高齢者の身長に配慮した椅子のデザイン（第２報）
試作検討と評価
宮川成門*，藤巻吾朗*，山口穂高*
Design of a Chair Considered the Height of an Aged Person (2)Prototyping and evaluation
Naruto MIYAGAWA*, Goroh FUJIMAKI*, Hodaka YAMAGUCHI*
立ち上がりや差尺調整の負担軽減のため、高齢層を含む女性の平均身長150～160cmを対象に、高座面でありながら足が床に着いた着座が可能な椅子を検討した。座面形状を傾斜した
大腿部の支持面と坐骨が乗る水平面に分け、坐骨高さの上限は適正差尺から460mm付近とした。
試作品を用いて特別養護老人ホーム入居者5名による動作観察をしたところ、標準的な座面高420mmの平板座面の椅子では、全員が着座と同時に足が床から浮く状態であったのに対し、試作品では全員改善された。また、試作品では体幹前傾が小さくなりスムーズな起立が可能で、3名について体幹前傾開始から起立後の膝伸展終了までの時間短縮が見られた。

1. 緒言
高齢層など小柄な方には、安定した姿勢のために低座面・低テーブルのセットが推奨されるが、立ち上がり負担の軽減や、身長が異なる数名がテーブルを共用する際の差尺調整を考慮すると、高い座面にも長所がある。本開発ではこの点に着目しデザイン提案することとした。前報 1)の調査では、小柄な方が高い座面の椅子を用いる場合、腰を下ろす時に大腿部裏面が座面を後方にずらすことで姿勢が不安定となり、また、高齢者に重視されがちな長い肘掛けは、椅子側方への出入りにおいて大腿部動作を妨げていることが分かった。
以上のことから、ユーザー層は高齢層を含む女性の平均身長 150～160cm 付近、座面形状は傾斜した大腿部から臀部を支える座折れ形状、肘掛けは大腿部動作を妨げない短いタイプ、座面高は標準的なテーブル高との差尺基準として、着座起立のしやすさと同時に適正差尺を提供する椅子をコンセプトとした。本報ではプロトタイプピングと特別養護老人ホームでの着座テストを実施したので報告する。
2. プロトタイピング
2.1 初期試作検討
前報での身体寸法データを用いた差尺調整の結果、坐骨高さと大腿部傾斜について目安を出した。
──────────────────────
試験研究部

*

想定身長の 150～160cm については、坐骨高さの上限は標準的な椅子よりやや高い 460mm 付近とする
ことで対応可能と考えられた。具体的な座面形状の設計については、プロトタイピングによる検討を開始し、3 回目試作において一般の意見収集を行った。設計の目安と 3 回目試作品を図 1 に示す。
3 回目試作品の概要は、座面高は 480mm（10～20mm 程度坐骨部の沈み込みを考慮）、水平座面部の奥行きは 220mm、背もたれ傾斜は緩やかな 110°とした。これに身長 155～161cm の女性 8 名（20
代１，40 代 2，50 代 4，60 代 1）に、足を床に着けた状態で着座してもらい感想を聞いたところ、7名から座面が浅い感じがするという意見があった。
2.2 改良設計
座面が浅く感じた原因としては、①床から背もたれまでの距離が長すぎることによる後傾座位、②背もたれが傾斜しすぎていることによる後傾座位、③単に水平座面部が浅いという点が考えられた。よって 4 回目試作は、座面高を 460mm まで下げ、背もたれを 105°まで起こし、水平座面部の奥行きをやや深くすることにした。また、水平座
面部の実質の奥行き（背もたれ傾斜と座面の接点まで）より後方にも座面を伸ばすことで、視覚的な座面深さも確保し、安心感が出るよう考慮した。
3 回目試作から 4 回目試作の変更を図 2 に示す。

図 1 設計目安と 3 回目試作

骨と尾骨付近の範囲全体を六角にくり抜くことで、沈み込む臀部の形状に合わせ体圧分散性が良くなるよう試みた。ウレタンフォームはくり抜き部分の底付き防止のため、一般的な椅子用途ではない
高密度･高硬度のものを用いた。坐骨ピーク圧は、比較用の加工なし品に対し約 80％に減少しており、圧分散効果が見られた。課題としては、起立後にくり抜き部分の凹みが見られ、外観を損ねる点があった。
B 案はベースの合板の中央部を強度が保てる範
囲で四角くカットし、カット部分に布バネ（ダイメトロール）を張ることで体圧分散性が良くなるよう試みた。ウレタンフォームは一般的な椅子用途の範囲において高密度･高硬度のものを用いた。
坐骨ピーク圧は、比較用の加工なし品に対し約70％に減少しており、圧分散効果が見られた。課題としては、水平座面部が通常の座面より小さい
分、布バネを張れる範囲が狭く、坐骨位置を少し前方にずらすと合板との境目に段差を感じてしまう点があった。

図 2 3 回目試作から 4 回目試作への変更点

2.3 座面仕様設計
水平座面部の着座感を決定するため、座面構造の試作検討を行った。検討中の椅子の外観と構造との兼合いから、ベースの合板上にスラブウレタ
ン 40mm 厚という条件の座面案 A～C を作成し、体圧測定（装置：XSENSOR 社 X3）を実施した。A～C
案加工済品の仕様と体圧結果を図 3 に示す。なお比較用の加工なし品には平らな合板上に各案と同一ウレタンフォームのみの構成を用い、加工の効
果のみが分かるようにした。
A 案は 10mm 厚 4 枚重ねのウレタンフォームで構成し、表層の 2 枚は平板のまま、3 枚目は坐骨と尾骨部が接する部分を円形に、4 枚目最下層は坐図 3 座面 3 提案の仕様と体圧結果

C 案は一般的に見られる座面カーブの効果を見るためベースの合板を R1200mm とし、ウレタンフ
ォームは B 案と同じものを用いた。 坐骨ピーク圧
は、比較用の加工なし品と大差なかったが、体幹を傾け片方の坐骨に体重をかけた時、図 4 に示すとおりピーク超え（200mmHg 以上）の領域が減少
して中間領域が増えた。このことから、左右の坐骨への体重移動がある通常使用において、座面カーブの効果は得られるものと考えられた。
検討の結果、AB 案には圧分散の面で期待できたが、製品化の上では欠点が目立つと考えられたため、C 案を基本として採用することとした。この後、4 回目試作品用には、最終的なウレタンの微調整と張地縫製を経たことで、よりピーク圧を下げた状態のものができた。
図 6 女性 25 名による座の深さ感確認

図 4 座面カーブの効果について

2.4 着座感評価
以上による 4 回目試作品を図 5 に示す。これに身長 149～161cm の一般女性 25 名（20 代 6，30 代
3，40 代 2，50 代 10，60 代 3，70 代 1）に足を床に着けた状態で着座してもらい座の深さ感を確認したところ、図 6 のとおり、やや浅いが 2 名、ちょうど良いが 13 名と余裕ある奥行き設定に改善できた。自由意見では立ちやすい、身体に合う、
クッションが良いなど、13 名から肯定的な意見が得られた。よってこの設計値を基本として採用し、やや深いと深いに回答した層への対策としては、オプションとして背もたれの奥行き調整用クッシ
ョンを用いることとした。

3. 特別養護老人ホームでの動作観察
特別養護老人ホームの協力により、上記試作品と座面高 420mm 平板座面の標準サイズの椅子を用いて、着座～起立動作を観察評価した。対象者は日常的に椅子を利用される方で、自立歩行が可能
な女性 5 名の協力を得た。年齢層は 80～90 歳代と高く、目視による身長確認では想定以下の 140cm
代を含み 150cm 代前半程度までと見られた。動作中の介助については、日常と同様に必要に応じて手を添える程度で実施した。観察点として、「足を床に着いた着座ができたか」「座位時に背もたれに背中が接するか、またテーブル高さの関係はどうか」「スムーズな起立ができるか」を確認した。
観察結果と動作比較の例を図 7 に示す。足を床に着いた着座については、標準サイズにおいて全員が着座と同時に足が浮く状態だったが、試作品
では座面形状の効果が得られ、全員が改善された。
座位時の背中の隙間については、全員が小柄だったため全体的に大きく、背もたれの奥行き調整用
クッション、またはさらに小柄な層に向けたサイズ展開が課題と考えられた。テーブルとの高さ関係は天板と視線の距離が離れることで作業性の改善が期待できた。起立については両椅子とも全員問題なく可能であったが、試作品では体幹前傾が小さくなることでスムーズな起立となり、3 名について体幹前傾開始から起立後の膝伸展終了までの時間の明確な短縮が確認できた。
4. まとめ立ち上がりや差尺調整の負担軽減のため、高齢層を含む女性の平均身長 150～160cm を対象に、高座面でありながら足を床に着けた着座が可能な椅子を検討した。試作品の概要を以下にまとめる。

図 5 4 回目試作品

・座面形状を傾斜した大腿部の支持面と坐骨が乗る水平面に分け、坐骨高さの上限は適正差尺から 460mm 付近とした。
・試作品に対する該当身長者の意見収集から、水平座面部の深さが浅く感じることを避け、余裕ある奥行き設定とした。その上で奥行き調整用にはオプションとして背もたれクッションを用いることとした。
・座面のクッション仕様はベースの形状に曲面を設けることで、体重を左右に傾けた時の坐骨への圧力負担を軽減できるものとした。
・特別養護老人ホームでの動作テストでは、標準的な座面高 420mm の平板座面の椅子では、全員が着座と同時に足が床から浮く状態であったのに対し、試作品では全員改善された。また、試作品では体幹前傾が小さくなりスムーズな起立が可能で、3 名について体幹前傾開始から起立後の膝伸展終了までの時間短縮が見られた。
・今後の課題として、80～90 歳代の女性には身長
140cm 代の小柄な方がみえるため、さらにサイズ展開できることが理想であった。
なお本開発については株式会社ガレイヴと共同で実施した。またニーズ提供や評価については岐
阜県立飛騨寿楽苑に協力いただいた。
参考文献
1)宮川成門他：高齢者の身長に配慮した椅子のデ
ザイン 着座起立動作と差尺の検討，平成 27 年
度岐阜県生活技術研究所研究報告，No.18，
pp.1-4，20162) 社団法人人間生活工学研究センター発行：日本
人の人体寸法データブック 2004-2006

図 7 高齢者による着座～起立動作観察結果

香りでやすらぐ木工製品の開発（第２報）
ヒノキ精油添加材の消臭効果
伊藤国億*1，三井勝也*1，石原智佳*1，堀泰彰*2，井上彩*2Development of wood products comforting aroma (2)Deodorant effect of hinoki essential oil
Kuniyasu ITO*1, Katsuya MITSUI*1, Chika ISHIHARA*1, Yasuaki HORI*2, Aya INOUE*2
ヒノキの木材乾燥過程で排出される蒸気中の精油の一機能性として悪臭の消臭効果を検証した。水蒸気蒸留で抽出する枝葉部の精油や乾燥蒸気から回収されるヒノキ精油、ドレン
水中の精油をシリコーンの縮重合時に各1%重量部ずつ添加し、シリコーンゴムを調製した。
2-ノネナール及びイソ吉草酸はシリコーンゴムの基材との吸着による消臭が示唆され、ヒノ
キ精油による化学的・物理的消臭効果はみられなかった。しかし、ヒノキ精油はイソ吉草酸の快・不快度を1段階以上軽減したことから、感覚的消臭効果が示唆された。一方、イソ吉草酸のサンプリングバックへの吸着に対しヒノキ精油の吸着阻害の可能性が示唆された。

1. 緒言
国内針葉樹林が成熟期を迎え、国家施策によってスギ、ヒノキなど木材は住宅用材として消費拡大が促進されている。住宅用材は材内の含水量を減らすため乾燥処理されて市場に供給されているが、その乾燥過程で材内の水分が排出蒸気として多量に生じている。こうした排出蒸気には木材由来の精油等が含まれているが、排出蒸気を凝縮した回収液の利用はほとんど実用化されていない。
我々は未利用資源かつ副生産物である排出蒸気から精油を効率的に回収する方法を開発するため、これまでに木材乾燥の温度や処理時間などの乾燥条件によって、回収した精油成分は一様でないことを明らかにした1)。
一方、植物の香りを通してヒトの心や身体のトラブルを穏やかに回復し、健康増進や美容に役立てていこうとする自然療法としてアロマセラピーが注目されており、これらのアロマオイルは花や果実の皮、草、種子などの植物から抽出されるほか、ユーカリやローズウッドなどの樹木系精油も多くみられる。これらの精油の中には欧米では古くから香水として体臭等のマスキングとしても利用されているが、近年ではヒノキ精油の機能性としてα-テルピネオール等が悪臭成分であるイソ
吉草酸を溶解し、消臭効果を発現することが報告──────────────────────
試験研究部 *2 (有)アロウ・ヘッド矯正ラボ*1

されている2)。
そこで木材乾燥から得られた精油や従来の方法で抽出される精油を用い、ヒノキ精油の一機能性として悪臭の消臭性を検証することとした。
2. 実験方法
2.1 消臭加工材(シリコーンゴム精油添加物)の調製
精油を添加する基材には技工用シリコーン印象材を用い、ベースポリマーのゼタラボ(ゼルマック社製)に推奨重量部の硬化用ジェル（ゼルマック社
製）と、シリコーンの1%重量部のヒノキ精油を添加し、圧接、成形して約2-3mm厚のシリコーンゴムを調製した。これを50×50mm又は6×50mmにカットしたものを消臭加工材とした。
添加するヒノキ精油にはヒノキ枝葉部から水蒸
気蒸留により抽出した市販品、ヒノキの木材乾燥過程で排出される蒸気から回収した精油およびド
レン水と共に排出される精油を用いた。これらの精油を添加したシリコーンゴムはそれぞれC-K、
C-WD90、C-Tとし、精油無添加のシリコーンをCとした。なお、感覚的消臭性試験を行なう場合は20℃±1℃、50±5%の室内にて20時間養生し、シリコー
ンゴムの縮合時に放出するエタノールやゴムなどの臭気を低減させた。

2.2 2-ノネナールの消臭試験
各シリコーンゴム(50mm角)を1個ずつ入れた5L
容サンプリングバッグ (スマートバックPA ，GLサイエンス社製)は空気清浄供給装置(アドテック社
製)を用いて清浄空気を4.5L充填し、20℃下の室内にて3時間放置した。次いで2-ノネナール(98%＞GC，
東京化成工業社製)を清浄空気で適宜希釈した原臭を用いて、サンプリングバッグ内の2-ノネナー
ル初期濃度を約2.7ppmに調整した。なお、2-ノネ
ナールを添加後、1,2,4時間の経過毎にサンプリン
グ バ ッ グ 中 の ガ ス を TenaxTA チ ュ ー ブ ( φ 3.8 ×50mm)により200ml捕集し、これをGCMS分析に供して、2-ノネナール濃度を定量した。また、シリコ
ーンゴムを入れず、2-ノネナールのみ添加したサンプリングバックをコントロールとした。

コーンゴムから放散する芳香成分をサンプリング
バッグに飽和させた。次いでサンプリングバッグ
内のシリコーンゴムを素早く取り出した後、先と同様にイソ吉草酸の初期濃度を約12ppmに調整して90,180,300分毎にイソ吉草酸濃度を測定した。
また、シリコーンゴムを取り除いた各サンプリン
グバッグは臭気強度4(0.03ppm)になるようにイソ
吉草酸を注射筒により添加し、このサンプリング
バッグ中の臭気を直ちにパネルに提示し、6段階臭気強度及び9段階快・不快度により感覚的な消臭効果の評価を行った(表1)。なお、パネルは本研究所の20-40代の男性職員7名とし、予め本試験を説明し、承諾を得て行った。各シリコーンゴムを用いて調製したサンプリングバッグは5分間隔を空けてパネル毎にランダムに提示を行った。
表1 におい評価の尺度
6 段階臭気強度表示法

9 段階快不快度表示法

無臭

0

極端に不快

-4

やっと感知できるにおい

1

非常に不快

-3

弱いにおい

2

不快

-2

楽に感知できるにおい

3

やや不快

-1

強いにおい

4

快でも不快でもない0

強烈なにおい

5

やや快

1

快

2

非常に快

3

極端に快

4

写真1 消臭加工材を入れたバッグ
2.3 イソ吉草酸の消臭試験
各シリコーンゴム(6×50mm)を1個ずつ入れた3L
容サンプリングバック (におい袋，近江オドエア
サービス社製)に空気清浄供給装置(アドテック社
製)を用いて清浄空気を3.0L充填し、20℃下の室内にて3時間放置した。次いでイソ吉草酸(98%＞GC，
東京化成工業社製)を清浄空気で適宜希釈した原臭を用いて、サンプリングバッグ内のイソ吉草酸の初期濃度を約12ppmに調整した。なお、イソ吉草酸を添加後、45,90,180分の経過毎にサンプリング
バッグ中のガスを検知管(81L,ガステック社製)により100ml捕集し、その目盛りを読み取りイソ吉草
酸濃度を測定した。また、シリコーンゴムを入れず、イソ吉草酸のみ添加したサンプリングバック
をコントロールとした。
また、感覚的消臭試験には予め養生によってゴ
ム成形時の臭気を低減させたシリコーンゴムをサ
ンプリングバック(におい袋)に3時間放置し、シリ3. 結果及び考察
3.1 2-ノネナールの消臭試験
各シリコーンゴムを添加したバック中の2-ノネ
ナール濃度の経時変化を図1に示す。全てのシリコーンゴムにおいて経過時間に伴って2-ノネナール
濃度は低下し、4時間経過時においてC以外のシリ
コーンゴムは定量下限により測定できなかった。
なお、コントロールは経過時間と共に僅かに低下したことから各経過時間の濃度を補正した。これ
らの結果から吸着過程における1次反応式または2次反応式への相関係数を算出した3)。各シリコーン
ゴムにおいて 1次反応式の相関係数 (R2=0.948～
0.977)よりも2次反応式のそれ(R2=0.996～0.999)が高かったことから、式(1)により2-ノネナールの初期濃度から90%を除去する時間を求めるには、
T0.1=9/C0×V/kS
Co： 2-ノネナールの初期濃度式(1)V/kSは相関係数を算出した際の1/Cと時間から求められる傾きの逆数であることから、各シリコー
ンゴムのT0.1はCが3.1時間、C-Kが3.1時間、C-WD90
が3.8時間、C-Tが3.5時間であった。精油無添加のシリコンーンゴムよりも精油添加したシリコーンゴムの方が2-ノネナールの除去時間が僅かに遅い傾向にあることから、2-ノネナールの消臭効果は
精油ではなく、シリコーンゴム基材によって生じたと考えられる。

2-ノネナール(ppm)

3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0
0
コントロール2

4
経過時間(hr)C

C-K

6
C-WD90C-T

図1 各シリコーンゴムを添加したバック中の
2-ノネナール濃度の経時変化
3.2 イソ吉草酸の消臭試験
各シリコーンゴムを添加したバック中のイソ吉草酸濃度の経時変化を図2に示す。イソ吉草酸濃度の経時変化は2-ノネナールと同様の傾向を示した。
コントロールにおけるイソ吉草酸濃度は経過時間と共に大きく低下したことからサンプリングバッ
ク等への吸着影響を考慮する必要がある。最も高か っ た 相 関 係 数 は 1 次 反 応 式 に お い て 0.945 ～
0.998であり、式(2)によりイソ吉草酸の初期濃度から90%を除去する時間を求めるには、

コーンゴムよりも精油添加したシリコーンゴムの方がイソ吉草酸の除去時間が遅い傾向にあることから、2-ノネナールと同様にシリコーンゴム基材による消臭効果を発現したと考えられる。
また、各シリコーンゴムを取り除いた後のバッ
ク中のイソ吉草酸濃度の経時変化を図3に示す。全てのシリコーンゴムにおいてコントロールと同等
か、より高いイソ吉草酸濃度を保持したことから放散した香気成分による消臭性はなく、サンプリ
ングバッグへのイソ吉草酸の吸着阻害の可能性が示唆された。
各シリコーンゴムを取り除いた後に臭気強度4になるようにイソ吉草酸を添加したサンプリング
バッグのにおい評価を行った。各バックの臭気強度及び快・不快度を図4及び5に示す。サンプリン
グバックを要因とした一元配置の分散分析を行った結果、臭気強度に有意差はみられなかったが、快不快度についてはコントロールと精油を添加したC-K及びC-Tに、コントロールとC-WD90に有意差(それぞれP<0.01、P<0.05) がみられた。快・不快度がコントロールに比べて1段階以上軽減されたことから、シリコーンゴムから放散するヒノキ精
油の香りによってイソ吉草酸がマスキングされたと考えられる。各シリコーンから放散した香気成分のガスクロマトグラムを図6に示す。全てのシリ
コーンにおいて4.6分、10.0分、16.7分、20.3分にシリコーン基材由来のピークが検出されたが、ヒノ
キ精油を添加したC-K、C-WD90及びC-Tは何れも最も大きなピークは異なったことから、快・不快
度のばらつきの大きさは異なる香気成分の影響を受けている可能性があり、悪臭無添加のサンプリ
ングバックにより香気成分の影響を検証したい。
15
イソ吉草酸(ppm)

k：反応速度定数
S：シリコーンゴムの表面積
V:サンプリングバッグの容積
T：時間

10
5
0

T0.1=-V/kS×ln(0.1C0/C0)式(2)V/kSは相関係数を算出した際のln(C/C0)と時間から求められる傾きの逆数であることから、各シリ
コーンゴムのT0.1はCが189分、C-Kが242分、C-WD90
が183分、C-Tが224分であった。精油無添加のシリ0コントロール

50

100
150
経過時間(min)C

C-K

C-WD90200
C-T

図2 各シリコーンゴムを添加したバック中のイソ吉草酸濃度の経時変化

＊＊

快・不快度

イソ吉草酸(ppm)

20
15
10

＊＊

3
2
1
0
-1
-2
-3
-4

＊

*：P<0.05**：P<0.01

5
0
0

100

コントロール

200
300
400
経過時間(min)C
C-K
C-WD90C-T

図3 各シリコーンゴムを取り除いた後のバック中のイソ吉草酸濃度の経時変化

5.0

臭気強度

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0

図5 各サンプリングバックの快・不快度

4. まとめ
ヒノキ精油を添加したシリコーン樹脂による2ノネナール及びイソ吉草酸の消臭効果を検証した。
何れの悪臭においてもシリコーン基材の吸着による消臭効果が示唆され、ヒノキ精油による化学的・物理的消臭効果はみられなかった。一方、イ
ソ吉草酸のサンプリングバックへの吸着に対しヒノキ精油の吸着阻害の可能性が示唆された。
また、ヒノキ精油はイソ吉草酸の快・不快度を1
段階以上軽減したことから、感覚的消臭効果が示唆されたが、精油組成によって消臭効果に差はな
かった。
参考文献
1) 伊藤ら:平成 27 年度岐阜県生活技術研究所研
究報告、No.18、pp.5-9、2016.
2) 中 川 ら ： NanotechJapan Bulletin1, Vol.8,
No.4, 2015.
3) 田 中 廣 通 ： に お い ・ か お り 環 境 学 会 誌 、vol.37(5) 、pp.339-354、2006.

図4 各サンプリングバックの臭気強度(x100,000)
7.0
6.0
5.0
4.0
3.0
2.0
1.0
5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

30.0

35.0

保持時間(分)

図6 各シリコーンゴムから放散した香気成分のガスクロマトグラム
上段から順にシリコーン、シリコ－ン(K) 、シリコ－ン(WD90) 、シリコ－ン(T)気相エステル化による木製エクステリア家具の開発（第３報）
近赤外ハイパースペクトラルイメージング法によるアセチル化度の可視化
三井勝也*1，伊藤国億*1，石原智佳*1，稲垣哲也*2，土川覚*2
Development of Wooden Furniture for Exterior Using Gas Phase Esterification (3)Visualization of degree of acetylation by near infrared hyperspectral imaging.
Katsuya MITSUI*1, Kuniyasu ITO*1, Chika ISHIHARA*1, Tetsuya INAGAKI*2, Satoru TSUCHIKAWA*2
本研究では種々の方法で国産ナラ材とレッドオーク材をアセチル化し、樹種間および処理の違いによるアセチル化度の差異を、近赤外ハイパースペクトラルイメージング法によって可視化することを目的とした。その結果、アセチル化の程度は、木口面＞＞まさ目面＞板目
面の順であった。また、レッドオークの方がナラ材に比べ概ね重量増加率は大きかった。これはチロースの有無の影響であると考えられた。さらに、レッドオークについては液相処理
では抽出成分の溶出が見られ、表層の重量増加率は内部に比べ小さくなった。

1. 緒言
2020 東京オリンピック開催を契機に木材の良さが再認識され、木材の屋外利用が求められている。
建造物への適用のみならず、スタジアムの座席をはじめとする、さまざまな屋外用家具への応用が求められている。木材を屋外で利用するには、耐候性や耐腐朽性を向上させる必要があり、その方法として、強固な塗装や化学修飾などがある。代表的な化学修飾として、アセチル化がよく知られており、工業製品として Accoya®が製造・販売されているものの、ラジアータパインなど樹種が限られている 1)。インテリア家具には広葉樹がよく使用されており、その木目の美しさも製品の価値を向上させている。そのため、屋外用家具についても広葉樹の利用が望まれている。
近年、良質な国産ナラ材が枯渇し、中国やロシ
アからの輸入に頼らざるを得なかったが、2014 年
4 月から中国黒竜江省での天然林伐採の禁止に続き、ロシア産材はワシントン条約付属書 III の管理下になったことから、輸入も困難になってきた。
さらに北米産材のホワイトオーク材も価格が高騰してきたことから、家具製造業ではレッドオークの利用を検討し始めている。ホワイトオークとレッドオークの組織的な違いとして、チロースの有無が挙げられるが、化学修飾を含む、その加工性──────────────────────
*1
試験研究部
*2
名古屋大学大学院生命農学研究科

については未だ研究例が少ない。
これまでに著者らは常温気相法によってアセチ
ル化したブナ材断面のアセチル化度のイメージングに成功した2)。本研究では種々の方法で国産ナラ材とレッドオーク材をアセチル化し、樹種間および処理の違いによるアセチル化度の差異を、近赤外ハイパースペクトラルイメージング法によって可視化することを目的とした。
2. 実験方法
2.1 供試材料
本研究には国産ナラ材（Quercus crispula）とレッドオーク材（Quercus rubra）を用いた。使用した試
験 体 の 含 水 率 お よ び 密 度 は 、 そ れ ぞ れ 8.3% 、
0.71g/cm3および7.4%、0.59g/cm3であった。試験体
は、1枚の板から繊維方向に連続したものを採取した。試験体寸法は25mm(T)×25mm(R)×100mm(L)とした。
2.2 アセチル化
気乾状態の試験片を各樹種2本ずつ用い、以下の6種類の方法（それぞれをa～f法とする）でアセチル化を行った。
(a)気相法：無水酢酸を入れたデシケータに試験片を入れ、60℃で 144 時間加熱した。

(b)減圧下での気相法：減圧デシケータに無水酢酸と試験片を入れ、26.7kPa に減圧し 5 分保持した。
その後、減圧状態のまま、60℃で 144 時間加熱した。
(c)試験片の前処理（減圧）：試験片をあらかじめ
26.7kPa で 5 分間保持し、解圧後、a 法でアセチル化した。
(d)試験片の前処理（加熱）：試験片をあらかじめ80℃で 24 時間加熱し、a 法でアセチル化した。
(e)試験片の前処理（無水酢酸への浸漬）：試験片をあらかじめ無水酢酸に 166 時間浸漬し、その後、デシケータに入れ 60℃で 144 時間加熱した。
(f)液相法：試験片を無水酢酸溶液に浸漬させ、60℃
で 144 時間加熱した。
処理終了後、試験片は風乾したのち、105℃で全乾状態にし、重量増加率を次式によって求めた。
WPG =𝑊𝑊𝑎𝑎 − 𝑊𝑊0
× 100
𝑊𝑊0

ここに、WPGは重量増加率(%)、Waは処理後の全乾
重量、W0は処理前の全乾重量である。
2.3 近赤外ハイパースペクトラルイメージング
試験片を図1に示すように4分割し、Compovision（住友電気工業(株)製）を用いて測定面の平均二次
微分スペクトルを求めた。測定波長領域は
1046-2546nmとし、各試料16回測定し、平均値を求めた。

酢酸の気体が吸収され、その後の加熱によって反応が進んだためと考えられる。また、国産ナラ材に比べ、レッドオーク材の方が重量増加率が大き
いのは、細胞内にチロースが存在しないためであると考えられる。d 法による増加は圧力差によるものであるのか、前処理の加熱による初期含水率の低下によるものかは明らかではない。e 法では、処理前の無水酢酸への浸漬によって、国産ナラ材の場合は約 16g、レッドオーク材では約 25g の重量増加があった。浸漬による重量増加の差もまたチロースの有無によるものと考えられ、その後の加熱による反応の差に影響があったものと考えられる。
f 法については、国産ナラ材に比べ、レッドオーク
材の方が小さくなった。これは、加熱中に成分の一部が抽出され、重量減少が引き起こされたためであると考えられる。
表1 アセチル化による重量増加率
a法 b法
c法
d法
e法
f法
7.82 8.60 9.15 10.31 15.36 17.29
ナラ
8.24 8.71 9.19 10.22 15.91 17.56
レッド 7.64 8.38 10.25 11.07 17.94 16.10
オーク 7.65 8.31 10.36 11.14 18.16 15.65（単位：％）
3.2 近赤外ハイパースペクトラルイメージング
図2に近赤外スペクトルの二次微分値と重量増加率の相関係数スペクトルを示す。各波長で高い
相関係数が得られたことから、PLS回帰分析を行いマッピングを行った（表2）。

図1 試験体の調整と測定面
図2 相関係数スペクトル3. 結果と考察
3.1 アセチル化による重量増加率
表 1 にそれぞれの方法によるアセチル化による重量増加率の結果を示す。a 法、b 法では、国産ナ
ラ材、レッドオークともにほとんど差がなかった。
c 法については、a、b 法に比べ重量増加率が大きくなった。これは、前処理において試験体を減圧下に静置することにより、試験体内も減圧され、常圧の無水酢酸下にさらした際に、試験体内に無水処理法a～dから、木口面からの反応が速いことがわかる。また、レッドオークの処理法cおよびd
から、まさ目面からの反応が速い。処理法eにおいて、ミズナラとレッドオークを比較すると、レッドオークは材内部までほぼ均一に反応しているが、ミズナラにおいては材中央部に反応は見られない。
これはチロースの影響により、無水酢酸が浸透しなかったためと考えられる。レッドオークの処理

法fでは表層の重量増加率が小さくなった。これは抽出成分の溶出の影響であると考えられる。
4. まとめ本研究ではミズナラ材とレッドオーク材をさまざまな方法でアセチル化し、次の結果を得た。
(1)アセチル化の程度は、木口面＞＞まさ目面＞
板目面の順であった。
(2)レッドオークの方が概ね重量増加率は大きかった。これはチロースの有無の影響であると考

a法

b法

えられる。
(3)レッドオークについては抽出成分の影響を考慮する必要がある。
参考文献
1) Accoya Wood: http://www.accoya.com/
2) Inagaki, T. et al.: Visualisation of degreeof acetylation in beechwood by nearinfrared hyperspectral imaging. J Near
Infrared Spectrosc. 23, 353-360, 2015.

表 2 イメージング結果
c法
d法
e法

f法

無処理

ミズナラ
レッドオーク低環境負荷素材を用いた建築用断熱材の開発（第２報）
セルロースファイバーの沈降実験
木村公久*，今西祐志*，沼澤洋子*，長谷川良一*
Development of Building Thermal Insulators with Low Environmental Responsibility Materials (2)experimentation of precipitation with cellulose fiber
Kimihisa KIMURA*, Hiroshi IMANISHI*, Yoko NUMAZAWA*, Ryoichi HASEGAWA*
セルロースファイバーの吹込み施工の際に生じる沈降の抑制を図るため、セルロースファ
イバーおよびセルロースファイバーに3種類の素材をそれぞれ混ぜ合わせた混合材料について、簡易的な実験によって沈降割合の確認を行った。
当所で行った実験結果では、セルロースファイバーは密度55 kg/m3以下で沈降がみられ、特に25kg/m3では約半分の体積にまで沈降が起こった。また、混合材料は桧ストランドおよびイグサには沈降の抑制効果はみられず、ヒノキルーター屑はセルロースファイバー単体とほぼ同じ沈降割合であった。

1. 緒言
住宅用断熱材として用いられているセルロース
ファイバー(以下、CF)について、前年度は CF の密度および CF と木削片との混合材料に関する熱伝導率評価を行った。特に混合材料については、総密度が 55kg/m3 および 65kg/m3 で混合比は重量比で各 50%の条件において、熱伝導率 0.042W/m･K と CF
単体よりも少し値は大きくなったものの、チップ材の様な木質材料を混合させてもそれほど大きな損失にはならないことが分かった 1)。今回は、CFの吹込み施工の際に起こる沈降の抑制を図るため、CF の沈降割合、また CF に木質材料等を混ぜ合わせた混合材料の沈降割合について、簡易的な実験方法により確認を行った。
2. 実験方法
2.1 材料実験に用いた材料は、CF、桧ストランド、イグサおよびヒノキルーター屑である(図1)。CFは、TimberLife株式会社製の圧縮されたCFを、ポータブルブロワバキュームを用いて実際の施工に近い状態に戻したものを用いた。桧ストランドおよびイグサは、株式会社エスウッド製のボードの原料であり、桧ストランドはそのままの状態、イグサ──────────────────────
*
試験研究部

は長さ20mmにカットしたものを用いた。ヒノキルーター屑は、ルーター(面取りビットR20mm)によってヒノキ材の削りカスを制作し、細かい木粉を取り除いたものを用いた。

セルロースファイバーイグサ桧ストランドヒノキルーター屑
図1 材料

2.2 沈降実験
沈降実験は、1リットルのメスシリンダー(内径約62mm)に、上端が750mlの目盛りに合うように各材料を入れ、これを一定の高さから手で自由落下させ、目視により沈降状況を確認する簡易的な方法とした。

CFの沈降実験では、天井や壁に施工されている
密度範囲である25～65kg/m3の10 kg/m3間隔で各3体行った(図2)。また混合材料の沈降実験では、25kg/m3分のCFに桧ストランド、イグサおよびヒノ
キルーター屑を10 kg/m3 分混ぜ合わせ、合計で35kg/m3としたものを各1体行った(図3)。

55 kg/m3 以 下 の 密 度 で 沈 降 が み ら れ た 。 特 に25kg/m3は、初期状態で体積が少し不足していたということもあるが、実験開始直後に急激な沈降が起こっていることが分かる。また65kg/m3について
は、沈降ではなく逆に膨張するという結果が得られた。実験前に対する実験後の体積比は、25kg/m3の53%から65kg/m3の108%であり、25kg/m3は約半分の体積にまで沈降が起こった。
(K：kg/m3)
900

体積(ml)

高さ20mm

高さ40mm

800

65K

700

55K
45K

600

35K
500

図2 CF供試体(左から25,35,45,55,65kg/m3)

25K

400

300
0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

50

100

150

200

250

落下回数(回)図 5 CF の沈降実験結果グラフ
表1

高さ 20mm

図3 混合材料供試体(左から桧ストランド,イグサ,ヒノキルーター屑)
落下条件は、最初に高さ20mmから500回落下させ、その後に高さ40mmから沈降がある程度おさまるまで繰り返し落下させた(図4)。

高さ 40mm

CFの沈降実験結果平均値
25K

35K

45K

55K

65K

430ml

600ml

682ml

717ml

812ml

57%

80%

91%

96%

108%

395ml

547ml

635ml

695ml

807ml

53%

73%

85%

93%

108%

図6に混合材料の沈降実験結果グラフ、表2に体積ならびに実験前に対する実験後の体積比の値を示す。なお、高さ40mmからの落下回数は200回であり、表2には比較のために図5のCF25 kg/m3および35 kg/m3の同落下回数までの結果も併せて載せてある。桧ストランドおよびイグサの体積比は66%
および67%であり、同じ総重量であるCF35kg/m3の体積比73%と比べて沈降割合は大きくなった。これ(①ヒノキルーター屑，②イグサ，③桧ストランド)
800

高さ20mm

750

高さ40mm700

3. 結果と考察
図5にCFの沈降実験結果グラフ、表1に供試体3体の体積ならびに実験前に対する実験後の体積比の平均値を示す。なお、高さ40mmからの落下回数
は、25～45kg/m3は250回、55kg/m3は200回、65kg/m3
は100回である。当所の実験では、65kg/m3以外の体積(ml)

650

図 4 沈降実験の様子(高さ 20mm)

①

600
550

CF35K

500

②

450

③

400

CF25K

350
300
0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

50

100

150

200

落下回数(回)図 6 混合材料の沈降実験結果グラフ

表2 混合材料の沈降実験結果値

高さ 20mm
高さ 40mm

CF25K+

CF25K+

CF25K+

桧ストランドイグサ 20mm

ヒノキルーター屑

550ml

545ml

640ml

73%

73%

85%

495ml

505ml

595ml

66%

67%

79%

らの材料によって骨組みが形成されることによる沈降抑制効果を期待していたが、比重の関係でCFよりも嵩が低くなったこともあり、効果は認められなかった。ヒノキルーター屑の体積比は79%であり、今回は1供試体のみの実験ではあるが、CF35kg/m3に近い沈降割合であり、また若干抑制効
果が期待できる結果が得られた。沈降を抑制する
ためには、混ぜ合わせる素材の嵩も重要な要因であると考える。
4. まとめ
CFの沈降実験結果では、密度55 kg/m3以下で沈降がみられ、特に25kg/m3では約半分の体積にまで沈降が起こるという結果が得られた。低い密度で吹き込み施工が行われる天井については、沈降を考慮した適正量の施工が必要であると思われる。
混合材料の沈降実験結果では、桧ストランドおよびイグサには沈降の抑制効果はみられなかった。
ヒノキルーター屑はCF35kg/m3 とほぼ同様な沈降割合であるが、若干抑制が期待できる結果が得られた。今後は、ヒノキルーター屑の様に嵩が高い材料による沈降抑制を検討する予定である。
謝辞
本研究の実施にあたり、ご指導いただいた独立
行政法人国立高等専門学校機構岐阜工業高等専門
学校建築学科の中谷岳史講師(現：信州大学工学部建築学科助教)、ご協力いただいたTimberLife株式
会社の近松慶孝氏に感謝の意を表する。
参考文献
1) 木村公久他、低環境負荷素材を用いた建築用断熱材の開発 セルロースファイバーと木質
材料混合材の熱伝導率、岐阜県生活技術研究
所研究報告、No.18、pp17-19、2016.

家具用木材の高品質化に向けた曲げ木工程の最適条件の確立（第３報）
曲げ工程の改善石原智佳*，今井隆矢*，三井勝也*，伊藤国億*，長谷川良一*
Establishing an Optimum of the Bentwood Operation for High-quality Furniture Wood (3)Improvement of bending process
Chika ISHIHARA*, Ryuya IMAI*, Katsuya MITSUI*, Kuniyasu ITO*, Ryoichi HASEGAWA*
曲げ木には従来、曲げやすい材質であるブナが主に利用されてきたが、現在では良質材の減少やデザインの多様化によって、さまざまな樹種が利用されている。しかし、樹種特性の違いに起因すると考えられる不良現象の発生率の高さや、新たに材料として利用する樹種の加工条件が課題となっている。そこで本報告では、曲げ木の条件設定を簡易に行えるようにするために、樹種別に曲げ半径・材厚さ・含水率などに関して、最適な組合せを導く手法を検討した。結果として、曲げにより引張側に割れが多く生じたチェリー材では、帯鉄を厚くすることや、熱水中での煮沸により、曲げ性を向上できることが確認された。

1. 緒言
岐阜県飛騨高山地域は木製家具の産地であり、1920年頃から始まった曲げ木部材を特徴とする椅
子の製造が盛んである。当初は地域に豊富にあったブナ材が曲げ木に適した樹種として利用されていた。現在は良材の減少や、好まれる材色を理由に、レッドオーク、ブラックウォルナットが多く見られる。
曲げ木は、木材が水分と熱で軟化する効果を利用している。しかし、樹種によって吸湿性及び曲げ特性が異なることが既往の研究1)において明らかになってきた。したがって、曲げ木工程も一様ではなく、樹種によって検討する必要がある。そこで本研究では、曲げ時の「割れ・しわ・座屈」といった不良現象の改善策を検討した。
2. 曲げ木工程の検証
2.1 樹種検討した樹種は当地域の家具材によく使用される国産材のブナ・ミズナラ、外国産材のホワイト
オーク・レッドオーク・ブラックウォルナット・
チェリーである。人工乾燥済み板材を購入し、所定の寸法に加工した。
2.2 工程1：蒸し処理
良好な曲げ木加工に必要な含水率は、ブナで──────────────────────
試験研究部

*

20％、ホワイトオーク、ミズナラ及びブラックウォルナットでも高密度材であれば20％であり、低密度材ではさらに水分を必要とし、また吸湿性も樹種によって異なる1)。したがって、樹種によって蒸し処理の時間も調整する必要がある。図1に、蒸し過程における材内温度と含水率増加挙動を示す。
材内温度は蒸し開始約15分で約100℃に至り、吸湿性は樹種によって異なり、ブナ、ホワイトオーク、
チェリー、ミズナラ、ウォルナットの順に低くなった。ウォルナットは吸湿に長時間を要し、3時間の蒸し処理でも20%に達しなかった。
また、あらかじめ浸水させてから蒸し処理を行うことで、材温の上昇だけを目的とした短時間の処理で良好な曲げ加工が可能となる。しかし、この処理時間については、材の厚さ、長さに応じて確認する必要がある。さらに、蒸し時間を長くしすぎると蒸気乾燥の効果を与えてしまうため注意
しなければならない。
2.3 チェリー材の曲げに及ぼす前処理の検討
前報1)において良好な曲げが困難であったチェリー材に対して、曲げ性の向上を検討した結果を表1に示す。最小曲げ半径が60mmとなる曲げ型を用いて、図2に示す曲げ試験で得られた荷重‐たわみ曲線をもとに、破壊等を示唆する荷重降下が生じた時点のたわみ量を許容曲げ半径に換算し、曲げ性を評価した。

表1 チェリー材条件と許容曲げ半径との関係
含水率(%)
水分調整
密度(g/cm3)
帯鉄厚さ
(mm)
許容曲げ
半径(mm)

20
蒸し
のみ

26
浸水
＋蒸し

60
飽水処理
＋蒸し

0.57

0.58

0.56

0.55

0.5

0.5

0.5

1.0

229

173

127

63

図1 蒸し時間に伴う材内温度及び含水率の変化○：ブナ ◇：ホワイトオーク △：チェリー□：ミズナラ ■：ブラックウォルナット
―：材内温度
また、図3に示す曲げ時の材の中立軸を引張側に移動させる役割をもつ帯鉄について、厚さの効果を検討した。帯鉄の素材はSK焼入鋼帯とし、0.5mm
及び1.0mm厚さとした。
同程度の密度の材を異なる水分調整方法によって含水率を高めた。含水率の増加に伴い、曲げ性は向上し、帯鉄が厚い場合でさらに改善する結果がみられた。帯鉄に利用する金属及び厚さに関してさらに検討する必要がある。
2.4 工程2：曲げ
曲げの不良原因として、引張側の割れ・ひびが多く見られる。そこで縦引張試験を行い、引張強さとの関係を調査した。試験体の寸法は、5（半径方向）×15（接線方向）×150（繊維方向）mm、標点距離は80mmとし、引張荷重は油圧式万能試験機（島津製作所社製UH-100KNC）を用いて5mm/minの速度で与えた。
ミズナラを除く4樹種の縦引張試験の結果を表2に示す。気乾状態と高含水率状態での引張ひずみを比較すると、含水率の増加とともに引張ひずみも増えるが、このひずみが減少に転じる含水率が曲げ加工時の限界量と考えられ、これ以上の含水率
では引張側の割れやひびが増加すると推測される。
しかし、実大材の曲げ試験において、曲げ前後の寸法を測定したところ、伸び率は5～6％であるた
め、引張限界を超えることは考えにくい。したがって、現状の不良現象の割れ・ひびの原因は引張強さに起因するものではないと考えられ、今後も原因究明をすすめていく。

43
煮沸

図3 固定用冶具に材をセットした様子図2 曲げ試験の様子
表2 含水率状態と引張強さとの関係
樹種
含水率
(%)
引張強さ
(N/mm2)
ひずみ
(%)
樹種
含水率
(%)
引張強さ
(N/mm2)
ひずみ
(%)

ブラック
ウォルナット

ブナ
13a)

33

50

9 a)

24

32

96

63

39

63

57

49

15.5

15.4

11.6

13.2

21.9

18.7

ホワイトオーク

チェリー

11 a)

31

41

12 a)

23

92

84

51

57

45

15.7

22.0

14.9

9.4

13.0
a)

：気乾状態

3. まとめ
曲げ木の加工は経験的な技術として継承されているが、樹種ごとに曲げ性に適した条件（密度・含水率・厚さ・曲げ半径）を見いだし、不良率の低減化をすすめる必要がある。
本研究では、曲げ時に引張側の割れが多く生じたチェリー材について、曲げ性を向上させる試みを行ったところ、帯鉄を厚くすることや、水蒸気で蒸すだけでなく、熱水中で煮沸する効果を確認した。今後、帯鉄の厚さや金属の種類についても検討する。

また、引張強さが引張割れに及ぼす影響に関して調べるために引張試験を行った。曲げ時の含水率における引張ひずみは、曲げによりわずかに伸びるひずみよりも大きく、加工時の割れの原因とは言い切れない。引張側の割れの改善については引き続き検討を行う。

参考文献
1) 石原智佳他、家具用木材の高品質化に向けた
曲げ木工程の最適条件の確立（2）、岐阜県生
活技術研究所研究報告、No.18、 pp.30-33、2016.

木工用自動倣い加工機の開発（第３報）
レーザー距離センサを用いた形状計測の評価
森茂智彦*，今井隆矢*
Development of Automatic Wood Copying Lathe (3)Evaluation of shape measurement using a laser sensor
Tomohiko MORIMO*, Ryuya IMAI*
低コストな木工用自動倣い加工機の開発を目的として、前報にて行ったスポット検出タイ
プのレーザー距離センサを用いた立体物の形状計測方法について、アルミニウム合金製の円柱状の原型を用いて評価を行った。その結果、計測の誤差は、レーザー距離センサと原型の回転軸間の距離の機械的誤差による影響を受けるため、誤差分を計測結果に補正することで計測誤差を低減させることができた。

1. 緒言
飛騨地区の家具産業で主に製造されているテーブルや椅子の部材は、多品種・少量生産のものが多く、効率的な生産方法が求められている。
家具の部材加工の一つである倣い加工の問題点の一つとして、硬い素材で原型を作製することが挙げられる。その問題点を解決するため、加工し易い材料で作製した原型を非接触式センサにて形状計測を行い、そのデータを用いて木材の切削加工を行う機械の開発を行ってきた。前報の課題として、計測結果の数値的評価および原型と切削物の誤差計測が挙げられた1)2)。切削物の誤差は、計
測誤差の影響を受けるため、計測誤差を低減することができれば、切削物の精度も上げることが可能である。
そこで、本研究では非接触式センサによる形状計測を行い、原型との誤差の評価を行った。
2. 実験条件
2.1 原型形状
図1に原型形状を示す。材質はアルミニウム合金
A2017(ジュラルミン)を用いた。形状は径が異なる円柱を組み合わせており、各径の設計値は(a)：φ10,20,30,40,50mm、(b)：φ60,70,80,90,100mmである。気温により実際の径は変化するため、計測直前に各径をノギスで測定する。測定は無作為の位置で10回ずつ行い、平均値を算出した。
──────────────────────
試験研究部

*

(a)

(b)

図1 原型形状
2.2 計測システム
計測システムは、前報での計測システム1)を用いた。計測条件を表1に示す。
表1 計測条件
モータ回転数センサ測定数/モータ1回転
センサ送り量/モータ1回転

7.5
250
1.44

min-1
回/回転
mm/回転

2.2.1 使用するレーザー距離センサ
レーザー距離センサはキーエンス製IL-S100またはIL-300を用いる。前者の方が高精度であるが、後者の方が広範囲に測定できる。それぞれの仕様

を表2に示す。IL-S100はセンサ射出光から130mmの位置が原型回転軸の中心になるように取り付けた。
同様に、IL-300は300mmの位置になるように取り付けた。
表2 レーザー距離センサの仕様3)
型式
IL-S100
IL-300測定範囲
70～130mm
160～450mm
F.S.
±30mm
±140mm±0.07%±0.25%
直線性
of F.S.
of F.S.
繰り返し精度
4μm
30μm
2.2.2 計測システムにおけるセンサ出力の処理
前報での計測システムでは、レーザー距離セン
サが計測値を出力してから記録するまでの処理方法について詳細に検討されていないため、今回その方法を検討した。
図2にセンサ出力を記録するまでの処理の流れを示す。センサ出力はまずアンプにて増幅され、その後、各種演算処理を行うCPUに入力される。
アンプからの出力はデジタル出力であるBCD *出
力とアナログ出力を検討した。BCD出力はA/D変換
誤差がないため、アナログ出力に比べより高精度に測定できるが、桁が増える毎に入出力ポートが必要になる。また、市販のレーザー距離センサにてBCD出力を行うためには、アナログ出力に比べ高価になることが多い3)。アナログ出力はA/D変換による誤差が発生するが、BCD出力に比べ、簡易で安価に構成できることが多い3)。今回使用するA/D変換ユニットには、キーエンス製のKV-AD40Vを用いた。仕様を表3に示す。
* BCD(Binary-coded decimal):二進化十進数。10
進数1桁を2進数4桁で表す。

図2 センサ出力の処理の流れ

表3 A/D変換ユニットの仕様4)
型式
KV-AD40V
入力電圧(設定値)-5～+5V
分解能
1/40000
変換速度
25μs
25±5℃
±0.1% of F.S.
変換精度
0～50℃
±0.2% of F.S.
3. 計測実験結果及び考察
3.1 原型の径測定結果
表4に計測実験直前に原型の径を測定した結果を示す。測定時の気温は12℃であった。

原型

(a)

(b)

表4 原型の径測定結果
設計値(mm)
測定結果(mm)
10
9.97
20
19.92
30
29.88
40
39.84
50
49.94
60
60.00
70
70.00
80
79.99
90
90.00
100
99.96

3.2 計測実験結果
図3～図6に、計測結果を3次元座標に変換し、各座標値を画像上にプロットした結果を示す。3次元座標に変換する際、光軸ずれによる誤差補正1)を適用した。各座標は螺旋状に並んでいる。使用したレーザー距離センサの光軸ずれ角を計測した結果、IL-S100は、θy=0.400°,θz=-0.945°、IL-300は、
θy=0.907°,θz=0.573°となった。
図3に示すIL-S100での計測結果では、φ10mmの形状の一部に外れた点が見られた。この外れた点の計測値は、センサが計測可能範囲外を測定した時に一律で出力する値であった。つまり、センサと原型との距離がIL-S100の最大測定範囲である130mmを超えていたことによるものである。

(a) アナログ出力→A/D変換(a) アナログ出力→A/D変換

図3(b) BCD出力
IL-S100での計測結果(φ10-φ50)

図5(a) アナログ出力→A/D変換(a) アナログ出力→A/D変換(b) BCD出力
図4 IL-S100での計測結果(φ60-φ100)
3.3 計測実験結果の誤差比較
図3～図6の計測結果の各径について、無作為の位置で螺旋1周分を抜き出す。円柱状の原型のため各螺旋を円とみなし、点群のX,Y座標を用いて、直径及び真円度を最小二乗中心法5)にて算出する。直径の算出結果を表5に、直径の算出結果と原型の径測定結果との差を直径誤差として図7に示す。また、
真円度の算出結果を図8に示す。
直径は、原型よりIL-S100は小さく、IL-300は大きく計測された。また、誤差は1～2.5mmあり、比較的大きな値となった。一方、真円度ではIL-S100(b) BCD出力
IL-300での計測結果(φ10-φ50)

図6(b) BCD出力
IL-300での計測結果(φ60-φ100)はほぼ0.1以下となり、良好な値を得ることができた。
センサ出力の処理による違いについては、BCD出力の方が比較的良好な結果ではあるが、センサの型式による違いに比べて差は見られなかった。

φ
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100

表5 直径算出結果
IL-S100
IL-300
AD
BCD
AD
BCD
7.48
7.5
12.02
12.02
17.72
17.73
21.49
21.49
27.86
27.87
31.49
31.49
38.12
38.13
41.25
41.24
48.28
48.29
51.37
51.33
57.75
57.75
61.07
61.04
67.82
67.82
71.12
71.07
77.95
77.95
81.32
81.28
88.12
88.11
91.73
91.69
98.29
98.27
102.01101.98

図9 センサと回転軸間の機械的誤差
この機械的誤差を低減させるため、測定結果に表6に示す補正量を加算する。モータ側から心押し側にかけてセンサと回転軸間の距離の機械的誤差が線形に変化していると仮定した。
表6 測定結果補正値
φ
補正値
計測時の設置方向
50
100
+0.70
モータ側
40
90
+0.75
30
80
+0.80
20
70
+0.85
10
60
+0.90
心押し側

図7 直径誤差算出結果

図8 真円度算出結果
3.4 考察3.2項でのIL-S100によるφ10の計測結果では、
センサの計測可能範囲外となった座標があることから、誤差要因の一つとしてレーザー距離センサと原型回転軸との距離の機械的誤差を考えた。
そこで、この距離を実測したところ図9に示すように設計値より+0.7mm～+0.9mmの値となった。センサが検出する距離は原型回転軸を原点としているため、各測定結果はこの値分、小さく計測されたことになる。

補正後の測定結果に再度光軸補正を適用し、直径(表7)、直径誤差(図10)及び真円度(図11)を算出した。IL-S100での結果については、大幅に誤差を低減することができた。IL-300での結果では、誤差がさらに大きくなる結果となった。つまり、補正前は誤差が実際より小さく計測されていたことになる。IL-300による直径誤差を低減させるには、センサの取り付け方法の見直し、もしくは別の影
響を考慮する必要があると考える。
真円度については、機械的誤差補正の有無でほぼ同じ結果となった。IL-300の場合、表2よりIL-S100に比べ、センサ本体から原型までの距離を長くせざるを得ないため、センサ取り付け位置の高さ方向の機械的誤差の影響も比較的大きく受ける。
その点を考慮することで、真円度をさらに小さくすることができると考える。

φ
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100

表7 補正後の直径算出結果
IL-S100
IL-300
AD
BCD
AD
BCD
9.24
9.26
13.22
13.22
19.41
19.43
23.04
23.03
29.46
29.47
33.03
33.02
39.62
39.63
42.72
42.7
49.68
49.69
52.75
52.71
59.55
59.55
62.85
62.82
69.52
69.52
72.81
72.76
79.55
79.55
82.91
82.87
89.62
89.61
93.22
93.18
99.69
99.67
103.41103.37

謝辞
本研究は協同組合飛騨木工連合会自主改善研究会の協力により共同で実施した。ここに感謝の意
を表する。

1)

2)

3)
4)
5)

図10 補正後の直径誤差算出結果

図11 補正後の真円度算出結果
4. まとめ
金属製の原型を用いて、非接触式センサによる形状計測を行い、計測結果の評価を行った。
計測結果について、レーザー距離センサの射出
光点と原型の回転軸との距離の機械的な誤差を補正することで、計測誤差を低減することができた。
機械的誤差には、センサの射出光点の高さの影響も考えられるため、今後検討していきたい。
今後は、自動倣い加工機の実用化開発において、本研究に関する技術移転を行う。

参考文献
森茂智彦、木工用自動倣い加工機の開発（第１報）レーザー距離センサを用いた立体物の形状計測技術、岐阜県生活技術研究所研究報
告、No.17、 pp.32-35、2015
森茂智彦、木工用自動倣い加工機の開発（第 2報）形状計測データを用いた木材切削システ
ム、岐阜県生活技術研究所研究報告、No.17、
pp.32-35、2016
KEYENCE 総合カタログ 2017
KEYENCE KV-7000 シリーズ プログラマブル
コントローラ カタログ
JIS B7451 真円度測定機、pp.25-26、1997

木工用自動倣い加工機の開発（第４報）
形状計測データ表示手法の検討
森茂智彦*
Development of Automatic Wood Copying Lathe (4)Examination on display method for shape measurement data
Tomohiko MORIMO*
木工用自動倣い加工機が共同研究企業にて実用化された。実用機では、前報で検討してきた非接触式センサによる計測に加え、先端に円板を取り付けた接触式センサを直接原型に当てて計測を行うことが可能である。接触式センサによる立体物の形状計測結果を視覚的に確認するため、計測結果を形状の3次元座標に変換し、プロットすることでパソコン上に画像表示することを検討した。結果、系統的に数式と補間処理を用いることで立体物を画像上に再現することができた。

1. 緒言
飛騨地区の家具産業で主に製造されているテーブルや椅子の部材は、多品種・少量生産のものが多く、効率的な生産方法が求められている。
家具の部材加工の一つである倣い加工の問題点を解決するため、加工し易い材料で作製した原型の形状計測を行い、そのデータを用いて加工を行う機械の開発を行ってきた1)2)。その成果を元に共同研究企業にて機械の実用化が行われた。実用機
では、立体物の形状計測を行う際、前報まで検討してきたレーザー距離センサを用いた方法（非接触式センサによる方法）に加え、図1に示す刃物と同形状の円板を立体物に接触させて測定を行う方法（接触式センサによる方法）が可能である。
計測後、計測データがどのような形状を示しているかを視覚的に確認するには、計測結果を3次元座標に変換し、画像上にプロットすることで実現できる。図2に示すように、非接触式センサによる計測の場合、立体物の表面を計測しているため、計測結果を直接3次元座標に変換することができる1)。接触式センサによる計測の場合、円板が立体物の表面に接触した時の円板の位置を計測しているため、同様の方法では3次元座標に変換することができない。
そこで、本研究では接触式センサによる形状計
測結果を3次元座標に変換する方法について検討した。
──────────────────────
*
試験研究部

図1 接触式センサによる計測(a) 非接触式センサの場合(b) 接触式センサの場合
図2 センサの計測箇所

2. 変換方法
2.1 接触式センサによる計測システム
図3に接触式センサによる計測システムの模式
図を示す3)。
モータで被計測物を回転させながら、接触式センサの先端に取り付けた円板を被計測物に押し当てる。モータは接触式センサを載せたボールネジとベルトを通して結合しているため、接触式セン
サは被計測物の回転に同期してワークの回転軸方
向(Z軸方向)に移動する。円板は被計測物の形状に沿ってX軸上を前後に動きながら、同時にZ軸方向にも移動するため、被計測物の表面を螺旋状になぞることになる。接触式センサは被計測物が一定
角度回転する毎に円板の位置を計測する。
この方法の特長として、計測値を順に辿ると円板の移動した軌跡となるため、計測値をそのまま切削時の工具経路として使用できる点が挙げられる。円板と同形状の刃物(同径・同厚のチップソー)を用意し、計測時と同条件でワークを一定角度回転させる毎に刃物をZ軸方向へ移動させる。同時に、その角度・Z軸の位置における計測値の位置へ刃物を移動させることで、被計測物と同形状に切削することができる(図4)。

図3 接触式センサによる計測システムの模式図

図4 接触式センサによる計測結果を用いた切削

2.2 表示画像について
非接触式センサでの計測結果の表示方法 1) と同様に、点群を被計測物の回転軸を中心に一定角度毎に螺旋状に並べることで被計測物の形状を画像上に再現する。螺旋状に並べた時の一定角度の割合は、計測値を保存する毎に被計測物を回転させる一定角度分と同じとし、回転軸方向の割合は、被計測物が一定角度回転する毎に接触式センサが回転軸方向に同期して移動する一定移動量分と同じとする。
2.3 3次元座標算出方法
2.3.1 概要
回転軸から点群までの距離が、実際の被計測物に比べ十分に長い螺旋を仮想的なワークに見立て、計測値を用いて切削シミュレーションを行うこと
で、被計測物の形状を示す3次元座標を取得する。
図5に示すように、仮想的なワークを示す螺旋状の点群を一定角度回転させ、円板と同形状の刃物を計測値が示す位置へ移動させる。刃物と点群が干渉する場合は、刃物がワークを切削したと想定
し、刃物と接する位置まで点群を移動させる。移動させる方向は、回転軸の中心に向かう方向とする。また、刃物のZ軸方向の位置や厚さ分を考慮して干渉の有無を判断する必要がある。
再度、点群を一定角度回転させ、刃物を計測値が示す位置へ移動させ、点群と刃物が干渉したら点群を移動させる。この操作を最後に計測した位置まで繰り返す。
2.3.2 干渉の判断
刃物と点群の干渉の有無は、回転軸から対象とする点(表示点)までの長さと、同一直線上で回転軸から刃物の表面までの長さを比較することで判断する。
現状の表示点より刃物の表面までの長さのほうが短い場合、現状の表示点は刃物と干渉したとみなし、刃物の表面の位置に表示点を変更する(図6(a))。現状の表示点より刃物の表面までの長さのほうが長い場合、現状の表示点は刃物と干渉していないとみなし、表示点は変更しない(図6(b))。
また、刃物は点群を一定角度回転させる毎にZ軸方向に移動するため、表示点のZ座標が(刃物のZ座標±刃物厚/2)の範囲内にある表示点のみ干渉の有無を判断する。

(a) 刃物と干渉する場合(b) 刃物と干渉しない場合
図6 刃物と表示点の干渉・非干渉
2.3.3 3次元座標の算出
2.3.1項，2.3.2項の操作終了後の回転軸から表示点までの長さLを用いて、表示点の3次元座標を求めることができる。
X,Y座標値は式(1)で求めることができる。点群は一定角度毎に並んでいるため、一定角度分を積算することで、求める表示点までの角度θを算出することができる。
 x   L ⋅ cos θ   =  ・・・(1) y   L ⋅ sin θ 

図5 切削シミュレーションの流れ

Z座標値について、点群はZ軸方向に一定間隔で並んでいるため、この一定量を積算することで、求める表示点までのZ座標値を算出することができる。2.2項より、この一定量は点群が一定角度回転する毎に刃物が回転軸方向へ移動する一定移動量と同じ値である。
2.4 回転軸から表示点までの長さの算出方法
2.3項の方法では、計測値毎に回転軸から刃物の表面までの長さを比較し、最小長さを再現形状における回転軸から表示点までの長さとしている。
つまり、回転軸から表示点までの長さは、回転軸から刃物の表面までの長さを算出することができれば求めることができる。よって本項では、回転軸から刃物の表面までの長さを算出する。数式化にあたり、刃物と回転軸の位置関係によって下記
場合分けを行う。

尚、|M’・sinθ|＞Rのとき、表示点は刃物と干渉することはないため、Lの値は存在しない。

①刃物の先端が回転軸より手前にあるとき②刃物の先端が回転軸と接するとき③刃物の先端と中心の間に回転軸があるとき④刃物の中心と回転軸の位置が一致するとき⑤刃物の中心が回転軸より奥にあるとき
数式化のため図7に示す通り、変数を定義する。
M：計測値が示す刃物の中心位置
R：刃物の半径F：刃物の原点から表示点の原点(被計測物の回転軸)までの長さ(固定値)
M’(=F-M)：刃物の中心から回転軸までの長さ
L：回転軸から表示点までの長さ(回転軸から刃物の表面までの長さ)
θ：LとX軸がなす角図9 刃物と表示点の位置関係①’②刃物の先端が回転軸と接するとき
つまり、R＝M’のとき

L = 2 ⋅ R ⋅ cosθ・・・(3)

図10 刃物と表示点の位置関係②
図7 変数の定義①刃物の先端が回転軸より手前にあるとき
つまり、R＜M’のとき

L = M '⋅ cosθ− R 2 − ( M '⋅ sinθ) 2 ・・・(2)

図8 刃物と表示点の位置関係①③～⑤について、Lは負の数となる。
③刃物の先端と中心の間に回転軸があるとき
つまり、R＞M’＞0のとき

L = M '⋅ cosθ− R 2 − ( M '⋅ sinθ) 2 ・・・(4)

図11 刃物と表示点の位置関係③

④刃物の中心と回転軸の位置が一致するとき
つまり、M’＝0のとき

L = − R ・・・(5)

図12 刃物と表示点の位置関係④⑤刃物の中心が回転軸より奥にあるとき
つまり、M’＜0のとき

L = − M ' ⋅ cosθ− R 2 − ( M ' ⋅ sinθ) 2 ・・・(6)

図13 刃物と表示点の位置関係⑤2.5 補間処理
2.5.1 切削された表示点の削除
図14に示すように、刃物の先端が被計測物の回転軸を越える場合、表示点が180°回転した位置にある別の表示点を越えてしまうことがある。この場合、現実には、この2点間は切削された状態であるが、データ上、表示点が残っているため、この2つの表示点を削除する。
全ての表示点について、±180°回転した位置にある表示点との位置関係を確認し、上記に該当する表示点を削除する。

図14 切削された表示点の削除
2.5.2 補間方法
本報では、被計測物の回転軸を原点として一定
角度毎に表示点を表示させており、螺旋1周あたりの表示点の数は一定となるため、2.5.1項で表示点を削除したところに穴が空いてしまう。そこで、補間処理を用いてその穴を埋めるための表示点の座標を算出する。
(a)補間で求める座標
図15において、2.4項までの処理にてP-3,P-2,P-1,
P0,P1,P2,P3が算出されたとする。2.5.1項の処理にてP-1,P0,P1を削除したとする。削除した表示点と同一のZ座標値を持つP-1’,P0’,P1’を補間処理にて算出する。2.5.1項の処理にて削除されなかった表
示点(＝通常の表示点)の座標を用いて補間処理を行う。

図16 原型形状(電話の受話器の模型)
図15 補間で求める座標(b)ラグランジュ補間による算出
補間処理には3次のラグランジュ補間を使用する。例として、図15に示すP0’の座標をラグランジ
ュ補間にて算出する。補間処理を行うための既知の座標は、P0’のZ座標値から正方向・負方向にそれぞれ直近の通常の表示点を2点ずつ計4点使用する。ここでは、正方向の2点P2,P3、負方向の2点P-2,
P-3を用いる。
補間に用いる通常の表示点のX,Z座標値とP0’のZ座標値から、P0’のX座標値X0’を求める。同様に通常の表示点のY,Z座標値とP0’のZ座標値から、P0’のY座標値Y0’を求める。X0’,Y0’は式(7)で求められる。
 X 0 ' = X −3 ⋅ L−3 ( Z 0 ' ) + X − 2 ⋅ L− 2 ( Z 0 ' ) +X 2 ⋅ L2 ( Z 0 ' ) + X 3 ⋅ L3 ( Z 0 ' ) Y ' = Y ⋅ L (Z ' ) + Y ⋅ L (Z ' ) +
−3
−3
−2
−2
0
0
 0
・・・(7)
Y2 ⋅ L2 ( Z 0 ' ) + Y3 ⋅ L3 ( Z 0 ' )N

Ln ( Z 0 ' ) := Π

k =1
k ≠n

表1 計測条件
原型の回転数7.5
測定数/原型1回転
250
Z軸移動量/原型1回転
1.44
円板の直径
125
円板の厚さ
1.5

min-1
回/回転
mm/回転
mm
mm

3.2 シミュレーション結果
図17,18に計測結果を用いて画像上に形状を再現したシミュレーション結果を示す。通常の表示
点は白色、補間により求めた表示点は黄色で示す。

図17 シミュレーション結果(視点：水平方向)( Z 0 '− Z k ), n = −3,−2,2,3(Z n − Z k )P-1’,P1’のX,Y座標も同様に算出する。
補間で求める点が点群の最も端にある場合など、片方向に直近の表示点が存在しない場合は補間処
理を行わない。また、補間で求める点から直近の通常の表示点まである程度離れている場合も、補間による誤差が大きくなるため補間処理を行わない。本報では、螺旋3周分より離れている場合、補間処理を行わないこととした。
3. シミュレーション結果
3.1 計測条件
図16に原型形状、表1に接触式センサによる計測
条件を示す。この条件で原型形状を計測した結果を用いて、原型形状を画像上に再現する。

図18 シミュレーション結果(視点：斜め上方向)
図17,18にて、補間を行った部分を含む螺旋1周分の断面を無作為に抜き出し、その座標をX-Yグラ
フにしたものを図19に示す。補間処理により通常の表示点の間を滑らかに補間できていることが分かる。丸で囲った部分が実物より飛び出しているが、補間処理の誤差による影響であり計測時の異常ではないため、加工においては問題なく切削可能である。また、今回の目的は計測結果の確認を視覚的に行えることにあり、図17,18からどのような形状であるか判断可能であるため、許容範囲内の誤差とした。

図19 シミュレーション結果の一部の断面図
4. まとめ
先端に円板が取り付けられた接触式センサによる計測結果から、被計測物の形状を画像上に再現した。再現画像では、点群を螺旋状に並べること
で形状を表現した。
計測結果を元に切削シミュレーションを行うことで、点群の3次元座標を算出した。必要に応じ、不要な座標の削除、及び補間処理による座標の算出を行った。補間処理には3次のラグランジュ補間を用いた。
今後は本手法を用いて、自動倣い加工機にて計測した結果を画像表示するソフトウェアの実用化開発を行う。
謝辞
本研究は協同組合飛騨木工連合会自主改善研究
会及び株式会社共栄製作所の協力により共同で実施した。ここに感謝の意を表する。
参考文献
1) 森茂智彦、木工用自動倣い加工機の開発（第１報）レーザー距離センサを用いた立体物の形状計測技術、岐阜県生活技術研究所研究報
告、No.17、 pp.32-35、2015
2) 森茂智彦、木工用自動倣い加工機の開発（第 2報）形状計測データを用いた木材切削システ
ム、岐阜県生活技術研究所研究報告、No.17、
pp.32-35、20163) 自動スキャニングコッピングマシン発表会配
布資料(機械システムの説明)、2016

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Warpage Analysis in Woody Flush Panel under Expansion and Contraction (3)Study on Warp Deformation Suppression by Finite Element Method
Hiroshi IMANISHI*1, Naoyuki BANDO*2
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熱膨張率[10-6/%MC][10-6/K]

面材

2.4

0.250

411

0

枠材・芯材

8.0

0.250

170

0

樹脂シート

0.701

0.325

0

121

0.300

0

11.7

芯材 (鋼材) 63.6

0
-2
-4
-6
-8
-10
-12
0.2

4

2

2

0

0

-4
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1.0
芯材の材積比

1.2

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反り抑制率 (％)

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40

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30
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20
15
10
5
0
V-01

VS-01
S

S

VS-02

VS-03

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VS-05
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VS-06

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S

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SS

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S

S

反り抑制率 (％)

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S

20
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15
10

LVL芯

5
0
-5

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R2 = 0.920

-10
0

100
200
300
パネル中心から芯材中心までの距離 (mm)ᅗ ཯ࡾᢚไ⋡࡟ཬࡰࡍⰺᮦࡢ఩⨨ࡢᙳ㡪

50

y = -15.2 x2 +58.5 x -11.5
R2 = 0.994

40

S S S S

S

反り抑制率 (％)

30


20
10



0
-10
-20
0.0

0.5

1.0

1.5

芯材構成指数 (GPa･m2)ᅗ ཯ࡾᢚไ⋡࡜ⰺᮦᵓᡂᣦᩘ࡜ࡢ㛵ಀ

2.0

ཧ⪃ᩥ⊩
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体格や好みに合わせたクッション選定における課題の抽出
藤巻吾朗*，山口穂高*，宮川成門*
Research on Customization Technique of Furniture
Agenda to Select Cushions According to Physical Characteristics and Tactile Preferences

Goroh FUJIMAKI*, Hodaka YAMAGUCHI*, Naruto MIYAGAWA*
個人の体格や好みに合わせてクッションを提案する技術の構築を行うにあたり、まだ不明な点の多いクッションの座り心地について、先行研究の調査および過去の実験データの再分析を行った。クッションの座り心地に関しては、座ることの基本性能である「支持性」と個
人の好みの影響の強い「触感」に分けて考えることができ、先行研究で明らかになった点の多くは「支持性」の部分であると考えられる。
一方、「触感」に関する知見はまだ不足しており、今後はクッションの触感に関する主要な因子の抽出、各因子とクッションの物理特性との関係を明らかにする必要がある。それにより、個人の好みに合わせた触感で、体格に合わせた支持性を有するクッションの提案が可能となると考える。

1. 緒言
近年、家具製品の市場は二極化しており、製品やサービスの高付加価値化、またはそれに伴う新たな市場の開拓が重要視されている。本研究では、
これまであまり取り扱われなかったオーダーメイ
ドやフィッティングに関する技術に着目し、個人の体格や好みに合わせて家具製品をカスタマイズする技術、または既存製品の中から提案するための基盤技術の構築を目指す。
基盤技術の構築にあたり、クッションの座り心
地についてはまだ不明な点が多く、ここでは先行研究や過去の実験データからクッションの座り心
地に関する知見を整理し、今後の研究の進め方やいかにカスタマイズ技術に組み込むかの検討を行う。
2. 先行研究の調査
クッションの特性は材料の違いや積層の組み合──────────────────────
*
試験研究部

わせにより異なり、クッション特性により座り心
地の評価が異なることが知られている。また、座
り心地は座面と背もたれに使用するクッションの組み合わせによっても異なり、非常に多くの要因が影響することが指摘されている1)。
座り心地の総合評価に影響の強い因子として先行研究では、底付感、フィット感、安定感（ホールド感）に着目したケースが多く1)～4)、これらの項
目がクッション評価における主要な因子であることが伺える。
また、クッションの物理特性と座り心地に関する主観評価との関係を調べた事例も多く、主観評
価の項目を座り心地形容語、イメージ形容語、物理形容語の3つに分類し、それぞれの項目についてクッションの物理特性との関係を調べた事例 4) や一定荷重でのクッションの硬さ（ヤング率）が座り心地の総合評価と関係が強いと報告した事例がある5)。一定荷重におけるクッションの硬さと座り心地との関係については、臀部付近にかかる荷重でのクッションの沈み込み量やクッションの硬さ（ヤング率）が影響しており、クッションの底付感との関係が強いと考えられる。その成果をもとに個人の身長、体重のデータからその人に合ったクッションの硬さを提案するモデルを構築した事
例では、検証の結果モデルのエラー率が低く、妥当性が高くなったと報告されている6)。
また、被験者個々が座面や背もたれの硬さを本人の好みに調整した事例では、座面については、
坐骨結節部付近の柔らかくする傾向があり、背もたれについては、身体の柔軟性に応じて好みのクッションの硬さがあることが報告されている7)。この報告における坐骨結節部付近のクッションの硬さの調整は前述の事例と同様に底付感との関係が強いと考えられ、背もたれの硬さ調整については、
クッションの硬さそのものよりは、上半身の姿勢が評価に影響していたと考えられる。
座り心地の総合評価とそれに関わる主観評価、クッションの物理特性との関係について明らかになっているのは、底付感やフィット感が座り心地に関係が強く、また、着座安定時の臀部付近でのクッションの硬さ（ヤング率）が底付感に影響するという点である。底付感やフィット感は、前述の参考文献における座り心地形容語の項目であると考えられ、イメージ形容語や物理形容語と考えられる「包み込まれる感じ」、「深く沈み込む感
じ」、「跳ね返る感じ」などのクッション着座時の感覚と座り心地の総合評価との関連性を明らかにした報告はない。このことは、これらの感覚が実質的には座り心地にあまり影響しないことや個人の好みの影響が強く、座り心地との関連性を明らかにできないことを示唆していると考えられる。
以上の文献調査を受け、これまでのクッションの座り心地研究は、身体に痛みを発生させずに着座姿勢を適切に保持する条件の探索にあったと考えられる。着座姿勢の保持は椅子やシートの設計において重要な因子である。しかし、ソファに代表されるクッションを使った製品は嗜好性の高い家具であり、個人に合わせてクッションを選定する際は、個人の好みの感触に考慮した上で、着座姿勢の保持を適切な状態に保つことが望まれる。
3. クッションの座り心地に関する調査
3.1 調査概要
調査には過去の実験データを使用した8)9)。39種
類の特性の異なる40mm厚のクッションを幅450mm、奥行き450mm、座面高380mmの実験用椅子に固定し、被験者にはそれぞれ7～9種類のクッションに着座し、座り心地に関するアンケートに回答させた。
被験者はクッションそれぞれで40～44名であり、1種類のクッションについては被験者全体の207名であった。

3.2 アンケート調査
表１に示した12項目について、アンケート調査を実施した。アンケート項目のうち①②については5段階評価、③～⑫については該当する項目にチ
ェックを入れる方法であった。
①②についてはクッションごとに平均値を算出
し、③～⑫はクッションごとにチェック数をカウントし、回答者数に対する比率（%）を算出した。
表1 アンケート項目①総合評価②座面の硬さ
③表面の当たりが強い④表面の当たりが弱い⑤深く沈み込む感じ⑥しっかりと支えられる感じ⑦下から押し上げられる感じ⑧底につく感じ⑨跳ね返る感じ⑩包み込まれる感じ⑪ふかふかした感じ⑫フィットする感じ

3.3 クッションの物理特性の測定
39種類のクッションについて荷重‐変位特性を測定した。直径200mmの円盤を用いて300mm/minの速さで最大45kgfまでの垂直荷重を加えた。測定の際は事前にそれぞれ1回の予備圧縮を加えた。
測定結果については、押し込み時のデータのみ使用し、スプライン補間を行い1kgf毎の変位量（mm）を抽出した。また、前後1kgfを含む1kgf毎のヤング率を算出した。
4. 結果と考察
4.1 アンケート項目間の関係
アンケート項目間の相関関係を調べた（表2）。
座り心地の総合評価と高い相関があったのは、「底に付く感じ」と「フィットする感じ」であった。
また、「表面の当たりが弱い」「しっかりと支えられる感じ」「包み込まれる感じ」についても相関がみられた。その他のアンケート項目間でも相関関係が見られ、ここで得られた知見と先行研究をもとにクッションの座り心地評価に関する概念
モデルを考察した（図１）。クッションの座り心
地は座ることに関する基本的な性能である「支持性」と個人の好みの影響が強い「触感」に分けることが重要と考えた。「支持性」は底付感やフィット感、姿勢保持などを示し、先行研究では総合評価との関連性や体格との関係など様々な知見が得られている。「触感」は包み込まれる感じや深く沈み込む感じなどのクッションの感触を示し、先行研究では座り心地の総合評価の関係について統一した結論が出ていなく、課題が残る分野である。支持性および触感を決定づけるのはクッショ
ン特性による物理的な刺激とそれに対する硬さ感

や反発感などの基礎的な感覚である。
一部を除き、従来の研究ではこれらの因子を分類せずに横並びで扱ってきたが、クッションの座り心地の評価のばらつきが大きくなる一因は嗜好性の影響の強い触感を混在させて評価していたことにあると考えられる。
4.2 アンケート項目とクッションの物理特性
アンケートの各項目と1kgf毎のクッションの変位量との関係を調べた結果を図2に示す。11kgfまではいずれの項目とも相関関係はなく、「フィットする感じ」については13～32kgfの荷重のやや小さい範囲で、「深く沈み込む感じ」は25～45kgfの荷重のやや大きい範囲で相関関係が確認された（7.0≧r＞4.0）。「総合評価」「跳ね返される感
じ」「底に付く感じ」「包み込まれる感じ」は変位量との関係は見られなかった。その他の項目については、15～45kgf付近の変位量と相関（7.0≧r＞4.0）のある項目が多かった。
アンケートの各項目と前後1kgfを含む1kgf毎のクッションのヤング率との関係を調べた結果を図3に示す。荷重の帯域は低荷重帯域（5～17kgf付近）、
中荷重帯域（18～28kgf付近）、高荷重帯域（29～45kg付近）の3つに分けられると考えられ、低荷重帯域のヤング率は「下から押し上げられる感じ」、
低荷重および中荷重帯域では「座面の硬さ」「表面の当たりが強い」、低荷重および高荷重帯域では「しっかり支えられる感じ」「跳ね返る感じ」「フィットする感じ」、中荷重帯域では「ふかふ
かする感じ」との相関がみられた（7.0≧r＞4.0）。
高荷重帯域では、「総合評価」「底につく感じ」「包み込まれる感じ」で相関が見られ、特に総合評価は、31～37kgf付近で高い相関が見られた（r＞7.0）。「深く沈み込む感じ」についてはいずれの帯域でも相関関係はなかった。
広い範囲でアンケートの評価項目とクッションの物理特性値との間に関連性が見られた。特に一定荷重でのヤング率については、荷重帯域によって感触に違いがあると考えられた。
5. まとめ得られた知見を以下に示す。
・クッションの座り心地は座ることに関する基本的な性能である「支持性」と個人の好みの影響が強い「触感」に分けることが評価を行う上で重要であると考えられた。
・支持性については、体重やBMIなどの身体特性との関係が強く、個人の好みの影響が少ないと考えられる。先行研究で得られた成果の多くはクッシ

ョンの特性と支持性に関するものであった。
・触感については、個人の好みの影響が強いため座り心地との関係を求めるのは難しく、被験者を分類した上で分析することが必要となる。
・触感を決定づける物理的な指標を抽出することが必要であり、一定荷重毎のヤング率は指標の一つとして有効であると考えられる。
先行研究の成果から底付感や姿勢保持の条件については身長や体重、身体の柔軟性から設計値を提案することができると考えられる。そのため、今後は知見の少ないクッションの「触感」に着目し、クッションの好みに関わる主要な因子の抽出や特定の感触を与えるためのクッションの物理特性について調査を進める。調査結果をもとに個人の体型や好みに合ったクッションを提案する技術の構築を目指す。
謝辞
本報告の一部は、過去に実施した早稲田大学野呂研究室（旧）との共同研究のデータを使用しています。ここに記し、感謝いたします。

1)

2)

3)

4)

5)

6)

7)

参考文献
小原二郎、内田祥哉、宇野英隆（編）、建築・室内・人間工学、鹿島出版会、pp.154-162、1969
滝本成人、堀越哲美、弓立順子、心理評価と弾性特性を用いたクッション材の座り心地評
価に関する指標化の試み、人間と生活環境、
19(2)、pp145-152、2012
滝本成人、堀越哲美、弓立順子、心理評価と変形特性を用いたクッション材の座り心地評
価に関する指標化の試み、人間と生活環境、
20(1)、pp77-83、2013
西松豊典ほか、座部パッド硬度が自動車シートの「座り心地」に及ぼす影響、繊維学会誌（報文）、Vol.66、No.1、pp.68-73、2010
K.Ebe 、 M.J.Griffin 、 Factors affecting
static seat cushion comfort、Ergonomics、
Vol.44、No.10、pp.901-921、2001
三家礼子、藤巻吾朗、田村義保、野呂影勇、体型による適合クッションの推定-ファジー
推論モデルと重回帰モデルによる検討、人間工学、Vol.39、No.6、pp275-281、2003
山崎信寿、佐々木貴弘、相澤淳平、個別適合条件の探索を目的とした可変クッション椅子の開発、人間工学、Vol.33、No.4、pp.211-218、1997

8) 成瀬哲哉ほか、人間工学的手法による木製椅
子の快適性評価と機能設計に関する研究（第10 報）、平成 17 年度岐阜県生活技術研究所研究報告、pp.17-26、2006
9) 成瀬哲哉ほか、人間工学的手法による木製椅
子の快適性評価と機能設計に関する研究（第11 報）、平成 17 年度岐阜県生活技術研究所研究報告、pp27-33、2006

表2 アンケート項目間の相関関係（表内の値は相関係数）

総合評価
座面の硬さ
表面の当たりが強い
表面の当たりが弱い
深く沈み込む感じ
しっかりと支えられる感じ
下から押し上げられる感じ
底に付く感じ跳ね返される感じ
包み込まれる感じ
ふかふかした感じ
フィットする感じ

総合
評価

座面の
硬さ

表面の
当たりが
強い

表面の
当たりが
弱い

1.0
0.2
0.2
-0.6
0.1
0.6
0.1
-0.7
0.3
0.6
0.0
0.7

0.2
1.0
0.8
-0.7
-0.6
0.6
0.5
-0.4
0.5
-0.2
-0.8
0.2

0.2
0.8
1.0
-0.7
-0.3
0.6
0.6
-0.5
0.6
0.0
-0.6
0.2

-0.6
-0.7
-0.7
1.0
0.2
-0.8
-0.5
0.7
-0.7
-0.1
0.4
-0.5

しっかりと 下から押し深く沈み底に付く 跳ね返さ 包み込ま支えられる 上げられる込む感じ
感じ
れる感じ れる感じ
感じ
感じ

0.1
-0.6
-0.3
0.2
1.0
-0.2
-0.2
0.0
0.0
0.5
0.7
0.0

0.6
0.6
0.6
-0.8
-0.2
1.0
0.3
-0.6
0.5
0.3
-0.5
0.6

0.1
0.5
0.6
-0.5
-0.2
0.3
1.0
-0.3
0.6
-0.1
-0.3
0.1

-0.7
-0.4
-0.5
0.7
0.0
-0.6
-0.3
1.0
-0.7
-0.4
0.0
-0.4

0.3
0.5
0.6
-0.7
0.0
0.5
0.6
-0.7
1.0
0.0
-0.2
0.1

0.6
-0.2
0.0
-0.1
0.5
0.3
-0.1
-0.4
0.0
1.0
0.3
0.5

図１ クッションの座り心地に関する概念モデル

ふかふか
した感じ

フィット
する感じ

0.0
-0.8
-0.6
0.4
0.7
-0.5
-0.3
0.0
-0.2
0.3
1.0
-0.3

0.7
0.2
0.2
-0.5
0.0
0.6
0.1
-0.4
0.1
0.5
-0.3
1.0

総合評価
座面の硬さ
表面の当たりが強い
表面の当たりが弱い
深く沈み込む感じ
しっかりと支えられる感じ
下から押し上げられる感じ
底に付く感じ跳ね返される感じ
包み込まれる感じ
ふかふかした感じ
フィットする感じ

総合評価
座面の硬さ
表面の当たりが強い
表面の当たりが弱い
深く沈み込む感じ
しっかりと支えられる感じ
下から押し上げられる感じ
底に付く感じ跳ね返される感じ
包み込まれる感じ
ふかふかした感じ
フィットする感じ

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

8

9

9

各荷重値（kgf）での変位量との相関関係（相関のあった箇所は黒色で表示）

図3 アンケート項目とヤング率との相関関係

10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45

各荷重値（kgf）でのヤング率との相関関係（相関のあった箇所は黒色で表示）

図2 アンケート項目と変位量との相関関係

10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45

子どもに適した家庭用家具（学習机・椅子）の設計指針に関する研究（第２報）天板の傾斜角と差尺の組合せの調査
山口穂高*1，藤巻吾朗*1，宮川成門*1，上田祥輝*2，吉田宏昭*2
Design Guide for Children’s Desks and Chairs (2)Study on Combination with Desktop’s Slope and Sashaku
Hodaka YAMAGUCHI*1, Goroh FUJIMAKI*1, Naruto MIYAGAWA*1,
Yoshiki UEDA*2, Hiroaki YOSHIDA*2
天板の傾斜角と差尺の組合せの適正範囲と許容範囲を調査するために、天板の傾斜角5条件（0°、10°、20°、30°、40°）と差尺5条件（250mm、300mm、350mm、400mm、450mm）の計25条件において、読み課題と書き課題の作業のしやすさを評価する実験を行った。
その結果、天板の傾斜角と差尺は作業のしやすさにそれぞれ影響しており、読み課題では
傾斜角10°～40°と差尺300mm～350mmの範囲、書き課題では傾斜角10°と差尺300mm～
350mmの範囲が適切であることが分かった。また、天板の傾斜角が0°の条件では作業のしやすさにおける差尺の許容範囲は300mm～350mmであったが、天板に10°～20°の傾斜をつけることによって作業のしやすさにおける差尺の許容範囲が300mm～400mmまで拡大することが確認された。

1. 緒言
少子高齢化社会の現代において、子どもの学習
環境の充実は次世代を担う人材育成において重要視されている。中でも家庭用の学習机および椅子（以下：学習家具）は子どもが日常的に使用するために、子どもの学習環境に与える影響は大きい。本
研究では子どもに適した学習家具の設計指針の導出を目的とした研究を実施することで、子どもの学習環境の充実と家具メーカーの製品企画力向上に寄与することを目指す。
昨年度の報告1)では学習作業の効率に着目し、天板の傾斜が計算作業に与える影響を調査した。その結果、天板に10°～20°の傾斜をつけることで、天板に傾斜がない条件よりも作業効率や作業環境を改善できる可能性が得られた。一方で、学習家具を設計する際に重要視されており、子どもの成長に伴う体型変化への対応が課題として残った。
机上の作業性においては、机の高さといすの高さの差である差尺が適切に調整されることが重要である。一般的に、傾斜のついていない天板における差尺は座高の1/3程度が適切と言われている。し──────────────────────
*1
試験研究部
*2
信州大学 繊維学部 感性工学課程

かし、本研究で着目している、天板が傾斜した机の差尺について検討された研究はなく、天板が傾斜した机の適切な差尺は不明である。さらに、天板を傾斜させるメリットとして、傾斜によって発生した天板の前縁部と後縁部に高低差を利用すること
で、傾斜のない天板よりも作業可能な差尺の範囲が拡大すると期待できる。したがって、本報告では机上の作業性における天板の傾斜角と差尺の組合せを調査し、天板の傾斜角と差尺の適正範囲および許容範囲を求めた。
2. 方法
天板の傾斜角と高さを調節可能な机を試作し、
傾斜角5条件（0°、10°、20°、30°、40°）、差尺5条件（250mm、300mm、350mm、400mm、450mm）を組み合わせた計25条件を実験の条件とした。なお、椅
子は座面高さ400mmの背もたれの無いものを使用した。実験条件を図1に示す。
机上での作業は、読み課題と書き課題の2種類を設定した。読み課題は漢字を含む208字の文章を1回黙読する課題とし、書き課題は漢字8文字の文字列を3回筆記する課題とした。
作業性の評価は、“作業のしやすさ”を7段階（非常࡟ᝏ࠸ࠊᝏ࠸ࠊࡸࡸᝏ࠸ࠊ࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸ࠊࡸࡸⰋ࠸ࠊ
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