工 業 技 術 研 究 報 告 書
Report of the Industrial Research Institute of Niigata Prefecture No.38 2009

No.38

2009

新潟県工業技術総合研究所
Industrial Research〒950-0915
1-11-1

Abumi-nishi,

InstituteofNiigata

Prefecture

新潟県新潟市中央区鐙西 1-11-1

Chuo Ward, Niigata City, Niigata 950-0915, Japan

目

Ⅰ

次

研究論文
１．省 Ni 型オーステナイト系ステンレス鋼のプレス成形性・・・・・・・・・・・・・3（誘導加熱用鍋釜の軽量化に関する要素技術開発研究）
２．マグネシウム合金パイプ材の曲げ加工技術の開発・・・・・・・・・・・・・・・10
３．高断熱・均熱金型の開発・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・18
４．cBN エンドミル工具による鉄系材料の鏡面加工・・・・・・・・・・・・・・・・26
５．Mg 合金の実用的な表面処理技術の開発および評価（第 2 報）・・・・・・・・・・32
６．窒素吸収処理ステンレス鋼の開発・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・39
７．電子線リソグラフィーを用いた三次元微細形状創成技術の研究・・・・・・・・・45
８．ウェットブラストを利用したリフトオフプロセスの開発・・・・・・・・・・・・51
９．画像処理を利用した鋳鉄品の外観検査の自動化についての研究・・・・・・・・・56
10．匠の技を継承し発展させる技能伝承支援システムの開発・・・・・・・・・・・・62
11．食品産業支援の化学チップ開発・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・67
12．高齢化社会に適した再生医療普及のための安価な培養システムの開発・・・・・・73

Ⅱ

ノート
１．マグネシウム合金板の精密打ち抜き加工技術・・・・・・・・・・・・・・・・・81
２．温間再絞り成形シミュレーションに関する研究・・・・・・・・・・・・・・・・84
３．プレスシミュレーションにおける材料特性の逆解法に関する研究・・・・・・・・87
４．難削材の加工技術研究・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・90
５．レーザ測長器を用いた三次元座標測定システムの開発・・・・・・・・・・・・・96
６．石油系溶剤回収静止乾燥機における安全性の調査研究・・・・・・・・・・・・・99
７．布の繋ぎ目検出および測長に関する研究・・・・・・・・・・・・・・・・・・・102
８．たて糸インクジェット捺染織物の開発支援・・・・・・・・・・・・・・・・・・105
９．ユニフォームの防汚性試験方法に関する研究・・・・・・・・・・・・・・・・・108
10．靴下のあたたかさの測定に関する研究・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・111

Ⅲ

調査・報告
１．航空機産業参入に係る可能性調査報告・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・117
２．炭素繊維複合材料の製造と用途開発に関する調査研究・・・・・・・・・・・・・120
３．鋳物廃砂ダストをシリカ原料とする有用物質製造の研究・・・・・・・・・・・・123
４．熱処理技術に関する調査・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・126
５．溶接技術の高度化に関する調査研究・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・129
６．ナノテク機器利用技術講習会・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・133

Ⅰ

研究論文

- 1-

- 2-

研究論文

省 Ni 型オーステナイト系ステンレス鋼のプレス成形性（誘導加熱用鍋釜の軽量化に関する要素技術開発研究）山崎 栄一* 杉井 伸吾* 白川 正登* 田村 信*
Press Forming of Cr-Mn-Ni Austenitic Stainless Steels
YAMAZAKI Eiichi*，SUGII Shingo*，SHIRAKAWA Masato*and TAMURA Makoto*

抄録

オーステナイト系ステンレス鋼の代表鋼種である SUS304 と同等の加工性と耐食性を目指した材料として注目されている省 Ni 型オーステナイト系ステンレス鋼（Cr-Mn-Ni オーステナイト系ステンレス鋼）の機械的性質の温度依存性および，常温と温間におけるプレス成形性を調べ，SUS304 とほぼ同等の絞り成形性であり，温間加工によってさらに成形性が向上することを示した。また，温間での再絞り加工を行い，再絞り率 55%の成形が可能であること，また，成形品のパンチ肩部で板厚が最も薄くなるものの，加工誘起マルテンサイト変態の発現はわずかであることを示した。
1. 緒に表 1 に示す。
また，
組織観察写真を図 1 に示す。

言

近年のニッケル価格変動を受け，SUS304 と同等の加工性と耐食性を有し，Ni 含有量が少ないこ

3. 試験方法とから価格変動リスクが少ない鋼種として注目を

3.1 機械的性質

集めている省 Ni 型オーステナイト系ステンレス供試材の機械的性質を調べるため，圧延方向に鋼について，機械的性質の温度依存性を調べると対して 0°，90°の方向に JIS Z 2201 による 13B 号

ともに常温および温間での絞り成形性と張り出し試験片を採取し，精密万能試験機（（株）島津製作

性の評価を行った。また，絞り加工 1 工程では成所製 AG-250KNI）により引張り試験を実施した。

形が困難な，アスペクト比の高い製品を得る場合

試験条件は初期クロスヘッド速度を 5mm/min とに，絞り加工を繰り返して行う再絞り加工を温間し，ひずみ 5%以降は 10mm/min とした。また，試で行い，第 1 絞り成形後と再絞り成形後の品質に

験温度は常温，100℃および 150℃とした。

ついて，板厚，硬さ，加工誘起マルテンサイト変態量の分布を調べたので報告する。

3.2 絞り成形性
絞り成形性は，円筒絞り成形により評価を行っ

2. 供試材た。試験装置は（株）アミノ製塑性加工万能試験

供試材は省 Ni 型オーステナイト系ステンレス機（インナー1274kN，アウター686kN）を使用し，

鋼 3 種（公称板厚 0.8mm）を用い，加工性につい絞り比（DR：Drawing Ratio）を 0.1 刻みに変えてては SUS304 と比較を行った。供試材の呼びをそ

限界絞り比（LDR：Limiting Drawing Ratio）を求の代表成分から定め，それぞれの化学成分とともめた。また，試験は常温～150℃の間でダイス温度* 研究開発センター

を変えて温間加工の効果を確認した。

- 3-

表 1 供試材の化学成分
呼 び

C

Si

Mn

2.5Ni-6Mn

0.10

0.60

6.48

4.5Ni-4Mn

0.06

0.60

3.5Ni-6Mn

0.06

SUS304

0.06

P

S

（wt%）

Ni

Cr

Mo

Cu

Ti

Nb

N

0.042 0.006

2.44

17.18

-

2.48

-

-

-

3.78

0.028 0.004

4.58

17.01

-

2.64

-

-

-

0.60

5.73

0.029 0.003

3.60

17.49

-

2.17

-

-

-

0.41

0.98

0.030 0.006

8.02

18.23

-

-

-

-

-

図 1 供試材の組織写真

表 2 円筒絞り試験条件

パンチ
板押え

被加工材

ダイス
ヒータ板
断熱板

ダイス材質 SKD11硬質Crめっき
パンチ径 40mm
パンチ肩半径 3.8mm
ダイス径 42.1mm
ダイス肩半径 3mm
ダイス温度／パンチ温度 27/27，100/5，150/5 ℃
しわ抑え力 50kN
パンチスピード 3mm/sec
潤滑剤 PTFEシート 0.05mm

図 2 温間絞り金型の概要
図 2 に金型概要を，表 2 に試験条件を示す。

加工におけるパンチの挿入方向と逆方向に挿入する逆再絞りがある。1) 本試験では，直接再絞りにおける，再絞り率（＝再絞りパンチ径／第 1 絞

3.3 再絞り試験
再絞り加工には，前工程の絞り加工におけるパりパンチ径×100%）55%の試験を行った。なお，

ンチよりも小径のパンチを，前工程の挿入方向と第 1 絞りの成形にはサーボプレス装置（アイダエ

同一方向に挿入する直接再絞りと，前工程の絞り

ンジニアリング（株）製 NS1-2000（D）
，加圧能

- 4-

表 3 再絞り試験条件
絞り比 2.6
金型材質 SKD11 硬質Crめっき
パンチ径 60mm
パンチ肩半径 6mm
ダイス径 61.8mm
ダイス肩半径 5mm
ダイス温度／パンチ温度 120／0 ℃
しわ抑え力 110kN
パンチスピード 3.5mm/sec
潤滑剤 PTFEシート 0.05mm
再絞り率 55%
パンチ肩半径 3mm
ダイス肩半径 4mm
ダイス温度／パンチ温度 150／5 ℃
しわ抑え力 10kN
パンチスピード 3.5mm/sec
潤滑剤 乾燥皮膜型

ダイス

第1絞り
パンチ
しわ抑え

再絞り

図 3 再絞り金型構造

力 2000kN）を，再絞りには複動油圧プレス装置

程度低下する。

（（株）不二越製，加圧能力 294kN，ダイクッショ

破断伸びは，各鋼種ともに常温で 55%以上示す

ン能力 245kN）を使用した。

ものが温度上昇に伴って低下し，150℃では 40～

再絞り金型の構造を図 3 に，試験条件を表 3 に45%となった。

示す。

板材の圧延方向に関する異方性について
4.5Ni-4Mn の圧延方向とその 90°方向の測定結果を図 4 (d) に示すが，0.2%耐力では圧延方向の3.4 張り出し成形性
張り出し成形性の評価は JIS Z 2247 エリクセン

影響がほとんど見られないのに対し，引張強さで試験方法に準じて行い，パンチ側のみ潤滑剤としは圧延方向が強く，破断伸びでは圧延方向に対して PTFE シート（厚さ 0.05mm）を用い，試験温度

90°方向が大きな値となる傾向が各試験温度にを常温，100℃，150℃にして試験を行った。試験

おいて見られた。また，同様の傾向を他の 2 鋼種

装置は絞り成形性の試験で用いた（株）アミノ製も示した。

塑性加工万能試験機である。
4.2 絞り成形性
円筒絞りにおける限界絞り比の試験結果を図 5

4. 試験結果
4.1 機械的性質に示す。
常温における省 Ni 型オーステナイト系ステン試験した各供試材の圧延方向（0°方向）の機械的性質の測定結果を図 4 (a)～(c) に示す。

レス鋼の LDR は 2.1 を示し，SUS304 のそれを若常温において 4.5Ni-4Mn，3.5Ni-6Mn の 2 鋼種は干上回った。また，各鋼種ともに温度上昇に伴い引張強さで 720MPa，0.2%耐力は 350MPa 程度でLDR が向上することから，温間加工により成形限ほぼ同等の値を示し，2.5Ni-6Mn はそれらに比べ界向上の効果があることがわかる。

50MPa 程度高い値を示した。また，試験温度上昇

各温度において省 Ni 型オーステナイト系ステに伴い，いずれも値が低くなり各鋼種とも 150℃

ンレス鋼は SUS304 とほぼ同等の絞り成形性を持においては引張強さで 2 割程度，0.2%耐力で 3 割

つ。

- 5-

900

800
750
700
650
600

2 . 5 Ni- 6 M n
4 . 5 Ni- 4 M n
3 . 5 Ni- 6 M n

400
350
300
250

550
500

200
RT

１００℃
温度 ／ ℃

150℃

RT(a) 引張強さ

１００℃
温度 ／ ℃

150℃( b) 0 .2 % 耐力

2 . 5 Ni- 6 M n
4 . 5 Ni- 4 M n
3 . 5 Ni- 6 M n

破断伸び ／ ％

65
60
55
50
45
40
35

引張強さ 0.2% 耐力 ／ MPa

900
70

30
RT

1 00 ℃
温度 ／ ℃100
4 . 5 Ni- 4 M n - 0 °800

4 . 5 Ni- 4 M n - 9 0 °

引張強さ

700

80

600

70

500

60
破断伸び

400
300

40
30
RT

(c ) 破断伸び

１００℃
150℃
温度 ／ ℃(d) 異方性

図 4 機械的性質の温度依存性
3

限界絞り比 （ ＬＤＲ）

2.8
2.6

2 . 5 Ni- 6 M n
4 . 5 Ni- 4 M n
3 . 5 Ni- 6 M n
SUS3 0 4

2.4
2.2
2
1.8
1.6
27

1 00
150
ダイス温度 ／ ℃

左：第 1 絞り

図 5 限界絞り比

右：再絞り

図 6 再絞り成形品

- 6-

50

0.2% 耐力200

1 5 0℃

90
破断伸び ／ ％引張強さ ／ MPa

850

0 .2 % 耐力 ／ MPa450
2 .5 Ni- 6 M n
4 .5 Ni- 4 M n
3 .5 Ni- 6 M n

4.3 再絞り試験

前後厚くなっている。再絞り後には，底部の板厚

第 1 絞りおよび再絞り成形品の写真を図 6 に示は第 1 絞り後と変わらず，パンチ肩部は第 1 絞り

す。第 1 絞り後の軸方向板厚分布を図 7 に，再絞よりも 50μm 前後薄くなっている。側壁部はパンり後の軸方向板厚分布を図 8 に示す。第 1 絞り後

チ肩部からフランジ方向に向かっておよそ 30mmの板厚は，素材板厚 800μm に対して底部は 650～の領域で 100μm 程度厚さが増し，その後ダイス肩700μm。パンチ肩部が最も薄く 600～650μm。側壁部近傍まで厚さ変化がほとんど見られない。鋼種部はその値から徐々に厚さが増し，ダイス肩近傍

別では 2.5Ni-6Mn が他の鋼種に比べて厚い傾向はでは 800μm を超える値となっている。鋼種別に見第 1 絞り後と同様である。

ると，全域で 2.5Ni-6Mn が他の鋼種に比べ 50μm

第 1 絞り後および再絞り後の軸方向硬さ分布お1.2
第一絞り（ DR2.6，φ60 ） 温間絞り(1 20 ℃/ 0℃）

板厚 ／ mm

1
2 . 5 Ni- 6 M n
4 . 5 Ni- 4 M n
3 . 5 Ni- 6 M n

0.8
0.6
0.4
0.2
0
0

50

底部
パンチ肩

1 00

側壁部

15 0

ﾌﾗﾝｼ ﾞ部

ダイス 肩

位置 ／ mm

図 7 第 1 絞り後の板厚分布1.2
再絞り 55%

温間再絞り(1 50℃/5 ℃）

板厚 ／ mm

10.8
0.6
2 . 5 Ni- 6 M n
4 . 5 Ni- 4 M n
3 . 5 Ni- 6 M n

0.4
0.2
0
0

底部

20

パンチ肩

40

60

80

100

12 0

側壁部

140

160

ﾌﾗﾝｼ ﾞ部

位置 ／ mm
ダイス 肩
図 8 再絞り後の板厚分布

- 7-

8

500
450
硬さ

硬さ HV

400

6

350
300

4

2 . 5 Ni - 6 M n
4 . 5 Ni - 4 M n
3 . 5 Ni - 6 M n

250
200

2

150

加工誘起ﾏﾙﾃﾝｻｲﾄ

100

加工誘起ﾏﾙﾃﾝｻｲﾄ ／ ％第一絞り （ DR2 . 6 ， φ6 0 ） 温間絞り(1 2 0 ℃/ 0 ℃）

0
0

20

40

60

底部

80

1 00

側壁部

パンチ肩

12 0
ﾌﾗﾝｼ ﾞ部

ダイス肩位置 ／ mm

図 9 第 1 絞り後の硬さとマルテンサイト変態量5008
再絞り 5 5 %温間再絞り (1 5 0 ℃/ 5 ℃）

450

硬さ HV

400

6

350
300

4

2 . 5 Ni- 6 M n
4 . 5 Ni- 4 M n
3 . 5 Ni- 6 M n

250
200

2

加工誘起ﾏﾙﾃﾝｻｲﾄ

150
100
0

20

底部

40

60

80

100

側壁部

パンチ肩

120

140

加工誘起ﾏ ﾙﾃﾝｻｲﾄ ／％

硬さ

0
160

ﾌﾗﾝｼ ﾞ部
ダイス 肩

位置 ／ mm

図 10 再絞り後の硬さとマルテンサイト変態量

よび加工誘起マルテンサイト変態量をそれぞれ図量となるのがパンチ肩部であり，鋼種別では

9，10 に示す。第 1 絞り加工後における硬さを見

4.5Ni-4Mn が最大約 3%である。温間で変形が進んると，底部は HV300～350，側壁部はフランジ部

だ側壁部，フランジ部は全ての鋼種で 0.5%以下でに向かって徐々に上昇し，2.5Ni-6Mn では最大であった。

HV410 超，4.5Ni-4Mn では HV360 程度となり，再絞り後では，側壁部のほぼ全域で硬さの値が3.5Ni-6Mn はその中間的な値を示した。加工誘起

大きく，2.5Ni-6Mn では HV400～430 に達し，

マルテンサイト変態量を見ると，最も大きな変態

4.5Ni-4Mn では 360～400 程度，3.5Ni-6Mn はその- 8-

中間的な値を示し，再絞りによって第 1 絞りよりも硬さの値は大きくなっている。

16

加工誘起マルテンサイト変態量は，再絞りのパ

2 . 5 Ni- 6 M n
4 . 5 Ni- 4 M n
3 . 5 Ni- 6 M n
SUS3 0 4

15

ンチ肩部が最も値が大きくなり，4.5Ni-4Mn が最

14
エリクセン値

大 5%弱である。鋼種別では硬さの値が低かった
4.5Ni-4Mn の変態量が多くなったことから，加工による硬さ値の上昇と変態量を直接関連づけることはできない。
マルテンサイト変態量 10%以上が SUS304 の置

13
12
11
10
9

き割れ危険領域と言われている 2) ことから本試

8験の値で置き割れへの進展の可能性は低いと考え

7

られるが，
省 Ni 型オーステナイト系ステンレス鋼

25については今後検証が必要である。
その他の鋼種はパンチ肩部でも 2%以下で，側

10 0
150
試験温度 ／ ℃

図 11 エリクセン試験結果

壁部は第1 絞りに比べ大きな増加は見られず0.5%以下となった。

（2）
温間の再絞り加工後の硬さは側壁部が大きくなり，各鋼種ともに HV400 を超える点が見られた。また，鋼種別では 2.5Ni-6Mn が最も

4.4 張り出し成形性

値が大きく，次いで 3.5Ni-6Mn，4.5Ni-4Mn

張り出し成形性の指標となるエリクセン試験の結果を図 11 に示す。常温における省 Ni 型オースの順となった。

テナイト系ステンレス鋼のエリクセン値は（3）
加工誘起マルテンサイト変態量は再絞りのパ

SUS304 に比べ若干低く，張り出し成形性は劣る

ンチ肩部で多くなり，本試験では 4.5Ni-4Mnと言える。しかし，100℃以上の試験結果ではそのの再絞りで最大 5%弱であった。また，マル差が縮まる傾向を示した。

テンサイト変態量と硬さの値には相関がな

試験温度の上昇に伴うエリクセン値の推移は低い。
（4）張り出し成形性は常温において SUS304 より下傾向を示すことから，いずれの鋼種も温間加工
による張り出し性の向上は期待できない。

も若干劣るものの温間加工ではその差が縮まる。また，温間加工による張り出し性向上

5. 結

言

は期待できない。

SUS304 と同等の加工性，耐食性を有し，Ni 価
格変動の影響を受けにくい鋼種として注目を集

参考文献

めている省 Ni 型オーステナイト系ステンレス鋼（社）日本塑性加工学会編，塑性加工便覧，
1）のプレス成形性について調べ，つぎの結果を得た。
（1）絞り成形性は SUS304 とほぼ同等の成形性を2006，p479．
2）鋸屋正喜，塑性加工学会ステンレス鋼板のプ

持ち，温間加工により成形限界が向上する。

レス成形分科会資料，28，1983．

- 9-

研究論文

マグネシウム合金パイプ材の曲げ加工技術の開発
相田

収平*

白川

正登**

山崎

栄一**

Development of High-performance Bending Technology of Magnesium Alloy Pipes
AIDA Shuhei*，SHIRAKAWA Masato**and YAMAZAKI Eiichi**

抄録

マグネシウム合金パイプは，実用金属中では最軽量かつ重量に対して高剛性の中空型材といった両特長を有していることから，構造部材に適用した場合のメリットが大きく，今後の適用拡大が期待されている。本研究では，異形断面を有するパイプの曲げ加工技術として，パイプの軸方向に引張り力を付加する引張り曲げ加工，および素管径に対して拡管しながら曲げ加工を行う浮動拡管プラグ曲げ加工技術についてマグネシウム合金パイプへの適用を試みた。その結果，引張り曲げ加工では，軸方向の引張り力と曲げ部の断面形状との関係を明らかにした。また，浮動拡管プラグ曲げ加工では，円形断面の素管に対して，楕円および四角形状の断面に変形させながら曲げ加工を可能とする技術を
開発した。

1. 緒

の適用拡大を図ることを目的とした。それを実現

言

マグネシウム合金は，実用金属としては最も軽するための加工技術として，引張り曲げ加工，おい材料であるとともに，同一重量において比較しよび浮動拡管プラグ曲げ加工技術を取り上げ，マた場合の比強度では，鋼やアルミニウムより優れ

グネシウム合金パイプへの適用を検討した。

ている。また，パイプ材は中空構造であることか
ら重量に対して高剛性であり，軽量化やコストダ

2. マグネシウム合金パイプの引張り曲げ加工

ウンに適している。これら両方の特長により，例

2.1 供試材およびプレス曲げ特性

えば車両用のシートフレーム部品などの構造部材供試材である AZ31 マグネシウム合金製，長円に適用した場合には，強度と軽量を両立すること

形断面を持つパイプの断面形状を図 1 に示す。こが可能となり，大きなメリットが得られることかのような異形断面形状のパイプは，長軸方向断面

ら，今後の用途の拡大が期待できる

1）。

において断面係数が大きくなり，この方向での曲

ところで，これらの製品の多くはパイプ材を曲げ強度が向上するため，部材の軽量化を図る上でげ加工した部品と板材をプレス成形した部品を組は有効な手段である。そこで，当該パイプの長軸み合わせた形態となっている。しかしながら板材

方向のプレス曲げ試験を行った。

の成形技術に比べて，パイプの加工技術についての報告は少ない2）3）。

図 2 に示すパンチとダイスより構成される金型を用いて，長さ 300mm のパイプの 90°曲げを行

本研究では，マグネシウム合金パイプの曲げ加った。曲げ加工性は，加工温度を室温から 230℃工技術を開発することによって，構造用部品等へまで変化させ，パンチ半径 Rp によって評価した。

*

下越技術支援センター**

研究開発センター

なお曲げ加工には，加工能力 1100kN，加工速度
50SPM のクランクプレス機械を用い，パイプの- 10 -

32.5

素管に対する割合 （%）

1.5

100

22.0

図 1 長円形断面パイプ （単位:mm）

長軸寸法

90
断面係数

80
曲げ外側肉厚

70
60
50
33

44
パンチ半径 Rp

55（mm）

図 3 パイプ曲げ部断面形状て示しており，それぞれ加工温度 230℃，200℃
での限界曲げ半径の曲げ加工結果である。
Rp=44mm では曲げ部外側の肉厚および断面係数
は加工前のそれぞれ 76%，83%に低下している。
図 2 パイププレス曲げ試験金型概略
2.2 引張り曲げ試験
長円形断面パイプの曲げ加工性を向上させる手

表 1 パイププレス曲げ試験結果

内側曲げ半径 Rp （mm）

曲げ試験温度 Ｔ （℃）
R.T.
100
150
200
27.5
33
38.5
44
49.5
55
60.5
66
71.5
77

◎

段として，図 4 に示す引張り曲げ試験機により，引張り曲げ加工 4 ） を試みた。付加引張り力は

230
◎、○

1.47～2.45kN，加工温度は 200℃，パンチ半径は

○

◎
◎

○

○

Rp=22mm にて行った。
○
引張り力付加油圧シリンダ（左右両方）

長円形断面パイプの曲げ可能領域A

パイプ端把持部パイプ

曲げ型

偏平化を抑制するために，パイプ内に平均粒径0.5mm の鉄製ビーズを充填している。
表 1 にプレス曲げ試験結果を示す。縦項目はパンチ半径 Rp，横項目は加工温度 T をパラメータ
として，曲げ加工が可能な加工条件の領域を表す。

装置全体図

パイプセット時 A視
引張り力付加（0～20kN）

図 4 パイプ引張り曲げ試験機

比較対象として，外径 D0=22mm，肉厚 t0=1.8mmの円管パイプの限界曲げ半径を◎で，同外径，肉引張力 T=2.45 kN

厚 t0=1.0mm の円管パイプの限界曲げ半径を○で引張力 T=1.96 kN

それぞれ表中に示す

4）。表から明らかなように，引張力 T=1.47 kN

いずれのパイプについても加工温度の上昇に伴って曲げ加工性が向上するが，長円形断面パイプは，円管に比べて曲げ加工性が悪い。
図 3 は， 長円 形断 面パイ プの Rp=44mm と55mm での曲げ加工後の曲げ部の断面形状につい- 11 -

図 5 パイプ引張り曲げ外観

特徴とする加工法であり，偏平，偏肉等が小さく素管に対する割合 （%）

100
長軸寸法

断面形状が良好で，曲げ半径が小さい加工が可能

断面係数

なパイプの曲げ加工法として報告されている 5）

90
80

6）

。さらに，この加工法による楕円等異形断面形

曲げ外側肉厚70状のパイプの加工も報告されている 6）7） 。しか60

し，銅合金やアルミニウム合金への適用がほとん
どであり，マグネシウム合金パイプへの適用例は

50
1

1.5

2

報告されていない。

2.5

付加引張り力 （kN）

マグネシウム合金パイプの塑性加工は，一般的

図 6 パイプ曲げ部断面形状に常温では困難であり，温間域での加工が必要となる。そこで，温間加工が可能な浮動拡管プラグ

図 5 にはパイプ曲げ部の外観を示す。また，図曲げ加工装置の開発を行った。

6 には付加した軸方向の引張り力と曲げ部の断装置の開発にあたって，既存装置の加工部近傍

面形状について示している。引張り力の増加とに簡易的な加熱構造を設けて，マグネシウム合金

ともに曲げ部偏平化が進んでいることが外観図から明らかである。断面係数の変化については，
付加引張り力が 1.96kN 程度までは偏平化によパイプの成形を試みた。その結果，加工するパイ
プが長尺の場合や曲率や拡管率が厳しい曲げ条件
では，スリーブ内やスリーブ入口よりも手前で素材のパイプが座屈してしまう現象が確認された。

る低下は緩やかであるが，2.45kN では偏平化

これは，マグネシウム合金は圧縮強度が弱いうえ，が大きく進行し，断面係数は曲げ加工前の約伝熱によりパイプ全体が加熱され，座屈強度が低80%程度に低下している。
3. 浮動拡管プラグ曲げ加工
3.1 浮動拡管プラグ曲げ加工装置
浮動拡管プラグ曲げ加工法とは，自由に移動できるように細い鋼線で支持された拡管プラグにパイプを通し，拡管しながら押し出すとともに，拡管されたパイプに曲げロールによって曲げモーメ
ントを付加して所定の曲率に曲げる加工法である。
その際，プラグは曲げロールの押し込み力によってその方向に移動しようとし，逆にパイプからはプラグを中心に戻そうとする力が作用する。これ(a) 装置外観

らがバランスした位置にプラグが移動することを

拡管プラグ

スリーブ
Mg合金パイプ

曲 げロール(b) 加工部拡大写真
図 7 浮動拡管プラグ曲げ概要

図 8 浮動拡管プラグ曲げ加工装置- 12 -

下したためであると考えられる。したがって，拡管荷重および曲げモーメントが大きくかかるプラグ近傍では高温に加熱することで成形荷重を低下させ，それ以外の位置では，強度を保持できる温押込みジグ

度にパイプが冷却される構造が望まれる。そこで，

拡管プラグ
（鋼球）

パイプのガイドとなるスリーブをヒータにより加熱できる構造とし，加工部に近いスリーブ出口側
で高温に，スリーブの入り口側は，水道水により冷却できる構造とした。図 7 に開発した浮動拡管

試験片（Mg合金パイプ）

図 9 試験状況

プラグ曲げ加工装置の概要を示す。開発した装置の外観写真を図 8(a)に，加工部（分割スリーブをに示す。

開放した状態）の拡大写真を図 8(b)に示す。

E = ( d / di – 1 ) × 100 %ここで d は拡管プラグ外径，di は素管内径である。

3.2 潤滑剤の拡管性能評価試験
3.2.1 供試材および潤滑剤
供試材には，外径 D0=15mm，肉厚 t0=1.0mm のAZ31 マグネシウム合金パイプを用いた。試験片

3.2.3 実験結果
各拡管率における試験温度と押込み荷重の関係を図 10 に示す。すべての試験条件において，水の長さは 60mm とした。
潤滑剤は，水溶性乾燥皮膜潤滑剤，溶剤希釈型

溶性乾燥皮膜潤滑剤の最大押込み荷重が最も小さ

乾燥皮膜潤滑剤，油系潤滑剤の 3 種類について評な値となり，試験温度の上昇にともなって押込み価を行った。

荷重は減少する傾向が確認された。この結果と比較すると他の潤滑剤は，押込み荷重が大きいのみ
ではなく，試験温度上昇にともなう押込み荷重の3.2.2 試験方法
拡管の潤滑性能は，内面に潤滑剤を塗布した供低下傾向が明確には確認されなかった。特に，試試材に拡管プラグ（鋼球）を押込み，押込み荷重

験温度 175℃における最大押込み荷重が高い値をの最大値で評価した。主な試験条件を表 2 に，試示す傾向が見られた。

験の様子を図 9 に示す。試験機には，自動万能試

試験中のプラグ押込み量と押込み荷重の関係に

験機（インストロンジャパン製 5582）を用い，ついて，拡管率 15%，試験温度 175℃における試

試験温度の恒温槽内にて試験を行った。押込み長験結果を図 11 に示す。同一潤滑剤の結果をそれ

さは，荷重のかかり始めた位置から 40mm とした。 ぞれ 2 例ずつ示した。試験中の現象として乾燥皮拡管率は E= 10，15.4，22.1%とし，試験温度は膜型の潤滑剤では，びびり音等の異音が発生する

150，175，200℃とした。拡管率 E の定義を以下場合があり，このような試料では細かな荷重の変動が確認された。特に拡管率が高い場合，試験温表 2 潤滑剤の拡管性能評価試験条件

度が高い場合，潤滑剤皮膜の乾燥が不十分な場合

水溶性乾燥皮膜潤滑剤に発生頻度が高かった。また，予備実験において溶剤希釈型乾燥皮膜潤滑剤

潤滑剤皮膜の乾燥が不十分な場合には，顕著な荷油系潤滑剤

重の上昇も確認されている。油系潤滑剤では，

潤滑剤種類

拡管プラグ
（鋼球）

材質（硬さ）SUJ2 (60～67HRC）

寸法（mm)（拡管率）

φ14.3（10%）φ15.0（15.4%）
φ15.875 （22.1%）

異音の発生はないものの油煙や異臭が激しく，作業環境が悪い状況であった。また，高温による粘試験温度 （℃）

150,175,200

度低下によりパイプ下端側に潤滑剤の流出が認め

試験速度 （mm/sec）

1

押込み長さ （mm）

40

られ，潤滑切れが懸念される。この油系潤滑剤で- 13 -

においても，20～25%の押込み荷重の差が認められる。
以上の結果から，びびりの発生等の課題はある
ものの，拡管時のプラグの押込み荷重が比較的安定して小さな値を示した水溶性乾燥皮膜潤滑剤を1.2

最大押込み荷重 （kN）

は，最大押込み荷重のばらつきが大きく，図 11

用いて次節の試験を行うこととした。また，実際

E = 10.0%

1.0
0.8
0.6
油系潤滑剤

0.4

溶剤希釈型乾燥被膜潤滑剤
水溶性乾燥皮膜潤滑剤

0.2
125

のプラグ曲げ加工においては，パイプには拡管の150
175
試験温度 （℃）

ための押出し荷重に加えて曲げモーメントが付加(a) E=10.0%

されるため，パイプ周方向の各位置で塑性ひずみものと考えられるが，実加工における潤滑性能の評価は今後の課題としたい。
3.3 浮動拡管プラグ曲げ加工試験
3.3.1 供試材

1.8
最大押込み荷重 （kN）の形態が異なることとなり，潤滑の状態も変わる

200

E = 15.4%

1.6
1.4
1.2
1.0

油系潤滑剤
溶剤希釈型乾燥被膜潤滑剤

0.8

水溶性乾燥皮膜潤滑剤

0.6

異形断面パイプの加工実験には，外径

125

150

D0=22mm，肉厚 t0=1.0mm の AZ31 マグネシウム

175
試験温度 （℃）200(b) E=15.4%

合金パイプを用いた。潤滑には，水溶性乾燥皮膜
潤滑剤を用いた。
3.3.2 試験方法
開発した浮動拡管プラグ曲げ加工装置を用いて，曲げ加工試験を行った。供試材である円形断面パ
イプから，拡管率 E=10%の円形断面および楕円断面，また，拡管率 E=16.4%の正方形断面（プラ最大押込み荷重 （kN）

3.0
E = 22.1%

2.5
2.0
油系潤滑剤

1.5

溶剤希釈型乾燥被膜潤滑剤
水溶性乾燥皮膜潤滑剤

1.0

グコーナ半径 4mm）の曲げパイプの加工を試み

125

150
175
試験温度 （℃）

た。試作したプラグ形状の概要を図 12 に，断面200(c) E=22.1%形状の設計値を図 13 に示す。楕円パイプの曲げ

図 10 拡管試験温度と最大押込み荷重

方向は，楕円の長径方向とした。異形断面パイプの拡管率は次式により定義する。

2.0

E = ( L / πdi － 1 ) × 100 %溶剤希釈型乾燥皮膜潤滑剤

ここで L は拡管プラグの設計断面形状周長，di は素管内径である。
曲げ加工における主な試験条件を表 3 に，各パラメータの説明図を図 14 に示す。曲げ加工の後，万能投影機（ニコン製 V-16E）を用いて曲げ半径の測定を行った。曲げ内側および外側の曲げ半径を測定し，その平均値を中心線曲げ半径 R とし

押込み 荷重 （kN）

びびり

1.5

1.0

びびり

油系潤滑剤

水溶性乾燥皮膜潤滑剤

0.5
175℃
E=15%

プラグ最大径がパイプ内に入り始める位置

0.0
0

10

20

30

40

プラグ押込み量 （mm）

た。また，曲げ部および拡管のみの押出し部につ
図 11 プラグ押込み量と押込み荷重の関係- 14 -

表 3 浮動拡管プラグ曲げ試験条件
プラグ種類

円形断面プラグ

楕円断面プラグ

正方形断面プラグ

E

v

L1

L2

Y

u

T1

T2

％

mm/secmmmm

mm mm/sec

℃

℃

円

10

1.5

30

30

20

0.5

250

140

楕円

10

2.0

30

30

20

0.5

250

140

正方形

16.4

1.0

30

30

15

0.5

275

160

図 12 試作プラグの形状

図 14 曲げ試験説明図

図 13 曲げパイプ断面形状（設計値）
いて，マイクロメータを用いて肉厚および外形寸法の測定を行い，偏肉率 e，および偏平率 f を求めて評価を行った。偏肉率 e，偏平率 f の定義を以下に示す。

3.3.3 試験結果
曲げ加工試験中の写真を図 15 に，得られた曲
げパイプの外観を図 16 に示す。図 15 に一例を示
すように，円形パイプ素材から正方形断面等の異円形および正方形断面パイプの場合
e = ( ti － to ) / t × 100 %形断面への形状変更を伴う浮動拡管プラグ曲げ加ここで，平均肉厚 t = ( ti + to ) / 2

工が可能なことを確認した。

f = ( D1 – D2 ) / D × 100 %図 17(a)～(c)に各断面形状の曲げパイプの曲げ

ここで，平均外形寸法 D = ( D1 ＋ D2 ) / 2

部における断面の写真と各部の肉厚の測定結果を

楕円断面パイプの場合
e = ( tmax – tmin ) / t × 100 %ここで平均肉厚 t = ( ti + to + tu + td ) / 4
f 1= D1 / DS1 × 100 %f 2= D2 / DS2 × 100 %ti ，to は，曲げ方向内側と外側の肉厚，tu ，td は曲げと直角方向の肉厚で，tu が加工時の上側，tdが加工時の下側である。また，tmax および tmin は，

図 15 異形パイプ曲げ加工試験

前記 4 方向の肉厚のうちの最大値および最小値とする。D1 および D2 は，曲げ方向および曲げと直素材

角方向の外形寸法で，円形断面では外径，正方形
断面では外側 2 面幅，楕円断面では長径が D1，
短径が D2 である。また，楕円断面パイプにおいては基準外径を DS1，DS2 とし，それぞれ設計形状の長径と短径の寸法とする。

拡管形状
円形 正方形楕円

図 16 拡管曲げパイプ外観- 15 -

示す。また，表 4 に曲げ半径，偏平率，偏肉率の評価結果を示す。
円形断面の拡管曲げパイプにおいては，曲げ部においても，偏平率が 1%以下という非常に良好な形状であった。また，偏肉率は約 10%であり，内径側が厚い傾向であった。拡管のみで曲げを伴わない断面では，偏平率，偏肉率とも 1%以下であった。
楕円断面の拡管曲げパイプでは，偏平率は，曲(a) 円形断面

げ方向で 4.1%，曲げと直角方向で-2.4%であり，
図 17(b)に示すように曲げ外側に顕著なつぶれが見られる。これは，曲げロールにより押しつぶされたものと考えられる。本試験では，前記の円形
断面用の半径 12mm の R 溝付き曲げロールを用いたため，曲げ外側の頂部のみがロールにあたり，曲げ力が集中的に付加されて変形したものと考えられる。ロール形状を設計形状と同一にすることで改善すると考える。拡管のみで曲げを伴わない
断面では，長径 27.9mm 短径 19.67mm といった設(b) 楕円断面

計寸法±0.1mm 以内の寸法で拡管成形されていた。
偏肉率は，曲げ部で約 10%であったが，円形断面の場合と異なり曲げ方向の内側，外側ともに，肉厚が素材パイプより減少する傾向が確認された。
これは，プラグの断面形状が拡管開始位置から楕円であるため長径方向に引張り力が働きながら拡管され，ひずみが集中しやすくなっているものと考えられる。特に曲げ外側が薄く，素材パイプと比べ 4%の肉厚減少があった。それに対し，曲げ(c) 正方形断面と直角方向に 5～6%の肉厚増加が生じたため約図中の括弧付の値は曲げを伴わない場合の肉厚10%の偏肉率となった。また，拡管のみで曲げを図 17 パイプの曲げ部断面

伴わない場合においての偏肉率は約 11%であった。長径方向の肉厚が薄くなる傾向は曲げ部と同様の結果であったが，全体的に曲げ部の方が 0.03
～0.05mm 程度肉厚が厚くなる傾向にあり，曲げにより偏肉率が若干改善する結果となった。

表 4 パイプの曲げ半径，偏肉率，偏平率
拡管率

断面
形状

％

正方形断面の拡管曲げパイプでは，偏平率は，-2.9%であった。これは，曲げ方向の 2 面幅寸法
が曲げ直角方向のそれより大きい形状であり，曲げ力により押しつぶされる偏平とは逆の関係になる。原因としては，プラグの設計形状断面と加工- 16 -

E

円

10

楕円

10

正方形 16.4

偏平率

曲げ半径 偏肉率

評価
位置
曲げ部
拡管のみ
曲げ部
拡管のみ
曲げ部
拡管のみ

R

e

f

f1

f2

mm
113.4
－
143.5
－
164.7
－

%
9.9
-1.0
9.9
10.9
6.7
-2.0

%
0.7
0.7
－
－
-2.9
0.0

%
－
－
4.1
0.4
－
－

%
－
－
-2.4
-0.4
－
－

中にパイプがプラグから離れる位置の断面が異な工試験を行い，円形断面パイプを形状精度っているためと思われる。また，曲げロールには，

良く曲げ加工できることを確認した。また，

他の曲げ加工試験と同様に R 溝のロールを用い

円形パイプから楕円断面，正方形断面等異ているため，曲げ外側のコーナ部に曲げ力が集中形断面への形状変更を伴う浮動拡管曲げ加して付加され，コーナ部に形状のゆがみが見られ工が可能なことを確認した。

る。これも偏平率の悪化の原因になっている可能性がある。拡管のみで曲げを伴わない場合においなお，本研究は，平成 20 年度都市エリア産学ては，ほぼ偏平率 0%の均一な形状で拡管成形さ官連携促進事業（発展型）長岡エリア「マグネシれていた。曲げ部の偏肉は，円形断面と同様曲げウム合金の次世代製品開発」の中で実施したものの内側が厚く，外側が薄くなり，偏肉率 6.7%でである。

あった。ただし，この偏肉率には，コーナ部の肉厚が考慮されておらず，図 17(c)に示すようにコ

参考文献

ーナ部において 0.1mm 以上の減肉が見られる。

1) 相田収平，“車両用軽量シートフレームの開拡管の過程においてコーナ部にひずみが集中する

発”，軽金属，57，7，2007，p341-343．

ことによるものと考える。

2)

長谷川収，真鍋健一，西村尚，“AZ31 マグ

本試験結果は，パイプ外形 D に対する曲げ比

ネシウム合金押出円管の室温におけるプレR/D で 4.7～7.4 といった値であり，それほど厳し

ス曲げによる変形挙動”，軽金属，52，7，

い曲げ加工ではない。より厳しい曲げ加工への適2002，p298-302．

用について今後の課題である。

3) 須貝純一，岩井匡之，本保元次郎，清水亨，
早田博，アレキサンダーマクリーン，

4. 結
(1)

(2)

言

“AZ31 マグネシウム合金押出パイプの曲げ

長円形断面パイプのプレス曲げ性は，内側加工性に及ぼす Mn 量の影響”，軽金属，

曲げ半径で円管の 27.5mm に対して 44mm が56，12，2006，p705-710．

限界であり，円管に比べて大きく低下する。 4)

相田収平，須藤貴裕，山崎栄一，“マグネ長円形断面パイプの軸方向に引張り力を付シウム合金パイプ材の曲げ加工技術の開加しながら曲げることにより，曲げ性が向発”，工業技術研究報告書，No.37，2008，

上する。また，付加する引張り力によって

p63-67．

曲げ部の断面形状も大きく変化するため，

(3)

(4)

(5)

5) 中村雅勇，牧清二郎，原田泰典，林清隆，中適当な引張り力の付加が重要である。

島正憲，“浮動拡管プラグを用いた円管のスリーブの温度を制御し，成形するパイプ

曲げ加工”，塑性と加工，37，424，1996，の温度を加工部では高温にすることで加工

p540-545．

性を向上させ，加工部以外の位置では座屈

6) 中村雅勇，牧清二郎，小山秀夫，“浮動拡管を防止するために温度上昇を抑えることがプラグにより付加価値をつける円管の加可能な浮動拡管プラグ曲げ加工装置を開発

工”，塑性と加工，46，538，2005，p1044-

した。

1049．

拡管荷重により潤滑剤の潤滑性能を評価し， 7) 中村雅勇，浅井雅弘，牧清二郎，原田泰典，
浮動拡管曲げ加工に適した潤滑剤として，

竹内聖，“浮動拡管プラグ曲げ法による曲水溶性乾燥皮膜潤滑剤を選定した。

がり楕円管の製造”，平成 7 年度塑性加工春

マグネシウム合金の浮動拡管プラグ曲げ加季講演会講演論文集，1995，p269-270．

- 17 -

研究論文

高断熱・均熱金型の開発
本田

崇*

田村

信*

杉井

伸吾*

Development of Well Insulated and Thermal Uniformity Technology for Forming Die
HONDA Takashi*，TAMURA Makoto*and SUGII Shingo*

抄録

温間絞り加工用などの熱源を有する金型に対して，断熱性能の向上と温度分布の均熱化を目的に，シミュレーションを用いた数値解析手法による高断熱・均熱設計手法の確立に取り組んだ。その結果，
適切な断熱対策を採ることで，加熱に必要なエネルギーを従来比 1/2 以下に削減できることを示した。
また，熱源の配置を適切に行うことにより，加工領域の温度分布を均一にできることも併せて示した。
実際に， 250×500mm マグネシウム合金板用ブロー成形金型（以下ブロー成形金型）を 450℃の使用条件にて設計・試作を行い，本設計手法の有効性を示した。

1.

緒組んだ。実際にこの手法を用いてブロー成形金

言型の設計・試作を行い，評価を行った。

オーステナイト系ステンレス鋼の深絞り成形
やマグネシウム合金など常温での絞り加工が困

2.

難な材料に対して，金型を加熱し成形を行う温断熱効果の検討

金型からの熱損失は，①プレス機への熱伝導，間成形加工が有効である。これは，材料強度の温度依存性を利用し加工性を向上させるもので，②空気への対流伝熱，③周囲環境への輻射（放金型の断熱設計・温度制御が非常に重要となる。

射）伝熱の 3 形態である 2）。これらの対策をシ

断熱対策では，プレス機への熱の逃げを防ぐた

ミュレーションにより検討し，断熱設計手法のめ，プレス機との間に断熱板が使用されている確立に取り組んだ。解析には ANSYS.Inc 社製汎が，その効果について十分に把握されていない。

用有限要素解析コード ANSYS Workbench

また，加工領域の均一な加熱のためには，熱源

ver.11.0 を用いた。前報 1）にて熱流挙動を把握の適切な配置を行う必要があるが，金型の構済みである図 1 に示す角筒絞り用金型にて検討

造・材質，断熱方法により温度分布が大きく変した。②③の損失については，小型サンプルでわるため，適切な熱源配置は容易ではない。
このような背景から，当研究所ではこれまでに熱伝達係数・放射率を測定し，熱収支の評価と面状ヒータを熱源とした均熱金型の試作を行
200mm

い，その効果を確認した 1）。本研究ではその成果を応用し，低コストな汎用の棒状ヒータを用いた均熱化に加え，新たに断熱効果向上の検討を行い，高断熱・均熱設計の手法確立に取り

図 1 □50 角筒絞り用金型
図 1 角筒絞り用金型* 研究開発センター- 18 -

の熱伝達係数の実測値に，それぞれの表面の放として空気について併せて示した。表 1 から断射率から求めた等価熱伝達を併せて冷却条件と熱材の性能には差があるものの，金属材料にくした。

らべ熱伝導率はかなり小さいことがわかる。熱伝導率の大小だけでは熱損失量の違いを把握し

2.1

プレス機への熱損失低減

2.1.1

にくいので，比較対象の金型を 150℃に加熱し熱損失の割合たときの S45C 製ボルトと断熱材を通りプレス

プレス機への熱伝導を減らすには，プレス機機へ逃げる熱損失量を求めた。熱損失量は，シと金型との間に，断熱板を入れる対策が一般的

ミュレーション結果の温度分布を基に，断熱材である。金型構造のイメージを図 2 に示す。断上面・下面位置でのそれぞれの温度差から求め熱板として用いられる材料に求められる性能とた。解析モデル，温度分布を図 3，4 にそれぞして，加工時の負荷に耐える強度を持つこと，れに示す。解析モデルは対称性より 1/8 とした。

耐熱温度が使用条件以上であること，熱損失を熱損失量の計算結果を表 2 に示す。この条件で減らせるよう熱伝導率が小さいことが挙げられは，ボルトが全断面積に占める割合は少ないが，る。しかし，熱伝導率と熱損失量については強度，耐熱温度ほど検討されていない。市販され

ダイス

ヒータ板

ている断熱材の成分および熱的性質を表 1 に示す。金属材料として S45C，SUS316 および参考
ダイス

ヒータ

断熱板
ヒータ板
ヒータ

締結ボルト

断熱板

(a)外面側(b)断面側図3

解析モデル

ボルト上面:132℃
ベース
プレス機本体図2

金型構造イメージ
表1

種

類

高断熱

標準

耐熱仕様

断熱材上面:155℃

成

熱的性質

分

ｶﾞﾗｽ繊維ｹｲ酸系ﾊﾞｲﾝﾀﾞ
ｶﾞﾗｽ繊維ｹｲ酸塩系ﾊﾞｲﾝﾀﾞ
ｶﾞﾗｽ繊維ｹｲ酸塩系ﾊﾞｲﾝﾀﾞ

耐熱温度

断熱材下面:44℃

熱伝導率

(℃)

(W/(m・K))

400

0.08

220

0.71

500

1.21

ボルト下面:64℃

図4

解析結果の温度分布

表2

熱損失の割合
ボルト

断熱材

50

0.1

断面積 (mm )

79

4560

熱伝導率 (W/(m・K))
2

S45C

-

-

50

断面積比 (%)

1.7

98.3

SUS316--16

熱流出量 (W)

17.9

3.4

静止空気

-

-

0.025～

損失割合 (%)

84

16- 19 -

熱損失の 80%以上はボルトを通してであること

表4がわかる。以上の検討から，プレス機への熱損締結部断熱の比較

①

②

③

④

⑤

失は，ボルトからの熱の逃げの影響が大きいこ

入力(W)

242

240

194

180

169

とが確認できた。

削減(W)

-

-2

-48

-62

-73

削減率(%)

-

-1

-20

-26

-30

2.1.2

比較条件：表面温度 150℃

締結部の検討シミュレーションにより締結部の断熱対策を

まず，従来構造に断熱ワッシャを追加したが，検討した。検討は断熱ワッシャの有無，ボルト

効果はほとんど見られない(①→②)。これは，の材質およびボルト首下部とヒータ板・断熱材

断熱ワッシャによりヒータ板とボルトフランジとの隙間の有無について行った。検討した対策

間の熱流を防いでも，他の箇所で接触してしまを表 3 に示す。断熱ワッシャについては，熱伝うことで，断熱ワッシャの効果はほとんどなく導率の低いアルミナ製（熱伝導率:0.24W/(m・なることを示している。次にボルトの材質によK)）とし，厚さは 5mm とした。隙間についてる違いであるが，金型表面を 150℃に設定時のは，ボルトと金型の隙間の有無による熱流の違

入力エネルギーで約 48W の低減効果が見られいを確認するために設けた。解析結果を図 5 にる(①→③)。したがって，ボルト材質の変更は示す。断熱性能の評価については，金型の温度

断熱性能の向上に非常に有効な対策であるといが高いほど熱損失も大きくなるので，プレス機える。

への熱損失量の比較だけで断熱性能の評価はで次にボルトと金型の接触について検討した(③きない。そこで，入力エネルギーに対する金型→④)。適切な隙間を設けることにより，ヒータの表面温度を求め，対策ごとの温度の違いから

板からの熱流を減らせたことでさらに約 14W

熱損失低減効果を検討した。

の低減効果が見られる。このような隙間を設けた場合には断熱ワッシャの使用は有効で，さら表3検証した締結部構造

ボルト材質

隙間

ワッシャ

①

S45C

なし

S45C

②

S45C

なし

断熱

③

SUS316

なし

S45C

④

SUS316

あり

S45C

⑤

SUS316あり

断熱に約 11W の低減効果が見られた(④→⑤)。検討
結果を整理すると表 4 のようになる。削減率は①の入力エネルギーに対し，対策により削減できるエネルギーの割合である。最も有効な①→⑤の対策により約 30%の入力エネルギー削減効
果を得られることが予測される。
2.2

対流損失の低減

周囲空気への断熱は，金型を断熱材により覆うことが有効である。周囲の断熱板は，金型とプレス機の間に使用する断熱板と同じものを用いる場合が多い。しかし，金型‐プレス機間の150℃

断熱板には加工時の面圧に耐える強度が必要で増加低減

あるのに対し，金型の周囲には負荷はないため，周囲の断熱板は断熱性能を重視した選定が有効と考えられる。そこでシミュレーションを用いて，金型周囲に配置した断熱材の効果を確認す
図5るとともに，断熱性能による効果の違いを比較

締結部の断熱効果- 20 -

した。表 5 に比較した断熱材を示す。ここで，温度で比較した。

①，②，④，⑤の断熱材は表 1 に示した成分の解析結果を図 6 に示す。周囲に断熱材を用いものである。③，⑥のシリカ断熱材は，ヒューない構造の結果を比較のため示した。まず，耐

ムドシリカを圧縮成形したもので，静止空気を

熱仕様の断熱材(①)であるが，周囲に断熱材を内部に閉じ込めていることから断熱性能が高く，用いない金型に比べ，加熱に多くのエネルギー

耐熱温度が 950℃と高温での使用が可能である。

を必要とする。これは，断熱材の断熱効果より

一方，やわらかく強度は小さい。

断熱材設置に伴う表面積増加による熱損失が大

また，断熱材の材質と併せて，断熱材の表面きくなったことに起因しており，断熱材の使用状態の違いによる輻射効果も検討した。放射率が必ずしも熱損失を低減しないことを示していの実測結果より，断熱材のままを 0.87，アルミる。高断熱仕様(②)，シリカ断熱材(③)についてで被覆したものを 0.08 とした。評価方法はは熱損失低減の効果はあり，金型表面温度

2.1.2 節と同様に入力エネルギーに対する金型の150℃時の入力エネルギーでそれぞれ約 19W，
42W の低減効果が見られる。以上の検討から，

表5

金型周囲の断熱材比較

金型の周囲に使用する断熱材にとって，熱伝導

圧縮強さ

熱伝導率

表面

MPa

W/(m・K)

放射率

①耐熱仕様

45～55

1.21

0.87

②高断熱

94

0.08

0.87

③シリカ

－

0.02～0.03

0.87

④耐熱仕様

45～55

1.21

0.08

⑤高断熱

94

0.08

0.08

⑥シリカ

－

0.02～0.03

0.08

種

類

率は重要であることがわかった。
次に表面状態の比較についてであるが，断熱性能が低い場合(①→④)では，放射率を小さくすることによる熱損失低減の効果が見られる。
輻射による熱損失は熱流出面の表面温度と周囲環境温度の 4 乗の差に比例し，断熱性能の低い
断熱材ほど表面温度が高くなるため，輻射による熱損失は大きい。そのため，同様の表面状態であっても，断熱性能が低い仕様の方が，放射率を下げた効果が現れている。高断熱仕様(②→⑤)では，若干放射低減の効果は見られるものの，耐熱仕様ほどの効果はなく，シリカ断熱材(③→

150℃
低減

増加

⑥)の場合は，ほとんど効果がない。150℃加熱
時における比較結果を表 6 にまとめた。なお，⑥の結果については③とほぼ同じであるため省略する。最も有効な③の対策により約 17%の入力エネルギー削減が予測される。

図6

金型周囲の断熱効果
3.

表6

ブロー成形金型の設計

ブロー成形金型を図 7 に示す。まず，これま

金型周囲の断熱効果の比較
なし

①

②

③

④

⑤

入力(W)

242

335

223

200

296

216

削減(W)

-

+93

-19

-42

+54

-26

削減率(%)

-

+38

-8

-17

+22

-11

での経験により設計した金型（以下従来設計）について，シミュレーション上で性能を確認した。それを基に，2 章の断熱技術と前報 1)の均熱技術を応用した高断熱・均熱金型を設計し，比較条件：表面温度 150℃

性能比較を行った。断熱方式によって最適な熱断熱材の厚さ：10mm

源配置は変わるため，最初に断熱設計を行った- 21 -

加工領域

330mm

低温領域

図9
580mm

従来設計金型解析結果

従来設計金型の仕様を表 7 に，ヒータ配置を図図78 に示す。450℃の加熱を想定し，2 章で検討しブロー成形金型

た断熱板以上の耐熱性能をもつ断熱板を選定し後，均熱化の検討を行った。

てある。ヒータ配置は加工領域で均等な間隔で配置してある。また，放射率については加熱時

3.1

従来仕様金型の性能評価の金型表面の酸化を考慮し 0.95 とした。

ブロー成形金型の使用温度は 450℃である。

この仕様におけるシミュレーション結果を図

よって，表面平均温度が 450℃の状態で，必要9 に示す。金型表面の温度差は大きく，加工部

な入力エネルギーと表面の温度分布を調べた。

中央に温度が低い領域ができると予測される。

表7

加工領域内の温度差は約 28℃，加熱に必要な従来設計の金型の仕様

熱 源
部

エネルギーは 8.19kW である。

500W×12 本

品

材

3.2

質

高断熱・均熱金型の設計

3.2.1

高断熱設計

ダイス

NAC55

ボルト

S45C

2 章で検討した各対策を用いて高断熱仕様の

ワッシャ

S45C

金型を設計した。併せて，断熱性能は高いが耐熱温度が低いために 450℃の条件では使用でき

耐熱温度

熱伝導率

厚さ

ない断熱材について活用を検討した。具体的に(℃)(W/m・K)(mm)

は，2 枚の断熱板を重ねて複層での使用を検討

プレス機断熱材

700

0.3

15

した。それぞれの断熱板について耐熱温度を超

周囲断熱材

700

0.3

10

えていないかシミュレーションで確認し，最適

断熱材

な断熱材の組み合わせを採用した。
表8変更した金型の仕様
部

従来設計によるヒータ位置- 22 -材

質

ボルト（ヒータ板‐ベース）

SUS316

ワッシャ（ヒータ板‐ベース）

SUS316

耐熱温度

熱伝導率

厚さ

(℃)

(W/m・K)

(mm)

ヒータ板側

700

0.3

5

ベース側

400

0.08

10

プレス機断熱材

図8

品

表 8 に従来設計から高断熱設計へ変更した仕様を示す。また，従来設計では NAC55 材の酸化による金型表面の放射率が大きく，金型の温度が高温であることから輻射による熱損失が大きくなることが懸念される。この対策として，酸化しにくく放射率が小さい硬質 Cr を表面にメッキすることにし，放射率を 0.13 と設定した。
この仕様にて金型表面を 450℃に加熱したときの入力エネルギーは 3.50kW であり，従来設計

図 10均熱設計によるヒータ配置に比べ約 57%の削減が予測される。
3.2.2

加工領域

均熱金型の設計

3.2.1 節で設計した断熱仕様にて，汎用の棒状ヒータを用いた均熱設計を試みた。ヒータの移動は従来位置での加熱温度分布を基に①各ヒータ単独での加熱効果により，配置した真上の位置がそれぞれ温度分布のピークとなる②ヒータとヒータの間は温度勾配が 0 となり，熱流の(a)均熱設計金型

移動はないという 2 点を方針とし，ヒータ位置
加工領域を調整した。均熱配置されたヒータ位置を図10 に，加熱したときの表面温度分布を図 11 に示す。比較のため従来配置の温度分布を併せて示した。従来設計に比べ，均熱設計した金型の温度は均一になっており，加工領域の温度差は28℃から 14℃に減っている。このように，形

低温領域

状の自由度が少ない棒状ヒータでも，適切な配(b)従来設計金型

置とすることで均熱設計が可能であると予測さ

図 11

シミュレーションによる温度予測結果れる。また，ヒータの配置については，従来設計からの変更はわずかであるにもかかわらず温度分布には大きな違いがあることから，熱源配置の検討は必要であることがわかった。
3.3

ブロー成形金型の試作シミュレーションによる結果を検証するため，
従来設計と高断熱・均熱設計の金型を試作し，温度分布および入力エネルギーの測定を行った。
試作した金型を図 12 に示す。
図 12

- 23 -

試作したブロー成形金型

表9
設

計

従来
高断熱
均熱
3.3.1

温度分布測定条件

金型表面

放射率

350℃

450℃

黒体

0.95

①

-

黒体

0.95

②

③

温度分布の測定

金型表面全体の温度分布を把握するには，赤外線計測による熱画像測定が有効である。ただ(a)測定条件①（従来設計

し，赤外線を温度に変換する場合，温度測定値

実測結果

金型表面黒体350℃）は変換に使用する放射率の設定値に依存する。
精度よく温度測定を行うには，測定面の放射率が一定であること，放射率が十分に大きいことが必要である。NAC55 材の酸化表面は，放射率の大きさは測定に十分であるが場所によるムラが大きく，測定に与える影響が大きい。また，
Cr メッキ面は放射率が小さく，表面の反射等で測定誤差が発生してしまう。そこで，金型表(b)測定条件①

面を黒体スプレーで放射率を 0.95 に固定して，（従来設計

シミュレーション予測

金型表面黒体350℃）

各設計の表面温度の違いを熱画像により測定した。熱画像測定にはアビオニクス社製 TVS500EX を用いた。温度分布測定条件を表 9 に示す。従来設計の金型ではヒータ出力を最大にしても 350℃までしか昇温できなかったため，350℃と加工温度である 450℃の 2 条件で測定した。
熱画像測定の結果を図 13 に示す。シミュレ(c)測定条件③

ーションにより予測したとおり，従来設計では加工領域の温度に差が大きいことが確認できる。

（高断熱・均熱設計

実測結果

金型表面黒体450℃）

従来設計と同様，均熱設計による金型においても，ミュレーションにより予測したとおり熱源配置による均熱化が確認できた。350℃での温度差は，従来設計金型で 28℃，均熱設計金型
で 11℃であった。また，設計温度である 450℃
加熱時の温度差は，シミュレーションで 14℃，
実測値で 18℃とほぼ予測したとおりであった。
(d)測定条件③以上から，本手法による均熱手法が有効である

シミュレーション予測（高断熱・均熱設計

ことを示した。

図 13- 24 -

金型表面黒体温度分布測定

450℃）

表 10
設

計

従来
高断熱
均熱

大きくなったことによると考えられる。こうし

入力エネルギー測定条件

金型表面

放射率

350℃

450℃

NAC55

0.95

①

③

Cr メッキ0.13②④

た点を考慮すれば十分な解析精度である。
4．結言(1) プレス機への熱損失はボルトを含めた締結
部からの割合が大きい。熱伝導率の小さい

表 11
条

入力エネルギー測定結果まとめ
実測値
入力

削減率

入力

削減率

(kW)

(%)

(kW)

(%)

①

5.68

0

5.50

0

②

2.62

-54

2.31

-58

③

－

－

8.19

0

④

4.01

－

3.50

-57

件

材料への置換が有効な断熱対策となる。

シミュレーション(2) 周囲雰囲気への断熱は，断熱材設置に伴い面積が増加するため，断熱特性の検討が重要となる。断熱性能の高くない断熱材を使用することにより，表面積が大きく増加する場合には，断熱材未使用時より熱損失が大きくなる可能性がある。
(3) シミュレーションを活用し，汎用の棒状ヒータによる均熱手法を確立した。実証試験

3.3.2

により，350℃加熱時に従来設計で約 28℃

断熱性能比較

次に各条件における入力エネルギーの比較をあった温度差を約 11℃に抑えることができ行った。表 10 に入力エネルギーの測定条件をた。また，金型設計温度である 450℃にお表 11 に測定結果のまとめを示す。削減率は，

いても，温度差を 18℃に抑えることができ

従来設計から高断熱・均熱設計への変更においた。

て，同じ温度条件での比較とした。実測した(4) シミュレーションによる断熱手法を確立し350℃加熱時の結果から，54%のエネルギーをた。同じ温度に加熱する際のエネルギーを削減できたことがわかる。また，シミュレーシ

従来設計に比べ 1/2 以下に抑えることがでョンの結果から，450℃加熱時でも 50%以上のきた。

エネルギー削減が期待できる。これより，本研究で行った断熱設計の有効性を示した。実験と参考文献

シミュレーションの入力エネルギーを比較する

1) 本田崇，田村信，須藤貴裕，“金型均熱化と，高断熱・均熱仕様における実測値が若干大技術の開発”，工業技術研究報告書，37，

きい。これは，表面形状の凹部 Cr メッキの均

2008，p68-75.
2) J.R. ホ ー ル マ ン ，“伝 熱 工 学”， 丸 善 ，一性および加熱中の表面の酸化等の影響で，シミュレーションで設定した条件に比べ放射率が1982．

- 25 -

研究論文

cBN エンドミル工具による鉄系材料の鏡面加工
平石

誠*

宮口

孝司*

斎藤

博*

石川

淳**

馬場

大輔***

Mirror Surface Milling of Ferrous Metals with cBN Endmill
HIRAISHI Makoto*，MIYAGUCHI Takashi*，SAITO Hiroshi*，
ISHIKAWA Atsushi**and BABA Daisuke***抄録

cBN ボールエンドミルによる鉄系材料の三次元曲面の鏡面加工を実現することを目的に工具の開発を行い，工具の表面粗さや切れ刃稜線の位置が加工面の表面粗さにおよぼす影響について調べた。
スカイフ盤研磨を施した cBN 工具を用いることにより焼入鋼の切削面粗さが改善された。主軸を加工面に対し直角にしたときの切削面粗さを改善する回転中心刃形状を検討したが，効果はわずかで
あった。

1.

緒

言

粗さが得られることが知られている。

鏡面加工を目的とした超精密切削加工には切本研究では，鉄系材料の三次元曲面の鏡面加れ刃稜線の鋭利さゆえに単結晶ダイヤモンド工

工に cBN ボールエンドミルによる超精密加工を具がしばしば用いられるが，鉄系材料の加工に適用することを目的とし，工具の表面粗さや切おいては工具と被削材との間で起こる反応によ

れ刃稜線の位置が加工面の表面粗さにおよぼす

り工具に著しい磨耗が生ずることが知られてい影響について調べた。

る。
一方，cBN はダイヤモンドに次ぐ硬さを有し2.

ており鉄系材料を高能率に切削することが可能

鉄系材料の切削実験である。しかし，通常の工具研削盤による切れに使用した工具は，半刃形成では切れ刃が粗くなり精密な切削加工が径 0.5mm の cBN 製一枚困難である。

刃ボールエンドミルでcBN 工具による鉄系材料の精密切削について
は，旋盤加工に関するいくつかの報告がありある。工具の表面粗さ

1）2）

，

φ1mm

実験方法

逃がし
45°

図1

工具形状

の効果を検討するため

切削面粗さには工具逃げ面の面粗さが強く影響に，逃げ面およびすくい面をスカイフ盤によりすること，逃げ面が高精度に研磨された工具を研磨したもの，およびスカイフ盤研磨を施して用いることにより最大高さが数十 nm の切削面いないものの二種類を作製した。
工具形状は図 1 に示したようであり，回転中*研究開発センター

心では切削速度が 0 になることから，これを避**下越技術支援センター

けるために 1～20μm の間で三種類の逃がしを設*** 上越技術支援センター

けた。

- 26 -

ダイヤモンドペースト

表 1 切削条件
50,000 min-1
150 mm/min
3μm
3～15μm
ピックフィード(Pf) （ダウンカット）
主軸回転数
送り速度
軸方向切込み工具

鋳鉄製研磨盤

主軸角度(θ)加工面法線方向に対し
0°，10°および -10°

図2

送り方向
切削油

X, Y 方向スプレー供給スカイフ研磨盤の模式図

θ= 0, 10°Ｙ方向

なお，スカイフ盤は，図 2 にその模式図を示すように，精密に研磨された鋳鉄製円盤にダイ
ヤモンドペーストをすり込み，回転させた円盤

Ｘ方向に工具を接触させて刃先を鋭利に仕上げる研磨定盤であり，ダイヤモンド工具の研磨にしばし

図3

工具の傾斜方向と移動方向ば使用される。
鉄系材料の被削材には Rz1.0μm に研削加工された焼入鋼（日立金属製 HPM38，硬さ：HRC52）
を用いた。

3.

実験結果および考察

3.1

工具表面の観察スカイフ盤研磨を施した工具と研磨無しの工加工機にはエアスピンドルを搭載した超精密ナノ加工機（ファナック製 ROBONANO α-0iA）を使用した。
切削条件を表 1 に示す。主軸回転数と送り速度から一刃当たりの送り量は 3μm となる。ピックフィード(Pf)は加工面法線方向から見てダウンカットとなる方向に送った。主軸角度につい具の切れ刃部の SEM 観察結果および逃げ面の粗さ曲線を図 4 に示す。
スカイフ盤研磨により逃げ面，すくい面ともに平滑になり，切れ刃稜線が鋭利に仕上げられていることがわかる。図中の粗さ曲線は，逃げ面の切れ刃稜線近傍を稜線と平行な方向に測定

逃げ面加工を想定して傾けた場合について検討した。
後者の場合，図 3 の模式図に示すように主軸角
度は X 方向に傾け，送りをこれと平行および直交させた条件について検討した。また，切削領

稜線
5μm

すくい面

域は送り方向 3mm×ピックフィード方向 1mm と平均線からの山高さと谷深さては，加工面に対して垂直に立てた場合と曲面

(μm)
0.4
0.2
0

10

20

30
(μm)

20

30
(μm)

-0.2
-0.4

切削面の表面粗さは非接触三次元測定機（三逃げ面鷹光機(株)NH-3SP，高さ方向分解能：0.001μm）
を用いて Rz（カットオフ：80μm，測定長：480μm）を測定した。測定方向は Pf 方向とした。また，
工具逃げ面の粗さについても同じ測定器を用い，Rz（カットオフ：10μm，測定長：60μm）を測定
した。

稜線
5μm

すくい面

平均線からの山高さと谷深さ(a) スカイフ研磨有り

した。

(μm)
0.4
0.2
0

10

-0.2
-0.4

(b) スカイフ研磨無し
図 4 工具切れ刃と逃げ面の断面曲線- 27 -

0.5

主軸角度：10°, 送り：Y方向

0.7
表面粗さ Rz(μm）

0.4
表面粗さRz(μm）

0.8

スカイフ無
スカイフ有

Pf: 3μm

0.3
0.2
0.1

スカイフ無
スカイフ有

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

0
0°

0

10°Y送り

3

6
9
12
15
ピックフィード Pf (μm)

主軸の傾き角度18

図 6 切削面粗さにおよぼす Pf 量の影響

図 5 切削面粗さへのスカイフ研磨の効果したものである。粗さ曲線の比較からもスカイ

も Pf 量の増加とともに表面粗さが増加する傾向

フ盤研磨の効果は明らかである。表面粗さは，がある。これは，Pf 量を大きくすると切削面の研磨無しの場合 Rz0.70μm であるのに対し，研磨形成に関与する切れ刃稜線上の凹凸の数が増え，有りでは Rz0.08μm となった。

各々の高さにばらつきがあるためであると考えられる。表面粗さの増加率がスカイフ研磨を施3.2した場合の方が小さくなったのは，研磨により工具による切削面粗さへの影響

図 1 における切れ刃先端の逃がし量を 5μm と切れ刃稜線上の凹凸のばらつきが抑えられた結した工具を作製し，切削実験に供した。工具姿果，Pf 量の影響が小さくなったものと考えられ

勢を変えて焼入鋼を切削した時の切削面の粗さる。

測定結果を図 5 に示す。いずれの工具姿勢におPf=9μm で加工したときの切削面の写真と Pf

いてもスカイフ盤研磨工具を用いることにより方向の断面曲線を図 7 に示す。断面曲線は写真

表面粗さは低減された。特に主軸を傾斜させたの下辺に沿って測定したもので，横軸の寸法は場合に顕著な効果があり，このとき，目視では写真と一致している。

回折による発色が若干あるものの鏡面に近い状態

3.3

10μm

10μm

送り方向

が得られた。

Pf方向

主軸を傾斜させた場
合の切削面を調べた結果を図 6 に示す。
スカイフ盤研磨工具の効
果は Pf =9μm において最も顕著になり，表面粗さはRz0.16μm が得られ，研磨無しの場合の 1/3 程度となった。また，いずれの工具に

切削面の山高さ(μm)

面粗さに及ぼす Pf の影響

切削面の山高さ(μm)

主軸角度 10°のときの表
0.6
0.4
0.2
0

0

10
20
Pf方向の距離30(μm)(a) スカイフ研磨有り
図7

0.6
0.4
0.2
0

0

10
20
Pf方向の距離(b) スカイフ研磨無し

主軸角度 10°における切削面と断面曲線- 28 -

30(μm)

切削面には送り方向に平行な筋状の模様が認

0.5
PF 3μmPF 9μm返すことがわかる。研磨無しの場合には，切れ刃の輪郭が転写されたと考えられる大きな凹凸が形成されている。また，バリと思われる直線性を欠いた模様（矢印で示す）が断面曲線の頂表面粗さRz(μm）

められ，9μm ピッチでほぼ同じ断面形状を繰り点付近に観察される。スカイフ盤研磨工具の場

0.4
0.3
0.2
0.1

合も同様の模様は認められるが，ごくわずかで
0

ある。

0°

スカイフ盤研磨工具を用いることによる切削

10°Y送り10°X送り -10°X送り

主軸の傾き角度

面粗さの低下は，工具逃げ面の平滑化とともに切れ刃が鋭利になったことでバリなどの塑性流

図8

スカイフ研磨工具による各種工具姿勢での切削面粗さ動の発生が抑えられたものと考えられる。
スカイフ研磨工具を用いて各種工具姿勢で切削を行った際の表面粗さを図 8 に示す。Pf=3μmと 9μm では工具姿勢の影響はほぼ同様であり，-10°X送りRz: 128 nm

Rz: 262 nm

送り

主軸角度 0°に比べ主軸角度を 10°傾けたときの方が粗さは小さくなった。ただし，-10°X 送りの10°X送りPf

条件では粗さは大きくなった。
図 9 は Pf=9μm のときの主軸の傾斜方向の影響10µmを比較したものである。主軸を送り方向に傾けバリた場合（10°），加工面には工具の痕跡はほとん
ど認められないが，送りと反対方向に傾けた場
合（-10°）にはカッターマークが観察される。これは，同図に示したように，-10°では加工面にバPf

リが発生すると考えられ，この場合は Pf 方向をPf

図9

切削面への主軸傾斜方向の影響

反対向き，すなわちアップカットにすることにより粗さを低減できるものと予想される。

削面に重ね合わせた（図 11）。トロコイド曲線がカッターマークのパターンと一致することから，

3.4

主軸を垂直にした場合の切削面

カッターマークは切れ刃先端によって形成され

図 5 に示したように，主軸角度 0°の場合にはたバリもしくは切り残しであることがわかる。

スカイフ盤研磨工具による切削面粗さの低減効

一方，研磨無しの場合は矢印で示したバリが果はわずかであった。図 10 は主軸角度 0°における切削面の写真と，その一部を非接触三次元測定機により測定した凹凸像である。

発生し，これが凹凸の原因になっている。
主軸角度 0°の場合，スカイフ研磨の有無が表
面粗さにおよぼす影響は少ないが，表面の形態

スカイフ研磨工具の場合，工具 1 回転毎に形は大きく異なっている。

成されたカッターマークの部分にピークが存在している。ここでは切れ刃先端の逃がし量が3.5

回転中心刃の検討

5μm の工具を使用しているので，半径が 5μm，スカイフ盤研磨工具を用いた場合の主軸角度

一刃当たり送り量が 3μm のトロコイド曲線を切が 0°のときの切削面粗さを改善するために，回- 29 -

20

送り方向

5μm

2

4

送り方向

10
5

4
2
0

2

5μm

Pf方向

(a)スカイフ研磨有り
図 108
6 (μm)

4

-10

0

6

0

2

8
6 (μm)

0

4

8

5

6

10

0.2
0

0.2
0
8

15

Pf方向

-5

5μm

図 11

(b) スカイフ研磨無し

切れ刃先端軌跡の重ね合わせ

主軸角度 0°における切削面の様子

φ1mm

転中心刃の形状について切削面の凹凸を潰す工
具を検討することとし，次のような設計指針を

稜線

1μm

基に作製した。
45°

・ 切れ刃先端の逃がし量を小さくし，切れ刃を回転中心付近まで形成することにより上記の

5μm

(a)

カッターマークを発生させないようにする。

(b)
a

回転方向

・ バニッシング効果を期待して切れ刃を回転

面
逃げ

b

方向前方に出す。

回転中心

作製した工具の設計形状，SEM 観察像および回転中心の測定結果を図 12(a)～(c)に示す。スカ
回転中心

イフ研磨により仕上げられた逃げ面粗さは50μｍ

Rz0.09μm であった。また，切れ刃先端は半径方

図 12以下，スカイフ研磨工具は逃がし量に対応した枝番をつけて記すこととし，この工具を MD01，

0.4

前節まで使用した工具を MD05 とする。

わずかながら小さくなる傾向が認められた。
MD01 と MD05 を用いて Pf=9μm の条件で加工

表面粗さRz(μm)

上記の工具を用いて主軸角度 0°で切削を行っ上の加工条件では工具 MD01 の方が表面粗さが

a

b

MD01

1.0

5.0

MD05

5.2

2.5

(c)

向に 1μm，回転方向前方に 5μm の位置であった。

た際の加工面の粗さを図 13 に示す。Pf=9μm 以(μm)

した時の切削面を図 14(a)，(b)に示す。いずれの工具を用いた場合も一刃当たりの送り量は 3μmであるが，MD05 を用いたときの方がパターン

バリをつぶす工具(MD01)の形状

主軸角度0°

0.3

0.2

0.1

MD05
MD01

0
0

3

が細かく，詳細に観察すると一刃当たり送りの図 13- 30 -

6
9
12
ピックフィード（μm）

MD01 による切削面粗さ

1518

間に 2 つのピークが存在していた。これは，上述のように，切れ刃先端によってバリが排出されたためと考えられる。
一方，MD01 の場合にはカッターマークは 3μm
ピッチで形成されており，凹凸のピークはカッ
ターマークの円周上に存在していた。MD05 の場合に見られた二重のピークがないことから，狙いとしたバニッシングの効果はあったものと

10μm

10μm

(a) MD01
図 14(b) MD05

回転中心刃形状の切削面への影響考える。しかし，バリを完全に潰すにはいたらず，結局，5μm 突き出した切れ刃終端によって（3）主軸を加工面に対し直角にした際に発生す形成されたバリがカッターマークの円周上に発るバリをバニッシング効果により潰すこと生し，このために表面粗さの改善効果もわずかを目的として工具を作製したが，別の個所な量にとどまったものと考えられる。

に凹凸が形成され，表面粗さはわずかな改
善にとどまった。

4.

今後の課題
主軸角度が 0°のときの切削面粗さを改善する

本研究は平成 20 年度戦略的基盤技術高度化支方法として切れ味を重視した工具を作製し，効援事業「複数工程で製作される情報家電向け多果を検証する。設計指針としては，切削速度の機能光学シート成形金型の革新的工程集約を実増加，すくい角の設定などを考えている。

現させる超精密微細切削加工システムの構築」
において実施されたものである。

5.

結

言

（1）cBN 工具のすくい面および逃げ面にスカ
イフ盤研磨を施した結果，表面が平滑で切れ刃稜線が明瞭な工具を作製できた。

参考文献
1）桝田正美，西口隆，“CBN 工具による鋼の精密切削”，精密工学会誌，52，12，1986，（2）焼入鋼の切削においてはスカイフ盤研磨

p2024-2029．

cBN 工具を用いることにより表面粗さが2）西口隆，桝田正美，“単結晶 CBN 工具による改善され，主軸を傾けた場合に効果が顕著

鉄系材料の精密切削”，精密工学会誌，54，2，であった。ただし，主軸を加工面に対し直1988，p384-389．

角にした場合の効果はわずかであった。

- 31 -

研究論文

Mg 合金の実用的な表面処理技術の開発および評価（第 2 報）
小林

泰則*

内藤

隆之**

林

成実*

五十嵐

晃*

三浦

一真*

磯部

錦平*

Development on the Techniques for Surface Treatment of Magnesium Alloys Ⅱ
KOBAYASHI Yasunori*，NAITO Takayuki**，HAYASHI Narumi*，IKARASHI Akira*，
MIURA Kazuma*and ISOBE Kohei*

抄録

前報にて報告した手法を AM50 材に対して適用するとともに，アルカリ浸漬処理法の開発，ゾル‐ゲル法によるシリカコーティング法の適用，カップ状の成形物への開発法の適用，開発法に塗装を施した試験品の 1000 時間塩水噴霧試験および表面処理・腐食の有無による材料強度の変化に関する検討を行った。その結果，塗装品について塩水噴霧試験 1000 時間を達成するとともに，開発した表面処理法の有効性を確認することができた。

1.

緒会は多いが， Mg 合金における腐食の発生が材

言

料強度に与える影響について検討を行った研究

マグネシウム合金（以下，Mg 合金という）はほとんどないのが実情である。

は実用金属中最も軽量であり，比強度，電磁波

前報 4）において，我々は AZ31 マグネシウム

シールド性などの長所を利用した機能性材料として有望視されている。しかし，実用金属中で合金の表面処理に関してフッ酸/アルカリ処理

は活性が高く，最も腐食しやすい材料である。

およびアルカリ+有機酸処理が介在物を除去す

そのため耐食性を付与する表面処理方法は JIS

る前処理方法として有効であり，さらに前処理

H8651 をはじめ，最近の特許出願動向において

後に水熱処理を行うことで耐食性の向上に有効も環境負荷低減を目的とした有害物フリーの処であることを報告した。本報では前報にて報告

理方法が種々提案されている 1）が，未だ開発した手法を AM50 材に対して適用した結果に途上にある。

ついて報告するとともに，アルカリ浸漬処理，

大気中における Mg 合金の腐食形態は，粒界や介在物などを起点とする局部腐食2）3）

ゾル‐ゲル法によるシリカコーティング法の開と考発，カップ状の成形物への開発法の適用，開発えられる。そのため現状では外装品などへの表法に塗装を施した試験品の 1000 時間塩水噴霧

面処理方法として塗装が不可避と考えられ，外試験結果および表面処理・腐食の有無による材

装用表面処理法として非塗装で実用化されてい料強度の変化に関する研究結果について報告する例はないものと思われる。

る。

一方，強度部品への応用に際しても Mg 合金

なお本研究は文部科学省の委託研究「都市エの腐食性の高さが問題として取り上げられる機

リア産官学連携促進事業（発展型）【長岡エリア】マグネシウム合金の次世代型製品開発」*

研究開発センター（管理法人：(財)にいがた産業創造機構）のサ**

下越技術支援センター

ブテーマ「高耐食性を有する表面処理技術の開- 32 -

発」（千葉工業大学：高谷松文教授，長岡技術

触媒として塩酸を使用し，ディップコーティン

科学大学：松原浩准教授，新潟県工業技術総合グ法によるシリカ薄膜の製膜を試みた。

研究所）内で行われたものの一部である。
2.5

カップ状成形品への開発法の適用

2.

実験・評価方法

成形温度 225℃，絞り比 3，内径 40mm の条2.1使用した板材件にて成形された深絞り成形品に対して前処理
および改質処理を実施，塩水噴霧試験 100 時間

実験には AZ31B および AM50A（相当）の圧を実施し，耐食性を評価した。

延板材を用いた。AZ31B 材は通常の市販品（日本金属(株)製）であるが，AM50 の圧延材は都2.6

市エリア事業での開発材である。以降特に断りがない場合，各種実験および試験は大きさ 25

塗装方法

下塗り塗装としてエポキシ樹脂系プライマー

mm×60mm，厚さ 0.8mm の試験片を用いて行っを約 18μm，上塗りとして耐候性ウレタン塗装

た。すべての条件において，試験前にアセトンを約 13μm を実施した。

中で超音波洗浄を行った。
2.7
2.2

表面処理・腐食の有無による材料強度の変化

前処理による介在物の除去

AZ31 材を用いて本研究にて開発した表面処前報にて報告したフッ酸/アルカリ処理，グルコン酸ナトリウム+アルカリ処理に加えて，ク理を実施したものと実施していない JIS13B 号

エン酸ナトリウム+アルカリ処理を実施した。

引張試験片を作製し，(株)島津製作所製精密万処理条件は前報と同様の条件で行った。

能試験機 AG-250KNI にて引張試験を実施し，それらの試験結果の比較を行った。

2.3

また同様の試験片について塩水噴霧試験を 24

改質層の生成水熱処理は前報と同様の方法

4）で実施した。

時間実施して表面を腐食させた前後での材料強アルカリ浸漬処理は水熱処理と同じ設備を用い度の変化を解析した。

てアルカリ水溶液内に試験片を浸漬させた状態
で加圧・加熱処理を行った。

2.8

塩水噴霧試験

本研究における耐食性の評価は全て塩水噴霧
2.4

試験にて行った。試験はスガ試験機(株)製 ST-

ゾル‐ゲル法によるシリカコーティング

ISO-3 型試験機を用いて行った。

ゾル‐ゲル法は溶液から出発して主に金属酸化物の多孔質ゲルやガラスなどを作る材料合成法であり，バルク体からコーティング膜まで幅

2.9

その他の分析および解析

広い形態のものが作成可能である。出発原料と素材成分の分析にはサーモフィッシャーサイ

しては金属アルコキシドが使われる例が最も多エンティフィック(株)製プラズマ発光分光分析

く，これに加水分解用の水，溶媒としてアルコ

装置 iCUP 6300DUO を用いた。X 線マイクロアール，触媒として酸または塩基が加えられる。

ナライザーによる試験片表面の定性分析には日これらの原料を混合後，加水分解と重合反応に

本電子(株)製 JXA-8100 を用いた。グロー放電発

よって溶液がゾル化し，さらに反応が進むとゲ

光分光法(GD-OES)による皮膜の深さ方向の元素

ル化する

5）～8）

分析は HORIBA Jobin Yvon 製 GD-Profiler2 にて。

本研究では出発原料をテトラエトシキシシラ

行った。

ン( Si(OC2H5)4 )とし，溶媒としてエタノール，- 33 -

表1

AZ31B 規格値 (wt%)(MP1B: JIS-H4201)
AZ31 測定値(wt%)
AM50A 規格値 (wt%)(MDC4: JIS-H5303)
AM50 測定値(wt%)

使用材の成分分析結果

Al

Zn

Mn

Fe

Si

Cu

Ni

Ca

2.4-3.6

0.50-1.5

0.15-1.0≦0.005

≦0.10

≦0.05

≦0.005

≦0.04

2.87

0.95

0.38

0.003

0.014

0.001

<0.001<0.001

4.4-5.4≦0.22

0.26-0.6≦0.004≦0.10≦0.010≦0.002

4.95

-

0.23

0.006

-

0.002

0.002

試験片および塩水噴霧試験（連続 24 時間）を
3.

結果と考察

行った後の外観を示す。図中の白丸は目視にて

3.1

使用材の成分分析結果確認できた孔食点を示している。素材のままの実験に用いた素材の成分分析結果を表 1 に示状態では AZ31 材，AM50 材ともに全面腐食的す。表中の規格値はそれぞれ相当する JIS 規格な挙動を示しているが，水熱処理およびアルカによるものである。

リ浸漬処理を行った試験片については全面腐食

なお，AM50 材の分析結果は長岡技術科学大的な挙動は示さずに孔食が発生するという局部学の松原浩准教授らによるものである。

腐食的な挙動を示している。これは表面処理によって耐食性のある皮膜が生成したため全面腐

3.2

前処理による介在物の除去および改質層

食せず，生成した皮膜の欠陥部などの局部的にの生成耐食性の劣る部分から腐食が進行したためであ

図 1 に各種の前処理および改質処理を行った

ると考えられる。
なお，一部の条件においては全面的に変色している様子が見られたが，明らかな腐食生成物の生成は確認できなかった。AZ31 材については，発生した孔食の数に前処理法によって差が現れ，アルカリ浸漬処理において発生した孔食点の数が最も少なかった。
ここで図 2 に AZ31 材について，素材のまま，水熱処理およびアルカリ浸漬処理を行った場合の試験片表面の Al，Mn，Zn の EPMA 定性分析
結果を示す。図 2 から，水熱処理およびアルカ
リ処理を行った試験片では Al，Mn，Zn の分析
値が素材のままのものに比べて大きく低下していることがわかる。これは表面処理によって，表面近傍にあるそれらの成分が溶出・除去されていることを示している。この結果から，これらの処理によって，素材表面にある介在物が除去されている可能性が考えられる。
また，図 3 に水熱処理を行った試験片(a)とア

図1

各種表面処理後の外観と塩水噴霧試験

ルカリ浸漬処理を行った試験片(b)の表面からの結果- 34 -

深さ方向の元素分布解析結果を示す。

で組成が大きく変化しているのが確認できるが，なお，成分によって含有量に大きな差がある

その地点が表面処理によって生成した改質層とため，表示の都合上適当な係数を乗じてある。

素材との境界点である。これらの結果を比較す

図 3 において示されている含有量および表面かると，生成皮膜中のアルミ濃度が水熱処理品にらの深さの数値はおおよその値である。図 3 か比べてアルカリ浸漬処理では低くなっているこ

ら，どちらの結果においても 15～25μm の深さとが分かる。
AM50 材の表面処理品について連続 100 時間の塩水噴霧試験を行った試験片を図 4 に示す。
図中の白丸は孔食の発生部位を示しており，周辺部はマスキングテープにてマスキングを行っている。図 4 からわかるように，100 時間噴霧
後にはすべての条件において孔食が発生し，その数が少ない順にアルカリ浸漬処理，グルコン
酸＋水熱処理，フッ酸＋水熱処理，水熱処理のみ，クエン酸＋水熱処理の順となった。

図2

試験片表面の EPMA 定性分析結果

3.3

ゾル‐ゲルコーティングによる耐食性の向上

図 5 にアルカリ浸漬処理後にゾル‐ゲル法によってシリカコーティングした試験品に対し，100 時間の塩水噴霧試験を実施した結果を示す。
なお，本節にて実施したアルカリ浸漬処理の(a) 水熱処理

図4(b)アルカリ浸漬処理
図3

図5

GD-OES による深さ方向分析結果

連続 100 時間塩水噴霧結果(AM50)

ゾル‐ゲルコーティングした試験片の連続 100 時間塩水噴霧試験結果- 35 -

処理時間は図 1，4 に示したものの半分とした。

改質層が生成していることがわかる。

図 5 において，ゾル‐ゲルコーティングをした

また，塩水噴霧試験結果から，上部の平坦部ものとしてないものを比較すると，AZ31 材にと垂直に立ちあがった側面部で腐食の進み方については明確な違いがないが，AM50 材につい差があるものの，大まかに見て平板の試験片をては孔食の発生の有無という形で差が現れた。

用いた結果とほぼ同等の耐食性が得られている

図からわかるように，AM50 材については，ア

ことがわかった。

ルカリ浸漬処理にゾル‐ゲルコーティングした場合，変色は見られるものの目視での孔食は確3.5

認されなかった。図 4 の結果と比較すると，塗装品への塩水噴霧試験

塩水噴霧試験結果の一覧を図 7 に示す。1 条

AM50 材についてはゾル‐ゲルコーティングとアルカリ浸漬処理を組み合わせることで， 2 倍の処理時間をかけた水熱処理と同等以上の耐食性を実現することができることがわかった。
3.4

カップ状成形品への適用

AZ31 材および AM50 材について，カップ状の成形品に対して表面処理を行い，塩水噴霧試
験（100 時間）を行った結果について図 6 に示

図6す。写真からわかるように，凹凸部にも一様に

図7

成形品の塩水噴霧試験結果

表面処理＋塗装品の連続 1000 時間塩水噴霧試験結果- 36 -

件に対するサンプル数は 3 枚とし，そのうち 2

また，得られた強度および伸びの一覧を表 2枚に対してクロスカットを実施した。試験片のに示す。図 8 からわかるように，表面処理の前周辺部はメッキ用マスキングテープにてマスキ

後では伸びおよび強度に大きな違いは見られなングした。AZ31 材，AM50 材ともにクロスカッ

かった。一方，図 9 に示されるように，塩水噴トを実施しなかったサンプルについては 1000
時間塩水噴霧後も腐食は発生しなかった。クロ
スカットを施したサンプルについては，AZ31
材については大きな膨れは発生せず，比較的良好な結果を示した。一方，AM50 材のクロスカ
ット品については，前処理の有無や前処理法によって腐食や塗膜剥離の程度に有意の差が現れた。図からわかるように下地処理をしていないものが最も腐食が激しく，続いて腐食の程度が激しい順にクエン酸処理，グルコン酸処理，フッ酸処理，水熱処理，アルカリ浸漬処理となっ(a) 素材た。このように本研究にて開発した前処理法および改質法は塗装の下地処理としても有効な手法であることが示された。
3.6

表面処理の有無および腐食の有無による材料強度の変化に関する研究

表面処理の有無による引張試験結果の違いを
図 8 に，塩水噴霧試験前後での引張試験結果の違いを図 9(a)～(c)に示す。(a)は素材，(b)は水熱処理したもの，(c)はアルカリ浸漬処理したものの結果である。これらの結果は弾性変形域にお(b) 水熱処理

いてはほぼ同様の結果であったので，塑性変形
域の部分のみを示してある。

(c)アルカリ浸漬処理
図8

表面処理の有無による引張試験結果の違い- 37 -

図9

塩水噴霧の前後による引張試験結果の違い

表2

引張試験結果一覧

塩水噴霧前

前処理条件等

塩水噴霧後

結果

素材

水熱処理

アルカリ浸漬

素材

水熱処理

アルカリ浸漬最大強さ (N/mm2)

281

276

282

277

277

277

最大伸び (%)

23

23

25

7

12

14

霧試験を実施したものは表面処理の有無や種類

効な手法であることが示された。

にかかわらず，その前後で強度に大きな差が見（5） 本研究において開発した表面処理によるられなかったが，塩水噴霧後は塩水噴霧前に比材料強度，伸びの変化はともに確認でき

べてすべての場合において伸びが低下した。 塩なかった。塩水噴霧試験実施の前後では水噴霧後の試験片表面を観察すると，素材のも強度の変化はほとんどなかったものの，のについては全面腐食的に腐食していたが，表伸びは低下した。

面処理をしたものは目視にて何点かの孔食点が観察されている。塩水噴霧試験後ではすべての参考文献

場合において伸びが低下していたことから，塩1)“マグネシウム合金構造用材料の製造技

水噴霧試験によって表面が腐食して何らかの形

術”，特許庁平成 17 年度特許出願技術動で表面に形状的な不均一が生じ，それが破壊の向調査報告書，（2009 年 3 月 31 日閲覧）

起点となったため伸びが低下した可能性が考え

http://www.jpo.go.jp/shiryou/pdf/gidou-

られる。

houkoku/17mani_magnesium_gokin.pdf.
2)

4.

結

寺脇翼，山本厚之，椿野晴繁，軽金属，57，
2007，p269．

言3)（1） 前報にて報告した前処理法および表面改質法を AM50 に適用し，その有効性を確

O. Lunder，J. E. Lein，T. Kr. Aune and K.
Nisancioglu，Corrosion，45，1989，p741．

4)

認した。

内藤隆之，磯部錦平，三浦一真，山田昭博，（2） 従来法と比較して処理工程・時間を短縮

小林泰則，“Mg 合金の実用的な表面処理させた新規の前処理法および改質法を開技術の開発および評価（第 1 報）”，工業発した 。

技術研究報告書，No.37，2008，p76．
5)（3） アルカリ浸漬処理とゾル‐ゲルコーティ

土岐元幸，“ゾル‐ゲル法のやさしい概要

ングを組み合わせることで，AM50 材にとその用途”，表面技術，Vol.50，No.2，

おいて塩水噴霧試験 100 時間で無孔食を1999，p35．
6)

達成し，水熱処理と同等以上の耐食性を達成することができた。

作花済夫，“ゾル‐ゲル法のあらまし：ゾル‐ゲル技術とその応用”，表面技術，
Vol.57，No.6，2006，p2．

（4） 開発した前処理法および改質法を下地処7)理として塗装を施した試験品に対する塩水噴霧試験の結果，1000 時間を達成す

作花済夫，“ゾル‐ゲル法の科学”，アグ
ネ承風社，1988．

8)

るとともに，本研究にて開発した手法が塗装の下地処理として耐食性の向上に有

作花済夫，“ゾル‐ゲル法の応用”，アグ
ネ承風社，1997．

- 38 -

研究論文

窒素吸収処理ステンレス鋼の開発
三浦

一真*

小林

泰則*

内藤

隆之**

Development of Nitrogen Absorption Processing Stainless SteelMIURA Kazuma*，KOBAYASHI Yasunori*and NAITO Takayuki**

抄録

SUS445J2 相当の Fe-22mass%Cr-1mass%Mo を用い，窒素吸収処理プロセスを開発した。素材を窒
素雰囲気・高温で処理すると，表面部から窒素が固溶してオーステナイト相を形成することがわかった。短時間処理では中心部にフェライト相が残るが，処理時間を長くするとフェライト相は薄くなり，
4h の処理でオーステナイト単相となった。窒素吸収処理材について耐孔食性を評価する孔食電位の測定や塩化第二鉄腐食試験を行ったところ，既存のステンレス鋼を大きく上回る耐食性を示した。

本研究では，市場に流通している素材を用い

1. 緒言
SUS304に代表されるオーステナイト系ステン

た処理技術の開発を目的に 24Cr-2Mo 類似組成

レス鋼（クロム（Cr）－ニッケル（Ni）系）はである SUS445J2 相当鋼を選定して窒素吸収処

延性，強度，耐食性，耐熱性，低温靱性，など理を行い，金属組織解析や各種の分析を行って，に優れ，溶接性も良好であることから家庭用品，

オーステナイト相への変態挙動について調査し建材，一般機械，産業機械，電気機器，医療用た。さらに処理材の耐食性試験を行い，得られ1）

途，などに幅広く使用されている 。

た結果について既存のステンレス鋼と比較した。

Ni を含まないフェライト系ステンレス鋼の中で 18mass％Cr（以後 mass％を省略）以上の高

2.

実験方法

Cr 系と呼ばれる鋼種については，SUS304 や

2.1

窒素吸収処理316 などの代替材料になり得る素材と考えられ

窒素吸収処理に用いた素材は 22Cr-1Mo で厚1）。しかし，塩水噴霧試験で評価した耐さ 0.8mm の板材である。この素材には耐食性食性については SUS304 や 316 と同等レベルにを 改 善 す る た め に チ タ ン （ Ti ） や ニ オ ブ

あるといわれるものの，強度などの機械的特性（Nb）が微量添加されている。

ているはやや劣り，磁性を有するため，同じ特性を有

窒素吸収処理は誘導加熱方式の真空加熱装置

する材料とは言い難い。

（SK メディカル電子(株)製、MD-1700D）で行

このような状況のもと，我々は Fe-24Cr-2Moった。装置外観を図 1 に示す。処理可能なサン（研究開発材，以後，Fe を省略）の素材に窒素

プルの大きさは 50×50mm である。処理手順は，を 1%強添加させることでオーステナイト系ス

脱脂・洗浄した板材サンプルを炉内に設置後，テンレス鋼と同等以上の特性を有する Ni を含

真空排気によるガス置換を行い，窒素ガス充填

まない Ni フリーステンレス鋼の研究開発を行後，加熱を開始した。加熱温度は 1200℃とし，

ってきた

2）3）

。

*

研究開発センター**

下越技術支援センター

大気圧窒素雰囲気にて行った。保持時間
は 4h までとし，加熱終了後は窒素ガスで冷却した。処理したサンプルは簡易的に磁性を評価- 39 -

ルを電解槽内にセットした。
試験溶液は 4%NaCl 水溶液を使用し，脱気は
高純度窒素ガスを用いて行った。設定液温は30℃である。また，電位掃引速度は 20mV/minに設定した。試験は電流値の変化を見るものである。典型的な変化は，電位を上げると途中電位の変化にかかわらず電流値が一定になる不働態域に入り，さらに電位をあげたときにある電図1位で急激に電流値が高くなる。この電流値が立

真空加熱装置外観

ち上がる際の電位が孔食電位であり，このときするため，フェライトスコープ（(株)フィッシ

素材が激しく溶け出して食孔が形成される。試ャー・インストルメンツ製，MP30）を用いて

験後の表面についてはデジタルマイクロスコー

フェライト量を測定するとともに金属組織観察

プを用いて観察した。図 2(a)に測定装置の外観

やビッカース硬度測定を行った。また，X 線マを示す。

イクロアナライザー（日本電子(株)製 JXA-8100，

塩化第二鉄腐食試験は素材を幅 20mm，長さ

以下 EPMA と略）や ONH 分析装置（(株)堀場

30mm，厚さ 0.8～1.0mm の板状試験片に加工し，製作所製，EMGA-1300）を用い，素材に含まれJIS G 0578 に準拠した方法により行った。試験

る窒素の定性・定量分析を行った。さらに，X

片は 樹脂被覆ワイヤーに通してつり下げるため，線回折装置（(株)リガク製，RINT-UltimaIII）を

φ2mm の穴を開けている。なお，窒素吸収処理

用いて物質の同定を試みた。これらの測定・分材については前記の要領にて試験片を加工した

析結果から，オーステナイト相への変態の有無

ものを所望の条件で処理したものを用いた。試を判断した。

験は，表面積・質量とも測定した試験片を塩化
第二鉄水溶液に 24h 浸漬し，試験前後の質量変2.2

耐食性評価方法

化を測定する方法で行った。

ステンレス鋼で発生する局部腐食は応力腐食

塩化第二鉄腐食試験水溶液は，0.05 mol/l の割れ，孔食，粒界腐食割れ，すき間腐食などがHCl 水溶液に FeCl3・6H2O を溶解することによ4）。本研究では耐食性に優れているといわり調製した 6%FeCl3-HCl 水溶液を用い，試験温れているオーステナイト系においても問題とな

度は 35℃とした。試験片は図 2(b)に示すようにる腐食形態で応力腐食割れと並んで発生頻度の樹脂性の被覆ワイヤーにつり下げた状態でサン高い孔食に着目し，耐孔食性について評価した。

プル全体をビーカー内に浸漬し保持した。

ある

耐孔食性の評価には外部から電位をかけたときに食孔発生時の孔食電位を求める方法と塩化
第二鉄腐食試験の 2 通りの試験を行った。
孔食電位の測定は JIS G 0577『ステンレス鋼の孔食電位測定方法』に準拠した。耐食性試験
用サンプルは試験前に耐水研磨紙#600 で研磨を行った後，アセトン洗浄，硝酸による不動態化処理を行った。試験前に 1cm2 の電極面を確保し，それ以外を特殊材にてコートし，乾燥後試(a)孔食電位測定

験面を再度#600 の耐水研磨紙で研磨し，サンプ

図2- 40 -(b)塩化第二鉄腐食試験

腐食測定装置外観

3.

結果と考察

3.1

窒素吸収処理は窒素濃度が低いといえる。
図 5 は窒素吸収処理材の X 線回折結果であり，

図 3 は 22Cr-1Mo 板材を 1200℃で窒素処理し処理時間が 1h，2h，4h の結果を示した。処理たサンプルの板厚方向断面の金属組織写真を示

時間が短いとオーステナイトの他にフェライトす。図 3(a)は 1h 処理，図 3(b)は 2h 処理，図や窒化物のピークが散見される。処理時間が長3(c)は 4h 処理を行った場合の組織を示す。組織

くなるとオーステナイト以外のピークは弱くなは白色の組織（以後，白色相と呼ぶ）とエッチ

り，4h 処理になると，オーステナイトピークのングにより黒色を呈している組織（以後，黒色みとなった。

相という）からなっている。白色相は(a)の場合

以上の解析結果より，表層より形成されていは表面から約 50～100μm 付近にのみ分布している白色相は窒素が吸収されているところでオーるが，時間とともに内部に広がっていき，2h でステナイト相である。内部に認められる黒色相

は表面から約 200μm まで，4h 処理の(c)では白はフェライト相であると判断できる。

色相のみが観察された。一方，黒色相は 1h で短時間の窒素吸収処理ではフェライト相とオは表層を除いた部分で見られるが，処理時間がーステナイト相の 2 相に分かれることがわかっ

長くなると小さくなり，4h 処理では見られなかた。一般の 2 相ステンレス鋼はフェライト相とった。フェライト量は(a)は約 25％，(b)は 15％オーステナイト相が無秩序に存在しているのにで，(c)では 0％であった。ONH 測定装置より測対し，本研究の窒素吸収処理プロセスでは完全定した窒素濃度は(a)は 0.35%，(b)は 0.80%，(c)に分離はしていないものの，表層側のオーステ

では 1.1％であった。ビッカース硬度は黒色相

ナイト相と内側のフェライト相とに分かれていは 180～220HV で既存のステンレス鋼板材の硬ることが特徴である。非磁性が要求される場合

度に近かった。一方，白色相は 300～320HV では，4h まで処理を行う必要があるが，表層の耐あり黒色相に比べ硬くなっている。

食性の確保のみでよければ，意図的に表層のみ

図 4 は図 3(b)と同じ 2h 処理した板材の電子顕オーステナイト化することもできる。耐食試験

微鏡写真と窒素の EPMA 線分析結果を示す。

結果については次節以降で述べる。

線分析より窒素のピーク強度は両側の白色相で高く，中心付近の黒色相では弱くなっている。
したがって，白色相で窒素濃度が高く，黒色相

強 度 （CPS)

分析ライン(a)1h処理 100μ m
図3(b)2h処理100μm(c)4h処理
図4

窒素吸収後の金属組織

N 線分析

窒素吸収材（2h 処理）の電子顕微鏡像と EPMA 線分析結果- 41 -

●:

強度（CPS)

1h処理

元素の Nb，Ti は表面から 0.1μm 以内で高い濃

●:

◇

△
2h処理

○

ている。表面近傍で N のピークは O の外側に存△在し，その組成は約 40%と高く表面から 0.1μm○

強度（CPS)度を示し，両者の深さ方向のプロファイルは似

○

○

○

においても 10%弱の組成であり，広範囲に分布していることから，窒素吸収時において，表面○△では酸化物がその内側には窒素が固溶し，さら

△

4h処理

強度（CPS)

○

○

30

40

にその一部は Ti や Nb と反応して窒化物を形成○：Ａｕｓｔｅｎｉｔｅ●:：Ferrite▽：Marutensite○ △：ＦｅＮ□：ＣｒＮ◇：Ｃｒ２Ｎ

50

60

70

80

している可能性があると考える。
市場に流通するフェライト系ステンレス鋼を用いた場合，素材や溶接部耐食性改善のために90添加される微量元素の種類と添加量が窒素吸収

2 θ (Deg.)

図5に影響することを示した。これらの元素は表面

窒素吸収処理材の X 線回折結果に濃化している場合もあり，窒素吸収の表面反
応メカニズムについては窒素拡散挙動と合わせ，窒素吸収処理を行った際に表面極近傍で起こ

今後，実験・分析で解明する必要がある。

る現象の把握を目的に窒素吸収済み板材の表面分析を行った。図 6 は高周波グロー放電発光表

3.2

面分析装置（(株)堀場製作所製，GD-Profiler2，

孔食電位測定以下 GD-OES と略）による 22Cr-1Mo 窒素吸収

窒素吸収処理材について孔食電位測定を行っ材（2h 処理）の極表面の深さ方向分析結果を表た。既存ステンレス鋼の代表値（平均値）と比す。なお，横軸はスパッタリングの深さ方向を較しながら窒素吸収処理材の耐食性試験結果に示す。縦軸は組成割合（%）であり，図 6(A) ，ついて説明していく。

(B) ， (E)については得られた分析値を Cr(図図 7 は孔食電位測定結果（アノード分極曲

6(C))については実際組成の 1/2 の値， N(図線）で 22Cr-1Mo 窒素吸収材（図 7(E)：1h 処理，6(D))については実際組成の 1/5 の値で表示した。

図 7(F) ： 4h 処 理 ） と SUS430 （ 図 7(A) ） ，

表面付近には O，22Cr-1Mo 材の添加元素で

SUS304（図 7(B)）， SUS316(図 7(C))，および
22Cr-1Mo(図 7(D))のプロファイルを示す。

ある Nb や Ti のピークが確認された。特に添加(A) Ti(D) N/5（A) SUS430 (B) SUS304 (C) SUS316 (D) 22Cr-1Mo(E) 22Cr-1Mo/N(1h) (F) 22Cr-1Mo/N(2h)

(C)

(B)

10

(C) Cr/2

1000
電 流 （μ A／cm2 ）組成割合 (％）

12(B) Nb
(E) O

8

(A)

6

(D)

4
2

(E)

0
0

0.05

0.1

0.15

(E)

10

(F)

1
0.1
-0.4 -0.2

図7

GD-OES による窒素吸収処理材の

(D)

100

表面からの距離（μm）

図6(A) (B) (C)0
0.2 0.4 0.6 0.8
電 位 （V ｖｓ ＳＣＥ）

各種ステンレス鋼の孔食電位測定結果（アノード分極曲線）

表面からの深さ方向分析結果- 42 -

1

なお，孔食電位はアノード分極曲線の電流密成と皮膜修復が繰り返されたためと考えている。

-2

度 100μA･cm に対応する電位で，孔食の有無は

これは表層のオーステナイト相が薄いことが影

その電位における電流値変化（曲線の立ち上が響していると思われる。

り度合い）で判定した。
分極曲線を見ると，既存のステンレス鋼はす

3.3

塩化第二鉄腐食試験

べて，ある電位にて急激な電流の立ち上がりが

図 9 に塩化第二鉄腐食試験結果一覧を示す。

見られ，明確な孔食を示した。それらの孔食電試験に用いた鋼種は孔食電位測定と同じである。

位は SUS430＜SUS304＜SUS316＜22Cr-1Mo の

縦軸は単位面積・時間あたりの腐食減量で測定

順で高くなった。

を 3 回行い，平均をとった値である。

それに対して，窒素吸収処理材は電位ととも

なお，窒素吸収処理材については 2h 処理しに電流値は若干高くなる傾向にはあるものの印

たものを用いた。既存ステンレス鋼の結果を見

加電位 1V までの範囲では急激な電流値の立ちると，SUS304 の腐食減量値は 430 の約半分で上がりは見られなかった。

あり，SUS316，22Cr-1Mo（未処理）の腐食減

窒素吸収処理材の電流値変化を比較すると，

量は 304 の 6 割である。窒素吸収処理を行うこ

未処理の 22Cr-1Mo の孔食電位である 0.4V 付とで腐食減量は SUS316，22Cr-1Mo の 1/3 以下

近までは電流値の変化は小さくほぼ同じプロフにまで減少することがわかった。

ァイルを呈したが，これより電位が高くなると，

塩化第二鉄腐食試験後のサンプル表面写真の

1h では電流値は増加に転じ，数カ所で小規模例を図 10 に示す。図 10(a)の SUS304 や(b)のな電流値の立ち上がりが観察された。

SUS316 では食孔が観察され，SUS304 では比較

一方，2h で処理した曲線は 1h の場合に比べ，的大きな貫通孔が認めれる。一方，図 8(c)の電流値の上昇度合いは低く，1h 処理で見られ22Cr-1Mo/N(2h)ではわずかに微細孔は観察された小規模な電流値の立ち上がりも認められず，るものの，食孔は認められなかった。

安定したプロファイルが得られた。試験終了後のサンプル表面写真を図 8 に示す。図 8(a)の3.4

腐食メカニズムについて

SUS316 では明瞭な食孔が観察されている（図2 つの耐孔食試験結果より，窒素吸収処理を中の矢印）。一方，22Cr-1Mo で 2h で処理した施したステンレス鋼は既存のステンレス鋼に比

図 8(c)では食孔は認められなかった。図 8(b)は，べ，高い耐食性を示すことが確認できた。

食孔は観察されなかったが微細孔が認められた。

孔食は水溶液中の塩素イオンが，不働態皮膜

この微細孔は分極曲線において見られた小規模の不安定な部分に酸素，水酸基塩に置き換わりな電流値の立ち上がり時に形成されたと思われ

金属塩化物の錯塩を形成し，加水分解にを経てるが，即座に不働態皮膜が形成されて修復され，腐食減量 （ｍｇ／ｃｍ2 ・ｈ）

食孔形成には至らなかったものと考えられる。

1.00

電流値が図 8(E)に比べて高いのは，微細孔形
微細孔
食孔

0.80
0.60

0.53

0.40
0.26

0.20

0.14

0.15
0.04

0.00
0.3mm

(a) SUS316

図8(b) 22Cr-1Mo/N（1h) (c) 22Cr-1Mo/N（2h)SUS430 SUS304 SUS316 22Cr1Mo

鋼

図9

試験後のサンプル表面写真- 43 -

種

22Cr1Mo/N

塩化第二鉄腐食試験結果

4. 結言(1) 高 Cr 組成の SUS445J2 相当組成材（22Cr-

食孔1Mo）について， 真空加熱装置を用い，微細孔

1200℃・大気圧窒素雰囲気で窒素吸収処理を行った結果，周辺部からオーステナイト
0.3mm(a) SUS304

図 10

化され，4h で完全オーステナイト化するこ(c) 22Cr-1Mo/N(2h)(b) SUS316に成功した。

試験後のサンプル表面写真(2)

GD-OES を用いて深さ分析を行ったところ，最終的に生成した塩酸が局部的に皮膜を溶解し，その部分を起点に発生する

4）

窒素吸収処理ステンレス鋼の表面について
表面極近傍の Ti，Nb，窒素濃度はそれそれ。

ステンレス鋼への窒素吸収により耐食性が向のバルクの濃度より高く，表面に薄い窒上するメカニズムについては，例えば，アンモ化物層が形成されている可能性がある。

ニアや硝酸塩生成によるインヒビター効果，不(3) 孔食電位測定，塩化第二鉄腐食試験の結果，動態皮膜と金属との界面付近への窒素富化によ

窒素吸収処理ステンレス鋼は既存のステンる不働態皮膜強固機構説がある

5）レス鋼を大きく上回る耐食性を示した。

。インヒビ

ター効果は，孔食の初期段階で加水分解により生成した水素イオンと皮膜中の窒素とが反応し

参考文献てアンモニウム塩が形成され，孔食を抑制する

1)

三浦一真，“ニッケルフリーステンレス鋼というメカニズムや窒素の働きで液中に硝酸塩の特性と開発動向”，プレス技術，Vol.45，が形成されて孔食発生を抑えるというメカニズ

No.15，2007，p37-41．
2)

ムで説明されている 5)。

三浦一真，丸山英樹，天城裕子，田村信，“高窒素 Ni フリーステンレス鋼の加工性

窒素吸収は耐すきま腐食性にも有効であり，向上及び製品実用化に関する研究”，工業腐食試験と X 線光電子分光法（XPS）を用い，溶液中に溶け出した硝酸イオン（NO3-）が不働技術研究報告書，No.34，2005，p63-67．
3)態皮膜の表面に吸着して母材溶解を抑制すると

三浦一真，岡田英樹，田辺寛，大澤康暁，
安藤俊幸，渡辺光雄“ニッケルフリーステのメカニズムが報告されている 6)。

ンレス鋼の実用化研究”，工業技術研究報

本開発の窒素吸収処理ステンレス鋼の腐食メ

告書，No.36，2007，p18-22．

カニズムについては今後詳細に検討する必要が4)あるが，分極曲線プロファイルと試験後のサン

根本力夫，“ステンレス鋼の選び方・使い方とトラブル対策”，(株)情報技術センタ

プル表面観察結果から判断すると，1h 処理でー主催講演資料，2007，p8-21．

はインヒビター効果説，2h 処理は窒素富化に
5)よる不働態膜強固機構説によるメカニズムが考

遅沢浩一郎，小林裕，“窒素鋼の耐食特性－特にステンレス鋼に関して－”，窒素がえられる。また，図 6 の 2h 処理材の GD-OES

拓く鋼の新しい展開とその利用（190 回西による表面分析結果では表面に窒素の濃縮が見られたが，これが不働態皮膜を強固にし，耐食6)性の向上に寄与しているものと推察される。

山記念講座），2006，p73-91．
馬場晴雄，片田康行，木村秀夫，“オーステナイト系ステンレス鋼のすきま腐食と再今後はメカニズムの解明とともに温度や水溶不動態化に及ぼす窒素の影響”，日本金属

液組成など試験条件を変えたり，実用化に即し学会誌，Vol.71，No.7，2007，p570-577．

た試験法を考案し評価を行っていく。

- 44 -

研究論文

電子線リソグラフィーを用いた三次元微細形状創成技術の研究
宮口

孝司*

佐藤

健**

平石

誠*

英樹***

丸山

樋口

智*

斎藤

博*

坂井

朋之****Development of Creation Process for Three Dimensional Micro Structure Using EB Lithography
MIYAGUCHI Takashi*，SATO Takeshi**，HIRAISHI Makoto*，MARUYAMA Hideki***，HIGUCHI Satoru*，SAITO Hiroshi*and SAKAI Tomoyuki****抄録
表面性状の評価を標準化するため，標準面実量器が必要とされている。本研究では，標準面実量器を実現するために，電子線描画装置を用いた三次元微細形状作製技術を開発した。具体的には，電子線の多重露光手法を適用し，フォトレジストに等高線加工による擬似三次元形状を形成し，ニッケ
ル電鋳およびナノインプリントを行うことで，標準面実量器の作製プロセスを確立した。

1.

緒

言

2.

経済のグローバル化，製品の高機能化に伴い，電子線描画装置による三次元形状形成技術

電子線描画装置による標準面実量器の製作で製品や機能部品表面性状の定量化の重要性はまは，電子線描画装置による三次元形状作製手法

すます高まっている。今日，表面性状は主に，の確立のために，三角波形状およびランダム形

表面の代表的な直線上で測定した凹凸形状から状の 2 種類について検討を行った。三角波形状算出した表面粗さで規定されているが，異方性に関しては，三次元形状の基本的な形成方法のや，機能性を十分に評価することができない。

検討を行うたの基礎的実験である。

評価の際，最も問題とされている要因は，測定

標準面実量器を電子線描画装置によって製作方式や演算法の違いによる機種間でのばらつきする手段として，以下の方法が考えられる。

である。そこで標準となる三次元ランダム表面
形状を定義する試みが行われている。

電子銃

本研究では，粗さパラメータから算出された，
ランダム性を有する標準面の形状データを現実

電子線の走査ｅ－の実量器に変換する手法の一つとして，電子線

照射回数
1回目
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13

描画装置による擬似三次元形状作製法の開発，
電鋳によるニッケル型の作製方法，およびナノ
インプリントによる複製方法を検討した。

全く照射されない部分*

研究開発センター**

中越技術支援センター***

下越技術支援センター

****

企画管理室

電子線が照射される部分

図1- 45 -

最も多く照射される部分

電子線の多重露光法

ⅰ．ポジ型 EB レジストの遷移領域を用いた多40

ドーズ量 μC/cm ２

重露光法
ⅱ．上記レジストにエッチングを組み合わせ，
シリコンに形状を転写する方法
ⅲ．成膜，パターニングとエッチングを繰り返
す積層法

30

y = 15.208Ln(x) + 38.23
R2 = 0.9953

2010ⅰは図 1 のように電子線を三次元形状に対応させて EB レジストに逐次照射し，現像を行う

00.01

ことによって，EB レジストに三次元形状を形

0.1

1

レジスト除去率

成することができる。

図2

レジスト除去率とドーズ量の関係

ⅱに関しては，レジストに転写した形状をリ
10μm

アクティブイオンエッチングによって異方性エッチングを行うが，シリコンに転写する際に，

0.1μm

0.5μm

また，リアクティブイオンエッチングではガスの回り込みにより，形状が鈍る恐れがある。

1μm

選択比に相当する倍率で高さ方向が拡大される。

レジストⅲに関しては，厚み方向の精度を高めることが可能だが，電子線描画装置のチャンバからの

図3

基板搬出・搬入の必要があり，既加工部分と追0.2

加工部分のつなぎ精度を保つのが困難である。

0

上記理由から，本研究ではⅰの方法を採用す
要な電子線レジストの特性は，以下のとおりである。
ⅰ．ポジ型であること

10μm

-0.2

高さ μｍ
Height μm

ることとした。三次元形状を製作するために必レジストパターンデータ
外向き加工のプロフｧイル

-0.4
-0.6

0.83μm-0.8-1ⅱ．膜厚 1μm 以上-1.2

ⅲ．アナログ的な感度曲線

-1.4
10415

10420

ⅳ．高解像度

10425

10430

10435

Lengthμm
距離 μｍ

これらの特性を満足するレジ

図4

加工したレジスト断面形状の測定結果

ス ト と し て ， 東 京 応 化 のOEBR1000 を選択した。スピンコートした膜厚は 1472nm であった。
レジスト除去率とドーズ量の関係を図 2 に示す。レジスト除去率の自然対数とドーズ量は比例することがわかる。この感度曲線をもちいて図 3 に示すような三角波を製作した。レジストパターン中
心線付近を非接触三次元測定器(a)等高線データの一部分(b)加工面の光学顕微鏡写真（三鷹光機製 NH3SP）によって， 図 5 加工データと電子描画装置によって作成したランダム面- 46 -

計測した結果を図 4 に示す。三角波のピッチは，気泡に関しては，水溶液に投入時に持ち込む

ほぼ設計値どおりであったが，高さが 17%ほ

ものと，水素の発生によって発生するものがあど小さい。この原因はレジスト感度曲線を求める。気泡の持込は，基板をプラズマ等で処理しるときの形状と三角波形状作成時の形状が異な

親水化させ，水溶液には界面活性剤を添加して泡の脱離を促すことによって防止することがでることが原因である。補正式を用いることで補きる。また，基板を水溶液に浸漬する際，溶液正可能である。

を噴射し，付着した泡を除去することが持ち込

三次元ランダム形状を EB レジストに転写す

み防止に効果的である。水素発生は，通常の電る方法について検討した。三次元ランダム形状

流使用域で加工を行う際にはほとんど問題になは，CAD 間でデータを交換するための中間フらない。

ァイルフォーマットである IGES に変換される。

スルファミン酸水溶液は 75℃以上で加水分

IGES は一般に面データであり，加工を行う部

解し，アンモニアを発生する。また，水溶液の分を確定するためには，ソリッドモデル化する

pH を 4 以下にすると，スルファミン酸が加水必要がある。IGES データを等高線データに変分解されやすくなる。アンモニアは，電鋳の性状を悪化させる要因であるので，加熱および換したものを図 5(a)に示す。

pH 管理は慎重に行う必要がある。

このデータから，ランダム表面を電子線描画装置で製作したレジストパターンを図 5(b)に示す。ソリッドデータから抽出した等高線データ

シリコン

レジスト

と電子描画装置で作製したレジストパターンは
Ni2+

良く一致している。
3.

電鋳作製条件の検討

3.1

試料の固定法金属等をスパッタ

いおう含有Ni

電子描画装置を用いて作製した形状を電鋳によって転写する方法について検討した。ニッケ

この面を使用ル電鋳によって，電子線レジストで形成したパターンにニッケルを堆積し，剥離することによって，ニッケルに三次元パターンを転写させ，レジストの溶解十分な強度を付与させる。

ニッケルを堆積図 6 にニッケル電鋳によるレジストパターンの転写法を示す。方法は 3 つのプロセスからな

図6

ニッケル型

電鋳を用いたレジストパターンの転写る。①シリコン上に形成した，レジストにニッ
ケル電気めっき用のシード層になる金属を薄く揺動

スパッタする。②スルファミン酸ニッケル溶液
中で電気めっきを行う。③シリコンとレジスト

テープを剥離する。

クリップ

マスタ小片
瞬間接着剤で仮固定

上記方法にて，レジストパターンをニッケルに転写させるとともに，十分な強度と耐久性を

アクリル板
メッキ液

付与させることができる。
電鋳を行う際問題になるのは，応力によるそ

背面にメッキが回り込まないようにするためり・剥がれおよび気泡の付着である。応力は，
図7

スルファミン酸の pH 管理および濃度管理を適切に行うことで安定する。

- 47 -EB 露光行ったマスタ小片の固定方法

図 7 に EB 露光を行ったマスタ小片の固定方

100法を示す。アクリル板にマスタ小片を貼り付けることによって，メッキが背面に回りこむのを192nm防ぐ。メッキが回り込むと電鋳の剥離が困難に

10
時間 minなるためである。また，アクリルに直接金属膜を形成すると，小片表面とアクリル板間で不連続面が生じ，電気伝導がうまく行われない。電

320nm

192nm

85nm
85nm
64nm
43nm

1

気伝導率が低いと金属膜がアクリル表面を移動

21nm

し，断線することがあったため，試料に直接電極が接するようにした。

0.1
0

3.2

50

100

150

200

RF 電力

シード層作製条件
図8

電鋳を行う際，レジスト面にスパッタによっ

250

300

W

Cr スパッタ条件と亀裂の有無（○亀裂なし，△一部亀裂，×全面亀裂）てシード層を形成する必要がある。シード層は，電鋳の下地になるだけではなくそれ自体で表面

表1の形状を保つ役割を担っているため，均一に厚Ni スパッタ条件と亀裂の有無

くつけることが重要である。シード層として，（○亀裂なし，△一部亀裂，×全面亀裂）

Cr と Ni に関して，亀裂等が生じないスパッタ

250W
3min (72nm)○使用した EB レジストは，OEBR1000LB であ

10min(200nm)○

る。塗布条件は 300rpm×3sec，1000rpm×3min，20min(383nm)○

ベークはホットプレートにて 90℃×1.5min であ

30min(565nm)○

条件を検討した。

る。同条件で 2 度塗布を行い膜厚 1479nm とした。

上の膜厚では亀裂が生じる。電力を 100W に下

表 2 電鋳条件
スルファミン酸
450g/l
ニッケル濃度
ホウ酸濃度
30g/l

げても厚さを 85nm 以上に厚くすることができ界面活性剤濃度5ml/l

ない。一方，表 1 に示す Ni は 565nm の膜厚

温度

40℃

図 8 に Cr のスパッタ条件と亀裂の有無の関係を示す。20nm 程度の膜厚が限度で，それ以（Ar 25sccm，RF250W，30min）でも亀裂が生
電流密度 A/dm

じないことが分かった。Ni の引張り残留応力2が低いためと考えられる。

2(1000 sec)

4(1000 sec)

8(12000 sec)

上記結果から EB レジストのシード層には Niのほうが適していることが分かった。上記構成
0.2

で EB レジスト上に作成した三角波形状を電鋳

電鋳
レジスト

によって転写した。電鋳条件を表 2 に示す 1）。
0

電流密度の後に記した括弧内の数字は通電時間
高さ μmである。攪拌は試料を揺動装置によって試料面に並行に水平揺動させることで行った。

-0.2

作製した EB レジストパターンに Cr を約-0.4

10nm スパッタしたものとそれを基に電鋳に転写したものを非接触三次元測定器にて測定した。

-0.6

それぞれの形状を比較したのが図 9 である。ス

0

10

20

30

40

50

60

位置 μm

パッタによる金属膜の厚みを考慮すると，両者

図9- 48 -EB レジストパターンと転写形状の比較

70

はほぼ一致しており，電鋳による転写精度は非30℃ほど下がった時点で離型を行い，取り出し

常に高いことが分かる。

温度まで冷却後，取り出した。
図 12 に転写物の SEM 写真を示す。全体的に4.

欠陥はなく，ピッチは約 110nm となり，ほぼ型

ナノインプリントによる三次元形状の複製

ニッケル電鋳では，電子線レジストの形状をのピッチに等しい。

1 対 1 にしか転写することができない。実量器

次に，擬似三次元形状である 3 角波のナノイを量産するには，ほかの方法を併用する必要がンプリントを行った。型は前述の EB 多重露光ある。本研究では，ナノインプリントによる転によって作製したものを基に電鋳によって作製写技術を導入することした。ナノインプリント

した。離型処理を次の手順で行った。①クリー

は，UV 硬化式と熱転写式があるが，UV 硬化式

ンエース S（洗浄剤）の 10 倍希釈水溶液に 2 時

では，材料の種類が限られるうえ，型に紫外線間浸漬したのち，超純水の流水でリンスを行う

透過性が求められるため，ニッケル電鋳で作成した型を用いられない。一方熱転写式は，形状
金型（温度）

保持に不可欠な厚い材料に転写可能であり，転写可能な形状も数十 nm と十分な転写能力を有グ ラ フ ァ イ ト シ ー ト

することから，熱転写式について検討すること

t0.65mmとした。使用したナノインプリント装置は型 t0.2mm、ないし0.5mm
COC

SCIVAX 製 X200 であり，加圧はメカニカルプ

t1.5mmシリコンウエハ

レス方式である。

基板（温度）

ナノインプリント時の部材配置を図 10 に示

図 10す。型には前述の電鋳型およびシリコンウエハ

ナノインプリント時の部材配置を用いた。転写を行う樹脂材料は COC(Cyclic

表3

Olefin Copolymer)である。COC の下に敷いたシ
リコンウエハは，COC が装置に付着するのを防成形雰囲気止するとともに，平坦性を維持するためのもの

成形

COC の成形条件

大気温度

金型150℃，基板である。グラファイトシートには型の歪みを吸圧力1.5MPa

収する役目がある。

時間

180sec

速度10μm/sec

この装置を用いて 60nm の L/S を COC に転写

離型

した。型は，シリコン上に形成した EB レジス
トをマスクとして RIE（リアクティブイオンエ

冷却時圧力

取出し

ッチング）によってシリコンをドライエッチン

120℃

成形時と同じ

温度

金型および基板100℃

温度

金型および基板

70℃

グすることによって作製した。形成したシリコン型を図 11 に示す。レジストの側壁に生じた粗さが転写されているが，おおむね 60nm のL/S が形成されている。型表面には単分子相当の厚さで離型処理を行った。
成形条件を表 3 に示す。一般に成形温度は樹脂のガラス転移温度より 20～30℃高温で行われるが，今回の実験では 150℃が最適であった。
また，COC 全体が溶融することを防止するため，基板側の温度をガラス転移点以下に保った。イ
1μm

ンプリントが終了した後，冷却時にも圧力を一定に保ち，溶融された材料の表面張力によって

図 11

形状が消失するのを防いだ。ガラス転移点より- 49 -

60nmL/S のシリコン型

ことで洗浄を行った。②単分子層離型剤
DURASURF HD-2101TH にディッピング後，エアブローを行い，1 日放置した。
上記離型処理後，表 3 の成形条件にて実験を行った。図 13 にニッケル型の断面形状示す。
計測には非接触三次元測定器を用いた。
図 14 に転写 12 回めの転写物の断面形状を測定した結果を示す。図中に記入した数字は，各500μm

頂点と谷の高さである。頂点の平均値から谷の平均値を引くと，ニッケル型は 0.4997μm，転写
図 12

物は 0.4814μm であり，高精度に転写が行われシリコン型から転写した COC 表面

た。
5.

結

言

（1）電子線描画装置による多重露光法によって任意の三次元微細形状を作製するプロセスを開発した。

図 13

ニッケル型の断面形状（2）ニッケル電鋳によるレジストパターンの転写技術を確立し，ピッチ 10μm 深さ
0.47μm の三角波を転写することが可能になった。
（3）メカニカルプレス方式によるナノインプ

図 14

転写物の断面形状

リント技術を確立し，サブマイクロ形状の量産技術が可能であることを示した。
参考文献
本研究は，(独)科学技術振興機構 JST イノベ

1）早乙女康典，“金属材料のマイクロ・ナノ

ーションサテライト新潟の実用化のための育成

成形法”，平成 18 年 1 月 20 日にいがたナ

研究課題「ナノメートル領域までの表面粗さ測

ノテク研究会定を向上させる標準面実量器の製作」において料実施されたものである。

- 50 -

第 5 回 MEMS 技術分科会資研究論文

ウェットブラストを利用したリフトオフプロセスの開発
健*

佐藤

丸山

英樹**

平石

誠***

斎藤

博*** 坂井朋之****Development of Rift-off Process using Wet-brust Technology
SATO Takeshi*，MARUYAMA Hideki**，HIRAISHI Makoto***，
SAITO Hiroshi***and SAKAI Tomoyuki****抄録

パルス細線放電法により試作したアルミナのナノ粒子でスラリーを作製した。このスラリーを使用したウェットブラストをリフトオフプロセスに適用して，金属配線のパターニングを試みた。従来のリフトオフプロセスと比較して，パターン形成が容易になるとともに，サブミクロンオーダーの微細パターンの形成も可能となった。さらに基板表面を保護する工程を付与することにより，ブラストにより生じるパターン表面の損傷を防止することができた。

1.

緒

言

ナノ粒子の作製方法の一つにパルス細線放電
法 1 ）がある。この方法では，金属細線にパルス電流を通電して蒸発させ，これが冷却する過程でナノ粒子を作製する。蒸発雰囲気を制御することで，粒子に有機物を被覆したり，金属だ
けでなく酸化物などの化合物も可能で，さらにエネルギー変換効率が高いため，低コストでナノ粒子を作製できる。
図1

本研究では，この方法で作製したアルミナ粒
子を微細加工に応用することを検討した。アル

リフトオフプロセス

膜した後，レジストを溶解することで所望のパミナ粒子を水に分散させたスラリーをウェット

ターンを形成する方法である。

ブラスト 2 ）の媒体として使用し，リフトオフ

エッチングでは，被エッチング材に合わせてへの適用を試みた。

エッチング試薬やガスを選択する必要があるが，リフトオフとは，薄膜のパターニング方法のリフトオフは，材質を問わないので簡便であり，一つである。図 1 に示すようにシリコンなどの基板にフォトレジストでパターニングしておき，その上からスパッタリングなどで金属などを成

ガスや試薬の使用量も削減できる利点がある。
ただし，レジストの溶解を容易にするために，レジスト厚を成膜材よりも極端に厚くする必要*

中越技術支援センター

があり，数 μm 以下の微細なパターン形成は困**

下越技術支援センター

難なことが多い。

***

研究開発センター

このプロセスにウェットブラストを適用する**** 企画管理室

ことでレジストの溶解を容易にし，サブミクロン以下の微細パターン形成を試みた。

- 51 -

インアンドスペース（以下，L＆S と記す）5μmのレジストマスクを厚さ 2μm で形成した。
その上から Cr，Au の順でそれぞれ 0.02μm，0.1μm の厚さでスパッタリングして，Au/Cr 薄膜を成膜した。
試料の成膜面にウェットブラスト処理を行った。この処理は，固定したノズルからスラリーを噴射させ，その下を試料基板を一定速度で通過させる方法で行い，その通過回数で処理量を調整した。条件の詳細を表 1 に示す。
図2

ウェットブラストの概要

2)

スラリーは，市販のアルミナ粒子（フジミインコーポレーテッド製 WA#10000，メディアン
径 0.5～0.7μm）を水に濃度 6wt%で分散させたものと，パルス細線放電法で作製したアルミナ
粒子（メディアン径 40nm）を高圧湿式ジェットミル（スギノマシン製スターバーストシステ
ム）で水に分散させた 2 種類を使用した。以下，
便宜上それぞれをミクロンスラリー，ナノスラリーと呼ぶ。
ブラスト処理の後，アセトン中で 2 分間の超音波洗浄を行い，マスクを溶解させ，さらにイ
ソプロピルアルコールで洗浄した。
ウェットブラスト処理をしない試料も同様に

図3作製し，上の試料とパターンの形成状態を比較

ウェットブラスト適用プロセス

2.

ウェットブラストの適用効果と粒径の影響

2.1

実験

した。
2.2

結果と考察

図 4(a)～(c)は，通常のリフトオフプロセスとリフトオフプロセスに対して，ウェットブラ

ウェットブラスト処理をしたプロセスで作製しストを適用した場合の効果の有無，ウェットブ

た試料を光学顕微鏡で観察したものである。

ラスト用スラリーに使用するアルミナ粒子の粒

図 4(a)に示すように，通常のリフトオフプロ

径の影響について評価した。

セスでは，マスク上の Au/Cr 薄膜の大部分が剥ウェットブラストの概要を図 2 に，これを適用した場合のリフトオフプロセスを図 3 に示す。
シリコン基板上にフォトレジスト（東京応化

離できず，L＆S パターンは形成できなかった。
図 4(b)，(c)は，それぞれミクロンスラリー，
ナノスラリーを使用したウェットブラスト処理

工業製 OFPR800-50cP）をスピン塗布し，ホッをしたプロセスで作製した試料である。

トプレートで乾燥させた。露光・現像して，ラブラスト処理回数をパラメータとして評価した結果，ミクロンスラリーでは 2 回，ナノスラ

表1

ウェットブラスト条件

リーでは 8 回の処理を行うことで，溶剤中での超音波洗浄でレジストマスクは溶解し，マスク

エアー圧（MPa）

0.2

スラリー圧（MPa）

0.18

図 5 は，レジストマスクを電子顕微鏡で観察

処理速度（mm/sec）

10

した写真であるが，段差部分が順テーパ形状にノズル～試料距離（mm）

15

上の Au/Cr 薄膜は容易に剥離した。

なっていることから，Au/Cr 薄膜のステップカ- 52 -

バレッジが良好と推測される。このような状態
は，溶剤のレジストへの浸透や，金属膜の不要部分の剥離を阻害すると考えられる。
このため，通常のリフトオフではパターンが形成されなかったと考えられる。
ブラスト処理をした試料は，このような順テーパ形状のマスクであっても，ミクロンスラリ
ー，ナノスラリーともにパターン形成が良好に
図5

レジストマスクの段差形状

図6(a)

通常のリフトオフ

Au/Cr 薄膜の表面状態
表2

表面粗さ

条件

Ra(μm)

Rz(μm)

ミクロンスラリー

0.027

0.178

ナノスラリー

0.009

0.096

通常のリフトオフ

0.003

0.025

できていたことから，ウェットブラストをリフトオフに適用する効果は大きいと考えられる。
図 6 にそれぞれの試料の Au/Cr 薄膜の表面状(b)

態を SEM で観察した結果を，表 2 に表面粗さ

ミクロンスラリーを非接触三次元測定機（三鷹光器製 NH-3SP）を用いて，レーザースポット径 1μm で測定した結果を示す。
ブラスト処理をしたものは，スラリーに含まれるアルミナ粒子が試料表面全体に衝突するた
め，処理しないものに比べ表面が粗くなる。
ミクロンスラリーによるブラスト処理は，損傷の程度が大きく，観察される欠陥サイズからサブミクロンオーダーの微細なパターン形成には適さないと考えられる。

(c)
図4

ナノスラリーによるブラスト処理は，パター

ナノスラリーン形成に要する処理回数が多くなるため，効率

ウェットブラスト適用プロセスの面でミクロンスラリーには劣るが，表面の損- 53 -

また，ブラスト処理をしない試料も同様に作製し，上と比較した。
3.2

結果と考察

パターン形成に要したブラスト処理回数は，16 回となり，前項の L＆S5μm のパターンに比べ増加した。
図 7(a)，(b)にブラスト処理の有無による試(a)

通常のリフトオフ

料の状態を示したが，前項と同様に処理の有無
でパターニング性に差が生じており，ここでもブラスト処理が有効であることが確認された。
処理回数については，L＆S5μm のパターンに比べ倍増したが，微細なパターンを形成するためにレジストマスクを薄くしたため，Au/Cr
薄膜のカバレッジが向上したことが原因と考えられる。
また，ナノスラリーを用いたウェットブラス(b)
図7

ウェットブラスト適用

トでは，試料表面の損傷は比較的少なかったが，L＆S0.5μm パターンの形成状態

パターンサイズが微細になったことで，相対的に目立つようになり，対策が必要である。

傷は大きく軽減されるため，微細なパターン形
成には適すると考えられる。
3.

サブミクロンパターンの形成

3.1

実験

4.

表面損傷改善のための新規プロセス

4.1

実験

前項のサブミクロンパターンを形成する際にナノスラリーを用いたウェットブラストをリフトオフに適用し，サブミクロンオーダーのパターン形成を試みた。
シリコン基板上に電子線描画レジスト（日本
ゼオン製 ZEP7000-22）をスピン塗布し，ホットプレートで乾燥させた。電子線による描画と現像を行い，L＆S で 0.5μm のレジストマスク
を厚さ 0.46μm で形成した。その上から Cr，Au の順でそれぞれ 0.02μm，0.1μm の厚さでス
パッタリングして，Au/Cr 薄膜を成膜した。
この試料に処理回数をパラメータとしてウェットブラストを実施した。
次に，ZEP7000-22 の専用溶剤（日本ゼオン
製 ZD-MAC）中で 2 分間の超音波洗浄を行っ

図8た後，イソプロピルアルコールで洗浄した。

- 54 -

新規のリフトオフプロセス

4.2 結果と考察
図 9 (a)，(b)は，それぞれ L＆S 5μm，0.5μmの試料について，SEM により表面状態を観察したものである。
保護層を形成した試料は，5μm，0.5μm の L＆S パターンともに表面損傷が全くない状態で形成できた。
また，パターン形成に必要なブラスト処理の(a)

回数は，保護層の有無で差がなかったことから，

5μmL＆S パターン

このプロセスでは，ブラスト処理の効果を減じることなく，表面損傷を防止できることがわかった。
本実験では，剥離時に一括に除去できることから，保護層をレジストマスクと同じ材料で形成したが，溶剤で除去できるものであれば，他の安価な材料も選択できる。
5.

結

言

(1) アルミナスラリーを使用したウェットブラ(b)
図90.5μmL＆S パターン

ストをリフトオフプロセスに適用すること

保護層の有無による表面状態

で，パターン形成が容易になった。
(2)ナノスラリーを使用したウェットブラスト

発生した表面損傷を改善するため，新規のプロにより，サブミクロンオーダーの微細なパセスを試みた。

ターン形成が可能になった。

図 8 に示すように，ウェットブラストを適用(3)ブラスト処理に先立ち，基板表面に保護層するリフトオフプロセスにおいて，金属薄膜をを形成することで，パターン表面の損傷を成膜した後，さらにレジストを塗布・乾燥して防止できることがわかった。

表面保護層を形成しブラスト処理を行う。
2，3 項と同様にシリコン基板に L＆S 5μm となお，本研究は，(独)科学技術振興機構の平0.5μm のレジストマスクを作製し，その上から成 17～20 年度育成研究課題「有機物被覆複合

Cr，Au の順でそれぞれ 0.02μm，0.1μm の厚さ

ナノ粒子量産用パルス細線放電装置開発」の一でスパッタリングして，Au/Cr 薄膜を成膜した。

環で実施したものである。

その上にマスク形成と同じレジストを同条件
でスピン塗布した後，ホットプレート上で乾燥させ，保護層を形成し，ブラスト処理をした。

参考文献
1) 長岡技術科学大学極限エネルギー密度工学

ブラスト処理回数は，2，3 項と同じく，L＆研究センターホームページ，パルス細線放S5μm の試料 には 8 回，L＆S0.5μm の試料には電法，（2009 年 3 月 23 日閲覧）

16 回とした。

http://etigo.nagaokaut.ac.jp/reaearch/PWD.htm

処理後，溶剤中で 2 分間の超音波洗浄をし，

2) マコー株式会社ホームページ，技術情報，

さらにイソプロピルアルコールで洗浄した。

（2009 年 3 月 31 日閲覧）
http://www.macoho.co.jp/r_technology/- 55 -

研究論文

画像処理を利用した鋳鉄品の外観検査の自動化についての研究
大野

宏*

内山

木嶋

祐太**

白川

正登*

照嘉****

中澤義人****

山森崇*

伊関

陽一郎***

正人****

田口圭一****

本田

Study on Automatic Surface Inspection of Cast Metals Using Image Processing
OHNO Hiroshi*，KIJIMA Yuuta**，SHIRAKAWA Masato*，HONDA Takashi*，ISEKI Youichirou***，UCHIYAMA Teruyoshi****，NAKAZAWA Yoshito****，YAMAMORI Masato****and TAGUCHI Keiichi****

抄録

鋳鉄品の外観検査を自動化するために，照明方法，画像処理方法，ロボットのハンドリングおよび鋳鉄品の供給装置について研究を行った。その結果，鋳鉄品の外観検査に適した照明方法と画像処理方法を開発した。また，供給装置と反転機構を開発し，外観に欠陥があるか判別する検査装置を試
作した。
1.

緒

言

②複雑形状であり，曲面，垂直面および溝など

鋳鉄品は複雑な形状部品を大量に製造できるがある。

ため，安価な量産部品として製造されている。

③製品番号として凹状または凸状の刻印を付け

しかし，鋳型に不具合が生じたり，鋳造条件がるが，欠陥との区別が難しい。

不適当だったりすると鋳鉄品に欠陥が発生する。
そのため，目視による外観検査が行われているが，検査員による個人差や疲れによるばらつきが生じるため自動化が望まれている。
このような背景から，画像処理を利用した鋳鉄品の外観検査に自動化について研究し，検査装置を試作したので報告する。
(a) 検査対象
2.

図1

検査対象

(b) 欠陥例

検査対象と欠陥例

検査対象は，砂型鋳造による鋳鉄品とし，生産量が多く 1kg 以下と比較的小型の物とする。
鋳鉄品には，画像処理による自動検査を難しくする次の特徴がある。
①鋳肌表面はざらざらしていて，欠陥部と正常部の区別が難しい。
*

研究開発センター**

下越技術支援センター***

県央技術支援センター
図2**** (株)三条特殊鋳工所- 56 -

システム構成上記鋳鉄品の特徴の影響を受けにくい検出方法を検討した。
今回は，産業用機械の部品であるピンクラン
クを対象とし，外観と欠陥例を図 1 に示す。このような表面上の凹状と凸状の欠陥を画像処理で検出する。
3.

外観検査装置試作した外観検査装置のシステム構成を図 2に示す。カメラで対象となる鋳鉄品を撮像し，画像処理用パーソナルコンピュータで画像を解

図3

連続供給機構析し欠陥の有無を判別する。照明には LED 照明を利用し，画像を撮像する時のみ点灯するよ4.

うパーソナルコンピュータで制御する。検査対

鋳鉄品の連続供給機構と反転機構

象となる鋳鉄品を連続供給装置にセットし，多鋳鉄品の外観検査を自動化するためには，こ関節型ロボットが 1 個ずつ保持し，カメラの下

れらを連続的に供給する仕組みが必要となる。

に移動させ向きを変えて全面を検査する。解析

小型で軽量な対象であれば，モータの振動を利する画像サイズは 640×480 画素である。また，

用して整列するパーツフィーダを使えるが，鋳本研究で検出する欠陥の大きさは縦横とも 1mm

鉄品のような中型・大型のパーツは振動で整列

以上，凹状の欠陥の深さと凸状の欠陥の高さはさせることが困難である。そのため，鋳鉄品を1mm 以上とする。

連続的に検査装置に供給する機構を製作した。

図4

反転機構

- 57 -

また，全面を検査するため，途中で鋳鉄品を反わかる。そのため，この高周波成分を除去する

転させロボットで持ち替える機構を製作した。

ため平滑系のフィルタ（平均値フィルタと中間値フィルタ）の窓の大きさを変化させた時の

4.1

S/N を計算した。平均値フィルタはある画素と連続供給機構連続供給機構の外観を図 3 に示す。螺旋状のその周辺の画素の平均値に，中間値フィルタは滑り台のような構造をし，1 番下の鋳鉄品をロ

ある画素とその周辺の画素の中間値に変換する。

ボットが掴むと，他の鋳鉄品の自重で全体が 1

計算結果を図 6 に示す。窓サイズが 4×4 画素の個ずつ下に滑り降りる。検査の前に，この連続

中間値フィルタで S/N が最大となった。

供給機構に鋳鉄品を多数セットしておけば，供中間値フィルタは，中間値の計算に並べ替え

給を含めて検査を自動的に行うことができる。

を行うた処理時間がかかるが，SIMD（Single
Instruction Stream Multiple Data Stream）を効果4.2

的に利用すれば，計算時間を約 1/10 に短縮でき

反転機構

全面を検査するために，鋳鉄品の片側をロボる。

ットハンドで保持するが，この保持した側に欠陥がある可能性もあるため，こちら側も検査す

6.

欠陥検出

る必要がある。そのため，滑り台のような構造

LED 照明を鋳鉄品の表面に照射してカメラにの反転機構を製作した。図 4 に示すとおり，ロ

取り込むと，欠陥部分には光が当たらず黒くな

ボットは最初にクランクの太い方を保持して細い方を検査し，その後，鋳鉄品を反転機構の右上で離すと鋳鉄品は左下に滑って円柱に細い方を上にして収まる。ロボットは，この細い方を保持して反対側の太い方を検査する。
5.

前処理

鋳肌の表面はざらざらしており，欠陥部と正常部の区別が難しいため，これらを区別しやす
くする前処理方法を検討した。
5.1

図5

評価方法

システム構成最初に前処理の評価方法について述べる。
カメラのある走査線の明るさの変動を図 5 に示す。欠陥部分の波形を検出すべき信号 S とし，
ノイズ N は正常部分の信号の標準偏差の 3 倍（3σ）とし，S/N を評価値とした 1)。この値が大きいほど，鋳肌表面のざらざらの影響が小さ
く欠陥部分を検出しやすくなる。
5.2

前処理フィルタ

先の図 5 に示すとおり，鋳肌の正常部分の信号は周期が細かく高周波の成分であることが

図6- 58 -

前処理フィルタの効果

る。これを画像処理で検出する。LED 照明の取り付け角度を約 60 度とし，撮像した原画像に4×4 画素の中間値フィルタ処理を加え，2 値化
して欠陥を検出した。2 値化には，照明の明るさの変動を考慮した動的 2 値化を適用した 2)。
また，欠陥を検出するためには十分強い光を照射する必要があるが，その領域が限られるため，

図7

固定 2 値化

図8

動的 2 値化

画像処理の領域を設定した。
6.1

動的 2 値化

照明の明るさは時間とともに変動するため，
2 値化のしきい値を決まった値にする固定 2 値化では，図 7 に示すとおり誤った欠陥検出をする可能性がある。そのため，平滑画像を生成し，原画像と平滑画像の差分を 2 値化した。その様
子を図 8 に示す。この方法は，照明の明るさ変動の影響を除去でき，安定した欠陥検出が可能となる。平滑化は原画像に 15×15 画素の平均化処理を行った。動的 2 値化は，場所によって明るさが異なる画像でも，平滑画像を利用することで傷や欠陥のみを検出することができる。
側面領域
6.2

領域設定

検査対象となる鋳鉄品は曲面のため，側面を検査する場合は明るさが場所によって極端に異なる。そのため，検査領域を設定する必要があ
図9

る。また，上面を検査する場合は，突起により

側面検査

側面領域

(a) 検査領域(b) 2 つの円の検出
図 10

上面検査

- 59 -

陰が生じるため，検査ができない領域が発生す

7.

実験と結果

る。同様に上面検査でも領域を設定した。側面

欠陥のある鋳鉄品を画像処理し，図 11 に側と上面どちらも検査領域が限られるため，検査

面検査の結果を，図 12 に上面検査の結果を示

対象をロボットで回転させて画像を取り込み，す。どちらも，左側は原画像，右側は検出結果

これを繰り返すことで全面を検査した。

である。側面と上面で凹状と凸状の欠陥を検出

側面を検査する場合の検査領域を図 9 に示す。

できることを確認した。ロボットハンドが鋳鉄

また，上面を検査する場合は図 10 に示すとお品を傾いた状態で保持すると，設定した検査領り，陰の部分や照明の弱い部分を検査領域から域から鋳鉄品がはずれてしまうため，鋳鉄品のはずし，図 9（a）の灰色で示す部分を検査領域

曲面に合わせたアタッチメントを製作し，ロボとした。さらに，凹状の文字は欠陥との区別がットハンドに取り付けて傾かないようにした。

難しいため，検査領域からはずした。検査領域

現在手元にある不良品のサンプル数は 10 個の設定は，画像のエッジを検出し，図 9（b）にと少ないため，次年度，本試作機を工場に持ち示すとおり，ハフ変換で検査対象の外側の円と込み多くの鋳鉄品を検査し評価を行う予定であ

突起部分の内側の円を検出し，2 つの円の位置る。

関係から文字の位置を算出した。ハフ変換では円の直径を指定して，計算時間を短縮した。

欠陥(a) 原画像(b) 検出結果
図 11

側面検査

欠陥

(a) 原画像(b) 検出結果
図 12- 60 -

上面検査

8.

結

言

参考文献

（1）平面型の LED 照明を使い強い光を照射す

1）染次孝博ほか，“鋳鉄部品表面の凹状欠陥ることで，凹状と凸状の欠陥がはっきり

自動検出システムの開発”，精密工学会誌,と表れた。

Vol.63，No.10，1997，p1412-1416．
2）石井明ほか，“画像処理応用システム”，（2）平滑化フィルタを用いて鋳鉄品の欠陥画
像の SN 比を向上させることができた。

東京電機大学出版局，2000，p156-160．

（3）動的 2 値化処理による欠陥検出で，鋳鉄品の良否の判別を行うことができた。

- 61 -

研究論文

匠の技を継承し発展させる技能伝承支援システムの開発
五十嵐

晃*

大野

宏*

中部

昇** 今泉祥子***

Development of Technical Skill Succession Support System
IKARASHI Akira*，OHNO Hiroshi*，NAKABE Noboru**and IMAIZUMI Shoko***抄録

新潟県の中でも，とくに県央地区の金属製造業では，研磨や鍛造，溶接等，自動化や機械化が難し
く，熟練技能者の技に大きく依存した製造工程であり，それらの技の伝承が大きな課題となっている。
そこで，当所において平成 19 年度に，IT，センサ，計測技術を利用することにより，金属製品製造
工程の中でも研磨工程における熟練技能者の技を初心者へ円滑に継承するための，技能伝承支援シス
テムを考案し，その試作を行った。そこで得られた技術をもとに，本研究では，研磨工程の現場において，その場で作業状況が確認可能な技能伝承支援システムを考案し，その基礎技術を確立したので報告する。また，加工と同様に匠の技と言われる検査工程への本開発システムの適用可能性について
も述べる。

1.

緒

言

成されている。本研究では，それらのシステム

様々な製造工程で重要な位置を占めている熟を作業現場において製造作業中に使用すること

練作業者に蓄積されていたノウハウの継承が企を想定し，(1)作業計測システムでは，リアル業の大きな課題となっている。そこで，平成

タイムに計測結果を表示できる仕様とした。一1)では，初期段階として，熟練

方，(2)画像評価システムでは，熟練技能者の技能者と初心者の作業についての計測可能性を加工物（以下，ワークと表記）と初心者のワー確認する目的で，両者の作業の計測および，作クの光沢のわずかな違いを強調する仕様とした。

業を経た製品の評価を行い，両者の結果に明らこれらの 2 つのシステムをまとめて，研磨作業

かな差異のあることを確認した。しかし，それの技能伝承支援システムとし，その基礎技術を

らは計測後，オフラインでデータを解析を行っ確立した。

19 年度の研究た後にようやくわかったものであったため，作さらに，上述の成果を踏まえ，製造工程のみ

業現場でリアルタイムに評価結果がわかるシス

ならず，検査工程における熟練技能者の技能継テムが求められていた。

承の，県内企業における現状とニーズに関して

そこで本研究では，作業現場において，技能調査を行った。そしてその調査結果をもとに，を短期間かつ高度に継承可能とすることを目的

本研究成果である研磨作業の技能伝承支援シスとした，新しい技能伝承支援システムの開発を

テムの基礎技術を検査工程に適用することの有行った。当該支援システムは，(1)作業計測シ用性について検討を行った。

ステムと，(2)画像評価システムの 2 つから構
2.
***

研究開発センター
県央技術支援センター***

下越技術支援センター

作業計測システムの開発

従来，技能の伝承は熟練技能者がその作業，
すなわち工具や工作物の動かし方を手本として- 62 -

見せる，あるいはそのノウハウを口頭で伝える

モーションキャプチャー
カメラといった方法が主に行われてきた。例えば，図データ入力・表示用PC

1 に示すバフ研磨においては，工作物全体を均一に研磨するためにワークの動かし方やバフに押し付ける際の力加減を微妙に調整して作業を行っているが，一般にこれらの情報を作業の初
ビデオ
マーカー

心者に伝えることは難しく，特にバフへ押し付
ける力加減については，見た目ではわからないワーク（ステンレス平板）
ワーク台（力覚センサ内臓）ため，口頭での伝承に限定される。
ワークの動かし方や力加減は，先の報告 1)に

図2

おいて熟練技能者と初心者間で差があることが

データ
ロガー

作業計測システムの概要

示されており，作業中においてこれらの情報をモニター，提示することは，熟練技能者の技能に算出し，PC 画面上にグラフィック表示できの教示，さらには初心者が作業する際のフィーるようにした。

ドバックのためのデータとして利用するのに有ワークに作用する荷重は，図 3 に示すように効であると考えられる。そこで，ワークの動か

ワーク台中に配置した 3 個の 3 軸小型力覚セン

し方や力加減をリアルタイムに計測し，PC のサ（テック技販製 USL06-5H-100N）によって画面上に表示するシステムを開発した。

計測した。センサの出力値はデータロガー（横作業計測システムの概要を図 2 に示す。シス

河電機製 WE-7000）を介してリアルタイムにテムはワークの動きを計測する装置とワークにPC に入力し，ワークへの 3 軸方向の作用荷重，

作用する荷重の計測装置，およびこれらのデー

およびその荷重中心を算出した。これらのデー

タを入力，表示する PC から構成される。ワー
クの動き・姿勢計測にはモーションキャプチャ

ワークー（NaturalPoint 社製 OptiTrackFLEX:V100）を用いた。自作のワーク台にビデオマーカーを取
ワーク台
(天板)

り付け，作業時におけるマーカーの三次元座標の変化を計測した。あらかじめマーカーとワー
クの位置関係を求めておくことによって、作業

３軸力覚
センサ

中におけるワークの位置，姿勢をリアルタイム

ビデオ
マーカー

ワーク台
(ベース)

バフ

ワーク

ワーク台

図1

図3

バフ研磨の様子- 63 -

3 軸小型力学センサと設置状況

Fz

荷重中心

Fｙ

Fx
Fzの時間変化ワーク

図4

作業計測中の画面の様子
図5

タは前述の PC 画面上に示したワークのグラフ
ィックに重ねて表示できるようにした。

3.2

画像評価システム

測定結果

作業計測中における PC 画面の一例を図 4 に熟練技能者と初心者が研磨したステンレス製示す。本計測システムにより，研磨作業におけ平板（100×200mm，厚さ 2mm）の輝度を，画るワークの動かし方や力加減をリアルタイムに像評価システムで測定した。その結果を図 6 に表示できるようになった。

示す。原画像とわかりやすくするために輝度を6 倍に拡大したものを並べた。また，表 1 は熟

3.

画像評価システム

練技能者と初心者の明るさの平均値とその分散研磨されたワークについて，表面の輝度とそを示す。これより，熟練技能者と初心者を比較のばらつきを画像評価システムで計測し，熟練

すると，熟練技能者の方が輝度が大きく，かつ，技能者と初心者の違いについて調べた。

ばらつきが小さいことがわかった。

3.1

画像評価システムの概要

試作した画像評価システムの概要を図 5 に示す。基本的には，研磨されたワークの表面の輝度を CCD カメラで測定する装置である。ワ
ークの表面は鏡のように反射するため，本装置
では，ハーフミラーを利用し，周囲の状況の映り込みを防いで，横側に設置してある LED 照(a)原画像(b)輝度拡大画像(c)原画像(d)輝度拡大画像

明の光をカメラの同軸方向から照射することが可能である。また，XY テーブルによりワークを移動させながら複数回に分けて画像を取り込
むことにより，面積の大きなワークに対応することが可能である。ここで，照明の強さやカメラのゲイン等により，カメラで得られる輝度は変化してしまうため，本装置は，複数のワークの表面の比較を行う場合は，それらを相対的に

図6比較できるシステムとなっている。

測定結果（(a)(b)：熟練技能者，(c)(d)：初心者）- 64 -

表1

表2

測定結果

熟練技能者

初心者

測定結果

ｻﾝﾌﾟﾙ A

ｻﾝﾌﾟﾙ B

ｻﾝﾌﾟﾙ C

輝度の平均値

195.64181.04

輝度の平均値

227.75231.14214.44

分 散

6.92

8.14

分散

8.91

8.22

4.09

3.3

競技会での評価

のせ，18 回に分けて測定を行い，平均と分散

金属研磨仕上げ競技会で研磨された 3 枚のを計算した。その結果を表 2 に示す。サンプル

サンプルを本システムで測定した。この競技会

B，A，C の順に輝度が大きくなり，また C はは，平成 20 年 11 月 8 日に燕市の「磨き屋一番

輝度は大きくないものの，ばらつきが小さくな館」で開催されたもので，一番館の研修生と外った。なおこの結果は，実際の審判員の目視に部から合計 19 名の参加があった。競技会の様よる評価と同様の結果となった。

子を図 7 に示す。課題は四角形，円および正三角 形 の 穴 の 開 い た

SUS304 の 平 板

4.

技能伝承支援システムの検査工程への適用（120×240mm）を制限時間 60 分以内に鏡面仕これまで述べてきた研磨作業の製造工程にか上げし，一部につや消しを施すものである。ワ

かる技能伝承支援システムの基礎技術を，検査

ークが大きいため XY テーブル上にサンプルを工程に適用させることの有用性について，県内企業を調査した。調査対象企業は，多岐に渡った。具体的には，表面処理，電機，スポーツ用品，米菓の各メーカーのほか，人工歯や歯茎，矯正装置といった歯科業界，および，大学である。
調査の結果，業種を問わず，検査工程の数値化への要求が大きいことがわかった。例えば，
現在熟練技能者が行っている目視検査の結果，言い換えれば，OK 品か NG 品かの判断基準が，初心者にはわかりづらいため，その基準の伝承(a)研磨工程が課題となっている企業が多かった。そのため，検査工程において，熟練技能者の目視検査を機器測定による数値結果と比較し，OK 品と NG品の境界が初心者にも理解できるようなシステ
ムを希望する意見が多数あった。初心者にはOK 品と NG 品を目視で比較しても，その違いがわからないということが現状である。装置測定により OK 品と NG 品の数値結果に明瞭な相違があれば，初心者にも容易に判断することが可能となる。
以上より，今回の調査から，検査工程に技能(b) 仕上げ工程
図7

伝承支援システムを適用することの有用性が明

競技会の様子らかになった。

- 65 -5.

結言（4）従来の目視検査工程を数値化し，技能伝（1）研磨作業における，ワークへの力加減等

承支援システムとして適用することの有の作業の計測結果をリアルタイムに PC

用性が明らかとなった。

上に表示するシステムを開発した。
（2）研磨作業を経たワークの表面の様子を画

参考文献

像で取り込み，輝度を拡大することで，

1）五十嵐

晃，大野

宏ほか“新潟の匠の技熟練技能者と初心者のワークの光沢の違を継承し発展させるための計測と制御に関いを強調させることができた 。

する研究調査”，工業技術研究報告書，37，（3）技能伝承支援システムを検査工程へ適用

2008，p24-26．

することに対して，県内企業のニーズは多業種に渡って非常に多いことがわかった。

- 66 -

研究論文

食品産業支援の化学チップ開発
永井

直人*

笠原

勝次*

平石

誠**

On-plate chromatographic spectroscopy using Marangoni and/or Poiseuille flow
NAGAI Naoto*，KASAHARA Katsuji*and HIRAISHI Makoto**

抄録

プレート上にカバーグラスをかけその中に試料溶液を導入することでマランゴニ流，ポワズイユ流，乱流を発生させ試料成分の自己組織化を誘導して，プレート上に散逸構造のトレースを形成させる手法を開発した。このトレースに各種分析プローブを投入することで，混合物の組成を簡便に低コストで分析できるようになった。赤外，ラマン，TOF-SIMS，MALDI-TOF/MS などによる検出を試みた結果を紹介する。

1. 緒
言
近年，食品異物や表示偽装などの「食の安全・Line-δ

Line-α安心」が注目されている。また，機能性食品とSpacer

いった食の高付加価値も注目されるようになっLine-γている。新潟県は高い食品ブランドを有しているが，今後，以上のような点に留意しつつ県内

Line-β

企業を科学的にサポートしていく必要があるとギョーザ事件に見られるように加工食品は一般に多図1

くの成分の混合物であり，その中から注目成分を取出して分析するのは非常に困難な問題であゴニ流を発生させ表面張力の違いによってプレこれらの問題は分析装置にかける際の前処理ート上での吸着位置を変化させて分離する新しで困難さの度合いが大きく変化する。そこで，

いシステムを提案し実証してきた 1)。今年度は我々は上記の問題に対応するために，主成分か分離効率を上げるためにさらにメカニズムの考ら微量成分まで分析可能で化学構造変化まで解察を行い，本手法を適用して実施した例を紹介

析するための新しい前処理法の開発を行ってきする。なお，本法は食品分野のみならず，工業，

た。さらに，食品産業ではこのような問題に時

農業，医療・バイオなどの多くの分野に適用で間とコストをかけることはできないので，迅速きることを目指した。

かつ低コストで実行できるシステムを構築する
ことを考慮した。

**

研究開発センター

化学チップシステムの構成概略図

中にサンプルと溶媒を挿入することで，マランと格段に難しくなる。

下越技術支援センター

Substrate Plate

昨年度はカバープレートを斜めに配置しそのる。さらに化学構造変化まで解析しようと思う*

Cover glass（

考えられる。しかし，一昨年度発生した

Solution

2.

原理

2.1

送液

図 1 には配置の概念図を示した。シリコン- 67 -

ウェハーなどのプレートの上にカバーグラスを高速に動いておりせん断応力が発生しているこ

傾斜をつけて配置し，そのすき間に試料を溶かとが分かる。

した溶液（必ずしも完全に溶けている必要はな

以上の現象から気液界面をせん断力を伴ってい）を導入して放置する。液の導入は，昨年度，流れる流体であることからマランゴニ流が発生

接触角測定装置を改造した装置においてシリン

していることが分かる。この流れは，気液界面

ジ先端をカバーグラスのすき間付近に溶液を滴において表面張力の大きい領域に向かって流れ下することで行った。毛細管現象によって自動が発生する現象であり，カバーグラスの基板と的にカバーグラス下に液が導入され，カバーグの隙間が小さい領域(line-γ 方向)で温度が低くラス外にはみ出すことはない。

なっているか，もしくは表面張力が大きい物質の濃度が高くなっているかのどちらか，あるい

2.2

は両方が起こっていると考えられる。Khrustalev

分離

図 2 は昨年度使用したブルーベリーエキスのと Faghri の分離圧を考慮した計算では隙間のメ

エタノール溶液をカバーグラス下に導入してカ

ニスカス領域の直径が小さい場合のその領域か

バーグラスの一端（図 1 の line-βに相当）をプらの気化による熱伝導効率が高いことが示されレートの真上から時間変化を追ったものである。

た 2）3）。すなわち、隙間の狭い領域周辺（line-γ

時間の経過とともに(a)→(h)となっている。今年

および line-γ に近い line-β 領域）で温度が低く

度は可視化を目的に比較的高濃度の試料を選なっていると考えられる。実際，放射温度計で択した。

計測すると 1℃程度低いこと

(a)

(b)

(c)
(a)

(d)

(e)

(f)

(g)

(h)

(a)

(b)

100 μm

1mm

図2

図3

ブルーベリーエキス成分の乱流

カバーグラス周辺のマランゴニ流が確認される。
最初，均一な溶液は次第に不均一になり「プこの状態で溶液がカバーグラス下で周辺に沿ロミネンス」領域が現れてくる(b)。このプロミってマランゴニ流によって物質移動が起こると，

ネンスは渦を形成し，その渦は次第に形を変え

ル・シャトリエの原理によってマランゴニ流をながら”下流”に流れていくのが観察される。

阻害するために高表面エネルギー物質の物理吸そして大きな渦から小さい渦へエネルギーを交着が隙間の小さい領域ではじまる。一方，上流換しながら次第に散逸していく様子が見える。

側では低表面エネルギー物質を物理吸着させる

しかし，ある領域から先へはその渦は進行しなことでマランゴニ流を阻害する傾向が発生する。

い。図 3 には「プロミネンス」が始まる直前の

それでもマランゴニ流は発生し続けるが，表面

カバーグラスエッジ部を拡大した画像を示した。

エネルギー物質が吸着しさらに隙間が狭くなっ周辺を走るパーティクル（図中矢印）に注目しているため，ある場所から流れ込んできた物質

約 0.3 秒後のスナップショットを図 3(b)に示しが散乱され流動が乱される領域が突如現れる。

た。粒子は周辺の気液界面をかなりのスピード

それが先に述べた「プロミネンス」であると考で移動し分裂しているのが観察される。液内部えられる。すなわち，ここで流動が散乱されての流動は非常にゆっくりであるが，気液界面は乱流が発生する。乱流の特徴としては最初に大- 68 -

きな渦が発生し、エネルギーを小さい渦に渡しで乱流を発生させその中で混合と再配列を起こていくが，そのプロセスではエネルギー散逸はす。一方，ベナール・マランゴニセルによってない。しかし，渦がどんどん小さくなって最終

集まってきた溶解されにくい成分はゆっくりと

4)

的にはエネルギーを散逸してしまう 。図 2 はマランゴニ流によって駆動されて，line-β ある
いは line-δ 上で吸着する。逆に，溶解度の高い

(b)
(b)

(a)
(a)

成分は最後までポワズイユ流によって駆動されて最後に表面エネルギーの大きい物質から析
出・吸着される。以上の一連のプロセスによって溶液の中に一様に溶解，分散していた成分は

(c)
(c)

(d)
(d)

プレート上に分離されていくと考えられる。

1mm
1mm

カバーグラス下に一様溶液を導入して放置しておくだけで，分離が起こっていくことは一見するとエントロピーが減少していくように見え

図4

るが。この過程の中で，溶媒の蒸発という非常溶液導入部付近に現れる渦構造に大きなエントロピー増加が起こっていること

その間に現れる「コヒーレント構造」を示してから，系全体としてはエントロピーが増加していると考えられる。このコヒーレント構造が形いるが，カバーグラス下の溶液で見ると非平衡成される間に物質の混合と再配列が起こる。

開放系となっており，部分的にエントロピーが

図 4 には隙間の最も大きい領域（line-α）で溶減少して不均一組織構造が現れたものと考えら

液が導入された後の気液界面の時間変化を示しれる。プリゴジンはこのような構造を「散逸構た。時間とともに(a)→(d)となっている。最初，

造」もしくは「自己組織化」と呼んだが 8)，本

均一に分散されていた溶液中の成分は次第に渦系では「散逸構造」のトレースが現れたものでを形成しながら集まっていく。最終的には集まあり，この「散逸構造のトレース」を分析に利って，マランゴニ流にのってカバーグラス周辺

用し，低コストの分離分析を達成しようという領域（line-β や line-δ）に流れ込んでいく。この点で革新的と考える。

ような現象は表面張力の不均一性のゆらぎによって形成されるベナード・マランゴニセルと考

2.3

ブルーベリー分離分析結果

流動が終了した後にカバーグラスを剥がし，えられ，それを溶液の断面で観察していること現れたシミを分析した結果を図 5 に示した。本になると考えられる 5）6）。
一方、溶液に非常に良く溶け込んでいる物質

実験では可視化が目的ではないので，低濃度試

は，最後まで吸着せず，最もカバーグラスの隙料にて赤外およびラマン分光分析を行った結果間が狭いライン上に相対的に表面エネルギーの大きい物質から析出・吸着していくことになる。
なお，この過程における流体の駆動は毛管現象の不均一性に基づくポワズイユ流である 7)。
以上をまとめると，カバーグラス周辺の気液
界面のプレート上にはマランゴニ流によって駆動された溶液成分が表面エネルギーの違いによって異なる場所に物理吸着され，さらに流動してきた物質は高表面エネルギー物質による散乱

図5- 69 -

ブルーベリーエキスの分離結果である。上図左から右へは吸着した成分の写真

脂）やアミド（タンパク）の位置とも一致してであるが，明らかに吸着物質の形態的な違いがいる。また、加茂産と黒崎産という米でほぼ同観察される。下図にはスポットで分析した赤外様な分布になっており、手法としての再現性もおよびラマンスペクトルを示した。昨年度の試確認される。加茂産と黒崎産ではリン酸の強度料をプレート上に置いた場合と同様に，飽和脂分布に大きな違いが認められる点が特徴である。

肪酸油脂，不飽和脂肪酸油脂，アントシアニン，

筆者の食べた感じでは加茂産の方がおいしく感

カロテノイドが分離して検出されていることをじられたが，リン酸濃度が影響している可能性

確認することができた。

が考えられる。あるいは産地の違いによる米の代謝成分の違いを反映したものとも考えられる。

3.

応用

タイ米を同様に分析すると油脂成分の中でもパ

以下では，上記の原理に基づいて分析応用を

ルミチン酸やステアリン酸由来の脂肪酸成分が行った例をいくつか紹介する。

多く検出される。これは文献で報告されている

3.1

結果とも一致しており 9)，また，タイ米ではケ

米

図 6 には県内の加茂産の米(a)と黒崎産の米(b)イ素濃度が高い傾向も見られるなど地域間の違を時間飛行型 2 次イオン質量分析装置

いを解析するのに利用できる可能性が高い。

（TOF-SIMS）で測定したマッピング分析の結本法では，油脂はいつもほぼ同様な位置に液果を示した。この手法は高い感度で表面 nm 深滴として吸着して残ることが確認できる。そこ

さのフラグメント（正および負）イオンを検出

で，それらの液滴に注目して新米，古米，古古することができる手法で，なおかつマッピング

米の油脂の化学構造変化を調べることができる

分析も可能である。図には油脂由来の成分のフかどうか確認した。図 7 には赤外分光分析とララグメント（上段）とアミンのフラグメント（右マン分光分析の比較結果を示した。赤外分析か下）およびリン酸（左下）とカリウムおよびカら油脂は古古米になると加水分解してエステル

ルシウムイオン（中段）のフラグメント分布を(1740cm-1)がカルボン酸(1710cm-1)となるが古示した。明るいところは濃度が高い領域を示し

米では新米との中間状態となっていることが分ている。油脂のフラグメントが現れる位置とアかる。一方、ラマン分光分析では C=C 結合が強ミンの現れる位置は明らかに異なっており分離

(a)

ester

が達成されていることが分かる。これは赤外分

0.01
carboxilic acid

光やラマン分光で分析されるトリグリセリド（油-log(I/I0)

year of the harvest

one year later

two year later

1900

1800

1700

1600

1500

1400

-1

Wavenumber (cm )(b)year of the harvest

500

Intensity

one year later

two year later

1800

1600

1400

1200

1000

-1

Raman shift (cm )図6

加茂産(a)と黒崎産(b)の米の

図7

TOF-SIMS 分析結果

新米，古米，古古米の構造変化(a)赤外，(b)ラマンスペクトル- 70 -

く現れるが(1640cm-1 付近)，C-H 変角振動の相では，ギョーザに対する重量比で示した場合と対強度を不飽和結合のそれと比較すると採取した溶液の体積から計算された絶対量とを-1-1(1350cm と 1260cm バンドの比)，不飽和度が示した。濃度ではラマン分光分析で 200ppm まで減少していくことが分かった。

検出可能で絶対量でもマイクログラムオーダー
は十分検出可能であった。TOF-SIMS などの質量3.2

メタミドホス／ギョーザ

分析を使えばさらに高感度に検出できると考え

最近「食の安全・安心」が大きく注目されるられる。

ようになった理由として冷凍ギョーザに農薬のメタミドホスが混入されていたことがあげられ

3.3

タンパク

る。それも，予想を超える濃度であった。さら

タンパクは食品のみならず医療やバイオ分野に牛乳にメラミンが混入されているなど，通常でもその分離と構造解析が注目されている。その製造工程の混入では想像できないような物質

こで，まずモデル系として水にアルブミンとリや濃度の場合があることが大きな問題となってゾチームを溶かした溶液を本法にて流動させ，いる。このようなケースでは分析する側も単に水がなくなったあとラマン分光にて分析した。

食品に関する知識だけではなく，工業製品や毒赤外分光では両者ともポリアミドとしての吸収物に関する知識も要求され，主要成分から微量しか現れず，判定するのに 2 次構造までの解析

成分まで分析可能な技術が要求されるようになが必要になるため，ラマンにて判定を行った。

っている。

ラマン分光ではリゾチームで 1560cm-1 にピーク

図 8 は市販の冷凍ギョーザにモデル的にメタが現れるため両者の区別が可能である。このピ

ミドホスを種々の重量比で混ぜてそのギョーザークはトリプトファンのインドール環の伸縮振を試験管に取ってエタノール：水=1：1 の溶媒で動のピークである。図ではシミの模式図とその激しく振とうさせた後にその液を本法にて流し位置およびそれぞれの位置でのラマンスペクト

たのちの分析の結果である。写真で特徴的なシルを示した。カバーグラスで傾斜のついている

ミはカバーグラスと基板との間の隙間が最も狭

e

b

a

Lysozymef

い最後のライン（line-γ）に現れる。メタミドホdcIntensty

スは水に良く解けるため最終的にはポワズイユ
流で駆動されて，その領域に現れるものと考えabられる。特徴的なシミ領域でラマンスペクトルcはメタミドホスを検出できることが分かる。図deAlbumin

f
1700

1600

1500
-1

Raman shift (cm )

図9

1400

1700

1600

1500

1400

-1

Raman shift (cm )リゾチームとアルブミン混合試料の分離分析結果

ところでは主にリゾチームが認められ隙間の最も狭くなっている端部付近でアルブミンが認められる。一方，隙間が最も狭いラインでは主にアルブミンが認められるもののところどころリ
ゾチームも認められるという結果になった。ア
ギョーザにメタミドホスを混入

ルブミンの水への溶解度が大きいことが主に効させた試料のシミとラマン分析結果

いているように思われるが，この分離はかなり

図8- 71 -

明瞭に現れる。しかし，他の複数のタンパクがに分析したが、プレート上で分離してそれぞれ混入している場合の分離と検出が出きるかといの成分を検出できたことから，多くのバイオ分

うことを検討するために，さらにラクトフェリ

野の試料に関しても比較的簡便に分離分析が可ンとカゼインを混ぜた試料を用意し実験を行っ能になるのではないかと思われる。

た。分離効率を上げるためにカバーグラス形状を工夫し加工を施した石英板を用意した。また，

4.

分析もマトリックス支援レーザー脱離時間飛行（1） カバーグラスをプレート上に傾斜をつけ型質量分析装置（MALDI-TOF/MS)を行った。

てその隙間に溶液を導入して溶媒を気化させこの分析はタンパクなどの非常に大きな質量をることで，溶質を自己組織化させて分離分析

持つ物質を分解せずイオン化して分析できる画する技術を開発した。

結言期的手法であり，島津製作所の田中耕一氏がノ（2）分離した成分を赤外，ラマン，TOF-SIMS，

ーベル賞を受賞したことで著名である。結果のMALDI-TOF/MS などの主要成分から微量成分，高質量成分の分析が可能であることを確
認した。

(a)

（3）食品はじめ，工業製品，農業，医療・バイオなど多くの分野に利用可能である。
参考文献
1）永井直人，笠原勝次，佐藤健，“食品産業支援の化学チップ開発”，新潟県工業技術総合研究所工業技術研究報告書，37 号，2009，

(b)

p3．
2）D. Khrustalev，A. Faghri，Int. J. Heat Mass
Transfer，38，1995，p3091．
3）D. Khrustalev，A. Faghri，J. Heat Transfer，118，
p725．
4）テネケス，ラムレイ，“乱流入門”，東海大
学出版会，1998．

図 10 分離タンパクの MALDI-TOF/MS 分析

5）E. L. Koschmieder，J. Fluid Mech，30，1967，

結果

p9．

(a)line-γ付近(b)line-β付近

6）E. L. Koschmieder，M. I. Biggerstaff，J. Fluid

一部を図に示した。やはり，リゾチームが傾斜

Mech，167，1986，p49．

のついているカバーグラス周辺に検出され，ア
ルブミンおよびカゼインは最も隙間の小さいラ

7）ドゥジェンヌ，ブロシャール・ヴィアール，インで検出された。リゾチームは質量数 14000

ケレ，“表面張力の物理学”，吉岡書店，

付近に，アルブミンは 44000 付近にピークが認

2003．

められている。また，カゼインは 27000 付近に

8）グレアゴール・ニコリス，イリア・プリゴジ認められている。比較的溶解度の高いラクトフ

ン，“散逸構造”，岩波書店，1992．

ェリンが隙間の大きい領域(line-α と line-β の交

9）石谷孝佑，大坪研一，“米の科学”，朝倉書店，1995．

差領域)で観察されている。
今回は構成物が分かっている試料でモデル的- 72 -

研究論文

高齢化社会に適した再生医療普及のための安価な培養システムの開発
明歩谷

英樹*

Development of Low Priced Culture System for Regenerative Medicine Spread thatis Appropriate for Aging Society
MYOUBUDANI Hideki*
抄録

再生医療に使用するための細胞培養用の柔らかい足場の開発を行った。ニット産地の持つ編み技術を用いて，編み組織を変化させた足場やエレクトロスピニング法を用いた複合足場など複数の足場を試作することができた。また，培養細胞との親和性をあげるため，ぬれ性を付与する加工方法を検討
した。
1.

緒

言
足場

高齢化社会に向けて疾病や事故などで失われ

治療部位
への移植

た身体の一部の機能を回復するための再生医療をより容易に普及させるため，細胞培養，足場，
増殖因子のそれぞれに新たな工夫を凝らし，低コストの培養システムの開発を行う。当センタ
ーでは，ポリ乳酸やポリグリコール酸などの生2

体内分解吸収性繊維を用いた柔らかい足場を開1発することを分担目標とする。

歯周組織の再生細胞培養

本研究は新潟大学，HOYA(株)，(株)ジュース，(株)佐文工業所，(株)ジャパン・ティッシ

図1

細胞培養足場ュ・エンジニアリング，新潟県工業技術総合研があるといわれ，より使い勝手のよいものへの究所がそれぞれテーマを分担し進めている JST

要求が強まってきている。我々は生体内分解吸育成研究による。

収性繊維を新潟県のニット産地が持つ技術を用
い編み立てることで，編み地状の足場を開発す

2. 軟素材用足場について
ポリ乳酸やポリグリコール酸などの生体内分ることとした。足場開発においてはこれまでに多くの論文などで紹介されている必要条件とし解吸収性として知られている繊維を用いて，細て，以下の 3 つがあげられている。①生体内に胞を培養する足場の開発を行っている。図 1 はアレルギー反応などの害を及ぼさない生体適合

培養足場の概略図を示す。これまでに商品化さ性があること。②培養後の移植の際に破断するれている足場にはコラーゲンなどを用いたゲルことがなく手術後体内に埋入し，ある一定期間状のものやポリ乳酸やキトサンなどを用いたス

後には体内で分解吸収されること。③細胞自体

ポンジ状のものなど，様々なタイプのものが登が足場から滑り落ちていかない細胞との親和性場してきている。しかし，それぞれに一長一短*を持つこと。

素材応用技術支援センター- 73 -

表1

生体内分解吸収性合成素材

高分子

構

造

－(O－CH2 －C)－ポリ（グリコール酸）∥
O－(O－CH－C)－

ポリ乳酸

｜

∥

CH3 O
ポリグラクチンポリ(ｸﾞﾘｺｰﾙ酸)／ポリ乳酸＝９／１－［O－（CH2）2 －O－CH2 －C］－

ポリジオキサノン∥
O－［O－（CH2 ）5－C］－

ポリカプロラクトン

∥

図2

O

組紐のコーティング状況

ング処理を施した組紐の拡大写真を示す。この2.1

処理を施した試料を培養班へ提供したところ，

生体内分解吸収性素材 1）2）3）

培養中に細胞が死滅してしまう結果となった。

この項では，一般的に使用されている，生体

よって，細胞培養にはコーティング処理は適さ内で分解し最終的に吸収されてしまう素材につないことがわかり，足場用素材としては未コー

いて紹介する。表 1 はその分子構造と特徴を示

ティング素材を使用することとした。

す。これら高分子材料は触媒や酵素により分解され，最終的には二酸化炭素や水に分解される。

3.

細胞培養用軟足場開発

先の項で紹介した試料を用いて，編み立てに
2.2 試料
生体内での安全性が確認されている点から縫よる足場開発を行った。
3.1

編み組織による開発

合糸として上市されている素材を入手し，これ

編み立て技術では「ループを作る／ニット」

を編み立てることで足場を作成することとした。

と「ループを作らない／ミス」の繰り返しや，

表 2 は，入手した縫合糸の商品名および物性値それぞれを組み合わせることによって立体的なを示した。比較試料として，工業用に使用され構造を作成することができる。この編み立て技ているポリ乳酸についても試験用試料とした。

術を使って，天竺編み地，ゴム編み地，2/2 切
り替え編み地，ニット・デニット編み地などを試料を検討していく中で，組紐タイプの縫試作した。図 3 は天竺編み地，図 4 はニット・合糸材料にはウイルスなどの異物の侵入を避け

デニット編み地を示す。

るため，糸表面にステアリン酸カルシウムなどをコーティング処理している。図 2 はコーティ

商 品名
ポリ グリ コー ル酸 繊維

太さ構造

熱 収縮 温度

２ ３０ ｄTex.

組紐

１ ２２ ℃

２ ８０ ｄTex.

組紐

９ ３℃

１ ０６ ｄTex.

モノﾌｨﾗﾒﾝﾄ

８ ３℃

８ ４ｄTex.

マル チﾌｨﾗﾒﾝﾄ

８ ４℃

ケイ セイ 医科 工業（ 株） 製

（PGA）

「 クレ イヨ ン」

ポリ グリ コー ル酸 ／ｼﾞｮﾝｿﾝ＆ｼﾞｮﾝｿﾝ（株） 製

ポリ 乳酸 共重 合体 繊維「 バイ クリ ル」（ PGA/PLA）
ポリ ジオ キサ ノン 繊維（PDO）

ケイ セイ 医科 工業（ 株） 製
「PDO

5－ 0」

ポリ 乳酸 繊維

ユ ニチ カファ イバ ー製（PLA）「 テラ マッ ク」

表2

試料一覧

図3

- 74 -

天竺編み地（PGA）

エレ クトロスピニング

不織布層

編み地層

図4

図5

エレクトロスピニング足場

図6

エレクトロスピニング複合足場

ニットデニット編み地（PGA）

糸素材：PGA（ポリグリコール酸繊維

以降

PGA と示す）
天竺編み地は編み目がはっきりわかり，比較的隙間が多いのに対し，ニット・デニット編み
地は，不規則な糸の転びによって隙間が少ない構造となった。このような立体的効果の異なる
編み地足場を作成することができた。この足場
によって，細胞の付き易さや栄養や酸素，排出物の行き来など細胞培養時に及ぼす影響については今後培養班と連携し調査を進めていく。
3.2

たため，培養実験までには至っていないが，このような複合足場の効果についても，今後素材

エレクトロスピニング法による複合化を変えて試験を実施していく。

細胞培養用足場において，エレクトロスピニ
ング法と呼ばれる数 μm～数 nm の直径を持つ糸3.3

または不織布を作成する技術が近年注目されて細胞培養用足場で必要とされている事項の一いる 4）5）。この項ではこのエレクトロスピニン

つとして，2.の項で示した③細胞との親和性がグ法を用いた複合化技術による足場の開発につあげられる。しかし，栄養素や老廃物の堆積ないて示す。図 5 は複合足場のモデルを示す。

どを考えると，一概にぬれ性がよいだけでは細皮膚組織自体も厚さ方向によって表皮細胞，

胞培養に適した足場とはいえないとの議論もあ

真皮細胞などのように特徴が変化することが知り，未だ適正な数値（接触角など）がわかってられている。このような厚さ方向への構造変化いない。そこで，電子線照射などの処理によっを足場の段階で加えることで，細胞培養への良てぬれ性を変化させた試料を試作し，足場のぬい影響が出ることを期待し，編み立てによってれ性と細胞培養への影響を調べる試料を試作し作成した母材の上にエレクトロスピニング法にた。

よる不織布を積層させた複合足場を開発した。
母材：PLA（ポリ乳酸繊維

ぬれ性向上

足場：・PDO（ポリジオキサノン繊維

以降 PLA と示す）

天竺編み地

PDO と示す）
・PLA

以降

天竺編み地

天竺編み地

電子線照射装置：岩崎電気（株）製

エレクトロスピニング層：PLA

LIGHTBEAM-L

EC110/15/70L

熱水処理：80℃温水中で 30 秒間浸漬

試作したエレクトロスピニング足場の拡大写

熱プレス処理：100℃

真を図 6 に示す。今回は工業用の PLA を使用し

間保持

- 75 -

30kgf/cm2 加重で 5 分

図 7 は編み地足場へ電子線を照射した試料，法の 3 種類の処理を行った。

熱水処理した試料，熱プレスした試料を作成し，素材：PDO

各試料の接触角を測定した結果を示す。PDO，

熱水処理：80℃温水中で 30 秒間浸漬

天竺編み地

PLA ともに電子線照射で接触角が微増する傾向

熱プレス処理：100℃

30kgf/cm2 加重で 5 分

間保持（ぬれ性が悪くなる）にある。PDO については，

図 9 は未処理の編み地を，図 10 は熱水収縮

熱水処理やプレス処理によって接触角が低下し後の編み地を，図 11 は熱プレス後の編み地のた。
また，図 8 は各素材の電子線照射量と引張り

拡大写真を示す。また，図 12 には各処理後の強度の試験結果を示す。電子線量増加とともに糸の直径を示し，さらには表面から見たときの破断強度（最大点荷重）は低下し，PLA につい穴の割合（空隙率）を示した。今回試験を行っては，270kGy ではさわるだけで破断するほどた各処理によって，条件を適宜選択することで強度低下してしまった。過度な電子線照射は取希望する編み目の大きさに調整できることが確り扱いを悪くするため，適度な照射が必要であることがわかった。以上のように、ぬれ性の異なる試料を多数試作することができた。
3.4

編み目空隙率について

細胞培養用足場へのもう一つの要望として，
栄養分や排泄物の出入りが可能である空隙が存在することもあげられる。この項では足場の空隙を制御する方法について示す。今回は，天竺
編み地，およびその編み地を熱水収縮させることで目を詰める方法，その後熱プレスをする方図9

PDO 編み地140.0

接触角（ °）

120.0
100.0
80.0
60.0
40.0
20.0
0.0
未処理

EB照射

80℃熱水処理

プレス処理

PDO

111.9

113.1

102.1

67.8

PLA

75.2

124.0

図7

各種処理とぬれ性の関係
図 10

PDO 編み地を熱水処理後

4.00

最大点荷重(cN/dtex.)

3.50
3.00
2.50
2.00
PLA

1.50

PDO

1.00
0.50
0.00
0

50

100

150

200

250

300

電子線量(kGy)

図8電子線量と強度の関係

図 11- 76 -PDO 編み地を熱プレス

80.0

350.0

70.0

300.0

60.0

250.0

50.0

200.0

40.0

150.0

30.0

100.0

20.0

50.0

10.0

0.0

0.0
未処理

８０℃熱水処理参考文献
空隙率（ ％）

糸の直径（μm）

400.0

1）玄丞烋，“バイオプラスチックの利用事例
医療用としての応用事例”，バイオプラス
チックの高機能化・再資源化，2008，p290298．

熱プレス処理2）澤田和也，“再生医療用バイオスキャフォ

糸の直径（μm）
空隙率（％）

図 12－ルド作成のための生体繊維処理技術の開発”，繊維と工業，Vol.62，No.5，2006，

各処理による編み目の大きさ

p155-156．

認できた。

3）陳国平，“生体組織工学のための新しい基盤材料”，AIST Today，2，2002，p8．

4. 結言（1） 各種縫合糸を入手し，これを用いた編み

4）谷岡明彦，“進展するナノファイバー技

地足場を試作した。その中で，コーティ

術 ” ， 工 業 材 料 ， Vol.56 ， No.8 ， 2008 ，

ング処理を施した縫合糸については細胞

p29-33．
5）Zheng-Ming Huang，Y.-Z. Zhang，M. Kotaki，

培養用足場に適さないことがわかった。
（2） 編み組織を変えた足場，エレクトロスピ

S. Ramakrishna，“A review on polymer na-

ニング法を用いて複合化した足場，ぬれnofibers by electrospinning and their applica-

性を変化させた足場などを試作した。

tions in nanocomposites ” ， Composites（3）編み地足場による栄養や排出物の行き来

Science and Technology，63，2003，p22232253．

を可能にする，空隙の大きさを制御するための方法を示した。

- 77 -

- 78 -

Ⅱ

ノート

- 79 -

- 80 -

ノート

マグネシウム合金板の精密打ち抜き加工技術
白川

正登*

本田

崇*

山崎

栄一*

Fine Branking Technology of Magnesium Alloy SheetSHIRAKAWA Masato*，HONDA Takashi*and YAMAZAKI Eiichi*

1.

緒

言

形状輪郭に沿って V 字型突起を設け，ばね力

軽量化，リサイクル性の観点から注目されてによりブランクを押さえる構造となっている。

いるマグネシウム合金のプレス加工に関する研

ばねは強弱 2 種類を用意し，板押さえ力を変え究が数多く報告されている。実際のプレス加工て比較実験を行った。弱いばねを用いた場合のでは，ブランク作製や穴加工のための打ち抜き加工等のせん断加工が伴う場合が少なくない。
マグネシウム合金は，常温におけるせん断加工
V字型突起付き板押さえ

時には針状または粉状のせん断くずが発生し，パンチ

安全上の観点から対策が必要であるとともに，ブランク（加熱）

切り口面の品質が劣悪なため，後工程において
ダイ

切り口の仕上げ処理が必要である 1）。また，
マグネシウム合金の精密せん断加工に関する報

評価試験片告は極めて少なく 2），非常に情報が少ないの

図1

打ち抜き加工イメージが現状である。
本研究では，AZ31 マグネシウム合金の打ち板押さえ抜き加工において，素材加熱を行うとともに，V字型突起打ち抜き形状輪郭に沿って V 字型突起を設けた板押さえを用いることにより，材料の拘束力を高め，切れ刃部の圧縮力を高めることで切り口面の品質の向上を試みたので紹介する。
2.

実験方法

2.1

供試材および抜き形状

パンチ
図2

板押さえ部外観

実験には，板厚 t=4mm の AZ31 マグネシウ
ム合金板を用いた。
2.2

金型および実験条件

図 1 に試験用金型による打ち抜き加工のイ
メージ図を，図 2 に実験に用いた金型の板押さ
え側外観写真を示す。板押さえには，打ち抜き
*

単位：mm

図3

研究開発センター- 81 -

打ち抜き形状およびブランク寸法

加工
温度
（℃）

板押さえ
V字型突起 なし

V字型突起 有り

板押さえ力 弱板押さえ力 弱板押さえ力 強

25

－

200

250

300

350

－

－

2mm
図4

切り口面の拡大写真

抜き始めから抜き終了にかけての板押さえ力は縁幅）は板厚同等の約 4mm とした。金型のパ

9kN～24kN，強いばねを用いた場合が 15kN～

ンチとダイのクリアランスは，ほぼ零クリアラ

33kN である。また，V 字型突起を設けない板ンスとした。加工温度は，室温および 200～

押さえによる打ち抜き実験を行い，切り口面の350℃とし，加熱炉で加熱したブランクをダイ比較を行った。図 3 に打ち抜き形状およびブラス上に位置決めし，設定温度にて打ち抜き加工

ンクの寸法を示す。実生産における材料歩留まを行った。加工には，サーボプレス（アイダ製りの向上を考慮し，さん幅（打ち抜き後残材のNS1-2000D）を用い，加工速度 40spm のクラン

- 82 -

クモーションとした。評価には，デジタルマイ
クロスコープ（ハイロックス製

KH-7700）を用い，切り口面の写真撮影を行った。
3.

結果と考察

図 4 に，各条件で打ち抜き加工を行った試験
片の切り口面の拡大写真を示す。室温ではいずれの条件でも切り口面に大きな割れが見られる。

(a) 300℃ V 字突起 有り

板押さえ力 弱(b) 350℃ V 字突起 有り

板押さえ力 弱加工温度の上昇に伴って，せん断面が認められるようになるものの 250℃までの温度域では，板押さえの V 字型突起の有無および板押さえ
力の強弱にかかわらず顕著な割れが残っている。
また，250℃以上の温度域では，切り口の板厚
中央部付近に，平滑ではあるが，せん断面とは異なり破面を押しつぶしたような面が見られる。
温度上昇による素材の延性増大，強度低下に伴
図5

いせん断時の亀裂発生の仕方に変化があるもの

切り口面および断面の拡大写真と推測される。加工温度が 300℃になると，切り口面の割れによる凹みが浅くなる。板押さえ

で，割れを抑えることができる。

に V 字型突起を設けた場合の方が，より割れ（2）V 字型突起付きの板押さえを用い，350℃の深さが浅くなる結果が得られた。本実験の範

以上の温度で打ち抜き加工をすることで，囲では，板押さえ力の強弱で切り口面の性状に割れのない切り口面を得ることができる。

明瞭な差は確認されなかった。350℃まで加工温度を上げ，V 字型突起有りの条件では，割れ謝

辞はほとんど確認できない。図 5(a)，(b)に，そ

本研究を実施するにあたり田辺プレス株式会

れぞれ 300℃および 350℃における V 字型突起

社様には，加工法および金型製作に関するご助有りの条件で打ち抜き加工したサンプルの切り言ご協力をいただき，深く感謝いたします。

口面およびその断面の拡大写真を示す。断面写
真でも，材料内部に割れは確認されない。特に，なお，本研究は，平成 20 年度都市エリア産

350℃の条件では，表面に微小な凹みが見られ

学官連携促進事業（発展型）長岡エリア「マグるものの，かなり平らな切り口面が得られていネシウム合金の次世代製品開発」の中で実施しることが分かる。このような平らな切り口面でたものである。

あれば，打ち抜き加工後の仕上げ工程が不要あるいはバレル加工等簡易な後処理で製品品質を参考文献

満たす場合も多数あると考えられる。

1）日本塑性加工学会，“マグネシウム加工技術”，コロナ社，2004，p91-101．

4.

結

言

2）古閑伸裕，羽斗一成，Ratchanee PAISARN，（1）加工温度 300℃以上の加工条件では，切“ AZ31 マ グ ネ シ ウ ム 合 金 の せ ん 断 ・り口面の割れによる凹みは浅くなる。特シ ェ ー ビ ン グ 加 工 ” ， 軽 金 属 ， 51 ， 9 ，に，板押さえに V 字型突起を設けること

2001，p452-456．

- 83 -

ノート

温間再絞り成形シミュレーションに関する研究
片山

聡*

相田

収平**

伸吾***

杉井

田村

信***

A Study on Warm Redrawing Simulation
KATAYAMA Satoshi*，AIDA Shuhei**，SUGII Shingo***and TAMURA Makoto***

1.

緒

言

表1

Hot Stamp 機能の主な制限事項

角筒絞りの工程設計については，すべり線場

ヤング率の温度依存性なし

1)

理論の有効性が報告されている 。しかし，す材料特性

熱ひずみの考慮なし
降伏関数は Hill'48，Hill'90 のみ

べり線場理論では成形の可否や板厚変化，加工硬化などが考慮されず，温間絞り成形のように伝熱解析

成形条件が多岐にわたる場合，最終的な工程設

大気中への熱伝達なし
板厚方向への温度分布は一定

計には幾度かの試作，実験が必要となる。
一方，温間絞り成形については，シミュレー
ション技術の有効性が報告されているが2)～ 4)

2.2，

有限要素モデル金型およびブランクの有限要素モデルは，すこれらは実験的研究としての意味合いが強く，べり線場理論を用いて設計された 3 次元 CAD

再絞りなどの多段成形については言及されていモデルより，PAM-STAMP のオートメッシングない。また初期工程設計は作業者の経験による機能を用いて作成した。分割密度は平面部がところが大きく，自動化・迅速化への障壁とな

2mm 間隔，曲面部が 15°間隔である。図 1 に金っている。

型の有限要素モデルを示す。なお，工程間の金本研究では両者の利点（すべり線場理論の持型再配置を容易にするため，ダイスは側壁を有

つ迅速な初期工程設計，シミュレーション技術

す第 1 および第 2 工程共通の一体構造とした。

の持つ成形予測）を融合させた工程設計手法のまた，金型については変形および温度変化のな

有効性を検討するため，角筒温間再絞り成形実い剛体として定義し，ダイスは全自由度を拘束，験および有限要素法による同解析を実施した。

パンチおよびしわ抑えは絞り方向並進自由度以外を拘束した。

2.

角筒温間再絞り成形解析

2.1 使用ソフトウェア
角筒温間再絞り成形解析には，伝熱－構造連成解析機能（Hot Stamp 機能）を有す ESI 社製
PAM-STAMP 2G 2007 を用いた。ただし，本ソフトウェアの Hot Stamp 機能には表 1 に示すような制限事項が存在する。

(a) 第 1 工程*

中越技術支援センター**

下越技術支援センター

図1*** 研究開発センター- 84 -(b) 第 2 工程

金型の有限要素モデル

2.3 材料モデル
ブランクに適用した SUS304 の主な機械特性

表3

摩擦係数

0.1

および熱特性を表 2 に示す。降伏関数は Hill'48

しわ抑え制御定隙間型を使用した。降伏後の塑性挙動は，万能材料

絞り速度10 mm/sec

試験機による引張試験 にて得られた各温度の

加熱側

373 K

冷却側

275 K

ブランク初期温度

293 K

接触熱伝達係数1500 W/m2･K

金型温度

応力－ひずみ曲線（図 2）より，プロット点を直接入力した。
表2

金型に付与した主な境界条件

SUS304 の特性値
表4

成形実験条件

ヤング率 (GPa)

190

ポアソン比

0.3

潤滑

油性潤滑材 G755B

質量密度 (kg/m3)

7850

しわ抑え制御定隙間

熱伝導率 (W/m･K)

16.7

絞り速度

10 mm/sec

比熱 (J/kg･K)

590

金型温度

加熱側

373 ±4K

冷却側

276 ±1K

較のため，成形品の板厚をボールジョイントマ
イクロメータおよびダイヤルキャリパーを用いて測定した。
4.

計算および実験結果

4.1

板厚分布比較

第 1 工程終了後の成形形状を図 3 に，第 2 工
程修了後の成形形状を図 4 に示す。外観的な特図2

徴は両工程とも実験，計算とも一致しているこ

SUS304 の応力－ひずみ曲線とが分かる。
2.4 計算条件
金型に付与した主な境界条件を表 3 に示す。
PAM-STAMP では，剛体（金型）のエンタルピは計算されず，常に初期温度を保つよう設定される。接触熱伝達係数は非接触状態では距離関数による熱伝達として，接触状態では圧力関数(a) 計算結果(b)実験結果
図 3 第 1 工程終了後の成形形状による熱伝導として取り扱われるが，本計算では距離関数のみに依存するよう設定した。
また，工程間におけるブランクの応力解放および冷却については考慮せず，第 1 工程終了時の接触および温度状態を保ったまま，第 2 工程へと移行するよう設定した。
3.

角筒温間再絞り成形実験(a) 計算結果(b)実験結果
図 4 第 2 工程終了後の成形形状

成形実験条件を表 4 に示す。計算結果との比- 85 -

第 2 工程終了後の板厚分布比較を図 5 に示す。
短辺フランジ近傍にて値が離れるが，全体的な傾向としては一致しているといえる。特に長辺側では傾向，値ともよく一致している。

図6

第 2 工程における破断形態（2）すべり線場理論にシミュレーション技術(a) 長辺中央による成形可否検証を加えることで，より迅速かつ実用的な工程設計手法となり得ることを示した。
なお，本研究は平成 20 年度戦略的基盤技術
高度化事業の成果の一部であり，経済産業省の委託を受けて実施したものであることを付記す
る。

図5

参考文献

(b) 短辺中央
第 2 工程終了後の板厚分布

1）桑原利彦ほか，“四角筒容器多段絞り金型の 自 動 設 計 ” ， 塑 性 と 加 工 ， 30 ， 337 ，

4.2

1989，p227-233．

成形可否判断4.1 のとおり，すべり線場理論を初期工程設

2）下村修ほか，“有限要素法を用いたマグネ計に用いた温間絞り成形解析は，実験結果とよシウム合金板の温間深絞りにおける温度条

く一致した。ただし，成形条件によっては図 6

件の検討”，第 55 回塑性加工連合講演会資に示すような成形不良が発生することが，実験，料，121，2004，p121-122．

解析とも確認された。破断個所については実験

3）宅田裕彦ほか，“AZ31 マグネシウム合金と解析にてよく一致しており，成形可否判断お板の温間深絞り加工の有限要素解析”，塑

よび成形条件の最適化にシミュレーション技術

性と加工，47，541，2006，p41-45．

が有効であるといえる。

4）永倉寛巳，“プレス成形シミュレーション技術を駆使した高効率プレス成形技術の開発”，佐賀県工業技術センター研究報告書，

5. 結言（1）すべり線場理論が温間絞り成形において

2008，p17-21．

も有効であり，初期工程設計の迅速化に大きく寄与することを示した。

- 86 -

ノート

プレスシミュレーションにおける材料特性の逆解法に関する研究
須貝裕之*

Reverse Analysis of Material Property for Stamping Simulation
SUGAI Hiroyuki *1.

緒言
有限要素法によるプレスシミュレーションは圧延方向に対して平行と直角の2方向からそれぞ
れ切り出し，材料特性の異方性についても調べ

プレス成形の試作コストと時間を低減する技術た。試験速度は5 mm/minとした。試験結果を図1にしめす。
圧延方向の違いにより加工硬化特性に違いは見られるが，その差は2.5～5%程度とわずかであった。そこで今後行うシミュレーションでは，として，中小企業においても普及が進みつつある。シミュレーションを行う際に必要なデータにプレス材料の加工硬化特性がある。この特性は主要材料の一般的な値であれば解析ソフトウ

これらの試験結果の中間的な特性となるよう加工硬化特性近似式の各係数を決めた（表1）。

エアにあらかじめ登録されているが，実際には同じ規格の材料でも組成や加工履歴等によって

120

特性が異なる。したがって個々に特性を調べる

100

真応力 N/mm2

方が解析精度も向上するが，材料試験機を持たない企業では容易でない。そこで既存のプレス成形の結果から加工硬化特性を逆算できれば，企業でもプレスシミュレーションの精度を向上させることができ，シミュレーションを導入しやすくなる。

80
60
圧延平行

40

圧延直角

20
0

本研究ではプレス成形結果とプレスシミュレ

0ーションより材料の加工硬化特性を推定する手

0.1

0.2

0.3

0.4

真ひずみ
図1 材料試験結果

法について基礎的検討を行った。ここでは成形時に得られるパンチ荷重やフランジ直径などの3.

成形結果のうち加工硬化特性の変化に対して大シミュレーションの解析設定が計算時間と精度に結果に与える影響
今回の解析には動的陽解法有限要素法ソフト

きな影響をうける，すなわち加工硬化特性を逆算しやすい成形結果について調べた。

ウエア LS-DYNA ver.970 を使用した。このソフ
2. 加工硬化特性を得るための引張試験
実際の材料の加工硬化特性を調べるため，ア

トウエアでは動的陽解法に特有の解析設定項目

ルミニウム圧延材の引張試験を行った。材料は純アルミニウムA1052-Oで板厚は0.8mm。試験片の形状はJIS Z2201の13B号とした。試験片をな影響を及ぼすことが経験的にわかっている。

があり，その設定が解析時間や解析精度に大き最初にこの影響について確認するため前項で行った引張試験を再現した解析モデルを作成し，各種設定と計算精度・解析時間の関係を調べた。

*

中越技術支援センター- 87 -

図 2 に解析モデル，表 2 に今回調べた解析パラ

4.

メータの種類とそれによる解析時間・解析精度

加工硬化特性近似式の係数が深絞り加工結果に与える影響

実際の深絞り試験から得ることが容易なデー
ターには，加工中のパンチ荷重，加工前にブランク表面に描いたスクライブドサークル 1) を測定することにより得られる成型品のひずみ量，そして加工終了後の成型品フランジ部の直径がの結果をしめす。ここでは特に設定を行わない場合の解析結果（標準解析モデル）を計算誤差と計算時間の基準とした。この解析モデルでは最大ひずみ量が 0.23 を越えると図 3 のような解析精度を悪化させるアワーグラスモードが発生考えられる。ここではどの結果が加工硬化特性の逆算に有効かを検討するため，円筒深絞りシ
ミュレーションにおいて表1にしめす2つの係数
Fとnをそれぞれ±10%変化させ，この変化が上記
3つの結果に及ぼす影響について調べた。

することが確認されている。そこで「アワーグラス制御」*1，「マススケーリング」*2，「完全積分」*3 の 3 条件で解析を行った。計算の結果「完全積分」の条件が，アワーグラスの発生を抑制し,かつ最も計算誤差が小さい結果となった。

表2

その反面，計算時間は 3 倍以上に増加してしま

解析パラメータの種類
標準
解析ﾓ
ﾃﾞﾙ

う。これに対して「マススケーリング」の場合，解析上の材料の質量密度を実際の 100 倍にする
*1
*2

*3

アワーグラスの発生を押さえる解析パラメータ
材料の質量密度を大きくすることにより 1 ステップあたりの解析時間を大きくしトータルでの解析時間を短縮させる解析パラメータ
要素内の積分点を増加させた解析パラメータ

表1

加工硬化特性

強化係数 Ｆ145

加工硬化指数 ｎ

0.27

完全
積分

ｱﾜｰｸﾞﾗｽ制御

×

○

×

×

ﾏｽｽｹｰﾘﾝｸﾞ

×

×

○

×

完全積分

×

×

×

○

計算誤差

0%

-8%

-5%

-2%

*4

なし

なし

なし

16min

2min

71min

ｱﾜｰｸﾞﾗｽ発生

△

計算時間

20min

σ ＝Ｆε ｎ近似式

ｱﾜｰｸﾞ ﾏｽｽｹ
ﾗｽ制 ｰﾘﾝｸﾞ御*4 ひずみ量0.23付近からアワーグラス発生

寸法JIS Z2201 13B試験片の1/8
10

6.25
50
奥行き0.4mm（要素分割１）
密度：2.7×10-9ton/m3 (2.7g/cm3)
図2

図 3 試験片つかみ部に生じたアワーグラスモード
パンチ

材料試験解析モデル

しわ抑え
荷重 10kNと，計算時間は 1/10 に短縮される。また計算誤
φ 40

差も-5%と完全積分には及ばないものの大きな差ではない。以上の結果より，本研究では解析の迅速性を優先するため，マススケーリングをr5

適用して円筒深絞りシミュレーションを行うこ

r5
φ 43

ととした。
素材

ダイス

材料と金型の摩擦係数 0.05

図 4 円筒深絞り解析モデル- 88 -

0.03
0.02
0.01
0
-0.01
-0.02
-0.03
F-10%

図5

F+10%

n-10%

15%

標準に対する最大パンチ荷重差

標準に対するフランジ半径差 mm

0.04

n+10%

10%
5%
0%
-5%
-10%
F-10%

標準条件に対するフランジ半径差（パンチストローク 10mm）

図7

F+10%

n-10%

n+10%

標準条件に対する最大パンチ荷重の差荷重にして±420Nとなり，ロードセル等を用いれば実用的に検出可能であるという計算結果が得られた。今回の結果を実際に適用する場合以下の手順となる。
まず既存の金型でプレス成形を行いパンチ荷

節点数は1385である。最初に表1の加工硬化特性の係数F，nを変化させない条件（標準条件）で計算を行い、次に係数F，nを変化させて計算を行って標準条件との差を調べた。図5～7に成形終了後のフランジ半径，成型品表面のひずみ量，
パンチ荷重それぞれの標準条件に対する差をしめす。係数F，nが±10%変化するのに対して,フランジ直径と成型品表面のひずみ量の変化はそれぞれ±30μm，-0.6～+1.4%とわずかで実際に測定するのは困難である。一方パンチ荷重は±9%，重をロードセルで測定する。次にプレスシミュ
レーションにて実測したパンチ荷重と同じパン
チ荷重が得られるまで係数Fとnの値を変化させる。これにより材料試験を行うことなく，材料の加工硬化特性を得ることができる。得られた値を使って異なる金型形状での高精度なプレス
シミュレーションが可能となる。

標準に対する各部のひずみ量差

図4に解析モデルをしめす。実在する円筒深絞
り金型と同じ寸法とし，金型はシェル要素，材
料はソリッド要素とした。今回の解析では材料の異方性は考慮しないので，形状の対称性より4分の1の部分のみをモデル化した。要素数は944，

2.0%

パンチ進行方向ひずみ

1.5%

円周方向ひずみ

0.5%
0.0%

させる場合，マススケーリングを適用することにより計算精度の低下を-5%程度に留め，かつ計算時間を1/10に短縮することができる。

0%

-1.0%
F-10%

図6

F+10%

結
言
加工硬化特性近似式の係数の変化がプレス成
形結果に与える影響をシミュレーションにより調べた結果，以下の結論を得た。
(1)実際のプレス成形のデータをもとに材料の加工硬化特性を推定する場合，成形中のパンチ荷重を利用するのが有効である。
(2)動的陽解法有限要素法の解析設定項目を変化

1.0%

-0.5%

5.

n-10%

n+10%

標準条件に対するひずみ量の差

参考文献
1)中村和彦他,"ﾌﾟﾚｽ絞り加工",日刊工業新聞社,p5.

- 89 -

ノート

難削材の加工技術研究須藤

貴裕* 相田白木

収平** 石川和範*** 久保淳** 中川知巳*** 深堀昌幸* 樋口智*英明***

A Research of High Speed Milling of Titanium Alloy
SUTOH Takahiro*，AIDA Shuhei**，ISHIKAWA Atsushi**，NAKAGAWA Masayuki*，HIGUCHI Satoru*，
SHIRAKI Kazunori***，KUBO Tomomi***and FUKABORI Hideaki***1.

緒

チタン合金（Ti-6Al-4V）と鉄の物理的性質を示

言

近年，医療産業や航空機産業およびエネルギ

す。チタン合金は鋼などの鉄系材料に比較してー産業などで多く使用されているチタン合金の耐食性，耐熱性，引張強さなどで優れた性質を

切削加工技術が注目されている。チタン合金は持っている反面，切削加工する場合はこれらの難削材であり，切削加工においては，高トルク特性が工具寿命を短くする原因となる。具体的タイプの主軸を搭載した高剛性の工作機械を用な特徴を以下に示す。

い，大量の冷却液を用いた加工が常識となって

1)

高温強度が高いことから切削抵抗・切削温いる。こうした加工では，荒加工から仕上加工

度が高く，また切削応力が切れ刃近傍に集に至るまでに何十種もの工具を使用することも中する
2)

少なくなく，また高トルクタイプの主軸により熱伝導率が低いために刃先に熱が蓄積し，強引に切削するため，工具寿命も短く，同じ工さらに化学的に活性であるため凝着摩耗が具を何本も用意し，次々と工具を交換すること進行しやすい3)もしばしばである。これは，工具費の増加はもヤング率が鋼の約1/2と低い上に，鋸状切り

ちろん，多種類の工具を使用するために多くの屑の発生に伴ってびびり振動が生じやすい

時間を CAM 操作に費やすことになり，低コス

チタン合金の切削で特に問題となるのは切削

ト化を進めるうえで重大な課題となっている。

に伴う熱である。図 1 に切削により発生する熱本研究では，これまで蓄積した小径ボールエとその流れを模式的に示す。チタン合金を切削

ンドミルによる金型の高速ミーリング加工技術したときの切削温度は，同一切削条件で S45Cの知見をもとに，荒加工から仕上加工まで必要を切削した場合に比較すると約 200℃も高い 1）。

最小限の工具種類で加工する同技術をチタン合

また，チタン合金は熱伝導率が小さいために切金に適用し，実加工時間や工具費の低減はもと

削熱が工具に蓄積しやすい。超硬工具による切より，CAM 操作に費やす時間の大幅な低減に削の場合，S45C では発生した熱が工具側と切り取り組んだ結果を報告する。

屑側に伝わる比率は 1：1 であるのに対して，チタン合金の場合は 4：1 と工具側に伝わる比率が2.

非常に高いことが知られている 2)。以上の点か

チタン合金の切削性表 1 に代表的なチタン合金である α―β 型のら，チタン合金の切削では切削速度を低くして*研究開発センター

切削温度を下げること，また大量の冷却液を用**

下越技術支援センター

いて工具の温度上昇を防ぐことなどが重要とさ***

株式会社山之内製作所

れてきた。

- 90 -

表1

チタン合金と鉄の物理的性質

チタン合金(Ti-6Al-4V)
4.42
比重1,540 - 1,650
溶融点（℃）
113
ヤング率(Gpa)
7.5
熱伝導度（W/m℃）
熱膨張係数
8.8
（×10-6/℃）

鉄
7.9
1,530
192
62
12

図2

ボールエンドミルによる切り屑形状

工 具 径 ： 小
接 触距離 ： 短
切 り 屑 ： 厚
温
度 ： 低

切 り屑
工具
摩擦熱

エンドミル
塑性変 形熱

図1

3.

Sz

被削材

Sz

R d 切り込み

切削により発生する熱とその流れ工 具 径 ： 大接 触距離 : 長
切 り 屑 ： 薄温度 ： 高

小径ボールエンドミルの適用
金型など高硬度材の加工においては，小径ボールエンドミルによる高速ミーリングが大きな
図3

効果を持つことが明らかにされているが 3)，チ

工具径の違いによる切り屑の模式図

タン合金の切削においてはボールエンドミルが使用されることは少ない。これは自由曲面の創えることで，切削による熱の発生量とその流れ

生が求められる場合以外はそれを積極的に活用を細かくコントロールすることが可能である。

する必然性がないこと，また中心に切れ刃を持つづいて，図 3 に使用する工具径の違いによつボールエンドミルの切削機構が複雑であり，る切り屑の模式図を示す。切れ刃 1 枚あたりの加工精度や加工品質の点で問題視されやすいこ

送り量を一定としたとき，比較的大径のエンドとなどによる。しかし，その複雑な切削機構をミルを用いた場合には，切れ刃と被削材の接触

逆手にとれば，問題解決の有効な手立てになる。

距離が長くなり，生成される切り屑厚さが薄く

図 2 にボールエンドミルによる切り屑形状を示なる。一方，小径エンドミルを用いた場合には，す。ボールエンドミルでは切れ刃の幾何学的な接触距離が短くなるとともに，切り屑厚さが厚形状から切削速度と切り屑厚さが連続的に変化

くなることがわかる。このことから，小径エンするため，切込み深さや 1 刃当たりの送りを変ドミルを適用することにより，切削による熱の- 91 -

発生量を少なくすることができるほか，切り屑

距離 50m における主軸動力の最大値を 100 とす

厚さを厚くすることで切り屑の熱容量が大きくる値で表し，120 を超えた時点で寿命と判断しなり，より多くの熱を切り屑へ伝導させること

た。

ができる。

各加工条件における切削距離と主軸動力値おこうした点からチタン合金に小径ボールエン

よび逃げ面摩耗幅の関係を図 4 に示す。切削速

ドミルを適用した場合，従来の加工法のように度が最も遅い条件 1 では切削距離 1,000m にお大量の冷却液を必要とせず，ドライまたはセミ

いて，主軸動力値および逃げ面摩耗幅ともほと

ドライによる加工が可能であるほか，工具や被んど増加せず，相当な長寿命が期待できる。条削材に切削による熱が蓄積しないことから，切件 1 と比較して 1.4 倍の切削速度とした条件 2

削速度を高めた高速ミーリングが可能と考えら

では，切削距離の増加に伴い緩やかに主軸動力れる。

値，逃げ面摩耗幅とも増加しているが，切削距
離が 2,900m におよぶまでの主軸動力値は 120

4.

研究内容

に到達していない。条件 1 と比較して 1.8 倍と4.1

切削加工条件の検討

最も高速な切削速度である条件 3 では，切削距

チタン合金の高速ミーリングに適した切削加離の増加に伴い，急激に主軸動力値と逃げ面摩工条件を検討するため，切削速度の違いによる耗幅が増加していることがわかる。切削距離

工具寿命を比較した。一辺が 43mm，深さ 15mm

450m において主軸動力値が 120 を超えたためのポケット形状を加工することで行った。なお，寿命と判断した。前述のとおり，条件 1 では条

工具の突き出し長さは 20mm とした。加工には件 2 を超える相当な長寿命が期待できるが，実主軸に空気静圧スピンドルを搭載した NC フラ

際の加工において工具費と単位時間当たりの機

イス盤を用いた。NC フライス盤の主な仕様を

械費を考慮すると，トータルでの加工費低減に

表 2 に示す。工具は TiAlN 系コーティングを施

はつながらないと判断し，実験を中断した。図した市販の直径 6mm のボールエンドミルを使

5 に実験を終了した時点での工具切れ刃部分の用した。切削速度は基準となる条件 1 の切削速写真を示す。条件 1 では切れ刃部分は初期摩耗度を 1.0 とした場合，条件 2 は 1.4，条件 3 では程度である。条件 2 では，境界部での摩耗が進1.8 とした。送り速度は 1 刃あたりの送り量が一行しており，条件 3 の工具では，先端部，境界定となるように設定し，オイルミストを使用し部ともに摩耗が進んでいる。

たセミドライ加工とした。なお，ここで設定しここで、図 6 に各加工条件において、部品加た切削速度と送り速度はエンドミルの一般的な工にかかる加工費を試算した結果を示す。部品

推奨加工条件と比較すると数倍以上の値である。

の加工に要する切削距離を 9,000m とし，工具工具寿命の判断には切削に用いたフライス盤の費は 5,000 円/本，機械費は 3,000 円/hr とそれぞ

主軸動力値と工具の逃げ面摩耗幅の両方を用いれ仮定した。なお，条件 1 では，相当な工具寿た。主軸動力値は，各条件において最初の切削命が期待できるため，工具寿命を 9,000m とし，

表2

工具は 1 本のみですべて加工できるものと仮定

NC フライス盤の主な仕様

主軸形式
主軸回転数 (min-1)
最大切削送り速度 (mm/min)
制御装置
移動指令最小値(mm)した。図に示したとおり，条件 3 では加工時間

空気静圧スピンドル

は短く機械費は最も安くなるが，工具寿命が短

5,000～50,000

いために工具費が著しく増大し，トータルでは

20,000

最も高価になった。一方，条件 1 では工具費はTOSNUC-888.2

最も少なくなるものの，加工時間が増大するた

0.001

めに機械費が増大する。条件 2 においては，工- 92 -

130

0.16
0.14

120
0.12
115
0.1

110
105

0.08
条件1（主軸動力値）

100

0.06

条件2（主軸動力値）
95

条件3（主軸動力値）

切削速度比
条件1=1.0
条件2=1.4
条件3=1.89085

条件2（逃げ面摩耗幅）

500

1000

1500

0.02

条件3（逃げ面摩耗幅）

80
0

0.04

条件1（逃げ面摩耗幅）

2000

2500

0
3000

切削距離(m)

図4

各加工条件における切削距離と主軸動力値および逃げ面摩耗幅の関係(a)条件 1

先端部(b)条件 1

境界部(c)条件 2先端部(d)条件 2

境界部(e)条件 3

先端部(f)条件 3境界部

図5

試験終了時の工具- 93 -

逃げ面摩耗幅（mm）

主軸動力値（初期値を100とする）

125

200

費用（千円）

150

条件
切削長
工具費
機械費
工具寿命

100

50

9,000m5,000円/本
3,000円/hr
条件1 9,000m
条件2 2,900m
条件3
450m

機械費
工具費
工具費+機械費

0
0.8

1.0

1.2

1.4

条件1

1.6

条件2

1.8

2.0

条件3

切削速度比

図6

各加工条件における加工費の試算

具費および機械費とも中間的な値であるが，トータルでは最も安価となった。よって条件 2 が最適な条件であると判断した。なお，CAM 操
作にかかる費用はどの条件においても 1 種類の工具による加工であるため，同一であると仮定し除外した。
4.2

部品加工による検証

4.2.1

ツールパス作成

図7

加工する部品の CAD モデル最適化した加工条件をもとに，チタン合金製部品を想定した形状をモデリングし，それを加工用 1，仕上加工用 1 の合計 2 つを必要とする工するツールパスを作成した。図 7 に加工するのみであり，従来法と比較して，CAM 操作に

部 品 の 形 状 を 示 す 。 外 形 寸 法 は費やす時間を大幅に短縮することができた。

200mm×200mm×38mm である。使用する工具の種類を 1 種類とし，加工条件は前述の条件 2 を

4.2.2

部品加工

選択した。加工に用いる NC プログラムは使用

先にモデリングした形状を加工し，従来の加する工具の種類の数が必要であり，従来の加工工法に対する優位性を検証した。総切削距離は法では相当数の NC プログラムを作成する必要

約 1,500m，除去体積は約 700ml である。図 8 にがあった。しかし，本加工法では工具を 1 種類

加工した部品の写真を示す。使用した工具は 1とすることで，作成する NC プログラムは荒加

種類で，荒加工を 1 本のみで終了することがで- 94 -

5.

結言

チタン合金加工に対して，小径のボールエン
ドミルを用いた高速ミーリングの適用を試みた
結果，CAM 操作の負担軽減，切削時間の短縮，使用工具種類の削減などによる工数の大幅な削減が可能であることを明らかにした。
参考文献
1)
図8

N.Narutaki，A.Murakoshi，S.Motonishi，“Studyon Machining of Titanium Alloys”，Annals of

加工した部品the CIRP，Vol.32，No.1，1983，p65-69．
2)

きた。仕上加工では新品の工具を使用したが，Mustafizur RAHMAN，Yoke San WONG，

合計で 2 本の工具を使用したのみで加工を完了

A.Rahmath ZAREENA，“Machinability of

することができた。従来の加工法では，同程度

Titanium Alloys”，JSME International Journal，のサイズの部品を加工するために 10 数時間をSeries C，Vol.46，No.1，2003，p107-115．
3)要しているが，本加工法での加工時間は 8 時間

嶽岡悦雄，宮口孝司，“新潟における高速ミであり，加工時間についても短縮することがでーリング研究の動向”，機械と工具，Vol42，

きた。

No.4，1998，p24-29．

- 95 -

ノート

レーザ測長器を用いた三次元座標測定システムの開発
菅野明宏*

Development of Three-dimensional Coordinate Measuring System Using a Laser Distance Meter
KANNO Akihiro*

1.

緒

言

表1

県内の製造業では，産業機械や鉄道車両そして造船の分野などにおいて数メートルから数十メートルといった大きな構造体の加工が行われレーザ測長器

システム構成要素の仕様
測定精度

平均±1.5mm/最大 2mm

測定範囲

0.3～100m

測定時間

0.5～4 秒/点ている。その製造現場では，それら大型構造体

レーザ

6/30/60mmの機械加工や溶接後の寸法を高精度に管理する

スポット径(10/50/100m 測定時)

走査範囲

±30 度 (光学角)

分解能

1.17×10-4 度/パルス

ことで，後工程の組立時に生じる不具合や修正

ガルバノミラー

工数を低減させたいという要望がある。そしてそれを実現するためには，被測定物上の三次元

測定することを目的として開発を進めている。

座標を離れた位置から簡便かつ高精度に測定す

本稿では，そのシステムの概要と測定実験の一る技術が必要である。
ここで既存の三次元測定器について考えると，一般的には測定テーブル上に載せることができ例を紹介する。
2.

る比較的小さな物体を対象としているものが多システムの概要

2.1 構成と仕様
本研究で作製したシステムの外観を図 1 に示い。数メートル以上の広空間に対して三次元座標を測定できる装置では，アーム式のタッチプ

す。本体部はレーザ測長器(Disto pro 4a：Leica

ローブ型座標測定器や，レーザ測距機能を応用

Geosystems 製)と 2 つのデジタルガルバノミラ

した三次元レーザスキャナなどがある。しかしー(FS-1AG15：キヤノン(株)製)で構成される。

前者は，測定範囲に限界があることに加えて測表 1 にそれら構成要素の仕様を示す。レーザ測定者の手の届かないような離れた場所の座標測長器による距離計測とガルバノミラーの駆動は定は困難である。一方で後者は，非接触で広空間の三次元形状が測定できるが数千万円といっ

電源・制御装置部

た価格であり，コスト面から前述のような製造現場における加工精度確認への応用は難しい。

レーザ測長器

そこで本研究では，製造現場で使用できる簡便かつ低コストな寸法測定技術の確立を目的として，レーザ測長器を利用した簡易的な三次元
座標測定システムを試作した。本システムは数メートルから数十メートル程度離れた位置にあ測定器本体

る物体上の三次元座標をミリメートルの精度で*ガルバノミラー（2 軸）図1

下越技術支援センター- 96 -

システムの外観パソコン

本研究で開発したソフトウェアを用いてパソコ

よびライン B 上の座標を測定して断面プロファンにより制御される。

イルを求めた。測定ではガルバノミラーのステップ角度を 2.93×10-3 度とした。このとき 3m 離

2.2

れた位置では測定間隔が約 0.3mm となる。ライ

三次元座標系と測定範囲

ン A は 2,001 点の座標を，ライン B は 2,241 点

図 2 にレーザ走査部の詳細と測定座標系を示の座標を測定した。そして，あらかじめ計測部

す。測定ではレーザ測長器から射出されたレーの角ダクトの幅を直尺により測定しておき，本ザが，2 つのミラー(X および Y ミラーとする)システムにより測定した座標から求めた値とのによって偏向され，被測定物上へ照射される。

比較を行った。加えてライン A 部については，

その際にレーザ測長器によって計測される距離

天井を基準とした角ダクトの高さの寸法も求めデータと 2 つのガルバノミラーの回転角度デーて同様に比較を行った。

タより，レーザが照射されている点の三次元座標を演算する 1 ） 2 ） 。ここで測定座標系の原点

3.2

実験結果

は，2 つのミラーの回転角度が 0 度のときの Y

図 4 に本システムでの測定結果を示す。それ

ミラー上のレーザ反射点としている。そして測ぞれのラインの座標測定では，Y ミラーを固定していたので，結果は X-Z 平面内の断面プロフ定できるのは Z 軸上から X 軸および Y 軸周り

ァイルとなる。ここでダクトの幅はエッジ部のに±30 度の範囲である。また図 2 では鉛直上向

2 点の座標間距離から求めた。また，高さの演を Z 軸としているが，ガルバノミラーを固定

算では，はじめにダクト部と天井部の測定座標しているホルダーを 90 度回転させることで水について最小二乗法により直線近似を行った。

平方向を Z 軸にすることができる。さらに本

次に，エッジ部を基点としてダクト部の近似直システムでは 2 点間の距離測定，および任意の線に対して垂直な線と天井部の近似直線との交断面プロファイルや領域に対する点群座標の自点を求めて，先のエッジ部の基点座標との距離動測定が可能である。

から高さを算出した。このとき，エッジ部の基
点座標は後述する測定誤差の要因を考慮して，ダクト中心方向に 10 点の測定座標の平均値と

3.

測定実験

3.1

実験内容

離れた場所にある構造体の測定を模して，工ライン A場などの天井にある角ダクトの寸法測定を行っ

ライン B

た（図 3）。ここで角ダクトは床から約 3m の高さにある。実験では図 3 に示したライン A お
角ダクト
レーザ
X ミラー

Z
Y
原点

X
測定器

Y ミラー

図2

レーザ走査部の詳細と測定座標系

図3- 97 -

角ダクトの寸法測定風景した。表 2 に本システムの測定座標から求めた

表2

測定結果(寸法測定)

値と直尺での測定値を示す。これより本実験で測定結果(mm)は直尺での測定に対する本システムの測定誤差

測定箇所

は-1.9mm から+2.6mm であった。すなわち，約3m 離れた場所で数ミリメートル程度の精度で

4.

考

本システム

直尺

(mm)

幅A

461.6

463.5

-1.9

高さ A1

443.3

442.0

+1.3

高さ A2

444.6

442.0

+2.6

幅B

662.7

664.0

-1.3

ライン A

寸法測定が可能であると言える。
察

ライン B

ここでは本システムにおける測定誤差の主な

誤差

要因について考える。実験では，微小なステッ上できると考えている。

プでレーザ光を移動させて座標測定を行うことによりエッジ部分の座標を求めている。しかし

5.

ながら，表 1 のとおりレーザのスポット径は測

結言(1) 大型構造体の寸法を簡易的に測定すること

定距離が長くなるほど大きくなる。例えば 3m
離れた対象物上でのスポット径は約 5mm の大を目的としたレーザ三次元座標測定システ

きさになる。従って，本実験のような測定では，

ムを試作した。本システムにより約 3m 離エッジ部近傍でレーザ光がダクト突出部と天井れた位置にある凸形状の寸法測定を行い，部の両方に照射される場合がある。そのときの数ミリメートルの精度で測定できることを測距値はそのレーザ照射範囲の中央部分の平均示した。

値として現れるため，誤差が生じるものと考えられる。これは図 4 の測定断面プロファイルで，(2)エッジなどレーザスポット径の範囲内で Z
座標が大きく変化する形状部の測定で誤差

エッジ付近に明らかに大きな誤差を含んでいるが大きくなる。測定精度をさらに向上させ

座標値があることからも推察できる。紙面の都るためには，それらの測定座標値の補間ア

合上で詳細は割愛するが，今回はエッジ近傍にルゴリズムを検討する必要がある。

おいて最大 4 ステップ分の測定座標値にそれらの誤差が含まれていた。なお本実験では，寸法謝

測定の際にそれらの誤差を含む座標値は除外し辞ている。今後は，それらの座標値に対する補間新潟大学工学部機械システム工学科の新田 勇

アルゴリズムを検討することで，測定精度を向教授には，レーザによる座標測定技術に関してご指導いただくと共に実験機材の貸与で多大なるご協力をいただきました。ここで深く感謝い

3,800

たします。

ラインA
ラインB

天井部の近次直線
3,600

参考文献
Z座標 (mm)

3,400

高さ A1

1) 新田 勇，小森克也，飯村良雄，西村孝司，

高さ A2“レーザ測長器を用いた 2 点間測定に関す

3,200

る基礎研究”，日本機械学会 北陸信越支

3,000

幅A

部 第 43 期 総 会 ・ 講 演 会 論 文 集 ， 2006 ，

幅B

p139-140．

2,800
2,600
-500

2) 新田 勇，小森克也，“レーザ測長器を用-2500
X座標 （mm）

250

500

いた 3 次元測定器の基礎研究”，日本機械学会第 6 回機素潤滑設計部門講演会論文集，

図4

測定結果(X-Z 断面プロファイル)

2006，p153-154．

- 98 -

ノート

石油系溶剤回収静止乾燥機における安全性の調査研究
内藤 隆之* 笠原 勝次* 木嶋 祐太* 馬場 大輔**
桂澤 豊* 吉田 正樹* 阿部 淑人* 佐藤 清治*

A safety analysis report of a wear drying machine equipped with a petroleum solvent recovery unit
NAITO Takayuki*，KASAHARA Katsuji*，KIJIMA Yuuta*，BABA Daisuke**，
KATSURAZAWA Yutaka*，YOSHIDA Masaki*，ABE Yoshito*and SATO Seiji*

1. 緒

言

2. 実施方法

対象装置は業務用のドライクリーニング乾燥機

2.1 乾燥機内温度分布の測定である。従来の乾燥機は回転ドラム方式であり乾乾燥機内の 5 箇所に温度センサーを取り付け，

燥工程で発生する溶剤ガスを大気へ排出してきた。

乾燥機運転中の温度変化を測定し，温度分布の経

この排出される溶剤ガスは大気汚染防止法では

時変化を調べた。運転条件を表 1 に示す。

「揮発性有機化合物(VOC)」に該当し，ドライク

図1に乾燥機の概略および計測場所を示す。乾燥

リーニング乾燥機は法規制の対象施設（施行令第表 1 乾燥機の運転条件

2 条の 2）には該当しないものの VOC 削減のため

設定温度（℃） 保持時間（分）
55
5
60
5
65
12.5
OFF（冷風）2.5

事業者の自主的な取り組み（法第 2 条の 6）が求められている施設のひとつである。昨今の国内における VOC 規制に関しては東京都，埼玉県および大阪府でドライクリーニング施設を規制対象のコンデンサー

施設としており，今後他の県でも規制されてくるものと考えられる。
対象装置は VOC 対策および溶剤のリサイクルを目的に新規開発されたものである。具体的には⑤

石油系溶剤で洗浄した衣類を脱液後，本装置で乾ラジエーター燥と同時に揮発させた溶剤ガスを回収している。

①

ただし，蒸発させる際に揮発する石油系溶剤のガ
ス濃度と乾燥熱風温度の値により引火、爆発、火②

災の危険性がある。そこで，安全かつ迅速に衣類④

乾燥をするための安全運転領域等の確認を行った。
また，対象装置は静止方式であり回転ドラム方式と比べて乾燥中に受ける衣類のダメージ（揉み，③

叩き，擦れ等）が少ないことを特徴としている。
***** 下越技術支援センター***** 上越技術支援センター

図 1 乾燥機概略- 99 -

120

爆発上限界：5.5vol%

100
← ①
温度℃

80

蒸気圧線
(760mmHg を 100%とした)

← ②
60

←
← ③
← ④

40
20

← ⑤
0
0:00:00 0:05:00 0:10:00 0:15:00 0:20:00 0:25:00 0:30:00
運転時間(h:m:s)

爆発下限界：0.8vol%

図 3 乾燥機内の温度計測結果℃であった。計測場所③と④では運転開始から1分
図 2 試験用溶剤の爆発領域

で温度が50℃まで急上昇し，1分から6分まで55±3℃，

機の運転方法は背面のシロッコファンにより内部

6分から10分まで57±3℃，10分から22.5分までの空気を循環させ，同時に乾燥機上部に設置したラ60±5℃であった。計測場所⑤では運転開始から1分

ジエーターとコンデンサーにより空気の加熱と冷で温度が3℃まで急降下し，その後22.5分まで9±1℃却を行った。ワークはラジエーターを通過した温風であった。

で乾燥させ，同時に蒸発した溶剤ガスはコンデンサ

以上のことから，55℃と60℃の設定変更に温度変ーで回収した。試験に用いたワークは紳士冬物ジャ化が追従できておらず，60℃以下の温度制御についケットとし，一度に10着を乾燥した。

て課題のあることがわかった。また，計測場所①の測定値は計測場所④と比べて約40℃高く，変動も2.2 乾燥機内溶剤蒸気濃度分布の測定±10℃と大きく，計測場所②の測定値も計測場所④

乾燥機内に設けた測定ポイントへ検知管を挿入と比べて約20℃高く，変動は同じだった。図2よりして，表 1 に示す運転条件における溶剤蒸気の濃爆発下限界温度が57℃付近であり，爆発領域内で操度変化を測定し，溶剤蒸気濃度の経時変化を調べ業することを十分に考慮する必要がある。乾燥機内た。試験に用いた溶剤の爆発領域を図 2 に示す。

の溶剤ガス濃度が爆発下限界濃度(0.8vol%)を十分

ガス濃度測定は試験開始直後，3，6，9，12，15，に下回るように，コンデンサーの溶剤回収について注力することが重要である。

18，21 分経過後に行った。
検知器の吸引量は 100ml（1 回），吸引時間は 1 分 30 秒とし，測定回数は3.2 乾燥機内溶剤蒸気濃度分布の測定

各測定場所でそれぞれ 3 回行った。溶剤ガス濃度は図 2 に示す①および④の場所付近の側壁に設け乾燥機の運転時間とガス濃度の関係を図 4 に示た開口部に検知管を挿入して測定した。同時にワす。また，ガス濃度および溶剤の脱液率，残液量，ークの脱液率および溶剤の回収率も計測した。

回収率の結果を表 2 に示す。計測場所①では運転開始直後で約 1400ppm，3 分後にピークを迎え約

3. 結果および考察

2400ppm，その後漸減した。計測場所④のシロッ

3.1 乾燥機内温度分布の測定

コファン直上でも同様な結果となったが，理由は乾燥機内の温度計測結果を図3に示す。計測場所

不明なものの全般的に①より測定値は高くなり，3①では運転開始から1分で温度が100℃まで急上昇

分後では約 4000ppm(0.4%)であった。しかし爆発し，その後22.5分まで90±10℃であった。計測場所

下限界である 0.8%の半分であり，この運転条件に②では運転開始から1分で温度が70℃まで急上昇し，おいて危険性は極めて低いと考えられる。ただし1分から8分まで65±5℃，8分から22.5分まで70±5測定値（読み値）は吸引量 100ml および吸引時間- 100 -

1 分 30 秒での積算値である。つまり乾燥機を 25分間運転させたときの途中経過として任意の 1 分
30 秒間における平均値とみることができる。瞬間で 0.8%を超えていた場合は確認できていないことになる。ガス濃度は運転開始からおよそ 5 分間
で急激に高くなることがわかったので注意したい。
また，今回の実験はワーク 10 着分の脱液率が約90%（残液率で約 10%：残液量として約 0.74kg = 約1000ml）で，乾燥中のガス濃度は最高 0.4%程度であったが，仮に脱液率 80%（ワーク 10 着分で残液量が約 2000ml）となった場合においてガス濃度は(a) 測定場所①

最高 0.8%近くになることが予想でき，爆発下限界に達してしまう危険性がある。
4. 結言

脱液率 90%のとき測定値が最大で約 0.4%となり，爆発下限界 0.8%の半分であった。しかし今回の測定結果に安堵することなく，乾燥機の操作中における危険性を強く認識したい。
クリーニング業界では従来機種（大気放出タイプ）の使用にあたり乾燥前の脱液率として 80%以上を目安にしているとのこと。本機（密閉循環タイプ）の使用者に対しては脱液率を含めた注意喚(b) 測定場所④起が重要である。

図 4 乾燥機の運転時間とガス濃度の関係
表 2 ガス濃度および溶剤の脱液率，残液量，回収率
場所
時間

１回目(ppm)

２回目(ppm)

３回目(ppm)

①

④

①

④

①

④

スタート

1400(0700)

2000(1000)

1400(0700)

1900(0950)

1200(0600)

1600(0800)

３分経過

2800(1400)

3600(1800)

1800(0900)

3400(1700)

2000(1000)

3800(1900)

６分経過

2000(1000)

2800(1400)

2000(1000)

3000(1500)

2000(1000)

3500(1750)

９分経過

1800(0900)

2400(1200)

1800(0900)

2800(1400)

1800(0900)

2800(1400)

12分経過

1800(0900)

2200(1100)

1800(0900)

2400(1200)

1800(0900)

2400(1200)

15分経過

1600(0800)

2000(1000)

1600(0800)

2400(1200)

1600(0800)

2400(1200)

18分経過

1400(0700)

1900(0950)

1400(0700)

2100(1050)

1400(0700)

2000(1000)

21分経過

1200(0600)

1900(0950)

1200(0600)

2000(1000)

1600(0800)

1900(0950)

脱 液 率90.1 ％

90.6 ％

90.1 ％

残 液 量0.74 kg

0.70 kg

0.74 kg

回 収 率86.5 ％

82.9 ％

86.5 ％

かっこ内の数値は検知管の読み値- 101 -

ノート

布の繋ぎ目検出および測長に関する研究松本

好勝*

A Study about Detection of the Joint and Measurement of the Length about Jointed Cloths
MATSUMOTO Yoshikatsu*

1.

緒

言

近年染色整理業の生産現場において，品質管理面およびコスト面から一反ごとの長さを工程中でリアルタイムに測長・管理することへの要求が強まってきている。
測長・管理の対象となる工程の代表的なもの
として図 1 のような染色仕上げ加工の工程がある。矢印のついた線は布（ワーク）とその流れる方向を示している。途中についている×印が検出対象となる繋ぎ目を表している。これは実際には図 2 の白い糸部分のような形で布の端と図2繋ぎ目（検出対象）

端を繋いでいる。
現在は図 1 のドラム（反送りローラー）部分

自動的に行う自動測長システムが取り付けられのような生産設備の一部分に手動測長カウンタている場合もあるが，大型で設置箇所を選ぶとを設け，繋ぎ目を目視で確認しながら，測長をいったことから，現在設置されている手動測長行っている例が多く見られる。しかしながらこカウンタと同じ位置に取り付けて使うといったの方法は，作業者にとって手間であり，限られことができなかった。

たデータしか取れないことと，さらに目視手動

これらのことから，反送りローラー部分のよ操作による測長誤差の影響も懸念される。

うな生産設備の一部分に直接取り付けることにまた，設備によってはそのような測長動作をよって設置を容易なものにしながらも，繋ぎ目を自動で高精度に検知し，その繋ぎ目間の長さをリアルタイムで自動計測表示するためのシス染色仕上げ

テムの開発を行ったので報告する。

加工機
ドラム

2.

約 25m

測長機の構成測長機は，①繋ぎ目検出部，②測長部，③表
示部の大きく分けて 3 つの部分で構成されてい×… 布（ワーク）と走行方向る。

… 布（ワーク）の繋ぎ目

2.1

繋ぎ目検出部

繋ぎ目検出部は，図 2 のような繋ぎ目の部分
図1*

測長・管理対象工程をその他の部分と区別して電気信号に変換して出力する部分である。この繋ぎ目検出がうまく

素材応用技術支援センター- 102 -

いかないと，測った長さが不正確となってしま

0.1m 間隔でパルスを出力するので，そのパルうため，システムの中で最重要となる部分であス数をカウンタ（計数器）で計数することによる。

って，0.1m 単位で長さを測ることができる。

検出をより確実なものとするためには，例えば意図的に繋ぎ目部分に他の布部分と全く異質

2.3

表示部

なものを持ってくることが考えられる。このよ

表示部は測長結果を表示する部分である。通うにすれば，S/N 比がより向上するため，検出

常単体のカウンタには設けられている部分であはより容易である。一例として，蛍光糸を繋ぎる。また，BCD（Binary Coded Decimal：2 進

糸に用いて紫外光源下での蛍光発光量を調べる

化 10 進数）のような数値データを表示するだ

方法があり，実際にそのようなシステムを採用

けの表示器や PT（プログラマブルターミナしているところもある。

ル）もこの一種である。

しかし一方で，今までの工程が変更されることや原材料や製品とは全く異質なものを導入することによるトラブル発生の可能性に対する懸3. 測長動作
図 4 に測長回路の一例を示す。上記の繋ぎ目念もある。

検出部，測長部，表示部を協調動作させて実際の自動測長動作を行う。

そこで本研究においては，通常の繋ぎ糸を用い，反送りローラー部分のような生産設備の一

図 5 は動作の一例をタイムチャートで表した部分に直接取り付けることによって設置を容易ものである。右に向かって時間が進んでいき，なものとしながらも，高精度な自動測長を行う

図の長方形で示されている部分は信号 ON の状ことを可能とする技術を開発・採用した。

態，それ以外は OFF の状態を表している。

この成果については特許出願済である。
2.2

測長部

反物の測長については多くの生産現場で図 3のような市販の接触式長さ計測用発信器を用いた測長が行われている。
布の表面に発信器の車輪が当たるようにセットしておき，布を走らせると，発信器の車輪も回転し，その回転数を長さに応じたパルス信号に変換して出力する。図 3 の発信器の場合，
図4

図3

図5

測長部

- 103 -

測長回路

測長タイムチャート図 5 のように繋ぎ目が検出された直後にこと部および表示部は反物の排出側に設置し，操作

ごとく計数リセット信号をカウンタに入力して表示部は作業者のいる投入側に設置するといっ計数をゼロリセットすれば，繋ぎ目間の長さをた使い方が可能である。

自動的に測るシステムとして動作することにな
る。

5.

さらにリセット信号入力の直前から表示保持

測長試験

測長システムを実際の生産設備に取り付け，動作を行うことによって，常に直前の繋ぎ目か

測長テストを行った。

らその一つ前の繋ぎ目までの長さを表示させる生産設備に取り付けてある手動の測長カウンことができる。

タで測った長さの測定値と今回の自動測長シス
テムで測定した測定値の差は大きくても 0.4m

4.

試作測長装置であり，人間が測長動作を行うことによるばら

今回は PLC（プログラマブル・ロジック・つきの程度であり，十分に既設の手動カウンタ

コントローラ）と PT の組み合わせで測長動作と相関が取れているデータとなった。また，繋を行うシステムを構築した。

ぎ目の検出率も高いことが作業担当者から報告

図 6 は計測中の PT 画面である。この画面でされている。

は一反ごとの長さの履歴を表示させている。他に現在測定中の長さの値（カウントアップ値）

6.

と直前の長さの値，検出ランプを組み合わせた(1) 布の繋ぎ目検出および測長の研究を行い，計測画面，流れた反物の全長を表示する全長画

自動測長動作を行う装置を試作した。

面，繋ぎ目信号のレベルとしきい値をチャート(2) 通常の繋ぎ糸を用い，反送りローラー部分

および数値で確認しながら検出レベルを調整可のような生産設備の一部分に直接取り付け

能なモニタ画面，検出および表示のためのパラることによって設置を容易なものとしながメータを設定する設定画面等があり，これらをらも，高精度な自動測長を行うことを可能

メニュー画面で切り替えて使用することが可能とする技術を開発・採用した。この成果にである。このように操作部と表示部を一体化しついては特許出願済である。

結言て，本体とは別に作業者の近くに設置すること(3) 実際に工場内の生産設備で動作試験を行っが可能である。このことによって，例えば計測た結果，十分な測長精度であることと，繋ぎ目の検出率も高いことが確認された，また，さまざまな種類の反物に対応し，自動測長機として実用的であることが確認できた。
(4) 小型で 1 台あたりの設置コストも抑えることができるため，手軽に複数箇所に増設して使用することが可能になった。
(5) 今回の結果を受け，現在テスト機を設置している企業では本システムの本格導入を検討している。また機械装置メーカーと特許の実施権契約を締結する予定である。

図6

PT 画面

- 104 -

ノート

たて糸インクジェット捺染織物の開発支援
渋谷恵太*

Development of Warp Dyeing by Inkjet PrinterSHIBUYA Keita*
1. 緒言たて糸捺染は捺染（プリント染め）の一形態

も効率が高い。更に，たて糸捺染による表裏同であり，製織用のたて糸に対して捺染を行う方の特長からロールブラインドをはじめとしたイ法である。布帛に対して捺染を行う一般的な方

ンテリア資材等，産地として新たな商品展開が法と異なり，たて糸捺染は糸の密度が疎な状態期待できる。

柄の広幅織物自体が市場にないものであり，こで捺染を行うため捺染面の裏側まで染料が行き

本研究は当装置における染色についての適切

渡り，製織後の織物は表裏が同じ色柄に仕上がな染色条件の検討と性能評価について開発を支る。これは一般的の捺染品にはない特長である。

援する目的で行ったものである。

たて糸捺染織物の一例としてほぐし織がある。
これはごく粗く緯入れして仮織りした織物に捺2.

染を施し，よこ糸をほぐしながら本製織を行う
工程を経る。ほぐし織はわが国では大正昭和期

2.1 染色試験
金丸整理工業がわざづくり支援事業にて開発に着物柄として隆盛を極めたが現在は工業的なしたたて糸捺染装置を図 1 に示す。糸に染色性

規模ではほとんど行われていない。

向上の為の前処理を施した後に整経し，この装試験と結果

織物整理業の有限会社金丸整理工業（見附置により染色を行い，これを製織し織物を得た。

市）は「経糸巻き取り装置とインクジェットプ

織物の規格，工程の流れ，糸の前処理条件，染リントによる新規たて糸捺染織物の開発」を計

色方法や加熱条件等の概要を表 1 に示す。また，

画し平成 19 年度財団法人にいがた産業創造機

この試験条件によって試作したたて糸織物のう構(NICO)のわざづくり支援事業に採択された。

ち柄 6 点について写真を図 2 に示す。

その概要は，製織用ビームに巻いたたて糸をイ

糸の前処理は整経前の綛の状態で行うため，

ンクジェットプリンタの動作に合わせて巻き取前処理剤の配合および処理条件を細かく振ったる装置を開発し，この装置でたて糸にインクジ試験を行うことができなかった。今回試験した

ェットプリンタで捺染した後，製織，熱処理を結果については，柄際のにじみについては全く行うことでたて糸捺染織物を得るものである。

問題がなかった。糸を前処理した後の乾燥上がこの装置およびこれを用いて得られる生産品には様々なメリットが期待される。
まず，従来からのほぐし織との比較ではインクジェットプリンタによるため捺染の型が不要であること，仮織りとほぐしの工程がないこと
によりコストが低減できる。またほぐし織は着尺幅であるが当装置は広幅であるのでその点で
図1*

素材応用技術支援センター- 105 -

たて糸捺染装置

表1

織物規格，工程の概要
綿100%

素材
繊度

60/2s

密度

たて糸：81本/inch よこ糸：76本/inch

工程

糸の前処理
↓
整経
↓
インクジェット捺染↓
製織↓
熱処理，ソーピング
↓
仕上げ

前処理剤
前処理条件
染色方法
加熱方法
ソーピング剤
ソーピング条件

糊剤，アルカリ
綛糸の状態で付着，脱水，乾燥
インクジェットプリンタ捺染（反応染料）
蒸熱
センカノール C-80（センカ（株）製） 1g/l
85℃,10min.後，水洗2回，脱水，乾燥

図3

柄画像データ作成支援事例

加熱とソーピングについても加工機の性能上の制約から条件を振った試験はできなかったが，りではやや黄変が認められたが，織物の最終ソ

次項で述べる染色堅ろう度の結果も踏まえたうーピング上がりでは問題ないレベルにおさまっ

えで今回の条件で概ね良いものと考えられる。

た。染色濃度についてはたて糸捺染後製織で白

なお，当装置のインクジェットプリンタによいよこ糸を打ち込むために淡色化する傾向がある捺染柄はパソコンに画像データを読み込むこることを考慮しても，商品価値の点から，よりとで同一の整経ビーム中でもいつでも変更する

強く鮮やかな発色となるよう改善することが望ことができる。柄の画像データについて当センましいと思われる。

ターが作成支援した一例を図 3 に示す。
2.2 性能評価得られた織物について，各種の染色堅ろう度試験を実施し，評価を行った。実施した試験項
目とその試験方法を表 2 に示す。試験試料は図2 に示す A から F の 6 点とした。結果を表 3 に

(a)

織物 A

(b)

示す。

織物 B

耐光試験で 4 級未満のものが 6 点中 4 点あった。これについては染料自体の耐光性能の他に
現状では染色濃度がまだ低いことも原因の 1 つであると考えられ，これは今後染色濃度の向上を図って行くことでそれに伴い改善されること
(c)

織物 C

(d)

が期待できる。なお，今回の試験では予備的に

織物 D

表2
試験項目

染色試験方法
試験方法

JIS L0842:2004 紫外線カーボンアーク灯光に対する染耐光試験
色堅ろう度試験方法（第3露光法，4級判定）に従う

(e)

織物 E
図2

(f)

織物 F

試作織物群

- 106 -

洗濯試験

JIS L0844:2005 洗濯に対する染色堅ろう度試験方法
A-2号 に従う

摩擦試験

JIS L0849:2004 摩擦に対する染色堅ろう度試験方法に従う（摩擦試験機Ⅱ形による）

表3
試験項目

A

の状態であるので，商品化された際の仕上げ加

織物

工が実生産品においては問題ない範囲に収まる

B

C

D

E

場合が多いと考える。なお，いずれの柄についF

4未満 4以上 4未満 4未満 4未満 4以上てもよこ方向の試験結果がたて方向より悪かっ

変退色

4-5

4-5

4

4-5

5

4-5

た。これはよこ方向の試験の方が摩擦布と接触

綿

5

5

5

5

5

5

するたて糸の本数が多く，また摩擦もたて糸の

絹

4

4-5

4-5

4-5

4-5

4

たて

5

5

5

5

5

5

よこ

5

5

5

5

5

5

3.

結

たて

4

4

4-5

3-4

4-5

4-5

(1)

たて糸捺染装置の染色および染色堅ろう

よこ

3-4

3-4

2-3

2-3

2-3

4

度に関する評価を行った。染色は発色がよ（級）

り鮮明であることが望ましく，染色堅ろう

耐光試験

洗濯
試験

試験結果

汚染

直角方向からで強い力がかかるためと考えられ
る。

乾燥
摩擦
試験
湿潤

言

3 級のブルースケールも同時に露光したが，そ度と柄のにじみ，捺染面裏側への色透りにの退色傾向との比較からはいずれの試料とも現関しては概ね良好であった。

状で 3 級以上の耐光堅ろう度は有していると推(2)

当装置によるたて糸捺染織物については
業界新聞でも開発状況が紹介されている 1)。

察された。

引き続き市販化に向けた支援を行いたい。

洗濯堅ろう度と乾燥摩擦堅ろう度については良好な結果であった。湿潤摩擦堅ろう度は 2-3級とやや低いものが 3 点あるが，今回の試験試

参考文献

料は最終的な仕上げ加工がなされていない生機

1)

日本繊維新聞社，“銘仙，亀田縞を再現”，
日本繊維新聞，2009 年 4 月 3 日付け，1 面．

- 107 -

ノート

ユニフォームの防汚性試験方法に関する研究
明歩谷

英樹*

Research of Dirt Adhesion Examination Method on Uniform
MYOUBUDANI Hideki*

1.

緒

言

昨年度実施した野球用ユニフォームの汚れの調査研究「ユニフォームの汚れ発生メカニズムに関する研究」の結果，汚れ成分として，炭素，
アルミニウム，鉄，ケイ素などの元素が含まれることがわかった 1）。また，糸の表面観察の結果，糸自身が溶融していることから耐熱性の向上も汚れ防止の要因であることがわかった。さらに，汚れ付着および落ちやすさの評価に関す
る JIS 規格の試験方法 JIS L 1919:2006

繊維製

図1

品の防汚性試験方法ではユニフォームの汚れの付着が再現しきれなかったことを示した。図 1

汚れたユニフォーム

フォームの事例のような洗濯で落ちない頑固なは，本研究の典型的な着用後のユニフォームを汚れは再現できなかった。そこで，以下に示す示す。

通常の汚染物質①の他，粒径の異なるカーボン本研究では，より使用時の汚れを再現できる

2 種を汚染物質に用いた。

試験方法を開発することを目的とし，その防汚粉体汚染物質：対策についても検討した 2）。

汚染物質①

高松油脂(株)製泥汚れ試験用
人工土

2.

ユニフォーム用防汚性試験方法の確立

2.1

試験試料

汚染物質②

（株）ハニーインターナショナルワープ事業
部製

汚染物質③

ポリエステルたて編み地

2.2 試験方法
JIS L 1919:2006

旭カーボン(株)製ナノカーボン「粒径250nm」

旭カーボン(株)製ナノカーボン
「粒径

15nm」

汚れにくさ試験：粉体汚染物質を袋に入れた繊維製品の防汚性試験方法

後，試験片を 1 枚入れ，エアポンプで袋いっぱ

A 法（ICI 形ピリング試験機を用いる方法）

いに空気を封入する。これをピリング試験機に

A-2 法（密閉形樹脂製袋を用いる方法）に準拠

入れ，毎分 60 回転±2 回転で 60 分間操作する。

して行った。

操作後，試験片の四隅を持ちかえて，試験片の中央部を 5 回指で弾き，余分な汚れを取った後，

2.3

汚染物質の選定

汚染用グレースケールを用いて判定する。

昨年度実施した試験では，つけた汚れが洗濯付いた汚れの落ちやすさ試験：上記汚れにくによってきれいに落ちてしまい，野球用ユニ*

さ試験で汚れを付着させた試験片を JIS L 0217の付表 1 の番号 103 に規定の方法にて洗濯を行

素材応用技術支援センター- 108 -

い，乾燥させた後，汚染用グレースケールを用

地部／ストライプ部（ポリエステル／ナイロ

いて判定する。

ン）のたて編み地

洗濯機：全自動洗濯機

・処理 1：フッ素系はっ水加工

洗剤：花王(株)製「アタック」

・処理 2：下地加工

2.4

・処理 3：下地加工後フッ素系はっ水加工

試験結果

フッ素系糸編み地：

各汚染物質に対する汚れにくさおよび付いた・FEP：東洋ポリマー(株)製「ハステックス

汚れの落ちやすさの試験結果を表 1 に示す。各144D/24f」を天竺編み

等級は数字が小さい方が悪く，5 級が最も良い・ PTFE ： 東 レ ・ フ ァ イ ン ケ ミ カ ル ( 株 ) 製評価となる。汚染物質①については汚れは付着「ユミフロン

するが，一般的な家庭洗濯できれいに落ちた。
これに対し，汚染物質②，③のように粒径の小3.2

さなナノカーボンにした場合，家庭用洗濯では120D/1f」を天竺編み

防汚性比較

試験は 2.2 の試験方法によって行い，汚染物

汚れが落ちづらくなり，より実際のユニフォー

質①：人工汚染土と，汚染物質③：ナノカーボ

ムの汚れに近づいた。

ン「粒径 15nm」について実施した。表 2 はフ以上の結果から，通常の汚染物質では評価でッ素系はっ水加工布の汚れにくさ試験の結果を，きなかったスライディングの汚れを再現するた

表 3 はフッ素系はっ水加工布の付いた汚れの落めには，粒径が小さな汚染物質を使用すること

ちやすさ試験の結果を示した。また，表 4 はフが有効であることがわかった。

ッ素系糸編み地の汚れにくさ試験の結果を，表5 は同じく付いた汚れの落ちやすさ試験の結果

3.

を示す。

フッ素系材料による防汚効果

汚れにくくする加工としてはっ水はつ油加工

また，図 2 はフッ素系はっ水加工布に対してが知られており，多くの加工剤メーカーから加汚染物質①を用いた汚れにくさ試験後の試料の工剤が発売されている。この項では，はっ水効外観を示し，図 3 は汚染物質③を用いた場合の果のあるフッ素系材料による防汚効果を検証し試験後の試料の外観を示す。図 4 は汚染物質①

た。
3.1

表2

試料

（汚れにくさ）

フッ素系 はっ 水加工などを施した加工布とフッ素系糸素材を用いた編み地を作成し，試料

汚染物

とした。

汚れにく

汚染物

処理 1

処理 2

処理 3

2-3 級

2級

2-3 級

2級

1級

1級

1級

1級

質③

防汚性試験結果

汚染物質

汚染物質

汚染物質

①

②

③

2級

2級

1級

表3

フッ素系はっ水加工布試験結果（付いた汚れの落ちやすさ）
未処理 処理 1 処理 2 処理 3

さ

汚染物

付いた汚
れの落ち

未処理
質①

フッ素系はっ水加工布：
表1

フッ素系はっ水加工布試験結果

3-4 級

3級

3-4 級

3級

1-2 級

1級

1-2 級

1級

質①
4級

2－3 級

1－2 級

汚染物

やすさ

質③

- 109 -

表4

フッ素系糸編み地試験結果（汚れにくさ）

汚染物質①
汚染物質③

表5

FEP

PTFE

1級

1級

1級

図4

汚れの落ちやすさ試験（汚染物質①）

図5

汚れの落ちやすさ試験（汚染物質③）

1級

フッ素系糸編み地試験結果（付いた汚れの落ちやすさ）
FEP

PTFE

汚染物質①

2-3 級

未実施

汚染物質③

1級

2-3 級

因するのか素材自身に起因するかを検証する必要があるが，ナノカーボンの汚れで唯一良い結果が出ており，防汚素材開発のヒントになると考える。

を用いた汚れの落ちやすさ試験後の試料の外観

以上，各種試料について複数の汚染物質を用を示し，図 5 は汚染物質③を用いた場合の試験

いて試験を行った結果，ナノカーボンによる試後の試料の外観を示す。各図とも左から，未処

験を併用することは有効な手段であることがわ

理，処理 1，処理 2，処理 3 の編み地である。

かった。すなわち，ナノカーボンの汚れが付き

汚れにくさ試験において，今回試験を行ったにくい，もしくは付いた汚れが落ちやすい素材

フッ素系はっ水加工布およびフッ素系糸編み地の開発が防汚ユニフォーム開発の指標になるとについては，完全に汚れてしまっており，未処考える。

理布と比較しても防汚効果が見られなかった。
4.

付いた汚れの落ちやすさに関しては，未処理
布よりフッ素系はっ水加工布の方が汚れが残り，

結言（1）汚れ物質の粒径をナノサイズにすること

はっ水加工による防汚効果は見られなかった。

で，ユニフォームの使用時に付着する汚またフッ素系糸編み地の結果を見ると、汚染れをよく再現することを示した。また，

物質③の場合は PTFE が 2-3 級と最も良い評価試験を実施する場合，2 種類以上の汚れとなった。この評価に関しては，糸の構造に起物質を使用した方が性能評価をする上で有効な情報が得られることが確認できた。
（2）今回比較した素材のうちで，PTFE の糸
素材を使った編み地の防汚効果がよいことがわかった。

図2

汚れにくさ試験後（汚染物質①）

参考文献
1) 明歩谷英樹，“ユニフォーム上の汚れ発生メカニズムに関する研究”，工業技術研究
報告書，No.38，2008，p117-119．
2) 改森道信，“防汚加工の基礎と商品並びに

図3

技 術 開 発 ” ， 繊 維 機 械 学 会 誌 ， Vol.59 ，

汚れにくさ試験後（汚染物質③）

No.5，2006，p 271-275．

- 110 -

ノート

靴下のあたたかさの測定に関する研究
橋詰 史則* 古畑 雅弘*
A Study about Measurement of Warmth of Socks
HASHIZUME Fuminori*and FURUHATA Masahiro*

1. 緒

言

編み地が直接肌に触れる下着や靴下は，同じ素材の糸でも編み方や使用する糸番手によってあた
たかさの感じ方が異なる。この現象は一部体験的に把握されているが，着用に関する具体的データはあまり見られない。製造するメーカーとしてはより良い商品を開発するため，このような着用に関するデータ蓄積が必要である。またそれらのデータは販促資料として活用することも期待できる。
本研究は課題解決型受託研究（ミニ共同研究）として上記のようなニーズに対応するため，新し

図 1 左から新商品，裏地無し，従来品，通常靴下く開発した靴下と従来商品，他社商品を比較し，0.06

じるのか多角的な点から試験評価を行った。

0.05
q-max（W/㎡）

どの試料が保温力があり，着用時あたたかいと感

2. 試験
2.1 試験試料

0.04
0.03
0.02

本研究では申請企業から提出された，今までよ

0.01

りも更にあたたかさを追求した開発中の新商品

0
新商品（以下新商品），その新商品の裏地を取り除いたも

裏地無し

従来品

通常靴下

試料

の（裏地無し），従来品のあったか靴下（従来品），
図 2 接触冷温感(q-max)

他社製の通常の靴下（通常靴下）の計 4 点を試料とした。図 1 に各試料を示す。
2.2 接触冷温感（q-max）測定
保温性試験機（カトーテック株式会社製THERMO LABO Ⅱ）を使用して，熱を蓄えた純銅板が試料表面に接触した直後に，蓄えられた熱量が低温側の試料物体に移動する熱量のピーク値（q-max）を測定した。一般に，q-max は人の皮膚* 素材応用技術支援センター

が物体に触れたときに感じる冷温感に対応した値
で，この値が大きいほど冷たく，小さいほどあた
たかく感じる度合いが強いと言える 1）。
試料は足に巻き付けたときの状態を再現するた
め，張った状態で保持できる治具に取り付けて測定した。結果を図 2 に示した。
従来品の値が最も小さく，4 種類中最も触れたときにあたたかく感じるという結果になった。新- 111 -

商品の値は従来品より大きく，触れたときに従来0.50品より冷たく感じるという結果になった。これら
定常熱流損失（Ｗ）の結果は足に着けた直後の感触に関連するものと言える。従来品は編み目が大きいことと起毛処理により銅板との接触面積が小さく，移動熱量も小さかったと考えられる。新商品は裏地の細かい編

0.40
0.30
0.20
0.10

み目により接触面積が大きく，移動熱量が大きく0.00なったと考えられる。

新商品

裏地無し

従来品

通常靴下

試料

2.3 熱伝導率測定

図 4 定常熱流損失

保温性試験機（カトーテック株式会社製THERMO LABO Ⅱ）を使用して，熱を蓄えた純銅板から，接触している試料に奪われる熱量の値である定常熱流損失値を測定し，以下の式によって

表 1 厚さと定常になるまでの時間
平均厚さ(mm）
定常までの時間

新商品 裏地無し 従来品 通常靴下
4.4
1.7
2.4
1.2
約8分
約6分
約5分
約2分

熱伝導率 K を求めた。試料の厚さは厚さ測定器を用い，張った状態での厚さを測定した。

している。定常熱流損失値を図 4 に，測定時の試料の厚さと熱流損失が定常になるまでの時間を表

K=(W･D)/(A･ΔT)(W/m・℃)

1 に示す。これらを合わせ，新商品について考えると，厚さ（4.4mm）があるので試料自体があた

W：純銅板の定常熱流損失(W)

たまるまで時間がかかるが（約 8 分）
，あたたまっD：試料の厚さ(m)た後は厚さがあることにより外部に奪われていく

2

A：純銅板面積(m )

熱量は少ない（4 試料中最小の熱流損失）ので，

ΔT：試料の温度差(℃)

履いてからしばらく経った後はあたたかい状態を保つことができるということになる。新商品は従結果を図 3 に示す。各試料の厚さが同一である

来品より熱流損失が小さく，裏地無しは従来品よと仮定すると，熱伝導率が大きければ試料内の温り熱流損失が大きいので，従来品と比べてあたた

度（体温）を外部に伝えやすいと言えるので，保かいかどうかは裏地の有無が影響している。

温性の面では不利であると考えられるが，実際は試料ごとに厚さが異なるので，熱が奪われやすい

2.4 保温性試験

かどうかは測定した定常熱流損失の値が実態に即保温性試験機（カトーテック株式会社製THERMO LABOⅡ）を使用して，ドライコンタク
ト法とウェットコンタクト法の 2 方法で保温性を0.035測定する試験を行なった。

熱伝導率（W/m・℃)

0.03
0.025

保温性の測定方法は，円筒風洞内の熱を蓄えた

0.02

純銅板上に，試料を取り付けた枠を保持する。銅0.015

板温度を 30℃に設定し，無風時と微風時（0.3m/s）

0.01

および強風時（1m/s）の 3 条件で，銅板温度を保0.005

つための消費電力を測定する。試料を付けた時と

0
新商品

裏地無し

従来品
試料

図 3 熱伝導率

通常靴下付けない時の消費電力の差を保温率とし，数値が大きいほど保温性が高いことを示している。ドラ
イコンタクト法は，人が衣服を着用したときの保- 112 -

80

無風
微風
強風

80
保温率（％）

保温率（％）

90

無風
微風
強風

70
60
50
40

70
60
50

30

40

20

新商品

裏地無し

従来品

新商品

通常靴下

裏地無し

従来品

通常靴下

試料

試料

(a) ドライコンタクト法(b) ウェットコンタクト法
図 5 保温性

温性を想定した測定法であり，ウェットコンタク

恒温恒湿槽内中心に発泡スチロール製ブロック

ト法は，人が衣服を着用し，汗をかいたときの保を置き，その上に試料を取り付けたペットボトル

温性を想定した測定法である。ウェットコンタクを設置した。試料に直接槽内の強い風が当たらな

ト法の場合は，銅板と試料を取り付けた枠の間にいよう，ブロックとの間に 20mm の隙間を空けて濡らした濾紙を設置する。結果を図 5（a），
（b）

アクリル製囲いを被せた。ボトル内には 500ml のに示す。

純水を入れ，底面から約 90mm の位置に測定部がドライコンタクト法，ウェットコンタクト法とも，来るよう熱電対を設置した。ブランクとして試料新商品が最も高い保温率となった。従来品の数値を被せないペットボトルと，槽内温度を測定すると比較すると，裏地無しは従来品より保温率が低

熱電対も設置した。図 6 に設置状態を示す。

いが，新商品は，細かい編み目で厚みもある裏地

設定は 36℃・50%RH から 0℃へ 1 時間かけて下が付いたぶん外気を遮断し，従来品よりもあたたげるプログラムを 2 サイクル行った。また各設定

かさを保つことができるようになったと言える。

を 17 時間保持した。
1 サイクル目の測定結果を示したものが図 7 で2.5 恒温恒湿槽を使用した保温特性試験ある。恒温恒湿槽内の温度の低下に伴って，各試

恒温恒湿槽の温度変化に伴って，試料を取り付

料内の水温も低下している。その過程で，新商品

けたペットボトル内の水温がどのように変化する

が最も緩やかに低下してきていることが分かる。

かを測定することにより，試料ごとの保温持続性

測定開始から 4 時間後では新商品の水温は従来品を把握する試験を行った。

よりも約 2.5℃温度が高く，それだけ新商品の保温性が高いという結果になった。
2 サイクル目の測定結果においても同様の傾向であった。また，1 サイクル目終了時から 2 サイ
クル目に移る際の，槽内温度を再び 36℃に上げる
時間帯では，新商品の水温が最も低く推移していた。このことからも，新商品が他と比べて保温性が高いと言うことができる。
定常熱流損失値や保温性の測定においては，新商品は従来品より良い結果であるが，裏地無しについては従来品より悪い結果であった。裏地の有無が結果に影響していることが伺えたが，本試験

図 6 試料設置状態については裏地無しでも従来品より保温性が高い- 113 -

35

新商品:13.6℃

温度（℃）

30

裏地無し：11.9℃

25

従来品：11.1℃

20

通常靴下：6.8℃
ボトルのみ：1.8℃

15

恒温槽内：0.2℃

10
5
0
12
2

14
4

16
6

18
8

20
10

-5
測定時刻(時)
経過時間（ｈ）

図 7 保温特性試験
れるよう，今後も同様の試験を行い，データ結果となった。

を蓄積していくことが必要である。
3. 結(4) 本研究終了後，今回の研究結果を踏まえ，申言(1) 各試験を行い総合的に評価すると，新商品が請企業から秋冬向けの靴下新商品として発最も良い結果となった。また裏地の効果が大売された。試験結果は実際に製品カタログにきいことなど，開発の方向性を明確にするこ掲載された。研究成果が商品開発の支援となとができた。

るともに，販促資料としても活用された事例(2) 独自に設定し実施した，恒温恒湿槽を使用しとなった。

た保温特性試験において，保温性の差が明確に分かる結果を得ることができ，製品性能の参考文献

評価方法として有効であることが分かった。

1) カ ト ー テ ッ ク ( 株 ) ， 保 温 性 試 験 機 KES-F7
THERMO LABOⅡTYPE カタログ

(3) 実際の着用時の評価に近い試験結果を得ら- 114 -

Ⅲ

調査・報告

- 115 -

- 116 -

調査・報告航空機産業参入に係る可能性調査報告
野中 敏*

相田 収平*

古畑 雅弘***

吉田 正樹*

橋詰 史則***

石川 淳*

目黒 正義****

須藤 貴裕**

見波 寿樹*****A Feasibility Study of Entry Into Aerospace Industry
NONAKA Satoshi*，AIDA Syuhei*，YOSHIDA Masaki*，ISHIKAWA Atsushi*，SUTOU Takahiro**
FURUHATA Masahiro***，HASHIZUME Fuminori***，MEGURO Masayoshi****and MINAMI Toshiki*****

1. 緒
言2008 年 3 月に発生した米国のサブプライムを調査し，新潟県企業の航空機産業に関する実ローン問題から米国経済は失速を始め，秋のリ

当報告書ではこれら研究会開催と調査事業でーマンブラザーズの破綻をきっかけに，米国の得られた航空機産業の実態と将来性，さらに参

みならず日本も含めた世界大不況へと突入した。

入のための課題についてまとめ，県内企業が参

このため，自動車産業をはじめとした製造業入するに必要な支援策について提案している。

態把握と参入の可能性を検討した。

は軒並み事業の縮小を余儀なくされ，新たな活路を模索する必要に迫られた。

2.

航空機産業の実態と参入への課題

こうした中で，短期的には急成長は望めない

航空機産業に詳しい外部講師を招いた勉強会

ものの，長期的な有望産業として航空機産業がや航空機産業関連セミナー，展示会等への参加

2008 年初頭から急速に注目され始めていた。

により，以下のとおり航空機産業の実態と将来

全国的にも航空機産業参入に向けた協議会，研性などが把握できた。また，県内企業へのアン
ケートと聞き取り調査により，航空機産業参入究会など多くの取り組みが地方でも始まっておへの課題が明らかとなった。

り，活発な活動を行っている地域もある。
当県においても，日本海側有数の集積を誇る

2.1

航空機産業の現状と将来

機械産業，金属製品など工業分野において新た2007 年時点での全世界のジェット機の運航な活路を見いだそうと，航空機産業への参入の機数は約 15,000 機程度で，今後の需要予測と可能性を検討することを目的に「新分野チャレ

して 20 年後には約 2.3 倍の 36,000 機程度になンジ研究会」を開催することとした。この研究

ると考えられている 1）。その伸びを支えるも会では，講演を主体とする勉強会のほか，各種のとして 100 席から 169 席までの小型機や 100

セミナー・展示会等への参加や国内重工メーカ

席以下のリージョナルジェットが新規需要の 3ーおよび航空機運航会社などへのヒアリング調

分の 2 以上を占めると考えられており，その予査を実施することにより参入における課題を調

想を反映するように，約半世紀ぶりとなる国産査し，会員への情報提供を行った。さらに県内の小型旅客機の MRJ（三菱重工）やビジネス企業の参入実態，参入意欲，品質管理体制など

ジェット機であるホンダジェット（本田技研）などの開発が進んでいる。

*

下越技術センター**

研究開発センター***

素材応用技術支援センター

社の B787 やエアバス社の A380 など新型旅客****(財)にいがた産業創造機構

機において，日本の企業は多くの製造分担をし*****

新潟市経済・国際部

一方，大型機メーカー分野でも，ボーイング- 117 -

表1名

全国の航空関係協議会・研究会

称地

東北航空宇宙産業研究会
秋田輸送機コンソーシアム
栃木航空産業懇話会とちぎ航空宇宙産業振興協議会
まんてんプロジェクト
すわ航空・宇宙ネット（通称スワン）
次世代型航空機部品ネットワーク（OWO）
ウィングウィン岡山
九州航空宇宙開発推進協議会
注：

任：任意団体比率は 35%と大きなウエイトを占めている

2）

民：民主導

形

態

任／官
任／官
任／民
任／官
任＋共／官
任／官
任＋共／官
任／官
任／民
官：官主導

また，航空機部品の製造，納入には認証規格。

である JISQ9100 取得などによる高度な品質管
理と，将来にわたり長期間部品供給を保証する

しかし，金額ベースでは日本国内での製造金
2）

東北
秋田
栃木
栃木
神奈川
諏訪
大阪
岡山
九州

共：共同受注団体ており，B787 の機体製造では日本企業の分担

域の規模であり，自動経営の安定性が要求される場合が多く，そうし

車産業のそれに比べ 40 分の 1 程度の大きさのたことからも，中小企業が大手重工メーカーか市場でしかないことも認識すべきである。

ら直接受注できることは非常に難しく，参入障

額は約 1 兆 2 千億円程度

日本国内では各地で今後の有望産業として航壁が高いといわれる一因となっている。

空宇宙産業を掲げ，表 1 のとおり協議会や研究

また，JAL，ANA など航空機運航会社への会などが多数立ち上がっている。これら各地の修理部品の供給についても，ボーイング社製航製造業がすべて参入できるほど大きな市場とは

空機では FAA（連邦航空局）の認可が必要で考えられず，新潟県企業の参入においては，他あり，事実上，米国内に事業所をもつ企業しか地域の企業との差別化が重要な課題となる。

FAA に申請することはできない。
また，エンジン部品などの安全に関わる重要2.2

部品では「工程凍結」という考え方があり，よ参入における課題

勉強会やセミナー等に参加して得られた航空り優れた技術があっても現行の製品には決して機産業参入の課題として，日本の航空機業界に採用されることはなく，独自技術や新技術を持おける独自の習慣や閉鎖性などが挙げられる。

っていてもそれらの技術は次のエンジン開発時

純国産の旅客機が存在しない現在の日本でのまで採用されず，長期的な取り組みとなってし航空機メーカーとなると，大・中型機であればまうことを覚悟しなくてはならない。

ボーイング社（米国）やエアバス社（EU），

このように，航空機産業参入には，他の産業

小型機であればエンブライアル社（カナダ）やではあまり見られない数々の課題が存在する。

ボンバルディア社（ブラジル）等と共同開発などを行う三菱重工，川崎重工，富士重工などの2.3

新潟県企業の現状

重工メーカーが挙げられる。その下にいくつか

平成 20 年 7 月に開催した新分野チャレンジの下請け企業とさらにその下を二次・三次下請セミナー（航空機産業）では，県内各地からけ企業が連なるピラミッド型をなした産業構造

125 名の参加があり，その後開催した新分野チとなっており，新規参入の難しい旧態依然とし

ャレンジ研究会には 37 名の参加があった。こた業界であると言われている。

のように県内企業の航空機産業への関心は非常- 118 -

に高いものがある。このたびの調査事業で行っ新潟県企業が参入する場合，ISO9001 を含めたたアンケート（従業員 30 人以上の中小企業

品質管理体制の整備が急務である。

400 社へ配布，187 社回答）によれば，回答しまた，技術，品質管理が整った企業であってた約半分の企業が航空機産業に関心があり，そも，航空機産業から受注できる保証はなく，長期的な展望で参入のチャンスを狙う取り組みもれらの企業は高い品質管理が必要（約 30%）必要である。特に，経営者が航空機産業に参入

あるいは高い技術力を必要（約 30%）と認識することの目的（利益追求，業務拡大，波及効している。しかし，実際に参入を検討している

果，企業イメージの向上など）を明確にする必企業は 3 割程度であり，あこがれてはいるが，要があり，経営者自らが航空機産業の特殊性，

具体的にはまだ考えてはいない企業も多いとい

現状，将来性をきちんと把握し，戦略的にとりう結果となった。その原因としては，参入ルー

くむ決意を示すことが重要である。

トが分からない（40%）や業界の動向が分から

航空機産業は，今後発展する産業分野の一つ

ないなど，航空機産業に関する知識，情報の少であることは間違いないが，それ自体はそれほなさが理由として挙げられている。

ど大きなマーケットではないことを認識し，航空機産業からの利益だけではなく，参入への取なお，すでに航空機産業へ参入している企業

り組みによって得られる社内の品質管理体制のは回答数の 13%程度であるが，その部品とし整備や，それによってもたらされる自社製品のては，内装品を除くと「その他」や「分からな品質向上や，さらには，航空機産業参入がもたい」と答えた企業が多く，その金額も売り上げ

らす企業評価の向上による受注増などが利益にの 1～20%と大きなウエイトではなく，県内でつながると捉え，航空機産業への参入を図る必はまだ主要な産業分野となっていないことが分要があると思われる。

かった。
3.

航空機関連の認証規格である JISQ9100 につ結言以上の課題から，航空機産業参入を図りたい

いての質問でも，一般の品質管理規格であるISO9001 と混同していると思われる回答も多く，
正しい情報が不足している状況も見受けられた。
また，航空機産業に関心を持つ企業のなかのとする県内企業への支援機関の支援策として以下の提案を行う。
（1） 航空機産業参入に向けた品質管理体制の整備を支援するため，「JISQ9100 認証取

金型関連企業では，自動車用金型の加工で導入

得研究会」等の開催。
（2） 県内企業が多く保有する 5 軸加工機を活した 5 軸加工機の航空機産業への展開を考えており，5 軸加工技術分野で他県と比べて優位性用した航空機部品の独自加工技術の開発。

を持てるような独自技術の開発が必要である。

（3）参入ルートの開拓としての商談会，見学会，航空機メーカーへのプレゼンの実施。

2.4

新潟県企業の参入への課題

および展示会等出店への支援。

航空機産業参入は前述のように，加工技術の高度化や独自技術の確立はもちろんのこと，社

参考文献

内の品質管理体制を整え，信頼できる部品，製1) 出井

品を納められる企業と判断されることが必須で

裕，“航空機関連産業の現状・将来展望”，新分野チャレンジ研究会講演資料，ある。そのためには，ISO9001 の取得はもとよ2008 年 9 月 19 日講演

り，JISQ9100 の取得が必須と思われる。また，
エンジン部品など重要保安部品の加工受注を狙

2) 片瀬裕文，“世界の航空機産業の動向と我うのであれば，Nadcap 取得も必須であり，それが国の航空機産業の将来”，飛翔・航空機

は ISO9001 の取得が前提となっている。このた産業公式ガイドブック，(財)経済産業調査

め，品質管理体制が比較的弱い中小企業の多い

会，2008，p11-27．

- 119 -

調査・報告炭素繊維複合材料の製造と用途開発に関する調査研究
古畑 雅弘* 橋詰 史則* 矢内 悦郎* 小海 茂美* 明歩谷 英樹*
松本 好勝* 渋谷 恵太* 佐藤 清治** 吉田 正樹**
A Survey Report of Manufacturing Process and Industrial Application of CFRPFURUHATA Masahiro*，HASHIZUME Fuminori*，YANAI Etsurou*，KOKAI Shigemi*，MYOUBUDANI Hideki*，
MATSUMOTO Yoshikatsu*，SHIBUYA Keita*，SATO Seiji**and YOSHIDA Masaki**

1. 緒

言

て，現状調査やアンケートを行い今後の意向等を

炭素繊維（以下 CF）は金属よりも軽く強度や弾調査した。さらに講演会を 3 回開催した。

性率に優れていることから，航空機や橋梁等の土
木建築補強資材，テニスラケットやゴルフクラブ，

2.2 CFRP 関連の技術動向

釣り竿といったスポーツ・レジャー用品などに幅

CFRP の製品化には，成形技術によるところが広く利用されている。さらに今後は環境規制への大きいが，成形メーカーが少ないのが現状である。

対応や省エネルギーへの期待から，自動車分野や成形技術には種々あり 1）2），現在主流となってい市場規模の大きい一般産業分野への取り組みも始るオートクレーブ法は，仕上がりがきれいで性能まっている。

も高いが，高コストで生産性が低いことから，航一方，炭素繊維は単独では利用されることは少

空宇宙部品や一部産業部品などの用途に限定されなく，一般には樹脂や金属等と組み合わせた複合ている。今後，市場を拡大させていくためには，材料として利用されているが，製品化には，コス

低コスト，生産性の高い成形技術の開発が求めらト，加工技術，生産性，リサイクル技術等多くのれており，例として VaRTM 法やテキスタイルプ

課題を抱えている。

リフォームによる RTM 法が挙げられている。テ

そこで本調査研究では，炭素繊維複合材料（以キスタイルプリフォームを図 1 に，VaRTM 法の概

下 CFRP）の研究開発や事業化の推進を目的とし略を図 2 に示す。これらに使用する中間基材も 3Dて，県内企業における CFRP の取り組みについてやノンクリンプファブリック（N.C.F）など多種多

現状調査したほか，CFRP の特徴や性質，要素技

様になってきている。

術，課題等について調査を行い，事業化の可能性を検討した。
2. 調査研究の内容
2.1 概要中間基材の製造，成形等の加工技術の最新動向
や適性用途について，展示会やセミナーへの参加，
県外先進企業を調査した。また県内の繊維，プラ
スチック製品製造業，機械金属関連企業を訪問し*素材応用技術支援センター

図 1 テキスタイルプリフォーム 3)** 下越技術支援センター- 120 -

図 2 VaRTM 法の概略 4)
また複合材料として考えた場合，CF のみではア

材料を以下に示す。

ルミ等の金属に比べて耐衝撃性等に劣ることから，・基材：CF3K の平織り

今後は単一素材の欠点を補う形として複合素材の・樹脂：市販 FRP 用 2 液性ポリエステル樹脂

開発が求められている。

・上下面密封用テドラーフィルム
・側面密封用シーラントテープ

2.3 県内企業の調査内容

・吸気・樹脂注入用シリコンチューブ

現在何らかの形で CF に関わっている県内企業

・樹脂流路確保用網戸ネット

は少ないが，関心を持っている企業は数十社に上・真空ポンプった。しかしいずれの業種においても，適性用途が明確にならず，具体的な事業化に向けて取り組

2.4.2 結果

む状況には至っていない。

成形試験の様子を図 3 に，完成した試料を図 4

業種別に見ると，繊維業では CF の製織，シーに示す。使用する樹脂の粘度によっては，真空にト化に関心を持つ企業が多く，既にセミナーの開引いても試料内に注入されていかないため，基材催等を通じて取り組みを始めた企業も出てきていの上面とチューブの先端部周辺に樹脂流路確保のる。撚糸やニット，整理加工業も関心を寄せていための部材が必要であることが分かった。ポリエ

る。プラスチック製品製造業では，OEM 生産によステル製網戸用ネットをその部材として使用した

り製造に取り組んだ企業もあるが，CF とマトリッ

後は，良好に樹脂が注入されていくことが確認で

クス樹脂との相性や成形条件等について試行錯誤きた。しかしこの方法では，ネットも一緒に成形しながら技術を蓄積しており，貴重なノウハウと硬化されて基材と一体になってしまうことから，なっている。今後は OEM ではなく，自社製品のネットを剥がすために離型材を塗布したり離型フ開発を目指している企業もある。機械金属業では，

ィルムを挿入する必要がある。
また硬化後のCFRP

工具の耐摩耗性や寿命，加工面の仕上がり具合やの成形肌はネットの凹凸がそのまま残るため，成切削端面の CF の解れ等の課題が浮かび上がった。

形肌に影響せずなおかつ流路を十分確保できる部

樹脂による加工特性の把握も重要である。

材を選定する必要がある。基材の下面は良好な平滑面を得ることができた。

2.4 予備試験研究の内容と結果
2.4.1 概要

また，側面密封用シーラントテープとシリコンチューブの間に隙間が残り，気密性が保てない場

VaRTM 法について，成形工程の手順と素材の特合が多いので，設置時にその周辺を手指で押し，性について知見を得るため，簡易的に VaRTM 法

良くなじませておく必要があった。上下面密封用による平板の成形試験を行った。使用した機器，

テドラーフィルムはほとんど伸びが発生しない。

- 121 -

こうした中で，今回の調査研究をとおして，医療分野において具体的な製品化の提案もされており，異業種による連携体を構築して研究開発を進めていく。
また低コストで生産性の高い成形法としてのテ
キスタイルプリフォームの活用や，CF と他素材の複合化による中間基材の開発が求められている。
県内には繊維業や機械金属業等多くの産業が集積しており，事業化につなげていくためには，これらの業種と連携して開発を行う必要がある。
図 3 成形中の様子
4. 結言（1）県内企業では，現時点では CFRP に取り組む
企業は少ないが，非常に関心が高いことがわ
かった。
（2）CFRP の技術動向を調査した結果，製品化には成形技術によるところが大きく，低コストで生産性の高い成形方法として，VaRTM 法や
テキスタイルプリフォームを使用した RTM法が注目されている。また CF 単一素材の欠点を補う形として複合素材の開発も重要である。

図 4 完成した試料（3）県内企業が新規参入していくためには，低コスト成形法を確立するとともに，素材の複合

シリコンチューブ周辺はチューブの太さの分だけ化による適性用途の開発が急務である。また

周囲より高さが変わるので，上面からテドラーフ

事業化には連携体の構築が重要である。

ィルムを被せる際に，その差をうまく吸収できる
ようにフィルムにたるみを持たせて被せることで，参考文献

真空引きの際にフィルムの突っ張りや余計なシワ

1) 前田 豊，
“炭素繊維の最先端技術”，シーエが入るのを防ぐことができた。

ムシー出版，2007，p32-42．

今後完成試料の断面を観察し，実際に樹脂が繊維間に浸透しているか確認する必要がある。また，

2) (財)科学技術交流財団分野別研究会炭素繊維応用技術研究会資料，2008．

成形物が立体的になるほど樹脂が注入されていかないことも予想されるので，樹脂注入口を増やすなどの対策をとる必要がある。

3) 第 1 回国際自動車素材・加工展
4) 九州大学軽構造システム工学研究室，“複合材
料の低コスト成型技術 VaRTM の開発”
，九州
大学ホームページ，（平成 21 年 3 月 17 日閲覧）

3. 新事業創出可能性

http://www.aero.kyushu-u.ac.jp/assl/research/VaR

県内には業種を問わず，CFRP の研究開発や事TM/VaRTM.html

業化に関心を持っている企業も多く，事業化にあたっては，生産性や加工技術等の確立とともに適性用途の開発が急務となっている。

- 122 -

調査・報告鋳物廃砂ダストをシリカ原料とする有用物質製造の研究
毛利 敦雄* 佐藤 健* 田中 亙* 久保田 順一*
Study on Synthesis of Useful Substance using Casting Sand Dust as Silica Source
MOURI Atsuo*，SATO Takeshi*，TANAKA Tohru*and KUBOTA Junichi*

1. 緒

ある程度の割合を占める 1）。

言中越鋳物工業協同組合企業からは，廃砂ダスト，

けい酸質肥料では，けい素は可溶性であること

ノロ，スラグなどの様々な廃棄物が発生する。こが求められる。鋳物砂では，一般的にけい砂（不れらは管理型産業廃棄物として，埋め立て処理を溶性）を使用する。このため，けい酸質肥料とし行っている。しかし，埋め立て処分場の処分容量て使用するには，廃砂ダストを消石灰（Ca(OH)2）の枯渇や処理費用の高騰に伴い，廃棄物処理量のなどのアルカリと混合，焼成して反応させ，けい削減が要請されている。

素を可溶性化する必要がある。鉱さいけい酸質肥料の規格は，可溶性けい酸 10%，アルカリ分 35%

中越技術支援センターでは，リサイクルが難し以上となっている 2）。

いとされているフラン樹脂廃砂ダスト（年間4,000t 発生）をモデルとして取り上げ，これを原

以上より，廃砂ダストを転換する有用物質としては，鉱さいけい酸質肥料を選択した。

料として有用物質に転換する調査研究を行った。
本研究では，
市場性を踏まえた有用物質の選定，2.2 基礎実験

基礎実験の実施，実用化炉の調査，法律面の検討

実験に使用したフラン樹脂廃砂ダストの分析値など，多方面からの調査，実験を行った。

を表 1 に示す。SiO2 は約 39%，樹脂分は，Ig.loss
2. 調査研究の内容（1000℃焼成による重量減）に等しいとすると約2.1 有用物質の選定

26%である。

有用物質は，廃砂ダストのけい素分をシリカ原

廃砂ダストと市販の消石灰をスパチュラで混合料とするもの，流通量が多く市場が形成されてい

し，磁器製箱に収めた磁製角皿に入れて，電気マるものとの観点から，選定のための調査を行った。

ッフル炉で焼成を行った。
試料は，廃砂ダスト中の Si と，消石灰中の Ca

白土製造メーカー，肥料メーカーなどの調査をのモル比をパラメータとして作製した。配合組成

通じて，次のことが明らかになった。

を表 2 に示す。

廃砂ダストをリサイクルして，けい酸質肥料に

焼成物中の可溶性けい酸の含有量を分析した結変換することが可能と考えられる。

果を表 3 に示す。

けい酸質肥料は，主として水稲のけい酸補給，

1250℃2h では 12～14%，
1300℃2h では 18～23%および水田の土壌改良のために施用される。
また，けい酸質肥料の生産量は，年 259,000t あの可溶性けい酸を含む焼成物が得られた。

り，普通肥料全体（年 9,834,000t）の中で見ても，* 中越技術支援センター

また，1250℃以上では焼成物の融着が見られるようになり，反応率が高くなると，焼成物の融着が発生しやすくなることがわかった。

- 123 -

表 1 廃砂ダストの成分(%)

表 2 配合組成

表 3 焼成物中の可溶性けい酸(%)

このため，実用化に際しては造粒などの融着防止対策が必要であると考えられる。

表 4 実用化炉の概要

焼成温度を低下させるため，組成 1 の試料を使用して粉砕の効果を評価した。
ボールミルを使用して，粉砕前の中心粒径 60μm
が 10μm になるまで処理を行ったところ，焼成温
度は約 50℃低下した。ただし，原料中の樹脂がバインダーとなり，粉砕中に原料が粉砕容器の壁に付着するため，実用化の上では難しいものと考え
ちなみに，前者は複数社の廃砂ダストを一括処られる。
このほか，アルカリ分を消石灰に比べ反応性の高い炭酸カリウム（K2CO3）に置き換える実験を理する場合，後者は 1 社内で処理する場合を想定したものである。

行い，粉砕と同様に焼成温度が約 50℃低下することも確認した。
以上の基礎実験により，廃砂ダストと消石灰を結果を表 4 に示す。年間処理量 3,000t のケース
では連続処理，300t のケースでは，1 日 1 回のバッチ処理方式となる。

混合し，高温で焼成することにより，鉱さいけい

キルン内で 1300℃の溶融状態を維持するため

酸質肥料に相当する焼成物が得られることがわかには，多量の重油が必要である。さらに，通常のった。

焼却炉などで使用されるバーナーでは，昇温が困難であるため，酸素富化による助燃が必要となる。

2.3 実用化炉の調査
基礎実験から得られた焼成条件（1300℃2h）をもとに，実用炉の調査を行った。

このような高温処理では，燃焼空気中の窒素から環境基準を超える濃度で窒素酸化物が生成するため，これへの対策が必要である。

廃棄物処理炉メーカーに，年間処理量が 3,000t

また，コストに関しては，年 3,000t 処理の場合と 300t の 2 つのケースについて，ロータリーキル

で，設備費 12 億円，償却年数 10 年とした設備償ンの仕様，ランニングコストなどの試算を依頼し却を含めたランニングコストが，トンあたり 19

た。

万円と試算された。

- 124 -

2.4 法律上の検討

廃砂ダストの処理については，調査したけい酸

廃棄物の処理及び清掃に関する法律（以下廃棄質肥料のほか，セメント原料やコンクリート二次物処理法）では，廃砂ダストは産業廃棄物の鉱さ

製品の骨材なども考えられる。廃砂中のフラン樹

いに分類され，事業者の責任において処理するこ脂等を焼却し、無機質材料に加工する程度であれととなっている。

ば 2.3 で述べた、
キルン設備に関係する経費は 1/10

次の事例について，弁護士より法律的な見地から指導を受けた。
A 社が鋳物廃砂ダストを社内で処理して，処理程度になるとされている。どの方向に進むかは，
本研究を基に中越鋳物工業協同組合など鋳物業界で判断して頂くこととする。

物を B 社に有償譲渡する。B 社は処理物から有用物を製造して市場で販売する。
これについての弁護士の見解は，

4. 結

言

（1）フラン樹脂廃砂ダストの有用物質への転換に① A 社では処理物の製品管理がなされる。

ついて検討した。けい酸質肥料への転換を目② 処理物は，書面契約により合理的価格で，継標として，焼成条件などの処理方法，事業化

続的かつ計画的に B 社に譲渡される。

に際しての設備や法律上の問題点などを明ら③ B 社で製造する有用物は市場を持ち，有用物の販売は，継続的かつ計画的になされる。

かにした。
（2）成果発表会において，調査結果を県内鋳造業という条件を満たせば，廃棄物処理法の規制には界に提示し，廃砂ダストのリサイクル化への該当しないが，複数社の鋳物廃砂ダストを集めて判断材料として提供した。

処理を行う場合は，形態を問わず産業廃棄物中間処理業の許可が必要となるとのことであった。

参考文献
1） 農林水産省消費・安全局農産安全管理課監修，“ポケット肥料要覧 2004”，2004，p7-8．

3. 成果発表会の実施
本調査研究で明らかにした内容は，成果発表会

2） “肥料取締法に基づき普通肥料の公定規格を定める等の件”（昭和 61 年 2 月 22 日 農林を開催して，県内鋳造企業に提示した。

水産省告示第 284 号）- 125 -

調査・報告熱処理技術に関する調査
浦井 和彦* 伊関 陽一郎* 皆川 要* 高橋 靖* 佐藤 亨* 中部 昇*
岡田 英樹* 三浦 一真** 桂澤 豊*** 山田 敏浩**** 堀 祐爾*
Survey of Heat treatment Technology
URAI Kazuhiko*，ISEKI Yoichiro*，MINAGAWA Kaname*，TAKAHASHI Yasushi*，SATO Toru*，
NAKABE Noboru*，OKADA Hideki*，MIURA Kazuma**，KATSURAZAWA Yutaka ***，YAMADA Toshihiro****and HORI Yuuji *1. 緒
言自動車や工作機械，家電から身の回りにある刃物まで多くの工業製品が熱処理工程を経て最終製品化されており，熱処理技術はものづくり
における重要な基盤技術の一つとなっている。
最近の各種機械の高性能化及び自動化などか
ら，部品の軽量・高強度・高精度化や，金型の高寿命・低歪化，処理コスト低減等が求められ，さらなる技術の高度化が必要とされている。
また，産業のグローバル化に伴い，海外進出

図1に関わる問題や海外企業との価格競争にさらさ

セミナー風景いずれも県央地域はもとより県内各地から定員を超える参加があり，会場に収容しきれず出
席者の調整を依頼した回もあった。また，講演終了後も個別に講師との質疑が続き，各社の関心の高さが伺えた。

れている。
本事業では，これからの熱処理に関する技術的課題を検討し，県内企業の技術力向上・製品
開発につながるような研究テーマの探索を目的として各種調査を行った。あわせて地元企業への情報提供と，熱処理をキーワードとした事業

第1回

10 月 3 日(金)に対する機運醸成のために講習会などを行った。

「モノづくりにおける熱処理の機能と役割」
講師：鈴木健司 氏

2.

活動概要

2.1

熱処理技術セミナー（東部金属熱処理工業組合 技術委員長）
・適切な設計，材料選択の考え方
・熱処理トラブル回避のための留意点

対象者を限定せず，広く熱処理に関する知識を習得してもらうことを目的に，以下のとおり

第2回

セミナーを開催した。

「熱処理品の損傷とその原因調査法」など

1 月 23 日(金)講師：仁平宣弘 氏
*
**
***
****

県央技術支援センター
研究開発センター
下越技術支援センター
中越技術支援センター（仁平技術士事務所）
・様々な破損事例を示しその原因として考えられることを解説，大半が材料選択を含めた設計上の問題と指摘。

- 126 -

第3回

また，硬さや耐摩耗性を得る通常の熱処理に

3 月 18 日(水)加え，摩擦を低減させるなど複数の機能を持た「機械部品の破断面の見方と損傷事例」

せる複合処理なども複数社から聞かれた。

講師：藤木 榮 氏（(独)産業技術総合研究所

客員研究員）

察する上で留意すべき点，解釈の仕方等を

2.3 県外企業の情報収集
関東圏，中京圏など製造業の中心となる地域説明。

の熱処理関連企業，試験研究機関を訪問し，現・破壊についての基本的な事柄と破断面を観状や動向について情報収集を行った。
どこも景気落ち込みの影響は大きく，現在は2.2 県内企業の情報収集
複数企業が共同で研究に取り組める可能性を

社員教育に注力したり，工程改善などを図って探るため，県内の熱処理業および熱処理利用企

景気回復時には即応できる体制を整えておくと業 10 社ほどを訪問し，現状や課題，これからいった意見が聞かれた。
また，自動車のように量産型の仕事は今後減の方向等意見を伺った。

少し，少量でもより付加価値の高い特徴ある処

それらをまとめると，以下のようになる。

理を手がけていく必要があるとの意見が大半で(1) 人材育成

あった。特に表面改質の高度化に対する意向が技能検定を受けさせているところも多く，そ高いように思われた。

のための勉強の場，基礎的なことを若手に学ば

他県で言われている問題点はせる場が欲しいとの意見が多く寄せられた。

①技術術開発・ノウハウの蓄積不足

また，評価手法など実際に自分の手を動かしてやる実技を交えたものが必要との意見も多か②対等な取引関係った。

③企業間連携の希薄(2) 各社個別の課題④生産のグローバル化への対応⑤川上・川下産業との水平展開の不足

寸法変化や割れの発生はどこからも同様に聞かれた課題ではあるが，各社扱う製品の形状・⑥新分野への開発力不足

材質や求める精度などが異なるため，具体的な⑦人材不足

課題解決は個々での対応とならざるを得ない。

⑧PR 不足⑨エネルギーの効率化

例えば，次に述べる蓄積した一般的形状でのなどであり，これらは本県にも共通する問題

系統的データを，個々の課題解決に結びつけら点と思われる。

れるような個別の取り組みが必要になると考えこれらの問題解決には技術的課題の他，企業られる。

連携に関わる課題，情報や PR に関わる課題が(3) 共同のテーマ
企業が共同で取り組もうとすると，現実的な存在する。今後，新潟県として何ができるかと課題は取り上げにくく，基礎的か最先端のものいうことを産業振興課，(財)にいがた産業創造のどちらかになるとの声が聞かれた。

機構，工業技術総合研究所，それぞれの立場から検討する必要があると考える。

そのようなものでは例えば歪みの問題では，一般的形状物について材質や処理条件と歪みの関係を系統的に実験・調査しデータを蓄積するといったことや，歪みのシミュレーション技術

2.4 研究開発事業の検討
これら調査結果等各種情報をもとに，今後のの開発・高精度化を図るといったテーマが考え

工業技術総合研究所での研究テーマを検討した。

られる。

- 127 -

ための実験設備も高価なものになる。第 1 段階に，セミナーの開催等をとおして関連する知識の啓蒙普及を図った。

として現有試験機器を活用して次のテーマが考（1） 県内外を問わず，企業内での人材育成は熱処理技術は装置産業的な部分があり，そのえられる。

大きな課題となっている。東京での講習(1) 品質予測のためのシミュレーション技術会等はあるものの，地方の中小企業からでは参加しづらいのが現状で，地元での歪みや硬化層の状態を実用的に予測する技術

同様な機会の提供が望まれている。

の開発を行い，高精度金型の製作や後加工を少（2） 表面の高度化に関する技術分野が今後なくすることで加工時間，加工費を抑え，競争重要性を増すと考えられ，複合処理やシ力の向上を図る。

ミュレーションなども含め注目が必要。

また，実験設備等が当研究所か県内企業に備（3） 研究テーマに関しては，熱処理業界全えることが可能であれば次のようなテーマが考えられる。

体に関わる問題とそれぞれの企業単独の(2) これからの成長産業のための熱処理技術問題とがあり，分けて考えていく必要がある。

アルミニウムの表面硬化技術やステンレスの耐食性向上等を行い，機器の軽量化による省エ

また，その実施と成果の普及には熱処理と評

ネルギー化や，ステンレス材のロングライフ化

価のための各種設備の確保並びに開発した技術を図ることで省資源化に寄与する。

を PR する努力が必要となるが，これらの解決(3) 複合熱処理技術には産学と当所の連携が欠かせないものと考える。

既存技術の効果的組み合わせや複数の効果を期待できる処理技術の開発を行い，機能性薄膜の密着性向上や，多機能膜の生成を可能にする。
特に機器の耐摩耗性に関する問題やすべり潤

き姿－，日本金属熱処理工業会，平成 18 年

滑に関する問題は旧来からの問題であり，今後11 月とも研究開発の行われる分野である。
3.

結

参考文献
1）金属熱処理業ビジョン －10 年後のあるべ

2）素形材技術戦略 －ものづくり基盤を支える素形材技術の羅針盤－ 速報版，経済産業

言

熱処理技術に関し，県内外の企業等を訪問し，現状や課題，技術動向などの調査を行うととも- 128 -

省・(財)素形材センター，平成 20 年 11 月

調査・報告溶接技術の高度化に関する調査研究
長谷川

雅人*

五十嵐

宏*

大野

宏**

平石

誠**

馬場

大輔*

田村

信**

菅野

明宏***

Study on Improvement of Welding
HASEGAWA Masato*，IKARASHI Hiroshi*，OHNO Hiroshi**，HIRAISHI Makoto**，BABA Daisuke*，
TAMURA Makoto**and KANNO Akihiro***

1.

緒

言

な溶接を使いどんな製品を製造しているか，工アーク溶接，ガス溶接やレーザ溶接は，県内

業技術総合研究所に対し何を研究対象として望でも多くの企業に普及している工業生産活動にむのかを，ハイブリッド溶接，自動追尾溶接，は欠くことのできない技術である。これらの溶簡易ティーチング技術についての研究を候補と接技術自体は歴史もあり，比較的成熟した技術して提示し調査した。

である。しかし，近年ロボットを使った溶接がさらに，訪問した企業の中から，工業技術総普及してきており，この分野に関してはまだま研究所の研究に関心があり，研究テーマについだ課題が多い。つまり，自動化，省力化を狙って検討していただける方々に集まっていただき，て溶接ロボットを導入しても，ティーチングに検討委員会を 2 回開催した。

時間がかかる，溶接によるワークの熱変形で狙訪問調査，検討委員会での討議は以下のよう

いが溶接線から外れるなどの問題が発生し，結に集約される。

局期待したほどの効果があがらずに悩んでいる（1）ハイブリッド溶接については，用途やメ企業が多い。

リット・デメリットが明確でなく，導入

そこで，溶接ロボットの導入においてティーには前向きになれないとの意見が多かっチングや溶接線狙いのズレなどが，県内企業でた。

どの程度問題となっているのかを調査するとと（2）多くの企業でロボットのティーチングにもに，それらの問題を解決するための研究を行

課題を持っており，簡易ティーチングにった。また，レーザとアークの二つの熱源を組は関心が高かった。

み合わせることによって互いの欠点を補完し，（3）自動追尾溶接については，簡易ティーチ

従来にない高品位で高能率な溶接ができると言ングと組み合わせて大幅な省力化ができわれているハイブリッド溶接についても調査しる理想的なシステムにできないかとの意た。

見に集約された。

2.

県内企業の現状と研究テーマ意向調査

3.

県内溶接関連企業 18 社を訪問し，どのよう先端溶接技術セミナーの開催
県内企業に最新溶接技術の紹介・普及を図る

ため下記の 2 テーマについてセミナーを開催し***

上越技術支援センター
研究開発センター***

下越技術支援センター

た。
3.1「レーザ・アークハイブリッド溶接の特

徴と応用」
講師：三菱重工業(株) 神戸造船所- 129 -

先端製品・機械システム部

カと，その装置の特徴を示す。ここでは三菱重メカトロシステム設計課

工製のレーザとアークが同軸上に配置されてい主席技師

る方式 3）と，それ以外に大別できる。これら

渡辺 眞生 氏

開催日：平成 20 年 11 月 11 日(火)の適用先で最も多いのは自動車用鋼板類であり，参加人数：31 人

Frounius 社の装置は VolksWagen や Audi のドア部溶接ラインにも導入されている 4）。

3.2

また，欧州の Meyer 造船所ではハイブリッド「溶接ロボットにおける倣い(アークセン

溶接を用いた低歪溶接により，歪修正作業の簡サ)精度及びティーチング技術」

略化を実現している 5）6）。

講師：コマツエンジニアリング(株)その他は重工業向けや，手持ち溶接による薄産業システム事業部システム営業部
横山祥二

物製品向けであるが，現時点での実用事例は少氏ないようである。

開催日：平成 20 年 12 月 18 日(木)参加人数：46 人

4.1.2

方向性

ハイブリッド溶接法の導入が進められている

4.

調査研究

4.1

レーザ・アークハイブリッド溶接のは主に自動車と造船の分野である。これらのレーザ・アークハイブリッド溶接（以下「ハ分野ではハイブリッド溶接に有効なロボットやイブリッド溶接」）は，レーザ溶接とアーク溶

ガントリーシステムを用いた自動溶接ラインが接を組み合わせたもので，両者の短所を補完し多く，また設計製造から検査までの全工程を通た溶接方法である。その効果としては「要求ギ

したコスト検討が比較的容易である。

ャップ精度の緩和」，「高速度化」，「低歪」，

すなわちハイブリッド溶接は，そのシステム「深溶け込み」，そして「溶接欠陥の抑制」なに対する大きな投資を，一貫した工程管理と自どがあげられる

1）2）。そこで，ハイブリッド溶

動化によって回収できる分野でのみ積極的に実接について技術調査を行うとともに本県におけ用化が進められていくと考えられる。

る適用可能性について検討した。
4.1.3
4.1.1

現状技術の調査

県内の溶接産業を俯瞰すると，大型構造体や

表 1 に市販のハイブリッド溶接機の主要メー
表1

まとめ

産業機器，精密板金など対象は多岐にわたるが，

レーザ・アークハイブリッド溶接機の主要メーカと特徴

メーカ
三菱重工業㈱Precitec
(ドイツ)

レーザ光源

アーク源

YAG，

TIG，

レーザ・アーク同軸方式

Fiber

MIG

(3 次元溶接に適している)
ワイヤ横入れ方式

YAG,
Fiber,

種々

Frounius㈱WEL-KEN

溶接部モニタリングカメラ
シームトラッキング機構有り

Disc，LD(オーストリア)特徴

ワイヤ横入れ方式
YAG

MIG

YAG

プラズマ

- 130 -

タンデムタイプ有り
レーザ・アーク近軸方式
ハンディヘッド（手持ち可）

多品種少量生産が多く，自動化が進んでいる分野は少ない。したがって，県内でハイブリッド
溶接を有効に利用できる企業は一部に限定されると思われる。
4.2

自動追尾（倣い）溶接

溶接ロボットなどの自動機によって溶接を行う場合，部品寸法誤差，位置決め誤差，溶接時の熱変形などにより，溶接トーチの狙いと溶接すべきライン（溶接線）にズレが生ずる場合がある。こうした事故を防ぐために，溶接ラインを自動的に検出し，トーチのズレを自動的に修正する自動追尾（倣い）溶接の実現が求められ
ている。
図1
4.2.1

現状技術の調査

上

画像処理による溶接線検出

下光切断法による検出

溶接線の倣い制御には，現状ではアークセン
サが広く用いられている。これは，例えば Vら得られた映像を直接画像処理して輝度などの字型の形状を持つ溶接継手部に対して，溶接ト

特徴量を抽出し溶接線を検出するものである。

ーチを左右に揺動（ウィービング）させ，そのまた，光切断法は，ライン状レーザ光を対象物ときの電流変化をモニタリングしながら，溶接に照射し，それを斜め前方からカメラで撮像し，トーチが常に開先の中央に来るように制御する形状計測を行って溶接線を検出するものである。

方式である。この方式は，アーク自身をセンサ

画像処理による検出方法においては，図 1 上とするためトーチ回りがシンプルで低コストでに示すように，溶接中の動画像 7)から垂直軸，あるが，用途が隅肉溶接などに限定され，薄板

水平軸それぞれについて輝度ヒストグラムを作の突き合わせ溶接などでは溶接線の検出が不可

成し，垂直軸についてはピーク値から，水平軸能である。また，ラインレーザセンサを用いたについては設定した閾値以下の部分を抽出し，開先検出システムも実用化されているが，開先

視覚的に溶接線位置を検出することができた。

が大きくかつ溶接方向に急激な変化のない溶接

また，光切断法においては，図 1 下のようなラ事例に限定される。

インレーザ光より形状情報を得て溶接線の高さを検出することができた。

4.2.2

方向性

ロボット溶接では，三次元的で溶接線が複雑

4.2.4

まとめ

な溶接物にも対応することが必要である。そこ

本研究では，画像処理と光切断法から溶接線で，複雑な溶接物にも対応するため画像処理にを検出する手法について検討し，実験的には溶よる溶接線検出方法を検討した。また同時に，接線を検出できることがわかった。これらの手

高さ方向を検出するために光切断法を検討した。

法が実用化されるためには，機器のコンパクト化・耐熱性向上，可視化手法，画像処理手法な

4.2.3

実験

どについてさらに検討が必要である。

画像処理による溶接線検出方法は，カメラか- 131 -

4.3

三次元簡易ティーチングシステム

そのためには，レンズの歪みなどにより生ずるロボットを用いた溶接において，動作に必要誤差の補正技術の開発が必要である。

な情報（位置情報，溶接情報）をロボットに与え，ロボットの動作プログラムを作成する，と

4.3.4

まとめ

いう一連の作業がティーチングである。一般的

本研究では，考案した簡易ティーチングの実にはリモートペンダントを用いたリモートティ

現可能性と優位性を示すとともに，その技術的ーチングが行われているが，複雑部品ではティ

課題を明らかにした。県内企業では，ティーチ

ーチング作業が膨大となり，問題視されている。

ング作業の作業者への負担，時間的なロスを問題視している企業が多く，早期実現が望まれる。

4.3.1

現状技術の調査

三次元 CAD モデルからティーチング情報を

5.

結

言

作成するオフラインティーチングが実用化され(1) 企業訪問調査，溶接研究会検討委員会などている。これは，現場でのティーチング作業をを通じて技術要望調査を行い，ハイブリッド削減できる利点があるが，実ワークと三次元溶接，簡易ティーチング，自動追尾溶接につCAD モデルにはワーク精度などに違いがある

いて技術調査および可能性実験を行った。

ため，動作プログラムの修正が必要な場合が多(2)簡易ティーチングシステムについては実現

い。また，三次元 CAD と高価な CAM ソフトの可能性を示すことができた。

が必要なため，県内企業には普及していない。

(3)理想的な省力化自動溶接を目指すためには
自動追尾技術などの開発が必要である。

4.3.2

方向性

そこで，ティーチング作業の軽減を図るため，

参考文献

簡易ティーチングシステムの可能性を検討した。

1)阿部，林，”レーザ・アーク複合溶接法とそ

これは，溶接箇所に手持ち可能なティーチペン

の将来”，溶接技術，51，7，2003，p62-67

を合わせ，ティーチペンに取り付けたマーカー

2)Ed.Hansen， ” Ready for hybrid welding?”，の位置情報を計測装置により測定し，その結果

ILSJ，October 2008，p22-24．

からロボットの姿勢を決定し，動作プログラム

3)坪田，石出，渡辺，赤羽，”複雑三次元形状を生成させるものである。

対応レーザ加工システム-同軸レーザ加工ヘッドの開発-”，三菱重工技報，42，2，2005，

4.3.3

実験

p86-89．

計測装置としてモーションキャプチャを用い，
簡易ティーチングシステムの一連の流れを構築

4)”平成 17 年度 IMS 動向調査報告書”，(財)製造科学技術センター，2006， p32-36．

する実験を行った。測定点が 34 点の場合，テ5)石出，”重工業におけるレーザ加工技術の動ィーチング作業時間は約 10 分程度（計測 5 分，向”，平成 20 年度(財)溶接接合工学振興会第データ処理 5 分）であった。ティーチペン位置

19 回セミナー，2008，p73-76．

情報の誤差は，直線距離 100mm で位置 0.3mm，

6)C.Yhomy.Wagner,F.Vollersten,B.Metshkow，

角度 0.05°，400mm で位置 10.1mm，角度 2.3°

”Laser in the Shipyard”，ILSJ，January 2008，であった。実験の結果，三次元簡易ティーチン

p11-14．

グシステムにより作業時間を大幅に短縮できる

7)信越スーパーテクノゾーン推進研究の一環と可能性を見いだしたが，実用化にはティーチペ

して，旧(株)レーザー応用工学研究所 技術課

ンの三次元位置測定の精度向上が必須である。

平賀仁氏が撮影した映像- 132 -

調査・報告ナノテク機器利用技術講習会
樋口

智*

平石

誠*

孝司*

宮口

斉藤

博*

Practice on Device Production with Nanotechnology Equipments
HIGUCHI Satoru*，HIRAISHI Makoto*，MIYAGUCHI Takashi*and SAITO Hiroshi*

1.

緒

言

電子機器，光通信，医療機器の小型化に伴い，微細形状を付与した高機能部品や超精密加工部
品の利用拡大が進んでいる。これらに対応しう

0.2mm

る技術に，ナノテクノロジー（物質をナノメー
トル[1nm=10-9m]領域で自在に制御する技術）
図1があり，国の重点支援技術領域に指定されるな

マイクロレンズアレイ金型

ど製品の高付加価値化を実現する技術として期待されている。しかしながら，本県の主要な製造業である一般機械，精密機械等既存企業の取組みは，先端産業であるが故の技術習得や導入の難しさ（機器が高額）のため，進んでいないのが現状である。そこで，既存産業へのナノテ
クノロジー技術の導入，普及を図るため，
0.5mm

NICOナノテク研究センター機器を利用した技
図2

術講習会を実施した。

薄膜熱電対

2. 講習会の概要
MEMS製品の加工技術および超精密加工・評

2.1

価技術を対象として技術講習会を実施した。実

のレンズ，液晶導光板などの光学部品やバイオ

習テーマとして次の2 つを設けた。

チップの加工等で不可欠というべき技術となっ

超精密研修

超精密加工は，デジタルカメラや光学メモリa）超精密ナノ加工機を使用したマイクロレている。本講習会では，作成したテキストおよンズアレイ金型（図1）の試作・評価

び副読本1）に基づき超精密加工に関する講義を（以下，超精密研修と記す）行い，その後，超精密ナノ加工機を使用しマイb）MEMS装置を使用した薄膜熱電対（図2）

クロレンズアレイ金型の試作および加工品の非の試作・評価接触三次元測定機による評価技術について実習（以下，MEMS 研修と記す）した。図3に超精密ナノ加工機，図4に非接触三次元測定機の外観を示す。
超精密ナノ加工機はファナック製の*ROBONANO α-0iAを使用した。静圧空気軸受研究開発センター- 133 -

のであり、高融点金属や絶縁物などの成膜も可
能である。

図3

超精密ナノ加工機

図4

非接触
三次元測定機けを搭載する5軸加工機で，直線軸（XYZ）の

図5

図6

マスク

分 解 能 は 1nm ， 回 転 軸 （ BC ） の 分 解 能 は

スパッター

アライナー

成膜装置

1/100,000度である。
非接触三次元測定機は三鷹光器製のNH-3SP

3.

講習会の実施方法を使用した。レーザースポット径が約1μmでオ

3.1

実施概要

講習会の概要を以下に示す。

ートファーカス機構（分解能1nm）を搭載したものである。
2.2

実施日時：《超精密研修》平成 20 年 11 月 13 日，14 日

MEMS研修《MEMS 研修》平成 20 年 11 月 26 日，27 日

MEMS 加工技術は，紫外線や電子線を用い

実施会場：NICO ナノテク研究センターて数十nm～数μm サイズのパターンを樹脂膜

参加者数：4 名（募集定員）（レジスト）に描画・現像し，エッチング，成膜，レジスト除去を繰り返し，シリコンなどの技術講習会では，作成したテキストおよび副読

3.2 タイムテーブル
各研修のタイムテーブルを図 7，図 8 に示す。

本 2) を使用してMEMS加工に関する講義を行っ＜1 日目＞

表面に極微細な形状を形成する技術である。本た後，薄膜熱電対を題材としてマスクアライナ

10:00

ーやスパッター成膜装置を使用して試作・評価～講義～

技術について実習した。

超精密加工の基礎

マスクアライナー（ユニオン光学製：PEM800，図5）は，パターンが描かれた遮光板（マ

12:00

スク）を通して紫外線をレジストに照射し，パ

13:00

ターンをレジストに転写する装置である。通常、・平面加工用工具の取り付け

一種類のデバイスを作製するために複数枚のマスクが使用されるため、その位置合わせ機能も

～実習～

17:00

・平面加工

持っている。マスクやレジストの種類によるが、数μmの線幅の解像が可能である。

＜2 日目＞

また、スパッター成膜装置（芝浦メカトロニ
クス製：CFS-4EP-LL（i-Miller），図6）は，デ

13:00

～実習～

バイスに電気的あるいは機械的機能を付与する

・レンズ加工用工具の取り付けために基板表面に所望の金属や無機物を数十nm

・マイクロレンズアレイ加工～数μmの厚さで堆積（成膜）させる装置である。

17:00（・形状測定および評価）*1

使用した装置は高周波・マグネトロン方式のも
図7- 134 -

超精密研修

＜1 日目＞

本技術講習会は（財）にいがた産業創造機構

10:00（NICO）の平成 20 年度産業基盤形成支援事業～講義～で実施したものである。

MEMS の基礎・実技
12:00
13:00

～実習～
・レジスト塗布・露光，現像

17:00

【座

学】

【動バランス修正】＜2 日目＞～実習～

13:00

・SiO2 成膜・ダイシング【平面加工】

・測定

17:00

図8

【測定・評価】

図 9 研修の様子（超精密研修）

MEMS 研修

4. 研修風景
研修風景を図 9，10 に示す。
5.

結

言

（1）講習会終了後，受講者を対象にアンケー【座学】【スパッター成膜】

ト調査を行った。概略としては，流れや工程が分かりやすく楽しく勉強できた，
少人数での受講であったので機器に触れることができ質問もしやすかった等，講習の進め方について肯定的な意見があった一方で，もう少し時間をかけ加工後の評価や応用例などについても言及してほ【ダイシング】

しいとする指摘も寄せられた。

【評価】

図 10 研修の様子（MEMS 研修）（2）超精密加工や MEMS 加工という比較的新しい技術分野について受講者の知識や認参考文献

識に差異があるため対応が難しい面もあ1）竹内芳美，“超精密マイクロ切削加工”，

るが，今回参加していただいた企業のフォローアップや，今後同様の講習会を開催していく中で県内企業のニーズを把握し，講習内容の改善を進めていきたい。

- 135 -

日刊工業新聞社，2008．

2）麻蒔立男，“トコトンやさしい薄膜の本”，
日刊工業新聞社，2002．