従来プロペラよりも少ない。 そして，この優位性はキャ

良化した例もあり，バラスト航海が多い船ほど効果は大きい。

ビテーション条件が厳しい高速船用のプロペラにおいて非常

また， 船尾トリムの減少は操船者の前方視界を広げる (ブライに有効であることはもちろん，低速肥大船用のようにキャビ

ンドゾーンを狭くする) ことから衝突事故の危険性を減らすこ

テーション条件がそれほど厳しくないプロペラにおいても，とができる。さらにバラストタンク容量の削減によりバラス

従来プロペラと同等のキャビテーション性能を確保したうえ

トポンプの運転時間を削減できるとともにバラストタンク内での小直径・小展開面積化を可能にしている。

の塗装メンテナンスを楽にするという利点も得ることができ

2.4

る。

図6

NBSプロペラによる振動軽減

図 7 には，表 1 のプロペラのキャビテーション試験で計造船所の視点NBSプロペラは消費燃料を削減するだけではなく，船全の NBSプロペラでは船体とプロペラのクリアランスが広が体の設計自由度を増やすことによって商品競争力向上に貢献ることから，船体振動の原因の一つである変動圧力は小さくする。もちろん従来プロペラを想定して設計された既存船でなるが，本結果からも振動軽減効果が確認できる。

もある程度の利点の確保は可能であるが，船の基本設計の段NBSプロペラ採用の利点

本章では NBSプロペラによってもたらされる利点につい

階からNBSプロペラを想定していれば，開発目標に合わせて主要目，主機の選定および概略線図などの選択肢が広がるからである。次に，代表的な利点の例を示す。

て，運航者と造船所の視点から考える。

(1)

主機選定自由度の増加

3.1

(2)

船尾まわり設計の自由度増加(3)

バラストタンク小型化に伴うフリースペースの増加

運航者の視点NBSプロペラの採用が船の運航者に与える利点としては，
主に次のようなことが考えられる。

31-39.indb 37

3.2

測されたプロペラ直上での船体表面変動圧力を示す。小直径

337

通常の消費燃料削減効果については 2 章で述べたので，こ
こではバラスト航海時の利点について紹介する。小直径化に(1)

消費燃料削減 (満載・バラスト)

(2)

視界の良化

(3)

振動軽減による乗り心地向上(4) プロペラ，軸系，船尾骨材および防振装置などの小型・軽量化
NBSプロペラの特長である「同じ主機条件で小直径化」を言い換えると，「従来と同じ直径で低回転化」が可能という
住友重機械技報 No.168 2008

09.1.7 3:36:01 PM

論文・報告

300
250

Total

200

舶用高効率プロペラ（NBSプロペラ）
の性能

Ferry
Container / LPG
PCC / RORO
Chemical
BulkerTanker

8% power saving

NOR

150

N

B
S+

1999 2000 2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008
Year

H
L
E
S

C
on
ve
nt
io
na
l

0

Power

50

ru
dd
er

100

図8

NBSプロペラの採用実績
Delivery of NBS propeller

ことになる。つまり，低回転化と小直径化のトレードオフで

Speed

開発目的に合わせた主機を選定しやすくなる。また小直径化
はプロペラ軸心高さを下げ，船尾プロファイルの制約を緩和
し，バラストタンクの小型化を可能にする。これらは機関室

図9

試運転結果の比較（ケミカルタンカー）
Trial results (Chemical tanker)

や舵まわりの設計自由度を増加させるとともに，貨物室容積の増加あるいは船全体の小型化といったトレードオフを可能りの提供であり，ここに感謝の意を表する。

にする。浅喫水やシューピース付きの船型など，直径制限が厳しい船型にも採用しやすい。さらに，プロペラ重量が約（参考文献）

20 % 軽量化されることで軸系装置類の小型化も可能になる。

(1) 住友重機械マリンエンジニアリング株式会社．
プロペラの設計方法お

燃料油や鋼材資源が高騰する今日，NBSプロペラの採用はコスト面でも大きな利益をもたらすのみならず，鋼材資源などの節約にも貢献するといえる。

よびこの設計方法における Bp −δチャートの最適値範囲変更方法．特許第 3470316号．
(2) 青野健ほか．
新型断面を用いた小型高効率プロペラの開発．
日本船舶
海洋工学会講演会論文集第一号，
2005．
(3) 矢崎敦生．AU 型プロペラ設計法に関する研究．運研報告，1961 ほか．

4

NBSプロペラの実船採用例(4) G.Patience.The Contribution of the Propeller to Energy Conservationin Ship Operation.Trans IMARE,vol. 94，
1982．

図 8 に，NBSプロペラの実績を示す。NBSプロペラは，
1999 年の第 1 船から既に200 隻を超える船に採用されている。NBSプロペラと従来プロペラとの違いが翼の設計のみであることから，プロペラを装備する船であれば船型，機構(5) 中武一明.自航推進性能の計算法. 船型設計のための抵抗・推進理論シンポジウム (日本造船学会) ，1979．
(6) 右近良孝ほか．
トランスキャビテーティング・プロペラの性能評価．
日本造船学会論文集第186号，1999．
(7) 住友重機械マリンエンジニアリング株式会社．
舵．
特許第 3465160号．

および材質を問わずに採用することが可能で，必要なメンテ
ナンスも従来と変わらない。また，プロペラ前後に装備される省エネルギー装置との相性についても基本的には従来プロペラと同等以上であると考えられており，例えば高効率の
HLES 舵 (Sumitomo High Leading Edge Suction rudder)(7) とともに同型船に装備された事例では，図 9 に示す通り両者の効果を合わせて 8 %もの消費燃料削減効果が計測されている。
NBSプロペラは自社建造船だけではなくほかの造船所でも採用されており，それらが今日までトラブルなく就航していることもその信頼性と高評価を証明していると考えられ
る。

5

むすび

従来プロペラよりも小直径，高ピッチおよび軽量という特長を持つNBSプロペラを採用することにより，(1) 消費燃料および CO2 排出を削減できる。
(2) 振動が少なく，安全な船を供給できる。
(3) 船の設計自由度を増すことで商品競争力を向上できる。
(4) コスト削減のみならず資源の節約にも貢献できる。
などの利点を得ることができる。
本報に示した試運転結果の一部は，北日本造船株式会社よ住友重機械技報 No.168 2008

31-39.indb 38

38

09.1.7 3:36:02 PM

新製品紹介LEDライトシステム

LEDライトシステム
LEDs Pack for Electric Forklift

フィラメント式前照灯
LED式前照灯

近年，安全意識の向上とともに事故を未然に防ぐべく，運
転席に着座しないと走行や荷役操作をしても動かない機能な
ど，フォークリフトにもいろいろな安全機能が装着されはじめた。

(2) LED ライトの寿命は 40 000 時間以上あり，フィラメ
ント式に比べ最大 100 倍の長寿命となる。
(3) 前照灯はフィラメント式に比べ上下方向に 2 倍以上照射範囲が広く，視認性のよい白い光で高積み作業時の安しかし，薄暗い倉庫内および工場内の稼働において事故防全性が向上する。

止に重要な役割を担う照明には，昔ながらのフィラメントを(4) 長寿命からメンテナンスの必要がほとんどなく，電球使用した電球が使用されている。寿命が短く，頻繁に電球交交換による作業時間のロスの軽減により作業効率の向上

換をする必要が発生することから，その煩わしさから電球がを実現する。

切れても作業を続けることも多々あり，安全管理面で問題が(5) LED ライトの消費電力は従来のフィラメント使用品あった。また，電球の交換作業が発生することにより，車輌に対して 50 ％以下であることから，連続点灯の顧客で管理工数・作業効率面および費用面からも問題があった。

は稼働時間が約 15 分 (50 ％稼動率 ) 延び，省エネルギー

このことから，安全重視やトータルコスト低減を望む顧客化を実現した。

の要望に応えて，LED 式ライトをオプション設定した。

主要仕様
0.5 A(48 V 500 Lumens)

前照灯

DC12 － 48 V

リヤーコンビライト

ブレーキランプ / 後退灯 / 方向指示器
用ランプ
DC12 V特

0.4 A ( 全点灯時 )長(1) 48 Ｖより DC － DC コンバータで降圧し，LEDライトの電源とした。また，これにより電気車特有のノイズから LEDライトを保護することができた。

39（住友ナコ マテリアル ハンドリング株式会社

林義人）

住友重機械技報 No.168 2008

主要営業品目
変減速機，インバータ［同心軸］
サイクロ減速機，サイクロギヤモータア●機械式減速機：
ルタックス，
精密制御用サイクロ減速機，プレストギヤモータ，
コン
パワー遊星歯車減速機，［平行軸］パラマックス減速機，ヘリカルバ
ディボックス，［直交軸］
パラマックス減速機，
ハイポニック減速機，
アステロ直交ギヤヘッド，
ベベルバディボックス，
ライタックス減速［機機，HEDCON ウォーム減速機，
小形ウォーム減速機 ●変速機：
械式変速機］バイエル無段変速機，バイエル･サイクロ可変減速機，［電気式変速機］インバータ，インバータ搭載ギヤモータ，サーボド
ライブ，
DC ドライブ物流・パーキングシステム●自動倉庫システム ●高速自動仕分システム ● FMS/FA シス
テム ●無人搬送システム ●機械式駐車場 ●動く歩道
金属加工機械
油圧プレス，
フォージングロール，●鍛圧機械：フォージングプレス，
クーラント処理装置 ● SPS（放電プ
超高圧発生装置 ●工作機械，
ラズマ焼結機）
運搬荷役機械
連続式アンローダ，港湾荷役クレーン（コンテナクレーン，タイヤマ
ウント式ジブクレーン，
タイヤマウント式 LLC），
トランスファクレ
ーン，
ジブクレーン，
ゴライアスクレーン，
天井クレーン，製鋼クレーン，
自動クレーン，
ヤード機器（スタッカ，
リクレーマ，
スタッカ／リクレーマ），
シップローダ，ベルトコンベアおよびコンベアシステム，
リフ
ティングマグネット装置
船舶海洋
撒積運搬船，
鉱石運搬船，
鉱油兼用船，
コンテナ船，
自●船舶：油槽船，動車運搬船，LPG 船，
LNG船，
カーフェリー，
ラッシュ船，
作業船，
大型洋
浮体式
式帆船，
巡視船，
他 ●海洋構造物：海洋石油生産関連構造物，
防災基地，
浮体式海釣施設，
その他海洋構造物 ●海洋開発機器：各種ブイ，
舶用環境機器
インフラ整備関連
長大橋 ●海洋･港湾構造物：沈埋函，ケーソン●橋梁：一般橋，
化学機械，プラント●一般プラント：紙・パルプ製造装置，化学装置，原子力装置 ●発
塔，
槽，
熱交換
電設備：循環流動層ボイラ ●圧力容器：リアクタ，
スーパーブレ器 ●撹拌混合システム：マックスブレンド撹拌槽，ンド（同心 2 軸型撹拌槽），
バイボラック（横型 2 軸反応装置）

サイクロ，アルタックス，コンパワー，パラマックス，バディボックス，ハイポニッ
ク減速機，
アステロ，
ライタックス，HEDCON，
バイエルおよびバイエル・サイクロは，
住友重機械工業株式会社の登録商標です。

プラスチック加工機械●プラスチック加工機械：射出成形機，射出吹込成形機，ディスク
フィルム製
成形機，
セラミックス成形機 ●フィルム加工機：押出機，造装置，ラミネート装置 ● IC 封止プレス ●ガラスプレス ●成形システム･金型：射出成形用金型，PET システム，
インジェクションフロー成形システム，
インモールドラベリング成形システム
レーザ加工システム●レーザドリル装置 ●レーザアニーリング装置 ● YAG レーザと加工システム ●エキシマレーザと加工システム
半導体・液晶関連機器
放射光ビームライ●イオン注入装置 ●放射光リング・AURORA，（液晶フラットパネル用）プラズマ薄膜形成シス
ン ●成膜装置：
テム ●精密位置決め装置 XY ステージ ●モーションコーポネ
ント ●ライン駆動用制御システム ●マイクロマシン ●レーザアニーリング装置 ●半導体封止装置 ●ウエハ研削装置

マックスブレンドおよびバイボラックは，住友重機械工業株式会社の登録商標です。

AURORA は，住友重機械工業株式会社の登録商標です。

環境施設
リサイクル施●環境･エネルギー関連プラント：都市ごみ焼却施設，設，流動層ガス化溶融炉，産業用廃棄物処理施設 ●大気関連プラ
ント：電気集塵装置，灰処理装置，
乾式脱硫･脱硝装置 ●水関連プ
ラント：上水処理施設，下水処理施設，浸出水処理施設 ●産業廃水処理装置
加速器，医療機器，精密機器，極低温機器，超電導磁石●イオン加速器：サイクロトロン，ライナック，シンクロトロン ●電子線照射装置 ●医療機器：PET診断用サイクロトロン･ CYPRIS，
標識化合物合成装置，がん治療用陽子サイクロトロン，治療照射装置●冷凍機：パルスチューブ冷凍機，
4KGM 冷凍機，スターリング冷凍機，
クライオボンプ用冷凍機，
MRI 用冷凍機 ●人工衛星搭載観測装置冷却システム ●超電導磁石：ヘリウムフリー超電導マグネッ
ト

建設機械，産業車輛
油圧式ショベル，
移動式環境保全およびリサイクル機械，
杭打機，
道路
舗装機械，
フォークリフト
タービン，ポンプ
蒸気タービン，
プロセスポンプ
その他
航空用機器，
精密鋳鍛造品，
防衛装備品（各種機関銃，機関砲およびシ
ステム）

CYPRIS は，住友重機械工業株式会社の登録商標です。

事業所
本
社
関西支社
中部支社
九州支社
田無製造所
千葉製造所
横須賀製造所
名古屋製造所
岡山製造所
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第168号 非売品
2008年12月10日印刷
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12月20日発行

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吉 井 明 彦無断転載・複製を禁ず©

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