ISSN 1349-2608

No.20(2023)

栃木県元気ニコニコ室長

とちまるくん

令和４（2022）年度

研

究

報

告

Reports of Industrial Technology Center of Tochigi Prefecture― 発信します 明日を拓く 確かな技術 ―栃木県産業技術センター

目
Ⅰ

次

重点共同研究（実施：３テーマ）
加速度センサを用いたインプロセス工具摩耗監視システムの開発(航空宇宙分野) ・・・・

1

海洋生分解性バイオマスプラスチック/天然鉱物複合材料の開発

Ⅱ(環境・新素材、自動車分野) ・・・・・・・・・・

10

夢ささらを用いた低アルコール清酒の製造方法の確立(フードバレーとちぎ) ・・・・・・

16

共同研究（実施：４テーマ）
県産イチゴの加工条件による味・香り成分等の把握と見える化 ・・・・・・・・・・・・

19

非公開：３テーマ

Ⅲ

受託研究（実施：14 テーマ）
トウガラシの焙煎条件の検討および旨味成分把握 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・

25

高濃度セルロース繊維複合樹脂の射出成形における成形条件が外観、物性に及ぼす影響 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

29

非公開：12 テーマ

Ⅳ

重点研究（実施：１テーマ）
製造業における MR（複合現実）の有効性検証アプリケーションの開発 ・・・・・・・・・

－i－

37

Ⅴ

経常研究（実施：12 テーマ）
固定砥粒加工における目づまり抑制技術の開発 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

41

AE センサを用いた工具摩耗状態の監視 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

45

研削加工における加工機の電力変化による加工負荷の観察 ・・・・・・・・・・・・・・

54

樹脂 3D プリンタ造形物の機械的性質と造形限度に関する調査 ・・・・・・・・・・・・

58

三次元座標測定機を用いた曲面形状測定に関する研究 ・・・・・・・・・・・・・・・・

63

BI ツール・RPA ツール等を活用したデータ収集・可視化及び定型作業自動化の検討 ・・・

67

ポリプロピレン樹脂の結晶化度制御による接着性向上 ・・・・・・・・・・・・・・・・

71

インクジェットプリンタによるテキスタイル製品の生産効率化 ・・・・・・・・・・・・

75

広幅の解し織における仮織の自動化に関する研究 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・

79

ドリル加工におけるばり抑制手法の開発 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

83

手つむぎ糸の生産に関する研究 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

87

県内産原料を用いた耐熱土及び耐熱釉薬の試作開発（第１報） ・・・・・・・・・・・・

92

本研究報告における研究区分については、次により分類したものとなっています。
Ⅰ 重点共同研究：戦略３産業（自動車、航空宇宙、医療福祉機器産業）、未来３技術（AI・IoT・
ロボット、光学、環境・新素材技術）及びフードバレーとちぎプロジェクトの
食品産業分野において、企業、大学などと課題を分担して重点的に行うもの。
Ⅱ 共 同 研 究 ：企業、大学などと課題を分担して行うもの。
Ⅲ 受 託 研 究 ：企業や団体などからの委託を受けて行うもの。
Ⅳ 重 点 研 究 ：県内産業の振興のため県が単独で特に重点的に行うもの。
Ⅴ 経 常 研 究 ：上記以外にて実施したもの。
また、知的財産権の保護等の観点から、非公開となっている研究テーマがございますので、御了承
ください。

－ii－

Contents
Ⅰ

Selected Cooperative Research
Development of in-Process Tool Wear Monitoring System
by using Accelerometer ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 1
Development of Biobased Seawater-Degradable Plastic /Natural Mineral Composites ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 10
Establishment of Low-alcohol Sake Production Method using“Yumesasara”・ 16Ⅱ

Cooperative Research
Analysis and Visualization of Taste and Flavor Components Depending on
the Processing Conditions of Strawberries from Tochigi Prefecture ・・・ 19

Ⅲ

Contract Research
Examination of Roasting Conditions of Capsicum Annum and Analysis of Umami
Components ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 25
Influence of Injection Molding Conditions on Appearance and Mechanical
Properties of Cellulose Fiber／Polypropylene Composites ・・・・・ 29

Ⅳ

Selected Research
Development of MixedReality Effectiveness Verification Application in
Manufacturing ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 37

－iii－

Ⅴ

Ordinary Research
Development of Technology to Prevent Loading in Fixed Abrasive Machining
Process ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・
Monitoring of Tool Wear with Acoustic Emission Sensor ・・・・・・・・・
Observation of Machining Load by Electric Power of the Machinein Grinding ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・
Investigation on Mechanical Properties and Modeling Limits ofResin 3Dprinter Models ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・
Research on Measurement of Curved Surface using Coordinate
Measuring Machine ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・
Data Collection and Visualization using BI and RPA tools and Study ofAutomation of Routine Tasks ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・
Improvement of Adhesive Properties by controlling crystallinityof polypropylene ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・

41
45
54
58
63
67
71

Research on Production Efficiency of Textile Products
using Inkjet Printer ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 75
A Study on Automation of Temporary Weaving in Wide Width HOGUSHI-ORI ・ 79
Development of Method for Burr Suppression in Drilling ・・・・・・・・ 83
Research on the Production of Hand Spun Yarns for Yuki-Tsumugi ・・・
87
Development of Clay and Glaze for Heat-resistant Pottery using
Raw Materials from Tochigi Prefecture (1st Report) ・・・・・・・・・・ 92－iv－

Ⅰ 重点共同研究
Selected Cooperative Research空白栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

重点共同研究（航空宇宙分野）

加速度センサを用いたインプロセス工具摩耗監視システムの開発
近藤 弘康*

小池 宏侑*

棚原 貴登*

松本 義則**

松本 アサイ**松本知之**

Development of in-Process Tool Wear Monitoring System by using Accelerometer
KONDO Hiroyasu，KOIKE Hiroyuki，TANAHARA Takato，
MATSUMOTO Yoshinori，MATSUMOTO Asai and MATSUMOTO Tomoyuki
本研究では，エンドミルを用いた 2 軸加工におけるインプロセス工具摩耗監視を実現するため，2 軸加工における加速度と切削力の関係を実験的に明らかにし，データ処理プロセスを検討することで，システムの開発を行った。その結果，加工機の構造等の影響で，被削材固定位置が変わると加速度と切削力の関係が変化することや切削条件と被削材固定位置が同じ場合，工具摩耗に伴う切削力変動を加速度で推定可能である
ことが明らかになった。そして，開発システムを用いて，2 か所に固定した被削材に対して，製品を模擬したモデルを加工した結果，加速度の基準比と切削力に比例関係が得られ，2 軸加工におけるインプロセス工
具摩耗の監視を実現した。
Key words: エンドミル，切削力，加速度センサ，インプロセス，工具摩耗監視

１

はじめに

速度センサを有するデータ取得ユニットを開発し，ユボーイング 787，エアバス 350 等の新型航空機では，ニットを加工した際の振動を各センサで測定すること

機体の軽量化等を目的とした CFRP の利用増に伴い，熱により，安価なセンサでも工具の摩耗状態を把握可能

膨張率や電蝕の問題から CFRP と接する金属部材にチタであることが分かった 3)。

ン合金が多用されている。

しかし，生産現場への適用範囲をより広げるためにチタン合金は熱伝導率が小さく，切削加工の際は刃先は，製品加工中の摩耗状態をユニット加工無し，つまり温度が高温になる等の要因のため，工具寿命が著しく短インプロセスで把握することが望ましい。

く，部品製造コストにおける工具費の割合が高くなってそこで本研究では，センサ位置が加工点から離れても工具摩耗状態の推定が可能な加速度センサ 4)に着目し，おり，工具コスト低減が求められている。
工具コスト低減のため，工具は可能な限り長時間使用

エンドミルを用いた 2 軸加工における加速度と切削力することが望ましいが，工具の個体差や突発的な損傷の関係を実験的に明らかにし，データ処理プロセスを検（欠け等）などから，同じ条件の加工においても工具寿

討することで，インプロセス工具摩耗監視システムの開命の正確な予測が困難なため，リスク回避の観点から十発を行った。

分な余裕をもって工具交換を行っている。
そのため，工具の摩耗状態を見える化し，工具交換の２

タイミングを把握できる手法が求められている。

２．１

研究の方法

1 軸加工における加速度と切削力の関係

切削工具においては，摩耗の進行とともに切削力も増

本研究では，工具が被削材に切り込む際に発生する主1)2)。これより，切削力の推軸の振動（以下，加工時の振動）を加速度センサで取得・移により摩耗状態を把握することは可能である。しかし解析することで，2 軸加工時の工具摩耗状態の推定を目ながら，切削力を測定する動力計は非常に高価であり，指している。

大することが知られている

また被加工物の形状に制限を受けるため，生産現場で活一方，加工時の振動方向は切削方向に応じて変化する

用することは困難である。

ため，2 軸加工の加工パスによって，1 方向の加速度のそこで，令和 2 年度の研究において，AE センサと加取得のみでは工具摩耗状態の推定が困難な場合（振動方*

栃木県産業技術センター

向が加速度センサの検知方向と直交する場合等）がある**

株式会社マツモトセイコー

機械電子技術部と予測される。

- 1 -栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

力計（日本キスラー 9257B）に固定した円筒形状の 64 チ
タン被削材（図３）に対し円加工を行い，加速度と切削力の関係を評価した。
工具・切削条件は表１のとおりとし，水溶性切削液を用いて切削試験を行った。
２．３

被削材固定位置変更時の加速度と切削力の関係加工現場では，加工機テーブルの様々な場所に被削材を固定して加工を行っている。そこで，被削材固定位置を変えた際の加速度と切削力の関係を明らかにするた
図１

加速度センサ取り付け状況

め，２．２で用いた切削動力計に固定した円筒形状の 64
チタン被削材を 3 軸マシニングセンタのテーブル 6 か所に固定し（図４），円加工を行うことで，加速度と切削力の関係を評価した。
工具条件は表１のとおりとし，切削条件は，切削速度は 50,70,75,100,150,200m/min の 6 条件，1 刃送りは0.1mm/tooth，軸方向切込みは 2.0mm，半径方向切込みは0.1mm とし，水溶性切削液を用いて切削試験を行った。

図２

1 軸加工における切削動力計と被削材
表１

工具・切削条件

径
形状
コーティング
母材

6mm
スクエアエンドミル
AlCrSiN
工具
超硬
1 枚刃
刃数
※4 枚刃のうち，3 枚をグラインダで刃落とし
切削速度
50,70,75,100,150,200mm/min
１刃送り
0.1mm/tooth
切削条件
軸方向切込み2.0mm
半径方向切込み
0.1,0.2,0.4,0.6mm

図３

円加工における切削動力計と被削材

そこで，3 軸マシニングセンタ（安田工業 YBM-640V3）の主軸の X・Y 方向に電荷出力型 1 軸加速度センサ（小野測器 NP-2120）を取り付け（図１），切削動力計（日本キスラー 9265B）に固定した 64 チタン被削材（図２）に対して，エンドミルを用いた Y＋方向の 1 軸側面切削を行うことで，X・Y 方向それぞれの加速度と切削力の関係を評価した。
なお，加速度は工具が被削材に接触する頻度の周波数に対し，7.5 倍の周波数でローパスフィルタ処理を行い得られた波形の 1 切込み毎の絶対値の最大値平均を用
い，切削力は各方向の 1 切込み毎の絶対値の最大値平均を用いた。また，工具・切削条件は表１のとおりとし，
水溶性切削液を用いて切削試験を行った。
２．２

円加工における加速度と切削力の関係

切削方向が変わる際の加速度と切削力の関係を明ら
図４かにするため，3 軸マシニングセンタを用いて，切削動- 2 -被削材固定位置栃木県産業技術センター

２．４

円加工摩耗試験における加速度と切削力の関係

研究報告

No.20 (2023)の加工を最大 4 段行い，各段の加工を製品加工 1 回と捉切削方向が変化する 2 軸加工においても，工具摩耗のえ，4 個の被削材に対して計 14 回加工を行った。

進展とともに切削力が増加し，加速度も比例して増加す

被削材は 64 チタンとし，バイスと治具を用いて２かることを確認するため，3 軸マシニングセンタを用いて，所に固定し，交互に１回ずつ加工を実施した（図８・９）。

２．２，２．３で用いた切削動力計に固定した円筒形状

工具は表１のとおりとし，切削条件は，切削速度はの 64 チタン被削材を用いて，円加工摩耗試験を実施し100m/min，1 刃 送 り は 0.1mm/tooth， 軸 方 向 切 込 み はた。段取りを図５に示す。

1.9mm，半径方向切込みは 0.4mm とし，水溶性切削液を工具は表１のとおりとし，切削条件は，切削速度は用いて切削試験を行った。

200m/min， １ 刃 送 り は 0.1mm/tooth， 軸 方 向 切 込 み は

加速度は，開発システムから得られる加工モデル 1 段

2.0mm，半径方向切込みは 0.1mm とし，水溶性切削液を加工時の基準比の全平均を用いた。なお，基準加速度デ用いて切削試験を行った。
加工パスは，φ65.6mm の被削材に対して 104 パスの円加工を 4 段，合計 416 パスとし，所定の切削距離ごとに USB カメラによる工具観察を行った。なお，加速度，
切削力ともに，1 パス毎に１切込み毎の絶対値の最大値
平均を算出し，評価した。
２．５

図６

インプロセス工具摩耗監視システムの開発

実証試験に用いる加工モデル（左：被削材，右：加工モデル）

２．１～２．４の結果を踏まえ，2 軸加工における工具摩耗に伴う切削力の変動を加速度で推定可能なデー
タ処理プロセスを検討するとともに，加速度信号のリア
ルタイム処理が可能な構成の検討，及びデータ処理ソフ
トウェアを独自開発することで，インプロセス工具摩耗監視システムの開発を行った。
２．６

実証試験

開発したシステムの実証のため，2 台の 3 軸マシニン

図７

加工パス（輪郭加工 21 回オフセット）

グセンタ（安田工業 YBM-640V3，森精機 NV5000α1A/40）
を用いて，製品を模擬したモデルを複数個切削し，加速度と切削力の関係を評価した。
試験に用いる加工モデルを図６に示す。様々な切削方向を有する加工パスにおいても開発システムが機能す
るか確認するため，6 山の花形形状を加工対象とした。
加工パスは図７のとおり，輪郭加工のオフセットを 21回行い，側面切削の中仕上げ加工を繰り返し行うパスを用いた。なお，同被削材に対して，軸方向切込み 1.9mm

図８

図５

図９

円加工摩耗試験段取り- 3 -

実証試験段取り

被削材（上：加工前，下：各 4 段加工後）

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

ータは，工具の個体差や試験毎の摩耗進行のばらつきのられる一方，Vc150・200 では切削力が大きくなるにつれ影響を抑えるため，同試験の各固定位置の 2 回目の加速て比例関係が崩れ，切削力に対して加速度は小さい値を度を用いた。

示していることが分かる。

切削力は，加工モデルを 1 段加工した後，切削動力計

また，切削力に対する加速度の傾きは Y 方向に対して（日本キスラー 9265B）に固定した 64 チタン被削材に

X 方向は小さい。これは，3 軸マシニングセンタは門型

対して Y＋方向の 1 軸側面切削を行い，X 方向の 1 切込の構造であるため，Y 方向に比べて X 方向の主軸剛性がみ毎の絶対値の最大値平均を用いた。

高いことが要因の 1 つと考えられる。
以上から，X・Y 方向の 2 方向の加速度を取得・解析す

３

る場合，以下の点に留意する必要がある。

１軸加工における加速度と切削力の関係〇切削速度が変わると，加速度と切削力の関係が変化す

１軸加工における X 方向・Y 方向の加速度と切削力のること関係を図 10～13 に示す。

〇加工機の構造等の影響で，X・Y 方向それぞれの切削力

切削速度毎に加速度と切削力を比較すると，X・Y 方向に対する加速度の傾きが変化すること

ともに，Vc50～100 では加速度と切削力に比例関係が見Vc50[V]
Vc70[V]
Vc75[V]
Vc100[V]Vc150[V]Vc200[V]

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

0.0
0

加速度[m/s2]

図 11
4.5
4.0
3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

50

150

Vc50[V]
Vc70[V]
Vc75[V]
Vc100[V]Vc150[V]Vc200[V]

図 12
1.4

50

切削力[N]

100

1.0
0.8
0.4
0.2
0.0
0

図 13

50

切削力[N]

100

150

120 180 240
切削方向[deg]300

加速度[m/s2]

切削力[N]

加速度[m/s2]

60

80
60
40
20
0

0.0
0

0

360

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

図 14 円加工における加速度と切削力の関係【Vc50・ae0.1】（左：X 方向，右：Y 方向）
140

140

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

120

0.4

100

0.3

80

0.2

60
40
0
60

120 180 240
切削方向[deg]

300

1.0

100

0.8

80

0.6

60

0.4

40

0.2

20
0

0.0
0

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

120

0.1

20

0.0
0

360

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

図 15 円加工における加速度と切削力の関係【Vc70・ae0.1】（左：X 方向，右：Y 方向）
140

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

120

Y 方向の加速度と切削力の関係（全体）

0.6

0.1

0

y = 0.0350x
R2 = 0.9950
y = 0.0090x
R2 = 0.9951
y = 0.0109x
R2 = 0.9995
y = 0.0074x
R2 = 0.9996
y = 0.0090x
R2 = 0.9994
y = 0.0046x
R2 = 0.9945
150

Vc50[V]
Vc70[V]
Vc75[V]
Vc100[V]Vc150[V]Vc200[V]

1.2

0.2

40
20

X 方向の加速度と切削力の関係（拡大）0

加速度[m/s2]100
切削力[N]

60

加速度[m/s2]

0.2

80

0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0

100

0.4
0.3

60

0.6

60

20

0.1

20

0

0.0

0

300

0.8

80

0.2

120 180 240
切削方向[deg]

1.0

100

40

60

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

120

0.5

80

0

y = 0.0350x
R2 = 0.9950
y = 0.0090x
R2 = 0.9951
y = 0.0109x
R2 = 0.9995
y = 0.0074x
R2 = 0.9996
y = 0.0090x
R2 = 0.9994
y = 0.0046x
R2 = 0.9945

140

0.6

100

加速度[m/s2]

0.4

0.3

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

120

0.4

100

0.4

40

360

0.2
0.0
0

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

図 16 円加工における加速度と切削力の関係【Vc75・ae0.1】（左：X 方向，右：Y 方向）
140

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

120

0.7

140

0.6

120

0.5

100

100
80

0.4

60

0.3

40

0.2

20

0.1

20

0

0.0

0

0

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

1.0
0.8

加速度[m/s2]

0.6

140

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]120

切削力[N]

0.8

140

y = 0.0244x
R2 = 0.9870
y = 0.0067x
R2 = 0.9942
y = 0.0051x
R2 = 0.9967
y = 0.0042x
R2 = 0.9982
y = 0.0035x
R2 = 0.9988
y = 0.0026x
R2 = 0.9981
200

加速度[m/s2]

1.0

200 では加速度は切削力と同様の傾向を示したものの，

X 方向の加速度と切削力の関係（全体）
Vc50[V]
Vc70[V]
Vc75[V]
Vc100[V]Vc150[V]Vc200[V]1.2
加速度[m/s2]

150は切削力と同様の傾向を示した。一方，X 方向は Vc150・

切削力[N]

1.4100
切削力[N]

その結果，Y 方向はすべての切削速度において加速度

加速度[m/s2]

図 10

50

を 360deg とした。

切削力[N]

0

図における切削方向は，加工開始点を 0deg，加工終了点

切削力[N]

2.5の加速度と切削力の関係を図 14～19 に示す。なお，各切削力[N]

3.0

切削力[N]

加速度[m/s2]

3.5

円加工における加速度と切削力の関係

半径方向切込み 0.1mm において切削速度を変更した際

y = 0.0244x
R2 = 0.9870
y = 0.0067x
R2 = 0.9942
y = 0.0051x
R2 = 0.9967
y = 0.0042x
R2 = 0.9982
y = 0.0035x
R2 = 0.9988
y = 0.0026x
R2 = 0.9981
200

切削力[N]

4.0

３．２

加速度[m/s2]

３．１

結果及び考察

80

0.6

60

0.4

40

0.2
0.0
0

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

図 17 円加工における加速度と切削力の関係【Vc100・ae0.1】（左：X 方向，右：Y 方向）

Y 方向の加速度と切削力の関係（拡大）- 4 -栃木県産業技術センター

Vc50～100 では加工の中央（180deg）付近と両端（0・研究報告

No.20 (2023)〇同じ切削速度において，半径方向切込みを変えても加360deg）付近に加速度が小さい箇所が見られた。

速度と切削力の関係は大きく変化しないこと

切削速度 100m/min において半径方向切込みを変更し３．３た際の加速度と切削力の関係を図 20～23 に示す。

被削材固定位置変更時の加速度と切削力の関係

切削速度 100m/min において被削材固定位置を変更しその結果，半径方向切込みが大きくなるにつれて，加た際の加速度と切削力の関係を図 24～29 に示す。

速度・切削力ともに大きくなるが，値の傾向は大きく変左右方向の固定位置が変わると，X・Y 方向ともに加速

わらない結果になった。

度と切削力の関係が変化することが分かる。一方，奥行以上から，切削方向が変わる際に加速度と切削力を比方向の固定位置が変わっても，加速度と切削力の関係は較する場合，以下の点に留意する必要がある。

同様の傾向を示した。これは，当マシニングセンタの Y〇切削速度が変わると，特定の切削方向において加速度

軸方向の駆動は，テーブル駆動のため，主軸の振動特性

360

50
0
0

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

200

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

3.0
2.0

50

1.0

0

0.0
0

360

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

100

0.5

100

80

0.4

60

0.3

40

0.2

20

0.1

20

0

0.0

0

加速度[m/s2]

切削力[N]

060

120 180 240
切削方向[deg]

300

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

0.4
0.2
0.0
0

360

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

200

0.4

50

切削力[N]

加速度[m/s2]

切削力[N]

0.6
100

0.2

0
60

120 180 240
切削方向[deg]

300

100
50

0

360

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

150
100
50
0
0

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

0
0

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

0.0

0

100

0.5

200

1.5

150

1.0

0

0.0
0

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

0
60

120 180 240
切削方向[deg]

0.4

300

切削力[N]

加速度[m/s2]

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

120 180 240
切削方向[deg]

300

100
50
0

0.0
60

1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

150

0.2

0

360

200

1.0

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

0.8
0.6
0.4

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

120 180 240
切削方向[deg]

300

100
50
0

0.0
60

1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

150

0.2

0

360

0.8
0.6

100

0.4

50

0.2

0

360

0.0
0

図 23 円加工における加速度と切削力の関係【Vc100・ae0.6】（左：X 方向，右：Y 方向）

60

120 180 240
切削方向[deg]

200

1.0

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

150

0.0
0

200

0.8
0.6

200

0.5

50

50

50

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

図 28 固定位置変更時の加速度と切削力の関係【⑤手前・中央】（左：X 方向，右：Y 方向）
2.0

100

1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]0

1.0

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

0

2.5

250

360

100

360

100
50

切削力[N]

1.0

150

300

50

0.5

加速度[m/s2]200

切削力[N]

250

120 180 240
切削方向[deg]

100

360

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

300

1.5

加速度[m/s2]

切削力[N]350

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

300

60

150

図 22 円加工における加速度と切削力の関係【Vc100・ae0.4】（左：X 方向，右：Y 方向）
350

300

図 27 固定位置変更時の加速度と切削力の関係【④手前・左側】（左：X 方向，右：Y 方向）

1.0

50

120 180 240
切削方向[deg]

0

0.0

0

1.5

100

60

150

0.2

200

150

360

0.4

2.0

200

200

0.8

50

360

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

250

50

0

1.0

0

切削力[N]

200

300

1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

100

360

150

加速度[m/s2]

加速度[m/s2]

切削力[N]

1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

切削力[N]

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

250

300

0.6

200

図 21 円加工における加速度と切削力の関係【Vc100・ae0.2】（左：X 方向，右：Y 方向）
300

360

図 26 固定位置変更時の加速度と切削力の関係【③奥・右側】（左：X 方向，右：Y 方向）
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

0

0.0
0

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

150

120 180 240
切削方向[deg]

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]0

切削力[N]

0.8

60

100

360

加速度[m/s2]

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

150

300

0

0.0

0

図 20 円加工における加速度と切削力の関係【Vc100・ae0.1】（左：X 方向，右：Y 方向）
200

120 180 240
切削方向[deg]

150

0.2

150

0.6

40

0.4

50

200

0.8

60

60

図 25 固定位置変更時の加速度と切削力の関係【②奥・中央】（左：X 方向，右：Y 方向）
1.0

80

0.6

0

切削力[N]

120

200

0.8

100

360

加速度[m/s2]

140

0.6

切削力[N]

0.7

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

120

0

1.0

0

図 19 円加工における加速度と切削力の関係【Vc200・ae0.1】（左：X 方向，右：Y 方向）
140

0

360

150

4.0

100

300

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

5.0

150

切削力[N]

加速度[m/s2]

切削力[N]

100

200

120 180 240
切削方向[deg]

図 24 固定位置変更時の加速度と切削力の関係【①奥・左側】（左：X 方向，右：Y 方向）
加速度[m/s2]

4.0
3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

切削力[N]

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

150

60

加速度[m/s2]

図 18 円加工における加速度と切削力の関係【Vc150・ae0.1】（左：X 方向，右：Y 方向）
200

加速度[m/s2]0

加速度[m/s2]300

加速度[m/s2]

120 180 240
切削方向[deg]50

加速度[m/s2]

60

100

300

360

1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]150

加速度[m/s2]0360

切削力[N]

300

0.0

加速度[m/s2]

120 180 240
切削方向[deg]

0.2

0

切削力[N]

60

0.4

50

加速度[m/s2]

0

0.6

100

1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]150

切削力[N]

0.0

0.8

加速度[m/s2]

0.2

200

1.0

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]150

切削力[N]

0.4

200

1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

加速度[m/s2]

0.6

切削力（Y方向）[N]
加速度（Y方向）[m/s^2]

切削力[N]

0.8

180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

加速度[m/s2]

1.0

切削力[N]

1.2に与える影響が小さいものと考えられる。

加速度[m/s2]

1.4

切削力（X方向）[N]
加速度（X方向）[m/s^2]

切削力[N]

180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

加速度[m/s2]

切削力[N]と切削力の関係が変化すること

100
50
0
0

60

120 180 240
切削方向[deg]

300

360

図 29 固定位置変更時の加速度と切削力の関係【⑥手前・右側】（左：X 方向，右：Y 方向）- 5 -栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

以上から，被削材固定位置を変更した際に加速度と切351 パスの Y 方向の切削力を確認すると，図 34 のとお削力を比較する場合，以下の点に留意する必要がある。

り加工途中で大きく低下している。また，347 パスと 360〇加工機の構造等の影響で，被削材固定位置が変わるとパスの刃先画像を比較すると，図 35 のとおり大きく欠

加速度と切削力の関係が変化すること
３．４

けが発生していることから，351 パスの途中で工具切れ

円加工摩耗試験における加速度と切削力の関係

刃に欠けが発生し切削状態が変化し，加速度と切削力の円加工摩耗試験におけるパス数に対する加速度と切関係が変化したものと推察される。

削力の変化を図 30・31 に，加速度と切削力の関係を図

以上から，同じ被削材固定位置における 2 軸加工の加32・33 にそれぞれ示す。

速度と切削力を比較する場合，以下の点に留意する必要

X・Y 方向ともに 350 パスまで加速度と切削力は同様がある。

の傾向を示し，351 パス以降加速度が切削力に対して小〇切削条件と被削材固定位置が同じ場合，工具摩耗に伴さい値を示した。

う切削力の変動を加速度で推定可能であること

351 パスで加速度，切削力ともに大きく低下したため，の関係は変化する可能性があること

100

2.34
1.84

60

1.34

40

0.84

352パス

切削力[N]
加速度[m/s^2]

20
0
0

100

200
300
パス数

400

３．５
加速度[m/s2]

切削力[N]80

図 30

合，2 軸加工においても工具摩耗に伴う切削力の変動を加速度で推定可能である。一方，加工現場では，加工機

0.34

テーブルの複数の箇所に被削材を固定（以下，多数個取-0.16り）し，連続加工を行うため，加速度と切削力の関係が500

変化し，切削力の推定が困難と考えられる。

パス数に対する加速度と切削力の変化（X 方向）

そこで，固定位置毎に基準データを取得し，同固定位置の基準データと評価データの比を算出することで，多

2.62
2.12

60

1.62
1.12

40

352パス

0.62

切削力[N]

20
0

100

200
300
パス数

400

態を数値化するソフトウェアを独自開発した。
固定位置毎，言い換えると 1 つの製品の加工パス毎に基準データとの比較を行うことで，X 方向加速度で見ら0.12

加速度[m/s^2]0

数個取り加工における切削力の変動，つまり工具摩耗状
加速度[m/s2]80

切削力[N]

インプロセス工具摩耗監視システムの開発

３．４の結果から切削条件と被削材固定位置が同じ場

100

図 31

〇一方，工具切れ刃の欠け等の影響で，加速度と切削力

れた「切削方向による加速度と切削力の関係の変化」に

-0.38

500

ついても，影響を抑えることが可能と考えられる。

パス数に対する加速度と切削力の変化（Y 方向）

2.5
y = 0.0267x - 0.1644
R² = 0.9849

加速度[m/s2]

2.0

351パス

1.5
1.0
1-415pass
1-350pass

0.5
0.0
0

図 32

20

40
60
切削力[N]80

図 34

351 パスの切削力（Y 方向）

加速度と切削力の関係（X 方向）

2.5

351パス

y = 0.0337x - 0.3811
R² = 0.9832

2.0

加速度[m/s2]

100

1.5
1.0
1-415pass
1-350pass

0.5
0.0
0

図 33

20

40
60
切削力[N]

80100

図 35 刃先画像【先端から z=+1mm】（左：347 パス，右：360 パス）

加速度と切削力の関係（Y 方向）- 6 -栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

加えて，インプロセスの工具摩耗監視を行うためにフォームアプリケーションを作成した。本ソフトウェア

は，加速度信号のリアルタイム処理が必要であることかにおける解析結果画面の例を図 38 に示す。ソフトウェ

ら，入力信号を PC にリアルタイム出力できるデータロ

アは前述のデータ処理プロセスに加えて，以下の動作がガーを採用し，インプロセス工具摩耗監視システムを開可能である。

発した。システムの構成を図 36 に示す。

・基準及び評価データの 1 切込み毎の絶対値最大値を当システムは，加工機の主軸の X・Y 方向に電荷出力4 秒毎にグラフ表示

型１軸加速度センサ（小野測器 NP-2120）を取り付け，・評価結果の「移動平均値」「加工開始から現時点まで

プリチャージアンプ（エミック 504-E-4-PS）を用いての全平均値」の時系列推移をグラフ表示

電荷出力を電圧に変換し，データロガー（横河計測・「注意（caution）」「警告（warning）」を区別する

DL950）を介して，電圧値を直接開発ソフトウェアに取り閾値の設定及び摩耗状態表示

込むことが可能である。そのため，得られる加速度信号

開発ソフトウェアの想定使用方法は，以下のとおり。

を CSV 等のファイルに変換せずに，リアルタイムのデー①摩耗状態監視を希望するワークに対し，新品工具をタ解析を実現している。

用いて工具交換が必要にな るまで複数個の加工をデータ処理プロセスは，図 37 のとおり，あらかじめ行い，工具摩耗の初期段階（各被削材固定位置の 1

基準加速度データを取り込み，0 点補正，ローパスフィ

個目または 2 個目）の加速度を基準加速度データとルタ処理，1 切込み毎の絶対値最大値を算出した上で，して収集・処理し，データベースに格納する。

4 秒間毎に閾値を超えた１切込み毎の絶対値最大値の平②工具の外観，切削音，製品のキズ等の要因から判断均値を取得し，基準データを作成してデータベースに格する工具交換タイミングを踏まえて，「注意納を行う。そして，リアルタイムに取得する評価加速度（caution）」「警告（warning）」を区別する閾値

データについては，同様に 4 秒間毎に閾値を超えた平均を設定する。

値を取得し，基準データに対する比を算出した上で，一③製品加工を開始し適宜ソフトウェアの摩耗状態表

定区間の移動平均および加工開始から現時点までの全示を確認する。

平均を算出し，結果を出力する。
開発ソフトウェアは，開発環境は Visual Studio 2019
（Microsoft）を用いて，プログラム言語は C++で windows

図 36

インプロセス工具摩耗監視システムの構成

基準データ処理
基準加速度
データ入力

加速度の
0点補正

ローパス
フィルタ処理

１切込み毎の絶対値
最大値を算出

4秒間毎に閾値を超えた平均値を取得

加速度の
0点補正

ローパス
フィルタ処理

１切込み毎の絶対値
最大値を算出

4秒間毎に閾値を超えた平均値を取得

評価データ処理
評価加速度
データ入力

基準データに対する比を算出

一定区間の移動平均と加工開始から現時点までの全平均を算出

結果を出力

基準データ
取出

図 37

データ処理プロセス

- 7 -

基準データ
格納

No.20 (2023)

図 38

開発ソフトウェア外観

あらかじめ，データベースの構築と閾値設定が必要に400なるが，加工現場では新たな製品の加工を行う際や，加切削力[N]

ェアの操作以外に追加の加工や作業は必要とせずに，イ

右・
２段目
左・
２段目
右・
１段目
左・
１段目

具交換タイミングの設定が行われているため，ソフトウ

2.797

加速度 基準比（X方向）

300

工条件を変える際等において，日常的にテスト加工と工

250
200

2.297
1.797

150

1.297

100

ンプロセス工具摩耗の監視を実現出来ると考えている。
３．６

切削力[N]

350

0.797

各固定位置の２段目を基準加速度

50
0

実証試験

0.297
0

加工回数に対する加速度と切削力の変化を図 39・40，
加速度と切削力の関係を図 41 に示す。

図 39

5

切削力が増加し，加速度の基準比についても同様に増加

350

切削力[N]

15

2.183

切削力[N]

1.983

加速度 基準比（X方向）

300

R 2 値が 1 に近い値を示している（図 41）ことから，加速

10

右・２段目
左・２段目
右・
１段目
左・
１段目

400

がばらつく所も見られるが，加速度と切削力の決定係数

加工回数

加工回数に対する加速度と切削力の変化（安田工業 YBM-640V3・X 方向）

センター・共同研究者ともに工具摩耗の進展に伴い，することが分かる。加工回数によって，加速度の基準比

250
200

1.783
1.583
1.383

150

1.183

100

度の基準比と切削力は比例関係があると言え，開発シス

0.983

各固定位置の２段目を基準加速度

50

0.783

0

テムは 2 軸加工におけるインプロセス工具摩耗の監視

0.583
0

を実現できたと考えられる。

図 40

なお，加速度の基準比がばらつく要因としては，以下

5

加工回数

10

15

加工回数に対する加速度と切削力の変化（森精機 NV5000α1A/40・X 方向）
3.0が考えられる。

2.5

加速度 基準比・現在のデータ処理プロセスでは，加工機の駆動に伴う早送り等の非切削時の振動と切削に伴う振動を区別していないこと
・加速度は加工モデル 1 段加工時の基準比の全平均を用

y = 0.007x + 0.2971
R² = 0.9916

2.0
1.5

y = 0.004x + 0.583
R² = 0.9516

1.0
0.5

いているが，切削力は加工モデル 1 段加工後に取得し安田工業 YBM-640V3
森精機 NV5000α1A/40

0.00た値を用いていること
そのため，当システムを用いて更なるデータ収集を進

図 41

- 8 -

加速度 基準比

研究報告

加速度 基準比栃木県産業技術センター

100

200
切削力[N]

300

400

加速度と切削力の関係

栃木県産業技術センター

め，値がばらつく要因を排除すれば，より高精度な工具研究報告

No.20 (2023)（4）開発システムを用いて，2 か所に固定した被削材に摩耗監視を実現出来ると考えられる。

対して製品を模擬したモデルを加工した結果，加速度の基準比と切削力に比例関係が得られ，2 軸加

４

おわりに

工におけるインプロセス工具摩耗の監視を実現し本研究では，エンドミルを用いた 2 軸加工における加た。

速度と切削力の関係を実験的に明らかにし，データ処理
プロセスを検討するとともに，インプロセス工具摩耗監

参考文献

視システムの開発を行うことで，以下の知見を得た。

1) 頼 光哲ほか："精密機械 ", 50(7),1117-1122,(1984)（1）加工機の構造等の影響で，被削材固定位置が変わ2) 樫村 幸辰："精密機械 ", 51(11), 2115-2121,(1985)
3) 稲澤 勝史ほか: "栃木県産業技術センター研究報告 ",ると加速度と切削力の関係が変化する。
（2）切削条件と被削材固定位置が同じ場合，工具摩耗18,1-5,(2021)
4) 阿部 雅ほか: "栃木県産業技術センター研究報告 ",に伴う切削力変動を加速度で推定可能である。
（3）被削材の固定位置毎に基準データを取得し，同固19,39-44,(2022)

定位置の基準データと評価データの比を算出することで，多数個取り加工における工具摩耗に伴う切削力変動を加速度で推定可能である。

- 9 -栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

重点共同研究（環境・新素材、自動車分野）

海洋生分解性バイオマスプラスチック／天然鉱物複合材料の開発
大森 和宏*
太田

男澤 嶺*

好和***

益子 朱音*

小橋川 浩***谷越渡辺 克人**八丁健太***

慶多****

高橋

佳功**
髙松

池添

亮***

健司****Development of Biobased Seawater-Degradable Plastic / Natural Mineral Composites
OMORI Kazuhiro, OTOKOZAWA Ryo, MASHIKO Akane, WATANABE Katsuto, HATCHO Yoshinaru, IKEZOE Makoto
OTA Yoshikazu, KOBASHIKAWA Hiroshi, KOSHITANI Kenta, TAKAHASHI Keita and TAKAMATSU Kenji
海洋生分解性バイオマスプラスチックであるセルロースアセテート樹脂のフィラー複合化による強度向上を目的に，天然フィラーの選定を行い，複合材料の物性を評価した。セルロースアセテート樹脂／無機フィラー複合材料のクライオ破断面観察の結果，疎水性の焼成カオリンは表面が樹脂で覆われていて界面の親和性が高いことが伺えたが，セルロースアセテート樹脂／セルロースファイバー複合材料は，表面処理をしない方が，シランカップリング剤による表面処理した場合より曲げ強さや弾性率の物性値が高くなった。セルロースアセテート樹脂／焼成カオリン及びセルロースファイバー複合材料は両者とも，フィラー濃度が高
くなるにつれ曲げ弾性率は向上したが，前者は曲げ強さの向上はほとんどなかった。セルロースアセテート
樹脂／セルロースファイバー複合材料の物性は射出速度依存性があり，適正な条件設定により曲げ強さ及び弾性率を向上できた。
Key words: セルロースアセテート樹脂，カオリン，セルロースファイバー

１

はじめに

なく，特にガラス繊維強化 ABS のような高い弾性率の材

海洋プラスチックごみ問題や気候変動問題等，環境問料が利用されている部品への利用は困難であった。

題とプラスチックの関連が指摘されており，国際的な課

樹脂材料の弾性率を高める一つの方法として，無機フ

題となっている。これら環境問題から，経産省では「海ィラーとの複合化があるが，複合化した際の樹脂/無機

洋生分解性プラスチック開発・導入普及ロードマップ」

フィラーの界面強度が低いと，材料強度が低下すること

を，環境省等では「バイオプラスチック導入ロードマッがある。十分な樹脂/無機フィラー界面強度を得るためプ」を策定した

1)2)。今後，県内プラスチック製品製造には，樹脂との親和性が高い適切なフィラーの選定や，企業においては，環境問題対応のため，環境負荷低減プ

無機フィラーの表面処理等を行う必要がある。

ラスチック材料を利用した製品開発や成形の機会が増

そこで本研究では，セルロースアセテート樹脂の高弾えることが予想される。

性率化・高強度化を目的として，物性向上に寄与する無

近年，海洋生分解性を有するバイオマス由来のプラス

機フィラーの選択，界面強度向上手法，最適混合率を検チックである海洋生分解性バイオマスプラスチックが討し，高弾性率が要求される家電部品等に利用可能な複上市され，注目を集めており，県内中小企業では，セル合材料を開発する。

ロースアセテート樹脂が比較的容易に入手可能な材料となっている。当該樹脂は，汎用樹脂である ABS 相当の２

物性を有するため，ABS 代替として自動車内装部品等

２．１

研究の方法

材料

様々な製品への利用が提案されている。しかし，ABS はセルロースアセテート樹脂は，NEC プラットフォーム

多様な用途に対応するために様々なグレードが開発さズ(株)の NeCycle（以下，NC）を用いた。フィラーは，

れているが，セルロースアセテート樹脂はグレードが少焼成カオリン（BASF SatintoneW，以下，W），含水カオリン（BASF ASP900，以下，ASP），タルク（日本タルク*

栃木県産業技術センター

材料技術部(株) SG-2000，以下，SG）及び粉末セルロース（日本製**
県南技術支援センター*** 株式会社サカエ工業**** 株式会社星プラスチック

紙(株) W-100GK，以下，KC）を用いた。それぞれの平均粒子径（カタログ値）は，W が 1.4μm，ASP が 1.5μm，- 10 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

SG が 1μm，KC は 37μm である。また，シランカップリ

APTES 処理した KC を「KC-APTES」，オクチルシラン処理

ン グ 剤 は ， 東 京 化 成 工 業 ( 株 ) の 3-Aminopropyl

した KC を「KC-Oc」，シランカップリング処理なしの KC

triethoxysilane

を「KC-Ut」と表記する。

（

以

下

，

APTES

）

及

び

Triethoxy-n-octylsilane（以下，オクチルシラン）を

なお，未処理の KC についても，条件を揃えるため，

用いた。
２．２

110℃で 1 時間乾燥させた後に混練を行った。
NC/フィラー複合シートの作製

２．２．１

２．３．２

NC/フィラーの二軸混練

KC のシランカップリング処理

NC を 80℃で 5 時間以上乾燥させた後，NC 及びフィラ

100ml ナスフラスコに KC1g 及び溶媒 15ml を加え，スー（W 又は KC）を，スーパーミキサー又はタンブラーをターラーで攪拌しながらシランカップリング剤を 0.01g

用いてドライブレンドし，二軸押出機（東芝機械㈱添加し，10 分間攪拌した。フィラーを濾過により回収後，TEM-26SX）を用いて，表１の条件で混練した。なお，NC/KC

110℃で 1 時間加熱した。溶媒は，APTES には水を，オクの混練には，分散性を高めるため，ワックス（アルフロ

チルシランにはエタノールと水を 9：1 の割合で混合しーH-50TF）を，樹脂・フィラー質量に対し 1wt%添加した。

た溶液を用いた。

押し出されたストランドは，水冷後，ペレタイザにより

２．２．２

ペレット化した。

NC とフィラーの溶液中混合300ml ナスフラスコに NC 約 3g 及びアセトン 50ml を加２．４

え，NC が溶解するまでスターラーで攪拌した。次いで，

NC/フィラーの射出成形

２．４．１

ダンベル試験片の成形

各種フィラーを任意の濃度で添加し，超音波により分散

NC 及び NC/フィラー複合材料を 80 ℃で 5 時間以上乾させた後，攪拌しながら流動性がなくなるまでアセトン

燥させ，射出成形機（日精樹脂工業㈱NEX 80Ⅳ-9EG）をを揮発させた。試料をシャーレに採取し，60℃でアセト用い，表２の条件によりダンベル試験片を射出成形しンを除去し乾燥させた後，熱プレス機を用いて 200℃でた。金型温度は固定側のミラープレートに設置した熱電

5 分間加熱圧縮し，シートとした。

対により計測し，全ての成形で 65℃とした。

２．３

２．４．２

NC/フィラーの二軸混練

２．３．１

スパイラルフロー金型を用いた流動性評価

KC のシランカップリング処理

ス パ イ ラ ル フ ロ ー 金 型 を 用 い ， NC 及 び NC/KC-Oc

KC1.5kg をスーパーミキサー（STJ-20）に投入し，APTES（20wt%）の流動性を評価した。射出成形条件は，表２又はオクチルシランをそれぞれ水又はエタノール／水の条件とした。

混合溶媒で 5 倍希釈した溶液を攪拌しながらゆっくり添

２．４．３

加し，10 分間攪拌後，110℃で 1 時間加熱した。以下，

W
W
W
KC-Ut
KC-Oc

フィラー種

濃度（wt%）

Neat（なし）

0

KC-Ut
KC-Oc

株式会社サカエ工業製品「スマイルオープナーどこで

表１ 二軸混練条件
濃度
シリンダ温度
（wt%）
（℃）
30
220
40
220
50
220
20，30
200
20
200

フィラー

W

一般成形品の成形

10
20
30
40
50
10
20
10

回転数
（rpm）
200
350
400
200
200

表 2 射出成形条件
シリンダ温度（℃） 射出速度（mm/s）
230
215
230
230
230
230
230
215
215
215

- 11 -

10
20
10
10
10
10
10
20
5, 20, 30, 5020保圧（MPa）
90
95
90
90
80
40
40
90
90
90

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

も」を，射出成形機（東洋機械金属㈱SI230-6s）を用いて成形した。材料は 80℃で 5 時間以上乾燥した。成形条
件は，シリンダ温度 185℃～230℃，射出速度は 5mm/s
とした。
２．５

評価

走査型電子顕微鏡は日本電子㈱JSM-7400F を用い，金蒸着後試料の観察を行った。引張試験及び曲げ試験は，㈱島津製作所 AG-M1 又は AG-50KNI M2 を用い，試験速度はそれぞれ 10mm/min 及び 2mm/min で測定した。
３
３．１

結果及び考察NC/フィラーの界面強度評価

樹脂/フィラー界面の親和性は複合材料の強度に大きく影響することが知られており，強度向上のためには適切なフィラーの選択や表面処理が必要になる。そこで，
NC/無機フィラー界面強度の評価のため，疎水性の焼成
カオリン（W），親水性の含水カオリン（ASP）及び親水
性面と疎水性面を有するタルク（SG）をフィラーとして添加した複合材料シートのクライオ破断面を SEM により観察した。NC/W の破断面（図１(a)）ではフィラーが樹脂で覆われているのに対し，NC/ASP（ 図１(b)）及び NC/SG（図１(c)）の破断面では，露出したフィラー及びフィラーが脱離した跡が観察された。親水面を有する含水カ
オリンやタルクよりも，疎水性の焼成カオリンの方が NCとの界面親和性が高いことが明らかになった。
以上の実験から，親水性のセルロースである KC も同様に，NC との界面の親和性が低いことが予想される。そこで，NC のアセチル基とアミノ基による酸－塩基相互作
用や疎水性相互作用が期待できる APTES 及びオクチルシ
ランを用いて KC の表面処理を行い，界面親和性の評価
をクライオ破断面の SEM 観察にて行ったが，NC/KC-Ut，
NC/KC-APTES，NC/KC-Oc 全ての破断面でフィラーの露出や脱離及びフィラーの破断が観察され，明確な差が見られなかった。そこで，各サンプルのシートから小型の引張試験片を打ち抜き，引張試験を行った。結果を図２に図１示す。NC/KC-Ut が最も引張強さが高く，シランカップリ

NC/フィラー複合材料のクライオ破断面の SEM 像；(a)NC/W，(b)NC/ASP，(c)NC/SG

ング処理した KC を添加した材料では引張強さが低くなった。また，NC/KC-Oc が最も呼びひずみが大きくなる結

この範囲に設定することが可能であるが，セルロースと果となった。本実験では差が小さかったが，無機フィラ

混練するには，熱分解により劣化する可能性があること

ーとセルロースで NC との界面状態が異なることが示唆から，一般的に 200℃以下で成形することが望ましいとされる結果となった。このことについては，後述の「３．

されている。そこで，シリンダ温度を 170℃から 10℃単

３位で上げていき，成形可能な最低温度について検討しNC/フィラーの物性」にて考察する。

３．２

NC/フィラーの成形

３．２．１

た。シリンダ温度 170℃～180℃では，スクリューを回転

NC/フィラーの二軸混練させた時点でトルクが急上昇し，押出できなかった。

NC の推奨射出成形条件は，シリンダ温度 210℃～240℃

190℃では，NC 単独であれば押し出せたものの，KC を加である。無機フィラーと混練するには，シリンダ温度をえると押し出すことができなかった。シリンダ温度- 12 -

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研究報告No.20 (2023)

次いで，株式会社サカエ工業の製品である「スマイルオープナーどこでも」を，NC を用いて低温成形を試みた。
シリンダ温度 205℃以下ではショートショットとなったが，215℃では充填が可能であった（図４）。このこと
より，シリンダ温度を 215℃以上とすることで，一般的な成形品が射出成形できることが明らかになった。
３．３

NC/フィラーの物性

NC/フィラー複合材料のフィラー濃度に対する曲げ強さ，弾性率，最大応力までのひずみの関係を図５～７に示す。まず，NC Neat の曲げ強さ及び弾性率は，シリン
図２

NC/KC 複合材料の引張試験結果；(a)NC/KC-Ut，(b)NC/KC-Oc，(c)NC/KC-APTES
200℃とすると，NC/KC を押し出すことが可能であり，この時の樹脂温度は 195℃であった。以上より，NC/KC の押出の際は，シリンダ温度を 200℃とした。
３．２．２

NC/フィラーの射出成形

二軸押出成形の場合と同様に，NC/W の射出成形は推奨
温度であれば可能であるが，NC/KC はシリンダ温度を下げて成形する必要がある。そこで，JIS K7139 のダンベ
ル試験片の金型を用いて，射出成形可能な最低シリンダ
温度について検討した。シリンダ温度 210℃では，吐出図３した樹脂が，粒状樹脂が繋がった様な形状となってお射出速度とスパイラルフロー流動長の関係；(a)NC Neat，(b)NC/KC-Oc（20wt%）

り，十分に溶融していないことが伺えたが，215℃まで上げるとダンベル試験片を成形することができた。以上の結果より，以降の NC/KC の射出成形はシリンダ温度
215℃とした。
NC/KC は，上述のとおり低温のシリンダ温度条件で射出成形する必要がある。ダンベル試験片は成形が可能であったが，この金型は JIS K7139 のダンベル試験片成形用であり，ゲートが厚さ 3mm，幅 20mm のフィルムゲート
で，一般的な成形品で採用されているピンゲート等と比較し樹脂が流れやすいゲートとなっている。そこで，
NC/KC の流動性を確認するため，スパイラルフロー金型
及び一般成形品の射出成形を試みた。
まず，スパイラルフロー金型を用いて，シリンダ温度
215℃で NC 及び NC/KC-Oc の流動性の比較を行った。この際の最大射出圧力は 170MPa とし，これに達した場合は 170MPa を維持できる射出速度に制御される設定となっている。その結果，NC と比較し，NC/KC-Oc の方が，流動長が短くなることが明らかになった（図３）。また，
流動長さは射出速度に影響し，射出速度が速いほど流動長が長くなることが明らかになった。KC を添加すること

図４

で流動性が低下するが，射出条件の調整により，樹脂充「スマイルオープナーどこでも」の写真；
シリンダ温度(a)205℃，(b)215℃．

填が可能となることが示唆される。

- 13 -

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研究報告No.20 (2023)

ダ温度が低い方が若干高くなった（図５，６）。結果は物性値が高くなる現象がポリプロピレンで起こること

示していないが，引張試験の S-S 曲線を比較すると，シが報告されているが 3)，NC においても同様の現象が起こ

リンダ温度 230℃で成形した試験片では，降伏点を迎えったものと考えられる。

た後，応力が低下し，その後応力が再び上昇し破断した

NC/W の曲げ強さは，フィラー濃度が 20wt%以下では，のに対し，シリンダ温度 215℃で成形した試験片では降フィラー濃度の増加に伴って若干上昇したが，30wt%以

伏点後の応力低下が見られなかった。シリンダ温度が低上では大きく低下した（図５）。NC/W の最大応力までのい条件では，高せん断流れによる分子配向が誘起されて曲げひずみは，W の濃度が 0～20wt%では若干低下し，20wt%以上では大きく低下する結果となった（図７）。
また，曲げ弾性率は，フィラー濃度が高くなるにしたがって上昇した（図６）。このことは，W 濃度が増加する
につれて，NC/W は硬く，脆くなっていることを示している。ここで，クライオ破断面の SEM 観察ではフィラーの露出は見られなかったが（図１(a)），曲げ試験後の破断面を SEM 観察するとフィラーが露出している様子が確認された（図８）。このことは，曲げ試験で試験片の変形量が大きくなることで樹脂/フィラー界面で破壊が起こったことを示している。これにより，W の添加は曲げ

図５

図６NC/フィラー複合材料のフィラー濃度と曲げ強さ強さの向上に寄与せず，W 濃度が高くなるにつれて樹脂/の関係；●NC/W，□NC/KC-Ut，◆NC/KC-Oc

フィラー界面が増加し，脆化したと推察される。

NC/フィラー複合材料のフィラー濃度と曲げ弾性率の関係；●NC/W，□NC/KC-Ut，◆NC/KC-Oc

図７

NC/フィラー複合材料のフィラー濃度と最大応力

図８NC/W の曲げ破断面の SEM 像；

までの曲げひずみの関係；(a)NC/W 20wt%，(b)NC/W 40wt%．

●NC/W，□NC/KC-Ut，◆NC/KC-Oc

図中の矢印は露出した W を示す．

- 14 -

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研究報告No.20 (2023)

NC/KC の曲げ強さは，NC/KC-Ut と NC/KC-Oc を比較す

断速度が低く，高速の場合では溶融樹脂の粘度の低下にると，前者の方が高い結果であった。特に Neat と 10wt%

よりせん断応力が低下し，KC の配向度が低くなったのでの曲げ強さを比較すると，NC/KC-Ut では大きく向上したはないかと考えている。以上より，NC/KC の物性は，射のに対し，NC/KC-Oc では低下した。この原因の究明には出条件により変化し，最適な射出成形条件で成形するこ

さらなる調査が必要だが，セルロースアセテート樹脂でとで高い曲げ強さ，曲げ弾性率の成形品を成形できるこある NC の OH 基とセルロースである KC の OH 基との水素とが明らかになった。

結合の方が，NC のアセチル基と KC-オクチルのオクチル基との疎水性相互作用より優位に働いたのではないか

４と考えている。

おわりに

海洋生分解性バイオマスプラスチックであるセルロー

また，NC/KC の物性は射出速度依存性があることが明スアセテート樹脂のフィラー複合化による強度向上を目らかになった（図９）。射出速度が 20mm/s で曲げ強さ，的に，適した天然フィラーの選定を行い，複合材料の物性

曲げ弾性率は最大となり，これより低速の 5mm/s 及び高を評価し，以下の知見を得た。

速の 30mm/s，50mm/s では低下する結果となった。20mm/s（1）NC/無機フィラー複合材料では親水性フィラーであで物性が高くなった理由は，射出成形の流れによる KC

る ASP，SG よりも，疎水性フィラーの W の方が，界の配向が原因と考えられる。一方，低速の場合ではせん

面強度が高いことが示された。
（2）NC/KC 複合材料では，表面処理なしの方が引張強さは高くなり，オクチルシラン処理した方が破断ひずみが大きくなった。
（3）NC は，シリンダ温度 200℃以上で二軸押出が可能であった。また，シリンダ温度 215℃以上で射出成形が可能であった。
（4）NC/W は，W 濃度 0～20wt%では，濃度の増加に伴い曲げ強さは若干上昇し，20wt%以上では大きく低下した。曲げ弾性率は，W 濃度の上昇に伴って上昇した。
（5）NC/KC-Ut は，曲げ特性に射出速度依存性があり，20mm/s で射出した場合に曲げ強さ及び曲げ弾性率が最大となった。
参考文献
1) 経産省： "海洋生分解性プラスチック開発・導入普及ロードマップ "https://www.meti.go.jp/press/
2019/05/20190507002/20190507002-1.pdf
2) 環境省： "バイオプラスチック導入ロードマップ "https://www.env.go.jp/content/900534511.pdf
3) 大森和宏，男澤嶺，益子朱音，渡辺克人，八丁佳功，池添亮，太田好和，小橋川浩，谷越健太："栃木県産図９

業技術センター研究報告 "，19，6-10，（2022）

NC/KC-Ut 20wt%の射出速度と(a)曲げ強さ，及び(b)曲げ弾性率の関係- 15 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

重点共同研究（フードバレーとちぎ）

夢ささらを用いた低アルコール清酒の製造方法の確立
筒井達也*

岡本 竹己*

郡司 崇浩*

阿久津

信**

石井

浩**

Establishment of Low-alcohol Sake Production Method using “Yumesasara”
TSUTSUI Tatsuya, OKAMOTO Takemi, GUNJI Yasuhiro, AKUTSU Makoto and ISHII Hirosi
栃木県が独自に開発した酒造好適米「夢ささら」を原材料とし，低アルコール清酒の製造方法を検討した。加水によりアルコール分 8％に落とした清酒に有機酸及びグルコースを添加することで，低アルコー
ル清酒特有の味の薄さが低減された。また，有機酸の種類ではクエン酸の評価が特に高かった。酸味と甘味を付与するため，クエン酸を多く生産する白麹を用いた四段掛けを試みたところ，四段における白麹歩
合を高めることでバランスの良い酒質となった。総米 150kg（夢ささら 精米歩合 55%）の実地醸造試験においては，甘味と酸味が調和したキレの良いアルコール分 9.0％の低アルコール純米酒に仕上げることができた。
Key words: 夢ささら，低アルコール，白麹，実地醸造試験

１ はじめに麹を用いることで酸味と甘味を付与する手法を用い，酸「夢ささら」は本県オリジナルの酒造好適米として令味や甘味を付与する，低アルコール清酒の開発を行った

和 4(2022)年 2 月に品種登録された。これを用いた清酒ので報告する。

は，全国新酒鑑評会での金賞やインターナショナルワイ
ンチャレンジ SAKE 部門でメダルを獲得するなど国内外のコンテストで高い評価を受け，今後の需要拡大が期待される品種である。また，「夢ささら」は高精白から低精白まで幅広い商品に使用が可能であり，高品質な酒質になることから，今後は多種多様な清酒への使用が期待されている 1)。
一方で，消費者嗜好の多様化から，様々なタイプの低アルコール清酒が上市されている。市販されている低ア
ルコール清酒の大部分は，口当たりがソフトで飲酒後の

図１ 四段掛け身体への負担が軽いため近年注目されている。しかし，
アルコール分が低いため香味のバランスが優れない商品

２ 研究の方法もある。また，アルコール分13％前後の清酒商品は多い

２．１ 加水清酒への有機酸及びグルコース添加試験

ものの，よりアルコール分が低い商品は，全国的に見て夢ささら精米歩合 55%原酒（アルコール 16％，日本酒度も少ない。

＋１，酸度 1.7）を加水によりアルコール 8％に調製し，ク

そこで本研究では，「夢ささら」による香味バランス

エン酸，リンゴ酸及び乳酸をそれぞれ酸度 0.5 相当量添加の優れた低アルコール清酒の製造方法の検討を行った。

し，官能評価を行った。併せてグルコース 2％分を添加し従来の造りでは，酵母を培養した酒母に添･仲･留と蒸米

補糖効果も検証した。官能評価は 5 名（産業技術センター

や麹を三段に分けて仕込んだ後，清酒の甘味を補う方法

職員 3 名，菊の里酒造株式会社 2 名）で 3 点法（1：優れるとして，四段掛けが知られている（図１）。通常の四段⇔3：劣る）により実施した。

掛けは蒸米を原料とし糖化酵素あるいは米麹（黄麹）を

２．２ 白麹の製麹試験使用するが，本研究では麹にクエン酸を多く生産する白*精米歩合 60%の夢ささらを用いて総米 3kg で製麹をした。
白麹菌は爽明（㈱秋田今野商店）を白米 100kg 当たり 100g

栃木県産業技術センター 食品技術部** 菊の里酒造株式会社- 16 -

栃木県産業技術センターの使用量とし振り切りとした。吸水歩合は 130%，甑で 60 分

研究報告No.20 (2023)

３ 結果及び考察

蒸煮した後，麹室に引き込んだ。清酒用黄麹菌と同等の品

３．１ 有機酸及びグルコース添加試験

温経過で製麹した。すなわち，34℃で種を切り 24 時間後に表２に加水清酒の官能評価結果を示す（アルコール 8％

盛り作業，仲仕事は省略し 38℃で仕舞い仕事をし 46 時間に調製）。いずれの試験区でも有機酸や糖を添加することで出麹とした。最高品温は 42℃とした。麹のグルコアミラ

により無添加の区分と比べて評価が高く，有機酸や糖の添ーゼ活性及び α-アミラーゼ活性は，キッコーマンバイオ

加は酒質の向上に有効であることが分かった。官能評価よケミファ㈱製の糖化力測定キット及び α-アミラーゼ測定

り，クエン酸は柑橘系で先味に感じやすいシャープな酸，キットを用いて測定した。

リンゴ酸はコクのあるやや渋く後味に残る酸，乳酸はやや

２．３ 白麹の糖化試験

渋く後味に残る酸，と表現されたように有機酸の種類によ

白麹の糖化試験は米，白麹，水を原料とし，総米 200g でり特徴が異なることが分かった。No.3 の有機酸の種類はク行った（原料米は精米歩合 60%夢ささら）。白麹歩合を 30%

エン酸で補糖ありの条件が最も評価が高かった。この結果

から 70％まで 10％ずつ増加させ，汲み水 150%の条件で 60℃を受け，クエン酸を多く生産する白麹菌を用いた糖化試験にて 18 時間糖化した。糖化後は糖化液を遠心分離（8,000

による酸味と甘味の付与の検討に移った。

rpm,20 分）し，上清のボーメ，酸度，アミノ酸度及び Brixを分析した。

表２ 加水清酒の官能評価

２．４ 清酒への白麹四段掛け添加試験

No. 酸の添加

糖の添加

点数

官能評価

白麹歩合 30～70％の糖化液を添加した（四段掛けを想定）。

1

補酸なし

補糖なし

2.8

水っぽい、味うすい、ボヤケル

清酒への糖化液の添加量は 10%及び 20％とした（清酒に対

2

補酸なし

補糖あり

2.2

うす甘い、香り少ない

する四段総米比）。加水してアルコール分 8％に調製，遠

3

クエン酸

補糖なし

2.7

酸味ウク、柑橘系の酸、
先味の酸

4

クエン酸

補糖あり

1.3

酸味シャープ、まとまる、バランス良、キレ

5

リンゴ酸

補糖なし

2.3

渋、収斂味、後味悪い

6

リンゴ酸

補糖あり

2.0

コク、苦渋、後味重い

7

乳酸

補糖なし

2.2

やや渋、苦、酸味残る

8

乳酸

補糖あり

1.5

バランス良、苦残る

２．１と同じ夢ささら原酒に，２．３の条件で調製した

心分離（8,000 rpm,20 分）し，上清の一般成分分析及び官能評価を行った。官能評価は 5 名（産業技術センター職員
3 名，菊の里酒造株式会社 2 名）で 5 点法（1：優れる⇔5：劣る）により実施した。
２．５ 実地醸造試験
菊の里酒造株式会社の製造場にて総米 150kg での実地醸造試験を行った（原料米は精米歩合 55％夢ささら）。仕込

３．２ 白麹の製麹及び糖化試験

配合を表１に示す。仕込みの規模が小さいので仲仕込みを

白麹菌の製麹は黄麹菌と比べるとやや温度上昇が遅く緩省略し，四段仕込みは総米合計の 27%を使用した。酵母は栃やかであったものの，総ハゼ型の爽やかな酸味を持つ麹と木県酵母 T-ND を使用し，酒母省略のアンプル仕込みとしなった。α－アミラーゼ活性は 535（Unit/g 麹），グルコ

た。白麹は種麹に爽明（㈱秋田今野商店）を白米 100kg 当

アミラーゼ活性は 346(Unit/g 麹)，G/A 比は 0.61 となったり 100g 使用し振り切りで製麹した。四段掛けの白麹歩合た。

は 62.5%，
汲水歩合は 150%として 55℃で一晩糖化させた後，製麹した白麹を用いた総米 200g の糖化試験の結果を表

四段掛けを行い上槽した。

３に示す。白麹歩合が高いほどボーメが上昇したことから糖化が進み，いずれも十分な糖化の目安となるボーメ 15 以

表１ 実地醸造試験の仕込配合

上を達成した。また，白麹歩合に比例して酸度，アミノ酸

水麹

添

留

四段

合計

度，Brix ともに高まる結果となり，官能的にも甘味や酸味

総米(kg)

8

30

72

40

150

が強くなった。30～60％までは官能評価で良好であったが，掛米(kg)

0

20

46

15

81

麹米(kg)

8

10

26

25

69

汲水(L)

32

45

105

60

400

70％以上では粕臭が感じられた。
３．３ 清酒への白麹四段掛け添加試験
清酒への添加試験結果を表４に示す。白麹歩合 50%以下
で添加量 10%の試験区では酸度が 1.0～1.2 と低く，官能評
価でもウスイと指摘された。清酒への添加量が 20％では日
本酒度が-25 以上となり，甘重くキレが悪い酒質となった。
白麹歩合 70%の試験区では酸ウク，粕臭などの指摘が見られ- 17 -

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

表３ 白麹四段糖化試験
白麹歩合(%)

30

40

50

60

70

ボーメ

15.1

15.3

15.8

16.4

16.6

酸度(mL)

4.5

5.9

6.9

8.2

9.5

アミノ酸度(mL)

3.9

4.7

5.1

5.3

5.5

Brix(%)

28.4

28.8

29.7

30.4

31.2

官能評価

ソフト、キレイ

甘い、酸味

酸味強い

はちみつ

濃い、粕臭

表４ 清酒への白麹四段糖化液添加試験
白麹歩合（％）

添加量（％）

日本酒度

酸度(mL)

アミノ酸度(mL)

点数

官能評価

30

10

-11.6

1.0

1.0

4.6

ウスイ、もの足りない

30

20

-26.8

1.4

1.2

3.8

甘味ウク、キレ悪い

40

10

-14.1

1.1

1.0

3.4

ウスイ、もの足りない

40

20

-25.9

1.6

1.3

3.6

甘重い、キレ悪い

50

10

-14.0

1.2

1.1

2.8

ウスイ

50

20

-28.8

1.8

1.5

3.8

甘重い、キレ悪い

60

10

-14.9

1.4

1.2

1.2

バランス良い

60

20

-28.7

2.0

1.5

4.0

酸ウク、粕臭、甘重い、キレ悪い

70

10

-16.0

1.6

1.2

2.6

酸ウク、粕臭

70

20

-30.0

2.3

1.6

4.6

酸ウク、粕臭、甘重い、キレ悪い

表５ 実地醸造試験成分値と官能評価
酸度(mL)

ｱﾐﾉ酸度(mL)

日本酒度ｱﾙｺｰﾙ(%)

酢酸ｲｿｱﾐﾙ(ppm)

ｶﾌﾟﾛﾝ酸ｴﾁﾙ(ppm)

官能評価

2.6

1.7

-23

9

4.9

2.3

甘味と酸味のﾊﾞﾗﾝｽ良い，後味爽やかでｷﾚありたことから，麹歩合 60％，清酒への添加量 10％の条件が適切（2）クエン酸及び甘味を付与すべく白麹を用いた四段掛けであると判断し，次項目の実地醸造試験に繋げた。

の条件を検討したところ，白麹四段の麹歩合は 60％，

３．４ 実地醸造試験

添加量は 10%がバランスの良い酒質となった。

実地醸造試験の成分値及び官能評価の結果を表５に示（3）総米 150kg の実地醸造試験では，甘味と酸味のバラン

す。四段歩合は総米の 27%（３．３の結果より添加量（10%）

スが良好でキレの良い酒質となった。

及び清酒の仕込配合から換算）とした。本試験では純米酒規

本研究では，「夢ささら」による白麹を利用した新しい格とするため，四段掛け後に上槽した。最高品温は 13.1℃

低アルコール清酒の製造条件を確立した。

（5 日目），もろみ日数は 15 日とした。香味のバランスを取るため，四段掛け後のアルコール分は 9.0%，酸度 2.6 mL，

参考文献

アミノ酸度 1.7 mL とした。官能評価では香気成分について

1) 筒井達也ら："令和３（2022）年度栃木県産業技術センター研究報告"，19，11-14,（2022）

欠点は見受けられず，甘味や酸味のバランスが良く後味にキ

2) 注解編集委員会編："第４回改正国税庁所定分析法注

レのある良好な酒質となった。

解"，日本醸造協会（1993）
４ おわりに「夢ささら」を用いた低アルコール清酒の製造条件を検討した結果を得た。
（1）アルコール分 8％に調製した加水清酒において，クエン酸及びグルコースを添加することで官能評価が良くなることから，酸味や甘味の付与が有効であることが分かった。

- 18 -

Ⅱ 共同研究Cooperative Research空白栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

共同研究

県産イチゴの加工条件による味・香り成分等の把握と見える化
阿久津

知宏*

伊藤 和子*

梶田

尚子**

福田

里南**

須谷 潤**

Analysis and Visualization of Taste and Flavor Components Depending on theProcessing Conditions of Strawberries from Tochigi Prefecture
AKUTSU Tomohiro, ITO Kazuko, KAJITA Naoko, FUKUDA Rina and SUTANI Jun
特徴を持った栃木県育成品種が次々と作出されているが，イチゴ各品種の加工条件による味・香り成
分等の変化は明らかとなっていない。本研究では品種の特徴を持つ加工商品開発のため加工条件による
味・香り成分等の変化を把握した。加熱加工品の果肉状態は果肉を潰した方が香りの損失は少ないが，酸味の傾向は変わらないことがわかった。また，糖度が高い方が香りの損失が少なく，明度が低いことがわかった。ペクチン及びクエン酸の添加により加熱時間の短縮を行ったところ，香り，果肉，色等品
種の特徴が官能評価でも現れた。
Key words: イチゴ，ジャム，ピューレ，味，香り

１

はじめに

ちあいか」「スカイベリー」「ミルキーベリー」とし栃木県はイチゴの生産量が 54 年連続全国 1 位であた。加工品の調製には収穫後冷凍したものを供した。

り，作付面積，産出額とも日本一を誇る。また，近生果の香り，色，物性分析については収穫後速やかに年，とちあいか，ミルキーベリー等特徴を持った栃木

供試し，味については収穫後冷凍したものを用いた。

県育成品種が次々と作出されており，これら品種は，

２．２

年々生産量が増加している。

イチゴ加熱加工品の調製

イチゴ加熱加工品の加工条件を表１に示す。

さらに，ジャムや菓子等のイチゴ加工品の需要も拡解凍したイチゴ原料 550g に対してグラニュー糖 400g

大しており，これまで「とちおとめ」を利用した商品

及び水 100g を加え，92℃で 30 分間加熱後 Brix45%にがメインであったが，新品種による商品も開発・販売

調整し，包装後 10 分間加熱殺菌した。この時の加工品されており，今後需要の拡大が予想される。

のうち，果肉を残したものを「加工条件 1」，果肉を潰しかし，イチゴ各品種の特徴を活かした商品を製造し 2mm の網で裏ごししたものを「加工条件 2」とした。

するためにはそれぞれに適した加工条件を検討する必

解凍，粉砕し 2mm の網で裏ごししたイチゴ原料 900g

要があるが，イチゴ各品種の加工条件による味・香りに グ ラ ニ ュ ー 糖 100g を 加 え ， 92 ℃ 達 温 ま で 加 熱 後成分等の変化は明らかとなっていない状況である。

Brix20%に調整し，包装後 10 分間加熱殺菌した。この本研究では，県産イチゴ各品種について，品種特徴

時の加工品を「加工条件 3」とした。

を持つ加工商品開発のため，果肉状態（ホール，ミキ

以下，「加工条件 1～3」で加工したイチゴ加工品をサー）及び糖度（Brix20%，Brix45%）を変化させた加それぞれ「加工品 1～3」とした。

熱加工品を調製し，加工条件による味・香り成分等の変化を把握した。また，得られたデータを活用し品種の特徴を持つ加工商品を検討した。
２
２．１

表１

研究の方法

イチゴ原料

加工条件
No.

イチゴ品種

1

とちおとめ，スカイベリー，
とちあいか，ミルキーベリー

92℃

30分

Brix45%ホール

2

とちおとめ，とちあいか

92℃

30分

Brix45%

ミキサー

3

とちおとめ，ミルキーベリー，
とちあいか

92℃

達温まで

Brix20%

ミキサー

栃木県農業試験場いちご研究所にて令和 3 年度に収穫されたイチゴを使用した。品種は「とちおとめ」「と***栃木県産業技術センター 食品技術部
タカ食品工業株式会社 関東支社

- 19 -

イチゴ加工品の加工条件
加熱温度 加熱時間 目標Brix% 果肉状態

栃木県産業技術センター 研究報告

２．３

No.20 (2023)

イチゴ加工品の分析

２．３．１

２．３．４

香気成分分析

味覚センサーによる味の測定

生果は冷凍イチゴ 150g を量り取り，同量の蒸留水を生果及び加工品 1 はフードプロセッサーにより均一

加え半解凍後，フードプロセッサーで 1 分間粉砕しにした後，0.1g 採取し，内部標準として 0.05%(v/v)1-

た。遠心分離（10,000rpm，10 分間）により上清を回プロパノール水溶液を 10μL 加え測定試料とした。

収し，旨味以外の測定試料とした。なお，旨味は硝酸

加工品 2 は，そのまま 0.1g 採取し，同様に内部標準

イオンの影響を考慮し，調製液 50mL に炭酸緩衝液を加を加え測定試料とした。

えて pH6～7 に調整し，1/3 倍濃度の味覚センサー用基

各 試 料 は DHS-GC/MS 法 に よ り 測 定 し ， 吸 着 剤 は準液を用いて希釈し（45 倍希釈）測定試料とした。

Carbopack B&X 及び Tenax TA を用いた。前処理とし加工品 1 及び加工品 2 は 100g を量り取り，同量の蒸て，試料を N 2 パージし，各吸着管へ吸着後，30℃流速

留水を加え 1 分間粉砕後，遠心分離（3,000rpm，10 分

50mL/ 分 で ド ラ イ パ ー ジ を 行 い ， 加 熱 脱 着 装 置間）により上清を回収し，測定試料とした。

（ Gerstel 社 製

TDU2 ） 付 DHS-GC/MS （ Agilent

Technologies 社製

5977B）に供した。分析は表２の加工品 3 は 100g を量り取り，3 倍量の蒸留水を加え,同様の操作により測定溶液を得た。

とおりに実施し，得られたガスクロマトグラムのピー調製した溶液を用い，味覚センサー（㈱インテリジ

クから，Aroma Office 2D（Gerstel 社製）によりにおェントセンサーテクノロジー

いを有する化合物のみを抽出した。ピーク面積値を香味，苦味雑味，渋味刺激，旨味，塩味，苦味，旨味コ

りのキャラクターごとに積算して比較した。

クを評価した。

２．３．２

２．３．５

色の測定

分光測色計（コ ニカミノル タジャパン㈱製

TS-5000Z ） に よ り 酸

有機酸含量の分析

CM-5）

粉砕した冷凍イチゴあるいは加工品を 5g 量り取り，により測定し，L a b 表色系を用いて評価した。生果及3%スルホサリチル酸を 5mL 加え，室温で 10 分間放置

び加工品 1 の果肉部分は表面色（反射），加工品 1 の後 ， 1.5% ス ル ホ サ リ チ ル 酸 10mL を さ ら に 加 え

液体部分は透過色（透過測定），加工品 3 はシャーレ

3000rpm5 分間遠心分離した。得られた上清を 50mL メ

により表面色（反射）測定した。

スフラスコに移し，残渣に 1.5%スルホサリチル酸 15mL

２．３．３を加えて同様に操作し，上清を 1.5%スルホサリチル酸* * *果肉物性及び粘度

生果及び加工品 1 の果肉についてテクスチャーアナ
ラ イ ザ ー （ Stable

Micro

Systems 社 製

で 50mL 定容とした。次いで，メンブランフィルター

TA.XT（孔径 0.45μm）でろ過し，ろ液を試験溶液とした。分

plus100c）により表３の条件で試験を実施した。
加工品 3 について B 型粘度計（東機産業㈱析は HPLC（日本分光㈱製

BH-Ⅱ）

EXTREMA）により，表４の条件で実施した。

により，温度 20℃，回転数 10rpm，スピンドル No.3 の条件で粘度測定を行った。

表４

有機酸分析条件

TDU条件

30℃（0.3min）→720℃/min→300℃（3min）

移動相

Shodex Rspak KC-811（8.0mm×300mm 6μm 昭和電工㈱製）
2本直列接続3mM過塩素酸

CIS条件

50℃（0.5min）→720℃/min→210℃（20min）

反応液0.2mMブロモチモールブルー（BTB）

カラム

DB-WAX（30m，0.25mm，0.25μm）

流速

オーブン温度40℃（5min）→10℃/min→240℃（10min）

キャリアガスHe 1.768mL/min

トランスファーライン温度

240℃

イオン源温度カラム

表２

香気成分分析条件

移動相

1.0mL/min

反応液1.5mL/min

カラム温度

70℃

230℃

注入量

50μL

イオン化モード

EI

検出器

フォトダイオードアレイ，UV（445nm）

イオン化電圧

70eV

検出法

BTBによるポストカラム誘導体化法

表３

テクスチャーアナライザー(果肉物性）試験条件

２．４

イチゴジャムの試作

２．４．１

ホールジャム（Brix45%）の試作

プローブ

圧縮速 度

圧 縮距離（ 率）

生果

2mm円柱

1mm/s

20mm

冷凍イチゴにグラニュー糖をまぶし一晩冷蔵庫で解加工 品120mm円柱1mm/s

90%

凍後，ペクチン（原料比 0.9%）及び水を加え 92℃で 10分間加熱，さらにクエン酸（原料比 0.3%）を加え，容- 20 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

器包装後 10 分間加熱殺菌した。この試作品をジャム

は加熱加工により生果の 10 分の 1 以下に減少してい（Brix45%，ホール）とした。

た。品種では，とちおとめ及びとちあいかは加工前後

２．４．２

で香り成分の割合に大きな変化はみられなかったが，パルパージャム（Brix45%）の試作

解凍したミルキーベリーを 1 分間フードプロセッサ

スカイベリー及びミルキーベリーは加工によりイチゴ

ー で 粉 砕 し ， 2mm の 網 で 裏 ご し し た 後 ， ペ ク チ ンの香りの割合が高くなった。

（0.9%）及び水または牛乳を加え，92℃で 10 分間加熱

とちおとめ及びとちあいかについて加工条件によるした。さらにクエン酸（0.3%）を加え，容器包装後 10

香気成分量の結果をそれぞれ図４，図５に示す。いず

分間加熱殺菌し，ミルキーベリージャム（Brix45%，パれの品種も加工品 3 より加工品 2 の香気成分量が多かルパー）試作品とした。

った。

２．５

官能評価

この結果より，糖が高濃度の方が香気成分は保持さ試作したイチゴジャムは-3～+3 の 7 段階評点法によれやすいと考えられる。また，果肉状態で香気成分量

り産業技術センター食品技術部職員 6 名で官能評価をを比較すると，加工品 1 よりも加工品 2 の方が多く残実施し た。評 価項 目は香 り ( イチゴ， 花， 酸) ，外観

った。これは，果肉を潰すことで香気成分が糖液中に(鮮やかさ，明るさ，白さ)，食感(粘度，果肉の歯ごた

溶け出し，糖により保持されたためと考えられる 1) 。

え ) と し ， 対 照 は と ち お と め ジ ャ ム （ Brix45% ， ホ ール）とした。ただし「白さ」の項目はミルキーベリー
ジャム（Brix45%，パルパー）を対照とした。
３
３．１

結果及び考察

イチゴ加工品の分析

図１に各条件で加工したイチゴ加工品の外観を示す。加工品 1 は果肉の表面色及び物性を調査するために調製し，加工品 2 は果肉状態の違いによる味・香り等への影響，加工品 3 は糖度の違いによる味・香り等

図２

生果の香気成分分析結果へ影響を把握するため調製した。
３．１．１

香気成分

生果及び加工品 1 の香気成分分析結果をそれぞれ図２，図３に示す。いずれにおいてもイチゴの香り（ Mesifuran ， Furaneol 等 ） ， 果 実 の 香 り （ Methyl
Acetate ， Ethyl

Acetate 等 ） ， グ リ ー ン な 香 り（ Hexanal ， Myrcene 等 ） ， 酸 の 香 り （ Acetate ， 2Methylbutyric acid 等），発酵の香り（Diacetyl，
Acetoin 等 ） ， 花 の 香 り （ Linalool ， Nerolidol
等 ） ， ミ ル キ ー な 香 り （ 4-Decanolide ， 4-

図３

加工品 1 の香気成分分析結果

Dodecanolide 等）等の成分が検出されたが香気成分量

図１

各条件で加工したイチゴ加工品の外観（a）加工品 1，（b）加工品 2，（c）加工品 3- 21 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

図４

とちおとめの加工条件による香気成分量

図５

とちあいかの加工条件による香気成分量

３．１．２

図６

生果及び加工品 1 の果肉部の色（L * a * b * ）色生果及び加工品１の果肉の表面色測定結果を図６に

図７

加工品 1 液体部分の色（L * a * b * ）示す。生果の L * a * b * 値は赤色 3 品種（とちおとめ，とち
あいか，スカイベリー）間ではほとんど違いは見られ３．１．３

なかった。加工品 1 の果肉はいずれの品種も生果と比**

果肉物性及び粘度

生果の圧縮試験の結果を図８に示す。最大荷重はと*べ L a b 値の減少がみられたが，スカイベリーは他の赤

ちあいかが最も大きく，ミルキーベリーが最も小さか*色 2 品種と比べ L 値（明度）の減少が小さく，異なるった。加工品 1 の圧縮試験結果及び加工品 3 の粘度測色相であった。

定結果を図９に示す。加工品 1 について荷重‐ひずみ

加工品１の液体部分の透過測定結果を図７に示す。

曲線から面積値を算出すると，とちあいかが最も大き*

赤色 3 品種の色相は同じであり，a 値（赤方向）はとち*く，ミルキーベリーが最も小さかった。

*

おとめが最も高かった。4 品種について a ，b 値（黄方

粘度はミルキーベリーが最も高く，果肉が潰れやす向）から彩度を算出した結果，彩度はとちおとめが最

いほど粘度が高い傾向がみられた。

*

も高く，L 値はミルキーベリーが最も高かった。
果肉を潰した加工品 2 と 3 の色（L * a * b * ）分析結果（平均値）を表５に示す。加工条件間で比較すると，
a * ，b * 値は違いが見られず，糖度の影響が見られなかっ
たが，L * 値は糖度が高い方（Brix45%）が低かった。
ミルキーベリーの加工品 3 はペースト状の生果に比べ L * 値（明度）が減少（ΔL * =-10.1）し，暗い色調になることがわかった。
表５

加工品の色（L * a * b * ）分析結果
*

*

加工品2

L
23.5

a
25.1

b
15.4

加工品3

34.9

27.2

16.2

加工品2

23.5

25.1

15.4

加工品3

34.9

27.2

16.2

品種

加工条件

とちおとめ
とちおとめ
とちあいか
とちあいか

図８

*

- 22 -

生果の圧縮試験結果

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

値が高く彩度が低かった。また，粘度が高かった。加工条件の違いによる味等の特徴について，果肉状態は果肉を潰した方が香りの損失が少ないが，酸味の傾向は変わらなかった。糖度は高い方が香りの損失が少な
く，明度は低かった。また，酸味の傾向は変わらなかった。
３．２

試作ジャムの官能評価

より商品に近い形の加工品においても品種特徴が現
図９

加工品 1 果肉部の圧縮試験結果及び加工品 3 のれるかを確認するため，ホールジャムを試作した。30

粘度

分間の加熱では香りの損失が大きかったため，ペクチ
ン及び酸を添加することにより加熱時間を短縮させ，

３．１．４

味

香り損失の低減を図った。また，ミルキーベリーにつ生果及び加工品 1 の味覚センサー測定結果をそれぞいては粘度の特徴を活かすためにパルパージャムも試れ図 10，図 11 に示す。とちあいかが最も酸味が低く，作した。試作したイチゴジャムの官能評価結果を図

他の 3 品種との間に違いが見られた。これは他の処理

12，図 13 に示す。とちおとめ，とちあいかジャム区でも同様の傾向であった。
HPLC による有機酸含量分析結果を表６に示す。味覚

表 6-1

センサーの傾向とは異なり，味覚センサーにおける酸品種

味は，有機酸含量だけなく糖含量等他の成分も影響している可能性があると考えられる
３．１．５

2)

とちおとめ
とちあいか
スカイベリー
ミルキーベリー。

味・香り成分等の品種や加工条件による特徴

生果の有機酸分析結果
クエン酸
7.5
5.6
5.4
6.1

有機酸含量 mg/g
リンゴ酸
2.1
1.8
1.8
0.9

合計
9.6
7.4
7.2
7

前述の味・香り成分等の分析結果より，加工品各品
種の特徴はとちおとめはイチゴ及び花の香りの割合が

表 6-2

高く，彩度，酸味が高かった。とちあいかはイチゴ及

品種

び花の香りの割合が高く，彩度が高く，酸味が低か

とちおとめ
とちあいか
スカイベリー
ミルキーベリー

た。また，果肉が潰れにくかった。スカイベリーはイチゴの香り の割合が 高く， L * 値，酸味が高か った。ミ
ルキーベリーはイチゴ及び酸の香りの割合が高く，L *図 10

生果の味覚センサー測定結果

図 11- 23 -

加工品 1 の有機酸分析結果
クエン酸
3.8
2.9
3.5
3.9

有機酸含量 mg/g
リンゴ酸
0.9
0.8
1.0
0.6

合計
4.7
3.7
4.5
4.5

加工品 1 の味覚センサー測定結果

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)（ Brix45% ， ホ ー ル ） は い ず れ も 色 （ 鮮 や か さ ， 明 る

４さ）や歯ごたえ（果肉の崩れやすさ）等分析での品種おわりに本研究により加工条件による味・香り成分等の変化

特徴が官能評価にも現れていた。一方，糖度調整やゲについて，以下の知見を得た。

ル化のためにグラニュー糖やクエン酸を添加している（1）Brix45%の加工品を果肉状態（ホール，ミキサー)

ことから，酸味や甘味については品種による差が見らの違いで比較すると，ホールの方が香りの損失がれなかった。味の特徴をより明確にするには，糖と酸少ないが，酸味の傾向は変わらなかった。

の配合量をさらに検討する必要がある。

（2）果肉を潰した加工品を糖度（Brix20%，Brix

ミルキーベリージャム（Brix45%，パルパー）は色が45%）の違いで比較すると，糖度が高い方が香り暗くなる欠点を補うためミルクの添加を検討したとこの損失が少なく，明度は低かった。また，酸味のろ，香りや粘度はあまり変わらずに，明るい色の加工

傾向は変わらなかった。

品ができた。

（3）ペクチン及びクエン酸の添加により加熱時間の短縮を行ったところ，花の香り，果肉の潰れにく
さ，色の鮮やかさ等品種の特徴が官能評価でも現れることがわかった。
（4）ミルキーベリージャムの色が暗くなる欠点を補う
ためミルクの添加を検討したところ，香りや粘度をあまり変えずに，明るい色の加工品ができた。
今後は商品に近い形の加工品においても，味の特徴が現れる加工条件を検討していきたい。
謝辞本研究実施にあたりイチゴ原料の提供を頂いた栃木
県農業試験場いちご研究所に感謝する。
参考文献
図 12

1) 杉沢 博，小林 伸行，坂上 昭男： "日本食品工業学

ホールジャム（Brix45%）の官能評価結果

会誌 "，20(8)，364-368，（1973）
2) 福井 裕，石田 丈博，西村 敏英，松田 秀喜： "日本 調 理 科 学 会 誌 "，39（1），49-56，（2006）

図 13

パルパージャム（Brix45%）の官能評価結果- 24 -

Ⅲ 受託研究
Contract Research栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

受託研究

トウガラシの焙煎条件の検討および旨味成分把握
伊藤

和子*

阿久津

智美*

Examination of Roasting Conditions of Capsicum Annum and Analysis of
Umami Components
ITOH Kazuko and AKUTSU Satomi
国産トウガラシの最適な焙煎条件の確立を目的に，従来法での違いを把握するため，国産トウガラシの75℃焙煎粉末と中国産トウガラシの 90℃焙煎粉末を用いて味・香りを測定して比較したところ，国産ト
ウガラシは旨味が強いことが明らかになった。さらに，国産トウガラシの焙煎温度による味・香りの変化を検討した結果，大型品種（益都・望都・山房）はロースト臭が増加しない 75℃焙煎が最適であり，小型品種（栃木三鷹・新三鷹）は甘い香り・花の香りや旨味が加熱で増加することから，90℃が最適であると考えられた。
また，中国産・国産トウガラシのアミノ酸成分について調査したところ，国産トウガラシは中国産と比較して旨味を持つグルタミン酸・アスパラギン酸の含有量が高く，旨味センサーの数値が高いことを裏付けるデータとなった。なお，小型品種では旨味センサーの数値とアミノ酸成分含有量が比較的よく関連していたが，大型品種では関連が低く，他の成分が関与している可能性が考えられた。
Key Words : トウガラシ，味覚センサー，香気分析，旨味成分

１

はじめに

(DHS-GC/MS)法を用いて，焙煎温度による味・香り

栃木県大田原市はトウガラシ収穫量日本一であり，の変化を調査した。さらに，旨味に寄与するアミノ酸

市内の生産者・加工業者および飲食店等により「大田成分についても検討したので報告する。

原とうがらしの郷づくり推進協議会」を立ち上げ，町おこしの一環としてトウガラシの普及，新商品開発等

２に取り組んでいる。

２．１

研究の方法

トウガラシ粉末

国産トウガラシは，外国産に比べて旨味が強い・甘トウガラシは吉岡食品工業(株)にて 75℃および 90

い香りが強い等の特徴があると言われているが，こう℃で焙煎したものを用いた。粉末化後すぐに密閉し，した特徴を裏付ける十分なデータがないことから安価

速やかに DHS-GC/MS による香気成分分析を実施した。

な外国産との差が曖昧になり，国産品の市場拡大のネ

また，味覚センサー測定には粉末を冷蔵保存し供した。

ックになっている。このため，外国産とのおいしさ

なお，試料の天津三鷹は中国産であり，大型品種（益（味・香り）の違いや優位性を明らかにする必要があ

都・望都・山房）と小型品種（信鷹・栃木三鷹・新三る。そこで，令和 3 年度に実施した受託研究では，国鷹）の 6 品種は，栃木県内の農家にて栽培したものを

産トウガラシ（未焙煎）は中国産トウガラシ（未焙用いた。

煎）と比較して苦味雑味・旨味および旨味コクが高い

２．２

こと，香り成分の特徴としては甘い香りやグリーンな２．２．１

香りが強いことを明らかにした

1)

味の測定
試料の前処理令和 3 年度に確立した方法 1) で前処理を行った。す。

しかし，トウガラシは焙煎後に提供されるのが一般

なわち，トウガラシ粉末 3g を量りとり，50℃に調整し的であり，焙煎条件による味・香りの変化についてのた蒸留水 97g を加え，50℃に 10 分間保持しつつ 1 分

知見が少ない。また，国産トウガラシの特徴である高ごとに撹拌し抽出した。水冷後ろ過し，ろ液を測定用

い旨味に寄与する成分も明らかでない。

サンプル液とした。なお，旨味先味については，3 倍

そこで，本研究では味覚センサーおよびダイナミッに希釈した味覚センサー用基準液を用いて測定用サン

クヘッドスペース－ガスクロマトグラフ質量分析＊

栃木県産業技術センター

プルを 18 倍希釈したものを用いた。

食品技術部- 25 -

栃木県産業技術センター

２．２．２

研究報告

No.20 (2023)

機器測定

２．２．１で調製した測定用サンプル液を用い，味覚センサー（㈱インテリジェントセンサーテクノロジ
ー製 TS-5000Z）で酸味・苦味雑味・渋味刺激・塩味・
苦味（後味）・渋味（後味）・旨味コク（後味）を測定した。なお，旨味先味については，上述したとおり，
希釈したものを用いて別途測定した。
２．３

香りの測定

香 気 成 分 測 定 は ， ト ウ ガ ラ シ 粉 末 0.2g に 蒸 留 水
0.1mL，内部標準として 0.05%(v/v) 1-プロパノール水

図１

溶 液 を 10uL 加 え た も の を 測 定 試 料 と し (N=3)， DHS-

従来焙煎法（中国産 90℃，国産 75℃）での味（苦味雑味・旨味・旨味コク）の比較

GC/MS 法により行い，吸着材は Carbopack B&X および
Tenax TA を用いた。試験前処理として，各測定試料を

表１

N 2 パージして香気成分の各吸着管への吸着を行い，さ従来焙煎法（中国産 90℃，国産 75℃）での味（渋味刺激・塩味・苦味・渋味）の比較

らにその吸着管を 30℃下で 50mL/分の流速で所定時間

渋味刺激

ド ラ イ パ ー ジ を 行 い ， 加 熱 脱 着 装 置 （ Gerstel 社 製
TDU2 ） 付 DHS-GC/MS （ Agilent Technologies 社 製

天津三鷹

5977B）に供した。

塩味

苦味

渋味

0

0

0

0

益都

-0.18

-0.42

-0.3

-0.21

加 熱 脱 着 装 置 の 温 度 条 件 は ， TDU: 初 期 温 度 30 ℃

望都

-0.41

-1.02

-0.57

-0.24

(0.3min 保 持 )-昇 温 速 度 720℃ /min-到 達 温 度 300℃

山房

-0.63

-1.24

-0.51

-0.27

(3min)とし，CIS:-50℃(0.5min)- 720℃/min 昇温-210

信鷹

0.57

0.87

-0.15

0.05

℃(20min 保持)とした。測定装置条件は，カラム:DB-

栃木三鷹

-0.14

-1.01

-0.19

-0.05

WAX(30m,0.25mm,0.25um)，オーブン温度：40℃(5min 保

新三鷹

-0.4

-0.83

-0.26

-0.13

キャリアガス：He 1.6768mL/min，トランスファーライ
ン温度：240℃，イオン源温度：230℃，イオン化モー
ド：EI，イオン化電圧：70eV で測定を行った。得られたガスクロマトグラムのピークから，Aroma Office 2D（Gerstel 社製）によりにおいを有する化合物のみを抽出してピーク面積値の平均値を算出し，内部標準の面積値で除した。その値を香りのキャラクターごとに積算して比較した。
２．４

ピーク面積値／内部標準の面積値の積算値

持)-昇温速度 10℃/min-到達温度 240℃(10min 保持)，アミノ酸の測定

アミノ酸含有量は，高速アミノ酸分析計（JLC-500V

図２：日本電子㈱製）を用いて測定した。
３３．１

従来焙煎法（中国産 90℃，国産 75℃）での香りの比較

結果及び考察味と渋味は信鷹が高く，渋味刺激は信鷹以外が低い傾

従来の焙煎条件による国産・中国産トウガラ向であった（表１）。酸味は検出されなかった。

シ成分の把握

３．１．２

香りの比較

２．１で記述した品種について従来法（中国産：90

中国産の天津三鷹は sweet，floral，fruity，green，℃，国産：75℃）により焙煎した粉末の味・香りを分

roasted の香りが国産のものと比較して高かった。栃析し，その結果を比較した。

木三鷹は floral の香りが高く，信鷹は nutty の香り３．１．１が高かった（図２）。

味の比較

中国産の天津三鷹と比較して国産は旨味・苦味雑味

３．２が高く，旨味コクも栃木三鷹・新三鷹以外は高い傾向

国産一味トウガラシの最適な焙煎条件の検討

中国産の天津三鷹（90℃焙煎）と国産トウガラシ

であり（図１），苦味は低い傾向であった。また，塩- 26 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)（90℃焙煎）の味・香りを分析し，その結果を比較し香りは大型品種が高く小型品種は低かった。green のた。さらに，従来法（75℃焙煎）の結果と比較し，品

香りは，望都・山房・信鷹が高く，益都・栃木三鷹・

種ごとに最適な焙煎条件を検討した。

新三鷹は低かった。また，roasted の香りは中国産と３．２．１

比べてすべての品種で低く，cheese の香りはすべての味の検討

中 国 産 の 天 津 三 鷹 と 国 産 の 90℃ 焙 煎 粉 末 を 比 較 す

品種で高かった。

ると，国産は旨味・旨味コクが高く，苦味雑味は品種

75℃ か ら 90℃ に 焙 煎 温 度 を 上 昇 さ せ る こ と に よ るにより傾向が異なった（図３）。渋味刺激・塩味・苦国産トウガラシの香りの変化を図５に示す。全体的に味も品種により傾向が異なり，渋味は低い傾向であっ香りが高くなる傾向であり，特に，栃木三鷹・新三鷹

た（表２）。酸味は検出されなかった。

では sweet，floral の香りが高くなった。また，大型

75℃から 90℃に焙煎温度を上昇させることにより，

品種では，小型品種と比較して roasted の香り（ロー次のような変化が起こることがわかった(図１，図３)。

スト臭）の増加率が高かった（表３）。

が異なる（栃木三鷹・益都・山房：増加，新三鷹・望都・信鷹：減少），旨味コク・塩味：全品種で増加，
苦味：増加傾向，渋味：変化なし（表１，表２），旨
味：品種により傾向が異なる（望都・山房：減少，栃木三鷹・新三鷹：増加，益都・信鷹：変化なし）。

ピーク面積値／内部標準の面積値の積算値

苦味雑味：全品種で減少，渋味刺激：品種により傾向

図４
表３
種類

大型
図３

各品種のロースト臭増加率
品種

ロースト臭増加率(倍)

益都

４．９

望都

７．６

90℃焙煎での味（苦味雑味・旨味・旨味コク）

山房

３．９

の比較

信鷹

１．６

新三鷹

２．８

栃木三鷹

２．５

小型
表２

90℃焙煎での香りの比較

90℃焙煎での味（渋味刺激・塩味・苦味・渋味）の比較

渋味刺激
天津三鷹

塩味

苦味

渋味

以上の検討から，最適な焙煎条件は次のように考え

0

0

0

0

られた。大型品種は，焙煎温度上昇により旨味が減少

益都

0.07

0.62

-0.34

-0.2

する品種があり，roasted の香りが増加することから，

望都

-0.57

-0.36

-0.3

-0.23

75℃焙煎が最適である。小型品種は，焙煎温度上昇に

山房

-0.45

0.01

-0.44

-0.26

より旨味が強くなり，sweet，floral の香りが増加す

信鷹

0.27

1.39

0.14

0

栃木三鷹

1.17

1.13

-0.19

-0.01

新三鷹

-0.77

0.09

-0.16

-0.12

ることから，90℃焙煎が最適である。
３．３

旨味成分（アミノ酸）の把握

２．１で記述した品種について，アミノ酸分析計により旨味に関与していると考えられるグルタミン酸と

３．２．２

香りの検討

アスパラギン酸を測定した結果を，それぞれ図６，図中 国 産 の 天 津 三 鷹 と 国 産 の 90℃ 焙 煎 粉 末 を 比 較 し７に示す。

た（図４）。sweet，fruity の香りは益都と山房を除き中国産の天津三鷹と比較して，国産トウガラシは両国産品種が高かった。floral，nutty の香りは大型品

成分値ともに高く，旨味センサーによる違いを裏付け

種が中国産より低く小型品種は高いが，逆に woody の- 27 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

図５

図６

焙煎温度による香りの変化

グルタミン酸含有量

図７

るデータとなった。また，75℃から 90℃に焙煎温度をアスパラギン酸含有量
４

おわりに上昇させることにより，益都・栃木三鷹・新三鷹は両

国産一味トウガラシの味・香りに最適な焙煎条件を成分値ともに増加し，望都・信鷹は両成分値ともに減確立するとともに，旨味に寄与するアミノ酸成分につ少，山房はグルタミン酸が減少しアスパラギン酸が増いて明らかにした。

加した。また，小型品種の分析値は旨味センサーの値

大型品種か小型品種かにより最適な焙煎条件が異なと比較的よく関連していたが，大型品種の分析値はあることが明らかとなり，旨味については，小型品種でまり関連せず，他の成分が関与している可能性が考えは旨味を呈するアミノ酸含有量と相関を示した。大型られた。

品種の旨味には，アミノ酸以外の成分が関与している可能性が考えられた。
参考文献
1) 伊藤和子ら:"栃木県産業技術センター研究報告"，
19，19-23，(2022)- 28 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

受託研究

高濃度セルロース繊維複合樹脂の射出成形における成形条件が外観，物性に及ぼす影響
小林 愛雲*

渡辺 克人*

Influence of Injection Molding Conditions on Appearance and Mechanical Properties
of Cellulose Fiber／Polypropylene Composites
KOBAYASHI Azumi and WATANABE Katsuto
委託者である日本コークス工業(株)がロール機を用いて作製した 50 wt% セルロース繊維（CeF）/ポリプ
ロピレン（PP）ペレット（以下 CeF/PP ペレット）を，射出成形した。CeF/PP 成形品は，射出速度が遅いとショートショットとなり，成形できなかった。CeF/PP 成形品は全体的に黄変しており，シリンダー温度が高くなると黄褐色化した。また，CeF/PP 成形品には CeF 凝集物とみられる白色部が点在しており，この白色部
は射出速度が速いほど少なかった。CeF/PP 成形品の引張強さ，曲げ強さ，弾性率は，同条件で成形したニー
ト PP よりも高かった。また CeF/PP 成形品の引張強さ，曲げ強さは，成形時の射出速度が速く，シリンダー
温度が低いほうが，高い傾向があった。
Key words:

１

セルロース，複合樹脂，射出成形，変色，物性

はじめに

CeF/PP ペレット（以下 CeF/PP ペレット）（原料：CeF，プラスチック関連企業では，近年 SDGs を背景に環境

PP（PP1（押出成形グレード），PP2（射出成形一般グレに配慮したフィラーの配合等によるプラスチック使用ード），PP3（射出成形耐衝撃グレード），PP4（射出成量の削減が求められており，高濃度のフィラーを配合し形耐衝撃グレード）），相溶化剤）のメルトマスフロー

たペレットが注目されている。委託者である日本コーク

レイト（MFR）は，メルトインデクサ（宝工業(株)製 L-

ス工業(株)では，植物由来のセルロース繊維（CeF）（幅：207）を用いて，試験温度 190℃，公称荷重 2.16 kg で測数 µm～数十 µm）を高濃度に樹脂に混練したいという問定した（JIS K7210：1999

い合わせが増えていることから，二軸オープンロール機

２．２

A 法参考）。

高濃度 CeF 複合樹脂ペレットの射出成形「ニーデックス」（以下ロール機）を用いて，CeF を 50

CeF/PP ペレットを箱形乾燥機（(株)松井製作所製 PO-

wt%以上配合したポリプロピレン（PP）ペレットを作製

50SH-J）で 80 ℃，6 h 予備乾燥した後，射出成形機（日した。しかし作製したペレットには，流動性不足による

精樹脂工業(株)製 NEX 80Ⅳ-9EG）を用いてシリンダーショートショットや，CeF から発生するガスによると考温度 180，195℃，射出速度（v）1，3，5，10，100 mm/s，

えられるヤケ等の成形不良や成形品の変色，強度低下が金型温度 48℃（固定側ミラープレートの熱電対により計発生する等の課題がある。そこで本研究では，委託者が測し調整）で成形した。CeF を含まない PP（以下ニート

材料（PP のグレード，相溶化剤の種類等）とロール機にPP）ペレットについても同様に射出成形した。なお物性よる混練条件を検討して作製した高濃度 CeF 複合樹脂

評価用試験片（v=10，100 mm/s）成形時の保圧は次のとペレットについて，射出成形条件と，成形品の外観，物おりとした。

性の関係を明らかにする。これにより射出成形可能な高PP2，CeF/PP2：27 MPa（シリンダー温度 180℃）

濃度 CeF 複合樹脂ペレットの作製を目指す。

24 MPa（シリンダー温度 195℃）
PP3，CeF/PP3：37 MPa（180℃），30 MPa（195℃）

２
２．１

研究の方法

PP4，CeF/PP4：43 MPa（180℃），36 MPa（195℃）

高濃度 CeF 複合樹脂ペレットの流れ試験

２．３

委託者がロール機を用いて作製した 4 種類の 50 wt%*

栃木県産業技術センター

成形品の外観評価

成形品の成形不良の有無を目視により確認した。また
CeF/PP 成形品の分光反射率は，分光測色計（コニカミノ

県南技術支援センター- 29 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

ルタセンシング(株)製 CM-2600d）を用いて光源 D65，視CeF/PP ペレットの MFR を表１に示す。一般的に MFR≧1

野 10°，測定径 8 mm，正反射光除去（SCE）方式で測定であれば射出成形可能とされるが，同様の CeF/PP ペレした。

ットで MFR=0.6 のペレットを成形した経験があることか

２．４

成形品の物性評価

ら，今回は MFR≧0.6 の CeF/PP2，CeF/PP3，CeF/PP4 ペ

射出成 形に より得 られ た成 形品を ゲー トカッ トしてレットと各ニート PP ペレットについて，射出成形を行JIS K7139：2009 のダンベル形引張試験片タイプ A1 をった。

作製した。またダンベル形引張試験片の一部を樹脂試験

３．２

片ノッチ加工機（(株)安田精機製作所製 No.189-PNCA）

高濃度 CeF 複合樹脂成形品の外観評価

ニート PP，CeF/PP ペレット（PP2，PP3，PP4）をそれを用いて加工し，短冊形試験片を作製した。

ぞれシリンダー温度と，射出速度（v [mm/s]）を変えて作製し たダ ンベル 形引 張試 験片の 引張 強さ， 弾性率

射出成形し，ペレットの成形可否と成形品の外観を評価

は，JIS K 7161-1：2014 により万能材料試験機（50 kN）

した。

（(株)島津製作所製 AG-50kN-XV（特型））を用いて，試CeF/PP2 ペレットと成形品（シリンダー温度 195℃）

験速度 v 1=0.5 mm/min，v 2=5 mm/min（速度切替位置：ひの外観を図１に，各ペレットの成形可否を表２に示す。

ずみ 0.3%）で測定した。引張弾性率の測定には接触式伸ニート PP は，すべて低射出速度でボイドやシワ等の外び計（(株)島津製作所製 SSG50-10SH，標線間距離 50 mm）

観不良が見られたが，今回検討したすべての条件においを用いた。短冊形試験片の曲げ強さ，弾性率は JIS Kて成形可能であった。一方，すべての CeF/PP は射出速

7171：2016 により万能材料試験機（50 kN）を用いて，度が遅いと，ショートショットとなり成形できなかっ

支点間距離 64 mm，試験速度 2 mm/min で測定した。曲げた。これは CeF/PP の MFR がニート PP よりも小さいため弾性率の測定にはたわみ測定装置（(株)島津製作所製 3と考えられる。また CeF/PP4 においては，シリンダー温点曲げ試験用たわみ測定装置）を用いた。

度 195℃の時は v=3 mm/s で成形できたが，シリンダー２．５

温度 180℃の時は成形できなかった。これは，シリンダ

成形品の走査型電子顕微鏡観察

成形品の表面，引張破断面を金（Au）蒸着後，走査型
表１

電子顕微鏡：SEM（日本電子(株)製 JSM-IT200LA）を用い

ニート PP，CeF/PP ペレットの MFR（試験温度 190℃，公称荷重 2.16 kg）て加速電圧 5 kV で観察した。

MFR [g/10min]
名称

３

結果及び考察ニートPP

CeF/PP

高濃度 CeF 複合樹脂ペレットの流れ試験

PP1

0.2

0.04 *)JIS K6921-2：2018 では PP の MFR は試験温度 230℃，

PP2

8.3

4.7

公称荷重 2.16 kg で求めると記載されている。しかし，

PP3

34.1

1.3

セルロースの熱分解反応は 200℃以下でも進行すること

PP4

49.4

0.6

３．１

が知られており 1)，また成形温度付近における MFR を求*) 切取り片の秤量の最大値と最小値の差が平均の15%超めるため，今回は試験温度を 190℃とした。ニート PP，

図１

CeF/PP2 ペレットと成形品（シリンダー温度 195℃）の外観(a)ペレット，(b)v=1 mm/s，(c)v=10 mm/s，(d)v=100 mm/s

- 30 -

栃木県産業技術センター

表２

ニートPP2

CeF/PP2

ニートPP3

CeF/PP3

ニートPP4

CeF/PP4○：成形不良なし

研究報告No.20 (2023)

ニート PP，CeF/PP ペレットの成形条件と成形可否
射出速度：v [mm/s]

シリンダー
温度 [℃]

1

3

5

10

100

180

ボイド

○

○

○

○

195

ボイド

○

○

○

○

180

―

×

○

○

○

195

×

―

○

○

○

180

―

シワ

シワ

○

○

195

シワ

○

○

○

○

180

―

×

○

○

○

195

×

―

○

○

○

180

―

シワ

○

○

○

195

シワ

○

○

○

○

180

―

×

○

○

○

195

×

○

○

○

○

×：成形不可（ショートショット）

ー温度が低いほど樹脂の温度が低く，粘度が高いためとットと CeF は黄変したのに対し，ニート PP4 ペレットと考えられる。

相溶化剤は，明らかな変色は見られなかった（図３）。

なお，図は示していないが，検討したすべての条件に

また図は示していないが，窒素雰囲気中同条件で加熱しおいて，ニート PP 成形品はペレット同様白色であるのた際にも同様の傾向が見られた。このことから，CeF/PP

に対し，CeF/PP 成形品は黄変した。しかし，CeF/PP 成

成形品の黄変は，熱による CeF の変色が原因と考えられ形品は一様に黄変せず，一部白色部が点在しており，こる。なお，セルロースは無彩色だが，加熱により変性しの白色部は射出速度が速いほど少ない傾向があった。さ

共役二重結合が生成すると変色することが報告されてらに v=100 mm/s の成形品において，白色部は，平行部

いる 2)。また，CeF を加熱すると CeF の表面は黄変するからタブに樹脂が流れる部分と，流動末端に見られる傾が，内部は元の色（白色）に近いことから，内部は空気向があった（図１(d)）。この 2 点について，以下詳細

により断熱され，変色しにくいと考えられる。

に調査した。

３．２．２

３．２．１

CeF/PP 成形品の黄変CeF/PP 成形品の白色部

CeF/PP2 成形品（シリンダー温度 180℃，v=10 mm/s）

図２にシリンダー温度 180，195℃，v=10，100 mm/s で表面の SEM 像を図４に示す。白色部は配向していない繊成形した CeF/PP 成形品の分光反射率を示す。なお，目維が多数見られることから，CeF 凝集物と考えられる。

視に近い評価をするため，測定は SCE 方式で行った。シ

なお CeF 凝集物は空気を含むため，成形時の熱で変色しリンダー温度が高いほど，a * 値（値が正に大きいほど赤にくく，白く見えていると考えられる。また図は示して色が強い）及び b *値（値が正に大きいほど黄色が強い）いないが CeF/PP ペレットを 180℃，195℃で圧縮成形しは上昇する傾向があり，成形品がより黄褐色化しているて得られた板には，同様の白色部（CeF 凝集物）は見らことが分かった。また CeF/PP3 と CeF/PP4 は射出速度がれなかった。このことから，射出成形の計量時（スクリ*

速いほど明暗を示す L 値が低下しており，暗色化していュー回転時）に CeF が凝集したと推測される。また，射ることが分かった。これは射出速度が速いほど，CeF/PP

出速度が速いと，白色部分が少なくなったことから，せにかかるせん断熱が大きくなったためと考えられる。

ん断力によって CeF が再分散したと推察される。なお，

CeF/PP の黄変原因を探るため，CeF/PP4 ペレット，CeF，

今回検討した射出成形条件において，PP は溶融するが，ニート PP4 ペレット，相溶化剤 4 mg をそれぞれ示差熱

CeF は溶融しないため流動性がなく，CeF/PP ペレットを分析装置（(株)日立ハイテクサイエンス製 TG/DTA7200）

射出成形すると，CeF は PP の流れに乗って，金型内に充を用いて乾燥空気雰囲気中 195℃，30 min 加熱した（温填される。CeF/PP は射出速度が遅いと，ショートショッ

度プログラム：初期温度 35℃，到達温度 195℃，30 min

トとなり成形できなかったことから（表２），CeF は PP保持（昇温速度 100℃/min））。その結果，CeF/PP4 ペレの流れがある速度以上でないと，流れに乗れないと考え- 31 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

L*

82
80
78
76
74
72
70
68
66
0 180℃
1 180℃
2 195℃
3 195℃4
v=10 v=100 v=10 v=100

0 180℃
1 180℃
2 195℃
3 195℃4
v=10 v=100 v=10 v=100

0 180℃
1 180℃
2 195℃
3 195℃4
v=10 v=100 v=10 v=100

図２0 180℃
1 180℃
2 195℃
3 195℃4
v=10 v=100 v=10 v=10050 180℃
1 180℃
2 195℃
3 195℃4
v=10 v=100 v=10 v=10050 180℃
1 180℃
2 195℃
3 195℃4
v=10 v=100 v=10 v=10050 180℃
1 180℃
2 195℃
3 195℃4
v=10 v=100 v=10 v=100

5

32
30
28
26
24
22
20
18
16

5

8
7
6
5
4
3
2
1
0

5

32
30
28
26
24
22
20
18
16

5

8
7
6
5
4
3
2
1
0

5

82
80
78
76
74
72
70
68
66

b*

0 180℃
1 180℃
2 195℃
3 195℃4
v=10 v=100 v=10 v=100

a*

L*

CeF/
PP4

5

a*

L*

CeF/
PP3

8
7
6
5
4
3
2
1
0

b*

0 180℃
1 180℃
2 195℃
3 195℃4
v=10 v=100 v=10 v=100

b*

b*

82
80
78
76
74
72
70
68
66

a*

L*

CeF/
PP2

a*

32
30
28
26
24
22
20
18
16

CeF/PP 成形品の分光反射率（SCE）られる。v=100 mm/s において，CeF 凝集物が，平行部からタブに樹脂が流れた部分と流動末端に見られるのは（図１(d)），これらの部分で PP の流れが相対的に遅くなり，流れに乗れなくなった CeF が詰まりやすくなるためと考えられる。
３．３

高濃度 CeF 複合樹脂成形品の物性評価

ニート PP ペレットと CeF/PP ペレット（PP2，PP3，
PP4）をそれぞれシリンダー温度 180，195℃，v=10，100mm/s で射出成形して得られた成形品の引張強さ，引張弾
図３

加熱前後の CeF/PP4 ペレットとその原料

性率，曲げ強さ，曲げ弾性率を測定した。なおニート PP(A)未加熱，(B)195℃，30 min 加熱（乾燥ペレットと CeF/PP ペレットでは，最適な保圧は異なる空気），(a)CeF/PP4 ペレット，(b)CeF，と 考 え ら れ る が ， 今 回 は 比 較 の た め ， ニ ー ト PP2 と(c)ニート PP4 ペレット，(d)相溶化剤

CeF/PP2，ニート PP3 と CeF/PP3，ニート PP4 と CeF/PP4はそれぞれ同じ条件で成形している。

図４

CeF/PP2 成形品（シリンダー温度 180℃，v=10 mm/s）表面の SEM 像- 32 -

7.0

40.0

44.8 5.7 6.0

44.6 5.7

5.0
31.1

31.0

4.0

30.0

3.0

20.0

2.0

1.5

1.5

10.0

曲げ強さ [MPa]引張強さ [MPa]50.0引張弾性率 [GPa]

60.0

1.0

0.0

0.0

90.0
80.0
70.0
60.0
50.0
40.0
30.0
20.0
10.0
0.0

研究報告

No.20 (2023)

7.0

79.0
68.4

5.8 6.0
5.0

5.6
45.4

44.1

4.0
3.0
2.0

1.6

1.5

曲げ弾性率 [GPa]栃木県産業技術センター

1.0
0.0

ニートPP2 CeF/PP2 ニートPP2 CeF/PP2
v=10
v=100
v=10
v=100

ニートPP2 CeF/PP2 ニートPP2 CeF/PP2
v=10
v=100
v=10
v=100

(a) シリンダー温度 180℃

43.3 5.4

40.0
30.0

43.0 5.6
30.2

30.0

5.0
4.0
3.0

20.0
10.0

6.0

1.5

1.4

0.0

2.0

曲げ強さ [MPa]引張強さ [MPa]

50.0

1.0
0.0

90.0
80.0
70.0
60.0
50.0
40.0
30.0
20.0
10.0
0.0

70.4

76.2
5.6

7.0
5.8 6.0
5.0
4.0

43.9

42.8

3.0
1.5

1.5

2.0

曲げ弾性率 [GPa]7.0引張弾性率 [GPa]

60.0

1.0
0.0

ニートPP2 CeF/PP2 ニートPP2 CeF/PP2
v=10
v=100
v=10
v=100

ニートPP2 CeF/PP2 ニートPP2 CeF/PP2
v=10
v=100
v=10
v=100

(b) シリンダー温度 195℃
図５
３．３．１

CeF/PP2 成形品の引張強さ，引張弾性率，曲げ強さ，曲げ弾性率

CeF/PP2 成形品の物性評価

成形した時と変わらなかった。このことから，シリンダ

シリンダー温度 180℃で成形したニート PP2，CeF/PP2

ー温度が低い時に CeF/PP2 の引張強さが高いのは，CeF

成形品の引張試験，曲げ試験結果を図５(a)に，シリンの配向が原因ではないと考えられる。また，180℃，v=100

ダー温度 195℃で成形した成形品の結果を図５(b)に示

mm/s で成形した CeF/PP2 の曲げ強さは，195℃，v=100

す。シリンダー温度 180℃で成形した CeF/PP2 の引張強mm/s で成形したものよりも高い。しかし，180℃，v=100

さは，射出速度を変えても変わらなかった。一方，180℃，

mm/s で成形した CeF/PP2 の曲げ強さは，同条件で成形

v=100 mm/s で成形した CeF/PP2 の曲げ強さは，v=10 mm/s

したニート PP2 の 1.7 倍であり，195℃，v=100 mm/s でで成形したものよりも高かった。また 180℃，v=100 mm/s

成形した時と変わらなかった。なお，今回検討したすべで成形した CeF/PP2 の曲げ強さは，同条件で成形したニての条件において，CeF/PP2 の引張強さ，引張弾性率，ート PP2 の曲げ強さの平均値の 1.71～1.78 倍であり，曲げ強さ，曲げ弾性率はニート PP2 より高くなった。

v=10 mm/s の 1.47～1.63 倍より高かった。これは，180℃，

３．３．２

v=100 mm/s で成形した CeF/PP2 は，v=10 mm/s と比較しCeF/PP3 成形品の物性評価

シリンダー温度 180℃で成形したニート PP3，CeF/PP3て，表面の CeF が配向しているためと推察される。

成形品の引張試験，曲げ試験結果を図６(a)に，シリン

シリンダー温度 195℃で成形した CeF/PP2 の引張強さ

ダー温度 195℃で成形した成形品の結果を図６(b)に示は，180℃の時と同様，射出速度を変えても変わらなかす 。 シ リ ン ダ ー 温 度 180 ℃ ， v=100 mm/s で 成 形 し たった。また 180℃の時と同様，195℃，v=100 mm/s で成CeF/PP3 の引張強さは，v=10 mm/s で成形したものより形した CeF/PP2 の曲げ強さは，v=10 mm/s で成形したもも高かった。また，180℃，v=100 mm/s で成形した CeF/PP3のよりも高かった。

の引張強さは，同条件で成形したニート PP3 の 1.97～

シ リ ン ダ ー 温 度 の 違 い に 着 目 す る と ， 180 ℃ ， v=102.03 倍であり，v=10 mm/s の 1.87～1.93 倍より高かっ

mm/s で成形した CeF/PP2 の引張強さは，195℃，v=10 mm/s

た。これは，180℃，v=100 mm/s で成形した CeF/PP3 は，で成形したものよりも高く，v=100 mm/s で成形したもの

v=10 mm/s と比較して，CeF が配向しているためと推察

についても同様であった。しかし，180℃，v=10 mm/s，される。また 180℃，v=100 mm/s で成形した CeF/PP3 の100 mm/s で成形した CeF/PP2 の引張強さは，それぞれ

曲げ強さは，v=10 mm/s で成形したものよりも高かった。

同条件で成形したニート PP2 の 1.4 倍であり，195℃で

しかし 180℃，v=100 mm/s で成形した CeF/PP3 の曲げ強

- 33 -

研究報告

No.20 (2023)

60.0

7.0
5.2

40.0
30.0

6.0
5.0 5.0
4.0

23.7

23.5

3.0

20.0

2.0
1.3

1.3

10.0

曲げ強さ [MPa]45.0引張弾性率 [GPa]引張強さ [MPa]

50.0

46.9

1.0

0.0

0.0

90.0
80.0
70.0
60.0
50.0
40.0
30.0
20.0
10.0
0.0

7.0

80.0

77.1

6.0
5.2 5.0

5.1

4.0
36.7

35.8

3.0
2.0
1.4

1.4

曲げ弾性率 [GPa]栃木県産業技術センター

1.0
0.0

ニートPP3 CeF/PP3 ニートPP3 CeF/PP3
v=10
v=100
v=10
v=100

ニートPP3 CeF/PP3 ニートPP3 CeF/PP3
v=10
v=100
v=10
v=100

(a) シリンダー温度 180℃
7.0
6.0

4.0
23.9

23.7

3.0

20.0
10.0

2.0
1.4

1.4

0.0

曲げ強さ [MPa]5.0 5.0

引張弾性率 [GPa]引張強さ [MPa]

5.2

40.0
30.0

46.6

45.3

50.0

1.0
0.0

90.0
80.0
70.0
60.0
50.0
40.0
30.0
20.0
10.0
0.0

7.0

76.2

74.9

6.0
5.0 5.0

5.0

4.0

37.2

36.5

3.0
2.0

1.4

1.4

曲げ弾性率 [GPa]

60.0

1.0
0.0

ニートPP3 CeF/PP3 ニートPP3 CeF/PP3
v=10
v=100
v=10
v=100

ニートPP3 CeF/PP3 ニートPP3 CeF/PP3
v=10
v=100
v=10
v=100

(b) シリンダー温度 195℃
図６

CeF/PP3 成形品の引張強さ，引張弾性率，曲げ強さ，曲げ弾性率

さは，同条件で成形したニート PP3 の 2.2 倍であり，成形品の引張試験，曲げ試験結果を図７(a)に，シリンv=10 mm/s で成形した時と変わらなかった。以上のこと

ダー温度 195℃で成形した成形品の結果を図７(b)に示から，180℃，v=100 mm/s で成形した CeF/PP3 は，v=10

す。シリンダー温度 180℃で成形した CeF/PP4 の引張強mm/s と比較して，CeF が配向しているものの，表面の CeF

さは，射出速度を変えても変わらなかった。一方，180℃，の配向については v=100 mm/s 成形品と v=10 mm/s 成形

v=100 mm/s で成形した CeF/PP4 の曲げ強さは，v=10 mm/s

品で大差ないと考えられる。

で成形したものよりも高かった。また v=100 mm/s で成シリンダー温度 195℃，v=100 mm/s で成形した CeF/PP3形した CeF/PP4 の曲げ強さは，同条件で成形したニートの引張強さは，180℃の時と同様，v=10 mm/s で成形した

PP4 の 2.42～2.43 倍であり，v=10 mm/s の 2.28～2.34

ものよりも高かった。一方，195℃で成形した CeF/PP3 の倍より高かった。これは，180℃，v=100 mm/s で成形し曲げ強さは，射出速度を変えても変わらなかった。

た CeF/PP4 は，v=10 mm/s と比較して，表面の CeF が配シリンダー温度の違いに着目すると，CeF/PP3 の引張向しているためと推察される。

強さは温度を変えても変わらなかった。一方，180℃，

シリンダー温度 195℃，v=100 mm/s で成形した CeF/PP4

v=10 mm/s で成形した CeF/PP3 の曲げ強さは，195℃，の引張強さ，曲げ強さは，v=10 mm/s で成形したものよ

v=10 mm/s で成形したものよりも高く，v=100 mm/s で成り も 高 か っ た 。 ま た 195 ℃ ， v=100 mm/s で 成 形 し た

形したものについても同様であった。また，180℃，v=10

CeF/PP4 の曲げ強さは，同条件で成形したニート PP4 のmm/s，100 mm/s で成形した CeF/PP3 の曲げ強さは，それ2.44～2.45 倍であり，v=10 mm/s の 2.22～2.35 倍よりぞれ同条件で成形したニート PP3 の 2.13～2.20 倍であ高かった。このことから，180℃の時と同様，195℃，v=100

り，195℃の 2.00～2.11 倍より高かった。このことから，

mm/s で成形した CeF/PP4 は，v=10 mm/s と比較して，表180℃で成形した CeF/PP3 は，195℃と比較して，表面の面の CeF が配向していると考えられる。

CeF が配向していると推察される。なお，今回検討した

なお，CeF/PP4 の引張強さ，曲げ強さは，シリンダー

すべての条件において，CeF/PP3 の引張強さ，引張弾性

温度を変えても変わらなかった。また PP2，PP3 と同様，

率，曲げ強さ，曲げ弾性率はニート PP3 より高くなった。

今回検討したすべての条件において，CeF/PP4 の引張強３．３．３

さ，引張弾性率，曲げ強さ，曲げ弾性率はニート PP4 よCeF/PP4 成形品の物性評価

シリンダー温度 180℃で成形したニート PP4，CeF/PP4

り高くなった。

- 34 -

栃木県産業技術センター

7.0

4.0

30.0

21.8

3.0

19.1

20.0

2.0
1.2

10.0

1.1

曲げ強さ [MPa]5.0 5.0

4.8

40.0

6.0

引張弾性率 [GPa]

46.9

50.0

引張強さ [MPa]

48.0

1.0

0.0

0.0

90.0
80.0
70.0
60.0
50.0
40.0
30.0
20.0
10.0
0.0

No.20 (2023)

7.0

79.6

76.9

6.0
5.1 5.0

5.0

4.0
33.1

32.8

3.0
2.0

1.2

1.2

曲げ弾性率 [GPa]

60.0

研究報告

1.0
0.0

ニートPP4 CeF/PP4 ニートPP4 CeF/PP4
v=10
v=100
v=10
v=100

ニートPP4 CeF/PP4 ニートPP4 CeF/PP4
v=10
v=100
v=10
v=100

(a) シリンダー温度 180℃
7.0

4.0

30.0

21.2

19.5

20.0

3.0
2.0

1.2

10.0

1.2

曲げ強さ [MPa]5.0 5.0

4.9

40.0

6.0

引張弾性率 [GPa]

47.3

50.0

引張強さ [MPa]

48.2

1.0

0.0

0.0

90.0
80.0
70.0
60.0
50.0
40.0
30.0
20.0
10.0
0.0

ニートPP4 CeF/PP4 ニートPP4 CeF/PP4
v=10
v=100
v=10
v=100

7.0

79.6

76.2

6.0
5.2 5.0

5.0

4.0
33.0

32.6

3.0
2.0

1.2

1.2

曲げ弾性率 [GPa]

60.0

1.0
0.0

ニートPP4 CeF/PP4 ニートPP4 CeF/PP4
v=10
v=100
v=10
v=100

(b) シリンダー温度 195℃
図７

CeF/PP4 成形品の引張強さ，引張弾性率，曲げ強さ，曲げ弾性率以上のことから，PP2，PP3，PP4 のいずれにおいても，

60

射出速度が速いほど，またシリンダー温度が低いほど，

50

(a)

CeF/PP の引張強さ，曲げ強さは高くなる傾向があるとい(c)

応力 [MPa]

40

える。

(b)

30

ここで CeF/PP2 成形品と CeF/PP4 成形品（引張強さ：

20

CeF/PP2＜CeF/PP4）の引張挙動を比較するため，シリン

(d)

10

ダー温度 195℃，v=100 mm/s で成形したニート PP2，
CeF/PP2，ニート PP4，CeF/PP4 成形品の代表的な応力－

0
0

5

10

15

20

ひずみ曲線を図８に示す。CeF/PP2 成形品は，ニート PP2ストローク [%]

図８

成形品と比べて著しく伸びが低下しており，また降伏せニート PP，CeF/PP 成形品（シリンダー温度ずに破断している。一方，CeF/PP4 成形品は降伏後に破195℃，v=100 mm/s）の応力－ひずみ曲線

断しており，また CeF/PP2 成形品よりも伸びていること(a)CeF/PP2（b）ニート PP2，(c)CeF/PP4，が分かる。前述と同条件で成形した CeF/PP2 成形品の引(d)ニート PP4

図９

張破断面の SEM 像を図９(a)に，CeF/PP4 成形品の引張CeF/PP 成形品（シリンダー温度 195℃，v=100 mm/s）の引張破断面の SEM 像(a)CeF/PP2，(b)，（c）CeF/PP4- 35 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

破断面の SEM 像を図９(b)，(c)に示す。CeF/PP2 成形品

ー温度が高くなると黄褐色化した。また，CeF/PP 成と CeF/PP4 成形品のいずれにおいても，引張破断面には

形品には CeF 凝集物とみられる白色部が点在してCeF が抜けてできたとみられる孔（図９(a)，(b)の矢印

おり，この白色部は射出速度が速いほど少なかっ部）が観察された。また抜けた CeF の一部に PP が付着た。

している様子が見られ（図９(c)），特に CeF/PP4 成形（2）CeF/PP 成形品（PP2，PP3，PP4）の引張強さ，曲げ品で多く見られた。さらに，CeF/PP4 成形品の引張破断

強さ，弾性率は，同条件で成形したニート PP より

面には，直径 1 µm 程度の孔が多数見られた。図は示しも高かった。

ていないが，同様の孔はニート PP4 成形品の引張破断面（3）CeF/PP 成形品（PP2，PP3，PP4）の引張強さ，曲げにも見られ，また PP4 はエチレンを 6 wt%含むことから，強さは，成形時の射出速度が速く（v=100 mm/s），

この孔は PP4 に海島構造のように含まれるポリエチレ

シリンダー温度が低い（180℃）ほうが，高い傾向

ン（PE）相（島構造）が PP 相（海構造）とともに引き伸があった。

ばされ，抜けてできたものと考えられる（PP2 のエチレ

（4）CeF による PP の補強効果は，PP4 が最も高く，シン含有率は 0 wt%）。以上のことから，成形品を引っ張

リ ン ダ ー 温 度 180 ℃ ， v=100 mm/s で 成 形 し た

ると，CeF/PP2 では CeF の引き抜けが瞬間的に起こるの

CeF/PP4 の引張強さは同条件で成形したニート PP4に対し，CeF/PP4 では PE が粘り，CeF の引き抜けが段階の 2.5 倍，曲げ強さは 2.4 倍であった。

的に起こると考えられる。なお，図は示していないが，CeF/PP4 同様，CeF/PP3 は降伏後に破断しており（伸び謝辞（引張破断呼びひずみ）：CeF/PP2＜CeF/PP3≦CeF/PP4），

本事業で用いた測定機の一部は公益財団法人 JKA のまたその引張破断面には CeF が抜けてできたとみられ補助事業によるものであり，競輪マークを記して謝意る孔と直径 1 µm 程度の孔が観察された。

を表する。

４

おわりに

参考文献

委託者である日本コークス工業(株)がロール機を用

1) 河本春雄： "木材学会誌 "，61（1），1-24，（2015）

いて作製した 4 種類の 50 wt% CeF/PP ペレット（以下2) 哈斯，井上晴洋，木村照夫："繊維学会誌"，70（5），CeF/PP ペレット）（PP1，PP2，PP3，PP4）について，MFR

89-95，（2014）

を測定した。MFR が 0.6 以上の CeF/PP2，CeF/PP3，CeF/PP4と各ニート PP について射出成形を行い，外観，物性を評価し，次の知見を得た。

本研究は，公益財団法人 JKA 補（1）CeF/PP 成形品（PP2，PP3，PP4）は，射出速度が遅助事業により整備した機器をいとショートショットとなり，成形できなかった。
CeF/PP 成形品は全体的に黄変しており，シリンダ- 36 -

活用して実施しました。

Ⅳ 重点研究
Selected Research空白栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

重点研究製造業における MR（複合現実）の有効性検証アプリケーションの開発
松本

健司＊

島田

智＊

Development of MixedReality Effectiveness Verification Application in Manufacturing
Matsumoto Kenji and SHIMADA Satoshi
5 軸マシニングセンタによる切削加工作業を対象に，作業工程指示や作業記録等の機能を持った MR アプリ
ケーションを開発した。作業工程指示では，着用者の手による直感的な操作や空間情報，設計時の３D モデ
ル活用など MR の特徴を活かした機能を開発し，経験の浅い作業者でも一連の作業が完了できることを確認した。作業記録では，作業者視点の記録や進捗管理の機能を開発し，作業改善に有用と考えられるデータを取得することが出来た。
Key words: XR，DX，作業支援，スマートグラス, ウェアラブルデバイス

１ はじめに機能，アイトラッキング機能，空間マッピング機能を有DX（デジタルトランスフォーメーション）推進に活用

し，広い視野角が確認されている。デジタルコンテンツできるデバイスとしてスマートグラスが注目されてお（以下，ホログラム）を空間上に配置し，直感的なユー

り，それに関連して MR（複合現実）機能を有する MR グ

ザインタフェイスを構成できる。配置されたホログラム

ラス端末が多くの分野で導入を検討されている。MR とははハンドトラッキング機能により，自然な感覚で触る，

現実とデジタルデータが混ざり合った領域を指す概念

掴む，動かすことが可能である（図３）。

である 1)。MR 活用により，DX 推進の選択肢が増え，製造業の抱える各種課題の解決が期待されている。しかし，MR は新しい技術分野であるため対応デバイスの流通が少なく，人材も不足しているため，特に中小企業では有益性の判断が難しい。
当センターでは令和 3 年度にスマートグラスを活用した作業支援に関する研究 2)を実施しているが，現場利用においては操作性に課題を感じており，より直感的な操図１

HoloLens2

作が可能な技術の必要性を感じている。
そこで本研究では，製造業の機械加工業務を想定した
MR グラスのアプリケーションの開発に取り組む。アプリ
ケーション開発に取り組むことで，MR 対応デバイスに標準で準備されているアプリケーション等の紹介のみならず，各企業課題解決に向け，活用シーンに合わせた支援も可能になると考える。
２ 研究の方法
２.１ 使用機器（MR デバイス）
本研究では，Microsoft 製 HoloLens2 3)（図１，図２）を使用した。当機種はヘッドマウントディスプレー型であり，ディスプレイ越しに視界が確保されるシースルー

図２タイプである。音声コマンド認識，ハンドトラッキング＊

栃木県産業技術センター

機械電子技術部- 37 -

HoloLense2 着用時

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

図６
図３

着用者視点イメージ

想定作業向けアプリ開発概要

２.２.２ 設計
ホログラムによる作業指示及び作業時のデータ記録

２.２ 開発内容の機能を有するアプリケーションを設計した（図７）。

２.２.１ 想定対象

開発ツールには，Microsoft 社が主導するオープンソ

本研究では，5 軸マシニングセンタ（図４）による部

ースプロジェクトである MRTK3 4)（図８）を用いた。MRTK3

品加工での利用を想定した。また，アプリケーション

では空間操作機能やユーザインタフェイス構成部品が開発に専念するため，既に手順及び加工関連のデータ提供されており，適切に利用することで MR アプリケーが確立している部品の加工（図５）をテストに用いてションを構築することができる。なお，本開発ツール開発を進めた。

は本研究の実施年度においてパブリックプレビュー版

本研究の開発アプリケーションは，従来，紙で出力しのみ提供されている。

ていた作業指示をホログラムに置き換えることを主目的とし，併せて作業記録の機能も有する（図６）。

図７

図４

DMG 森精機

アプリケーション設計概要

DMF180

図８
図５

加工概要

MRTK3

３ 結果及び考察
３.１ ホログラムによる作業指示
３.１.１

事前準備が必要なデータ

本アプリケーションでは，作業指示に関して，最低でも 2 種類のデータを必要と定めた。ひとつは作業者に- 38 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

割り振られた作業（オーダー）情報が記載されている CSV

3D モデルは中間ファイルから GLB 形式ファイルに変換

ファイル，もうひとつは作業指示内容（マニュアル）をしている。本研究では，オープンソースソフトウェアの構造化した JSON ファイルである。

Blender 5)を用いて，3D モデルを変換した。

CSV ファイルには，グラス着用者が現在取り組むべき

治具，加工対象ワーク，加工エリア，工具突入位置な作業を列挙する（表１）。JSON ファイルには，作業毎にどを 3D モデルで視覚化することにより，効率よく干渉

事前に定めた作業指示事項を記載する（表２）。

チェックや工具軌跡確認を実施できることが確認でき

本アプリケーションは，これらのファイルより取得した。

た情報を基に，作業指示ホログラムを構築する。
表１

オーダーCSV ファイル詳細

ヘッダ

ID

NAME

Manual

詳細

管理番号

作業名

参照先フォルダパス

表２
大項目

マニュアル JSON ファイル詳細
中項目

小項目

詳細

Name

マニュアル名Pdf

PDFファイル情報

Complete

加工完了

Data[ ]

Title

作業概要

Landmark

表示空間情報

Text

作業説明

Image

説明用画像情報Video

説明用動画情報Obj

３Dモデル情報図 10

3D モデルの活用

３.１.４ 移動を伴う作業のナビゲーション
各作業に作業エリアを設定することができ，事前に登録した座標情報を基にナビゲーションが表示される（図11）。ナビゲーションには，矢印アニメーションを作成
し，使用した。座標情報は実空間上で作成する。本アプ
リケーションでは座標登録機能も実装した（図 12）。

RequestConfirm

Photo

撮影記録指示CheckList[ ]チェックリスト３.１.２ ユーザインタフェイス
ホログラムは，ウィンドウなどのインタフェイス構成
部品を用いて表現され，現実空間上に重ねて表示される。HoloLens2 は着用者の手などの認識が可能なため，空間上のボタンを指で押すなど，直感的な操作が可能である。本アプリケーションは，表示内容に応じてレイア
ウトを自動調整し，空間上に表示する（図９）。

図９

図 11

作業指示ホログラム表示

作業エリアへのナビゲーション

図 12３.１.３ 設計時の 3D モデル活用
HoloLens2 では，設計ソフトから出力した 3D モデルをホログラムとして表示することも出来る（図 10）。なお，- 39 -

座標登録機能栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

３.２ アプリケーションによる作業記録

加工段取り比較

３.２.１ 記録されるデータ
本アプリケーションでは，大きく分けて 2 種類のデー
タを保存する。ひとつは作業毎に作成される作業記録デ

加工未経験者ータ，もうひとつは作業日毎に作成されるアプリケーシ
ョン動作状況のログデータである。
加工経験者

作業記録データには，マニュアル JSON ファイル詳細（表 2）に完了フラグを追加した JSON ファイル及び作業

0:00:00時に撮影した画像データが含まれる。
３.２.２ 作業者視点写真による記録
マニュアル JSON ファイルは作成時に，作業毎に撮影

0:07:12

0:14:24

0:21:36

0:28:48

0:36:00

ワーク確認

加工目標確認

加工機内確認

ワーク固定

記録

プローブ装着原点位置確認

傾き補正

XY原点設定Z原点設定

プローブ返却を求めるよう設定することができる。撮影を求める設定をした作業については，撮影を行わないと次の作業に進

図 14

ログデータを基にした作業時間比較

めないようになっている（図 13）。撮影では，着用者視点画像が保存され，保存された画像データは即時手元で４ おわりに確認できる。本研究においては，加工品の取付け状況や，開発したアプリケーションを利用し，作業未経験者で加工終了後の加工品確認などで撮影を要する設定とし，も問題なく加工を実施することができた。また，作業ロ

記録画像を基に作業が適切に実施されたか確認するこ

グを残すことで，報告書作成の自動化の他，作業指示がとができた。

適切であったか，作業者のスキルは十分であったか等の指標になり得るデータを得ることができ，作業改善につなげられることが確認できた。
今後は，開発したアプリケーションの改良を行いながら，県内企業へ利用事例として情報発信していき，利活用に関する相談に活用していく。
参考文献
1) Milgram.P. and Fumio.K," A Taxonomy of Mixed Reality Visual Displayes"，
図 13

撮影を要する作業時の着用者視点

IEICE Trans. Inf. & Sys., D 77 (12), 1321-1329,

３.２.３ 時系列ログデータ

1994

作業日毎に作成されるログには，作業毎の開始・終了

2) 松本 健司: "スマートグラスを用いた作業支援検証

時刻，作業工程進捗，システムメッセージなどが記録さに関する研究 "，栃木県産業技術センター研究報告,れる（表３）。本ログデータを解析することで，着用者

pp.57-61,(2022)
3) "HoloLens2 ", https://www.microsoft.com/ja-jp/の作業状況を知ることができる。
本アプリケーションを使用し，加工経験がある職員とhololens

経験がない職員のそれぞれが同じ段取り作業を実施し4) "MRTK3 ",https://learn.microsoft.com/ja-jp/win

た。ログデータは CSV 形式であるため，容易にグラフに

dows/mixed-reality/mrtk-unity/mrtk3-overview/
5) "Blender", https://www.blender.org/

することが出来る（図 14）。
表３

日別ログデータ詳細

項目名

time

type

order

manual

step

info

詳細

時刻情報

ログの種類

作業名

使用ﾏﾆｭｱﾙ進捗

ログ詳細- 40 -

Ⅴ 経常研究
Ordinary Research空白栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

固定砥粒加工における目づまり抑制技術の開発
小池宏侑*

近藤 弘康*

山下 健介*Development of Technology to Prevent Loadingin Fixed Abrasive Machining Process
KOIKE Hiroyuki, KONDO Hiroyasu and YAMASHITA Kensuke
近年，ファインバブル（以下，FB）を用いた研削加工が注目されており，ステンレスの研削加工においてFB が目づまり抑制に寄与することが報告されている。そこで本研究では，光学レンズ加工における目づまり抑制を目的とし，FB を含有させた研削液を用いて平面研磨加工を行い，FB が目づまりに及ぼす影響の検討を行った。その結果，吸気量 3L/min の FB 研削液には目づまりを抑制する効果がある可能性があることがわかった。
Key words: 光学レンズ加工，ファインバブル，目づまり，平面研磨加工，吸気量

１

はじめに

と考えられる。加えて，ステンレスの研削加工において光学ガラスレンズの加工は，粗加工・粗研磨・精研磨・は，FB が砥石の目づまり抑制に寄与することも報告され仕上げ研磨といった工程を経て，段階的に高い形状精度ている 4)。ノズルタイプの FB 発生装置であれば比較的と表面粗さを達成していく 1)2)。このうち，最終の仕上

安価に手に入り，加工機への設置も容易なことから，中げ研磨では，遊離砥粒として酸化セリウムを使用する研

小企業への普及しやすいものと考えられる。

磨加工が施される。酸化セリウムによる研磨加工は，機そこで本研究では，固定砥粒を用いたガラスレンズ加

械的除去だけでなく化学的スムージング効果も相乗的工における目づまり抑制技術の開発に向けて，FB が目づに作用することにより，極めて高品位かつ平坦な面が得

まりに及ぼす影響の検討を行ったので報告する。

られる。しかし，加工レートが低く，また非常に多段なプロセスを要することからタクトタイムの短縮化が課２

題となっている。酸化セリウム工程の短縮には，粗研磨・

２．１

研究の方法

FB 生成方法

仕上げ研磨工程でより高番手（微細砥粒）の“砥石”と図１に示す装置を用い研削液に FB を発生させて FB を呼ばれる固定砥粒工具を用いる必要があるが，高番手の含有した研削液（以下，FB 研削液）を作製した。研削液

砥石を用いた場合には，切りくずが工具に凝着・堆積すは水道水にて 50 倍希釈した弱導電性研削液（東洋工学

る「目づまり」が生じやすく，切れ味の復活のためには㈱，CG-7）（以下，通常研削液）を用いた。本研究で用加工を中断して「目立て」を行う必要があり，連続的ないた FB 発生器（大生工業㈱，TH-03）は，吸気量の調整加工ができず自動化の妨げとなっている。
レーザやウォータージェットを用いることで，目づまりをインプロセスで除去する研究も進められているが，コスト及び利便性の観点から実用化が困難と考えられる。一方で，これまでにガラスレンズ加工に電極レス
ELID 研削を援用することで，砥石の目づまりが抑制され，除去効率が向上することが明らかにされている 3)。
電極レス ELID 研削では，電気分解した研削液を加工点に供給することで電気化学的な作用により砥石のドレッシングを行うものであるが，電気分解により発生した
微細な気泡（FB：Fine bubble）も効果的に作用している*

栃木県産業技術センター

図１

機械電子技術部- 41 -

FB 循環装置の構成

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)が可能であり，図１中の吸気部の先端にフローメータをいた加工後の研磨盤作業面を示す。研磨盤作業面の白い設置し，その間に吸気量を調整するための絞りを設ける

点線で囲まれた領域に，切りくず（白い付着物）が残留ことで，大気の吸気量の調整を行った。

しており，目づまりが発生していた。

２．２

平面研磨試験

加工実験後の研磨盤のペレット（A～E，図３参照）の供試材として，光学ガラスレンズに広く利用されてい中央部観察画像を図４に示す。

る BK-7（φ38.1mm）を用いた。これを図２に示す平面研磨機（Buehler Ltd.，ECOMET3）の専用ホルダーに 3 個取り付け，研磨盤に研削液を供給しながら平面研磨を行った。この研磨機は，ワークホルダおよび研磨盤がそれぞれ回転し，一定荷重で被加工物を研磨盤に押し付けて加工を行うものである。ペレットはメタルレジンボンド
ダイヤモンドペレット＃1200 を用いた。研磨条件を表１のとおりとし，加工後のペレットの目づまり状況をデジ
タル顕微鏡（㈱ハイロックス，KH-8700）により評価を行った。
なお，研削液は，意図的に目づまりを発生させるため，予備実験で使用し，目づまりが発生する程度に切りくずa) 通常研削液が滞留していると思われる研削液を用いて，通常研削
液，吸気量 1L/min の FB 研削液，吸気量 3L/min の FB 研
削液の順で同研削液を用いて加工実験を行った（N=3）。
また，FB 研削液については，120 分間タンク内で FB を生成して作製し，加工中も FB を生成しながら加工を行った。

b) 吸気量 3L/min の FB 研削液
図３

加工実験後の研磨盤作業面

外側のペレット（A～C）において，吸気量 1L/min の FB
研削液は通常研削液に比べてペレットの目づまりの状
図２
表１
使用ペレット況に変化はないが，吸気量 3L/min の FB 研削液は通常研

平面研磨中の様子

削液に比べて目づまりがわずかに減少しているように

平面研磨条件見える。また，内側のペレット（D 及び E）においては，

メタルレジンボンドダイヤモンド

吸気量 3L/min の FB 研削 液は 通常 研 削液 及 び吸 気量

ペレット#1200

研磨盤回転数170 rpm

荷重

201 N

加工時間

60 min

1L/min の FB 研削液に比べて目づまりがほぼ見られなくなった。
そこで，内側のペレットに比べて目づまりが多く見られる外側のペレットにおける目づまりを定量的に評価するため，外側のペレットの画像に対し，フリーウェアの画像処理ソフトウェア ImageJ 5)を用いて，加工実験 3３３．１

結果及び考察回の目づまりの平均面積率を算出した。

FB が目づまりに及ぼす影響

なお，目づまりの平均面積率の算出にあたっては，図図３に通常研削液及び吸気量 3L/min の FB 研削液を用５に示すように 2 値化を行ったのち，元画像においてレ- 42 -

栃木県産業技術センター

図４

研究報告

No.20 (2023)

加工実験後のペレットの中央部観察画像

ンズ収差と思われる歪みが画像の外周に見られたことに含まれる切りくずが増加し，目づまりが多く発生するから，画像（1600×1200pixels）の上下 400pixels，左と考えられる。通常研削液，吸気量 1L/min の FB 研削

右 300pixels ずつトリミングを行った画像を用いた。

液，吸気量 3L/min の FB 研削液の順に加工実験を行った

目づまりの平均面積率を図６に示す。通常研削液に比にもかかわらず，吸気量 3L/min の FB 研削液において，

べて，吸気量 3L/min の FB 研削液の方が目づまりの面積

外側のペレットでは目づまりが通常研削液，吸気量率は減少したが，標準誤差を含めると有意差は見られな

1L/min の FB 研削液に比べて横ばいであり，内側のペレかった。

ットでは減少したことから，吸気量 3L/min の FB 研削液

目づま りは 研削液 中に 含ま れる切 りく ずによ って発には目づまりを抑制する効果がある可能性があると考生することから，加工実験を繰り返すことで，研削液中

えられる。
４

おわりに

本研究では，光学ガラスレンズに対し，FB を含有した研削液を用いた平面研磨試験を行い，以下の知見を得た。
a) 元画像図５（ 1） 外 側 の ペ レ ッ ト に お い て ， 通 常 研 削 液 と 吸 気 量b) ２値化画像

1L/min の FB 研削液を比べると，目づまり状況に

目づまり面積率の算出

差がなかったが，吸気量 3L/min の FB 研削液ではClogging area ratio

6.00%

目づまりがわずかに減少していた。
（ 2） 内 側 の ペ レ ッ ト に お い て ， 通 常 研 削 液 と 吸 気 量5.50%

1L/min の FB 研削液に比べて，吸気量 3L/min の FBを含んだ研削液では目づまりがほぼ見られなくな

5.00%

った。
4.50%

（3）目づまりが多く見られる外側のペレットについて，
画像解析で目づまり面積率を算出した所，有意差

4.00%
Normal

図６

FB 1L/minは見られなかったものの，加工実験を繰り返すこFB 3L/minとで，目づまりが多く発生すると推察されること

外側のペレット（A～C）におけるから，3L/min の FB 研削液には目づまりを抑制す

目づまり面積率る効果を有する可能性がある。

- 43 -

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

4) 稲澤勝史ら： "栃木県産業技術センター研究報告 ",参考文献
1) M.Saeki, et al.: J. Jpn. Soc. Abra. Tech., 41(3),90,(1997)

15,21-24,(2018)5) C.A. Schneider, et al.: NIH Image to ImageJ: 25

2) H.Takino :J. Jpn. Soc. Precis. Eng. 70(5),years of image analysis, Nature Methods, 9,619,(2004)(2012) 671

3) 江面篤志ら： "栃木県産業技術センター研究報告 ",13,1-4,(2016)- 44 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

AE センサを用いた工具摩耗状態の監視
棚原 貴登*

近藤 弘康*

松本 健司*

Monitoring of Tool Wear with Acoustic Emission Sensor
TANAHARA Takato, KONDO Hiroyasu and MATSUMOTO Kenji
金属等の材料が破壊される際に発生する弾性波を検出可能な AE センサを用いて，切削加工における工具
摩耗・欠損等の工具状態を推定することを目的とし，工具摩耗状態及び欠損状態が AE に及ぼす影響を調査し，工具欠損状態推定手法の開発を行った。その結果，取得した AE 波形に対して FFT 解析を用いることで，
AE センサで取得した値と切削力に比例関係があることが分かり，摩耗状態を推定できる可能性を示した。また，欠損の位置及び大きさによって AE 波形が変化することが分かり，開発した工具欠損状態推定手法において，切削動力計では判断できない 30μm 程度の微細な欠損を検知できた。
Key words:

１

工具摩耗，工具欠損，切削力，AE センサ，機械学習

はじめに

回路設計ブロック

近年，航空業界では部品価格の低下に伴う部品製造コ

AE-900S-WB）及び最大 200MS/s まで取得可能なデータロガー（横河計測

DL950）を用いるこ

ストの削減が大きな課題となっている。特に難削材の加とで，数十 kHz～数 MHz の広い範囲で工具摩耗及び工具

工においては，製造コスト全体の中でも工具コストの占欠損が AE に及ぼす影響を調査した。

める割合が大きく，工具コストの削減が重要視されていその結果から，工具切れ刃の微細な変化を検出するこる。また，製品不具合が発生した場合，再製作にかかるとが可能な AE センサ 2)を用いて工具欠損状態を監視す

コストが余分に発生してしまうため，不具合リスクの低る手法を開発したので報告する。

減も加工現場では常に意識されている。
一方，航空機部品の加工現場では加工時間や加工ロッ

２トで工具を管理し，工具交換が行われているため，まだ２．１使用できる工具を早期に交換しているという課題があ

研究の方法

工具摩耗状態が AE に及ぼす影響

図１に示す段取りで，エンドミルを用いて初期摩耗かる。

ら終期摩耗に至るまで切削試験（以下，摩耗試験）を複加えて，製品不具合の 1 つとして，仕上げ工程におい数回行い，切削動力計や刃先画像から得られた工具摩耗て微細な欠損が生じたことに気づかず，加工を継続する状態と AE との関係性を評価した。なお，工具摩耗の進ことで欠損が大きくなり，結果として製品仕上げ面にス

展に伴って切削力が上昇することは一般的に知られてジが残ってしまい，後工程にて手作業による磨きが必要いるため，切削力と AE との相関関係を示すことで工具となるケースがある。

摩耗状態を推定することを目指した。

このため，切削加工現場では工具コストの削減，欠け加工機は 3 軸マシニングセンタ（安田工業 YBM640Vの早期発見を目的として，工具の摩耗・欠損を監視するⅢ）を用いた。また，被削材は 64 チタン（ASTM B348

手法が求められている。

Gr.5）とし，加工工具は工具の振れによって半径方向切

令和 2 年度の研究において，AE センサを用いること

込み深さが変化しないよう，新品の 2 枚刃スクエアエン

で工具が定常摩耗から終期摩耗に移行する様子が確認

ドミル（MOLDINO HES2060）をグラインダで 1 枚刃に刃

できた

1)

が，このとき用いた AE センサ（エヌエフ回路

設計ブロック落としして使用した。

AE-901S）は 70kHz 共振型であったため，

数百 kHz 以上の帯域での反応は十分に確認できていなかった。
そこで本研究では，広帯域型の AE センサ（エヌエフ*

栃木県産業技術センター

機械電子技術部- 45 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

表２ 試験工具の傷の位置と大きさ
刃先先端からの位置
傷の大きさ
工具 No
[mm]
[μm]

図１

摩耗試験段取り表１

工具・切削条件

6mm
スクエアエンドミル
形状（アタリ付き）工具
コーティングなし
母材
超硬2 枚刃→1 枚刃
刃数（グラインダで刃落とし）
切削速度
200mm/min
１刃切込み
0.1mm/tooth
切削条件 軸方向切込み
3.0mm
半径方向切込み
0.1mm
切削油
WET

1

なし

なし

2

1

10

3

1

20

4

1

30

5

2

30

径

図２

試験工具の顕微鏡写真(傷の大きさ)

左から：No.2(10μm)，No.3(20μm)，No.4(30μm)

切削条件は表１のとおりとし，片削りの摩耗試験を刃
先が大きく欠けるまで実施した。
また，切削力と AE のデータ取得方法は，切削動力計（日本キスラー

9265B）に 64 チタン被削材を固定した

治具を取り付け，被削材に広帯域型 AE センサ（エヌエ
フ回路設計ブロック

AE-900S-WB）を設置し，切削動力

図３計と AE センサから得られるデータを切削長 10m 毎に取試験工具の顕微鏡写真(刃先先端からの位置)
左：No.4(1mm)，右：No.5(2mm)得した。なお，AE はサンプルレート 10MS/s でデータ取得を行った。また AE センサは防水対策のためシリコー
ン（信越化学工業
２．２

VL600Q）を用いて，欠損を模した傷を付けた。各工具のKE-45-W）を表面に塗布した。

傷の位置と大きさを表２に示す。また，デジタルマイク

工具欠損状態が AE に及ぼす影響

ロスコープ（ハイロックス

機械加工によって所定の位置を任意の大きさで欠損させた工具を用いた切削試験（以下，欠損試験）を行い，

KH-8700）で撮影した試験工

具の顕微鏡写真を図２，図３に示す。
試験段取り及び切削条件については，２．１の摩耗試

工具欠損状態が AE に及ぼす影響を調査した。

験と同様とし，データ取得用被削材のみを切削して試験試験工具は，摩耗試験と同様の新品 6mm スクエアエン

工具毎の切削力及び AE 波形を取得した。

ドミルをグラインダで 1 枚刃に刃落としした工具を 5 本

次に，工具の傷 の 大 き さ が 加 工 面 に 与 え る 影 響 を 調

用意し，その内 4 本にワイヤ放電加工機（ソディック- 46 -

栃木県産業技術センター

図４

左:測定方向，右:A の方向から見た参考図

図５

研究報告

No.20 (2023)

実証試験段取り想した。

査 す る た め ，非 接 触 輪 郭 形 状 測 定 機（ 三 鷹 光 器 MLP3SP） を 用 い て 試 験 工 具 毎 の 加 工 面 の 状 態 を 観 察 し ，そこで，切削力は主分力のピーク平均値，AE は 12～
16kHz 間の最大振幅値を用いて，切削長毎にプロットし工具傷による加工面のスジ高さを測定した。
な お ，加 工 面 測 定 用 被 削 材 は 64 チ タ ン 材 を 別 に 用たグラフを図７に示す。その結果，AE は切削力と同様に意し，図１の摩耗試験用被削材を取り外したバイス

右肩上がりでグラフが推移し，摩耗の進展とともに上昇

で 固 定 し た 。 欠 損 試 験 後 に 工 具 No.2～ 4 を 用 い て 欠傾向であることが観察できる。

損試験と同条件で加工面測定用被削材に側面切削をまた，再現性を確認するため同一条件の試験を再度行

行 っ た 後 ，加 工 面 を 図 ４ の 測 定 方 向 で ，削 り 始 め ，中った 2 回目の摩耗試験の結果について，切削長に対する心付近，抜け際の 3 か所を測定した。

切削力と AE の変化を図８に示す。AE のスケールが異な

２．３

るものの，図７と同様に切削力との比例関係が確認でき

工具欠損状態推定手法の開発

２．１及び２．２の結果を踏まえ，工具摩耗及び欠損

る。AE のスケールが異なる理由は，被削材の切削量によ状態を監視可能なデータ処理プロセスを検討するととって切削位置と AE センサとの距離が変化するため，距もに，AE センサから取得したデータを入力すれば工具状離の差が AE の値にも影響した可能性等が考えられる。
次に，1 回目と 2 回目の切削力と AE の関係を図９に示

態を自動判定するシステムの開発を行った。
２．４

す。1 回目と 2 回目の試験で切削力と AE の傾きが異な実証試験開発したシステムの実証のため，切削試験中すべてのる結果となったが，どちらも線形性が見られるため，摩加工時のデータを取得する実証試験を行った。なお，実耗状態の推定ができる可能性を示せたと考えられる。

証試験の加工機，被削材材質，工具，切削条件は２．１

なお，3 回目に行った摩耗試験では，1 回目 2 回目とと同様とし，切削動力計は被削材の都合上，日本キスラ

比較して，早い段階で工具に欠損が発生したため，工具ー

摩耗状態の評価としてデータを扱うには適していない

9257B を用いた。AE のサンプルレートについては，と判断し，欠損発生の時点で試験を終了した。

長時間のデータ収集が必要であること，また今後実加工現場への適応を想定し，データ容量が少ない必要がある

以上の結果から，AE センサで取得した値と切削力に比ことを考慮して，これまでの 10MHz から 1MHz に変更し

例関係が確認できたため，AE センサを用いることで工具た。実証試験の段取りを図５に示す。

摩耗状態を推定できる可能性があることが分かった。
一方，今回の結果は同一の加工条件下であっても切削

３
３．１

力に対する AE の傾きが異なる場合があることから，加結果及び考察

工現場への適用のためには更なる検討が必要と考えら

工具摩耗状態が AE に及ぼす影響

３．１．１

れる。

FFT 解析による結果

全部で 3 回行った摩耗試験の中で，1 回目の摩耗試験から得られた AE 波形に FFT 解析を行った結果を図６に示す。切削の進行に伴って 14kHz 付近に波形が見られたため，14kHz 付近の振動が工具摩耗に起因していると予- 47 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)（a)切削長 0m（b) 切削長 50m

図７

切削長に対する切削力と AE の変化(１回目)

図８

切削長に対する切削力と AE の変化(２回目)（c) 切削長 100m（d) 切削長 150m

図９

３．１．２

切削力と AE の関係

機械学習による結果

今年度は切削試験に使用できる工具に限りがあり，機（e) 切削長 200m

械学習に十分なデータが揃わなかったため，今年度の条件に近い令和 2 年度の研究 1) の 4 回分の摩耗試験データから，3 回分を学習用データ，1 回分をテストデータとして使用し，工具摩耗状態と AE の関係を調査した。
なお，調査に用いた 4 回の摩耗試験はすべて同様の試
験条件で行っており，試験工具は超硬母材のノンコーテ
ィング 2 枚刃 φ6 mm のスクエアエンドミル（不二越
2CE6）を表１の試験工具と同様にグラインダで 1 枚刃に
図６

刃落としして使用した。また，AE センサは共振型の AE

AE FFT 解析結果

- 48 -

栃木県産業技術センター

センサ（エヌエフ回路設計ブロック

研究報告

No.20 (2023)

AE-901S）を使用し1 刃接触時間及び傷の接触時間を計算したところ，RMSてサンプルレート 1MHz でデータ取得を行っており，切値に反応が現れている部分と傷の接触時間が概ね一致

削液を使用せずにドライ加工で試験を行った。その他のする結果となった。傷の接触時間は図 12～15 の網掛部試験条件は２．１と同様である。

分で示す。

取得した AE 波形から時系列データとしての特徴量を一方，傷の位置による AE 波形の変化を確認したとこ

算出し，切削力との相関がある特徴量を選定したとこ

ろ，図 15 に示すように RMS 値に反応が現れている部分

ろ，AE 波形から切削力を予測させて摩耗状態を推定できが，他の試験工具と比較すると右にスライドしており，る可能性が伺えた。このとき，切削力の評価は XY 方向

刃先から 2mm の位置にある幅約 0.1mm の傷が被削材にの合成成分の実効値を用いた。図 10 に切削動力計から接触する時間である，約 3.44ms～3.80ms 間（図 15 網掛

取得した切削力（横軸）と，AE 波形から機械学習を用い部）と概ね一致した。

て予測した切削力（縦軸）をプロットしたところ，予測した切削力に多少ばらつきはあるものの，比例関係が見られ，AE 波形から予測した切削力は切削動力計から取得
した切削力と近い値と言える。
ただ，本手法については過去のデータでのみ検証しており，試験条件が異なる今回のデータへの有効性は確認
できていない。
今後データを蓄積し，本手法で工具摩耗状態を推定できるか検証を進める。
３．２

工具欠損状態が AE に及ぼす影響

欠損試験のデータ取得における約 4 秒間の試験切削
図 11

中の AE 波形は，削り始め及び抜け際は波形が不安定で

AE の RMS 波形

No.1(欠損なし)

あり，中心付近はセンサ設置位置に近づくにつれて波形が大きくなる傾向があった。そのため，削り始めを 0 秒として，比較的波形が安定している 0.5～1.25 秒間，
2.75～3.5 秒間の中から，1.0～1.1 秒の 0.1 秒間の波形を抽出し，その中で 1 刃切削毎の 18 波形を平均化した平均波形を作成した。なお，本研究では実験的に波形安定区間を選択して波形を抽出しているため，今後実用化に向けて，波形抽出について更なる検討が必要である。
作成した平均波形の RMS の移動平均を取得した結果，試験工具の欠損の大きさによって波形に変化が見られた
図 12（図 11～15）。

No.2(欠損 10μｍ)

また，工具のねじれ角及び切削条件から，被削材への

図 13
図 10

AE の RMS 波形（網掛部：傷の接触時間）

切削力実測値と予測値の関係

AE の RMS 波形（網掛部：傷の接触時間）No.3(欠損 20μｍ)- 49 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

また，切削力は主分力のピーク平均値，AE は RMS の最性が伺える。

大値を用いて，試験工具毎にプロットしたグラフを図 16

次に，工具 No.2～4 でそれぞれ加工した加工面のスジに示す。試験工具毎の切削力を比較すると，傷の有無，の高さを測定した結果から，加工面中心付近のスジの位大きさに関わらず，大きな変化は見られない。そのため，

置を拡大表示したものを図 17～19 に示す。その結果，30μm までの工具欠損は切削力に影響を与えないと考え30μm の工具欠損では 10μm 程度の高さのスジとなっられる。

た。なお，削り始め，抜け際についても同様の結果とな

一方，試験工具毎の AE の RMS 最大値を比較すると，った。

工具 No.1～3 まではほぼ一定だが，No.4 及び No.5 では高い値を示した。
以上の結果から，AE を用いることで切削力では捉えられない 30μm 程度の欠損に伴う変動を検知できる可能

図 17

加工面測定結果

No.2(欠損 10μｍ)

図 14

AE の RMS 波形（網掛部：傷の接触時間）No.4(欠損 30μｍ)

図 18

加工面測定結果

No.3(欠損 20μｍ)
図 15

AE の RMS 波形（網掛部：傷の接触時間）No.5(欠損 30μｍ，欠損位置刃先から 2mm)

図 16

図 19

試験工具毎の切削力と AE の変化

加工面測定結果

No.4(欠損 30μｍ)- 50 -

栃木県産業技術センター

３．３

工具欠損状態推定手法の開発

研究報告

No.20 (2023)(a)切削長 8m

これまでの結果から，３．１で評価を行った工具摩耗
状態の推定については加工現場への適用のためには更なる検討が必要である。一方，３．２で評価を行った工
具欠損状態の推定については，切削力では捉えられない
微細な欠損を AE センサで検知できることから，今回は３．２の結果を基に工具の欠損検知を行う手法の開発を
目指した。
３．３．１

0

0.001

0.002

0.003

0.004

0.003

0.004

0.003

0.004

0.003

0.004

0.003

0.004

Time[s]

しきい値判定による欠損検知(b) 切削長 10m

今年度行った複数の切削試験から，欠損が発生した際の AE 波形のしきい値を決定し，しきい値による自動判
定での実装とした。なお，AE 波形の処理方法は３．２と同様の RMS 処理を行った。
切削長 1m 毎に欠損判定を行った結果，図 20 に示すと
おり切削長 14m で波形がしきい値を超え，欠損検知を意味する NG 判定を出した。このときの刃先画像を確認す
ると，図 21 に示すとおり，NG 判定が出た切削長 14m で，約 25μm の欠損が発生していることが確認できた。

0

0.001

0.002

Time[s](c) 切削長 12m

以上の結果から，加工条件が同一の場合にのみ適用できるという条件付きではあるものの，しきい値判定によって約 25μm の欠損が発生した際に欠損検知の判定を出すことに成功したと言える。なお，現状の判定処理は変更可能な実装となっているため，判定精度向上を目指して，今後も判定基準の検討を進める。
次に，欠損約 30μm となった切削長 15m 時点の加工面

0のスジについて，非接触輪郭形状測定機を用いて測定し

0.001

0.002

Time[s]た結果を図 22 に示す。

(d) 切削長 14m

結果は，切り始め，中心付近，抜け際の 3 か所を測定し，スジの大きさは 4.0～5.5μm 程度であった。図 22に中心付近の測定結果を示す。３．２と比較して小さい値となった原因は，人工的な傷と違い工具に広い範囲で摩耗及び微細な欠損が生じているため，値がならされたこと等が考えられる。
３．３．２

機械学習による欠損検知

0

0.001

0.002

Time[s]

図 14 から欠損を有する工具による切削では，急峻な(e) 切削長 15m

変化を含む波形であることが予想される。そこで，AE セ
ンサ出力波形をウェーブレット解析し，取得した周波数に関するデータを比較することで，工具欠損の有無を推定することが出来ると考えた。
今年度行った切削試験の内，２．１で行った 3 回の摩耗試験を学習用データ，２．４で行った実証試験をテス
トデータとし，工具欠損有無の推定モデル作成を検討し0た。当該学習用データの特徴量を主成分分析し，テスト

0.001

0.002

Time[s]

データを同次元に埋め込んだプロットを図 23 に示す。

図 20

学習用データは，想定通り欠損の有無が反映された分布を形成しているが，テストデータは大きく外れた分布を- 51 -

欠損検知判定結果

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

形成している。

テストデータ，1 回目及び 2 回目を学習用データとし，

このことから，学習は良好に実施できることが予想で同モデルに推定させた推定結果を図 24 に示す。図 25 にきるが，作成したモデルはテストデータには適応が難し示した刃先画像と比較すると，切削長 20m の欠損発生にいと判断した。テストデータにおいて分布が大きく外れ伴いモデル出力が異常を示すようになっており，良好なた原因は，実証試験ではサンプルレートをこれまでの推定結果を得られたことが分かる。当該学習用データの10MHz から 1MHz に変更したことが影響したと考えられ

特徴量を主成分分析し，テストデータを同次元に埋める。

込んだプロットを図 26 に示す。テストデータは学習デ

次に，サンプルレート 10MHz で試験を行った 3 回の摩ータ分布内に位置しており，2 次元プロットでは欠損の耗試験の内，最もデータ数の少ない 3 回目の摩耗試験を有無の境界線が分かりづらいが，3 次元プロット及び図

図 23

機械学習による主成分分析プロット（上：2 次元，下：3 次元）

図 21

図 22

実証試験刃先画像

加工面測定結果

切削長 15m

図 24- 52 -

機械学習による工具欠損推定結果

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

24 の結果からも分布に違いが出ていることが分かる。
以上の結果より，同一試験条件でのみ適用可能ではあるものの，機械学習を用いることで，工具欠損状態を推定できる可能性がある。
４

おわりに

本研究では，AE センサを用いた摩耗や欠損等の工具状態推定を目的として，工具摩耗及び工具欠損が AE に
図 25

及ぼす影響を調査し，工具欠損状態推定手法を検討す

2 回目の摩耗試験の工具刃先画像ることで，以下の知見を得た。
（1）工具摩耗の進展に伴い 14kHz 付近の周波数帯に反応が見られ，切削力の主分力のピーク平均値と AEの 12～16kHz の最大振幅値に比例関係が確認できる。
（2）工具欠損の大きさ及び位置により，AE 波形に変化が現れ，切削力では判断できない 30μm 程度の微細な工具欠損を検知できる。
（3）開発した工具欠損状態推定手法において，しきい
値判定または機械学習を用いることで，自動で工具欠損状態が推定できる可能性がある。

参考文献
1) 稲澤勝史ほか: "栃木県産業技術センター研究報告 ",18,1-5,(2021)
2) 古賀 俊彦ほか： "トライボロジスト ", 63(7), 487498,(2018)

図 26

機械学習による主成分分析プロット（上：2 次元，下：3 次元）- 53 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

研削加工における加工機の電力変化による加工負荷の観察山下健介*

小池 宏侑*

曽田 将来*

Observation of Machining Load by Electric Power of the Machine in Grinding
YAMASHITA Kensuke，KOIKE Hiroyuki and SOTA Masaki
研削加工において目立てのタイミングや加工条件は作業者の熟練度によるところが大きく，技能レス化や不良品低減のため，比較的安価な電力計（電流計）を用いた研削加工状態の見える化が求められている。本
研究では，加工機の電力（電流）変化と加工負荷の関係を明らかにし，不安定加工における電力（電流）への影響を検討することにより，不安定加工状態の推定を行った。その結果，加工時の主軸電流を測定することにより，接線抵抗の推定が可能であること，研削焼けと目づまり割合の推定が可能であることが分かった。
また，高い周波数を有するびびりは，主軸電流から検知が難しい事が分かった。
Key words: 平面研削，電流，加工負荷，目づまり，びびり

１

はじめに

った。

研削加工では加工中に切りくずなどが砥石表面に凝なお研削砥石は#220 の平型砥石（㈱ノリタケカンパニ

着・堆積し切れ味が低下する目づまりや砥粒先端が摩滅

ーリミテド WA220K7V35R），研削液は水道水にて 50 倍

する目つぶれなどが起こる。そのため砥石の表面を削希釈した弱導電性研削液（東洋工学㈱ CG-7）を用い、り，切れ味を復活させる目立て作業を行う必要がある。

切削動力計の出力値はデータロガー（横河計測㈱

目立てのタイミングや加工条件が不適切な場合，加工DL950）で測定した。

時に砥石の目づまりやびびりなどが生じて加工負荷が加工機の電力測定は，予備実験により図２に示すとお増加又は変動する。これにより研削面の形状精度や粗さ

り電力と電流の傾向は一致したため，電流のみを測定すの低下，研削焼けなどが起こり，製品不良に繋がる。一ることとし，図３に示すとおり，加工機配電盤の主軸モ方で，目立てのタイミングや加工条件の設定は作業者のータ配線の三相交流ブレーカーと Y 軸サーボモータ配

熟練度によるところが大きく，熟練度によるばらつきの線に電流クランププローブ（横河計測㈱発生や判断が定量的ではないことから OJT における技

720931）を取り付け，切削動力計と同様にデータロガー

術伝承の課題になっている。そのため技能レス化や不良（横河計測㈱ DL950）で測定した。

720930 ，品低減のため研削加工状態の見える化が求められてい

加工負荷及び電流の評価方法は，加工時間中心の 6 割る。なお加工状態は動力計を用いれば一定の水準で推定を評価領域とした。加工負荷は接線抵抗 Ft，法線抵抗 Fn

1)

可能だが ，動力計は高価なため，より低コストな見えの各平均値を算出し，電流値は空転時の電流をゼロとしる化が求められている。

て補正後，主軸は R 相，S 相，T 相の合計平均値，Y 軸サ

そこで本研究では，比較的安価な電力計（電流計）にーボモータは平均値を算出した。

着目し，これを用いて加工機の電力変化と加工負荷の関係を明らかにし，不安定加工における電力への影響を検討することにより，不安定加工状態の 推 定 を 目 指 し た 。
２
２．１

研究の方法

加工負荷と電力（電流）の測定方法

加工機は平面研削盤（㈱岡本工作機械 PSG-63DXNC）
を用い，図１に示すとおり被削材を切削動力計（日本キ
スラー(合) 9265B）の上に固定治具ごと固定し加工を行*

栃木県産業技術センター

図１

機械電子技術部- 54 -

被削材固定状況栃木県産業技術センター

Fiji 2)を用いて二値化後，画像全体の画素数から黒色部

7.8

1500

5.8
3.8
1.8
-0.2

1000
500
0
-500

画素数の割合を算出した。なお加工を停止すると Y 軸の位置が変化するため，ドレッシング後，規定の加工パスまで加工を行い，砥石表面を観察した。
加工後の被削材の評価は，表面画像をデジタルカメラ

-2.2
0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

で撮影し，表面粗さ（Ra，Rku）を接触式表面粗さ測定機

時間 [s]

図２

No.20 (2023)

た動画から画像を抽出し画像処理ソフトウェア ImageJ

電力 [W]
電流 [A]

電流[A]

電力[W]

2000

砥石周速度19.3m/s,
テーブル送り速度10m/min,切込み10㎛

研究報告（アメテック㈱ PGI840）で長さ方向 15mm，40mm，65mm

電力と電流の関係の位置を計測し平均値で評価した。
３
３．１

結果及び考察

加工機の電流変化と加工負荷の関係

各パターンにおける主軸電流と接線抵抗 Ft の関係を
図４～６に示す。
砥石周速度を変えた場合（パターン 1）は，周速度が大きくなるほど，接線抵抗 Ft に対する電流値の傾きが

図３ 電流測定方法（左：主軸モータ ， 右：Y 軸サーボモータ）

大きくなることが分かる（図４）。これは砥石周速度（回転数）が大きくなると回転に必要な電流が多くなる事と

砥石周速度
[m/s]
テーブル
送り速度
[m/min]

表１ 研削条件
パターン 1 パターン 2
12.9
19.3
19.3
25.8
5
10
10
15

切込み
[㎛]

10

一致している。

パターン 3

テーブル送り速度を変えた場合（パターン 2）及び，

19.3

10

切込みを変えた場合（パターン 3）は，接線抵抗 Ft に対する主軸電流の傾きは大きく変化しないことが分かる（図５，６）。送りや切込みの大小によって接線抵抗 Ft

10は増減するが主軸電流と接線抵抗 Ft の関係は変化しな
51015

いと考えられる。なおパターン 2 のテーブル送り速度
5m/min の条件は加工初期にびびりが発生した。
全ての条件において主軸電流と接線抵抗 Ft の決定係

２．２

数 R 2 値が１に近い線形性が見られるため，加工時の主軸

加工機の電流変化と加工負荷の関係

電流を測定することにより，接線抵抗の推定が可能であ

研削条件における電流変化と加工負荷の関係を明らることが分かる。

かにするため，被削材を SS400 （W15×L150×H15mm）とし，砥石周速度 19.3m/s，テーブル送り速度 10m/min，

次に砥石周速度 19.3m/s，テーブル送り速度 10m/min，

切込み 10 ㎛を基準加工条件と設定し，砥石周速度を変切込み 5 ㎛にて加工した時の Y 軸サーボモータ電流と法更したものをパターン 1，テーブル送り速度を変更した

線抵抗 Fn の関係を図７に示す。結果として線形性はな

ものをパターン 2，切込みを変更したものをパターン 3

く Y 軸サーボモータ電流から法線抵抗 Fn を推定するのとし，合計 7 条件で加工を行った。表１に研削条件を示25す。なお各条件の加工パス数は，合計切込み量が 150 ㎛になるまでとした。

12.9m/sy = 0.0617x
R² = 0.9998

19.3m/sy = 0.0853x
R² = 0.9997

25.8m/sy = 0.1208x
R² = 0.9995

不安定加工状態の推定
電流 [A]

２．３

20

不安定加工状態として目づまり状態の推定を行うた
めに目づまりを起こしやすいステンレス

SUS30415
10（W20×L81×H24mm）を被削材とし，砥石周速度 25.8m/s，
テーブル送り速度 10m/min，切込み 5 ㎛で加工を行った。
また，砥石の目づまり割合を定量化するため，加工後500の砥石表面を高速度ビデオカメラ（㈱フォトロン

50

100
150
接線抵抗Ft [N]

200

250

図４ 主軸電流と接線抵抗の関係（パターン 1：砥石周速度）

FASTCAM SA3 model60K）で撮影した。今回用いた砥石は白色であり黒色部が目づまりと考えられるため，撮影し- 55 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

後，目づまりや自生作用により鋭い凹凸が少なくなった25

電流 [A]ためと考えられる。

y = 0.0896x
R² = 0.9996

5m/min20

次に加工後の被削材表面画像を図８，砥石表面画像を

1510m/miny = 0.0853x
R² = 0.9997

15m/miny = 0.0848x
R² = 0.999910

図９に示す。被削材表面は 6 パスに変色が起こり研削焼け発生の可能性があり，25 パスには解消されていることが分かる。また砥石表面については 5 パスにドレッシン

5

グの軌跡に沿って目づまりが進行しており，6 パス目以
降はドレッシングの軌跡以外にも目づまりが進行して

0
0

50

100
150
接線抵抗Ft [N]

200

250

いることが分かる。このことから，6 パス以降が目づま

図５ 主軸電流と接線抵抗の関係（パターン 2：テーブル送り速度）りによる不安定加工と推定することが出来る。
次に目づまり割合と主軸電流の関係を図 10 に示す。
目づまり割合と主軸電流は一定の線形性が見られる。

25

電流 [A]

以上の結果から 5 パス時点の目づまり割合 4％前後が

y = 0.0906x
R² = 0.9996

5um

20

研削焼けの閾値として使える可能性があり，主軸電流か

15

ら研削焼けと目づまり割合をある程度の精度で推定出
10um

y = 0.0853x
R² = 0.9997

15um

y = 0.085x
R² = 0.9996

105

来ることが分かる。

表２ 目づまり割合，主軸電流，表面粗さの結果
加工パス数
目づまり
電流
Ra
Rku
(合計切込み量)
割合[%]
[A]
[㎛]
3 (15 ㎛)
1.37
1.74
0.669 6.327
5 (25 ㎛)
3.94
8.58
0.762 5.107
6 (30 ㎛)
6.07
11.54 0.889 3.881
7 (35 ㎛)
8.77
13.92 0.810 3.231
10 (50 ㎛)
7.95
12.81 0.912 4.104
15 (75 ㎛)
8.25
11.82 1.005 3.614
25 (125 ㎛)
3.24
6.03
1.720 3.733

0
0

50

図６

100
150
接線抵抗Ft [N]

200

250

主軸電流と接線抵抗の関係（パターン 3：切込み）

0.015
0.01

電流 [A]

0.005
0-0.005y = -8E-06x
R² = 0.0053-0.01-0.015-0.02-0.025
0

図７

20

40
法線抵抗Fn [N]6080

Y 軸サーボモータ電流と法線抵抗の関係は難しいことが分かる。加工機 Y 軸は加工中にロックするためモータ自体に直接負荷が掛からなかったことが原因として考えられる。
３．２

不安定加工状態の推定

３．２．１

目づまり状態の推定

表２に加工パスごとの目づまり割合，主軸電流，被削材表面粗さの結果を示す。Ra は 3～15 パスでは大きく変わらないが，25 パスでは大きくなった。Ra が増加した理由としてはドレッシング直後の微細粉砕状態から，
砥石の自生作用によって砥粒の切れ刃が大きくなった
図８ 被削材表面画像（砥石進行方向は画像右方向）

ことが考えられる。Rku は 5 パスまでは 5 以上である一方，それ以降のパスは 4 前後と小さい。これはドレッシ
ング直後の微細粉砕状態により鋭い凹凸が多く，その- 56 -

栃木県産業技術センター

No.20 (2023)

加工

600

10
8
6
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-10

加工負荷 [N]

400
200
0
-200
-400
-600
0.2

0.4

0.6

0.8

1

電流 [A]

空転研究報告

びびり発生時(1 パス)の加工負荷と主軸電流
加工
10
8
6
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-10

加工負荷 [N]

400
200
0
-200
-400
-600
0.2

0.4

0.6

0.8

1

電流 [A]

空転

1.2

時間 [s]

16

R [A]
T [A]

600

図９ 砥石表面画像（砥石回転方向は画像上方向）

Fn [N]
S [A]

1.2

時間 [s]図 11

Ft [N]図 12

Ft [N]Fn [N]
R [A]
S [A]
T [A]

定常時(15 パス)の加工負荷と主軸電流

14電流 [A]

12源周波数で観察出来る周期のびびりについては判別出

10

来る可能性があるものの，今回発生したような高い周波

y = 1.4583x + 1.246
R² = 0.9206

86数を有するびびりについては，主軸電流から検知することは難しいと考えられる。

4
2

４

0
0

2

4

6

8

本研究では，研削加工における加工機の電流変化と加10

目づまり割合 [%]

図 10

おわりに

工負荷の関係の調査及び不安定加工状態の推定を行っ

目づまり割合と主軸電流の関係

た結果，以下の知見が得られた。
（1）加工時の主軸電流を測定することにより，接線抵

３．２．２

びびり状態の推定

抗の推定が可能であることが分かった。

２．２の実験においてパターン 2 の砥石周速度（2）加工機の主軸電流から研削焼けと目づまり割合を

19.3m/s，テーブル送り速度 5m/min，切込み 10 ㎛では加ある程度の精度で推定出来ることが分かった。

工初期（3 パスまで）にびびりが発生した。図 11 にびび（3）高い周波数を有するびびりについては，主軸電流り発生時，図 12 に同加工条件で定常時（15 パス）の加から検知することは難しいことが分かった。

工負荷と主軸電流を示す。びびり発生時は加工負荷が約0.03ｓ周期で変動している。これは主軸回転数である

参考文献

1800rpm（30Hz)とほぼ一致し，加工初期に発生した事を

1) 奥山： "砥粒加工学会誌 ", 59, 6(2015), pp.355-

考えると，ドレッシング時の砥石の形状不良によって主358

軸回転数に同期したびびりが発生した事が考えられ

2) Schindelin， J.; Arganda-Carreras， I. &3)

る 。一方，主軸電流を見ると，びびりに同期した小さ

Frise， E. et al. (2012)， "Fiji: an open-

な変動があるが加工開始前の空転時にも変動があり，びsource platform for biological-image

びりに伴う変動か判断が難しい。今回は主軸モータ配線

analysis "， Nature methods 9(7): 676-682，の三相交流ブレーカーの電流変化を測定していること

PMID: 22743772"

から，電源周波数 50Hz 毎に電流値が変動しているため，観察できる周波数は 50Hz の数分の一の周波数と考えられる。びびりの周期は発生要因によって異なるため，電- 57 -

3) 稲崎ら： "精密機械 ", 35, 1(1969), pp.47-53．

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

経常研究

樹脂 3D プリンタ造形物の機械的性質と造形限度に関する調査
髙岩

徳寿＊

石川

信幸＊

Investigation on Mechanical Properties and Modeling Limits ofResin 3Dprinter Models
TAKAIWA Norihisa and ISHIKAWA Nobuyuki
本研究では，栃木県産業技術センターに導入した熱溶解積層と光造形の 2 種類の樹脂 3D プリンタについて，造形物の機械的性質や造形限度，品位について調査した。その結果，熱溶解積層の材料 4 種，光
造形の材料 4 種について，機械的性質は熱溶解積層では積層方向による異方性が大きく影響し，光造形については異方性が比較的小さいことがわかった。また樹脂 3D プリンタが一般的に苦手とする形状を造形し，それぞれの形状での造形限度，品位について知見を得ることができた。
Key words: 3D プリンタ，積層造形，機械的性質，造形限度，品位

１

はじめに

表１に使用する材料を示す。熱溶解積層の材料は，近年，樹脂 3D プリンタは，幅広い産業分野において

PLA は Polymaker 社の PolyLitePLA，ABS は Polymaker

試作開発サイクルの短縮やコスト削減のために盛んに社の PolyLite ABS，PC は Polymaker 社の PolyLite PC，

活用されている。樹脂 3D プリンタ造形物は，積層方向

PEEK は INTAMSYS 社の PEEK を使用した。光造形の材料

によって機械的性質に異方性があることが知られていは，全て Formlabs 社の材料を使用した。造形条件はそる 1)2)。また，複雑形状の造形を得意としているが，形れぞれの材料に対応した，3D プリンタメーカーの標準状によってはそのままでは造形できず，サポートの付条件を使用した。

3)

与や設計変更が必要となる 。樹脂 3D プリンタを効果的に活用するためには，造形物の機械的性質や造形限表１

度，品位を的確に把握することが必要となる。そこで

熱溶解積層

PLA，ABS，PC，PEEK

本研究は，栃木県産業技術センターに導入した樹脂 3D

光造形

Clear，Tough2000，

プリンタ（図１）について，造形物の機械的性質や造造形方式毎の調査対象材料

Rigid10k，Flexible80A

形限度等を調査し，それぞれの装置で使用可能な樹脂毎の特性を評価した。

表２に実施項目及び準拠した JIS 番号と試験片形状，
試験回数を示す。Flexible80A は軟質材料であるので，

２
２．１

研究の方法

曲げ試験及びシャルピー衝撃試験は実施しなかった。

機械的性質等の調査

引張試験と曲げ試験は，万能材料試験機（島津製作所

図１に研究に用いた熱溶解積層（INTAMSYSHT Enhanced）と光造形（Formlabs

FUNMAT

AG-50kN-XV）を用いて実施した。引張試験の試験速度

Form 3L）の樹脂

は 20mm/min，曲げ試験の試験速度は 2mm/min とした。

3D プリンタを示す。

シャルピー衝撃試験は，ノッチ加工機（安田精機製作
所 No.189-PNCA）でノッチ先端半径が 0.25mm，ノッチ
後残り幅が 8mm となるように加工し，ハンマー容量は2.0J として衝撃試験機（東洋精機製作所 IT）を用いて実施した。硬さ試験は，Flexible80A 以外はロックウェ
ル硬さ試験機（フューチュアテック LC-200R）を用いて R スケールで，Flexible80A はデュロメータ硬さ計（a）熱溶解積層
図１＊（b）光造形樹脂 3D プリンタ

栃木県産業技術センター（テクロック

GS-719G）を用いて実施した。粗さ試験

は，表面粗さ測定機（テーラーホブソン PGI840）を用

機械電子技術部- 58 -

栃木県産業技術センター

いて，引張試験片の平行部を評価した。寸法測定は，
マイクロメータ（Mitutoyo

２．２

研究報告

No.20 (2023)

造形限度，品位の調査

MDE-25MX）を用いて，引それぞれの造形方式における造形限度や造形物の品

張試験片の平行部を 1 材料につき 5 本，1 本につき 5

位を確認するために，表３に示す形状を造形した。熱回ずつ実施した。

溶解積層の材料は，Polymaker 社の PolyLiteABS を使用

表２

実施項目及び試験方法した。光造形の材料は，Formlabs 社の Tough2000 を使

項目

JIS

試験片

回数

用した。穴については垂直方向と水平方向で調査した。

引張試験

K7161-11A形

5熱溶解積層では使用する材料の消費を抑える目的で，

K6251

3号形

造形物の内部の充填率をスライスソフトで設定できるのが一般的である。設定した充填率で造形した後，造（Flexible80A）
曲げ試験

K7171

シャルピー

短冊形

K7111

短冊形

5

形物の 3D 形状を X 線 CT 三次元測定機（ニコン10で取得し，内部の体積から設定値に対する実際の充填

MCT225）率を調査した。

衝撃試験
硬さ試験

K7202-2

50×50

K6253-3

×10mm

10
表３

造形限度，品位の調査項目

項目

内容

傾斜

水平から 15，30，45，75，90°

球

直径 0.5，1，3，5，10mm

各試験片の造形方向について図２に示す。また熱溶

ピン

直径 0.1～1(0.1 毎)，3，5，10mm

解積層の斜め方向の造形物の写真を図３に示す。図２

穴

直径 0.1～1(0.1 毎)，3，5，10mm

ブリッジ

1，3，5，7，10，15，20，30，40，50mm

充填率

20，40，60，80，100%（熱溶解積層のみ）（Flexible80A）
粗さ測定

B0601

寸法測定

引張試験片

3

引張試験片

5

のとおり，水平方向，斜め方向，垂直方向の 3 方向で造形し，それぞれの方向で各試験結果の異方性を評価した。また，斜め方向については各装置のスライスソ
フトにおいて自動でサポートを生成し，造形後にニッパー等で除去した状態で試験を実施した。図３に示す

３

とおり，熱溶解積層では造形物の反りによる剥がれを抑制するためにラフトを作製し，造形後にニッパー等

３．１

結果及び考察機械的性質等の調査

表４に各材料の引張強さの平均値を示す。熱溶解積で除去した。

層の造形物は水平，斜め，垂直の順に引張強さが小さくなる傾向があり，造形方向による影響を受けることが分かった。熱溶解積層は材料によって異方性の強さが異なるが，これは材料毎の層と層の密着性の違いが現れており，層間の密着性が高い材料は異方性が小さ
く，密着性が低い物は異方性が強く表れていると考え
図２

造形姿勢の模式図られる。一方，光造形の造形物は造形方向による引張強さの低下はあまり見られなかった。光造形の一部の材料で引張強さが低下しているものがあるが，薄板形

造形物

状では洗浄，二次硬化によって試験片が反ってしまう
場合があり，造形方向の影響よりも形状変化の影響で強度が低下していると思われる。

サポート
図３

ラフト

熱溶解積層における斜め方向の造形物- 59 -

栃木県産業技術センター

表４

研究報告

No.20 (2023)

引張強さの平均値

瞬間的に力が加えられ積層面が剝がれるように破壊されるため，光造形においても造形方向の影響が表れていると推測される。
表６

シャルピー衝撃値の平均値

表５に各材料の曲げ強さの平均値を示す。熱溶解積
層の造形物は水平，垂直，斜めの順に曲げ強さが小さくなる傾向があり，造形方向の影響を受けることが分かった。曲げによる変形でせん断方向の応力が強くな
り，斜め方向の曲げ強さが低下していることが推測さ

表７に各材料の硬さの平均値を示す。熱溶解積層のれる。材料間の異方性の強度の違いは，引張強さと同造形物は，垂直方向が一番小さくなるものが多いが材様の理由と考えられる。光造形の造形物は造形方向に料によって傾向が異なっている。光造形の造形物は造よる曲げ強さの差はあまり見られない。

形方向による硬さの大きな変化は見られなかった。

表５

曲げ強さの平均値

表７

硬さの平均値

表６に各材料のシャルピー衝撃値の平均値を示す。
熱溶解積層の造形物は水平，斜め，垂直の順に衝撃値が小さくなっている。光造形の造形物は引張強さや曲表８に各材料の表面粗さの平均値を示す。水平方向

げ強さの傾向とは異なり，水平方向が最も強くなり，と斜め方向はアップスキン（斜め方向の造形時にサポ

斜め，垂直方向は同程度に小さくなっていることが分ートが付く面と反対の面）を表，ダウンスキン（斜めかった。衝撃試験では，引張試験や曲げ試験のように方向の造形時にサポートが付く面）を裏と定義して評荷重のかかり方が緩やかではなく，ハンマーによって価した。また表８の※はサポートを付与し造形されて- 60 -

栃木県産業技術センター

いる面で，造形後にサポートを除去して表面粗さを評

表９

研究報告

No.20 (2023)

寸法測定の平均値

価した。熱溶解積層では，水平方向裏面の表面粗さが一番悪く，次に斜め方向の粗さが悪い傾向があった。
PEEK では斜め方向裏面の表面粗さが悪く，水平方向裏面の表面粗さがあまり悪くないが，これはサポートが造形物との密着性が良く剥がしにくいのに対して，ラフトと造形物は密着性が低く，ラフトから造形物を剥がしやすいことが影響していると考えられる。PLA，ABS，
PC においてはラフトとサポートのどちらも造形物との密着性が良く，造形物から剥がしにくく水平方向裏面
ではラフトは造形物全体についてしまう影響で裏面全体の粗さが悪化し，斜め方向裏面ではサポートが付く
箇所と付かない箇所があるため，水平方向裏面よりは粗さが良くなっていると考えられる。また斜め方向表
面では，緩斜面となっている影響で垂直方向よりも積層段差が目立ちやすく，粗さも悪くなることが分かっ

３．２

造形限度，品位の調査た。光造形では，緩斜面の影響で斜め方向の粗さが若図４に傾斜の造形物を示す。すべて造形可能であっ干悪くなる傾向があるが，全体的には良好な表面粗さたが，熱溶解積層ではダウンスキンの品位が大きく低となっている。

下することが分かった。

表８

表面粗さの平均値（a）ABS（b）Tough2000

図４

傾斜の造形物

図５に球の造形物を示す。熱溶解積層は 1mm 以上で造形可能，光造形はすべて造形可能であった。どちらもダウンスキンの品位や形状は良くないことが分かっ
た。

1mm

1mm
（a）ABS

表９に各材料の引張試験片の平行部の幅

図５（b）Tough2000
球の造形物（Flexible80A は 5mm 狙い。その他は 10mm 狙い）の寸法測定の平均値を示す。溶解積層の造形物は，狙いの図６にピンの造形物を示す。熱溶解積層は 0.5mm，光

寸法より大きめにできる傾向のものが多く，誤差は

造形は 0.6mm 以上で造形可能であった。どちらも 1mm

0.2mm 程度であった。光造形の造形物はおおむね狙い通以下では傾きや倒れが発生することが分かった。

りの寸法であり，誤差は 0.1mm 以下であった。

- 61 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

表10

設定値(%)

実測値(%)

20

17.80

40

31.58

60

56.56

80

93.47

100

99.87

1mm

1mm
（a）ABS
図６

各充填率の設定値と実測値（b）Tough2000
ピンの造形物

図７に穴の造形物を示す。熱溶解積層の垂直方向は0.3mm 以上，水平方向は 3mm 以上で，光造形の垂直方向
は 0.6mm 以上，水平方向は 0.8mm 以上で貫通穴が造形可能であった。どちらも垂直方向ではダウンスキンで品位が低下していることが分かった。
ダウンスキン
図９

充填率 20％の造形物の CT 画像
４

おわりに

樹脂 3D プリンタ造形物の機械的性質や造形限度等を調査し，各樹脂材料の特性を把握し，次の結論が得ら
0.3mm（a）ABS
図７0.6mm（b）Tough2000

れた。
（1）熱溶解積層の造形物は、引張強さ、曲げ強さ、シ穴の造形物（垂直方向）

ャルピー衝撃値、表面粗さ等で異方性があること

図８にブリッジの造形物を示す。熱溶解積層は 40mmが分かった。

まで，光造形は 30mm まで造形可能であることが分かっ（2）光造形の造形物では、異方性はあまりないことがた。どちらも 10mm 以上からダウンスキンの品位が低下分かった。ただし、試験片のような薄板形状ではすることが分かった。

反りが発生する場合があり、強度に悪影響を及ぼす可能性があることが分かった。
（3）それぞれの造形方式での、造形限度や品位を把握することができた。造形可能であっても、ダウンスキン の粗 さや形 状が 大き く悪化 する 場合が あることが分かった。

（a）ABS
図８（b）Tough2000

ブリッジ（10mm）の造形物

参考文献
1) 太田崇文，岡田耕治，齊藤梓，吉田一也，村澤剛，
川上勝，古川英光："日本機械学会論文集 "，vol.83

表 10 に各充填率での設定値と，造形物の CT データ

No.850，1-11,（2017）から実測した充填率を示す。図９に充填率 20％の造形

2) 佐藤一志，角田圭佑，石川信幸： "仙台高等専門学

物の CT 画像を示す。60％までは設定値より実測値の方

校名取キャンパス研究紀要 "，第 51 号，7-10,（ 2015）

が小さいが，80％では設定値より実測値の方が大きく

3) 安齋正博 : "日本ゴム協会誌 "，第 87 巻 第 9 号，なる傾向があった。

20-25,（2014）- 62 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

三次元座標測定機を用いた曲面形状測定に関する研究片岡智史*

渡部 篤彦*

石川 信幸*

Research on Measurement of Curved Surface using Coordinate Measuring Machine
KATAOKA Satoshi, WATANABE Atsuhiko and ISHIKAWA Nobuyuki
三次元座標測定機の測定子の接触方向による滑りの影響を調査するため，ブロックゲージや曲面形状を有するワークで検証を行った。100mm のブロックゲージを点測定し，接触角度を変化させたときの 2 点間の距離を求めた。接触角度が大きくなると，2 点間の空間距離は測定子の滑りの影響を受けるが，ブロックゲー
ジの長さ方向の距離は滑りの影響を受けないことがわかった。曲面形状を有するワークを作製し，測定子を法線方向から接触させた場合と，垂直方向から接触させた場合の点の座標値を比較し，垂直方向接触の場合の滑り量を求めた。結果として，斜面の角度が大きくなるほど測定子の滑り量は大きくなり，斜面角度 70°
では，約 250µm の滑りが発生することが明らかになった。
Key words:

１

精密測定, 三次元座標測定機，タッチ測定, 曲面形状, 誤差

はじめに

２

近年，航空機部品や金型部品において曲面形状を有す

２．１

る部品が増加し，部品製造を行う加工メーカにおいても研究の方法

ブロックゲージを用いた滑り検証

ブロックゲージの測定において，測定子の接触角度θ

1)

曲面形状の精度検証の要求が増加している 。

が，測定値にどのような影響を及ぼすか検証した。測定

当センターでは，このような要求を受けた企業に対しの模式図を図１に，測定セットアップを図２に示す。三て，非接触三次元デジタイザやX線CTなど非接触の装置

次元座標測定機はミツトヨ製 LEGEX9106 を使用した。ブ

で測定支援を行っている。曲面形状を非接触で測定する

ロックゲージを三次元座標測定機の Y スケールに沿っメリットとしては，曲面形状全体の点群データが得られて配置し，ブロックゲージの 2 面を点測定した。測定し2)ることがあげられる 。一方で，非接触の装置の測定精た 2 点間の距離からブロックゲージの長さを求めた。接度は最小で約10μmと高精度な測定はできないことがデ

触角度 0°は，測定子は図１（1）のように測定面に対しメリットであった。非接触の測定機よりも高い精度で測て垂直に接触する。接触角度θは，図１（2）に示す角度

定したいという要求から，三次元座標測定機を用いて曲θ方向から接触する。ブロックゲージはミツトヨ製の長面形状を測定するケースが増加している。三次元座標測さ 100mm のものを使用した。使用したブロックゲージの定機は測定点が離散点となるので，非接触の測定機のよ仕様を表１に示す。測定条件を表２に示す。測定子は直うに曲面形状全体の点群データを取得することは難し

径 2mm の も の を 使 用 し た 。 接 触 角 度 θ はいが，非接触の測定機よりも高い精度で測定が可能であ

0,15,30,45,60,75°の 6 条件で測定を行った。ブロックる。三次元座標測定機で曲面形状を測定する場合の課題

ゲージの長さを算出する際は，測定面と接触子の接触位として，測定子が測定面に対して法線方向以外から接触置による誤差を取り除くために，半径補正なしでデータした場合に，測定子の滑りが測定結果に影響を及ぼすこを出力した。

3)とが考えられる 。
そこで本研究ではブロックゲージや曲面形状を有するワークを測定し，測定子の接触方向による滑りの影響について調査を行った。

*

栃木県産業技術センター

機械電子技術部

図１- 63 -

測定模式図

図２

測定セットアップ栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

表１ ブロックゲージ仕様
メーカ
株式会社ミツトヨ
製造番号No.184655
ブロックゲージ等級
K級
呼び寸法
100mm
中央寸法の寸法差+0.097µm
校正年月日
2022 年 10 月
表２
測定子
接触角度
半径補正
２．２

測定条件
直径２mm，鉛直方向
0,15,30,45,60,75°なし

曲面形状ワークを用いた滑り検証

曲面形状を有するワークを点測定するときの測定子の滑りの影響について検証した。まず測定に用いるワークの設計・加工を行った。製作したワークを図３に示す。
図４

φ30mm の丸棒を旋盤で加工し，R10 の曲面形状を生成しワーク測定模式図

た。測定の際の表面粗さの影響を小さくするために，旋盤加工後に金属磨きで研磨を行い，表面粗さ Ra0.05µm，
Rz0.17µm とした。測定の模式図を図４に，測定条件を表

表３
測定子

測定条件
直径 2mm，鉛直方向する場合と，（2）垂直方向から接触する場合でそれぞれ

接触位置

X=5.5～14.5 の範囲で 1mm ピッチ

点測定を行い，法線方向接触の座標値から垂直方向接触

接触方向

測定面の法線方向,垂直方向の座標値を減算することで，垂直方向接触の場合の滑り

半径補正

なし

３に示す。接触位置 X に対して（1）法線方向から接触量を求めた。接触位置 X は，X=5.5～14.5 の範囲で，1mmピッチで測定を行った。ブロックゲージの測定と同様に，測定面と接触子の接触位置による誤差を取り除くために，半径補正なしでデータを出力した。測定セットアップを図５に示す。図５（a）は三次元座標測定機の機械座標系を示している。測定時のプローブ駆動面による影響を調査するため，測定する断面を機械座標系の ZX 平面に一致させた場合（図５（b））と，XY 平面に一致させた
場合（図５（c））の 2 パターンで測定を行った。

（a）三次元座標測定機の機械座標系（a）ワーク３Ｄモデル
図３（b）ZX 平面での測定（b）ワーク写真

図５

曲面形状ワーク- 64 -（c）XY 平面での測定

測定セットアップ栃木県産業技術センター

３
３．１

結果及び考察３．２

研究報告

No.20 (2023)

曲面形状ワークを用いた滑り検証の結果

ブロックゲージを用いた滑り検証の結果点測定した座標値をプロットしたグラフを図８に示

図６に測定子の接触角度に対するブロックゲージのす。図８の曲線は倣い測定で取得した測定断面の輪郭曲

測定値をプロットしたグラフを示す。2 点間の空間距離線を示している。図８（a）, （b）のいずれの場合におは，接触角度 30°までは，垂直に接触する場合と比較しいても，測定点の座標値は輪郭曲線上に存在するが，接てほぼ同じ値であったが，接触角度 45°を超えると増大触する面が急角度であるほど，法線方向接触の場合と垂した。これは図７に示すように，測定面接触時に測定子

直方向接触の差が大きくなり，垂直方向から接触した点が滑り，ブロックゲージの長さを斜めに測定しているこは法線方向から接触した点と比較して測定子が接触方とが原因と考えられる。一方で Y 方向の 2 点間距離につ向に進みすぎていることが読み取れる。これは垂直接触

いては，2 点間の空間距離で確認された滑りの影響はなにおいて測定子の滑りが発生したことが原因と考えらく，接触角度が大きくなっても一定であった。すなわち

れ，接触する面が急角度であるほど滑り量は大きくな

ブロックゲージのような直方体の長さを測定する場合，る。図９に横軸に測定面の斜面角度を，縦軸に滑り量を

2 点間の空間距離は滑りの影響を受けてしまうが，2 点プロットしたグラフを示す。図９から斜面角度約 70°の間の測定方向に対する距離（この測定では Y 方向）を算

斜面では滑り量が約 250μm になることが明らかになっ出すれば，滑りの影響のない測定結果を得ることができた。また，斜面角度が 3°の面に接触した場合でも 10～る。

20µm ほどの滑りが発生していることがわかった。以上から，三次元座標測定機を用いて曲面形状の点測定を行う
場合，測定子の接触方向が測定面の法線方向からわずか102.007でもずれると，誤差の要因になると考えられる。

102.006

２点間の空間距離102.005

２点間のY方向の距離-5-5102.004

輪郭曲線-7102.002102.001

垂直方向からの接触-9法線方向からの接触-7

Y座標値[mm]

Z座標値[mm]102.003

輪郭曲線

法線方向からの接触
N=3

-11
-13

垂直方向からの接触

-9

N=3

-11
-13

102
-15

-15
5

101.999
0

10

20

30

40

50

60

70

11

13

15

5

7

X座標値[mm]

図８

9

11

（b）XY 平面測定結果

曲面形状ワーク測定結果

0.35

測定子の滑り

ZX平面

0.3
XY平面
N=3, error bar MAX-min

空間距離

滑り量[mm]

0.25

Y方向距離

Y

Z

X

0.2

0.15

0.1

0.05

測定子の滑り

θ

0

接触方向

0

10

20

30

40

50

60

70

斜面角度θ[°]

図７

測定結果の考察図９- 65 -

13

X座標値[mm]（a）ZX 平面測定結果

ブロックゲージ測定結果

接触方向

9

80

接触角度θ[°]

図６

7

θ

ブロックゲージ長さの測定値[mm]N=3,error bar MAX-min

斜面角度に対する滑り量の変化

8015栃木県産業技術センター 研究報告

４No.20 (2023)

おわりに（3）三次元座標測定機を用いて曲面形状の点測定を行ブロックゲージや曲面形状を有するワークを測定し，う場合，測定子の接触方向が測定面の法線方向に測定子の接触方向による滑りの影響について以下の知対してわずかでもずれると，測定誤差の要因にな

見を得た。

る。

（1）ブロックゲージの長さ測定において，接触角度が大きくなると，2 点間の空間距離は測定子の滑りの影

参考文献

響を受ける。一方で，ブロックゲージの長さ方向の

1) 渡邉真莉： "計測と制御 "，61 巻，10 号，762-769，

2 点間距離は滑りの影響を受けない。

（2022）
2) 赤羽孝彦： "精密工学会 "，85 巻，5 号，396-400，（2）曲面形状を点測定する場合，測定面に対して測定子を垂直方向から接触させた場合では，法線方向から（2019）
3) 岸浪建史，中村久，斎藤勝政，亀井明敏: "精密工学接触させた場合と比較して，測定子の滑りによって

会誌 "，52 巻，８号，1420-1425，（1986）

座標値に誤差が生じる。約 70°の斜面では約 250µmの誤差が生じ，3°の斜面でも 10～20µm の誤差が生じる。

- 66 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

BI ツール・RPA ツール等を活用したデータ収集・可視化及び定型作業自動化の検討
八木澤

秀人＊

島田 智＊

Data Collection and Visualization using BI and RPA tools andStudy of Automation of Routine Tasks
YAGISAWA Hideto and SHIMADA Satoshi
近年，活用が進んでいる BI ツール，RPA ツール等を用いて，ローコードベースでデータ収集と可視化を実現する仕組みを構築した。本システムでは，センサデバイスをサーバ化し，RPA ツールからアクセスすることでデータを収集し，そのデータを csv ファイル形式で保存することで直接データを参照できる形とした。
また，そのファイルに対して BI ツール等を用いてデータの結合・整形を自動化することで複数のセンサデ
ータの可視化を実現した。
さらに，これらのツール群を活用した産業技術センター業務の自動化にも取り組み，定型作業の自動化が可能かについても検証を行った。
Keywords: BI ツール，RPA ツール，IoT，可視化，センシング

１

はじめに

トに比べて扱う上でのハードルは低いと考えられる。

県内ものづくり企業が IoT 要素技術や AI 技術を活用

そこで本研究では，プログラミングの経験がなくてもし，自社の生産性向上や競争力強化を図ることを支援す

比較的扱いやすい RPA ツールを用いてデータ収集を行るため，産業技術センターでは IoT・AI 関連の研究を実い，BI（Business Intelligence）ツールや一般的なオフ

施しノウハウを蓄積するとともに，スマートものづくりィスソフトと連携・可視化を実現することにより，ロー研究会等を通じ，県内ものづくり企業における身の丈

コード・ノーコードベースでデータの収集・可視化を行

IoT 活動を支援している。研究会活動を機に，自社の IoTえる仕組みを検討した。加えて，蓄積データに対して RPA

化に取り組み始めた企業も出てきている一方で取組がツールや BI ツールを用いて，日次，週次等のデータ集停滞している企業もあり，こうした企業に聞き取りした計処理の自動作成を行うことにより，定型作業の自動化

1)

結果では，Python 等のテキストベースのプログラミン

が可能かについて検証を行った。

2)

グ 言 語 や ， デ ー タ の 蓄 積 で 使 わ れ る MySQL 等 の RDB（Relational Database），データベース操作のための２

SQL（Structured Query Language）などに馴染みがなく

２．１

ハードルが高いと感じていることが要因として挙げら

２．１．１

れている。

研究の方法

データ収集・可視化システム
システム要件検討

システムを構築するにあたり，以下 3 つの課題を抽出

一方，デジタル技術の進展に伴い，データ可視化や定し，それぞれの対応策を検討した（図１）。

型作業自動化のための各種ソフトウェアも市販されて２．１．２

きており，こうしたサービスを自社の業務改善に活かす

ツール選定・システム構成検討

次に，２．１．１で検討した要件を満たすためのツー

企 業 も 徐 々 に 増 え て き て い る 。 特 に ， RPA （ Robotic

ルの選定及びシステム構成の検討を行った。

Process Automation）ツールについては，定型業務の自今回使用するツールは，動化を目的とし，プログラミングに不慣れな人でも扱え・企業が保有する PC 環境でも導入が容易なことるようなユーザインターフェースを備えていることか

・企業保有の PC の OS として，Windows OS のシェア

ら，プログラミング言語やエンジニア向けツール・ソフ＊

栃木県産業技術センターが高いことを 考 慮 し ， RPA ツ ー ル に は Microsoft 社 の Power

機械電子技術部- 67 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

Automate Desktop 3)，BI ツールには同じく Microsoft 社

２．２

4)

の Power BI Desktop を 採 用 し た 。 ま た ， 最 近 の

２．２．１

5)

Microsoft Excel では，Power BI Desktop と同様に，ETL（ Extract-Transform-Load）機能を持つ Power Query

定型作業自動化対象業務の選定

自動化の検証を行う業務の選定にあたって，以下の点6）が備わっており，データ整形処理の自動化が可能なことを考慮した。
・決まった手順に沿って実行するルールベースの業から Power BI Desktop，Microsoft Excel 双方で可視化

務を実現することとした。

・定期的に発生する業務

シ ス テ ム 構 成 と し て は ， 図 ２ に 示 す と お り ， Power・手作業の場合にヒューマンエラーが発生する可能

Automate Desktop を用いてセンサデバイスからデータ性のある業務取集を行い，デバイスごとのデータを単一ファイルで保

上記 3 点を考慮し，以下の 2 つの業務を選定した。

存する。その後，保存したファイルに対して Power BI①月次報告の集計作業

Desktop，Microsoft Excel 上の ETL 機能を活用するこ②HP 更新作業とでデータの整形・可視化処理を自動化する。

２．２．２

対象業務の現状把握

次に，選定した 2 つの業務についてそれぞれの業務の現状把握を行った。
①月次報告の集計作業
月次報告の集計作業業務では，情報システム上から必要なデータをダウンロードし，ダウンロードした csv 形
式のデータを基に，データの集計作業を行い，最終的に報告用ファイルへの入力を行っている（図３）。
②HP 更新作業
HP 更新作業では，当センターHP で定期的に更新を行う必要があるコンテンツに対して，アップロード用ファ
イルの元データに適宜入力を行い，定期的にそのファイルを pdf 形式ファイルに変換後，センターHP の管理者
用ページからデータをアップロードし，一般閲覧用ページから更新の確認を行うフローとなっている（図４）。
図１

システム要件図３

現状の業務フロー（月次報告集計作業）

図４

図２

システム構成- 68 -

現状の業務フロー（HP 更新作業）

栃木県産業技術センター

２．２．３

自動化処理の検討

研究報告

No.20 (2023)

ることを確認した。なお，収集したセンサデータについ選定した 2 つの対象業務について，それぞれ自動化をては，期間の関係上，環境データ（温湿度）2 か所と稼適用する箇所の検討を行った。

働データ（クランプ電流）1 か所分に限定した。

①月次報告の集計作業

３．１．２

この業務においては，以下の部分について自動化処理

データ可視化

３．１．１に示したとおり，RPA ツールを使用するこが可能であると考えられる。

とで，温湿度センサやクランプセンサごとに csv 形式で・対象データダウンロードの自動化：RPA ツールを用

ファイルが保存されるため，そのデータを直接参照する

いて情報システム上から必要なデータを自動的にことでデータの確認は可能となる。

ダウンロードする。

一方で，全体を通してデータを確認したい場合には個・データ集計の自動化：ダウンロードしたデータに別ファイルのままでは不向きのため，BI ツール等を用い

ETL ツールを適用して自動的に変換・集計する。

てデータの結合・整形・可視化を行った。

ただし，情報システム上からのデータの自動ダウンロ

各 セ ン サ デ ー タ の 結 合 処 理 に つ い て は ， Power BIードについては，システム環境の制約から実施が難しい

Desktop 及び Microsoft Excel に備わる Power Query をため対応を見送り，データ変換の自動化についてのみ

活用し，下図に示すように，各センサの横持ち形式のデ

Microsoft Excel を用いて検証を行うこととした。

ータを縦持ち形式に変換し，一つのテーブルにまとめる②HP 更新作業処理を作成した（図７）。

この業務においては，以下の部分について自動化処理が可能であると考えられる。
・ファイル変換の自動化：アップロード用のファイルを自動的に pdf 形式ファイルに変換することで，手動での変換作業を不要とする。
・ファイルアップロードの自動化：自動的にデータをアップロードすることで，手動でのアップロード作業が不要となる。
こちらについては，RPA ツールを用いて検証を行うこ
ととした。

図５
３

３．１

ブラウザでアクセスした場合の応答例

結果及び考察データ収集・可視化システム

３．１．１

データ収集

センサデバイス部については， M5Stack 7）や RaspberryPi 8)を使用し，プログラムについても過去の研究 9)で開発したものを大部分活用することで開発効率の向上を
図った。

図６

センサデータの格納イメージ

図７

各センサデータの結合イメージ

RPA ツールでデータ取得を行えるようにするため，RPAを動かす PC をクライアント側，センサデバイスをサーバ側とし，PC 側から HTTP リクエストを行うことでセンサデバイスにアクセスし，最新のセンサデータをレスポ
ンスで返してもらう形とした。レスポンス時のデータ形式については，RPA ツールでパース（構文解析）しやす
いように JSON 形式とした（図５）。その後，RPA ツール
を用いて，センサから取得した 1 回分の JSON 形式のデータをテーブル形式の 1 レコードの形に変換し，csv フ
ァイルの末尾に挿入するシナリオを作成した（図６）。
これら一連のプロセスをシナリオ化し，1 か月程度動作させ，問題なく複数センサからデータが収集・保存でき- 69 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

次に，結合したデータを読み込み，Power BI Desktop

４

おわりに

と Microsoft Excel それぞれで可視化用のダッシュボー

今回の研究で，以下のことに取り組み，ローコードツ

ドを作成した。ダッシュボード化することで，センサデールによるデータ収集・蓄積・可視化の仕組みを構築し，ータがテーブルに追加された後も，改めてデータを読み実際に動作することを確認した。

込むことでグラフ部分が更新されることを確認した。

（1）既存のセンサデバイスから RPA ツールを使用してなお，開発を進める上で，これらダッシュボードはウ

センサデータの取得，csv ファイルへの保存を行う

ェブアプリと比較し，時系列データの期間範囲の大幅なシナリオを作成し，問題なく動作することを確認

変更（日時表示→月次表示）に追従することが難しいこした。

とが判明したが，複数シート（日次表示用，月次表示用（2）csv データの読込み・整形・可視化までを自動化さなど）に分けてダッシュボードを作成することで対策はせるダッシュボードを作成した。

可能であると考えられる。
３．２

また，これらのツールを活用することでセンター定型

定型作業自動化

３．２．１

業務の自動化についても一部実現できる可能性がある

月報集計作業

ことを検証できた。

職員が集計用に情報システ ムからダウンロードした
データについて，Microsoft Excel の Power Query，Power

参考文献

Pivot 機能を活用し，集計に必要なデータ整形・結合処

1) Python： "https://www.python.org/ "理の自動化を図った。なお，集計作業において，定型処

2) MySQL： "https://www.mysql.com/jp/ "理が行えない，手動での作業が必要な箇所が一部あった

3) Power Automate Desktop："https://powerautomate.

ため，その部分についてはセンター職員が補完する形とmicrosoft.com/ja-jp/robotic-process-automation

した（図８）。

/ "，Microsoft 社

３．２．２4) Power BI Desktop： "https://powerbi.microsoft.c

HP 更新作業om/ja-jp/desktop/ "，Microsoft 社

職員が入力を行ったアップ ロード用ファイルに対し

5) Microsoft Excel： "https://www.microsoft.com/jaて，Power Automate Desktop を用いて，ファイルの変換-jp/microsoft-365/excel "，Microsoft 社

処理，HP 用管理ページへのアップロード処理を行うシナ

6) Power Query： "https://learn.microsoft.com/ja-j

リオを作成し，自動化を図った（図９）。作業の自動化

p/power-query/ "，Microsoft 社

が行えることを確認した一方で，シナリオがエラー停止
する場面もあった。これは，画面遷移の処理において，

7) M5Stack： "https://m5stack.com/ "，M5Stack 社

ある画面から別の画面に切り替わる場合のタイミング

8) Raspberry Pi： "https://www.raspberrypi.org/ "，依存で発生していると考えられる。今後，処理が遷移す

ラズベリーパイ財団
9) 島田智,八木澤秀人： "栃木県産業技術センター研究る際の待機条件を再検討することで改善を図る。

報告 "，No.19，51-56，（2022）

図８

対応後の業務フロー（月次報告集計作業）

図９

対応後の業務フロー（HP 更新作業）- 70 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

ポリプロピレン樹脂の結晶化度制御による接着性向上
益子 朱音*

男澤 嶺*

大森

和宏*

Improvement of Adhesive Properties by controlling crystallinity of polypropylene
MASHIKO Akane, OTOKOZAWA Ryo and OMORI Kazuhiro
様々な熱プレス成形条件で作製した結晶化度が異なる PP 成形板に対し，UV 処理の後，SUS304 との接着強さの評価を行い，結晶化度と接着強さの関係を調査した。結晶化度は冷却温度 40℃で最も低く，徐冷で最も高くなり，プレス温度よりも冷却温度の影響が大きいことが確認された。PP 成形板の水に対する接触角は UV 照射 20 分で最も低下した。PP と SUS304 の接着強さは UV 照射 3 分又は 20 分で最大となり，UV 照射 60分では低下した。また，結晶化度が高い方が接着強さは大きくなる傾向が見られた。
Key words: 結晶化度，接着強さ，UV 処理

１

はじめに

２

自動車産業では，大型のバッテリー搭載等による車重

２．１

研究の方法

材料

の増加が課題となっており，燃費向上に向けた軽量化へ

PP はペレット（J106MG，プライムポリマー㈱）を使用の要求は従来にも増して高まっている。このため，適材

し，SUS304 はテストピース（150mm×70mm×t0.8mm，TP

適所に材料を使用するマルチマテリアル化が進んでお技研㈱）を使用した。接着剤はエポキシ樹脂（ボンド E

り，様々な異種材料を接合するための接着技術の重要性

セット、コニシ㈱）を使用した。

が高まっている。

２．２

PP 板の成形

近年，自動車の重量に占める樹脂の構成比率は増加し

PP のペレットをプラスチックカッティングミル（PLC-ており，現在は約 1 割に達すると推定され，その中で，2M，大阪ケミカル㈱）を用いて粉砕した。粉砕材をミニ

ポリプロピレン（PP）は全樹脂の約 50％を占める。PP は

テストプレス（MP-WNL,㈱東洋精機製作所）を用いて，プ

軽量かつ成形性に優れることから，インパネ，ドアトリレス温度 180℃又は 230℃で 5 分間，20MPa で熱プレス

ム，ピラー等の内外装で多く使用されている一方，表面成形し，100mm×100mm×t0.5mm の PP 成形板を作製した。

張力が小さく難接着性という欠点があり，PP を接着する

PP の結晶化度を変化させるため，プレス後の冷却温度はためには表面処理が必要となる。樹脂の表面処理方法と40℃冷却，120℃冷却，徐冷の 3 通りとし，40℃冷却及して，化学処理，火炎処理，プラズマ処理があるが，環び 120℃冷却は 5 分間冷却し，徐冷は冷却速度約 1℃/min

境負荷や熱変形，基材表面が荒れる等の問題がある。一で 70℃以下になるまで冷却した。続けて，PP 成形板を方，紫外線（UV）処理は試料に UV を照射することで表140℃の定温乾燥器内で 30 分，3 時間，6 時間保持し，面に極性基を導入し濡れ性を向上させるため，環境負荷

熱処理 PP 成形板を作製した。

や基材表面へのダメージが少ないという利点がある。

２．３

UV 処理と接着

他方，結晶性高分子において，酸化等の反応は非晶領

UV ランプ（UV253MINI,フィルジェン㈱）を用いて各 PP域で起きることが知られており 1)，UV 処理による表面改成形板に対して，波長 185nm 及び 253nm の UV を 3，10，

質効果は結晶化度等の表面構造の影響を受けると推察

20，30，60 分間照射した。なお，UV ランプと試料間のされる。しかし，結晶化度と UV 処理効果及び接着強度

距離は 3mm とした。その後，速やかに接触角計（DMs-400,を結びつけた報告は少ない。

協和界面科学㈱）を用いて UV 処理した PP 成形板の水にそこで本研究では，樹脂成形品の結晶化度の違いが，UV 処理による改質効果や樹脂と金属の接着強度に及ぼ対する濡れ性を接触角で評価した。測定には蒸留水を用
い，滴下量は 2μL とした。

す影響を検討したので報告する。

次に，PP 成形板を 10mm×40mm の大きさに切り出し，
UV ランプを用いて 10×10mm2 の範囲に UV を 1，3，20，*

栃木県産業技術センター

60 分間照射した後，速やかに UV を照射した範囲に接着

材料技術部- 71 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

剤を厚さ 0.3mm で塗布した。その後，10mm×70mm の大き（結晶化度 47.8％），180℃でプレスした後徐冷し作製

さに切り出した SUS304 を張り合わせ接着した。なお，

した PP 成形板を 180℃→徐冷（結晶化度 51.4％）とし接着層の厚みは 0.3mm のステンレスワイヤーを挟んで調た。

節した。接着剤が硬化した後，PP 成形板の接着面の逆側に別途 SUS304 を張り付けて補強し 23℃，45％RH で 3 日

表１

養生したものを接着試験片とした。

No

２．４

評価

1
2
3
4
5
6

PP 成形板の結晶化度は，当該試料を約 5mg 切り出してアルミパンに詰め，示差熱量計（DSC7020,㈱日立ハイテクサイエンス）を用いて 10℃/min の速度で 200℃まで昇温し，融解熱⊿H を測定し，以下の式（1）より算出

各成形条件における PP 成形板の結晶化度
プレス温度
（℃）
180
230
180
230
180
230

冷却温度
（℃）
40
40
120
120
徐冷
徐冷

結晶化度
（％）
43.5
42.8
47.8
47.7
51.4
51.1

した。
結晶化度（%）＝（⊿H／⊿Hc）×100（1）

続いて，冷却温度が異なる 3 種類の PP 成形板を 140℃

ここで，⊿Hｃは PP 完全結晶体の融解熱であり，⊿Hc＝で所定の時間熱処理を行い，熱処理が結晶化度に与える

207J/g 2)の値を用いた。

影響について検討した。図１に各成形条件における熱処

PP 成形板の結晶構造は，X 線回折装置（RINT2100H,理理 PP 成形板の結晶化度を示す。成形条件に関係なく，

学電機工業㈱）を用いて解析した。

すべての PP 成形板で 140℃の熱処理により結晶化度がPP と SUS304 の接着強さは，万能材料試験機（AG-50KNI

増加することが確認された。加熱保持中に結晶が成長しM2，㈱島津製作所）を用いて試験速度 1mm/min，つかみ

たため，結晶化度が増加したものと考えられる。また，

具間距離 50mm で引張せん断接着強さ試験を行い評価し成形条件と結晶化度の増加量との間に明確な関係性はた。

見られなかった。

接着試験片の破壊形態は，引張せん断接着強さ試験を行った PP 側の接着破壊 面 を走査型電子顕微 鏡（JSM6010PLUS/LA,日本電子㈱）を用いて観察し評価した。また，破壊後の SUS304 側に付着した接着剤をフーリエ変
換赤外分光光度計（FT/IR-4600,日本分光㈱）及び熱分解
ガスクロマトグラフ質量分析計（GCMS-QP2010Ultra，㈱島津製作所）を用いて分析した。
３
３．１

結果及び考察PP 成形板の結晶化度および構造

プレス温度と冷却温度が異なる 6 種類の PP 成形板を図１作製し，成形条件が結晶化度に与える影響について検討

各成形条件における熱処理 PP 成形板の結晶化度；■180℃→40℃（結晶化度 43.5％），

した。表１に各成形条件における PP 成形板の結晶化度▲180℃→120℃（結晶化度 47.8％），を示す。PP 成形板の結晶化度は，プレス温度 180℃及び◆180℃→徐冷（結晶化度 51.4％）．

230℃において冷却温度 40℃で最も低く，徐冷で最も高くなった。また，プレス温度 180℃及び 230℃の条件で次に，各 PP 成形板の結晶構造について X 線回折装置作製した PP 成形板の結晶化度を比較すると，すべてのを用いて解析した。図２のとおりすべての PP 成形板で冷却温度条件においてプレス温度による差は見られな

同一の回折ピークが観測されたことから，成形条件に関かった。このことから，プレス温度が結晶化度に与える係なく同一の結晶構造を有することが確認された。

影響は少なく，冷却温度による影響が大きいことが確認された。このため，以降の実験ではプレス温度は 180℃一定とした。また以降は，180℃でプレスした後 40℃で冷却し作製し た PP 成形板 を 180℃→40℃（結晶化度43.5％）と表記することとし，同様に 180℃でプレスした後 120℃で冷却し作製した PP 成形板を 180℃→120℃- 72 -

栃木県産業技術センター

図２

各 PP 成形板の X 線回折パターン；

図４

研究報告

No.20 (2023)

UV 処理による PP と SUS304 の接着強さ；（a）180℃→40℃（結晶化度 43.5％），■180℃→40℃（結晶化度 43.5％），（b）180℃→120℃（結晶化度 47.8％），▲180℃→120℃（結晶化度 47.8％），（c）180℃→徐冷（結晶化度 51.4％）．

◆180℃→徐冷（結晶化度 51.4％）．

３．２

PP の UV 処理と接触角は低下した。

図３に各 PP 成形板への UV 照射時間が接触角に及ぼす引張せん断接着強さ試験における破壊形態は，UV 照射

影響を示す。すべての PP 成形板で UV 照射時間が 10 分

1 分及び 60 分では PP 成形板と接着剤の界面での破壊でまでの間に接触角は急激に下がり，UV 照射 20 分で最もあり，UV 照射 3 分及び 20 分では PP 成形板と接着剤の接触角が低くなり，それ以降では接触角が上がった。UV

界面での破壊又は PP 成形板の材料破壊であった。UV 照

処理により樹脂表面に親水基が生成したことで接触角

射 1 分では，UV 処理による改質が不十分であったためが下がったと推察される。結晶性高分子は非晶領域で酸PP 成形板と接着剤の界面で剥離したと考えられる。一化等の反応が起きることが知られており，結晶化度が低方，UV 照射 60 分で接着強さが低下したことについて考いほど短時間で接触角が低下する又は接触角がより低察するため，引張せん断試験を行った PP 成形板の接着

下すると予想したが，本研究で検討した結晶化度の範囲

破壊面を走査型電子顕微鏡（SEM）を用いて観察した。図においては結晶化度の違いによる明確な差は見られな

５に PP 表面の SEM 画像を示す。引張方向に対して垂直かった。

に線状の跡が生じており，一部塑性変形し PP 表面が剥がれたと思われる様子が観察された。

図３

各 PP 成形板における UV 照射時間による接触

図５

角測定結果；PP 接着破壊面の SEM 画像；
矢印は引張方向を示す．

■180℃→40℃（結晶化度 43.5％），▲180℃→120℃（結晶化度 47.8％），

また，フーリエ変換赤外分光光度計（FT-IR）及び熱分◆180℃→徐冷（結晶化度 51.4％）．

解ガスクロマトグラフ質量分析計（熱分解 GC-MS）を用
いて PP 成形板と接していた側の接着剤の分析を行った

３．３

ところ，FT-IR で 1,378cm －1 に PP 由来と思われる成分が接着強さ

図４に PP 成形板の UV 処理時間と SUS304 との接着強検出され，熱分解 GC-MS ではリテンションタイム 5.5 分

さの関係を示す。接着強さはすべての PP 成形板においに PP の熱分解生成物である 2,4－ジメチル－1－ヘプテて UV 照射 3 分又は 20 分で最大となり，UV 照射 60 分でンと思われるピークが検出された。以上より UV を 60 分

- 73 -

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

間照射した PP 成形板は PP 表面で破壊したことが明らか

参考文献になった。UV 処理を過剰に行うと極性基が導入され濡れ

1）角岡正弘："日本ゴム"，68（5），274，（1995）

性は向上するが，同時に表面の分子鎖は切断され低分子

2）Roger L.Blaine：THERMAL APPLICATIONS NOTE

量化することが知られている

3)。UV 照射 60 分で接着強Polymer Heats of Fusion，Table１－Polymer

さが低下したのは，低分子量化により生成した脆弱層にHeats of Fusion
3）小川俊夫： "プラスチックの表面処理と接着 "，共立よるものと考えられる。
また，UV 処理した PP 成形板の水に対する接触角（図出版，95，（2016）4）刈茅孝一，高橋清久： "日本複合材料 "，21（1），３）と接着強さ（図４）を比較すると，180℃→120℃（結晶化度 47.8％）及び 180℃→徐冷（結晶化度 51.4％）は8，（1995）
5）植松市太郎，植松淑子： "高分子 "，10（3），285，

UV 照射 3 分で接着強さが最大となり，接触角が最も低下した条件で接着強さが最大となるわけではないこと（1961）

が明らかになった。このことは，UV 照射による PP 表面

6）杉村博之："成形加工",30（3）,107，（2018）の改質は非晶領域における極性官能基の導入による濡

7）北尾幸一，鶴田秀和： "高分子論文集 "，52（8），れ性向上の効果よりも脆弱層の形成による強度低下の497，（1995）
8）佐藤千明： "表面技術 "，67（12），644，（2016）

影響の方が大きかったためと推察される。
また，接着強さは PP 成形板の結晶化度が高い方が大きくなる傾向が見られた。結晶性樹脂は結晶化度が高くなると弾性率が高くなることが知られており 4)-5），結晶化度が高くなることにより，表面の剛性が高くなったことが一つの要因と考えられる。
４

おわりに様々な成形条件で熱プレス成形により PP 成形板を作製し，成形条件による結晶化度の影響を確認した。また，結晶化度の違いが UV 処理による改質効果や樹脂と金属の接着強度に及ぼす影響について評価し，以下の知見を得た。
（1）結晶化度に関係なく，PP 成形板で UV 照射時間が 10分までの間に接触角は急激に下がり，UV 照射 20 分
で最も接触角が低くなり，それ以降では接触角が上がった。
（2）PP と SUS304 の接着強さは，UV 照射 3 分又は 20 分で最大となり，UV 照射 60 分では低下した。また，結晶化度が高い方が接着強さは大きくなる傾向が見られた。
（3）UV を 60 分間照射した後 SUS304 と接着強さ試験を行った PP 成形板は，表面に形成された脆弱層で破壊したことが分かった。

- 74 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

インクジェットプリンタによるテキスタイル製品の生産効率化
吉葉 光雄*

飯沼 友英*

Research on Production Efficiency of Textile Products using Inkjet PrinterYOSHIBA Mitsuo and IINUMA Tomohide
柄の自由度が高く多品種少量生産に適しているテキスタイルインクジェットプリンタの特徴を活用
し，テキスタイル製品の生産効率化を目指すため，型紙データと柄データの一体化を検討するとともに，試作による検証を行った。その結果，柄のつながりや審美性を考慮したデザインの作成・調整を行う一連の手順を確立した。
Key words: テキスタイルインクジェットプリンタ，型紙，デザイン

１

はじめに

また，テキスタイルインクジェットプリンタは柄の自近年ものづくりの現場では，デジタルトランスフォー

由度が高く，納期短縮，多品種少量生産に適しているこ

メーション（DX）に代表されるようにデジタルツールをとから，製品の差別化や生産の効率化につながる手法が利用した情報の連携が進んでおり，繊維産業でもデジタ期待される。本研究では，これらの特性を活用し，縫製

ル化が徐々に浸透してきている。また，SDGs の概念が広した際の柄あわせを考慮した柄配置について検討を行まるにつれ，生産時の環境負荷が注目を集めるようにな

い，型紙と柄データを一体化してプリントする手法を確っている。繊維製品については，製品になるまでに必要立することを目標とした。

となるエネルギーや水の消費量が多く，生産現場での対応が求められる。

２

こうした情勢を受けて注目されつつあるのが，インク

２．１

研究の方法

型紙・図案のデザイン検討・作成

ジェットプリンタによるテキスタイルの捺染である。テ

型紙のデータについては，製品の企画を想定して，セキスタイルインクジェットプリンタによる捺染は，20 年

ンターで所有する 9A（成人女性の標準体型）の人台から以上前から普及が始まっており，当初はフラットベッド

立体裁断で採寸を行った。一般的には採寸した型紙はデタイプのものが主流であったが，現在では紙用の大判プ

ジタイザーやスキャナで取り込み，アパレル CAD のデー

リンタと同様の形状をしたタイプも広く普及している

タとするが，本研究では簡便な方法としてデジタルカメ（図１）。プリンタ本体の性能向上とともに，制御 PC やラで撮影，画像化し，CAD データにする方法を試みた。

ソフトウェアも進化しており，またデジタルとの親和性

また，図案はセンター所有のデザイン資料データを活用が高く，捺染時のエネルギー消費が少ない。このようなし，加工して用いることとした。

特徴から，従来からのメーカーに加え，大手プリンタメ

２．２

ーカーも参入している。

型紙と図案一体データの調整

２．１で準備した型紙と図案のデータについて，縫製の際の審美性を念頭に合成を行い，併せて位置合わせ精度を評価するためのパターンも配置した。その後制御 PCにデータを取り込み，制御ソフトによりインクジェット
捺染の生地幅に合わせて配置した。
２．３

試作（プリント～縫製）

２．２で作成した画像データをテキスタイルインクジェットプリンタ（㈱ミマキエンジニアリング製

Tx2-1600）で捺染し，スチーム処理，ソーピング処理等の後
図１

テキスタイルインクジェットプリンタ

縫製を行い，マネキンに試着して，型紙の整合性や図案の位置合わせ精度等の確認を行った。

＊ 栃木県産業技術センター繊維技術支援センター- 75 -

栃木県産業技術センター

３
３．１

研究報告

No.20 (2023)

結果及び考察A

型紙データ作成と図案の検討

B

パターンメーキングの様子を図２に示す。綿のシーチ
ング生地を使用し，虫ピンで人台に固定しながら形作った。今回使用したパーツは前身頃，後身頃，前スカート，
後スカートの 4 点であり，中心線やバストライン，ウエ
ストライン等を参照しながら固定やダーツの作成等を行い，合わせ目部分を鉛筆等でトレースした。
C

A:画像をもとに線を描画
B:体を動かすのに必要となるゆるみ入れ
C:作成した型紙データ
図４

型紙データの編集

型紙データと合わせて用いる図案データについて，もととなるデザイン資料のデータは，手書の絵をスキャンしたものである。これをデザインに使用できるように，モチーフの抽出・色まとめ・輪郭修正など一連の図案調
図２

パターンメーキング

整を Adobe Photoshop Elements®を使用して実施した（図５）。

描画が完了した布は，人台から取り外し，40 センチ間
隔で縦横にマーカーを配置したボードに装着後，三脚を用いてデジタルカメラで撮影した。なお，そのままではフォーカスが合いにくいため，十字型のマーカーを貼付して撮影することにより，シャープな映像を取り込むことができた（図３）。

40cm

図５
３．２
図３

図案の調整

型紙と図案一体データの調整

３．１で作成した型紙データと図案データの合成に作成したパターンの取込みは，引き続き Adobe Illustrator®を使用した（図６）。
撮影した画像は，マーカーを参照して歪み補正を行っ

型紙には体形にフィットさせるためにダーツが入ってた後，Adobe Illustrator®で輪郭部分を描画し直した。

おり，また前後で型紙が別々となっており，これを縫製

次に，人体の動きを考慮してゆるみ入れを行い，最終的した際に柄を合わせるには位置の確認が重要となる。今な型紙データとした（図４）。

回位置合わせを確認するために，図６に示すように試作- 76 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

する衣服の縫い合わせやダーツが複合する位置に大柄

マージンとして２％を追加し，ソフトウェアによりたてを配置したほか，左半身（向かって右側）には 5cm 間隔

方向４％，よこ方向３％拡大してプリントを行った。なで作図した市松模様をデザイン中に配置し，位置の精度

お，印刷に際しては，ソフトウェア上で生地が無駄になを確認することとした。また，縫い代だけでなくボタン

らないようデータの配置を行った。

ホールの位置等も併せて作図することで，効率化を図っ

表１

た。

左

A

寸法変化測定結果
中央

右

平均

たて方向

-1.8

-2.0

-2.3

-2.0

よこ方向

-0.9

-0.9

-0.6

-0.8

（単位：％）
プリントした生地は，寸法変化測定時と同様にスチー
ム処理，ソーピング等を行った後，アイロンがけ，仮縫
いを経て縫製し，完成とした（図８）。
CB

A:裁断ラインやボタン位置を付与
B:ダーツや後ろ身頃にまたがる部分に柄を配置
C:位置決めの精度を確認するための市松模様を配置
図６３．３型紙とデザインの一体化

試作（プリント～縫製）作成した画像データをテキ スタイルインクジェット
プリンタでプリントした場合，熱処理やソーピングで寸法が変化する恐れがある。そこで，JIS L1096 の手法に準じて図７に示した画像データをプリント後スチーム
処理，ソーピング等を行い，寸法の変化を確認した。
図８

左

中央

右

試作したワンピース

デザインの位置精度を確認 するために入れた市松模様分を拡大したのが図９である。縫製による緩和もある
ものの，ずれの大きさは最大１mm に収まった。その他の部分についても，想定した位置でデザインが自然につな

10cm

がった。

画像データ
図７

縫製部分

プリントサンプル
寸法変化率の測定

寸法変化率の測定結果は表１のとおりであった。プリ
ントはほぼ設計どおりの寸法であったが，処理後はたて方向で 2.0％，よこ方向で 0.8％収縮した。また中央と
図９

左右ではほぼ同様の結果であった。このことから，安全- 77 -

市松模様部分の縫製状況

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

また，今回作図時に型紙のラインに合わせて図案の切

４

おわりに

り抜き等を行ったが，縫製時に柄のつなぎをより自然に

テキスタイルインクジェットプリンタを活用し，型紙出すため，画像を切り抜くラインを 1～2mm 外側へ拡幅

データと柄データの一体化による柄のつながりや審美

し，重複部分をつくる必要があることも確認できた（図性を考慮したデザインの作成・調整を行う一連の手法を10）。また，作業のしやすさを念頭に縫製ラインをやや確立した。これにより地域内でテキスタイルインクジェ

濃色で設定したが，審美性向上のためには服の色と近似

ットプリント技術を用いた差別化された独自製品の開した単色が望ましい。

発が進めば，製品の競争力強化やブランド化が期待できる。
なお，デザイン開発に当たっては，繊維技術支援センター保有のデザイン資料の活用も可能である。
テキスタイルインクジェットプリンタは普及が進みつつあり，今後捺染方法の一つとして定着するものと予想される。一方従来の捺染技術は大量生産に適しており，今後用途に応じて棲み分けされるものと考えらえる。DX が繊維業界にも広がってゆく今後，県内産地での1～2mm 画像を重複させる

図 10

企画開発力強化の一助となれば幸いである。

画像の位置調整の改良案（イメージ）
参考文献

以上により，テキスタイルインクジェットプリンタを

1) 大野順之助： "ＡＦ立体裁断研究書１

使用した型紙データと画像の一体化は，製品開発に有効

キングの原理 " ，株 式 会社 ア ミコ

であることが示唆された。加えてソフトウェアにより簡（1985）

単に小サイズの見本も作成可能であり，試作開発の期間

2) 小池千枝： "文化ファッション講座

短縮やコスト低減に寄与できる。

パターンメーフ ァ ッシ ョン ズ
新・立体裁断 "文化出版局(1984)3) 中川信行： "速攻図解 Illustrator CS ",㈱毎日コミュニケーションズ
4) 佐瀬文彦ら："栃木県産業技術センター研究報告"，№
18，43-46，（2021）- 78 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

広幅の解し織における仮織の自動化に関する研究
井田 恵司*

堀江 昭次*A Study on Automation of Temporary Weaving in Wide Width HOGUSHI-ORIIDA Keiji and HORIE Shouji
繊維技術支援センターで開発した試製仮織織機の巻取部，開口部，飛杼部について電動化等を行い，実際に製織試験を行った。さらに，マイコンボードを活用し巻取部，開口部，飛杼部の連携を図ること
で，仮織の自動化に向けたモデルの構築に取り組んだ。その結果，千巻の電動巻取り機構，開口を確認する開口部機構，電動で緯糸を挿入する飛杼機構を製作し，試製仮織織機に組み込んだ。また，実際に仮織を行い，概ね１本/1.0ｃｍ以上であれば任意の緯密度で緯糸の挿入が可能であることを確認した。
さらに，仮織の自動化モデルとして，試製仮織織機に組み込んだ各種センサ等からの情報をマイコンボ
ードに集約するプログラムを開発し，作業者が開口するためのペダルを踏むだけで，緯糸の挿入までの工程を自動化させることに成功した。
Key words: 仮織，解し織，織機，自動化

１

はじめに

言えず，実用的な仮織織機の例を示し，企業における実大正から昭和初期にかけて流行した銘仙（着物）は，製機の導入促進を図る必要があった。

足利地域でも主に解し織の技法により，第二次世界大戦

そこで本研究では，以前の研究成果である試製仮織織

頃まで盛んに生産されていたが，洋装の普及に伴い生産機について，電動化を含む自動化に向けた検討を行い，量が減少した。さらに，企業数の減少や技術者の高齢化

実用的な仮織モデルの構築を図った。

等が追い打ちになり，地域内で安定的に解し織を一貫生産することは困難になっている。

２

一方で，銘仙の特徴の一つである絣模様が与えるレト

２．１

研究の方法

織機の動作・駆動方法の検討及び設計

ロモダンな印象は，国内外を問わず高い評価を得てお本研究では，経糸を千巻に巻き取る「巻取部」，緯糸り，地域の繊維関連企業群では，洋装に対応するためのを挿入するために経糸を上下に分ける「開口部」，緯糸銘仙（生地）の広幅化への取組や，これを含む繊維関連の挿入に使用する杼を経糸の幅の分だけ往復させる「飛製品のブランド化に向けた PR 活動を行い，最近では「足杼部」に着目し，電動化・自動化について検討を行った。

利銘仙」が地域団体商標登録に至っている。

試製仮織織機及び電動化を検討した各部分を図１に示

このような背景のもと，当センターでは，解し織に関す。

して洋装に対応するための広幅化や，捺染業を中心とした一貫生産による短納期化及びコストダウンを図る効率的生産体制の確立を目指して，企業支援や共同研究な
どに取り組んできた。
しかし，試作開発や製品化が進み，将来にわたる安定的な生産体制の確立が必要となる中で，解し織独自の工程である仮織について，広幅化への対応は担い手や規格が限られており，生産への対応が課題となっている。
平成 30 年度に実施した広幅の解し織における仮織の内製化を目指した共同研究 1) では，試製織機の開発及び試織は達成し，解し織に使用できることは確認したもの

図１の，手動であったため実用性の示唆については十分とは*
栃木県産業技術センター繊維技術支援センター- 79 -

試製仮織織機の電動化検討部分

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

各部については，動作を検証した上で，センサ等を用

３．１．２

開口部

いて糸や操作部分の動きを監視することの必要性や各開口部は，2 枚の綜絖を上下させることで，経糸を上駆動部分の電動化の必要性を検討した。仮織に従事する

下に動かし，緯糸を挿入するための杼口を作る動作を行

技術者の高齢化に伴い，作業者のスキルや経験によらなう部分である。実際に綜絖を上下させる動作は，改造前

い仮織を実現するため，できる限り手動・目視から電動・の機構をそのまま利用し，足踏み式のペダルで行うこと

センサ監視を積極的に取り入れるとともに，安価で容易とした。作業者は，緯糸を挿入する際，杼口が開いていに入手できる部材のみを用いるよう設計した。

る状態か，杼口が閉じている状態かを確認する必要があ

２．２

ることから，センサを使用し，綜絖が上下した状態すな

織機の改造と製織試験

２．１で示した検討結果を踏まえ，各部ごとにセンサ

わち，杼口が開いた状態を検知する機構を加えた。

やモータをはじめとした電動化部材等を試製仮織織機

３．１．３に組み込み，動作確認を行った。

飛杼部

飛杼部は，緯糸を収めた杼を，左右に往復させる動作

各部は，センサ等からの信号を受け取り，作業者に各を行う部分である。改造前は，手で杼を左右に動かして部の稼働状況を必要な情報としてまとめて提供するたいたが，慣れないと時間を要する工程であることから，

め，データの表示や警報の発出が可能なマイコンボード

ソレノイドを用いて，電動で経糸の幅の分だけ杼を飛ばとして M5 GO，M5 BASIC（M5Stack 社製）を接続した。

す機構を選定した。

巻取部，開口部，飛杼部全ての部分の改造後，製織試
験を実施した。製織試験で使用した経糸の規格は既報

３．２

2)

織機の改造と製織試験

３．２．１

巻取部の改造と同じとした。仮織で挿入した緯糸は，経糸と同糸（絹モータによる駆動で千巻を回転させ，経糸を巻き取る

紡糸，繊度 2/120〔約 150ｄ〕）を用いた。さらに，試織

駆動部分を製作し試製仮織織機に組み込んだ。製作した時の緯糸を挿入する間隔（緯密度）は，1 本/1.0cm 程度

駆動部分を図２に示す。

を最密とし，1 本/5.0 ㎝程度まで，密度を変えながら制御の可否を検討した。
２．３

自動化に向けた検討

仮織作業者のスキルや経験によらず，安定的に仮織を行うことができる実用的な仮織織機のモデルを示すた
め，２．２で試製仮織織機に取り付けたセンサ等から得られた情報を活用し，マイコンボード上で巻取部，開口部，飛杼部を連携させることにより，連続的に仮織工程

図２を行う手法の開発を行った。

巻取部駆動部分

駆動部分の巻取速度は，モータ制御用コントローラで可変式となっており，経糸の切れやすさや作業者の熟練

３３．１

結果及び考察度に応じて，適切な速度に調節することが可能である。

織機の動作・駆動方法の検討及び設計

３．１．１

また，巻取量を計測するため，「スイッチ式」及び「エ巻取部

ンコーダ式」の計測機構を試製仮織織機に取り付けた。

巻取部は，定速で千巻を回転し，経糸を巻き取る動作

それぞれの機構を試製仮織織機へ取り付けた状態とマを行う部分である。実際の巻取り作業工程では，経糸をイコンボードへ計測値を表示した例を図３及び図４にあらかじめ任意に指定した長さだけ巻き取り，完了を作示す。

業者に知らせる必要があることから，経糸の巻取り量を計測する機構を試製仮織織機に組み込むこととした。経糸の巻取り量を計測する機構については，以下に示す 2つの機構を選定した。
（1）試製仮織織機にスイッチを取り付け，千巻の逆回転を防ぐラチェットの歯車がスイッチを押した回
図３

数を計測する「スイッチ式」

スイッチ式巻取量計測機構（左：スイッチ部（2）試製仮織織機にロータリーエンコーダを千巻と接

右：マイコンボード表示）

各方式で巻取量の計測を行った結果，1 本/5.0ｃｍ程するように取り付け，千巻の回転量を計測する「エ度の緯密度であれば，どちらの方式でも経糸の巻取量をンコーダ式」- 80 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

右交互に踏む。そのため，センサも左右のペダルに取り付け，マイコンボード上でどちらのペダルが踏まれている状態かを認識できるようにした。
磁気ホールセンサは，踏み込んだペダルの固定場所で固定された際に検知するよう設置したため，作業者が踏み込む際にはセンサが反応せず，杼口が完全に開いた時
図４

エンコーダ式巻取量計測機構（左：エンコーダ部

点で作業者に知らせることが可能である。

右：マイコンボード表示）

３．２．３

飛杼部の改造計測することが可能であることを確認した。スイッチ式

緯糸を電動で挿入するため，ソレノイドで緯糸を収めは，歯車の歯でスイッチを押す設計になっていることかた杼を飛ばす飛杼機構を作製し，試製仮織織機の筬部分

ら，歯の枚数に合わせて千巻が 6°回転した時点でカウの左右に取り付けた。図６に作製した飛杼機構を示す。

ント可能となっている。カウントするたびにマイコンボ
ードから警報音を出すように設定し，目視のみならず，
聴覚でも巻取量を確認できるようにした。
一方，エンコーダ式は，常に細かく回転を把握することができた。（スイッチ式の約 10 倍の精度でカウント可能。）ただし，図４左図に示すとおり，回転部分とエンコーダの接点としてゴムを使用しており，この部分がスリップすると正確な回転量を把握できなくなる。作業者が，接点が千巻の回転と同調していることを確認しながら使用する必要がある点については，改善の余地があ
図６ると考えられる。

飛杼機構

それぞれの方式を用いて様々な緯密度となるよう巻

図６は，３．２．２で示した開口部機構で開いた杼口

取量を変更して製織したところ，実用的に計測可能な緯に向かって，杼を飛ばす直前を撮影したものである。杼

密度は，スイッチ式で 1 本/1.5ｃｍ以上，エンコーダ式を飛ばすタイミングは，リレーを介してマイコンボード

で 1 本/1.0ｃｍ以上であった。

から制御できることから，作業者が任意に決定すること

このことから，仮織の際に力糸を密に挿入する場合ができる。

等，より詳細に緯密度を制御する必要がある場合は「エ３．２．４

３．２．１～３．２．３で各部を改造した試製仮織織

ンコーダ式」で巻取り量を計測することが望ましいと考機を使用し，実際の仮織を想定した緯密度で製織試験を

えられる。
３．２．２

製織試験

行った。図７に製織した仮織生地の例を示す。

開口部の改造試製仮織織機の足踏みペダル部分に，磁気ホールセン
サを取り付け，マイコンボード上で杼口の開閉状態を作業者に知らせる開口部機構を追加した。
図５に足踏みペダル部分に取り付けたセンサと杼口の状態をマイコンボードに表示する開口部機構を示す。

図７

製織試験で仮織を行った生地

エンコーダ式で巻取り量を監視した場合，エンコーダ
カウンタで約 50 カウントした時点で緯糸を挿入すると緯密度が 1 本/4.8ｃｍとなった。（図７実線）
一方，カウンタで約 40 カウントの時点で緯糸を挿入
図５すると，緯密度は 1 本/3.6ｃｍとなり（図７破線），カ

開口部機構（左：磁気ホールセンサ部

右：マイコンボード表示）

ウンタで約 10 カウントの時点で緯糸を挿入すると，緯密度は 1 本/約 1.0ｃｍ（写真掲載なし）となった。

足踏みペダルは左右にあり，製織の際は，作業者が左- 81 -

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

以上のことから，今回構築したシステムを用いると，

一方，図８に示した「A 経糸の巻取部」に関しても，

緯密度 1.0ｃｍ以上については，任意に緯密度を設定で同様のプログラミングツールを用い，スイッチ又はロー

き，実際の仮織にも対応できることが明らかとなった。

タリーエンコーダから千巻の回転情報を経糸巻取部制

３．３

御用マイコンボードに送るプログラム「巻取部制御プロ

自動化に向けた検討

３．２で試製仮織織機に取り付けた各機構から得られグラム」を作製した。制御マイコンボードに巻取り量をたセンサ情報や電動化機構等を活用し，巻取部，開口部，表示するとともに，一定数カウントするごとに警報音を飛杼部を連携させることで，試製仮織織機を自動化し，出すようにし，作業者が画面を見なくても，回転状況を仮織工程において作業者が手動で操作する工程を減ら把握し，駆動部分を制御することが可能となった。

すモデルの構築に関する検討を行った。

今後，マイコンボードにおけるコネクタの増設，ポー

図８に構築した自動化モデルの構成を示す。

トの割振り等を検討することで，両プログラムを連携させれば，さらなる自動化を進めることができると考えら
れる。
４

おわりに

本研究では，試製仮織織機の巻取部，開口部，飛杼部
について，電動化に関する検討を行った。また，電動化等を行った各部分を作動させながら，製織試験を実施した。さらに，マイコンボードを活用して巻取部，開口部，
図８

試製仮織用織機の自動化モデル構成

図８において「A飛杼部の連携を図ることで，試製仮織用織機の自動化に

経糸の巻取部」は，３．１．１で示向けたモデルの構築に取り組んだ。その結果，以下の結した 2 つの巻取量計測機構から片方を選択し，マイコン果が得られた。

ボードと接続したものである。また，図８において「B（1）試製仮織織機の巻取部となる千巻の電動巻取り機

緯糸を通すために経糸を上下に分ける開口部」は、足踏構，綜絖の状態を監視し，開口を確認する機構，電みペダルの状態を検知する磁気ホールセンサとマイコ

動で緯糸を挿入する機構の設計を行い，それらをンボードを接続したもの，「C試製仮織織機に組み込んだ。

緯糸を挿入する杼を往復させる飛杼部」は，杼を押し出すソレノイドとマイコ（2）電動化機構等を組み込んだ試製仮織織機で，実際ンボードを接続したものである。

に仮織を行い，概ね 1.0ｃｍ以上であれば任意の緯

図８の「B緯糸を通すために経糸を上下に分ける開密度で緯糸の挿入が可能であることを確認した。

口部」，「C

緯糸を挿入する杼を往復させる飛杼部」に（3）仮織工程における自動化のモデルとして，試製仮関しては，磁気ホールセンサから得られた開口部情報を織織機に組み込んだ各種センサ等からの情報をマ

開口部・飛杼部制御用マイコンボードが認識した後，リ

イコンボードに集約し，作業者が開口するためのレーを介してソレノイドに信号を送り，任意のタイミン

ペダルを踏むと，自動で緯糸を挿入するまでの工グでソレノイドが杼を飛ばす工程を自動で行う「開口程を自動で行うプログラムを作製し，動作するこ部・飛杼部連携プログラム」を開発した。

とを確認した。

このプログラムは，Web ベースのプログラミングツー
ル「UIFlow 3)」を用いて作製した。

参考文献
1) 佐瀬文彦ら： "栃木県産業技術センター研究報告"，

これにより，作業者は開口するための足踏み式のペダ
ルを踏むだけで，緯糸の挿入までの工程を自動で行うこNo.16，41-44，（2019）2) 佐瀬文彦ら： "栃木県産業技術センター研究報告"，とが可能となった。実際にプログラムを作動させたところ，作業者の慣れに応じて待機時間を自由に設定できる

No.18，43-46，（2021）
3) M5Stack "UIFlow "ことから，仮織作業の初心者から熟練者まで，作業者のペースにあわせて自動で緯糸挿入が可能であることをhttps://m5stack.github.io/UIFlow_doc/ja/

確認した。

- 82 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

ドリル加工におけるばり抑制手法の開発
岡村

弘太 *

西宮

紹*

Development of Method for Burr Suppression in Drilling
OKAMURA Kota and NISHIMIYA Sho
ドリル加工において穴の出口に発生したばりは，部品の機能や品質の悪化につながるため除去作業を行っている。ばりを抑制し除去作業の短縮化を図るため，ステンレス鋼のドリル加工において，加工条件を変え，発生したばりの高さと硬さを測定し，ばりを抑制する加工条件を検討した。
その結果，HV450 以上の硬いばりのほとんどが 0.3mm 以下の小さなばりであることがわかった。さらに，より材料内部まで硬化している方がばりが小さくなった。ばり抑制の加工条件として，切削速度と 1 刃送りを抑えて加工することで，硬く小さなばりが生成された。また，表面付近があまり硬化していない材料に関しては，フェイスミルを用いて面をより硬化させた後ドリル加工を行うと，ばり抑制の効果が期待できる結果となった。
Key Words :ドリル，ばり，切削加工，ビッカース硬さ

１

はじめに

条件変化による加工硬化とばりの関係を明らかにした

金 属 の 部 品 加 工 で は ，ほ と ん ど の 場 合 穴 あ け 加 工

報告は見当たらない。

が 行 わ れ ，そ の 中 で も ド リ ル 工 具 を 用 い て 穴 あ け を

そこで本研究では，穴 の 出 口 ばりを抑制し除去作業

す る ド リ ル 加 工 法 が 大 き な 割 合 を 占 め て い る 。ド リの短縮 化を 図る ため，加 工 条 件 に よ る 加 工 硬 化 と ば

ル 加 工 で は ，被 削 材 か ら 切 り 粉 と し て 分 断 せ ず に 残り の 関 係 を 明 ら か に し ，加 工 硬 化 の 観 点 か ら ，ば り

っ た 残 留 部 が 塑 性 変 形 す る こ と で ，穴 の 出 口 に ば りを抑制する加工条件を検討した。

が 発 生 す る 。ば り は ，部 品 の 機 能 や 品 質 の 悪 化 に つな が る た め ，製 造 現 場 で は ば り の 除 去 作 業 工 程 が 必

２

要 と な り ，そ の 工 程 が 加 工 時 間 や 加 工 コ ス ト の 増 大

２．１

研究の方法

ドリル加工

を 招 き ，加 工 の 高 能 率 性 が 阻 害 さ れ て い る 。そ の た

加工条件を変えてドリル加工を行った。加工機はマ

め，ばりの抑制は企業の長年の課題となっており，

シニングセンタ(オークマ(株)製 MB-56VA)を用い，工製 造 現 場 で 対 応 で き る ，加 工 時 に お け る ば り 抑 制 の具 は 直 径 6 ㎜ 2 枚 刃 超 硬 ド リ ル (( 株 ) 不 二 越 製手法が求められている。

AQDEXR0600)を使用した。ドリルの先端角は 135°であば り の 発 生 要 因 は ，工 具 形 状 や 摩 耗 ，被 削 材 の 材る。被削材はステンレス鋼 SUS304 を使用した。試験片

質 ，加 工 条 件 等 が 複 雑 に 影 響 し て い る 。穴 の 出 口 に形状は縦 140mm，横 20mm，厚さ 5mm の短冊状である。

ば り が 発 生 し や す い ス テ ン レ ス 鋼 は ，切 削 加 工 で 加

加 工 条 件 を 表 １ に 示 す 。切 削 速 度 と 1 刃 送 り の 2

工 硬 化 が 起 き や す い 材 料 で あ る 。加 工 硬 化 と は ，金因 子 を 3 水 準 に 振 っ て 組 み 合 わ せ た 9 条 件 (条 件 1

属材料に力を加えると材料が硬くなる現象のこと～ 9)と 追 加 の 3 条 件 (条 件 10～ 12)を 加 え た 計 12 条

で あ る 。そ こ で ，加 工 条 件 に よ り 加 工 硬 化 を 起 こ す

件を設定した。

こ と で ，残 留 部 が 塑 性 変 形 し に く く な り ，ド リ ル で２．２

削り取られることでばりが抑制できるのではない

ドリル加工であけた穴を精密切断機で半分に切断し，かと考えた。

穴の断面が観察できるよう樹脂埋め，鏡面研磨を行っ既往研究としてドリル外周コーナを面取りした特殊
形状ドリルの使用に関する報告
工条件 の関 係に 着目 した 報 告

ばりの測定

1)

2)3)

た。

や，ばりの高さと加ばりの高さの評価には，金属顕微鏡(オリンパス(株)があ るも のの ，加 工製 GX71)を用いて，1 穴に対して 2 つのばりの高さを測定した。測定の様子を図１に示す。

* 栃木県産業技術センター 県南技術支援センター- 83 -

栃木県産業技術センター

研究報告

表１

加工条件

No.20 (2023)

加工

切削速度

１刃送り

条件

[m/min][mm/刃]

1

15

0.025

2

15

0.05

3

15

0.1

4

30

0.025

5

30

0.05

6

30

0.1

7

45

0.025

8

45

0.05

9

45

0.1

10

45

0.2

11

60

0.025

12

60

0.1

図２

ばりの高さと加工条件の関係

度を大きくすることで，送り速度を保ったままばりを抑える加工が可能であることがわかった。
３．２

ばりの硬さの測定得られたばりの硬さと加工条件の関係を図３に示す。
なお，ばりの硬さは各条件の平均値で表している。切
削速度，1 刃送りが小さくなるとばりの硬さが硬くなることがわかった。

100µm

図１

金属顕微鏡で観察したばりの一例

図３

ばりの硬さの評価には，ワイドレンジビッカース硬３．３

さ試験機((株)フューチュアテック製 FLV-10ARS-F)をばりの硬さと加工条件の関係

ばりの高さと硬さの関係

ば り の 高 さ と 硬 さ の 関 係 を 図 ４ に 示 す 。HV300 台

用いて測定を行った。試験荷重は 0.9807N で，1 つの

前 半 の 柔 ら か い ば り は ，ど の 高 さ に も 存 在 し て い る 。

ばりに対して根元，中間，先端の 3 か所のビッカース

一 方 で ，HV450 以 上 あ る 硬 い ば り に 関 し て は ，ほ と硬さの測定を行った。なお，使用した SUS304 の母材硬さは HV200 程度であった。
３
３．１

結果及び考察ばりの高さの測定

ばりの高さと加工条件の関係を図２に示す。なお，
ばりの高さは各条件の平均値で表している。切削速度が大きくなるとばりの高さが緩やかに小さくなり，1
刃送りが大きくなるとばりの高さが大きくなっていく
ことから，ばりの高さは 1 刃送りの影響が大きいことがわかった。このことから，1 刃送りを抑えて切削速

図４- 84 -

ばりの高さと硬さの関係

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

ん ど が 0.3mm 以 下 の 小 さ な ば り で あ る こ と が わ か

結果となった。そこで，前加工なしの被削材の表面とった。

内部の硬さを測定したところ，前加工なしの被削材の図 ３ ，４ か ら 得 ら れ た 結 果 よ り ，ば り の 抑 制 条 件

方が表面からより深くまで硬化していたことが確認でと し て ，切 削 速 度 と 1 刃 送 り を 抑 え て ド リ ル 加 工 すきた(図６)。つまり，用いた被削材(被削材 A)は表面

る こ と で ，硬 く 小 さ な ば り が 生 成 さ れ る こ と が わ かが硬化していたため，元から硬かった表面部分が前加った。

工によって削り取られ，表面付近が相対的に柔らかく

３．４ 前 加 工 に よ る 加 工 硬 化 の 影 響

なってしまったため，ばりが大きくなったと考えられ

硬いばりは高さが小さい傾向にあるという結果から，る。

ばりが生成される面を事前に加工硬化によって硬化さ

そこで，表面があまり硬化していない SUS304(被削せたのちドリル加工を行えば，さらに硬く小さなばり

材 B)に つ い て フ ェ イ ス ミ ル に よ る 前 加 工 と ド リ ル 加が得られるのではないかと考え，追加実験を行った。

工を行った。前加工の有無による材料内部の硬化の深ドリル加工前の被削材に対して，ばりが生成されるさを図７に，ドリル加工の結果を表３に示す。材料内面をフェイスミルを用いて切削加工し，加工硬化を発部の硬さについて，前加工ありの方が表面が硬く，よ生させた。この切削加工を行った被削材の表面のビッ

り材料内部まで硬化していることが確認された。

カース硬さを測定したところ，HV450 以上の硬さとなった。また，被削材を切断し，断面について硬さを測定したところ，表面から 0.075mm 程度内部まで硬化が確認された(図５)。

図５

図６

材料内部の硬化の深さ(被削材 A)

図７

材料内部の硬化の深さ(被削材 B)

前加工による硬化の深さ

ドリル加工の加工条件として，比較的大きなばりが出た条件 3(切削速度 15m/min，1 刃送り 0.1mm/刃)を用い，フェイスミルによる前加工の有無で生成されたばりの高さと硬さの平均を比較した。実験結果を表２に示す。
表２

前加工の有無によるばりの比較
ばりの高さ

ばりの硬さ

[mm]

[HV]

前加工なし

0.42

399

前加工あり

0.53

406

表３

前加工の有無によるばりの比較(被削材 B)
ばりの高さ

ばりの硬さ

[mm]

[HV]

ばりの硬さに関しては前加工の有無でほとんど違い

前加工なし

0.50

413

はなかったが，ばりの高さに関しては，前加工なしと

前加工あり

0.46

427

比較して前加工ありの方がばりが 0.11mm 高いという- 85 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

そしてドリル加工で発生したばりについて，前加工あ（3）切削速度，1 刃送りを抑えて加工することで，硬りの方がばりの硬さが HV14 硬くなり，高さが 0.04mm

く小さなばりが生成される。

小さくなった。

（4）表面付近があまり硬化していない材料に関して

この追加実験から，より材料内部まで硬化している

は，フェイスミルを用いて面をより硬化させた後方がドリル加工において発生するばりは小さくなるとドリル加工を行うと，ばり抑制の効果が期待できいうことがわかった。また，表面付近があまり硬化しる。

ていない材料に対して，フェイスミルによる前加工の有効性が期待できる結果となった。

参考文献
1) 和田 浩明，吉田 薫： "金属のドリル加工における

４

バリ無し化 ",（2000）

おわりに

SUS304 の ド リ ル 加 工 に お い て ， 加 工 条 件 に よ る2) 三宅 輝明，山本 章裕，北嶋 弘一，田中 行雄，高加 工 硬 化 と ば り の 関 係 及 び ，ば り を 抑 制 す る 加 工 条

沢 孝 哉 ： "ド リ ル 加 工 に お け る バ リ 生 成 に 関 す る

件 について検討した結果，以下の知見を得た。

研究 ",（1991)
3) 安木 誠一，藤原 久一： "ドリル出口バリの生成過（1）HV450 以上の硬いばりに関しては，ほとんどの

程とその抑制 ",（2014）

ばりが 0.3mm 以下である。
（2）より材料内部まで硬化している方がばりは小さくなる。

- 86 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

経常研究

手つむぎ糸の生産に関する研究金子優*

太田 仁美*

Research on the Production of Hand Spun Yarns for Yuki-Tsumugi
KANEKO Masaru and OTA Hitomi
結城紬に使用される手つむぎ糸は，原料の真綿を手で適切な太さに引き出し，唾液を付けることによって糸にまとめられている。唾液の利用は伝統的な方法であるが，衛生面や唾液の質に個人差があることなどが課題となっている。そこで，安全で質の高い手つむぎ糸の生産を行うため，唾液の代替材料を検討し，試作した手つむぎ糸と布の評価を行った。その結果，唾液の代替材料として濃度 1％程度の PVA系糊が適することが分かった。
Key words: 結城紬，手つむぎ糸，唾液，代替材料，PVA 系糊

１

はじめに

(1) 唾液結城紬は，真綿から手でつむいだ糸を原料とし，絣

(2) 水の模様を付けるときは手括りで行い，地機で製織する(3) 小麦粉糊（日清製粉㈱「ニップンたけ」）

ことを特徴とする伝統的な絹織物である。国の重要無※結城紬産地で手つむぎ糸の糊付け工程で使用

形文化財，伝統的工芸品に指定され，ユネスコ無形文

している。通常の下糊付け工程では濃度 2.4％相

化遺産に登録されている

1)2)

当が使用されている 3)4) 。

。

原材料となる手つむぎ糸は，真綿から手でつむぎ唾

(4) PVA 系糊（三菱化学㈱「ゴーセノール」)

液をつけて固めることで製作される。唾液の使用は伝※結城紬産地で製織時のたて糸用糊剤として使統的な方法であるが，衛生面や唾液の個人差等の課題用している。通常は濃度 3％相当が使用されてがある。特に最近の感染症対策の影響による指導の難いる。

しさも課題の一つとして挙げられる。重要無形文化財

なお，代替材料として検討した小麦粉糊と PVA 系糊のの指定要件の一つである糸つむぎ技術は，真綿から手濃度を表１に示す。

で糸をつむいでいくことであり，糸を固める材料は唾

表１

手つむぎ糸の糊材及び濃度液に限定されていない。コロナ禍における感染症対策として，展示会等の実演や糸つむぎ講習会での糸つむ
ぎでは，唾液に替えて水を使用している。しかしながら，水には粘着成分が含まれないため，つむいだ糸は形状や強度にむらがあり，結城紬の生産には不向きと２．２

されている。
本研究では，現代生活に即し，安全で質の高い手つため，万能材料試験機（インストロン 5569 型）を用い試作した手つむぎ糸と布の評価を行った。

２．１

手つむぎ糸の引張強さ試験

各条件で試作した手つむぎ糸の強度を比較検討する

むぎ糸の生産を行うため，唾液の代替材料の検討及び

２

手つむぎ糸の評価試験方法

２．２．１

て，JIS

試験方法「JIS L 1095:一般紡績糸試験方法単

糸引張強さ及び伸び率」に準拠して実施した。試験条件

研究の方法

は次のとおりとした。

唾液代替材料の選定(1) つかみ間隔

比較のベースとなる唾液のほか，唾液の代替材料として 3 種類の材料を選定して，2 名の糸取り技術者により
手つむぎ糸を製糸した。使用した材料は次のとおり。
*栃木県産業技術センター紬織物技術支援センター- 87 -

200 ㎜(2) 試料長さ

300 ㎜(3) 引張速度

200 ㎜/min(4) 試験回数

30 回(材料の種類・濃度ごと)

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

全試料の繊度測定を行い，試験結果を 100D(デニー３ル)あたりの N（ニュートン）で表記した。
２．２．２

３．１

手つむぎ糸の表面観察

手つむぎ糸の評価試験

３．１．１

各条件 で製 作した 手つ むぎ 糸の表 面を デジタ ルマイ

結果及び考察手つむぎ糸の引張強さ試験

各手つむぎ糸の引張強さ試験の結果を図１に示す。

クロスコープ（ハイロックス RH-2000）で観察し，糸のまとまり状態を検証した。
２．２．３

糸つむぎの作業性評価

2 名の糸取り技術者から各条件の手つむぎ糸を製糸する過程の作業性を調査し，評価した。
２．３

下拵え作業・製織作業の糸状態

２．３．１

精練・染色作業の影響

２．２の結果を踏まえ，小麦粉糊と PVA 系糊の適する濃度をそれぞれ一つずつ選定し，水と唾液を含めた 4 つの材料で手つむぎ糸を製糸し，下拵え作業（精練工程，
染色工程，糊付け工程）の作業性及び糸の状態等につい

図１

手つむぎ糸の引張最大荷重て検証した。
なお，染色条件は，以下のとおりとし，製糸した糸を小麦粉糊，PVA 系糊の濃度と引張最大荷重の関係には，

たて糸とよこ糸に分けて同浴で染色した。

ばらつきがあるが，糊剤濃度の高さに応じて引張最大荷

たて糸：ラナセットブロン B 0.5%

重が高くなる傾向を示した。唾液由来の糸は 1.32(N)，

よこ糸：イルガランブラック 0.5%

水由来の糸は 0.89(N)となり，小麦粉糊由来の糸は濃度

２．３．２

糊付け工程の影響

4.0%のとき 1.38(N)と最大となった。PVA 系糊由来の糸２．３．１に引き続き，糊付け工程における作業性とは濃度 1.0%で 2.04(N)と最大となり，全ての条件で最大糸の固さについて検証した。

となったが，ばらつきが原因でより濃度が高い条件を上２．３．３

回った。ばらつきの原因は，手つむぎ糸形状の不安定さ

下拵え作業の影響

手つむぎ糸の製糸に使用する材料の違いが，下拵え及に起因すると考えられる。

び染色工程における糸の品質に及ぼす影響を調べるた

引張最大荷重について，糊剤使用の糸は，小麦粉糊のめ，染色後及び糊付け後の糸の表面状態をデジタルマイ

濃度 1.5%と 2.0%を除き，唾液使用の糸よりも強度が高クロスコープで観察するとともに，測色計を用いて染色かった。

後と糊付け後の糸の色彩 L*,a*,b*の測定を行い，その色

３．１．２

差⊿E*ab を求めた。
２．４

各手つ むぎ 糸の表 面を デジ タルマ イク ロスコ ープで製織した布表面の評価

２．４．１

試作した糸の表面観察観察した結果を図２から図５に示す。

製織状況及び結果

小麦粉糊，PVA 系糊ともに濃度が高くなるにつれて毛各手つむぎ糸を用いて 4 種類の評価用布を製織し，そ羽立ちが少なくなり，小麦粉糊濃度は 2.4%程度，PVA 系の製織状況及び製織結果について検証した。

糊濃度は 1.0%程度から唾液と同程度となった。また，水２．４．２で製作した糸は，まとまりが弱く毛羽立ちが見られた。

製織した布の堅ろう度試験

糊剤が結城紬生地の品質に及ぼす影響を調べるため，

唾液による本来の手つむぎ糸は毛羽立ちが少なかった。

各条件の布について，耐光試験及び染色摩擦試験を行っ

表面観察の結果，糸のまとまりについては，水由来のた。耐光試験は，紫外線カーボンアーク型耐光試験機（ス

糸は乾燥後に解れて膨らむが，糊剤の濃度が高い場合は

ガ試験機(株)製 U48AU）を用いて JIS唾液以上のまとまりとなった。

L 0842:2021（紫外線カーボンアーク灯光に対する染色堅ろう度試験方法）で 4 級相当の 20 時間の照射を行い評価した。染色
摩擦試験は，染色摩擦堅ろう度試験機(大栄科学精器製
作所製 RT-200)を用いて JIS L 0856：2013（摩擦に対す
る染色堅ろう度試験方法）を用いて行った。

- 88 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

ぎ糸の製糸する際の適する糊剤濃度は，小麦粉糊が2.4%，PVA 系糊が 1.0%程度であることが分かった。
表２

図２

小麦粉糊使用（4 例）

図３PVA 系糊使用（4 例）

３．２

各材料における糸つむぎの作業性

下拵え作業・製織作業の糸状態

３．２．１

精練・染色作業の影響

各材料による手つむぎ糸の精練・染色工程の状況を表３に示す。唾液以外の条件では欠点が確認できた。
表３
図４
３．１．３

水使用

図５

精練・染色工程の状況

唾液使用

手つむぎ糸の作業性評価

各手つむぎ糸の製糸過程における糸取り技術者の感想は表２のとおりであり，以下のことが分かった。
①②③④

なお，糸の状態で，唾液を基準に各材料との色差を分唾液使用の場合が最も動作がスムーズにでき，潤光測色計(コニカミノルタジャパンー製 CM-5)で測定し滑も良く，製糸しやすい。

たところ，PVA 系糊（⊿E*ab 0.81）＜小麦粉糊（⊿E*ab

糊剤は製糸する際に指がべたつき，真綿を固くす

1.48）＜水（⊿E*ab 2.79）の順に色差があったが，そのるため，濃度は低い方が望ましい。

値が比較的小さく，材料による染色への影響は少ないと

小麦粉糊は，数十分で沈殿が始まり，作業中に撹判断できる。

拌が必要となり，手間が増える。

３．２．２

製糸動作では適度な潤滑性を有し，べたつきを抑糊付け工程の影響

糊付け 工程 におけ る作 業性 と糸の 固さ 状態を 表４に制する必要があり，小麦粉糊は 2.4%程度，PVA 系示す。

糊は 1.0%程度までが適切と思われる。

糊付け工程については，4 つの材料による作業性に大

なお，糸の毛羽立ちやまとまり不足（強度不足に繋がきな差はなかったが，糊付け後の乾燥状態では，小麦粉る）はボッチ揚げ作業に支障が生じるため避ける必要が糊及び PVA 系糊を使用した糸は若干固めになることがある。検討の結果，ボーダーラインが小麦粉糊濃度は分かった。

2.4%程度，PVA 系糊濃度は 1.0%程度と分かった。
糸のまとまり，強度及び作業性を総合すると，手つむ- 89 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

表４ 糊付け工程の作業性と糸の固さ（作業者の主観）

３．２．３

表５

染色後・糊付け後の色彩と色差

下拵え作業の影響（表面観察）

染色後及び糊付け後の糸の表面状態をデジタルマイ
クロスコープで観察した結果を図６から図９に示す。
・唾液を使用した糸よりも，糊剤を使用した糸のほうが糸のまとまりを維持する様子が分かった。

各糸の色彩については若干の差が現れたが，肉眼での・水を使用した糸は，糸のムラが多く，糸のまとまり

違いは感じられなかった。

を維持できない様子が分かった。

染色後 の同 一素材 に糊 付け を施し た場 合の色 差につ・染色後の糸は，糊が精練で失われたため，糸が膨らいては，比較的良好な結果となった。色差は，唾液に次んで太くまとまって見えるが，糊付け後は，糊が付

いで数値が低い PVA 系糊が望ましい結果となった。

くため糸が細くまとまる様子が分かった。

３．３

製織した布表面の評価

３．３．１

製織状況及び結果

評価用布の製織時の状況及び結果を表６に示す。
唾液や小麦粉糊，PVA 系糊では，たて方向に 30cm 製織した結果 2～8 本の糸切れを生じたが，通常の結城紬の状況と変わらない。水由来の糸で製織した場合は，下拵〔下糊付け後〕〔染色後〕え段階では問題なかったが，製織段階では，毛玉になっ

図６ 水を材料として製作した糸て糸切れすることが多かった。
表６〔下糊付け後〕

製織状況及び結果〔染色後〕図７ 唾液を材料として製作した糸〔下糊付け後〕〔染色後〕

図８ 小麦粉糊を材料として製作した糸

３．３．２

各条件で製作した糸による製織結果

図 10 に 4 条件由来の手つむぎ糸で織り分けた布を示し，図 11 に水由来の布を拡大した写真を示す。
水由来の糸をたて糸に使用 した部分が白味を帯びて見える。これは，水由来のたて糸が製織過程で，筬打ち〔下糊付け後〕〔染色後〕の摩擦力により毛玉や毛羽が多くなり，製織表面の色彩

図９ PVA 系糊を材料として製作した糸３．２．４に影響を及ぼしたためと考えられる。

下拵え作業の影響（測色）染色後と糊付け後の手つむぎ糸の色差を測定した結果を表５に示す。

- 90 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)〇染色摩擦試験では，全て 4 級以上であり，色落ちの問
題がない。
〇耐光試験前後の布地の色差は，PVA 系糊由来の布が最も少なく，色あせの問題がない。
４

おわりに

唾液に 代わ る材料 の検 討及 び試作 した 手つむ ぎ糸の評価を行ったところ，以下のことが分かった。
（1）手つむぎ糸の強度とつむぎ易さにはトレードオフの関係があり，唾液使用の手つむぎ糸相当の強度
図 104 条件で織り分けた布を有し，作業に支障のない代替材料は，小麦粉濃度
では 2.4%程度，PVA 系糊濃度では 1.0%程度である。
特に PVA 系糊の強度は高い。
（2）水は唾液に比べて潤滑性が少なく製糸しづらく，乾燥後の強度が低い。
（3）代替材料の適切な条件では精練・染色性を阻害す
る要因は認められないが，糸つむぎ時に糊の濃度が高いと指がべたつき，真綿に付くと糸つむぎが難しくなる。
（4）各条件の糸を用いて製織した布の染着性を比較す

図 11

水由来の布（左半分）

ると，PVA 系糊由来の布にやや優位性がある。
当研究の結果から，唾液代替の材料として PVA 系糊濃３．３．３

製織した布の堅ろう度試験

度 1.0%程度の条件が最も適する結果となったが，研究過各条件の布について，耐光試験及び染色摩擦試験の結果と，耐光試験前後の色差
表７5)程での個人差や個体差の影響が考えられるため，引き続を表７に示す。

き，多くの糸つむぎ者からの情報収集を行った上で，さ製織した布の染色堅ろう度試験結果

らに最適条件を求めることが必要と考える。
参考文献
1) 奥澤武治： "日本シルク学会誌 ",29,5-11,(2021)
2) 本場結城紬振興協議会編："本場結城紬産地振興計画（令和 3 年度～令和 7 年度） "，(2021)
3) 堀江昭次，太田仁美："栃木県産業技術センター研究
報告 "，№15，86-89，（2018）

耐光試験では，PVA 系糊由来の糸による布が耐光試験

4) 堀江昭次，太田仁美，石井優利："栃木県産業技術セ

4 級以上と最も良好であり，他の 3 種類は 4 級未満であンター研究報告 "，№16，45-48，（2019）

った。この理由は，PVA 系糊由来の布は耐光試験による

5) 吉 葉光 雄， 太田 仁美 ，渡 辺 智文 ： "栃木県産業技術

ダメージを受けやすい毛羽が比較的少なかったためとセンター研究報告 ",№14, 62-65, (2017）

考える。色差は，PVA 系糊由来の布は比較的少なく，毛
羽立ちの量が生地表面の色差に影響したと考えられる。
染色摩擦試験結果はいずれも良好であった。
総合すると製織した布については，次のことが分かった。
〇水由来の布は製織時にたて糸が傷みやすく，白味を帯びやすい。
〇PVA 系糊由来の布は毛羽が少なく，糸つむぎ・下拵え・
製織を一貫して糸をまとめる作用が維持される。

- 91 -

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

経常研究

県内産原料を用いた耐熱土及び耐熱釉薬の試作開発（第１報）
磯部 大我*

星

佳宏*

大和

弘之*

Development of Clay and Glaze for Heat-resistant Pottery using Raw Materials from
Tochigi Prefecture (1st Report)
ISOBE Daiga, HOSHI Yoshihiro and YAMATO Hiroyuki
県内産原料を用いた耐熱粘土及びペタライトの代替としてモミ灰を用いた安価な耐熱粘土の開発を行った。県内産原料として益子すいひ土を用い，ペタライト及び木節粘土を所定量配合した粘土を，1200℃～1220℃の温度域で焼成したものは，熱衝撃試験で割れ等の発生はなく，吸水率，熱膨張係数ともに一般的な耐熱陶器に必要とされる値を満たした。一方で，モミ灰からシャモットを作製し益子すいひ土に配合した粘土は，実用的な成形性がなく，焼成温度に関わらず耐熱粘土に要求される収縮率及び吸水率を満たすものはできなかった。
Key words:耐熱粘土，低熱膨張，耐熱衝撃性，ペタライト，モミ殻灰

１

はじめに

土は可塑性に優れ，配合することで可塑性が改善され陶器販売店において，土鍋やごはん鍋などの耐熱製る。ペタライトは，40％程度坏土に配合することで低熱品は，消費者からの一定のニーズがあり，季節を問わ膨張化することが知られており 1)，本試験においても同ず販売されている。益子町を中心とした販売店，国内様に行った。

外から訪れる消費者は，陶芸作家の個性的な作品を期

益子すいひ土は他産地の粘土に比べて砂分が多く，ペ待している傾向にある。このようなニーズがあるにもタライトは非可塑性の粉末であることから配合によりかかわらず製陶事業者は耐熱製品の製造を敬遠してい可塑性が悪くなる。このため益子すいひ土に対し，ペタる。この理由は製造技術，原材料，安全性に課題があ

ライトの粒度，木節粘土の配合割合を変えて調合し，ロるためである。耐熱製品は，普通の陶器とは粘土も釉クロ成形，タタラ成形の試験を行い，可塑性を評価した。

薬も焼き方も違い，粘土に配合し製品の割れを防いで最も益子すいひ土の使用感に近い配合を用い，実際のくれるペタライト長石も高価である。また県内産の原使用に近い鍋型試験体と，各種試験用としてタイル型試料を用いた耐熱粘土の調製法が確立しておらず，製造

験体を作製した。温度を変えた焼成試験に供し，目視にもされていない。製陶事業者が直火で割れない安全なよる割れ歪みの確認，熱衝撃試験，煮沸吸水試験を行っ製品のために研究，試験することは多くの時間や経費た。熱衝撃試験は，実際の使用に近い条件とするためが必要であり，技術面でもハードルが高い。消費者に2.95 ㎾相当の家庭用ガスコンロを用い，直火で温度差求められていても耐熱製品の製造が難しい理由はここ350℃として実施した。煮沸吸水試験は，乾燥機で 100℃にある。

を 3 時間保持，室温まで自然空冷し重量測定，乾燥重量

そこで，本研究では県内産原料を用いた安全な耐熱とした。次に水中で 2 時間煮沸後，12 時間以上浸漬し，粘土及び，モミ灰を原料に用いた安価な耐熱粘土の開水分を拭き取り重量測定，飽水重量として吸水率を計測

発を行った。

し た 。 さ ら に ， 熱 膨 張 係 数 の 計 測 （ NETZSCH Japan
TD-5000S），X 線回折測定（㈱リガク UltimaⅣ）を行っ
２

２．１

研究の方法

た。

ペタライトを用いたリチア系耐熱粘土の開発

また，石膏型鋳込み成形用泥漿においては，粘土に水

耐熱粘土の原材料として，益子すいひ土（益子焼協同と，解膠剤（水ガラス）を加える必要がある。ロクロ成組合・栃木県産），木節粘土（岐阜県産），ペタライト

形用と同様の配合を用いて，水と水ガラスの添加量を検＃52，＃80，＃200（ジンバブエ産）を用いた。木節粘討した。鋳込み成形のためには，水分量はできる限り少*ない方が優れているため，少しずつ水を加えながら練り栃木県産業技術センター

窯業技術支援センター- 92 -

栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

合わせ，適切な水分量を見出した。水ガラスの添加量は，

イ 40 目（＃34）とした。作製したモミ灰シャモットの X

自作の粘度計を用い，100ml の流出時間を測定すること

線回折測定を行い非晶質であるかを確認した。

で泥漿の解膠状態を推定した。調製した泥漿を用いて，

モミ灰・非晶質シリカ耐熱粘土の作製及び評価は，リ鍋型試験体を成形し，鋳込み時間，着肉量，排泥及び脱チア系耐熱粘土と同様の手順で行った。

型の良否を評価した。
２．２

モミ灰を用いた非晶質シリカ系耐熱粘土の開発

３

安価な耐熱粘土として，ペタライトに代わる原料とし

３．１

2)

結果及び考察ペタライトを用いたリチア系耐熱粘土の開発て，非晶質シリカが低熱膨張 であることに注目し，モ

リチア系耐熱粘土はペタライト 40％程度の添加によ

ミ殻灰が非晶質であることから，非晶質シリカ系耐熱粘り低熱膨張化できることが知られている。入手可能なペ土を検討した。原材料には，益子すいひ土（益子焼協同

表１

ペタライトを用いた耐熱粘土の配合

組合・栃木県産），モミ灰（JA いみず野・富山県産），(%)

木節粘土（岐阜県産），ペタライト＃200（ジンバブエ
試料産）を用いた。モミ殻灰は，灰にする焼成温度の違いに

ペタライト

益子

木節

すいひ土

粘土

#52

#80

#200

よって成分に違いが生じるため，安定したモミ灰非晶質

PC1

60

-

40

-

-

シリカを製造している JA いみず野・富山県産を使用し

PC2

50

10

40

-

-

た。ペタライトは，モミ灰の中で分散しやすいように粒

PC3

40

20

40

-

-

度の小さい＃200 を使用した。

PC4

30

30

40

-

-

モミ灰は植物の灰であるため，4％程度の炭酸カリウ

PC5

30

30

-

40

-

ムの他に，微量なアルカリ，アルカリ土類金属，その他

PC6

30

30

10

30

-

PC7

30

30

20

20

-

PC8

30

30

-

30

10

の金属が含まれている。カリウムやナトリウムなど水溶性の炭酸塩は焼結に影響するため水洗によって除く必要がある。また，モミ灰は反応性の高いシリカ原料であることが知られている。そこで粗粒とするため，フルイ
40 目（＃34）を通す程度に粉砕する。予備実験から，直タライトには＃52，＃80，＃200 があるが，坏土との組

接粘土に配合すると可塑性が悪くなるため，モミ灰をシ

み合わせによる成形性への影響について検討した。表１

ャモットにすることを考えた。シャモットとは，粘土をに，検討した配合割合を示す。ロクロ成形による成形試

焼いて粉砕した原料で，坏土に配合すると，乾燥時の変験を行った結果，＃52 ペタライトを配合したものはザラ

形を防ぎ，焼成時の収縮を抑える効果がある。

つきがあり，ロクロ成形時のコテ当て作業に支障があっモミ灰シャモットの作製方法は，木節粘土をバインダた。＃200 ペタライトを配合したものは，滑らかではあーとして配合し，まとめ上げ，煆焼する。これを粉砕しるが腰が弱くなった。#80 ペタライトを配合したものはて粒度を整えることを考えた。煆焼温度は結晶水が抜け

最も益子すいひ土の使用感に近かった。このため，PC5

る 750℃と，焼結が始まる頃と考えられる 900℃の 2 条の配合を最適とし，以後の評価試験に供した。

件で行った。シャモットの粒度は粗粒にするため，フル表２

温度を変えた焼成試験結果

鍋型試験体

焼成
温度

タイル型試験体
乾燥

焼成

全収縮率

収縮率(%)

収縮率(%)

(%)

○

3.5

3.1

6.5

8.1

2.3

なし

○

3.5

3.6

7.0

5.4

2.6

1220

なし

○

3.5

4.1

7.5

3.0

2.5

1250

なし

△

3.5

4.6

8.0

1.7

2.9

1280

底にブク有

×

3.5

3.6

7.0

0.8

3.9

割れ・歪み

熱衝撃試験 ＊

1180

なし

1200

(℃)

＊熱衝撃試験：○変化なし，△小さなひび割れ，×割れ- 93 -

吸水率(%)

熱膨張係数(×10 -6/℃)

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

次に，PC5 の配合を用いた石膏型鋳込み成形用泥漿を検β-Spodumene

討した。乾燥させた原料を調合し，水を加えて坏土がクリ1280℃ーム状になる水分量を求めたところ，水分量 30％程度であることが分かった。この泥漿に対し，解膠剤として水ガラ
intensity / －1250℃

ス（珪酸ナトリウム）の添加量を検討した結果を図２に示す。泥漿は完全に解膠させると石膏型への着肉が悪くなる

1220℃

ことから，完全に解膠する少し手前が良いとされる 5)。実験の結果，0.17％～0.19％が最適であると考えられる。また，この配合における比重を計測したところ，1.9 程度で1200℃あり，土鍋など肉厚な製品の泥漿として適していると言える。また，石膏型鋳込み成形試験において，着肉，排泥，

1180℃
18

22

26

30

脱型ともに良好であった。

34

３．２ モミ灰を用いた非晶質シリカ系耐熱粘土の開発

2θ / °

図１ 温度を変えて焼成した PC５粘土の X 線回折

表３に示したモミ灰，木節粘土，ペタライトの配合割合

パターンを変えた 8 種類のシャモットを作製した。モミ灰シャモットの製作にあたり，木節粘土の粘性によってモミ灰を練り上げることができると予測したが，まとめることが困難だ

60

n=1
n=2

流出時間 / sec.

50

った。このため，CMC をバインダーとして用いたところ，練り上げることができた。乾燥後，結晶水が抜ける 750℃と，焼結が始まると考えられる 900℃で焼成，粉砕したモ

40

ミ灰シャモットを，X 線回折測定に供した。結晶構造に大30

きな違いは認められなかった。

20
10
0
0.15

表３ モミ灰シャモットの配合
（%）
0.16

0.17

0.18

0.19

0.20

0.21

0.22

試料

ﾍﾟﾀﾗｲﾄ#200

木節粘土

モミ灰

PS1

20

30

50

PS2

16

24

60

PS3

12

18

70

次に，鍋型試験体，タイル型試験体を作製し，温度を変

PS4

8

12

80

えた焼成を行った。その結果を表２，X 線回折パターンを

MS1

-

50

50

図１に示す。実際に直火で使用するためには熱衝撃試験が

MS2

-

40

60

重要であるが，その結果，1180℃～1220℃において，割れ，

MS3

-

30

70

ひび等の問題は起こらなかった。しかし 1180℃では焼結が

MS4

-

20

80

水ガラス添加量 / %図２ 泥漿の粘度変化弱いため水の染みが発生した。1250℃では内側に小さなひびが入ったが，この原因は吸水率が 1.7％と低く，加熱による熱衝撃を消費できるような気孔が少ないためと考えら

表４ モミ灰シャモットを用いた耐熱粘土の配合

れる 3)4)。1280℃では大きく割れが入った。この原因は，X（%）

線回折パターンが示すように，1250℃まで生成されていたいることにあると考えられる。また，熱膨張係数においては，1220℃以下で 2.6×10-6/℃以下であり，一般的な耐熱陶器に必要とされる 3.0×10-6/℃以下を満たしている。以
上の結果から，適した焼成温度域は，1200℃～1220℃であると考えられる。

- 94 -

シャモット(750℃)

益子

木節

すいひ土

粘土

PS1

PS4

MS1

MS4

CPS1

20

20

60

-

-

-

CPS4

31.25

31.25

-

37.5

-

-

CMS1

20

20

-

-

60

-

CMS4

31.25

31.25

-

-

-

37.5

試料

低熱膨張結晶 β-Spodumene 固溶体が，1280℃では消失して栃木県産業技術センター

研究報告No.20 (2023)

表５ 温度を変えた焼成試験結果
試料

焼成温度(℃)

割れ・歪み

乾燥収縮率(%)

焼成収縮率(%)

全収縮率(%)

吸水率(%)

1080

大きな歪みなし

3.0

8.3

11.0

20.3

1200

歪みあり

3.5

12.4

15.5

0.7

1280

歪みあり

3.5

膨化

-

18.5

1080

歪みあり

4.0

6.3

10.0

23.6

1200

歪みあり

4.5

12.0

16.0

6.8

1280

歪みあり

4.5

膨化

-

16.6

1080

大きな歪みなし

3.0

6.2

9.0

25.0

1200

変形少なめ

3.5

14.0

17.0

6.4

1280

歪みあり

3.5

膨化

-

13.1

1080

大きな歪みなし

4.0

5.2

9.0

25.8

1200

歪みあり

4.5

11.0

15.0

8.7

1280

歪みあり

4.5

膨化

-

15.7

CPS1

CPS4

CMS1

CMS4

750℃と比較すると 900℃の方がより炭素が抜けているた

10％が良いとされている 3)4)。しかし，煮沸吸水試験の結果，め白く，焼結が進んでいるため固い。このため，砕きやすさ

その条件を満たすのは 1140℃～1180℃以上の試験体であるのために 750℃焼成のシャモットを試験に供することとしが，いずれも焼成収縮率が 10％以上であり，歪みや変形がた。

起こりやすく，実用的ではない。

成分比を大きく振った 4 種類のシャモットを選び，粘土素

これらの試験体において，この結果をもたらした原因を調地への配合，焼成試験に供した。なお，モミ灰シャモットは査，物性を評価するため，熱膨張率測定，X 線回折測定を行

乾燥収縮，焼成収縮を低くし，成形物の変形を防ぐ目的で，った。モミ灰の坏土への影響を調べるため，ペタライトの含比較的粗粒である 40 目のフルイを通す程度に粉砕した。モ

まれていない 1200℃焼成の試験体を選び，熱膨張率を測定

ミ灰・非晶質シリカ系耐熱粘土の予備実験から，シャモットした。結果は 5.6×10-6/℃であり，一般的な耐熱陶器のの成分比に関わらず，坏土に対するモミ灰の含有率が 30％

3.0×10-6/℃以下を超えており，直火には耐えることができ以上で可塑性が悪くなるため，表４の配合にて行った。しかし，実際に土練り，ロクロ成形，タタラ成形で試験体を作製

ｸﾘｽﾄﾊﾞﾗｲﾄ

したころ，全ての配合において，可塑性が悪く実用的ではな

1200℃
intensity / －いことが分かった。
可塑性が悪いが，モミ灰シャモットと坏土との反応についての知見を得る目的で，作製した試験体を，温度を変えて焼成した。焼成収縮率の結果は表５の通りである。ペタライト

1120℃を配合したものはより大きく収縮，変形していて，1220℃以
焼成前

上でガラス化した素地からのガスの発生により膨化が始まっていた。これは，ペタライトの成分であるリチウムによっ

10

15

20

25

30

35

40

2θ / °て焼結が促進されたと考えられる。また，モミ灰シャモットの配合が多い素地の方が，収縮が大きい。これは，シャモッ

図３ CMS4 粘土の X 線回折パターン

6)

トを原因とする空隙が多く存在し ，焼結によって空隙が潰されたと考えられる。すべての試験体に共通することは，焼成温度が高いほど歪みや変形が大きい。実用的な焼成収縮率
は，6％程度であるが7)ない。また，焼成前，1120℃及び 1200℃で焼成した試験体，その条件を満たしているのは，を X 線回折により結晶構造の違いを調べた結果を図３に示1120℃以下である。しかし焼結が進んでいないため強度に劣す。1120℃で高熱膨張結晶であるクリストバライトが析出しる。

ていて，1200℃ではより増加していることが分かる。

煮沸吸水率は，表５の通りである。耐熱陶器では適度な気以上の結果から，次のような課題が明らかになった。①比孔の存在が熱衝撃を消費してくれるため，煮沸吸水率 5～

表面積が大きく，親水性があるため坏土へ配合したときに可- 95 -

栃木県産業技術センター 研究報告

No.20 (2023)

塑水量が増加し，ブヨブヨして成形性が悪くなる。②焼成時粉砕を行い，粗粒モミ灰シャモットとし，これを坏土に対にモミ灰の細孔，空隙が潰れ，焼成収縮が大きくなる。③水

し 38～60％配合して焼成試験を行ったが，成形性が悪く，

洗後も，カリウムが残り，モミ灰非晶質シリカのクリストバ

また熱膨張率も要求される 3.0×10-6 よりも高い値となっライトへの結晶化が起こるため，熱膨張が大きくなる。モミた。これらの解決のために，次年度は，粘土に配合する原灰に含まれる炭酸カリウムは水溶性のため，水洗によって除料の再選定及びモミ灰の前処理方法を検討する予定であ去できると考えられるが，モミ灰を配合した素地の焼成試験る。

において，一般的な陶器よりも 100℃程度低い 1140℃以上で焼結が進んだ。これは水洗後も残留したカリウム及び微量な参考文献

カルシウムやナトリウムなどの影響ではないかと推測され

1) 伊藤隆：土鍋 セラミックスアーカイブズ p98（2009）る。

2）内山貴文：耐熱粘土原料および耐熱陶磁器

今後，これらの課題の解決のために，モミ灰の比表面積を

公開特許公報 p5（2019）

減らすことと，カリウムをできる限り取り除く方法の開発な

3) 鈴木弘茂：窯協 72 〔11-2〕 p95（1964）

どが必要と考えられる。

4) 丸林良嗣・榊谷幹雄・林茂雄：合成コーディライトを添加した伊賀焼耐熱陶器における透明釉薬の開発とそ

４ おわりにの釉薬を用いた土鍋の試作及び評価

県内産原料を用いた，益子すいひ土に近い成形性，焼成

所 研究報告 No.40 p99（2016）三重県工業研究

呈色を持つ，リチア系耐熱粘土の開発を行った。県内産原5) 樋口わかな：やきものの科学 誠文堂新光社 p63（2021）

料として益子すいひ土 30％，可塑性付与のため木節粘土

6) 井上耕三・原尚道：もみがら灰の加熱条件とその性状

30％，低熱膨張化のためにペタライト 40％の配合とし，1200℃～1220℃の温度域で焼成したものは，煮沸吸水率は

無機マテリアル Vo.3 p316（1996）7) 栃木県窯業指導所：窯指ニュース データファイル 56

3％～5％であり，無釉であっても水の染みは少なく，熱衝撃試験において，割れ，ひび割れの発生は認められなかっp2（2001）
8) 佐藤努：粘土基礎講座Ⅰ 粘土科学第 4 巻第 1 号 p2-5

た。次年度は，開発した耐熱粘土に適合する透明釉，乳濁釉，マット釉を開発する予定である。
また，ぺタライトに代わる安価な低熱膨張原料を用いた（2001）
9) 素木洋一：わかりやすい工業用陶磁器 技報堂（1969）
10)社団法人窯業協会編：窯業工学ハンドブック新版

耐熱粘土の開発において，非晶質シリカ原料であるモミ灰報堂（1973）の利用を検討した。水洗したモミ灰を粘土と配合，焼成，- 96 -

技令和４（2022）年度

栃木県産業技術センター研究報告
第２０号
Reports of Industrial Technology Center of Tochigi Prefecture
No.20 (2023)
発

行

発行所
〒321-3226

令和５（2023）年８月
栃木県産業技術センター
栃木県宇都宮市ゆいの杜 1-5-20
ＴＥＬ（028）670-3391
ＦＡＸ（028）667-9430