ISSN 2188-6679

112

JOURNAL OF TECHNOLOGICAL RESEARCHES
Society of Science and Engineering/Architecture and Environmental Design, Kanto Gakuin University

Vol. 65
March 2022

研

究

報

告

第 65 巻関 東 学 院 大 学 理 工 ／ 建 築 ・環 境 学 会

研

究

報

告

第 65 巻（通巻112号）
目

次

CONTENTS−研究論文−−Research Paper−栗彩子，内山 涼太，角田 光淳，飯田 博一，川原 一芳：
Leuconostoc mesenteroides 由来グリセロ糖脂質の化学構造………………………………………………………………… 1

Ayako KURI, Ryota UCHIYAMA, Kojun TSUNODA,
Hirokazu IIDA, Kazuyoshi KAWAHARA: Chemical structureof glyceroglycolipids isolated from Leuconostoc mesenteroides………………………………………………………………… 1

板倉 誠，友野 和哲：竹炭／カーボンナノチューブ混合基板を用いた Si 系負極材料の作製と電気化学評価 ……… 7

Makoto ITAKURA, Kazuaki TOMONO: Fabrication of Sibased anode materials using bamboo charcoal/carbon nanotube
mixed substrate and their electrochemical evaluation ……… 7

板倉 誠，花谷 明信，欧 逸生，友野 和哲：長鎖アルキ
ルアンモニウムイオンを層間イオンとする層状マンガン酸化物の被覆膜による層間金属錯体イオン脱離の抑制と光照
射よる疑似容量の向上…………………………………… 13

Makoto ITAKURA, Akinobu HANAYA, Itsuou OH, Kazuaki
TOMONO: Inhibition of Interlayer Metal Complex Ion
Desorption Using the Coated Film of Layered Manganese Oxide
with Long-Chain Alkylammonium Ions as Interlayer Ions andImprovement of Pseudocapacity by Light Irradiation ………13

沖口 陸，友野 和哲：竹炭／カーボンナノチューブ混合膜上の［Co（en）3］
Cl3/MnO2による高性能キャパシタ電極の開発………………………………………………………… 21

Riku OKIGUCHI, Kazuaki TOMONO: Development of highperformance capacitor electrodes utilizing [Co(en)3]Cl3/MnO2 ona bamboo charcoal/carbon nanotube film ……………………21

堀田 智哉，長谷川 拓未，戸嶋 玲斗：チェーン伸び試験機の設計および製作……………………………………… 29

Tomoya HOTTA, Takumi HASEGAWA, Akito TOJIMA:
Design and Manufacture of Chain Elongation Experimental
Device …………………………………………………………29

佐 藤 遼 介， 西 澤 圭 悟， 三 和 怜 央， 宮 永 宜 典： 粒子画像流速測定法を用いた軌道面でのグリース流れの評価………………………………………………………… 35

Ryosuke SATO, Keigo NISHIZAWA, Reo MIWA, Norifumi
MIYANAGA: Evaluation of Grease Flow on Raceway using
Particle Image Velocimetry ……………………………………35

高 田 幹 斉， 浜 本 真 央， 柳 生 裕 聖： マ ス ク 材 の 動 的
粘弾性特性を利用したマイクロブラスト加工による加工断面形状の制御……………………………………… 41

Mikinari TAKADA, Mao HAMAMOTO, Hiromasa YAGYU:
Processing Cross-sectional Shape Control of Micropowder
Blasting using Dynamic Viscoelasticity of Mask ……………41

本橋 友江，槙本 直哉：ナインタイルの必要最小裏返し手
数…………………………………………………………… 47

Tomoe MOTOHASHI, Naoya MAKIMOTO: Minimum required
number of turns for "Nine Tiles"………………………………47

出雲 淳一，グエン・ズィ・フォン，関島 謙蔵：アラミド繊維ロー
プのリラクセーション試験……………………………… 55

Junichi IZUMO, Nguyen Duy PHONG, Kenzo SEKIJIMA:
Relaxation Test of Aramid Fiber Rope ………………………55

神戸 渡，間庭 正晴，山﨑 樹，馬川 昌大，中野 宗一
郎：損傷を受けた1P 及び2P の筋かい耐力壁に対する金物による補修効果…………………………………………… 63

Wataru KAMBE, Masaharu MANIWA, Tatsuki YAMAZAKI,
Akihiro UMAKAWA, Soichiro NAKANO: REPAIR
EFFECT USING HARDWARE ON DAMAGED BEARINGWALLS ………………………………………………………63

神戸 渡，井道 裕史，野田 康信，鈴木 賢人：集成材と単板積層材を用いた塑性座屈強度の評価方法に関する検討………………………………………………………… 71

Wataru KAMBE, Hirofumi IDO, Yasunobu NODA, Kento
SUZUKI: A STUDY ON EVALUATION METHOD FOR
PLASTIC BUCKLING STRENGTH OF GLULAM AND LVL…………………………………………………………………71−技術論文−−Technical Paper−

武井 吾諭，堀田 智哉，水野 泰輔：食品機械用潤滑剤開発のための小型ボールオンディスク試験機の製作…… 77

Asato TAKEI, Tomoya HOTTA, Taisuke MIZUNO: Designand Manufacture of Small Ball-on-Disk Tester for Developing
Lubricants Used in Food Machinery …………………………77

理工 / 建築・環境学会「研究報告」投稿規程……………………………………………………………………………………………… 83

研究論文
1

Leuconostoc mesenteroides 由来グリセロ糖脂質の化学構造
栗
内
角
飯
川

山
田
田
原

彩
涼
光
博
一

子 ***
太 ***
淳 ***
一 ***
芳 ***

Chemical structure of glyceroglycolipids isolated from Leuconostoc mesenteroidesbyAyako KURI
Ryota UCHIYAMA
Kojun TSUNODA
Hirokazu IIDA
Kazuyoshi KAWAHARA
要

旨
乳酸菌の一菌種である Leuconostoc mesenteroides と，柑橘類より分離され L. mesenteroides と仮同定されている菌株 SKA0020からグリセロ糖脂質（GGL）を抽出し分析した．GGL-1および GGL-2と命名された２種類の GGL を薄層クロマトグラフィーで精製し，ガスクロマトグラフィー，MALDI-TOF マススペクトロメトリー，および1H NMR により化学構造を解析した．２つのGGL は共にパルミチン酸，オレイン酸，およびラクトバシル酸を主要な脂肪酸として有しており，糖成分としてはグルコースのみが含まれていた．１次元および２次元1H NMR により，両菌から得られた GGL の基本構造は，脂肪酸組成の違いを除いては同一であることがわかった．これらの分析データから GGL-1はα-Glc- ジアシルグリセロール（DAG），
GGL-2はα-Glc-（1→2）-α-Glc-DAG と同定された．本研究の結果から，分離株 SKA0020は分類学的に L. mesenteroides に極めて近縁であることが示唆された．

Abstract
Glyceroglycolipids (GGLs) were extracted from Leuconostoc mesenteroides, one of members of lactic acid bacteria, and a strain SKA0020
isolated from citrus fruit and temporary identified as L. mesenteroides. Two GGLs contained in these bacteria, designated GGL-1 and GGL-2,
were purified by thin-layer chromatography, and their chemical structure was analyzed by gas-liquid chromatography, MALDI-TOF mass spectrometry, and 1H NMR. Both GGLs contained palmitic acid, oleic acid, and lactobacillic acid as major fatty acids, and glucose as a sole sugarcomponent. 1D and 2D 1H NMR revealed that basic structures of GGLs from both bacteria were identical with only difference of fatty acidcomposition. From these analytical data GGL-1 was identified as α-Glc-diacylglycerol (DAG) and GGL-2 as α-Glc -(1→2)-α-Glc-DAG. The
results in the present study suggested the close taxonomical relationship between L. mesenteroides and the isolate SKA0020.

* 関東学院大学大学院 ・ 工学研究科 ・ 総合工学専攻 ** 関東学院大学 ・ 理工学部 ・ 理工学科 ・ 生命学系 *** 関東学院大学 ・ 機能性食品科学研究所

2021 年 12 月 21 日受理— 1 —関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

2
１．緒言

２－２

GGL の抽出と精製

細菌の細胞質膜は他の生物と同様に，負電荷を有するグリ乾燥菌体からクロロホルム／メタノール（C/M）（2：1，

セロリン脂質の二重膜から構成されているが，それに加えてv/v）を用いて菌体脂質を抽出した．この粗抽出画分を薄層中性の極性脂質であるグリセロ糖脂質（GGL）が主要な構

クロマトグラフィー（TLC）で精製した．TLC プレートに1）

成脂質として含まれる場合が多い ．GGL の基本構造はグは Silica gel 60 F254（20 cm ×20 cm，アルミニウムシー

リセロールの２つの水酸基に飽和脂肪酸あるいは不飽和脂肪ト）（Merck，Darmstadt，Germany）を用いた．展開溶媒に酸などの脂肪酸がエステル結合したジアシルグリセロール

は C/M/H2O（20：9：1，v/v/v）を用い，展開後，一部をに，残りの水酸基を介してグリコシド結合した糖から成っ切り取り，硫酸を噴霧して加熱することにより発色させて，ている．糖成分は多くの場合グルコース（Glc）などのヘキ

GGL に相当する部分を削り取り抽出した．グリセロリン脂

ソースであるが，グルクロン酸などの酸性糖が結合し，酸性質の混入が認められる画分については，DEAE-cellulose の2）

GGL となる場合も見られる ．GGL に含まれるヘキソース

小カラム（パスツールピペットを利用して作製，カラム長5の種類と個数（糖鎖長）は分類学的特徴を反映している場合cm）に通してカラムに吸着させた後に C/M（2：1，v/v）でが多いため，細菌の重要な分類学的指標となり得ると考えら溶出した．溶出物の TLC 分析には，精製時と同様の展開溶れる．

媒と検出法を用いた．

我々はヨーグルト製造に使用可能な新規植物性乳酸菌の分２－３離を試みる過程で，大豆由来成分を利用した培地を用いて，脂肪酸分析

柑橘類から3株の乳酸産生菌を分離することに成功し，16S脂肪酸の分析には MIDI 法9） を用いた．乾固した GGL に

リボソーム RNA 遺伝子の塩基配列解析から，これらの分離

アルカリけん化液（3 g NaOH，10 mL H2O，10 mL メタノー

株 を Leuconostoc mesenteroides（SKA0020株，SKA0021株 ）ル）を1 mL 加え，
100℃，
30 min 加熱した後，メチル化試薬（52および Lactiplantibacillus plantarum（SKA0024株）と仮同定

mL 6 M HCl，44 mL メタノール）を2 mL 加え，80℃，10

した3），4）．しかし最終的な同定のためにはさらに分類学的性

min 加熱した．その後，ヘキサン /tert- ブチルメチルエーテ状を調べる必要があるため，現在分析を進めているところ

ル（1：1, v/v）で抽出し，洗浄液（1.2% NaOH）で中和しである．そのような研究の一環として，分離株および仮同て，濃縮，脱水した後にガスクロマトグラフィーによる分定された菌種の基準株の GGL についても解析と比較を行っ析に供した．分析にはキャピラリーカラム（CBP1，25 m，ている．そこで本研究では，分離株 SKA0020と Leuconostoc

Shimadzu）を装着した GC-2014s（Shimadzu）を用いた．

mesenteroides 基準株の GGL の単離と化学構造解析を行い，
２－４

両者を比較した．

中性糖分析

GGL を0.1 M HCl で100℃，48 h 加水分解し，遊離した乳酸菌のうち，旧来の乳酸桿菌である Lactobacillus に分類され，現在はいくつかの新属に再分類された菌群5）では GGL，糖アルコールにした．
糖を NaBH4で還元し（室温，3 h）の糖鎖部分がα-Gal（1→2）-α-Glc の二糖を含むものが多

これを無水酢酸 / ピリジン（1：1，v/v）でアセチル化（100℃，くみられるのに対し，Enterococcus 属菌種，Lactococcus 属菌

30 min）し，無水酢酸を減圧乾固により完全に除いた後に，

種 な ど の 球 菌 で はα-Glc（1→2）-α-Glc の Glc の み か ら 成

溶媒に溶かし，脂肪酸分析と同様にガスクロマトグラフィー

6），7）

る二糖を含んでいることが報告されている．Leuconostoc

により分析した．

mesenteroides は発酵食品などから分離されるヘテロ乳酸発酵
２－５を行う乳酸球菌として知られているが8），本菌の GGL の化

質量分析

学構造についてはこれまでにあまり報告がないため，上記の

GGL の 分 子 量 は Matrix Assisted Laser Desorption/

一般則に従う結果が得られるか否かについても興味が持たれ

ionization Time of Flight Mass Spectrometry（MALDI-

た．

TOF MS）（AXIMA-CFR plus, Shimadzu） に よ り 測 定 した．GGL を試料用金属プレート上で乾固し，マトリックス

２．材料と方法（2,5-dihydroxybenzoic acid）を重層して乾燥させた後にレー

２－１

ザーを照射した．分析は reflectron mode で行い，陽イオン

使用菌株と培養本 研 究 に は Leuconostoc mesenteroides subsp. dextranicumを検出した．

NBRC 100495T および分離株である SKA0020株を使用した．
２－６

培 地 に は Lactobacilli MRS Broth（Becton，Dickinson and

NMR 分析

Company，Sparks，MD，USA） を 用 い て，30 ℃ で24時 間

GGL の糖鎖構造を核磁気共鳴（NMR）により分析した．

振とう培養（1L の三角フラスコに250 mL の液体培地を入分析には JNM-ECX 500II（500 MHz, JEOL RESONANCE）

れて80 cycle/min で振とう培養）した．培養後，105℃，10を用い，試料を CDCl3/CD3OD（2：1，v/v）に溶解した後，min の加熱により殺菌し，集菌の後に蒸留水で一度洗浄し，室温で１次元および２次元1H NMR（1H-1H COSY）を測定

凍結乾燥し，乾燥菌体を得た．

した．
— 2 —

Leuconostoc mesenteroides 由来グリセロ糖脂質の化学構造

３－２

３．結果
３－１

GGL の分析と精製

3

成分分析

精 製 さ れ た GGL に つ い て， 脂 肪 酸 と 中 性 糖 の 分 析 を乾燥菌体からの粗抽出物を TLC で分析した結果，Fig.1の

行 っ た．Table 1に 示 し た よ う に，L. mesenteroides NBRC

レーン１とレーン４に示したように，Rf 値0.71と0.57の位

100495T の GGL に つ い て は パ ル ミ チ ン 酸（C16:0） お よ び

置に，硫酸による発色が比較的早く，糖を含むと推定され

11，12-methylene-C18（11位 と12位 の 間 に シ ク ロ プ ロ パるスポットが検出された．そこでこれらをそれぞれ GGL-1，

ン 環 を 有 す る 炭 素 数19の シ ク ロ プ ロ パ ン 酸，Fig.2〜5でGGL-2として，20 cm ×20 cm の TLC プレートを２枚使用）が最も多量に検出された．11，
は C19cycl と表し記載した．

して，それぞれの脂質を精製した．GGL-1については，精12-methylene-C18は乳酸菌に特有の脂肪酸という意味でラ製 後 も Fig.1（ レ ー ン １，４） で GGL-1の 近 傍 に 見 ら れ る

クトバシル酸と呼ばれている脂肪酸である．SKA0020株の他の脂質の混入が避けられなかったため，さらに DEAE-GGL についても同様の脂肪酸が多量に検出されたが，NBRC

cellulose を用いて精製することにより，比較的精製度の高100495T 株に比べてオレイン酸（Δ9-C18：1）の比率が高い

い画分を得ることができた（Fig.1，レーン２，５）．Fig.1にという特徴が見られた．一方，中性糖に関してはいずれのT見られるように L. mesenteroides NBRC 100495 と SKA0020

GGL 画分にも Glc のみが検出された．脂肪酸の総量と Glcには同一の Rf 値を示す脂質が検出されており，TLC 分析での量を比較したところ，両菌株とも GGL-1については脂肪は違いが認められなかった．

酸が Glc の２倍～３倍検出されたのに対して，GGL-2については等量よりも少し脂肪酸が多いという結果が得られた．
３－３

質量分析による分子種の検討

質 量 分 析 の 結 果 を Fig.2か ら Fig.5に 示 し た．Fig.2お よGGL-1び Fig.3で示されたように，L. mesenteroides NBRC 100495T

GGL-2の GGL-1お よ び GGL-2に は 主 要 ピ ー ク（GGL-1は m/z
793.32，GGL-2は m/z 955.20） が 検 出 さ れ た． こ れ ら のピークを Na が付加したものと仮定すると，これらの主要
ピ ー ク の DAG 部 分 に は C16：0お よ び11，12-methylene-C18

1

2

3

4

5

が結合している（図中，M2で表した脂肪酸の組合せ）と推

6

Fig.1
chromatographyof GGLs
extracted
from from
L. mesFig. 1Thin-layer
Thin-layer
chromatographyof GGLs
extracted
T T
and
an an
isolate
SKA0020
Lanes 1,enteroides NBRC
100495
L. mesenteroides
NBRC
100495andisolate
SKA0020
T
T; 2, purified; 2, purified
GGL-1 fromextractfrom NBRC
100495
Lanescrude
1, crude
extractfrom NBRC
100495
TT; 3, purified; 3, purified
GGL-2 from
NBRC
100495T;
GGL-1NBRC
from100495
NBRC 100495
GGL-2
from
T
crude extract
fromextract
SKA0020;
5, SKA0020;
purified GGL-1
from
NBRC4,100495; 4, crudefrom5, purified
6, purified
GGL-2 from
SKA0020.
GGL-1SKA0020;
from SKA0020;
6, purified
GGL-2
from SKA0020.

Table1

定された．一方，SKA0020株の GGL の場合はピークが分
散 し て お り（Fig.4お よ び Fig.5）， そ の 中 で も［M1＋ Na］+
で示した m/z 779.16および m/z 941.09が最も強く，続いて［M2＋ Na］+ で示したピークが強く検出された．分子量から
M1は DAG 部分が C16：0と C18：1の組合せと推定され，Table
1の脂肪酸組成の結果と対応していることがわかった．

Fatty acid and sugar composition of purified GGL preparations

Component

NBRC 100495T

SKA0020

GGL-1

GGL-2

GGL-1

GGL-2

Δ9-C16:1

0.01a

0.05

0.01

0.04

C16:0

0.12

0.24

0.06

0.19

9-

Δ C18:1

0.07

0.05

0.05

0.10

Δ¹¹-C18:1

0.01

0.01

0.01

0.02

Fatty acid

9,10-methylene-C18

0.06

0.08

0.02

0.04

11,12-methylene-C18

0.09

0.31

0.02

0.08

Total fatty acid

0.36

0.74

0.17

0.47

0.13

0.66

0.07

0.38

HexoseGlucosea; All values are expressed in µmol/mg GGL preparation.
Abbreviations：Δ9-C 16:1, palmitoleic acid；C 16:0, palmitic acid；Δ9-C 18:1, oleic acid；
Δ¹¹-C 18:1, cis-vaccenic acid; 9,10-methylene-C 18 , 9,10-methylene-octadecanoic acid;
11,12-methylene-C18, 11,12-methylene-octadecanoic acid (lactobacillic acid).
— 3 —関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

4

３－４

NMR を 測 定 し た と こ ろ， 両 菌 と も に GGL-1に は 約4.8
ppm の位置に２重線のシグナルが検出されたのに対して，
GGL-2に つ い て は4.9 ppm か ら5.0 ppm の 間 に ２ 本 の ２ 重線が観察され，これらは Glc の１位のアノマープロトン[M3+Na]+（H-1）によるものと考えられた．両菌の GGL から得られた[M4+Na]+スペクトルはほぼ同一だったため，Fig. 6および Fig. 7に L.

[M1+Na]+779.31

NMR 分析による構造解析

両 菌 の ２ 種 類 の GGL に つ い て， そ れ ぞ れ １ 次 元 の1H

Fatty acids:
M0: C16:0, C16:1
M1: C16:0, C18:1
M2: C16:0, C19cycl
M3: C18:1, C19cycl
M4: C19cycl, C19cycl[M2+Na]+mesenteroides NBRC 100495T の GGL-1および GGL-2から得819.32られたデータのみを示した．これらの結果から，GGL-1には Glc が１分子，GGL-2には Glc が２分子含まれると推定
Fig.2 MALDI-TOF mass spectrum of GGL-1 from L. mesenteroides
T
T
Fig. 2 MALDI-TOF
mass
spectrum
of
GGL-1
from
L.
mesenteroides
NBRC
100495
された．上記のアノマープロトンに由来するシグナルの化学
NBRC 100495
シフト値ならびに結合定数を Table 2にまとめた．結合定数はいずれも3.5 Hz から4.0 Hz であり，これらの値から GGL

Fatty acids:
M0: C16:0, C16:1
M1: C16:0, C18:1
M2: C16:0, C19cycl
M3: C18:1, C19cycl
M4: C19cycl, C19cycl[M2+Na]+に含まれる Glc は全てαアノマーであることが明らかになった．なお，得られたスペクトルには脂肪酸のシクロプロパン
環や二重結合のプロトンに由来すると推定されるシグナルも観察された．

[M3+Na]+[M4+Na]+[M1+Na]+[M0+Na]+

‐CH2‐

HOD
CH3OD

Fig.3 MALDI-TOF mass spectrum of GGL-2 from L. mesenteroides
T
Fig. 3 MALDI-TOF
spectrumof GGL-2 from L. mesenteroides NBRC 100495T
NBRCmass
100495[M1+Na]+Glc, H‐1

Fatty acids:
M0: C16:0, C16:1
M1: C16:0, C18:1
M2: C16:0, C19cycl
M3: C18:1, C19cycl
M4: C19cycl, C19cycl[M2+Na]+[M0+Na]+

‐CH3

Fig.6

[M3+Na]+1

H NMR spectrum of GGL-1 from L. mesenteroides NBRC

1H NMR Tspectrum of GGL‐1 from L. mesenteroides NBRC 100495T
Fig. 6100495

-CH2-

HOD
B, H-1
A, H-1

Fig.4 MALDI-TOF mass spectrum of GGL-1 from SKA0020
Fig. 4 MALDI-TOF mass spectrum of GGL-1 from SKA0020

CH3OD

-CH3

H

C
H

[M1+Na]+Fatty acids:
M0: C16:0, C16:1
M1: C16:0, C18:1
M2: C16:0, C19cycl
M3: C18:1, C19cycl
M4: C19cycl, C19cycl[M2+Na]+

H

C

H

C
H

H

[M3+Na]+[M0+Na]+Fig.7[M4+Na]+1

H NMR spectrum of GGL-2 from L. mesenteroides NBRC

1H NMR spectrum of GGL-1 from L. mesenteroides NBRC 100495T
Fig. 7100495
T

Fig.5 MALDI-TOF
mass spectrumof GGL-2
from SKA0020
Fig. 5 MALDI-TOF
mass spectrumof GGL-2
from SKA0020— 4 —Leuconostoc mesenteroides 由来グリセロ糖脂質の化学構造

Table2

5

Chemical shift values and coupling constants of H-1 protons of sugar components

Bacterial strain and GGLNBRC 100495T
GGL-1

SKA0020

GGL-2

GGL-1

GGL-2

A

B

A

B

Chemical shift value (ppm)

4.786

4.954

4.914

4.786

4.954

4.914

Coupling constant (Hz)

4.0

3.5

3.5

4.0

3.5

4.0

次に，L. mesenteroides NBRC 100495T の GGL-2を用いて，
1

H-1H COSY を測定した．その結果，Fig.8に示したように

CH2OH

２本の H-1シグナル（A，B）に対応したクロスピークが検O
H α-Glc
HOH

H

出され，これらは Glc の H-1と H-2（２位のプロトン）とのカップリングによるものと考えられた．このクロスピークか

H
O

OH

ら推定される A の Glc の H-2は B の Glc の H-2よりも低磁H場側にシフトしているため，A が2位に置換基をもつ Glc 由来であり，B が非還元末端の Glc 由来であると決定すること

CH-O-CO-R1

O

CH2-O-CO-R2

CH2OH

ができた．

O

H

H α-Glc
HOH

４．考察
本研究では L. mesenteroides NBRC 100495T と SKA0020株

CH2

H

DAG: diacylglycerol(R1, R2: hydrocarbon chain)OHの2種類の GGL を精製し，その化学的性状を比較した．そHの結果，両菌の GGL では構成脂肪酸の量比が異なるもののOH

Fig.9 Proposed structure of GGL-2 from L. mesenteroides NBRC

その種類は一致し，糖はいずれも Glc のみで GGL-1が Glc

T
Fig. 9 Proposed
structureof GGL-2 from L. mesenteroides NBRC 100495T
100495１分子，GGL-2は Glc 2分子を含んでいること，およびそれらはいずれもαアノマーであり，化学構造が一致することが本 研 究 に よ り 柑 橘 類 か ら 分 離 し た SKA0020株 が，L.

明らかになった．決定された GGL-2の化学構造を Fig.9に示

mesenteroides NBRC 100495T と同一の GGL を有することをした．Glc 同士の結合位置については，本研究では1H NMR

示すことができた．本研究の結果を含め，これまでに得られ分析のみで決定したが，Fig.8のスペクトルは，これまでのている化学分類学的データは全て16S rRNA 遺伝子の塩基配研究ですでに化学構造が決定されている Enterococcus faecium列に基づく同定を支持するものであった．今後，さらに分類の２糖型 GGL の1H-1H COSY スペクトル10）と一致し，この学的データを積み重ねて，分離株の同定を確定させていく予構造の妥当性が確認できた．

定である．
謝

辞
本研究の成果は，これまで研究室で蓄積されたデータを基

A, H-1にして得られたものです。これまで大学院博士前期課程のB, H-1

テーマとして乳酸菌 GGL の研究に取り組んだ亀井桃香さん
をはじめ，卒業研究として同研究に関わった川原研究室の全

B, H-1/2ての卒業生の皆様に深く感謝致します。なお，本研究の一部
は理工／建築・環境学会の2021年度の研究補助金を用いてA, H-1/2

実施されました。この場を借りて深謝致します。
参考文献
１）Shaw, N.: Bacterial glycolipids, Bacteriol. Rev., 34,
pp365-377（1970）．
２）Hölzl, G. and Dörmann, P.: Structure and function of
glycoglycerolipids in plants and bacteria, Prog. LipidRes., 46, pp225-243（2007）
．

Fig.8

３）栗彩子，角田光淳，川原一芳：大豆の風味改善を目的と

H-1H COSY spectrum of GGL-2 from L. mesenteroides NBRC

1

T
Fig. 8 1H-1H100495
COSY spectrumof GGL-2 from L. mesenteroides NBRC 100495T— 5 —した乳酸菌の分離と分類学的性状の検討，2020年度関関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

6

東学院大学理工／建築・環境学会研究発表講演論文集，

faecalis leads to a complete loss of glycolipids from thepp2-3，（2020）．

cell membrane and to impaired biofilm formation, BMC

４）栗彩子，田崎達明，宮本雄基，川原一芳，角田光淳：大Microbiol., 11:67（2011）.

豆ホエーを基質とした新規乳酸菌用栄養培地の調製と培

７）O’Leary, W. M. and Wilkinson, S. G.: Gram-positive

養への利用，日本食生活学会誌，（2022）印刷中．

bacteria, In: Microbial Lipids Vol. 1（Ratledge, C. and

５）Zheng, J., Wittouck, S., Salvetti, E., Franz, C. M. A. P.,

Wilkinson, S. G. Eds），pp117-201, Academic Press,

Harris, H. M. B., Mattarelli, P., O’Toole, P. W., Pot,

London,（1988）．

B., Vandamme, P., Walter, J., Watanabe, K., Wuyts, S.,

８）石川森夫，鈴木健一朗：乳酸菌の各種，「乳酸菌とビフィ

Felis, G. E., Gänzle, M. G., and Lebeer, S.: A taxonomic

ズス菌のサイエンス」（日本乳酸菌学会

note on the genus Lactobacillus: Description of 23 novel

京都大学学術出版会，（2010）．

genera, emended description of the genus Lactobacillus編），pp35-50，

９）鈴木健一朗：脂肪酸，「微生物の分類・同定実験法」（鈴Beijerinck 1901, and union of Lactobacillaceae and

木健一朗，平石明，横田明

Leuconostocaceae, Int. J. Syst. Evol. Microbiol., 70,

ンガー・フェアラーク東京，東京，（2001）．

pp2782-2858（2020）.

編），pp118-134，シュプリ

10）川原一芳，大馬みのり，小宮山翔太，飯田博一：乳酸菌６）Theilacker, C., Sava, I., Sanchez-Carballo, P., Bao, Y.,

Enterococcus faecium に含まれる糖脂質の化学構造の解析，

Kropec, A., Grohmann, E., Holst, O., and Huebner J.:

2014年度関東学院大学理工／建築・環境学会研究発表講

Deletion of the glycosyltransferase bgsB of Enterococcus

演論文集，pp134-135，（2014）
．

— 6 —

研究論文
7

竹炭／カーボンナノチューブ混合基板を用いた Si 系負極材料の作製と電気化学評価
板
友

倉
野

和

誠*
哲*

Fabrication of Si-based anode materials using bamboo charcoal/carbon nanotube mixed
substrate and their electrochemical evaluationbyMakoto ITAKURA
Kazuaki TOMONO
要

旨
竹炭とカーボンナノチューブ（CNT）混合薄膜上に，シリコン（Si）を電析したリチウムイオン電池の負極材料の作製をした．

また，遠心分離の条件（回転数と時間）を検討することで，竹炭／ CNT 混合基板および竹炭基板の作製の最適化を行った．得られた竹炭と CNT の混合基板上に電気化学析出法によって Si 薄膜を電析させた．Si 竹炭 CNT 混合基板の充放電測定結果は，初期充電容量は110 mA/g，20サイクル目は66 mA/g を示した．Si 竹炭基板の充放電結果と比較すると，Si 竹炭／ CNT 混合基
板の初期充電容量（110 mAh/g）は２倍の値を示した．

Abstract
Silicon was deposited on a mixed thin film of bamboo charcoal and carbon nanotubes (CNTs) to produce anode materials for lithium-ion
batteries. We also optimized the fabrication of the bamboo charcoal/CNT mixed substrate by examining the conditions of centrifugation (rotation
speed and centrifugation time). Silicon thin film was electrodeposited on the obtained mixed substrate of bamboo charcoal and CNTs by electrochemical deposition method. The charge-discharge measurement results of the Si bamboo charcoal-CNT mixed substrate showed that the initialcharge capacity was 110mA/g and 66mA/g at the 20th cycle. Compared with the charge-discharge results of the Si bamboo charcoal substrate,
the initial charge capacity (110 mAh/g) of the Si bamboo charcoal CNT mixed substrate was twice.
キーワード：Centrifugation，Electrophoresis deposition method，bamboo charcoal-CNT mixed substrate，charge-discharge
measurement* 関東学院大学大学院工学研究科物質生命科学専攻

2021 年 12 月 10 日受理— 7 —関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

8
１．緒

言

２．実験方法２．
１

エネルギーシステムを長期的に持続可能なものとして構築

試薬および試料ガスしていくために手段として，資源が少ない島国の日本では蓄竹炭（Dr. Quang，Hue Industrial College より提供），多電技術が必要と考えられている．再生可能エネルギーは，人層カーボンナノチューブ（multi-wall，>98 %，D × L. 100

類社会を十分に賄うだけの永続的なエネルギーであり，太陽nm ×20-200 µm，Aldrich chemistry，USA）， イ ソ プ ロ ピ

光（太陽熱），水力，風力，地熱，バイオマスといった枯渇

ルアルコール（99.0 % 以上1）

米山薬品工業（株）），硝酸マ

することのないエネルギーを示す ．太陽光発電の部材としグネシウム・六水和物（99.5 %て，最も利用されているのは結晶性シリコン（以後，結晶性（株）；Mg（NO3）2・6H2O）を用いた ．ブロモシラン（99.995

Si）である．結晶性 Si を用いる太陽電池は，その信頼性，%，Aldrich chemistry），テトラブロモアンモニウムブロミ

耐久性，高エネルギー変換効率等からシェアは80 % 以上をド（99 %, 富士フィルム和光純薬工業（株）），炭酸プロピレ2）

富士フィルム和光純薬工業

占める ．しかし，Si インゴットから Si ウエハが作製されン（98 %，富士フィルム和光純薬工業（株））をそのまま用

る際に50 % の Si 切削物が廃棄物として排出される3）．このいた．LiPF6 溶液（1 mol/L，炭酸エチル（EC）：炭酸ジエ

廃棄物 Si は可燃性有機溶媒や部材からの重金属不純物（Fe，

チル（DEC）（1：1 v/ v %），キシダ化学），
炭酸ジエチル（99 %，Ni，Cu 等）を含むため一般廃棄ができずに産業廃棄物としナカライテスク），Li 箔（T × S. 0.200 mm ×10.00 mm，本て処理される．切削物が産業廃棄物として処理されるため，

荘ケミカル）をそのまま用いた．Ar ガス（岩谷産業）はブ

4）

太陽電池のコスト増へとつながっている ．当研究室では，

ロモシラン溶液調製・半電池の準備時に使用した．

廃棄物 Si に対し臭化水素を反応させることによるリサイク
２．
２

ル法の検討を進めている5）．これまでに，廃棄物 Si から作

竹炭からの導電補助基板の作製方法

製できるブロモシランをシリコン源として用い，イミダゾリ

竹炭を0.2 g 秤量し，ミキサーで30分すり潰し粉末状にしウム系イオン液体とテトラブチルアンモニウムブロマイド

た．イソプロピルアルコール102 mL と硝酸マグネシウム・（NBu4Br）を含む炭酸プロピレン混合溶液中で，電気化学析

六水和物0.034 g の混合溶液に竹炭粉末を懸濁させた．作製

6）出法によるシリコンの薄膜作製の研究を行ってきた ．そこ

した懸濁液を遠心分離機（IEC61010-2-020，KUBOTA）にで，この薄膜化研究で得た知見を基にして，我々はブロモシ

より遠心操作を行った．回転数を1000，2000，3000，4000

ランからのリチウムイオン電池用負極材料の創製を試みていrpm の各条件で行った．遠心分離後，上澄み液のみ回収した．

る．シリコンを負極とする場合，理論容量が4200 mAh・g-1

作用極にニッケル基板（表面積1×1 cm2，ニコラ），対極にと大きく，市販のグラファイト負極（372 mAh・g-1）の10白金板（表面積1×1 cm2，厚さ0.3 mm，Nilaco）を使用した．

倍以上の容量を持つことから，次世代リチウムイオン電池のこの上澄み液を用いて電気泳動電着（EPD）法を行なった．

負極材料として有望視されている7）．しかしながら，充放電

直流安定化電源（PMX350–0.2 A，KIKUSUI）を用いて定サイクルによる容量の急速な減衰が生じる

8），9）．また，シリ

電圧30 V で EPD 法を10分間行なった．得られた導電補助

コンは抵抗率も高く（体積抵抗率：1000 Ωcm），抵抗率の基板の膜を竹炭基板と呼ぶ．

高さを克服するために導電補助基板としてグラファイト（体２．
３

積抵抗率：240 Ωcm）と混練して負極材とする研究が進め

竹炭と CNT の混合粉末からの導電補助基板基板の
作製方法

10）

られている ．
本研究では，カーボンナノチューブ（CNT）と竹炭を混

竹炭（0.05 g）と CNT（0.05 g）をすり潰し粉末状にし合した導電補助基板の作製を検討し，作製した導電補助基板

たものを0.05 g 秤量した．イソプロピルアルコール102 mLにブロモシランからのシリコン還元反応によるシリコンを電と硝酸マグネシウム・六水和物0.017 g の混合溶液に懸濁着させた．作製したシリコン負極の電気化学性能を評価した．

させた．作製した懸濁液を遠心分離機（IEC61010-2-020，

CNT を導電補助基板として選択した理由は抵抗率（0.0012

KUBOTA）で５分間遠心分離した．回転数を3000 rpm 条件Ωcm）が明らかに低いことと CNT を不織布型にすることでで行った．遠心分離後，上澄み液のみ回収した．以下，電気基板に柔軟性をもたせ，充放電時の Si の体積膨張による欠泳動電着に関する方法は，竹炭膜の作製と同様の操作を行っ落に対する耐久性を向上させるためである．しかし，事前のた．得られた導電補助基板を竹炭／ CNT 混合基板と呼ぶ．

先行研究結果から CNT のみの基板作製の再現性が低いことが確認されていた11）．そこで，CNT に竹炭を混合する竹炭２．
４ブロモシランからのシリコン電析に関する実験方法／ CNT 混合基板を検討した．竹は，他の木の３倍の速さで

２．
４．
１

電位－電流曲線によるブロモシランのシリコン還成長することから，ほかの植物の成長を阻害し森林の荒廃の元の電解電位の最適化とシリコン電析一因となっている．近年，この竹の有効利用に関する研究

竹炭／ CNT 混合基板を鰐口クリップではさんだ電解セルが報告されている12）．竹炭のみの導電補助基板および竹炭とをグローブボックスの中に入れた．アルゴンガスで置換さCNT による導電補助基板の各種分析とシリコンを電着させれたグローブボックス内で，電解セルにブロモシラン1 mL，た負極材の電気化学的評価を報告する．

炭酸プロピレン60 mL，テトラブチルアンモニウムブロミド— 8 —竹炭／カーボンナノチューブ混合基板を用いた Si 系負極材料の作製と電気化学評価

9

4 g を混合した溶液を入れ撹拌した．竹炭／ CNT 混合基板
（表膜が作製できることがわかった．しかし，4000 rpm で作製

面積1×1 cm2）がすべて浸かるように調整した．作用極に竹した竹炭基板では，粒子サイズが小さく実験操作中に下地の2，参照
炭／ CNT 基板，対極にカーボン（表面積1×1 cm ）Ni 基板表面から脱落し，膜が安定化しないことがわかった．

極にはコイル状に巻いた Pt 線を使い電気化学測定を行った．

以後，回転数3000 rpm，遠心分離時間５分間で作製した竹比較検討するために竹炭基板も同様に行った．

炭基板を実験に用いた．
Fig.2に は， 竹 炭 ／ CNT 混 合 基 板 の SEM 画 像 を 示 す．

２．４．２

シリコン薄膜の充放電試験

SEM 画像から，Fig.1の竹炭基板とは異なり，繊維状の物

竹炭／ CNT 混合基板に Si（電解電位 -1.0 V）を析出させ

質が電着していることがわかった．この繊維状の物質は，た Si 竹炭 CNT 混合基板を負極として用いて Li 電池を作製

SEM 画像より概算すると0.10 µm 程度の直径サイズの形状した．アルゴンガスで置換されたグローブボックス内で密をもち，竹炭／ CNT 混合基板作製時のカーボンナノチュー

閉セルに炭酸プロピレンを60 mL 入れ，Si 電析直後の Si 竹

ブと良い一致を示す．また，竹炭／ CNT 基板では，CNT

炭 CNT 混合基板を洗浄した．テトラブロモシランのシリコと竹炭による空孔が0.96 µm 程度の多数の細孔構造が形成さ

ン還元におけるシリコンの電析量は，それぞれの通過電気

れていることもわかった．

量から見積もった．竹炭基板では，通過電気量は178.7 m C

Fig.3は（a）Ni 基板のみ（b）竹炭のみ，（c）作製した竹から Si 電析は5.201×10-4 g と算出された．竹炭／ CNT 混

炭基板，（d）作製した竹炭／ CNT 混合基板の EDS 分析デー

合基板では，通過電気量は325.5 m C から通過電気量からのタをそれぞれ示す．Fig.3（a）の Ni 基板のみの EDS 分析

Si 電析は2.370×10-5 g と算出される．続いて，密閉セルにデータから，Ni 基板に含まれる元素は酸素（O），鉄（Fe），

LiPF6溶液を60 mL 入れ，作用極に洗浄した Si 竹炭 CNT

ニッケル（Ni），アルミニウム（Al），クロム（Cr）である．

混合基板，対極に Li 箔（表面積1×1 cm2）を浸漬させ，充EDS 分析の測定台座のステンレス成分（Fe，Cr）や部材放電測定を行った．

（Al）が多く検出されている．Fig.3（b）竹炭のみの EDS 分
析データから，竹炭に含まれる元素は炭素（C），酸素（O），

３．結果および考察

マグネシウム（Mg），シリコン（Si），カリウム（K）であ

遠心分離の回転数1000 rpm から4000 rpm まで変更して調る．これは，竹炭に一般的に含まれる成分と一致する13），14）．

整した上澄み液から作製した竹炭基板の SEM 画像を Fig.1

Fig.3（b）と（c）を比較した結果，炭素（C）とシリコン（Si）に示す．遠心分離時間は５分間である．遠心分離の回転数ののピークが同様に確認できることから Ni 基板に竹炭が粒子違いによって，作製した竹炭基板に大きな違いがみられた．

状に電着したことがわかった．Fig.3（d）から竹炭に含まれ回転数が遅くなるにつれて，明らかに粒子サイズの大きい竹る元素に加えて，
炭素成分のピークが著しく上昇した．また，

炭が表面に多く吸着していることがわかった．1000 rpm お

SEM 画像から繊維状の電着物が確認できることから，竹炭よび2000 rpm の回転数で得られた上澄み液を用いて電着さと CNT の混合物による基板が作製できたことがわかった．

せた竹炭基板では表面に2 µm 程度の竹炭粒子が基板全体にFig.4は，竹炭／ CNT 混合基板を作用極として用いた際の観察された．一方で，3000 rpm で電着させた竹炭基板ではテトラブロモシラン（SiBr4）の有無における電流―電位曲

均一な竹炭粒子が電着していることがわかった．回転数が線である．テトラブロモシランを含まない溶液では，-2.5 V

4000 rpm の条件においては，より緻密な粒子によって竹炭（vs Pt quasi-R.E）付近から還元ピークが観察された．これより，-2.5 V 付近から電解液である炭酸プロピレンあるいは電解質であるテトラブチルアンモニウムブロミドの還元反応が進行していることがわかる．ブロモシランを含む溶液では，-0.5 V（vs Pt quasi-R.E）付近から新たな還元ピークが観察された．この還元ピークにおいて，作用極である竹炭／化 し な い こ と が わ か っ た ． 以 後 ， 回 転 数 3000 rpm， 遠 心 分
CNT 基板上でブロモシランの還元反応（SiBr4＋4e- → Si ＋
離 時 間 5 分 間 で 作 製 し た 竹 炭 基 板 を 実 験 に 用 い た ．

Fig.1

S E M SEM
i m aimages
g e s (×5000)( × 5 0 0 of
0 the) bambooo f t hfilm
e on
b aNi
m substrateb o o f ifor
lm on Ni
Fig.1/
indicatedtherotational
speedsandthecentrifugation
time
substrate for indicated the rotational speF
e di sg (5e E MSEMiimages. a n d2 . t hFig.2
S
m a g ofe sthe bamboo
oft hCNTe filmb (Centrifugation
amboo
/
CNT
condition; 3000rpm and 5min).
min).
centrifugation time (5 min).
(Centrifugation condition； 3000rpm and 5min)
遠 心 分 離 の 回 転 数1000 rpm か ら

4000 rpm ま で 変—
更 9し—てFig. 2 に は ， 竹 炭 /CNT 混 合 基 板 の調 整 し た 上 澄 み 液 か ら 作 製 し た 竹 炭 基 板 の SEM 画 像 を Fig.
1 に 示 す ． 遠 心 分 離 時 間 は

film

SEM 画 像 を 示 す ． SE

画 像 か ら ， Fig. 1 の 竹 炭 基 板 と は 異 な り ， 繊 維 状 の 物 質 が

5 分 間 で あ る ． 遠 心 分 離 の 回 転し がてみいら る こ と が わ か っ た ． こ の 繊 維 状 の 物 質 は ， S E
数 の 違 い に よ っ て ，作 製 し た 竹 炭 基 板 に 大 き 電
な 着
違 い成 分 の ピ ー ク が 著 し く 上 昇 し た ．ま た ，SEM 画 像 かCNT

状 の 電 着 物 が 確 認 で き る こ と か ら ， 竹 炭 との関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

10に よ る 基 板 が 作 製 で き た こ と が わ か っ た ．

V ( v s P t q u a s i - R . E ) 付 近 か ら 還 元 ピ ー ク が 観 察 さ れ た ．こ れよ り ，-2.5 V 付 近 か ら 電 解 液 で あ る 炭 酸 プ ロ ピ レ ン あ る い
は 電 解 質 で あ る テ ト ラ ブ チ ル ア ン モ ニ ウ ム ブ ロ ミ ド の 還
元 反 応 が 進 行 し て い る こ と が わ か る ．ブ ロ モ シ ラ ン を 含 む
溶 液 で は ， -0.5

V(vs

Pt

quasi-R.E)付 近 か ら 新 た な 還 元 ピー ク が 観 察 さ れ た ． こ の 還 元 ピ ー ク に お い て ， 作 用 極 で ある 竹 炭 /CNT

基 板 上 で ブ ロ モ シ ラ ン の 還 元 反 応 (SiBr4＋ 4e-→Si＋ 4Br-)が 進 行 し て い る こ と が わ か る

1 5 )．電 流 ― 電 位 曲

Current
curve
inoSiBr4F i g . 4 C u r r e線n のt 結p 果Fig.4
oをt e踏n
t iえapotentialr中vofeaのbamboo/CNT
o fロ aモ シbsubstrateaラ m
まてl ，c溶u液ブ
ン bを
完o全/ C
に N
還 T
元 s u
NBu4Br-PC (solid line) and NBu4Br-PC (dotted line). The scan

さ せ る た め にrate
設 is定20mV/sec.
電 位 を -1.0

in

SiBr4-NBu4Br-PC
た ．

(solid

V(vs

line)

Pt

quasi-R.E)に 決 定 しandNBu4Br-PCline). The scan rate is 20mV/sec.
Fig.

4 は ， 竹 炭 /CNT 基 板 を 作 用 極 と し て 用 い た

ト ラ ブ ロ モ シ ラ ン (SiBr4) の 有 無 に お け る 電 流 ― 電

で あ る ． テ ト ラ ブ ロ モ シ ラ ン を 含 ま な い 溶 液 で は5Fig.5S E MSEM
ima g e sof theo f bamboot h e charcoal
b a m b osubstrateo c h abeforer c o a (a,l substrate
imagesFig.

c) and after (b, d) Si electrodeposition, (a, b); the bamboo
charcoal substrate, (c, d); the bamboo charcoal CNT mixedb a m b o o substrate.
charcoal
substrate,
(c,
d);
the

before (a, c) and after (b, d) Si electrodeposition, (a, b);thebamboocharcoal CNT mixed substrate.

もたせ，シリコン電析時の重量変化に対して膜の安定性を向上させたと考えられる．
Fig.6にシリコン還元反応前後の竹炭／ CNT 混合基板の

3

EDS

oal,

(c)

Fig.3

EDS spectra of (a) Ni substrate, (b) bamboo charcoal, (c)of (a) Ni substrate,fabricated bamboo charcoal substrate, (d) fabricated bamboo charcoal CNT substrate are shown.

spectrafabricated-bamboocharcoal(b)

EDS
結果を示す．シリコン還元反応前後の
EDS 結果を比bamboo
較すると，竹炭由来の Si ピークに比べて，シリコンを電析

substrate,(d)

したことでシリコンのピークが上昇していることが確認でき

15）c a t e d b a 4Brm b）が進行していることがわかる
o o c h a r c o a l C N T s．電流―電位曲線の結u b s t r a t e a r e s h た．このo w n . EDS 結果からも，竹炭／ CNT 混合基板に Si が電果を踏まえて，溶液中のブロモシランを完全に還元させるた析できたことがわかった．
Fig.7にシリコンを電析した竹炭基板と竹炭／ CNT 混合基めに設定電位を -1.0 V（vs Pt quasi-R.E）に決定した．
竹炭基板および竹炭／ CNT 混合基板を作用極に用いて，p. 9板の電気容量の測定結果を示す．竹炭基板にシリコン電析しテトラブロモシランからシリコン還元を行った．Fig.5は，た試料の電気容量の測定結果は，初期容量は56 mAh/g で，各基板のシリコン還元反応前後の SEM 観察結果を示す．竹

20サイクル目は2 mAh/g になった．一方，竹炭／ CNT 混合

炭基板の場合，シリコン還元反応後においてシリコンが剥離基板にシリコン電析を行ったサンプルの電気容量の測定結果している箇所が見られた．この結果から，竹炭のみで形成さは，初期容量は110 mAh/g，20サイクル目は66 mAh/g になっれる導電補助基板では Si 電析時に剥離するということがわ

た．各導電補助基板の違いにより，初期容量で２倍程度上昇

かった．続いて，竹炭／ CNT 混合基板を用いた場合，均一した．この違いについては，竹炭基板ではシリコン電析反応に Si が電着していることがわかった．竹炭のみの基板に比時に導電補助基板がシリコンと共に剥離している可能性が考べて，カーボンナノチューブの繊維状構造が基板に柔軟性をえられる．また，両方の試料ともサイクル数を重ねるに伴い— 10 —

p. 11

比 べ て ，カ ー ボ ン ナ ノ チ ュ ー ブ の 繊 維 状 構 造 が 基

性 を も た せ ，シ リ コ ン 電 析 時 の 重 量 変 化 に 対 し て

Si 系負極材料の作製と電気化学評価
性 を 向 上 さ せ た と 考 竹炭／カーボンナノチューブ混合基板を用いた
え ら れ る ．

11

mixed bamboo charcoal electrodeと で シ リ コ ン の ピ ー ク が 上 F昇i g して い るFig.8
こ SEMと imagesが of確thet hSi CNT. 8 S E M i m aafterg e Charges o f/ discharge
e measurement.
Si CNT mixed bamboo
bamS rのe s E
uFig.6l t SsEDS結
bresultse果
f obefore
rかe anda afternもdSi electrodepositiona f t竹e r炭 S /using
i C eN
lT
e c混
tr合
od基
ep板
o s iにt i oS ni
．D こ
D
ら
，
boo charcoal CNT mixed substrate.

electrode after Charge / discharge measurement.
られる．また，CNT の繊維状構造が Si の膨張収縮による脱m bたo oこ cとh aがr cわ
o aか
l C
T ．
m i x e d s uFbi gs .t r 8a tは
e . 充離を抑制している可能性が示唆された．
放 電 測 定 後 の 竹 炭 CNT 混 合 基 板 の
き
っ Nた

S

シ リ コ ン 還 元 反 応 前 後 の 竹を 炭CN示 /す．T1 0 混
00合
倍 基
の 板
S Eの
M 画 像 (a)か ら 剥 離 が 確 認 さ
４．結

言

放 後
電 測
， 竹
CNT 基 板 も 含 め て 剥 離 し たを 示 す ． シ リ コ ン 還 元 反 応 前の 定E 後D Sに電気泳動法によって，導電補助基盤である竹炭基板および
結
果 炭
を /比

， 竹 炭 由 来 のSi

竹炭／ CNT 混合基板の作製を行った．遠心分離の条件とし

一 リ
方 ，
0 0を
0 倍
の SEM 画 像 (b)か ら ， 剥 離
ピ ー ク に 比 かべってた ，． シ
コ 5ン
電と遠心分離時間５分で作製することでて，回転数3000
rpm
均一な竹炭が電着することがわかった．また，繊維状である
着 を 維 持 し て
い る 竹 p.炭12/CNT 混 合 基 板 に シ リ コ ン
CNT が竹炭膜の安定性に寄与することがわかった．作製して い る こ と た竹炭／が わ か
た ． こ れ は ， CNT を 混 合 す る
CNTっ混合基板を作用極として，ブロモシランからCNTの 優 れ のシリコン還元を電解電位た 機 械 強 度 に -1.0
よ Vりで行い，シリコンを竹炭充 放 電 測 定 後 も 電 着／ CNT 混合基板に電析した．シリコン電析反応時においてた と 考 え る ．
充 放 電 測 定 に 対 し て 膜 の 耐 久 性 を 上も，竹炭基板と比較して，カーボンナノチューブの繊維状構

arge
boo

ofe m e n t造が基板に柔軟性をもたせ，シリコン電析時の重量変化に対
a nFig.7
d dCharge
i s candh dischargea r g emeasurementm e a sresultsu r竹( a膜) 厚 の 最 適 化 が 課 題 で あ る
炭 C N rTe s混u l合t s基 o板f の(a) Si on bamboo charcoal CNT mixed substrate and(b) Si on bamboo charcoal substrate.

して膜が安定に得られることを確認した．Si 竹炭／ CNT 混

容量が減少した．これは，充放電時のシリコンの堆積膨張にイクル目は66 mA/g を示した．竹炭基板にシリコン電析を

charcoal

substrate

CNT mixed substrate.

a nれd る( b．) まS た
i ，o nC Nb Ta mo o維 状 構 造 が SmA/g，20サのb 繊
i の 膨 張 収 縮合基板の充放電測定から，初期充電容量は110
離 を 抑 制 し て い る 可 能 性 が 示 唆 さ れ た ．

16）

よる基板からの剥離が主な原因と考えられる ．

シ リ コ

行った試料と比較すると，初期充電容量は２倍の値を示した．

SEM竹
画像炭
ンFig.8は充放電測定後の竹炭／を 電 析 し た 竹 CNT
炭 混合基板の基 板 とを示す．1000倍の SEM 画像（a）から剥離が確認された．

SEM 画像から，竹炭／ CNT 混合基板は剥/ C充放電測定後のNT 混離しており，容量低下は剥離によるものと考えられる．一方

電 気 容 量の 測 定 結 果CNTを混合基板も含めて剥離したこ
示 す ．竹 炭 基 板 にシ リCNT による空孔にシリコンが残留していること
充放電測定後に，竹炭／で，竹炭ととがわかった．一方，5000倍の SEM 画像（b）から，剥離がわかった．

し た 試 料 の 電 気 容 量 の 測 定 結 果 は ，初 期 容 量
せずに電着を維持している竹炭／ CNT 混合基板にシリコン/ g で ，が残留していることがわかった．これは，CNT
2 0 サ イ ク ル 目 は 2 m Aを混合する
h / g に な 謝っ 辞た ．
ことで CNT の優れた機械強度により充放電測定後も電着し本研究は，日本学術振興会科学研究費補助金挑戦的萌芽研

究 JP16K12653の一環として行ったものである．
この場にて，
炭 / C N T ていたと考える．充放電測定に対して膜の耐久性を上げるに
混 合 基 板 に シ リ コ ン 電 析 を 行 った サは，竹炭 CNT 混合基板の膜厚の最適化が課題であると考えお礼を申し上げます．

電 気 容 量 の 測 定 結 果 は ， 初 期 容 量 は

0 サ イ ク ル 目 は66— 11 —

110

mAh/g に な っ た ． 各 導 電の 違 い に よ り ，初 期 容 量 で2 倍 程 度 上 昇 し た ．

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

12
５．参考文献９）H. Wu, G. Zheng, N. Liu, T. J. Carney, Y. Yang, and Y.
Cui, Nano Lett., 12, 904（2012）.

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10）Y. Zheng, J. Yang, J. Wang, and Y. NuLi, Electrochim.

化学』，NTS, 2008年．

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２）J. Zao, A. Wang, M. A. Green, and F. Ferrazza, Appl.

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４）阪井純也（トクヤマ），「多結晶 Si 材料」，日経マイクロ

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の PIXE 分 析 」，NMCC 共 同 利 用 研 究 成 果 報 文 集，9,５）K. Tomono, R. Sakamoto, Y. Mokuge, M. Okada, and132-135,（2001）.

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（2019）.

（2020）.

６）K. Tomono, T. Yamawaki, T. Ogoma, S. Kakihara, and Y.
Tamaki, Bull. Insti. Sci. Tech., Kanto Gakuin University 46,15）K. Tomono, Y. Kurokawa, S. Kakihara, and Y. Yahata,
Bull. Insti. Sci. Tech., Kanto Gakuin University., 46, 33,

27（2018）.

（2018）.

７）C. M. Park, J. H. Kim, H. Kim, and H. J. Sohn, Chem.

16）M. N. Obrovac, L. Christensen, D. B. Le and J. R. Dahn: J.

Soc. Rev., 39, 3115（2010）.
８）T. D. Hatchard and J. R. Dahn, J. Electrochem. Soc., 151,
A838（2004）.

— 12 —

Electrochem. Soc. 154 A849.（2007）
.

研究論文
13

長鎖アルキルアンモニウムイオンを層間イオンとする層状マンガン酸化物の被覆膜による層間金属錯体イオン脱離の抑制と光照射よる疑似容量の向上
板
花

倉
谷

明

誠*
信*

欧
友

野

逸
和

生*
哲*

Inhibition of Interlayer Metal Complex Ion Desorption Using the Coated Film of Layered
Manganese Oxide with Long-Chain Alkylammonium Ions as Interlayer Ions and Improvement ofPseudocapacity by Light IrradiationbyMakoto ITAKURA
Akinobu HANAYA
Itsuou OH
Kazuaki TOMONO要旨（C12H25）（CH（C12H25）［Co（en）3］錯体と
2
3）2N イオンを層間イオンとする層状 MnO2薄膜を作製してキャパシタンスを調べた．
2（CH3）2N イオンを有する MnO2層を上層に被覆膜すると［Co
（en）
［Co
（en）
3］錯体の脱離が抑制され，3］錯体の MnO2層を上層にもつ薄膜に比べて高いキャパシタンス（136.7 F/g）を示した．さらに，得られた薄膜に460 nm の光を照射することで，初期キャ（CH3）パシタンス（757.9 F/g）は５倍程度向上した．また，層間イオンを（C18H37）
3N イオンに変更した場合でも，キャパシタ
ンスのサイクル安定性が維持することがわかった．

Abstract
Two-type layered MnO2 films with [Co(en)3] complexes and (C12H25)2(CH3)2N ions as interlayer ion were prepared ([Co(en)3]@MnO2/(C12H25)2(CH3)2N@MnO2 and (C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2) and the specific capacitance of the obtained films was measured.
When the MnO2 film with (C12H25)2(CH3)2N ions as interlayer ion was formed on the MnO2 film with [Co(en)3] complexes, the desorption of
the [Co(en)3] complex was suppressed, and its initial capacitance of 136.7 F/g ((C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2) exhibited higher
than that of the reverse layered MnO2 films ([Co(en)3]@MnO2/(C12H25)2(CH3)2N@MnO2). Moreover, when the optimized film was irradiatedwith light (460 nm) for 30 min, the initial capacitance of 757.9 F/g was observed, which was almost 5 times higher than the film without lightirradiation.
キーワード：Layered MnO2, Metal complex, ionic lipid, electrodeposition, thin-film, substrate* 関東学院大学大学院工学研究科物質生命科学専攻

2021 年 12 月 10 日受理— 13 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

14
緒

言

１．実験方法

有限なエネルギー資源を利用してきた社会は，自然環境を２．
１

試薬および試料ガス

考慮した温室効果ガスが発生しないクリーンエネルギー利用

硫酸マンガン（Ⅱ）五水和物（99.0 % 和光純薬工業（株）；

への大転換が進められている．クリーンエネルギーにより発，トリス（エチレンジアミン）コバルト（Ⅲ）
MnSO4・5H2O）

生する電力を貯蔵する蓄電デバイスにも注目が集まってい，ジドデシルジメチル
クロリド（ALDRICH；［Co（en）3］Cl3）

る．蓄電デバイスとしての二酸化マンガン（MnO2）は魅力

（CH
，トリメチ
アンモニウムクロリド（；（C12H25）
2
3）
2NCl）

的な無機材料のひとつであり，優れた化学的・物理的特性を（CH3）3NCl）
ルステアリルアンモニウムクロリド（；（C18H37）

もつ安定した化合物として知られている1）～4）．また，二酸化をさらなる精製を行うことなく，そのまま用いた．また，電マンガンは，低コストで環境に優しく，無害であることに加解質として硫酸ナトリウム（Na2SO4）も全て特級試薬（和えて，構造的な柔軟性と様々な構造多形があることから触光純薬工業（株））をそのまま用いた．電解液は，蒸留水を媒5），イオンふるい6），イオン交換材料7），バイオセンサー8），

用いて調製し使用する直前に窒素ガスをバブリングすることリチウムイオン二次電池9），およびスーパーキャパシタ10），11）

によって脱酸素を行った．

4＋3＋など，幅広い用途で報告されている．Mn から Mn への一電子還元により理論容量として1233 F/g という高い値を示

２．
２

すことが知られておりキャパシタ材料として有望視さてい

２．
２．
１

電気化学手法による層状マンガン酸化物薄膜の作製
異なる層間イオンをもつ積層順が異なる二種類のる．一方で，粉末状態である MnO2の静電容量は，100～300@MnO2（/ C12H25）
層状マンガン酸化物（
［Co
（en）
3］
2

F/g の低い値しか報告されていない12）．理論容量に対して低（CH3）（C12H25）（CH
2N@MnO2および
2
3）
2N@MnO2/

い値を示す理由は，マンガン酸化物の低い導電性13） と混錬@MnO2）の作製と各種分析
［Co
（en）
3］

することによるイオンアクセスが可能な面積の低下14） にあ（CH初めに，5 mM の MnSO4を含む5 mM（C12H25）
2
3）
2NCl

ると考えられている．この問題に対する解決策として，Pb,水溶液の電解液に，作用極および対極に白金板（表面積1×

Ni, Co, Mo, Fe などの異なる遷移金属をマンガン酸化物へ、参照極として Ag/AgCl（sat.
1 cm2，厚さ0.3 mm，Nilaco）

ドープすることで低い導電性は改善されており，特に MnO2

KCl）を使用した一般的な三電極式セルを準備して，一定電系材料のスーパーキャパシタへの応用が進んでいる15）．当研

位（＋0.8 V vs Ag/AgCl）を通過電気量300 mC として印加究室では，層間に酸化還元活性な金属錯体をもつバーネサイ（CHすることで，（C12H25）
2
3）
2NCl を層間イオンとする層状ト型 MnO2をワンステップで作製する手法を見いだし，酸化（C12H25）（CH）を
MnO2薄 膜（ 以 後，
2
3）
2N@MnO2と 称 す る．

還元活性ではない層間イオンに比べてキャパシタンスが向上得た．続いて，先と同様の三電極式セルを用いて，作用極することを明らかにした16），17）．一方，硫酸ナトリウム等の（CHに（C12H25）
2
3）
2N@MnO2を電析した Pt 基板，電解液に5電解質共存下でのサイクリックボルタンメトリー（CV）に（en）3］Cl3水溶液を用いて，
mM の MnSO4を含む10 mM の［Coよる作製膜の電気化学的性能を評価する際，キャパシタンス

一定電位（＋0.8V vs Ag/AgCl）を通過電気量300 mC をさ向上に寄与している金属錯体が電解質イオンであるナトリウ

らに印加することで，上層に［Co（en）3］3＋ を層間イオンとムイオンや硫酸イオンに置換され，層間金属錯体によるキャする層状 MnO2薄膜を得た．以後，この順序で得られた膜をパシタンス向上の効果が失われるという課題がある．

@MnO2/（C12H25）
（CH
［Co
（en）
3］
2
3）
2N@MnO2と称する．また，

本研究では，凝集性および疎水性の性質をもつカチオン性

製膜する順序を変更し，先と同様の電解条件で作製した膜を界面活性剤18），19）に注目し，長鎖アルキルアンモニウムイオ（CH［Co（en）3］@MnO2と 称 す る． そ れ（C12H25）
2
3）
2N@MnO2/ンを層間イオンとする MnO2層を層間からの金属錯体イオン

ぞれ得られた膜は，蒸留水に軽く浸漬を行うことで水洗浄をの脱離抑制に関する解決策として考えた．キャパシタ向上行った．真空乾燥後，各種分析および電気化学測定を行った．

に寄与する金属錯体としてコバルト錯体である［Co（en）3］
Cl3を層間にもつ MnO2層を選択した．層間イオンが異なる層

（CH3）
［Co
（en）3］@MnO2の 作
２．
２．
２ （C18H37）
3N@MnO2/製と各種分析

状マンガン酸化物を別々に積層させる新しい層状 MnO2薄膜の作製を試みた．長鎖アルキルアンモニウムイオンとして，［Co（en）3］Cl3の水溶液
電解液を5 mM MnSO4を含む10 mM

ドデシル基を２本もつアンモニウムイオンである（C12H25）
2（C18H37）（CH3）3NCl の水溶液にと5 mM MnSO4を含む5 mM＋（CH3）と オ ク タ デ シ ル 基 を1本 も つ ア ン モ ニ ウ
2N（CH3）3N@MnO2/［Co（en）3］@MnO2の 薄変 更 し て，
（C18H37）＋（CH3）
を MnO2層 の 層
ム イ オ ン で あ る（C18H37）
3N

膜を得た．電析後，蒸留水に軽く浸漬を行いことで水洗浄

間 イ オ ン と し て， ア ル キ ル 鎖 数 や 炭 素 数 の 違 い にを行い，熱真空乾燥機（AVO-200NS，ETTAS）を用いて，ついて電気化学的評価へ及ぼす影響の比較検討を

40℃で６時間乾燥した．得られた薄膜試料に，460 nm の光3＋

行 っ た． さ ら に， 層 間 イ オ ン で あ る［Co（en）3］

照射30分を行った後，電気化学測定を行った．光照射には，の極大吸収波長は460 nm であり20），極大吸収波長の光を照

波長可変光源（NIJI-2，分光機器（株））を用いて，光ファ

射することによる光キャパシタについても検討した．

イバー先端から基板までの距離を20 cm に固定した．電気化学測定を行った．
— 14 —

長鎖アルキルアンモニウムイオンを層間イオンとする層状マンガン酸化物の被覆膜による層間金属錯体イオン脱離の抑制と光照射よる疑似容量の向上

２．３

15

作製膜のキャラクタリゼーション

得られた薄膜のキャラクタリゼーションには，XRD 回折（D2 Phaser，Bruker）， 顕 微 FT-IR（Nicolet iN10MX，
Thermo Fisher）， 走 査 型 電 子 顕 微 鏡（JCM-6000，JEOL）
を用いた．
２．４

電気化学測定によるキャパシタ特性評価

電析により得られた薄膜被膜電極の電気化学特性をサイク
リックボルタンメトリーにより調べた．電極電位の制御を，
HZ-7000（北斗電工）を用いて行った．作用極には，電析により得られた薄膜被膜白金電極を用いた．参照電極には Ag/
AgCl（sat. KCl）電極を用いた．電解液には0.5M の Na2SO4水溶液を用いた．電位領域を0～＋1.0V（vs，Ag/AgCl）とし，20 mV/s の走査速度で CV 測定を行った．比キャパシタンス
C（F/g）は，
C ＝ Q/m・ΔV（1）で得ることが出来る．ここで，Q は電圧−電流グラフ（CV曲線）を積分することによって得られる．電気量 Q（C/cm2），m は電極物質の質量（g），V は電位範囲（V）である．
Q 値は HZ-7000-ANA を使用して求めた．
２．結果および考察
あるいは（C12H25）（CH
Fig.1に層間イオンを［Co（en）
3］2
3）
N イオンとする層状マンガン酸化物とそれらの製膜順序を2変えた計４種類の層状 MnO2薄膜の XRD 結果を示す．Fig.1（a）は8.96°，18.22°，27.84°に9°ずつ層状構造特有の等間隔の回析パターンをもつ［Co（en）3］@MnO2の XRD パター，
ン で あ る17）．Fig.1（b） は2.04 °，5.38 °，8.32 °，11.04 °13.94°，16.98°，19.92°の７次の高次回析パターンである

Fig.1 XRD patterns of the obtained films; (a) [Co(en)3]@MnO2,(b) (C12H25)2(CH3)2N/@MnO2, (c) [Co(en)3]@MnO2/(C12H25)2(CH3)2N@MnO2 and (d) (C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]/@MnO2.

（CH（C12H25）
2
3）
2N イオンを層間イオンとする層状マンガン

Fig.2に，［Co（en）@MnO2と（C12H25）
（CH
3］
2
3）
2N/@MnO2の（CHの XRD パターンである．
酸化物（（C12H25）
2
3）
2N @MnO2）

積層順が異なる二つの層状マンガン酸化物である［Co（en）
3］

Bragg 式 よ り 面 間 距 離3.878 nm と 見 積 も ら れ，F （Ci g 12. H25）21

（CH
@MnO
に
層2/（C間オン 2と（Cを 12[HC25）o（CHあ12 H 25 ）2イ
3）
2 N/@MnO
2 ( e 3n）
2)N/@
3 ]

（CH3）2N イオン（分子最長サイズ ; およそ1.6 nm）が層間内［Co（en）3］@MnO2のサイクル数に対するキャパシタ
MnO2/

でマンガン層に対して90°の角度をもったアドミセル構造21）@MnO2が 上 層 に あ る［Co（en）3］@ン ス を 示 す．
［Co
（en）
3］

る

(C12H25)2(CH3)2N イ オ ン と す る 層 状 マ ン ガ ン 酸 化 物 とら の 製
膜）2 順 序MnO
を 2/（
変C12え
た 計
4 種 類
の 層 状 MnO2 薄 膜 のH25）（CHを形成していると考えられる．Fig.1（c）は下層に（C
12H25
2
3）
2N/@MnO2薄膜の場合，初期キャパシ
（CH3）
［Co
（en）
2N イオンを含むマンガン酸化物薄膜と上層に3］

タンス69.6 F/g，50サイクル目39.5 F/g を示し，サイクル錯体を含むマンガン酸化物薄膜を順に製膜した［Co（en）3］

数を重ねることにキャパシタンスが減少した．層間内の［Co

XRD パターンから，Fig.1（a）および（b）の両方の回折パ

ムイオンと硫酸イオン）の挿入・脱離により，［Co（en）3］錯
1 7 )ターンを有していることがわかる．この結果から Pt 基板上体が層間から脱離し，キャパシタンスが減少したと考える．

わかった．

N/@MnO2/［Co（en）3］@MnO2薄膜の場合，初期キャパシタン

果 を 示 す ． Fig. 1(a)は8.96°， 18.22°， 27.84°に

X

9°ず つ

構 造 特 有 の 等
間3］錯体が電気化学測定において電解質イオン（ナトリウ
隔 の 回 析 パ タ ー ン を も つ [Co(en)3]@（CH@MnO2/（C12H25）
（en）
2
3）
2N@MnO2の XRD パ タ ー ン で あ る．のXRD パ タ ー ン で あ る．F i g . 1 ( b ) は

2 . 0 4 ° ，5 . 3 8 ° ，8

1 1 . 0 4 ° ， 1 3 . 9 一方，
4°，.（CH
9 8 3°）2，
1 9 . 29が上層にある（C2° の 7 次の高3）2次 回 析 パ
N/@MnO（CH（C121H625）に，層間イオンが異なる別々の層を簡便に形成できることが2
12H25）
2（CH
続いて，製膜順を変更した Fig.1（d）である（C12H25）
2
3）

ス136.7 F/g，50サイクル目112.1 F/g を示した．
［Co（en）
3］

2

N@MnO2/［Co（en）/@MnO2の XRD パターンにおいても，
3］錯体が上層にある層状マンガン酸化物に比べて初期キャパシ

Fig.1（a）および（b）の両方の回折パターンを有している

タンスが大きく，また同様にサイクル数に伴いキャパシタン

ことがわかる．積層順を変えることで，XRD パターンの強スは95.4 F/g まで減少したが，その後112.1 F/g までキャパ度が変わる理由は，上層に被膜したマンガン酸化物薄膜のシタンスが上昇した．このサイクル数に対してキャパシタン

ピークが下層にあるマンガン酸化物薄膜より強く検出されたスが上昇する理由は定かではないが，層間の金属錯体イオン

ためだと考えられる．

の脱離が抑制された層状マンガン酸化物において同様の傾向— 15 —

度 が 変 わ る 理 由 は ，上 層 に 被 膜 し た マ ン ガ ン 酸 化

( Cン
( C化
H 3物
) 2 N薄/ @n Oり2 / 強[Co(en)3]@MnO2
ピ ー ク が 下 層 に あ る マ
ガ 2 5ン) 2 酸
膜Mよ
1 2 H

薄 膜 を 用関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

16

れ た た め だ と 考 え ら れ 究る を． 進 め る ．

t h e Plotss ofp thee cspecifici f i capacitances
c c a pestimateda c i tfrom
a nthec CV
e smea-e s t i Fig.3
m a t Plotse dof thef specificr o mcapacitance of the films as a function ofsurements data of the obtained films of [Co(en)3]@MnO2/
the cycle numbers; (Solid line) Light ON; (C12H25)2(CH3)2N@
F 12iHg25)2.(CH33)2N@MnO
P l o2/t s o f t h e MnO
s p2/[Co(en)e c i 3f]@MnO
i c 2c, (Brokena p aline)
c iLight
t aOFF;nce of the fi(C12H25)2(CH3)2N@MnO2 and (Cm e a s u r e m e[Co(en)n t s3]@MnO
d 2 aas ta afunctionooff the cyclet h numbers.
eobtainedf (Ci 12lHmsof25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2, and (Dotted
f u n c t i o n o f t h e c yline)
c lLight
e ON:
n u[Co(en)m b3]@MnO
e r s2.;The wavelength( S o l iofdthe lightline) Li

ots

of

Fig.2

p. 8

irradiated for 30 minutes is 460 nm (± 5 nm).

（CHを示すことがわかっている22）．（C12H25）
2
3）
2N/@MnO2が(C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2,

7.28°，9.82°，12.24°，14.92°，17.56°に７次の回析パター（CH［Co（en）@MnO2薄上 層 に あ る（C12H25）
2
3）
2N/@MnO2/
3］(Broke錯体の脱離が上層によって抑制さ膜では，下層の［Co（en）
3］
Light OFF; (C1 2 H 2 5 ) 2 ( C H 3 ) 2 N @ M n O 2 / [ C o ( e n ) 3 ] @ M n（CH［Co（en）@MnO（C12H25）(Do t t2薄膜を用いて研ed line)2
3）
2N/@MnO2/
3］（@
MnO2. The wav
L （CHi g h3）t2N イオンと同様に（CO N : [ C o ( e18Hn37）
) CH
3 ]3）
3N イオン（分子最れてたため，キャパシタンスが上昇したと考えられる．以後，（CH3）3N/@MnO2の XRD で あ る．Bragg
ン を も つ（C18H37）

式 よ り 面 間 距 離3.323 nm と 見 積 も ら れ， 先 の（C12H25）2

究を進める．

長サイズ；およそ2.39 nm）が層間内でマンガン層に対してンガン酸化物薄膜のサイクル数に対するキャパシタンスを示られる．Fig.4（b）は，［Co（en）3］錯体（ca. 0.47 nm）を層@MnO2薄膜では，光照射していす．光照射した［Co（en）
3］@MnO である．Fig.4（c）
は上層が（C18H37）
間にもつ
［Co
（en）］

@MnO2薄膜（304 F/g）
ない［Co（en）
3］（CH3）3N を層間イオンとするマンガン酸化物薄膜と下層に

o f t h e l i g h t i r r a44°d の角度をもったアドミセル構造
i a t e d f o r 3 0 m 21）
i nを形成していると考え
utes is 460 nm (Fig.3に30分間の光照射（460 nm）の有無における層状マ
F i17）g .

3 に

3 0 分 間 の 光 3 照 射2 ( 4 6 0に比べて，高いキャパシタンスを示したがサイクル数に伴いキャパシタンス
マ ン ガ ン 酸 化nm)の 有 無 に お け

物［Co
薄（en）
膜3］錯体を含むマンガン酸化物薄膜のの サ イ ク ル 数 に XRD
対 パターンす る キ ャ パが急激に減少した．これは，層間イオンである［Co（en）
3］である．Fig.1と同様に，それぞれのパターンを有する回折ス を 示 す ．光 照
錯体が層間から脱離したことが示唆される．また，光照射を射し た [ C o ( e n ) 3 ] @ M n O 2 薄 膜 で は ，光パターンが観察されたことから，それぞれの層間イオンをも行うことで層間イオンの脱離が促進される可能性が示唆され

つ層状マンガン酸化物薄膜が得られたと考えられる．以後，
1 7 )て い な い [Co(en)3]@MnO2 薄 膜 (304（CH
［Co（en）3］@MnO2に 光 照 射 した．（C12H25）
2
3）
2N@MnO2/

た場合，初期キャパシタンス757.9
キF/g，50サイクル目702.3
ャ パ シ タ ン
F/g を示した．光照射していない試料に比べて場合，初期F/g)に 比 べ て（CH3）
［Co（en）3］@MnO2と称す
この膜を（C18H37）
3N@MnO2/ス る．
を 示 し た が サ イ ク ル 数 に 伴 い キ ャFig.5に，30分間の光照射（460 nm）の有無における（C18H37）

キャパシタンスは５倍向上することがわかった．光照射のン ス が 急 激 に）3N@MnO
/［Co
（
］
@MnO
（CH3少
減
し 2た
．en）3これ2薄膜のサイクル数に対すは ， 層 間 イ オ ン

有無によってキャパシタンスに違いがでることがわかった．

るキャパシタンスを示す．光照射した場合，初期キャパシタ

パシタンスの減少率は7.3 % であり，被膜していない場合，していない薄膜に比べて4倍程度キャパシタンスが向上する

キャパシタンスの減少率は7.47 % であり，光照射に関わらことを確認した．また，薄膜に含まれる［Co（en）3］ および層 間 から 脱 離 し たF/gこと が 示 唆 さ れ[ C o ( e n ) 3 ] 錯 体 が ンス765.1（CHF/g，50サイクル目678.4を示した．光照射（C12H25）
2
3）
2N@MnO2を上層に被膜している場合，キャ光 照 射 を 行 う こ と で 層 間 イ オ ン の 脱 離 3＋が 促 進 さ れずキャパシタンスの減少率が類似の値を示すことから，上層性 が 示 唆 さ れ（CHの（C12H25）
2
3）
2N により層間イオンの脱離抑制は光照射

た マンガン酸化物は，Fig.3と同じことからほぼ同程度のキャ．(C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3
パシタンスを示し，再現性があることも示した．一方で，光に 光 照 射 し た 場 照射した薄膜のキャパシタ減少率は11.3
合 ， 初 期 キ ャ パ シ タ% であり，光照射
ン ス 757.9に関わらず同様に働くことが考えられる．結果，上層に脂質（CH分子を含む（C12H25）
2
3）
2N@MnO2を被膜することでキャイ ク ル 目パシタンスが安定性することがわかった．

702.3

F/

していない薄膜（減少率8.2 %）に比べて大きな値となった．

F/g を 示 し た ． 光 照 射 し て い な い 試（CH［Co（en）@MnO2とFig.6には，（C12H25）
2
3）
2N@MnO 2/3］脂質分子を層間にもつマンガン酸化物を上層に被膜するこ

）CH3）
/ Co
（en）
@MnO2の電気化学測定前後（C18H37（
3N@MnO2［3］とで，下層の金属錯体イオンが電気化学測定時に脱離するの（CHの XRD パターンを示す．Fig.6（a）（b）は（C12H25）23）2Nを抑制することが示唆された．そこで，層間イオンをドデシ［Co（en）3］@MnO2の電気化学測定前後の XRD 結果@MnO2/

べ て 場 合 ，初 期 キ ャ パ シ タ ン ス は

5 倍 向 上 す る こ とル基を２本もつアンモニウムイオンから，オクタデシル基を錯体および（C12H25）
（CH
から，
［Co
（en）
3］
2
3）
2N イオンを層１本もつアンモニウムイオンに変更して実験を行った．Fig.4

間イオンとするそれぞれの回析パターンが電気化学測定後も（CH3）3N イオンを層間イオンとする層状マンガに，（C18H37）観察された．これは，電気化学測定後もそれぞれの層間がン酸化物の XRD パターンを示す．Fig.4（a）は2.34°，
4.90°，

維持されていることがわかる．しかしながら，電気化学測— 16 —

長鎖アルキルアンモニウムイオンを層間イオンとする層状マンガン酸化物の被覆膜による層間金属錯体イオン脱離の抑制と光照射よる疑似容量の向上

回 析 パ タ ー ン を も つ (C18H37)(CH3)3N/@MnO2
る ． Bragg 式 よ り 面 間 距 離

3.323

17

の

nm と 見 積 も ら

C12H25)2(CH3)2N イ オ ン と 同 様 に (C18H37)(CH3)3N

分 子 最 長 サ イ ズ ;お よ そ2.39 nm)が 層 間 内 で マ ン
2 1 )44°の 角 度 を も っ た ア ド ミ セ ル 構 造

対 し て

を

い る と 考 え ら れ る ．F i g . 4 ( b ) は ，[ C o ( e n ) 3 ] 錯 体 ( c a .

を 層 間 に も つ [Co(en)3]@MnO2 で あ る ． Fig. 4(c)は

1 8 H 3 7 ) ( C H 3 ) 3 N

を 層 間 イ オ ン と す る マ ン ガ ン 酸 化

下 層 に [Co(en)3] 錯 体 を 含 む マ ン ガ ン 酸 化 物 薄 膜
タ ー ン で あ る ． Fig.

1 と 同 様 に ， そ れ ぞ れ の パ

有 す る 回 折 パ タ ー ン が 観 察 さ れ た こ と か ら ，そ れ

間 イ オ ン を も つ 層 状 マ ン ガ ン 酸 化 物 薄 膜 が 得 ら
Fig.4

4

XRD patterns of the films; (a) (C18H37)(CH3)3N/@MnO2, (b)X R D [Co(en)3]@MnO
p a t t2,e(c)r (Cn18sH37)(CH3)3oN@MnOfthe
2/[Co(en)3]@

考

え

ら

MnO2.

れ

る

3 7 ) ( C H 3 ) 3 N / @ M n O 2 ,

．

以

後

，

films;

こ

の

(a)

膜

を

(b) [Co(en)3]@MnO2,

CH3)3N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2 と 称 す る ．

C18H37)(CH3)3N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2.

質 分 子 を 層 間 に も つ マ ン ガ ン 酸 化 物 を 上 層 に 被 膜 すと で ， 下 層 の 金 属 錯 体 イ オ ン が 電 気 化 学 測 定 Fig.6
時 に 脱 patterns
離F i g . 6 X R D p a t t eXRD
r n s o fof (a,( ac), beforec ) andb e(b,f d)o afterr e CVa measurend (b,

d)

afte

and

(c,

ments; (a, b) (C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2 andの を 抑 制 す る こ と が 示 唆 さ れ た ． そ こ で ， 層 間 イ (c,オd) (Cン18H37)(CH3)3N@MnO2/ [Co(en)3]@MnO2,
measurements;(a,respectively.

デ シ ル 基 を

ル 基 を

1

2 本 も つ ア ン モ ニ ウ ム イ オ ン か ら ，オ ク タ(C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2

が わて
か る．Fig.6（c）（d） は（C H ）
（CH3）
［Co
本 も つ ア ン モ ニ ウ ム イ オ ン に 変 更 し実 験
3N@MnO2/
nO2, respective( C 1 8 H 3 7 ) ( C H 3 ) 3 N @ M n O 2 / [ C o ( e n18) 337] @ M@MnO2の電気化学測定前後の XRD パターンである．
（en）
3］っ た ．Fig. 4 に ，(C18H37)(CH3)3N イ オ ン を 層 間 イ オ ン
M 3n）3O
F i g . 6 に は 電気化学測定前で見られた（C， ( C 1 2 H 2 5 ) 2 ( C H 3 ) 218N
2 / [ C o ( e n ) 3 ] @ M n
H37@
（CH
）
N イオンを層間る 層 状 マ ン ガ ン 酸 化 物 の

XRD

パ タ ー ン を 示 イオンとする層状マンガン酸化物の回析パターンは消失し，す ． Fig.
(C18H37)(CH3)3N@MnO2/ [Co(en)3]@MnO2 の 電 気 化 学

of付近にピークが観察さP l o t s Fig.5
o f Plots
t hthe7especificscapacitancep e c. 8i 2fof°ithe，c (C118H237c.)(CHa 3p)3°N@
a，c 1i 4t .a9 n2 c°11°e 付近にショルダーピーク及び24°of
theは 2 . 3 4 ° ， 4 . 9 MnO
0 ° 2，. 2 38]@MnO° ， 29films
2 4cycle， 17.56°/ [Co(en)as a functionof the前後 の
X Rれ，
D （C パH ）ターン /［Coを（en）
示］@MnO
す で．
g.
（
CH
）
N@MnO
は 上F層i の
18 37
3 3
2
3
2
number; (Solid line) Light ON; (C18H37)(CH3)3N@MnO2/
p.a3）
12
C H 3 ) 3 N @ M[Co(en)n O 3]@MnO[ C o ( e n ) 3 ] @ M n O 2 f i l （Cm s18H37）
s3N イオンが電解質イオンに交換されたと考え
a
2 /
（CH
2 and (broken line) Light OFF; (C18H37)(CH3)3N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2.
/MnO に由来する回折パられる．一方で，下層の［Co
（en）］

of

the

cycle

number;(Solid

line)

Light

ON;

3

2

ターンは残存した．

（
C H 3 ) 3 N定後には，12°@ M n O 2付近のピーク強度が強くなり，24°/ [ C o ( e n ) 3 ] @ M n O付近に新a n d Fig.7に( bは，r （Co k18He37）
n CH3）3N@MnO2/［Co（en）3］@MnO2薄2
たなピークが観察された．この11.24°および24.88°のピーク

膜の電気化学測定前後の FT-IR スペクトルに加えて，電解

ンガン酸化物の回折パターン23） であり，一部の層間イオン（CH3）3NCl のスペクトルも併記した．電気化学測定（C18H37）が電解質イオンであるナトリウムイオンに交換されたこと

（CH3）
［Co
（en）3］@MnO2薄膜のスペ
前の（C18H37）
3N@MnO2/n ) 3 ] @ MNa
n2SO
O 42と層間イオンである［Co（en）3］Cl3と
h t O F F は，水和されたナトリウムイオンを層間イオンとする層状マ; ( C 1 8 H 3 7 ) ( C H 3 ) 3 N @ M n O 2 / [ C o ( e質イオンであるに ， 30分 間 の 光 照 射 (460nm) の 有 無 に お け る

C H 3 ) 3 N @ M n O 2 / [ C o ( e n ) 3 ] @ M n O 2 薄 膜— 17の —サ イ ク ル 数

キ ャ パ シ タ ン ス を 示 す ． 光 照 射 し た 場 合 ， 初 期 キ

p. 13

6(a)(

イ オ ン のS-O

F T- I R お よ び

伸 縮 振 動 の ピ ー ク が 強 く 検 出 さ れ た ． こ の
Fig.

6 の

XRD 結 果 か ら も ， 層 間 イ オ ン の 一

部 が 電 解 質 で あ る 硫 酸 ナ ト リ ウ ム に 交 換 さ れ て い る こ とが わ か っ た ．
関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

18

images8Fig.8T o p -Top-view
v i e w SEM
SEM
i m ofa g(a,e sc) beforeo f ( aand, c(b,) d)b aftere f o CVre andFig.

measurements; (a, b) (C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@afterCV
measurements;(a,
MnO2 and (c, d) (C18H37)(CH3)3N@MnO2/ [Co(en)3]@MnO2,( C 1 2 H 2 5 ) 2 ( Crespectively.
H3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2
and

(b,

d)
b)

(c,

d)

(C18H37)(CH3)3N@MnO2/ [Co(en)3]@MnO2, respectively.

ガン酸化物では，電気化学測定後では，その表面の波状構造
8に (C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2

Fig.

と

[Co(en)3]@MnO2 の 電 気 化 学 測 定( C 1 8 H 3は大きく変化していないが，波状物質を形成している電着物
7 ) ( C H 3 ) 3 N @ M n O 2 /前後の厚みが増しているように見える（Fig.8（b））．一方，（FCi 18gH. 37） 8 ( a )
の
SEM
画
像
を
示
す
．

（CH3）3N@MnO2を上層にもつ試料では，電気化学測定後にの(C12H25)2(CH3)2N@MnO2 を 上 層 に も つ 層 状 マ ン ガ ン 酸 化 物

緻密な波状構造から葉柄の表面構造に変化し白金基板が露出していた．この表面モルフォロジーの変化は，層状マンガン
酸化物の系で報告例があり，電気化学測定時の溶解・再形成

Fig.7

FT-IR spectra of the (C18H37)(CH3)3N@MnO2/ [Co(en)3]@が関係していると考えられている24）．
7
F T- I R
s MnO
p e c (d)t rbeforea ando f (e) aftert h CVe measurements,( C 1 8 H 3along7 ) ( C H 3 ) 3 N @ M n O 2 /
with
2
（CH
［ Co（en）3］@MnO 2とFig.9に，（C 12H 25）
23）
2 N@MnO 2 /these of (a) electrolyte (Na2SO4), (b) [Co(en)3]Cl3, and (c)u r 18eHments,n ) 3 ] @ M n O 2 ( d ) b e f o r e a n d ( e ) a f t e r C V m e a s （C（CH3）3N@MnO2/［Co（en）3］@MnO2の 薄 膜 の 電 気 化
37）(C18H37)(CH3)3NCl.

with

these

of

(a)

-1

electrolyte(b)( N a 2 S O学的挙動に関する模式図を示した．上層の層間イオンである
4 ) ,クトルには，3500 cm 付近にオクタデシル基およびメチル

a nC-Hd 伸縮振動および3200( c ) ( C 1 8 H 3 7 )cm(Cn ) 3 ] C l 3 , 基の
-1 H 3 ) 3 N C l .
付近にエチレンジアミン
.

25）
（CH
と（C18H37）（CH3）3N（C12H25）
2
3）
2N イ オ ン（131 ℃）

イオン（95-104 ℃）26）では融点が異なることがわかっている．

7 に は 配位子の， ( C 1N-H
MnO2 薄
8 H 伸縮振動が観測され，層間イオンである両物
3 7 ) ( C H 3 ) 3 N @ M n O 2 / [ C o ( e n ) 3 ] @一般的に，分子間相互作用のエネルギーが大きいほど高い融質のスペクトルが観察されている．一方で，電気化学測定点を示すことが知られており，融点に差があることからも層後の層状 MnO2薄膜では，1100 cm 付近に硫酸イオンの S-O間内のアルキルアンモニウムイオンの凝集性にも差があると

電 気 化 学 測 定 前 後 のF T- I R ス
ペ ク ト ル に 加 え て ，電 解
-1

（CH3）
FT-IR
あ および
る
[ C o (考えられる
e n ) 3 ] C27，28）
l 3 ．（C18H37）
オ ン で あ 伸縮振動のピークが強く検出された．このる Na2SO4 と 層 間 イ オ ン で
3N イオンに比べて，融点がFig.6の XRD 結果からも，層間イオンの一部が電解質である（CHより高い（C12H25）
2
3）
2N イオンは，層間内での凝集性が硫酸ナトリウムに交換されていることがわかった．

高く電解質イオンとのイオン交換が起きづらかったと考え

8 H 3 7 ) ( C H 3 ) 3 N C lの ス ペ ク ト ル も 併 記 し た ． 電 気 化 学

N2 5@
MH
n 3O）22N/@[ MC no O( 2e/［nC
) 3o（en）] @ 3M
膜 の ス
前 の ( C 1 8 H F3 i7g). (8 C）
（C］@n O 2 薄られる．結果として，凝集性が高く安定であった（CにH（3C) 132 H
2
12H25）
2（CH ）N @ M n O /［ C o（en）］@MnO
MnO と（C H ）（CH ）N@MnO を上層にもつ試料では，光照射した場合での 電 気 化 学 測 定 前 後 の SEM 画 像 を 示 す．Fig.8（a）

も，50サイクル目までのキャパシタンス減少率は7.47 % で

3 3
2
近 に オ
ク タ 3デ シ ル2 基 お よ3 2 び メ 2
ト ル に は ， 32 5 0 0 1 8 c 3m7 - 1 付

基 のC - H の（C
伸 縮
振（CH
動 3）
お
よ び 3200 cm-1 付 近 に エ チ
レ ン ジあり，高いサイクル安定性を示した．
12H25）
2
2N@MnO2を 上 層 に も つ 層 状 マ ン ガ
ン 酸 化 物 の 電 気 化 学 測 定 前 の SEM 画 像 か ら は， 厚
み が0.2 µm の 波 状 の 物 質 が 均 一 に 電 着 し て い る こ と

３．結

（CH3）
が わ か っ た． 一 方 で，Fig.8（c） の（C18H37）
3

p. 17

言

電気化学的手法によって異なる層間イオンをもつ二種類のN@MnO2を上層にもつ 層状マンガン酸化物の SEM 画像で（CH
層状マンガン酸化物薄膜の作製を行った．
（C12H25）
2
3）
2

は，SEM 画像からは厚みを判別できない緻密な物質が均一

N/@MnO2が上層にある（C12H25）
（CH
/ Co
（en）
2
3）
2N/@MnO2［
3］に電着していることがわかり，アルキル鎖長や鎖数の違いで@MnO2薄 膜 の 場 合， 初 期 キ ャ パ シ タ ン ス136.7 F/g を 示

表面モルフォロジーが変化することがわかった．さらに，電し，サイクル数に伴いキャパシタンスは95.4 F/g まで減気化学測定後において両サンプル間で表面構造は異なる変化

少 し た が， そ の 後112.1 F/g ま で キ ャ パ シ タ ン ス が 上 昇

（CH
を示した．
（C12H25）
2
3）
2N@MnO2を上層にもつ層状マンし た． 下 層 の［Co（en）3］ 錯 体 の 脱 離 が 上 層 に よ っ て 抑— 18 —p. 18

長鎖アルキルアンモニウムイオンを層間イオンとする層状マンガン酸化物の被覆膜による層間金属錯体イオン脱離の抑制と光照射よる疑似容量の向上

Fig.9

19

Schematic diagrams of the electrochemical behavior that takes place in the (C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2 or (C18H37)(CH3)3N@F2/i [Co(en)g.
9Schematic
diagramsoftheelectrochemical
MnO3]@MnO2 films.

behavior
that
takes
place
in
the
Xu, S. Sithambaram, M. Aindow, S. L. Suib, Adv. Funct.
（CH
制 さ れ て た と 考 え ら れ る． さ ら に（C12H25）
2
3）
2N/@
(C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2
orMater., 16, 1247–1253（2006）．
@MnO2薄膜を用いて光照射した場合，初MnO2/［Co（en）
3］CH[ C o ( e n ) ７）
O 2 C.
f i P.
l mRhodes,s.
( C 1 8 H 3 7 ) (F/g
J. M
W. nLong,
A. L. Young, D. R. Rolison,
期キャパシタンス757.9を示し，光照射していない試
3 ) 3 N @ M n O 2 /3 ] @Nano Lett., 3, 1155–1161（2003）．
料に比べて初期キャパシタンスは５倍向上することがわ
Fig. 9 に ， (C12H25)2(CH3)2N@MnO2/[Co(en)3]@MnO2 と８）X. L. Luo, A. Morrin, A. J. Killard, M. R. Smyth,
か っ た． 上 層 の 脂 質 分 子 を も つ マ ン ガ ン 層 を，（C12H25）2
H 3ら（Co(en)3]@
M n O 2 18,の 319–326
薄 膜 （2006）の 電 ．気 化( C 1 8か7 ) ( C H 3 ) 3 N @ M n O 2 /（CH ）N/@MnOH ）（CH ）N@MnO に 変 [更C しElectroanal.,
3 2

2

18

37

3 3

2

た場合においても，ほぼ同程度のキャパシタンスを示し，T.上X. 層Sayle,
Maphanga,
Ngoepe,学 的 挙 動 に 関 す る 模 式 図 を 示 し た９）．
の R.層R. 間イ オ P.
ンE.であ D. C. Sayle, J.
再現性があることもわかった．電気化学測定後の薄膜のAm. Chem. Soc., 131, 6161–6173（2009）．
る (C12H25)2(CH3)2N イ オ ン (131 ℃)25)と (C18H37)(CH3)3N イ
XRD，FT-IR 結果から一部の層間イオンが電解質イオン
10）O. Ghodbane, J. L. Pascal, F. Favier, ACS Appl. Mater.
こ と 1,が1130–1139
わ か （2009）
っ て い
オ ン (95-104 ℃) 26)で は 融 点 が 異 な るであるナトリウムイオンに交換されたことがわかった．電Interfaces.,． る ．
気化学的挙動の違いは上層の層間イオンである（CFan,がJ. 大
Yan,きT. い
Wei,
Zhi,い
G. Q. Ning, T. Y.
12Hの25）
2 エ ネ 11）
一 般 的 に ，分 子 間 相 互 作 用ル Z.ギJ. ー
ほL.どJ. 高（CH3）2N イ オ ン と（C18H37）（CH3）3N イ オ ン の 融 点 の 違 い
Li, F. Wei, Adv. Funct. Mater., 21, 2366–2375（2011）
融 点 を 示 す こ と が 知 ら れ て お り ，融 点 に 差 が あ る こ と か らがマンガン層間内での層間イオン間の凝集性に影響を与
12）D. J. Jones, E. Wortham, J. R ozière, F. Favier, J. L.

も 層 間 内 の ア ル キ ル 12アモ3）2ニ ウ ム Pascal,
イ オ L.
ンMonconduit,の 凝 集J. 性に も Solids.,
差
H25ン
）
（CH
えていると考えている．融点がより高い（CPhys.Chem.
65, 235–239
2
N イオンでは，（C18H37）（CH ）N イオンに比べて凝集性が高（2004）．
が あ る と 考3 3え ら れ る 2 7 , 2 8 ) ． ( C 1 8 H 3 7 ) ( C H 3 ) 3 N イ オ ン に 比 べ
く電解質イオンとの交換が起きづらいことが示唆された．
13）S. W. Lee, J. Kim, S. Chen, P.T. Hammond, Y. Shaoて ， 融 点 が よ り 高 い ( C 1 2 H 2 5 ) 2 ( C H 3 ) Horn,
2 N イ オ ン は ， 層 間 内 で
ACS Nano., 4, 3889–3896（2010）
．
謝

辞

W. H.
L. Gu,の 凝 集 性 が 高 く 電 解 質 イ オ ン と 14）の X.
イ P.オDong,
ン 交
換 Shen,が 起J. きづ L.
ら M. Xiong, Y. F.
本研究は JSPS 科研費 JP19K05007の助成を受けたもの
Zhu, Z. Li, J. L. J. Phys. Chem. B., 110, 6015–6019
か っ た と 考 え ら れ る ． 結 果 と し て ， 凝 集 性 が 高 く 安 定 で あです．この場にて，お礼を申し上げます．
（2006）．
っ た ( C 1 2 H 2 5 ) 2 ( C H 3 ) 2 N @ M n O 2 を 上 15）
層 W.
にWei,
も X.
つ Cui,
試 料
で は D.，G.光照 Chem. Soc. Rev.,
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22）I. Ou, Bachelor Thesis, Kanto Gakuin University（2020）．

ト，https://anzeninfo.mhlw.go.jp/anzen/gmsds/112-03-8.

23）Y. R. Li, A. C. Marschilok, E. S. Takeuchi, K. J.

html，（2021年12月１日

Takeuchi, J. Electrochem. Soc., 163, A281-A285（2016）．
24）R. Inoue, M. Nakayama, Electrochem. Solid. State Lett., 12,

最終確認日）．

27）植村市太郎，工業化学雑誌，第59巻，第７号，20，（1956）．
28）原 田 一 郎， 戸 谷 洋 一 郎， 油 脂 化 学 の 知 識， 幸 書 房，

A203-A206（2009）．
25）試 薬 デ ー タ ベ ー ス：Chemical book，https://www.

— 20 —

2019，P50．

研究論文
21

竹炭／カーボンナノチューブ混合膜上の［Co（en）
Cl3/MnO2による
3］
高性能キャパシタ電極の開発
沖 口
友 野 和

陸*
哲*

Development of high-performance capacitor electrodes utilizing [Co(en)3]Cl3/MnO2 on a bamboo
charcoal/carbon nanotube film
byRiku OKIGUCHI
Kazuaki TOMONO
要

旨
竹炭／カーボンナノチューブ混合基板（炭素系混合電着膜）上に［Co（en）3］錯体イオンを層間に挿入した層状マンガン酸化

Cl3含む Mn（Ⅱ）
物からなる複合電極材料を作製した．炭素系混合電着膜を ITO 電極上に電気泳動法で堆積し，続いて［Co（en）3］
水溶液から多層マンガン酸化物を炭素系混合電着膜上に電着させた．竹炭／カーボンナノチューブ混合基板の作製法を泳動電着時間で最適化を行なった．最適化をした結果，泳動電着時間８分の膜を用いて操作速度20 mVs-1で854 Fg-1と減少率は7.1% という高いキャパシタンスと高いサイクル安定性が得られた．最適化した膜を用いて，走査速度を系統的に変更しサイクリックボル
タンメトリーを行なった．走査速度を速くすることで，作製膜のサイクル数に伴うキャパシタンスの減少を抑えられる結果を得た．走査速度40 mVs-1でサイクリックボルタンメトリーを行なうことで，446.1 Fg-1と減少率は -2.9% と高い安定性を得られた．

Abstract
We have fabricated composite electrode materials consisting of multilayered manganese oxide intercalated with [Co(en)3] complex ions on thebamboo charcoal/carbon nanotube film (Carbon mixture films). The process involves electrophoretic deposition (EPD) of carbon mixture films
on an ITO electrode, followed by electrodeposition of MnO2 from an aqueous Mn(II) solution containing [Co(en)3]Cl3. The fabrication methodof the bamboo charcoal/carbon nanotube film was optimized in terms of EPD time. Optimization of EPD time led to a high specific capacitanceof 854 Fg-1 with high cycle stability (the decrease rate 7%) at a scan rate of 20 mVs-1 using the obtained films with 8 min (EPD time). Cyclic
voltammetry experiments of the optimized film were performed by systematically changing the scan rate. Increasing the scan rate, the capacity
deterioration of the obtained film with the number of cycles was suppressed. The MnO2 film thus optimized was subjected to a long-term cycle
stability test at a scan rate of 40 mVs-1 for 50 cycles. During the first 50 consecutive cycles, the specific capacitance increases 2.9% of the initialvalue.
キーワード：bamboo charcoal，carbon nanotube，manganese oxide，Co complexes，scan rate

＊関東学院大学大学院工学研究科物質生命科学専攻

2021 年 12 月 13 日受理— 21 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

22
１．緒

言

CNT を１対１で混合させることで，泳動電着法により簡略

現在，日本においても官民一体となって化石燃料の依存度

的に再現性良く炭素系混合電着膜を作製できることを見出しを引き下げ，クリーンエネルギーへのエネルギー転換を目指た．また炭素系混合電着膜に層間イオンとして［Co（en）
3］

して行動がなされている1）．クリーンエネルギーの代表例とを含む層状 MnO2薄膜の作製を行い，遠心分離の回転数によしては，太陽光，風力などがあるが，天候や季節により電力

る炭素系混合電着膜の違いが層状 MnO2膜の電気化学的特性を安定に供給できないという欠点がある．この欠点を補うたに及ぼす影響について報告した42）．

めに，電力需要の少ない時期の余剰電力を蓄電するエネルギー

本論文では，電気泳動時間を系統的に変更することで異なデバイスに関する研究が積極的に行われている2）～5）．注目さる膜厚の炭素系混合電着膜を作製し，炭素系混合電着膜を導れる次世代のエネルギー貯蔵デバイスの材料のひとつとし

電補助剤として用いて「Co（en）3」錯体を層間イオンとするて，二酸化マンガン（MnO2）がある．MnO2は、天然資源の層状 MnO2膜を作製と電気化学評価を行うことで，導電補助

6）豊富さ，低毒性，多価性，多様な構造 などの特徴から、リ剤の作製条件の最適化を行った．また，最適化された層状

チウム電池7）～9），一酸化炭素（CO）の酸化10），光触媒11），12），

MnO2膜の電気化学評価条件である走査速度を系統的に変更

13）～16）

水の酸化17）～20），酸素還元などの広い分野に利用さし．キャパシタンスに及ぼす影響を調べた．

れている．電気化学キャパシタ材料としても有望視される
MnO2は，Mn 原子が１個の電子を蓄えると仮定するとキャパ
-1

21）
，22）

シタンスの理論値は約1370 Fg となる．しかし，実用

２．実験方法２．
１

試薬および試料ガス的な量を考慮すると理論値に対して５分の１または６分の１

竹炭（Dr. Quang，Hue Industrial College より提供），多の値しか示さない23），24）．このようにキャパシタンスが低い

層カーボンナノチューブ（multi-wall，>98 %，D × L. 100

理由は，マンガン酸化物の電子伝導性の低さ25） と緻密な表

nm ×20-200µm，Sigma-Aldrich，USA），イソプロピルア

面モルフォロジーに起因する

23）
，24）

．この問題点を解決する

ルコール（99.0 % 以上

，硝
米山薬品工業（株）；C3H8O）

ため，二つの方法を用いて世界中でキャパシタンスを向上さ

酸マグネシウム・六水和物（99.5 %

せてきた．

Mg
（NO3）2・6H2O）を用いた．竹炭を0.1 g 秤量し，ミキサー

一つ目の方法は，炭素系材料を用いた複合電極の開発である．カーボンナノチューブ，グラフェン，メソポーラス

和光純薬工業（株）；

で30分 す り 潰 し， 粉 末 状 に し た． 硫 酸 マ ン ガ ン（ Ⅱ ） 五
水 和 物（99.0 %富 士 フ ィ ル ム 和 光 純 薬（ 株 ）；MnSO4・

カーボン，など表面積の大きい炭素系材料を電極として利用，トリス（エチレンジアミン）コバルト（Ⅲ）クロリ
5H2O）

することである26）～28）．これらの炭素系材料の中でも，単層Cl3）をさらなる精製を行う
ド（Sigma-Aldrich；
［Co
（en）
3］

グラフェンやカーボンナノチューブは，高い比表面積と長周ことなく用いた．

期的な導電性をもち，比表面で酸化還元反応を起こす金属
酸化物との複合電極の開発が進められている28）～29）．マンガ

２．
２炭素系混合電着膜の作製

ン酸化物の系では，T. Bordjiba らによれば，カーボンナノ

CNT を0.1 g 秤量し乳鉢で10分すり潰してから使用した．

チューブ（CNT）を導電補助材として MnO2と CNT による

竹炭（0.1g）と CNT（0.1 g）を1：1の割合で調整した炭素複合電極を作製することで，325 Fg-1から580 Fg-1の範囲の系混合物を，イソプロピルアルコール51 mL と硝酸マグネ27），30）～32）．しかし，この混合電極

シウム・六水和物0.017 g の溶液に懸濁させた．作製した懸は MnO2の蓄積量が少ないため，MnO2の質量を増やし良好な

濁 液 を 遠 心 分 離 機（IEC61010-2-020，KUBOTA） で ５ 分容量を維持するのが課題である．

間遠心分離した．先の研究結果から，遠心分離の回転数をキャパシタンスに到達した

二つ目の方法は，MnO2の結晶構造に注目した．MnO2は合上澄み液のみ回収した．
3000 rpm で固定した42）．遠心分離後，成経路や合成条件を変更することでレイヤー構造やトンネル作用極に ITO（Indium Tin Oxide）（表面積0.9×2.0 cm2，厚構造など多彩でユニークな結晶構造を有する33）～35）．本研究

さ5 mm）基板，対極に白金板（表面積1×1cm2，厚さ0.3mm，では，層状構造であるバーネサイト型 MnO2を研究対象としNilaco）を使用した．この上澄み液を用いて電気泳動（EPD）

た．MnO2層への電子の注入／取り出しが可能であり，1999

法による電着を行なった．直流安定化電源（PMX350–0.2A，

年には Lee と Goodenough によって中性水溶液中でのマンガ

KIKUSUI）を用いて定電圧80V で EPD 法を1，5，8，10，ン酸化物のキャパシタンス挙動が見出されている．バーネサ

15分間の各条件で行なった．

イト型 MnO2は MnSO4の酸化36），KMnO4の還元37） およびそれらの酸化還元38） による化学的合成法が一般的に用いられ

２．
３

層状 MnO2薄膜の作製ており層状 MnO2が粉体として得られる．一方，中山らは電定電位実験にはポテンショスタット（北斗電工 HZ-7000）

解液中の Mn2＋を電気化学的に酸化させ，電極基板上にバーを用いた．電気化学実験は，一般的な三電極式セルで行っ

ネサイト型 MnO2を薄膜として作製する手法を見出した39）．

た．作用極は ITO に炭素系混合物を泳動電着させた ITO 基

著者らは，酸化還元活性な金属錯体を層間にもつ MnO2の板，対極は白金板（表面積1×1cm2，厚さ0.3mm，Nilaco），

系について研究を進めてきた40）～42）．先行論文では，竹炭と参照電極には Ag/AgCl/sat. KCl 電極（ビー・エー・エス— 22 —

竹炭／カーボンナノチューブ混合膜上の［Co（en）
Cl3/MnO2による高性能キャパシタ電極の開発
3］23（株））を使用した．MnO2薄膜作製の前処理として，蒸留水

タ特有の矩形の応答を示した．また，表１には各薄膜のキャ

20 ml に対して25分間窒素ガスにより脱酸素化を行った．5

パシタンス及び初期キャパシタンスに対する50サイクル後

Cl3水溶液を電解液として
mM MnSO4を含む10 mM［Co（en）
3］の減少率を示した．炭素系混合物を８分間泳動電着させた基調整した．一定電位（＋0.8 V vs. Ag/AgCl）を印加し，通板を用いた層状マンガン酸化物のキャパシタンス応答が最も

過電気量300 mC として MnO2薄膜を得た．薄膜作製後，蒸大きい値を示し，50サイクルまでの安定性も高かった．炭素

留水に浸けて軽く洗浄を行った．

系混合電着膜の泳動時間によって差が出たのは，泳動電着時

図１にこれまでの実験操作を模式図として示す．

間による炭素系混電着膜の蓄積量の度合いによって，MnO2の比表面積向上による導電性向上，および炭素系混合電着膜

３．結果および考察の構造的安定性に影響したと考えられる．電気泳動時間が８

図２に EPD 法の電気泳動時間を系統的に変更した際の炭分の層状 MnO2膜では，初期キャパシタンスにおいて最も高素系混合電着膜の基板写真を示す．電気泳動時間が１分と５い値である854.1 Fg-1を示し，さらには50サイクル後のキャ分の炭素系混合電着膜は他に比べて薄いことがわかった．一

パシタンス減少率も7.52 % と高い安定性を維持することが方で，他８分以上の作製膜は写真からは大きな変化は確認でわかった．電気泳動時間８分の膜が高いキャパシタンスの維きなかった．

持ができたのは，電気泳動時間による膜の構造的安定性だと

図３には，図２の炭素系混合電着膜の SEM 画像を示す．
42）

考えられる．電気泳動時間１分と15分の膜はサイクル数にと同様に，CNT は不織布状に伴い急激にキャパシタンスが下がるのを確認した．１分の膜

堆積し，その隙間に2 µm 以下の竹炭微粒子が吸着していた．

は，炭素系混合電着膜を形成するには CNT と竹炭の堆積量

また，電気泳動時間を変更した場合でも，竹炭と CNT が均が少なく膜が剥離した．そして，15分の膜は炭素系混合膜等に泳動堆積していることが確認できた．電気泳動時間の違を堆積させすぎたため，炭素系混合電着膜の構造安定性が悪いによる，表面モルフォロジーに大きな変化は確認できな

く，電気化学測定時に剥離したと考えられる．電気泳動時間かった．

５分と10分の膜は膜が剥離しなかった．しかし，電気泳動

SEM 画像では，先の報告

EPD 時間を系統的に変更した炭素系混合電着膜に層状

時間が８分の膜と比べるとキャパシタンスが低い値を示し

MnO2薄膜を通過電気量300 mC で電着した．図４には，電気た．５分の膜は炭素系混合電着膜が薄く，炭素系の電導率を

泳動電着量が異なる炭素系混合電着膜基板にそれぞれに作製

活かせずに MnO2膜の電気化学的性質25）が現れたと考えられ

Cl3/MnO2薄膜の CV 結果である．また，図５は，した［Co（en）
3］

る．また10分の膜は炭素系混合電着膜が厚く，MnO2膜が炭

図４の CV 曲線から算出したキャパシタンスをサイクル数に素系混合電着膜に深くまで電着しなかったと考えられる．そ対してプロットした図である．全ての膜において，キャパシ

2膜の表面積が増加せずキャパシタ
pのため8分の膜ほど. 6 上 か ら 1MnO
3 行
目 下 に 掲 載

Fig.1 Schematic diagram for experimental method.

Fig.1 Schematic diagram for experimental method.
— 23 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

24

p.6 下 か ら
9 行 目 上に 掲 載

2 P h o t o gFig.2
r a pPhotographh o f tofhthee bamboo/CNT
b a m b o films
o/C
N T onf i anlm
deposited
ITOs d e p o s i t e d o nOsubstrate by EPD for (a) 1 min, (b) 5 min, (c) 8 min, (d) 10

s u b s t r a t emin,band
y (e)
E 15
PD
min. f o r

(a)

1

min,

(b)

5

min,

(c)

8

(d) 10 min, and (e) 15 min.

p.8 上 か ら

p. 17

7 行 目 下に 掲 載

2 film on the bamboo/CNT
F i g . 4 C V s oFig.4
f t hCVse ofo theb tobtained
a i n e MnO
d M
nO2 film on the bamboo/

substrate made with different EPD times of (a) 1min, (b) 5min,s u b s t r a t e m a d e w(c)i8min,t h (d)d i10min,f f e rande n(e)t15min.
E P TheD measurementst i m e s owere
f (a) 1min
carried out in an aqueous electrolyte of 500mM Na2SO4 at a
-1
5min,
(c)
8 m i scann , rate(ofd20mVs)
1. 0 m i n ,and(e)15min.

measurements were carried out in an aqueous electroof 500mM Na2SO4 at a scan rate of 20mVs-1.

p.8 上 か ら
7 行 目 下に 掲 載

p.6 下 か ら
2 行 目 上
に 掲 載

Fig.3

SEM images of the bamboo/CNT films deposited on an ITO
F i5 gmin,. (c) 58 min,P(d)l o10 t s
substrate by EPD for (a) 1 min, (b)min, and (e) 15 min.

p. 18 Plots of the specific capacitance estimated from the data in
Fig.5
o f t h Fig
e 4 ass pa functione c i fof ithec cyclec number.
apacitanceestimathe data in Fig 4 as a function of the cycle numb— 24 —

竹炭／カーボンナノチューブ混合膜上の［Co（en）
Cl3/MnO2による高性能キャパシタ電極の開発
3］

Table1

25

Specific capacitances and decreasing rate of the obtained MnO2 film at different EPD times.

EPD time

1 min

5 min

8 min

10 min15 min

2nd cycle (Fg-1)

565.1

585.7

849.9

617.8

610.8

50th cycle (Fg )

6.5

533.6

789.9

554.6

380.3

Decreasing rate (%)

98.9

8.9

7.1

10.2

41.0

-1

ンスが低い結果になったと考えられる．以後，炭素系混合電着膜の電気泳動時間８分を最適条件として実験を行う．
炭素系混合物を電気泳動時間８分間堆積させた電着膜に
Cl3/MnO2薄膜を電着させ基板を作用極として，走［Co（en）
3］
査範囲0.0～1.0V（vs Ag/AgCl）で電気化学評価を行った．
また，走査速度を5，10，20，30，40，50mVs-1と系統的に変更した．結果を図６に示す．各走査速度においてキャパシ
タンス特有の矩形の応答を示した．また，図７は，図６のCV 曲線から算出したキャパシタンスをサイクル数に対してプロットした図である．表２には各薄膜のキャパシタンス及び初期キャパシタンスに対する50サイクル後の減少率を示した．CV 測定結果から系統的に走査速度を速くすることによって，キャパシタンスが異なる挙動を示すことがわかった．
走査速度が遅い場合，初期キャパシタンスが大きく，サイクル数に対するキャパシタンスの減少率が高い傾向にある．特に，走査速度5 mVs-1では初期キャパシタンス974.2Fg-1と最も大きい値になったが，減少率は61.6% であり50サイクル目
では374Fg-1まで減少した．走査速度が遅いことにより，層間に存在する［Co（en）3］の多くがキャパシタンスに寄与したためキャパシタンスが増加したと考えられる．しかし，走査速度が遅いと酸化電流と還元電流の切り替わりが遅く，電解質である Na2SO4と層間に存在する［Co（en）3］との交換反応時間が長く，層間に存在する［Co（en）
3］の残存量が減り，サイクル数に伴いキャパシタンスが減少したと考えられる．
一方，走査速度が速い場合は初期キャパシタンスが小さい
が，サイクル数に対するキャパシタンスの減少率が低い傾向にあり，50サイクル目でもキャパシタンスの値が安定する
ことがわかった．走査速度50mVs-1は初期キャパシタンスが584.2Fg-1であり，サイクル数に対する減少率3.5% と高い安定性を示した．先とは異なり，走査速度が速いことで，層間p.9 下 か らに存在する［Co（en）
3］が先と比べてキャパシタンスに寄与

9 行 目 上する量が少ないと考えられる．走査速度が速いことで電解質である Na2SO4と［Co（en）3］との交換反応をする時間が無いに 掲 載ため，層間に存在する［Co（en）3］が残存しキャパシタンスが安定したと考えられる．

F i g . 6 C V s o f Fig.6
t h e oCVs
b tofathe
i nobtained
e d MMnOnO
2 f i l m s o n t h e b a m b o o / C
2 films on the bamboo/CNT

本実験の結果，走査速度40 mVs-1では初期キャパシタン

substrate

ス446.1 Fg-1となり，減少率は -2.9 % で50サイクル目では

inscan rates of
454.0 Fg-1と最も安定した結果になった．蓄電デバイスであasubstrate in a 500mM Na2SO4 solution as the potential scans o-1, l(c)u 20
t imVso n-1, (d)a 30
s mVs
t h-1,e5 0 rates
0 m ofM(a) 5NmVs
a 2-1,S(b)O10
4 mVs

potent(e) 40 mVs-1-, 1(f) 50 mVs-1.

(a) 5 mVs

, (b) 10 mVs-1, (c) 20 mVs-1,

るキャパシタは長期的に使用されることを考慮すると，安定- 1

30 mVs, (e) 40 mVs-1, (f) 50 mVs-1.

性が最も高い走査速度40 mVs-1が最適な走査速度と結論付けた．

図８には，CV 測定前の薄膜および走査速度5 mVs-1およ-1

び50mVs で CV 測定を行った後の薄膜の XRD 回折パター— 25 —p

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

26

ンを示す．CV 測定前の基板の XRD から，9.02°，18.84°に

図８（c）の走査速度が50 mVs-1の CV 測定後の XRD 回

層状構造特有の等間隔のピークが観測された．Bragg 式よ折パターンから，8.98°，19.08°に［Co（en）3］を層間イオンり，層間距離は0.983nm と見積もられ，［Co（en）
3］を層間イとする層状マンガン酸化物の回折パターンが残っていたが，オンにもつ層状マンガン酸化物である42）．図８（b）の走査11.98°に新たなピークが観測された．CV 測定前の XRD 回-1，
速度5 mVs の CV 測定後の XRD 回折パターンから，12.44°

折パターンと同位置にピークが観測されたことから，CV 測19.06°にピークが観測された．この回折パターンは，電解質定後でも［Co（en）3］を含んだ層状構造が維持されたと考えイオンである水和したナトリウムイオンを層間にもつ層状マられるが，一部電解質イオンである硫酸ナトリウムに置換さンガン酸化物であり，電解質イオンと交換することで，［Coれたと考えられる．XRD 結果からも，走査速度が遅い場合，（en）3］錯体が層間から脱離したと考えられる．

層間の［Co（en）3］錯体が脱離することでキャパシタンスが減少したと考えられる．走査速度が速い場合，CV 測定後も［Co
（en）3］を含んだ層状構造が維持できキャパシタンスが安定したと考えられる．
４．結言

CNT の混合溶液に対して電気泳動時間を系統的に
p . 9 下 竹炭とか ら変更して，膜厚が異なる炭素系混合電着膜を作製した．膜厚Cl3をの異なる基板に対して，三電極式セルにより［Co（en）3］
9 行 目
上含む MnSO4水溶液のアノード電解を行い，層間に［Co（en）3］に 掲 を含む層状載
MnO2薄膜の作製を行った．電気化学的測定の結lots

o f Fig.7
t h Plots
e ofs thep specifice c i fcapacitancei c c aestimatedp a c fromi t thea ndatac ineFig 6 as a function of the cycle numbers.

果から，炭素系混合電着膜の膜厚により電気化学的特性に違

e s t iいがみられた．電気泳動時間８分で作製した膜がキャパシタ
mated fromおよびサイクル安定性ともに最適な値を示し，初期キャパシ

i n F i g 6 a s a f u n c t i o n o f t h e c y c l e n タンスは854.1
u m b e r s Fg
. -1で，50サイクル目（789.9 Fg-1）までの減少率が7.52 % であった．さらに，最適な条件で作製した膜に対して，走査速度を変更して，走査速度に対する影響を調べた．走査速度を速く設定することによって，電解質であ（en）3］との交換反応を抑る Na2SO4と層間イオンである［Co
えられるため，サイクル数に伴うキャパシタンスの減少が低くなることがわかった．
謝辞
本研究は JSPS 科研費 JP19K05007の助成を受けたものです．
５．参考文献p . 1 0 １）
上経 から
済 産 業 省 「2050年 カ ー ボ ン ニ ュ ー ト ラ ル に 伴
う グ リ ー ン 成 長 戦 略 」 成 長 戦 略 会 議 資 料（2020

1 6 行 目年 1下
2 月 2 5 日 発行） h t t p s : / / w w w . m e t i . g o . j p / p r e

p. 24

ss/2020/12/20201225012/20201225012-2.pdf，（2021年に 掲 載 12月1日 最終確認日）．

2） M. C. Ho，C. H. Chao，A. Y. Lo，C. H. Chen，R. J. Wu，
Fig.8

M. H. Tsai，Y. C. Huang，W. T. Whang，Mater. Chem.

XRD patterns of (a) before and (b and c) after CV measurements; scan rates (b) 5mVs-1 and (c) 50mVs-1, respectively.

Phys.，141，p.920（2013）．

RD patterns of (a) before and (b and c) after CV

ments;

vely.

Table2

Capacitances and reduction rate of the obtained MnO2 film at different scan rates.

s c a Scann raterates

1 -1
a n d 20(mVsc )-1( 5b mVs) -1 5 m V 10s - mVs

50m
s -1- 1 ,30 V
mVs

40 mVs-1

50 mVs-1

2nd cycle (Fg-1)

974.2

600.7

849.9

495.9

446.1

584.2

50th cycle (Fg-1)

374.2

291.5

789.9

434.0

454.0

563.6

Decreasing rate (%)

61.6

51.5

7.1

12.5

-2.9

3.5

— 26 —

竹炭／カーボンナノチューブ混合膜上の［Co（en）
Cl3/MnO2による高性能キャパシタ電極の開発
3］27

Catal.，5，p. 4825（2015）．

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Sci. Tech.，Kanto Gakuin Univ.，49，p. 11（2021）．

研究論文29

チェーン伸び試験機の設計および製作
堀 田
長谷川
戸 嶋

智
拓
玲

哉 **
未 **
斗 **

Design and Manufacture of Chain Elongation Experimental Device
byTomoya HOTTA
Takumi HASEGAWA
Akito TOJIMA要旨近年，スポーツ用自転車の販売台数が急速に増加している．自転車を長く使用するためには，自転車の駆動に使用されるチェー

ンの寿命を延長することが必要である．チェーンはピンとブッシュおよびそれらを挟むプレートで構成されており，ピンとブッ
シュが摩耗することでチェーンが伸びる．潤滑剤をチェーンに塗布するとこの摩耗が抑制され，チェーンの寿命を延ばすことができる．この伸び量は潤滑剤の性能によって変化する．チェーン用潤滑剤の性能試験をおこなうためには，チェーン試験機の製作が必要である．そこで本研究では，このチェーンの伸び量を測定する装置を製作した．装置は自転車の駆動状況を再現できる構造とした．チェーンに400 N を負荷し，回転速度200 min-1で300時間運転させた時，伸び量は潤滑油なしが 2.13 mm，潤滑油ありが0. 39 mm となった．

Abstract
Recently, the number of sports bikes sold has grown rapidly. In order to use a bicycle for a long time, it is necessary to extend the life of thechain to drive the bicycle. The chain consists of pins, bushes, and plates that sandwich them, and the chain extends due to the pins and bushes
wear. The application of a lubricant on the chain eliminates this wear and prolongs the lifetime of the chain. The performance of the lubricant
depends on this amount of elongation changes. it is necessary to manufacture a device to measure the performance of the chain lubricant. Therefore, in this study, we produced the device for measuring chain elongation. This device was designated to a structure that can replicate the riding
situation of the bike. The chain was loaded 400 N and operated at a speed of 200 min-1 and 300 hours of operation. Consequently, the chain
elongation was 2.13 mm without lubrication oil and 0.39 mm with lubrication oil.

* 機械学系 ** 大学院機械工学専攻

2021 年 11 月 12 日受理— 29 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

30
はじめに

１．はじめにの研究4）では，供試片の穴部に押し広げ加工を施さない場合

自転車は通勤，通学など広く人々に利用され，鉄道や自動と，施した場合を考え，各々における，予荷重の効果，ブシュ車とともに重要な交通手段の一つである．また，健康増進やはめあい力の影響，およびこの両者の重畳効果について，実
自転車は通勤，通学など広く人々に利用され，鉄道や自動車とともに重要な交通手段の一つである．
低炭素化への意識の高まりを背景に，自転車利用ニーズが高験値と理論値を求めて，考察している．しかしこれらの研究
た，健康増進や低炭素への意識の高まりを背景に，自転車利用ニーズが高まっている．さらに2020

まっている．さらに2020年から新型コロナウイルス感染症
は，チェーンのピン，ブッシュおよびプレートなどチェーン
から新型コロナウイルス感染症が流行し，公共交通機関での通勤・通学を避ける，運動不足を解消

1)をが流行し，公共交通機関での通勤・通学を避ける，運動不足の構成部品の強度および耐久性に関する研究であり，潤滑油
るなどの理由で，自転車を利用する人がさらに増加している．
（財）自転車産業振興協会の報告を解消するなどの理由で，自転車を利用する人がさらに増加と摩耗に関する研究はおこなわれていない．
に年間販売台数をまとめたものを図1 に示す．ここ数年で，スポーツ車および電動アシスト車の需
1）

している．
（財）自転車産業振興協会の報告 を元に年間販
そこで本研究では，チェーンに有効な潤滑油を開発するこが増加傾向にあり，長距離・長時間の移動に利用されることが増加していると考えられる．そのた売台数をまとめたものを図１に示す．ここ数年で，スポーツ，チェーンの寿命を延ばすことは重要である．

とを目的に，チェーンの摩耗を計測するための試験機の製作

2)では，クラウニング加工をピンに施すことや，圧入後のブッシュ内面形状変車および電動アシスト車の需要が増加傾向にあり，長距離・をおこなった．
野口，小川らの研究

長時間の移動に利用されることが増加していると考えられを考慮することにより接触領域を拡大し，接触面圧を小さくする対策を施すことによって摩耗量を3)では，あらかじめチェーンに予張力加工を施した場合，疲労特性にどのよる．そのため，チェーンの寿命を延ばすことは重要である．
２．チェーンの寿命とその原因少させた．中込の研究
2）

野口，小川らの研究 では，クラウニング加工をピンに施
自転車で用いるチェーン（図２）は，信頼性の高い動力伝な影響をおよぼすかについて，荷重と荷重保持時間の相違が疲労強度および伝動におけるチェーン

4)では，供試
すことや，圧入後のブッシュ内面形状変化を考慮することに達機械要素である．チェーンの寿命はチェーン自身の伸びで伸びにどのような影響をおよぼすかについて検証をおこなった．中込，水野らの研究

より接触領域を拡大し，接触面圧を小さくする対策を施すこ
決まる．チェーンが張られる２軸は，基本的には固定されての穴部に押し広げ加工を施さない場合と，施した場合を考え，各々における，予荷重の効果，ブシ
3）では，あらか 考察している．
とによって摩耗量を減少させた．中込の研究いるので，チェーンが伸びてしまうと，スプロケットとの間
はめあい力の影響，
およびこの両者の重畳効果について，実験値と理論値を求めて，じめチェーンに予張力加工を施した場合，疲労特性にどのよに空転が生じてしまう．一般的な用途においては，チェーン
かしこれらの研究は，チェーンのピン，ブッシュおよびプレートなどチェーンの構成部品の強度おうな影響をおよぼすかについて，荷重と荷重保持時間の相違
び耐久性に関する研究であり，潤滑油と摩耗に関する研究はおこなわれていない．

が全長に対して３％程度伸びると，スプロケットとの間に空2）

そこで本研究では，チェーンに有効な潤滑油を開発することを目的に，チェーンの摩耗を計測する
が疲労強度および伝動におけるチェーンの伸びにどのような転が生じて，寿命と判断される ．

チェーンの伸びの原因は，運転中のピンとブッシュの摩耗めの試験機の製作をおこなった．
影響をおよぼすかについて検証をおこなった．中込，水野らである．チェーンは内リンクと外リンクが互いに引張り合いながら，ピンとブッシュの箇所で屈曲するため，図３に赤く示した箇所がしゅう動し，摩耗する．したがって，チェーンの伸びを抑制するためには，設計的な工夫に加えて，潤滑油による摩耗低減が重要である．油があれば，油膜がチェーンのしゅう動面を保護するため，伸びが抑制される．したがって，潤滑油の保護性能によってチェーンの寿命が変わるため，制される．したがって，潤滑油の保護性能によってチェーンの寿命が変わるため，最適な潤滑油を選最適な潤滑油を選定する必要がある．
定する必要がある．
図４は一般的なマシンオイルを使った場合の伸びの傾向で
図 3 は一般的なマシンオイルを使った場合の伸びの傾向である．運転し始めると，最初の段階ではある．運転し始めると，最初の段階ではチェーンに初期伸びチェーンに初期伸びが発生する．この初期伸びはチェーンがスプロケットに噛み合って，よくなじむ
図 1 車種別販売台数の推移が発生する．この初期伸びはチェーンがスプロケットに噛み
図１ 車種別販売台数の推移
までに発生するものであり，これを過ぎると，ほぼ一定の割合で摩耗が進む．このときに発生する伸合って，よくなじむまでに発生するものであり，これを過ぎチェーンの寿命とその原因 びを定常伸びと呼ぶ．

自転車で用いるチェーン（図 2）は，信頼性の高い動力伝達機械要素である．チェーンの寿命はチーン自身の伸びで決まる．チェーンが張られる 2 軸は，基本的には固定されているので，チェーン

伸びてしまうと，スプロケットとの間に空転が生じてしまう．一般的な用途においては，チェーン

全長に対して 3%程度伸びると，スプロケットとの間に空転が生じて，寿命と判断される 2)．

チェーンの伸びの原因は，運転中のピンとブッシュの摩耗である．チェーンは内リンクと外リンク

互いに引張り合いながら，ピンとブッシュの箇所で屈曲するため，図 2 に赤く示した箇所がしゅうし，摩耗する．したがって，チェーンの伸びを抑制するためには，設計的な工夫に加えて，潤滑油よる摩耗低減が重要である．油があれば，油膜がチェーンのしゅう動面を保護するため，伸びが抑図２
チェーンの構造5）5)
図
2 チェーンの構造— 30 —

チェーン伸び試験機の設計および製作

31
スプロケットの歯数は，現在市場に出回っている自転車の歯数を参考に，れる．したがって，潤滑油の保護性能によってチェーンの寿命が変わるため，最適な潤滑油を選れる．したがって，潤滑油の保護性能によってチェーンの寿命が変わるため，最適な潤滑油を選ると，ほぼ一定の割合で摩耗が進む．このときに発生する伸を20T とした．また同様に，前後スプロケット芯間距離はリア（従動）側を 20T とした．また同様に，前後スプロケット芯間距離はる必要がある．
る必要がある．
びを定常伸びと呼ぶ．
400 mm とした（図６）．必要なチェーンのリンク数は式（1）3 は一般的なマシンオイルを使った場合の伸びの傾向である．運転し始めると，最初の段階ではは一般的なマシンオイルを使った場合の伸びの傾向である．運転し始めると，最初の段階では必要なチェーンのリンク数は式(1)によって求めることが可能である．
3
3. 試験機によって求めることが可能である．
ーンに初期伸びが発生する．この初期伸びはチェーンがスプロケットに噛み合って，よくなじむーンに初期伸びが発生する．この初期伸びはチェーンがスプロケットに噛み合って，よくなじむ
3. 試験機３．試験機に発生するものであり，これを過ぎると，ほぼ一定の割合で摩耗が進む．このときに発生する伸3.1 試験条件に発生するものであり，これを過ぎると，ほぼ一定の割合で摩耗が進む．このときに発生する伸�1 � �2 2
３．１ 試験条件
�
�
+
�
�
2�
定常伸びと呼ぶ．
試験機を設計するにあたって，まずはチェーンの仕様，スプロケットの仕様，回転速度，運転時間22�
定常伸びと呼ぶ．
3.1
試験条件 � = 1++
試験機を設計するにあたって，まずはチェーンの仕様，ス
（1）
�

2�
2
�
および荷重を定める必要がある．
試験機を設計するにあたって，まずはチェーンの仕様，スプロケットの仕様，回転速度，運転時間� ��
現在の自転車チェーンは JIS D 9417 で定められており，チェーンの種類は，形式，ピッチおよびおよび荷重を定める必要がある．

プロケットの仕様，回転速度，運転時間および荷重を定める必要がある．

内リンク内幅が表1 に示す JIS
3 種類が規格として存在する．しかし，自転車用チェーンは内リンク幅
現在の自転車チェーンは
D 9417 で定められており，チェーンの種類は，形式，ピッチおよび

ここで，Lp：チェーンの総リンク数

現在の自転車チェーンは JIS D 9417で定められており，（図4）が狭く，触針式表面粗さ計によって摩耗量を測定することが困難である．潤滑油の評価をおここで，内リンク内幅が表1 に示すLp3：チェーンの総リンク数
種類が規格として存在する．しかし，自転車用チェーンは内リンク幅

N1：大スプロケットの歯数
チェーンの種類は，形式，ピッチおよび内リンク内幅が表１
こなうにあたっては，摩耗量や摩耗箇所なども含めた総合的な評価も必要となる．本研究では，摩耗（図 4）が狭く，触針式表面粗さ計によって摩耗量を測定することが困難である．潤滑油の評価をおN1：大スプロケットの歯数

N2：小スプロケットの歯数に示す３種類が規格として存在する．しかし，自転車用チェー
量の測定はしないが，今後の研究の発展性も考え，試験機は
JIS B 1801 に規定されている伝動用ロ
こなうにあたっては，摩耗量や摩耗箇所なども含めた総合的な評価も必要となる．本研究では，摩耗N ：小スプロケットの歯数

2
L：スプロケットの芯間距離（mm）
ンは内リンク幅（図５）が狭く，触針式表面粗さ計によってーラチェーンのうち，自動車用チェーンと同一のピッチかつピン長さの長い内リンク内幅の広い，呼量の測定はしないが，今後の研究の発展性も考え，試験機は
JIS B 1801 に規定されている伝動用ロ

L ：スプロケットの芯間距離（mm）
p：チェーンのピッチ（mm）
摩耗量を測定することが困難である．潤滑油の評価をおこな
び番号
40 のチェーンを使用することにした．
ーラチェーンのうち，自動車用チェーンと同一のピッチかつピン長さの長い内リンク内幅の広い，呼p ：チェーンのピッチ（mm）
び番号 40 のチェーンを使用することにした．
うにあたっては，摩耗量や摩耗箇所なども含めた総合的な評

表 1 自転車用チェーン（JIS D 9417）
したがって，式（1）に選定した条件を代入するとチェーン価も必要となる．本研究では，摩耗量の測定はしないが，今表
1 自転車用チェーン（JISD 9417）ピッチ（mm）
内リンク内幅（mm）のリンク数は94と求められる．
したがって，式(1)に選定した条件を代入するとチェーンのリンク数は
94

後の研究の発展性も考え，試験機は JIS B 1801に規定され 呼び

形式

呼び
1/2×1/8 (081C)ている伝動用ローラチェーンのうち，自動車用チェーンと同

主な用途

形式
ピッチ（mm）
内リンク内幅（mm）
Ⅰ
単段伝動 主な用途
12.7
3.3
駆動スプロケットの回転数と自転車の走行速度の関係は式

駆動スプロケットの回転数と自転車の走行速度の関係は式(2)で表される
Ⅰ
単段伝動
12.7
3.3

1/2×1/8 (081C)

Ⅰ
1/2×3/32 (082C)
12.7（2）で表される．
一のピッチかつピン長さの長い内リンク内幅の広い，呼び番
1/2×3/32(082C)(082C)
1/2×3/32

号40のチェーンを使用することにした．

12.7
12.7

Ⅰ
Ⅱ

2.38

多段（ディレーラ）伝動

2.38
2.38

多段（ディレーラ）伝動多段（ディレーラ）伝動Ⅱ多段（ディレーラ）伝動
1/2×3/32 (082C)
12.7
2.38
※ローラチェーンの形式をⅠとし，ブシュレスチェーンの形式をⅡとする．

60����
スプロケットの歯数は，現在市場に出回っている自転車の�=※ローラチェーンの形式をⅠとし，ブシュレスチェーンの形式をⅡとする．
5)
106
図2
2 チェーンの構造
チェーンの構造 5)図
歯数を参考に，フロント（駆動）側を40T，リア（従動）側
ここで，v：自転車の走行速度（km/h）

D：タイヤの外周直径（mm）
n：スプロケットの回転速度（min-1）
i：増速比

現在，
スポーツ車によく使用されるタイヤサイズは 700×28C と呼ばれる規である．自転車回転数は 200 min-1 が限界であろうから，自転車の速度を
図 4 チェーンのピッチと幅
図 4 チェーンのピッチと幅

チェーンのピッチと幅
た，試験時間を 300図５
時間とすれば
15000 km を走行するのと同じ状況を再

図３ ブッシュとピンのしゅう動面
ブッシュとピンのしゅう動面
図
図3
3 ブッシュとピンのしゅう動面

走行中のチェーンの張力は，駆動側スプロケットに与えた動力，回転数お式(4)により求めることが可能である．

�=

60�
���1

�1 =
チェーンの伸び
図図４
3 チェーンの伸び

図 3 チェーンの伸び

形式

180°
�1

図 5 自転車の駆動系の構成
図 5 自転車の駆動系の構成
図６ 自転車の駆動系の構成

ここで，T：チェーンの張力（kN）
表１

呼び

sin

�

P：駆動力（W）

自転車用チェーン（JIS D 9417）

ピッチ
（mm）

D1：駆動側スプロケットの歯数内リンク内幅（mm）
主な用途

1/2×1/8（081C）

Ⅰ

12.7

3.3

単段伝動

1/2×3/32（082C）

Ⅰ

12.7

2.38

多段（ディレーラ）伝動

1/2×3/32（082C）

Ⅱ

12.7

2.38

多段（ディレーラ）伝動※ローラチェーンの形式をⅠとし，ブシュレスチェーンの形式をⅡとする．
— 31 —

p：チェーンのピッチ（mm）
p
p ：チェーンのピッチ（mm）：チェーンのピッチ（mm）
したがって，式(1)に選定した条件を代入するとチェーンのリンク数は
94 と求められる．
したがって，式(1)に選定した条件を代入するとチェーンのリンク数はしたがって，式(1)に選定した条件を代入するとチェーンのリンク数は 94
94 と求められる．
と求められる．
駆動スプロケットの回転数と自転車の走行速度の関係は式(2)で表される．
駆動スプロケットの回転数と自転車の走行速度の関係は式(2)で表される．
関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）
駆動スプロケットの回転数と自転車の走行速度の関係は式(2)で表される．
32

により押すことによって，チェーンに負荷をかける方式とし60����
60����
�= 60����
�
6
6
�=
= 10
10
106

（2）

(2)
(2)
た．チェーンの張力は図８のように上下のチェーンに分散さ(2)れるため，チェーンの張力はばねによって負荷される荷重のほぼ半分になる．荷重負荷機構をスプロケット軸間に配する

ここで，v：自転車の走行速度（km/h）

v：自転車の走行速度（km/h）
ここで，
v
ここで，
D：タイヤの外周直径（mm）
v：自転車の走行速度（km/h）：自転車の走行速度（km/h）
ここで，
-1
D
：タイヤの外周直径（mm）
D
n：スプロケットの回転速度（minD：タイヤの外周直径（mm）：タイヤの外周直径（mm））-1）
n：スプロケットの回転速度（min-1
i：増速比
nn：スプロケットの回転速度（min：スプロケットの回転速度（min-1））
ii：増速比：増速比i：増速比

ことで，試験機全体の寸法をコンパクトに抑えることが可能である．また，チェーンの伸び量∆ l は，従動側スプロケッ
トの移動量をリニアポテンショメータによって測定する．使用するポテンショメータは，表３に示すものを入力電圧24現在，スポーツ車によく使用されるタイヤサイズは700×

V で使用した．このリニアポテンショメータからの出力電圧

28Cと呼ばれる規格で，その外径は678 mm である．自転をデータロガーで記録し，伸び量に変換する．
現在，スポーツ車によく使用されるタイヤサイズは700×28C と呼ばれる規格で，その外径は 678 mm

現在，
スポーツ車によく使用されるタイヤサイズは700×28C
その外径は現在，
スポーツ車によく使用されるタイヤサイズは700×28C と呼ばれる規格で，と呼ばれる規格で，その外径は 678
678 mmmm
車回転数は200
min-1が限界であろうから，自転車の速度を決定された仕様から設計した試験機の3Dモデルを図９に駆動力を0.35 kw とすれば，ここまでで決定した条件より，チェーンに負荷される張力は約
200
Nと
-1
-1
が限界であろうから，自転車の速度を50km/hが上限となる．まである．自転車回転数は200minが限界であろうから，自転車の速度を50km/hが上限となる．まである．自転車回転数は
200
min-1 が限界であろうから，自転車の速度を 50 km/h が上限となる．まである．自転車回転数は
200min
50 km/h が上限となる．また，試験時間を300時間とすれば示す．また，実際に制作した試験機を図10に示す．前述した算出される．以上より，決定された試験機の仕様を表 2 に示す．
た，試験時間を300
時間とすれば 15000
km を走行するのと同じ状況を再現することになる．
た，試験時間を
300
15000 km を走行するのと同じ状況を再現することになる．
試験機の構造および使用に応じて，3D-CAD（Soridworks Ⓡ）
た，試験時間を300 時間とすれば時間とすれば 15000
15000 kmkm を走行するのと同じ状況を再現することになる．
を走行するのと同じ状況を再現することになる．
走行中のチェーンの張力は，駆動側スプロケットに与えた動力，回転数および歯数より式(3)および走行中のチェーンの張力は，駆動側スプロケットに与えた動力，回転数および歯数より式(3)および走行中のチェーンの張力は，駆動側スプロケットに与えた 表 2 で構造決定したものを，実際に製作した。部品は市販品を購
走行中のチェーンの張力は，駆動側スプロケットに与えた動力，回転数および歯数より式(3)および試験機の仕様式(4)により求めることが可能である．
入し，加工業者にて加工および黒染めをおこなった。
動力，回転数および歯数より式（3）および式（4）により式(4)により求めることが可能である．
チェーンの呼び40
式(4)により求めることが可能である．
求めることが可能である．

60�
60�
�
= 60�
�
�=
= ���
���
���111
�
�
�
�
=
1
�
=
1
�1 =
180°
180°
sin
180°
sin
�
sin �
�111

94

リンク数

４．チェーンの伸び量測定

駆動側スプロケットの歯数

（3）

４．
１

従動側スプロケットの歯数

なじみ運転

40

20

(3)
(3)
(3)

チェーンは，なじむ過程でわずかに塑性変形をする．これ

ここで，T：チェーンの張力（kN）

スプロケットの芯間距離（mm）

400

-1）
駆動側スプロケットの回転数（min
（4）

200

運転時間（h）

300

は，摩耗には関係のない変化量であるので，あらかじめ取り
(4)
(4)

(4)

除く必要がある．そこで，試験条件よりも大きな荷重かつ低速でなじみ運転をおこなう必要がある．本研究では，なじみチェーンの張力（N）

200

P：駆動力（W）
T：チェーンの張力（kN）
ここで，
表２ 試験機の仕様
ここで，
T：チェーンの張力（kN）：チェーンの張力（kN）
ここで，T
チェーンの呼び40
D1：駆動側スプロケットの歯数P：駆動力（W）
P
P：駆動力（W）：駆動力（W）
3.2 試験機概要
リンク数
94
D
1
D
：駆動側スプロケットの歯数
1：駆動側スプロケットの歯数
試験機は図 6 に示すように，従動側スプロケット軸をばねにより押すことによって，チェーンに負D：駆動側スプロケットの歯数1
駆動側スプロケットの歯数40
駆動力を0.35 kw とすれば，ここまでで決定した条件より，荷をかける方式とした．チェーンの張力は図 7 のように上下のチェーンに分散されるため，チェーン
従動側スプロケットの歯数20
チェーンに負荷される張力は約200 N と算出される．以上よの張力はばねによって負荷される荷重のほぼ半分になる．荷重負荷機構をスプロケット軸間に配する
スプロケットの芯間距離（mm）
400
り，決定された試験機の仕様を表２に示す．
ことで，試験機全体の寸法をコンパクトに抑えることが可能である．また，チェーンの伸び量
Δl は，
200
駆動側スプロケットの回転数（min-1）
従動側スプロケットの移動量をリニアポテンショメータによって測定する．使用するポテンショメー
運転時間（h）
300
3.2 試験機概要
タは，表 3 に示すものを入力電圧 24 V で使用した．このリニアポテンショメータからの出力電圧をチェーンの張力（N）
200
試験機は図７に示すように，従動側スプロケット軸をばね
データロガーで記録し，伸び量に変換する．

図７

試験機の構成図 6 試験機の構成— 32 —

チェーン伸び試験機の設計および製作

33

運転として，脱脂した新品のチェーンを負荷荷重480 N（試時点での伸び量は，潤滑油なしが2.13 mm，潤滑油ありが0.39

験荷重の120％），回転速度30 min-1（試験回転数の15%）で

mm となった．したがって，潤滑油ありは，潤滑油なしと比１時間運転させた．この時に得られた伸び量を図11に示す．

べると，試験後の伸び量を18% に抑えている．

伸び量が周期的に増減していることがわかる．これは，チェー

試験後のピンの外観を図13に示す。潤滑油なしの場合のンがスプロケットにかみ合うたびにスプロケット芯間距離が

ピンは茶褐色の摩耗痕がついている。これは，摩擦によって短くなるためである．また，40分あたりから伸び量が一定

局所的に温度が上がり，摩擦面が急激に酸化したことによりの値に落ち着いていることが分かる．

起きるものである。対して，潤滑油有の場合では，摩耗痕の変色は見られず，範囲も狭い。

４．２

摩耗による伸び量以上のことから，潤滑油が，ピンの摩耗を低減させ，チェー

なじみ運転の後，荷重400 N，回転速度200 min-1で300時

ン伸びを抑制していることは明らかである．

間運転させた．比較のため，潤滑油を塗布せずに運転をおこなったものと，潤滑油（AZ CKM-001）を塗布して運転さ

５．おわりにせたものの伸び量を図12に示す．チェーンは初め伸び量が本研究では，自転車チェーンの運転状態を模擬し，運転中

大きく，30時間以降は , ほぼ一定の割合で伸びていることがの伸び量の変化を測定する装置を設計および製作をおこなっ

わかる．これは，図３と同じように，最初の段階で初期伸びた．本研究で明らかとなったことを以下に示す．

図 7 軸荷重とチェーンの張力が発生し，その後，定常伸びが発生している．300時間経過
・ 新品のチェーンに負荷荷重480 N を負荷し，回転速度30min-1で1時間運転させた時，40分以降では伸び量に大きな

表 3 ポテンショメータの仕様
変化はなく，0.04 mm 程度の伸び量で落ち着く．
・ なじみ運転の後，荷重400
N を負荷し，回転速度200 min-1
LP-50F（緑測器）型式
全抵抗値（kΩ）
全抵抗許容差1

で伸び，最終的な伸び量は，潤滑油なしが2.13 mm，潤滑±20％

有効ストローク（mm）
図図８7 軸荷重とチェーンの張力
軸荷重とチェーンの張力 単独直線性

油ありが0.39 mm となる．

55±1±0.5 %

定格電力（W）

1.5

外径（mm）☐16×200

表
3 ポテンショメータの仕様
表３
ポテンショメータの仕様
型式 型式
全抵抗値（kΩ）
全抵抗値（kΩ）

で300時間運転させた時，30時間以降は , ほぼ一定の割合

LP-50F（緑測器）
LP-50F（緑測器）
質量（g）
1
1

75

シャフト
M5
全抵抗許容差全抵抗許容差±20％±20％
有効ストローク（mm）
55±1
有効ストローク（mm）
55±1
単独直線性
±0.5 %
単独直線性±0.5 %
定格電力（W）
1.5
決定された仕様から設計した試験機の3D モデルを図 8 に示す．また，実際に制作した試験機を図
定格電力（W）
1.5
外径（mm）□16×2009 に示す．前述した試験機の構造および使用に応じて，3D-CAD（SoridworksⓇ）で構造決定したもの
外径（mm）☐16×200 75
質量（g）を，実際に製作した。部品は市販品を購入し，加工業者にて加工および黒染めをおこなった。

質量（g）
シャフト
シャフト

75

M5

図10

試験機外観

図 9 試験機外観

M5
4. チェーンの伸び量測定

4.1 なじみ運転された仕様から設計した試験機の 3D モデルを図 8 に示す．また，実際に制作した試験機を図

チェーンは，なじむ過程でわずかに塑性変形をする．これは，摩耗には関係のない変化量であるのす．前述した試験機の構造および使用に応じて，3D-CAD（SoridworksⓇ）で構造決定したもの

で，あらかじめ取り除く必要がある．そこで，試験条件よりも大きな荷重かつ低速でなじみ運転をお際に製作した。部品は市販品を購入し，加工業者にて加工および黒染めをおこなった。
こなう必要がある．本研究では，なじみ運転として，脱脂した新品のチェーンを負荷荷重 480 N（試験荷重の 120％），回転速度 30 min-1（試験回転数の 15%）で 1 時間運転させた．この時に得られた伸び量を図 10 に示す．伸び量が周期的に増減していることがわかる．これは，チェーンがスプロケットにかみ合うたびにスプロケット芯間距離が短くなるためである．また，40 分あたりから伸び量が一定の値に落ち着いていることが分かる．

図９ 試験機3Dモデル
図
8 試験機 3D モデル— 33 —

対して，潤滑油有の場合では，摩耗痕の変色は見られず，範囲も狭い。

試験後のピンの外観を図12 に示す。潤滑油なしの場合のピンは茶褐色の摩耗痕がついている。ここなう必要がある．本研究では，なじみ運転として，脱脂した新品のチェーンを負荷荷重
480 N以上のことから，潤滑油が，ピンの摩耗を低減させ，チェーン伸びを抑制していることは明らかで

れは，摩擦によって局所的に温度が上がり，摩擦面が急激に酸化したことにより起きるものである。
（試験荷重の 120％），回転速度 30 min-1（試験回転数の 15%）で 1 時間運転させた．この時に得らある．
対して，潤滑油有の場合では，摩耗痕の変色は見られず，範囲も狭い。
れた伸び量を図 10 に示す．伸び量が周期的に増減していることがわかる．これは，チェーンがスプロケットにかみ合うたびにスプロケット芯間距離が短くなるためである．また，40 分あたりから伸以上のことから，潤滑油が，ピンの摩耗を低減させ，チェーン伸びを抑制していることは明らかでび量が一定の値に落ち着いていることが分かる．

ある．
関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

34

（min）
図 10 なじみ運転時の伸び量

図11

なじみ運転時の伸び量

図 11 チェーンの伸びと運転時間の関係
図 11 チェーンの伸びと運転時間の関係
チェーンの伸びと運転時間の関係
図12

図 12 試験後のピンの外観の例

図 12 試験後のピンの外観の例
試験後のピンの外観の例
図135. おわりに謝

辞

5. おわりに年），pp.509-518．
本研究では，自転車チェーンの運転状態を模擬し，運転中の伸び量の変化を測定する装置を設計および製作をおこなった．本研究で明らかとなったことを以下に示す．
３）中込昌孝：ローラチェーンの予張力加工が疲労特性に
本研究は，2020年度理工／建築・環境学会研究補助費を本研究では，自転車チェーンの運転状態を模擬し，運転中の伸び量の変化を測定する装置を設計お・新品のチェーンに負荷荷重
480 N を負荷し，回転速度 30 min-1 で 1 時間運転させた時，40分以降
及ぼす影響，精密機械，41巻，482号（1975），pp.268受けたものである．関係各所に深く感謝する．
よび製作をおこなった．本研究で明らかとなったことを以下に示す．
では伸び量に大きな変化はなく，0.04mm
程度の伸び量で落ち着く．
272．
・新品のチェーンに負荷荷重 480 N を負荷し，回転速度 30 min-1 で 1 時間運転させた時，40 分以降
４）中込昌孝，水野正夫：ローラチェーンの疲れ強さに及
参考文献
では伸び量に大きな変化はなく，0.04 mm 程度の伸び量で落ち着く．
ぼす元応力の影響，精密機械，44巻，528号（1978年），
１）一般財団法人 自転車産業振興協会 統計（年間総括）

pp.1457-1463．

http://www.jbpi.or.jp/statistics_list.cgi?cid=10（参照日：

５）中込昌孝：チェーンのおはなし，日本規格協会（1997），

2021年11月12日）
２）野口昭治，小川康介：ローラチェーンのピンとブッシュ間の摩耗低減に関する研究，設計工学，51巻，7号（2016— 34 —

p.29．

研究論文
35

粒子画像流速測定法を用いた軌道面でのグリース流れの評価
佐 藤 遼 介 **西 澤 圭 悟 **三 和 怜 央 **宮 永 宜 典 **Evaluation of Grease Flow on Raceway using Particle Image Velocimetryby

Ryosuke SATO
Keigo NISHIZAWA
Reo MIWA
Norifumi MIYANAGA
要旨本研究では，粒子画像流速測定を用いた，軸受玉が通過した後の軌道面上でのグリース流れを可視化し，評価するための新たな手法を検討した．この評価手法により，数種類のグリースが試験され，それらの流動特性が議論された．本研究の結果は，増ちょう剤の種類や大きさが軌道面上でのグリース流れに強く影響することを定量的に明らかにしている．また，増ちょう剤が玉に押しつぶされて軌道面に付着する場合があり，その付着部ではグリース流動が緩慢になることも確認された．

Abstract
A novel method for visualizing and evaluating grease flow on the raceway after the bearing ball passed, using the particle image velocimetry,
was examined in this study. By this method, different types of greases were tested and their flow properties were discussed. The results quantitatively revealed that the type and size of thickener strongly affected the grease flow on the ball-raceway. In some cases, the thickener was crushed
by the ball and adhered on the raceway, where the flow speed was slow.
キーワード：Urea grease, grease flow, ball bearings, particle image velocimetry, rheology* 大学院機械工学専攻 ** 理工学部機械学系

2021 年 12 月 13 日受理— 35 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

36
１．緒

言

高速度カメラによって，軌道面でのグリースの挙動を in-situ

脱炭素化社会に向けた社会的な動向に伴い，自動車や産業観察することができる．

機器のさらなる省エネルギー化が求められている．転がり軸

本実験では，Disk および Ball の回転数を調整して，すべ受は，機械の回転運動を支える要素部品であり，エネルギー

り率を0% とした純転がり条件でおこなった．ここで，すべ損失の低減に寄与するキーテクノロジーとして，高効率・低り率Σは式（1）で定義される6）．

1）トルク化に関するさまざまな研究が行われている ．

（uD＋uB）
Σ＝2（uD−uB）/

転がり軸受の多くはグリース潤滑で使用されており，そのトルクは，軌道面やその近傍でのグリースの流動状態により（1）

uD は接触部分における Disk の周速度，uB は接触部分における Ball の周速度である．

2）

主たる影響を受けることが知られている ．そのため，レオ

実験は一定の回転数および接触荷重の下でおこなった．

ロジー測定などの従来からのグリース評価からのみでは，軸Disk 表面にグリースを厚みが10µm 程度となるように塗布

受特性を整理しきれないことも多い．近年では，X 線 CT3）

し，Ball が転がりながら通過した後の流動状態を観察した．

や中性子イメージング技術4）を用いて，軸受内でのグリース

粒子画像流速測定法により流速分布を求めるために，Disk

挙動が観察されているが，軌道面やその近傍でのグリースのを設定した周回数で停止し，その後0.1秒間を高速度カメラ

流動状態を明らかにするまでには至っていない．

により撮影した．フレームレートを1000fps とし，解析領域

そこで著者らは既報5）において，粒子画像流速測定法を用いた新たなグリース流動の評価法を提案し，転動体により軌（縦×横＝1.5mm ×3.0mm）を110×380に分割し，格子点での流速を求めた．

道面から押しのけられたグリースが再び軌道面に戻る流れ

本実験で設定した最大周速の場合，Disk は減速を始め（再流動）について検討した．また，バルクの流動性に関連て停止するまでに約135°回転する．そのため，撮影位置はする特性値のなかでも，粘性移行応力と良い相関があること

Disk と Ball の接触点から，それ以上回転した位置とする必を明らかにした．しかし既報では，実験装置の制約から，純要がある．そこで，135°，180°および270°の位置で予備実

すべり条件での流動解析に限られており，転がり軸受と同等験をおこない，結果が概ね等しいことを確認した．そのための潤滑状態を模擬できていなかった．

実験では，撮影位置を接触点から180°回転した位置とした．

そのため本研究では，Ball-on-Disk 型の実験装置を製作し，なおこれは，周速2m/s で実験をおこなったとき，Ball が通転がり接触下における，軌道面でのグリース流動状態を可視過してから約0.1秒後のグリースの流れを観察していること化し，評価する手法を検討した．本報では，解析方法およびに相当する．

評価条件の影響を検討した結果について報告する．
２．
２
２．実験
２．１

供試グリース

供試グリースには，ポリ -α- オレフィン（PAO）を基油

実験装置と方法とした，３種類の脂環式ウレアグリースを使用した．これら

Fig.1に実験装置の概要を示す．本装置は Ball-on-Disk 型のグリースには，添加剤は一切含まれていない．Table1にを採用しており，Disk に転動体に相当する Ball をばね力に供試グリースの性状を示す．UG-C については，増ちょう剤

より押し当てて，接触させる構造になっている．Disk はサ

粒径が10µm を超えないように調整した．UG-A では増ちょ

ファイヤガラス製（直径105mm，厚み12mm），Ball は SUJ2

う剤粒径の調整を行っていない．粒子画像流速測定のため，製（直径22mm）となっている．また，Disk と Ball はそれ各グリースに，平均粒径が3.5~4.5µm の蛍光トレーサ粒子をぞれ独立のモータによって回転し，接触点を転がり／すべり

0.2mass% 混合させた．Fig.2に本実験で使用した増ちょう剤

状態にコントロールすることができる．装置上部に設置したの走査型透過型電子顕微鏡（STEM）による観察結果を示す．
観察には，透過観察による希釈および脱油が必要であるが，脱油によって得られたエアロゲルの繊維はもとの状態と変化
7）

していないことがわかっている ．また，希釈により増ちょTable1

Characteristics of test greases

GreaseBase oil

UG-A
Type

Isocyanate
Thickener

Poly- α -olefin (PAO)
Methylene diphenyl isocyanate(MDI)

Urea type

Alicyclic urea

Content, %Fig.1

Schematic of experimental device for evaluating grease flowon raceway

Fig. 1 Schematic of experimental device for

UG-C

15%

Thickener size

-

<10µm

Worked penetration

258

228

— 36 —

evaluating grease flow on raceway

Table 1 Characteristics of test greases

粒子画像流速測定法を用いた軌道面でのグリース流れの評価

37

う剤の間引きが起こるため，かえって個々の形状をより鮮明

50N（ヘルツ圧1.2GPa）の方が低流速（<0.1mm/s）の割合に観察することができる．

が増加していることがわかる．荷重の増加によってヘルツ接３．実験結果および考察

幅が広がったためだと考えられる．

触幅が広くなり，Fig.6に示したように，増ちょう剤の付着
３．１

グリース流れの観察および流速分布解析

周速0.2m/s，荷重3N（ヘルツ圧0.48GPa）の条件において，

３．
３

周回数の影響UG-A と UG-C を Ball が10回かき分けた後（Disk が10周しFig.7は，横軸に各グリースをかき分けた回数（以下，周た後）の軌道面の画像を Fig.3に示す．図中の矢印は Disk の回数），縦軸に低流速（<0.1mm/s）の割合を示している．2

回転方向を示している．両グリースでブランチパターンが形

種類のグリースに対して，周速度を0.2mm/s ～2m/s の範囲成されていることがわかる．また，UG-A では軌道中央部に，で評価をおこなった．ただし，周速2m/s においては，遠心増ちょう剤が付着していることが確認された．UG-C におい力の影響が顕著となったため，周回数を10回までとした．

ては，そのような付着は見られなかった．

まず，グリース種の影響について見ると，周回数が小さい

Fig.4に粒子画像流速測定法により流速分布を求めた結果

ときには，UG-A の方が低流速の割合が大きいが，周回数がを示す．UG-A は軌道中央部での流速が小さく，軌道面に残大きくなるほどその割合は低下し，周回数が100回を超えた

留した増ちょう剤周辺では，ほとんど流動がみられないことあたりからは，グリース種の影響はほとんどないといえる．

がわかる．また，ブランチパターンの周辺で，流速が大きい

UG-C は，3.1節や Fig.8からもわかるように，増ちょう剤がところもある．一方，UG-C は軌道中央部での流速が大きかっ

軌道面に残留しにくい．転動体が数回通過すると軌道面からた．UG-C は増ちょう剤粒径が小さく，軌道中央部で基油や排除され，基油や極微量のグリースが活発に流動しているた

極微量のグリースが活発に流動したことを示している．

め，低流速の割合が低く，周回数を重ねてもあまり変化しな
かったと考えられる．UG-A については，3.1節や Fig.8から

３．２

荷重の影響

もわかるように，増ちょう剤が軌道面に付着，残留しやすく，

Fig.5は接触荷重の影響について，解析領域の各格子点

そこでの流動がほとんど見られないため，低流速の割合が大での流速をヒストグラム表示した結果を示している．荷重

きいが，周回数を重ねるにつれて，残留グリースが徐々に排(( aa )) UUG
G -- AA(( bb )) UUG
G -- CCkk e(a) UG-A F
Gn
Crr ssF ii gg .. 22 S
ST
TEEM
M ii mmaaggee ss oo ff (tt bhh )ii ccUen- ee

imagesF i g .Fig.2
2 S T ESTEM
M im
a g e sofothickeners
f thickeners

a ))
(( a
(a)

UG
G -- A
A
U

b ))
(( b

UG
G -- CCU

F ii Fig.3
g .. 3
3 II mm Imagesag
gee ss oog rr eea
a ssflowe ) ff ll ooU
wG - C
UG-AF(b
offf grease
g
a
g
e
w
Fig.3 Images of grease flow

Ve ll oo cc ii tt yyVe
Ve l o c i t y

a ))
(( a

UG
G -- A
A
U

b ))
(( b

UG
G -- CCUF) ii gg ..U4
4 GF
FFlow
ow
wvelocitye ll oo ccdistributions
d ii ss tt rr ii bbu particleonn ss( bbbpUaaGe ii mmaaggee( aFig.4-llAo) yy pbyu
image
velocimetryFvv eii tt yy dtt ii orr tt-iiC
cc ll ee llvooeccliiom
mce
ei ttt yrr yyd i s t r i b u t i o n s b y p a r t i c l e i m a g e
F i g . 4 F l ovvwe
velocimetry— 37 —

mmm
m // ssmm/s関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

Percentage,
Percentage,% %50

UG-A 3N

40
50

UG-A 50N
UG-A 3N

30
40

UG-A 50N

20
30
10
20

＞1 ＞1

0.9-0.95
0.9-0.95

0.8-0.85
0.8-0.85

Velocity, mm/s

0.7-0.75
0.7-0.75

0.6-0.65
0.6-0.65

0.5-0.55
0.5-0.55

0.4-0.45
0.4-0.45

0.3-0.35
0.3-0.35

0.2-0.25
0.2-0.250

0.1-0.15
0.1-0.150
100-0.050-0.05

UG-A

38

Velocity, mm/s
Fig.5 Histogram of velocity distribution
Fig.5

Histogram of velocity distribution

Fig.5 Histogram of velocity distribution
Adhesionwidth:0.25mm
Adhesionwidth:0.25mm

Adhesionwidth:0.30mm
Adhesionwidth:0.30mm(a) 3N(b)50NF i g . 6 E f fFig.6ef c oofncontact
t a c t load
l o aond adhesiono n a dwidthh( be )s5i o0nN w i d t h( ac)t 3oEffectN
F i g . 6 E f f e c t o f c o n t a c t l o軌道面中央からは増ちょう剤が排除され，低流速部はブラン
ad on adhesion width

Percentage of low flow velocity(<0.1mm/s)

80%

UG-A_200mm/s
UG-A_400mm/s
UG-A_2000mm/s
UG-C_200mm/s
UG-C_400mm/s
UG-C_2000mm/s

70%
60%
50%

チパターン周辺のみとなるため，周速によらずほぼ一定値になったと考えられる．
４40%

転がり条件で通過した後の軌道面でのグリースの流動状態

30%を，粒子画像流速測定法によって可視化し，評価する方法を20%検討した．本研究の成果は以下のとおりである．

10%（１）本手法により，さまざまな評価条件やグリース種による，0%

軌道面での流動状態の違いを明確にすることができる．

1

10
100
Number of laps（２）軌道面に付着，残留している増ちょう剤周辺では，ほと1000

んど流動が見られない．

flow
FFig.7i g . 7 RRelationshipe l a t i o n sbetween
h i p b epercentaget w e e n ofp elowrce
n t velocity
a g e oandf low flow

（３）本手法により低流速部割合と周回数の関係を得ること
で，グリース毎の軌道面からの排除されやすさを明確化

number of laps

velocity and number of laps

することができる．このことは，グリースのチャーニ

除され，UG-C と同じような割合まで低下するものと考えられる．
1mm

つまり，UG-C は UG-A に比べて，グリースが軌道面に侵

ング性やチャネリング性を評価するにあたって有効である．

11

11 参考文献
入した場合に，Ball によってより早く排除され，その後は
10 laps50 laps
1 0 0 l a p s １）外尾道太：グリースによる転がり軸受の低トルク化技術，
微量のグリースや基油によって潤滑できるといえる．このよ
1mm

1mm

うに，本手法は個々のグリースのチャネリング性やチャーニ

UG-C
1mm

結言
本研究では，Ball-on-Disk 型の実験装置を用いて，玉が純ング性を，軌道面において，相対評価することができる．
1mm

1mm

トライボロジスト，61，2，（2018），pp. 69-74．
２）日本トライボロジー学会グリース研究会編：潤滑グリー

次に，周速の影響について見ると，周回数が小さいときにスの基礎と応用，養賢堂，（2007）．

Fは，その影響は明確ではない．このときには，周速よりも，
i g . 8 I m a g e s o f g r e a s e f l o w s i n 1 0 , 5 0 , a n d 1 0 0 ３）Takashi Noda, Kenichi Shibasaki, Shinji Miyata,
増ちょう剤が軌道面中央に付着し残留したかどうかが支配的
and Masato Taniguchi: X-Ray CT Imaging of Grease
laps
なためであると考えられる．一方，周回数が大きいときは，
Behavior in Ball Bearing and Numerical Validation of— 38 —

1

10
100
Number of laps

1000

Fig.7 Relationship between percentage of low flow
velocity and number of laps

粒子画像流速測定法を用いた軌道面でのグリース流れの評価

UG-A

1mm

1mm

39

1mm

10 laps50 laps

100 laps

UG-C
1mm

1mm

1mm

F i g . 8 IFig.8
m a g e Imagess o f ofg rgreasee a s eflows
f l oinw10,s i50,n and
1 0 ,100
5 0laps, and 100laps５）二瓶美摘，三和怜央，宮永宜典：転がり軸受のトルクにMulti-Phase Flows Simulation, Tribology Online, 15, 1,

及ぼすグリースレオロジーの影響，研究報告，63，pp.

（2020），pp. 36-44.

45-49．

４）Kazumi Sakai, Yusuke Ayame, Yoshimu Iwanami,６）山本雄二，兼田楨宏：続・トライボロジー，理工学社，

Nobuharu Kimura, and Yoshihiro Matsumoto: Observation（2013）．

of Grease Fluidity in a Ball Bearing Using Neutron７）小野田絵里，野木高，森内勉：グリース増ちょう剤の観察

Imaging Technology, Tribology Online, 16, 2,（2021）,

技術，トライボロジスト，66，9，（2021），pp. 676-681．

pp. 146-450.

12— 39 —

研究論文41

マスク材の動的粘弾性特性を利用したマイクロブラスト加工による加工断面形状の制御
高
浜
柳

田
本
生

幹
真
裕

斉 **
央 **
聖 **

Processing Cross-sectional Shape Control of Micropowder Blasting using Dynamic
Viscoelasticity of Mask
by

Mikinari TAKADA
Mao HAMAMOTO
Hiromasa YAGYU
要

旨
本報ではガラス基板に加工される微細な溝の断面形状の制御を実現するために，マスク材の温度を制御する新しいマイクロブ

ラスト加工法を提案する．マイクロブラスト加工用の市販マスク材の動的粘弾性特性の温度依存性を分析することにより，マイクロブラスト加工装置に設定できる温度制御システムを設計した．マイクロブラスト加工によるマスク材の摩耗量は，動的粘弾性特性の損失正接（tanδ）に依存し，加工温度が100℃のとき最大値を示した．さらに，加工温度を変えることにより，マスク付ガラス基板に加工されたラインパターンの断面形状を制御可能であり，加工温度が109℃のとき，幅の小さい溝加工が可能なことを確認した．

キーワード：フォトリソグラフィ加工，動的粘弾性，微細流路

Abstract
New micropowder blasting system with controlling a mask temperature is proposed to realize a control of cross-sectional shape of the processing channel on a glass substrate in this paper. From an analysis of processing temperature dependence of dynamic viscoelastic properties of
the commercial mask material for micropowder blasting, temperature control system which can be set to the micropowder blasting machine wasdesigned. An erosion of the mask during micropowder blasting depends on the loss tangent in dynamic viscoelasticity, and showed maximum
value at the mask temperature of 100°C. Moreover, we confirmed that changing the processing temperature can be controlled the processing line
pattern profile on the glass with the mask, and a small width channel is realized the processing temperature of 109°C.
Key Words: Photolithography, Viscoelasticity, Microchannel* 関東学院大学大学院工学研究科機械工学専攻** 関東学院大学理工学部理工学科機械学系

— 41 —

2021 年 12 月 14 日受理

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

42
１．はじめに

２．
２

マスクパターンの作製

図２にマイクロブラスト加工法の概要を示す．フォトリソ

マイクロブラスト加工は MEMS1），2） や microTAS3）～5） の分野で，ガラスやシリコンなどの脆性材料の加工を高速に加グラフィ加工によりガラス基板上にラインパターンマスク

工できる技術である．加工形状のアスペクト比（加工深さ／（L/S200 µm）を形成しマスク付ガラス基板を作製した．ガロブラスト加工による溝や穴の形状を制御することが重要と

ターンマスクの上からマスクアライナを用いて紫外線を露光

なる．マイクロブラスト加工は，基板上にマスクパターンを（積算露光量30 mJ/cm2）した．さらに現像液（0.2% 炭酸ナ

作製し，ノズルから微細な投射材を高圧で試料に噴射し，材トリウム）を用いて現像（90 s）し，純水で水洗した．

加工幅）と加工断面形状は用途により変化するため，マイク 3

10
ラス基板にドライフィルムレジストを貼り付け，ラインパ21

6）

料表面を切削，または破壊する加工法である ．また，基板の表面全体を加工するために，基板またはノズルが一定の速

２．
３

ブラスト加工表１にブラスト加工における加工条件を示す．マスク付

度（X 方向），一定ステップ（Y 方向）で移動することにより，ガラス基板に投射材（Al2O3，平均粒子径25 µm）を圧力0.3

繰返し加工される．
マイクロブラスト加工により基板上に微細なマスクパター

MPa，ノズルの走査速度1000 mm/min，移動ステップ5 mm

ンを作製するためには，フォトリソグラフィ加工が可能であで投射し，マスク開口部のガラス基板を加工した（図３）．

り，ブラスト加工に対して耐摩耗性を有するマスク材が必要

なお，本研究ではマイクロブラスト加工における１回の加工6）となる ．高分子材料の摩耗量は反発弾性に反比例すること

回数を「1 pass」と表し，加工温度は加工中にセンサで計測がわかっているため7），マスク材として高分子レジストが使された温度とした．

用されている．

3

11

マイクロブラスト加工においてマスク材のフォトリソグラ
フィ加工が不可能なポリウレタンなどの高分子材料の場合
は，ブラスト加工によるマスク材の摩耗量は，マスク材の動的粘弾性に依存し，マスク材の磨耗量は加工温度が動的粘弾性の損失正接 tanδのピーク温度のとき最大となることがわ
かっている8）．また，マスク材の動的粘弾性はマスク材の温度によって変化するため，基板上の加工幅は加工温度によって変化することが報告されている（8）．しかし，フォトリソ
グラフィ加工により微細なマスクパターンを基板上に形成できるフォトレジストなどのマスク材については，加工形状の加工温度による影響に関する報告は存在しない．
本研究では，汎用ブラスト加工用ネガ型ドライフィルムレ

Fig.1 Dynamic viscoelastic properties (storage modulus E’, loss
modulus E’’, and loss tangent tanδ) as a function of
ジストの動的粘弾性特性（貯蔵弾性率 E’，損失弾性率 E’’，temperature
Fig.
1
Dynamic
viscoelastic
properties (storage modulus E ’, loss modulus E ’’, and loss
および損失正接 tanδ）の，測定結果を基にしてマイクロブ
tangent tanδ) as a function of temperature

ラスト加工装置に設置可能な温度制御システムを設計しマス
ク材の摩耗量と加工温度の関係を確認した．さらに，ライン
パターンマスクを用いたときにガラス基板に加工される加工
断面形状と加工温度の関係を明らかにした．
２．実験方法２．１

実験材料

マスク材はブラスト加工用ネガ型ドライフィルムレジスト（三菱製紙，MS7050，厚さ50 µm）を使用した．また，ガラ
ス基板はソーダライムガラス（松浪硝子，S1225，26mm ×76 mm）を使用した．図１に露光（積算露光量30 mJ/cm2）したマスク材の動的粘弾性特性（周波数10 Hz，温度範囲

髙田幹斉-100～200°C，動的ひずみ0.03％）の測定結果を示す．マスク材の損失弾性率 E’’ と損失正接（tan δ）のピーク温度は-10℃と80℃であることが確認された．
Fig2 Schematic illustration of micropowder blasting process— 42 —

Fig. 2 Schematic illustration of micropowder blasting process

3

12

21

マスク材の動的粘弾性特性を利用したマイクロブラスト加工による加工断面形状の制御

２．４

加工用温度制御システム

43

数が終了後に，基板から剥がして加工した．さらに加工した

図４にマイクロブラスト加工用温度制御システムの概略図

マスク材の摩耗量は，ガラス基板とマスク材の高さの段差をを示す．温度制御システムは，ポリイミド製フィルムヒータ

触針式表面粗さ計（東京精密，サーフコム480A）を用いて（ジコー，PIFH-TC，200 mm ×100 mm），アルミ板（厚さ1測定した．ガラス基板上に加工されたラインパターンの断面mm），温度センサ，サーモスタットで構成されており，フィ

形状は，共焦点レーザー顕微鏡（キーエンス，VK-8500）を

ルムヒータを２枚のアルミ板で挟み，表面をゴムシートで保用いて測定した．

護した．この温度制御システムをマイクロブラスト装置内に
３．実験結果設置し加工温度を変量して加工実験を行った．

３．
１
２．５

マスク材の摩耗量

表２に加工実験における温度制御装置の設定温度と測定し評価方法

マスク付ガラス基板は，投射回数ごとに加工領域をビニルた基板温度（マスク材の温度）を示す．ブラスト加工ではノ

テープで分割し，図５のようにビニルテープを任意の投射回

ズルから投射材と一緒に空気も噴射されるため，マスク材温
度は設定温度よりも低い値となり，設定温度が130℃のとき
109℃を示した．
図６にマイクロブラスト加工によるマスク材の摩耗量と投4

射回数の関係を示す．摩耗量は投射回数に比例して増加し，

14

加工速度は加工温度が23℃（ヒータ未使用）のとき0.08 µm/
pass，100℃のとき0.17 µm/pass を示した．
図７にマイクロブラスト加工によるマスク材の摩耗量と加工温度の関係を示す．マスク材の摩耗量は加工温度100℃で最大となることが確認できる．加工温度は図４に示す温度センサにより測定した温度であり，マスク材の温度ではないため，最大摩耗量を示す加工温度は動的粘弾性特性の損失正接

4

Fig.3

13 （tanδ）
21 ピーク温度よりも僅かに小さな値となったと考えら

Schematic illustration of micropowder blasting

れる．

Table1
Condition of micropowder
Fig. 3 Schematic
illustrationblastingof micropowder blasting

Material of the microparticle

Al2O3

Particle mean diameter

25µm

Blasted puressure

0.30MPaDistance from the sample

90mm

Nozzle diamter

0.8mm

Stage moving speed

図１において，マスク材の粘性を示す E’’ は，温度50℃付
近から低下しているため加工温度が50℃のとき摩耗量が減少したものと予想される．また，損失正接（tanδ）のピーク
温度（80℃）では反発係数が最小となることが知られてお1000mm/min

Stage moving step

5mm

Amount of blasted

2g/minFig.5

Processed substrate with the mask by 10, 20, and 30 pass

Table2

Set temperature and processing temperature

Fig. 5 Processed
substratewith Processing
the masktemperatureby 10, 20,［℃］
and 30 pass
Set temperature
［℃］
髙田幹斉

Fig.4

Schematic illustration of temperature control system of
micrpowder blasting— 43 —

g. 4 Schematic illustration of temperature control system of micrpowder blasting

23

23

50

48

70

64

90

80

110

100

130

109

2

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

44

5

16

21

6
Fig.6

18

21

Mask thickness erosion as a function of the powder blasting
passes using Al2O3 microparticle (mean diameter of 25 μm)
at the air pressure of 0.30 MPa

6 Mask thickness erosion as a function of the powder blasting passes using Al2O3
microparticle (mean diameter of 25 μm) at the air pressure of 0.30 MPa
Fig.8

Top view photograph of the processed line pattern on theglass by the processing temperature of 23, 48, 64, 80, 100,
and 109°C

Fig. 8 Top view photograph of the processed line pattern on the glass by the ptemperature of 23, 48, 64, 80, 100, and 109°C

Fig.7

Mask thickness erosion as a function of the mask temperature
at the powder blasting of 10 and 20 passes

7）

り ，加工温度100℃ではマスク材の表面における投射材のMask thickness
erosion as a function of the mask temperature at the powder blasting
反射が減少したため摩耗量が最大となったと考えられる．しof 10 and 20 passes
たがって，図１および図７より，マスク材の摩耗量は動的粘弾性特性の損失弾性率 E” と損失正接（tanδ）に依存し，加工温度の制御により，ガラス基板のラインパターンの加工幅を制御できることが予想できる．

Fig.9

Cross-sectional shapes of the fabricated channel on theglass using 200 μm width line pattern mask at micropowder
blasting of 10 passes

髙田幹斉Fig. 9 Cross-sectional shapes of the fabricated channel on the glass using 200 μm w
図８にラインパターンマスク付基板をブラスト加工したガ
度の関係を示す．加工溝の幅は加工温度23℃で240µm，48℃
pattern mask at micropowder blasting of 10 passes
ラス基板の写真を示す．ラインパターン幅は加工温度に依存
で236µm，100℃で255µm，および109℃で225µm であるこ髙
３．２

ラインパターン加工形状

し，加工温度が100℃のとき，ライン幅が大きくなることがとが確認できる．
図１において損失弾性率 E’’ は温度48℃において減少し確認できる．
図９に加工回数が10 pass，加工温度が23℃，100℃，およている．マスク材の摩耗量は損失弾性率 E” の低下により加び109℃のときのガラス基板上に加工された溝の断面形状を

工温度48℃で低下した後，損失正接 tanδの上昇により約示す．マスク材の開口幅に対する横方向へのマスク材の摩耗

109℃まで増加したものと考えられる．すなわち，ブラスト

量が減少するため，ブラスト加工中のマスク材の温度を変更

加工によりマスクパターンの開口幅が広くなり，ガラス基板することによって，断面形状が変化することが確認できる．

の加工溝の幅が変化したと考えられる．これらの結果より，

図10にガラス基板上に加工された溝の幅，深さと加工温マイクロブラスト加工用の市販のネガ型レジストの加工温度— 44 —

髙田幹斉

10

マスク材の動的粘弾性特性を利用したマイクロブラスト加工による加工断面形状の制御

謝

45

辞
本研究は，2019年度理工／建築 ･ 環境学会研究補助費を受けたものである．
参考文献

Width

１）T . S h i n o d a a n d K . A w a m o t o , “ P l a s m a D i s p l a y
DepthTechnologies for Large Area Screen and Cost
Reduction”, IEEE Plasma Sci., Vo.34, pp. 279-286（2006）．

Fig.10２）E. Belloy, A. Sayah, and M. A. M. Gijs, “Micromachining

Channel width and depth using L/S200 μm line patternmask as a function of mask temperatureof Glass Inertial Sensors”, J. Micromech. Microeng., Vol.
11, pp. 85-90（2002）．

３）
Solignac, A. Sayah, S. Constantin, R. Freitag, andChannel widthand depth using L/S200 µm line pattern mask as a function
ofD.maskを変化させることにより，ガラス基板の加工断面形状を制御
temperature
M. A. M. Gijs, “Powder Blasting for the Realization
できることが明らかとなった．
of Microchips for Bio-Analytic Applications”, Sens.

加工幅の最大の変化量は50 µm（22%）であり，この値は図７に示した10 pass におけるマスク材の摩耗量の最大の変Actuators, A92, pp. 388-393（2001）．

化量（1.1 µm）よりも大きな値となっている．ブラスト加工

４）S. Schlautmann, H. Wensink, R. B. M. Schasfoort, M.

による高分子材料の摩耗量は投射材の入射角に依存すること

C. Elwenspoek, and A. van den Berg, “Powder-blastingが報告されており，入射角が約25°のとき摩耗量が最大とな

Technology as an Alternative Tool for Microfabrication

9）

ることが報告されている ．したがって，本研究におけるマof Capillary Electrophoresis Chips with Integrated

スク材開口部の側面が傾斜しており，図７に示した厚さ方向

Conductivity Sensors”, J. Micromech. Microeng., 11, pp.

（入射角90°）のマスク材の摩耗量よりも側面の摩耗量が増加したものと考えられる．

386-389（2001）．
５）H. Yagyu, K. Sugano, S. Hayashi, and O. Tabata,“Micropowder Blasting with Nanoparticles Dispersed

４．まとめ

Polymer Mask for Rapid Prototyping of Glass Chip”, J.

本研究のまとめは，次の通りである．

Micromech. Microeng., 15, pp. 1236-1241（2005）．

（１）
汎用マスク材の動的粘弾性特性を考慮したマイクロブラ

６）H. Wensink, H. V. Jansen, J. W. Berenschot, and M. C.

スト加工装置に設置可能な温度制御システムを設計しElwenspoek, “Mask Materials for Powder Blasting”, J.

た．

Micromech. Microeng., 10, pp.175 175-180（2000）．

（２）
汎用マスク材の摩耗量の加工温度依存性を評価した結７）I. M. Hutchings and D. W. T. Deuchar, “Erosion of果，マスク材の摩耗量は加工温度100℃のとき最大値を

Unfilled Elastomers by Solid Particle Impact,” J. Mater.
髙田幹斉示すことが確認された．

Sci., 22, pp. 4071-4076（1987）．

（３）
ガラス基板上のラインパターン加工幅の評価により，マ８）H. Yagyu, S. Hayashi, and O. Tabata: “Application

イクロブラスト加工の加工温度の制御により，加工溝のof Nanoparticles Dispersed Polymer to Micropowder

幅を最大20% 程度変化させることが可能なことが明ら

Blasting Mask”, J. Microelectromech. Syst., Vol.13, pp.1-

かとなった．

6（2004）．
９）J. E. Nielson and A. Gilchrist, “Erosion by a Stream of
Solid Particles”, Wear, 11, pp. 111-122（1968）．

— 45 —

研究論文47

ナインタイルの必要最小裏返し手数
本
槙

橋
本

友
直

江 **
哉 **

Minimum required number of turns for "Nine Tiles"
byTomoe MOTOHASHI
Naoya MAKIMOTO
要

旨
ボードゲーム「ナインタイル」のタイルを裏返す操作について考える．
各お題カードに対し，１組９枚のタイルがどのように置かれていてもお題カードと同じ絵柄にできるような，必要最小裏返し

手数を決定する．

キーワード：ナインタイル，カードゲーム，最小手数，有向グラフ，出次数

Abstract
Consider the operation of turning a tile in the board game "Nine Tiles".
For each theme card, determine the minimum required number of turns for a set of 9 tiles in any arrangement.
Key Words: Nine tiles, card games, minimum number of steps, digraph, outdegree* 情報学系** 株式会社クロステック

2021 年 8 月 6 日受理— 47 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

48
１．はじめにFig.3では，Gr ２枚，Bl １枚，Br ３枚，Pk １枚，Ye １枚，「ナインタイル」1）は，2015年に Oink Games（オインクゲー

Or １枚となる．このような模様の組み合わせを模様組と呼ムズ）が制作したボードゲームである．ナインタイルには，ぶ．

４組のタイルと，お題カード30枚が入っている．１組９枚のタイルの表裏18の面には，６種類の模様が３つずつ描いてある．
プレーヤーは１組のタイルを手元に持ち，まず，適当に縦３枚，横３枚の３×３の正方形になるように置く．ゲーム開始と共に３×３の絵柄が描かれたお題カードが提示される．

Gr

Bl

Pk

Ye

Or

Br

Or

Br

Ye

Fig.2

各プレーヤーは，手元のタイルを入れ替えたり，裏返したりして，お題カードと同じ絵柄になるよう素早く並び替え，その速さを競う．
「最低何枚のタイルを裏返す必要があるのだ
ろうか」という疑問がこの研究の動機である．
パズルやゲームにはグラフを用いて問題を表現できるものが多くある．オイラーによる「ケーニヒスベルクの７つの橋」の問題や，地図を塗り分ける「４色問題」など有名な問題も
2）多い ．グラフを通してパズルを一般化する研究

3）
，4）

Gr

Br

Br

Gr

Bl

Br

Pk

Ye

Or

Fig.2
Fig.3

も行わ

れている．ボードゲーム「ナインタイル」については，グラフを用いて構造や性質を調べた研究5）がある．タイルを裏返本研究で考える「単純なナインタイルゲーム」は，手元のす枚数や表になる模様の組み合わせについて，場合を尽くし９枚のタイルを何枚か裏返してお題カードと同じ模様組にすて調べた結果が示されている．

ることを目的とする．即ち，３×３の位置は考えず，模様組

本稿では，文献５）で定義されたナインタイルグラフを紹介し，このグラフを詳細に調べることで，タイルを裏返す枚

Fig.3を揃えるゲームとなる．１枚のタイルを裏返すことを１手と数え，手数をできるだけ少なくすることを考える．

数を決定することを目的とする．
２章ではタイルの裏返しのみに着目したゲームを定義す

３．グラフ表現と主定理
本章では，「単純なナインタイルゲーム」をグラフの言葉

る．３章ではグラフを用いてそのゲームを表現し，本稿の主定理を述べる．４，５章では命題を準備し，６章で命題を用で表現し，本稿の主定理を述べる．
頂点ラベルつき無向グラフ（Fig.4（1））をナインタイルグ

いた主定理の証明を行う．

ラフといい，𝑁𝑁 で表す．辺に向きをつけたとき，有向ナイン
２．単純なナインタイルゲーム

タイルグラフといい，𝐷𝐷𝐷𝐷 で表す．有向ナインタイルグラフ
2
1

本稿では，タイルの模様を色名 Gr（緑），Bl（青），Br（茶），Pk（ピンク），Ye（黄），Or（オレンジ）で表す．

Gr
Pk
Gr
Pk
の各頂点には，出次数を表す重みをつけることができる．有1
1
向ナインタイルグラフの例を Fig.4（2）に示す．
Bl

１組９枚のタイルは，表裏に描かれる模様の組み合わせが決まっている．その組み合わせは，Gr-Bl，Bl-Br，Br-Gr，

BrG

Gr-Pk，Bl-Ye，Br-Or，Pk-Ye，Ye-Or，Or-Pk である（Fig.1）．
タイルに番号はなく，表の模様からは裏の模様は分からな

Bl

Br

Gr

Bl

Br

Pk

Ye

Or

Bl

Br

Gr

Pk

Ye

Or

Ye

Or

Pk

N

Br

お題カード１番を Fig.2に示す．

Bl

Ye

2

O
Pkr
Bl

い．一方，お題カードには１番から30番の番号がついている．

Gr

Ye

1

Br
G
3

Ye

O
Pkr
1

Bl
Or

Br

1

DN

3

1

Ye
Or
1

N

DN

(1)

(2)

Fig.4
Fig.4

Fig.1

(1)
(2)
ナインタイルグラフは，１組のタイルを表す．辺はタイル

ナインタイルのプレーヤーは，タイルの位置を「入れ替え」
たり，タイルを「裏返し」て，お題カードと同じ絵柄になるを表し，その両端の頂点ラベルはタイルの表裏に描かれた模
Fig.4
様を表す．

Fig.1
ように並び替える．このうちの「裏返し」操作のみを考える．

６ｃｍ
有向ナインタイルグラフは，１組のタイルを机等に置き，１組のタイルを机等に置くと，表の模様が決まる．例えば

表の模様を決めた状態を表す．有向辺（弧）を矢印で描くと，— 48 —

６ｃｍ

対
対
す
す
る
る
必
必
要
要
最
最
小
小
手
手
数
数
とする．さらにとする．さらにをを��� に
�に

��==���{�(����{�(�
�}をゲ
をゲ
ゲ
ゲ
ー
ー
ム
ム
の
の
必
必
要
要
最
最
小
小
手
手
数
数
� )|�
� )|�
� �∈∈�}とする．
とする．
ナインタイルの必要最小裏返し手数

本稿の主定理を述べる．
本稿の主定理を述べる．
} を wi に対する必要最小手数とする．さらにタイルグラフ

矢印の根元の頂点ラベルはタイルの表，矢印の先の頂点ラベ𝛿𝛿𝛿= 𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚{ 𝛿𝛿（𝑤𝑤𝑖𝑖）|𝑤𝑤𝑖𝑖 ∈ 𝑊𝑊𝑊} をゲームの必要最小手数とする．

ルはタイルの裏の模様を表す．頂点の重みは，その頂点ラベ

本稿の主定理を述べる．

ルの模様が表になるタイルの枚数を表す．

主定理
主定理

模様組は，重みつき（無向）ナインタイルグラフで表すこ

主定理
重みつきナインタイルグラフ�
重みつきナインタイルグラフ��∈∈�に対する必要�に対する必要𝑊𝑊 に対する必要最小手
重みつきナインタイルグラフ 𝑤𝑤𝑖𝑖 �∈とができる．特に，𝑤𝑤𝑖𝑖 をお題カード 𝑖𝑖 番の模様組を表す重みつきナインタイルグラフとし，𝑊𝑊𝑊= { 𝑤𝑤𝑖𝑖 | 𝑖𝑖𝑖= 1，2，3，⋯，30 }とおく（Fig.5）．

数は，以下のように定まる．
最小手数は，以下のように定まる．
最小手数は，以下のように定まる．

「単純なナインタイルゲーム」は，任意の 𝑤𝑤𝑖𝑖 ∈ 𝑊𝑊，および，

77������� �∈∈��
1166������
�(��(�� �∈∈��
22� )� )==��
55������� �∈∈��
33

有向ナインタイルグラフ 𝐷𝐷𝐷𝐷 に対し，𝐷𝐷𝐷𝐷 のいくつかの弧の向きを変えて，頂点の重みが 𝑤𝑤𝑖𝑖 と一致するような有向ナイ

ンタイルグラフ 𝐷𝐷𝐷𝐷' にすることを目的とする．

{�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
}}
但し，�
但し，�
1 1=={�
2121
2222
2323
2424
2525
2626
2828
3030
但し，𝑈𝑈
1 = { 𝑤𝑤21, 𝑤𝑤22, 𝑤𝑤23, 𝑤𝑤24,𝑤𝑤25, 𝑤𝑤26, 𝑤𝑤28, 𝑤𝑤30 }向きを変える弧の最小数 𝛿𝛿（𝑤𝑤𝑖𝑖，𝐷𝐷𝐷𝐷）を wi に対する DN の最小手数と呼び，𝛿𝛿
（𝑤𝑤𝑖𝑖）= 𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚{ 𝛿𝛿（𝑤𝑤𝑖𝑖，𝐷𝐷𝐷𝐷）|𝐷𝐷𝐷𝐷 は有向ナイン
1

1

Gr

Pk
1

1

2

Gr

2

Bl

Pk
1

Ye

𝑈𝑈2 = { 𝑤𝑤1, 𝑤𝑤2, 𝑤𝑤3, 𝑤𝑤4, 𝑤𝑤6, 𝑤𝑤9, 𝑤𝑤12, 𝑤𝑤15, 𝑤𝑤17, 𝑤𝑤18, 𝑤𝑤19, 𝑤𝑤20, 𝑤𝑤27,
{�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,�
,,
��
2 2=={�
1 ,1�
2 ,2�
3 ,3�
4 ,4�
6 ,6�
9 ,9�
1212
1515
1717
1818
1919

1

1

Gr

1

Bl

Pk
2

Ye

2

1

Gr

1

Bl

��
,�
,�
,�
,�
}}
2020
2727
2929
Pk

1

Ye

1

Bl

1

44Gr

Ye

Or

Br

Or

Br

Or

Br

Or

Br

2

2

2

2

2

2

2

2

1

1

2

1

1

2

2

2

2

w1

Gr

Pk
2

w6

1

Or

Br

2

1

Pk
1

1

2

Bl

Br

2

1

Pk
2

Ye

Or

2

2

Bl

Br

2

1

Pk
1

Ye

Or

1

2

Bl

Or

Br

2

1

Pk
2

Ye

Br

Or

Br

Or

Br

Or

Br

1

2

1

2

1

2

1

2

2

1

Gr

Pk
2

1

Bl

w16

1

Br

1

1

Pk
0

2

1

w21

1

Or

Br

2

2

2

Gr

Pk
2

Br

w26

w22

Br

2

0

2

Br

2

2

Br
2

1
2

Or

Br

2

2

0

1

2

w28

Fig.5(2)Fig.5— 49 —

Br2

2 １３ｃｍ

Pk
1

Ye
Or
1

w20

2

2

Gr

Pk
0

Or

Br

2

1

2

Ye
Or
2

w25

2

2

Gr

2

Pk
2

Ye

w29

1

w15

Bl

2

2

1

1

Pk
Bl

Or

Br

1

0

Gr

Ye

Or

Ye

w24

Or

2

Pk
1

1

Ye

Bl

2

Gr

2

Pk

2

2

w19

2

Gr

Ye

Bl

Pk
2

2

Br

1

1

Bl
Or

Or

Ye

2

1

2

2

w23

1

Pk
Bl

Pk

Gr

Ye

w27

w18

0

2

2

2

Gr

Or

2

Gr

Ye

Bl

Pk
Bl

Or

1

2

2

Ye

Br

1

Ye

Gr

2

Bl

Or

0

Bl

Pk

Bl

Pk
2

Ye

Br

w17

Fig.5(1) 2
1

Ye

Gr

2

Bl

0

Or

2

Gr

2

Bl

2

Gr

2

Pk
2

Ye

Br
2

1

Gr

w14

Or

w10

Bl

Or

w13

1

Ye

1

Ye

2

w12

1

Pk

2

Br

w11

2

w5

Gr

1

Bl

Or

Bl

2

Gr

2

Ye

2

Ye

w9

1

Gr

1

Bl

1

Gr

Pk
1

Ye

w8

w4

Gr

1

Bl

1

Gr

Pk
2

Ye

w7

w3

Gr

2

Bl

2

Gr

Pk
1

Ye

Br
1

Gr

2

Bl

w2

2

Pk
Bl

Br

1

49

1

Bl
Or

Br

0

2

Ye
Or

w30

0

１３ｃｍ

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

50
𝑤𝑤29 }

クルを作る．同じ性質を持つ 𝑤𝑤𝑖𝑖 と同型写像が構成できて，

𝑈𝑈3 = { 𝑤𝑤5, 𝑤𝑤7, 𝑤𝑤8, 𝑤𝑤10, 𝑤𝑤11, 𝑤𝑤13, 𝑤𝑤14, 𝑤𝑤16 }𝑤𝑤22は 𝑤𝑤23, 𝑤𝑤24と同型であることがわかる．これらからなる集

合を 𝐵𝐵 とする．

系

𝑤𝑤27（Fig.6（3））は重み２の頂点 Gr, Bl, Pk, Or が３サイ

クル，４サイクルを作らない．同じ性質を持つ 𝑤𝑤𝑖𝑖 と同型写

ゲームの必要最小手数は 𝛿𝛿𝛿= 7 である．

像が構成できて，𝑤𝑤27は 𝑤𝑤29と同型であることがわかる．これ

４．お題カードの分類

本章では，30枚のお題カードの模様組を分類する．
２つの重みつきナインタイルグラフが同型であるとは，隣らからなる集合を 𝐶𝐶 とする．

重み２の頂点を３つ，次に，𝑤𝑤1から 𝑤𝑤20を考える．これらは，

重み１の頂点を３つ持つ．

𝑤𝑤5（Fig.6（4））は重み２の頂点 Pk，Ye，Or が３サイクル

接関係と重みを保つ頂点集合間の一対一写像が存在するときを作る．同じ性質を持つ 𝑤𝑤𝑖𝑖 と同型写像が構成できて，𝑤𝑤5はをいう．この写像を簡単に同型写像と呼ぶ．
命題１

𝑤𝑤16と同型であることがわかる．これらからなる集合を 𝐷𝐷 とする．

重みつきナインタイルグラフの集合 𝑊𝑊𝑊= { 𝑤𝑤𝑖𝑖 | 𝑖𝑖𝑖= 1, 2, 3,⋯, 30 } は，同じ集合の要素は互いに同型で，異なる集合の要素は同型ではないような，次の６つの集合 𝐴𝐴，𝐵𝐵，𝐶𝐶，𝐷𝐷，𝐸𝐸，

𝐹𝐹 に分割される．

𝐴𝐴𝐴= { 𝑤𝑤21, 𝑤𝑤25, 𝑤𝑤26, 𝑤𝑤28, 𝑤𝑤30 },𝐵𝐵𝐵= { 𝑤𝑤22, 𝑤𝑤23, 𝑤𝑤24 },𝑤𝑤1（Fig.6（5））は重み２の頂点 Br，Ye，Or は３サイクルを作らないが，長さ２の道を作る．同じ性質を持つ 𝑤𝑤𝑖𝑖 と同型写像が構成できて，𝑤𝑤1は 𝑤𝑤2，𝑤𝑤3，𝑤𝑤4，𝑤𝑤6，𝑤𝑤9，𝑤𝑤12，𝑤𝑤15，

𝑤𝑤17，𝑤𝑤18，𝑤𝑤19，𝑤𝑤20と同型であることがわかる．これらからなる集合を 𝐸𝐸 とする．

𝑤𝑤7（Fig.6（6））は重み２の頂点 Gr，Ye，Or は３サイクル

𝐶𝐶𝐶= { 𝑤𝑤27, 𝑤𝑤29 },も長さ２の道も作らない．同じ性質を持つ 𝑤𝑤𝑖𝑖 と同型写像が𝐷𝐷𝐷= { 𝑤𝑤5, 𝑤𝑤16 },構成できて，𝑤𝑤7は 𝑤𝑤8，𝑤𝑤10，𝑤𝑤11，𝑤𝑤13，𝑤𝑤14と同型であること

𝐸𝐸𝐸= { 𝑤𝑤1, 𝑤𝑤2, 𝑤𝑤3, 𝑤𝑤4, 𝑤𝑤6, 𝑤𝑤9, 𝑤𝑤12, 𝑤𝑤15, 𝑤𝑤17, 𝑤𝑤18, 𝑤𝑤19, 𝑤𝑤20 },がわかる．これらからなる集合を 𝐹𝐹 とする．

𝐹𝐹𝐹= { 𝑤𝑤7, 𝑤𝑤8, 𝑤𝑤10, 𝑤𝑤11, 𝑤𝑤13, 𝑤𝑤14 }𝑊𝑊 は，𝐴𝐴，𝐵𝐵，𝐶𝐶，𝐷𝐷，𝐸𝐸，𝐹𝐹 に分割され，条件を満たしていることがわかる．

命題１の証明証明には，Fig.6（重み２の頂点に影をつけてある）を用

５．模様組とタイルの置き方いる．

本章では，お題カードの模様組を実現するタイルの置き方を決定する．また，複数の置き方があるとき，それらがどの

1

2

Gr

Pk
0

2

Bl

w21

0

Pk
2

Ye

Br
2

1

Gr

Br

2

2

1

2

Pk

1

1

2

w5

0

1

Pk
1

Or

Br

2

2

(4)

2

w27

命題２

2

w1

2

Bl
Or

Br

2

1

𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤𝑖𝑖）（ 𝑖𝑖𝑖= 21，22，27，5，1，7 ）は次のように定まる．

Pk
1

Ye

𝑤𝑤21∈ 𝐴𝐴，𝑤𝑤22∈ 𝐵𝐵，𝑤𝑤27∈ 𝐶𝐶，𝑤𝑤5∈ 𝐷𝐷，𝑤𝑤1∈ 𝐸𝐸，𝑤𝑤7∈ 𝐹𝐹 について，

1

Gr

2

Bl

合を DN
（w）とする．

(3)

Gr

Ye

Br

2

と 𝑤𝑤 の重みが一致するような有向ナインタイルグラフの集

Ye
Or

(2)

Gr
1

Br

重みつきナインタイルグラフ 𝑤𝑤 に対し，各頂点の出次数

1

Bl
Or

ように「裏返し」操作で移りあうかを明らかにする．

2

Pk
2

Ye

w22

(1)

Bl

2

Bl
Or

2

Gr

(5)

𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤21）= { 𝐴𝐴1，𝐴𝐴2 }（Fig.7（2）），

Ye

𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤22）= { 𝐵𝐵1，𝐵𝐵2 }（Fig.8（2）
），

Or

w7

𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤27）= {𝐶𝐶1，𝐶𝐶2，𝐶𝐶3 }（Fig.9（2）），

2𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤5）= { 𝐷𝐷1，𝐷𝐷2，𝐷𝐷3，𝐷𝐷4 }（Fig.10（2）），(6)

𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤1）= { 𝐸𝐸1，𝐸𝐸2，𝐸𝐸3，𝐸𝐸4，𝐸𝐸5 }（Fig.11（1）
），

Fig.6

Fig.6
𝑤𝑤21から 𝑤𝑤30を考える．
これらは，重み２の頂点を４つ，
まず，重み１の頂点を１つ，重み０の頂点を１つ持つ．

𝑤𝑤21（Fig.6（1））は重み２の頂点 Pk, Ye, Or が３サイクルを作る．同じ性質を持つ 𝑤𝑤𝑖𝑖 と同型写像が構成できて，𝑤𝑤21は

𝑤𝑤25, 𝑤𝑤26, 𝑤𝑤28, 𝑤𝑤30と同型であることがわかる．これらからな

𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤7）= { 𝐹𝐹1，𝐹𝐹2，𝐹𝐹3，𝐹𝐹4，𝐹𝐹5，𝐹𝐹6 }（Fig12（1））
６ｃｍ

命題２の証明

まず，次の補題を用意する．この補題は，ナインタイルグ
ラフの頂点の次数が３であることを用いて示すことができる．

る集合を 𝐴𝐴 とする．

𝑤𝑤22（Fig.6（2））は重み２の頂点 Bl, Br, Ye, Or が４サイ

— 50 —

ナインタイルの必要最小裏返し手数

補題３
𝑤𝑤 を 重 み つ き ナ イ ン タ イ ル グ ラ フ と す る． こ の と き，

𝐷𝐷𝐷𝐷1，𝐷𝐷𝐷𝐷2∈ 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤）の向きの異なる弧が導入する部分グラ

フは，１成分の有向 𝑘𝑘 サイクル（ 𝑘𝑘𝑘= 3，4，5，6），または，２成分の有向３サイクルである．

最初に 𝑤𝑤21∈ 𝐴𝐴 について考える．Fig.7（1）は，向きが決定する弧を実線矢印で，残りの辺を点線で描いた図である．
Fig.7（2）は３サイクルを作る点線の辺に，𝐴𝐴1は時計回りに，

51

𝑤𝑤27∈ 𝐶𝐶 について考える．Fig.9（1）は，向きが決定する弧を実線矢印で，残りの辺を点線で描いた図である．Fig.9（2）の 𝐶𝐶1，𝐶𝐶2，𝐶𝐶3は，点線の辺に向きをつけた有向ナインタイル

グラフで，いずれの出次数も 𝑤𝑤27の重みに一致する．これらは Fig.9（3）のように，有向３サイクル，４サイクル，５サ
イクルの向き変更で移りあう．
他に有向サイクルはないため，
補題３より 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤27）= { 𝐶𝐶1，𝐶𝐶2，𝐶𝐶3 } である．
2に移りあうことを表すグラフである．辺はサイクルの向きの反転を，辺のラベルはそのサイクルの長さを表す．
1

1

2

Gr

Pk
0

Bl
Br
2

A1

1

Br

2

2

A1

Or

2

(1)

2

Pk
1

C1

Ye

5

Or

4

2

C3

C2

C3

3

(2)

(3)

𝑤𝑤5∈ 𝐷𝐷 について考える．左右の３サイクルを結ぶ３本のA2辺に左から右へ向きを付けると，𝑤𝑤5の重みと出次数を一致させることができない．そのため，Fig.10（1）の実線の弧は(2)

向きが決定する．Fig.10（2）の 𝐷𝐷1，𝐷𝐷2，𝐷𝐷3，𝐷𝐷4は，点線の

(3)

Fig.7
Fig.7

𝑤𝑤22∈ 𝐵𝐵 について考える．Fig.8（1）は，向きが決定する弧を実線矢印で，残りの辺を点線で描いた図である．Fig.8（2）の 𝐵𝐵1，𝐵𝐵2は，点線の辺に向きをつけた有向ナインタイルグ

ラフで，いずれの出次数も 𝑤𝑤22の重みに一致する．これらはFig.8（3）のように，有向４サイクルの向き変更で移りあう．
他に有向サイクルはないため，補題３より 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤22）= { 𝐵𝐵1，
𝐵𝐵2 } である．
1

0

Gr

1

Pk
2

Br

B1

𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤5）= { 𝐷𝐷1，𝐷𝐷2，𝐷𝐷3，𝐷𝐷4 } である．

Ye

Br

Or

2

２

2

2

D1

2

4

Or

Br

2

1

2

1

D3

D2

2

1

1

Or

Br

2

1

Pk

(2)

６ｃｍ

— 51 —

D2
3

3
(3)

Fig.10
(3)

3

3
D3

B2

Fig.8
Fig.8

D1

2

Fig.10

(2)

2

(1)

Ye
Or

Ye
Or

2

D4

2

Bl

2

Bl
Br

2

Pk

2

1

Or

1

Gr

Ye

Gr

Ye

Br

B1

1

2

Bl

2

Pk
Bl

Pk
1

1

1

Gr

Ye

Gr

(1)

Or

B2

1

Bl

1

Ye

Br

2

Pk

Br

2

Bl

1

Gr

1

Or

Pk
2

変更で移りあう．他に有向サイクルはないため，補題３より

２

Bl

0

Gr

有向３サイクルの向き変更で移りあう．𝐷𝐷1と 𝐷𝐷4，𝐷𝐷2と 𝐷𝐷3は直接辺で結ばれていないが，２成分の有向３サイクルの向き

Pk
２

Ye

辺に向きをつけた有向ナインタイルグラフで，いずれの出
６ｃｍ（3）のように，次数も 𝑤𝑤5の重みに一致する．これらは Fig.10

0

Gr

2

Bl

2

0

Or

Fig.9Fig.9

3

2

A2

1

Br

2

2

Ye

Br

2

Or

1

Ye

2

Bl

2

0

Bl

(1)

Pk
0

C2

Br

2

2

Or

2

Gr

0

Or

Gr

Ye

Br

2

Bl

2

1

Bl

Ye

C1

Pk
2

2

Bl
Or

Gr

Pk
0

Ye

2

2

Gr

2

2

Pk

Ye

Br
0

2

Gr

1

Bl

はないため，補題３より 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤21）= { 𝐴𝐴1，𝐴𝐴2 } である．

2

Pk
2

いずれの出次数も 𝑤𝑤21の重みに一致する．他に有向サイクル

Fig.7（3）は，𝐴𝐴1，𝐴𝐴2が有向３サイクルの向き変更で互い

2Gr

𝐴𝐴2は反時計回りに向きをつけた有向ナインタイルグラフで，D4

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

52

𝑤𝑤1∈ 𝐸𝐸 について考える．この場合は，向きが決定する辺

これらは Fig.12（2）のように，有向サイクルの向き変更でグラフ 𝐸𝐸1となる．そこから 𝐸𝐸2，𝐸𝐸3，𝐸𝐸4，𝐸𝐸5が得られ（𝐸𝐸1とイクルはないため，補題３より 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤7）= { 𝐹𝐹1，𝐹𝐹2，𝐹𝐹3，𝐹𝐹4，はない．まず，左側の３サイクルに時計回りに向きをつけると，他の辺の向きが決定し，Fig.11（1）の有向ナインタイル

移りあう．𝐹𝐹2と 𝐹𝐹5，𝐹𝐹3と 𝐹𝐹6は直接辺で結ばれていないが，２成分の有向３サイクルの向き変更で移りあう．他に有向サ

向きが異なる弧を点線で表す），いずれの出次数も 𝑤𝑤1の重み

𝐹𝐹5，𝐹𝐹6 } である．

３より 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤1）= { 𝐸𝐸1，𝐸𝐸2，𝐸𝐸3，𝐸𝐸4，𝐸𝐸5 } である．

６．タイルの裏返し手数―主定理の証明に一致する．これらは Fig.11（2）のように，有向サイクルの向き変更で移りあう．他に有向サイクルはないため，補題

Gr
1

E1

1

Pk
1

2
Gr

1

Or

Br

2

2

1

1

Bl

E4

2

Or

Br

2

2

𝛿𝛿（𝑤𝑤𝑖𝑖）= 𝛿𝛿（𝑤𝑤𝑗𝑗）が成立する．

5

4

E3

重みつきナインタイルグラフ 𝑤𝑤𝑖𝑖，𝑤𝑤𝑗𝑗 ∈ 𝑊𝑊 が同型ならば，

E5

5 3

5

1

補題４

5

4
4

2

Bl

6

E2

Pk
1

E1

3
Or

Gr

Ye

Br

2

Ye

E3

2

タイルグラフの同型写像を用いて示すことができる．

1

Pk
Bl

Pk
1

2

1

Gr

2

E2

1

次に補題を準備する．この補題は，２つの重みつきナイン

2

Ye

Br

する．
Or

2

Bl

𝐷𝐷𝐷𝐷，𝐷𝐷𝐷𝐷′に対し，向きの異なる弧の数を d（DN，DN ′
）と

2

Ye

Br
1

まず，記号を準備する．２つの有向ナインタイルグラフ

Pk
Bl

Gr

本章では，主定理の証明を行う．

1

1

E4

𝑤𝑤22∈ 𝐵𝐵，𝑤𝑤27∈ 𝐶𝐶，
𝑤𝑤5∈ 𝐷𝐷，
命題１および補題４より，𝑤𝑤21∈ 𝐴𝐴，

𝑤𝑤1∈ 𝐸𝐸，𝑤𝑤7∈ 𝐹𝐹 に対する必要最小手数を考えればよい．

Ye

最初に 𝑤𝑤21∈ 𝐴𝐴 について考える．まず，任意の有向ナイン

Or
2

E5

(1)

タイルグラフ 𝐷𝐷𝐷𝐷 に対し 𝛿𝛿（𝑤𝑤21，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 7 であることを示す．
命 題 ２ よ り，𝐷𝐷𝐷𝐷 の 弧 の 向 き を 変 え て 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤21）= { 𝐴𝐴1，𝐴𝐴2 }

(2)

６ｃｍ
（Fig.7（2））の要素のどちらかに一致させればよい．９本のFig.11
Fig.11

弧のうち，６本の実線の弧は向きが決定しているので，𝐷𝐷𝐷𝐷

最後に 𝑤𝑤7∈ 𝐹𝐹 について考える．この場合も，向きが決定の弧もこれに揃える必要がある．３本の点線の弧は３サイクをつけると，他の辺の向きが決定し，Fig.12（1）の有向ナイ

ルを作っていて，𝐴𝐴1では時計回り，𝐴𝐴2では反時計回りの有向ンタイルグラフ 𝐹𝐹1となる．

１本の弧の向きを変えれば良い．従って，𝛿𝛿（𝑤𝑤21，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 7 でする辺はない．まず，Br から Or へ向かうように辺に向きそこから 𝐹𝐹2，𝐹𝐹3，𝐹𝐹4，𝐹𝐹5，𝐹𝐹6が得られ（𝐹𝐹1と向きが異なる

弧を点線で表す），いずれの出次数も 𝑤𝑤7の重みに一致する．
2

Gr

Pk
1

1

F1

2

Or

Br

2

1

1

2

Bl

Ye

Br
1

F3

2

Gr

Bl
Or

Br

2

1

1

2

Pk
1

F5

2
1

Pk
2

Bl
Or

Br

2

1

F2
Or

F4
1

Ye

Br

Ye

Gr

2

Bl

2

5

3
F3

F1

4

3
5

6

4

F4

Ye

2

(1)

(2)

Fig.12
Fig.125
6

3の要素のどちらかに一致させればよい．９本の弧のうち，５本の実線の弧は向きが決定しているので，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧もこれに

F6
3

5
4

F5

揃える必要がある．４本の点線の弧は４サイクルを作っていて，𝐵𝐵1では時計回り，𝐵𝐵2では反時計回りの有向サイクルになっている．𝐷𝐷𝐷𝐷 をどちらかに揃えるには，高々２本の弧の向きを変えれば良い．従って，𝛿𝛿（𝑤𝑤22，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 7 である．

次 に，𝛿𝛿（𝑤𝑤22，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐵𝐵）= 7 と な る 有 向 ナ イ ン タ イ ル 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐵𝐵 をOr

F6められるため，𝛿𝛿（𝑤𝑤21，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐴𝐴）= 7 であることがわかる．従って，

より，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧の向きを変えて 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤22）= { 𝐵𝐵1，𝐵𝐵2 }（Fig.8（2）
）

1

Pk
1

（𝐴𝐴2，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐴𝐴）= 8 が確か
Fig.13に示す．𝑑𝑑（𝐴𝐴1，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐴𝐴）= 7 および 𝑑𝑑

グラフ 𝐷𝐷𝐷𝐷 に対し 𝛿𝛿（𝑤𝑤22，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 7 であることを示す．命題２

2Gr

次 に，𝛿𝛿（𝑤𝑤21，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐴𝐴）= 7 と な る 有 向 ナ イ ン タ イ ル 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐴𝐴 を

𝑤𝑤22∈ 𝐵𝐵 について考える．まず，任意の有向ナインタイル

Or

2

Pk

Ye

F2

ある．

𝛿𝛿（𝑤𝑤21）= 7 が示された．

2

Bl

1

Gr

Pk
1

Ye

Br

1

Gr

2

Bl

1

2

1

サイクルになっている．𝐷𝐷𝐷𝐷 をどちらかに揃えるには，高々（ 𝑖𝑖 = 1，2 ）が確かめられるため，
Fig.13に示す．𝑑𝑑（𝐵𝐵𝑖𝑖，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐵𝐵）= 7

𝛿𝛿（𝑤𝑤22，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐵𝐵）= 7 であることがわかる．従って，𝛿𝛿（𝑤𝑤22）
=7が
示された．

— 52 —

６ｃｍ
𝑤𝑤27∈ 𝐶𝐶 について考える．まず，任意の有向ナインタイル

ナインタイルの必要最小裏返し手数

グラフ 𝐷𝐷𝐷𝐷 に対し 𝛿𝛿（𝑤𝑤27，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 6 であることを示す．命題２

53

𝐹𝐹3，𝐹𝐹4，𝐹𝐹5，𝐹𝐹6 }（Fig.12（1））の要素のいずれかに一致させ

𝐶𝐶2，𝐶𝐶3 （Fig.9}
より，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧の向きを変えて 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤27）= { 𝐶𝐶1，（2））

ればよい．ここで有向３サイクルの向き変更で移りあう 𝐹𝐹2，

向きを変えて 𝐶𝐶1と 𝐶𝐶2のどちらかに一致させることを考える．

左右の３サイクルを結ぶ３本の弧は 𝐹𝐹2，𝐹𝐹3，𝐹𝐹5，𝐹𝐹6で同じ向りの５サイクルは，𝐶𝐶1では時計回り，𝐶𝐶2では反時計回りの有

時計回りの有向サイクルになっている．𝐷𝐷𝐷𝐷 をいずれかに揃向サイクルになっている．𝐷𝐷𝐷𝐷 をどちらかに揃えるには，
高々

えるには，成分ごとに高々１本の弧の向きを変えれば良い．

２本の弧の向きを変えれば良い．従って，𝛿𝛿（𝑤𝑤27，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 6で従って，𝛿𝛿（𝑤𝑤7，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 5 である．

の要素のいずれかに一致させればよい．ここで有向５サイクルの向き変更で移りあう 𝐶𝐶1と 𝐶𝐶2のみに注目し，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧の
９本の弧のうち，５サイクルの弧を除く４本の弧は 𝐶𝐶1，𝐶𝐶2

で同じ向きなので，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧もこれに揃える必要がある．残ある．

次 に，𝛿𝛿
（𝑤𝑤27，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐶𝐶）= 6 と な る 有 向 ナ イ ン タ イ ル 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐶𝐶 を

Fig.13に示す．𝑑𝑑（𝐶𝐶𝑖𝑖，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐶𝐶）= 7（ 𝑖𝑖 = 1，3）および 𝑑𝑑（𝐶𝐶2，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐶𝐶）= 6 が確かめられるため，𝛿𝛿
（𝑤𝑤27，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐶𝐶）= 6 であることがわかる．従って，𝛿𝛿
（𝑤𝑤27）= 6 が示された．

𝐹𝐹3，𝐹𝐹5，𝐹𝐹6のみに注目し，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧の向きを変えて４つのう

ちのいずれかに一致させることを考える．９本の弧のうち，きなので，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧もこれに揃える必要がある．残りの２成分の３サイクルは，𝐹𝐹2，𝐹𝐹3，𝐹𝐹5，𝐹𝐹6では時計回り，又は，反次 に，𝛿𝛿（𝑤𝑤7，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐹𝐹）= 5 と な る 有 向 ナ イ ン タ イ ル 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐹𝐹 を（ 𝑖𝑖 = 1，2，4，5），𝑑𝑑（𝐹𝐹3，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐹𝐹）
Fig.13に 示 す．𝑑𝑑
（𝐹𝐹𝑖𝑖，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐹𝐹）= 6= 5 および 𝑑𝑑（𝐹𝐹6，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐹𝐹）= 7 が確かめられるため，𝛿𝛿（𝑤𝑤7，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐹𝐹）= 5 であることがわかる．従って，𝛿𝛿（𝑤𝑤7）= 5 が示された．

𝑈𝑈1=𝐴𝐴 ∪ 𝐵𝐵，𝑈𝑈2=𝐶𝐶 ∪ 𝐸𝐸，𝑈𝑈3=𝐷𝐷 ∪ 𝐹𝐹 より主定理が証明された．

𝑤𝑤5∈ 𝐷𝐷 について考える．まず，任意の有向ナインタイル

グラフ 𝐷𝐷𝐷𝐷 に対し 𝛿𝛿（𝑤𝑤5，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 5 であることを示す．命題２

2

Pk
3

（Fig.10（2））の要素のいずれかに一致させればよい．９本のBl弧のうち，３本の実線の弧は向きが決定しているので，𝐷𝐷𝐷𝐷

1

1

DNA

2

３サイクルを作っていて，𝐷𝐷1，𝐷𝐷2，𝐷𝐷3，𝐷𝐷4では時計回り，又は，Gr

反時計回りの有向サイクルになっている．𝐷𝐷𝐷𝐷 をいずれかに

0

従って，𝛿𝛿
（𝑤𝑤5，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 5 である．

次 に，𝛿𝛿
（𝑤𝑤5，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷）= 5 と な る 有 向 ナ イ ン タ イ ル 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 を

Fig.13に 示 す．𝑑𝑑
（𝐷𝐷𝑖𝑖，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷）= 6（ 𝑖𝑖 = 1，4），𝑑𝑑（𝐷𝐷2，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷）= 5 お

0

3

2

2

0

Pk

0

1

Ye
Or
2

DND

3

Gr

1

Pk
3

Ye

DNE

0
Pk

1

Br

1

Or

DNB

Bl

1

DNC

2

Ye

Gr

3

Br

グラフ 𝐷𝐷𝐷𝐷 に対し，𝛿𝛿（𝑤𝑤1，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 6 であることを示す．命題

2

Or

2

𝑤𝑤1∈ 𝐸𝐸 について考える．まず，任意の有向ナインタイル

Br

2

3

Bl

あることがわかる．従って，𝛿𝛿
（𝑤𝑤5）= 5 が示された．

Or

Ye

Gr

= 7 が確かめられるため，𝛿𝛿
（𝑤𝑤5，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷）= 5 でよび 𝑑𝑑（𝐷𝐷3，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷）

0

Br
3

3

Pk
Bl

Pk
Bl

揃えるには，成分ごとに高々１本の弧の向きを変えれば良い．

2

Gr

Ye

Br

の弧もこれに揃える必要がある．６本の点線の弧は２成分の２より，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧の向きを変えて 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤1）= { 𝐸𝐸1，𝐸𝐸2，𝐸𝐸3，𝐸𝐸4，

0

Gr

より，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧の向きを変えて 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤5）= { 𝐷𝐷1，𝐷𝐷2，𝐷𝐷3，𝐷𝐷4 }

Bl
Or

Br

0

2

1

Ye
Or

DNF

0

Fig.13

Fig.13𝐸𝐸5 }（Fig.11（1））の要素のいずれかに一致させればよい．こ

こで有向６サイクルの向き変更で移りあう 𝐸𝐸1と 𝐸𝐸3のみに注７．まとめせることを考える．９本の弧のうち，６サイクルの弧を除く

インタイルグラフを定義した．お題カードを表す重みつきナ

３本の弧は 𝐸𝐸1，𝐸𝐸3で同じ向きなので，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧もこれに揃え

インタイルグラフ 𝑤𝑤𝑖𝑖 ∈ 𝑊𝑊 に対し，必要最小手数 𝛿𝛿（𝑤𝑤𝑖𝑖）をかに揃えるには，高々３本の弧の向きを変えれば良い．従っか」を決定したことに対応する．

目し，𝐷𝐷𝐷𝐷 の弧の向きを変えて 𝐸𝐸1と 𝐸𝐸3のどちらかに一致さる必要がある．残りの６サイクルは，𝐸𝐸3では時計回り，𝐸𝐸1では反時計回りの有向サイクルになっている．𝐷𝐷𝐷𝐷 をどちらら模様組を揃える「単純なナインタイルゲーム」を考え，ナ決定した．これは，
ナインタイルの「裏返し」操作に着目し，お題カードに対して「最低何枚のタイルを裏返す必要がある≤ 6 である．
て，𝛿𝛿
（𝑤𝑤1，𝐷𝐷𝐷𝐷）

れ替え」操作が今後の研究課題である．また，他のパズルや

𝐷𝐷𝐷𝐷𝐸𝐸）=7（ 𝑖𝑖 = 2，5）が確かめられるため，𝛿𝛿
（𝑤𝑤1，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐸𝐸）= 6 であることがわかる．従って，𝛿𝛿（𝑤𝑤1）= 6 が示された．

注意

タイルグラフ 𝐷𝐷𝐷𝐷 に対し 𝛿𝛿（𝑤𝑤7，𝐷𝐷𝐷𝐷）≤ 5 であることを示す．

の値について，文献５）の値を本稿で訂正する．

本研究では，「裏返し」操作のみを考えたが，タイルの「入次 に，𝛿𝛿
（𝑤𝑤1，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐸𝐸）= 6 と な る 有 向 ナ イ ン タ イ ル 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐸𝐸 を（𝐸𝐸𝑖𝑖，
Fig.13に 示 す．𝑑𝑑
（𝐸𝐸𝑖𝑖，𝐷𝐷𝐷𝐷𝐸𝐸）= 6（ 𝑖𝑖 = 1，3，4） お よ び 𝑑𝑑
最後に 𝑤𝑤7∈ 𝐹𝐹 について考える．まず，任意の有向ナイン

命 題 ２ よ り，𝐷𝐷𝐷𝐷 の 弧 の 向 き を 変 え て 𝐷𝐷𝐷𝐷（𝑤𝑤7）= { 𝐹𝐹1，𝐹𝐹2，

ゲームについても，グラフを通して性質を解明したい．

𝐸𝐸 に属する 𝑤𝑤𝑖𝑖 に対する必要最小手数 𝛿𝛿（𝑤𝑤𝑖𝑖）
命題１の集合 𝐷𝐷，

参考文献— 53 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

54

１）ナインタイル：https://oinkgames.com/ja/games/analog/
nine-tiles
2） マーセル・ダネージ：世界でもっとも美しい10の数学パズル，pp97-pp121，pp123-pp148，青土社，（2006）．
３）岡本吉央：グラフを通したパズル・ゲームの一般化，オ
ペレーションズ・リサーチ，pp161-166，（2013.3）．
４）伊藤大雄：パズル・ゲームで楽しむ数学−娯楽数学の世
界，森北出版株式会社，（2010）．
５）槙本直哉：ナインタイルのグラフを用いた考察，関東学院大学理工学部理工学科情報学系卒業論文，（2021.3）．

— 54 —

研究論文
55

アラミド繊維ロープのリラクセーション試験
出 雲 淳 一 ** *グエン・ズィ・フォン ***関 島 謙 蔵 ***Relaxation Test of Aramid Fiber Ropeby

Junichi IZUMO
Nguyen Duy PHONG
Kenzo SEKIJIMA
要

旨
アラミド繊維で製造された高性能連続繊維ロープは，鉄筋に比べて強度が高く，軽量で腐食しない性質を有している．また，可搬性に優れ，可撓性があるために，構造物に巻付けるのが容易で，施工も簡便になることから，既設構造物に適用できることが期待される．
アラミド繊維ロープを PC 鋼材の代替えとして利用する際に必要な力学的特性としてリラクセーションが挙げられるが，アラ
ミド繊維ロープのリラクセーションを明らかにした実験データはないのが現状である . 本研究では PC 鋼材の代替えとしてのアラミド繊維ロープのリラクセーション試験を行い，その特性を明らかにした．本研究からは，
１）アラミド繊維ロープのリラクセー
ションにおいて，PC グラウト材の有無はあまり影響していなかった．２）アラミド繊維ロープのリラクセーションは，試験開始から72時間で試験終了時までの約70% 近くが終了する．３）アラミド繊維ロープのリラクセーション率は，PC グラウトがある場合4100時間で18％，PC グラウトを注入しない場合は15％となった．

キーワード：アラミド繊維ロープ，リラクセーション，緊張，補強，PCグラウト

Abstract
Aramid Fiber Rope (AFR) is characterized by a lightweight, a high tensile strength and an excellent durability compared with reinforcing steel
bar. It has also a good transportability, and it is flexible to be easily arranged at a construction site. It is expected to be used for the reinforcementof existing concrete structures.
When AFR is used as a substitution of prestressing steel, the mechanical characteristics such as relaxation is necessary to prestressed concrete
design. But there is no experimental data that clarified the relaxation of AFR. In this paper, the relaxation prpperty of AFR is invastigated throughthe tset and assessd.
The relaxtation test of AFR is conducted with the newly developed test device for about 6 months.
From the experiments, the following things are clarified.
1) PC grout did not affect the relaxation property of AFR compared from the test result of PC grout not injected.
2) Nearly 70% of the total relaxation was completed within 72 hours of the start of the experiment.
3) The relaxation rate was 18% during 4100 hoours in the case of PC grout injected. While the relaxation rate was 15% in the case of no PC
grout injected.
Key Words: Aranid Fibr Rope, Relaxation, Tentioning, Reinfrcing, PC grout* 理工学部 ** ヴェトナム交通省 *** 工学総合研究所

2021 年 12 月 6 日受理— 55 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

56
１．はじめにトに固定して，緊張定着した後の応力の経時変化を測定する

連続繊維を用いた既往の補強材としては，樹脂で固めて棒ことが行われたり，連続繊維補強材のための特殊な試験装置1）状や格子状に成形した連続繊維補強材や連続繊維シートなど

により行われたりしているが，今回の試験ではアラミド繊維がある．連続繊維補強材は，鉄筋や PC 鋼材の代替品としてロープを RC 部材の両端で緊張固定して，緊張力の経時変化

1980年代から官・学・産の協力体制で研究が進められ，世を測定することにより，リラクセーションを求めることにし界に先駆けて我が国で実用化されており，土木学会や日本建た．これは，リラクセーション試験後にアラミド繊維ロープ

築学会からは設計・施工指針が刊行されている

1）
，2）
，3）

．

のリラクセーションを考慮した曲げ載荷試験を行うためである．リラクセーション試験装置の概要を Fig.1に示している．

一方，連続繊維ロープは高性能連続繊維を加工し，表面の寸法が150mm ×150mm ×1500mm のコンクリート製棒部材

みウレタン樹脂で被覆したロープ状のコンクリート用補強材を製作してその図心軸にアラミド繊維ロープを緊張する．片である．連続繊維補強材と同じく，軽量で引張強度が高く，方の端部にはロードセルを介してロープを定着して，緊張力

耐久性に優れ，腐食しない特長を有するとともに，連続繊維の経時変化を約６ヶ月間（4100時間）計測する．

補強材に比べて，柔軟性があり曲げ易いために，ドラムに巻き付けて搬送でき，長尺のものを使用でき，現場作業で樹脂

アラミド繊維ロープを定着するためのコンクリート製棒
部材の配筋図を Fig.2に示している．組立て用鉄筋として，で硬化させて使用する必要もない．
この連続繊維ロープを PC 鋼材の代替えとして利用する際

D10を軸方向および横方向に配置し，図心にはアラミド繊維に必要な力学的特性としてリラクセーションが挙げられる

ロープを挿入するためのシースを配置した．また，図心に配が，連続繊維ロープ自体のリラクセーションを測定した事例

置した軸方向筋のスパン中央部には，ひずみゲージを貼付けはない．そこで，今回 PC 鋼材の代替えとしての考えられる

た．これは，リラクセーション時の試験部材の経時変化を観アラミド繊維ロープに着目してリラクセーション試験を行察するためのものである．
鉄筋の降伏点強度は，406N/mm2であった．また，コンク

い，その特徴を明らかにすることを研究の目的としている．

リートは，呼び強度30のレディーミクストコンクリートを用
２．実験方法いた．コンクリート打設後約３月間気中養生を行った．リラ

２．１

クセーション試験時のコンクリートの圧縮強度は，39.8N/

定着用コンクリート部材

鋼材のリラクセーション試験では，試験材の緊張区間を一mm2であった．

定にして引張力を与え，引張力の経時変化を測定することが行われる．一般のリラクセーション試験では，試験材をアバッ

Unit mmFig. 1 Outline of relaxation test specimen

Unit mmFig.1 Outline of relaxation test specimen

Fig. 1 Outline of relaxation test specimen

Unit mmFig.2 Reinforcing bar arrangement of concrete beam

Fig. 2 Reinforcing bar arrangement of concrete beam
— 56 —

Fig. 2 Reinforcing bar arrangement of concrete beam

Unit mmアラミド繊維ロープのリラクセーション試験

２．２

試験体

た．その機械的性質は，引張強さ370N/mm 以上，降伏点は（１）試験体の概要

215N/mm2以上である．また，鋼管の外径は23.85mm，厚さは4.8mm である．鋼管の全長は250mm であり，予めねじ加
Unit mm

リラクセーション試験に用いるアラミド繊維ロープ試験工がなされている．鋼製スリーブの外観を Fig.5に示す．

体の概要を Fig.3に示している．全長は2100mm で，両端部250mm の区間は予め低粘性エポキシ樹脂を浸透して硬化さFig. 1 Outline of relaxation test specimen（４）エポキシ樹脂

せた後，長さ250mm のねじ加工した鋼製スリーブを挿入し，鋼製スリーブ部分に配置するロープ部分では，繊維がバラ

左右の鋼管に膨張性材料を充填することによりアラミド繊維

バラになるのを防ぐために，予めエポキシ樹脂を含浸させてロープを定着している．

ロープを固化させる．
（Fig.6参照）今回用いたエポキシ樹脂（２）アラミド繊維ロープ

は，２液常温硬化型で，超低粘度の性質を有している．使用

リラクセーション試験に用いたアラミド繊維ロープの外観したエポキシ樹脂の特性を Table2に示している．アラミド

を Fig.4にを示している．ロープはアラミド繊維の束３つをロープの固化に超低粘度のエポキシ樹脂を用いたのは，エポ4）

撚って製作されている．また，既往の研究 から得られていキシ樹脂が細かい繊維間にむら無く浸透して，繊維同士が均るアラミド繊維ロープの力学的特性を Table1に示している．

一に固化させることを考慮したためである．アラミド繊維

アラミド繊維ロープの破断強度は，2414N/mm2で，荷重にロープの両端から250mm の部分をエポキシ樹脂液の中に含換算すると27.8kN である．

浸させ，その後エポキシ樹脂が接着しない透明な離型フィル

Unit mm

ムの上でアラミド繊維ロープが直線状になるように両端を固（３）ロープ定着用鋼製スリーブ

定した状態で24時間アラミド繊維ロープを養生して硬化さFig. 2 Reinforcing bar arrangement of concrete beam

試験体を緊張定着するためのスリーブには，JIS G 3455

せた．

に規定されている高圧配管用炭素鋼鋼管の STS370を使用しFig. 4 Aramid fiber rope

Table 1 Property of Aramid fiber rope
Diameter(mm)

Cross section(mm2)

Unit mass(g/m)

Young’s modulus(kN/mm2)

6

11.5

16

45.7

Load capacity(kN)

Unit mm 27.8

Fig.3 Test specimen of Aramid Fiber RopeFig. 3 Test specimen of Aramid fiber rope

Fig.5
Steal sleeve
Fig.
5 StealsleeveFig.4
Aramid Fiber
Fig.
4 AramidfiberRoperope

1 Property of Aramid
fiber rope
Diameter

eter
m)

57
2

（mm)

Table1

Property of Aramid Fiber Rope

Cross section（mm2） Unit mass（g/m）

Young’s modulus（kN/mm2）

Load capacity（kN）

Tensile strength（N/mm2）

27.8

2414

Cross section(mm2)

6Unit mass(g/m)

11.5 modulus
Young’s(kN/mm2)

16capacity
Load
(kN)

45.7
Tensilestrength(N/mm2)

11.5

16

45.7

27.8

2414

— 57 —

Tensile(N2

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

58（５）PC グラウト材料（４）膨張性材料
アラミド繊維ロープをスリーブ内で定着するために，ロー

今回のリラクセーション試験では，アラミド繊維ロープ自プをスリーブの図心軸に一致させながら挿入した後，膨張性体のリラクセーションと PC グラウトがシース内に充填され材料でスリーブ内の空隙を充填する．この材料は，静的破砕

た状態でのロープのリラクセーションを調べることにした．

剤として利用され，メーカー仕様では72時間後に60N/mm

22の膨張圧が発生し，最終的な膨張圧は100N/mm にも達する能力を有している．

PC グラウトには，PC グラウトの設計施工指針5） において分類されるプレミックス材料で，超低粘性タイプのグラウト
Fig. を用いた．
6 Impregnatation of the Aramid fiber rope with Epxy resin（５）リラクセーション用試験体の製作

３．リラクセーション試験
Table 2 Epoxy resin properties
３．
１ 試験体の緊張定着部

リラクセーション用試験体の製作は以下の手順で行った．
アラミド繊維ロープの両端から250mm の部分にエポキシ樹
脂を含侵した後，アラミド繊維ロープが直線状になるように両端を固定した状態で24時間養生した．その後，アラミ
ド繊維ロープのエポキシ樹脂をを含侵した部分を鋼管に挿入
し，ガムテープを巻付けて定着用膨張材が漏れないように油粘土で隙間を埋めた．膨膨張材の練混ぜは，膨張材の質量比が27.5% の練混ぜ水を膨張材に加えて，練混ぜ用棒を使って手で静かに練混ぜを行った．その後，鉛直に固定した鋼管の端部から定着用膨張材を流込みながら充填して，アラミド
ロープと鋼管の一体化を図った．（Fig.8参照）定着用膨張材

試験体の緊張は片引きで行うことにした．リラクセーショ
E205
Name
ン用試験体を RC 部材に挿入し，片方の端部には120mm ×
Main ingredient Hardening Agent
120mm ×25mm の定着板を介してスリーブをナットでねじ止
Main component
Epoxy resin
Alicyclic Polymianめする．（Fig.9 参照）もう片方のロープ緊張端部には，定Mixed material
Transparent light yellow
着板とセンターホール型のロードセルを介してねじ止めし，apperance
更にスリーブ端部をカプラーを介してセンターホールジャッ
Main ingredient : Hardening Agent = 3 : 1
Mixキと接続する．
propotion （Fig.10 参照）センターホールジャッキの定(weight ratio)
格荷重は350kN，最大ストローク長は200mmを用いた．リoC)
Mixedviscosity
100 ± 50 mPa.s (20
ラクセーション試験期間中，ロードセルを介してロープの緊
Pot life
40 ± 10 minutes (20oC, 500g)
張力の経時変化を一定間隔で測定し，データーロガーに保存

を鋼管に充填後，５日間養生した．その後，供試体を木製合した．

板型から取り出し，ネジの隙間についている膨張材をブラシなどで取り除いた．

Fig.Fig.7
7 Instalation
ofofAramidrope totothe
thesteelsteelsleeveInstalation
Aramid fiber
Fiber RopesleeveFig.6 Impregnatation
the Aramid
Aramid Fiber
Roperopewith EpxyFig. 6 Impregnatationof ofthefiber
withResin
Epxy resin
Table2Name

Epoxy Resin properties

Table 2 Epoxy resin E205
properties
Main ingredient

Main component

Hardening Agent

Epoxy resinE205 Alicyclic Polymian

Name Mixed material
Main ingredientTransparentHardening
light yellow Agentapperance

Main component

propotion
Mixed Mixmaterial
apperance
Mixed viscosity
Pot life

Mix propotion

Mixed viscosity
Pot life

Epoxy resin

Alicyclic Polymian

Main ingredient : Hardening Agent =3：1（weight ratio）

Transparent light yellow

100 ± 50 mPa.s（20℃）

Curingof testspecimen
expansion
agent
injected
Main ingredient: Hardening
Agent = 3 : 1Fig.8
40 ± 10 minutes（20℃, 500g）
Fig.8
Curingof testspecimenafter
after expansion
agent
injected(weight ratio)

100 ± 50 mPa.s (20oC)
40 ± 10 minutes (20oC, 500g)— 58 —

アラミド繊維ロープのリラクセーション試験

59

20.0℃であり，気中養生した材齢1週のグラウトの圧縮強度
３．２緊張作業および PC グラウト注入作業

は，80.8 N/mm2であった．グラウトの注入はロープを引留

手動で油圧ジャッキを操作し，ロードセルにより測定されめている定着版からチューブを通してグラウトを流込み，反る荷重を確認しながら，連続繊維ロープに引張を与える．ポ

対側の定着板に設置したチューブを通してグラウトが到達すに与える緊張力は，これまでの実験結果より得られているを折り曲げて，焼きなまし鉄線でチューブを閉塞してグラウ

ロープの破断荷重の約50% に相当する15kN に設定した．こト作業を終了した．
（Fig.13-14参照）

Load cell and ceter hole jack installed at the pull out end
るのを待ち，グラウトがチューブから排出されたらチューブ
ンプ操作は低速で一定の速度で行った．アラミド繊維ロープ Fig.10

れは，緊張中のロープが，試験期間中に破断しないことを考慮して．緊張力に対して約２倍の安全率を持たせることにした．ロープの緊張力が15kN に達してから，５分程度ジャッキの荷重を保持したが，緊張力が13kN 程度まで低下した．
これはロープを構成する繊維のよりによって生じる応力差による応力の再分配が起こったのではないかと考えられる．再度15kN までロープの緊張を行い，荷重が安定した後ネジ止めを行って，ロープの緊張を終了した．Fig.11は，緊張が終了し定着された状態を示している．緊張作業には，危険が伴うので専門業者に委託した．（Fig.12 参照）
リラクセーション試験は2つの条件で行った．１つは，
シー
ス内にグラウトを充填した条件で行い，もう１つはシース内にグラウトを充填しない状態で試験を行うことにした．前者
を試験体１，後者を試験体２と以後呼ぶことにする．
試験体１の場合，緊張作業を終えた後に，シース内にグラ

Prestressingterminatedterminated at theFig.11Fig.11
Prestressing
at endthe end

ウトを注入した．グラウトはプレミックスタイプのグラウト
材料の質量に対して，製造会社が推奨する36% の水を加えて，ハンドミキサーで３分間練混ぜた後，グラウトホースからグ
ラウトをシース内に注入した．グラウトの練上がり温度は，
Fig.8 Curing of test specimen after expansion agent injected

Unit mm

Fig.9 Anchor plate installed at the fixed end

Fig.9

Anchor plate installed at the fixed end

Fig.12Prestressing execution
Fig.12Prestressing
execution

Unit mmFig.10Fig.10
Load cellLoad
and cell
ceter
hole
jack
installed
at the pull
out
end
and
ceter
hole
jack installedat thepull
out end— 59 —

Fig.13 Grouting execution

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

60
３．３リラクセーション試験関係を見いだすことは難しい．そこで，ひずみと温度との関緊張を終了した後，ロードセルによる緊張力，RC 部材内係を図化したものが Fig.18および Fig.19である．試験体1のに埋込んだ軸方向鉄筋のひずみ，気中の温度センサーの値を場合が Fig.18，試験体２の場合が Fig.19である．ひずみは一定間隔データロガーに収集しながら，約6ヶ月間計測を実圧縮ひずみのために計測データでは負で表されているが，図施した．（Fig.15参照）

では符号を反転させて正で表している．Fig.18および Fig.19
からは，温度とひずみとの間には全体として弱い相関性が認４．試験結果および考察められる．すなわち，マクロ的には温度が増加すると鉄筋の４．１温度変化がリラクセーションに及ぼす影響

圧縮ひずみは増加し，温度が減少すると圧縮ひずみが減少し計測期間中の気温と RC 部材に埋め込まれた鉄筋のひずていると考えられる．これは，温度が上昇するとコンクリー

みの変化を Fig.16および Fig.17に表している．上段が温度

トは伸びようとするが，コンクリートはアラミド繊維ロープ

変化を下段が鉄筋ひずみの変化を表している．Fig.16は試験によって変形が拘束されるために，結果としてコンクリート

体１の場合の経時変化を，Fig.17は試験体２の場合の経時変は縮むことになる．温度が減少すると逆の作用となり，アラ化を示している．試験期間は11下旬月から５月下旬までの

ミド繊維ロープによるが拘束が緩むので，コンクリートは伸

約６ヶ月間行われ，実験室内の温度変化は，最低温度6.1℃，

びることになる．

最高温度20.8℃ , 平均温度12.9℃であった．また，コンクリー

コンクリート内部の鉄筋ひずみの変化は，試験体1の場合，

ト中に埋め込まれた鉄筋のひずみは常にマイナスであり，圧-14μ～ -49μ，平均で -31μとなっている．一方，試験体２

縮ひずみが発生している．これはアラミド繊維ロープの緊張の場合は，-17μ～-59μ，平均で -34μで，グラウトの有無力を定着しているコンクリートにはロープの反力が圧縮力とによるひずみの変化の違いは認めがたい．コンクリートおよFig.12 Prestressing execution
して作用しているためである．Fig.16およびFig.17に示した
Fig.12 Prestressing execution

温度の経時変化と鉄筋ひずみの経時変化のグラフから両者のび鉄筋の線膨張係数は，一般に1.0×10-5/℃と言われている．
すなわち，1℃の温度変化に対して，コンクリートおよび鉄筋では10μのひずみが生じることになる．今回の実験では平均温度から温度は，±7～8℃変化しているので，線膨膨
張係数を乗じて温度変化によるひずみを求めると，70μ～
80μのひずみ変化となる．しかし，実際に計測されたひず
みの変動（平均値からの偏差）は，30μ～40μ程度である
ためにコンクリート内部での温度変化は，外気温の変化より温度変化は小さかったものと考えられる．
細かい繊維を撚り合わせて製造されたアラミド繊維ロープに直接ひずみゲージを貼ることは出来ないので，ロープのヤング係数は Table1の物性値を用いて，ロープの緊張力から
リラクセーション試験のロープのひずみを間接的に評価すると，試験開始時のアラミド繊維ロープのひずみは，約29000
μ，試験終了時においても24000μ程度と考えられる．した

Fig.13Grouting execution
execution
Fig.13Grouting
execution
Grouting

がって，今回のクリープ試験中の温度変化が，リラクセーション試験にに及ぼす影響は極めて小さいと考えられる．

Fig.14Grout
Grout outlet
outletFig.14
Fig.14 Grout outlet

Fig.15
Measuringdevice
device (Datalogger)Fig.15
Measuring(Datalogger)— 60 —

Fig.15 Measuring device (Data logger)
Fig.15 Measuring device (Data logger)
アラミド繊維ロープのリラクセーション試験

61

Fig.16 tenmparature
Observed tenmparatureand steelstrainduring
during test
period(PC groutFig.16 Observed
and steelstraintest
period(PCinjected)
grout injected)

Fig.16 Observed tenmparature and steel strain during test period (PC grout injected)

Fig.17

Observed tenmparature and steel strain during test period (PC grout not injected)

Fig.17 Observed tenmparature and steel strain during test period (PC grout not injected)
４．２リラクセーション

Fig.17
Observed tenmparature and steel strain during test period (PC grout not injected)
Fig.20には，試験期間における緊張力の変化を示している．

縦軸は経時的に変化する緊張力を緊張定着後の張力（初期緊張力）で除した割合を示し，横軸は時間を示している．緊張力の経時的な変化の傾向は，グラウトを注入した場合とグラウトを注入しない場合とで特に差が認められない．グラウトの注入を行った場合の試験終了時での張力は初期の緊張力に対して82% であったのに対して，グラウトの注入を行わな
かった場合は85% であり，グラウトを注入した場合のロープの緊張力の減少が若干大きいが，グラウトの影響は小さい

Fig.18 Relationship between observed temparture and strain (PC grout injected)
Fig.18 Relationship between observed temparture and strain (PCFig.18 Relationship between observed temparture and strain (PC grout injected)
grout injected)
Fig.21は，緊張力の変化が大きい試験開始から500時間まと考えられる．

での張力変化を示している．張力の経時変化は試験開始から72時間経過したロープの張力変化は，PC グラウトの注入を行った場合，初期の緊張力に対して緊張力が12% 減少し，試験終了時までの張力の減少の70% 近くを試験開始後の72時間で占めていた．PC グラウトの注入を行っていない場合においても，試験開始から72時間で初期の緊張力に対して緊張力が10% 減少しており，試験終了時までの張力の減少の67% 近くを試験開始から72時間で占める結果となっていた．
アラミド繊維ロープは緊張定着後72時間程度までは張力の減少傾向は大きいが，その後は緩やかに張力が減少することが試験結果から認められた．

Fig.19 Relationshipbetween temparture
observed tempartureandstrain(PCnot injected)
Fig.18 Relationshipbetween observed
and strain
(PC
grout

grout not injected)
リラクセーション率 R（%）は．式（１）で表すことができる．
Fig.18 Relationship between observed temparture and strain (PC grout not injected)— 61 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）62

よると３～15% であることから，アラミド繊維ロープのリ
ラクセーション率は．アラミド繊維ロッドよりも上回る結果となっている．
５．結論
アラミド繊維ロープのリラクセーションを明らかにすることを目的にリラクセーション試験を実施した．今回の実験より以下のことが結論をして得られた．
１）アラミド繊維ロープのリラクセーションにおいて，PC
グラウト材の有無はあまり影響していなかった．
２）アラミド繊維ロープのリラクセーションは，試験終了時までの緊張力の減少の約70% 近くが試験開始から72時

Fig.19Observed
relaxation
curve
thetesttest
Fig.20Observed
relaxation
curvethroughout
throughout theFig.19 Observed relaxation curve throughout the test

間で終了する結果となった．
３）アラミド繊維ロープのリラクセーション率は，PC グラ
ウトをシース内に注入した場合，4100時間で18% で，PC グラウトを注入しない場合15% となった．この値は，既往のアラミド繊維ロッドよりも上回る結果となった．
謝

辞
本研究は2020年度理工／建築・環境学会研究補助費を受けたものである．
また，本研究の実施に際に，岡田繁之氏（元極東興和株式会社），財前典男氏（極東興和株式会社），木村良輔（極東興和株式会社）からは多大なご協力を頂きました。紙面を借りてお礼を申し上げます．

Fig.20 Observed relaxation curve (0<t<500)
Fig.20relaxation
Fig.21Observed
Observed
relaxationcurve
curve (0<t<500)(0<t<500)

参考文献
１）連続繊維補強材を用いたコンクリート構造物の設計・施

Pt
R ＝100 1.0- −P0

工指針（案），コンクリートライブラリー88，pp.350351，土木学会，（1997）．

（１）２）連続繊維シートを用いたコンクリート構造物の補修補強

ここに，P0は t=0の時の初期張力，Pt は時間 t 経過した時の張力である．

指針，コンクリートライブラリー101，土木学会，（2000）．
３）連続繊維補強コンクリート系構造設計施工指針案，日本建築学会，（2002）．

試験終了時までのリラクセーション率は，PC グラウトの

４）川上清陛：連続繊維ロープの力学的特性 , 関東学院大学

注入がある場合18%，PC グラウトの注入がない場合15% であった．アラミド繊維ロッドの場合のリラクセーション率

院研究科 pp.5-19,（2009）．
５）PC グラウトの設計施工指針：プレストレストコンクリー

は，建設用先端複合材料技術協会（http://acc-club.jp/）に— 62 —

ト工学会，（2012）．

研究論文
63

損傷を受けた1P 及び2P の筋かい耐力壁に対する金物による補修効果
神 戸
渡 ** *
間 庭 正 晴 ***
山 﨑
樹 ***
馬 川 昌 大 ***中 野 宗一郎 ***REPAIR EFFECT USING HARDWARE ON DAMAGED BEARING WALLS
byWataru KAMBE
Masaharu MANIWA
Tatsuki YAMAZAKI
Akihiro UMAKAWA
Soichiro NAKANO
要

旨
筋かい耐力壁に地震力などの水平力が作用した場合，筋かい端部に損傷が生じることが多く，その結果建物の耐震性能を大きく低下させる要因となる．本研究では，補修用金物を開発した．本研究では，２つの異なる長さの壁を用いた水平加力試験を実施した．一度損傷した耐力壁の筋かい端部をその金物で補修し，再度水平加力試験を実施した．そして補修前後の構造性能を比較し，補修効果を検討した．その結果，開発した補修用金物が耐力壁の性能の回復に有用であることが確認された．

Abstract
When seismic force applies on the bearing wall, the ends of the brace are often damaged. Therefore, we developed hardware to repair the endsof the brace. In this study, a horizontal load tests were conducted using walls of two different lengths. The brace end of the bearing wall that wasonce damaged was repaired, and horizontal load tests were conducted again. Then, the structural performance before and after the repair wascompared, and the repair effect is examined. As a result, it was confirmed that the developed repair hardware is useful for those bearing wall.
Key Words: Repairing effect, Repairing hardware, Brace, Wooden bearing walls

１．はじめにて応急仮設住宅が用意されることとなる．被害を受けた住宅

木造住宅には，軸組構法・枠組壁工法・木質プレハブ構法

は，再使用が可能か否か判定され，いわゆる赤紙・黄紙・青などの形式があり，これらの中で軸組構法によるものが最も紙が貼付されることとなる．直ぐに住宅に住むことが難しい

多いと言われている1）．軸組構法における耐震要素として，と判断された場合，被災者は応急仮設住宅で生活を始めるこ

面材耐力壁や筋かい耐力壁があり，本研究では筋かい耐力壁とになる．応急仮設住宅は，通常生活に必要な機能を有してを対象としている．

いるものであるため有用なものであるが，慣れない応急仮設

日本は地震国であるため，全ての住宅には建築基準法で規住宅での生活は被災者に身体的・心理的負荷となることもあ定されている耐震性能を保持させる必要がある．しかしながる．その結果，たとえ不自由であっても住み慣れた住宅でのら，そこで想定している規模よりも大きい地震が発生するこ生活を希望する方がいることを耳にする．そこで損傷を受けともあり，そのような巨大地震を受けると建物は大きく損傷た住宅が迅速に補修・補強され，被災者が住宅で生活するこを受ける危険性がある．大きな自然災害が発生した際，住宅とが可能となれば，このような問題が解消されるのではない

は大きな被害を受けることがあり，その場合，被災者に対しかと考える．

* 関東学院大学 建築 ・ 環境学部建築 ・ 環境学科 准教授 ・ 博士 （ 工学 ） ** 関東学院大学 建築 ・ 環境学部 学生 *** 関東学院大学大学院 大学院生

2021 年 11 月 29 日受理— 63 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）64

大きな自然災害が発生した場合，住宅だけでなくインフラも被害を受けるケースが多く，それらの復旧等にも多くの人てているため，筋かいの向きは同方向にそろえており，間柱は設けないこととした．

員が必要である．様々な復旧工事が同時に生じるため，作業

筋かい材は，全層の繊維方向の揃っている単板積層材（以をする方の不足が予想される．そこで，一般の方などが補助

下 LVL）である．LVL の部材に関して，樹種はカラマツ，できるような補修作業であれば，人員不足の問題も解消され等級は100E-1級7），断面寸法は45×90mm である．土台・柱・ると考える．近年，いわゆる DIY（Do It Yourself の略）と梁は，異等級構成集成材（E105-F300）8） である．樹種は，呼ばれ，工具を使って身の回りのものを製作することを趣味

オウシュウアカマツ，土台・柱の断面寸法は105×105mm，とする方が多いと聞く．そのような方々は，様々な工具を所

梁は105×180mm である．柱脚部の金物には，ホールダウ

有しているため，それらの工具を用いた補修方法であれば，

ン U35kN 用ビス留め式（タナカ（株）製）を用いた．筋か補修作業は迅速にすすむものと考えられる．

い端部の接合金物にはジャスティーガセット・ライト（（BX
2）

補修方法は，これまでいくつか提案されているが ，施工

カネシン（株）製）以下，接合金物と呼ぶ）を用いた．

するために特殊な技術が必要であるものもあり，そういった

Table1に示すように，本研究では1P・2P の片筋かい耐力

ものは汎用性が低いのではないかと考えられる．本研究では，壁に対して，単調加力もしくは繰り返し加力を与えた．単調

多くの方が容易にできる補修方法の開発を目指している．

加力を与えた試験体は補修後も単調加力を与え，繰り返し加

これまで，上記のような目標の下，木造の筋かい耐力壁を力を与えた試験体は補修後も繰り返し加力を与えるものとし対象とする補修方法に関する検討を行ってきた．筋かい耐力

た．補修前の試験体を A ～ D と名付け，それらの補修ごと

壁が地震力を受けた場合，筋かいが圧縮力を受ける場合は筋の試験体は A-re ～ D-re と名付けた．r-A ～ r-D の試験体は，かいが圧縮破壊することが主な破壊性状であり，引張力を受接合金物を用いず，補修用金物のみを用いた耐力壁であり，ける場合は筋かい端部の金物周辺での損傷が主な破壊性状でこれらも1P・2P のものに対して，単調加力もしくは繰り返

3）

ある ことは，よく知られている．圧縮破壊した筋かいを新し加力を与えた．

規の材に交換した場合，耐力壁の性能が回復することを既往の研究4）で示した．引張力を受けた筋かい端部では，ビスの引き抜けや土台の割裂などが発生するため，金物を交換してTable1

も，同じ場所にビスを打ち付けても，構造性能の回復は難し
いと考えられ，ビス孔に接着剤を充填し，ある程度硬化が進んだ段階で，同じ場所に再度ビスを打ち付けるという補修方法を考え，その補修効果について既往の研究5）で検討した．
この方法により構造性能が回復することが確認されたが，充填剤の硬化状態を管理することが難しいということも確認された．そこで新しく補修用の金物（以下，補修用金物，と呼ぶ）を考え，それを用いた筋かい端部の補修方法を考え，検6）討を始めた （補修用金物の詳細は次章参照）．
本研究は補修用金物の補修効果について検討することを目的としている．本研究では，まず筋かいが引張力を受けるよ
うな筋かい耐力壁を用いた水平加力試験を行い，試験終了後，
筋かい端部を補修用金物で補修し，再度水平加力を加えるという流れで試験を実施する．補修前後の構造性能を比較し，Specimens〇回目の加力における金物の種類
試験体 壁長加力方法
名称 ［mm］
１回目
２回目
A
A-re
B

単調
910
繰り返し

B-re
C
C-re
D

r-B
r-C
r-D

接合金物＋
補修用金物

補修用金物のみ

−

単調
1820
繰り返し

D-re
r-A

接合金物

910
1820

単調
繰り返し
単調
繰り返し

補修効果を検討する．併せて，補修用金物のみを用いた場合の水平加力試験も行い，補修用金物の基礎的な構造性能を確認する．本研究で用いる耐力壁は1P と2P の耐力壁を用いることとする．
２．試験体
２．１

試験体の仕様

本研究では1P 及び2P の片筋かい耐力壁を用いて水平加力試験を行った．試験体の名称を Table1，試験体の形状を
Fig.1に示す．本試験体は全て片筋かい耐力壁であり，水平加力の最終段階では筋かいに引張り力が作用する向きのものである．本研究では引張力を受ける筋かいの端部に焦点を当— 64 —

1P試験体

2P試験体

Fig.1 Geometry of specimens (Unit:mm)

態→水平加力試験→補修→2 回目の試験,という手順で進める.最初の水平加力試験が終了した後,柱が直角になるまで,試験機で押し戻し,留め付けてある接合金物は取り外さず,補修用金物を上からかぶせ,ビスで留め付ける,という手順である.工具は市販されている電動ドリルである.以上の手順で補修は終了となる.

損傷を受けた1P 及び2P の筋かい耐力壁に対する金物による補修効果

２．２

65

補修用金物

4 .1

破壊 性

本試験体の

Table2 に示

まず接合金

かいに留め付あった.また端の筋かい接方,土台・梁本研究で用いる補修用金物は，既往の研究で開発したも損傷も見られのであり，その補修用金物の形状を Fig.2，本研究で使用す

次に補修後る接合金物と比較した様子を Photo1に示す．写真に示すよ

変形が見られうに，補修用金物は接合金物より大きいものであり（概要寸

割れが見られ法：厚さ t=1.6mm，200×120×55mm），そのビス孔は接合
金物の端部より外側となるようにビス孔を設けている．よっ→筋かい端部の初期状態

験体右下で補水平加力試験

損傷した筋かい端部

度合いが大きて，補修用金物は接合金物を覆うように配し，その状態でビ

物では,土台スを打ち付けるものである．接合金物と補修用金物の鋼板の留め付けてい厚さは同じである．ビスには CPQ-45を用い，土台・梁に4本，次に補修用

後の試験体と柱に６本，筋かい側に７本留め付けるものである．

ビスの引き抜3.

られなかった試 験方法

き抜けなかっ

本研究における試験方法は,日本住宅・木材技術センターのマニュ 部より試験体アル９）を参考とした.試験体はアンカーボルトで基礎鋼梁に留めつ た.
け,その頂部にオイルジャッキで水平力を加えることとした.ロード
全ての試験
→
→

変形はほとん
補修用金物を上から被せ,ビス打ちする
セルにより荷重,変位計により試験頂部変位と土台変位を測定した.

載荷は,単調引張加力と正負繰り返し加力を行った.単調引張加力は,接合金物の加力を増加させていき 1/50rad 後に最大荷重の 80%の荷重に低下,ま 用いた場合はたは,せん断変形角が 1/15rad 以上に達するまで加力を行った.正負繰
り返し加力は,±1/450rad,±1/300,±1/200,±1/150,±1/100,±1/75,±
1/50 を各 1 サイクルずつ行い+1/50 後に最大荷重の 80%の荷重に低Fig.Fig.2
2 RepaiRepairingring harhardware
dware PhPhoto1
oto1 JJoint
oint and
andRepair
Repaihardwarer h ar dwa re

補修態→水平加力試験→補修→2回目の試験,という手順で進める.最初
初期状態→水平加力試験→補修→２回目の試験，という手順

4. 試 験結果
4 .1

で進める．最初の水平加力試験が終了した後，柱が直角にな

４．試験結果し,留め付けてある接合金物は取り外さず,補修用金物を上からかぶ

Table2 に示す.

るまで，試験機で押し戻し，留め付けてある接合金物は取り外さず，補修用金物を上からかぶせ，ビスで留め付ける，とドリルである.以上の手順で補修は終了となる.

いう手順である．工具は市販されている電動ドリルである．

完了

2 回目の水平加力試験

FFig.3
ig.3 FlFlow
ow onontetests
sts andand repairing
rep ai ri ng

破壊 性状の水平加力試験が終了した後,柱が直角になるまで,試験機で押し戻せ,ビスで留め付ける,という手順である.工具は市販されている電動本試験体の主な破壊性状を Photo2～ 5 に示す,破壊性状の一覧を

４．
１

破壊性状

まず接合金物を用いた 1P・2P 試験体における主な破壊性状は,筋

本試験体の主な破壊性状を Photo2〜5に示す，破壊性状のかいに留め付けたビスが部材にめり込み,その後引き抜けるもので一覧を Table2に示す．

あった.また 2P 試験体では,試験体中央の筋かい接合部より試験体右

まず接合金物を用いた1P・2P 試験体における主な破壊性

以上の手順で補修は終了となる．

端の筋かい接合部の方がビスの引き抜けの度合いが大きかった.一状は，筋かいに留め付けたビスが部材にめり込み，その後引方,土台・梁・柱のビスの引き抜けは見られず,金物に曲げ変形等の３．試験方法き抜けるものであった．また2P 試験体では，試験体中央の本研究における試験方法は，日本住宅・木材技術センター
9）のマニュアル を参考とした．試験体はアンカーボルトで基礎鋼梁に留めつけ，その頂部にオイルジャッキで水平力を加えることとした．ロードセルにより荷重，変位計により試験→

頂部変位と土台変位を測定した．載荷は，単調引張加力と筋かい端部の初期状態

水平加力試験

損傷した筋かい端部

正負繰り返し加力を行った．単調引張加力は，加力を増加

損傷も見られなかった.

筋かい接合部より試験体右端の筋かい接合部の方がビスの引次に補修後の試験体では,1P・2P 試験体共に補修用金物の多くにき抜けの度合いが大きかった．一方，土台・梁・柱のビスの変形が見られ,土台・梁・柱においてビス孔を基点として繊維方向に引き抜けは見られず，金物に曲げ変形等の損傷も見られな割れが見られた.また 2P 試験体は,試験体中央の筋かい接合部より試かった．

験体右下で補修用金物を留め付けている土台側のビスの引き抜けの次に補修後の試験体では，1P・2P 試験体共に補修用金物

度合いが大きかった.一方,1P・2P 試験体に留め付けていた補修用金の多くに変形が見られ，土台・梁・柱においてビス孔を基点させていき1/50rad 後に最大荷重の80% の荷重に低下，また物では,土台・梁・柱でのビスの引き抜けが見られたが,筋かい側には，せん断変形角が1/15rad 以上に達するまで加力を行った．

体中央の筋かい接合部より試験体右下で補修用金物を留め付

正負繰り返し加力は，±1/450rad，±1/300，±1/200，±
1/150，±1/120，±1/100，±1/75，±1/50を各1サイクルずつ行い＋1/50後に最大荷重の80% の荷重に低下，または，
せん断変形角が1/15rad 以上に達するまで加力を行った．試10）

験結果に対して，pickpointを用い，構造性能を算出した．

として繊維方向に割れが見られた．また2P 試験体は，試験留め付けていたビスには引き抜けは見られなかった.

次に補修用金物のみを用いた試験体は,金物に変形が見られ,補修

けている土台側のビスの引き抜けの度合いが大きかった．一後の試験体と同様な割れが見られた.2P 試験体では,土台・梁・柱の方，1P・2P 試験体に留め付けていた補修用金物では，土台・ビスの引き抜けが見られた.一方,1P 試験体ではビスの引き抜けは見梁・柱でのビスの引き抜けが見られたが，筋かい側に留め付られなかった.また両試験体において筋かいに打ちつけたビスは引けていたビスには引き抜けは見られなかった．

き抜けなかった.例外として r-C 試験体は,試験体右下の筋かい接合

次に補修用金物のみを用いた試験体は，金物に変形が見ら部より試験体中央の筋かい接合部の補修用金物の変形が大きかっ

れ，補修後の試験体と同様な割れが見られた．2P 試験体では，た.
→→補修用金物を上から被せ,ビス打ちする

すように補修果,接合部に生じたもので

下,または,せん断変形角が 1/15rad 以上に達するまで加力を行った. 生じなかった
１０）
試験結果に対して,pickpointを用い,構造性能を算出した.
→考えられる.

2.3２．
補
順
３修手
補修手順
本試験における補修手順を説明する.F
Fig.3 に示すように,初期状本試験における補修手順を説明する．Fig.3に示すように，金物を用いた土台・梁・柱のビスの引き抜けが見られた．一方，1P 試験

全ての試験体の試験後の解体時のビスの状態より,ビスには曲げ— 65 —変形はほとんど生じていないことが確認された.
接合金物のみの場合はビスの引き抜けのみであり,補修用金物を用いた場合はその他の損傷も最終段階では見られた.これは,補修用金物を用いた方が損傷しやすいと誤解を招く恐れがある.次節で示すように補修用金物を用いた場合は,耐力壁の変形が大きく,その結関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

66

体ではビスの引き抜けは見られなかった．また両試験体にお４．
２

荷重 - 変形角関係

いて筋かいに打ちつけたビスは引き抜けなかった．例外とし接合金物を用いた試験体と補修用金物のみを用いた試験体て r-C 試験体は，試験体右下の筋かい接合部より試験体中の荷重 - 変形角関係を Fig.4〜7，に示す．補修用金物のみを央の筋かい接合部の補修用金物の変形が大きかった．

用いた試験体は，接合金物のみの試験体と比べ，初期勾配が全ての試験体の試験後の解体時のビスの状態より，ビスには曲げ変形はほとんど生じていないことが確認された．

小さくなる傾向がみられ，加力の初期段階では前者より下側を挙動している．その後，一度荷重が停滞した後，再度荷重接合金物のみの場合はビスの引き抜けのみであり，補修用が上昇する挙動を示し，最大荷重は前者と同等程度まで上昇

金物を用いた場合はその他の損傷も最終段階では見られた．

する傾向が見られた．この挙動は，ビスを打ち付けていない

これは，補修用金物を用いた方が損傷しやすいと誤解を招く面が大きいため，鋼板に板座屈が生じ，変形が進むにつれて恐れがある．次節で示すように補修用金物を用いた場合は，引張変形に移行していくため，このような挙動となったもの

耐力壁の変形が大きく，その結果，接合部に発生する変形もと推察される．このような二段階にわたる挙動が本補修用金

大きくなっており，そのため他の損傷も生じたものである．

物を取り付けた場合の特徴であると言える．また，最大荷重

そのような大きな変形が発生しても耐力低下が生じなかった

時変位は，前者と比べると明らかに大きく，変形性能に優れといういうことが，本補修用金物が有用な点であると考えらた耐力壁となるような金物であることが確認できた．

れる．
次に接合金物を用いた試験体と補修後の試験体の荷重 - 変形角関係を Fig.8〜11に示す．
20

PhPhoto2
oto2 FailuFailure
re concondition(1)dition(1) PhPhoto3
oto3 FailuFailure
re cocondition(2)nd iti on (2)P ho to 2 F ai lur e co nd iti on (1) P ho to 3 F ai lur e co nd iti on (2)梁の割れ
梁 の 割れ

ビスの引き抜け
ビスの引き抜けA
荷重[kN]
20 補修後の試験体の初期剛性は，補修前に比べて小さい傾向
18 荷重[kN]
A
r-A
18
r-A
A-初期剛性16がわかる．これは先に述べた補修用金物のみを用いた壁の場
A-初期剛性16
r-A-初期剛性
14合，剛性が若干小さいため，その傾向が表れたものと判断で
r-A-初期剛性1412きる．一方で，補修後の試験体は最大荷重，最大荷重時変位1210が補修前より明らかに大きくなることが確認できた．このこ
108とから本補修用金物は，補修の効果を有するものと言える．
8
6
6
4
4
2
せん断変形角[rad]202020
せん断変形角[rad]荷重[kN]
00.00 荷重[kN]
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06A A 0.07
0.08
18
18
r-A0.07
0.00
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06r-A
0.08

Fi16
g.4 Relationship with load and inter-stA-初期剛性
oA-初期剛性r y dr ift a ngl e
16
Fi14
g.4 Relationship with load and inter-str-A-初期剛性
or-A-初期剛性
r y dr ift a ngl e
14( A sp eci me n a nd r -A sp ec ime n)
1212
20
10
10
18

( A sp eci me n a nd r -A sp ec ime n)

20
168
18
8
14
柱の割れ
16
12
66
14
柱 の 割れP ho to 2 F ai lur e co nd iti on (1) P ho to 3 F ai lur e co nd iti on (2)10412PhotoP4hoFtaoi2luFraielucroendciotnidoint(i3o)n(P1h)otPhoo5toF3aiFlauirleurceoncdointdiiotino(n4()2)
48
10
PhPhoto4
oto4 FailFailure
ure 梁cのocondition(3)ndれition(3) PhPhoto5
oto5 FailFailure
ure cocondition(4)nd iti on (4)
62
28
梁の割割
れ
ビ
ス
の
引
き
抜
け
ビスの引き抜けせん断変形角[rad]4
せん断変形角[rad]6020
4TabTable2
le2 FaiFailure
lure cconditions
on dit io ns
0.01 0.02
0.02 0.03
0.03 0.04
0.04 0.05
0.05 0.06
0.06 0.07
0.07 0.08
0.08
0
0.00
2 0.00 0.01
T ab le 2 F ail ure c on dit io ns-2
B0 Fig.4 Relationship with load and inter-story drift
部材の割れ
金物の曲げ
部材の割れ
angle
状態・試験体名称
ビスの抜け 金物の曲げ変形
ydrdirfitftanagnlgele-4
状態・試験体名称
ビスの抜け-2
FiFgi.g4.4ReRlealtaitoinosnhsihpipwiwtihthlolaodadanadndinitnetre-rs-tsotroyrBr-B( 土部台材・の柱割・れ梁 )状態・試験体名称
ビ ス の 抜 け 金 物 の変形
曲 げ 変 形 （土台・柱・梁）-6(A specimen and r-A specimen) r-B-4
B-初期剛性(土 台 ・ 柱 ・ 梁 )
✓
A
(
A
s
p
e
c
i
m
e
n
a
n
d
r
A
s
p
e
c
i
m
e
n
)
-8
(A specimen and r-A specimen) r-B初期剛性-6
B-初期剛性
AA
✓✓
-10
-8
✓
B
r-B初期剛性20-1220
接合金物のみせん断変形角[rad]
-10
✓
B
BC
荷重[kN]
接合金物✓✓-14-121818 荷重[kN]
接合金物のみせん断変形角[rad]
16
✓
C
-1416
のみ
-0.03
-0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
✓
CD
✓
14
柱
の
割
れ
14
柱の割れ
-0.03
12 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
✓
D
12
✓✓
✓
✓
AD- r eFi10
g.10
5 Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e
Pohtoot4o4FaFiA
ali-urlreuerecocnod✓
nidtiitoino(n3()3)PhPoh✓
oot5o5FaFialiulruerecocn✓
odnidtiitoino(n4()4)
Pht
接 合 金 物 （ 損 傷 ） B-re✓✓✓Fig8.58 Relationship with load and inter-story drift angle
A-re
✓
✓
✓
( B sp eci me n a nd r -B sp ec ime n)
接 合 金 物＋（ 損 傷 ） B - r e
66
✓
✓
✓
✓
✓
✓
C-re
補修用
( B sp eci me n a nd r -B sp ec ime n)
44
＋金物
接合金物
✓
✓
✓
✓
C
20 2 2Tba用
2 FaFiaB-re
dt✓
iitoinosns
補
Ta修
lbel金
2e物
liD
ulr--urreere ecocnodni✓
✓
✓
✓
（損傷）＋
C
0 0荷重[kN]
20
✓✓
✓
✓
D-re
C-re
✓
✓
18-2-2荷重[kN]
B
✓
✓
部材の割れ
r-A
r-C
補修用金物
BC
体
名
称 ビビ
ス
の
抜
け 金金
物
の
曲
げ
変
形 部材の割れ
-4
状状
態態
・・
試試
験験
体
名
称
ス
の
抜
け
物
の
曲
げ
変
形
18
r-B
・柱・梁)
✓
✓台
r-A
r-C
r-B
C-初期剛性( 土( 土
台
16-4
D-re
✓
✓
✓
✓
✓・ 柱 ・ 梁 )
r-B
-6
-6
B-初期剛性B-初期剛性C-初期剛性補 修 用 金 物 の み r-B A A
r-C-初期剛性✓✓
16-8-8✓✓r-B初期剛性
14 -10✓✓✓r-C
r-B初期剛性✓✓
補 修 用 金 物 の み r-A
r-C-初期剛性
✓
B
-10
✓
B
14
✓
✓
✓
r-C
-12
せん断変形角[rad]
-12
✓
✓
✓
r -み
D
接接
合合
金金
物物
のの
み
12
せん断変形角[rad]
✓
C
✓
✓
-14
補修用金物 r-B
-14
✓ ✓
✓
✓
r-D C
12
10 -0.03
-0.03
-0.02
-0.010.00
0.000.01
0.010.02
0.020.03
0.030.04
0.040.05
0.050.06
0.060.07
0.070.08
0.08
-0.02
-0.01
のみ
r-C D D ✓ ✓✓
✓
✓
10
8
✓
✓
✓
r
e
A
✓
✓
✓
A-re
ihthloload
laodadaand
FiFgi.gFig.5
5.5ReRlealtaRelationshipitoinosnhsihpipwiwtwith
nadndiinter-story
nitnetre-rs-tsotrodrift
yrydrdangle
irfitftanagnlgele
r-D
✓
✓
✓
8
接接
合合
金金
物物
（（
損損
傷傷
））B -B6✓✓✓✓✓✓r e- r e(Bspecimenandr-B
specimen)＋ 関係(B(Bspsepceicmiemnenanadndr-rB-Bspsepceicmiemne)n)＋角
4 .2 荷 重 -変 形
6
C-re
補
修
用
物
✓✓
✓✓
✓✓
4
修形
用角
金金
物
4.2 荷重-補変関係 C- r e
20
接合金物を用いた試験体と補修用金物のみを用いた試験体の荷重— 66 — 4220
✓✓
✓✓
✓✓
D -D
r e- r e
荷重[kN]
CC
荷重[kN]
接合金物を用いた試験体と補修用金物のみを用いた試験体の荷重
せん断変形角[rad]
r-A
r-C
21818
✓✓
✓✓
-A
r-C
-変形角関係を Fig.4～7r,に示す.補修用金物のみを用いた試験体は,
0
せん断変形角[rad]C-初期剛性16
C-初期剛性r-B-変形角関係を Fig.4～7r,に示す.補修用金物のみを用いた試験体は,
16
✓✓
✓✓
-B
0
0.00
0.01
0.02
0.03
0.04
0.06
0.07
0.08
0.05
接合金物のみの試験体と比べ,初期勾配が小さくなる傾向がみられ,
r-C-初期剛性
補補
修修
用用
金金
物物
のの
みみ
r-C-初期剛性
14
✓
✓
✓
r
C
0.00
0.01
0.02
0.03
0.04
0.06
0.07
0.08
0.05
14
✓
✓
✓
r-C
接合金物のみの試験体と比べ,初期勾配が小さくなる傾向がみられ,加力の初期段階では前者より下側を挙動している.その後,一度荷重
r-D
✓✓
✓✓
✓✓
r-D
加力の初期段階では前者より下側を挙動している.その後,一度荷重が停滞した後,再度荷重が上昇する挙動を示し,最大荷重は前者と同荷重[kN]
荷重[kN]

Fig12.6 Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e
Fi12
g .6 Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e( C sp eci me n a nd r -C sp ec ime n)

・柱・梁)

✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓

験体の荷重
験体の荷重
試験体は,
試験体は,
がみられ,
がみられ,
一度荷重
,一度荷重
前者と同
は前者と同
ち付けて
打ち付けて
つれて引
につれて引
と推察さ
と推察さ
り付けた
り付けた
と比べると
と比べると
物である
物である

r-B
-6
B-初期剛性-6
B-初期剛性-8r-B初期剛性-8-10r-B初期剛性-10-12
せん断変形角[rad]-12
せん断変形角[rad]-14-14-0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
-0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08

-6
B-初期剛性-8
B-re-初期剛性-10-12
せん断変形角[rad]-14-0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08

F ig .5 Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e
F ig .9 Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e
Fig.5 Relationship with load an損傷を受けた1P
d inter-stor及び2P
y drifの筋かい耐力壁に対する金物による補修効果
t a ngl e
67( B sp eci me n a nd r -B sp ec ime n)( B sp eci me n a nd B -r e s pe cim en )( B sp eci me n a nd r -B sp ec ime n)
2020 荷重[kN]
荷重[kN]
18
18
16
16
14
14
12
12
10
10
8
8
6
6
4
4
2
2
0
0
0.00
0.01
0.00
0.01

C
C
r-C
r-C
C-初期剛性C-初期剛性r-C-初期剛性r-C-初期剛性

20
18

C
C-re
C-初期剛性C-re-初期剛性

荷重[kN]

16
14

2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200

12

0

10
8
6
4

せん断変形角[rad]せん断変形角[rad]
0.02
0.02

0.03
0.03

0.04
0.04

0.05
0.05

0.06
0.06

0.07
0.07

0.08
0.08

2
0
0.00

せん断変形角[rad]
0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0.08

Fig.Fig.6
6 Relationship witwith
h load aandnd inter-stordrift
y dr ift a ngl e
Fig.6 RelatRelationshipionship with loload
ad and iinter-storynter-story drangle
ift a ngl e((CC sspecimen
pecimen andand r-Cr-Cspecimen)
sp ec ime n)( C sp eci me n a nd r -C sp ec ime n)

Fig.Fig.10
10 RelatRelationshipionship witwith
h loloadad aandnd iinter-storynter-stordrift
y drangle
if t ang le(C specimen and C-re specimen)( C sp eci me n a nd C -r e s pe cim en )20
F20
ig .7 Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e
荷重[kN]
18
18 荷重[kN] (D specimen and r-D specimen)
16
16
14
14
F12
ig .7 Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e
12F10
ig .7 Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e10次に接合金物を用いた試験体と補修後の試験体の荷重-変形角関( D sp eci me n a nd r -D sp ec ime n)
8( D sp eci me n a nd r -D sp ec ime n)
68
6
F
i
g
.
8
～
1
1
に示す.
係を
4
24
補修後の試験体の初期剛性は,補修前に比べて小さい傾向がわか
次に接合金物を用いた試験体と補修後の試験体の荷重-変形角関
02
次に接合金物を用いた試験体と補修後の試験体の荷重-変形角関
0-2Dる.これは先に述べた補修用金物のみを用いた壁の場合,剛性が若干係を-2Fig.8～11 に示す.
D
-4
r-D
係を
-4Fig.8～11 に示す.
r-D
-6
小さいため,その傾向が表れたものと判断できる.一方で,補修後の試
D-初期剛性
補修後の試験体の初期剛性は,補修前に比べて小さい傾向がわか-6
D-初期剛性-8
補修後の試験体の初期剛性は,補修前に比べて小さい傾向がわかr-D-初期剛性-8-10
r-D-初期剛性
験体は最大荷重,最大荷重時変位が補修前より明らかに大きくなる
る.これは先に述べた補修用金物のみを用いた壁の場合,剛性が若干-10-12
せん断変形角[rad]る.これは先に述べた補修用金物のみを用いた壁の場合,剛性が若干-12
せん断変形角[rad]-14ことが確認できた.このことから本補修用金物は,補修の効果を有す小さいため,その傾向が表れたものと判断できる.一方で,補修後の試-14
小さいため,その傾向が表れたものと判断できる.一方で,補修後の試-0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
-0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
るものと言える.
験体は最大荷重,最大荷重時変位が補修前より明らかに大きくなる

20
荷重[kN]
18
16
14
20
12
20
18
10 荷重[kN]18
168 荷重[kN]
16
146
14
124
12
102
10
80
D
8
6
-2
D-re
6
4
-4
4
2
D-初期剛性-62
0-8DD-re-初期剛性
0
-2
-10
D
D-re
-2
-4
-12
せん断変形角[rad]D-re-4
D-初期剛性-6-14-6-8 -0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 D-初期剛性
D-re-初期剛性
0.06 0.07 0.08
-8
-10
D-re-初期剛性-10-12
せん断変形角[rad]Fig.11
Relationship
with
load
and
inter-story
F
i
g
.
1
1
R
e
l
a
t
i
o
n
s
h
i
p
w
i
t
h
l
o
a
d
a
n
d
i
n
t
e
r
s
t
o
r
ydriftdrianglef t ang le-12-14
せん断変形角[rad]-14-0.03 -0.02 -0.01(D0.00
specimenandD-respecimen)
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
( D sp eci me n a nd D -r e s pe cim en )-0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08

験体は最大荷重,最大荷重時変位が補修前より明らかに大きくなる
Fig.7 Relationship with load and inter-story drift angle
ことが確認できた.このことから本補修用金物は,補修の効果を有す
20
ことが確認できた.このことから本補修用金物は,補修の効果を有す
荷重[kN] (D specimen and r-D specimen) A
るものと言える.
18
るものと言える.
A-re

F ig .1 1 R el ati on sh ip wi th lo ad a nd in te r-s to ry d rif t ang le
16
20
A-初期剛性Fig３.11 R接合金物と補修用金物を用いた場合の比較
el ati on sh ip wi th lo ad a nd in te r-s to ry d rif t ang le
４．
20
AA-re-初期剛性
14 荷重[kN]
4.3 接合金物と(補
D 修
sp用
ec金
im物
enをa用
ndいDた
-r場
e合
spの
ec比
im較
en )
18 荷重[kN]A(D specimen and D-re specimeTable3，Fig.12に
n)
接合金物と補修用金物を用いた結果を
A-re
18
12
接合金物と補修用金物を用いた結果を Table3,F
Fig.12 に示す.補修
16
A-re
A-初期剛性1610示す．補修用金物のみを用いた試験体では，接合金物を用い
A-初期剛性用金物のみを用いた試験体では,接合金物を用いた試験体よりも最
14
4
.
3
接
合
金
物
と
補
修
用
金
物
を
用
い
た
場
合
の
比
較
A-re-初期剛性
148
4た試験体よりも最大荷重は若干低かったが，エネルギーは大.3 接 合 金 物 と 補 修 用 金 物 を 用 い た 場 合 の 比 較
A-re-初期剛性12
大荷重は若干低かったが,エネルギーは大きかった.最大荷重に関し接合金物と補修用金物を用いた結果を Table3,F
Fig.12 に示す.補修
126
接合金物と補修用金物を用いた結果を Table3,F
Fig.12 に示す.補修
10
きかった．最大荷重に関して補修用金物のみの値を接合金て補修用金物のみの値を接合金物の値で除した比率は,r-A
試験体は用金物のみを用いた試験体では,接合金物を用いた試験体よりも最104
用金物のみを用いた試験体では,接合金物を用いた試験体よりも最8物の値で除した比率は，r-A
は94%，r-C
89%,r-B
は 94%,r-C は 88%,r-D は試験体は89%，r-B
80%であった.エネルギーの比率
大荷重は若干低かったが,エネルギーは大きかった.最大荷重に関し
82
大荷重は若干低かったが,エネルギーは大きかった.最大荷重に関し
6
せん断変形角[rad]は,r-A
では 136%,r-B
153%,r-C は 158%,r-D は 138%であった.
は88%，r-D
は80%はであった．エネルギーの比率は，r-A
で60て補修用金物のみの値を接合金物の値で除した比率は,r-A
試験体は
4て補修用金物のみの値を接合金物の値で除した比率は,r-A 試験体は
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
4 0.0089%,r-B
は 94%,r-C
は 88%,r-D はは158%，r-D
80%であった.エネルギーの比率は136%，r-B
は153%，r-C
は138% であった．
2
89%,r-B は 94%,r-C は 88%,r-D は 80%であった.エネルギーの比率
せん断変形角[rad]
F2
i
g
.
8
R
e
l
a
t
i
o
n
s
h
i
p
w
i
t
h
l
o
a
d
a
n
d
i
n
t
e
r
s
t
o
r
y
d
r
i
f
t
a
n
g
l
e
T
a
b
l
e
3
T
e
s
t
r
e
s
u
l
t
s
は,r-A
では
136%,r-B
は153%,r-C
は158%,r-D
は138%であった.
0
せん断変形角[rad]は,r-A では 136%,r-B は 153%,r-C は 158%,r-D は 138%であった.
00.00
0.01 (0.02
A spec0.03
imen an0.04
d A-re0.05
speci0.06
men) 0.07 0.08
補修用金物/
補修用金物/
補修用金物/
0.00
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
初期剛性
最大荷重
エネルギー
接合金物
接合金物
接合金物
名称
[ k N / mm]] re su lt s
[ k N ・ mm]
Fi20
g.Fig.8
8 RelatRelationshipionship witwith
h loloadad aandnd iinter-storynter-stordrift
y drangle
ift a ngl e
TTable3
able3 T[keN
s
t
[
%
]
[
%
]
[ %]
Fi18
g.8 荷重[kN]
Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e
Table3 TeTest
st rresults
e su lt s
A
7.11
0.26
692.95((A
A sspecimen
pecimen andand A-reA-respecimen)s pe cim en )16
最大 補補修用金物
修8用
用
用
9 .金
9 物 / 初 期 剛 性 補 修8補修用金物
9 .金
9 物 / エ ネ ル ギ ー 補 修1補修用金物
3 6金. 1物 /
最大荷重( A sp eci me n a nd A -r e s pe cim en )
初期剛性
エネルギー
6.39
0.23
943.09
14
補接
修合
用金
金物
物/
補接
修合
用金
金物
物/
補接
修合
用金
金物
物/
名r-A
称
／接合金物
／接合金物
名称
荷重
期/ m
剛m
性]
最[大
荷]重 ／接合金物 ［kN/mm］
エ
ルm
ギ・
ーmm］
[初
kN
kN
[ kネ
N
・
m
]
20
［kN
12
接合
接合
接合
名称
[ %金
]物
[ %金
]物
[ %金
]物
B ［kN］
6.69
0.27
586.57
[
k
N
/
m
m
]
[
k
N
]
[
k
N
・
m
m
]
［%］
［%］
［%］
荷重[kN]
20
18
9[ %
4 .]4
8[ %
9 .]6
1[5%
3 ]. 810A
0.26
692.95
r-B 7.11
6.32
0.24
902.2818168 荷重[kN]
89.9
89.9
A
7.11
0.26
692.95 1 3 6 . 1
A
7.11
0.26
692.95
16
r-A
6.39
0.23
943.09C
13.70
0.60
1121.44146
8 989.9.98 9 . 989.9
1 3 6 .136.1
1
88.1
60.5
158.5
r-A
6.39
0.23
943.09
14
124
B
0.27
586.57
r-C 6.69
12.06
0.37
1777.71
r-A
6.39
0.23
943.09
9
4
.
4
8
9
.
6
1
5
3
.
8
12
102
B
6.69
0.27
586.57
r-B
6.32
0.24
902.28D
13.37
0.46
1172.23
94.4
89.6
10
80
B
6.69
0.27
586.57 115338..84
80.9
103.5
r-B
6.32
0.24
902.28C
0.60
r-D 13.70
10.82
0.48
1622.718
94.4
89.6 1121.44
153.8
6
-2
B
88.1
60.5
C
13.70
0.60
1121.44
r-B
6.32
0.24
902.28 11 55 88 .. 55
6
4
r-C
12.06
0.37
1777.71
-4
88.1
60.5
B-re
4
r-C
12.06
0.37
1777.71
2
-6
D
13.37
0.46
1172.23
C
13.70
0.60
1121.44 1 3 8 . 4
B-初期剛性
2
80.9
103.5
0
-8
D
13.37
0.46
1172.2388.1
60.5 1622.71
r-D
10.82
0.48
8
0
.
9
1
0
3
.
5
1 3 8 .158.5
40-2
B
B-re-初期剛性
-10
r-C
12.06
0.37
1777.71
2000
r-D
10.82
0.48
1622.71
-2
B
-4
-12
B-re
せん断変形角[rad]
エネルギー
38%
-4
-6
-14
B-re
1800
D
13.37
0.46 58%
1172.23
B-初期剛性-6-8 -0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05
80.9
138.4
[kN・mm]UP
UP103.5
0.06 0.07 0.08
B-初期剛性B-re-初期剛性
1600
-8
-10
r-D
10.82
0.48
1622.71
2000
B-re-初期剛性
-10
-12
2000
1400
Fig.9 Relationship with load and interせん断変形角[rad]-st or y dr ift a ngl e
エネルギー
38%
58%
-12
-14
1800
せん断変形角[rad]
エネルギー
38%
58%
-14-0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
1800
[kN・mm]UP
UP
1200( B sp eci me n a nd B -r e s pe cim en )53% UP
1600
36%[kN・mm]UP-0.03 -0.02 -0.01 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
1600
1000
UP
UP
1400
F20
ig .9 Re la tio ns hi p wit h loa d an d int er -st or y dr ift a ngl e
Fig.9
Relationship
with
load
and
inter-story
drift
angle
1400
Fig.9荷重[kN]
Relationship with load and inter-storCy drift angle
800
1200
18
((B
B sspecimen
pecimen andand B-re
B-respecimen)
specimen)C-re
53%
36%
1200
(B specimen and B-re specimen)C-初期剛性
600
53%
36%
1000
16
UP
UP
20
1000
C-re-初期剛性
UP
400
UP
C
荷重[kN]
20
800
14
—
—
67
18 荷重[kN]
C
C-re
800
200
18
600
C-re
12
C-初期剛性166000
C-初期剛性16
C-re-初期剛性
400
10
A
r-A
B
r-B
C
r-C
D
r-D
14
C-re-初期剛性
400
148
200
12
200
F ig .1 2 C om par is on w ith e ner gy
126
0
10
A
r-A
B
r-B
C
r-C
D
r-D
0

4 .4

補修

補修前

比較を Fi

補修前

68

B

6.69

r-B

6.32

C

13.70

r-C

12.06

D

13.37

r-D

10.82

性
期剛性
角[rad]

2000.07 0.08

1600

ft a ngl e

0.27

94.4

89.6

0.24
0.60

88.1

60.5

0.37
0.46

80.9

103.5

0.48

158.5

1777.711172.23

800

A-re

B

B-re

C

C-re

D

D-re

F ig .1 3 Co mpa ri so n wi th m ax im um l oad on b efo re a nd a ft er r ep air

2000

38%
UP

1800
1600

53%
UP

1000
800

600

600

400

400
A

Fig.12

r-A

B

r-B

C

r-C

D

140%
UP

73%
UP

総合

23%
UP

５） 神戸

方法

関東

31%
UP

0

r-D

2020

６） 馬川

合部

概集

７） 単板
A

A-re

B

B-re

C

C-re

D

D-re

FiFig.14
g.14 CompComparison
arison withwith
eneenergy
rgy ononbebefore
fore aandnd afterafterrepair
re pai r

Fig.1with
2 Coenergy
mparisonon joint
withhardware
energy and repairing
Comparison
hardwareo n jo int h ard wa re a nd re pai ri ng h ard wa re

5.
補修前後の比較を TaTable4，最大荷重の比較を
ble4,最大荷重の比較を Fig.13,エネルギーの補修前後の比較をFig.13，エ比較を Fig.14 に示す.
ネルギーの比較をFig.14に示す．
補修前の試験体と比べて補修後の試験体では初期剛性は低かった
補修前の試験体と比べて補修後の試験体では初期剛性は低かったが，最大荷重及びエネルギーは増加した．最大荷重に関して補修後の値を補修前の値で除した比率は，A-re 試験
体では120%，B-re は156%，C-re は136%，D-re は106% であった．エネルギーの比率は，A-re 試験体では131%，B-re

９） （公

ま とめ

5．まとめ
本研究では,筋かい耐力壁を対象とし,筋かいが引張り力を受け,筋本研究では，筋かい耐力壁を対象とし，筋かいが引張り力

かい端部が損傷した後に補修用金物を取り付け,再度水平加力試験

とそ

再度水平加力試験を行った．補修前後の構造性能を比較し，つい用金物の補修効果を検討した.

本研究で提案している補修用金物の補修効果を検討した．
補修用金物を用いた耐力壁と接合金物を用いた耐力壁を比べた場
補修用金物を用いた耐力壁と接合金物を用いた耐力壁を比合,最大荷重における比率が 80%以上,エネルギーにおける比率がべた場合，最大荷重における比率が80% 以上，エネルギー

136%以上であった.剛性に関しては大きな補修効果は見られなかっにおける比率が136% 以上であった．剛性に関しては大きなたが,十分に耐力を回復させることが可能であり,かつ大きな変形能

値を補修前の値で除した比率は,A-re 試験体では 120%,B-re は力を新たに付与させることができることから,本補修用金物は有用156%,C-re は 136%,D-re は 106%であった.エネルギーの比率は,A-re
Table4 Comparison before and after repairing
試験体では 131%,B-re は 240%,C-re は 173%,D-re は 123%であった.

であると考えることができる.

は240%，C-re は173%，D-re は123% であった．

補修後／
最大 補修後／
補修後／
初期剛性
エネルギー
補修前
名称 荷重
補修前
補修前
［kN・mm］［kN/mm］［%］
Table4［kN］
Compari［%］son before and aft［%］er re pai ri ng
名称
r-A

最大荷重
8.54
[kN]

BA

6.69
7.11

A-re
r-B

8.54
10.49

C

13.70

r-C
C

18.72
13.70

10.49

136.7

C-re
D

18.72
13.37

136.7

r-D
D-re

14.28
14.28

B

B-re

D

20
18

0.26

補修後/
120.0

0.27
0.26

156.7
120.0

6.69

0.27

0.60

0.12

44.7

0.25

41.1

0.46

0.24
0.24

106.8

8

586.57692.9553.1

910.371411.07586.571121.44

1940.72

173.1

1940.721121.441172.23

1172.23

1442.201442.20

本補修用金物で補修した耐力壁では,補修前後の構造性能の比率ができる．

本補修用金物で補修した耐力壁では，補修前後の構造性能の比率は，最大荷重では106% 以上，エネルギーでは123%と近い性能を有していることが確認され,この性能により補修後の以上であった．このように，本補修用金物は，その基礎的性

耐力後の構造性能が回復したものと判断することができる.

質においても市販の接合金物と近い性能を有していることがまた本研究の範囲では,壁長・加力方法の違いが影響した補修効果確認され，この性能により補修後の耐力後の構造性能が回復の差は見られなかった.

したものと判断することができる．

173.1

また本研究の範囲では，壁長・加力方法の違いが影響した

謝辞

123.0

補修効果の差は見られなかった．

123.0

本研究を進めるに当たり,2021 年度

36%UP

荷重[kN]

関東学院大学

理工/建築・

謝本研究を進めるに当たり，2021年度

関東学院大学理
照井清貴氏,杉た.試験の実施にあたり,(株)ポラス暮し科学研究所

工／建築・環境学会研究補助，課題名：地震を受けた後の筋
本泰輝氏,日本工業大学
那須秀行教授にご協力いただきました.こかい耐力壁を対象とした補修用金物の開発に関する研究，研の場にて,御礼申し上げます.

56%
UP

20%
UP

辞

した補修用金物の開発に関する研究,研究代表：神戸渡の助成を受け

6%
UP

究代表：神戸渡の助成を受けた．試験の実施にあたり，（株）
ポラス暮し科学研究所
参
考文献

6

照井清貴氏，杉本泰輝氏，日本工業

１）
編：木質構造（第 4 版）, 共立出版, pp.1-23, 2008.
大学杉山英男
那須秀行教授にご協力いただきました．この場にて，

4

２）
木造[耐震工法]パーフェクトガイド 改訂版, エクスナレッジ,
御礼申し上げます．

20

ができることから，本補修用金物は有用であると考えること

ように,本補修用金物は,その基礎的性質においても市販の接合金物

1240.631.4

1411.07が可能であり，かつ大きな変形能力を新たに付与させることは,最大荷重では 106%以上,エネルギーでは 123%以上であった.この補131.4
修後/
補修前
[ %]

240.6

補修効果は見られなかったが，十分に耐力を回復させること

環境学会研究補助,課題名：地震を受けた後の筋かい耐力壁を対象と

14
10

53.1

0.46

16
12

41.1

0.25
0.60

106.8

エネルギー
910.37[kN
・ mm]

3 644.7
.7

0.10
0.12

156.7

13.37

補修
後/
36.7
補修前
[ %]

初期剛性
0.10
[kN
/ mm]

補修前
[ %]

692.95

2012.
A

A-re

B

B-re

C

C-re

D

D-re

３）
日本建築学会：木質構造部材・接合部の変形と破壊, pp.122-127,
参考文献

Fig.13 CoComparison
mparison wiwith
th mmaximum
aximum loload
ad ononbebefore
fore aandnd aafter
fter repair
r ep airFig.13１）2018.
杉山英男

編： 木 質 構 造（ 第 ４ 版 ）， 共 立 出 版，pp．

４） 神戸 渡, 大上渓介, 斎藤智之：損傷後に筋かいを交換すること

1-23，2008．

2000
1800
1600

による木質構造の筋かい耐力壁の耐震補強,関東学院大学工学

エネルギー[kN・mm]

1400
1200
1000
800
600
400

31%
UP

140%
UP

73%
UP

２）木造［耐震工法］パーフェクトガイド 改訂版，エクスナ

23%
UP

許容
１０）

を受け，筋かい端部が損傷した後に補修用金物を取り付け，を行った.補修前後の構造性能を比較し,本研究で提案している補修が,最大荷重及びエネルギーは増加した.最大荷重に関して補修後の

7.11

（試

８） 集成

験当

4.4４補修前後の比 較
４．
補修前後の比較

A

2018

４） 神戸

200

0

３） 日本

によ

エネルギー
[kN・mm]1200

200

f t ang le

A

138.4

1622.71

58%
UP

36%
UP

1000

0.08

2012

0

1400

1200

角[rad]

２） 木造

21121.44

1400

性
期剛性

１） 杉山

4

153.8

902.28

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

エネルギー[kN・mm]1800

586.57

総合研究所報, 第 45 号, pp.25-30, 2017.3.

レッジ，2012．

５） 神戸 渡, 齋藤智之：損傷を受けた筋かい耐力壁の接合部の補修

３）日本建築学会：木質構造部材・接合部の変形と破壊，方法に関する実験的研究 -エポキシ系接着剤を用いた場合-,— 68 —

関東学院大学理工／建築・環境学会

研究報告, Vol.63, pp.73-80,

2020.3.

６） 馬川昌大,神戸 渡：損傷を受けた 1P 及び 2P 筋かい耐力壁の接合部金物による補修効果の検証, 日本建築学会大会学術講演梗
概集, Ⅲ, pp.595-596, 2021.9.

2001

損傷を受けた1P 及び2P の筋かい耐力壁に対する金物による補修効果

pp．122-127，2018．

会学術講演梗概集，Ⅲ，pp.595-596，2021.9．

４）神戸渡，大上渓介，斎藤智之：損傷後に筋かいを交換

７）単板積層材の日本農林規格，農林水産省告示第475号，することによる木質構造の筋かい耐力壁の耐震補強，
関東学院大学工学総合研究所報，第45号，pp．25-30，

2019.6（試験当時の規格）．
８）集 成 材 の 日 本 農 林 規 格， 農 林 水 産 省 告 示 第475号，2017.3．

2019.6（試験当時の規格）．

５）神戸渡，齋藤智之：損傷を受けた筋かい耐力壁の接合部

９）（公財）日本住宅・木材技術センター：木造軸組工法住の補修方法に関する実験的研究−エポキシ系接着剤を用いた場合−，関東学院大学理工／建築・環境学会

69

研究

宅の許容応力度設計（2017年版），pp．289-304，2017．
10）軽部正彦，原田真樹，林知行：荷重変形曲線のモデル化

報告，Vol.63，pp．73-80，2020.3．

とその問題点共有のための提案特徴点抽出の自動化ツー

６）馬川昌大，神戸渡：損傷を受けた1P 及び2P 筋かい耐力
壁の接合部金物による補修効果の検証，日本建築学会大— 69 —

ル に つ い て， 日 本 建 築 学 会 学 術 講 演 梗 概 集， Ⅲ，pp．
215-216，2001．

研究論文71

集成材と単板積層材を用いた塑性座屈強度の評価方法に関する検討
神 戸
渡 ** * *井 道 裕 史 *** *野 田 康 信 ****
鈴 木 賢 人 ****A STUDY ON EVALUATION METHOD FOR PLASTIC BUCKLING STRENGTH OF
GLULAM AND LVL
byWataru KAMBE
Hirofumi IDO
Yasunobu NODA
Kento SUZUKI
要

旨本研究では，集成材と単板積層材の正方形断面部材の圧縮試験を行った．既往の研究において座屈強度の評価のために材料試験として短柱の縦圧縮試験を実施したが，適切な評価をすることが難しかった．そこで本研究では新たに曲げ試験体を用意し，非破壊試験と曲げ試験を実施した．
曲げ強度の半分の応力度における圧縮ひずみを降伏ひずみとして定義し，圧縮試験体の座屈強度を評価することとした．その結果，座屈強度は木質構造設計規準の評価式による値と近い値となり，適切な評価が可能であることを確認した．

Abstract
In this study, a compression test was conducted with square cross section structural members of Glulam or laminated veneer lumber (LVL). In
previous studies, we had conducted compression tests with short columns for determining the yield strain, however but it was difficult to makean appropriate evaluation. Here non-destructive testing and bending tests were conducted as material tests.
In this study, the strain at a stress level of half the strength was defined as the yield strain, and based on the strain we evaluate the yield bucklingstrength through the compression tests. As result, we can confirm a high correlation between the test results and the standard equation.
Key Words: Wooden members, Buckling strength, Evaluation method, Glue-laminated timber, Laminated veneer lumber

１．はじめにる構造性能の差異が明確に表れないためと思われる．曲げ試

既往の研究において，長方形断面の合板，単板積層材（以験であれば，そのような問題は発生しないと予測できる．

下，LVL と呼ぶ）1），2）を用いた圧縮試験を実施し，木質構

そこで本研究では，新たに曲げ試験を材料試験として実施

造の構造用部材として用いることを想定し，それらの座屈強することとした．その結果を用いて塑性座屈強度の評価方法

度に関する研究を行ってきた．それに引き続き，正方形断面について検討することが本研究の目的である．なお本研究のの集成材と LVL を用い，細長比をパラメータとした圧縮試

一部は既報4）にて発表した．

3）

験を行い，それらの座屈強度に関する検討を行った ．ここでは材料試験として短柱の縦圧縮試験を実施したが，断面の２．材料・試験方法

向きによる違い毎に評価する手法に難しさがあることが明ら２．
１かとなった．短柱の縦圧縮試験では，積層の向きの違いによ

材料

本研究で用いた材料について説明する．集成材に関して，* 関東学院大学 建築 ・ 環境学部建築 ・ 環境学科 准教授 ・ 博士 （ 工学 ） **（ 国研 ） 森林研究 ・ 整備機構 森林総合研究所 室長 ・ 博士 （ 農学 ） ***（ 国研 ） 森林研究 ・ 整備機構 森林総合研究所 研究企画官 ・ 博士 （ 農学 ） ****（ 国研 ） 森林研究 ・ 整備機構 森林総合研究所 主任研究員 ・ 博士 （ 工学 ）

— 71 —

2021 年 12 月 2 日受理

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

72

樹種がオウシュウアカマツ，日本農林規格（以下，JAS）5）

これは圧縮試験でも同様である．各試験体に対して，たわみによる等級が E95-F315の同一等級構成集成材を用いた．

振動計測試験，縦振動計測試験，曲げ試験を実施しており，

6）

LVL に 関 し て， 樹 種 が カ ラ マ ツ，JASによる等級が120E-1級，主繊維方向に直交する単板の無い A 種構造用単板積層材を用いた．断面寸法として60×60［mm］と120×１試験体から３つのヤング係数を算出する．各パラメータの試験体を４体ずつ用意し，全32体用意した．
既報3） で示した圧縮試験体の概要を説明する．圧縮試験の方法を Fig.2，前報の研究で実施した試験のパラメータを120［mm］の２種類を用意した．
集成材の試験体の密度の平均値は540［kg/m ］，表面含Table2に示す．両端にナイフエッジを設けることで両端ピ水率の平均値は13.6［%］，LVL の試験体の密度の平均値はン支持条件とし，単調加力で試験した．立面より接着層が見33640［kg/m ］，表面含水率の平均値は6.5［%］であった．集える試験体を V 試験体，見えない試験体を H 試験体と呼ぶ．

成材の試験体に関して，60mm 角のものは約15mm 厚のラミ
ナを４層積層したもの，120mm 角のものは約25mm 厚のラG-60-V-4B

する.まず用意した全ての試験体を用いて非破壊試験を実施する.そを実施する．まず用意した全ての試験体を用いて非破壊試
本研究では材料試験として 2 種類の非破壊試験と曲げ試験を実施
して同じ材料を用いて曲げ試験を行う.
本研究では,（公財）日本住験を実施する．そして同じ材料を用いて曲げ試験を行う．
する.まず用意した全ての試験体を用いて非破壊試験を実施する.そ宅・木材技術センターの構造用木材の強度試験マニュアル（以本研究では，（公財）日本住宅・木材技術センターの構造用
７）
して同じ材料を用いて曲げ試験を行う.
本研究では,（公財）日本住下,HOWTEC法）
に従い,たわみ振動計測試験（以下,図中では
7）

木材の強度試験マニュアル（以下，HOWTEC法） に従
宅・木材技術センターの構造用木材の強度試験マニュアル（以“T.G.H.”とする（Timoshenko のたわみ理論に基づく Goens-Hearmon
７）
下,HOWTEC法）
に従い,たわみ振動計測試験（以下,図中ではい，たわみ振動計測試験（以下，図中では“T. G. H.” とす回帰法の略））,縦振動計測試験（以下,図中では“L.V.T.”とする

width

width
heightV-surfaceeV-surface
V-surface

FFig.1
ig.1a BeBending
nding tetestssts (Unit:mm)(U ni t:m m)
S

a

e

a

e

Strain gauge(Top and bottom surfaces)
Strain gauge(Top and bottom surfaces)

H-surfacematerial

G-60-H-4B
Specimen
G-60-V-4B

Glulammateriale

Load P/2L
Cross section
Load P/2

SpecimeV-surface
n for b[mm]ending te[mm]s tsV-surface
Cross sectionaLa

Load P/2
S
Load P/2

e

[mm]

[mm]

[mm]

a

S

e

G-120-H-4B
G-120-V-4B
L-120-H-4B
L-120-V-4B

Cross
L
a
S
e
sectionnumber［mm］［mm］［mm］［mm］［mm］
4

Glulam
60×60

1080

360

360

100

LVL
Glulam
LVL

4
4
4
4

120×
120

1080

720

720

120

4
4
4

P ho to 1 T es t s ta tu e( Upp er :G- 60 -V , But to m:L -1 20 -H )hoで示した圧縮試験体の概要を説明する.圧縮試験の方法を
to 1 T es t s ta tu e( Upp er :G- 60 -V , But to m:L -1 20 -H )既報P３）
Fig.2,前報の研究で実施した試験のパラメータを Table2 に示す.両

既報 ３） で示した圧縮試験体の概要を説明する.圧縮試験の方法を端にナイフエッジを設けることで両端ピン支持条件とし,単調加力Fで試験した.立面より接着層が見える試験体を
ig.2,前報の研究で実施した試験のパラメータをTable2 に示す.両V 試験体,見えない試
端にナイフエッジを設けることで両端ピン支持条件とし,単調加力
験体を H 試験体と呼ぶ.
で試験した.立面より接着層が見える試験体を V 試験体,見えない試
ho to 1 T es t s ta tu e( Upp er :G- 60 -V , But to m:L -1 20 -H )
験体を HPP試験体と呼ぶ.
ho to 1 T es t s ta tu e( Upp er :G- 60 -V , But to m:L -1 20 -H )Photo1 Test
Loa d
Loa dstatue(Upper: G-60-V, Buttom:L-120-H)
で示した圧縮試験体の概要を説明する.圧縮試験の方法を
既報 ３）
既報 ３） で示した圧縮試験体の概要を説明する.圧縮試験の方法を
Loa d
Loa d
Fig.2,前報の研究で実施した試験のパラメータを Table2 に示す.両Fig.2,前報の研究で実施した試験のパラメータを Table2 に示す.両
端にナイフエッジを設けることで両端ピン支持条件とし,単調加力
Str ain
Str ain
端にナイフエッジを設けることで両端ピン支持条件とし,単調加力
gau gegau geで試験した.立面より接着層が見える試験体をV 試験体,見えない試で試験した.立面より接着層が見える試験体をV
試験体,見えない試(Bo th(Bo th験体を H 試験体と呼ぶ.
fSatcreasi)nSfatcreasi)n験体を H 試験体と呼ぶ.
gau ge(Bo thfaDLcioesaspd).
(LLaotaedral
def lectio n)
Dis p.
(La teral
def lectio n)
Str ain
Str aingau gegau ge(Bo thV-S(pBeoctihme n
fac es)fac es)gau ge(Bo thfLDaoicasedps.)(LLaotaedral
def lectio n)
Dis p.
(La teral
def lectio n)
Str ain
Str aingau gegau ge(Bo thH-S p(eBcoitmhe n
fac es)fac es)F ig .2 Co mp res si on t est s wit h lo ng co lu mns

H-S pDeicsipm.e n
V-S pDeicsipm.e n
Dis p.
Dis p.
(La teral(La teral(La teral(La teral
Table2 TesFtigFig.2
p.a2raCmoemtpdCompression
eerflfesocirtoicnoonmt)perstests
essiointhtlong
elsotnsgcolumns
wciotlhumldnoesnfgleccotliuomnn)sdreefslectio n) t wwith
def lectio n)

L

SpecimenheightheightLoad P/2
Load P/2

L

SpecimH-surface
Feing.f1orBebnednidnigngtetsetssts(Unit:mm)

width
width

V-specimen
V-specimen

S

Load P/2
Load P/2

width

T ab le 1

T ab le 1

a

width

e

Strain gauge(Top and bottom surfaces)
Strain gauge(Top and bottom surfaces)
Load P/2

Load P/2

L-60-V-4B

BuBcukclkilnignglelnegntghth

width
width
heightheightH-specimen

heightwidth

V-specimen

H-specimen
H-specimen
heightV-specimen

H-surface
V-surfacewidthheightH-specimen“T.G.H.”とする（Timoshenkoのたわみ理論に基づく
Goens-Hearmon
る（Timoshenkoのたわみ理論に基づく
Goens-Hearmon
回帰(LongitudinalVibration
Tests の略)）と曲げ試験
（以下,図中では“B.T.”
本研究では材料試験として
2
種類の非破壊試験と曲げ試験を実施
回帰法の略））,縦振動計測試験（以下,図中では“L.V.T.”とする
本研究では材料試験として2 種類の非破壊試験と曲げ試験を実施
法の略）），縦振動計測試験（以下，図中では“L. V. T.” とすとする(Bending
Tests の略)）を実施した.各方法のヤング係数の算出する.まず用意した全ての試験体を用いて非破壊試験を実施する.そ(LongitudinalVibration
Tests
の略)）
と曲げ試験
（以下,図中では“B.T.”
する.まず用意した全ての試験体を用いて非破壊試験を実施する.そる（LongitudinalVibration Tests の略））と曲げ試験（以下，
方法はHOWTEC 法に準拠した.
して同じ材料を用いて曲げ試験を行う.
本研究では,（公財）日本住とする(BendingTestsの略)）を実施した.各方法のヤング係数の算出
して同じ材料を用いて曲げ試験を行う.
本研究では,（公財）日本住曲げ試験の方法を
Fig.1,寸法を TablTests
e1,試験の様子をPhoto1 に示
図中では“B. T.” とする（Bendingの略））を実施した．
宅・木材技術センターの構造用木材の強度試験マニュアル（以方法はHOWTEC法に準拠した.
宅・木材技術センターの構造用木材の強度試験マニュアル（以す.曲げ試験では,支持条件は一端ピン他端ローラーとし,3
等分点 4
各方法のヤング係数の算出方法は
HOWTEC 法に準拠した．
）
下,HOWTEC 法） ７７）gに従い,たわみ振動計測試験（以下,図中では曲げ試験の方法を
F
i
.
1
,寸法を
T
a
b
l
e
1
,試験の様子を
P
h
o
toお
1 に示
下,HOWTEC法）
に従い,たわみ振動計測試験（以下,図中では
点載
荷 と し た .梁 の ス パFig.1，寸法をン は 梁 せ い の Table1，試験の様子を
18 倍 で あ り , 図 にける
曲げ試験の方法を“T.G.H.”とする（Timoshenkoのたわみ理論に基づく
Goens-Hearmon
す.曲げ試験では,支持条件は一端ピン他端ローラーとし,3
等分点 4“T.G.H.”とする（Timoshenkoのたわみ理論に基づく
Goens-Hearmon
a=S=6d（d：梁せい）となる.
Photo1に示す．曲げ試験では，支持条件は一端ピン他端ロー）,縦振動計測試験（以下,図中では“L.V.T.”とする
点 回帰法の略）載た .梁の ス パ ン は 梁 せ い の 18 倍 で あ り , 図 に お け る
回帰法の略））,縦振動計測試験（以下,図中では“L.V.T.”とする
Ta荷
blと
e1し
に示すように,用意した試験体は,断面の大きさ,断面の向き,ラーとし，３等分点４点載荷とした．梁のスパンは梁せいの(Longitudinal Vibration Tests の略)）と曲げ試験（以下,図中では“B.T.”
a=S=6d（d：梁せい）となる.
(Longitudinal Vibration Tests の略)）と曲げ試験（以下,図中では“B.T.”
材料をパラメータとしている.曲げ試験において,立面より接着層が18倍であり，図における a ＝ S ＝6d（d：梁せい）となる．
Tests の略)）を実施した.各方法のヤング係数の算出
Tとする(Bending
able1 に示すように,用意した試験体は,断面の大きさ,断面の向き,とする(Bending
Tests90の略)）を実施した.各方法のヤング係数の算出
見えるものと,それを度回転させたものを用意しており,前者を V
Table1に示すように，用意した試験体は，断面の大きさ，
方法はHOWTEC法に準拠した.
材料をパラメータとしている.曲げ試験において,立面より接着層が方法は HOWTEC法に準拠した.
試験体,H試験体と呼ぶ.また接着層が見える面をV 面,見えない面を断面の向き，材料をパラメータとしている．曲げ試験におい曲げ試験の方法を
F
i
g
.
1
,寸法を
T
a
b
l
e
1
,試験の様子をPhoto1 に示見えるものと,それを90Fi度回転させたものを用意しており,前者をV
曲げ試験の方法を
g.1,寸法を Table1,試験の様子を Photo1 に示
H 面と呼ぶ.これは圧縮試験でも同様である.各試験体に対して,たわて，立面より接着層が見えるものと，それを90度回転させす.曲げ試験では,支持条件は一端ピン他端ローラーとし,3
等分点
4
試験体,H
試験体と呼ぶ.また接着層が見える面を V 面,見えない面をみ振動計測試験,縦振動計測試験,曲げ試験を実施しており,1
試験体 4
す.曲げ試験では,支持条件は一端ピン他端ローラーとし,3等分点たものを用意しており，前者をV試験体，H試験体と呼ぶ．
点
載と し た .梁 の ス パ ン は 梁 せ い の 18 倍 で あ り , 図4におけるHから面と呼ぶ.これは圧縮試験でも同様である.各試験体に対して,たわ
3荷
つのヤング係数を算出する.各パラメータの試験体を
体ずつ
点
載
荷
と し た .梁 の ス パ ン は 梁 せ い の 18 倍 で あ り , 図 における
また接着層が見える面をV 面，見えない面を H 面と呼ぶ．
a=S=6d（d：梁せい）となる.
み振動計測試験,縦振動計測試験,曲げ試験を実施しており,1
試験体
用意し,全
32 体用意した.
a=S=6d（d：梁せい）となる.
ble1 に示すように,用意した試験体は,断面の大きさ,断面の向き,
から TT3aaつのヤング係数を算出する.各パラメータの試験体を4 体ずつ
ble1 に示すように,用意した試験体は,断面の大きさ,断面の向き,
材料をパラメータとしている.曲げ試験において,立面より接着層がStrain gauge(Top and bottom surfaces)
用意し,全32 体用意した.
材料をパラメータとしている.曲げ試験において,立面より接着層がH-surface
見えるものと,それを 90 度回転させたものを用意しており,前者を V見えるものと,それを 90 度回転させたものを用意しており,前者を V
試験体,H 試験体と呼ぶ.また接着層が見える面をV 面,見えない面をLoadand
P/2bottom
Load P/2 Strain gauge(Topsurfaces)
試験体,H 試験体と呼ぶ.また接着層が見える面をV 面,見えない面を
H-surface
V-surface
H 面と呼ぶ.これは圧縮試験でも同様である.各試験体に対して,たわH 面と呼ぶ.これは圧縮試験でも同様である.各試験体に対して,たわみ振動計測試験,縦振動計測試験,曲げ試験を実施しており,1
試験体
Load P/2
Load P/2
み振動計測試験,縦振動計測試験,曲げ試験を実施しており,1
試験体
Strain gauge(Top and bottom surfaces)
V-surface
H-surfaceから 3 つのヤング係数を算出する.各パラメータの試験体を 4 体ずつから 3 つのヤング係数を算出する.各パラメータの試験体を 4 体ずつ用意し,全 32 体用意した.
用意し,全 32 体用意した. Load P/2 Strain gauge(TopLoadand
P/2bottom surfaces)

L-60-H-4B

material

Spe cimenSpleecnigmtehn length

本研究では材料試験として２種類の非破壊試験と曲げ試験

Spe cimenSpleecnigmtehn length

本研究では材料試験として 2 種類の非破壊試験と曲げ試験を実施

G-60-H-4B

SpSepceicmiemnenlelnegntghth

材料試験（非破壊試験・曲げ試験）

H-surface
H-surface

Specimen

Buc klingBulceknlgitnhg length

２．２

Specimen for bending tests

SpSepceicmiemnenlelnegntghthだものではなく，一般的な流通材である．

Table1

Buc klingBulceknlgitnhg length

ナー掛けで仕上げたものである．用いた材料は，特別に選ん

BuBcukclkilnignglelnegntghth

ミナを５層積層したものを所定の寸法となるようにプレー

Slenderness ratio Cross section

Buckling length

Specimen length— 72 —
Table2 T(λ）
est parameter[mm]for compress[mm]ion tests with [mm]lon g c ol umn s

number4
number
4

30
1040
870
Slenderness ratio Cross section Buckling length Specimen length
40
1390
1220
(λ）
[mm]
[mm]
[mm]
H-S pecime n
V-S pecime n
H-S pecime n
V-S pecime n
60
2080
1910
30
1040
870
120×120s with long col2950
u mns
90 Fig.2 Compression test3120

集成材と単板積層材を用いた塑性座屈強度の評価方法に関する検討

Table2

3
3 .1

TL ＝ x̄ − K・s

Test parameter for compression tests with long columns

Slenderness
ratio（λ）

Cross section［mm］

Buckling length Specimen length
［mm］
［mm］

30

1040

870

40

1390

1220

2080

1910

3120

2950

試験 結果
60

120×120

非破 壊試験
904160

より得られたヤング係数），s：試験より得られた標本標
準偏差，K：試験体数に依存する定数
Table3 Young’s module (Unit: kN/mm22)3990

試験結果より得られたヤング係数に対して,木質構造設計規準
150
2600
2430 （以８）８）下,木規準と呼ぶ）
160に示されている方法に従い,統計処理を行った.
2770
2600
60×60

式 1）を用い,信頼水準75%の 50%下側許容限界値と信頼水準
180
3120
2950 75%の95%下側許容限界値とを算出した.前者を50%下限値（E
200
3460
3290
00 ）,後者を5%下限値（E0.05
0.05）,と呼ぶこととする.これらの値を式 1)に入力し,試験結果と比較する.

３

type of H 試験体のヤング係数の平均値
集成材では
V 試験体よりtype of

TL=x －K・s

type ofMaterial

evaluation

T.G.H.

L.V.T.

B.T.

cross sectionの方が1.06倍大きく，LVL
method では H 試験体より V 試験体の平

12.4
12.4
11.9
E 00
均値の方が1.02倍大きく，著しい差は見られなかった．JAS
V-specimen

10.8
10.5
10.5
E 0.050.05
では断面の向きが異なってもヤング係数は同一とされてお
E

12.7

12.6

12.3

E 0.05
0.05

10.7

11.3

11.3

E 00
12.7
12.6
12.3
り，そのことが確認できた．全ての試験結果は木規準に示さ
GlulamH-specimen

れている値よりも大きいことが確認された．また，断面の大
9.5

E 00

AIJ
きさの違いによる顕著な差は見られなかった．
8.0

E 0.05
0.05

３．
２

試験結果

３．
１――－K・s
非破壊試験
TL=x

式１）

ここで，TL：許容限界値，x̄：平均値（ここでは試験にたわみ振動計測,縦振動計測,曲げ試験より得られたヤング係数の
100
3460
3290

分布図を
Fig.4 に示す.
120Fig.3,F

73

V-specimen

曲げ試験

E 00

12.8

13.5

12.1

E 0.05
0.05

11.1

12.3

11.5

12.9
13.8
12.3
E 00
試験における破壊状況の例を
Photo2，集成材の応力度−

式 1)

―
―
たわみ振動計測，縦振動計測，曲げ試験より得られたヤン
ここで,TL：許容限界値,x：平均値（ここでは試験により得られ

グ係数の分布図をFig.3，Fig.4に示す．
たヤング係数）,s：試験より得られた標本標準偏差,K：試験体数に依存する定数
試験結果より得られたヤング係数に対して，木質構造設計

LVL

H-specimen

E 0.05
10.5
12.7
11.5
0.05
ひずみ関係の例を Fig.5，LVLの応力度−ひずみ関係の例を

Fig.6に示す．
AIJ

E 00

12.0

E 0.050.05

10.5

Photo2に示す通り，すべての試験体が加力点間で曲げ変8）規準（以下，木規準と呼ぶ） に示されている方法に従い，形が進行したのち，曲げ破断が見られた．集成材，LVL と集成材では V 試験体より H 試験体のヤング係数の平均値の方が統計処理を行った．式１）を用い，信頼水準75%の50% 下3.もに試験体の一部において，最終的に節やフィンガージョイ
2 曲げ 試験

1.06
倍大きく,LVL では H 試験体より
V 試験体の平均値の方が1.02
側許容限界値と信頼水準75%の95%下側許容限界値とを算試験における破壊状況の例を Photo2,集成材の応力度-ひずみ関係
ントでの破断が確認されたが，それによる他の試験体との著倍大きく,著しい差は見られなかった.JAS では断面の向きが異なっ出した．前者を50% 下限値（E ），後者を5% 下限値（E ），の例を Fig.5,LVL の応力度-ひずみ関係の例を Fig.6 に示す.
しい違いは，試験結果から見られなかった．また，破断形状てもヤング係数は同一とされており,そのことが確認できた.全てのと呼ぶこととする．これらの値を式１）に入力し，試験結果

Photo2 に示す通り,すべての試験体が加力点間で曲げ変形が進行に関して，集成材においては，破断した際に節や節周辺を通

0

0.05

Photo2 に示す通り,すべての試験体が加力点間で曲げ変形が進行

試験結果は木規準に示されている値よりも大きいことが確認された.

したのち,曲げ破断が見られた.集成材,LVL ともに試験体の一部におまた,断面の大きさの違いによる顕著な差は見られなかった.

いて,最終的に節やフィンガージョイントでの破断が確認されたが,と比較する．

過するひびが多く見られ，LVL においては，特に V 試験体において接着面が剥離したような破壊が見られることが主でそれによる他の試験体との著しい違いは,試験結果から見られなか

16.0

あった．

Young'smodules[kN/mm2]

Glulam
JAS

12.0
8.0

った.また,破断形状に関して,集成材においては,破断した際に節や

荷重 - ひずみ関係は，最初直線的に荷重が上昇し，その後

節周辺を通過するひびが多く見られ,LVL においては,特に V 試験体勾配が低下する挙動であった．低下の度合いは集成材の方がにおいて接着面が剥離したような破壊が見られることが主であっにおいて接着面が剥離したような破壊が見られることが主であった.大きい傾向が見られ，LVL の方が直線的な挙動であるものが多く見られた．試験は荷重が最大荷重の80%以下に低下
荷重-ひずみ関係は,最初直線的に荷重が上昇し,その後勾配が低下するまで行っており，その間の測定値を示している．
する挙動であった.低下の度合いは集成材の方が大きい傾向が見ら
T.G.H.

L.V.T.

B.T.

T.G.H.

L.V.T.

B.T.

Left：
：60×
×60、
、Right：
：120×
×120

4.0

を示している.
Table3 Young’s module (Unit: kN/mm2)

H-specimen

V-specimen

れ,LVL の方が直線的な挙動であるものが多く見られた.試験は荷重が最大荷重の 80%以下に低下するまで行っており,その間の測定値

Material

0.0

type of crosssectionFig.3Fig.3
Test rTest
esuresults
lts ofofnnon-destructive
ot-destructivtests
e tes(Glulam)ts ( Gl ula m)
V-specimen

20.0
15.0
10.0
5.0

LVL

Young'smodulus[kN/mm2]

H-specimen

JAS
AIJ
V-specimen

T.G.H.

L.V.T.

B.T.

T.G.H.

L.V.T.

B.T.

LVL

Left：：60×
×60、、Right：：120××120
V-specimen

0.0GlulamH-specimen
AIJ

H-specimen

type ofevaluation
methodT.G.H.

L.V.T.

B.T.

E0

12.4

12.4

11.9

E0.05

10.8

10.5

10.5

E0

12.7

12.6

12.3

E0.05

10.7

11.3

11.3

E0

9.5

E0.05

8.0

E0

12.8

13.5

12.1

E0.05

11.1

12.3

11.5

E0

12.9

13.8

12.3

E0.05

10.5

12.7

11.5

E0

12.0

Photo2 Test statue(UppEe0.05
r:G-60-V, Buttom:10.5
L -1 20 -H )Fig.4Fig.4
Test rTest
esulresults
ts ofofnnon-destructive
ot-destructivetests
tes(LVL)
ts ( LV L)— 73 —

荷重-ひずみ関係は,最初直線的に荷重が上昇し,その後勾配が低下する挙動であった.低下の度合いは集成材の方が大きい傾向が見ら
B.T.

れ,LVL の方が直線的な挙動であるものが多く見られた.試験は荷重が最大荷重の 80%以下に低下するまで行っており,その間の測定値を示している.

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

74

en

ここで，Fk：座屈応力度，FC：基準材料強度，

Gl ula m)

λ：細長比，η：座屈低減係数
本 研 究 に お け る 検 討 の 流 れ を Fig.7， そ の 検 討 結 果 を

LVL

Table4に示す．木質材料は明確な降伏点を持たない材料でJASあるため，降伏点・降伏ひずみを定義することが難しく，これまでの検討では応力ひずみ関係の弾性限を見出し，降伏ひずみを定めていたが1），2），機械的方法でないため，汎用性が低いという問題点があった．そこで，以下に示す方法で逆算

B.T.

的に降伏ひずみを定め，それに基づいて再度圧縮試験体の座屈強度を評価し，式２）の評価式との関係を検討することと

en

した．

Photo2 TesTest
t sstatue(Upper:G-60-H,
tatue(Upper:G-60-V,Buttom:L-120-V)
But to m:L -1 20 -H )Photo2( LV L)Gl ula m
Gl ula m
G-6 0- V-4 B-4G-60-VH-4B-42
G-6102-0H--V4-B4-B2-1
G-120-VH-4B-13
G-1 20 -H- 4B-3

St ress
S[tNr/emssm2][N /m m 2 ]

100
100
80
80
60
60
40
40
20
20

St ress[N /m m 2 ]
100 0
200 0
100 0
200 0

100
0
0 0
0
80

300 0
300 0

40 0 040 0 050 0 050 0 0

6 00 0
6 00 0

St rai n
LVL Strai-n6(×1 0 ）
L(-×
601-0V-6-）
4 B-2
L-6 0- H-4 B-27000 L-8102000-V-49B0-030
7 00 0800 0
900 0
L-1 20 -H- 4B-4

FiFig.5
g.5 RelRelationshipationship wiwith
th lload-strainoad-strain(Glulam)(G lul am )F ig .5 Re la tio ns hi p wit h loa d- st ra in (G lul am )みをε10 の位を切り上げた値をεB
Comp.TeAstとする.そして,εATの最大値のest result
出を次節で行う．
Load
Comp.Test

Test result

Load
Strainとする.次に,曲げ試験体における圧縮ひずみがεB に達した時の応Strain

力度をσB とする.εB と最大応力度（σMAX）に対するσB の比率を

４．
２

評価結果

σA ＝1/2
Fk（（に近いことが見てFrom AIJ Standard）
Table4 に示す.同表より,その比率はおおよそ
1）
，2）
σ F

A ＝ k（（From AIJ Standard）と同様に考え，Fig.7上段に示すひずみ
Compression

既往の研究

60

取れる.

LV L
LV L L-6 0- V-4 B-2
L-60-HV-4B-2
L-16200--HV--44BB--23
L-120-HV-4B-43
L-1 20 -H- 4B-4

St ress
100
S[tNr/emsms2]100
2
4 0 [N /m m ]80
80

そこで,各曲げ試験体の最大応力度の半分の応力度の時の圧縮ひSgtaruagiens

gauges降伏ひずみに達した時の応力度を座屈応力度となる．それら
ずみの平均値を,本研究における座屈評価のための降伏ひずみと定をプロットしたものをFig.8，9に示す．
義する.この降伏ひずみを用いた座屈強度の算出を次節で行う.
Bending test
Bending test

St rai n(×1 0- 6）

60
60

0
0

100 0

200 0

300 0

40 0 050 0 0

6 00 0

7 00 0800 0

Csotmrpersesssion

εA
Strain
応力度関係図において，先の検討とは逆の流れで，ひずみがstress
εA

20

40
40

３）,９）,１０）
3）
，
9）
，
10）
では細長比を変化させた圧縮試験を行った.
既往の研究
では細長比を変化させた圧縮試験を行っ既往の研究
３）,９）,１０）では細長比を変化させた圧縮試験を行った.
既往の研究
まず,式２）より Fk を計算し,それをσA と名付け,その時の圧縮ひずた．まず，式２）よりFk を計算し，それをσA と名付け，まず,式２）より
Fk を計算し,それをσA と名付け,その時の圧縮ひずみをεA とする.そして,εA の最大値の 10 の位を切り上げた値をεB
その時の圧縮ひずみをεみをε10 の位を切り上げた値をεA とする．そして，εA の最大値のA とする.そして,ε A の最大値のBとする.次に,曲げ試験体における圧縮ひずみがε B に達した時の応とする.次に,曲げ試験体における圧縮ひずみがεに達した時の応10の位を切り上げた値をεB とする．次に，曲げ試験体におB力度をσB とする.εB と最大応力度（σMAX）に対するσB の比率を
力度をσB とする.ε B と最大応力度（σMAX）に対するσ B の比率をに達した時の応力度をσ
ける圧縮ひずみがεBB とする．εB
Table4 に示す.同表より,その比率はおおよそ1/2 に近いことが見てTable4 に示す.同表より,その比率はおおよそ 1/2 に近いことが見てと最大応力度（σMAX）に対するσB の比率を Table4に示す．
取れる.
取れる.
同表より，その比率はおおよそ1/2に近いことが見て取れる．
そこで,各曲げ試験体の最大応力度の半分の応力度の時の圧縮ひそこで,各曲げ試験体の最大応力度の半分の応力度の時の圧縮ひそこで，各曲げ試験体の最大応力度の半分の応力度の時のずみの平均値を,本研究における座屈評価のための降伏ひずみと定ずみの平均値を,本研究における座屈評価のための降伏ひずみと定義する.この降伏ひずみを用いた座屈強度の算出を次節で行う.
既往の研究３）,９）,１０）では細長比を変化させた圧縮試験を行った.
圧縮ひずみの平均値を，本研究における座屈評価のための降義する.この降伏ひずみを用いた座屈強度の算出を次節で行う.
まず,式２）より Fk を計算し,それをσA と名付け,その時の圧縮ひず
伏ひずみと定義する．この降伏ひずみを用いた座屈強度の算

900 0

StrainSgtaruagiens
LoCaodmp.Test gauLgoeasd
Load

Test result
Test result
σmax
Test rσesult
max

StrainσBσB

F ig .5 Re la tio ns hi p wit h loa d- st ra in (G lul am )

20
20
0100
0 0
0

80

St ress[N /m m 2 ]
100 0
200 0
100 0
200 0

St rai n
LVL (St×r1a0i-n6）-6L(-×601-0V-）
4 B-2
300 0
300 0

40 0 040 0 050 0 050 0 0

6 00 0
6 00 07000 L-86000-0H-4B9-0200
7000 L-8102000-V-49B0-030

Fig.6 Relationship with load-strain (LVLL-)120-H-4B-4
FiFig.6
g.6 RelaRelationshiptionship wiwith
th lload-strainoad-strain(LVL)(L VL)εA

StraingaugesComparison
Cwoimtpharison
wσiBtahndσMAXnding test
σBanBdeσ
MAX

1
σB
σ
≒ 1
σMBAX ≒ 2σMAX2Straingauges

Bending stress
Bending stress

εB
εB

σA ε
=（ε
＝F
FroAm AIJ Standard）
B k（
εB = εAsCtormapirnession
ssttrraeisns

The strain at 1/2 of the
Tmhaexismturmaisntraetss1/i2s of themdaexfimnuemd satsretshse iysield strain.
TdeesftinreedsualsttheBeynideilndg ssttrraeisns.

4 6座
0 屈 強度の 評価
4 座
屈 強度の 評価σ4.
1
評価 方法・降 伏ひず み
Fig.7 LoEavdaluation flow of plastic bucmakx ling strength
4 4.1座屈強度の評価
評価 方法・降 伏ひず み
F ig .7 Ev alu ati on f low o f p la st ic bu ck lin g st re ngt h８）
木規準には式２）に示す座屈強度の評価方法が示されている。
i n th is st udy
40 評価方法・降伏ひずみ
σB
８）
4．1
木規準
には式２）に示す座屈強度の評価方法が示されている。
i n th is st udy
ここで細長比100を超える範囲は弾性座屈が発生する領域であり,
8）
木規準 には以下のような座屈強度の評価方法が示されてここで細長比100 を超える範囲は弾性座屈が発生する領域であり,εB = εA
本研究では塑性座屈強度の評価方法の検討に焦点を当てているため,
20
本研究では塑性座屈強度の評価方法の検討に焦点を当てているため,いる。ここで細長比100を超える範囲は弾性座屈が発生する
St rai n
細長比 100 以下の範囲が対象となる.
T ab le 4 P las tic s tr ain i n t hi s st udy
strainεB(×1 0- 6）
細長比 100 以下の範囲が対象となる.
T ab le 4 P las tic s tr ain i n t hi s st udy
領域であり，本研究では塑性座屈強度の評価方法の検討に焦Fk0=ηFC式２）
Fk=ηF
0 C 100 0
2000式２）300 0
40 0 050 0 0
6 00 0
7 00 0800 0
900 0
点を当てているため，細長比100以下の範囲が対象となる．
試験体
σ B／σ MAX ε B 座屈評価のためのη=1(λ≦30)
座屈評価のための降伏ひずみ
試験体
σσBB／σ MAXεη=1(λ≦30)
1
F
i
g
.
6
R
e
l
a
t
i
o
n
s
h
i
p
w
i
t
h
l
o
a
d
s
t
r
a
i
n
(
L
V
L
)
C
o
m
p
a
r
i
s
o
n
TheB strain 降伏ひずみ
at 1/2 of the
式２）
Fk ＝ηF
η=(1.3-0.01λ)(30<λ≦100)
C
≒
w
i
t
h
m
a
x
i
m
u
m
s
t
r
es s isσM25/42
η=(1.3-0.01λ)(30<λ≦100)
AX
2
V試験体
2600
2210
σBandσV試験体
defined as the 2210
yield strai n.
MAX
η=3000/λ22(λ>100)η＝1（λ≦30）
25/42
2600
集成材
η=3000/λ(λ>100)集成材
4 座屈 強度の 評価
H試験体
33/65
2200
2216
ここで,Fk：座屈応力度,FC：基準材料強度,
η＝（1.3-0.01λ）（30<
λ≦100）
H試験体
33/65
2200
2216
k：座屈応力度,FC：基準材料強度,
4.1ここで,F評価 方法・2 降伏ひずみ
Fig.7 Evaluation
Evaluatioflow
n flofowplasticof plbuckling
astic bustrength
ckling instthisrengstudyth
Fig.7
λ：細長比,η：座屈低減係数
V試験体
16/27
2300
2025
（λ >100）η
=3000/
λλ：細長比,η：座屈低減係数
８）
V試験体
16/27
2025
LVL
木規準 には式２）に示す座屈強度の評価方法が示されている。
in this s2300
t udy
LVL
H試験体
25/42
2000
2519
ここで細長比100 を超える範囲は弾性座屈が発生する領域であり,
H試験体
25/42
2000
2519
本研究における検討の流れをFig.7,その検討結果を Table4 に示 — 74 —本研究における検討の流れを Fig.7,その検討結果を Table4 に示
本研究では塑性座屈強度の評価方法の検討に焦点を当てているため,す.木質材料は明確な降伏点を持たない材料であるため,降伏点・降す.木質材料は明確な降伏点を持たない材料であるため,降伏点・降細長比 100 以下の範囲が対象となる.
T ab le 4 P las tic s tr ain i n t hi s st udy
伏ひずみを定義することが難しく,これまでの検討では応力ひずみ
4 .2 評 価 結 果
伏ひずみを定義することが難しく,これまでの検討では応力ひずみ
4 .2 評 価 結 果
１）,２）
F
=ηF
式２）
k
C
関係の弾性限を見出し,降伏ひずみを定めていたが１）,２）,機械的方法と同様に考え,FFig.7 上段に示すひずみ-応力度関
既往の研究１）,２）１）,２）関係の弾性限を見出し,降伏ひずみを定めていたが,機械的方法
Fig.7 上段に示すひずみ-応力度関
既往の研究
試験体 と同様に考え,Fσ B／σε B 座屈評価のためのη=1(λ≦30)
MAX
でないため,汎用性が低いという問題点があった.そこで,以下に示す
係図において,先の検討とは逆の流れで,ひずみが降伏ひずみに達し
降伏ひずみ

に関する検討を行っており,この検討における降伏ひずみは 2400μに関する検討を行っており,この検討における降伏ひずみは 2400μと定めている.以上のことから,曲げ試験における最大応力度の半分と定めている.以上のことから,曲げ試験における最大応力度の半分の値におけるひずみを降伏ひずみとして用いることで,木規準の座の値におけるひずみを降伏ひずみとして用いることで,木規準の座屈強度式が座屈応力度の下限値となるように評価できることがわか
屈強度式が座屈応力度の下限値となるように評価できることがわかった.
った.
集成材と単板積層材を用いた塑性座屈強度の評価方法に関する検討
75

既往の研究9），10） では，試験結果が式２）の値を下回るこに，限界細長比100未満の試験体に対しても，木規準の式よ4040

りも試験結果が高い値であり，適切に座屈強度が評価できている傾向が見られた．また，100未満から100以上への移行

3030

する際にも，評価式は連続的であり、且つ支障がないことが確認できる．言い換えると，本研究で取り扱った細長比の全2020領域において座屈強度式が実験値に対して安全側に評価して1010いることが確認できる．
Table4に示すように，本研究で定めた降伏ひずみは2000
2）～2600µ で あ っ た． 既 往 の 研 究に お い て， カ ラ マ ツ のLVL を用いた座屈強度に関する検討を行っており，この検集 成材
準Gl--u-l-木
am規
集 成材
規準
Glul：木
am試
Do○
t ：lV
i試
ne験
:A体
IJ
○
V
験
体
Do□
t ：lHi試
ne験:体
AIJ
〇□
：V-Sp験
e cimen〇：：VH-試Spec体
imen□ ：H-Spe cimen□：H-Specimen

応S力tr度
e[sNs/[mN/mm²]m2]
応S力
tr度e[sNs/[mN/mm²]m2]

5050とが多くあり，適切に評価できなかったが，同図に示すよう

0
0 0
0

λ
λ
40
40

80
80

120
120

160
160

200
200

Fig.Fig.8
8 Comparison with withtests anandd evaluation results
re su lts ( Glu la m)
Fig.8 CompaComparison
rison with testtestss and eevaluation
valuation resul(Glulam)ts ( Glu la m)

討における降伏ひずみは2400µ と定めている．以上のことから，曲げ試験における最大応力度の半分の値におけるひずみ
を降伏ひずみとして用いることで，木規準の座屈強度式が座屈応力度の下限値となるように評価できることがわかった．

40
40

５．まとめ

30
30

本研究では，正方形断面の集成材と LVL の圧縮試験に対2020して，塑性座屈強度の評価に関する検討を行った．曲げ試験の結果から，降伏ひずみを逆算的にもとめ，その降伏ひず

1010みを用いて，圧縮試験の塑性座屈強度を定めた．その結果，
木規準に示されている座屈強度式と非常に相関が高かった．

0
0 0
0

よって，曲げ試験の最大応力度の半分の値の応力度における謝辞
本研究は，関東学院大学と森林総合研究所の共同研究の一環として行ったものである．本研究を進めるに当たり，2019年度

関東学院大学

理工／建築・環境学会研究補助，

課題名：木質材料の座屈強度に関する実験的研究，研究代表：
神戸渡の助成を受けた．実験を進めるにあたり，日本建築学会

木材強度検証小委員会の委員より有益な助言をいただき

λ
λ
40
40

80
80

120
120

160
160

200
200

F ig .9 Co mp ari so n wi th te sts a nd e val ua tio n re su lts ( LVL )Fig.Fig.99 CompaComparison
rison with withtesttestss anandd evevaluation
aluation results
resul(LVL)
ts ( LVL )ひずみを降伏ひずみとして定めることで，おおよそ圧縮試験の塑性座屈強度を定めることが分かった．

LV L
規準
LV--L--木
LV L
規準
LVL：木
Do〇
t ：lV
i試
ne験
:体
A体
IJ
〇
V
試
験
Do□t：H
li試n験
e:体
AIJ
〇□
：V-Sp験
ecimen〇：：VH-試
Spe 体
cimen□：H-Specimen□ ：H-Spe cimen

2
応力t度
re[[sNs/[mNm/m2]m] 22]
応S力
St度
resNs/[mNm/ mm ]

50
50

5. ま とめ
5. ま とめ
参考文献
本研究では,正方形断面の集成材と LVL の圧縮試験に対して,塑性
本研究では,正方形断面の集成材と LVL の圧縮試験に対して,塑性
１）神戸渡，高橋清和，伊藤拓海，青木謙治：軸材としての
座屈強度の評価に関する検討を行った.曲げ試験の結果から,降伏ひ座屈強度の評価に関する検討を行った.曲げ試験の結果から,降伏ひ厚物合板の耐圧縮性能に関する実験的研究，日本建築学
ずみを逆算的にもとめ,その降伏ひずみを用いて,圧縮試験の塑性座
ずみを逆算的にもとめ,その降伏ひずみを用いて,圧縮試験の塑性座会構造系論文集，Vol.78，No.684，pp.355-361，2013. 2．
屈強度を定めた.その結果,木規準に示されている座屈強度式と非常
屈強度を定めた.その結果,木規準に示されている座屈強度式と非常
２）神戸渡，軽部正彦，青木謙治，成田敏基：カラマツのに相関が高かった.よって,曲げ試験の最大応力度の半分の値の応力に相関が高かった.よって,曲げ試験の最大応力度の半分の値の応力
LVL を用いた座屈強度の評価手法に関する実験的研究，
度におけるひずみを降伏ひずみとして定めることで,おおよそ圧縮度におけるひずみを降伏ひずみとして定めることで,おおよそ圧縮
日 本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 集，Vol.82，No.732，pp.227試験の塑性座屈強度を定めることが分かった.
試験の塑性座屈強度を定めることが分かった.

237，2017. 2．

犬塚美佳さん，馬３）神戸渡，井道裕史，野田康信，鈴木賢人：木質材料の座

川昌大さん，加藤誠史さん，小澤奎太さん，園田一樹さん，屈強度に関する研究（その１）：弾性座屈強度の評価に角田寛太さん，和田七海さん，大室美帆さん，村上初音さん，関する考察，日本建築学会構造系論文集，第85巻，第ました．実験の実施には，関東学院大学

777号，pp.1457-1467，2020. 11．

田中琳さん，中野宗一郎さん（当時）の協力をいただきまし

４）大室美帆，村上初音，田中琳，中野宗一郎，馬川昌大，た．この場にて御礼申し上げます．

井道裕史，野田康信，鈴木賢人，神戸渡：正方形断面の
木質部材の曲げ座屈強度の評価方法に関する考察−曲げ試験による降伏ひずみを用いた場合−，第24回木質構造
Table4σB／σMAXεB

座屈評価のための降伏ひずみ

V 試験体

25/42

2600

2210

H 試験体

33/65

2200

2216

V 試験体

16/27

2300

2025

H 試験体

25/42

2000

2519

試験体
集成材
LVL

研究会技術発表会

Plastic strain in this study

技術報告集，pp.9-12，2020. 12．

５）集成材の日本農林規格：平成19年９月25日農林水産省告示第1152号（最終改正：令和元年６月27日農林水産省告示第475号）
６）単板積層材の日本農林規格：平成20年５月13日農林水産省告示第701号（最終改正：令和２年６月１日農林水産省告示第1062号）．
— 75 —

寛太さん
寛太さん
野宗一郎
野宗一郎
上げます
上げます

参 考文献
参 考文献
１） 神戸
１） 神戸
の耐
の耐
Vol.
Vol.
２） 神戸
２） 神戸
た座
た座
系論
系論
３） 神戸
３） 神戸
する
する
築学
築学
４） 大室
４） 大室
田康
田康
度の
度の
た場
た場
pp.9
pp.9
５） 集成
５） 集成
115
115
号）
号）
６） 単板
６） 単板
示第
示第
号）
号）
７） （公
７） （公
マニ
マニ
８） 日本
８） 日本
耐力
耐力
９） 小澤
９） 小澤
康信
康信
た圧
た圧
pp.9
pp.9
１０）
１０）
野田
野田
材を
材を
報告
報告

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

76

形断面の集成材を用いた圧縮試験，第23回木質構造研究

７）（公財）日本住宅・木材技術センター：構造用木材の強会技術発表会度試験マニュアル，2014．
８）日本建築学会：木質構造設計規準・同解説−許容応力度・技術報告集，pp.9-12，2019. 12．

10）犬塚美佳，加藤誠史，小澤奎太，和田七海，神戸渡，井道裕史，野田康信，鈴木賢人：細長比を変化させた正方許容耐力設計法−，pp.171-179，2006. 12．
９）小澤奎太，和田七海，犬塚美佳，加藤誠史，神戸渡，井道裕史，野田康信，鈴木賢人：細長比を変化させた正方— 76 —

形断面の単板積層材を用いた圧縮試験，第23回木質構造研究会技術発表会

技術報告集，pp.13-16，2019. 12．

技術論文
77

食品機械用潤滑剤開発のための小型ボールオンディスク試験機の製作
武
堀
水

井
田
野

吾
智
泰

諭 **
哉 **
輔 **

Design and Manufacture of Small Ball-on-Disk Tester for Developing Lubricants Used in Food
Machineryby

Asato TAKEI
Tomoya HOTTA
Taisuke MIZUNO
要

旨
時代の変化に応じて，潤滑油に課せられる要求性能も年々変化している．特に食品機械用潤滑剤では，より低毒性かつ潤滑剤本来の性能を発揮できることが求められている．食品機械用潤滑剤は，低温環境で使われるものもあり，実際に使用する環境での摩擦性能を明らかにする必要がある．本研究では，恒温槽内での試験が可能な小型のボールオンディスク試験機を製作し，動作を確認した．

Abstract
The performance requirements of lubricants have changed over the years in accordance with the changing times. Particularly in food machinery, lubricants with lower toxicity and higher performance than conventional lubricants are required. Food machinery lubricants are usedin low temperature environments. Therefore, it is necessary to clarify the coefficient of friction in low temperature environment. In this study, acompact ball-on-disk testing machine was designed and manufactured, which can perform tests in a thermostatic chamber. The operation of theball-on-disk testing machine was checked.

* 大学院機械工学専攻 ** 機械学系

2021 年 11 月 25 日受理— 77 —

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

78
１

はじめに

はない3）．このため，国際的に広く認知されている NSF H1

その時代の変化に応じて，潤滑油に課せられる要求性能もグレードが国内で最も普及している．これは，防錆用，タン

年々変化し続けている．近年では，環境汚染に関連して，廃ク密閉に使用するガスケットやシールの脱着用，潤滑用とし油処理の問題や人体に対する毒性の問題に関心が寄せられてて，食品と偶発的に接触する可能性のある箇所での使用が認いる．とくに食品機械に使用される潤滑油は，食中毒や食品められる4）．

添加剤の健康面への影響，農薬混入事件など，食品に関わる多種ある食品機械のなかには，チルド食品や冷凍食品など

不安を感じさせるニュースも相まって，安全性への要求が高低温食品の製造のため，氷点下の低温環境でも使われるもの

まっている．このことから，より低毒性の食品機械用潤滑剤もあり5），そのような機械に使用される潤滑剤は実際に使用の開発が必要である．

される環境での摩擦特性を明らかにする必要がある．通常，

食品機械用潤滑剤とは，食品機械に使用する目的で開発さ氷点下での摩擦特性の評価には，専用の冷却機構を備えた摩れた潤滑剤を指す．ここでいう食品機械とは，食品に関連す

擦試験機を使用するが，非常にコストがかかることが難点でる機械全般を指し，たとえば，食料品・飲料品などの製造，
2. ボールオンディスク試験

ある．

加工，梱包および出荷などに使用される機械である．したがっ

そこで本研究では，恒温槽内での試験が可能な小型のボーて，一言で食品機械と呼んではいるが，加工ミキサや製粉機，

ルオンディスク試験機を製作した．これにより，低温環境で摩擦・摩耗試験は，試験片形状とすべり条件により，さまざまな組み合わせが存在する。そのため，の試験を安価におこなうことが可能である．

製缶機など，その種類や用途はさまざまである．食品機械用

表 1 に示すように多種多様な摩擦試験装置が規格化されている。その中でボールオンディスク試験機
潤滑剤は，食品機械の軸受，減速機，しゅう動部などに使用
２．ボールオンディスク試験
されることから，漏洩した場合は食品に偶発的に接触する可は，図 1 に示すように回転するディスクに固定したボールを押し当てる構造である。ボールと回転す能性がある．そのため，万一の混入に備え，安全性の高い食

摩擦・摩耗試験は，試験片形状とすべり条件により，さま品機械用潤滑剤が選択される1）．このことから，もともと無ざまな組み合わせが存在する．そのため，表１に示すようにるディスクとが接触することで発生する摩擦力 F はビーム型ロードセルあるいは，はり側面に貼り付けられたひずみゲージによって測定される。これを垂直荷重P で除することによって，ボールとディ塩バターやワセリンなどの食品に添加されるオイルが使用さ
多種多様な摩擦試験装置が規格化されている．その中でボー2）．現在では，機械自体の性能が格段に向上していれていた
ルオンディスク試験機は，図１に示すように回転するディス
スクとの摩擦係数μ を得る。摩擦・摩耗に関する学術論文においては，他の摩擦・摩耗試験方法と比ることから，食品機械用潤滑剤にも潤滑剤本来の高い性能がクに固定したボールを押し当てる構造である．ボールと回転較して多数の採用例があることからも，最も普及している摩擦・摩耗試験機であるといえる。また，求められるようになり，より高い性能を有する潤滑剤に置きするディスクとが接触することで発生する摩擦力 F はビー換えられるようになった．食品衛生法における食品加工衛生

ム型ロードセルあるいは，はり側面に貼り付けられたひずみ試験片形状が円板および球であるため，難加工性の材料でも，比較的入手しやすい。また，点接触から試験を開始するため，当たりを出しやすい長所がある。一方，ボールの摩耗にともない，接触面積環境の定義範囲は，食品と直接接触する器具に限られており，
ゲージによって測定される．これを垂直荷重 P で除するこ
本来は食品と接触しない食品機械用潤滑剤の認証についてとによって，
ボールとディスクとの摩擦係数μを得る．摩擦・が増加し，試験中に面圧が減少していく短所がある 6)。
は，日本国内では法令や厚生労働省によって認可された規格

摩耗に関する学術論文においては，他の摩擦・摩耗試験方法7)
表 1表１摩擦・摩耗試験の方式
摩擦・摩耗試験の方式7）— 78 —

食品機械用潤滑剤開発のための小型ボールオンディスク試験機の製作

表２

図 1 ボールオンディスク試験機
ボールオンディスク試験機
図１

79
ロードセル（LUB-5KB）の仕様

定格容量

50N

非直線性

±0.03%RO 以内

ヒステリシス±0.03%RO 以内

繰り返し性

0.03%RO 以下

定格出力

2mV/V（4000×10-6ひずみ）±0.3%

許容温度範囲-20～70℃

温度補償範囲-10～60℃

零点の温度影響±0.003%RO/℃以内

出力の温度影響±0.003%/℃以内

許容印加電圧20V AC または DCと比較して多数の採用例があることからも，最も普及してい推奨印加電圧1～12V AC または DCる摩擦・摩耗試験機であるといえる．また，試験片形状が円

入力抵抗435Ω±60Ω

板および球であるため，難加工性の材料でも，比較的入手し

出力抵抗350Ω±2Ω

やすい．また，点接触から試験を開始するため，当たりを出

保護等級

IP67（JIS C 0920）

しやすい長所がある．一方，ボールの摩耗にともない，接触面積が増加し，試験中に面圧が減少していく短所がある6）．
３．ボールオンディスク試験機の設計
試験機を設計するにあたって，食品機械用潤滑剤の使用環
境から，試験機の使用可能温度および試験条件を次のように想定した．また，低温で試験をおこなうため，外形寸法は，
恒温槽 HPAV-120-20（いすゞ製作所）の庫内（幅500 mm
×奥行400 mm ×高さ600 mm）に収めることが可能なものと想定した．
・ 環境温度−10～＋40℃で試験が可能
・ 樹脂歯車を想定し，しゅう動速度0.30 m/s，接触部の最大面圧40 MPa での試験が可能
ボールオンディスク試験機には，ディスクを回転させる
モータと摩擦力を測定するロードセルを装置本体に備えることになるため，恒温槽に入れる必要がある．したがって，これらの使用可能温度が，試験機の使用可能温度を決める要因

表 3 モータ（BLM5120-A2）の仕様
表３
モータ（BLM5120-A2）の仕様

取付角寸法
取付角寸法
定格出力（連続）定格出力（連続）

90mm
90mm
120W
120W

シャフト/ギヤタイプ
シャフト／ギヤタイプ
シャフト材質
シャフト材質

丸シャフト
丸シャフト
鉄
鉄

減速比
減速比
電源入力
定格電圧
電源入力
定格電圧

-−
単相
100-120V
単相100-120V

電源入力
電圧許容範囲電源入力
電圧許容範囲電源入力
定格周波数
電源入力 定格周波数-15～+10%-15～ +10%
50/60Hz50/60Hz

電源入力
周波数許容範囲
電源入力
周波数許容範囲

±5%
±5%

電源入力
定格入力電流電源入力
定格入力電流

3.3A
3.3A

電源入力
最大入力電流
電源入力
最大入力電流6.8A
6.8A

定格トルク（モータ軸）
定格トルク（モータ軸）0.382N・m
0.382N・m

瞬時最大トルク（モータ軸）
瞬時最大トルク（モータ軸）0.573N・m
0.573N・m

定格回転速度（モータ軸）
定格回転速度（モータ軸）

3000r/min
3000r/min

速度制御範囲速度制御範囲80-4000r/min
80-4000r/minとなる．ロードセルのアンプやモータのドライバおよびこれらを駆動させる電源，さらにデータを収集するためのデータ
ロガーについては，ケーブルを介して装置本体に接続してあればよいので，これらは，恒温槽の外に設置すればよい．本試験装置ではロードセルは LUB-5KB（共和電業）とし，
モー
タは BLM5120-A2（オリエンタルモーター）を用いた．それぞれの仕様を表２および表３に示す．それぞれ，動作保証
温度が−10～＋40℃を満足している．
図 ２ に 設 計 し た 試 験 機 の3DCAD モ デ ル を 示 す． こ のCAD モデルは装置本体のみであり，これに操作パネルがケーブルで接続される．装置本体の外寸法は幅320 mm ×奥行
200 mm ×高さ318 mm であり，恒温槽の庫内に収めることが可能である．また重量も5.5 kg と軽量で，一人でも搬送が可能である．
実際に制作した装置全体を図３に示す．操作パネルには，モータドライバ，回転数カウンタ，ロードセルアンプ（表示器）
およびリセットスイッチが取り付けられている．モータドラ— 79 —

図２
ボールオンディスク試験機の装置本体3DCADモデル
図2 ボールオンディスク試験機の装置本体
3DCAD モデル

関東学院大学理工／建築・環境学会研究報告第65巻（2022）

80

イバはディスクを回転させるためのモータを制御するためのものである．回転数カウンタは，ディスクの回転回数を計測
および表示し，設定した回転回数でモータへ停止信号を送る．
また，ロードセルアンプは，摩擦力を表示し，設定した荷重に達するとモータへ停止信号を送る機能も有する．このロードセルアンプは，さらにデータロガー GL240（グラフテック）へ接続され，試験中の摩擦力を記録することが可能である．
４

摩擦試験

４．１

試験条件

本研究では，グリース A，グリース B，グリース C の３
種類の市販されているグリースを用いた．これらの物性を表４に示す．また，これらの他に潤滑剤を用いないドライ状態での試験を実施した．なお，各条件おいて２回ずつ試験をお図３製作した小型ボールオンディスク試験機
図3 製作した小型ボールオンディスク試験機

こなった．
4 摩擦試験
試験条件を表５に示す．ディスク試験片は，材質がSUJ2で，表面粗さ Ra が0.30 µm および0.15 µm の２種類を用いた．
ボール試験片は，材質が SUJ2で，直径が1/4 inch（約6.35
4.1 試験条件

表４

グリース

試験したグリースの清元

グリース A

グリース B グリース C

PAOmm）を用いた．
本研究では，グリース 基油
A，グリース流動パラフィン
B，グリース C の 3 鉱油
種類の市販されているグリースを用いた
アルミニウム
これらの物性を表 4 に示す。また，これらの他に潤滑剤を用いないドライ状態での試験を実施した
リチウム
増ちょう剤
コンプレックス
ウレア
石けん
４．２ 試験結果
なお，各条件おいて 2 回ずつ試験をおこなった。
石けん
図４はしゅう動試験中の摩擦係数の変化の例である．潤滑試験条件を表 5 に示す。ディスク試験片は，材質がで，表面粗さ325
Ra が 0.30 μm および 0.
ちょう度
310～340 SUJ2280

剤を用いない条件では，500 LAP あたりまで摩擦係数が上μm の 2 種類を用いた。
ボール試験片は，材質が SUJ2 で，直径が 1/4 inch（約 6.35 mm）を用いた
基油の動粘度70130
1050
4.2 試験結果（40℃）[mm2/s]
昇し，以降0.4程度で一定に推移している．一方で，潤滑油
図 4 はしゅう動試験中の摩擦係数の変化の例である。潤滑剤を用いない条件では，500 LAP あたり
を用いた各条件では，初期から摩擦係数が0.2以下を保って
表 4 試験したグリースの諸元まで摩擦係数が上昇し，以降 0.4 程度で一定に推移している。一方で，潤滑油を用いた各条件では，いる．4000 LAP から6000 LAP までの摩擦係数の平均値をグリース
グリース A表５ 試験条件グリース B
グリース C初期から摩擦係数が0.2以下を保っている。4000
LAP
から
6000
LAP
までの摩擦係数の平均値を図図５に示す．潤滑剤を用いた各条件において，摩擦係数は 基油
流動パラフィン
鉱油
PAO
最大接触面圧［MPa］
787
5 に示す。潤滑剤を用いた各条件において，摩擦係数は 0.060 から 0.201 の間に収まっている。境界
0.060から0.201の間に収まっている．境界潤滑状態での摩擦
アルミニウム
荷重［N］
1.96
増ちょう剤 8)ことから，本研究においては基本的に境界潤
ウレア
リチウム石けん8）
潤滑状態での摩擦係数は0.01 から 0.2 の範囲に収まることから，本研究にお係数は0.01から0.2の範囲に収まる
コンプレックス石けん
塗布量［g］
0.3±0.03
滑状態であったと考えられる。また，すべての条件で表面粗さが Ra = 0.31 μm の条件よりも Ra =いては基本的に境界潤滑状態であったと考えられる．また，
310～340
ちょう度
280
325
旋回直径［mm］
30
0.15 μm の条件のほうが小さい摩擦係数となっている。これは，境界潤滑状態であると考えられるこ
すべての条件で表面粗さがRa = 0.30 µm の条件よりも
Ra =基油の動粘度（40℃）
しゅう動速度［mm/s］
80
70
130
1050
とから，表面粗さが小さいことで真実接触面積が大きくなり，摩擦係数に表れたのではないかと考え
0.15 µm の条件のほうが小さい摩擦係数となっている．これ
回転回数［LAP］
6000[mm2/s]られる。
は，境界潤滑状態であると考えられることから，表面粗さが環境温度［℃］20±5
図 6 および図 7 に試験後のディスク表面の状態を示す。表面粗さによらず，潤滑剤無しの場合はし小さいことで真実接触面積が大きくなり，摩擦係数に表れた
環境湿度［%］表 5 試験条件 40～80
ゅう動痕がはっきりと形成されているのが分かる。グリースを用いた場合は，しゅう動痕の形成が抑のではないかと考えられる．
最大接触面圧[MPa] 787
制され一部の条件で薄く確認できる程度である。
図６および図７に試験後のディスク表面の状態を示す．表
荷重
[N]
1.96

図４

塗布量

[g]

0.3±0.03

旋回直径

[mm]

30

しゅう動速度[mm/s]

80

回転回数

[LAP]

6000

環境温度

[℃]

20±5

環境湿度

[%]

40～80

しゅう動距離と摩擦係数の変化（材質：SUJ2，表面粗さ：0.30
μm，速度：80 mm/s，荷重：1.96 N）
図 4 しゅう動距離と摩擦係数の変化（材質：SUJ2，表面粗さ：0.30 μm，速度：80 mm/s，荷重：1.96 N）— 80 —

から，表面粗さが小さいことで真実接触面積が大きくなり，摩擦係数に表れたのではないかと考えれる。

図 6 および図 7 に試験後のディスク表面の状態を示す。表面粗さによらず，潤滑剤無しの場合はしう動痕がはっきりと形成されているのが分かる。グリースを用いた場合は，しゅう動痕の形成が抑され一部の条件で薄く確認できる程度である。

食品機械用潤滑剤開発のための小型ボールオンディスク試験機の製作

面粗さによらず，潤滑剤無しの場合はしゅう動痕がはっきり81受けたものである．関係各所に深く感謝する．

と形成されているのが分かる．グリースを用いた場合は，
しゅ
う動痕の形成が抑制され一部の条件で薄く確認できる程度で

参考文献

ある．

１）中田英樹，中西祐輔，阿賀野静：食品機械用グリースの技術動向，トライボロジスト，66巻，１号（2021）
，

５

おわりに

pp.37-42．

本研究では，食品機械用潤滑剤の試験をおこなうため，恒２）渡 邉 絢 子， 水 谷 祐 也： 食 品 機 械 用 潤 滑 油 の 開 発，

温槽に収めることのできる小型のボールオンディスク試験機

ENEOS Technical Review，56巻，３号（2014），の製作をおこなった．その結果として，装置本体の外寸法が幅320 mm ×奥行200 mm ×高さ318 mm，重量が5.5 kg の試験機が完成した．また，本試験機により，グリースの性能評
価をおこなうことが十分に可能であることを確認した．
図 4 しゅう動距離と摩擦係数の変化（材質：SUJ2，表面粗さ：0.30
μm，速度：80 mm/s，荷重：1.96 N）
謝 辞

本研究は，2021年度理工／建築・環境学会研究補助費をpp.100-105．
３）柏谷智：食品加工衛生環境における潤滑剤の規格動向，
トライボロジスト，52巻，５号（2007），pp.347-352．
４）出光興産 潤滑油部潤滑技術二課：絵とき工業潤滑剤基礎
のきそ，日刊工業新聞社（2011），pp.218-219.
５）横山理雄：食品の低温流通と包装 ―とくにチルド包装と無菌化包装―，コールドチェーン研究，６巻，１号，（1980），pp.2-15.
６）弟子丸順一：摩擦摩耗試験法，トライボロジスト，44巻，４号（1999），pp.248-253.
７）佐々木信也，志摩政幸，野口昭治，平山朋子，地引達弘，
足立幸志，三宅晃司：はじめてのトライボロジー，講談社（2013），p.164.
８）長谷亜蘭：はじめての精密工学 トライボロジーの基礎，
精密工学会誌，81巻，７号（2015），pp. 643-647.

図５各潤滑条件における摩擦係数の平均値

図 5 各潤滑条件における摩擦係数の平均値

図 6 試験後のディスク表面
図６（材質：SUJ2，表面粗さ：0.30 μm，速度：80 mm/s，荷重：1.96 N）

試験後のディスク表面（材質：SUJ2，表面粗さ：0.30
μm，速度：80 mm/s，荷重：1.96 N）
図 6 試験後のディスク表面（材質：SUJ2，表面粗さ：0.30 μm，速度：80 mm/s，荷重：1.96 N）

図７

試験後のディスク表面（材質：SUJ2，表面粗さ：0.15μm，速度：80 mm/s，荷重：1.96 N）
図 7 試験後のディスク表面（材質：SUJ2，表面粗さ：0.14 μm，速度：80 mm/s，荷重：1.96 N）
図 7 試験後のディスク表面
5 おわりに （材質：SUJ2，表面粗さ：0.14 μm，速度：80 mm/s，荷重：1.96 N）
5 本研究では，食品機械用潤滑剤の試験をおこなうため，恒温槽に収めることのできる小型のボール
おわりにオンディスク試験機の製作をおこなった。その結果として，装置本体の外寸法が幅 320 mm×奥行 200— 81 —
本研究では，食品機械用潤滑剤の試験をおこなうため，恒温槽に収めることのできる小型のボールmm×高さ
318 mm，重量が 5.5 kg の試験機が完成した。また，本試験機により，グリースの性能評
オンディスク試験機の製作をおこなった。
その結果として，装置本体の外寸法が幅 320 mm×奥行 200
価をおこなうことが十分に可能であることを確認した。
mm×高さ 318 mm，重量が 5.5 kg の試験機が完成した。また，本試験機により，グリースの性能評83

理工 / 建築・環境学会「研究報告」投稿規程
１．投稿資格
投稿原稿の著者（連名の場合は，その中の１名以上）は，本学理工 / 建築 ･ 環境学会会員でなければならない．
２．著作権
理工 / 建築 ･ 環境学会研究報告に掲載された論文などについての著作権は，理工 / 建築 ･ 環境学会に帰属する．
また，外部から転載・引用の申請があった場合は，本会において検討の上，許可することがある．詳しくは，理工 / 建築・環境学会著作権規程による．
３．論文などの図書館ウェブサイト上での公開掲載された論文などは，関東学院大学図書館ウェブサイト上に公開する．ただし，デ−タの公開範囲は要旨のみとする．
４．原稿の種類
原稿は，「研究論文（Research Paper）」，「技術論文（Technical Paper）」，「研究ノート (Research Note）」および「寄書（Short Article）」とし，理工学または建築・環境学に関連する領域の和文あるいは英文で書かれたものとする．
研究論文

4.1

⑴独創的な研究で，価値ある結論あるいは事実を示唆するものであること．
⑵原稿の長さは，図・表・要旨を含め，原則として刷り上がり12ページ以内とする．
⑶要旨は，内容をよく表現している英文300語以内で，本文冒頭に添付する．
技術論文

4.2

⑴理工学および建築・環境学に寄与する技術，設計，実験，試作などに関する事実あるいは結論を示唆するものであること．
⑵原稿の長さは，研究論文に準じる．
⑶要旨は，研究論文に準じる．
研究ノート

4.3

⑴速報性を有するか，また論文より内容が少ないものであること．
⑵原稿の長さは，図・表・要旨を含め，原則として刷り上がり４ページ以内とする．
⑶要旨は，内容をよく表現している英文200語以内で，本文冒頭に添付する．
寄

4.4

書

⑴本誌に掲載された記事についての討論，または本誌の関係領域に対する評論であること．
⑵原稿の長さは，図・表を含め，原則として刷り上がり４ページ以内とする．
５．投稿原稿の取扱い
5.1

原稿は，正・副各１部および別途定める指定方法で，理工 / 建築 ･ 環境学会編集委員会（学部庶務課内）に提出する．

5.2

原稿は，本投稿規程および投稿の手引き（別紙）に従って書くものとする．

5.3

投稿原稿の受理年月日は，編集委員会に提出された時点とする．ただし，原稿の書き方が「投稿の手引き」に従っていな

い場合には，受理しない．
5.4

原稿の採否は，編集委員会が決定する．なお，編集委員会は，原稿の内容について訂正を求めることがある．

5.5

理工 / 建築 ･ 環境学会研究補助費による報告は，「研究論文」あるいは「技術論文」として投稿し，本文の末尾に，「本研究は，（西暦）年度理工 / 建築 ･ 環境学会研究補助費を受けたものである．」（あるいは英文の場合は，“This work was financially
supported by the Society of Science and Engineering/Architecture and Environmental Design，Kanto Gakuin University
in XXXX.”と明記しなければならない．
６．著者校正
著者校正は，原則として１回とする．なお，この時点で，印刷上の誤り以外の字句訂正は，原則として認めない．
７．別刷
別刷は，50部を進呈する．50部以上の希望者は，原稿提出の際に，原稿表紙の該当欄に記入して申し込む．その経費は，実費を徴収する．
８．掲載後の訂正
8.1

印刷上の誤りについては，著者の申し出があった場合に限り，掲載する．

8.2

印刷上の誤り以外の訂正，追加などは，原則として取り扱わない．ただし，著者の申し出があり，編集委員会がそれを適当と認めた場合に限り，掲載することがある．

— 83 —

84
９．規程の改廃
この規程の改廃は，理工 / 建築 ･ 環境学会で行う．その後，工学部教授会に報告する．
付

則
この規程は，1998年４月１日から施行する．

付則
この規程は，2004年４月１日から改正施行する．

付

則１

この規程は，2013年10月２日から改正施行する．

２

前項の改正に係らず，2012年度までの工学会研究補助費については，なお従前の例による．

— 84 —

85

理工 / 建築 ･ 環境学会「研究報告」投稿の手引き
１．投稿の準備1.1

表紙は，本会所定のものを使用する．

1.2

本文の作成は，下記の用紙を使用する．

⑴ワープロ使用の場合，市販の A4白紙．
⑵手書きの場合，本会所定の原稿用紙．
２．原稿の書き方
2.1

最近の理工 / 建築 ･ 環境学会「研究報告」の体裁を参考にして書く．

2.2

文章は簡潔に，原則として当用漢字，現代かな使いで書く．

2.3

学術用語は，文部科学省学術用語，または JIS 用語で書く．

2.4

単位は，原則として SI 単位を使用する．

2.5

ワープロの場合の A4用紙は，縦長・横書きとする．和文の場合は，１ページあたり全角23字×27行（３ページが刷り上

がり１ページとなる），字間はベタ（英文字，数字は半角とする）でよいが，用紙左右の余白として50mm 以上を設けること．
また，英文（ワープロ）原稿の場合は，A4用紙に適当なフォントで書くものとするが，１ページあたり27行を目安とすること．
３．原稿の構成および長さ
原稿は，「原稿表紙」，「要旨」および「本文」（場合によっては「付録」も含む）からなるものとする．原則として，刷り上がり時の全体の長さは，論文は12ページ以内，研究ノート・寄書は４ページ以内とする．ちなみに，和文では，手書き原稿用紙８枚，ワープロ原稿用紙３枚，英文では A4用紙２枚が，それぞれ刷り上がり１ページに相当するので，図表等の刷り上がり寸法を考慮して，ページ数を見積ること．
４．原稿表紙4.1

原稿種別：原稿の種類（研究論文・技術論文・研究ノート・寄書）を書く．

4.2

和文題名：原稿の内容を的確かつ簡潔に表現する題名であること．例えば，「～に関する研究」などの表現はなるべく避ける．

副題がある場合は，（4.3）で括る．また続報の場合は，括弧で括り，（第 n 報，～）と表現する．

英文題名：和文題目に準じる．“Studies on ～ ” などの表現はなるべく避ける．題目中の第１文字および名詞，形容詞，

動詞の第１文字は大文字で書く．
4.4

著 者 氏 名：漢字およびローマ字で書き，学外者の場合は「所属学科」の欄に所属機関名を書く．

4.5

連

4.6

別 刷 希 望 部 数：進呈される50部以外に希望する部数を50部単位で記入する．

５．要絡

先：原稿に関する連絡に当たるため，なるべく学内者とする．

旨

5.1

要旨は，本文の内容が理解できるように英文と和文で書く．

5.2

要旨は，目的，方法および成果を簡潔に示すものであること．

5.3

英文要旨の長さは，研究論文・技術論文で300語以内，研究ノートで200語以内とする．和文要旨は，英文要旨の和訳である．

5.4

英文要旨は，A4白紙に次の順序にしたがい，適当なフォントで１ページあたり50字×27行を目安に，ワープロで作成すること．和文要旨も，これに準じる．
⑴論文題名
⑵著者名
⑶所属
⑷要旨内容
⑸キーワード（５語以内）
６．本文
6.1

本文の形式は，特に限定しないが，緒言（緒論）および結言（結論）を明確にし，例えば，「１．緒言」，「２．理論」，
「３．

実験方法」
，
「４．結果および考察」，「５．結言」，次に「文献」，「付録」などの順にする．研究ノート，寄書についても，これに準じる．
6.2

文中の区分は，ポイントシステムにより明確にし，次の例による．
章

１．

２．

節

1.1

1.2

項

1.1.1

1.1.2

なお，それ以下の区分は⑴，⑵，⒜，⒝，……などとする．
— 85 —

86
6.3

脚注はなるべく避けること．

6.4

文献について
本文中の記載方法について，参考文献，引用文献は，通し番号を付け，
本文の該当箇所に上付き添字１）または２），３）あるいは４）～８）のように示し，本文の末尾にまとめて記載する．

図表の転載は，原則として原図のまま使用し，図表名の直後に［文献＊）より転載］等と記述すること（＊は文献番号）．
ただし，図表の場合，翻訳による引用は認められる．
6.5

句読点，括弧，ハイフンなどは，原稿用紙の１コマに書く．新しい行（文節）の初めは，１コマ空ける．

6.5.1

文字および用語⑴文字は黒色とし，手書きの場合には楷書で鮮明に表記する．
⑵文章の区切りには，読点（ ， ）や句点（ ．）を用い，それぞれ１字分とする．また，同格の単語を並べる場合は，中点（・）を使用する．
6.5.2

文字の大きさ

文字の大きさは，本文，図表名および図表内の文字・数字・記号とも10ポイント（14級）前後とする．
6.5.3

見誤りやすい文字や記号

印刷や校正時のミスを防止し便宜を図るために，文中および図表の余白部に朱書で以下のように指示する．
⑴ギリシャ文字を使用する場合はその箇所にギを，立体活字の場合は

立を，イタリック活字の場合は イタ と指示する．なお，ゴシック活字は量記号の場合のみとし， ゴ と指定する．
⑵まぎらわしい文字や記号は，カタカナ書きの発音を指示する．
［例］ローマ字，ギリシャ文字，数字の区別：Ｏ（オー）と０（ゼロ），r（アール）とγ（ガンマ），l（エル）と１（イチ），上ツキ・下ツキの指示，大文字・小文字の指示など．
6.6

本文中で図・表を引用する場合は，Fig.1，Fig.2，……，Table 1，Table 2，……と表現する．

6.7

数字および数式

6.7.1

数字⑴数量や序数を表す数字はアラビア数字を使用し，漢字と結合して名称や概数を表す場合は漢数字を使用する．
例：10m，第４章
三角形，数百例，一条ねじ
一つの，二，三の例，一例をあげると⑵小数点および桁区切り
小数点は，0.123のように書き，.123のようには書かない．桁区切りについては，456789のように書き，456,789のようには書かない．
6.7.2

数式⑴数式を文中に書く場合には，下記の形式Ａに示すように，１行におさまる表記法を用いる．行を改めて数式だけを書く
場合には，できるだけ形式Ｂを使用する．また，必要に応じて式番号を括弧内に付ける．代数記号は，イタリック体とする．
形式Ａ(a + b)/(c + d)

形式Ｂ
a+b
c+d

⑵文中に式番号を記載するときは，Eq. ⑴，Eq. ⑵……のように書く．
6.8

単位・量・数学・化学記号

6.8.1

単位・量記号

単位および量記号は，原則として SI による．ロマン体（立体）とする．
6.8.2

数学記号

数学記号は，「JIS Z 8201」（数学記号）による．ロマン体（立体）とする．
6.8.3

化学記号

化学記号は万国化学記号による．ロマン体（立体）とする．
6.9

使用機器，サンプル，試薬等の製造会社名，形式，提供者名などは，謝辞に記載する．

— 86 —

87
７．図（写真を含む）および表
7.1

図表の選択
図（写真を含む）および表は，類似のものが重複しないように十分検討し，本文を理解するために必要な代表的なものに限定するとともに，その内容を本文中で詳細に言及し，読者が十分に理解できるようにしなければならない．指定の図表用紙に記載すること．
図の描き方は，原則として「JIS B 0001」および「JIS Z 8310」による．
7.2

図表の内容，図番，図名，表番および表名⑴図表は，原則として A4白紙に書き，１枚１図あるいは１表とする．提出されたものが，版下となるので，鮮明な図表を用意すること．なお，図表のトレースを希望する場合は，編集委員会までその旨連絡すること．この場合の料金は実費を徴収する．
⑵図番または表番は英語で記述する．また，図番および表番は，それぞれ Fig.1，…，および Table 1，…のように通し番号とする．
⑶図表の内容はすべて英語とする．図表中の文字もそのまま縮小されて写真製版されるので，縮小されても最低２mm の高さになるように，図表中にレイアウト（切り貼りなど）すること . 線の太さ，文字の大きさなどに注意して黒インクで描く．
図中の文字・数字・記号などはレタリングガイドを使用するか，ワープロで印字したものを貼り込む．
⑷図表の刷り上がり寸法は，原則として横６cm，13cm のいずれか２種類とする．希望の刷り上がり横寸法（６cm あるいは13cm）を余白に朱書しておくこと．
⑸図番および図名は図の下部に，表番および表名は表の上部に書く．
⑹図表の挿入位置は，本文原稿の右余白に明記する．
⑺写真は図と同様に扱い，コントラストの明瞭なものを A4白紙に貼付する．カラー写真は刷り上がりは白黒となるが，特にカラーでの掲載を希望する場合は，その旨編集委員会まで連絡のこと．この場合の料金は実費を徴収する．
⑻不鮮明な図表に対しては，編集委員会から再提出を指示することがある．また，編集委員会の判断で図表のトレースを印刷所に依頼することがある．この経費は，実費を徴収する．
８．文献（引用文献・参考文献）
8.1

文献の選択
文献は，特に必要とするものにとどめ，一般に公表されていない文献，例えば配布を限定された委員会報告や社内報告などは，やむを得ない場合を除き文献としない．
8.2

著作者の許諾を得ずに引用できる範囲
執筆しようとする記事のなかで，他の著作物（文献）を引用する際は，以下の二つの条件を同時に満足する場合を除き，原則として事前に当該文献の著作者の許諾を得なければならない．
⑴自分の著述が〈主〉で，引用部分が〈従〉である場合．
⑵引用の目的が公正な範囲を逸脱していない場合．すなわち，自分の意見を補強したり，他人の意見を批評する等の目的で引用する場合．
8.3

文献を引用・参考にする際の履行義務
他の著作物を引用・参考するにあたっては，許諾の必要性の有無に拘らず，以下の事項を順守すること．

⑴出所（書誌事項）を明示すること．この際，連名の著作者を一人で代表させたり，題目を省略したりすることは，著作者人格権の立場から好ましくない．
⑵引用箇所を明確にすること．ただし，要約，翻訳による引用は認められる．
⑶図表の転載は原則として原図のまま使用し，図表名の直後に［文献＊）より転載］等と記述すること（＊は文献番号）．ただし，図表の場合，翻訳による引用は認められる．
8.4

文献の記載方法⑴雑誌の場合著者名：題目，雑誌名（省略不可），巻，号，ページ（例えば ppX-Y）（西暦発行年）の順に記載し，著者名は連名者も含
めて全員の姓名（フルネーム）を記載する．
［例］
１）設計太郎：CAD 設計論，設計工学，23, 12, pp11-18 (1994).
２）
Boyd, J., Jones, P. and Raimondi, A. A. ： Bearing Theory in Analysis and Design of Journal Bearings, J. Appl. Mech., 73, 2,
pp298-315 (1951).

— 87 —

88⑵書籍の場合著者名：書籍名，ページ（例えば ppX-Y），発行所，（西暦発行年）の順に記載する．
［例］
１）製図花子：機械設計製図の実際と理論，pp132-145，川三書房，(1978)．
２）Douglas, R. A.：Introduction to Solid Mechanics, pp53-60, Wandsworth Pub. Co., (1963).
９．付録
本文中に入れると論旨が中断したり，煩雑になる事柄は，付録として「文献」の後に入れる．付録をつける場合は，本文中に付録に記載したことを述べる．
付録に出てくる図表および本文とは関係のない数式は，本文とは独立した図・表・式番号をつける．例えば，Eq. (A-1)，
Fig. A-1，Table A-1のようにする．
10．原稿の提出
表紙や内容を確認した上で，正・副各１部（表紙，本文，図，表，英文要旨，和文要旨）を提出し，かつ，指定のメールア
ドレスへ Word データをもって提出する .
付則
この手引きは，1998年４月１日から施行する．
付則
この手引きは，2004年４月１日から改正施行する．
付則
この手引きは，2013年10月２日から改正施行する．

— 88 —

研 究 報 告Vol. 652022 年３月１日

印刷・発行 ©

編集・発行

（通巻112号）

関東学院大学理工／建築・環境学会〠236-8501 横浜市金沢区六浦東１丁目50－１
印刷・製本

株式会社ポートサイド印刷☎045－786－7096

JOURNAL OF TECHNOLOGICAL RESEARCHES
Society of Science and Engineering/Architecture and Environmental Design, Kanto Gakuin University

Vol. 65
March 2022

CONTENTS
Ayako KURI, Ryota UCHIYAMA, Kojun TSUNODA,
Hirokazu

IIDA,

Chemicalstructureisolated

fromof

YAGYU:

Processing

glyceroglycolipids

ControlofLeuconostoc

mesenteroides…………………………………………………………………… 1
Makoto ITAKURA, Kazuaki TOMONO: Fabricationof Si-based anode materials using bamboo
charcoal/carbon nanotube mixed substrate andtheir electrochemical evaluation …………………………… 7
Makoto ITAKURA, Akinobu HANAYA, Itsuou OH,
Kazuaki TOMONO: Inhibition of Interlayer
Metal Complex Ion Desorption Using theCoated Film of Layered Manganese Oxide with
Long-Chain Alkylammonium Ions as Interlayer
Ions and Improvement of Pseudocapacity by
Light Irradiation……………………………………………… 13

Riku OKIGUCHI, Kazuaki TOMONO: Developmentof

high-performanceutilizing

capacitor[Co(en)3]Cl3/MnO2

onelectrodesabamboocharcoal/carbon nanotube film ……………………………… 21
Tomoya HOTTA, Takumi HASEGAWA, Akito
TOJIMA: Design and Manufacture of Chain
Elongation Experimental Device …………………………… 29
Ryosuke SATO, Keigo NISHIZAWA, Reo MIWA,
Norifumi MIYANAGA: Evaluation of Grease
Flow

on

Raceway

Velocimetryusing

Mikinari TAKADA, Mao HAMAMOTO, Hiromasa

KAWAHARA:

Kazuyoshi

Particle

Image…………………………………………………… 35

Cross-sectional

Micropowder

Blasting

Shape
using

Dynamic Viscoelasticity of Mask …………………………… 41
Tomoe

MOTOHASHI,

Naoya

MAKIMOTO:

Minimum required number of turns for "NineTiles"…………………………………………………………… 47

Junichi IZUMO, Nguyen Duy PHONG, Kenzo
SEKIJIMA: Relaxation Test of Aramid Fiber
Rope ……………………………………………………………… 55
Wataru KAMBE, Masaharu MANIWA, Tatsuki
YAMAZAKI, Akihiro UMAKAWA, Soichiro
NAKANO:HARDWARE

REPAIRON

EFFECTDAMAGEDUSING
BEARINGWALLS ………………………………………………………… 63
Wataru KAMBE, Hirofumi IDO, Yasunobu NODA,
Kento SUZUKI: A STUDY ON EVALUATIONMETHODFOR

PLASTICBUCKLING

STRENGTH OF GLULAM AND LVL ……………………… 71
Asato TAKEI, Tomoya HOTTA, Taisuke MIZUNO:
Design and Manufacture of Small Ball-on-Disk
Tester for Developing Lubricants Used in Food
Machinery ……………………………………………………… 77