難加工材の超音波インクリメンタル・マイクロフォーミング
東京大学 生産技術研究所教授・帯川 利之（平成 26 年度一般研究開発助成 AF-2014023）
キーワード：インクリメンタルフォーミング，金属箔，超音波加工

１．研究の目的と背景
微細で生体適合性の高い構造は，生体用の担体やセン

２．研究方法２.１ 実験装置

サー，マイクロテスター，フィルター等の機能部品としマイクロインクリメンタルフォーミングに用いたての利用が期待されている．シリコンや樹脂のマイクロデスクトップ形の実験装置を図 1 に示す．実験装置は加工に対しては，フォトリソグラフィーやナノインプリ

開発当初から少しずつ変化しているが 1-4)，同図では，ンティングなどが広く用いられているが，ステンレス鋼超音波振動スピンドルと加熱用のレーザが装着されてやチタン合金等の金属に対しては，形状と表面の加工制いる．超音波スピンドルの振動方向は軸方向（Z 方向）、御性にすぐれたマイクロスケールの高能率な加工技術

振動数は 42.5 kHz である．厚さが 12 m 以下の薄い箔の開発が求められている．

をブランク材とするため，超音波振動で箔が損傷を受一方，高効率で環境負荷の小さいエネルギー源として，けないように，振幅を最小値の 0.5 m に設定した．

燃料電池の高度な利用が求められている．自動車用の燃X-Y テーブルと Z ステージの分解能はともに 0.01

料電池のさらなる高効率化，将来的には携帯用情報通信

m である．図 1 では，超音波スピンドルの冷却に用機器の超小型の燃料電池の開発が期待され，ステンレスいる圧縮空気が主軸端から下向きに噴出する．成形中鋼のセパレータの厚さの低減と溝パターンの微細化技に圧縮空気が箔に直接当たるのを防止するため，アク術が求められている．また，チタン箔に対しても生体用リルの遮蔽版が取り付けられている．レーザは局所加の担体などの利用のため，微細なパターニング技術の開熱に用いるため出力が 130 mW と小さい．レーザ光は発が期待されている．

ブランクホルダーの下に置かれたプリズム反射し，箔

マイクロインクリメンタルフォーミングは，金属箔をの裏側を加熱する．

対象とした逐次成形加工法であり，微細なラピッドプロ
トタイピングとしての特徴を有している 1-4)．金型や工作物を支えるバッキングプレートを使用せず，単純な棒状工具を用いて箔を微小量押しだす単純な操作を繰り返すことにより，自由度の高い加工を実現している．成形寸法は概ね数十ミクロンから 1 ミリメートルであり，使用する棒状工具の先端半径は 10 から 100 ミクロンである．
本研究では，将来的に幅広い応用が期待される難加工材の箔のシングルポイント・インクリメンタル・マイクロフォーミング技術の基礎を確立する．難加工材である
ステンレス箔 4)やチタン箔は，剛性が高いためにスプリングバックが大きく，成形時にアルミ箔のような高い形状精度が得られない．そこで，超音波振動スピンドルを適用し，成形形状の高精度化を図る．
先ずは加工が容易なアルミ箔を対象に，超音波振動がインクリメンタルマイクロフォーミングに及ぼす影響

図 1 インクリメンタル・マイクロフォーミング装置を明らかにする．次に，アルミ箔で得られた知見を基に，難加工材である SUS304 のステンレス箔と純チタン箔の一般に，インクリメンタルフォーミングでは，成形加工を実施する．また，超音波振動とレーザ加熱が加工範囲を制限するため，バッキングプレートと呼ばれるに及ぼす影響について検討する．

支持板を使用する．しかし，微細加工ではバッキングプレートの加工自体が難しくなるので，棒状工具のみ

を使用し，バッキングプレートを使用しない加工技術を開発している 1-4)．

２.２ 成形方法と成形限界
棒状工具によるマイクロインクリメンタルフォーミ

図 2 にブランクホルダーの構造を示す．箔に適度なングの一例として，図 4 に，三角錐の逐次成形プロセ張力をかけ箔を水平に保持するため，オーリングとテスを示す．三角錐の底面の外接円直径は D，高さは h，ンショナーの組合せを使用した 2-4)．テンショナーの拡三角錐の中心軸とそれに対向する側面の二等辺三角形

大図を図 2 右下に示す．とのなす角は  ，中心軸とそれに対向する稜線とのな成形に使用した箔は，厚さ 6.5 m と 12 m のアルミす角は である．なお， と を共に半頂角と呼ぶ．ブ箔（8021 相当材），厚さ 8 m のステンレス箔（SUS304），ランクの厚さは t，工具の回転速度は ，工具が一回の厚さ 5 m の純チタン箔である．また，棒状工具には，同一平面上の加工で押し出す高さは dz である．したが図 3 の先端半径 R が 10 m と 100 m の超微粒子超硬って工具が Z 方向に dz だけ移動する毎に，正三角形のを用いた．また加工液は n-プロピルアルコールを使用

工具軌跡は，底辺と直角に dy = dz tanだけ縮小し，頂した．高速で工具を回すと動圧が発生し，接触圧力の点はy = dz tanだけ内側に移動する．

小さいところに加工液が侵入して潤滑する．その結果，主軸回転速度とテーブル速度は特に断らない限り，加工力が低下し，損傷の少ない加工が実現するものとそれぞれ 5,000 min-1 と 200 m/s であるが，チタン箔に考えられる 1)．なお，加工液を用いずにドライで加工

D = 283 m のマイクロピラミッドを成形するときは，すると，箔は損傷しやすく，加工が困難になる．

主軸回転速度を 10,000 min-1 に，テーブル速度を 150
m/s に変更した．軸方向送り dz は厚さ 6.5 m と 12 m

上板Top plateのアルミ箔に対しそれぞれ 5 m と 12 m，ステンレス箔に対し 5 m，チタン箔の D = 1.41 mm and D = 283

Middle中間板
plate

m の四角錐台の成形に対し，それぞれ 2 m と 1 mに設定した．
半頂角  のマイクロピラミッドを成形すると，ピララバーシート
Rubbersheet

ミッドの側面を構成する二等辺三角形は，直角二等辺三角形から cosec 倍の高さの二等辺三角形に変形す

Oリング
O-ring
ブランクベ
Blankース
底板
Base plate

る．その伸び（%）は 100(cosec1)，伸び方向の対数ひずみは  = ln(cosec )である．半頂角 を変え，損Tensioner
テンショナーdt

傷なく成形可能な最小の  の値を求め，それに対して上式で計算される対数ひずみを，成形限界における二等辺三角形の最大主ひずみ max とした．

図 2 ブランクホルダーの構成とテンショナー拡Y

大図（右下）X(a) 先端半径 10 m

yzZDht

図 4 棒状工具による逐次成形プロセス(b) 先端半径 100 m
図 3 マイクロ成形工具の先端形状

３．研究成果

両図では，超音波振動の有無をそれぞれ記号 V と NV

３.１ アルミ箔の成形限界に及ぼす超音波振動の効果
図 5 と 6 にアルミ箔の四角錐台の成形限界に及ぼす超音波振動とレーザ加熱の影響を示す．箔の厚さは 6.5 m，で，レーザ加熱の有無をそれそれ H と NH で示す．また
図の顕微鏡写真の上の欄に半頂角  とそれに対する対数ひずみの値を表示した．

四角錐台底面の外接円の直径は 1.41 mm，工具径は 100

図 5 より，レーザ加熱の無い場合，超音波振動の有無

m である．また，図 5 がレーザ加熱の無い場合，図 6にかかわらず  = 39.5 の四角錐台は損傷なく成形され，がレーザ加熱のある場合の結果である．

 = 37.4ではき裂が発生，成長した．き裂は既報 4)と同様に稜線に沿って多く見られた．これらの結果より，レ



39.5

37.4

ーザ加熱の無い場合の成形限界 c は 0.45 であり，超音



0.45

0.50

波振動の影響はほとんどないことが分かった．本実験における成形限界は，還元水を潤滑液として使用した実験
結果 2,3)より小さいが，その理由は n-プロピルアルコー
ルが還元水より潤滑性に乏しいこと，アルミ箔の厚さがNV&NH

12 m から 6.5 m になり箔の伸びが減少したことによるものと思われる.
レーザ加熱を使用した時には，図 6 より成形限界が増加し，超音波振動のある場合 c = 0.55，超音波振動の無い場合c = 0.50 となった．これよりレーザ加熱は成形限界を増加させ，超音波振動との併用時に最大になること

V & NHが分かった．

1.0 mm

図 5 アルミ箔の四角錐台の成形限界に及ぼす超音波振動の影響

３.２ アルミ箔の成形精度に及ぼす超音波振動の効果
本節では，比較的複雑な形状のピラミッドを成形し，超音波振動が加工精度に及ぼす影響を検討した．ただし，レーザ加熱は使用していない．

37.435.2

図 7 は，先端半径 100 m の工具を用いて厚さ 6.5 m



0.500.55のアルミ箔上に成形した底辺 1.0 mm，半頂角 39.5のねじれ四角錐台である．ねじれ四角錐台では，側面の半分で仰角が増大し，反対側の半分で仰角が低下する．
したがって，稜線の両側でひずみが異なり力の平衡が取NV & H

れにくい．超音波振動を付加すると，ピラミッドの側面は波打った状態が消えて滑らかになり，成形状態が安定し，加工精度が大幅に向上した．

V&H



32.9

30.0



0.610.69(a) 超音波振動有り(b) 超音波振動無し

図 7 アルミ箔の捩じれ四角錐台の成形限界に及ぼす超音波振動の影響

V&H

次の例として，図 8，9 に星形ピラミッドの成形結果
Pin hole

1.0 mm

図 6 アルミ箔の四角錐台の成形限界に及ぼす超音波振動とレーザ加熱の影響を示す．星の外接円の直径は 1.6 mm，アルミ箔の厚さは12 m である．図 8 は超音波振動を付加した場合，図 9は超音波振動を付加しない場合である．両図の星形ピラ
ミッドは共に，稜線と谷部が良好に成形され，全体的な形状をみるかぎりは，とりわけ際立った違いがみられな用し，図 10 の階段状のピラミッドを成形した．底面のい．しかし，成形工具が直接接触する裏側では，成形後外接円の直径は 1.41 mm，箔の厚さは 6.5 m である．平の中心部の形状に明確な違いがみられた．即ち，超音波坦部が狭いが，しわや大きなゆがみは確認されない．

振動のある場合には，五角形の軌跡が明確に残っているが，超音波振動のない場合には，工具軌跡が不明確で，工具の移動とそれに伴う成形プロセスが不安定であったと推察される．

図 10 アルミ箔の階段状ピラミッド（超音波振動有り）(a) 上部からの観察(b) 底部からの観察

３.３ ステンレス箔の成形に及ぼす超音波振動の効果
上述のように，超音波振動は，星形ピラミッドや捩じれピラミッドのような複雑なピラミッドの形状精度の改善に効果的であった．しかし，アルミ箔の四角錐台の成形においては，当初より形状精度に特段の問題が発生していないので，超音波振動もレーザ加熱もほとんど効果がみられなかった．一方，曲げ剛性の高いステンレス
箔の四角錐台の成形においては，超音波振動とレーザ加熱は形状精度を効果的に改善した．

(c) ピラミッド中央部（裏面）図 11 は，厚さ 8 m のステンレス箔上に成形した D =

図 8 アルミ箔の星形ピラミッド（超音波振動有り）1.0 mm， = 45の四角錐台の側面プロフィルであり，同図(a)の直線 AB に沿って共焦点レーザ変位計で測定した．
同図(b)，(c)はそれぞれ，超音波振動とレーザ加熱をいずれも使用しない場合とそれらを共に使用した結果である．測定されたプロファイルでは，ピラミッドの側面と箔のベースラインとが曲線で結ばれているが，超音波振動とレーザ加熱を共に使用した場合には，曲線の曲率半径が小さく，精度の高い成形が実現している．
成形精度を定量的に評価するため，成形されたプロフ
ァイルにおける図 12 の距離 （理想的な側面とベーライ(a) 上部からの観察(b) 底部からの観察ンとの交点 C から曲線までの最短距離）を測定した．ス
プリングバックの無い理想的な成形プロファイルでの距離 を 0 とおくと，  - 0 が形状誤差となる．
理想的な成形プロファイルにおける距離 0 は，
   2    1
 4   0  R  1  tan 2 (1)で与えられるので，R = 100 m， = 45において 0 = 8.2
m である．また の値は，超音波振動とレーザ加熱をい(c) ピラミッド中央部（裏面）ずれも使用しない場合に 43 m，それらを共に使用した

図 9 アルミ箔の星形ピラミッド（超音波振動なし）

場合に 26 m であることから，超音波振動とレーザ加熱は，形状精度を 34.8 m から 17.8 m に半減させたこと

図 7, 8, 9 の結果より超音波振動は成形部品の形状精度を改善することが分かった．そこで，超音波振動を使が分かる．

形を，超音波振動を援用し実施した．使用した成形工具の半径は 10 m である．図 14 に成形されたピラミッドの顕微鏡写真を示す．チタン箔の微小四角錐台の成形は可能であるが，その精度は図 13(a)の結果と比較し明らAかに低下した．

B

本実験では，極細工具の使用に伴い，上述のように，1.0 mm

工具の回転数を 5,000 min-1 から 10,000 min-1 に増加させたが，工具の表面速度は 1/5 に低下した．また，工具への負荷を低下させるため，テーブル速度を 200 m/s から(a) 側面プロフィルの計測ライン

150 m/s に，軸方向送り dz を 2 m から 1 m に変更した．成形精度低下の主たる理由が工具表面速度の低下であると思われるが，成形精度を向上させるためには，加0.2 mm

工条件の最適化が不可欠である．
0.2 mm(b) 側面プロフィル（NV, NH 条件）

0.2 mm(a) 超音波振動あり
0.2 mm（左：トップビュー，右：ボトムビュー）(c) 側面プロフィル（V, H 条件）
図 11 ステンレス箔の四角錐台の側面プロファイル(b) 超音波振動なし（左：トップビュー，右：ボトムビュー）
図 13 チタン箔の四角錐台の成形限界に及ぼす超音

図 12 四角錐台の側面プロファイルの精度評価
３.４ チタン箔の成形に及ぼす超音波振動の効果
チタン箔のピラミッドの成形に及ぼす超音波振動の影響を図 13 に示す．箔の厚さは 5 m，D = 1.41 mm， =図 14 超音波チタン箔の四角錐台の成形に及ぼす超50である．また同図(a)，(b)はそれぞれ，超音波振動を音波の影響（左：トップビュー，中央：ボト付加した場合としない場合の結果である．超音波振動をムビュー，左：俯瞰）付加した場合には 成形したピラミッドの表面が平滑であるのに対し，超音波振動を使用しない場合にはしわが４．結論みられる．しわの間隔は，成形工具の軸方向送り dz よ剛性が高く，スプリングバックが大きいステンレス箔

り非常に大きい．前節のステンレス鋼の結果と本結果よやチタン箔の微小なインクリメンタルフォーミング技

り，難加工材の高精度な成形に対し，超音波振動が有効術を確立するため，超音波振動スピンドルを適用し，成に作用することが分かる．

形形状の高精度化を図った．

上記の結果を踏まえ，D = 283 m の微小四角錐台の成最初に．超音波振動を使用したアルミニウム合金の成形を行い，レーザ加熱を併用する場合に成形限界が増加

参考文献することを確認した．また，複雑な形状の成形では，超1) T. Obikawa・S. Satou・T. Hakutani：Dieless incremental

音波振動が成形精度を大幅に改善することを明らかに

micro forming of miniature shell objects of aluminum foils,した．次にステンレス箔の成形においては，比較的単純

Int. J. Mach. Tools Manuf., 49, (2009), 906-915.

な四角錐台の成形においても超音波振動とレーザ加熱

2) T. Sekine・T. Obikawa：Single point micro incremental

により成形精度の大幅な改善が得られることを示した．

forming of miniature shell structures, J. Adv. Mech. Des. Sys.

また，チタン箔の成形においても超音波振動により高精度な成形が実現することを示した．しかし，微小な成形

Manuf., 4, (2010), 543-557.
3) T. Obikawa ・ T. Hakutani ・ T. Sekine・ S. Numajiri・ T.

においては，加工条件の最適化が高精度加工のために必Matsumura ・ M.

要であることを確認した．

micro-forming of thin shell products utilizing highYoshino ： Single-point

incremental

formability, J. Adv. Mech. Des. Sys. Manuf., 4, (2010),

謝

辞1145-1156.

本研究の一部は，公益財団法人天田財団の平成 26 年

4) T. Obikawa ・ T. Sekine ：Fabrication of miniature shell

度一般研究開発助成によるものである．記して深甚なる

structures of stainless steel foil and their forming limit in

謝意を表す．

single point incremental microforming, Int. J. Aut. Tech., 7,(2013), 256-262.