医療用材料の極表層の微細塑性変形を活用した
マイクロ剪刀刃先に適した機能性表面の創成
福井大学 工学系部門 機械工学講座教授 岡田 将人（2018 年度 一般研究開発助成 AF-2018029-B3）
キーワード：バニシング加工，表面改質，バリ取り

１．研究の目的と背景

マイクロ剪刀が使用される脳外科手術の作業空間は大

鋭利な刃先形状が要求される刃物製品としてマイクロ

変狭く，脆弱な組織や微細な血管が張り巡らされている

剪刀がある．マイクロ剪刀とは，脳外科手術で使用されため，無駄な力を要せずに目標の部位の切断ができる切る長さ数 mm から十数 mm 程度の刃先を持つはさみでれ味が要求されている 3)．現在，このような生体組織をあり，柔軟な生体組織を術者の意図に倣い的確に切断で対象とした刃物の切れ味の評価方法としてマテリアルシきる切れ刃性能が求められる．現在のマイクロ剪刀の製ートと呼ばれる生体組織の機械的特性を模擬したシート造工程として，まず各部品が NC 工作機械によって板状が用いられており，このマテリアルシートをマイクロ剪素材から設計された形状に切削加工される．その後，切刀などの切れ刃で切り込み，切れ味の確認が行なわれて削加工により生じたバリの除去，刃先の研ぎ，調子合せいる．しかしながら，その性能評価は試験者の経験に基といった仕上げ工程が手作業によって行われて完成となづく感性が含まれており，定量的な評価がなされていなる．この仕上げ工程である手作業が，品質の不安定化，いのが現状である．そこで本研究では，マイクロ剪刀を製造時間の伸長，技能者の確保および育成といった懸念はじめとした刃物製品の切断性能について定量的な評価点を招いているのが現状である．そのため，NC 工作機械をするための切断性能評価試験機を開発する．加えて，上で，前述の手作業で行われている仕上げ工程も実施で開発した試験機を用いて，切れ刃形状が切断性能に及ぼきれば，有用な加工法となる．

す影響について基礎的な検討をすることを二つ目の目的

チップバニシング加工は先端が球頭形状を呈する工具をボールエンドミル加工と同様の加工形態で対象面に押とした．本報では，これら 2 種類の研究目的に沿った実験を，それぞれ実験 1，2 と定義する．

付け，定力下でしゅう動させることで表面の微小凹凸ならびに表層材料を塑性変形させ，金属表面の平滑化を図る加工法である．本加工法は表面の平滑化とともに，工２．回転バニシ加工による鋭利刃の創成実験(実験 1)

作物表層の塑性変形に由来する圧縮残留応力と加工硬化

回転バニシ加工のための実験装置を図 1 に示す．加工をもたらすため，疲労強度，耐摩耗性が向上する表面改機には精密卓上型 3 軸ロボット(RAP3L-171707-1552-SP，質効果も得られる 1)．また，切削加工を行った工作機械

コムス㈱)に高速モータスピンドル(BMS-4040，ナカニシ

上で工具を付け替えることで，そのまま実施できるため，㈱)を Z 軸方向から傾斜させて固定し，先端が球頭形状の自動工具交換機能を有する工作機械を用いることで，工工具を設置した．工具には球頭形状(R = 1.5 mm)の DLC

程の集約化，製造時間の短縮，製造スペースの狭小化がコーテッド超硬工具を用いた．著者らはこれまでに，DLC図れる．本研究室では，このチップバニシング加工に対コーテッド超硬工具により，良好な仕上げ面が得られる

し，工具を高速回転させながら，なおかつ，その回転軸ことを明らかにしている 4)．工作物はばねを介して 3 軸を対象面法線方向から傾斜させることで，工具と工作物ロボットのテーブル上に固定し，ばねの縮み量に応じて間に高速のしゅう動作用を発現させ，表面の平滑化およ

工具の工作物への押付力 Ft [N]を制御した．バニシ工具のび表面改質を効率的に実施できる工具回転型チップバニ

回転によるしゅう動速度 vs [m/min]は工具と対象面間のシング（以後，回転バニシ）加工に係る研究に取り組ん

接触点における理論的な周速度と定義し，工具傾斜角，できた．回転バニシ加工では，しゅう動作用を発現させ工具回転数，工具先端半径により決定した．なお，バニる方向を制御することで，表層材料の流動方向を制御でシ加工における仕上げ面は，前加工面粗さの影響を受け2)．そこで本研究では，マるとされている 5)．そのため，いずれの前加工面においイクロ剪刀をはじめとした刃物製品のような外縁部に向ても，その表面形状を揃えた．前加工面を得るための切かって板厚が薄くなる製品の縁部仕上げ工程に回転バニ

削条件は，R = 0.5 mm のボールエンドミルにより，工具

シ加工を適用することで，縁部のバリ除去ならびに鋭利送り方向を-X 方向，クロスフィード方向を+Y 方向，クロな刃先形状の創成を同時に自動化できるとの着想に至り，スフィード量 0.03 mm，切り込み量 0.03 mm とした．本

これを本研究の一つ目の目的とした．

研究では，回転バニシ加工を仕上げ工程に適用することきることを明らかにしているb (X-Z)
３軸ロボットa (Y-Z)
スピンドル

N

工具

回転方向

Z送り方向

スピンドルYばね

クロスフィード方向

工具

X
工作物

治具

バリ
超硬薄板Z
Y

テーブル

工作物

X

治具

テーブル

図1

バニシング加工実験の装置外観

テーブル(a) 俯瞰図

(b) 正面図
図2

実験方法(実験 A)

で鋭利刃の創成を目的にしている．鋭利刃創成のためには，切削加工により生成された縁部バリの除去と刃先近b (X-Z)
スピンドル

傍材料の流動による鋭利形状の創成が求められる．そこで，これらを別々の実験として実施した．縁部バリ除去実験を実験 A，鋭利刃形状創成実験を実験 B とし，それぞれの実験の概略を図 2(a)，(b)，図 3(a)，(b)に，実験条N

Z

回転方向
送り方向

Y

クロスフィード方向

X

工具

θ工作物

工作物

Z

件を表 1 に示す．なお，バニシ工具の Y-Z 平面での傾斜

治具

角を α，X-Z 平面での傾斜角を β°とした．

テーブル

Y治具

X

テーブル

実験 A では，図 2 にみるように直方体形状の工作物上面に切削加工を施すことにより，その縁部に意図的にバ(a) 俯瞰図(b) 断面図(正面)
図3

リを生成させた．このバリに対し，下面に超硬合金製の実験方法(実験 B)薄板をサポート材として設置し，工作物上面の縁部から表1バリ発生方向に向けて回転バニシ加工により表層材料を流動させることでバリの除去を試みた．本実験では，工条件定義を条件 II とした．対象面との理論接触点における工具回押付力 [N]転によるしゅう動は，条件 I では+X 方向，条件 II では+Yしゅう動速度方向にそれぞれ作用することとなる．条件 I，II において[m/min]

工具送り方向は-X 方向，クロスフィード方向は+Y 方向に送り速度 [mm/s]

実験 B では，刃物製品の製造工程における切削加工にII-

Ft = 80vs = 12.3

vs = 9.82
f=5

クロスフィード

より創成された鋭利形状を模擬するために，切削加工に量 [mm]より削り出した鋭角(θ = 25°)を有するくさび形状の工作

傾斜角 [deg]物を対象とし，その鋭角と接する面を工作機械の X-Y 平

BI

具傾斜状態として α = 10°，β = 0°を条件 I，α = 0°，β = 10°統一した．

実験条件A

Cf = 0.01, 0.05
α = 10,α= 0,β=0

β= 10

Cf = 0.05
α= 0, β= 10面と平行になるように治具で固定した．
いずれの実験においても工作物には JIS SUS420J2 の生向に 1 自由度の電動シリンダにより，試験シートに対し材を用い，加工部には塑性加工油(BP-3000，スターカッて+Z 方向より試験刃を定速で押付けることが可能であト工業㈱)を滴下した．仕上げ面の表面形態の測定には触る．切断荷重 Fz [N]の測定は，小型圧縮型ロードセル

針式粗さ計(SURFCOM NEX001 SD-12，㈱東京精密)を用(LMA-A-50N，㈱共和電業)を用いており，ロードセルかいた．縁部外観形状はマイクロスコープ(VHX-970F，㈱らの出力の増幅にチャージアンプ(DPM-911B，㈱共和電キーエンス)，縁部鋭利形状は卓上走査型電子顕微鏡業)を，チャージアンプからの出力の表示，記録のために(JCM-6000Plus，日本電子㈱)，縁部断面形状は正立金属顕

データロガー(GL240，グラフテック㈱)を使用した．試験微鏡(BX51M，オリンパス㈱)を用いて撮影した．

シートには，生体組織を模したマテリアルシート(TEST

３．鋭利刃の切断性能評価試験機の開発(実験 2)

MATERIAL，㈱エムエス)を使用した．試験刃には実験 Bにて得られた刃先形状の工作物を用いた．図 5 に試験シ

回転バニシ加工により創成した鋭利刃の切れ味評価のートの概略図を示す．試験シート幅は 3 mm とし，刃先ための切断性能評価試験機を開発した．試験機全体なら押付部に応力を集中させるために，試験刃接触部に対しびに試験部の外観と概略図を図 4(a)-(d)に示す．本試験機て片端に 1 mm 程度の切り込みを入れた．また，試験時

は電動シリンダ(EACM4E30AZMC，オリエンタルモータに試験刃と試験シートの接触部およびその近傍以外の領ー㈱)と 1 軸ステージを組み合わせた機構であり，上下方域での試験シートの伸びを制限するために，試験シート

2.5

電動シリンダ

X

荷重計

送り方向

荷重計

6.0 mm

試験刃
試験刃

チャージアンプ

Z

X

50 mm

0.2 mm

断面曲線

試験刃

6.0 mm

固定固定

800

送り方向
クロスフィード方向0ZZ錘錘

テストシート

600
測定長さ

2.5

荷重計

Fz

–2.5400(a) 前加工面(b) 装置概略

テストシート試験刃

0.2 mm

データロガー

荷重計側Fz00.5 mm(a) 装置外観

YX

Y

データロガー

チャージアンプ

Z0.5 mm

電動シリンダ

Y

断面曲線

ZYX

YX

0.2 mm

0.2 mm–2.540050 mm
600
測定長さ

800(b) 条件 I切断性能評価試験機

切り込み (1 mm)
マスキングテープ

6.0 mm

YZZ

テストシート

固定部

3 mm

X固定部

クロスフィード方向

0YX–2.5X

0.2 mm

0.2 mm

50 mm
Y200

測定長さ400(c) 条件 II

錘による張力切断部

図5送り方向

Z

マスキングテープ

1 mm

断面曲線

図42.5(d) 試験部概略

0.5 mm(c) 試験部外観

図6

前加工面とバニシング加工面の 3D プロファイルと断面曲線試験時のテストシート概略
流動を制御する．そのため，本節では工具接触点におけの試験刃接触部およびその近傍以外の領域にマスキングるしゅう動方向を X 軸に沿って形成されている縁部バリテープを貼付した．試験シートの試験機への設置についに対して平行（条件 I）とした場合と垂直（条件 II）として，試験シート設置時点に作用させる張力を一定にする

た場合について，それぞれの仕上げ面の加工痕形状からため，試験シートの片端に 20 g のおもりを取り付け，一評価した．図 6(a)-(c)に，前加工面ならびに両条件による定荷重で張力を作用させた状態で試験機に固定した．試

回転バニシ加工後の仕上げ面の 3D 形状と Y 方向に測定

験は試験刃を 2 mm/s の一定速度で+Z 軸方向から試験シした断面曲線を示す．クロスフィード量は Cf = 0.05 mmートに押し当てて実施した．予め試験刃および固定治具で一定とした．図 6(a)-(c)より，バニシ仕上げ面には，切をロードセルに押し当てており，その状態を切断荷重ゼ削加工により生じた周期的なカスプに対し，バニシ工具ロとし，試験刃が試験シートに接触してから切断される形状の転写による加工痕が明確に認められる．断面曲線までの切断荷重の傾向を記録した．

を比較すると，条件 I では凸形状が-X 方向側に高くなっているのに対して，条件 II では指向性のない低い凸形状

４．実験結果と考察
4・1

しゅう動作用方向が対象面表層の材料流動に及ぼす影響(実験 1-A)であった．両条件において工具傾斜条件以外は同一であることから，この違いは工具のしゅう動作用に起因すると考える．これらより，工具と対象面の理論接触点にお

本研究において，工作物縁部バリの除去機構として，けるしゅう動作用が+X 方向に作用する条件 I は，バリ発バリ部材料をバリ発生方向に流動させることにより，薄生方向と対向する-Y 方向に材料流動が顕著に作用したこ肉化させ破断させることを期待している．回転バニシ加とがわかる．これに対して，しゅう動作用が+Y 方向に作工は，工具を傾斜，回転させることにより，工作物表面用する条件 II はバリ発生方向に対して材料流動が作用しに対してしゅう動作用を発生させることで，表層の材料たと考える．本研究では，工具傾斜角を 10ºとしており，工具と対象面間の接触領域におけるしゅう動作用は X-Y

マイクロスコープ

平面上に対して円弧状となっていると考えられる．その工作物裏面ため，工作物縁部およびバリ部に回転バニシ加工を適用Yした場合，条件 I は表層材料を工作物の内側（-Y 方向）バリ500 mm

XX

バリ

工作物裏面前加工面・バニシング加工面が発生したと考える．
4・2(a) 加工前

しゅう動作用方向が縁部バリ状態に及ぼす影響(実験 1-A)

ZZに巻き込む流動が発生したと考える．これに対して，条件 II は材料をバリ発生方向（+Y 方向）に引き延ばす流動Y

500 mm

バリ

バリ

500 mm①

バニシング領域

バニシング領域

本節では，4.1 節の条件から Cf = 0.01 mm に変更し，それ以外は同一の加工条件にて，回転バニシ加工を適用した場合のバリ部近傍の状態を評価した．図 7(a)-(c)に，加工作物裏面工作物裏面工前後におけるバリの外観を，図 8(a)-(c)にバリ部近傍の(b) 条件 I断面形状を示す．これらは，回転バニシ加工による面加(c) 条件 II

図7工を対象面に 1 回行った場合である．また，外観形状はバリの外観形状

図 7 中の模式図に示すとおり，バニシ面に対し裏側から撮影したものであり，断面形状は，図 8 中の模式図に示

マイクロスコープ

すとおり，工作物の側面から撮影したものである．図Y7(a)-(c)より，加工前は 200 µm 程度のバリが生成されていたのに対して，回転バニシ加工を施すことで両条件ともに，バリが+Y 方向に引き延ばされた形状を呈した．また，
条件 II では条件 I に比べてバリの引き延ばしがより顕著

X
前加工面

Z

バリ

Z

前加工面・バニシング加工面

バリ
YX500 mmに生じており，一部バリが縁部より離脱した部分(図中①)が生じた．これは，条件 I に比べて条件 II では表層材料(a) 加工前の流動がより顕著に作用したことを示唆しており，4.1 節の材料流動機構と整合する結果と考える．また，図 8(a)-(c)バニシング加工面

バニシング加工面

より，加工前は厚さ 50 µm 程度であったバリは，加工により展伸して薄肉化している．
4・3

Z

面加工回数が縁部バリ状態に及ぼす影響(実験 1-A)

YX

回転バニシ加工において面加工を同一範囲で複数回実500 mmさせた場合のバリの除去状態について評価した．図 9(a)，Y

バリの断面形状

500 mm(b)に条件 I，II でそれぞれ同一の領域を 5 回(N = 5)加工し500 mm

バニシング領域バリ

バリ

バニシング領域②

図 7 と同様にバニシ面に対し裏側から撮影した．図 9 に示すように N = 5 の加工において条件 I では，加工全域で500 mm(c) 条件 II

図8る．そのため，本節では同一面に対して加工回数を増加た場合のバリの外観形状を示す．撮影方法については，X(b) 条件 I施することで，表層の材料流動がより促進されると考えバリ

Z

バリ

工作物裏面工作物裏面バリが概ね除去された．また，条件 II では，加工領域の図9

一部で微小なバリ（図中②）が残存した．次に図 10 に条加工回数 5 回後のバリ外観形状

件 I，II でそれぞれ N = 1-5 まで加工を施した場合の残存400
400

中にはバニシ領域内で残存したバリの最大・最小長さをエラーバーで示した．図 10 より，両条件において N = 1
では未加工時よりもバリ長さは長くなり，N = 2 以降で徐々に短くなっている．これより，両条件ともに N = 1
において材料流動により，加工前のバリが引き延ばされた後，N = 2 以降で薄肉になったバリが徐々に離脱したと考える．また，条件 II ではいずれの場合においてもバリ[µm]ように，工作物縁部からバリ先端までの長さである．図300

バリ長さしたバリ長さを示す．ここでバリ長さとは，図 9 に示す

200200100000

図 10

加工前

10N1 N2 N3 N4 N5 20
条件I30N5
N1 N2 N3 N4
条件II

加工回数によるバリ長さの変化

前加工面
荷重 , Fz [N]22Z

X

Y25 °

2 mm00200 mm

500 mm11荷重 , Fz [N]22Z

21 °③500 mm

200 mm1100④

刃先の断面形状と SEM 画像

N=1N=2N=32 mm0(b) バニシング加工後
図 1110(a) 加工前
前加工面

Y5ストローク0(a) 加工前

X

N=1N=2N=35ストローク10(b) バニシング加工後
図 12

切断評価試験における荷重－ストローク線図

長さは条件 I に比べて長くなっている．これは，前述の切断性能の向上には至らなかった．しかしながら，回転とおり，条件 II がバリ発生方向（+Y 方向）にしゅう動作

バニシ加工により，刃先表面の平滑化，バリ除去，刃先用が作用しているためと考える．これに対し，条件 I は角の鋭利化の効果はそれぞれに確認できたことから，今バリ発生方向と対向する方向に流動を発生させながら，後，両面加工やバリ除去プロセスを一連のプロセスとしバリ根元部を破断させることで，バリの残存が少ない良て構成させることで，良好な切断性能の発現が期待でき好な縁部が得られたと考える．

ると考えている．また，本研究で提案した切断性能評価

4・4

回転バニシ加工が鋭利刃形状に及ぼす影響

試験は，極先端付近の刃先形状の違いを切断荷重とスト(実験 1-B)ロークの違いとして定量的に評価することができており，本節では，鋭利刃形状を模した傾斜面を有する工作物の刃先近傍に対して回転バニシ加工を適用した場合の表

切断性能評価試験として適切な評価が可能であると考える．

層の材料流動が刃先形状に及ぼす影響について評価した．
図 11(a)，(b)に刃先の断面形状および拡大 SEM 画像を示５．まとめ

す．図 11(a)，(b)より，未加工状態の刃先形状は 25°程度

工具回転型バニシング加工をステンレス鋼の薄板材縁であったのに対して，回転バニシ加工を施した刃先形状部に適用した場合の縁部形状を評価した．次に，切断性は 21°程度であり，4°程度鋭利な刃先形状となった．一方

能の評価を目的とした試験機を開発し，工具回転型バニで，刃先先端部には，-Z 方向へのダレ（図中③）が生じシング加工で処理した試験刃を用いて，切断性能を定量ている．また，先端部付近の材料流動により過剰に薄肉的に評価した．得られた結果を以下にまとめる．なお，化された領域（図中④）が創成されていると考えられ，本助成金では，この他にも回転バニシ加工を薄板材の曲本領域をバリとして適切に除去することが求められる．

げ加工に応用した解析的，実験的な取り組みなどを検討

4・5

鋭利刃の切断性能評価試験(実験 2)

試験刃として，未処理刃および前節の実験 B により得した．これらの成果については，紙面の都合上，本報告書では割愛しているが，継続的に研究成果の社会還元にられた回転バニシ加工による処理刃で切断性能の評価試努める．

験を実施した．評価試験により得られた切断荷重曲線を(1) しゅう動作用が+X 方向の場合，加工痕の凸形状が-Y

図 12(a)，(b)に示す．本試験は試験回数 N = 3 で実施した．

方向側が高くなり，バリ発生方向に対向する-Y 方向

図 12(a)，(b)より，未処理刃を用いた場合の切断荷重はの材料流動が促進されたのに対して，しゅう動作用が0.9 N 程度であったのに対して，処理刃の切断荷重は 1.7 N+Y 方向の場合，指向性のない低い凸形状が連続し，程度であった．また，その切断に至るまでのストローク

バリ発生方向に対して材料流動が作用した．

は，処理刃のほうが長くなった．これらの結果から，切(2) 回転バニシ加工により縁部バリは引き延ばされて薄断に至る時点の荷重ならびにストロークより，処理刃の肉化し，しゅう動方向が+X 方向よりも+Y 方向の場合切断性能は未処理刃より劣ると考えられる．これは，試に，バリの引き延ばしがより顕著に生じた．

験に用いた処理刃は，図 11(a)，(b)に示すように，刃先先(3) 同一面に対して回転バニシ加工の面加工回数を 1 回端においてダレやバリが生じており，これが切断性能にから 5 回に増やすことで縁部バリの除去に成功し，良影響したものと考える．回転バニシ加工による処理刃の好な縁部形状の創成に成功した．

(4) 回転バニシ加工により，未加工の刃先形状に比べて，4°程度鋭利な刃先形状の創成に成功したが，極先端付
近にダレとバリ状の薄肉部が生じた．

Materials Processing Technology, Vol. 244, pp. 106-115,
2017. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2017.01.020
2) Masato Okada, Shin Terada, Yuki Kataoka, Takeshi Kihara,(5) 開発した切断試験機により，試験シートの切断に至る

Takuya Miura, Masaaki Otsu, Burnishing characteristicsまでの性能を荷重とストロークで定量的に評価でき

of sliding burnishing process with active rotary tool

た．

targeting stainless steel, Journal of Advanced Mechanical
Design, Systems, and Manufacturing, Vol. 15, No. 4. pp.

謝 辞1-11, 20210630. DOI: 10.1299/jamdsm.2021jamdsm0044

本研究は公益財団法人天田財団の一般研究開発助成

3) 学生編集委員会 WG0, 技能を守れ 町工場の底力～脳(AF-2018029-B3)によって行われたことを付記するとと外科手術機器 編～, 精密工学会誌, Vol. 74, No. 1,もに，記して深甚なる謝意を表す．加えて，本研究に係(2008), pp. 37-43. DOI: 10.2493/jjspe.74.37

る実験を進めるにあたり技術的な協力をいただいた福井

4) 岡田将人, 新谷正義, 高杉敬吾, 立矢宏, 佐々木敏彦,

大学技術部 青山直樹 氏ならびに，加工実験の実施やデ大津雅亮, コーテッド超硬工具による工具回転型バータ分析に協力をいただいた福井大学大学院 精密加工

ニシング加工－工具表面特性が仕上げ面性状に及ぼ研究室 吉田清斗 氏に深謝する．

す影響と工具摩耗形態の解明－, 精密工学会誌, Vol.

参考文献

5) Hiegemann L., Weddeling C., Ben Khalifa N., Tekkaya

83, No. 7, pp. 694-700, 201707. DOI: 10.2493/jjspe.83.694
1) Masato Okada, Masayoshi Shinya, Hiromu Matsubara,A.E., Prediction of roughness after ball burnishing of

Hiroaki Kozuka, Hiroshi Tachiya, Naoki Asakawa,

thermally coated surfaces, Journal of Materials Processing

Masaaki Otsu, Development and characterization ofTechnology, Vol. 217 (2015), pp. 193-201. DOI:

diamond tip burnishing with a rotary tool, Journal of

10.1016/j.jmatprotec.2014.11.008