熱可塑性 CFRP の急速加熱冷却成形プロセスの解明と実用展開
福井大学 産学官連携本部
特命准教授 山根 正睦（ 平 成 29 年 度 重 点 研 究 開 発 助 成 B 課 題 研 究 AF-2017003）
キ ー ワ ー ド ： 熱 可 塑 性 CFRP， 急 速 加 熱 冷 却 (H&C)成 形 ， 金 属 積 層 造 形

1．研究の目的と背景

樹脂の融点以上まで急速加熱した後，急速冷却可能であ

熱可塑性 CFRP の代表的な成形方法は，板状の成形材料を赤外線ヒータ等で加熱溶融し，マトリックスであるり，かつ，複雑形状にも対応出来る H&C 技術は，現状では開発されていない．

熱可塑性樹脂の融点より低い温度の金型に投入してプレ本研究では，熱可塑性 CFRP を普及させるための大きス成形を行うスタンピング成形である（図 1）．成形サイな課題である低コスト化を目的とし，金型の H&C 技術にクルが 1 分程度であることから，大量生産に適しており，より板状材料への加工工程を省き，熱可塑性プリプレグ強度・弾性率・耐衝撃性に優れた成形品が得られるため，からダイレクトに成形品を製造する成形プロセスを開発自動車の軽量化技術として注目されている．しかしながする．

ら，高い成形圧力(15～30 MPa)が必要であるため，自動車のボンネット程度の大きさの成形品でも，出力が 2000

2．金型の H&C 技術の基礎検討～3000 トンの大型プレス機が必要であり，このクラスの従来の金型構造は，ヒータあるいは熱媒体を通す配管大型プレス機（複合材料の成形は油圧プレス機）を所有を内蔵した構造となっている．この構造では金型の熱容する成形メーカーは非常に少ない．大型プレス機を新た量が大きいため，急速加熱冷却を行うことは原理的に困に導入するには巨額な設備投資となり，中小企業が多い難である．また，プレス成形用の金型は雄雌の嵌合型で成形業界においてサプライチェーンを拡大することは困あるために，複雑な形状や深い形状の成形面の近傍にヒ難である 1)．

ータや配管を設置するには，加工が煩雑になり金型コストの上昇を招く．この問題を解決するために，金型の熱容量を小さくできるシェル構造の金型を検討した（図 2）．
赤外線等の加熱装置でブランクを樹脂の融点以上に加熱し、マトリックス樹脂を溶融させる。

金型をシェル構造にするための方策として，近年その発展がめざましい金属積層造形（金属 AM）に着目した．ま

ホット
ブランク

ブランク

成形品

た，熱可塑性 CFRP に使用される樹脂には，成形温度が400 ℃を超えるものもあることを考慮し，現存する熱媒体加熱装置

プレス機

図 1. スタンピング成形の概念図の中でも極めて高温であり，かつ，クリーンな熱媒体として過熱水蒸気を選定した．

従って，熱可塑性 CFRP の用途拡大のためには，大型プレス機を必要としない低圧で成形可能な成形システムの開発が望まれる．低圧で熱可塑性 CFRP を成形するためには，板状の成形材料を使用せず，プリプレグから直接成形品を製造する方法がある．航空機業界においては，従来の熱硬化性 CFRP と同様に成形型の上に熱可塑性CFRP のプリプレグを積層し，オートクレーブ成形によって製造されている．その成形圧力はスタンピング成形に比較して低い圧力(2 MPa 程度)である．しかし，オートクレーブ成形は成形サイクルが極めて長く（一般的には8 時間），一般産業用途には適用出来ない．
プレス成形において熱可塑性プリプレグから直接成形

従来の金型構造：熱容量大→ 急速加熱冷却困難

シェル構造の金型：熱容量小→ 急速加熱冷却可能

図 2. 金型構造の比較
2.1 シェル構造の着想
金属 AM では造形物をサポートで支え，最終的にサポートは除去される．そのため，サポートの形状は単純な構造であり，除去しやすい肉厚で造形されることが多い．

品を得るためには，金型温度を熱可塑性樹脂の融点以上の温度に昇温し，成形後，脱型できる温度にまで冷却する必要がある．熱可塑性 CFRP を広く一般産業用途に展開するためには，成形サイクルの観点から金型の急速加図 3. シェル構造のヒントとなった金属造形物

熱冷却(H&C)技術が必要であるが，金型全体を熱可塑性（松浦機械製作所製 LUMEX Avance-25 により造形）

しかし，金型の成形面を形成し，シェル構造にするため熱処理を行えば R4 の構造でも可能である．なお，R2 おには，成形面であるシェルを支え，様々な方向からの成よび HT2 で既に過剰性能であったため，R3 と HT3 の試形圧力に耐え得るサポートの構造を検討する必要がある．

験は実施していない．

そこで，建築物等で多用されているラティス構造に着目した 2)．金型の基本構造のイメージを図 4 に示す．

表 1. マルエージング鋼製圧縮試験片寸法および結果試験片生

図 4. 金型の基本構造のイメージ
熱処理

2.2 ラティス構造の検討
熱可塑性 CFRP のプレス成形に必要な成形圧力は，スタンピング成形の場合は 15～30 MPa という高い成形圧生力が必要であるが，H&C 成形の場合は樹脂が完全に溶融状態での成形となるので，成形圧力としては 10 MPa も見

軸径

ピッチ

最大荷重 破壊応力(mm)

(mm)

(kN)

（MPa）

R1

φ1.59.7

20781R2φ2.09.6410

161

R3φ2.59.5

HT1φ1.59.7307

120

HT2φ2.09.6568

223

HT3

φ2.59.5

R4

φ1.516.166827R5

φ1.75

16.08

105

41R6

φ2.016.0014858

但し，試験片サイズ：□50 mm，高さ 53 mm，込んでおけば十分である．そこで，安全率を 3 と仮定し，天板厚さ：約 5 mm，ベースプレート厚さ：約 18.5 mm

ラティスの寸法を変化させ，破壊応力 30 MPa 以上を満足

ピッチは柱の芯々距離，生は造形したそのままの状態，するラティスの基本構造を検討した．

熱処理はメーカー推奨条件による時効処理を表す．
次に，熱伝導性，軽量性の観点からアルミでの造形も実施した．アルミでの試験片の寸法および試験結果を表2 に示す．マルエージング鋼での結果から，軸径は 1.5 mmに固定し，柱のピッチのみを変化させた．

(a) R1, R2, R3, HT1, HT2, HT3(b) R4, R5, R6

表 2. アルミ製圧縮試験片寸法および結果

図 5. 圧縮試験片の造形データの例
試験片

図 5 に示すようなラティス構造について軸径と縦の柱のピッチを変化させ，圧縮試験用の試験片を造形した．
圧縮試験には試験速度を一定に保持できる圧縮試験機

造形テスト（島津製作所製 UH-1000kN）を使用し，ラティスに垂直に荷重が掛かるように，図 6 に示す圧縮試験用治具を製作した．

ラティス

軸径ピッチ

最大荷重 破壊応力

(mm)

(mm)

(kN)

（MPa）

AT1 φ1.58.1

造形割れ発生AT2 φ1.56.5

造形割れ発生AT3 φ1.55.4造形割れ発生

A1φ1.53.2272

107A2φ1.54.017770A3

φ1.55.424697t1.013051

ジャイロイド A4

但し，試験片サイズ：□50 mm，高さ 50 mm，天板厚さ：約 5 mm，ベースプレート厚さ：10 mm
ピッチは柱の芯々距離
造形テストの結果，図 7 に示すように，AT1～AT3 の全図 6. 圧縮試験用治具に試験片をセットした様子ての造形物に亀裂が発生した．そこで，柱のピッチを小さくした A1～A3 の造形を行い，圧縮試験を実施した．

金型の入れ子の造形金属は，マルエージング鋼および強度的にはどれも問題ないが，柱のピッチが小さく細かアルミの両方で試験を実施した．マルエージング鋼でのいラティス構造となり，蒸気の流動を妨げる恐れがある

試験片の寸法および圧縮試験結果を表 1 に示す．表 1 のと考えられる．右下はジャイロイドという構造であるが，結果から，熱容量を可能な限り小さくする構造として，強度がラティスに比べて低いため，ラティスを優先するR5 の構造で成形圧力に耐え得る構造であることが判る．

ことにした．

表3および図8に造形結果を示す．柱のピッチを9.2 mmおよび15.5 mmとし，軸径を1.5, 2.0, 2.5 mmと変化させ造形を行った．②, ③, ⑥は①の造形崩れによるスキージング不良の影響があると判断し，②, ③, ⑥の再造形を実施した結果，軸径がφ2.0 mmの②はラティス部の一部崩れが発生したが，軸径φ2.5 mmであれば，ラティス部が崩れることなく③, ⑥共に造形可能であることが判った．
図 7. アルミ製圧縮試験片

3．入れ子内の蒸気の流動解析
本研究の H&C 金型の設計に際しては，金型のどこからマルエージング鋼では造形可能な構造でも，アルミで過熱水蒸気を供給し，排出するのか，昇温時間，温度分布は造形が困難であることが判った．これは材料の強度，を最適化するためには CAE 解析が必要である．そこで，および線膨張係数の違いによる造形物の熱収縮の差によモデル的に金型の雄型を想定した入れ子を造形し，CAEるものと考えられる．そこで，アルミ製ラティスの構造解析モデルおよび解析条件を検討した．

を再検討し，蒸気の流動抵抗を少なくするため，および熱収縮による変形を防止するために軸径を変化させ，マルエージング鋼並の柱のピッチで造形が可能であるかの検討を行った．

3.1 モデル金型による実験と解析モデルの検討
図 9 に示す平板金型の雄型を想定したモデル金型を松浦機械製作所製 LUMEX Avance-60 を使用して，マルエージング鋼にて造形した．5 mm 厚のシェル状ソリッドの表 3. アルミ製ラティス構造の検討

間にラティスを形成した構造となっている．過熱水蒸気

試験片

ピッチ

軸径

発生装置はトクデン製 UPSS-W20H を使用した．蒸気発

No.

(mm)

(mm)

①1.5②2.0

造形結果
・天井面の崩れ発生

生量 20 kg/hr.，蒸気温度は 200～700 ℃の範囲で制御可能である．

・ラティス部の崩れ発生
・ラティス部の一部崩れ発生

9.2

・天井部にスキージングブレードとの擦れ発生
・ラティス部の一部崩れ発生③2.5

・粉敷きがうまくされず，レーザの重ね塗りが発生

④⑤
⑥1.5
15.5

2.02.5・天井面の崩れ発生
・ラティス部の崩れ発生
・天井面の崩れ発生
・ラティス部の崩れ発生

図 9. □250 mm 平板金型（雄型）の造形モデル

・天井部にスキージングブレードとの擦れ発生

図 10 に示すようにモデル金型を UPSS-W20H に接続し，500 ℃の待機運転状態から過熱水蒸気を流した．モデル金型の表面には黒色の耐熱塗料を塗布し，サーモカメラ（FLIR 製 E5）にて表面の温度分布を計測した．

図 8. アルミの造形結果

図 10. 過熱水蒸気によるモデル金型の昇温試験

図 11 にモデル金型の表面温度分布の例を示す．スタート後 3 分 20 秒で金型入り口温度 270 ℃，6 分で 350 ℃に到達，15 分経過後，供給蒸気温度を 150 ℃に下げると 17分で熱伝導により約 270 ℃でほぼ均一になった．しかしながら，蒸気入口が１ヶ所では，短時間で温度分布を均一にすることは困難であることが判った．この実験結果に基づいて CAE 解析モデルを検討した．

図 11. モデル金型の表面温度分布の例
3.2 CAE 解析モデルおよび解析条件の検討
CAE 解析ソフトには，Ansys CFX を使用した．厳密な解析を行うためには，蒸気の状態変化の考慮，ラティスのモデル化等が必要である．しかし，今回は蒸気の供給・排出位置による蒸気の流動状態，金型表面温度分布の予測を主眼におき，モデルの簡略化や計算時間の短縮化を図るため種々の仮定の下での解析とした．図 12 に解析モデルを示す．左右対称であるため，1/2 対称モデルとした．

図 13. 口金の横幅の影響解析の例

4. 金型構造の検討
プレス成形機に金型を設置し，蒸気配管を行うことを想定すると，プレス機の前面には安全装置としてエリアセンサーがあり，背面には熱盤のヒータ配線や冷却水の配管があるため，前面や背面からの蒸気配管を行うことは出来ない．必然的にプレス機の右側から蒸気を供給し，左側から排出する設計になる．これらの制約条件の下で，蒸気の供給口，排出口の最適化を行うため，実験およびCAE 解析を実施した．
4.1 CAE 解析による蒸気入口，出口の検討
蒸気の排出はプレス機正面から見て左側から排出する前提で，まずは蒸気出口寸法の影響を解析した．出口の横幅 60 mm と 200 mm で比較を行ったが，平均表面温度

図 12. □250 mm 平板金型（雄型）の解析モデルも温度分散も大きな差は無かった．そこで出口の横幅は温度分散がわずかに小さい 60 mm とした．入口および出過熱水蒸気は CFX 内の物質データにある“Water Ideal Gas”に従う流体と考え，100 ℃以下になった場合の凝縮は無視し口の形状を図 14 のように決定し，図 15 に 3 種類のパターンについて解析を行った結果を示す．

た．蒸気の流路はラティス構造であるが，モデルを簡略化するため Porous モデルとし，空隙率は 0.93 とした．その他いくつかのパラメータを変えて何度か計算を行い，図 11 左側の温度分布が再現される計算条件を見い出した．CFX の計算式により，平均表面温度を areaAve(Temperature)@Die wallsurface，温度分散を areaAve((Temperature-varTmean)^2)@Diewall surface により求めた．
蒸気入口の口金の厚さを 10 mm とし，口金の横幅を 15,

図 14. 蒸気の出入口の形状および寸法65, 120 mm と変化させた場合の解析例を図 13 に示す．モ
デルでは切りの良い数値にしたが，実際の口金寸法は厚さ 12.66 mm，横幅 117 mm である．解析結果として蒸気の流線および，600 秒加熱時の金型表面温度分布の結果を示した．図 11 の実験結果と比較すると温度分布は定性的に一致していることが判る．実験では平均表面温度を求めることは出来ないが，解析結果の温度チャートでは入口近傍の温度は 315 ℃となっており，昇温速度には若干のずれがある．しかし，本解析の目的は蒸気の供給･排出位置の設計，予測される金型表面温度分布の解析である
ので，本解析モデルにより設計を進めることとした．

図 15. 蒸気入口の位置による影響

図 15 に蒸気の流線および，600 秒加熱時の金型表面温図 17 に示す金型入れ子を組立て過熱水蒸気発生装置（ト度分布の結果を示す．同図に示す通り，蒸気入口の位置クデン製 UPSS-W20H）に接続し，流動試験を実施した．

について中央は平均温度も低く，温度のばらつきが大き装置のセットアップ状態を図 18 に示す．蒸気の入口は両く，両端が最もばらつきが小さくなった．よって，蒸気の端，出口は左側である．図 20 に示すサーモカメラの画像

入口の位置は，両端が最も優れていると考えられる．

でも分かるように，入れ子の中央部分に中々蒸気が入って行かず，温度分布に分割の境界が明瞭に見える．また，

4.2 入れ子の昇温試験（マルエージング鋼）

蒸気を流し始めて 2 分後ぐらいから，漏れ始めた蒸気が前項で CAE による蒸気入口および出口の設計指針が入れ子表面で結露し，結露の影響によって温度が上がら得られたことから，実際に金型入れ子を造形し，過熱水ないことが判った．そこで，図 19 に示すように分割の継蒸気による昇温試験および CAE 解析結果との比較を行

ぎ目を耐熱パテで埋め，蒸気流動試験を実施した．図 20った．大型の金属 AM 機で造形可能な最大寸法は□600に蒸気流動試験の結果を，図 21 に昇温カーブを示す．蒸mm であるため，大型成形品の成形を想定すると金型入気漏れを防止することにより，昇温速度，到達温度，冷却れ子が分割構造になることが予想される．そこで，□250

速度全てにおいて，大幅に改善された．しかし，b, e, g, h,mm の平板成形用金型について福井県工業技術センター

i の領域は，目標成形温度 270 ℃に到達していない．これの協力の下，CAE 解析との比較を行えるように図 16 のは，分割部分の熱抵抗の影響であると推測される．以上

ような 6 分割構造の入れ子を設計し，松浦機械製作所製の結果，入れ子を分割構造にする場合は，過熱水蒸気がLUMEX Avance-25 により造形した．使用しない入口は蓋漏れないような分割入れ子の接合方法を開発する必要がをする設計である．図 17 に造形した部品の一部を示す．

あることが判った．

図 19. 分割の継ぎ目を耐熱パテにて処理
図 16. マルエージング鋼分割構造入れ子

図 20. マルエージング鋼分割入れ子パテ処理（入口両端）
上段：CAE，下段：表面温度分布
図 17. □250 mm マルエージング鋼分割構造入れ子
abcdefghi350
蒸気入口

300

表面温度 （℃）

250

adg200beh150cfi

蒸気出口100
蒸気入口

50
00500

1000

1500

2000

2500

3000

Time （sec.）

図 18. 過熱水蒸気流動試験セットアップ状態（入口両端）

図 21. マルエージング鋼分割入れ子パテ処理の昇温カーブ

4.3 入れ子の昇温試験（アルミ）

図 24 および図 25 に示す結果より，マルエージング鋼

マルエージング鋼と同様の実験をアルミでも造形を行に比べて，温度分布は均一であり，到達温度も高いことい実施した．ただし，マルエージング鋼での実験で分割が判る．蒸気入口が互い違いの場合も実施したが，入口構造では蒸気漏れという課題が判明したため，アルミに両端に比べて，全体に到達温度が低かった．

おいては入れ子を一体構造とした．アルミはマルエージング鋼に比べて線膨張係数が大きいことから収縮量がよ以上，これまで得られた結果から，材質はアルミとし，過熱水蒸気入口の位置は，両端に決定した．

り大きくなり，変形や亀裂発生の原因となる．そこで，ベースプレートの一部を成形面とするハイブリッド金型と5. 実証実験使用するプレス機の□300 mm の盤面に金型をクランした．図 22 にその概念図を示す．

プすることを考慮し，出来るだけ成形面積を確保するように物性測定用の平板金型を設計した．
5.1 CAE 解析による蒸気入口の形状設計
図 22. アルミ一体構造入れ子の概念図

図 24 および図 25 に示す通り，蒸気出口 g, h, i の部分の温度が他の部分に比べて温度が低い．そこで，CAE 解

造形上がりの状態では確認できなかったが，所定の寸法

析により蒸気入口の形状を検討した．図 26 に示すように，に仕上げる機械加工後に，四隅に大きな亀裂が確認された．

設計した金型から下型の蒸気流路を取出し，解析を行っ

そこで，耐熱パテで亀裂を埋めた上で過熱水蒸気流動試験た．蒸気出口近傍の温度が低いことから，A の元々の設を実施した．装置のセットアップ状態を図 23 に示す．

計に対して，B は蒸気入口で出口に向かうテーパとした．
C は温度の低い出口の方から蒸気を導入し，逆に向かって蒸気を導入するテーパとした．解析結果を図 27 に示す．
蒸気の流線および温度分布の結果から，B の出口に向かうテーパ形状が到達温度も高く，表面温度のばらつきも少ないことが判る．

図 23. 過熱水蒸気流動試験セットアップ状態（入口両端）

下型モデル
上下金型

金型＋蒸気流路

成形面サイズ200×156 mm

蒸気流路

図 24. アルミ一体型（入口両端）
上段：CAE，下段：表面温度分布

abcdefgh

図 26. 過熱水蒸気入口形状の解析モデル

i400
蒸気入口

350

A：ノーマルテーパ

B：出口に向かうテーパ

C：逆向き流動テーパ

Ave. 267 ℃
σ2 2.8

Ave. 269 ℃
σ2 2.3

Ave. 259 ℃
σ2 10.8

表面温度 （℃）

300
250

adg

200beh150

cfi100

蒸気出口

蒸気入口

50
00500

1000

1500

2000

2500

Time （sec.）

図 25. アルミ一体型入れ子の昇温カーブ

図 27. 過熱水蒸気入口形状の解析結果

5.2 平板成形用 H&C 金型の製作
これまでの検討で得られた知見を盛り込み，上型および下型の過熱水蒸気流路を有する入れ子の設計を行い，モールドベースに入れ子を組込む構造として金型を設計した．図 28 に上型および下型の入れ子を示す．造形物に図 29 に示すような多数のクラックが発生した．種々の応力緩和方策の検討を行い，成形面のクラックは解消できたが，クラックの完全な防止は出来なかった．
下 型

上 型

図 30. 実験装置全景

UPSS を 500 ℃の待機運転状態とし，成形スタートと同時に設定温度を 700 ℃とした．20 分後に UPSS の蒸気温度は 700 ℃に到達した．図 31 に金型の温度センサーによ造形物って得られた温度カーブを示す．図中 1～5 は下型，6～10 は上型の温度センサーの位置を表す．

ベースプレートの一部を金型として利用する

H&C成形テスト３回目

ベースプレート350

予備成形：1 MPa×5 min. 本成形：5 MPa×30 min. 冷却：5 MPa×5 min.

図 28. 上型および下型の入れ子

一部クラック発生
クラック発生位置AA’Temperature (℃)

300

A-A’ 断面

250
200
150
100500CT画像

02040

造形した上型および下型の入れ子をモールドベースに4は入れ子の熱が奪われないように断熱構造とした．また，下型には脱型用のエジェクターピンも内蔵した．金型の詳細な構造は，金型メーカーのノウハウが多く含まれる

80

100

CH1CH2CH3CH4CH5CH6CH7CH8CH9CH10入口組込み金型を完成した．入れ子とモールドベースの間に上下型には成形面の中央および四隅に熱電対を内蔵し，60Time (min.)

図 29. 成形面に発生したクラック

出口

入口

51210出口
3下型

9入口

678上型

入口

ため省略させていただく．
図 31. H&C 金型の昇温カーブ
5.3 H&C 金型による熱可塑性 CFRP の平板成形完成した金型を大学所有の 37 トン油圧プレス機（神藤

金型表面温度（図 32）を表面温度計にて測定後，金型金属工業所製 AWF-37HHC）に設置し，過熱水蒸気発生温度の過加熱を避けるため，UPSS の設定温度を 500 ℃に装置（トクデン製 UPSS-W20）をレンタルし，700 ℃に耐下げて金型温度を一定に保持した．図 31 より 100 ℃からえ得る耐熱配管（SUS 316）によって，製作した H&C 金成形温度到達までの昇温時間は 45 分程度，図 32 より金型と接続した．配管には過熱水蒸気が金型に到達するま型の温度分布は 260±10 ℃程度であることが判る．また，で，極力温度が下がらないように，断熱材を施工した．図

冷却は蒸気と同じ経路に水を使用したところ，蒸発の潜30 に実験装置全景を示す．

熱により極めて速い冷却が可能であることが判った．

成形材料は CF（T700, Toray）と PA6（DIAMIRON,

本実験は 3 回行ったが，非常に良く再現することがでMitsubishi Chemical）からなる薄層の一方向（UD）プリプきた．但し，目標の昇温時間は 5 分であり，目標との乖レグシート（福井県工業技術センター提供）を用い，厚さ離は大きい．また，金型温度が 100 ℃を超えるまでは，40 µm，設計 Vf 50 %のプリプレグシートを同方向に重ね入れ子の亀裂から蒸気が漏れることによって昇温が妨げることで，一方向強化材（UD 材）の成形を行った．

られることも判明した．

252

250

272
251

そこで，本研究ではプリプレグからダイレクトに成形271

品を得る成形技術として，金型の H&C 技術の開発を行った．得られた結果を以下にまとめる．

251

・ラティス構造の耐圧強度
253

246

263
下型

266

熱容量が小さく，プレス成形の圧力にも耐える金型構造として，金属 AM 技術によるシェルとラティスから上型

図 32. H&C 金型の表面温度分布（成形スタート時）
金型温度が成形温度に到達後，成形材料を金型に投入し，成形圧力 1 MPa，5 分の予備成形後，本成形 5 MPa，30 分を行い，圧力を保持したまま冷却を行った．
成形が正常に行えているかの確認として，従来金型による過去の研究結果から，炭素繊維とマトリックス樹脂の接着強度を感度良く反映するシャルピー衝撃試験を実施した．JIS K 7061 に準拠し，炭素繊維軸と平行方向のエッジワイズ試験を実施し，従来金型との比較を行った．
図 33 に示す H&C 金型によるシャルピー衝撃値は，従来金型による値と同等であり，成形は正常に行えているものと判断した．

・過熱水蒸気による金型入れ子の昇温試験実験と CAE 解析の結果が定性的に良い一致を示した．
CAE 解析は金型の流路設計，温度分布の予測に有用である．また，蒸気発生能力，配管抵抗，配管の断熱の影響が大きく，実用化には更なる検討が必要である．
・H&C 金型による成形実験目標である金型昇温時間 5 分を達成できなかった．目
標未達の原因は，蒸気発生能力不足，入れ子の亀裂による蒸気漏れ，金型の断熱不足等が考えられる．一方，冷却媒体に水を使用することにより，冷却効果は極めて大きいことが分かった．
・H&C 成形で作製した熱可塑性 CFRP の機械特性評価
従来工法で作製した試験片と同等の衝撃値が得られた．
・H&C 金型の材質

PA6/CF UD材の耐衝撃性比較

Charpy impact strength (kJ/m2）

なる入れ子構造を考案し，その可能性を示した．

アルミは金型温度の均一性は得られたが，造形時の膨15CF 90°層張･収縮による応力集中部分での亀裂を回避することが極めて困難であった．H&C 金型の入れ子の材質とし10Impactては，強度も高いマルエージング鋼が適している．

5謝Edgewize

0

従来金型

H&C金型

図 33. H&C 金型と従来金型のシャルピー衝撃値の比較

6. 結言

成形サイクルが短いことやリサイクル性に優れている
ことから，軽量化材料の最有力候補として熱可塑性 CFRPが注目されているにも関わらず，我が国においてはほとんど普及していない．その要因のひとつにコストが高い

本研究の実施にあたり公益財団法人天田財団より重点研究開発助成 B 課題研究(AF-2017003)を賜りました．ここに深く感謝申し上げます．また，本研究は金属積層造形技術（三光合成，松浦機械製作所，福井県工業技術センター），流体の CAE 解析技術（福井大学，三光合成），金型設計技術（岩崎機型，福井大学），熱可塑性 CFRP の成形･評価技術（福井大学）という異なる技術分野の知識，経験，技術を結集して成されたものであります．ここに関係者の皆さまへ深く感謝申し上げます．

ことが挙げられているが，プリプレグから成形品を製造するための成形技術開発がほとんど行われていないことも大きな問題である．

辞参考文献
1) 山根 正睦：
“熱可塑性コンポジットのプレス成形の特徴と適用事例”, プラスチックス, Vol. 7, 日本工業出版(2018), pp.11-19.
2) 富岡 義人, 小野 徹郎編著：“建築デザインの構造と造形”, 鹿島出版会 (2015).