トリプトファン発色反応を利用した
動物繊維の着色における発色生成物の構造解析
堂ノ脇 靖已 *1

Structure Analysis of Colored Tryptophan
on Coloring of Animal Fiber Using the Color Reactions
Kiyoshi Donowaki
本研究では，動物繊維は蛋白質であるという観点から，蛋白質を構成しているアミノ酸の一つであるトリプトフ
ァンの発色反応を利用して動物繊維を発色している。今までにその色彩と耐光堅牢度は反応に用いたベンズアルデ
ヒド誘導体の構造に依存することが明らかとなっている。そこで今回，発色機構の解明を目的としてオキシム樹脂を用いて疑繊維状態を形成し ，繊維と同様な発色反応を行い ，このトリプトファン発色生成物の構造解析を行った 。
この結果，トリプトファンと芳香族アルデヒド誘導体は， 2： 1 の比で反応・結合し，さらに酸化反応を経ることでベンズアルデヒド部分がキノイド構造となり，発色していることが明らかとなった。そこで，羊毛生地を用いて発色反応を行い，この後に酸化反応を組み込んだ濃色化を検討した。この結果，酸化剤を含んだ希硫酸中で濃色化することが明らかとなった。

1

はじめに

本研究の発色

芳香族ｱﾙﾃﾞﾋﾄﾞ誘導体染色整理業は ，水 ，合成染料 ，助剤 ，エネルギー（ 温NH2度）を大量に消費する資源エネルギー大量消費型産業

peptide

+

NH3

COOH

peptide COOH

酸

であり，水道光熱原価平均値は他の製造業よりも大幅に上回っている 1）。また，資源エネルギー消費と同時

従来の染色（酸性染料）に大量の廃液を生じる産業でもあり，環境問題の観点
peptideNH2から新しい技術開発が必要となっている。特に，染色

Dye
COOH

- Dye
+

-

NH3

酸

peptideCOOHに用いている合成染料は，近年，その安全性がクローズアップされており，染料の制限が行われ，数も減る

図−1 動物繊維の発色概念傾向にある 2）。このような背景のもと，新しい技術のによって色彩や耐光性が制御できることなどを明らか

導入，健康志向，自然回帰などの考えから天然染料・としている 3）。そこで，最適な芳香族アルデヒド誘導

材料を用いた新しい染色が注目されている。しかし体の分子設計のために，トリプトファン誘導体であるな が ら 天 然 染 料 は， 一 般 に 堅 牢 度 が 低 い （色落 ちす

N-ア セ チ ル ト リ プ ト フ ァ ン エ チ ル エ ス テ ルる ），再現性がないことが問題であり，新しい技術開（ Ac-Trp-OEt）を用いて，溶液中で発色反応を行い，発が必要となっている。

発色生成物の構造解析を行った。この結果，図− 2 に2）

そこで，化学繊維研究所では天然材料を用い，かつ示すように， Ac-Trp-OEt とベンズアルデヒド誘導体が堅牢度が高い着色技術の開発を行っている。具体的に

2： 1 で結合し，化合物 2のようにベンズアルデヒド部

は，天然から得られる動物繊維（絹，羊毛など）が，分の水酸基がキノン基に変化して発色していることがO

構成成分としてもっているアミノ酸の一つであるトリ
プトファンを発色させ，繊維自身を発色体とする新しい技術である（図− 1）。今までの研究結果から，発色した色は洗濯，汗，摩擦によって移染が生じないこ

O

HN

O
HN

O

N
H

O

O

NH

（1）

OH

HN

O
HN

O
O

と，発色反応に用いる芳香族アルデヒド誘導体の構造＊1化学繊維研究所

O

N
H
NH

O
O

O

（2）

図−2 Ac-Trp-OEtを用いた発色反応生成物の分子構造解析結果

明らかとなった 4）。しかしながら，この構造は溶液中で反応しており，実際の繊維中での発色構造を確認す

O

H
N

PeptideO

PeptideH

る必要がある。そこで，今回オキシム樹脂を用いて疑+

繊維状態を形成して固相上での発色反応を行い，生成したトリプトファン誘導体の構造解析を行った 。また ，N
H

今回の構造解析から新たに酸化反応を組み込んだ色制

動物繊維

御の知見も得られたので，合わせて報告する。

2

研究，実験方法

Peptide

疑繊維状態は，スキーム− 1 に示すように N-アセ

Peptideチルトリプトファン（ Ac-Trp-OH）をオキシム樹脂と縮合反応させて形成した。得られた樹脂は繊維と同じ

OH

酸

O

PeptideHN

N
H

HN
PeptideO条件 3)で発色させ，発色したトリプトファン誘導体をNH

グリシンエチルエステル（ H-Gly-OEt） で樹脂から脱

OH

（3）

離させ， Ac-Trp*-Gly-OEt（ *は 発色状態 を示す ）を採取した。得られた発色生成物は，高速液体クロマトグ
Peptideラフィ（ HPLC）などで精製した後 ，1H-NMR，COSY，
マススペクトル，元素分析で構造解析を行った。

Ac-Trp-OH

PeptideN
H+
Oxime resin

縮合反応

発色反応

脱離反応

O

PeptideHN

HN
Peptide
O

NH
O

（4）

Ac-Trpスキーム−2
Ac-Trp*

繊維中におけるトリプトファン発色反応式

トリプトファン誘導体と 4-ヒドロキシベンズアルデ
ヒドが 2： 1 で結合していることが明らかとなった。

Ac-Trp*-Gly-OEt

また ，無色主成分 3は溶液中と同じように水酸基（ -OH）があり，有色主成分 4 もキノン基（ =O）であることがスキーム−1 固相上でのトリプトファン発色反応（*は発色状態を示す）示された。以上の結果から，スキーム− 2 のように樹

また，羊毛の発色の度合いは，積分球付属装置

し，同じ構造をとることが明らかとなった。

ISR-2200 を付属した島津製作所製紫外可視分光光度計
UV-2400PC により反射率を測定して評価した。

脂上での発色反応でも溶液中と同じように反応が進行

今回の結果から，このトリプトファン発色反応を用いた動物繊維の発色機構は，ベンズアルデヒド誘導体
部分がキノイド構造（図− 3）をとることで発色して

3

結果と考察

3−1

発色生成物の構造解析いると考えられる。つまり，キノイド構造をとること
で電子ドナーであるトリプトファンのイ ンドールか

芳香族アルデヒド誘導体として 4-ヒドロキシベン

ら，ベンズアルデヒド誘導体部分の電子アクセプター

ズアルデヒドを用い， Ac-Trp-OH を導入したオキシムへのπ結合が形成され，電子移動が可能となるためで樹脂と発色反応させたところ，樹脂は濃赤色になり，ある。

この樹脂から濃赤色の化合物が得られた。そこで，得前回の報告 3） で，芳香族アルデヒド誘導体の構造でられた発色生成物を HPLC で分析したところ， 15 成

色彩が変化することを発表しているが，発色した動物分が観測された。この中で，新たに生成した無色主成

繊維の色からも説明できる。図− 4 に発色反応に用い分 3（収率： 35.9 ％）と 520nm に吸収をもつ有色主成

たベンズアルデヒド誘導体と発色した色との相関を色分 4（ 収率： 6.8 ％ ）を精製分離し ，構造解析を行った 。

彩分布で示す。例えば，ベンズアルデヒドの 4 位に水

この結果 ，溶液中で得られた構造（ 図− 2）と同様に ，酸 基 が あ る 場 合 は p-キ ノ イ ド 構 造 5 と な り ， 500 〜

Peptide
PeptideO

合は， o-キノイド構造 6 となり， 400 〜 500nm に吸収

HN

HN

N
H

もつ青系統の分布領域になる。 2 位に水酸基がある場

D

D

PeptidePeptideがある黄色系統の分布領域になる 。これらの結果から ，e-O

実際羊毛生地で発色した色と分子構造から得られた発NH

色機構に相関があることが明らかとなった 。このため ，AA

トリプトファン発色は，キノイド構造をとりうる 2，（5）

または 4 位に求電子性の置換基を配置することと，そPeptidePeptideNHOの置換基の求電子性で基本色が決定し，その他の部位

Peptide
HN

HN

D

D

e-

PeptideAへの置換基は補助的に色彩を変化すると考えられる。

A

O

3−2

NH

羊毛の酸化反応

次に，スキーム− 2 の化合物 3と 4に対応する化合物（6）の反応収率を調べた。発色したトリプトファン誘導体
4 種類において，それぞれ化合物 3 に対応する無色主

図−3 トリプトファン発色構造と機構（D: 電子ドナー、A： 電子アクセプター）

成分と ，化合物 4に対応する有色主成分の収率を表− 1に示している。この結果，明らかに化合物 3 に対応す

600nm に吸収がある赤系統の分布領域に位置する。まる無色主成分が多く得られ，化合物 4 はわずかに生成

た，同じ p-キノイド構造 5 でも水酸基より電子吸引性していることが示された。一方，スキーム− 2 から発が強いジメチルアミノ基（ -N( Me) 2）に置換すると，色生成物 4は，化合物 3 を酸化することによって生成し水酸基よりも長波長シフトして， 600nm 以降に吸収をていることが考えられる。そこで，図− 5 に示すよう

黄

b*
80
MeO
HO

70

a

-a： ホルミル基（-CHO）
黄系統の分布領域

60

OH

OMe

HO

O
HO
a

HO

O

HO

a

a OMe

HO
HO

a
a

青系統の分布領域

HO

40

OH

OMe

OH

a

EtO
OH
OH

30

a

OH

HO

MeO

緑
-10

a

-5

a

20

a

OH

a
N

OH

HO

OH

MeO

a

赤系統の分布位置領域

a

OMe

Me
OH

a

HO

赤

a

10
0

5

青
図−4 ベンズアルデヒド誘導体構造とL*a*b*色彩分布の関係

10

15

20

25

a*

60

表−1 発色反応生成物における化合物3、4の収率
3の収率（％）

4の収率（％）

Ac-Trp-OEt
in solv.

78.0

5.8

50

反射率/％

ﾄﾘﾌﾟﾄﾌｧﾝ誘導体

r520 = 40.5%

40D

Ac-Trp-NHMeon resin

55.7

Ac-Trp-Gly-OEt
in solv.

36.4

12.9

10

Ac-Trp-Gly-OEt
on resin

35.9

6.8

0
300

5.7

D

30
20

r520 = 22.8%
O

400

500

600

700

800

nm

60

に発色反応後，酸化反応を組み込み，発色処理した動

発色

水洗

乾燥

反射率/％

のではないかと考えた。そこで，羊毛生地を用いて酸

仕込み

D

Me

N+
Me

50

物繊維を人為的に酸化することで色の濃色化ができる化反応の検討を行った。

D

40
30

r591 = 15.8%

20

仕込み

発色

酸化

水洗

乾燥

10

r638 = 9.1%0300

図−5 酸化反応を組み込んだ動物繊維の発色工程

400

500

600

700

800

nm

酸化反応は，酸化剤として過酸化水素水を 0.035 ％になるように 0.05 mol dm-3 の硫酸水溶液に加え，この図−6酸化反応による羊毛の反射率変化

混 合 溶 液 に 発 色 反 応 処 理 し た 羊 毛 生 地 を 加え て ， 60

果は色の制御において，重要な知見であり，新しい色℃， 3 時間振とうした。この結果，図− 6 に示すようニーズに対応できる重要な情報である。

に酸化処理後の反射率が，酸化前と比べて約 1/2 の値

また，この発色機構解明の研究結果から，人為的にとなり，濃色化できることが明らかとなった。また，

酸化反応を行うことで羊毛生地を濃色化できる技術を

ここではベンズアルデヒドの置換基による特徴を見い確立できた。これは，商品展開の幅が広がるだけでな出した。例えば，水酸基をもつベンズアルデヒド誘導

く，酸化反応を組み込むことで，発色反応時の仕込み体を用いた発色布の場合，その反射率は可視領域の最量，反応時間，反応温度を下げることができる技術で大吸収波長は変化なしに減少し，単純に酸化反応で濃あり ，実用化に向けて有用な知見であると考えられる 。

色化することが明らかとなった。一方，ジメチルアミノ基をもつ場合 ，その酸化反応で長波長シフトが生じ ，

5

参考文献

濃淡と色彩が同時に変化することが示された 。これは ，

1)中小企業庁編：（ 平成 12 年度調査）中小企業の原価

水酸基よりも電子吸引性が強いジメチルアミノ基が酸指標， p.85，（社）中小企業診断協会（ 2001）

化反応によって正電荷をもち，電子移動の誘発がさら2)例えば，上田充夫 : 染色工業 , Vol.45, No.8, p.368に促進されたことによって吸収波長の変化が生じたも(1997)のと考えられる。

3 ) 堂 ノ 脇 靖 已 ： 繊 維 /染 色 / 仕 上

加 工 技 術 , Vol.35,

NO.4, p.253-257( 2000)，
4

まとめ

堂ノ脇靖已：福岡県工業技術センター平成 11 年度研以上の結果から，トリプトファン発色反応を利用し究報告 , Vol.10, p.5-8( 2000)た動物繊維の着色は，トリプトファンと芳香族アルデ

堂ノ脇靖已：「 繊維の着色方法 」，特開 2001-55672

ヒド誘導体が 2： 1 で結合し，酸化反応を経たキノイ

4)堂ノ脇靖已：福岡県工業技術センター平成 12 年度

ド構造によって発色していることが示された。この結研究報告 , Vol.11, p.13-15( 2001)

自己組織性両親媒性化合物が形成する会合体を分子鋳型としたシリケート合成
諌山 宗敏

*1

野見山 加寿子*1Synthesis of Silicate by using Self-Organised Amphiphile as Molecular Template
Munetoshi Isayama and Kazuko Nomiyama
自己組織性を有するカチオン性両親媒化合物が形成する様々な形態の会合体を凍結乾燥することで， 形を壊さずに得られた。 この会合体にシリケートイオンを含む溶液を接触させ， 両親媒性化合物の Br イオンをシリケートイオンと交換させたところ， シリケートは会合体表面で重縮合して積層し会合体の形態を維持したまま複合化されることが明らかとなった。 得られた複合体を空気中で焼成し有機物を除去することで， 会合体をそのまま転写したシリケート構造体が得られた。

孔が円柱状であること， アモルファスであることなどが挙

１ はじめに天然鉱物であるゼオライトが水熱合成法によって作られ1)げられる。 MCM-41 の細孔の形成は有機分子が水中以来， 様々なゼオライトの商業で形成する会合体を利用するものでそれまでに合成さ的な生産が行われている。 これまで合成されたゼオライト

れたゼオライトとは若干異なる。 MCM-41 で使用されるの数は結晶学的な分類からは５０種類程度である （合成CTAB はロッド状ミセルを高濃度， 高温の条件下でなけ方法などで分けると２００種類ほどになる）。 ゼオライトのれば形成せず， さらに形成されたミセルは不安定で溶液

新規構造の存在可能性はほぼ無限大と言われながらも，

濃度或いは溶液温度の変化によって容易にその会合体

現実の合成では原料組成， 合成温度， 時間， かき混ぜ構造を壊してしまう。

条件などの多くの因子が複雑に絡み合うために， できる

一方， 合成二分子膜の分子構造は上述した有機塩類ることが明らかとなって

２）

6,7)

結晶構造には限りがあった 。

の構造と良く似ている上

ゼオライトはシリカとアルミニウムを主成分として一般に温度変化に対して非常に安定で， 分子構造によって会

アルカリ金属あるいはアルカリ土類金属などを塩基類とし合体の大きさや形を制御することが可能である。 そこで，て合成される。 また， 塩基類としてアルカリ金属などの代われわれは合成二分子膜を利用した無機構造体の合成

わりに有機塩類を使って合成する方法も開発され， ゼオを試み， 微細構造と合成二分子膜が形成する会合体と3)

ライトのバリエーションを増やしている 。

， 形成する会合体は濃度，8)の関連について検討を行った 。

特に， 有機塩類を使って合成されるゼオライトとして有名な ZSM-5 は tetrapropyl ammonium を使用してお２ 実験方法り， 天然にない結晶構造を持つアルミノシリケートとし２－１ 合成二分子膜

3)て， 様々な触媒として使用されている 。 更に， 数多く合成した合成二分子膜の構造を下記に示す。 特に， １のゼオライト合成で有機塩類が使用されているが， 有機の合成二分子膜の合成については下記に記した。

塩類はいずれも有機アンモニウム塩である。 通常， ゼオ

Lauryl(L)-alaninate toluenesulfonide A

ライトの細孔は十数Åまでであって， 触媒として使用すL- アラニン （和光特級） 15g[168 mmol] ， Lauryl Al-

る際の大きなネックとなっていた。 最近， 有機塩類の中でもアルキル鎖長が非常に長い cetyltrimethyle ammo-

1nium bromide(CTAB) を使用したゼオライト （Mobile 社
MCM-41） 合成が注目されている

4,5)。 この特徴はゼオ

ライトとしては異常に大きな細孔 （４nm） であること， 細*1 化学繊維研究所

23

cohol 31.37g[168 mmol] と p- トルエンスルホン酸一水

２- ４ 複合化及び焼成

和物 38.43g[202 mmol] を Dean-Stark trap をつけた

２－３で調製したシリケートに２－２で得られた会合体粉

500ml ナスフラスコ中でトルエン 150ml に懸濁させ７時間

末を５分間浸漬した後， ろ過した。 ろ液の pH が中性に

加熱環流撹拌し共沸により水を除いた。 反応後， トルエ

なるまで水洗を繰り返し， 得られた残査を凍結乾燥させンを留去し， アセトンにて３回再結した。 得られた結晶はた。 乾燥した反応物は 300℃まで窒素雰囲気下で， その後 600℃まで空気を流しながら昇温速度１℃ /min で鱗片状であった。
N-[4'-(10-bromodecyloxy)-azobenzene-4-carbonyl]-0-

熱処理し， 有機物を焼成除去した。 得られた固体は，白色粉末であった。

lauryl-alaninate B
窒素置換させた 200ml 三つ口フラスコに p-[p'-(wbromododecyloxy)-phenylazo] carbonyl （筆者合成品
Mw. 461） 5g(10.8mmol） を dry-THF 50ml と 共 に いれ， 氷冷後 Diethyl Phosphorocyanonidate(DEPC) 2.23g(13.7mmol) を加え， さらに２０分間氷冷下撹拌した。 別

３ 結果および考察
１の合成二分子膜分散液を凍結乾燥させて得られた粉末の SEM 写真を図 - １に示す。 固体表面にいくつもの筋が観測され， 棒状の会合体が形成されていることが推察された。 n=10 では直径およそ 100nm， n=8 では

途 A (Mw. 429.6) 4.66g(10.8mmol) の dry-THF 溶 液

60nm， n=6 では 80nm， n=4 では 400nm であった。 １は40ml に Trimethylamine(Mw. 101.2) 1.32g(13.0mmol) を分子構造内にあるアゾベンゼン基はアゾベンゼン基同士加え３０分間室温で撹拌した。 この反応溶液を先の溶液のスタッキング性に優れていることが知られ， 分子構造内に約３０分間かけて滴下し室温で３日間撹拌した。 反応にアゾベンゼン基のみを持つ二分子膜３は板状 （ラメラ）混合物から THF を留去後， 得られた残渣をカラムにて精製後アセトンで再結した。
N-[4'-(10-trimethylammoniodecyloxy)-azobenzene-4carbonyl]-0-lauryl-(L)-alaninate bromide C
B(Mw. 700.8) 6.5g(9.3mmol) を dry-THF に 溶 解 後
trimethylamine 10g(100mmol) を吹き込み， 密栓後１週間
撹拌反応させた。 溶媒を留去後，THF にて２回再結した。
合成二分子膜３は相互薬工 （株） より提供されたものを使用した。 １～３の合成二分子膜の親水基はトリメチル-

アンモニウムタイプであり，カウンターイオンは Br である。
２- ２ 会合体調製
合成二分子膜を 15mM， 25ml となるようにガラス製容器に入れ， 熱或いは超音波を用いて分散後， 30℃の恒温槽中で３日間熟成させ， 会合体を形成させた。 分散されると溶液は着色しているものの透明となった。 得られた会合体は液体窒素で急速に冷却後， 凍結乾燥器で２日間乾燥させた。
２－３ シリケート溶液の調製
シリケート溶液は， 水 50g， 水酸化ナトリウム 6g のアルカリ溶液にワコーゲル （Q-63） 5.4g を加え， 40℃に 24
時間保持して完全に溶解させたものを使用した。 反応の際には１０倍に希釈し使用した。

図 - １ 二分子膜１の溶液を凍結乾燥して得られた粉末の SEM 写真

構造をとることが知られている。 この分子構造にアラニン

ル鎖及びエステル等の吸収ピークより複合体中には１と残基を導入すると分子にキラリティーが導入されるため，シリケートが混在していることを示している。 そこで， ２の会合体はねじれを起こし， ヘリックス構造 （新聞紙を丸キャストフィルムにシリケート溶液を接触させた後， ESCA

めたような形態） を呈する。 これに二分子膜分子のいわを用いて分析を行った。 シリケートとの接触前のキャスト

ゆるテイル部分とスペーサー部分のアルキル鎖の長さのフィルムでは， ２は一分子中に窒素原子を２個持ってお関係から棒状会合体の直径が変化する。 ２の会合体はり， Br 原子とを比率は Br/N=0.5 である。 400eV の N 1s

ベシクル構造である。 図－２に凍結乾燥させた会合体， 104eV の Si 2p, 70eV の Br 3d の測定から， シリケーの SEM 写真を示した。 大きな会合体が乾燥によってつトとの接触前は 0.5 であることが確認されている。 このフィルムにシリケートを接触させると， Br 3d のピークが消失
し （Br/N=0）， キャストフィルムから Br がなくなっていることが確認された。 また， Si/N の比率は， 計算値以上に多くなっておりシリケートが会合体表面に多く付着しているものと思われる。 更に， 一度シリケートとの接触後に再度臭化水素酸溶液にキャストフィルムを接触させた

図 - ２ 二分子膜２の溶液を凍結乾燥して得られた粉末の SEM 写真場合のフィルムの ESCA 分析の結果， Br/N がオリジナぶれた様子が観察され， 結果的にラメラ構造となってい合物のアンモニウム基表面でシリケートイオンと臭素イオ

ルキャストフィルムと同じ 0.5 に戻っていることから， 膜化る。 以上から， 分子構造によってできる会合体の構造が異なること及びチューブ状の会合体を形成する１はその形を凍結乾燥によっても維持したままであることが明らか(a)となった。 一方， ベシクル状の会合体は乾燥によって内部の水分子が抜けるためつぶれるものと推定される。
MCM-41 等のシリケート構造体は， CTAB 水溶液が高濃度領域で形成する会合体をそのままシリケートへ転写したものであって， 会合体自体が安定な合成二分子膜(b)に応用できるものか興味が持たれる。 そこで， 構造的な面白さがある１の会合体をそのまま無機化合物へ転写できるか検討した。 １とシリケート溶液を混合 / 接触させ，ろ過した後の残査を凍結乾燥させて得られた黄色粉末の-1

IR 分析を行った （図 - ３）。 1000cm 付近の大きな吸収は Si-O-Si の収縮振動によるものである。 また， アルキ

図 - ４ ２のキャストフィルムを使ったシリケート処理後 (a)及び再度 HBr 水溶液で処理後 (b) の ESCA 分析

(b)

(a)
(a)

4000

3500

3000

2500

2000

1500

1000

500

図 - ３ １(a) 及び１とシリケート溶液を接触させた後 (b) のIR スペクトル(b)(c)

図 - ５ イオン交換の模式図(a) 親水基付近にあるカウンターアニオン (Br-)(b) 親水基に近づく他のアニオン種と交換(c) 全てが他のアニオン種に交換

ンとのイオン交換が成立していると推察することができる。
すなわち， 親水基を形成する４級アンモニウム基のカウ-

ンターアニオン Br は他のシリケートイオンが大量に存在する中で容易に交換反応し， さらに付着したシリケート
イオンは会合体表面で強い極性を受けて重縮合反応する。 一度形成したシリケート構造体はその形状を維持しつつ成長するため， 再度 Br イオンが導入されても会合体構造そのものにはなんら影響を与えないものと考えられる。
１のうち n=6 及び n=10 の会合体とシリケートとの複合体
及び焼成し有機物を除去した後の TEM 観察結果を図 ６に示す。 TEM の観察から， 得られた複合体は会合体構造を保持していることが確認された。 また， TEM による観察から複合体が中空状の構造をしていること， さらにその細孔が棒状会合体の末端から末端まで連続的に続いていることが確認され， その細孔径は n=6, 10 ともおよそ 40 nm であった。 n=10 のチューブ状複合体の末端はラッパ状構造をしていることが TEM の観察から確認され，n=10 の会合体がヘリックス構造をしていることを裏付けて

図-７複合体の模式図 (a) ; n=10 (b) ; n=6

図 - ８に３の会合体及び同様に合成したシリケート構造
体の SEM 写真を示す。 ３は水中での会合体及びキャス
トフィルムのいずれも非常にきれいなラメラ構造を形成す
ることが知られている。 写真はこの会合体の形成を裏付けていると伴に形成されたシリケート構造体の一層が数nm 程度の非常に薄い膜で形成されていることを示している。

図 - ８ ３の溶液を凍結乾燥して得られた粉末 (a)及びシリケート構造体 (b) の SEM 写真

４ まとめ
合成二分子膜を使用することによって微細構造の安定
した無機化合物を合成することに成功した。 今までに，
40nm の細孔を有するシリカ， 並びにアルミノシリケート
図 - ６ １ （n=6, 10） 会合体とシリケートとを複合化した
粉末 (a) 及び焼成後の粉末 (b) の TEM 写真

構造体が合成できており， 細孔の方向制御に向けて検いる。 一方 n=6 の複合体は，n=10 と異なり完全なストローる試みを行っている。 本方法によると膜分子の構造を変状構造をしている。 図 - ７に複合体の模式図を示した。

化させることによって， 無機構造体の微細構造を制御す

これらの構造は，焼成後も完全な形で維持されており （図ることが可能である。 またこの細孔の大きさは従来のシリ- ６(b)）， 無機化合物の構造を合成二分子膜が形成する

ケート構造体にはない大きさであり， 今後の応用面で注

会合体によって制御可能であることを示している。

目される。

討中である。 また， 同時に細孔径を 10nm まで小さくす５ 参考文献
1) R.M.Barrer, J.Chem.Soc., 2158 (1948).
2) R.M.Barrer, E.A.D.White, J.Chem.Soc., 1561
(1952).
3) South Africa Pat., 68/1973(1968).
4) J.S.Beck, J.C.Vartuli, W.J.Roth, M.E.Leonowicz,
C.T.Kresge, K.D.Schmitt, C.T-U.Chu, D.H.Olson,
E.W.Sheppard, S.B.Mc Cellen, J.B.Higgins,
J.L.Schlenker, J.Am.Chem.Soc., 114, 10834 (1992).
5) C.T.Kresge, M.E.Leonowicz, W.J.Roth, J.S.Beck,
Nature, 359, 710 (1992).
6) 国武豊喜 化学総説 「分子集合体 - その組織化と機能 -」 p. 123， 日本化学会編 （1983） .
7) T.Kunitake, R.Ando, Y.Ishikawa, Memories of theFaculty of Engineering, Kyushu University, 46, No.2
(1986).
8) 特願平９- ２３１７８３.

誘電体薄膜の形成と機能性に関する研究−ゾルゲル法による誘電体薄膜作製と応用−
山下洋子 ＊ 1 藤吉国孝 ＊ 1

有村雅司 ＊ 2

倉田奈津子 ＊ 2

桑原誠 ＊３

Study on Preparation and Functional Estimations of Ferroelectric Thin Film
− Preparation and Application of Dielectric Thin Film by the Sol-Gel Method −Yoko Yamashita， Kunitaka Fujiyoshi， Masashi Arimura ， Natsuko Kurata， Makoto Kuwabara
ゾルゲル法で合成したナノ粒子の分散液を塗布して薄膜を作製する方法（ナノ粒子コーティング法）を用いてチタン酸バリウム（ BaTiO3）系薄膜の作製とプロセス改善による誘電特性の向上について検討した。その結果，ナノ結晶粒子コーティング法で作製した BaTiO3 薄膜に，さらに BaTiO3 金属アルコキシド溶液を塗布して熱処理を行うプロセスを加えることで ，粒成長が促進され ， 100KHz における比誘電率を 160 から 190 まで上げることができた 。

はじめに持つ １ ）。現在検討されている NRD ガイドの導波路に近年，インターネットを代表とする情報通信分野のは，テフロンやセラミックス等の誘電体材料が用いら発展がめざましい。このような大容量の情報伝達は，れている。しかし，テフロンは伝送線路の形状に加工

現在は主に有線通信で行われているが，今後は可搬端するのにコストがかりすぎ，また比誘電率が小さいた

末や移動端末等を用いた無線技術がターゲットとなる

め小型化の点で不十分である。また現在研究されていであろう。このような大容量情報伝送を無線で実現するセラミックスは，ミリ波域での比誘電率が比較的小るには，その広帯域性からミリ波がふさわしい 。

さく，小型化の点で不十分である。

1

1)

また ，センシングの分野では ，衝突防止用レーダや ，

我々はこれまでに，ゾルゲル法でチタン酸バリウム

視界不良な場所における車両の安全走行援助システムの結晶性ナノ粒子を合成し，これを分散させた溶液をなど ITS（ Intelligent Transport System： 高度道路交通シ

塗布して薄膜を作製する方法（ナノ粒子コーティングステム）に関連するシステムが開発段階にある。これ法）について検討してきた。バルクのチタン酸バリウ

らのシステムには ，高角度分解性 ，機器の小型軽量性 ，ム（ BaTiO3）系材料は高い比誘電率を有する代表的な光 で は 透 過 し な い 媒 質 中 で も 伝 搬 可 能 で あることか

誘電体として知られている。そこで，ナノ粒子コーテ

１）

ら，ミリ波が有効である 。

ィング法で作製した薄膜でも高い誘電率が実現できれこのように，ミリ波はその可能性の大きさから無線ば，ミリ波用導波路の厚みを薄くすることができ，小のホープと考えられているが，開発と利用はあまり進型で安価なミリ波用 NRD ガイドが作製可能ではない

んでいない。その最大の理由はハードウェアのコストかと期待される。本年度は，チタン酸バリウム薄膜のがマ イ ク ロ 波 以 下の 周 波 数 帯 に 比 べ て 高 いことにあ

ミリ波伝送特性の基礎となる誘電特性の向上についてる。デバイスの量産化・低コスト化と高品質検討を行ったので報告する。

化に対するアプローチとして， NRD ガイド（非放射性誘電体線路 ）をベースとしたミリ波集積回路がある 。
NRD ガイドは ，誘電体線路本来の低損失を保持し ，しかも従来から問題視されていた線路の曲がりや不連
続部での不要放射波が完全に抑制できるという特徴を

2

研究，実験方法

2−1

研究検討項目

2−1−1

誘電体薄膜の厚膜化我々が作製している比誘電率が 100 〜 200 程度の
BaTiO3 薄 膜を使った場合のシュミレーションの結果＊１ 化学繊維研究所＊2 機械電子研究所＊3 東京大学から， BaTiO3 薄 膜を伝送線路として応用するためには，膜厚は１〜２μ m 程度に調製する必要がある。

一般的に，ゾルゲル法では，成膜１回当たりの膜厚が

3

結果と考察

厚いと熱処理に伴う膜収縮によりクラックが発生する

3−1

誘電体薄膜の厚膜化ため，成膜１回当たりの膜厚を０．１μｍ以下にする

BaTiO3 薄 膜の厚膜化には，結晶性ゲル分散溶液の必要がある。そこで，今回，２μｍの厚膜を作製する

濃度を高くすることと（ 0.02 〜 0.3mol/l），成膜回数をにあたり，作製条件を検討するとともに，誘電特性等

増やすことで対応した 。膜厚を 200nm，480nm，850nmの膜厚依存性について調べた。

に調製した BaTiO3 薄膜の 100KHz での比誘電率およ2−1−2

び誘電損失を図― 1 に示す。誘電損失は，膜厚によら誘電特性の向上の検討

NRD ガイドにおいて，誘電体薄膜には，極めて低ず 2 〜 3 ％で，他文献等と比較しても十分な値が得ら

い誘電損失が求められる。また，誘電体薄膜が高い比

れた ３）。一方，比誘電率は膜厚の増加に伴い大きくな

誘電率を持つ程，小型化には有利である。そこで，本る傾向があった。特に，膜厚が 200 から 480nm の範研究では，比誘電率の目標値を 100 〜 200 とし，ナノ囲で，比誘電率が 90 から 150 へと大幅に増加した。

粒子コーティング法を用いた薄膜作成方法の改良によ

この原因としては，１． 200nm 程度の薄膜の場合粒成り誘電特性の向上を試みた。薄膜のミリ波伝送特性に長が抑制される

ついては，現在，測定を依頼中である。

している ことがあげられる 。よって ，比誘電率を 100

2−2〜 200 にするという目標については，厚膜化により一2−2−1

ナノ粒子分散溶液の調製
２)

結晶性ゲルの合成は，定法 に従い原料の金属アルコキシド溶液を加水分解・重縮合させて行った。合成定の成果が得られた。また，分散溶液の高濃度化については，界面活性剤をはじめとした分散剤の検討も併せて行っている。

した結晶性ゲルを 2-メトキシメタノールに投入後，超音波処理を行い， 0.02mol/L 〜 0.3mol/L のナノ粒子

2−2−2

BaTiO3 薄膜の作製

ナノ粒子分散溶液を Pt/Ti/SiO2/Si( 100)または石英基板上にスピンコーティングで塗布し ，プリベーク（ 150℃× 5min），仮焼成（所定温度× 5min），本焼成（ 750℃× 1 〜 10h）を経て， BaTiO3 薄膜を作製した。金属
アルコキシド溶液を塗布する場合は，ナノ粒子コーテ

比誘電率

分散液を調製した。

200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

ィング法により作製した仮焼成段階の BaTiO3 薄膜に ，
定法

2)

0

に従い調製した 0.2mol/l の Ba,Ti 金属アルコキ

シド前駆体溶液を塗布した後，本焼成を行った。

図−１

2−3

膜厚依存性

評価

作 製 し た 薄 膜 に つい て， Ｘ線 回 折測定 （ XRD； ㈱500
膜厚（nm）

10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
1000

誘電損失（％）

実験方法

２．電極近傍に低比誘電率相が存在

4)チタン酸バリウム薄膜の誘電率と誘電損失の周波数： 100KHz，◆：比誘電率，■：誘電損失

マックサイエンス社製 MXP18A）を行い構造を解析した。薄膜の表面および断面観察は，電界放射型走査型
電 子 顕 微 鏡 （ FE-SEM； 日 本 電 子 デ ー タ ム ㈱ 製
JSM-840F） を 用 い て 行 っ た 。 薄 膜 表 面 に 作 製 し た 直
径 1mm の Al 電極と Pt 基板をインピーダンスアナラ
イザー（横河ヒューレットパッカード製， HP4192A）に接続し， 10 〜 10 Hz 周波数範囲で薄膜の電気特性2を測定した。

63−2

誘電特性の向上の検討

BaTiO3 を 粒成長させて比誘電率を向上させることを目的として，ナノ粒子コーティング法により作製した BaTiO3 薄膜上に，更に Ba,Ti 金属アルコキシド溶液を塗布するという方法を検討した。塗布方法は，スピンコーティングおよびデイップコーテイング法で行った。 Pt/Ti/SiO2/Si( 100)基板上に作製した薄膜（膜厚：500nm）のＸ線回折パターンを図−２に示す。作製した薄膜はチタン酸バリウム立方晶の単相で，不純物相

や中間体の生成はなく，３種類の成膜方法の違いによの大きさに成長しており，空隙も減少していた。誘電

る差もほとんど認められなかった。

体薄膜の比誘電率は，結晶粒径の増大にともない増加
することが知られている ５，６） ことから，併用法で見られる比誘電率の向上は，結晶粒径の増加によるものとBaTiO3
Pt

)
.
u
.
a
(
y
t
i
s
n
e
t
n
I

考えられる。また，金属アルコキシド溶液塗布法のみ(a)からなる膜（図４−（ｄ ））の結晶粒径は約 20nm と小さいことから，併用法における粒子の成長はナノ粒
子コーティング法と金属アルコキシド溶液のコーティ(ｂ)

ングを併用したときの複合的な効果によるものである
ことが分かった。このようにナノ粒子コーティングと

(c)
20

25

30

35

40

45

2θ (deg)50

55

金属アルコキシド溶液コーティングを繰り返す方法に
60(a)

図−２ チタン酸バリウム薄膜のＸＲＤパターン（a）ナノ結晶粒子コーティング法，(ｂ）併用法（デイップコーティング法，（c）併用法（スピンコーティング法）
次に，チタン酸バリウム薄膜の比誘電率の周波数特(a)性を図−３に示す。 Ba,Ti 金属アルコキシド溶液を塗布した併用法で作製した薄膜では，ナノ粒子コーティ
ング法単独で作製したものに比べて，全周波数領域に300nm

おいて比誘電率が向上した。また，塗布方法で比較す
ると，デイップコーティング法の方が比誘電率の増加
量が大きく， 100KHz で約 190 の値が得られた。

(b)

300

比誘電率

250
(b)

200

(c)
150
100

(a)
102

103

104

105

106

(d)

周波数（Ｈｚ）
図−３ チタン酸バリウム薄膜の比誘電率の周波数依存性（a）ナノ結晶粒子コーティング法，(ｂ）併用法（デイップコーティング法，（c）併用法（スピンコーティング法）
このように，金属アルコキシド溶液コーティング法を併用したことで膜の誘電特性が大きく変化した理由を調べるためにチタン酸バリウム薄膜の SEM 観察を行った結果を図−４に示す。併用法で作製した薄膜表面の結図−４チタン酸バリウム薄膜の表面 SEM 写真 (a)ナノ粒

晶粒径は，100 〜 200nm と非常に大きく，ナノ結晶粒子

子コーティング法，(b)併用法（デイップコーティング法），

コーティング法で作製したものと比較すると，２倍以上(d)金属アルコキシド溶液コーティング法

より，粒径を制御することが可能になれば，比誘電率を行うことで，粒成長が促進され， 100KHz におけるのコントロールも期待できる。

比誘電率を 160 から 190 まで上げることができた。

次に，チタン酸バリウム薄膜の誘電損失の周波数特性を図−５に示す。ナノ粒子コーティング法で作製し5た BaTiO3 薄膜の場合，誘電損失は， 100KHz で約３％

1)手代木扶，米山務：新ミリ波技術，オーム社(1999)程度であり， BaTiO3 系 薄膜としては他法と比較して

2)緒方道子 ，他 4 名：福岡県工業技術センター平成 12も良好な結果が得られた ３）。一方，併用法を用いた場

年度研究報告， p.63-66( 2001)

合，誘電損失が２％以上増加することが分かった。こ3)Zeng J M, Wang J, Wang M, Shang S X, Wang Z andの原因としては，金属アルコキシド溶液を塗布する工Lin C . J.Phys. D. Appl. Phys. 31 p.2416-2420( 1998)

程を追加したために，有機成分の少ないナノ結晶粒子

4)A.TSUZUKI, K.KATO, K.KUSUMOTO, Y.TORII, J.

コーティング法単独で作製した膜に比べ，誘電損失のMater . Sci 33 p.3055-3058( 1998)増加を招く有機物及び水酸基の残存量が増えてしまっ

5)M . Nunoshita, T. OHTA, T. Tokuda, Mater. Integration

たことが考えられる。これは，焼成条件により改善でVol.14 No.5 p.29-37( 2001)

きる可能性が高く，今後検討していく予定である。

6)M . Shimizu, S. Okamura, T. Shiosaki, Mater. Integration
Vol.12 No.7 p.19-24( 1999)

誘電損失（％）

20
15
10
5

(ｂ)
(ｃ)
(a)

0 2
10

103

104

105

106

周波数（Hz）
図−５ BaTiO3 薄膜の誘電損失の周波数依存性（a）ナノ結晶粒子コーティング法，(ｂ）併用法（デイップコーティング法，（c）併用法（スピンコーティング法）

4

参考文献

まとめ
ミリ波用デバイスの導波路への応用を目的として，

主にナノ粒子コーティング法を用いて，チタン酸バリ
ウム薄膜の作製，誘電特性の向上について検討した結果，以下の知見が得られた。

（ １ ）ナノ粒子コーティング法により作製した BaTiO3薄膜の比誘電率は膜厚依存性を示し， 200 〜 480nm の範囲で， 90 から 150 へと大幅に増加した。一方，誘電損失は，膜厚によらず 2 〜 3 ％で，他文献等と比較しても十分な値が得られた。
（２）ナノ粒子コーティング法で作製した BaTiO3 薄膜に， Ba,Ti 金属アルコキシド溶液を塗布して熱処理

高性能ノーマルモード型（高分子／液晶）複合膜の開発
蓮尾

東海 *1

山口

雅裕 *1

郡島

友紀 *2

木村

礼子 *2

Kumar

楊 槐 *2

天谷

直之 *3

海谷

法博 *3

菊池

裕嗣 *4

梶山

Rajesh *2
千里 *4

Development of High-performance Normal Mode Type (Polymer/Liquid Crystal)
Composite Films using UV curable monomers
Haruumi Hasuo， Masahiro Yamaguchi，Tomoki Gunjima，Kumar Rajesh，Huai Yang，
Reiko Kimura，Naoyuki Amaya，Norihiro Kaiya，Hirotsugu Kikuchi，Tisato Kajiyama
電界ON時に光透過，電界OFF時に光散乱状態をとるノーマルモード型（高分子／液晶）複合膜の電気光学特性の向上を目的とし，液晶，及び光重合性モノマー種の探索，複合膜作製条件の最適化を行った。その結果，液晶にTL213，
単官能モノマーに3,5,5-Trimethylhexylacrylate（ TMHA），架橋剤として２官能ビニルエーテル系モノマーである1,6Hexanedioldivinylether（HDDVE）を用いることによって，駆動電圧7V，急峻性（γ）1.31と，極めて高い複合膜特性を有するノーマルモード型複合膜の作製が可能となった。

1

はじめに

い機能 の展 開 ができ る新 規 ハイブ リッ ド 型材料 とし

電気 光学 表 示素子 の代 表 となっ た低 分 子液晶 を用て注目されている。 １ ）いた表 示素 子 は，電 場に よ る液晶 分子 の 再配列 に伴（高分子／液晶）複合膜の作製法及び機能物性は，

う光学 的変 化 を利用 して お り，低 電力 消 費・低 電圧

梶山らによって初めて報告 ２ ） された。（高分子／液駆動か つ小 型 ，薄型 ，軽 量 が特徴 であ る 。しか し，晶）複 合系 は ，素材 の凝 集 状態に 基づ い て高分 子網

表示の 為に は ２枚の 偏光 板 を必要 とす る ことか ら，目型液晶膜（Bicontinuous LCs:BCLC）と高分子分散

暗く視野角特性に問題がある。

型液晶膜（Polymer dispersed LCs:PDLC）に大別でき

これ に対 し （高分 子／ 液 晶）複 合膜 は ，従来 の液る。そ の後 ， 両系統 共に 盛 んに研 究が 行 われて いる

晶表示 素子 と 比較し て， 液 晶機能 を柔 軟 なフィ ルム

が複合 膜の 要 素と特 性の 関 係は十 分に 解 明され てい

内で発 揮さ せ ること がで き ，偏光 板を 必 要とし ない

るとは 言え ず ，今な お高 コ ントラ スト と 低電圧 駆動

光散乱に基づ く新しい光ス イッチン グモ ードである。

及び低 ヒス テ リシス を同 時 に満た すこ と が課題 とな

それ故 ，光 の 利用効 率を 飛 躍的に 向上 さ せるの みなっている。

らず， 大面 積 化が可 能等 ， 液晶の みで は 実現で きな（高 分子 ／ 液晶） 複合 膜 は駆動 特性 上 ，ノー マル
モード型（電界無印加：光散乱，電界印加：光透過），
リバースモード型（電界無印加：光透過，電界印加：

UV Irradiation

光散乱 ）に 大 別され る。 ノ ーマル モー ド 型（高 分子／液 晶） 複 合 膜（ BCLC系） は図 −１ に 示 すよ うに ，Monomer
Liquid Crystal(Δε＞０）

高分子 の三 次 元網目 構造 内 に液晶 が安 定 に保持 され電 界 ON
電 界 OFF

図−１ ノーマルモード型複合膜の駆動原理

た凝集 構造 を してい る。 初 期状態 にお い て，液 晶は高分子による規制により，液晶の常光屈折率ｎoから
異 常 光 屈 折 率 ｎ eま で の 様 々 な 屈 折 率 を 持 つ 液 晶 連
続相が形成され，光散乱状態を示す。

*1 化学繊維研究所 *2 福岡県産業・科学技術振興財団*3 日本油脂（株） *4 九州大学大学院工学部

電界 印加 状 態では 液晶 は 電界方 向に 配 向し， このとき高分子の 屈折率ｎpを 液晶のｎoと 同程度に設計する事により，白濁状態から透明状態へと変化する。

性、ヒ ステ リ シス等 ）の 更 なる向 上と 合 わせて ，重ノ ーマ ル モ ー ド 型（ 高 分 子 ／ 液晶 ） 複 合 膜 の表 示

合温度 を40℃ 付近ま で上 昇 させる 事を 目 的とし ，モ

素子と して の 実用化 を図 る 上で重 要な 電 気光学 特性

ノマー種の探索，反応条件の最適化を行った。

として は， 駆 動電圧 ，急 峻 性（γ ）， コ ントラ スト
等が挙 げら れ る。こ れら の 諸特性 を決 定 する要 因と2

しては ，駆 動 電圧で は液 晶 ドメイ ンサ イ ズ，液 晶の2−1

実験
ノーマルモード型複合膜の作製

誘電異 方性 （ Δε） ，及 び 液晶／ 高分 子 間の相 互作

光重 合型 モ ノマー （単 官 能モノ マー ， ２官能 モノ

用，急 峻性 で は液晶 ドメ イ ンサイ ズの 均 一性， コンマー） ，液 晶 ，及び 光重 合 開始剤 を所 定 の重量 比でトラス トで は 液晶ド メイ ン サイズ 及び 形 状，使 用す

混合し，Tc点（透明点）以上の温度でITO電極付き標る液晶の複屈折（Δn）等が考えられる。これらの要

準ガラ スセ ル に導入 した 。 重合反 応は 恒 温プレ ート

因は使 用す る 液晶の 特性 だ けでな く， 高 分子（ モノ

上で標 準ガ ラ スセル を所 定 温度に 保ち ， 所定のUV照マー）の性質に大きく依存すると考えられる。

射 強度 （ ト ス キ ュア ー 251，360nm） で 所 定時 間 UV照射することにより行った。

本研 究で は ，大面 積ノ ー マルモ ード 型 （高分 子／

2−2液晶） 複合 膜 の表示 素子 と しての 応用 ・ 実用化 を目

電気光学特性評価法

的とし ，モ ノ マー， 液晶 等 材料の 検討 ， 作製条 件の複合 膜の 電 気光学 特性 の 測定は ，高 集 光角電 界印

最適化 を行 う ことに より 複 合膜性 能の 向 上を行 う。

加装置を用い，印加電圧は1kHzの方形波を2Vrms/sec.

これまでに複合膜特性を目指し，モノマー種の探索，で変調 させ た ＡＭ波 を複 合 膜に印 加す る 事によ り，

3),4)，液晶にフッ

印加電 圧に 対 する複 合膜 の 透過率 変化 （ ヒステ リシ

素系液晶TL205（Merck社製），単官能モノマーにTMHA，

ス曲線）を測定し、算出することにより行った。ここ

２官 能モ ノマ ーに 1,4-Butanedioldiacrylate（BDDA）

では、散乱時透過率T OFF を電界無印加時の光透過率，を用い て， 混 合物の 透明 点 （Tc点：約10℃）付 近で透明時透過率T ON を透過率変化飽和時の光透過率，駆重合・ 作製 し た複合 膜に お いて良 好な 特 性が得 られ

動 電 圧 V T80 を 透 過 率 80% 時 の 印 加 電 圧 ， 急 峻 性 γている 。し か し，複 合膜 の 大面積 化に 使 用する ロー（V T80 /V T5 ）を透 過 率 80%時 の印 加 電 圧 を透 過 率 5％時 のルプロ セス 装 置は，35℃ 以 下の低 温域 で の厳密 な温印 加 電 圧 で除 した値 ，ヒステリシスΔV 1/2T をT 50 % （複 合 膜度制御 が難 し いため10℃ 付 近に最 適作 製 条件を 持つの最 大 、及 び最 小 透 過 率 をそれぞれ100%、及 び0%とし

上記材 料の ロ ールプ ロセ ス への適 用は 困 難であ る。

た時の半値透過率）における加電圧時と減電圧時の電圧

本報で は， 複 合膜の 電気 光 学特性 （駆 動 電圧， 急峻差と定義する。

作製条件の最適化を行ってきており

表−１

単官能モノマー種の影響
単官能モノマー種

構造式

透明時透過率(%) 白濁時透過率(%)

駆動電圧(V)

ﾋｽﾃﾘｼｽ(V)

急峻性（γ）

Tc（℃）

備考

ｱﾙｷﾙ系
Laurlyl Acrylate(LA)CH2=CHCOOC12H25

74.1

18.7

24.5

1.73

7.02

24.8

高Tc点 濁度低

Stearyl Acrylate(SA)CH2=CHCOOC18H37

52.2

12.5

23.2

0.14

6.46

35.1

高Tc点 濁度低

2-Ethylhexyl Acrylate(EHA)

CH2=CHCOOCH2CH(C2H5)C4H9

83.1

0.06

8.32

0.54

1.47

5.1

高ｺﾝﾄﾗｽﾄ 低Tc点

Isooctyl Acrylate(IOA)

CH2=CHCOOC６H1２CH(CH3)2

81.3

0.83

5.67

1.24

1.62

7.2

低駆動電圧 低Tc点

81.7

0.29

7.17

0.75

1.57

8.3

特性良 低Tc点

CH2=CHCOO(CH2CH2O)9CH3

23.8

0.42

33.6

3.14

1.97

44

高Tc点

CH2=CHCOO(CH2CH2O)2Ph

-

−

−

−

−

25.5

高Tc点

3,5,5-Trimethylhexyl Acrylate(TMHA) CH2=CHCOOC2H4CH(CH3)CH2C(CH3)3
ｴｰﾃﾙ系
Methoxy Polyethylene glycol
Acrylate(MPGA)
Phenoxy polyethlene glycol

駆動電圧30V以上

駆動電圧70V2)

Acrylate(PPGA)
Nonylphenoxy polyethylene glycol

CH2=CHCOO(CH2CH2O)4PhC9H19

72.1

0.07

23.0

1.75

1.96

31.7

高Tc点

CH2=CHCOOCH2CH(OH)CH3

−

−

−

−

−

41.5

駆動電圧70V2)

CH2=CHCOOCH2PhF2

−

−

−

−

−

18.3

ヘイズ有り2)

Acrylate(NPGA)
ヒドロキシ系
2-Hydroxypropyl Acrylate(HPA)
フッ素系
3,5-Difluorobenzyl Acrylate(DFBA)

TL205/単官能モノマー/BDDA＝80/18/2、Tc+0.5℃-60sec/15mWcm-2
1) 1/8 Dutyでの計算値（ON電圧80V）
2) 今回測定条件では測定不能表−２ 多官能モノマー種の影響
駆動電圧(V)

ﾋｽﾃﾘｼｽ(V)

急峻性（γ）

Tc（℃）

1.6-hexanediol diacrylate(HDDA） CH2=CHCOOC6H12OOCCH=CH2

多官能モノマー種

構造式

透明時透過率(%) 白濁時透過率(%)
80.1

0.54

4.52

1.56

1.55

8.3

Neopentylglycol Diacrylate（NPGD CH2=CHCOOCH2C(CH3)2CH2OOCCH=CH2

79.1

0.61

7.86

0.92

1.78

8.3

Polyethylenglycol Diacrylate n=4 CH2=CHCOO(CH2CH2O)4OOCCH=CH2

79.7

0.67

6.17

0.92

1.69

8.3

93.4

0.89

6.81

0.96

1.82

10.3

（PEGDA4）
Polyethylenglycol Diacrylate n=9 CH2=CHCOO(CH2CH2O)9OOCCH=CH2（PEGDA9）
TL205/TMHA/２官能モノマー＝80/18/2、Tc+0.5℃-60sec/15mWcm-2

3

結果と考察

3−1

単官能光重合性モノマー種の影響
液晶をフッ素系液晶TL205（MERK社製：Δε＝5，末端構造がアルキル系，特に6〜10程度のアルキル鎖長で分 岐構 造 を有す るモ ノ マーが 適し て いると 推察される。

Δn＝0.217） ，光重合 開始 剤2,2-Dimethoxy 2-phenyl

また，Tc点の上昇に関しては液晶に対する添加す

acetophenone（DMAP），２官能アクリルモノマーをるモノ マー の 溶解度 （液 晶 ／モノ マー 間 の相溶 性）

BDDA，に固定し，種々の単官能光重合性アクリルモが大き く関 与 してい ると 考 えられ ，分 子 量，あ るい

ノマー（アルキル系：11種，エーテル系：6種，ヒドは極性 が高 い モノマ ーを 用 いると ，液 晶 との相 溶性

ロキシ系 ：3種，フッ素系 ：3種）を検 討した。 複合が低くなり，Tc点は高くなると考えられる。

膜の作 製は 単 官能モ ノマ ー ／２官 能モ ノ マー／ 液晶

3−2

２官能光重合性モノマー種の影響の重量比を18/2/80，DMAPをモノマーに対して5wt%

液晶にTL205，単官能アクリルモノマーに良好な電添加，重合条件Tc点（透明点）+0.5℃-60秒/15mWcm -2

気光 学特 性 を 示し たTMHAを 用い ，２ 官 能 モノ マー ので行った。

影響を調べた（表−２）。

種々の 単官 能モノマーを 用いて作 製し た複合膜で，２ 官 能 モ ノ マ ー に 1,6-Hexanedioldiacrylate

代表的 な電 気 光学特 性を 表 ―１に 示す 。 今回検 討し（HDDA）を用ると，BDDAと比較して駆動電圧が更たアルキル系モノマーにおいて，2-EthylhexylAcrylateに低減された。また，主鎖がBDDAより短く，メチル（ EHA ） ,3,5,5-Trimethylhexylacrylate （ TMHA ） ，

置 換 基 を ２ つ 有 す る ２ 官 能 モ ノ マ ー NPGDAで は ，Isooctylacrylate（IOA）は駆動電圧，急峻性共に良好

BDDAよりも駆動電圧が増加した。エーテル系２官能な複合膜特性を示した。しかし，Tc点は何れも10℃

モノマーを用いた複合膜では，何れもBDDA系よりも以下で あり ， ロール プロ セ スへ適 応は 困 難であ る。

駆動電圧が低い。PEGDA４とPEGDA９を比較すると，

長鎖構 造を 有 する分 子量 の 大きい アル キ ル系モ ノマ

より短い分子長を持つPEGDA４の方が良好な複合膜

ーLaulylacrylate（LA），Stearylacrylate（SA）を用い特性を示すことが明らかとなった。上記の結果より，

ると，Tc点は20℃以上と改善されるが，駆動電圧，

２官能 モノ マ ーに関 して も ，分子 長の 最 適値が 存在

急峻性 γ， 光 散乱強 度（ 電 界印加 時透 過 率）等 の複すると推察される。

合膜特性が不十分となることが明らかとなった。
エー テル 系 ，ヒド ロキ シ 系モノ マー 等 の極性 の高いモノマーを用いるとTc点は大幅に改善できるが，また，Tc点に関しては，２官能モノマーの添加量が2wt%を少ないため，改善することが出来なかった。
3−3

ビニルエーテル系モノマーの影響

複合膜 特性 ， 特に駆 動電 圧 が高く なる 事 が明ら かとアク リル 系 モノマ ーを 用 いた複 合膜 の 電気光 学特なった 。し か し，エ ーテ ル 系モノ マー で 末端に アル性は，重合温度に大きく依存し、Tc点より高い重合

キル鎖（n=9）構造を有するモノマー（NPGA）は分

温度で は駆 動 電圧の 上昇 等 複合膜 特性 の 悪化を 引き

子量が 大き い にも係 わら ず ，アル キル 鎖 を持た ない起こす 。こ れ はアク リル 系 モノマ ーの 高 い光重 合性

モノマーと比較して駆動電圧が低減した。

に起因すると考えられ、高性能化の為にはTc点付近

フッ 素系 モ ノマー では ， 何れも ヘイ ズ が大き く今回の系には適さないと考えられる。
これらの結果より，駆動電圧の低減にはモノマーの重合 温度 が 適して いる 。 しかし ，大 面 積化の 際使用する ロー ル プロセ ス装 置 が35℃以下 の 厳密な 温度制御が 困難 で あるた め、 複 合膜の 作製 （ 重合） 温度

を40℃付近 ま で上昇 させ る 必要が あり ， アクリ ル系ろ（表 −３ ） ，照射 強度 の 増加に 伴い ， 駆動電 圧，モノマーでの実現は困難であると考えられる。

急 峻 性 は 低 減 す る 傾 向 を 示 し た 。 特 にそこで，2官能モノマーにビニルエーテル系のモノ

25mWcm -2 -36secで作製した複合膜（図−２参照）は，

マーを 検討 し た。ビ ニル エ ーテル 系モ ノ マーは 光重

駆動電圧7Vrms，急峻性1.31と高い性能を示すことが合反応 性が 低 く，単 独で は 反応が 進行 し ないが ，ア

確認された。
ビニ ルエ ー テル系 モノ マ ーにお ける 複 合膜性 能のクリル 系モ ノ マーの 共存 下 では共 重合 反 応が進 行す

向上の 原因 解 明は今 後の 課 題であ るが ， 重合速 度，ることが知られている。
単官能モノマーにアクリル系モノマーである
TMHAを用い，液晶種，２官能モノマー種（ジビニル

相分離 形態 ， ポリマ ー／ 液 晶間の 相互 作 用等に 起因していると考えられる。

エーテ ル系 モ ノマー ）の 影 響を調 べた と ころ、 ２官
能モノマーに1,6-Hexanedioldiinylether（HDDVE），

4

まとめ

液晶にTL213（Merck社製，Δε＝5.7，Δn＝0.239）

今回 ，ノ ー マルモ ード 型 （高分 子／ 液 晶）複 合膜を用い，TL213/TMHA /HDDVE＝80/14/6の混合比で，の電気 光学 特 性の向 上を 目 的に， モノ マ ー種， 液晶-240 ℃ -60sec/15mWcm の 重 合 条 件 で 作 製 し た 複 合 膜

種，作 製条 件 等の検 討を 行 った。 その 結 果，２ 官能

は，液晶混合物のTc点が10℃程度と低いにも係わら

モ ノ マ ー に ビ ニ ル エ ー テ ル 系 モ ノ マ ー HDDVEを 用 いず，良好な複合膜特性を示した 5) 。

ること によ っ て急峻 性等 の 複合膜 特性 が 飛躍的 に向また，この材料を用いてUV照射強度を調べたとこ

上する こと が 明らか とな っ た。こ の特 性 は（高 分子／液晶）複合膜としては，非常に高い水準に位置し，

表−３ UV照射強度の影響

透明時透過率(%T)
白濁時透過率(%T)
駆動電圧(V)
ﾋｽﾃﾘｼｽ
急峻性（V80/V5）

15
85.7
0.53
8.23
0.36
1.46

実用化も十分に可能なレベルであると考えられる。
照射強度(mWcm-2)
20
25
80.3
79.4
0.40
0.32
8.40
7.04
0.37
0.57
1.41
1.31

30
84.8
0.56
6.64
0.63
1.31

TMHA/HDDVE/TL213=14/6/80、重合温度40℃

5 参考文献1)

梶山千里,他1名：日本化学会誌,No.10,1019(1992)

2)

梶山千里,他3名：Chem.Lett,679 (1979)3)

山口雅裕,他1名：福岡県工業技術センター
平成１０年度研究報告,P84

4)

Transmittance/%100

山口雅裕,他1名：福岡県工業技術センター
平成１１年度研究報告,P55

80

5)

郡 島 友 紀 , 他 ８ 名 ： ILCC,Prepr.,in press.

(2002)

60
40
20
0
0

5

10

15

20

Applied Voltage/Vrms＜Preparation Conditions＞
TMHA/HDDVE/TL213＝14/6/80
Photoinitiator：DMAP(5wt% based on monomer）-2
40℃-36sec/25mWcm

図−２ HDDVE を用いたノーマルモード型
複合膜のヒステリシス曲線

高齢者・障害者の生活の質を高める支援技術に関する研究
人間工学的評価手法を用いた快適な車椅子シートの設計
西村博之 *１

石川弘之 *１

Study on Supporting Technology to Improve Quality of Advanced & Handicapped LifeA Design of the Comfortable Wheelchair Sheet Using the Human Engineering-Evaluation Technique
Hiroyuki Nishimura， Hiroyuki Ishikawa
電動車椅子のシートに関してはサイズや強度などの規格はあるものの、座り心地などの機能性の評価方法が確立していない。そこで本研究では，電動車椅子乗車時のシートの快適性を評価するために，電動車椅子乗車実験を行
い、乗車中の脳波及び体圧分布を測定した。これらのデータの解析結果と乗車時のシートの快適性に対する主観評価とを比較検討した結果，脳波データのアルファ波含有率と主観評価との間に相関性が認められた。また、体圧分
布の解析結果と主観評価の間にも相関性が認められた。したがって、昨年度行った静的状態での座り心地評価手法
が、電動車椅子乗車時の動的状態でも再現性があり有効であることが確かめられた。

１

はじめに
我が国は65歳以上の人口比率が7%から14%までわずか24年というかつて前例のない急速な高齢化と，小子化，よる評価から，電動車椅子シートの乗車時の座り心地の検討を行い，この座り心地とシートの物性値との相関について検討を行った。

核家族化による高齢者家族の増加により，高齢社会における医療・福祉関連分野の対応技術確立が喫緊の課

２

実験方法

題となっている。

２−１

シート素材の圧縮試験

しかしながら，未だ高齢化による身体的あるいは生電動車椅子シートの物性を数値で評価するために，理的機能の低下を始め，体型の変化や行動科学的デー

表-1に示す3種類のウレタンについて，圧縮試験を行っ

タが未整備のため，産業構造の変化による今後成長がた。
表-1

期待される15分野のトップに位置づけされながら，現
実には機能の低下した高齢者の活動を補助し自立した
快適な生活を支援する用品の開発はあまり実現していないのが現状である。

シート１

シート２

名 称

標準シート

ＥＣＫ

組合せ

サイズ

45×40×6㎝

45×40×8㎝

45×40×8㎝

特 性

電動車椅子

一般用途

一般、低反発なかでも、車椅子のシートに関してはサイズや強度などの規格はあるものの、座り心地などの機能性の評

シート素材仕様

標準品
重 量

950g

シート３

性の組合せ
340g

460g

価方法が確立していない。 1)
そこで、本研究においては、高齢者・障害者の快適な車椅子生活を支援するために、電動車椅子シートの圧縮試験は下記の条件で行い，その際の加圧量と圧縮量の関係をグラフ化した。

人間工学的手法を用いた快適性評価技術の確立及びその技術を用いたシートの設計を目的とする。シートの＜試験条件＞

機能評価が確立されていない中で、快適社会環境を実

室内の温湿度：23℃±5℃

現するシートの開発に向けて、その客観的評価が可能

試料サイズ：400×400㎜となり、機能評価の標準化が図られる。

圧縮押圧版：200φ

本報告では，脳波のアルファ波含有率と主観評価に

加圧量：314N（1N/㎝ ２ =10kPa）
圧縮速度：100㎜/min
加圧時間：30sec＊１化学繊維研究所

60％±10％

２−２

脳波測定

シートの物性値の違いが電動車椅子乗車中の人体にどのような影響を及ぼすかを検討するために，9人の被験者に対して表-1の3種類のウレタンと木の板をシート素材としてそれぞれ使用し，脳波測定を下記条件にて行った。それぞれの被験者とも30分乗車してもらい乗
車前に1回、乗車中は10分毎に3回の計４回脳波を1条件につき測定した。条件と条件の間は20分間の休憩を行
い４回実験を行った。

＜実験条件＞
図-1

実験場所：工業技術センター周囲の屋外

電動車椅子（EMC-210型）

被験者：20歳代 男性9名
２−３

属性は表-2に示すとおりである。

体圧分布測定シートの物性値の違いが体圧分散性及び最大体圧値

測定データ：脳波 13点
使用器具：今仙技研製電動車椅子ECM-210型(図-1)にどのような影響を及ぼすかを検討するために、脳波

実験時間：1条件につき10分間×3回の30分間乗車測定の実験パターンに示すように1条件につき４回の体圧分布測定を行い、4条件での測定を行った。

＜実験パターン＞
20

1

10

1

10

1

10

1

安

脳 体

電

脳 体

電

脳 体

電

脳 体

シートの善し悪しや乗車後の体調などの「主観的座

静

波 圧

動

波 圧

動

波 圧

動

波 圧

り心地」を評価するために，図-2に示す主観評価票に

開

測 測

車

測 測

車

測 測

車

測 測

乗車前、乗車中に２回、乗車後の計４回記入してもら

眼

定 定

椅

定 定

椅

定 定

椅

定 定

い，主観評価を行った。

・

子

・

子

・

子

・

この評価票は，乗車中や乗車後の座り心地や気分を

主

走

主

走

主

走

主

評価する質問紙で，７問の質問項目で構成されている。

観

行

観

行

観

行

観

乗車中や乗車後の「主観的座り心地」を問うもので、得点が高いほど座り心地が良かったと判定される。

評

評

評

評

価

価

価

価

２−４

主観評価

主観評価票

表-2

被験者の属性

被験者

性別

年齢

身長

体重

硬い

Ａ

男

23歳

176㎝

78㎏

痛みのある

痛みのない

Ｂ

男

24歳

173㎝

67㎏

苦痛な

安楽な

Ｃ

男

22歳

165㎝

55㎏

不快な

快適な

Ｄ

男

24歳

171㎝

59㎏

疲れる

疲れない

Ｅ

男

23歳

172㎝

78㎏
圧力の大き い圧力の小 さ い

Ｆ

男

25歳

165㎝

66㎏

Ｇ

男

25歳

171㎝

54㎏

姿勢が
定ま ら ない

姿勢が
定ま る

Ｈ

男

24歳

156㎝

51㎏

Ｉ

男

24歳

171㎝

65㎏

-３

０

図-2

主観評価票

+３

柔 らかい

３

結果と考察

３−１

0.15

シート素材の圧縮試験結果

シート１

シート２

シート３

木の板

0.1

表-1の3種類のシート素材について圧縮試験を行った

0.05

この圧縮・加圧曲線においては，曲線の勾配が急であるほど，加圧量が増加しても圧縮量が変化しないた含有率

結果を図-3に示す。

0
-0.05

め硬い素材である。逆に，勾配がなだらかであると僅-0.1

かな加圧量の変化で圧縮量が大きく変化することから-0.15

柔らかい素材である。

-0.2
10分後

60

図-4

20分後

30分後

T6部位アルファ2波のシート間比較結果

圧力(kPa)5040

一般的にアルファ波はリラックス状態と関連があるとされて

シート２

シート１

30

おり、シート２は快適性が高かったことにより心理的にリラッ

シート３

20

クスでき、それが脳波のアルファ波として表出したと考えられ10る。また、時間経過と共にシート２のアルファ2波が高い頭皮

0
0

10

20

30

40

50

60

70

80

圧縮量(mm)図-3

シート素材の圧縮試験結果

圧縮試験結果から，10kPa加圧したときの圧縮量はシ上の部位において減少していったが、右後頭部においては持続的に差が顕著であったことより、この部分は快適性に何らかの関連性があると考えられる。

３−３

体圧分布測定結果

ート1が18㎜，シート2が45㎜，シート3が53㎜となって

表-1の3種類のシート素材と木の板について30分乗車後いる。シート1はシート2・3と比較すると勾配が急で硬の体圧分布測定を行った結果を図-5〜図-8に示す。

い素材である。シート2・3は加圧初めから、なだらかな勾配が続き柔らかいが，加圧が15〜20kPa以上になると急勾配となり硬くなっている。

３−２

脳波測定結果測定した 脳波を周波数解析し、シータ波、アルファ１波、
アルファ２波、ベータ１波、ベータ２波に分け、使用データと

0-2

2-4

4-6

6-8

8-10

10-12

12-14

14-16

16-18

18-20

20-22

22-24

24-26

26-28

した。各経過時間後のデータと、コントロールとした着座直後のデータの差である変化量データのシート間比較を行った

図-5

シート１の体圧分布測定結果

結果、主観評価値と体圧分散性が最も優れていたシート２が他のシートよりもアルファ２波含有量、含有率ともに高い傾向にあった。特にシート間の差が顕著であった右後頭部のT6部位の結果を図-4に示す。

図-6

0-2

2-4

4-6

6-8

8-10

10-12

12-14

14-16

16-18

18-20

20-22

22-24

24-26

26-28

シート２の体圧分布測定結果

4
0-2

2-4

4-6

6-8

8-10

10-12

12-14

14-16

16-18

18-20

20-22

22-24

24-26

26-28

3
2
シート１
シート２
シート３
木の板

1
0
-1
-2

図-7

シート３の体圧分布測定結果

-3
着座直後

図-9
0-2

2-4

4-6

6-8

8-10

10-12

12-14

14-16

16-18

18-20

20-22

22-24

24-26

26-28

４

10分後

20分後

30分後

疲労感に関する評価値のシート間比較

まとめ
これまでの実験結果から，シートの素材の違いにより，電動車椅子乗車中の脳波のアルファ波出現率に一定の傾向が現れていることから，シート素材の固さと座り心地との間に相関があることが認められた。

図-8

木の板の体圧分布測定結果

また、アルファ波含有率と主観評価の得点との間にも相関があることが判明したため、アルファ波含有率

この結果から圧縮試験で比較的柔らかいシート２，
３はシート１と比較すると最大体圧値が低く、体圧分を計測することにより、シートの座り心地が評価できると思われる。

散性の良い事が分かる。比較条件である木の板は、最振動などの外乱的要因を含んでいる電動車椅子乗車

大体圧値も非常に高く体圧分散性も悪くなっている。

という動的状態でも、昨年度行った静的状態での実験

ただし、体圧分散性を良くしすぎると、体の保持がで結果が再現された。今後は、皮膚温などの評価指標をきなくなり安定感が無くなるため、電動車椅子のシー増やすことにより、より評価の精度を上げ、静的状態

トに用いる際には注意が必要である。脳波データと主で電動車椅子乗車時のシートの快適性評価が行えるよ

観評価の結果と合わせて検討してみると、体圧分布性

うにする必要がある。

の良いシートは脳波のアルファ波含有率も高く、主観
評価の得点も高い傾向にある。

５

参考文献

1)Bengt Engstrom：からだにやさしい車椅子のすすめ、
３−４

主観評価結果全7項目における主観評価値のシート間比較を行った。
一例として疲労感に関する評価値のシート間比較結を
図-9に示す。
主観評価の全項目においてシート２が最も評価値が高い傾向にあった。また、シート２以外のシートは時間経過とともに著しく評価値が低下する傾向にあったが、シート２は乗車時の評価値を維持する傾向にあった。

三輪書店(1994)高齢者の立位作業用椅子の開発
本

明子 *1

友延憲幸 *1

Design and Development for working Chair for the Aged
Akiko Moto

Noriyuki Tomonobu

本研究は，高齢者などが使用しやすい家具に関し，使用方法，素材，寸法など人間工学的に計測，解析し，高齢者に適合した家具を提案することを目的としたものである。本稿は，高齢者立位を補助する椅子の設計条件を見い出す目的で座位姿勢における生理負担量を計測した。その結果，座面の寸法および形状が明らかとなった。また，導かれた設計条件により試作した座面は，脚部の筋活動量が小さく，筋負担を軽減する上での有用性が示唆された。

はじめに

2

日本は急速に高齢社会を迎えたため，高齢社会に対2-1

1

座位姿勢における動作特性
方法する取組や対応が遅れている。80％以上の大多数の高座面の奥行きを検討するために，腰を掛けた際の座齢者は，健康で介護を必要としないが，加齢による身体り深さの検討を行った。座面の高さは，床上 5 0 c m ，

機能の衰えを援助する生活支援技術を必要としている

55cm，60cm，65cm，70cmの5種類であった。被験者を。しかし，健康な高齢者の身体機能を考慮した家具は準備した椅子に自然に腰掛けさせ，座面前縁から臀部

少なく，高齢者が日常使用する上で障害となる課題を

最後方点までの距離を座り深さとして計測した。次に，抽出することが必要と考えられる。高齢者など加齢に座面の角度および形状の検討のために，座面の高さをよる身体機能の低下がみられる使用者が安全に使用す60cmとし，座位姿勢，立ち上がろうとした時，直立時

ることができる家具の開発・設計を実現するためには，の体幹および大腿部の角度について動作解析装置（新その基礎となる高齢者の生理特性を把握することが必

大阪商会Dynas-3D/G)により計測した（図-1）。被験者

1）要である。そこで，高齢者が日常生活において発揮することができる生理量の測定を行ってきた 2），3），4）。更に，立ち上がり時や作業時の動作解析 5），重心動揺等の計測を通し，高齢者の立位姿勢の補助を目的とした椅子の高さの検討を行った。その結果，立ち上がりやすく作業もしやすい座面の高さとして，60cm前後が適当であるという結論が得られた 6）。本研究では，これらの結果に基づき，高齢者の作業時の立位姿勢を補助する椅子の設計という観点から，椅子の座面形状の検討を行った。
まず初めに，動作特性の解析により座面の奥行きおよび形状の検討を行い，次に，その形状の脚部の筋負担に対する影響についての考察を行った。
*１

インテリア研究所

図-1

実験風景

表-1

被験者の特性および人体計測結果

年齢(平均年齢)

性別

身長(cm)(Mean±SD)

転子点高(cm)(Mean±SD)

ケイ骨上縁高(cm)(Mean±SD)

人数

20歳代(26.0)

男性

172.13±4.81

93.3±4.86

45.55±4.07

10

60歳代(67.3)

男性

162.24±4.98

87.91±2.90

44.01±2.70

1070歳代(74.4)

男性

158.14±5.61

83.33±3.4843.72±1.82

10

20歳代(26.8)

女性

158.40±5.10

83.70±4.2644.75±4.21

1060歳代(66.1)

女性

147.71±2.91

81.61±3.07

41.22±2.29

1070歳代(72.4)

女性

145.95±5.99

79.39±5.2340.50±2.26

10は，20歳代，60歳代，70歳代の男女各10名とし，その2）。その結果，座高を60cmとした場合には15cm程度

構成とそれぞれの身体計測結果（身長，転子点高，ケイの座面の奥行きを必要とすることがわかった。また，

骨上縁高）の平均値および標準偏差は表-1のとおりであ

どの高さにおいても，高齢者は若齢者に比べ深く腰掛る。

ける傾向にあった（p ＜ 0.01）。更に，身体寸法と座

2-2

結果と考察

り深さの相関について検討した結果，高齢者で転子点腰掛ける深さについて，計測により得られたデータ

高と座り深さとの間に有意な相関関係（p ＜0.01）がを，性，年齢，座面高さを要因とした三元分散分析を実認められ（図 -3），高齢者の椅子の高さの設定に身体施した。その結果，年齢，座面の高さについて有意な主的特徴の把握が重要であることが示唆された。

効果が認められた（p＜0.01）。そこで，高齢者と若齢者

次に，座面の形状について検討する目的で，座面の層とにわけ，各々の高さにおける座り深さを求めた（図-高さを 60cmに設定し，座位，座位で前方に向かい体幹を伸ばした時，立位のそれぞれの体幹の角度につい25て，動作解析装置により記録したビデオの解析を行っ

若齢者

20

た。体幹の角度については図-4に示す。解析データを高齢者
15

スティックモデルに置き換え検討した結果（図 -5），10

高齢者は若齢者に比べ，座位では体を後に反らせて座5る傾向にあり，また前方に向かい体幹を伸ばした際に0

は，体を前に倒す角度が大きくなり，立位で体幹が曲
50ｃｍ

55ｃｍ

60ｃｍ

65ｃｍ

70ｃｍ

がる特徴があった。座位において背中を反らす傾向に

座面の高さ

図-2

ある高齢者に対し，背もたれを設けることも，安心感

座面の高さによる座り座り深さをもたらす方法の一つとして効果的であると考えられ

25
50cm

る。

55cm
20

60cm

次に座面を床と水平とした場合に，座面と大腿部と

65cm
70cm

15

のなす角度θについて計測した（図 -6）。座位および前方に向かい体幹を伸ばした時には高齢者は若齢者に10

比べると，座面と大腿部とのなす角度θが大きく，立5

ち上がり始め時には約 60 度の角度をなす結果が得ら

60cm: y=0.188x-2.040 r=0.503

れた。脚部のスティックモデルを図 -7 に示す。

0
60

65

図-3

70

75

80

85

90

95

転子点高（cm）

以上の結果から，座面高さを 60cmとした場合，座転子点高と座り深さの関係（高齢者）

面の深さは15cm以上必要であることが示された。ま

200
180
160
140
120

100
90
80
70
60

若齢者
高齢者

100
80
60
40
20
0

若齢者
高齢者

50
40
30
20
10
0

座位角度

立ち上がり角度

図-4

立位角度

座位角度

姿勢による体幹の角度

図-6

若齢者

立ち上がり角度

立位角度

姿勢による脚部の角度

若齢者
θ

高齢者
高齢者
前方に向かい体幹部を伸ばした時座位
図-5

立位

前方に向かい体幹部を伸ばした時座位

姿勢による体幹のスティックモデル

図-7

立位

姿勢による脚部のスティックモデル

た，前方に向かい体幹を伸ばした時の姿勢は椅子に腰掛対応する可動性をもった座面の有用性が感じられた。

けて前方で動作をする場合の姿勢と捉えられることか

そこで，座面形状の違いによる筋疲労を計測するため

ら，大腿部に座面との60度程度の角度をもった部分があに，これらの実験の結果から考えられた形状の椅子を準ると負担軽減に有用ではないかと考えられた。また，座備した。大腿部をサポートするもの（support），腰部の位から体を前方部に動かしやすくするために体の動きに動きに対応するために座面が体の動きに合わせて水平から上下 5cm の範囲で可動するもの（flex），座面が平ら

10cmなもの（flat）の3種類とし，それぞれの幅は15cm，高5cm

さは 60cmとした（図 -8）。

60°3

座面形状の違いによる筋疲労の計測

3-1

方法

筋負担の少ない座面形状の検討のために，3条件の座60cm

面（図 -8）における座位での作業時の筋電図の計測を行った。比較として半数の被験者には立位（stand）の条件も与えた。85cmの高さの作業台の前に高さ60cmの椅子を固定し，17 分間の作業時の筋電図の採取および15cm

support
図-8

15cm

15cm

flex

flat

実験に使用した3種類の椅子

主観評価を行った。作業は箸で豆を皿から皿へ一粒ずつ移し替えるように指示した。実験中の室内の温度は 25℃，湿度を50％RHに設定した。各条件の順序はランダ

表-2

被験者の特性および人体計測結果

年齢(平均年齢)

性別

身長(cm)(Mean±SD)

転子点高(cm)(Mean±SD)

ケイ骨上縁高(cm)(Mean±SD)

人数

34.0歳

男性

167.88±5.29

86.92±5.76

46.55±2.43

4

33.6歳

女性

156.10±1.41

81.91±2.63

43.60±1.164

ムに行い，条件間の休息は十分にとった。筋電図の導い数値に変換した。変換された数値はCPU内にオンライ

出は，座位において使用されるひふく筋（ふくらはぎン記録した。また，それぞれの条件の終了後に主観評価の丸みを作りかかとの上げ下げや姿勢の保持の働きをを行った。主観評価は，腰，肩，足（膝下），足（膝上）する），大腿直筋（大腿前部にあり膝関節を伸展させそれぞれの痛さ，だるさ，重さについて非常に痛い（重る），大腿二頭筋（大腿後部にあり膝関節の屈曲に関い）から非常に楽（軽い）までの7段階の評価と条件に与する），脊柱起立筋（脊柱の側にあり脊柱支持，伸ついて不快から快までの7段階の評価とした。さらに痛展，側彎の作用をもつ）の 4 点とした 7）。測定部位かみを感じる箇所と気付いた点について記入させた。被験ら表面電極を用い，双極電出法で誘導された活動電位者は22歳からの40歳の男女計8名であり，身体計測結は多チャンネル生体アンプ（日本光電製：neurotop)

果（身長、転子点高、ケイ骨上縁高）の平均値および標で増幅し，CPU（NEC PC-9821)のA/D変換ボードを用

準偏差は表 -2 のとおりである。

support
flex
flat
stand

25000

20000

20000

support
flex
flat
stand

15000

15000
＋

＋

＊＊

＋

10000

10000
5000

5000

0

0
0〜2

図-9

5〜7
10〜12
経過時間（分）

0〜2

15〜17

5〜7

10〜12

筋電図の積分値の変化（ひふく筋）

図-11

筋電図の積分値の変化（大腿二頭筋）
support
flex
flat
stand

50000
support
flex
flat
stand

20000

15000

15〜17

経過時間（分）

40000

30000
＊

10000

＋

20000

5000

10000

0

0
0〜2

5〜7

10〜12

15〜17

0〜2

図-10

筋電図の積分値の変化（大腿直筋）

5〜7

10〜12

15〜17

経過時間（分）経過時間（分）図-12

筋電図の積分値の変化（脊柱起立筋）

3-2

結果と考察

（p<0.01)，flat に比べ脊柱起立筋の筋電位の増加が見

一般に筋疲労は筋電図の振幅の増大をもたらす 8）ことられた（p<0.05)。また，10〜12分後でもflexがsupport

から，筋電図の振幅について積分値として数値化し分析に比べ，ひふく筋および脊柱起立筋の筋電位が増加すが行われる。本実験においても，筋電図は解析時間対象る傾向が認められた。

内の波形の振幅を絶対値で累積し，積分を行い数値化し主観評価は非常に痛い（重い）及び不快を 1 点，非た。解析は試験開始直後，5分後，10分後，15分後の各常に楽（軽い）及び快を7点とした得点化を行った(図-2 分間を対象とした。

13）。被験者の平均値および標準偏差を図 -14 に示す。

積分により数値化した筋活動について（図 -9 〜図 -筋電図の示した筋負担の結果に反し，主観評価では12），各筋ごとに，経過時間と座面の形状について二元

flex が他よりも高い値を示した。各条件間で t 検定をの分散分析を行った。その結果，立位の場合の筋活動は行った結果，腰のだるさに関して，flex が flat や座位に比べ明らかに活発であった。また，座位においてsup por t に比べ有意に楽と感じる結果が得られたも3条件の座面の要因に対し，有意な主効果が認められ（p<0.05)。

（p<0.01)，実験時間全体で比較しても，flex の場合にこれらの結果から，どの部位の筋についても，sup-

他の 2 条 件 に 比 較 し， 筋 活 動 が 有 意 に 活 発 化しport が最も筋活動が小さく，筋疲労が少なかったと判（p<0.05)，筋疲労との関連性が推察された。

断できる。それとは逆に，flexは筋の活動量が大きく，

また，座位において，各筋の筋電図積分値の平均値と筋疲労も大きかったものと考えられる。これは他の 2標準偏差を算出し，各条件間において対応のあるt検定を行った。その結果，各筋ともに経時変化による差は認められなかった。座面の違いについては，ひふく筋と脊柱起立筋について差が認められた。0〜2分後および15

腰の痛さ

腰のだるさ

〜 17 分後で，flex が support に比べひふく筋の筋電位
腰の痛さ重さが増加する傾向が見られた。5 〜 7 分後では，flex が
s u p p o r t に比べ，ひふく筋の筋電位が有意に増加し肩の痛さ

support
flex

肩のだるさ

非
常
に

や
や

ど
ち
ら
か
と
い
え
ば

腰 痛い
だるい
重い
肩 痛い
だるい
重い
足（膝下） 痛い
だるい
重い
足（膝上） 痛い
だるい
重い
この条件について 不快

+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+

+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+

+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+

（点数）

1

2

3

ど
ち
ら
で
も
な
い

ど
ち
ら
か
と
い
え
ば

や
や

非
常
に

+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+

+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+

+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+

+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+

4

5

flat
stand

肩の重さ

6

7

膝下の痛さ

楽
楽
軽い
楽
楽
軽い
楽
楽
軽い
楽
楽
軽い
快

膝下のだるさ

膝下の重さ

膝上の痛さ

膝上のだるさ

膝上の重さ

条件について
1

2

3

4

5

評価（点）

図-13

主観評価表と点数

図-14

主観評価結果67

つの座面に比べ身体の椅子への接触面積が小さく，座身体負担の軽さを感じる場合もあり，設計上，可能性

面の可動を脚部で支える必要があったためと考えられの一つとして考えられた。

る。しかし，他の座面に比べると筋疲労が大きかったに

以上，座位から立位における一連の動作解析や重心も関わらず主観評価では痛みやだるさが少なく，楽と動揺，筋電図の計測とその解析結果を通じ，特に筋力感じたことは興味深い結果であった。座面に自由度がが低下し身体の不安定感の増加する高齢者にとっては，あったことが，好印象を与えたのかもしれない。また，立位作業を補助する道具として，椅子は非常に有用でこの座面への気付いた点として，上半身の不安定感をあることが示された。それとともに，高さ，奥行き，形挙げた被験者が2名いた。この被験者は共通してかかと状等，立位作業を補助するための椅子の設計条件を得を上げた状態で作業を行っており，同時にふともものることができた。

だるさ，足首およびかかとのだるさも訴えていた。逆に，座面の前傾に対する下半身の安定感をあげた被験

５

参考文献

者も3名おり，可動する座面をどのように支えたかによ

1）国民生活白書、経済企画庁編

り意見がわかれた結果となった。姿勢保持の視点から，

2）本他：日本生理人類学会誌 V o l . 3 , N o 2 , p 7 7 〜 8 4

特にオフィスチェアの分野で，座面の前傾に関し、身体（1998）

的負担の軽減に対する効果も論じられており 9），10），11），3）本：平成 9 年度福岡県工業技術センター研究報告，

検討の価値はあると考えられる。

p.72 〜 77（1997）
4)MOTO:Jun of Physio Amthorop,Vol.19,No.2,

4

まとめ

p.73(2000)

本研究では，座位姿勢における動作特性の解析によ

5）本：デザイン学研究，第47回研究発表大会概要集，り座面の奥行きおよび形状の検討を行い，その形状のp.260 〜 261（2000）

脚部の筋負担に対する影響について考察を行った。座

6）本他：平成 12 年度福岡県工業技術センター研究報

り深さや立ち上がり初めの体幹部，脚部の角度の検討

告，p.31〜 36（2001）を行った結果，椅子の奥行きや形状を決定するための

7）人間工学用語研究会編：人間工学辞典,日刊工業新要因を見い出した。特に高齢者は，若齢者に比べ深く腰聞社 , p . 7 2 〜 79（1983）

掛ける傾向とともに，立位に近い座位において，身体寸8）佐藤方彦：人間工学概論，光生館，p.190,1984

法と腰掛け深さとに強い相関関係を示したことから，

9）Soderberg, G.L.,et al :HUMAN FACTOR,28(4)

椅子に身体を依存させる傾向にあることも推察された。

.p.483 〜 491(1986)

これらの結果から，立位作業を補助する椅子の形状と10)して，高さ60cmに対し，座面の奥行きは15cm以上必要

Biomechanics,p.27(11),1299 〜 1307(1994)

であること，また，身体を支え，安定感を得るという観

11) Van Dieeen J.H.,Ergonomics,p739 〜 750,(2001)

点からも大腿部を支える部分が必要であることが考えられた。
さらに，それらの座面の身体的負担の軽減に対する有用性を検討するために，作業時の筋疲労を筋電図により計測した。その結果，立位に比べ座位で筋負担は非
常に軽減すること，また，大腿部を支える座面の形状が筋疲労を軽減するためにも有用であることが示唆された。さらに，座面部の前への傾きについても，心理的にDoorenbosch,C.A.M,:Journal

of



!"#$%&!"#

!"!"#$%&'!"#$%&'()*+,=! GN

! GN

qÜÉ=`çåëáÇÉê~íáçå=~Äçìí=íÜÉ=`Ü~ê~ÅíÉê=çÑ=i~ÄÉäë=~ë=~=jÉëëÉåÖÉê=çÑ=`çãJãçÇáíó=fåÑçêã~íáçå===bÑÑÉÅíë=çÑ=i~ÄÉäë=çå=mÜóëáçäçÖáÅ~ä=~åÇ=mëóÅÜçäçÖáÅ~ä=oÉëéçåëÉë=íç=eáåçâá=lÇçêNoriyuki Tomonobu, Akiko MotoEF

!"#$%&'!"#$!"#$%&'()*+,-.
!"#$%&'(!"#$#"%&'()*+,-./01234567!"#$% P 




!"#

N

!"E

!"#$%&'()*+,

!"#$%&'&!"#$%&%#'()*+,-./!"#$%&'()*

!"#

!"#$%

!"#$%$&'(!"#$%&'($)*+,-./&'()*+*

!"#$
F

!"#$%&'()*+,-

!"#$%&'()*+,-./01

OF=!"#$%&'()*+

!"#$%&'#!"#$%&'()*+,-.('/012'3!"#$%&'()*+,-./012

!!"#$%

!"#$F



!

N

!"



!"#$%&'()(!"#$%#&'()*+,-./0123



!"



!"#$%&'(!"#$%&'()*+,-./'01#!"#$



!"



!"#$!"#$%

!"#$%&'!"#$%&'(
!"#$%

!!"#$%&!"#$%&!

!"#$%!"#$%&'()*+,-./!"#$%&'

!"



!"#$%&'()*+

O
ON

!"#$%&'()*!"#$%&$'(E¿

!"#$



!"#$%

^ i F EF!"!"#$%&'()*+,-./0!"#!"#$%&'EF
!"#$%&'()*!"#E p É Ç ~ í á î É!"#$%&'(#)*

Ekçå=i~ÄÉäW=kiFQ !"+,-!"#$%&NU 

E V W=NU  OS  I  OOKV  V W!"#$%

!"#$%&'%()*+,!"#$% ^i  Q E!"#$%&'($)*+& OF!"#$%EO Fki  Q EO F!"# P G !"#$%&'!"#$%&'&

!

!"#$E eáåçâá= i~ÄÉäW= e iF

!"E 

+, P 

!¡F

!"#$%E^êçìë~ä=i~ÄÉäW!"#$%&

i~ÄÉäW=piF!"#$%&'()*+,-./0!"#$%&

!"#$%&'()*+,-.+/!

!"#$%&%'()*+,-./!

 NF 

 

!"#$

!"#$%&'()!*+,-./0123

NF=



!"#

NU  OQ  I  NVKO Fpiki !"#$%&! O Fpi  R EP Fe i  R!"#$% ^i!"#$%&"'()*+,-.

!"#$%&'()*+,-./O  O

!"

P 



!"

!"#EORI=SMBoeF

!"R 

!"#$%&'!"#$EOM  L FE ` ç å í ê ç ä W = ` F píáãìäìëW=lpF P "

 NMMeò  NT 

!"

!

!



!EccqF!"#$%&'()*+,-".

!"#$%



!"#$ N EU  NMeòF O ENM  NPeòF

!"#$%&'(E l Ç ç ê!"#$%&'()*+,-!!"#$%&`  lp !"#$%&'()*+



!

 NzW= NI  OF!,+"#$-&'

lp 

!"

#$%&'EOzW=NFlp!"#$%&'($%)*E JNF

!"#$%"&'()*+,-./0
ラベル呈示

C
5

8



11(min)!"#$%&'()*+,

!
Fp1

!"
F7

Fp2

Fz

C3

C

Cz

T5

Pz

※

OS

8

14

 O

17(min)!"!"!"#$%&

!

!"#$%

ENF





!"#$Edb=j~êèìÉííÉI=b`fJNF

!"#!"#$%&'#$()* NMJOM !"#NP EPF

!"#$ NMMeò !"#$%Ekb`I=m`JVUONF

ENF N

!"#

EOF


!"

O  P  N



T6

O2

 P

 N !"#$%&'



C4

生理測定

VDT

5

O  P

F8

ラベル呈示

Rest
0

!

!"#$%&'()*+,-./

O1

 Oz

!

!"#

ENFJN  ccq C: 安静
VDT : 加算作業
OS : 匂い刺激※: 主観評価※OS

ENFJO #$%&

!"#$%&

0!

!"#$%&%'()*+,-./E

Rest!"#$"%&'

!



 Nz

!"#$% NMKOQ !"#$

!" ^La !"#$!"#$%&! o 

!N 



!"#$

EPF





!"#$%&' o J o !"#$%&'(!"#$%&'()*+,-".ic EMKMR!
!"#$

!

!"#$ ccq !

 MKNReòFec EMKOP  MKQPeòF

!"#$%



ec 

!"#$%&'(EicLecF

!"#O  P  O

!"

ic 



!"#$%& OO !"#$%&!"#$%&'(E NF NEF!"#$%&'()*+


!

T
!

!=Z=JP

=Z=JO=Z=JN
!"#$%=Z=M

=Z=N

!=Z=P

!=Z=O

!



!"#$

!"#



!



!"#$%&'()*+,-!"#$%&'(

!"#$

!"#$%

!"#

!"#$%&'()*+,-.#/01
!"#$%

!

!

!



!"#$%&



!"



!"#$%&'!"#$%&'!"#$%&'()*+

!"

1.2

#$%&'()*()*+!"#$%

x=!"#$%&'F

lÇçê=píáãìäìë=L=`çåíêçä

E



!"#$#=z!"#$%

!"#$%&'(!"#$%&

!"#

*
1.0

0.8

!$%&!'()*
0.6

`


!lp

!xE`

!"#$%

!

F=L=Elp!" í 

!"#$

!"! éYMKMR !

 N !"#$ Y  [EF !"#$% OO EF
か
な
り

や
や

もど
なち
いら
で

や
や

か
な
り

非
常
に

好き

嫌い

強

弱い

陽気

*
1.0

0.8

0.6
AL

SL

HL

NL

 RcU  !"#$ O  !"#$%&'E*W=éYMKMRF○自然な − 人工的な
○女性的な − 男性的な○快 − 不快○興奮する − 〜しない○さわやかな − 〜でない○眠い − 眠くない
○リラックスする − 〜しない
○集中する − しない○陽気な − 陰気な○気持ちが静まる − 〜静まらない○目が覚める − 目が覚めない^E^i F

gEki F

cEpi F!"

P  NNz

P  N  N
ENF

NL

陰気な

○好き − 嫌い○強い − 弱い○甘い − 酸っぱい
○きたない − きれい○暗い − 明るい
○滑らかな − 粗い
○鈍い − 鋭い○はっきり − ぼんやり
○華やかな − 〜でない
○上品な − 〜でない○ロマンチックな − 〜でない

P

HL

1.2

!"#$%&'()!"#$%&'()*+

非
常
に

SL

Fz

 OO AL

 Qcò  !"#$ N  !"#$%&'E*W=éYMKMRF!"

lÇçê=píáãìäìë=L=`çåíêçäO  P  P

*

!"



N

!"#$%&'piNP

NMEcéNI

céOI=`QI=lOI=cUI=qRI=qSI=còI=`òI=mòFPEcéNI=cTI=còFki

!^i!"#$%&'E S !"#$#%&'()#* N  !"#$

QF
 O 

!"#$%&'pi  Q EcéOI=lOI=cUIqRF

! ^i 

!"#$%&'E RF^ipiki !"#$%&'()*+

MKMMOîçäíLÇáî

!"#$%&'()*+, P !"!"#$%&' S !pi E^IcIgFE OF!" c  N !"#$%&' O !"#$%&'()!

 O !"#$%&'()*+,'-.*/012
被験者

AL条件

質問

A

SL条件

B

C

D

①

はい

はい

はい

②

トイレ

わからない

家の屋根裏
お風呂
倉庫

③

たまに

めったに

たまに

④

漂白剤

木材

木



はい

いいえ

1

1

0

0

-1

-1

-2

-2

AL

SL

HL

L

はい

はい

M

はい

ホームセン
ター

工事現場

室内

温泉

グッディ、 木材加工現
ヒノキ風呂 入浴剤
工房
場

たまに

たまに

たまに

たまに

めったに

たまに

めったに

ヒノキ

ニオイ消し
スプレー

工事で使う 木、埃混じ
ヒノキ
もの
り

杉

木材切断に
ヒノキ
よる匂い

たまに

はい

めったに
ヒノキ、森
林

NL

-3



*

1.4

AL

SL

HL

NL

*
1.2

1.0

0.8

AL

SL

 UlO  !"#$ N  !"#$%&'E*W=éYMKMRF

!"

!"#

!"

!"#$%&'ki

!"
 

!"#$%&E TFlÇçê=píáãìäìë=L=`çåíêçä

*!

!"#$%&P  O

P  O  N!"#$%&'E UF!"#$%&'e i  Q E`QI=lNI=lOI!"#$%& pi  P ElNI=lOI=qRF



^i 

EOF



!"#$%&'E VF!"#$%&'(&)*+,!
!"#e i  pi  ki !"#$%&'

lÇçê=píáãìäìë=L=`çåíêçä

!"#$%&'e i  S E`PI=`QI=lNIic 

AL

SL

HL

NL

HL

NL

lN

mòF ^iO E`QI=lOF kiN E`QF pi 



1.0

1.6

lOI=qSI=`òF ^i 

Q 

1.2

!"



 O 

*
*

1.4

0.8

Oz

 N 

NL

1.6!"#$%&'(&)*+,

 ^i HL`Q

P  N  O

EPF

K

はい

!"#$%&'(&)*+,



Q 

ENF

J



Q 



I

はい

 T
 !== EF== EF !"#$%
 E*W=éYMKMRF

EPF

H

lÇçê=píáãìäìë=L=`çåíêçä

2

EOF

NL条件

G
はい

3

*

2

-3

はい

F



3



E

*
1.4

*
1.2

1.0

0.8

AL

SL

 V`QI=lN  !"#$ O  !"#$%&'
E*W=éYMKMRF

lÇçê=píáãìäìë=L=`çåíêçä

2.5

*

*

Q

2.0



1.5



!"#$%&'!"#$%&'

 
1.0

0.5

0

AL

SL

HL

lÇçê=píáãìäìë=L=`çåíêçä

*

2.0

1.5

1.0

SL

HL

NL



!"#







!"#$%&'()*+,-



*

*

!"

!"#$%&'()*!"#$%&'$()*+,!"#$%&'()*+,

!"#$

!"#$

!"#$%&

!"#$



!"

!"



!

!"#$

!"#$%

!"#$%&

Nz 

!"#$%&'($)*"+,!"#$%&'()*+

!"#$%&'()*+ N !"#$%&

0



-1

-1



!"#$%&'( 

-2

-2



!"#



!"#$

!"#$%&'!"#$%&'()*+,

Oz 



!"#

NL





-3



AL

SL

HL

NL

!"#$%&

 NO
 !== EF !"#$%== !"=============EF !"#$%&'(E*W=éYMKMRF

E NMFicLec 

e i  pi !"#$%&

E NNF
P  O  O
!"#$%ki  ^i !"#$%& e i  pi !"#$%&'()*+,-!"#$%& N 
pi 

!"

!"#$%&'()

!"
^i 

!"#ki

!" P !"# O 

!"#$!"#$%&'()*P !"#$%&'()!" O *+,-!"#$%&'(!"#$%&'()*+,!"O

!"#e iki!!"e i !"#$%&'()*+,-./

!"#$'



!"#$%&'()*%+,-./!"#$%&! e i 



!"#




!"#$%&'!"#$%&!"#$%E NOF

)"


!"#

!"#

!

!"#

!"#pi  ki !" e i  ^ipiki 
!"

!"#$%

!"#$%&'($

0



!"#$

!"#$%&'()*+,

1

HL

!"#$%

!"#$%&'()*+,-!./0'12

1

SL

!"#



2

AL

!"#

!"#$%&'()

2

-3

!"#$%



pi  ki 

!"#$

3

!"#$%

!"#$%&'()*+,-./3!"#$%&'()*+,-./





 NNicLec  !"#$%&E*W=éYMKMRF

!"#$%&'()*+!"#$%&'()*+,-./01


0.5

AL

!"#$%

!"#

 N 

0!"#$%NL

 NMic  !"#$%&'(E*W=éYMKMRF

2.5!"#$%&'()!"#$%&!"!"#$%&'#$()*+
!"#$%&!"#$%&pi!"#$%&'()*+

!"#$%&'()*+,-./0123!"#$%&

! e i !"#$%&'()*+







!"



!"#$%&'() !"#$%&'()* ic piki !"#$%&'()*+,-.

!"#$%&'(

!"

!



!"#$%&'()*+,-.
,-./

"0%1

!"#$%&!'()*+,-./01!"#$%&'()*+ icLec  e i !"#$%&'()*+,-.

!"#$%&' pi !"#$%&'()*+,-./0123!"#$%&'()

!"#



!"#$%&'()*+,-./01!'(23!"#$%&'(!"#$%&'()*

!"#$%&'()*+,

!"#$%&'$%&()*+",-.

!"#$%&!"#$%&'()*$+,-./ PF ic !"#$%&'()*+ e i!"#$#%

!"#$% P !"#$%&'()*+,-.

!"#$%&'()*+,-.&/01234

icLec !"#$e i !"#$%&'(!"#$!"#$%&'()!"#$%&'()*+,-./

RK 


!"#$%&!"#$%&'()*+,-!"#$%&'()*+,-./01)234



!"



!"#$%&'!" ^i 



F



!"#$%&'()*+,-

!"#$%





!



!"#$%&

!"#$%&'







!"#$%&'!"#$%&'!()*+!"#$%&'()&*!"#$

!"#$%&'()*+,-./01234pi

!"#$%&' N 



!



!"#$%&'()*+,-*./!"#$% ^i 

!

!"#$

!"#

!"#$%&'()*#+,-.#/!"#$%&!"#$%&'!"#$%&!"#$%&'()*+





!"#$%&'()$*+,-./01'2!"#$%&'()*Epi !"#$%&'()*!"#$%&'()*+',-'
!"#E^iei !"!"#$%&'()*+,-./(01!"#$%&'()%*+,%-!

!"#$%&'(")!"#$%&

!"#$%&

! T O 



!"



!"

!"#$%&!"#$%&'()*

SK=

!

!"#$%&'()$*+,,-./

NF=

!"

!"#$%&%'()*+,-./01



*+

!"#!$

!"#$%&'(&)*+!= I=

!"#W=

!"#$%&'()* Q  I=



!"#

!"#$%&'()*+,-.&!"#$%&'()!

!"#!"#$F

!"#$%

!"#$!"#$% I=éRNRJRRQ=ENVVVF

!"#$%&'()*+

!"#$%&

OF=

!W=

! I=RPENFI=éOJS=ENVVUF

!"#$%&'(!)*+,-./01234

PF= 

!W= 

!"#$ I= !"#$%&'

ENVTMF!"#$%&!"#$%&'()(*+,-./(01!"#$

!"#$%&'()*+!"#$% e i !!"#$%&'%()*+,e i!

!"#$%&'!" pi !"#$%

!"#




!"#$

!!"! I= éRMJRR

住宅の高規格化・性能保証制度に対応可能な低負荷高耐久性
木質部材の開発
樹脂含浸木材の熱圧処理による高耐久化及び材料開発の研究
脇坂政幸 ＊ 1

樋口光夫 ＊２

Development of the High Enduranced Wood Materials to Corresponding the Law for
House.
− Study of High Durable Conversion and the Material Development with the Hot Pressing
Treatment of the Phenol Formaldehyde Impregnated Lumber −Masayuki Wakisaka, Mitsuo Higuchi,
木製品製造業，住宅関連産業等では ，「住宅の品質確保の促進等に関する法律（品確法 ）」への対策を図っているところであるが，その基準に対応した木質部材の研究成果は少ない。そこで当該年度より開始した５県連携事業の中で，薬剤含浸と圧密化を組み合わせた手法で木材の耐久性，寸法安定性の向上に取り組んだ。メチロール化フェノール( MP)は木材に注入後，加熱硬化する事でフェノール樹脂( PF)となり，耐朽性の付与が確認できている。
さらにNaF（フッ化ソーダ）を複合化することで耐朽性向上が確認できた １）。これを受けNaFを添加したMPを木材に注入し硬化工程の際，材料表面を熱プレス処理したところNaFの溶脱制御可能性が示唆された。一方，MPを含浸させた単板を積層 ，或いは他材料と接着した化粧材料では ，表面が平滑で硬度の高い材料の試作が確認できた 。また ，PF含浸木材の色差について経時変化を調べたので報告する。

1

はじめに

表面性状の違いから耐朽性が期待されるため，腐朽菌

これまで木材の防腐剤として使用されてきたＣＣＡによる耐朽性試験を行った。

系防腐剤（銅・クロム・ヒ素）が人体や環境へ害をお一方，フェノール樹脂は熱硬化による接着性能ならよぼすことから使用を規制される方向にあり，木材保びに硬さを付与できることが期待される。そこで木材存業界では新規防腐剤の開発が急務となっている。

単板への含浸を行い，その材料による積層材料及び他

メチロール化フェノール（本稿において”ＭＰ”と材料に貼り合わせた化粧材の作製可能性を検討した。

表記する）は木材に注入後，加熱硬化することで耐朽

また，既に設置してあったPF樹脂含浸木材による屋外構築物について，色差の経時変化を調べた。

性が付与されることが確認できている。さらなる機能向上を目指しメチロール化フェノールに防腐効果が期
待される数種の金属化合物（Cu化合物，Ag化合物，Na

2

研究，実験方法

F等）の複合化を行い，耐腐朽試験により複合化化合2−1物の選択を目的に検討を行ったところ，NaFに併用効

2−1−1

耐朽性試験
試験材作製条件及び原材料果が確認できた １ ）。しかしながら，NaF等の金属化合原材料を以下に示す。

物は雨水などによる流出が高いと考えられるため，今・含浸用樹脂：メチロール化フェノール（松栄化学

回，樹脂注入した木材の表面を熱圧硬化処理する事で工業（株）製）

流出制御の検討を行った。同時に，熱圧プレスによる・含浸用材料：スギ辺材（ 2 × 2 × 1cm）
・対象菌株

：オオウズラタケ（Fomitopsis palustris)＊１インテリア研究所＊2 九州大学農学研究院

試験材料の作製条件を表−１に示す。
-1-

なお，ホットプレス装置による熱圧処理を” HP 処

420001]）を用い，予め培地内にて数週間の拡大培養理”と表記する。
表−１を行った。次にサンプル腐朽用の専用容器に石英砂・表面プレス試験材作製条件

注入剤種類

液体培地を投入し滅菌した。上記拡大培養した菌株を硬化処理専用容器に移植したのち，菌が十分増殖するまで数週

MP のみ

HP 処理＋熱風硬化

間培養(26 ℃× 76%RH)を行った。菌糸が成長したの

MP ＋ NaF 0.01mol/l

HP 処理＋熱風硬化

ち 2−1−2 にて作製した木片サンプルを 3 個／容器ず

MP ＋ NaF 0.05mol/l

HP 処理＋熱風硬化

つ設置し腐朽試験を実施した。

MP ＋ NaF 0.10 mol/l

HP 処理＋熱風硬化

2−1−4

NaF溶脱試験

MP のみ

熱風硬化

MP ＋ NaF 0.01mol/l

熱風硬化

MP ＋ NaF 0.05mol/l

熱風硬化

試験片 9 個をよく洗浄した容器に入れ，蒸留水をMP ＋ NaF 0.10 mol/l

熱風硬化

360ml 投入し常温で 8Hr 撹拌する。攪拌後，木片から2−1−2 で作製した試験片について木材から溶脱する NaF の量を次の方法により調べた。

化合物を抽出した水を別の容器に採り保管する。その2−1−2

試験片作製方法後，木材試験片を 60 ℃で 16Hr 乾燥する。これを 1 サ

メチロール化フェノール樹脂水溶液を濃度 10wt%にイクルとして， 10 サイクル（ 10days）繰り返す。

希釈し，表−１に示した所定の配合量でNaFを混合す

この操作において1，2，3，5サイクル目における水へる。次に，予め秤量したスギ試験片（ 2 × 2 × 1cm）の溶出量を測定する。

を上口デシケーター内で 1.2Torr × 15min 減圧したの

2−1−5

色差測定

ち，常圧に戻す際，上記で調整した液を系内に導入し平成 12 年度に試作した屋外用構築物である東屋（ 写

注入を行った。その後 60 ℃× 12Hr で乾燥後，半数の真−１）を対象に，自然環境下において変化する材料

試験片については耐朽性の向上と金属化合物溶出の傾特性の一つとして色差に着目し，その経時変化を測定

向確認を目的に，ホットプレスを用いて材料木口表面する。当該構築物における色差の測定部位（上から見を熱圧硬化したものを作製する。

た図）を図−２に示す。なお，当該構築物の周囲は開残り半数は熱風乾燥処理のみにより， 140 ℃× 6Hr

けた立地状況にあり，日照，風雨が遮られる事のないで硬化し，比較用試料とした。

条件下に設置されている。

概略を図−１に示す。

測定はミノルタ製色彩色差計 CR-100 を用い，観察条件は標準の光Ｃを用いた。また，評価はＬ ＊ ａ ＊ ｂ ＊メチロール化フェノール

表色系により行った。

含浸処理

170℃

170℃
熱圧硬化処理

熱風乾燥硬化処理

JISK1571
木材防腐剤の性能基準
及び試験方法

図−１

2−1−3

硬化条件

耐朽試験方法木材防腐剤の性能基準及び試験方法により行った。
写真−１

腐朽操作は斜面培地から取り出した菌株（褐色腐朽菌の一つであるオオウズラタケ菌[Fomitopsis palustris-2-

屋外構築物（東屋）

北
④ ⑤ ⑥

⑯

材料の断面積で割った時の圧力（材料の単位面積当た⑲⑳

りの負加圧）である。

⑭
⑮

⑫

3

⑬

結果と考察

3−1

⑪

耐朽試験

腐朽試験の結果を図−４に示す。
⑦

この結果， MP 注入材は未処理コントロール材に比⑧べて高い耐朽性が見られたが，NaFの混合濃度条件や熱圧硬化(ＨＰ)処理有無による差は無く，ほぼ同じレベルを示した。しかし，２ヶ月経過後の写真−２に見られるとおり，本試験においてもNaFを注入した材はコントロール及びPF樹脂単独と比較して腐朽菌による⑨ ⑰ ⑱ ① ② ③⑩被覆は殆どなく，材料の保護機能が伺えた。

南

図−２

ベンチ配置及び測定点

2−2

重量減少率（％）

25.00

単板積層材及び化粧板の作製

住宅用内装材や関連部材を想定してメチロール化フェノールを含浸処理した単板（0.24mm厚）を用い，積20.00
SurfacePressed
Not Pressed

15.00
10.00
5.00

図−３に示す。
図−４
スギ単板（ 0.24mm）

ol
Na
F
0.1
0

PF
＋

0.0
5
PF
＋

PF
＋

0. 0
1

り付けた化粧材料を作製した。この時の操作フローを

m

ol
Na
F
m

ol
Na
F
m

Co
nt
.

PF
10
%

0.00

層材料及び他の材料（パーティクルボード；PB）に貼

薬剤処理種別

熱圧処理が耐朽性に及ぼす影響（◇：熱圧処理，■：未処理）

メチロール化フェノール（ 20wt% or 40wt%
中に浸積（ 10min））

Ｄｒｙ（常温）①材料積層②他部材に接着

熱圧処理加工写真−２（ 170 ℃〜 200 ℃× 49.6MPa

熱圧処理有無による耐朽性試験（① Cont., ②⑤ PF 樹脂のみ , ③⑥ PF+NaF0.05mol/l,〜 248MPa × 1 〜 5min）④⑦ PF+NaF0.1mol/l,② -④：表面熱圧処理，⑤ -⑦：熱風硬化処理のみ）
成

形
3−1−1

図−３

材料積層・貼り合わせ工程のフロー

表面熱圧硬化処理による金属化合物の溶脱制御

2−1−1 の表−１に示す試験片について，樹脂注入
なお，熱処理工程における圧力はプレス総圧を作製

木材から溶脱するNaFの量を調べた結果を図−５示す 。
-3-

その結果，各濃度を個別に見た場合試験片から溶脱す

a*経変

12.0

①②③平均

る金属化合物の量は抑制されていることが明確になっ

④⑤⑥平均

10.0

⑦⑧平均

a*（-緑← ｸﾞﾚｰ →赤+）た。また，濃度条件間で比較した場合，初期濃度が高い方が多量に放出する傾向があり，濃度依存的に溶脱することが分かった。このことから，材料木口面の表面熱圧硬化処理を施すことや，NaF混合濃度を変える

8.0

⑨
⑩

6.0

⑪

4.0

⑫
⑬

2.0

⑭

0.0

ことにより製品からの溶脱抑制（制御）を行うことがH13.2.1(2.0)

可能であることが分かった。さらにこのことは，他の

(4.0)

⑮⑯平均

H13.5.1

H13.8.1 H13.11.1

H14.2.1

H14.5.1

⑰
⑱
⑲⑳平均

測定期間

化合物に比べ溶脱しやすい傾向にあるNaFの利用を行うにあたり，有効である事が確認できた ２）。

図−６

PF + 0.01mol/L

耐候操作によるNaF溶出傾向
180
160

NaF溶出量(mg/L)

色差ａ ＊の経時変化

140

PF + 0.01mol/L（HP処理）PF + 0.05mol/L

図−６に示す。

PF + 0.05mol/L（HP処理）PF + 0.1mol/L

り太陽光が直接当たらない部位である。色差は赤い方

PF + 0.1mol/L（HP処理）

色が濃く変色してきた事によると思われる 。「ベンチ図−６より ，「ベンチ座面（東）⑦⑧」は屋内にあ

120
100
80
60
40
20

向にシフトしている。これは，材料に含浸した PF の座面（ 南 ）⑨ 」は ，太陽光が直接当たる辺材部である 。

0

１回

２回
３回
操作回数

５回

数値からもグレー色に推移しており，材表層部の退色

図−５ NaFの溶脱傾向と塵埃の堆積がうかがえる。一方，同一板材の晩材部
である「ベンチ座面ヤケ色（南）⑩」を比較してみる

3−1−2

屋外構築物の色差経時変化と，同材は PF がしみ出し赤変していた部分で，初期表−２に図−２で示した測定点の詳細部位を示す。

１ヶ月における変化は急激であったが，その後１年では同程度の数値の変化であった。辺材部と比較し材質

表−２

色差測定個所と部材及び方角

①②③平均
④⑤⑥平均
⑦⑧平均
⑨
⑩
⑪
⑫
⑬
⑭
⑮⑯平均
⑰
⑱
⑲⑳平均

的に密であるため，塵埃堆積と部材変色が目立たないものと思われる 。「床板（白け）軒下（南）⑰」は，柵柱木口（南）柵柱木口（北）ﾍﾞﾝﾁ座面（東）ﾍﾞﾝﾁ座面（南）ﾍﾞﾝﾁ座面ﾔｹ色（南）ﾍﾞﾝﾁ座面（西）ﾍﾞﾝﾁ座面ﾔｹ色（西）床板（白け）軒下（西）床板（濃色）軒下（西）床板（白け）支柱下（北東）床板（白け）軒下（南）
縁材（南）
縁材（北）

出入り口部分の床材であり，人の出入りと雨風，太陽光の影響を受ける部分である。従って物理的劣化が激しく，塵埃堆積も著しいためグレー色化が激しいものと思われる。最後に ，「床板（白け）支柱下（北東）⑮⑯」と「縁材（北）⑲⑳」は共に色差が緑色にシフトしている。これは測定点の床板に，表面が透けて見える程度に苔が薄く貼り付いていたためであった。何れの測定点も軽くブラッシングを行ったが，当該測定点については苔を排除することができなかった。
次に，図−７より，ｂ ＊ 表色系（−青 ← グレー→ 黄 + ）について比較を行った。測定点はａ ＊ と同一点で行った。

各部について，構築初期３ヶ月間と約１年後におけ＊＊＊る色差（Ｌ ａ ｂ ）に関し，特に変化に差が見られ「ベンチ座面（東 ）」はａ ＊ と異なり大きな変化はたａ ＊ 及びｂ ＊ の２成分系について測定結果を図−６，なかった。初期に黄変が進み，その後の変化は塵埃等

図−７に示す。さらに，この中で特に屋内，屋外を含によるグレー化が進んだものと思われる 。「ベンチ座め主要な箇所数点を抽出し検討した。まず，ａ＊面（南 ）」はａ ＊ と同様に急激なグレー色化が進行し

表色系（−緑 ← グレー → 赤 + ）について調べた結果をていた。これも太陽光による材料表面の分解劣化によ-4-り，次いで「ベンチ座面ヤケ色（南）⑩」と「ベンチ
b*経変

①②③平均

座面（西）⑪」が続く。さらに同レベルで「床板（白

35.0
④⑤⑥平均

ｂ＊（−青← ｸﾞﾚｰ →黄＋）

30.0け）支柱下（北東）⑮⑯」と「縁材（北）⑲⑳」の色

⑦⑧平均
⑨

25.0

差変化が見られた。このことから南側及び西側のベン⑩20.0

チ座面は太陽光を受けるため材料の劣化 と退色が進

⑪
⑫

15.0

み，別系統の色に変化したことがうかがえる。また，

⑬
10.0
⑭
5.0

「 床板 」及び「 縁板 」は苔による変化が明らかである 。

⑮⑯平均

３−２

⑰

0.0
H13.2.1

H13.5.1

H13.8.1

H13.11.1

H14.2.1

H14.5.1

測定期間⑱

樹脂含浸単板積層材，表面貼り付け材の作製

図−３のフローにより，メチロール化フェノールを⑲⑳平均含浸処理した単板（ 0.24mm 厚 ）の積層材（ 写真−３ ）
図−７

色差ｂ

＊

の経時変化

及び他材料（パーティクルボード；PB）に貼り付けた材料（写真−４）を作製した。

ると思われる。前者との比較である「ベンチ座面ヤケ色（ 南 ）」も グレ ー色 化 が進 んで いる が， ａ ＊ 系と同じく前者との相対的差は小さかった 。「床板（白け）
軒下（南 ）」は， ａ ＊ と 同様 に物 理 的な 劣化と自然環
境による影響を受け，急激なグレー色化が見られた。
また ，苔に被覆された材「 床板（ 白け ）支柱下（ 北 ）」と「縁材（北 ）」については，人の踏みつけにより物理的な影響を受けた「縁材」の方が，グレー色化が低かった。一方， b ＊ 表色系において急激な変化を示した測定点として「ベンチ座面（西 ）」が挙げられ，最

写真−２

単板積層材

もグレー色化が進行した箇所であった。この部分は，西日が当たる辺材部であり，劣化が激しかったものと単板積層材については，まず，横はぎしたスギ間伐推察される。

材からスライスされた 0.24mm の単板を N.V.20%及びN.V.40%に調整したメチロール化フェノールに 10min.

柵柱木口（南）間ディッピングし，これを乾燥させたのち， 5 〜 20ply

柵柱木口（北）30
ﾍﾞﾝﾁ座面（東）の積層条件で材料を重ねてホットプレスにより熱成型

ﾍﾞﾝﾁ座面（南）25

色差（ΔE*ab）ﾍﾞﾝﾁ座面ﾔｹ色（南）を行った。この時，材料作製にあたり加熱時間と加圧

ﾍﾞﾝﾁ座面（西）20

力の関係 で黄変化と材料表面の平滑性状低下が生じ

ﾍﾞﾝﾁ座面ﾔｹ色（西）15

床板（白け）軒下（西）た。成形時間が長くなると樹脂自体の分解劣化ならび

床板（濃色）軒下（西）10に木材の分解が併発するためと考えられる。従って，

床板（白け）支柱下（北）床板（白け）軒下（南）5

最適な材料の作製を行う上で加熱時間と加圧力の条件

縁材（南）
縁材（北）

把握が重要である。

0

H13.3.1

H13.6.1

H13.9.1

H13.12.1

H14.3.1

H14.6.1

一方，PBに単板を貼り合わせた化粧材料について

期 間

図−８

色差（Δ E）

は，樹脂含浸単板の作製まで単板積層材と同工程である。そのあとPBに重ねてホットプレスにより熱圧成型

また，総合的な色差の変化を判断するため，色差を行った 。同試作材料については ，加熱時間も前者（ 積ΔＥによる差を図−８に示す。ΔＥによる判断基準と層材）ほど必要ではないため，幾つかの条件で作製しして数値が 12 以上変化したときに，全く違う系統のた材料は何れも性状劣化は殆ど見られなかった。

色に変化したことが示唆される。図−８からは「ベンまた，本研究による適正条件として，メチロール化

チ座面（南）⑨」の色差変化が最も大きいことが分か

フェノール溶液濃度40wt%の時，概ね170℃，2minの処-5-に有効であることが伺えた。
一方， PF 含浸木材の色における経時変化（耐候性評価）については，影響因子として太陽光（紫外線）の関与が明らかであり，屋外用として使用する場合のＰＦ含浸材料における対策の必要性が明確となった。
また，樹脂含浸単板を用いて部材を作製することについては ，短時間，最小限のステップで基礎材（exp.
PB）に木地面（スライス単板）を接着加工可能な方法であることが提案できる。これらのことから，MP樹脂
注入法による木材の耐朽性向上，並びに寸法安定化の
写真−４

樹脂単板をPBに貼付けた材料

試みは資源の有効利用を図り，屋外，屋内を含めた住（中央：試作化粧材，両端：積層材）

宅用関連部材を開発する上で有用であることが示唆された。

理において表面が平滑化し，且つ表面硬さの高い材料に仕上げることが可能となった。特徴的な結果を表−３ に示す。

5

参考文献
1) 脇坂，内倉，樋口：木科学情報 , Vol. 8, No. 2,

表−３

MP単板貼付けPBの成型条件と表面硬さ

p. 25( 2001)
2) 脇坂，平野，樋口：平成 12 年度福岡県工業技術

樹脂濃度×圧力（材料の単

表面硬さ

No.

位面積当たりの圧力）①

20%PF×5min×250 (MPa)10.7 ( N/mm2)②

20%PF×5min× 50 (MPa)

4.8 (N/mm2)③

40%PF×2min×100 (MPa)

9.6 (N/mm2)④

40%PF×2min× 50 (MPa)

7.3 (N/mm2)

センター研究報告 , p. 22-25( 2000)（ ブリネル法 ）表−３の結果において，樹脂濃度が 20%及び 40%の系各々のなかで負荷圧力差を比較すると，明らかに高圧側で硬度が高い事が分かる。また②と④を比較した場合，②は負荷時間が長いにも関わらず④の方が硬い。このことは樹脂濃度が高いことによると思われ，樹脂濃度による硬さ制御の可能性が考えられる。

4

まとめ
住宅外構用，及び内装材として木材を活用していく

上で，樹脂含浸木材に対し表面熱圧硬化処理は，材料の耐朽性を確保するにあたり，添加物の溶出速度制御-6-ＡＩアプローチによる３次元設計と加工工程自動化に関する研究 (1)−ニューラルネットワークを用いたマニピュレータと環境との接触特性の学習−
永田寅臣*1

藤本佳宏*1

渡辺桂吾*2

Automation of 3D Design and Manufacturing Process Using AI Techniques- Learning of Contact Motion between a Manipulator and an Environment Using Neural Network Fusaomi Nagata, Yoshihiro Fujimoto and Keigo Watanabe

本報告では，ニューラルネットワークを用いた力制御系を提案する。まず，PI力制御法を用い，アーム先端が環境に接触する際の接触力と速度の理想的な関係を得る。この接触力と速度の関係を教師信号とし，バックプロパゲー
ションアルゴリズムを用いてニューラルネットワークを学習させる。学習されたニューラルネットワークは，力覚と速度の情報に応じて，フィードフォワード力制御のための速度量を生成する。垂直多関節型6自由度の産業用ロボットPUMA560の動力学と運動学を用いたシミュレーション実験により，提案手法の有効性を検証した。その結果，未学習の剛性をもつ環境や未学習の接近速度に対してフレキシブルな性能が確認された。

はじめに

1

近に望ましくない研磨マークが残ってしまう。このた

産業用ロボットは現在様々な製造業の分野に普及しめ，研磨ロボットの非拘束状態 (工具のアプローチ状ており，自動化機械としての役割を果たしているとこ態) から拘束状態 (倣い制御系) における遷移時の接触ろである。筆者らも家具製造工程における曲面を有す

特性を改善することは，非常に重要な課題といえる。

る木質ワークの自動研磨を目的に，最近登場してきた本研究では，マニピュレータが環境と接触する際のオープンアーキテクチャ型の産業用ロボットに速度指安定性を改善するためにニューラルネットワークを用

令型の力制御法を適用することで，現場普及型の研磨いた制御系を提案する4〜5）。まず，想定される環境の中ロボットシステムを開発してきた 1〜3）。ロボットアー

で最も剛性の高い例題を与え，PI 制御により接触力を

ム先端には，作業者が実際に使用しているハンディタ

目標値に追従させることで環境との理想的な接触特性

イプの研磨工具をアタッチメントを介して簡単に取付を得る。この場合，与えられた環境に対してオーバできる設計とした。研磨工具として，ベルト式，オー

シュートのない理想的な応答を得るには，煩わしいゲ

ビタル式，ダブルアクション (DA) 式などのタイプがイン調整を伴う。理想的な接触特性とは，オーバ

それぞれ用途に応じて使用されている。このうち，DA

シュートが発生することなく目標の接触力に追従した

サンダーは円形の弾性パッド部が偏心運動と回転運動

ときのアーム先端に発生している接触力と速度との関を同時に行うため，研削量が多いだけでなく非常に高係をいう。つぎに，この望ましい応答における速度を

品質な表面性状を得ることができ，多用されている。

教師信号として学習を行い，接触力と速度の入出力関

さて，このような振動を発生する研磨工具を装着し係をニューラルネット内に獲得する。このニューラル

たロボットを用いて研磨を行う場合に最も注意を要す

ネットワークを接触力のフィードフォワード制御に用るのが接触時の処理である。例えば，研磨開始時の基いることで，学習した環境よりも低い剛性を持つ環境

本的な処理として目標とする接触力に達した時点で，に対しては，固定ゲインによる I 制御を行うだけで望ま工具とワークが良好に接触したものと判断し，工具のしい接触応答を得ることができる。PU MA 5 6 0 マニ

倣い移動を開始させる方法がある。しかし，接触力をピュレータの動力学と運動学のパラメータを用いたシ

滑らかに制御できなければ，それは直ちに接触地点のミュレーション実験により提案手法の有効性が確認さ

過研磨や未研磨となり，研磨後の品質劣化として顕著れたので報告する。

に現れる。すなわち，研磨開始時に工具が接触する付2*1*2インテリア研究所
佐賀大学大学院工学系研究科

習

ニューラルネットワークを用いた接触特性の学本研究では，マニピュレータと環境とのフレキシブ

える。まず，教師信号となるオーバーシュートのない

ルな接触機能を実現するために，ニューラルネット

望ましい接触特性を得るために次式に示す速度指令型

ワークを用いた制御系を提案する。ところで，研磨ロの PI 力制御則を用いることとする。

ボット本体として使用している産業用ロボット FS20は，速度指令によりアームの軌道を制御できる API を(1)

提供している。このため，提案手法が速度指令型で記述されていれば，直ちに実機にも適用できるものと期

ここで，待される。そこで，本研究で検討するニューラルネッの速度指令ベクトルであり，トワークについても，その出力が速度量となるようなれ，アーム先端に作用する環境からの反力と目標の接モデルで構成し，将来，実機ロボットへ速やかに適用

触 力 と す る 。 ま た ，はデカルト座標系ベースのサーボ系へ
，

はそれぞ

と

できるように考慮した。本節では提案するニューラル

はそれぞれ，比例制御と積分制御

ネットワークと学習について，また第 3 節では学習しのフィードバックゲイン（速度への変換ゲイン）行列

たニューラルネットワークを用いた制御法についてそ

図 - 2 には，制御系のブロック線図を示す。シを表す。図れぞれ述べるとともに，シミュレーション実験によりミュレーションは，PUMA560 マニピュレータの動力提案手法の有効性を検証する。

学と運動学を用い，ルンゲクッタ法で行った。なお，

接触問題 の設定と教 師信号の獲 得

2-1

表 -1 制御パラメータ

図 - 1 のように，PUMA560 マニピュレータのアー

Approach velocity (m/s)(N)
Desired contact force(N/m)
Stiffness of object
Control gains,の環境に低速度

ム先端を剛性係数で接触させた後，目標の接触力で安定させる問題を考

0.018420
50000
trial and error

25

Contact
orce
f [N
]

20

PUMA560

15
DesiredResponse105

図 - 1 マニピュレータの接触問題

0

0

0.
5

1.0
Time [s]

1.
5

2.0

図 -4 理想的な接触特性

Servo

-

図 - 2 PI 力制御法のブロック線図

Velocity-Based
PI Force Control

Resolved
Acceleration
Control

PUMA560

図 - 3 速度指令からトルク指令への変換方法

V elocit
y of thetip oftheobotr mar [m
/s
]

+

0.02

PUMA560

+

+

0.01

0

0

0.
5

1.0
Time [s]1.
5

図 -5 理想的な接触応答時の速度変化

2.0

を関節の駆動トルクに変換するために，サーボには分解加速度制御法を適用した

6）

4

。

図 - 3 にはその変換方法を示す。
Error
funct
ion

3

表 - 1 に示す条件で接触実験を繰返したところ
さて，表とがともに 0.0005 の値の近傍にて 図 - 4 に示すような良好な応答が得られた。このときアーム先端に発生していた 法線方向の速度変化を 図 - 5 に示す。

21

図 - 5 の速度変化のうち，アーム先端が環境にそこで，図接触した後の速度を教師信号として学習を行い，接触00

力と速度をそれぞれ入出力としたモデルをニューラル

100ri
Tal number

ネットワーク内に獲得する。

図 -7 学習履歴（誤差の変化）

ニューラ ルネットワ ークの構成

Learning resul
t of
x-dir
ecti
onal veloci
ty [m
/s]

2-2

前節で得られた理想の接触特性を学習するために，
図 - 6 のような入力層，二つの隠れ層，出力層からなる
4層ニューラルネットワークを構成する。入力層のユ
ニット数は

3

であり，目標の接触力との偏差

，その微分

200

，および出力層からの出力である速度を入力として用いる。二つの隠れ層のユニット数はともに 20 である。各ユニットの出力関数には次式に示すシグモイド関数を用い，バックプロパゲー
ションアルゴリズムにより結合強度としきい値の学習

0.02

Desired value

for learning

Learning result

0.01

0

0

5

10

を行った。

15 20
25
D iscret
e ti
me []

30

35

図 -8 学習結果(2)

力関係のうち，アーム先端が環境に接触した後の値のみを用いた。また，結合強度の学習係数と慣性係数を
それぞれ，
数を

= 0.8，= 0.3 とし，しきい値の学習係= 0.8 に設定して学習を行った。学習のための

誤差関数
る教師信号

図 - 5 から得られる離散時刻
は，図

におけ

とネットワークの出力信号との誤差から，次式のように求めた。

(3)

学習は，

が十分に小さくなるまで 図 - 4 と 図 - 5 の入出力関係を繰り返し学習させることで行った。学習図- 7 には学習回数に対する結果として，図また 図 - 8 には教師信号
トワークからの出力
図 -6 学習に使用したニューラルネットワーク

3

ニューラ ルネットワ ークの学習

図 - 4 と 図 - 5 に示す接触力と速度の入出学習には，図と 200 回学習後のネッをそれぞれ示す。

ニューラルネットワークを用いた接触力の制御

3-1
2-3

の変化を，

未学習の 環境との接 触特性

本節では，前節の学習結果を用いてどのように衝突特性を改善するかについて述べる。周知のように，マニピュレータのアーム先端が剛性の高い環境に対して安定的25に接触している場合，アーム先端に発生している速度は非常に小さい値となる。これは，振動を抑えるため

20
Contact
orce
f [N
]

には速度フィードバックゲインを小さくすることが有効であり，このため速度の操作量が微小な値で出力されているからである。ニューラルネットワークの学習が良好に実施されても，前述の微小な速度量を正確に出力させることは困難である。そこで，本提案システ

15
DesiredResponse= 50000

10= 0.0368 [m/s]5

ムでは，ニューラルネットワークからの出力を大まかなフィードフォワード制御に用い，I 制御により目標値

0

0

0.5

図 - 9 には，学習したに正確に追従させることとした。図
X-dir
ecti
onal velocit
y of theip of
the trobot
m ar
[m/s]

線図を示す。アーム先端が環境に接触すると，ニューラルネットワークからの出力がフィードフォーワード
制御として働き，同時に I 制御により目標の接触力に追従させることができる。
図 - 1 0 には，5 つの異なる環境に対して，2-1 節と同じ接触問題を設定し，力制御を行った結果を示す。

NN-

PUMA560

+

+

0.03
0.02
0.01
0
-0.01
-0.02
-0.03
0

0.5

1.
0
Time [s]

1.5

2.
0

図 -1 2 図-1 1 の場合の速度変化

表 - 2 には，各環境の剛性係数と設定した I ゲインを
図 - 1 0 から，提案手法を用いることで，学習し示す。図た環境より小さな剛性を持つ未学習の環境に対して

25= 10000は，簡単な I ゲインのみの調整を行うだけで良好な接20Contact
orce
f [N
]

2.
0

0.04

Servo

図 - 9 ニューラルネットワークを併用した力制御法

1.5

図 -1 1 未学習の接近速度での接触特性

ニューラルネットワークを用いた力制御系のブロック+

1.
0Time [s]触特性を得られることが確認できた。これに対して，= 30000= 4000015

学習時より大きな剛性を持つ環境との接触実験では，= 20000

剛性を 60000，70000 と大きくするに従い，接触時の= 50000

振動やオーバシュートが顕著となった。

10
DesiredResponse

3-2

5

0

= 0.0184 [m/s]

未学習の 接近速度で の接触特性

つぎに，学習時の 2 倍の接近速度に相当する 0.0368[m/s]で接触させた場合の応答を 図 - 1 1 に示す。接触

0

0.5

1.
0
1.5
Time [s]図 -1 0 未学習の環境との力制御結果
表 -2 各環境の剛性と設定した I ゲイン

Stiffness of object

(N/m)

2.
0

時に振動が発生しているものの，オーバシュートを伴図 - 1 2 には，うことなく良好な応答が得られている。図
アーム先端の速度変化を示す。

Control gain

4
10000
20000
30000
40000
50000

0.000150.000150.00040.00040.0004

おわりに
本稿では，マニピュレータと環境との望ましい接触

特性を学習させたニューラルネットワークを用いた力制御系を提案した。提案手法を未学習の環境との接触問題および未学習の接近速度での接触問題に適用した

ところ，それぞれ良好な接触特性が得られた。今後
は，ロボットアーム先端に装着した各種サンダーを木質ワークに接触させる際の工具接触処理に適用し，有用性について検証していく予定である。また，学習型
モーション／力制御法の開発と金型の磨きシステムへの応用を検討する。

参 考 文献1) F. Nagata, K. Watanabe, et al.: Polishing Robot Using a
Joystick Controlled Teaching System, Journal of Robotics
and Mechatronics – Special Issue on Recent Advances in
Robot Control –, Vol. 13, No. 5, pp. 517-525, (2002)
2) F. Nagata, K. Watanabe, et al.: Furniture Polishing Robot
Using a Trajectory Generator Based on Cutter Location
Data, 2001 IEEE International Conference on Robotics &Automation (ICRA2001), pp. 319-324, Convention &Exhibition Center (COEX), Seoul, Korea, May (2001)3) 永田，津田，川口，原，他2名：曲面を有する家具部
材の自動研磨ロボットの開発，木工機械グラフ,
Vol. 33, No. 5, p. 20-25 (2001)
4)

永田，藤本，渡辺：ニューラルネットワークを用いたマニピュレータと環境との接触特性の学習，
第３回日本ファジィ学会九州支部学術講演会予稿
集, p. 51-54, 九州工業大学 (2001)

5)

F. Nagata, K. Watanabe: Learning of Contact Motion
Using a Neural Network and Its Application for ForceControl, The 4th Asian Control Conference (ASCC2002),
Singapore International Convention & Exhibition Centre(SICEC), Sept. (2002), (accepted)

6)

F. Nagata, K. Watanabe, et al.: Impedance Control for
Articulated Robot of 6 Degree-of-Freedom in
Consideration of Critically Damped Condition with an
Object Dynamics, Procs. of the 36th SICE Annual Conf.,
International Sessions, pp. 1119-1124, Tokushima Univ.,
July (1997)

木質材料の研磨工程自動化に関する研究（３）−木質材料用研磨装置のシステム制御入力方法−
春山繁之*1

村瀬安英*2The Advance of the Sanding Technology for the Wood and Wood-Based Materials Ⅲ．
− The Way of Inputting System Parameter of the Sanding Device. −Shigeyuki HARUYAMA＊1， Yasuhide MURASE＊2
本研究では，家具部材の任意形状曲面を自動研磨することができる木質材料用研磨装置制御パラメータの入力方法の簡易化を図るため，プログラムの開発を行った結果について報告を行う。開発内容としては，試作開発した研磨装置をベースに個々の研磨装置形状に対応するため必要となる制御機能を一般化させるため，入力変更が必要となる各パラメータの調査と変更入力方法を容易に行うための方法について検討を行い，試作開発した研磨装置の設定環境を大きく変更することなく研磨稼動部の寸法変更などが行えるシステム制御入力プログラムを作成した。

1 はじめに木材及び木質材料の広く大きな曲面形状を高効率・

X スライダー

高精度で研磨することを目的とし試作開発したフレキ
シブル研磨装置(図-1)において，これまでに性能評価

ﾍﾞﾙﾄ回転実験などを実施しその有効性が確認されている。そこ
で，本研究では試作開発した研磨装置の汎用性を図る

張力軸ため，装置個々で変更されることが予想される，部材形状に対応した機械寸法，モータサイズ（出力），減速機（減速率）などに変更が生じても試作開発した環境を流用し使用することができる制御パラメータ入力ソ

ﾛｰﾗ伸縮

フトの製作を行った。これにより，研磨装置それぞれで開発が必要であった制御部の開発が不要になるため

ﾛｰﾗ回転研磨装置全体のコストダウンを行うことができると考えられる。

図−１ フレキシブル研磨装置
2 開発プログラムの汎用化

制御 PCプログラムの試作開発には，木工用研磨装置としてデータ変換ソフトウェア：工具経路生成

試作開発を行ったフレキシブル研磨装置 1）-3) の開発環
境を用いて汎用化を図るための方法を検討した。変更

ツール制御ソフトウェア：稼動システム制御

必要プログラムは，ツール制御ソフトウエア：稼動シ

2-1

モーション
コントローラAD変換

ステム制御である。
フレキシブル研磨装置のシステム環境

全体システム構成を図-２に示す。稼動用のモータ・Digital I/O

roller等の駆動部
制御盤

エンコーダに指示を行っているツール制御ソフトウエ

アンプ

アンプ

アンプ

張力測定用
センサ

Z方向
力覚センサ

モータ、
エンコーダ

ア（稼動システム制御）の稼動指示パラメータ（研磨装置の部品・取付け寸法やモータ・ギヤの減速比など）を容易に修正できるようにすることによりモータ，エ

ツール本体*1 機械電子研究所*2 九州大学

図−２ システム構成図

LS等

ンコーダ及び減速機などの変更が生じても簡単な入力
値変更により制御を行うことができるよう検討を行っ装置の稼動範囲をソフト上で制約し誤作動や装置の破損などを防ぐ。

た。
2-27)ソフトリミット

入力パラメータの検討

項目：ローラ上下軸，ローラ回転軸，スライダー軸，テンション制御軸

フレキシブル研磨装置をベースとして考えた場合に必要となる修正項目の検討を行った。

8) 原点復帰動作のパラメータ（ローラ伸縮，回転，ス

1)稼動部寸法

ライダー）

研磨対象物に応じて設計変更が必要となる押さえロ

位置センサーと稼動部の本位置関係を管理することーラの基準位置との関係や伸縮軸の長さなどに対応すにより基準位置の定義を行い，装置全体の稼動誤差をる。

防ぐことができる。

項目：押さえローラ基準位置，押さえローラ伸縮軸

項目：伸縮軸（復帰アプローチ，低速移動，高速移
動グリッドシフト量，復帰検出方向），回転軸長さ（復帰アプローチ，低速移動，高速移動グリ2)干渉チェックのためのパラメータ

ッドシフト量，復帰検出方向），X スライダー

稼動範囲や押えローラなどの設計寸法を変更した場

軸（復帰アプローチ，低速移動，高速移動グ合に必要となる干渉チェックに対応する。

リッドシフト量，復帰検出方向）

項目：押さえローラ上端長さ，幅，取付けピッチ
3)エンコーダ制御量9) ベルト制御パラメータ

使用するギヤ-，リード，タイミングプーリ，エンコ

研磨ベルトの回転速度，目標張力や張力の上限値をーダにより決定される 1 パルス当たりの単位移動量

入力することにより設定以上の張力が発生しないよう(Mag)を定義する。これにより，モータの仕様変更や減管理をする。

速機の変更に容易に対応することができる。

項目：終了時のベルト回転速度，終了時の目標重力，
目標張力上限許容値

項目：ローラ伸縮軸，ローラ回転軸，Ｘスライダー，
テンション制御軸4)各種制御用サンプリング周期10)ベルト張力制御
ベルト張力を制御するために必要となる張力制御軸更新情報を表示・制御するため必要となるサンプリの移動速度(低速／高速)，張力の自動制御調整加速度

ング時点の情報について更新間隔を設定する。サンプ

や追従速度，装置を破損させないための過負荷重など

リング間隔を小さくすると詳細な監視制御を行うことを設定し安定した稼動が行えるようにする。

が可能となるが，制御コンピュータへの負荷が大きく

項目：テンション制御軸原点復帰速度，自動調整速度，張力調整速度調整式，手動運転速度，最大なる。使用条件に合わせて決定する必要がある。

テンション，非常停止テンション

項目：システム状況監視用スレッド割り込み，画面
情報更新間隔，アラーム表示更新間隔，ロギ
ング間隔，ベルト制御用 ThreadTime，ベルト
制御用 DspTime5)速度系制御パラメータ

11)リファレンス点復帰パラメータ
稼動開始位置をあらかじめ定義する。これにより，繰り返し同位置での作業が容易になる。
項目：ローラ伸縮軸，ローラ回転軸，スライダー，
機械座標系（Z，X）

自動運転時や手動運転時の動作スピード（加速度，速度など）を定義する。これにより，装置の滑らかな動きを指示することができる。
項目：自動運転（加速度，退避速度，設定上限値），
手動運転（終了時の指定速度，目標到達加速度），非常停止，停止

12)稼動終了時の各軸機械座標系
装置が運転を停止した際に稼動部それぞれの機械座
標位置を記録することにより再稼動時の稼動誤差を防ぐ。（停止位置は自動更新）
項目：ローラ軸（回転角，伸縮軸），X スライダー，
テンション制御軸

6)位置偏差許容値
軸指令位置と実際の軸位置誤差の許容値を設定する。

2-3

入力画面

これにより，装置の稼動誤差を管理することができる。

検討内容に応じたプログラムの設計を以下の項目に

項目：伸縮軸，回転軸，X スライダー，テンション制

対して行った。また、図中の□部にそれぞれの装置の御条件に対応した値を入力または自動設定することにより容易に装置設計・制御を行うことができる。
1)ローラ機構寸法（図−３）
基準位置からのローラ取り付け位置座標及びローラの稼動範囲を入力できるようにした。

図−３ ローラ機構寸法入力画面
2)干渉チェック（図−４）
押さえローラの取付け位置や稼動部の大きさを入力しローラ自身の干渉，ローラとワークとの干渉が起こらないよう入力情報を基にプログラムでチェックが行えるようにした。

図−５ エンコーダ制御量入力画面
4)サンプリング周期（図−６）張力制御，画面更新，アラーム表示などの割り込み・更新間隔を入力できるようにした。

図−４ 干渉チェック入力画面
3)エンコーダ制御量（図−５）

図−６ サンプリング周期入力画面5)速度系制御パラメータ（図−７）

各稼動軸の移動量を入力し制御できるようにした。

自動運転時の加速度や移動速度，手動運転時の高また，各軸で使用しているボールねじのリード，ギヤ，速・低速度の入力，目標速度到達のための加速度など

タイミングプーリ，エンコーダの仕様とそれを利用し速度に関する各軸の条件を入力できるようにした。

た際の計算方法を明記し簡単に計算設定ができるようにした。

図−９ ソフトリミット入力画面
8) ローラ伸縮軸・回転軸原点復帰（図−１０，１１）

図−７ 速度系制御パラメータ入力画面

ローラを原点復帰させる際の動作パラメータを入力する。

6)位置偏差（図−８）軸指令と実際の移動量との差の許容値を設定入力し，設定量を超える位置偏差が発生するとエラーを発生し装置の運転を停止させる。

図−１０ ローラ伸縮原点入力画面

図−８ 位置偏差入力画面

7)ソフトリミット（図−９）
装置稼動部の動作範囲をソフト的に制約し，誤動作による装置やワークの破損を防ぐ。

図−１１ ローラ回転原点入力画面

9)スライダー原点復帰（図−１２）
X 軸を原点復帰させる際の動作パラメータを入力する。

12)リファレンス点復帰（図−１５）リファレンス点へ移動する際の動作パラメータの設定及び機械座標系の入力設定を行う。

図−１２ ローラ回転原点入力画面
図−１５ ローラ機構寸法入力画面

10) ベルト制御（図−１３）
研磨ベルトの目標張力の上限値（装置の設計上）や自動運転終了時の動作パラメータを入力設定する。

13) 終了時の機械座標（図−１６）
機械停止時の各軸の機械座標を自動的に記録管理する。手動で各軸の位置を変更した場合などに修整を行う。

図−１３ ベルト稼動パラメータ入力画面
11) 張力制御（図−１４）
研磨ベルトの張力制御を円滑に行うための動作パラメータ（速度・加速度）の入力及び張力調整式の設定
を行う。

図−１６

終了時位置表示画面

3 結果及び考察
プログラムの作成を行った各画面のデータ入力と装置の動作確認を行った結果，誤動作もなく正常な稼動を行うことができることが確認できた。これにより，装置の制御設定になじみのない一般ユーザーや機械メーカの設計者による制御部分の操作が可能になり容易に設計変更や動作制御が行えるようになると思われる。

図−１４ 張力制御パラメータ入力画面

4 まとめ
木工用自動研磨装置として試作開発行ったフレキシ
ブル研磨工具のシステム制御ソフトを用いて、制御シ
ステムの汎用化を図るため作成した制御プログラムの有効性を確認した結果，一部の制御パラメータ値を入力変更するだけで開発ソフト環境が利用できることが確認できた。今後，本制御ソフトを利用し汎用性の高い装置開発を行う予定である。

5 参考文献1) 春山繁之,村瀬安英,笠上文男,友井貴大：第 18 回
日本木材加工技術協会年次大会講演要旨集,松江,p.31(2000).
2) 春山繁之，村瀬安英，柳川剛二:平成 12 年度福岡
県工業技術センター研究報告，P72〜77(2001).
3) 春山繁之，村瀬安英，柳川剛二:平成 12 年度福岡
県工業技術センター研究報告，P78〜82(2001).

高耐食性溶射皮膜の開発
酸腐食環境下における封孔処理施工溶射皮膜の耐食性に関する研究
御幡弘明 ＊1

古賀義人 ＊1

垂水清弘 ＊2

野口正広 ＊2

The Development of Thermal Spray Coatings with High Corrosion Resistance
A Study on the Corrosion Resistance of Thermal Spray Coatings with Sealing in the Acid Solutions
Hiroaki Obata, Yoshito Koga, Kiyohiro Tarumi, Masahiro Noguchi
高速ガス溶射法(HVOF)により作製される炭化タングステン（WC）系サ−メット溶射皮膜は高い耐摩耗性を有するが，皮膜内に基材に通ずる貫通気孔が存在するため湿式腐食環境下で用いられる場合には基材に腐食が発生し，皮膜剥離等の問題を生じている。そこで本研究では，溶射皮膜の耐食性を封孔処理法により改善し，高い耐食性・耐摩耗性を有するWC系サーメット溶射皮膜を開発したので報告する。

1

はじめに

2

HVOFにより作製されるWC系サーメット溶射皮膜は優

2−1

実験方法
試験片の作製と封孔処理れた耐摩耗性を有するために，製鉄，製紙等の分野に試験片の種類と作製方法を表−1に，溶射皮膜の化

おいてロール表面の耐摩耗層として利用されている。

学成分分析結果を表−2に示す。試験片A,BはHVOF溶射

しかしHVOFにより作製された皮膜には基材に達する貫法により，SS400材上へ170µm溶射後，機械研磨により通気孔が存在し，ロールが湿潤腐食環境下で使用され100µm厚さに調製した。封孔処理は，有機系封孔剤をると腐食液が基材表面まで浸透し，基材の腐食に起因

溶射後及び研磨後に塗布することにより施工した。試した溶射皮膜の剥離が生じ

1)〜4)，製品にキズを付けるなどの問題を引き起こす。

験片Cは自溶合金溶射皮膜であり，溶射後再加熱溶融処理を行い，機械研削により1.2mm厚さに調製した。

製鉄分野において，酸湿潤腐食環境に曝されるロー

溶射後の溶射皮膜断面のSEM写真を図−1に示す。A,

ルは多く，例えば連続酸洗ラインやメッキライン等でB皮膜中の白灰色部がWC粒子，黒灰色部がバインダー

多用されている。現状，該当ロールは厳しい腐食環境

金属成分の溶融部，黒色部が気孔もしくは試料断面の下にあるのでHVOF溶射皮膜の適用例は少なく，貫通気

研磨時に生じた粒子の脱落部と考えられる。一方，C

孔のないNi系自溶合金溶射（HVOF溶射とは異なり溶射皮膜には一般的な自溶合金溶射皮膜と同様の組織が観後に行う再加熱溶融処理により皮膜と基材が相互拡散察された。

するので緻密で強い結合力のある合金皮膜が得られる）が多く用いられている。しかしながらNi系自溶合
金溶射皮膜はHVOFにより作製されるWC系サーメット溶
射皮膜よりも耐摩耗性が劣るという欠点を有している。

表−1

溶射試験片の種類と封孔処理

素材：SS400
記号
溶射材料
A
B

1
2
1
2

凡例 ○：封孔あり −：封孔なし

溶射法

膜厚
(研磨後)

WC-NiCr

HVOF

100μm

WC-ハステロイ

HVOF

100μm

Ni基自溶合金

自溶合金溶射1.2mmt

封孔処理仕様溶射後封孔 研磨後封孔○○○○

そこで本研究ではHVOF溶射皮膜の耐食性を封孔処理法（溶射皮膜の耐食性を向上させるために，有機もしC

くは無機系液剤を溶射皮膜に塗布し貫通気孔を防ぐ手表−2法）により改善し，酸湿潤腐食環境への適用について検討したので報告する。

(unit: wt%)
皮膜

＊1 機械電子研究所＊2 日鉄ハード（株）

溶射皮膜の元素分析結果

元素

A
B
C

C
5.55
2.92
0.76

Fe
0.13
1.54
2.86

Cr
23.8
3.18
17.17

Ni
10.64
16.22
68.4

W
57.6
69.3
0.019

Mo
0.006
4.52
4.16

O
2.13
1.08
0.12

環境下での皮膜特性の変化を評価するために，空気飽
和0.5kmol/m3硫酸溶液中（80℃）に7日間の浸漬した後，それぞれの試験片の耐摩耗性（スガ式摩耗試験機，320＃
皮膜

SiC，荷重3kgf，2000回摺動/試験はJIS H8503に準拠）およびビッカース硬度の測定（荷重300gf，15sec，10点測定）を行った。摩耗試験は溶射面を，硬度測定は皮膜断

基材
Ａ皮膜

50μm

面を測定面とした。また，硫酸浸漬腐食試験前後の皮膜
表面生成物をＸ線回折（CuKα）により同定した。

3

結果と考察

3−1 封孔処理溶射皮膜断面の蛍光顕微鏡観察
皮膜

図 −2に蛍光染料入り封孔剤で封孔処理したA2皮膜

断面の蛍光顕微鏡観察写真を示す。写真中の白点が溶
射皮膜中に浸透した封孔剤を示している。今回使用し
基材
Ｂ皮膜

50μm

た有機系封孔剤は溶射皮膜表面から基材近傍まで浸透していることが確認できる。同様に封孔処理後のB2皮膜の蛍光顕微鏡観察を行ったが ， A2皮膜同様に基材近傍まで封孔剤が浸透していることが確認できた。

皮膜

基材
Ｃ皮膜

皮膜

50μm

図−1 溶射皮膜断面のSEM写真

基材

2−2 封孔処理溶射皮膜断面の蛍光顕微鏡観察
封孔剤の溶射皮膜内への浸透状況を評価するために蛍

100μm
図 −2

封孔処理皮膜(A2)の蛍光顕微鏡写真

光染料を含有した有機系封孔剤を用いた封孔処理を行い,封孔処理皮膜断面の蛍光顕微鏡観察を行った。

2−3 酢酸酸性塩水噴霧試験
JIS H8502に基づく酢酸酸性塩水噴霧試験を行った。

3−2 酢酸酸性塩水噴霧試験
酢酸酸性塩水噴霧試験結果を表−3に示す。A1,B1皮膜では，試験開始１時間後には基材の腐食に起因するそれぞれの試験片を1時間，96時間，1000時間経過後赤錆の発生が見られ，1000時間後にはいずれの試験片に表面観察を行った。

とも溶射皮膜が基材から剥離した。A2皮膜では1000時

2−4 硫酸溶液中での陽分極測定

間後でも，基材の腐食や皮膜剥離が生じた箇所は観察

酸溶液中における溶射皮膜の耐食性を評価するため，されなかった。しかし，B2皮膜では封孔処理を行った

空気飽和0.5kmol/m3硫酸溶液中での陽分極測定を行っにもかかわらず96時間後に微小な赤錆・溶射面の膨れた。測定は前報 と同じ条件を用いた。

が観察され，1000時間後には溶射面全面にわたって基2−5 硫酸浸漬試験前後での耐摩耗性，硬度測定ならび材の腐食による赤錆の発生が観察された。封孔処理後に皮膜表面生成物の解析の皮膜断面の蛍光顕微鏡観察結果からは，A2,B2皮膜

5)

厳しい腐食環境下で使用される溶射皮膜は腐食によ

共に封孔剤は基材近傍まで浸透していたが，耐食性にり皮膜硬度等の低下が生じ，摩耗が促進される。腐食差が生じた理由として封孔剤と溶射皮膜成分との馴染

み性の違いが原因であると考えられる。すなわち，B2

耗試験は耐摩耗性（1mg減量させるために必要な往復

皮膜は封孔剤との親和性が悪く，封孔が不完全となり

回数：DS/mg）により比較した。浸漬試験前において，腐食液が皮膜内部に浸透し基材の腐食が発生したと考

自溶合金溶射皮膜Cに比べ，サーメット溶射皮膜A2でえられる。

は約10倍，B2皮膜では約6倍の耐摩耗性を有している。

一方，自溶合金皮膜の試験片Cでは，1000時間後でまた７日間の硫酸浸漬腐食試験後，C皮膜では約20％

も基材の腐食は生じなかったが，皮膜表面には金属光耐摩耗性が低下しているが，A2皮膜では約40%，B2皮

沢がなくなり，皮膜自体の腐食溶解に伴う皮膜の変色

膜では約70％の大幅な低下が起きている。サーメットが観察された。

溶射皮膜であるA2，B2皮膜ではバインダー成分である
溶融金属合金相が優先的に酸溶液に溶解するため，溶

表−3
記号
A 1
2
B 1
2
C

酢酸酸性塩水噴霧試験結果

射皮膜中にWC粒子の固定ができなくなるために，耐摩耗性の大きな低下が発生していると考えられる。しか腐食試験結果
１時 間 で 発 錆
1000時 間 ま で 問 題 な し
１時 間 で 発 錆
96時 間 で 発 錆
1000時 間 後 溶 射 面 の 変 色 は 見 ら れ る も剥離等の問題は無し

しながら硫酸浸漬腐食試験後においても，自溶合金溶
射皮膜Cに比べ，A2皮膜は約7倍，B2皮膜は約2倍の耐摩耗性を有している。また，硫酸浸漬腐食試験前後における摩耗痕深さについて検討したところ，腐食試験

3−3 硫酸溶液中での陽分極測定

前後において自溶合金皮膜Cはサーメット溶射皮膜A2，

0.5kmol/m 硫酸溶液中での各種溶射皮膜の陽分極測
3定結果を図−3に示す。A1,A2皮膜では封孔処理を行う

B2に比べ摩耗痕深さが深く，サーメット溶射皮膜が耐摩耗性に優れていることが分かった。

ことにより浸漬電位が貴電位側にシフトし，不働態領

向上することが分かった。B1,B2皮膜でも封孔処理前
後によって同様の結果が得られた。一方，C皮膜では，A皮膜及びB皮膜に比べ不働態電位域が狭く，再溶解が起こりやすいことが分かった。従来，酸溶液中におい250
耐摩耗性(DS/mg)

域での腐食電流値も低下し，封孔処理により耐食性が

試験前
試験後

200
150
100
50
0

て用いられてきた自溶合金溶射皮膜に比べ，開発した

A2

B2

C

A2皮膜は酸溶液中において極めて高い耐食性を有する
図−4

ことが確認された。

腐食電流密度( A/cm 2)

10 -2
1.E-0210 -3
1.E-03

60

35℃
1N-H2SO4 (aeration)
還元処理：-1.0V for 5min
自然電位： for 10min
分極：0.2mV/sec to 1.0V

A1

10 -4
1.E-04C50
摩耗深さ(μm)

10 -1
1.E-01

B1
B2
A2

10 -5
1.E-05

摩耗試験

A1(WC-NiCr未処理)

40

試験前
試験後

30
20
10

A2(WC-NiCr封孔)

10 -6
1.E-060

B1(WC-ﾊｽﾃﾛｲ未処理)

10 -7
1.E-07

A2

B2(WC-ﾊｽﾃﾛｲ封孔)

B2C

C(自溶合金)10 -8
1.E-08
-0.4

-0.2

図−3

0
0.2
0.4
0.6
電位(Ag/AgCl Sat KCl)

0.8

図−5

1

硫酸溶液中での陽分極測定

3−5

摩耗痕深さ

硫酸浸漬試験後の溶射皮膜断面のビッカース硬度

硫酸浸漬試験前後における溶射皮膜断面のビッカース

3−4

硫酸浸漬試験後の耐摩耗性評価

硬度を図−6に示す。各種溶射皮膜断面を10点測定時の平硫酸浸漬試験前後の摩耗試験結果を図−4に，また均値，最大値，最小値を示している。封孔処理を行った

摩耗痕深さ測定結果を図−5に示す。なお，図−4の摩サーメット溶射皮膜A2，B2では硫酸浸漬腐食試験後においても硬度値はA2皮膜で約5％，B2皮膜で約7％の低下に

WC-NiCr (A2)2500

硫酸浸漬試験後の硬度値がA1皮膜で約65％，B1皮膜で約200020％低下している。封孔処理を行わない場合，腐食液が皮膜内部に浸透するためバインダー成分としての金属合
金相の溶解が起こり，皮膜硬度値が急激に低下したもの

強度(CPS)

とどまっている。しかし，封孔処理を行わない場合は，

WC

1500
Ni-Cr

1000
500
0

と考えられる。一方，自溶合金溶射皮膜Cでは，皮膜内部

10

20

30

40

に気孔が存在しないため硫酸浸漬試験前後における硬度

50

60

70

80

2θ

値の大きな変化は見られない。しかしながら，サーメッ

WC-NiCr (A2) 腐食後

ト溶射皮膜A2，B2に比べると硬度は相対的に低い値を示

1500

強度(CPS)し，封孔処理を行ったサーメット皮膜の優位性が明らか
である。

1200

A皮膜

1000

WC

1000
500
0

Hv

800

10

20

30

40

600

50

60

70

80

70

80

2θ

400

WC-ﾊｽﾃﾛｲ (B2)

200
1500

試験前

1200

無封孔

封孔

強度(CPS)

0

1000

Ni-Cr

500

B皮膜

1000

0

800

Hv

WC
W2C

10

20

30

50

60

2θ

600
400

WC-ﾊｽﾃﾛｲ (B2) 腐食後

200

6000

試験前

1200

無封孔

封孔

強度(CPS)

0WC
WO3 nH2O

4000
2000

C皮膜

1000

0
10

800

Hv

40

20

30

40

50

60

70

80

2θ

600
400

図−7

硫酸浸漬試験前後の溶射皮膜のＸ線回折

200
0
試験前

試験後

溶射皮膜表面のＸ線回折測定結果を図−7に示す。WCNiCr系では硫酸浸漬前後でNi-Cr合金相と考えられる

図−6

硫酸浸漬試験前後の皮膜硬度

ピークが減少しており，Ni-Cr合金相の溶解が進んでいることが示唆される。一方，WC-ハステロイ系では

3−6

硫酸浸漬試験後の試料表面の解析

硫酸浸漬試験前後のWC-NiCr系及びWC-ハステロイ系

硫酸浸漬前後で，WC-NiCr系と同様にNi-Cr合金相のピークが減少している。しかし，腐食試験後にWC-ハステロイ系では酸化タングステン水和物のピークが観察され，WC-NiCr系と大きな違いが見られた。この理由として WC-ハステロイ系ではハステロイ合金成分の溶解が進み，皮膜表面にハステロイ成分がほとんど残存
しなくなったため，犠牲防食効果が失われタングステ
ンの酸化が進んだためであると考えられる。

4

まとめ
酸腐食環境へのWC系サーメット溶射皮膜の適用について検討した結果，溶射皮膜成分と馴染み性の高い封孔剤を用いて封孔処理を行うことにより，従来湿式腐食環境下で用いられてきたNi系自溶合金に比べ，耐食性・耐摩耗性に優れた溶射皮膜を開発することができた。本開発溶射皮膜ロールは，製鉄分野における連続
酸洗ライン内部の腐食環境が厳しく，また高い耐摩耗性を要求される溶射ロールに適用できると考えられる。

5

参考文献

1) 高谷泰之, 材料, 44, 1326-31(1995).
2) 稲葉光晴, 日本材料学会腐食防食部門資料, 7-16
(1994).
3) 高谷泰之, 高温学会誌, 23, 214-221(1997).
4) 御幡弘明, 西日本腐蝕防蝕研究会第141会例会予稿集,
1-2(2001).

5) 古賀義人, 他3名：福岡県工業技術センター平成12年度研究報告, p 59

反応性スパッタリング法で作製したTiN膜の薄膜特性に及ぼす
基板RF電力の影響
南守＊ 1

土山明美 ＊１

Effect of Substrate RF Power on Properties of TiN Films Prepared by Reactive Sputtering
Mamoru Minami， Akemi Tsuchiyama
反応性スパッタリング法を用い超硬合金（ WC-Co），シリコン（ Si）及びステンレス（ SUS304）基板上に TiN 膜を作製し，薄膜特性に及ぼす成膜条件の影響及び銅に対する摩耗特性について検討した。その結果，基板 RF 電力を変化させることにより薄膜特性を制御することが可能であることが分かった。また，成膜条件を変化させることによって，作製した TiN 膜の銅に対する摩耗特性が変化することが明らかになった。

１

はじめに
従来から，各種基体の耐摩耗性，耐摺動性あるいは

２

研究，実験方法

２−１

薄膜作製方法

耐食性を向上させるために，セラミックスや金属膜を

TiN 薄膜は，図−１に示すような直流マグネトロン

基板上に形成させることが試みられてきた。上記のよスパッタリング装置（（ 株）ユーテック， YE1825-3）

うな特性を有する代表的な薄膜として窒化物薄膜が挙を用いて作製した。

げられる。中でも TiN 膜は，金色を呈し，高い硬度

ターゲットには直径 102mm のチタン（ 純度 99.99%）を持ち，鋼や超硬合金との密着性も良好なことから，円板を，スパッタリングガスにはアルゴン（純度保護コーティング材料として非常に広範な分野で利用

99.999%） と窒素（純度 99.999%） の混合ガスを 用いされている。

た 。（以下，元素名は元素記号を記す）

通常， TiN 膜の形成には PVD 法や CVD 法が主に用成膜時の混合ガス圧力は 0.3Pa で一定とし，ガス混

いられており，形成された TiN 膜の特性を調べた研合比のみを変化させた。ターゲット・基板間の距離は

究は多数報告されている １ ）〜４ ）。しかし ，PVD 法や CVD

185mm である。

法では被覆処理に関わる制御因子が非常に多く，形成

基板には，鏡面研磨仕上げした WC-Co 合金（ 35.5

される皮膜の特性と制御因子の関連性などについては

× 8 × 5mm），SUS304 ステンレス鋼（ 15 × 15 × 1mm）

未だに十分解明されていないのが現状である。また，および Si ウェハ（ 100）を用いた。これらの基板をア

TiN 膜の摩耗に関しては，比較的硬質な材料に対するセトン中で超音波洗浄した後 ，回転式基板ホルダー（ 回特性は研究されているが，塑性加工などで工具への凝転速 度： 3rpm） に 取 り付け て， 真 空ポン プによ り装着が問題となる軟質材料に関しては十分研究されてい置内を 10 Pa 台の圧力になるまで排気した。所定の圧るとは言い難い。特に，最近半導体デバイス分野で使力に到達後 ，TiN 膜形成に先立ち基板の前処理として ，用頻度が急速に高まっている銅系材料との摩耗特性にAr による基板のイオンボンバードを RF 電力 50W で 5関する研究はあまり行われておらず知見が不足してい分間行った。続いて，表−１に示す条件にて成膜処理る。

を行った。作製した薄膜の膜厚は，接触式表面粗さ計-5

本研究では，工具や金型等に使用されている超硬合（テーラーホブソン(株)製 ,Talysurf）を用い，成膜前金上に反応性スパッタリング法で TiN 膜を形成し，に基板の一部をマスキングしておき，成膜後のマスキ

主要な成膜条件である基板 RF 電力の薄膜特性に及ぼ

ングしている部分としていない部分との段差から求めす影響について明らかにし，銅に対する摩耗特性につた。

いて調査した。

２−２薄膜の特性評価

結晶構造の解析は， X 線回折装置（（ 株）理学電機＊１機械電子研究所

表−１ 成膜条件
圧子（Cuボール）523
基板温度（K）
基板回転速度（rpm）
3
Ti(4N)
使用ターゲット
Ar:N2=28:4
ガス流量比（SCCM）
圧力（Pa）
0.3
ターゲット−基板間距離（mm）
185
基板RF電力（W）
ターゲット電力（W）
膜厚（µm）

往復運動
試料

荷重

0〜150
500
1.5〜2.0

DC 電源

温度：24℃
湿度：53%
無潤滑
荷重：28N
摺動速度：36mm/s
摺動幅：18mm
摺動距離：36m

図−２ 摩耗試験機概略図

マスフロー
コントローラーN2ない。しかしながら， TiN 膜の X 線的弾性定数は測定

マスフロー
コントローラーAr

されていないため，本研究では機械的に求められていターゲット

る弾性定数値を代用した ７）８）。｛ 100｝面優先配向した皮膜の場合 ，立方晶格子の結晶学的方位関係から｛ 210｝

基板面は｛ 100｝面に対して 26.6 °と 63.4 °の角度で互い

発光分光
分析装置

モーター

に交差することから ６），ψ 1=26.6 °及びψ 2=63.4 °の 2

排気方向のψ角に得られる 210 回折線を用いて格子面間隔

マッチング
ボックス

d を測定し，式（ 1）を用いて応力値を算出した。

RF 電源

膜中に存在する不純物の Ar 量は，電子線マイクロ

図−１ 反応性スパッタリング装置

ア ナ ラ イ ザ ー （ EPMA）（（ 株 ） 島 津 製 作 所 製 ，製， RINT-2550V）を用い， CuK α特性 X 線を使った

EPMA-1600）を用い Ar の Ti に対する相対強度を求め

通常のθ− 2 θ走査による X 線回折測定によって行ることにより分析した。

った。

薄膜の硬さは，ナノ・インデンテーション・テスタ

残留応力の測定は， CuK α特性 X 線を用い平行ビー （（ 株 ） エ リ オ ニ ク ス 製 ， ENT-1100a） を 用 い ， 荷ームによる側傾法で行った。通常， X 線残留応力測定

重 5mN，圧子先端形状（三角錐，稜間隔 115 °）の５）を行う場合には sin ψ法が用いられる 。しかし，本条件で塑性変形量と弾性変形量を含んだ圧子の最大変研究により作製した皮膜は後述するように｛ 111｝面 ，位を測定することにより評価した。

2｛ 100｝面に優先配向しており，任意のψ方向に十分

薄膜表面及び劈開面の観察には走査型 電子顕微鏡

な X 線強度が得られないため，上記の sin ψ法を使

（ SEM）（（ 株）日立製作所製， S-4500 及 び（株 ）エ

用することが不可能である。そのため ，｛ 111｝面優先

リオニクス製， ERA-8800）を用いた。

2

配向した皮膜の場合，立方晶格子の｛ 111｝面が結晶

摩耗特性は往復摺動型の摩耗試験機を用いて評価し学的方位関係から互いに 70.5 °の角度で交差するこた。試験機の概略を図−２に示す。圧子は直径 11mm

６）とから ，ψ 1=0 °及びψ 2=70.5 °の 2 方向のψ角にの銅球とし ，室温無潤滑 ，垂直荷重 28N，摺動幅 18mm，得られる 222 回折線を用いて格子面間隔 d を測定する

摺動速度 36mm/s，摺動距離 36m の条件で試験を行っ７）

ことにより，次式から応力値σを算出した 。

E

σ= 1+ν ・dψ1-dψ2・dψ 1

た。皮膜摩耗量は，摩耗部分を表面粗さ計で測定し，初期の表面からの摩耗段差最大値を測定することによ

1
2

2

（ 1）

り算出した。ボール摩耗量は， SEM によりボール表

ここで， E 及びνはそれぞれ測定回折面方位のヤン面に存在する円形摩耗痕の観察を行い，摩耗痕の大きsin ψ1-sin ψ2

グ率とポアソン比，ψは膜表面法線と回折面法線のなさから算出した。

す角度である。ただし， X 線的弾性定数（ E/(1+ν)）TiN 膜中に存在する欠陥の程度を検討するために，は材料及び回折格子面に固有の値であるため，回折格

膜欠陥を欠陥面積率として定量的に評価できる CPCD

子面に対応する X 線的弾性定数を用いなければなら

法 を 用 い た ９ ）。 動 電 位 法 を 用 い 未 処 理 の 基 板 およ び

TiN 被覆材の 0.5M-H2SO4+0.05M-KSCN 溶液中における下 icrit と記す）を求め，次の（２）式に代入することにより欠陥面積率 R（％）を算出した。

400000

111

220

200

150 W

300000

強度(任意単位)

アノード分極曲線を測定し臨界不動態化電流密度（以

125 W
100 W

200000R=1/fs × icrit( TiN/304SUS) /icrit(304SUS) × 100%

(2)

75 W
50 W

10000025W

こ こ で ， icrit( 304SUS) は 基 材 金 属 の ， ま た icrit

0W

0

40

( TiN/304SUS) は コ ー テ ィ ン グ 材 の 臨 界 不 動 態 化 電 流

50
2θ (deg)60

図−３ 皮膜のX線回折結果

密度を表し， fs は腐食ピットの形状係数（半球状の場
合は 2）である。本研究では，ピットの形状はすべて思われる。すなわち，基板 RF 電力が低い場合，成長半球状であるものと仮定する。電気化学測定には三電膜表面に十分活性化されていない Ar や N2 ガス等の吸極 方 式 を 採 用 し ， 対 極 に は Pt を ， 参 照 電 極 に は

着インヒビターが多くなる。その結果，吸着インヒビ

Ag/AgCl（飽和 KCl）電極を用いた。試験溶液は高純

ターが表面エネルギーの大きな｛ 111｝面に優先吸着度 Ar（ 99.9999%）で 1 時間以上脱気し，分極測定中され ，｛ 111｝面の成長速度が遅くなり，逆に表面エネも微量のガスを通気した 。試験温度は 303K に保った 。

ルギーの小さな｛ 100｝面の成長速度が相対的に速く分極測定は，試料電極を試験溶液に浸漬後，直ちに電なる。よって，表面における｛ 111｝面の面積占有率位を -450mV に設定し，貴方向に向かって +400mV まが増えたため， TiN 膜は｛ 111｝面優先配向したもので 0.38mV・ s の一定速度で掃引し行った。

と考えられる。一方，基板 RF 電力が高い場合は，基-1板表面でのイオンボンバードが激しくなり，成長膜表
３

結果と考察

３−１

面での吸着インヒビターが少なくなる。その結果，表TiN膜の特性に及ぼす基板RF電力の影響

３−１−１

面エネルギーの大きな｛ 111｝面が表面エネルギーの

結晶配向性に及ぼす基板RF電力の影響

小さな｛ 100｝面よりも成長速度が速くなり，表面に基板に印加した RF 電力が TiN 膜の結晶配向性に及おける｛ 100｝面の面積占有率が増え ，TiN 膜は｛ 100｝ぼす影響を調べるため，基板 RF 電力を 0 〜 150W 変

面優先配向したものと考えられる。

化させ Si 基板上に TiN 薄膜を作製した。得られた X

３−１−２

モルフォロジーに及ぼす基板RF電力の影響

線回折結果を図−３に示す。基板 RF 電力 0W で作製

基板に印加した RF 電力が TiN 膜のモルフォロジー

した皮膜からは 111 回折線が得られ｛ 111｝面優先配に及ぼす影響を調べるため ，基板 RF 電力を 0 〜 150W

向していることがわかる。基板 RF 電力が 25W 以上変化させ Si 基板上に TiN 薄膜を作製した。これらのになると 200 回折線が得られ， 50W になると 111 回折薄膜の表面 SEM 像を図−４に示す。基板 RF 電力 50線は消滅し 200 回折線のみ得られた。基板 RF 電力

及び 75W の試料に見られる粗大な白い物体は焦点合

75W 以上では 200 回折線と若干ではあるが 220 回折線

わせに用いた異物である。基板 RF 電力の増加とともが得られ，電力の増加とともに 220 回折線強度が増加に結晶粒は粗い角張った粒状から丸い粒状に変化してした。これらのことから，基板 RF 電力を増加させる

いる。結晶粒サイズは，基板 RF 電力が 0 〜 75W の間に従い ，TiN 膜の結晶状態は｛ 111｝面優先配向→｛ 100｝は電力の増加とともに多少小さくなっているが，100W

面優先配向→｛ 110｝，｛ 100｝面優先配向へと変化する

以上になると電力の増加とともに増大している。基板

ことが分かった。一般に薄膜の結晶配向性やモルフォ

RF 電力の増加は基板温度の上昇を引き起こすにもか

ロジーはスパッタ中の雰囲気ガス圧，基板温度

１０ ）

あ

かわらず , 75W までは結晶粒を微細化している。これに影は基板 RF 電力の増加が結晶の核発生の頻度を高める

響されると考えられている。本研究でも，王らが考察

こと ，また吸着原子の優先的再スバッタを引き起こし ，るいは成長膜表面でのガス吸着インヒビション

した吸着インヒビション

２）２）の観点から薄膜の結晶配向

吸着原子の動き易さを低下させることが原因と考えら性に及ぼす基板 RF 電力の影響について説明できるとれる。このように基板 RF 電力の増加は基板温度の上

500

0W

25W

50W
0

600nm

100W

75W

150W

残留応力 (MPa)

-500
-1000
-1500
-2000
-2500
600nm

0

50

100

150

基板RF電力(W)

図−６ 皮膜の残留応力に及ぼす基板RF電力の影響

図−４ 膜表面のSEM像

ぼす基板 RF 電力の影響を図−６に示す。基板 RF 電
力 0W で作製した皮膜には若干引張応力が存在してい
0W

25W

50W

るが，わずかな基板 RF 電力の印加で皮膜には圧縮応
1µm

100W

75W

力が発生している。圧縮応力は， 100W まで基板 RF
電力の増加と共に増大するものの， 100W を超えると150W低下する 。基板 RF 電力の増加は ，基板に到達する Ti，
1µm

N2， Ar 等の正イオンの運動エネルギーを増大させ，イオン衝撃による基板温度の上昇をもたらす。このこ

図−５ 膜劈開面のSEM像とから，膜の残留応力にはイオンの運動エネルギー及び基板温度が影響しているものと考えられる 。つまり ，昇による原子の表面運動の促進を通じて結晶粒を粗大

低電力領域では基板に到達するイオンの運動エネルギ

化させる反面，基板表面へのイオン衝撃による核発生

ーが圧縮応力の発生，増大に関与するものの，過度のの助長及び吸着原子の動き易さの低下による微細化と基板 RF 電力印加は基板温度の上昇をもたらし圧縮応

いった互いに相反する効果をもたらすことになる。そ力を低下させるものと推察される。

の結果，結晶粒径は基板 RF 電力の増加に対して最初３−１−４は微細化するが，ある電力を越えると再び粗大化するものと思われる。

硬さに及ぼす基板RF電力の影響

基板に印加した RF 電力が TiN 膜の硬さに及ぼす影響を調べるため，基板 RF 電力を 0 〜 150W 変化させ劈開面 SEM 像を図−５に示す。基板 RF 電力 0W で

Si 基板上に TiN 薄膜を作製した。皮膜硬さに及ぼす作製した試料は，先細りした柱状晶からなる柱状構造

基板 RF 電力の影響を図−７に示す 。硬さは ，基板 RFをしている。基板 RF 電力 25 及び 50W で作製した試

電力の増加とともに上昇し 100W で極大値を示した

料は， 0W のときと比べ柱状構造が不明瞭になり柱状後，低下する。この原因に関しては以下の影響による晶先端も平坦になっている。基板 RF 電力が 75W 以ものと考えられる。一つは，薄膜の硬さはモルフォル

上になると，柱状構造は消え粒子が積層したような構ジーだけでなく，薄膜の結晶配向性にも影響されると造になっていることがわかる。この原因に関しては，いう点である。一般的に結晶の硬さは結晶面によって

基板 RF 電力を増加させることにより試料表面のスパ

異なり， NaCl 型結晶構造の場合 ，｛ 100｝面が最も硬ッタリング，表面温度の上昇， Ar， N2 ガスなどの表いと言われている ２）。基板 RF 電力が 100W までは，

面吸着ガス分子の低下による薄膜原子の移動度の増加

電力の増加とともに｛ 100｝面の配向性を示す薄膜が等の理由が考えられる。

形成されるため，より高い硬さの薄膜が得られる。し３−１−３

残留応力に及ぼす基板RF電力の影響

かしながら，基板 RF 電力が 125W 以上では｛ 110｝面

基板に印加した RF 電力が TiN 膜の残留応力に及ぼの形成による影響から硬さが低下するものと考えられす影響を調べるため，基板 RF 電力を 0 〜 150W 変化

る。硬さ変化に関するもう一つの原因として，結晶粒させ Si 基板上に TiN 薄膜を作製した。残留応力に及径の影響が考えられる。基板 RF 電力が 100W までは

30

ボール摩耗体積 (mm3)0.2

硬さ (GPa)

20

10

0

0.15
0.1
0.05
0
0 25

0

50

100

50

150

100

125

150

基板RF電力 (W)基板RF電力(W)

図−７ 皮膜硬さに及ぼす基板RF電力の影響

75

図−８ ボール摩耗体積に及ぼす基板RF電力の影響

結晶粒が微細化し硬さは増加するものの，過剰な電力

こすものと考えられる。
以上 TiN 膜の特性に及ぼす基板 RF 電力の影響について検討した結果，基板 RF 電力は TiN 膜の結晶配向性，モルフォロジー，残留応力及び硬さに多大な影響

皮膜摩耗深さ ( µ m)1.5

印加は結晶粒を若干粗大化させ，硬さの低下を引き起

0.5

0
0

を及ぼすことが判明した。
３−２

1

25

50

75

100

125

150

基板RF電力 (W)TiN膜の銅に対する摩耗特性

３−２−１

ボ ール摩耗量に及ぼす基板RF電力の影響

図−９ 皮膜摩耗体積に及ぼす基板RF電力の影響

ボール摩耗体積に及ぼす基板 RF 電力の影響を図−８に示す。基板 RF 電力 75W で作製した試料のボーて検討した 。その結果を図−１０に示す 。
（ a）は EPMA

ル摩耗体積が最も小さい。この結果は皮膜の表面状態

による膜中の Ar 量を ，（ b）はピンホール欠陥量を評と対応しており，皮膜表面が平滑なほど相手材である

価した結果である 。（ a）から， Ar 量は 50W 以上では

銅ボールの摩耗量が少ないといえる。

基板 RF 電力の上昇とともに急激に増加することがわ

３−２−２

耐摩耗性に及ぼす基板RF電力の影響かる。つまり，基板 RF 電力 50W 以上では不純物元

皮膜摩耗深さに及ぼす基板 RF 電力の影響を図−９素として膜中に多量の Ar が取り込まれていると考えに示す。基板 RF 電力 0W で作製した試料は，摩耗試られる。つぎに（ b）から，欠陥面積率は基板 RF 電

験により皮膜が完全に剥離したため膜厚分全体が摩耗力の増加とともに低下し ，50W で極小値を示した後 ，したものとしている 。基板 RF 電力を増加していくと ，増加に転じることが分かる。すなわち， 50W までは

膜摩耗深さは 50W で最低値 0.30µm を示し， 75W 以上

基板 RF 電力の印加により結晶粒の微細化，膜組織ので は 電 力 の 増 加 とと も に 徐 々 に 増 加 す る ことが わか

平滑・緻密化が生じ，欠陥面積率は低下するものの，る。一般的にバルク材では，表面を硬化すること，ま過度の基板 RF 電力印加は皮膜表面での自己スパッタた表面に圧縮応力を付与することにより耐摩耗性が向や膜中への Ar 取り込み量を増加させるため，欠陥面上するといわれている １１）。しかしながら本実験では ，積率の増大を招くものと推察される。

バルク材における一般論と異なり ，最も高い皮膜硬さ ，以上のことから，本摩耗試験条件では膜の耐摩耗性

圧縮残留応力を示している 100W の試料よりも，基板に関しては，膜の硬さや残留応力よりも皮膜欠陥量のRF 電力 50W の試料の方が耐摩耗性に優れるという結方が大きく寄与するものと考えられるこ とが分かっ果が得られている。この理由として，基板 RF 電力をた 。このため ，皮膜欠陥の最も少ない基板 RF 電力 50W変化させることにより ，皮膜に混入される不純物の Arの試料が最も耐摩耗性に優れる結果を示したものと思やピンホール型欠陥といった皮膜欠陥量が変化するこわれる。

とが起因しているのではないかと推察される。そこで

３−２−３

TiN 膜の皮膜欠陥に及ぼす基板 RF 電力の影響につい

摺動痕に及ぼす基板RF電力の影響

試験後の摺動痕を EPMA により観察した結果を図

BSE

Cu

O

25W

0.04

（a）Ar量0.02
IAr ：Arのピークカウント数−バックグラウンド

0.01
0.00
0

150W

IAr/ ITi

0.03

ITi ：Tiのピークカウント数−バックグラウンド

50
100
基板RF電力 (W)

150

100µm

図−１１ 摺動痕のEPMAによる観察結果0

欠陥面積率 （%）10（b）ピンホール欠陥量ることが判明した。また，作製条件によって TiN 膜-110の銅に対する摩耗特性は変化することが分かった。
-2

10

終わりに，本実験を遂行するにあたり有益なご助言を賜りました久留米工業大学蓮山寛機氏，産業技術総

-3

10

0

50

100

150

基板RF電力 (W)

図−１０ 皮膜欠陥に及ぼす基板RF電力の影響

合研究所秋山守人氏に感謝の意を表します。

５

参考文献

１）西田典秀，他１名 : 金属表面技術 , Vol.36, No.8,−１１に示す。なお，本摩耗試験条件では，基板 RF
電力の違いにより２種類の異なる摺動形態に分類できるため，代表例として銅摩耗量がほぼ同じで皮膜摩耗

P.330( 1985)２）王東冬 , 他 1 名 : 表面技術 , Vol.41, No.4, P.382(1990)

量の異なる， RF 電力 25 及び 150W の２試料について

３）松英達也 , 他 2 名 : 材料 , Vol.50, No.7, P.707( 2001)示す 。両試料とも酸素の特性 X 線像が得られており ，

４）滝沢貴久男 : 材料科学 , Vol.30, No.2, P.70( 1993)

移着した銅は酸化物を形成していると推察される。銅５）後藤の移着状態を観察した結果， 25W の試料では銅は摩耗方向に帯状に移着しているのに対して， 150W の試料では表面に分散して移着していることがわかる。銅の移着挙動が異なる理由に関しては現在のところまだ定かではないが，おそらく皮膜摩耗が多い試料では銅の移着よりも膜自身が摩耗してしまい，摩耗粉としてTiN と銅とが摩耗面の外に排出されるため，銅の移着量が少ないのではないかと推察される。なお，この点に関しては今後の検討を要する課題である。

徹 , 他 1 名 : 材料 , Vol.47, No.11, P.1188(1998)
６）松村源太郎訳 : 新版カリティ X 線回折要論 , P.69,
アグネ(1979)
７）松英達也 , 他 2 名 : 材料 , Vol.45, No.10, P.1119(1996)
８）日本金属学会編 : 金属データブック , P.275, 丸善(1993)
９）杉本克久 : Zairyo-to-kankyo, vol.44, No.5, P.308(1995)
１０）日本学術振興会編 : 薄膜ハンドブック , P.179,

４まとめ
種々の基板 RF 電力で成膜処理した TiN 膜の特性について調査した結果，基板 RF 電力を変化させることにより TiN 膜の薄膜特性を制御することが可能であ

オーム社(1983)
１１）門間改三 , 他 1 名 : 構成金属材料とその熱処理 ,P.117, 丸善(1990)

熱良伝導体を用いた高性能断熱構造開発
中村裕章 ＊１

増岡隆士 ＊２

横山義明 ＊３

島田義充 ＊４ 笠置英明 ＊５

High-Efficiency Thermal Insulation Analysisof High Heat Conductivity Material
Ｈｉｒｏａｋｉ Ｎａｋａｍｕｒａ，Ｔａｋａｓｈｉ Ｍａｓｕｏｋａ，Ｙｏｓｈｉａｋｉ Ｙｏｋａｙａｍａ，Ｙｏｓｈｉｍｉｔｕ Ｓｈｉｍａｄａ，Ｈｉｄｅａｋｉ Ｋａｓａｇｉ

本研究はエネルギーの貯蔵・輸送過程での断熱や，冷暖房を必要とする住宅・建物・構造物の断熱に着目し，高性能・高効率断熱構造を開発することを目的とする。目的とする断熱層は，断熱材内部に熱伝導性の良い等温面を有する断熱構造を用いることにより内部の対流を抑制する構造開発を行った。本研究では実用化を目指した省エネ
ルギー断熱構造（断熱と伝熱を行う構造）を具体的に検討し，実機タイプの屋舎の建設を行い断熱と伝熱における実験検討を行ったので結果を報告する。

１

はじめに
現在，世界的な人口の増加と生活水準の向上と同時

２

良熱伝導体を用いた高性能断熱構造の原理

２−１

基本的原理

に，エネルギー需要の急増が指摘されている。またエ
ネルギー源である化石燃料の消費による二酸化炭素の排出が，地球温暖化の主原因と位置づけられている。
このような状況の中で省エネルギーあるいはエネルギ
ーの高効率利用において断熱性能の高性能化は，エネ
ルギーの貯蔵，輸送，伝達の過程での断熱，さらに冷暖房と関連する住宅，建物の断熱性能の改善などと関連して極めて重要な課題である。
我が国においても，各種エネルギーシステムにおけるエネルギーの貯蔵・輸送過程での断熱や，冷暖房を必要とする住宅・建物の断熱の改善は極めて重要な課

図−１

従来の高断熱技術・方法題である。開発する断熱層は，断熱材内部に良熱伝導

現在の断熱構造は，常温・低温域において発砲ウレ体であるアルミ等を利用した等温面を用い断熱材内部

タン・ウレタンボード等を使用し，高温域においてセの自然対流を抑制することにより，断熱層の断熱材充ラミックスファイバー・グラスファイバー等を使用してん密度低減を実現し，高性能・高効率断熱層を得るている。発砲ウレタン系断熱材は，発泡時に低熱伝導ことを目的とする。

率ガスを用いているが，地球環境問題が叫ばれている

そこで本研究は実用化を目指した省エネルギー断熱

中，将来使用不可能なガスが多々ある。セラミックス

構造（断熱と伝熱を行う構造）を検討し，実機タイプ

ファイバー等においては，高断熱層にするため図−１の屋舎の建設を行い断熱と伝熱における実験検討を行のように断熱層厚さを増すか，断熱材充てん密度を増ったので結果を報告する。

す手法が取られる。しかし断熱厚さを増すと内部対流が発生しやすくなり，断熱材充てん密度を増すと断熱＊１

機械電子研究所

材熱伝導率が増加し，両手法とも断熱効果を悪化させ

＊２

九州大学

る作用が発生する ２）３）。

＊３

㈱アルム

本研究においては断熱材充てん密度低減と気体断熱

＊４

㈱佐電工

に注目し，断熱材充てん密度低減の極致である等温面

＊５

昭和鉄工㈱

と気体により断熱壁内部を構成し，断熱壁内部に発生

する自然対流を抑制・制御することにより高効率断熱構造を実現しようとする方法を検討する ６）７）８）９） 。

材料により等温面を形成し，熱流束方向に熱伝導分布

Nue=λeff/λe

λe/λf

検討する断熱構造は，図−２の様に熱伝導率の高いを形成し自然対流を抑制するため，断熱構造系としての有効熱伝導率は断熱材内部封入流体の熱伝導率に近熱スクリーンの封入割合

熱スクリーンの封入割合づく。流体の熱伝導率は固体に比較し極めて低いため，
断熱構造系は高効率な断熱壁となる。このように断熱
壁内部流体の対流抑制の限界条件と断熱層の最適構造を明らかにすることにより，従来の断熱構造とは全く
Nue=λeff/λe

異なる観点から高効率断熱の実現が可能になる ４）５）６）。

極値を持つ

熱スクリーンの封入割合

λeff:対流による熱輸送を含む見かけの熱伝導率
λe :等温面を封入した系の有効熱伝導率λf :等温面を封入していない系の熱伝導率
図−３３断熱構造の検討３−１
図−２

開発する技術・方法

等温面を用いた断熱層の伝熱特性の概念

省エネルギー断熱構造（断熱と伝熱を行う構造）

断熱構造を検討するにあたりまず着目した構造物は住宅や倉庫，特に発熱物を内部に持つ倉庫である。発２−２

等温面を用いた断熱層の伝熱特性

熱物がコンピュータ等の制御機器である場合には，虫図−３左上は等温面封入割合の増加に対する，等温・煤塵の内部への進入を嫌うため，内部冷却のために面を封入していない系を基にした等温面を封入した系

外気との換気を行うことはできない。このような倉庫の有効熱伝導率の変化を示したグラフである。等温面には，変電所の制御倉庫や携帯電話基地局（図−４）は上記のように高熱伝導率の材料を使用するため，等等があり，一年の大半がエアコンによる冷房を行って温面封入割合の増加に比例し有効熱伝導率は増加する。

いる。よく見かける携帯電話基地局においては，１ヶ

図−３右上は等温面封入割合の増加に対する，等温

月の冷房負荷による電気料が６万円を超えるほどにも面を封入した系の有効熱伝導率を基にした対流によるなっていると言う。

熱輸送を含む見かけの熱伝導率を示したグラフである。
グラフより等温面封入割合が増加するに従い，自然対流を抑制する効果が現れ対流による見かけの熱伝導率は低下する。
図−３下は等温面封入割合の増加に対する，等温面を封入していない系を基にした対流による熱輸送を含む見かけの熱伝導率を示したグラフである。このグラフは上記図−３左上と右上の各等温面封入割合に対する値の積に値するものであり，対流による熱輸送を含む見かけの熱伝導率は極小値を持つと考えられる。
図−４

携帯電話基地局

この様な倉庫の天井・壁断熱には，断熱材料として構造である。この断熱構造は，断熱壁高さ寸法・厚み

ポリスチレンフォームやウレタンフォームが使用され，寸法・温度差により，内部気体の自然対流発生を抑制

昼間の倉庫内部温度上昇を抑えている。ところが外気するアスペクト比（縦横比）に等温面間を仕切り断熱

温が下がる夜間になると，倉庫内部温度が外気より高壁とする構造となっている（図−６）。また，図−７

いにもかかわらず，断熱材が保温材となり倉庫内部温の様に上記等温面間の仕切を取りアスペクト比を大き度を高温のまま保持しようとする（図−５）。

くすれば，自然対流が発生し伝熱促進を行う壁となる。
○昼間は断熱効果で室内の温度上昇を抑制

温度維持

温度上昇

温度下降

温度上昇

○昼間は断熱効果で室内の温度上昇を抑制○夜間は逆に保温し室内温度の下降を妨げる
図−５○ 夜間は強制的に室内の熱を外部に逃がし温度降下を促進
図−８

従来断熱壁

断熱と伝熱を行う断熱壁

当研究における断熱構造の究極体は，熱良伝導体を以上の様な断熱壁構造を利用すれば，外気と内気の熱流に対し鉛直方向へ指向配置し等温面とし，断熱壁

流動を嫌い，温度の安定を望まれるような構造物・倉内部空間には熱伝導率の低い気体（空気）を挿入する庫において，図−８の様に昼間においては断熱壁として，外気の温度が低下する夜間においては伝熱促進壁として機能し，省エネルギー化が計られる。

室内

室外

３−２

断熱時の等温面最小厚さと挿入枚数

前述の様に本研究における鉛直方向断熱構造は，熱良伝導体を熱流に対して鉛直方向へ指向配置し，断熱
壁内部には空気等の低熱伝導気体を挿入する構造である。そこで実機タイプ屋舎の断熱を行うに当たり，製作過程を考慮した断熱時等温面最小厚さと挿入枚数について，調査と数値解析により検討した。
図−６

空間の縦横比を制御した断熱構造

論文等調査の結果 １），アスペクト比４におけるグラ
フであるが，熱良伝導体でないものの仕切を１枚挿入するだけで， Ra が数千のオーダーで有れば対流がほ

室内

室外

図−７縦横比を大きくし対流による熱移動を行う壁構造

ぼ押さえられている事が解った。

図−９

アスペクト比４における仕切の有る無し

またアスペクト比４において全体厚み40mm，熱良て，レイリー数 Re=2654となり，層流と乱流の境界で伝導体等温面厚み200μ m， Ra=約50000における数値

ある Re=2320を少し上回った値となる。そこで目標流解析結果を下記に示す。図−９のグラフよりデータを

速を2m/s とし通路内およびディフューザ圧力損失を取ると Nu=1.7前後となるが,数値解析結果は Nu=1.37

計算すると，Δ P=32.7Pa となった。またこの時の流と等温面の効果が表れて低い値となっている。

量は Q=576m3/h であり，以上の計算より有圧換気扇（ファン）を選定した。ファンには実機屋舎の場合キGr= 70000.00

ャブが設置されることを考慮し，図−１２の様な構造

Pr= 0.7100000

とした。

Ra

= 49700.00

Ls/Lf = 7918.300(cpρ)s/(cpρ)f = 2004.200
Nu(y,L) = 1.374857
Nu(y,U) = 1.377633

図−１０数値解析結果(アスペクト比４ Ra=約50000)

以上より，実機タイプ屋舎のアスペクト比は100に近く，アスペクト比が大きくなると Nu は減少すると言う伝熱工学資料の結果と，実機タイプでの温度差から

図−１２

ファンおよびキャップ考慮して Ra は数千のオーダーであることより，熱良伝導体等温面厚みを100μ m，気体層厚みを20mm と送風ファンの設置は各面において熱伝達量が一定となる様，伝熱時流体の流れによどみが生じない様に，決定した。

また均一に流れる様位置を決定しなければならない。
３−３

伝熱時の送風ファン選定及び設置位置決定

断熱壁構造は３層構造（図−１１）とし，気体層厚

そこで，流体の流れを数値解析（図−１３）により解析しファン設置位置の決定を行った。

み20mm より全厚み約60mm とした。

図−１１

断熱壁構造

伝熱時においては，３層構造気体層の内側層のみ流体（空気）が流れる構造とし，最大流速は流体が流れる気体層厚み20mm において乱流となる様計算によりファンを選定した。計算の結果では流速2m/s におい

図−１３

流体の数値解析結果

以上より図−１４の様な実機タイプ屋舎の設計を行い，図−１５の様に製作を行い実験を行った。

組温度センサーを設置した。以上より温度センサーは合計７１本の設置となった。使用した温度センサーは，センサー設置による温度の乱れを最小となる様に，素線形0.1mm のＫ種デュープレックスワイヤーを使用した。図−１６は，温度センサーであるデュープレッ
クスワイヤーを設置している写真である。

３−５

内部加熱方法

断熱・伝熱の測定を行うため，実験屋舎内部温度を外気温より加熱し実験を行うこととした。屋舎内部を加熱する
図−１４

実機タイプ屋舎図面

ためオイルヒーター(図−17)を用い，オイルヒーターからのふく射伝熱を防ぐため，パンチングメタルを千鳥に設置

図 - 17 ｵｲﾙﾋｰﾀｰ

したアルミケース（図−１８）を製作し，屋舎内部温度を均一化するためファン（図−１９）による撹拌を
行った。

図−１５

３−４

屋舎全景

温度測定点

図 - １８パンチングメタル

図−１９攪拌ファン

温度測定点は断熱壁構造が３層なので，内壁・外壁の内面と厚み100μ m の等温面アルミ箔２層の表面，

４

計４点を１組とし，側面では上中下の３組，上面では４−１４組で，対象となる壁を除き温度センサーを設置した。

測定
温度測定方法

温度測定は側面１２点，上面４点，下面３点，内部下面は断熱材としてネオマホーム（λ＝0.020W/mK)

温度２点，外気１点の合計２２点の測定を行った。測を用いたため，上面・中間・下面の３点を１組とし２定は５分間隔で１測定５〜１０時間程度行い，測定データより温度の安定している５点，２０分を用い平均値を温度データとした。

４−２

加熱量測定

加熱量測定は，クランプオン積算電力計を用い測定を行った。オイルヒータ・内部ファン共に，加えた電力量がすべて熱に変換されたとして計算を行った。図−２０に積算電力測定・温度測定の状況を示す。

図−１６

温度センサー設置状態

６

まとめ

1)断熱についてオイルヒータ加熱量２(Heater２)における熱伝導率は計算した結果λ=0.053[W/mK]であり，このときの熱貫流率はU=0.062[W/m2K]となり，現状屋舎の熱貫流率
Ｕ現=0.89[W/m2K](九州カイロン工業より)の約１．５倍の断熱能力を有することが解った。
2)伝熱について伝熱の計算結果より以下の結果を得る．
①熱貫流率=3.00[W/m2K]の場合
図−２０５

伝熱面積が29.64m2なので，3.00×29.64=88.92[W/K]

測定状況となり，たとえば外気と内気の温度差が10℃あったと

結果
以下にオイルヒータ加熱量２，３，４（オイルヒー

すると，Ｑ=88.92×10=0.889[kW]の伝熱能力を有する

タ加熱ダイヤル読み値）における加熱量・熱伝導率・こととなる。

熱貫流率のデータを付ける。また，オイルヒータ加熱②熱貫流率=4.00[W/m2K]の場合

量２(Heater ２)における熱伝導率・熱貫流率(図−21)

伝熱面積が29.64m2なので，4.00×29.64=118.56[W/K]

を代表に付ける。

となり，たとえば外気と内気の温度差が10℃あったとすると，Ｑ=118.56×10=1.186[kW]の伝熱能力を有する

表１ オイルヒータ加熱量２
流速[m/s]
断加熱量［Ｗ］

熱伝導率［W/mK］

熱貫流率[W/m2K]

熱

0.0

404.8

0.053

0.62

自然対流

0.1

538.0

0.100

1.06

強制対流 0.5[m/s]

0.5

746.9

0.351

2.54

強制対流 1.0[m/s]

1.0

756.1

0.876

3.73

強制対流 2.0[m/s]

2.0

744.3

1.868

4.59

こととなる。
これは，一般家庭用エアコン６畳用の冷房能力が２．２［ｋＷ］であることを考慮すると有意義な伝熱量であると言える。

表２ オイルヒータ加熱量３
流速[m/s]
断加熱量［Ｗ］

熱伝導率［W/mK］

熱貫流率[W/m2K]

熱

0.0

528.6

0.061

0.69

自然対流

0.1

748.2

0.133

1.36

強制対流 0.5[m/s]

0.5

758.5

0.430

2.64

強制対流 1.0[m/s]

1.0

740.7

1.105

3.96

強制対流 2.0[m/s]

2.0

745.4

2.016

4.58

断

加熱量［Ｗ］

1)日本機械学会著：伝熱工学資料改訂第３版(1975),P1132)西川兼康・藤田恭伸共著：伝熱学， p.195〜 p.196，
理工学社(1982)

表３ オイルヒータ加熱量４
流速[m/s]

参考文献

熱伝導率［W/mK］

熱貫流率[W/m2K]

熱

0.0

726.7

0.059

0.68

自然対流

0.1

746.3

0.133

1.38

強制対流 0.5[m/s]

0.5

750.8

0.422

2.68

強制対流 1.0[m/s]

1.0

746.2

1.020

3.92

強制対流 2.0[m/s]

2.0

744.3

3.121

5.01

3)西川兼康監修／北山直方著：図解

伝熱工学の学び方，オーム社(1982)
4)増岡・他 3 名，第 37 回日本伝熱シンポジウム講演
論文集， Vol.1， (2000), pp335-336.
5)T. Masuoka， et.al.， Proceedings of the 10th International

熱伝 導率・熱貫 流率

Heater2における熱伝導率・熱貫流率
5.000
4.500
4.000
3.500
3.000
2.500
2.000
1.500
1.000
0.500
0.000

Heat Transfer Conference， Vol.6， pp.385-390 (1998)
6)増岡・他 3 名，機論 (B)， 60-572 (1994)， 1430-1435
7)増岡・他 3 名，機論 (B)， 59-568 (1993)， 267-273.

熱伝導率［W/mK］
熱貫流率[W/m2K]8)増岡・他 3 名，機論 (B)， 57-533 (1991)， 243-249
9)増岡，機論 (B)， 39-322 (1973)， 1873-1880

0.0

図２１

0.1

0.5
流速

1.0

2.0

ヒータ加熱量２熱流束制御技術に関する研究
熱流束式含水量計の開発
林伊久 ＊ 1

大熊寿 ＊ 2

工藤久 ＊ 2

七ッ矢憲輔 ＊ 2上宇都幸一 ＊ 3

松尾孝美 ＊ 3

斉藤晋一 ＊ 3

Study on control technique for heat flux
Development of moisture measurer using heat flux
Tadahisa Hayashi Hisashi Okuma Hisashi Kudo Kensuke Nanatuya

Koichi Kamiuto Takami Matuo Sinich Saito

本研究では、多孔質層内に含まれる含水量の変化に対して多孔質層内を伝わる熱流束が異なる特性を利用して多孔質層内の含水量を簡単に精度良く測定できる新方式である熱流束式含水量計の実用化開発を行った。本研究の成果として、機械電子研究所の水分量検知技術、㈲九州シムスの金属蒸着印刷技術と大分大学の多孔質層内熱移動解
析技術を応用し，多孔質層内の含水量を精度良く短時間( 10 秒以内)で測定出来るセンサーを開発した。また，熱流束式含水量計の商品化を実現したので報告する。

1

はじめに熱流束式含水量計は，平成 12 年度より中小企業総化を示す。そして，この熱移動速度の変化の挙動は、合事業団の開発委託事業「課題対応新技術革新促進事

多孔質層の種類によらず一定である。熱流束式含水量業」において開発した製品 1)である。

計は，この現象を利用したものである。

現存する含水量計 (誘電式，電気抵抗式，近赤外線

図- 1 は，熱流束式含水量計の水分量測定素子詳細式など )では，使用する電流や光が多孔質層内で散乱図である。センサー 4)は，多孔質層内の水分量に対すしてしまうため ，これまで食物 ，食品廃材 ，土木建材 ，る多孔質層内を伝わる熱移動速度の変化が，微少であ

農業用土壌等の生産原料に特有な多孔質層内部の水分るため，高感度で測定できる複雑な多層構造とした。

量を精度良く連続測定することが出来なかった。その先ず，センサー内蔵ヒーターから一定熱流束を測定ため，生産現場では，原料等の水分管理不足による製物に加える。図- 2 の様に測定物内の水分量に応じて品の品質低下が技術課題となっていた。本事業では，

熱移動速度に変化が生じる。熱量束式水分量測定計でこの技術課題を解決するため，著者らは，厳しい環境

は，その熱移動速度がセンサーと測定物との接触面温の 生 産 現 場 で の 使用 に 耐 え う る 安 価 で 手 軽に 精度良度と一対一に対応している。熱移動速度は，接触面温く，これまで難しいとされてきた多孔質層内の水分量

度から温度上昇速度 (℃／秒 )として求める 。水分量は ，を連続測定出来る熱流束式含水量計を開発してきた 。

図- 3 の様に予め求めておいた測定物の温度上昇速度

今年度は、熱流束式含水量計の実用化開発を行った。

と水分量との相関関数から演算して求める。

2)

熱量束式含水量計の特徴としては，①水分量測定範
2

原理

3)

囲が 0 〜 100%と広い。②測定時間が 10 秒程度と短今回，開発した熱流束式含水量計の測定方式は，多い。③重量が 300g 以下と軽く携帯が可能である。 ④

孔質層内部の熱移動速度を利用して多孔質層内部の水連続測定が可能である。 ⑤ センサーの構造が，簡単で分量を簡単に測定する事を可能にした新しい方式であある。 ⑥ 堅牛で現場向きである。 ⑦ 耐久性に優れている。多孔質層内の熱移動速度は，外部から一定の熱流る。

束に対して多孔質層内の水分量の変化に対し一定の変等がある 。

＊１福岡県工業技術センター・機械電子研究所＊2 ㈲九州シムス＊3 大分大学工学部

センサーの構造について詳細に検討し，センサー側面

エポキシ樹脂ケーブルからの熱損失をヒーターが発生する全体熱量の 1%以断熱材下に抑える事に成功した。
ヒーター
温度素子
セラミックス
測定物

図-1

水分測定素子構成図

温度（℃）

150
100

図 -4 熱流束式含水量計全体概要図

50
0
0

10

9.90%

20
30
時間（秒）
41.79%

63.47%

40

50

77.9%

水分量（％）

図-2 センサーと測定物との接触面温度
70
60
50
40
30
20
10
0

図 -5 直挿式センサー

2

2.2
2.4
2.6
温度上昇速度（℃／秒）

図-３

センサーと測定物との接触面の2.8

水分量に対する温度上昇速度3仕様

熱流束式含水量計は，図 -4 に示す様にセンサと本体 5)(熱起電力変換部，演算部，ヒーター用電力発生部，表示部，設定部を有する)で構成されている。

図 -6 サンプリング式センサー

センサーは，図 -5，図 -6 に示す様に直挿式とサンプ
表 -１

リング式の 2 種類を用意している 。直挿式センサーは ，

熱流束式含水量計仕様

生ゴミ，古紙スラッジ，廃材チップなど貯留槽に大量No

形式

THP-001に貯留してある測定物に挿入し水分量を測定する場合

１

測定精度

±1%以内

に使用する。サンプリング式センサーは，主に食品加

２

測定範囲

0%〜 100%

工現場で食品原料等を 5g 程度サンプリングして水分

３

測定時間

10 秒

量を測定する場合に使用する。

４

測定再現性

99.55%以上

図 -5，図 -6 のセンサー先端部には，図 -1 に示した多層５

使用雰囲気温度

Max100 ℃

構造の水分量測定素子を配置している。

６

使用雰囲気湿度

Max100%

また，測定精度を確保するため，センサーは，ヒー７

電源

3V リチウム電池 4 本

ターからの熱を最大限，測定物に伝え，側面からの熱９

寸法

本体190×88×H27mm

損失を最小限に抑えなければならない。本研究では，

１０

重量

300g

4

性能評価

自動計測装置

熱流束式含水量計の性能評価試験は，次の２段階で行った。
①実験室でのサンプルを使用した性能評価試験②現場でのフィールドテストによる性能評価試験
測定物としては，生ゴミ

6)，生ゴミ処理用菌床材

6)，

熱流束式水分量測定計

セメント，古紙スラッジ，魚肉，廃材チップ，イチゴ
水耕栽培用培地等で行った。今回は，代表例として生図 -8 試験装置構成図

ゴミおよび生ゴミ処理用菌床材に対する水分測定結果を報告する。

4-1 サンプルを使用した性能評価試験
本試験は，現場でのフィールドテストの予備試験としてフィールドテストで用いる測定物に対する熱移動

的とした。

7 4%

46 7%

78 0%

速度(℃／秒)と水分量( %)の相関関数を求める事を目

64.7%

22 8%

試験方法は，表 -2 の条件の下で下記の ①〜③ を行
い，使用する測定物の標準相関関数を求めた。また，
図 -9 生ゴミ処理用菌床材

性能は ，求めた相関関数の相関係数によって評価した 。
① JIS によって定められている加熱重量式水分量測定
法を用いて 4 〜 5 種類程度の水分量の異なる測定物を

4-2

現場でのフィールドテストによる性能評価試験

本試験は，サンプルを使用した性能評価試験により試作する。
②試作した測定物を用いて各水分量に対する温度上昇

求めた標準相関関数を使用して，実際に，生産現場に速度を求める。

熱流束式水分量測定計を持ち込みフィールドテストを③熱移動速度と水分量の相関関数を求める。

行った。図 -10 に生ゴミの概要を示す。図 -11 は，生

表 2 に標準相関関数を求める条件を示す。

ゴミ水分測定風景である。

試験装置は，図 -8 に示す様に自動計測装置と熱流束式含水量計本体で構成されている。図 -9 は，使用した測定物の一例である生ゴミ処理用菌床材である。
表 -2

1

センサーと測定物間の圧力①全試験の二乗平均誤差
JIS に定められた加熱重量式水分量測定法による結果を基準とする。

標準相関関数を求める条件
条件項目

No

性能は，次の 2 項目で評価する。

条件数値
4② 数回の測定における再現性

9.8×10 Pa

再現性は、含水量測定値の標準偏差を求め， 100%

(1Kgf/cm )から引いたものである。

22

測定物内初期温度20 ℃

3

センサー内蔵ヒーター熱量

2W

4

測定時間

10 秒

図 -10 生ゴミ

水 分量 （％）

90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0

0.5
1
1.5
温度上昇速度（℃／秒）

図 -12

2

温度上昇速度と水分量の相関関図 -11 生ゴミ水分測定風景
5-2
5

性能評価試験結果

フィールドテストによる性能評価試験結果

本試験は，サンプルによる性能評価試験結果で求め5-1 サンプルよる性能評価試験結果

た生ゴミ処理用菌床材の標準相関関数を基に生ゴミ処

本試験では，一例として生ゴミ処理用菌床材についての性能評価試験を行った。表 -3 に試験結果を示す。

理機を用いたフィールドテストを行った。表 -4 は，フィールドテストの試験結果である。

図 -12 は，生ゴミ処理用菌床材に対する温度上昇速度(℃／秒)と水分量(%)の相関関数である 。相関係数は ，

表 -4

フィールドテストによる性能評価試験結果

0.992 であった 。相関式は ，温度上昇速度(℃／秒)を x，

No

加熱式

熱流束式

測定誤差

再現性

水分量(%)を y とすると相関関数は，

JIS 仕様

(%)

(%)

(%)

y = −48.008x 2 + 12.54 x + 98.726

( %)
14.20

0.00

12.90

1.30

3

14.20

0.00

4

18.00

1.50

17.30

2.20

6

19.90

-0.40

7

21.80

-1.90

20.50

-0.60

9

23.70

-3.80

10

24.30

-1.15

23.70

-0.55

12

23.70

-0.55

13

30.70

1.14

33.20

-1.36

15

33.90

-2.06

16

36.40

2.60

37.00

2.00

18

35.10

3.90

19

33.20

-1.00

33.20

-1.00

33.10

2.10

差

1.81

1

であった。
本試験の結果，相関係数がほぼ 1 である事から標準相関関数としてフィールドテストに使用できると判断
した。

2

5
表 -３
No

サンプルによる性能評価試験結果

加熱式

熱流束式水分量測定計

JIS 仕様 測定速度 初期温度

温度上昇速度

(% )

(秒)

(℃ )

(℃／秒 )

1

78.0

10

20.0

0.79

2

78.0

10

20.1

0.83

3

78.0

10

20.0

0.83

4

64.7

10

20.3

0.93

5

64.7

10

20.2

0.95

6

46.7

10

20.0

1.17

7

44.7

10

20.1

1.20

8

22.8

10

20.0

1.39

9

22.8

10

20.3

1.38

10

22.8

10

20.2

1.38

11

7.4

10

20.0

1.53

12

7.4

10

20.2

1.50

8

11

14

17

20

14.20

19.50

19.90

23.15

31.84

39.00

32.00

21
二乗平均誤

99.39

98.90

98.69

99.72

98.63

99.21

99.95

99.21

6

まとめ

7

本研究では，測定物に対する熱移動速度と水分量の

参考文献

1)林伊久

ほか 6 名：熱流束式含水量計の開発，平成

相関関係に基づく新方式の含水量計を開発した。開発

12 年度課題対応技術革新促進事業成果報告書， P.83

に際し次の事項を確認した。

-P.86( 2002)①開発した測定方式の理論が，正しい事を各性能評価試験から実証した。

2)上宇都幸一，林伊久ほか 3 名：含水多孔質層の非定常温度特性 ，大分大学工学部研究報告②開発した熱流束式含水量計が，実際に現場で十分，使用出来る事を確認した。

P.25-P.29( 2002)3)林伊久：熱流束を用いた含水量連続測定技術に関す

この技術課題に対して，温度補正を行う事で解決しる研究，第 8 回資源環境連合会総会地域連携研究発測定精度，再現性等を仕様以下にする事に成功した。

表会， P.27-P.29( 2000)

表 -5 は，生ゴミおよびセメント，古紙スラッジ，

4)林伊久：特開 2001-343343

魚肉，廃材チップ，イチゴ栽培用培地等の測定物に対して，これまで行ったすべての性能評価試験結果を基に技術目標値と達成値を比較したものである。
本研究では，計画した技術目標は，ほぼすへて達成する事に成功した。測定の再現性については，測定物とセンサーの接触状態により平均で技術目標値に対して 0.1 ポイント低くなった。この結果を踏まえて，本研究では、これまでの市場調査により，現状の性能で十分，市場に商品として投入する事が出来る事を確認している。
熱流束式含水量計は，平成 14 年７月初旬より㈲九州シムス(福岡県嘉穂郡稲築町大字山野 1963
TEL:0948-83-5252 FAX:0948-83-5253)にて，商品名「ウォーターバスター」で製造販売予定である。

表 -5
No 技術項目1

測定精度

技術目標値と達成値
技術目標値

達成値

±1%以内 (実験室) ±0.77%以内 (実験室)±2.5%以内 (現場) ±1.38%以内 (現場)

2

測定範囲

0 〜 100%

0 〜 100%3

測定速度

30 秒以内10 秒以内4

測定再現性

99.5%以上

99.4%以上

5

使用雰囲MAX100 ℃

MAX100 ℃

MAX100%

MAX100%15 万円以下

15 万円以下

気温度
6

使用雰囲
気湿度

7

価格

第 44 号 ，

注 1)測定精度達成値の実験室および現場での数
値は，平均値である。
注 2)測定再現性の達成値は，平均値である。

水分量検知センサー及びそれを使用した含水率測定方法5)林伊久，ほか 3 名：熱流束式水分量測定計の開発，
第 20 回計測自動制御学会九州支部学術講演会，
P.241-P.244( 2002)6)林伊久：生ゴミ処理機含水率測定法，第 27 回機械金属連合会計測分科会， P.63-P.66( 1998)

電子パッケージを対象とした面内変位２方向同時計測システムの製作
内野

正和 ＊１、小金丸

正明 ＊１、新川和夫 ＊ 2、東藤

貢＊ 2

Construction of Simultaneous Two- Directional Measurement System of In-Plane
Deformation for Electronics Packages
Masakazu Uchino, Masaaki Koganemaru, Kazuo Arakawa, Mitsugu Toudou

レーザ光が粗面などによって散乱、反射することで生じるスペックルパターンを利用した計測は、その発生機構
より測定面が荒れていることが条件となるため実構造物の計測には非常に適している。また、レーザの可干渉性を利用しているため高温及び低温での計測、静的及び動的な荷重への適用が可能である。本研究では電子デバイス信頼性評価のための実計測法の確立を目的としてレーザスペックルを利用した面内変位計測システムを製作し、 IC
チップの計測を行った。

１

はじめに

の方法では境界条件を正確に与えること が困難 であ

近年 、IT 新技術の言葉で代表されるように 、情報 、り、しかも解析結果は境界条件で大きく異なる。過小通 信 の 融 合 に よ るデ ジ タ ル ネ ッ ト ワ ー ク 社会が進展の強度評価は破壊に、過度の強度評価は製品重量の増し、全地球規模での情報量の急速なる増大化で情報デ加、大型化につながる。そこで実験的応力計測の重要ータの交換、伝送の大容量化・高速化が要求されてき性が再認識されているが、従来の方法では種々の欠点ている。この要求に対して、電子情報システム、デバがあり、十分有効な手段とはなっていない。例えば歪イスの高速化大規模化が進行すると共に電子機器の高みゲージ法ではゲージを貼った点のみのデータが得ら性能・高機能化（複合化・融合化）と小型携帯化（高れるだけで応力の分布や応力集中部の特 定はで きな

密度化）の動きが急激である。これを支えるキーテクい。また、接触式なので計測条件や環境等によってはノロジーは超高密度実装技術である。現在の技術開発

計測できない場合がある。非接触の計測法として赤外は、複数部品の搭載にあたって従来の平面的に配置す

線、レーザを利用したものがある。これらの方法は物る 二 次 元 実 装 か ら部 品 を 積 み 重 ね た 三 次 元実装によ

体表面の変位分布を計測することができる。更に応力り、部品間の配線を短縮、実装面積効率を高めシステ

集中箇所やき裂の発生部の特定ができ、実物のパター

ムの高密度化を図っている。しかしながらその実現にン計測が可能である。しかしながら赤外線を用いた方はパッケージの材料や構造、組立技術の複雑化、異な法では繰り返しの外力を加える必要があり、静的な荷ったデバイスの混在、発熱対策等の課題が上げられ、

重 、及び温度変化のある環境では計測できない 。また 、その信頼性の評価技術が非常に重要となる。信頼性評

計測だけでは主応力の分離（最大と最小主応力を求め価にはコンピュータシミュレーション（ 有限要素法等 ）る）ができない等の問題がある。一方、レーザを利用が用いられる機会が増えてきている。しかしながらこした方法ではレーザ光の可干渉性を用いて変形を求めるため高温及び低温での計測、静的及び動的な荷重へ＊１ 機械電子研究所の適用が可能である。また、散乱光を利用した計測は＊2 九州大学応用力学研究所

測定面が荒れている必要があるので実構造物への計測

には非常に適している。本研究ではレーザスペックルとなる。
次に変形前 I beforeと後 I afterのスペックルパターンの差を利用した電子パッケージの微視的計測を目的として面内変位を高精度で計測可能なスペックル干渉法を利の絶対値を取ると用した従来にない２方向同時計測システムを試作し、I

電子デバイス信頼性評価のための実計測法の確立を目

before− I after= 4 a1a2 sin(φ +指す。

２= 2a1a2 [cos(φ ) − cos(φ + ∆φ )]∆φ∆φ) sin( )22(4)

スペックル干渉法の原理
本研究で利用したスペックル干渉法の原理 １） について説明する。レーザ光を粗面に照射した場合、レーザのコヒーレンシ（可干渉性）によって ランダムな位相の光が重ね合い、干渉し、ぎらぎらと輝く斑点模様が観察される。この干渉パターンはスペックルパター
ンと呼ばれる。スペックル干渉法は、測定面上に２つ以上の光路を通ったレーザ光を重ね合わせた時に生じるスペックパターンを利用して変位を求めるものである。図−１に面内変位を求める光学系を示す。この光学系は測定面の法線に対して対称な２方向からレーザ光を照射し、法線方向から観察する。そして測定面が面内方向に u

図−１だけ変形したとすると、変形前後で二スペックル干渉法による面外変位計測系

つの光路を通る光の位相差 Δ φ は次式で表される。

∆φ =

2π u

λ

sin θ

(1)

となり、| sin( φ+Δ φ/2) |は０から１までランダムな値をとり、| sin(Δ φ/2) |は位相差によって０か

ら１まで規則的に変化する。そのため変形による位相
ここで、λはレーザの波長で、 θ は照射光が測定面の差 Δ φ が π の奇数倍 (2n+1)π の場合は強度が最も大き法線となす角である。

くなり、偶数倍 2πnの場合は強度がセロとなる。これ

また、ここで２方向からの照射で観察面上の１点にによりスペックルの干渉縞が形成される。この原理を到達する I 1 ,I 2 の光の振幅をそれぞれ a 1、 a 2 とし、両者利用し、縞分布よりレーザ照射方向の面内変位量の分の位相、並びに位相差をそれぞれ φ1, φ2, φ= φ1-φ 2 と布を求めることができる。

するとこの点の変形前の強度は次式で表される。
３

I before = a1 exp( iφ1 ) + a 2 exp( iφ 2 )2= a12 + a 22 + 2a1a 2 cos φ

実験及び考察３−１(2)

光学計測システム ２）

上述のスペックル干渉法ではレーザ照射方向の面内
変位分布しか求めることができず、真の面内変位を求

変形後の強度 Iafterは変形による位相を Δ φ とするとめるためには少なくとも２方向の面内変位量が必要である。しかしながら、従来の方法では照射する方向を

I after = a 12 + a 22 + 2 a 1 a 2 cos( φ + ∆ φ )(3)

光学素子やシャッタ等を用いて切り替え て行っており、２方向同時には計測されていない 3-6)。２方向同時

図−２

２方向同時計測システムの概略図

図−３

画像計測部の概略図

を計測する。
次に、水平、垂直方向の変位を同時に求める画像分
離部を図−３に示す。測定面からの散乱、反射した水平、垂直方向用の波長の異なったレーザ光は図−３の画像計測部で、エッジフィルタにより２種類の波長が混在した反射光を透過と反射で大まかに分離し、CCD
カメラのレンズに装着したレーザラインフィルタを利用して目的の波長のみを透過させ、水平、垂直のスペ
ックルパターンに分離し、２個のCCDカメラに取り込む。本システムの全体写真と画像計測部の写真を図−
図−４

計測システムの全体写真

４、５に示す。
３−２

計測結果

２方向同時計測を検証するため本システムを用いて熱膨張計測を行った。試料は銅板で後部側からラバー
ヒータを用いて加熱を行い、銅板の中心部（表示範囲：26x19mm２ ）を測定した。図−６に２方向同時計測で得られた干渉縞を示す。 ２）(a)は水平方向、(b)は垂直方向の面内変位で 、温度差が約5℃（ (a)-1,(b)-1）、
約10℃（(a)-2,(b)-2）の干渉縞である。温度が増加するにつれて縞密度が増加している。また、干渉縞の間隔はほぼ等間隔に並んでいる。これは銅板の熱膨張を計測しており、試験片が等厚の板状で、更に中心部
図−５

画像計測部の写真

計測としてはレーザ光の偏向を利用したものが報告されているが 7) 、この方法では測定物表面での反射・散乱による偏向状態に依存するという問題点を抱えている。そこで本研究では２種類の波長の異なるレーザと光学フィルタを利用し、２方向同時計測装置を製作した。図−２に概略図を示す。本装置はHe-Neレーザとアルゴンイオンレーザ、画像計測部、レーザ照射系で構成されている。波長の異なったレーザを水平方向、
垂直方向から同時に計測面に照射する。それぞれのレ
ーザ光はレンズを用いて拡大されて、一部のレーザ光
は直接、測定物に照射され、一部はミラーの反射を利用して照射される。ミラーを利用することにより図−１に示したように２つの光学系を通ったレーザ光を測

図−６

銅板の熱膨張の計測結果、( a)は水平方向

定物上で重ね合わせ、それぞれの方向の面内変位分布(b)は垂直方向の面内変位

うな高温下での計測や稼働時の計測実験を行う予定である。また、電子パッケージの加熱方法について、ヒータ上に置いて加熱する方法も検討したが、ヒータ自身も変形してしまい、得られた結果が両者の変形を含んだものとなる。そのため試料のみに変形を与える加熱方法を検討することが今後の課題である。

５

参考文献

1) Pramod, K. R.: Digital Speckle Pattern Interferometry and
Related Techniques, John Wiley & Sons, Ltd Press,
Chichester (2001)
2) Masakazu, U.: Proc. APCFS & ATEM '01, Sendai,
p.836-839 (2001)
3) Facchini, M. and Zanetta, P., An Electronic Speckle
図−７

IC チップの変位計測結果

Pattern Interferometry In-Plane System Applied to the
Evaluation of Mechanical Characteristics of Masonry, Maes.

の計測であったためであると考えられる。次にICチッSci. Technol., Vol. 6, p.1260-1269 (1995)

プに電流を流したときの熱膨張を計測した結果を図−

4) Ritter, R., Galanulis, K., Winter, D., M

７に示す。ICチップを基板に装着し、基板の横側を固Breuckmann, B., Notes on the Application of Electronic

定している。熱が発生し、水平、垂直、両方向の変形

Speckle Pattern Interferometry, Optics and Lasers inに対応した干渉縞が得られ、電子デバイスの実装時やEngineering, Vol. 26, p.283-299 (1997)

稼働時の計測が可能であることが確かめられた。

5) Gong, X. L. and Toyooka, S., Investigation on Mechanism
of

４

まとめ

Plastic

Deformation

by

Digitalller, E. andSpecklePattern

Interferometry, Exp. Mech. Vol. 39, No. 1, p.25-29(1999)

He-Neレーザとアルゴンイオンレーザの波長の異な

6) Bowe, B., Martin, S., Toal, V., Langhoff, A. and Whelan,

るレーザと光学フィルタを利用し、スペックル干渉法

M., Dual In-Plane Electronic Speckle Pattern Interferometryを用いた２方向同時計測装置を製作した。装置の応用

System with Electro-Optical Switching and Phase Shiffting,,

計測として金属板、並びにICチップの動的な温度変化

M., Appl. Opt., Vol. 38, No. 4, p.666-673 (1999)

過程（熱膨張）の変形計測を行い、電子パッケージの7) Moore, A. J. and Tyrer, J. R., An Electronic Speckle

信頼性評価のための実計測への応用の有効性を確かめ

Pattern Interferometer for Complete In-Plane Displacement

た。今後は同時に温度変化も計測し、変位分布と温度

Measurement,

分布との相関を明らかにし、電子デバイス実装時のよp.1024-1030(1990)

Maes.

Sci.

Technol.,

Vol.

1,

プリント配線の電気的導通検査技術の開発
渦電流探傷法を応用した配線検査技術の開発
古賀

文隆 *1

Development of New Inspection Technique for Printed Wires
Development of Wire Inspection Technique Using Eddy Current Testing Method
Fumitaka Koga

プリント配線基板の導通検査を非接触で行える新たな方法として，金属の表面，表層部の検査に適した渦電流探傷法の応用が考えられる。その中で直交コイル方式の渦電流探傷プローブの高性能化のために，有限要素法による磁界数値解析を利用して磁心形状の最適化設計を行い，プローブを試作・評価した。その結果，幅 0.2 mm の配線について配線の方向（縦，横，斜め，曲部）に関わらず断線の検出ができ，また幅 0.1 mm の直線状配線について断線検出が可能であることが確認できた。

１ はじめに要素法による磁界数値解析を利用して行い，その結果現在の電子機器のほとんど全てにはプリント配線基に基づいてプローブを試作し，評価を行った。その結板が使われており，この不良は機器そのものの不良に

果，幅 0.2 mmの配線について配線の方向（縦，横，斜

直結している。そのため，プリント配線基板自体の検め，曲部）に関わらず断線の検出ができ，また幅 0.1 mm

査が重要視されているが，近年，電子機器の高機能化，の直線状配線について断線検出が可能であることが確

小形化に伴い，プリント配線基板の配線パターンは細認できた。

密化，複雑化しているため検査が困難になってきている。現在プリント配線基板の検査は，外観検査やX線に

２ 動作原理よる検査，接触による電気的導通検査の方法が用いら

図−1 に直交コイルによるプローブを示す。２個のれている。しかし，外観検査では不透明な膜に覆われ矩形コイルを立体的に 90゜回転させて重ねたものでた部分の検査ができないという問題があり，X線によるあり，一方を励磁コイル，他方を検出コイルとして使検査では装置が大がかりで取扱いに注意を要するとい用し，２個のコイルの直交点近傍で欠陥検出を行う。

う問題がある。また，接触による電気的導通検査では，実際には，プローブの高性能化のために，コイルは例

コンタクト用のピンを接触させるためのパッドが必要，

えば図−1 に示したような形状の磁心に埋め込んで使絶縁膜に覆われた部分の検査ができない，配線を傷つ用する 3,5) 。このプローブは，動作原理としては直交８け二次不良を招くおそれがある，断線箇所の特定がでの字コイルを用いた渦流探傷用検出素子 6,7) と同じできない等の問題がある。そこで，これらに代わり非接あるが，コイルが立体的に巻かれた構造であるため，触で検査が行え，断線箇所の特定も可能な新たな方法

平面コイルである８の字コイルと比較して高性能化のに対する要求が高まっており，非接触での金属の表面，ためのコイルの多数巻き及び小形化が容易である。ま

表層部の検査が可能な渦電流探傷法の応用が検討されている 1-3) 。
そこで本稿では，高空間分解能化に有利であると考えられる励磁コイルと検出コイルを立体的に直交させた構造を持つ渦電流探傷用プローブ 4) について，高性能化のために付加する磁心の形状の最適化設計を有限*1 機械電子研究所

図−１

直交コイルによるプローブた，８の字コイルに見られるコイル外周部の影響がな
く，アレイ化

3,6,7)

ルを示す。ここでは，磁心先端部の形状及び角度の違する場合に検出コイルを高密度に配いによる磁束密度分布の相対的な関係を見ることを目置することができる利点がある。図−２に欠陥検出原的としたので，検出コイルを含む面と平行な面での２理を示す。ここでは検査対象を非磁性導体とし，欠陥次元解析を行った。抵抗率 1×10 -8 Ωm，厚さ 0.03 mmとして非磁性導体に穴があいている場合を考える。励の導体板（銅板）に 0.05 mmのギャップを設けて比透磁コイルに交流電流を流すことによって生じる磁束は，磁率 2300 の強磁性（フェライト）磁心を配置し，励磁

非磁性導体に欠陥がなければ図−２(b)の矢印のようコイルには 500 kHz，起磁力 1 ATとなる電流を流した。

になり，検出コイルに鎖交する磁束の成分はないので

まず，プローブの高感度化のために磁心先端部によ検出コイルに誘導電圧は生じない。非磁性導体に図−り多くの磁束を集中させる形状を選定するため，図−２(c)のような位置に穴があった場合は，渦電流の作用４に示すような先端部が尖鋭な type1 と先端部に面取によって磁束が穴の部分に集中しようとする。そのたりを施した type2 の，形状が異なる２種類の磁心につめ検出コイルに鎖交する磁束の成分が生じ，それによいて角度α を 25゜から 90゜まで変化させて解析を行って検出コイルに誘導電圧が発生し，欠陥の検出が可った。
導体板表面における磁束密度分布の一例を，type2能となる。

のα=35゜の場合について図−５に示す。また，図−６に導体板表面における磁束密度の最大値（x=0 での磁３ 磁心形状の解析
図−１に示した磁心の形状を基本として，有限要素

束密度値）B(x=0)と磁束密度分布の半値幅（FWHM）の法による磁界数値解析を用いて磁心の最適な形状の導角度α に対する依存性を示す。図−５，図−６の磁束出を行った。この磁心の基本形状は，高空間分解能化

密度は，α=90゜のときの最大値 B(x=0)を基準として正と，検査時間短縮のための広領域走査を両立できるよ

規化している。ここで，α=90゜のときは type1 と type2

うに選択したものである。図−３に解析を行ったモデ(a) 欠陥検出面

図−３

励磁コイル

磁界数値解析用のプローブのモデル

検出コイル(b) 欠陥がある場合

励磁コイル

検出コイル

(c) 欠陥がある場合
単位：mm

図−２

直交コイル形プローブによる欠陥検出原理type 1
図−４

type 2
解析モデルのプローブ先端拡大図

次に，本プローブは導体の傷によって生じる磁束のゆがみを検出するものであるから，導体に傷があるときの磁束分布のゆがみ（変化）を調べた。図−７に示す導体板に傷（欠損箇所）を設けた２種類のモデル
case 1，case 2 に関して，type1，type2 それぞれとの組み合わせについて角度α を変化させて解析を行った。
傷がないときの磁束密度を基準とした磁束密度の変図−５type 2，α=35゜における銅板表面の磁束密度分布化の一例を type2 のα=35゜の場合について図−８に示す。この図に関しても，磁束密度は導体板に傷がない

単位：mm

case 1(1) type 1

図−７

銅板に傷を付加した解析モデル(1) case 1(2) type 2
図−６case 2磁束密度の最大値 B(x=0)と半値幅の角度α 依存性はまったく同じ形状となる。最大値 B(x=0)に関しては，
type1 については角度α が大きいほど大きな値となったが，type2 については角度α によらずほぼ一定の値となっていた。磁束の広がり具合を示す半値幅に関しては，いずれの条件についてもほとんど差は見られな(2) case 2

かった。したがって，磁心先端の狭領域により多くの磁束を集中させるには，type 1 について角度α を大

図−８きくするか，type 2 を採用すればよいことがわかる。

した傷の影響による磁束密度の変化

type 2，α=35゜における，銅板に付加

場合におけるα=90゜のときの最大値 B(x=0)を基準として正規化した値で示している。プローブが高感度であるためには，導体の傷がプローブの先端部に近い図−７ case1 のような場合は磁束密度の変化が大きくなければならない。一方空間分解能を考慮すると，図−７ case2 のようにプローブ先端から離れたところにある傷によって生じる磁束密度分布の変化は小さい方が望ましい。そこで，case1，case2 のそれぞれの磁単位：mm

束密度変化のピーク値 Vp1 ，Vp2 （図−８参照）の比（Vp2/Vp1 ）をとって角度α に対してプロットしたも図−１０作製したプローブの磁心の形状

図−１１

実験システム

図−１２

検出回路構成のが図−９である。Vp2/Vp1 は小さい方が良く，type2
において角度α を小さくすれば良いことがわかる。
以上のことから，先端部にわずかな面取りを施した
type 2 の角度α の小さな磁心を採用すれば，磁心先端部に磁束を有効に集中させることができ，かつ空間分解能の高いプローブが実現できると考えられる。

図−９case 1 と case 2 における磁束密度変化の比（Vp2/Vp1 ）の角度α 依存性
４−２ 実験結果
厚さ 30 µm の銅箔に直径 0.5 mm の穴をあけた試料

４ 実験

をプローブで走査して得られたイメージングパターン

４−１ 実験システム
前章の結果を基に磁心の機械的強度も考慮して，図を図−１３に示す。励磁周波数は予備実験で良好な SN− １ ０ に 示 す よ う な 形 状 の type2 ， α=35゜ の 磁 心 を比を示した 800 kHz とし，励磁電流は 100 mA，リフト

Mn-Znフェライトにより作製し，溝部に励磁コイルをオフ（試料とプローブとの距離）は 50 µm とした。走10 ターン，検出コイルを 80 ターン巻いてプローブを査領域は 6 mm×6 mm である。ロックインアンプの同期作製した。図−１１に実験システム，図−１２に検出

位相は，出力電圧の変化が最も大きく現れるように設

回路構成を示す。実験は，XYステージを用いて試料を定した。図−１３からわかるように，本プローブは点移動させることによりプローブを相対的に試料上で２状傷に対して直交 2 方向に正負の出力を生じる空間微

次元走査し，検出コイルに誘導される電圧をロックイ

分特性を有している。

ンアンプで検出し，出力電圧をグレースケールで表し画像として表示するという方法で行った

6-9)

。

配線の断線検出性能を評価するために，図−１４に示した 0.4 mm ピッチ（配線幅 0.2 mm，配線間隔 0.2 mm）

図−１３

穴を空けた銅箔に対するイメー

ジングパターン

図−１５

断線部を付加した QFP ピッチ変換基板から得られたイメージングパターンの QFP ピッチ変換基板を試料として，白線で囲まれた
20 mm×20 mm の領域を対象に，励磁周波数 800 kHz，励磁電流 100 mA，リフトオフ 50 µm という条件で走査を行った。この白線の領域内には６箇所にカッターナイフにより断線部を設けている。得られたイメージン
グパターンを図−１５に示す。この図では，配線の端部や斜めの配線パターンの影響が大きく出ており，断線部のパターンを認識することは難しい。そこで，断線箇所のない正常な基板から得られた参照用イメージ
ングパターンである図−１６との差をとったものが図−１７である。配線の端部や斜めの配線パターンの影
響を良好にキャンセルできていることがわかる。図−１７中の６箇所の円で囲まれた部分に断線部があり，a，

図−１６

断線のない QFP ピッチ変換基板から得られた参照用イメージングパターン

b は縦方向配線の断線部，c，d は斜め方向配線の断線部，e は横方向配線の断線部，f は横方向から斜め方向に屈曲する点にある断線部であるが，配線の方向に関わらず全ての断線箇所を明瞭に検出することができた。

図−１７

参照用パターンとの差をとることにより得られたイメージングパターン

更に，図−１８に示した 0.25 mm ピッチ（配線幅約0.1 mm，配線間隔約 0.15 mm）の直線状配線を試料と
図−１４
基板

配線幅 0.2 mm の QFP ピッチ変換

して，4 mm×5 mm の領域を対象に，励磁周波数 800 kHz，励磁電流 100 mA，リフトオフ 30 µm という条件で走査を行った。得られたイメージングパターンを図−１９

６

参考文献

に示す。走査領域内には配線１本のみにカッターナイ

1) 藤城，山田，岩原：日本応用磁気学会誌，Vol. 21,

フにより断線部を設けているが，図−１９にはその断No. 4-2, p.769 (1997)

線部に断線パターンが生じており，0.1 mm 幅配線の断2) 中村，山田，岩原：日本応用磁気学会誌，Vol. 25,

線の検出が可能であることが確認できた。

No. 4, p.555 (2002)3) 古賀，櫻谷：福岡県工業技術センター平成 12 年度
研究報告，p. 83 (2001)

５ まとめ
直交コイル方式の渦電流探傷プローブに用いる磁心4) K. Krzywosz : Proceedings of 13th International

形状について，有限要素法による磁界数値解析を行っ

Conference on NDE (1995)

た。その結果，先端部にわずかな面取りを施し，先端

5) 古賀，笹田：第 25 回日本応用磁気学会学術講演概角度を小さくした磁心形状が有効であることがわかっ

要集，p. 164 (2001)

た。更に実際にプローブを作製して評価を行ったとこ

6) 笹田，渡邊：電気学会マグネティックス研究会資料，

ろ，幅 0.2 mm の配線については配線の方向（縦，横，MAG-94-142 (1994)

斜め，曲部）に関わらず断線の検出ができ，また幅 0.1

7) I. Sasada, N. Watanabe : IEEE Trans. on Magn.,

mm の直線状配線の断線検出が可能であることが確認

Vol. 31, No. 6, p. 3149 (1995)

できた。

8) R.E. Joynson, R.O. MaCary, D.W. Oliver, K.H.

本プローブは汎用性が高く，光不透過物の存在が何

Silverstein-Hedengren, L.L. Thumhart : IEEE Trans.

ら障害とならないという大きな利点があり，今後は配on Magn., Vol. 22, No. 5, p.1260 (1986)

線の検査以外の非破壊検査や磁気イメージング 9) 等へ

9) 笹田：日本応用磁気学会誌，Vol. 24, No. 7, p.1130の応用についても検討を行う予定である。

(2000)

図−１８

断線部を付加した 0.1 mm 幅配線

図−１９断線部を付加した 0.1 mm 幅配線から得られたイメージングパターン

画像処理技術を用いた微小有害生物バイオアッセイ
評価システムの開発−微小有害生物のバイオアッセイにおける生物作用量分析−
百武

稔郎 ＊１

水城

英一 ＊１ 一松

時生 ＊１ 土山

彬 ＊２

荒木

広恵 ＊２

Development of bioassay system for minute pest organisms using image processing-Measurement of leaf-area damaged by minute pest organismsToshio Hyakutake, Eiichi Mizuki, Tokio Ichimatsu, Akira Tsuchiyama, Hiroe Araki
有害生物に対する様々な薬剤は，人間の肉眼や手作業によって，生存個体数や餌の摂食量（生物作用量）を測定することで評価されているが，供試する昆虫が微小である場合，定量的な評価が極めて困難である。そこで，本研
究では画像処理技術によって生物作用量を高速定量的に診断するシステムを開発する。実験では，画像処理による葉の食害部分抽出では良好に抽出出きることが判明し，面積率，フラクタル理論での食害評価は，研究者の評価と同等であることが明らかになった。

１

はじめに

微小昆虫のバイオアッセイにおける迅速で高精度

微 小 害 虫 を 始 めと す る微 小 有 害 生 物 は一 般に繁殖の定量的評価システム が確 立されれば，微小昆 虫を速度 が 速 く ， し かも 近 年， 様 々 な 薬 剤 に対 し高度な始めとする微小有害生 物に 有効な生物農薬，化 学合

抵抗 性 を 獲 得 し たも の が多 い 。 そ の た め， 微小有害

成農薬等の開発期間が加速的に短縮される。

生物 に 有 効 な 駆 除薬 剤 の開 発 は ， 農 業 ，衛 生等様々

現在，㈱九州メディ カル において，微小有害生物

な分 野 に お い て 短期 間 での 開 発 を 要 す る極 めて重要の殺虫剤・忌避剤とし て生 物農薬資材を数年の 内にな課 題 で あ る 。 微小 有 害生 物 に 対 す る 様々 な薬剤の登録ができるように研 究が 押し進められており ，そ評価 は ， 現 在 ， 人間 の 肉眼 や 手 作 業 に よっ て行われのためにはこの定量的 評価 を行う画像解析シス テム

てい る が ， 供 試 する 昆 虫が 微 小 で あ り かつ 微小吸汁は必要不可欠なもので ある 。また，このシステ ムは性害 虫 な ど の 場 合， 加 害し た 生 物 作 用 量は 葉上の痕

化学合成農薬や他の微 小有 害生物に対する新規 化学跡のみである。また，人間が複雑な模様(Texture)を合成薬剤のバイオアッ セイ にも応用可能であり ，多形成 す る 食 害 痕 跡を 計 測し 評 価 す る こ とは 曖昧さをくの薬品メーカーの需要が見込める。

含ん で お り ， 正 確で 迅 速な 定 量 的 評 価 は極 めて困難
である。

1)

システム開発におけ る課 題としては，①食害箇所と背景（葉脈など食害 箇所 以外の部分）を画像 的特本 研 究 で は ， 微小 有 害生 物 に 対 す る 生物 農薬 ，化徴量（明るさ，面積等 ）の 違いを見つけ正確に 分離

学 合 成 農 薬 の 検 定に お ける 生 物 作 用 量 を画 像処 理技すること。②複雑な模 様を した食害箇所を定量 化す術 に よ っ て 高 速 かつ 定 量的 に 診 断 す る シス テム を開ること等生物作用量を 正確 に識別し計測するこ とが発 す る 。 具 体 的 には 微 小有 害 生 物 で あ るミ ナミ キイ

挙げられる。ここでは ，画 像処理技術等によっ て従ロ ア ザ ミ ウ マ 等 に対 す る生 物 農 薬 の 有 効性 を短 期間

来では出来なかったこ れら の課題を解決し，同 時にで 多 量 に 解 析 す る目 的 で， バ イ オ ア ッ セイ にお いて自動化について検討す る。 初年度では，顕微鏡 に設

微 小 有 害 生 物 を 載せ た 試験 体 の 葉 を カ メラ で撮 像し置されたCCDカメラにより昆虫が加害した葉の画像化

微 小 有 害 生 物 の 葉へ の 加害 量 を 画 像 処 理に より 高速を行い，閾値分離法， モル ホロジカル解析技術 やフに定量化(生 物作用量分析)するシステムを開発する。

ラクタル技術等の画像 処理 技術を用いて，取り 込ん
だ画像の特徴量分析を 行っ た。そして生物作用 量の*1 生物食品研究所 *2㈱九州メディカル

抽出について検討を行 った 。次年次では，分析 結果

を 踏 ま え 生 物 作用 量 の 高 速 定 量 シ ス テ ムを 開 発 し，形を数学的に簡便な規 則性 を見出して表現すること

分析時間1/10，生物作用量認識率90%以上を目指す。

である ２） 。
フラクタル次元を求 める にはいくつかの方法があ２

材料および方法

るが，ここでのフラク タル 解析には被覆法の正方形

今 回 は 対 象 微 小有 害 生物 を ミ ナ ミ キ イロ アザ ミウ

カ バ ー 法 を 採 用 し た ３ )。 こ れ は ， 食 害 部 分 を 一 辺 のマ と し た 。 ニ ー ム由 来 の殺 虫 剤 を 使 用 して ミナ ミキ

長さｒ ０ （ｒ ０ の値はそれぞれ異なる）の正方形 で被イ ロ ア ザ ミ ウ マ を載 せ た試 験 体 の イ ン ゲン の葉 をカ

覆(以下カバーと称す）し，食害部分を含む一辺の長メ ラ で 撮 像 し て 画像 デ ータ 化 し た 後 ， 葉へ の加 害量

さｒ ０ の正方形の数Nを求める。すなわち，Nはあるｒ

を 画 像 処 理 等 に より 定 量化 （ 生 物 作 用 量分 析） を行

０

っ た 。 そ し て 評 価方 法 の検 討 で は ， 現 在加 害評 価のとｒ ０ との関係は以下のようになる。Ｄはフラクタル基準となっている ５段 階の 写 真を 加害 判断基準とし，次元である。

に対する正方形の個数である。ｒ ０ を変えたとき，N５段階の濃度の薬剤をインゲン葉（直径2.6cm）に塗Ｎ

布 し ， こ れ に ア ザミ ウ マを 入 れ ２ ５ ℃ ２日 間保 温し∝

ｒ ０ -D（１）

たのち，研究者と シス テム で の加 害評 価を比較した。
Nと ｒ ０ を対数上にプロットし，そのプロットがほさ ら に フ ラ ク タ ル理 論 を応 用 し て 食 害 評価 を葉 の模様の特徴量から検討した。
２−１

ぼ直線上であれば，その勾配からDが求められる。

食害された葉量の計測方法① イ ン ゲ ン の 葉 をデ ジ タル カ メ ラ で 撮 像し ，撮 像したカ ラ ー 画像を グ レ ース ケー ルデ ー タに 変換した。

３

結果および考察

３−１

食害れた葉量の計測② そ の 画 像 デ ー タを 食 害部 分 を 抽 出 し 易く する ため

食害前のインゲン葉 を撮 像した原画像を図−１にシ ェ ー デ ィ ン グ 処理 ， メ デ ィ ア ン 処 理 ， ハイ ガ ウ示す。これに画像処理 をほ どこし食害部分を抽出しス処理をほどこし食害部分を強調した。

そのアウトラインを原 画像 に重ね合わせた画像を図③食害部分の濃淡 値を 基に 二 値化処理 を行い，Open処 理 （ 膨 張 ・ 収 縮処 理 ） に よ り 接 触 し た 食害 部 分−２に示す。図から食 害部 分が正確に識別されていることが解る。

と背景を分離した。
④ 最 後 に 食 害 部 分の 形 状的 特 徴 量 を 利 用し て食 害部分を抽出した。
２−２

食害の評価方法

実験に使用した 葉の 全体 面 積と 食害 部分を計測し，食 害 部 分 の 面 積 率を 算 出し た 。 食 害 の 評価 は， 目視
判 別 の 基 準 と し てい る ５段 階 の 写 真 の 面積 率を 測定し，これを判断基準として行った。
また，食害部分の模様（Texchre）は円形を基本とし た 複 雑 な 形 を して お りこ の 形 状 を 定 量化 する ことは 現 在 の 画 像 処 理技 術 では 不 可 能 で あ る。 そこ で複雑 な 模 様 で も そ こに 規 則性 を 見 い だ し 数値 化す るフ
ラ ク タ ル 理 論 が 有る 。 これ を 適 用 し て 画像 のフ ラク
タ ル 次 元 を 測 定 し， 模 様の 変 化 を 基 に 面積 率で の評価と同様に５段階評価を行った。
２−３

フラクタル理論

フ ラ ク タ ル と は， 海 岸線 や 岩 石 の 破 断面 ，亀 裂など の 複 雑 ， 不 規 則な 形 状で か つ 自 己 相 似性 のあ る図

図−１

食害後のインゲンの葉の原画像

表が示すとおり面積 率， フラクタル次元による評
価は研究者による評価 と同 等の信頼度を持つことが明らかになった。
アザミウマの食害評価では，画像処理による評価，フラクタル次元による 評価 と研究者による評価とでは同 等の評 価信頼 度を得ることができ た。 しかし，食害 部分と 葉の葉 脈の一部分が濃度値 が近 いため，
食害部分と葉脈が一つ のオ ブジェクトとして認識される 箇所は アッセ イシステムの自動化 を図 る場合，さらに分割処理として 分水 嶺法等によるオブジェク
トの分割や葉脈の面積 がど の葉でも近似している場
合二値画像からこの近 似値 を引いて食害面積とする
ことが考えられる。

図−２

原画像に食害部分を示した画像

４

ま

と

め

ミナミキイロアザミ ウマ のバイオアッセイ評価シ
３−２

加害量の評価ステムの開発を行った 。本 年度は画像処理とフラク

目 視 判 別 の 基 準 と し てい る ５ 段 階 の 写真 の面 積率２２タル理論を用いて葉の 食害 評価を行い研究者の評価（面 積 率％ ＝食 害面積 mm ／ 葉全 体 面積mm ）を測定と比較し，その信頼性 につ いて実験計測をした。そした結果を表−１に示す。

の結果，以下のことが明らかになった。
画像処理による葉の 食害 部分抽出では良好に抽出

表−１

目視判別の基準画像の食害面積率

Standard

−
±
＋
＋＋
＋＋＋

Density(%)
0.04
1.71
8.88
11.33
17.06

出きることが判明し， 面積 率，フラクタル理論での食害評価は，研究者の 評価 と同等であることが明らかになった。
今後，形状的特等量 を利 用した面積率と模様を特徴量を利用したフラクタル理論での評価方法の精度，
ロバスト性等を分析し ，食 害量の適切な評価方法を検討する。さらに，シ ステ ムの自動化に伴う問題や

こ の 基 準 を 基 に ， ２日 間 ２５ ℃で 保 管し た葉 の食生存個体数計測方法についても検討する予定である。

害 部 分 の 面 積 率 と フ ラ クタ ル 次 元 を 測 定し 加害量を評 価 し た 。 さ ら に 研 究 者に よ る 加 害 量 の評 価も行い両者の比較を行った。その結果を表−２に示す。

５

参考文献

1)河合章：ﾐﾅﾐｷｲﾛｱｻﾞﾐｳﾏの個体郡管理，日本応用動物昆虫学会誌，Vol.45,No.2,PP39-59(2001)

表−２

面積率，フラクタル次元と研究者による評価結果2)高安秀樹：フラクタル科学，朝倉書店(1987)
3)Mandelbrot.B.B.:The Fractal Geomentry of

判断方法

研究者

＋＋＋＋±＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋
＋＋＋＋
＋＋
＋＋＋＋＋
＋
＋＋＋
面積率
＋＋＋＋±＋＋＋＋＋＋＋＋＋＋
＋＋＋
＋＋
＋＋＋＋＋
＋＋
＋＋
ﾌ ﾗ ｸ ﾀ ﾙ理論 ＋ ＋ ＋ ＋ ± ＋ ＋ ＋ ＋ ＋ ＋ ＋ ＋ ＋ ＋
＋＋＋＋
＋＋
＋＋＋＋＋
＋
＋＋

Nature,(1983)

W.H.Freeman and Company,New York

建築材料の調湿性能の評価
古賀賢一 ＊１

The evaluation of humidity-control performance of the building materials.
Ken’ichi Koga
近年，カビ・ダニによるアレルギーや，慢性的な多湿化による住宅の短命化等が問題となっている。建築材料メ
ーカーは，調湿性能のある材料を開発・生産することでこれらの問題に対処しようとしている。しかし，その性能の評価はそれぞれが独自に行っているものであり，互いの優劣を判断することはできないため，材料開発の鈍化や市場形成の妨げになっている。本研究では材料の調湿性能について検討し，より適切で定量的な材料評価ができるようにすることを目標とした。

1 はじめに2 研究，実験方法

最近の住宅設計は省エネルギー政策の為の高断熱高材料の評価にB値法を用いたものがいくつか報告さ気密化が顕著になっている。これにより年中通して快れている 3,4）が，この方法は実際に材料が湿度を調整し適な気温を保つことは容易になったが，日本家屋で重ている現象を測定しており，より実際の状況を反映し視されていた換気の良さを犠牲にすることになり，カているといえる。本研究においてもB値法を測定の手段

ビ・ダニの発生によるアレルギー疾患を生み出すこととして用いた。その手順は以下の通りである。

になった。また屋根裏や外壁-内壁間で慢性的な多湿となり，材料が劣化し住宅寿命を縮めるという弊害もある。
このような問題が顕在化してきたため，建築材料メ① 吸放湿が殆ど無い密閉容器（今回はガラス製デシケーター
20℃

内容積 2.85ℓ を用いた）の内部と試料を，相対湿度 55%の条件で一昼夜安定させた。

ーカーは，調湿性能のある材料の開発・生産を進めて② 試料と温湿度計を入れ密閉したもの（図−1）を恒いる。材料による調湿は，古くから紙と木と土の家に温水槽に浸漬し，温度を 30→10℃に 5℃刻みで変化住んできた日本人には受け入れやすい概念であり，実させ，容器内部の温度と湿度の平衡値を測定した。

際効果があることも経験的に理解されている。
従来の調湿性能の測定では，湿度を変化させたときの試料の重量変化を測定する方法（吸放湿量測定） 1）と，実際に評価する試料を用いて建物を造り，室内の湿度の変化を実測する方法（モデルハウス試験） 2） が代表的である。しかしながら，吸放湿量測定は相対湿度で 75⇔35・90⇔50（%）等の大きな湿度変化の雰囲
気で，試料の重量を恒量にして測定するといった非常に極端な測定である。これは実際の調湿されるべき環
境とは大きく異なり，また試料による湿度の変化を測定しているわけではないので参考値にしかならない。

図−1 B 値法の測定③ 得られた相対湿度(%)の対数値 Log R.H.(%)を温度T(℃)でプロットし，次の(1)式で相関した。（図−2）モデルハウス試験は大規模かつ長期の測定が必要であり，材料開発の為の試験には不向きである。

＊１ 生物食品研究所

Log R.H.(%) = B・T(℃)＋C （1）図−3 でも調湿性能が高い○と低い△を比べること

Log R.H.(%)

2.00
容器のみ
B=-0.023
R.H.=30〜80%

1.80はできるが，その違いの程度を定量的に評価することはできない。

図−3 の傾向より Abs B と試料と容器の体積比 v/V の関係が指数関数で相関できると予想し，Abs B を対数1.60

軸でプロットした。(図−4)

試料あり
B=-0.0030
R.H.=50〜60%

その結果プロットに直線性が見られ， (2) 式の適用が可能であることがわかっ

1.40

た。

5

15

T(℃)

25

35
0.1
調湿性能低い傾きB’v=82

図−2 B 値法の測定例

湿して容器内部を調湿することにより，より絶対値の小さな値となり，この傾きの値を B 値としている。

Abs B

傾きは容器のみでは-0.023 であったが，試料が吸放0.01

なお基準とした 20℃ 55%については一般的に快適な調湿性能高い傾きB’v=320

温湿度であると考えられる値にした。また基準点が多少異なる場合でも，得られるB値には大きく影響しない

0.001
0

ことが解っている。 4)得られた B 値の絶対値 Abs B により調湿性能を定量的に評価することができるが，同じ試料を用いた場合
でもその量に応じて B 値も変化するはずであり，異なる試料を比較するには条件を揃えなくてはならない。
この問題を検討するため，試料の量を変化させて B値を測定した。

0.01
0.02
0.03
試料と容器の体積比

図−4 B 値(対数軸)と試料−容器の体積比の関係
Abs B = 0.023・exp (-Bʼv×(v/V)) （2）
なお (2)式のB’vは 図−4 の直線相関の傾きに対応する値である。また 図−4 のx軸を試料の重量と容器の体積の比w/V(Kg/m 3 )とした場合にも，同様の取り扱いができ，その傾きはB’wとした。

3 結果と考察

この B’v・B’w は B 値の試料の量に対する感度を表す

図−3 は B 値法において，試料の量を変えて測定した結果である。B 値は体積・重量といった物質量に対応して変化することが解った。なおシリコンコーキング剤で試料を被覆し，その表面積を変化させても B 値は変化せず，図−3 では同一の点にしか見えない。

ものであり，この値が大きいほど調湿性能が高いとい
え，材料の性能を定量的に評価できる。(B’v・B’w 値法と呼ぶことにする)
B’v・B’w 値法により，代表的な内装用建材ボードを評価した結果は 表−1 のようになった。

0.03

表−1 各材料の Bʼv・Bʼw 値
Bʼv

調湿性能低いAbs B

0.02

調湿性能高い

0.01

0

Bʼw

石膏系

82

0.11

ケイ酸カルシウム系 1

320

0.31

ケイ酸カルシウム系 2

290

0.32

セメント系

470

0.37

調湿性能に乏しいといわれている石膏系ボードが，

0

0.01

0.02

0.03

試料と容器の体積比
図−3 B 値と試料−容器の体積比の関係

その他のボードに比べ極端に低い B’v・B’w となっており，この手法が調湿性能の評価に有効であることを示している。

また，B’w は B’v に試料の比重を掛けた値になっているので，その順列は B’v の場合とは一致するとは限らない。
材料の用途によって B’v・B’w の使い分けをすること
で，より適切な評価が可能となる。

4 まとめ
調湿性能について定量的な測定方法を見出し，より一般性の高い性能指数の評価方法も定めることができた。この評価方法が普及すれば，建築材料メーカーの研究開発に役立ち，住環境配慮型の製品の市場形成を促すことができると期待している。
今後，この手法を用いて材料の構造・組成と調湿性能の関係について研究を進める予定である。

5 参考文献1)

建材試験センター規格(JSTM)：H6302

2)

開発工学：Vol.17, No.1 19983)

木質環境の科学：p341-346 海静社 1987

4)

Journal of the Ceramic Society of Japan:108 [2]
202-205 (2000)

木材抽出成分のアレロパシーに関する研究−木質廃材からのアレロケミカルズに関する研究−
脇坂政幸 ＊ 1

藤井義晴 ＊ 2

平野吉男 ＊ 1

小野昌志 ＊ 1

Study of the Allelopathy on Wood Extracts-Study of Allelochemicals from Waste of WoodMasayuki Wakisaka, Yoshiharu Fujii, Yoshio Hirano, Masashi Ono
福岡県大川地域は家具・建具製造企業及び製材業が集積する日本有数の家具産地である。この地域において排出される木質系端材は，年間約 27 万ｍ ３ と推定され，約 50 ％が焼却処分されている。これら材料の多くは，海外からの輸入材で，特に南洋材，アフリカ材，北米材から成る。今回は，これら木質系廃材の有効利用を図るため，除草剤或いは抑草剤としての利用を目的に，材中に存在する天然成分をメタノール及びメタノール／水混合系の両溶媒にて抽出し，抽出成分の他感作用を検討した。特に業界で流通量の多い品種の中から７種類を選抜し検討したところ，他感作用の高い樹種が確認できた。

1

はじめに

●中国材，ロシア：タモ

地域業界では製材に伴い非常に多くの端材の廃棄物アカマツが発生する。従って，木質系廃材のカスケード型有効利用の一手法として，材料中からの有効成分の利用技●国産材：スギ術を考えていく。特に植物は，忌避的作用物質を持つ

ヒノキ

クス
ケヤキ

ことが知られる一方，他の植物の成長を促す物質の存在も検証されている １）。しかし，これら作用の詳細は●北米材：スプルス

良く知られておらず，どの様な成分が単一，または複米スギ

合的に作用するのか明らかにする必要がある。また，

米マツ

ヒバ
オーク

植物からの抽出成分には生体への作用を示すことも知２）一方，家具用材を取り扱っている製材業者に関しられており（漢方薬など ），アレロパシー研究は今後調査した結果では，流通材料の一部に以下が挙げ

さらに進めて行くべき分野と考えられる。

られる。
●丸太（原木）での流通：

2

研究，実験方法

2−1

ジョ ン コン（ マレー シア ），ナラ，タ モ（ソ 連原

対象材料

2−1−1

産）

地域流通材の調査●製材品(板材)での流通：ナラ，タモ（中国，北１）現在，建具関連材料を取り扱っている製材業者に

海道産 ），ニレ（中国 ），ＫＳＫ（ｹﾝﾊﾞﾝｾﾏﾝｺｯｸ）

関して，大川地域に於いて流通している材料の一例に

ニヤトー，ラミン，ペルポック，ホワイトアッシ

は以下のものが挙げられる 。（皮付き丸太）

ュ，イエローポプラ●南洋材：ペルポック●製材品(集成)での流通：メルクスパイン

ペンシル

ラミン
アガチス

ラバー
2−1−2

試験材料

上記流通材の内，業界で流通量の多い品種の中から７種類を選抜し，材中に存在する天然成分をメタノー＊１インテリア研究所＊2 独立行政法人

ル溶媒にて抽出し，抽出成分の他感作用を確認した。

農業環境技術研究所-1-

①ケバンス

Scaphium sp.

②ラミン

Gonystylus sp.

③ペルポック

8 0倍

Lophopetalum sp.

40 0倍
200 0倍④イエローポプラ

Liriodendron tulipifera L.

Ｈ伸 長 率1 000 0倍
5 000 0倍

⑤アガチス

Agahis alba Foxw.

⑥ジョンコン

Dactylocladus stenostachys Oliv.

Ｒ伸 長 率Control①ケバ ンス

8 0倍⑦ホワイトアッシュ
2−2

Fraxinus americana L.

40 0倍
200 0倍
1 000 0倍

実験方法

5 000 0倍Control2−2−1

抽出試料の調整② ラ ミン

ミルで粉砕した対象材を 500ml 三角フラスコに約
木材抽出物水可溶成分の希釈倍

8 0倍

100g 採取し ，メタノール 100%及びメタノール／水＝ 9／ 1 の２種の抽出溶媒系を調整後フラスコに投入した 。これを２回繰り返し ，室温での静置抽出を行った 。
抽出液は濾過後に減圧濃縮し，最終的にはバイアル中
で真空脱気して乾固させた。
2−2−2

抽出物からの水可溶性分抽出と活性操作 2−2−1 により抽出した化合物から蒸留水にて更に水可溶成分を抽出し，これを濾過分離後， 80 倍

40 0倍
200 0倍
1 000 0倍
5 000 0倍Control③ ペ ル ポ ック

8 0倍
40 0倍
200 0倍
1 000 0倍
5 000 0倍Control④イエローポプラ

8 0倍
40 0倍
200 0倍
1 000 0倍

〜 50000 倍希釈の寒天倍地を調整した。この時，メタ5 000 0倍Control

ノール 100%については抽出全量から水抽出を行い，

⑤アガチス

8 0倍

メタノール／水＝ 9 ／ 1 では，抽出物量を全樹種一定

40 0倍
200 0倍量とし，水可溶分を抽出した。これにレタスを植え付

1 000 0倍
5 000 0倍Control

け，幼根と幼芽の伸長率を測定し活性作用の検証を行⑥ ジ ョン コ ン

った。結果を図−１に示す。
2−2−2

8 0倍
40 0倍
200 0倍水不溶物の活性1 000 0倍
5 000 0倍

操作 2−2−１ の残さ粉末を Dimethylsulfoxide( DMSO)

Control⑦ W ・ア ッ シ ュを用いて寒天に分散させ， 2−2−１ と同様にレタス種

0

20

40

60

80

100 120 140 160

伸 長 率 (%)

苗の育成状態により活性作用を検証した。結果を図−
２ ， 図 − ３ に 示 す 。 な お ， 寒 天 ： 0.5%， DMSO： 1%

図−１，ｻﾝﾌﾟﾙ： 500ppm， 100ppm で行った。

3

水可溶部のレタスに対する成長阻害作用

R(Radicle) =幼根， H( Hypocotyl) =下胚軸

実験結果
①ケバンス

図−１より，７樹種各々のメタノール抽出物におけ②ラミン③ペルポック

樹種名る水可溶成分について，レタスの成長を観察したところ，幼根では濃度依存性が伺え，高濃度での成長抑制

Ｈ伸長率
Ｒ伸長率

④イエローポプラ⑤アガチス⑥ジョンコンと，低濃度での成長促進パターンが見られた。これを⑦W・アッシュDMSO in Cont.

樹種個別に評価した場合， MeOH100%抽出系ではモク

0

20

40

60

セイ科のホワイトアッシュにおける幼根( R)の成長抑

80 100 120
伸長率（％）

140

160

180

7樹種からのMeOH:H2O=9：1抽出物における水不溶物(100ppm)のDMSO分散系培地によるﾚﾀｽ伸長率

制効果が約 75%（＝伸長率 25%）と他の樹種に比較し相対的に高く示された。
また，図−２及び図−３から，水不溶成分の寒天分

図−２散系におけるレタスの生長阻害活性では，ゴニスチル

水不溶部(100ppm)のレタス成長に
対する影響

-2-

①ケバンス②ラミン

樹種名③ペルポック

Ｈ伸長率④イエローポプラ

Ｒ伸長率

⑤アガチス
⑥ジョンコン⑦W・アッシュDMSO in Cont.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

伸長率（％）
7樹種からのMeOH:H2O=9：1抽出物における水不溶物(500ppm)のDMSO分散系培地によるﾚﾀｽ伸長率

図 -３

水不溶部(500ppm)のレタス成長に対する影響

科のラミンにおいて，最も抑制効果が高く，さらに分散濃度による差から，濃度依存性が認められた。
一方，メタノール：水＝９：１の溶媒抽出系における，水可溶成分の同条件での活性パターンは全樹種とも阻害活性は殆ど無いが，水不溶成分系は図−２，図−３と同様の傾向を示し，レタス成長に対するラミン
材の阻害作用が伺えた。

4

まとめ
以上より，今回の樹種の系では，総合的に水可溶成

分系での成長阻害物質は期待できないが，水不溶分系
における成長阻害物質含有樹種としてラミン材がうかがえる。ラミン材は人体の呼吸器系へのアレルギー誘
発 ２） かがえる事を併せ，他感作用性が考えられる。

5

参考文献

1) 藤井義晴：アレロパシー，農文協（ 2000）
2) A.D.Howie： Thorax， vol.31 ， p585（ 1976 ）-3-ＡＩアプローチによる３次元設計と加工工程自動化に関する研究 (2)−ロボットサンダーを用いた高付加価値家具の商品開発−
永田寅臣 *1

藤本佳宏 *1

津田邦博 *2

Automation of 3D Design and Manufacturing Process Using AI Techniques- Development of High Value Added Furniture Using Intelligent Sander Robots Fusaomi Nagata, Yoshihiro Fujimoto and Kunihiro Tsuda
平成 9 年度〜 11 年度の新技術研究開発特別事業 （テーマ名 ： ロボットの力制御による木質材料の研磨工程自動化に関する研究） と， 平成 12 年度〜 13 年度の戦略プロジェクト研究開発事業 （テーマ名 ： AI アプローチによる 3 次元設計と加工工程の自動化に関する研究） の成果により、 教示レスで利用できるロボットサンダー 「インテリジェント ・ サンダーロボッ
ト」 を開発した。 これにより， 従来の自動研磨装置では対応できなかった自由曲面を有する木質ワークの自動研磨が可能になり， インテリア商品に採り入れることができる形状デザインの自由度が大きく広がった。 本稿では， 従来技術では製作が困難であった自由曲面を積極的に採り入れた木製ベンチと木製テーブルの商品開発支援に取り組んだので報告する。

はじめにの戦略プロジェクト研究開発事業 （テーマ名 ： AI アプ

木製家具の製造工程における研磨作業は， ワイド

ローチによる 3 次元設計と加工工程の自動化に関する

ベルトサンダーによる平面の木地研磨と， プロフィール

研究） の成果により、 教示レスで利用できるロボットサ

サンダーや NC 制御式ベルトサンダーによる単純曲面

ンダー 「インテリジェント ・ サンダーロボ」 を開発した 1の木地研磨などで機械化されているが， 自由曲面の〜 9）

研磨や膜厚の薄い塗装面の研磨にはほとんど対応でかった自由曲面を有する木質ワークの自動研磨が可能

きておらず， 熟練者による手作業で行われているのがになり， インテリア商品に採り入れることができる形状デ現状である。 特に， 塗装工程においては， 仕上げ品

ザインの自由度が大きく広がった。 本稿では従来技術

質を高めるために塗装 → 乾燥 → 研磨といった作業

では製作が困難であった自由曲面を積極的に採り入れが数回繰り返される中でその都度， 数百μ m 程度のた木製ベンチと木製テーブルの商品開発支援を行った

塗膜から数十μ m 程度の研磨加工 ( 取り代調整 ) がので報告する 10）。

1

。 これにより， 従来の自動研磨装置では対応できな必要とされる。 ところが， 作業中には木質ワーク特有の収縮， 反り， ねじれに起因する数 mm 程度にも及ぶ

2

インテリジェントサンダー・ロボ

寸法変化が生じるだけでなく， ワーク移動に伴う固定

図 -1 には， インテリジェントサンダー ・ ロボの全体

位置の誤差が発生するため， 繊細な取り代調整を行う

図を示す。 本システムでは， アタッチメントを介してアーことが難しく，特に自動化が困難だとされていた。 今後，

ム先端に様々な研磨工具を搭載できる設計としている。

形状デザインに付加価値を求めた商品開発により市場

特に， これまで実際の研磨作業の現場で実績のあるでの競争力を高めていくには， 自由曲面を有するワー

ダブルアクション (DA) サンダー， オービタルサンダー，

クに適応できる研磨システムの先導的な開発支援が不ストレートサンダーなどの安価な工具を直接使用できる

可欠と思われる。

ように工夫した。 図 -2 に示す DA サンダーは円形の平成 9 年度〜 11 年度の新技術研究開発特別事業

弾性パッド部が偏心運動と回転運動を同時に行うため，（テーマ名 ： ロボットの力制御による木質材料の研磨工

研削量が多いだけでなく非常に高品質な表面性状を得

程自動化に関する研究） と， 平成 12 年度〜 13 年度

ることができる。 一般的にエアー駆動の研磨工具は高周波の振動を発生するため， 力覚センサからの生デー*1*2

インテリア研究所
株式会社エーエスエー・システムズ

タには多くのノイズが含まれている。 そこで， 30 Hz 程
度のカットオフ周波数でフィルタ処理した信号を力覚

3D Robot sander

Open PC controller

User interface

図 -1 インテリジェントサンダー ・ ロボ (FS20) のシステム構成図
表 -1 CAM のメインプロセサの設定例
Model size

Air power hose

Force sensor

Air blower
Vacuum cleaner

Double action sander

図 -2 磨き仕上げに使用したダブルアクションサンダー		340 x 430 x 30 [mm]Tool diameter 		

15 [mm]Tool corner radius

7.5 [mm]Tool axis		

Normal to part

Tolerance		

Intol/Outtol = 0.01/0.01

Cut method		Zigzag surface

Pick feed		

3 [mm]

Feed rate		

3000 [mm/min.]Spindle rotation		

13000 [rpm]

家具が優位性を確保しながら差別化を図っていくためには， 付加価値の高い商品の先行的開発支援が不可欠である。 ここでいう高付加価値商品とは， 低価格

フィードバックに用いた。 また， 研磨中に発生する木粉競争に左右されず生産者側が十分に利益を確保でき

塵や塗装粉塵をエアブロワで吹き飛ばしながら運転する商品であり， ある程度の出費を伴っても消費者に欲ることで， 研磨紙の目詰まりを大幅に軽減することがでしいと思う気持ちを抱かせることができるものでなけれきた。

ばならない。 本節では， このような具体的な企業効果

ユーザは， 研磨するワークに応じたカッターロケーショをイメージしながら， 開発したインテリジェント・サンダー

ンデータを選択し， 接触力や送り速度などの研磨条件

ロボを用いて高付加価値商品の開発支援を行ったのを与えるだけで， ロボットサンダーを操作することができで紹介する。

る。 従来の木工用の自動研磨装置では対応できなかっ3-1

自由曲面の生成と NC 加工

た 3 次元自由曲面をフレキシブルに研磨できること，

まず， 自由曲面については， JW_CAD(2 次元 CAD)

数百μ m 程度の塗装面の仕上げ研磨が可能なことをの円弧曲線で作成した自由曲線を DXF 形式に変換し，大きな特徴とする。

Unigraphics(3 次元 CAD/CAM) に転送後， パートファ
イルに変換した。 その後， Unigraphics の面貼り機能に3曲面を多用した家具の商品開発事例

より自由曲面を作成し， CAM 機能により渦巻きパスや

最近， 中国をはじめとしてアジア地域からの安価なジグザグパスからなる NC データを作成し， NC 工作機

輸入家具が増加傾向にある。 国内メーカーが人件械を用いて 3 次元加工を行った。 表 -1 には， CAM の費の安いアジア地域での生産にシフトしていること，

メインプロセッサの設定例を示す。

CAD/CAM システムや NC 工作機械などの生産シス

3-2

自由曲面を採り入れた椅子の座面と背板テムが利用され始めたことなどの理由により， 安価で

図 -3 に示すポプラ材を用いた椅子の座面は， 図 -4

高品質な量産型家具の生産が可能になっている。 今のように異なる曲線間に滑らかな面を構成したモデルか

後， 海外からの輸入家具に対して国内で生産されるら作成した CL データを基に NC データを作成し， NC

工作機械で加工した。 このような自由曲面を有するワー
クは， 従来の自動研磨装置では適用することが困難な代表的形状である。 また， 機構上の動作範囲の制限
や動作自由度の低さにより，図 -3 のような幅の広いワークに対しては， 一括で研磨することが困難となっていた。 ロボットアーム先端に装着した研磨工具は， パッド
部直径 100 mm ， パッド厚 10 mm， 偏心径 5 mm， 重
量 900 g のエアー駆動式 DA サンダーである。 DA サ
ンダーは， ワーク表面の法線方向から接触させながら図 -3 塗装面の研磨を行った椅子の座面

倣わせることで良好な仕上げ面を得ることができる。
さて， NC 加工後のワークには 1 mm 以上の高さのナ
イフマークが工具の送り幅 (5 mm) ごとに発生しているた

Size: 340 x 430 x 30 [mm]Curve 4

Curve 1

め， 最初に砥粒度 #80 の研磨紙で木地研削を行いナイフマークを除去した後に， #220， #400 の順番で木地研磨を行った。 その後， サンディングシーラー （透明塗料） を塗装し乾燥させた後に， #220， #400， #600

Curve 2Curve 3の順番で塗装面の研磨を行った。 表 -2 には， その他

図 -4 図 -3 のワークで使用した自由曲面貼付した研磨紙の直径 (65 mm) は， NC 加工で使用し表 -2 研磨条件の設定例
Workpiece		Size (mm)		
Desired contact force (kgf)Profiling velocity (mm/s)
Pick feed (mm)		
Air pressure (kgf/cm2)
Paper's diameter (mm)Paper's roughness (#)の研磨条件を示す。 なお， DA サンダーのパッド部に

Poplar340 × 430 × 30
2.0 Æ 2.0 Æ 1.5 Æ 1.0
30 Æ 30 Æ 35 Æ 40
20
6.0 Æ 5.5 Æ 5.0 Æ 4.0
65
80 Æ 220 Æ 400 Æ 600

たフラットエンドミルの直径 (15 mm) に比べて非常に大きいため， メインプロセサで送り幅を 20 mm にセットし直して CL データを作成し， それを研磨ロボットの倣い
制御器の目標軌道に用いた。 また，この CL データは，
ワーク表面にサンダーマークが発生しないように， 木目
方向に沿ってサンダーを移動させるためのジグザグパ

表 -3 ロボットサンダーの制御条件の設定例
Desired mass coefficient (kgf ・ s2/mm)
		
0.01
		
Md1, Md2, Md3
Desired damping coefficient (kgf ・ s/mm)20		
Bd1, Bd2, Bd3
Force feedback gain Kf1, Kf2, Kf3
1
Transformation gain 				
0.08for translational velocity Kv1, Kv2, Kv3
for rotational velocity Kv4, Kv5, Kv6
0.035
Integral control gain
0.0005
Ki1, Ki2, Ki3
Feedforward gain
0.5
Kr1, Kr2, Kr3		
Sampling width Δt (ms)		
10

スで構成するとともに， 周囲の過研磨 ( 面だれ ) を防ぐためにワークの輪郭より 15 mm 程度内側へオフセットしたサイズで作成した。 表 -3 には， ロボットサンダーに設定した制御パラメータを示す。 図 -5 には， 塗装面の研磨時に DA サンダーとワーク間に発生した接触力の変化を示す。 使用した径路がジグザグパスであったため， DA サンダーの進行方向が変化した場合にいく
つかのスパイクが発生しているものの， 目標値まわりでの良好な応答が確認された。

Magnitude of contact force [kgf]2.0

つぎに， 目視および手の平による触覚検査により，Reference
Response

木地研磨後および塗装面研磨後のワーク表面を評価したところ， 研磨斑， 面だれなどが発生することなく非常

1.0に綺麗な表面性状が確認された。 東京精密社製の粗さ測定器 (Surfcom 1400A-3DF) で算術平均粗さ (Ra)と最大高さ (Ry) を測定した結果， 木地研磨後では 1μ

0

0

20

40

60

80

100

120

Time [s]図 -5 研磨中の DA サンダーの押下力の変化

m (Ra)，3 μ m (Ry)，塗装面の研磨後では 0.2μm (Ra)，1 μ m (Ry) 程度の値であった。

Size:1210 x 450 x 65 [mm]Curve 4

Curve 3

Curve 2Curve 1

図 -6 曲率の大きな自由曲面を用いた木製ベンチ

図 -8 DA サンダーによる研磨風景

図 -7 NC 加工後のナイフマーク
表 -4 研磨条件の設定例
Workpiece			

MahoganySize (mm)			

1210 x 450 x 65

Desired contact force (kgf)

2.0 → 2.0 → 1.5

Profiling velocity (mm/s)		

30 → 35 → 40

た。 図 -6 には， 3 次元加工で使用した NC データの20

軌跡を示す。 材料には硬い材質のマホガニーを使用しPick feed (mm)			
2

Air pressure of tool (kgf/cm )6.0 → 5.5 → 5.0

Paper's diameter (mm)		

65

Paper's roughness (#)		

60 → 120 → 220

図 -9 商品化された木製ベンチ

た。 図 -7 には， NC 加工後のワーク表面を示しているが， ナイフマークが NC 工具の送り毎に残っているのを確認できる。 ロボットサンダーによる 3 次元研磨加工で

表 -5 ロボットサンダーの制御条件の設定例
Desired mass coefficient (kgf･s2/mm)
			は， このナイフマークを除去し， 下地塗装を施すため

		

Md1, Md2, Md3		

0.01の木地を生成する。 表 -4 と表 -5 にはそれぞれ，ロボッ
トサンダーの研磨条件と制御条件を示す。 図 -8 にはDesired damping coefficient (kgf･s/mm)
			

Bd1, Bd2, Bd3		

20

Force feedback gain

Kf1, Kf2, Kf3

1

Transformation gain 				研磨風景を示しているが， 従来の研磨装置では全く対応することができなかった曲率の大きな自由曲面もフレ

for translational velocity Kv1, Kv2, Kv3 		

0.08

キシブルに研磨できることを確認した。 図 -9 には， 商Kv4, Kv5, Kv6		

0.035

Integral control gain

Ki1, Ki2, Ki3		

0.0005品化された木製ベンチを示す。 特に， 座面形状とともFeedforward gain

Kr1, Kr2, Kr3

		

0.5

		

10

for rotational velocity

Sampling width Δt (ms)		

に脚の設計は重要であり， 座面の高さが座り心地， 使
いやすさに大きな影響を及ぼすため 11）， 評価値 12） を参照しながら脚部のサイズを決定した。 このように， 自3-3

自由曲面を積極的に用いた木製ベンチ

由曲面を積極的に採り入れるとともに， ユーザの動作

前節のワークで使用した自由曲面は， 曲率の小さい特性を考慮した座面高さとなるように脚部を設計するこ

自由曲線から構成しているため， NC 加工と 3 次元研とで、 価格競争に左右されない高付加価値なインテリ

磨を比較的スムーズに実行できた。 本節では， アトラ

ア商品を製造することが可能になる。

クティブなベンチの座面をイメージしながら， より大きな

3-4

曲率を持った自由曲線を用いて 3 次元曲面を作成し自由曲面を採り入れた木製テーブル

つぎに， 自由曲面を採り入れた和風テーブルの開象とした。 まず， 幾つかの小型の集成材ワークを用い
Size:1500 x 800 x 70 [mm]Curve 2て曲率の異なる曲面をそれぞれ加工し， 曲面の美しさを醸し出しつつ， かつ食器やグラスなどを安定に配置

Curve 3できる曲面形状について検討した。 図 -10 には， その曲面を用いて作成した CAD モデルを示す。 材料
Curve 4には， ベンチと同様に高級硬木であるマホガニーを用

Curve 1いた。 ワークのサイズは，1500 × 800 × 70 mm である。
図 -11 と図 -12 にはそれぞれ， オービタルサンダー

図 -10 自由曲面を取り入れた和風テーブルのモデルを用いたテーブルの研磨風景と研磨中におけるオー
ビタルサンダーの押下力の変化を示す。 従来の研磨装置ではこのような曲面を持った大型のワークには対応できなかったが， ロボットサンダーの動作範囲の大きさと曲面への適応性の高さにより， 一括研磨が可能になった。 図 -13 には， 商品化した和風テーブルの外観を示す。
3-3

より曲率の大きな自由曲面の研磨仕上げ

最後に， 図 -6 のモデルより， より曲率の大きな自由
オービタルサンダー使用例
材種：マホガニー曲面を持った木製ベンチ用のワークをナラ材を用いて製作した。 採用した自由曲面は， 曲率半径 362 mm 程度の円弧をベースに生成し， 大人の臀部がしっかりと2.0

収まるように 65 mm の高低差を持たせた。 図 -14 には，Contact force in normal direction [kgf]

図 -11 オービタルサンダーを用いた木地の研磨風景

Reference
Response

その CAD モデルを示す。 ロボットサンダーによる研磨は， オービタルサンダーに砥粒度 #80 → #150 → #220の研磨紙を装着して行った。 図 -15 と図 -16 にはそれ1.0
Size:1210 x 450 x 85 [mm]Curve 4

Curve 3

0

0

20

40

60

80

100

120

140

160

Time [s]Curve 2

図 -12 研磨中のオービタルサンダーの押下力の変化
Curve 1

図 -14 より大きな曲率の自由曲面を持つ CAD モデル

オービタルサンダー

図 -13 開発したアトラクティヴな和風テーブル

発を行った。 テーブルの天板に曲面を用いることは一
般的でないが， 「量産品ではないユニークでオリジナ
ルなテーブルが欲しい」 といった要望を持つ顧客を対材種：ナラ

図 -15 曲率の大きな自由曲面を持ったワークの研磨p. 364, (2001)4) 永田， 渡辺， 津田， ほか 6 名 ： オープンアーキテク
チャ型の産業用ロボットをベースとした研磨ロボットの開発−オープン PC コントローラを用いた産業用ロ
ボットの倣い制御系の開発−， 日本機械学会ロボティ
クス ・ メカトロニクス講演会 (ROBOMEC'01) 講演論
文集 , 1P1-G3(1-2), サンメッセ香川 , (2001)
5) F. Nagata, K. Watanabe, et al.: Furniture Polishing Robot
図 -16 商品化されたアトラクティブな高級ベンチ

Using a Trajectory Generator Based on Cutter Location
Data, 2001 IEEE International Conference on Robotics &ぞれ， ロボットサンダーの特徴を活かした研磨風景と商Automation (ICRA2001), pp. 319-324, Convention &品化された木製ベンチを示す。

Exhibition Center(COEX), Seoul, Korea, May (2001)
6) F. Nagata, K. Watanabe, et al.: Joystick Teaching System

4

おわりに

for Polishing Robots Using Fuzzy Compliance Control,

本研究では， 多軸制御用 CL データに基づく倣い制

Procs. of 2001 IEEE International Symposium on

御器を用いた研磨ロボット 「インテリジェントサンダー ・Computational Intelligence in Robotics and Automation,

ロボ」 を開発した。 従来の研磨装置では対応できな

pp. 362-367, Banff Centre for Conferences, Banff, Alberta,

かった自由曲面を積極的に採り入れたインテリア商品

Canada , July (2001)（5 カテゴリ 13 体） の研磨作業に適用し， その有用性

7) 永田， 津田， 川口， 原， 他 2 名 ： 曲面を有する家具部を確認した。 本システムの利用により， アトラクティブな材の自動研磨ロボットの開発， 木工機械グラフ (THE自由曲面を持った高付加価値型のインテリア商品の開W O O D W O R K I N G M A C H I N E R Y G R A P H I C )，発が可能になり， 量産型の輸入家具との差別化， 優Vol. 33, No. 5, p. 20-25 (2001)

位性確保が図られるものと思われる。

8) F. Nagata, K. Watanabe, et al.: Polishing Robot Using a

今後は， サンダーロボットの商品化のための支援研

Joystick Controlled Teaching system, Journal of Robotics

究と並行し， ニューラルネットワークなどのインテリジェ

and Mechatronics - Special Issue on Recent Advances in

ント制御法やハイパー CL データへの拡張による学習

Robot Control -, Vol. 13, No. 5, pp. 517-525, (2002)型制御 3) の実現を目指す。 さらに， 弾性研磨工具と

9) F. Nagata and K. Watanabe: Human Friendly Mechatronics

学習型モーション ・ 力制御の融合により， 微小曲面を- Selected Papers of the International Conference on

有する容器の金型の磨き工程など， 他の製造ラインへ

Machine Automation ICMA2000 -, pp. 327-332, Elsevier,の応用研究にも積極的に取り組んで行きたい。

(2001)
10)

5

参考文献

1) 永田， 藤本， 津田， 他 2 名 ： 多軸制御用 CL データに基づく倣い制御器を用いた塗装面のロボットサン

津田， 川口， 永田ら ： 自由曲面の自動磨きを可能にした イ ン テ リ ジ ェ ン ト サ ン ダ ー ・ ロ ボ， 機 械 設 計，
Vol. 33, No. 5, p. 20-25， 日刊工業新聞社 (2002)11)

本 明子 ： 立ち上がり時における高齢者の動作特性，

ダー， SICE システムインテグレーション部門学術

日 本 デ ザ イ ン 学 会 デ ザ イ ン 学 研 究， pp. 260-261,

講演会 (SI 2001) 講演論文集 , p. 479-480, (2001)(2000)

2) 永田， 藤本， 松山， 他 7 名 ： ロボットサンダーの開12)

本， 友延 ： 高齢者の日常生活における生理負担量の計

発， 日本木材加工技術協会第 19 回年次大会講演要

測とその応用 - 高齢者に適した作業高さに関する検旨集 , p. 62-63, (2001)

討 -, 平成 12 年度福岡県工業技術センター研究報告，

3) 永田， 藤本， 渡辺 ： 多軸制御用 CL データに基づく
倣 い 制 御 器 を 用 い た 研 磨 ロ ボ ッ ト の 評 価 実 験，2001 年精密工学会秋季大会学術講演会講演論文集 ,p. 31-36, (2000)

ＡＩアプローチによる３次元設計と加工工程自動化に関する研究 (3)−自由曲面の塗装面研磨へのロボットサンダーの適用−
永田寅臣*1

藤本佳宏*1

津田邦博*2

Automation of 3D Design and Manufacturing Process Using AI Techniques- Application for Painted Curved Surface Using an Intelligent Sander Robot Fusaomi Nagata, Yoshihiro Fujimoto and Kunihiro Tsuda

平成 9 年度〜11 年度の新技術研究開発特別事業（テーマ名：ロボットの力制御による木質材料の研磨工程自動化に関する研究）と，平成 12 年度〜 13 年度の戦略プロジェクト研究開発事業（テーマ名：AI アプローチによる3 次元設計と加工工程の自動化に関する研究）の成果により，教示レスで利用できるロボットサンダー「インテリジェントサンダー・ロボ」を開発した。木質材料の塗装工程は，最も簡易な場合でも下塗り → 研磨 → 中塗り →研磨 → 仕上げ塗り → 拭上げと進められ，所望の仕上げ品質が高くなるにつれて工程数も増やさなければならない。本稿では，従来の研磨工具では適応困難な自由曲面を有するワークの塗装面の研磨実験を行い，その性能について評価したので報告する。
部分に凹凸が発生しやすい

はじめに

1

「研磨」という言葉は日常的に馴染みの深いものであるが，同じ砥粒加工の一翼である「研削」との区分が明確でなく，工学的な観点からもその定義が曖昧となっている１）。切削されたワークの形状・寸法精度の平面創出を第一とする切削や研削などとは異なり，ワークの表面に望ましい表面特性・性状を創出することが研磨であると定義されている １）。
さて，現在，家具の製造現場で使用されている研磨
装 置 は， ワ イド ベ ルト サン ダ ー， プ ロフ ィー ル サン
ダー，NC 制御式ベルトサンダーなどの少品種大量生
産体制を支えてきた自動化機械が主流であり，研削装
図 - 1 に示すような平面や置としての色合いが濃く，図単純曲面の木地研磨にしか対応できていない。また，単調な曲面であっても図中↓部分に凹凸が発生しやすいなどの問題点がある。今後，形状的なデザインや高断面が同じ単純曲面

品位な美感に付加価値を求めた商品開発により，海外からの量産型の輸入家具に対する差別化と優位性の確

図-1 従来の自動研磨装置が対応できる形状（木地研磨）

図 - 2 のような自由曲面研保を図っていくためには，図磨への対応と，その塗装面研磨への対応が不可欠である。本稿では，開発したロボットサンダーを自由曲面
上の塗装膜の研磨に適用し ２〜５），その有効性について検証したので報告する。

*1*2

インテリア研究所
株式会社エーエスエー・システムズ

図 -2 従来の自動研磨装置では対応できない自由曲面の例

Size: 940 x 450 x 50 [mm]

塗装膜(数百μm)

Curve 4

木質ワーク
Curve 3

図 -3 曲面ワークの塗装面研磨における取り代

Curve 2Curve 1Radius of curvature : 200mm (min.)

図 -5 曲率の大きな自由曲面を用いた木製ベンチのワーク

Size: 940 x 450 x 50 [mm]Curve 4
Curve 3

図 -4 木質材料に特有の反り，収縮，ねじれ2

塗装面研磨の難しさ
塗装工程においては，仕上げ品質を高めるために塗装 → 乾燥 → 研磨といった作業が数回繰り返される中Curve 2Curve 1Radius of curvature : 440mm (min.)

図 -6 曲率の大きな自由曲面を用いた木製ベンチのワーク

図 - 3 のように数百μm 程度の塗膜に対でその都度，図して数十μm 程度の研磨加工 (取り代調整)が必要とされる。木工塗装の特異性として，塗装よりもむしろ研磨に作業者と時間の多くが費やされていることが挙げられる ６）。作業中には 図 - 4 のような木質ワーク特有の収縮，反り，ねじれに起因する数 mm 程度にも及ぶ寸法変化が生じるだけでなく，ワーク移動に伴う固定位置の誤差が発生するため，繊細な取り代調整を行う
ことが難しく，特に自動化が困難だとされていた。現状では，このような塗装面の研磨作業は，熟練者が直ダブルアクションサンダー

接ポータブルタイプのサンダーを持って研磨する方法
で進められているが，振動を発生する１kg 程度の工具を長時間にわたり手に持って作業することは相当な重労働である。この場合，膜厚の薄い塗膜を破らないよ
うに細かい砥粒の研磨紙を用い，軽い圧力で研磨する

図 -7 ロボットサンダーによる木地研磨風景のがキーポイントとなっている。
ロボットサンダーが持つ「押下力の繊細な制御機を持ったモデルを作成した。使用した自由曲面の曲率能」と「滑らかな自由曲面の追従機能」を発揮すれ半径の最小値はそれぞれ，200 mm と 440 mmであば，このような従来の研磨装置では満足に対応できなる。このモデルをNC工作機械で3次元加工した後，ロかった塗装面の研磨作業の自動化が可能になるものと

ボットサンダーで研磨紙の砥粒度を#60 → #150 →大いに期待される。

#220 と細かくしながら塗装前の木地研磨を行った。研
磨工具には，重量900 g のダブルアクションサンダー

サンディング塗装を用いた。なお，材料には，柾目・板目，早材・晩材

まず，2 次元CA D（J W_CA D）と3 次元CA D

図-7 とが複雑に混在したパインの修正材を使用した。図

（Unigraphics）を用いて 図 - 5 , 6 のような自由曲面

図 - 8 にそれぞれ，ロボットサンダーによる木地研磨風3オービタルサンダー

図 -1 1図 -8

下地塗装面の研磨風景

木地研磨後のパイン集成材

Force sensor

Attachment

DA Sander

24｡

図 -9

ウレタンサンディングの塗装風景

図 -1 2

力覚センサ値の重力補償

B 液，ウレタンシンナーをそれぞれ，1 : 2 : 2 の比で
図 - 9 と 図 - 1 0 にそれぞれ，混合したものを用いた。図
エアーガンを使用した手塗りの様子と塗装後のワーク
表面の状態を示す。

4

塗装面の研磨塗装後 24 時間自然乾燥させた後，ロボットサンダーを用いて塗面研磨を行った。アーム先端には，パッド
断面積 120×80 mm，パッド厚 20 mm，重量 900 gのオービタルサンダーを装着した。主な研磨条件は，
図 -1 0

ウレタンサンディング塗装後のワーク

研磨紙の粒度：#320，研磨紙のサイズ：直径 65 mmの円形，サンダー押下力：6 0 0 g f ，サンダーエアー

景と木地研磨後のワーク表面を示す。つぎに，数日間

圧：4 kgf/cm 2，サンダー接線方向速度：40 mm/s，

自然乾燥させた後，シンナーでワーク表面の油分や汚図-11 に工具ピックフィード：20 mmなどである。図れを拭き上げ，ウレタンサンディングによる下塗り塗は，ロボットサンダーによる下塗り塗装面の研磨風景装を行った。塗料は，ユニオンペイント株式会社のを示す。使用した オービタルサンダーは集塵機能をリード V サンディング A 液，リード V サンディング

持っていたが，さらにサンダーの接触点付近にエアーブロワを当てることで，研磨紙の目詰まりとパッドの

この場合，ロボットは サンダーを押さえ付けているの

冷却機能を大幅に改善することができた。

ではなく，若干持ち上げるようなイメージで作業して前述の研磨条件より，膜厚の薄い塗装面を仕上げる

いるのである。さて，今回の研磨実験で用いたようなためには，オービタルサンダーの自重より小さい 600

曲率の大きな曲面を持ったワークに対して，サンダー

gf の押下力で研磨していることが分かる。すなわち，を法線方向から 1 kgf 弱程度の接触力で倣わせる場
合，サンダーの自重の影響を無視できなくなる。通図 - 1 2 に示す重力方向
常，力覚センサの零点補正は，図Magnitude of contact force [kgf]1.5に対する サンダーの傾斜角度

が零の姿勢で行う。

また，力覚フィードバック制御は，力覚センサ座標系
1.0における観測量のうち，Z 軸方向(サンダーを押下する方向) の値のみを用いて行っている。ところが，サンダーがワークと非接触状
0.5

0
0

100

200

300
Time [s]400500態であっても，姿勢変化によりが零でなくなると，力制御を行う方向の力覚センサ値

はプラスの値を示

すようになる。このため，離散時刻における力覚セ

ンサ値のベクトルを次式により補正したをフィードバック信号に用いた７〜９） 。

図 - 1 3 研磨中の押下力の変化

X-directional component of normalized orientational vector

(1)

0.2

ここで，

はアタッチメントを含む オービタルサン

ダーの自重，

0.1

は重力加速度ベクトルである。なお，

姿勢変化速度は比較的小さいため，今回の実験では遠0

図心・コリオリ力の影響については無視している。図1 3 には，下地塗装面の研磨中におけるサンダーの押下-0.1

図 - 1 4 , 1 5 にはそれぞれ，正規化さ力の変化を示す。図-0.2

れた工具姿勢ベクトルの X 方向成分と Y 方向成分を
示す。
0

100

200

300
Time [s]400500

図 - 1 4 正規化された姿勢ベクトルのX方向成分

研磨品質を劣化させないために不可欠な処理として，研磨工具がワーク表面に最初に接触し，倣い動作

Y-directional component of normalized orientational vector

図-4を開始する際の処理がある。従来システムでは，図に示した木材の性質や繊細な圧力制御機能を持たない
図 - 1 の↓部分に研磨斑，凹凸，過などの理由により，図0.2

研磨，未研磨が発生する。特に，塗膜厚が 500μm 程
0.1

度しかない塗装面に対しては，簡単に塗膜を破ってしまうため，適用が困難となっている。提案するロボッ

0

トサンダーは繊細な力制御機能を有しているため，-0.1

アーム先端に装着したオービタルサンダーの押下力が目標の値の 30 % 程度に達した時点で直ちに倣い動作-0.2を開始させることで，この問題点を解決している。
0

100

200

300
Time [s]400500

図 - 1 5 正規化された姿勢ベクトルのY方向成分

5

おわりに

本研究では，多軸制御用 CL データに基づく倣い制

演論文集, 多軸制御用CLデータに基づく倣い制御器を御器を用いた研磨ロボット「インテリジェントサン

用いた研磨ロボットの評価実験，p. 364, (2001)

ダー・ロボ」を，自由曲面の塗装面の研磨に適用し

5) 永 田 ， 津 田 ， 川 口 ， 他 3 名 ： 木 工 機 械 グ ラ フ

た。その結果，従来の研磨装置では対応できなかった(WOODWORKING MACHINERY GRAPHIC), 曲面

自由曲面に対しても，膜厚の薄い塗装面を破ることなを有する家具部材の自動研磨ロボットの開発，

く繊細に研磨できることを確認した。本システムの利Vol. 33, No. 5, p. 20-25 , 日本建材新聞社(2001)

用により，アトラクティブな自由曲面を持った高付加

6) 三原一幸，新・木工塗装ハンドブック-第１章-

価値型のインテリア商品の開発が可能になり，量産型

木工用塗料の種類，株式会社フォレスト, (1989)の輸入家具との差別化，優位性確保が図られるものと

7) 津田，川口，永田，藤本：自由曲面の自動磨きを可能にしたインテリジェントサンダー・ロボ，日刊工思われる。
今後は，インテリジェントサンダー・ロボの商品化のための支援研究と並行し，ニューラルネットワークなどのインテリジェント制御法やハイパー CLデータへの拡張による学習型制御 10,11)

業新聞社「機械設計」, Vol. 46, No. 6, p. 81-85,(2002)
8) 永田，藤本：会議所ニュースOKAWA，画期的な家の実現を目指す。さら

具研磨ロボット開発 インテリジェントサンダー・に，木質材料だけでなく他の製造ラインへの応用研究

ロボ，平成14年3月号(No. 566), p. 4-5, 大川商工にも取り組んで行きたい。

会議所(2002)
9) 永田，藤本，津田，他2名：日本機械学会ロボティ

6

参考文献
1) 実務のための新しい研磨技術，研磨布紙加工技術研究会編，オーム社，(1992)

クス・メカトロニクス講演会，自由曲面の３次元加工／研磨システム，(2002)
10) F. Nagata, K. Watanabe, et al.: 3D Machining and2) 永田，藤本，津田，他2名：多軸制御用CLデータにFinishing System for New Designed Furniture, 2002

基づく倣い制御器を用いた塗装面のロボットサン

Japan-USA Symposium on Flexible Automation,

ダー，SICEシステムインテグレーション部門学術International Conference Center Hiroshima, July 15-17,

講演会(SI 2001)講演論文集, p. 479-480, (2001)

2002, (accepted)3) 永田，藤本，他8名：日本木材加工技術協会第19回

11) F. Nagata, K. Tsuda, et al.: High Precision Finishing

年次大会講演要旨集，ロボットサンダーの開発，

System Using Hyper Cutter Location Data, 6th

p. 62-63, (2001)

International Conference on Mechatronics Technology,4) 永田，藤本，渡辺：2001年度精密工学会秋季大会講Kitakyushu, (2002), (to be submitted)

木質材料の研磨工程自動化に関する研究（４）−木質材料用研磨装置の開発−
春山繁之*1

村瀬安英*2The Advance of the Sanding Technology for the Wood and Wood-Based Materials Ⅳ．
−Development of the Sanding Device for the Wood and Wood-Based Materials. −Shigeyuki HARUYAMA＊1， Yasuhide MURASE＊2
本研究では，家具部材の任意形状曲面を自動研磨することができる木質材料用研磨装置の研究成果をもとに，実用化を目指した研磨装置として試作開発を行った結果について報告を行う。開発内容としては，これまでの研究で試作開発した研磨装置の制御部分と研磨装置本体機構（形状生成部）をベースに，より安価で使いやすい装置とするための検討を行った。

2 方法

1 はじめに木材及び木質材料の広く大きな曲面形状を高効率・高精度で研磨することを目的とし試作開発したフレキ
シブル研磨装置1）〜3)(図-1)において，これまでの試作開発により汎用化を図るための制御装置の開発や研磨装置本体の性能評価実験

4）などによりその有効性が確

2-1 汎用性動作確認実験
工具形状生成機構試験装置を用いて，ツール本体の制御設定エンコーダ・軸の設定(Mag 値)を変更すること
により機器の動作が行えることを確認する。
2-2 試作機の設計認されている。そこで，本研究ではこれまでに試作開

これまでの研究成果を元に，実作業時に問題となる

発した技術を元に株式会社フジタ技研工業と協力し木使い勝手（消耗品の簡易交換方法）や製作コストを重工用研磨装置の試作開発に取り組んだ。

視し，できるだけ安価で十分な性能を得るための設計を行った。主な変更点を 1)〜４)に示す。
１）ベルト交換方法
これまでのフレキシブル研磨装置では、研磨ロボットとの接続 5) を考え軽量化に重点を置いたため，図-1に示すように箱型のフレーム構造方式を採用した。そのため，研磨ベルトの交換時にフレームをはずす必要があり非常に時間がかかる作業であった(約 10〜15 分/回)。この対策として，研磨機本体（形状生成部）を固定しワークテーブルを稼動させる方式にすることにより，研磨機本体の外側に研磨ベルトを配置する 3 点式
ベルト方式に変更した。これにより,大幅な交換時間（約 2〜3 分/回）の短縮が図られた。
２）形状生成用押さえローラ数の変更
ローラ数を３ヶから２ヶに変更した。これによりより細かな研磨条件（オフセット研磨）の設定が難しくなるが，ローラ数を減らすことにより，上下・回転方向のモータ，減速機などの部品を削減がすることができる。

図−１ フレキシブル研磨装置*1 機械電子研究所*2 九州大学

３）主軸駆動部・張力制御の簡易化
本体内部に取り付けていた，主軸部駆動部を本体外部に取り付けると同時に，モータにより制御を行っていた張力制御を機械的に制御するように変更した。これにより，主軸モータの小型化が不用になり汎用モータを使用することができる。また，張力制御のモータなどが不要になる。しかし，張力制御の詳細設定を手動により行う必要があるため，作業者の負荷が増加する。
４）制御盤設計・制御 PC ソフトの流用
新たな研磨装置を設計する際に大きな問題（費用面・動作保証など）になるのが制御部である。試作機
は，これまでの研究開発で汎用化を図ったプログラム

図−３ 研磨ベルト押さえ部(６軸)を使用することにより，僅かな変更点（軸数の削減など）で，制御ソフトの使用が可能となり，新たに制御

験装置は上下の 6 軸制御方式となっており，軸数が同盤の設計をする必要がなくなると同時に動作保証の稼じであることから，フレキシブル研磨装置の回転方向

動テスト等を最小限にすることができる。

の制御設定（Mag）を工具形状生成機構試験装置の上下軸に対応した値に変更することにより，稼動が可能である。図−4，5 に稼動状況を示す。

3 結果及び考察
3-1 汎用性動作確認結果
図-2 にフレキシブル研磨装置に工具形状生成機構試
験装置を取り付けた状態を示す。工具形状生成機構試
験装置は，押さえ部を上下に動作させ，ベルトのたわ
みと研磨時間により任意の複雑形状を作り出すことが可能な装置である。ここで，フレキシブル研磨装置では，3 ヶのローラが上下・回転方向にそれぞれ独立して稼動する 6 軸制御である。また，工具形状生成機構試

図−４ 工具形状生成機構試験装置稼動状況１

図−２ 工具形状生成機構試験装置
取り付け状況

図−５ 工具形状生成機構試験装置稼動状況２

県工業技術センター研究報告，P78〜82(2001).

3-2 試作結果
図−6 に試作開発した木工用研磨装置の全体図，図−7 に形状生成部正面図をそれぞれ示す。

4) 春山繁之,村瀬安英：第 52 回日本木材学会大会講演要旨集,岐阜,p.548(2002).
5) 新エネルギー・産業技術総合開発機構：平成 12 年

研磨ベルト
形状生成部

度地域コンソーシアム研究開発事業「ベンチャー
企業支援型地域コンソーシアム（中核的産業創造型）」「インテリジェント力制御を用いた研磨ロボッ ト シ ス テ ム の 研 究 開 発 」 成 果 報 告 書 ， P101〜
117(2001)

ワークテーブル

図−６ 試作開発した木工用研磨装置

ワークテーブル

押さえローラ

図−７ 試作開発した木工用研磨装置（形状生成部正面図）
4 まとめ
試作開発した木工用研磨装置の動作確認を行った結果，誤動作もなく正常な稼動を行うことができることが確認できた。このように，機械部分の大幅な変更を行ったにもかかわらず，制御部分の大幅な変更を行わずに木工研磨装置の試作開発が可能であることが確認できた。

5 参考文献1) 春山繁之,村瀬安英,笠上文男,友井貴大：第 18 回
日本木材加工技術協会年次大会講演要旨集,松江,p.31(2000).
2) 春山繁之，村瀬安英，柳川剛二:平成 12 年度福岡
県工業技術センター研究報告，P72〜77(2001).
3) 春山繁之，村瀬安英，柳川剛二:平成 12 年度福岡

超高炭素鋼の組織に及ぼす純度の影響
小川俊文 ＊ 1

小野幸徳 ＊ 1

古賀弘毅 ＊ 1

安彦兼次 ＊ 2

Influence of Purity on the Microstructure of an Ultrahigh Carbon SteelToshifumi Ogawa, Yukinori Ono, Hiroki Koga, Kenji Abiko
市販の高純度電解鉄と高純度黒鉛を原料としてコールドクルーシブル溶解炉で Fe-2mass%C 合金を溶製した。純度は 27 元素について成分分析を行った結果 , 99.9978mass%であった。また , 均質組織部分から分析試料を採取して炭素濃度の均質性を調査したところ相対標準偏差が 1%未満と極めてバラツキが少ないことが確認できた。凝固組
織における初析セメンタイトの形態や熱処理で得られる析出炭素及び炭化物の形態は純度の影響を大きく受けることが明らかになった。

1

高純度合金には , 市販の高純度電解鉄と高純度黒鉛

はじめに
鉄−炭素合金は鉄鋼材料のベースとなる合金であるを用いた。低純度合金には機械構造用炭素鋼と高純度ため , これまでに数多くの研究が行われてきている。

黒 鉛 を 用 い た 。 溶 解 重 量 は 1kg と し ,炭素濃度が

しかしながら , それらの研究で用いられている試験片

2mass%と なるように原料を秤量して溶解炉のルツボには微量不純物元素が数多く含まれており , 鉄に及ぼにセットした。

す炭素本来の影響はまだ十分には解明されていない。

溶解は富士電機（株）製のコールドクルーシブル溶

鉄−高炭素合金には , 軸受鋼 , 工具鋼 , 鋳鉄などがあり ,解炉で行った。原料を水冷銅ルツボに入れて溶解装置

これらの材料についても機能・特性を向上させるためにセットした後 , 10-5Pa 台まで減圧した。その後 , アルの研究が行われているが ,合金元素や不純物元素を

ゴ ン を 300mmHg 導 入 し て 溶 解 し た 。 加 熱 は 高 周 波

ppm レベルで制御する研究はこれまでほとんど行われ（ 120kW, 30kHz）で行い , トータル溶解時間は約 15 分ていない。

一方 , 近年コールドクルーシブルタイプとした 。黒鉛の溶け残りが無いことを目視確認した後 ,の溶解炉を用いることで , kg オーダーでの超高純度鉄

速やかに高周波加熱を止め , そのまま水冷銅ルツボ中の溶製が可能となり ,で凝固させた。

1)

超高純度鉄そのものに関する研究や超高純度鉄をベースにした合金の研究が行われている。 2-4)2−2組織観察と成分分析

リサイクルを視野に入れた単純組成の鉄鋼材料の研溶製したインゴットを縦半分に切断後 , 切断面を１究開発が注目されている現在 , 鉄−高炭素合金の高純

μ m まで研磨して 3%ナイタール溶液でエッチングを化というアプローチからの研究は , 是非着手すべきで行い組織観察を行った。均質組織部分から成分分析用ある。

の試験片を切り出し , ２７元素について元素分析を行そこで本研究では , 均質な高純度鉄−高炭素合金をった。また , 炭素濃度の均質性を調べるために均質組溶製し , 凝固組織や熱処理組織に及ぼす純度の影響を

織部分から５ヶ所, 急冷組織部分や引け巣付近から４明らかにすることを目的とした。

ヶ所試料を採取し元素分析を行った。
次ぎに , 均質組織部分から切り出した 1cm 角の試験

2

実験方法

2−1

溶解原料と溶解＊１機械電子研究所＊2 東北大学金属材料研究所

片を用いてアルゴン雰囲気中で熱処理を行い , 試験片中心部の組織観察を行った。

3

結果と考察
溶製したインゴットは , 直径６ cm, 高さ７ cm ほど

のドングリ型である。純度を確認するため 27 元素について成分分析を行った。その結果を表−１に示す。
分析結果から推計すると,98.7102mass%,

低純度合金の純度は高純度合金の純度は 99.9978mass%であった。
図−１は , 高純度合金のインゴット断面のマクロ組織である。中心上部には引け巣があり , 表層には凝固時の水冷銅ルツボとの接触による厚さ１ mm の急冷組織があった。そして , 引け巣と急冷組織以外の大部分は均質な組織であり , 低純度合金のマクロ組織も同様であった。炭素濃度分析を均質組織部分５ヶ所 , 急冷
組織部分や引け巣付近４ヶ所採取して行った結果 , 均
質組織部分における濃度のバラツキは , 相対標準偏差1%以下と極めて小さかった。他の部分の炭素濃度は均質組織部分よりも 25%ほど低めであった。
図−２にインゴットの均質な部分のミクロ組織を示す。どちらとも初析セメンタイトとパーライトから成る組織である。しかし , 初析セメンタイトが , 低純度合
金では結晶粒界に沿って網目状に析出していたのに対し , 高純度合金では板状に析出しているのが観察された。また , 低純度合金においては , 初析セメンタイトと隣接した整ったパーライト組織が形成されているが ,高純度合金においては , 板状初析セメンタイトとパーライト組織との間にフェライト相が存在している。
熱処理によって凝固組織を崩すために , オーステナ
イト単相になる 1150 ℃で保持時間を変えて熱処理を

表−１

成分分析結果

元素
低純度合金
C
2.01
N
49
O
20
S
157
Al
6.3
As
16.2
B
3.09
Ba
6.5
Bi
0.1
Cd
< 0.001
Co
25.7
Cr
1436.6
Cu
110
Ga
10.5
Mg
< 0.02
Mn
4645
Ni
204
P
517
Pb
< 0.02Sb
2Se< 0.03
Si
5260
Sn
7.4
Te
< 0.01
Ti
169.3
V
248
Zn
4.3
純度
98.7102
C：mass %そ の 他 の 元 素 ：mass ppm
純 度 ：mass %

高純度合金
2.11
1.02
1.48
1.38
2
0.9
0.55
< 0.1
< 0.1
< 0.001
0.4
0.4
0.9
< 0.1
< 0.01
0.03
< 0.1
0.5
0.03
< 0.3
< 0.035< 0.3< 0.010.4
6< 0.2
99.9978行った。図−３は , そのうちの１時間保持後 , ５℃ /min
で室温まで冷却したときのミクロ組織を示している。
低純度合金では , 片状の黒鉛が粒界に析出していたのに対して , 高純度合金は , いわゆるブルースアイ組織のように周囲がフェライトで囲まれた塊状の黒鉛が析出しており , 基地パーライト組織中のセメンタイトの粒状化が進んでいる部分が観察された。
図−４は , オーステナイトとセメンタイトが共存する温度域 950 ℃で 15 時間保持後 , 850 ℃まで 1 ℃ /min
で降温し , 室温まで空冷 , その後再度 700 ℃で 3 時間保持して室温まで空冷した場合のミクロ組織である。析
出黒鉛の形態は純度によらずほぼ同じであった。しかし , その析出黒鉛を取り巻く基地は , 純度の違いで異なっていた。低純度合金の方は , パーライト組織がかな
り壊れてきて炭化物の粒状化が進行しつつも太めの炭化物が混在している状態であった。一方 , 高純度合金

図−１

高純度合金断面のマクロ組織

（ a）低純度合金（ b）高純度合金

200μm（ b）高純度合金
図−３

200μm

オーステナイト単相域熱処理後のミクロ組織

200μm
100μm

図−２

（ a）低純度合金

インゴットの均質部分のミクロ組織（ a）低純度金属

100μm

200μm

（ b）高純度合金
図−４

図−３オーステナイト単相域熱処理後のミクロ組織

オーステナイト /セメンタイト共存域熱処理

後のミクロ組織の方は , パーライト組織が完全に消えており , 全域で炭いては , 純度が高くなるほど炭化物の成長速度は大き化物の粒状化が完了してはいないものの , フェライト

くなり , 炭化物が粒状化する状態においては , 粒状化

基地に粒状炭化物が分散しているような状態になってが促進されると考えられる。

いた。
以上の結果より , 一般に炭化物が析出する状態にお4まとめコールドクルーシブル溶解炉を用いて , 組織が均質な 純 度 99.9978mass%の 高純 度 鉄− 高炭 素 合金を溶製することができた。また ,鉄−高炭素合金において ,凝固組織の初析セメンタイトの形態及び熱処理で得られる析出炭素と炭化物の形態は , 純度に大きく影響されることが明らかになった。

5

参考文献

1)K. Abiko,

T. Nakajima,

N. Harima and S. Takaki:

Phys. Status. Solidi. ( a), 167 ( 1998) 347-355.
2)K. Abiko, S. Takaki, T. Yokota, and S. Satoh: Mater.
Trans., JIM 41 ( 2000) 102- 108.
3)T. Ogawa, N. Harima, S. Takaki and K. Abiko: Mater.
Trans., JIM 41 ( 2000) 95-101.
1)K. Abiko and K. Sadamori: UHPM- 97; Phys.Status.
Solidi. ( a), 167 ( 1998) 275- 287.

鉄鋼中イオウの高精度分析技術の開発（１）古賀弘毅 ＊１

Precise Analysis of Trace Amounts of Sulfer in Iron and Steel （ 1）
Hiroki Koga
鉄鋼等のイオウ分析について，燃焼温度とイオウの抽出メカニズムについて検討し，助燃剤の種類や配合を変化させて得られるイオウの分析値を比較した。その結果，イオウの抽出過程は燃焼時の溶湯反応に大きく支配されており，含有炭素による鉄などの直接還元作用が溶湯温度に大きく影響を与えることが分かった。また，イオウのガ
ス化及び抽出の速度については，溶湯温度とともに溶湯の撹拌性が大きく影響することが示唆され，助燃剤中のス
ズが，溶湯の撹拌性の向上に大きな役割を果たしていることが確認された。

1

はじめに

Table 1 JIS 国際共同実験におけるイオウ分析値

鉄鋼中のイオウは熱間脆性を促進させる元素として知られており，製品中のイオウ含有量はイオウ快削鋼など意図的に添加しているものを除き，通常 0.03%以下と低く抑えられている。特に二相ステンレス鋼の熱間加工における圧延割れには数 ppm のイオウが関与することが明らかとなっており １ ），数ppmレベルの微量イオウの高精度な分析技術の確立が望まれている。
ところで鉄鋼のイオウ分析は一般に燃焼−赤外線吸収法 ２） が用いられるが，鋳鉄や銑鉄などでは分析値が2低値を示すことがある。 JIS の国際共同実験の結果を2−1研究，実験方法
装置及び器具もとにイオウの認証値に対する分析値の割合（以後，O2精製部回収率）を算出したものを表−１に示す。試験所間のH2O除去

誤差を含んでいると思われるが，鋼種によりイオウのSO2トラップ

S用 IRセル酸化触媒

C用 IRセルO2

回収率が異なる傾向が示されている。これは試料の燃焼過程でイオウの酸化の速度に違いが生じ，結果としてイオウのガス化抽出に影響を与え，回収率に差を生じているためと考えられる。このことから燃焼−赤外線吸収法によるイオウ分析では，試料の燃焼条件など

図−１ 炭素硫黄同時分析装置
図−２

装置設定条件に細心の注意を払わなければならないと考えられる。
本研究では鉄鋼中イオウの新たな分析法を開発するにあたり，従来最も広く使用されている燃焼−赤外線吸収法についてその信頼性と適用範囲を検証し，微量のイオウ分析に適用可能か否かを検討した。特に燃焼イオウの定量には LECO 社製炭素イオウ同時分析装

温度とイオウの抽出メカニズムについて検討し，助燃

置 CS-444LS 型を用いた。装置の概略を図−１に，ま剤の種類や配合の差によるイオウの抽出反応の安定化

た，装置の設定条件を表−２に示す。本装置は高周波を図り，分析精度の向上を目指した。

誘導加熱炉と赤外線検出器を備えた測定部からなり，
酸素雰囲気中で試料を燃焼させ、非分散型の赤外線検＊１ 機械電子研究所

出器で発生した二酸化硫黄の赤外線吸収量を測定する

ことによりイオウ含有量を決定する。本装置には発生した二酸化硫黄をモレキュラーシーブでトラップして濃縮した後，赤外線検出器へ導入し感度を向上させる
トラップ機構を有しているが，今回はトラップ機構を用いず ，発生した二酸化硫黄をダイレクトに分析した 。
なお，反応容器となるセラミックルツボ及びルツボ
カバーは LECO 製のものを用いた。また，燃焼温度の計測にはミノルタ製放射温度計 TR-630A を用いた。
2−2

試薬及び試料試料の燃焼を促進させる助燃剤には， JIS 等で一般的に用いられている W 及び Sn を用いた。分析試料には（社）日本鉄鋼連盟の鉄鋼標準物質の中から適当なものを選択した。なお，検量線を作成する標準試料には （ 社 ） 日 本 鉄鋼連 盟 のイ オウ 分 析専 用鋼 JSS241-9（ S=197ppm） を使用し ，こ の 分析 値と 原 点を結ぶ直線を検量線とした。

3図−２

鋼種別のイオウ抽出挙動

燃焼温度と鋼種別の炭素及びイオウの抽出挙動をそれぞれ図−３，図−４に示す。高周波誘導加熱炉を用いているため燃焼温度の直接測定が困難であったことから，ルツボの外壁温度を放射温度計で測定すること
によりルツボ内部の昇温パターンを推測した。

結果と考察

3−1
JIS

JISに準じた分析法によるイオウ回収率２）に準じて鉄鋼標準物質のイオウを分析した結果を表−３に示す 。JIS の国際共同実験の結果と同様 ，試料によって回収率に差を生じた 。鋼種に着目すると ，低合金鋼では良好な回収率を示すのに対し，その他の鋼種では 90%未満となるものが多く，特に JSS111-12と JSS601-7 では 80%前後と低回収率であった。
表−３

3−2

図−３

燃焼温度と炭素抽出挙動の関係（ A：鋳鉄， B：低合金鋼）

JIS 法による鉄鋼標準物質の分析結果

含有炭素量と燃焼温度、イオウ抽出挙動の関係

鉄 鋼 分 析 に お け る イ オ ウ の 抽 出 挙 動 を 図−２ に示す。抽出挙動の特徴から鋼種別に分類できる。炭素濃

図−４燃焼温度とイオウ抽出挙動の関係

度の低い低合金鋼では 40 秒付近に抽出ピークが検出（ A：鋳鉄， B：低合金鋼）

されが，炭素濃度が増加するに従いピーク出現時間が昇温パターンをみると，低合金鋼では素直に温度上遅れ，鋳鉄銑鉄ではダブルピークとなり，かつメイン

昇が進み 40 〜 50 秒で最高温度に達するが，鋳鉄ではピークが 50 〜 60 秒と遅れて現れる。このことからイ

最初に若干の温度上昇があるものの，すぐに温度低下

オウの抽出時間には試料中の炭素含有量が影響するこがあり，最高温度到達は 70 〜 80 秒となっている。ことが示唆された。

の温度低下は燃焼時にルツボの色が暗くなることからも明らかである。これと炭素抽出挙動を比較してみる

温パターンと併せて考えると，鋳鉄材料における燃焼と，低合金鋼では 20 〜 30 秒付近にピークを迎えるの

当初の温度の落ち込みは炭素による直接還元によるもに対し，鋳鉄では 40 〜 50 秒付近となっており，温度のと推測される。また，燃焼時の溶湯の内部を任意時上昇が炭素抽出と追随関係にあると考えられる 。また ，間燃焼させたルツボを冷却後切断して観察すると，タ

昇温パターンとイオウ抽出挙動を比較すると，低合金

ングステンが 90 秒付近まで単体として残存していた 。

鋼ならびに鋳鉄ともに最高温度到達とイオウ抽出ピー観察した SEM 像を図−６に示す。溶湯内部をエネル

クの挙動がよく一致していることがわかる。

ギー分散型蛍光Ｘ線分析装置で分析すると，大部分は3−2

鉄−タングステン系の酸化物となっており写真中ではイオウ抽出における各反応について

鉄鋼試料の燃焼に伴う各反応について考察した。燃焼時におけるルツボ内部を模式的に図−５に示す。

暗黒色に見えている。当初スズが混合しているが時間が経過するに従ってスズの分量が激減し，ルツボの浸食の影響と思われるがケイ素が増加している。

図−５

燃焼時におけるルツボ内の概略図

燃焼反応は単純には酸化反応であり，これらは発熱

図−６

鉄鋼試料燃焼時の溶湯内部観察

反応を示すのが一般的である。鉄鋼の大半を鉄−炭素合金と考え助燃剤をタングステンとすると，試料の燃

このことからスズは融点が 232 ℃と低く燃焼初期に溶焼で考えられる反応は以下のとおりである。

融後，溶湯に流動性を与えた後，早い時期に昇華しダ

2Fe + 3/2O2 = Fe2O3 - 195450 kcal/kmol

ストとなって飛散していると思われる。また，タング

W + 3/2O2 = WO3 - 178150 kcal/kmol

ステンは融点が約 3,400 ℃と高く，また化学的にも安C + 1/2O2 = CO - 26416 kcal/kmol

定なため燃焼後期まで固体として残存し，発熱体的な

ただし，これらは酸素ガスと接する表層付近の反応で役割を果たして溶湯の高温を維持すると思われる。たあり，全体の酸化反応には溶湯の対流が大きな役割をだし，スズが昇華した後，溶湯中の酸化物量が多くな担っていると考えられる。すなわち表層付近で酸化しるに従って流動性は失われてゆき，また酸化物が大半た酸化鉄が対流により下層側へ移動し，まだ酸化されを占めるため高周波誘導加熱による充分な熱量がかかていない元素を酸化する，といった間接的酸化反応がらなくなるのではないかと推測される。つまり溶湯全

考えられる。

体の酸化反応は多量の熱量と溶湯の流動性が大きな要

Fe2O3 + 1/3CO = 2/3Fe3O4 + 1/3CO2 - 4217 kcal/kmol

素として関係し，スズ量が豊富な燃焼初期では充分な

2/3Fe3O4 + 2/3CO = 2FeO + 2/3CO2 + 4167 kcal/kmol

熱量と溶湯の流動性が維持されているが，スズが昇華

2FeO + 2CO = 2Fe + 2CO2 - 6660 kcal/kmol

した後の後半では酸化反応は失速すると考えられる。

2FeO + 2C = 2Fe + 2CO + 75760 kcal/kmol

低合金鋼においては炭素濃度が低く，燃焼初期に充分

C + CO2 = 2CO + 41220 kcal/kmol

な流動性と熱量を維持できるが，鋳鉄などの高炭素材

ここで炭素が析出物として単体で存在する鋳鉄など料では燃焼初期に炭素による直接還元の作用により温では，酸化鉄の炭素による直接還元に起因する吸熱反度の低下を招き充分な熱量が得られないために酸化反応が生じることがわかる。この吸熱反応は全体の反応

応の進行が遅れる。従って炭素成分の燃焼が完了した熱の収支の中で大きな割合を占め，溶湯温度に大きな後温度の上昇を果たすものの，この時点ではスズの残影響を与えると考えられる。鋳鉄の燃焼時における昇存量が少なくなっており，酸化反応の進行が失速する

中でイオウの酸化反応も不充分となると考えられる。

られないと考えられる。助燃剤配合とイオウの抽出挙

3−3動の関係を図−９に示したが，これからイオウの抽出

助燃剤配合比率とイオウ分析値の関係

イオウ分析値が低値を示す試料について，タングス

速度の差が読みとれる。ピークが短時間にシャープに

テン−スズ系の助燃剤の配合を操作することにより分高く伸びているものほど抽出速度が速いということが析値の改善を図った。試料 1g を採り，市販のタング

でき，スズのみの場合を除けばスズリッチな条件で良ステン−スズ系の混合助燃剤の添加量を変化させて分好な結果が得られた。このことからスズがイオウの酸析した結果を図−７に示す 。低合金鋼には JSS1203-1，化反応に大きく影響することがわかった。

鋳鉄には JSS120-1 を用いた。この結果，いずれの鋼種についても助燃剤量 1.5g が最も安定な値を示した
ことから，試料 1g に対して助燃剤添加量を 1.5g として以後の実験を行った。

図−７

助燃剤添加量とイオウ分析値の関係

図−９4

助燃剤添加量と硫黄抽出曲線

まとめ
高周波燃焼法−赤外線吸収法を用いた鉄鋼中イオウの分析において，鋼種によっては充分な回収率が得られないことが明らかとなった。助燃剤の配合比率を変
図−８

助燃剤配合とイオウ分析値の関係

試料 1g，助燃剤量 1.5g としてタングステンとスズの 混 合 比 率 を 変 化さ せ て 分 析 し た 結 果 を 図−８ に示化させて回収率の向上を図ったが，鋳鉄等の高炭素材料をはじめ，いくつかの材料では充分な結果が得られなかった。一方，低合金鋼では幅広い助燃剤の配合条
件で高い回収率を示した。

す。低合金鋼では全体的に安定で，特にスズリッチな条件では安定なイオウの回収率を示した。しかし高炭

5

参考文献

素材料である鋳鉄，鋳造用銑鉄では全体的に回収率が1）遠藤丈，猪熊康夫，日野谷重晴，拓殖信二：材

低く，タングステンリッチな条件で若干の改善を示し

料とプロセス， 6， 1268，(1993)

た。これはスズリッチな条件では，本来タングステン

2） JIS-G1215

が少なくても充分なイオウ抽出が可能であるが，炭素含有量が多い試料では炭素の直接還元作用による温度低下の影響が大きく，タングステンを増やして炭素燃
焼後の温度上昇を図ったとしても，すでにスズが飛散
して溶湯の流動性が失われており，充分な回収率が得タングステン短繊維強化Ti-6Al-4V合金の高温強度
小金丸正明 ＊1

西田新一 ＊２

柳田裕二 ＊３

中野光一 ＊４

玉崎英俊 ＊５

坂本満 ＊６

High Temperature Strength of Tungsten Short Fiber Reinforced Ti-6Al-4V Alloy
Masaaki Koganemaru， Shinichi Nishida， Yuji Yanagida
Kouichi Nakano ， Hidetoshi Tamasaki ， Michiru Sakamoto
Ti-6Al-4V 合金をタングステン短繊維で強化した新しい金属系複合材料を開発した 。この複合材料の引張強度は ，室温で 1300MPa 程度と既存のチタン系材料に比較して非常に優れている。本報では，この複合材料の高温用構造
材料としての適用性を評価するために行った高温引張試験の結果を示し，既存材料の高温特性と比較した結果について報告する。

1

はじめにて製造されたもので，粒径 150 μｍ未満でスクリーニ

複数の優れた特性を兼ね備えた新材料開発の有力なングされている。タングステン短繊維は，表面が電解手段の一つに，複数の素材の複合化，いわゆる複合材

研磨された径 20 μｍのタングステンワイヤーをボー料の開発が挙げられ，これまで様々な研究開発が行わ

ルミルで粉砕して得た。この Ti-6Al-4V 合金粉とタンれてきた 。特に軽くて強い（ 高比強度 ）材料の開発は ，グステン短繊維を繊維の体積含有率が 9%となるよう自動車や航空機等の輸送機器の高性能・省エネ化や使に配合し， V ミル混合機を用いて均一に分散・混合し用者の負担を軽減した高性能生体構造物の実用化に大た。混合粉をカプセルに封入し，カプセル内を十分にきく寄与すると考えられる。

真空加熱脱気した後， 950 ℃， 98MPa， 1.5hr の条件で

著者らはこれまでに ，高比強度を指向して Ti-6Al-4V

HIP（ Hot Isostatic Pressing：熱間等方加圧）処理を行

合金とタングステン繊維という従来にない素材の組みった。 HIP 処理終了後，カプセルを機械加工によって合わせによる新しい金属系複合材料（ Ti-W 複合材料 ）除去し， 800 〜 900 ℃の温度域で熱間鍛造，熱処理を１）の開発を行い ，その基礎的な特性を評価するととも行った後，機械加工により試験片を作成した。図１にに生体用構造材料等の具体的なアプリケーションへの製造工程のフロー図を示す。この複合方法により製造適用性を評価してきた ２ ）。本報では，高温用構造材料

されるタングステン短繊維強化 Ti-6Al-4V 合金の基礎への適用可能性を評価するために行った高温引張試験

的な機械的性質は既に報告済みであり ２），表２に示すの結果を報告する。また，高温用構造材料の例としてとおりである。

自動車用エンジンバルブを取り上げ，要求される性能
表 1 Ti-6Al-4V 合金の化学成分（ mass%.）

及び既存材料の高温強度について述べる。

Al
2

実験方法

2−1

V

Fe

O

C

N

H

Ti

6.14 3.93 0.17 0.19 0.011 0.014 0.009 bal.

供試材

表１に複合材料の母材として用いた Ti-6Al-4V 合金
粉の化学成分を示す。この粉体はアトマイズ法によっ＊１

機械電子研究所

＊２

佐賀大学

＊３

㈱黒木工業所＊４㈱高田工業所＊５

日鐵ボルテン㈱＊６

産業技術総合研究所九州センター

表２

タングステン短繊維強化 Ti-6Al-4V 合金
Tensile Strength( MPa)

≦ 1334Young's Modulus( GPa)

≦ 133

0.2%Yield Strength( MPa)

≦ 1257

Elongation( %)2Reduction of Area( %)

2〜5

図１

2−2

製造工程フロー図

高温引張試験

おいては変化がなく， 600 ℃においては表面が虹色に

高温引張試験に用いた試験片形状を図２に示す。試

変色しており，ごく薄い酸化膜が生成しているものと

験は室温， 400 ℃， 600 ℃及び 800 ℃の各温度で行っ考えられる。 800 ℃で使用した試験片の表面は黒色にた。既存のエンジンバルブ材の文献値と比較するため
試験雰囲気は大気中とした。ただし， 800 ℃について

表３

タングステン短繊維強化 Ti-6Al-4V 合金の
高温引張強度は過度に試験片表面の酸化が進行する恐れがあったた

Tensile Strength ( MPa)

め、大気中での試験の他に Ar ガスフロー雰囲気中で
#1

#2

#3

#4

#4

R.T.

1227

1440

1274

1354

1317

400 ℃

1003

1025

1022

1019

600 ℃

591

616

571

800 ℃

126*

114*

107*

も試験を実施した。引張速度は 0.5mm/min で行った。

R15
M5×0.8
φ5

φ3

96

104

＊ Ar gas flow

6
10

15

（単位 mm）
図２

3

高温引張試験片形状

結果と考察

3−1

試験結果

表３に高温引張試験によって得られたタングステン
短繊維強化 Ti-6Al-4V 合金の引張強度を示し，図３に温度に対してグラフ化した図を示す。 400 ℃を超える
温度で，温度の上昇にともなう強度の低下の割合が大きくなった。 400 ℃における引張強度は 1000MPa を超えており，これは母材である Ti-6Al-4V 合金の室温での引張強度に匹敵している。 800 ℃における大気中とAr ガスフロー雰囲気中での結果に有意な差は認められなかった。試験後の試験片表面の状態は， 400 ℃に

図３

タングステン短繊維強化 Ti-6Al-4V 合金
における引張強度の温度依存性

変色しており，酸化がある程度進行したものと考えら

4れる。しかし，伸びや絞りは他の試験温度のものよりも大きく，酸化部分はごく表面に限られていた。

まとめ
新しく開発したタングステン短繊維強化 Ti-6Al-4V

合金の高温強度を評価した。高温引張試験を実施した
結果，大気中での引張強度は，

3−2

エンジンバルブ材との高温強度の比較

400 ℃：≦ 1025MPa

高温での高比強度が要求されるアプリケーションと600 ℃：≦

616MPa

して自動車用エンジンバルブ材がある。自動車用エン

800 ℃：≦

104MPaジンにおけるバルブの軽量化は，低燃費化，静寂性のであった。これは、既存のチタン系自動車排気用エン向上，高出力化に直結しており，近年，各自動車メー

ジン バル ブ材 であ る Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo-0.5Si 材 と 比カ ー が チ タ ン 系 材料 を 用 い た エ ン ジ ン バ ルブを 開発

較して、 600 ℃以下では同等かそれ以上、 800 ℃ではし，市販車に搭載を始めている

３−５）

。

やや劣る値である。

エンジンバルブのうち，排気用バルブは高温の燃焼
ガスにさらされるため，通常の作動域で 600 ℃程度，

謝辞

最高回転域で約 800 ℃にもなり，この温度領域で一定

本研究の一部は，課題対応新技術研究調査事業の一の機械的強度が求められる。既に市販車の排気用エン環として中小企業総合事業団からの委託により実施さ

ジンバルブ材として使用されている Ti-6Al-2Sn-4Zrれたものである。

-2Mo-0.5Si の引張強度は ，およそ ，室温では 1050MPa，
400 ℃で 800MPa，600 ℃で 650MPa，800 ℃では 200MPa

試験ジグを作製して頂いた機械電子研究所の安部年史氏に感謝いたします。

程度であると報告されている ３）。表３に示すように，
タングステン短繊維強化 Ti-6Al-4V 合金の引張強度は5

室温〜 600 ℃で Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo-0.5Si と同等か優れ

１） 産学官共同研究成果報告書「高性能金属系複合た結果を示した。特に 400 ℃以下の強度は非常に優れ材料に関する研究 」，財団法人福岡県産業・科ており，絶対的な強度に優れれば，薄肉化，細径化に学技術振興財団（ 2000）

参考文献

よりエンジンバルブの軽量化に寄与できる。 800 ℃で２） M.Koganemaru et al.: Proc. Fourth Pacific Rim Int.

は Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo-0.5Si にやや劣る結果となった。

Conf. on Advanced Materials and Processing

400 ℃を超える領域で温度の上昇にともなう強度の低(PRICM4) ,pp.251-254( 2001)

下の割合が大きいのは，試験片平行部の径が 3mm と細かったため，酸化による試験片有効断面積の減少割

３） 岡田，眞木他：鋳造工学，第 73 巻，第 12 号，p.818-822( 2001)

合が大きかったことが一因と考えられる。エンジンバ

４） 斉藤：チタン， Vol.49, No.1, p.13-15( 2001)

ルブは，実用では酸化防止の表面処理を施して使用さ

５） 斉藤：チタン， Vol.48, No.2, p.97-101( 2000)

れるため，今後真空中での高温引張試験により比較評価する必要がある。

ものづくりの高度化に関する研究
オンマシンウェルディングシステムの試作
竹下朋春 ＊1

野中智博 ＊1

石田康弘 ＊2

中村憲和 ＊1 安部年史 ＊1

中村裕章 ＊3

谷川義博 ＊4

Studies and Developments of Tradition System in Manufacturing Skill
Studies and Developments of welding System
Tomoharu Takeshita，Tomohiro Nonaka，Norikazu Nakamura，Toshifumi Abe
Yasuhiro Ishida，Hiroaki Nakamura，Yoshihiro Tanigawa

現在，工業製品は，消費者ニーズの多様化や商品サイクルの短縮化により，高品質な製品を短納期で製作する必要にせまられている。そのため，いかに低コスト化，短納期化を図るかが企業の生き残り策となっている。しかし設計変更や加工ミスが発生しても，納期の変更ができない。そこでこのような問題を解決でき，企業のセールスポ
イントとなるようなオンマシンウェルディングシステムの開発を行っている。今回は，工作機械上で肉盛溶接作業を行うことが可能な装置のハードウェア試作と基本ソフトの整備を行った。

１ はじめに
現在，消費者ニーズの多様化により，金型加工メー
カも短納期で高品質な製品の要求が高まっている。し2−1 オンマシンウェルディングシステムの概要
図−１に，工作機械上でのオンマシンウェルディン
グシステムを示す。

CAD/CAMかし受注後の設計変更も多く，納期厳守のまま金型加工メーカも対応している。また CAD/CAM システムの発達により，装置を導入することで 3 次元形状の加工

工作機械
溶接ヘッド

が可能となっている。しかし作業者や CAM データのミスなどで，金型企業では１型あたり 4，5 件，加工ミスが発生しているのが現状である。
このような設計変更や加工ミスの発生時には，熟練した技能者が溶接機を使用して手動で肉盛溶接を行っている。しかしこのような作業は大変な熟練を要すが，年々の熟練工の減少は，即座の対応ができないため経営者の不安材料となっている。また金型の意匠にかかる箇所においては，県内の企業ではできにくいため，

サブテーブル

溶接機本体

大阪の業者に依頼している。したがって往復の輸送時
間と費用がかかっている。

図−１

オンマシンウェルディングシステム

そこで，この問題を解決するためにオンマシンウェ
ルディングシステムの開発を行う。

このオンマシンウェルディングシステムは，既存の工作機械を使用して自動化を行うものである。通常，＊1 機械電子研究所 生産技術課

工作機械の主軸ヘッドには工具ホルダを介してドリル＊2 機械電子研究所 電子技術課

やエンドミルなどの切削工具が取り付く。この部分に＊3 機械電子研究所 機械技術課

溶接ヘッドを取り付けて肉盛溶接を行うものである。

＊4 福岡県工業技術センター 企画管理部

この溶接ヘッド部分は，3 次元形状の肉盛溶接を行う

2 試作開発のコンセプト

ために，溶接トーチの旋回，傾斜，溶接棒送り動作が可能である。 1）
また溶接装置は，パソコン側から溶接電流や溶接パ
ルスをコントロールし最適溶接条件で溶接する。さらに CAD/CAM 装置の部分は，3 次元形状の肉盛溶接を行うための NC データを作成する部分となる。また従来は、肉盛溶接のために毎回工作機械から金型をおろして溶接作業を行い，再度工作機械に載せ直して段取りを再度行い再加工していたが、このシステムでは，

図−３

溶接ヘッド

工作機械上に金型を載せたまま溶接，再加工を行うためのサブテーブルを用いる。このテーブルは溶接熱を工作機械本体から遮断し，工作機械に熱影響を及ぼさ

2−3 サブテーブルの試作
オンマシンウェルディングシステムを実現する上でない機構としている。

考慮すべき重要な技術課題の一つとして，工作機械上

2−2 溶接ヘッドの試作で溶接を行う場合に，工作機械本体に悪影響を与えな

溶接ヘッドは，設計ミスを極力無くすために，ソリいことが挙げられる。悪影響の大きな原因として，溶ッドタイプの３次元 CAD を用い，全ての部品と構造

接熱が工作機械本体に伝わり，熱による変形によって，を３次元的に設計した。３次元 CAD には，溶接用Ｃ機械の精度を悪くする可能性が考えられる。そこで，

ＡＭ開発システムに利用可能なＣＡＤを使用した。

ワークをのせるための断熱機構を持つサブテーブルを試作した溶接ヘッドは，全体をコンパクトにまとめ試作した。図−４に試作したサブテーブルを示す。

るとともに，主要部分にアルミを用い，軽量化を図った。また，安全性を考慮し，工作機械主軸が回転しても装置が壊れないように工夫している。3 次元 CAD を用いることにより，CAM データ算出時の溶接トーチの干渉などを考慮することが可能となる。図−２に，3次元 CAD で設計を行った装置を示す。また，図−３に，試作した溶接ヘッドを工作機械の主軸に取付けたものを示す。

図−４

サブテーブル2−4 制御装置の試作
工作機械上で様々な形状をもつ金型の補修溶接を行えるようにするためには，溶接ヘッド部の溶接棒を溶接条件に合わせて適切に供給すると同時に，従来の人手による溶接時の手の動き（ウェビング）を自動化する必要がある。また，溶接棒先端部が金型表面形状と一定距離を保って形状に沿って動くように工作機械本体を制御する必要がある。そこで，これらの制御方法を確立することを目的として制御装置を試作した。図−５に試作した制御装置を示す。
図−２

組立図（3 次元）

図−５

制御装置外観

図−６

溶接ヘッドコントロールソフト基本画面

構成としては，ノート型パソコンから PCMCIA カー

この試作ソフトとオンマシンウェルディング用基本

ドを介して，外部インターフェースであるモータコン

CAM 機能を用い，実際に溶接動作が可能なことを評価

トローラに Windows から指令を送ることにより，ステ実験により確認した。

ッピングモータドライバに位置指令パルスが送られる

3 結果と考察ことで，ステッピングモータが動作する構成となって3-1 システム基本性能評価試験結果と考察いる。
2−5 CAM 基本機能の試作
オンマシンウェルディングシステムを開発する場合，開発したシステムを用いて，簡単な 3 次元形状モデ
ルを用いて溶接実験を行い，その動作確認を行うとともに，その性能を評価した。またサブテーブルの熱影

溶接ヘッドが，複雑な曲面を持つ金型の表面上から一響については，熱伝達のシミュレーション評価を行っ

定距離を保つように工作機械本体を制御する必要があた。

る。そこで，金型用 3 次元 CAD/CAM システムを使っ

図−７に傾斜面に対して直線溶接を行ったワークをて，その制御用の NC データを作り出せるかどうかが示す。直線溶接については，ピッチ 3.5mm で均等に溶システムを実現するための重要な技術要素となる。

接されていることが確認できた。

従来の CAD/CAM システムでは，円筒形や球形をした工具を用いて形状を切削加工する場合の NC データ
は作り出すことができるが，本システムの溶接ヘッドを想定した金型表面形状と一定の距離を保った NC データを作り出す CAM 機能はない。そこで，溶接ヘッ
ド制御用の NC データを作り出す CAM 機能を開発することが必要になる。

図−７

傾斜面の直線溶接例

福岡県とコンピュータエンジニアリング社で共同特許を取得した「干渉線投影法」 2） と呼ばれる計算アルまた NC 工作機械を使用するため，図−８に示すよ

ゴリズムを使用しプログラム基本部分の開発を行こな

うな，曲率半径 20mm の曲線溶接なども可能となるこい，基本動作CAMが算出できることを確認した。

とが判った。このような作業については，熟練した作

また，この基本動作 CAM が算出したデータをもと業者にとっても困難な作業となるため，オンマシンウに，溶接ヘッドの動作を CAM と連動して行うことがェルディングシステムの優位性が高まると考えられる。

可能な基本ソフトを整備した。整備した基本ソフトのまた，オンマシンウェルディングシステムで行った操作画面の一例を図−６に示す。このソフトを用いる

溶接についてせん断検査を行った結果，溶接のみが剥ことで旋回軸，仰角軸，溶接棒送り軸の 3 軸のモータ

脱するようなことはなかった。

の原点復帰動作が可能となり，原点位置からの絶対値
NC 動作を行えることを確認した。また，モータ回転
中は，角度，溶接棒の繰出し距離を逐次表示することが可能となっている。

す電磁ノイズをピークホールドモードで測定した。パ
ソコンに比べて放射レベルが大きいが，常時存在する
電磁ノイズではないため，実害はそれ程大きくないと
図−８

曲線溶接例

考えられる。測定結果を図−１１に示す。

さらに，工具顕微鏡を用い溶接部断面の組織観察を加工機１・ON時垂直30M〜300MHz (200A)行った。組織観察顕微鏡写真を図−９に示す。溶接部

120は溶接母材に溶け込み深さ 1.3ｍｍでしっかり溶け込
受信レベル(dBμV)

100

んでいることが確認でき，気孔，溶接割れなどの溶接欠陥も観察されなかった。

80
60

Ｐ１

40
20
0
0

100

200

300

周波数(MHz)

図−１１

ノイズ測定結果

また，オンマシンウェルディングシステムを用いる
ことで熟練者でもできないような正確な形状溶接などが行えることがわかった。このことは，今後補修溶接ばかりでなく，部品製作において削りだしで作成して
図−９

組織観察写真このことから，オンマシンウェルディングシステム
としての機能を満足していると判断できる。
CAD／CAM ソフト上で熱解析を行うことが可能なソフト（コスモスワークス）を使用し，サブテーブル

いた部品の製作においても，肉盛溶接後加工することで，多量なくず鉄となる切粉の排出量を大幅に減らす効果があることもわかった。このことから，今後の新たな製品のセールスポイントとなると考えられる。
4 まとめ

上のワークに熱を加えた場合の熱の伝わり方のシミュ

本年度は，オンマシンウェルディング装置のハード

レーションを行った。シミュレーション結果の一例をウエアの試作と，基本ソフトの整備を行うとともに，

図−１０に示す。

基本的な溶接実験を実施し，製品化が可能な「オンマシンウェルディングシステム」開発の基礎技術を確立した。
5 参考文献1)

竹下朋春他：工作機械上での溶接システム（特願2)2000-79621）

野中智博他：工具経路算出方法
（特許番号

図−１０

熱伝達解析（溶接 10 分後）溶接時間 10 分ではサブテーブル上で溶接熱を受けることができ，工作機械のテーブルには熱の変化がな
いことがわかった。このことから，サブテーブルを用いることで，工作機械に熱影響を及ぼすことなく溶接できることが判断できた。
さらに、スペクトラムアナライザを用い溶接機が出第 3010002 号）

スペックルを用いた面外変位計測装置の開発
内野 正和 ＊１、原田

豊満 ＊１、永井誠 ＊１、小金丸

正明 ＊１

Construction of Measurement System of Out-of-Plane Deformation using Speckle Pattern
Masakazu Uchino, Toyomitsu Harada, Makoto Nagai, Masaaki Koganemaru

産業界では機械や構造物の長寿命化や省エネルギーのために耐環境性及び強度に優れた新素材開発や小型・軽量化という大きな課題を抱えている。機械や構造物の設計技術には従来より高精度な強度評価技術、及び応力解析技術が必要となる。レーザ光が粗面などによって散乱、反射することで生じるスペックルパターンを利用した実験的変形計測は、高温での計測、熱が加わるような動的な現象への適用が可能である。これまで電子デバイス等の信頼性評価を目的に２方向面内変位同時計測システムを構築したが、実構造物の変形は３次元的に生じるため面外変位計測も重要である。そこで本研究ではスペックルを利用した面外変位計測装置を試作し、予備実験を行い計測が可能であることを判明したのでここに報告する。

１

はじめに

及び低温での計測が可能で物体表面の変位分布を計測

近年、産業機器は CO2 等の環境問題物質の抑制等することができる。更に応力集中箇所やき裂の発生部の理由からこれまでより苛酷な環境下で使用されるよの特定ができ、実物のパターン計測が可能である。しうになっている。また、エネルギーの有効利用のためかしながら赤外線を用いた方法では繰り返しの応力を積極的な小型・軽量化も大きな課題となっている。こ加える必要があり、静的な荷重への適用は難しく、まれらの課題を解決するために、機械や構造物の設計技

た、計測だけでは主応力の分離（最大と最小主応力を術には従来より高精度の強度評価技術及び応力解析技求める）ができない等の問題がある。一方、レーザを術が必要とされている。最近、産業用機械等の設計に利用した方法ではレーザ光の干渉による干渉縞の変化

はコンピュータシミュレーション（有限要素法等）がから変形を求めるため測定環境を選ばず、静的及び動用いられる機会が増えてきている。しかしながらこの的な荷重への適用が可能である。また、散乱光を利用方法では境界条件を正確に与えることが困難であり、した計測は測定面が荒れる程良いので実構造物への計

しかも解析結果は境界条件で大きく異なる。過小の強測には非常に適している。さらに、主応力の分離も可

度評価は破壊に 、過度の強度評価は製品の重量の増加 、能である。従ってこの方法のみでも実構造物表面の応大型化につながる。そこで実験的応力計測の重要性が力解析の手段としては十分である。更に構造物内部の再 認 識 さ れ て い るが 従 来 の 方 法 で は 種 々 の欠点 があ

応力分布が問題になる場合には計測結果をそのまま有り、十分有効な手段とはなっていない。例えば歪みゲ

限要素法の正確な境界条件とし、有限要素法と併用しージ法ではゲージを貼った点のみのデータが得られるて構造物全体の応力分布を正確に把握することができだけで応力の分布や応力集中部の特定はできない。まる。これまで電子デバイス等の信頼性評価を目的に２た、接触式なので計測条件や環境等によっては計測で方向面内変位同時計測システムを構築したが、実構造きない場合がある。次に非接触の計測法として赤外線物の変形は３次元的に生じるため、面内変形に加えてとレーザを利用したものがある。これらの方法は高温

面外変位計測が重要である。そこで本研究ではスペックルを利用した面外変位計測装置を試作し、予備実験＊１ 機械電子研究所としてアルミ板の熱変形を計測し、画像処理を用いた

位相解析を行う。

I

before− I after= 2a1a2 [cos(φ ) − cos(φ + ∆φ )]= 4 a1a2 sin(φ +２スペックル干渉法の原理∆φ∆φ) sin( )22(4)

本研究で利用したスペックル干渉法の原理 １） についとなり、 |sin( φ+Δ φ/2)|

は０から１までランダムて説明する。レーザ光を粗面に照射した場合、レーザ

な値をとり、 |sin(Δ φ/2)|は位相差によって０かのコヒーレンシ（可干渉性）によって ランダムな位

ら１まで規則的に変化する。そのため変形による位相相の光が重ね合い、干渉し、ぎらぎらと輝く斑点模様

差 Δ φ が π の奇数倍 (2n+1)π の場合は強度が最も大きが観察される。この干渉パターンがスペックルパター

くなり、偶数倍 2πnの場合は強度がセロとなる。これンと呼ばれる。スペックル干渉法は、測定面上に２つによりスペックルの干渉縞が形成される。干渉縞１本以上の光路を通ったレーザ光を重ね合わせた時に生じ辺りの変位量は式(1)よりレーザの波長の半分となる 。

るスペックパターンを利用して変位を求めるものであ

この原理を利用し、縞分布よりレーザ照射方向の面外る。図−１に面外変位を求める光学系を示す。この光

変位要素分布を求めることができる。

学系は測定物と参照物（動かない対象物）の両方の表面で散乱・反射したレーザ光を干渉させ、測定面（CCDカメラ ）上で結像させてスペックルパターンを得る 。
こ こ で 測 定 面 が 面外 方 向 に ｗ

参照物
測定物

だ け 変 形 したと する

レンズと、変形前後で二つの光路を通る光の位相差 Δ φ は次式で表される。

∆φ =

レーザ

4π w

ハーフミラー(1)λCCDカメラここで、λはレーザの波長である。
また、ここで測定物と参照物からの照射でCCDカメ

図−１

スペックル干渉法による面外変位計測系

ラの画素上の１点に到達する光の振幅をそれぞれ a1、a2とし、両者の位相、並びに位相差をそれぞれ φ1, φ2,

３

φ= φ1 - φ2 とするとこ の点の 変形前の強度は次式で表

３−１

される。

実験及び考察光学計測システム

図−２に面外変位計測装置の写真を示す。本装置はI before = a1 exp( iφ1 ) + a 2 exp( iφ 2 )2= a12 + a 22 + 2a1a 2 cos φ(2)

変形後の強度 Iafterは変形による位相を Δ φ とすると

I after = a12 + a22 + 2a1a2 cos( φ + ∆φ )

(3)

となる。
次に変形前 I beforeと後 I afterのスペックルパターンの差の絶対値を取ると

図−２

面外変位の計測装置の写真

He-Neレーザ、CCDカメラ、レンズ、ハーフミラー、動かない参照物で構成されている。レーザはレンズにより拡大され、ハーフミラーに照射される。ハーフミラ
ーで透過したレーザ光は測定物に照射され、表面で散乱・反射し、ハーフミラーにより反射されてCCDカメラで結像される。また、ハーフミラーで反射されたレーザ光は参照物表面に照射され、散乱・反射され、ハーフミラーを透過したものがCCDカメラで結像される 。
即ち、測定物と参照物表面で散乱・反射したそれぞれのレーザ光が干渉し、CCDカメラで結像され、スペックルパターンが得られる。変形前と変形後のスペック
ルパターンの差の絶対値を求めることで面外変位に対応した干渉縞を得ることができる。

３−２

計測結果

100mm 角、板厚 5mm のアルミプレートの後部左側半分にラバーヒータを金具を用いて取り付け、加熱し、部分加熱による熱膨張の面外変位計測を行った。
熱が左から右に伝わり、それに対応して干渉縞が左から発生し、右側に移動し、時間と共に干渉縞が密になっていく様子が観察された。図−３に計測結果の一例を示す 。 図の(a) 、(b)はそれぞれ変形前 、 変形後で 、( c)は両者の差の絶対値を取ったスペックル干渉縞である。図−３( c)より、もっとも変形がしているのはプレートの左端の中心部で、干渉縞の形状が円弧状になっているのが観察される。また、右側に移るにつれて干渉縞の間隔が広がっている様子も見て取れる。これはヒータが左側にしかなく 、プレート内部の熱伝達 、

図−３ 後部左側半分をラバーヒータで加熱したアルミプレートの熱膨張による面外変位計測 結果の例、(a)変形前、(b)変形後、(c)スペックル干渉縞

並びにプレート側面からの放熱、拘束条件（後部側を固定）とを考慮した結果と相関の取れた計測結果であると考えられる。また、図−４に図−３( c)を元にした位相解析の結果を示す。これは平均化やメディアン
フィルタ等の画像処理を行い、干渉縞のノイズを除去し、干渉縞間を 8bit の階調で表示したものである。
最大変位は左端中心部で、１０番目の干渉縞が発生する直前で、面外変位量は式(1)より約 3.0µm である。
図−４

図−３(c)を元にした位相解析の結果

４

まとめ
He-Neレーザ、CCDカメラ、レンズ、ハーフミラー、参照物で構成されたスペックルパターンを利用した面
外変位計測システムを製作した。また、 100mm 角の
アルミプレートについて部分的に熱を加えて面外変位を生じさせたものについて計測を行い、熱伝達と相関のとれた干渉縞が発生し、熱膨張のような動的な現象
下での面外変位計測装置の有効性が確かめられた。
今後、温度変化や温度分布の計測を行い、変形との相関を比較検討することが重要である。更に変形解析を行う上で温度計測結果と干渉縞から得られた表面の変形結果とを有限要素法の境界条件とすることで内部
変形、内部応力解析が可能となり、高精度な解析手法を確立することができる。そして、 IC チップのような電子デバイスの計測を行い、製品の信頼性の評価はもちろんのこと電子デバイスを組み込んだパッケージ設計にもフィードバックさせていきたい。

５

参考文献

1) Pramod, K. R.: Digital Speckle Pattern Interf
erometry and Related Techniques, John Wiley & So
ns, Ltd Press, Chichester (2001)

既設橋梁における床版等のひび割れ検出システムの開発−コンクリート構造物の亀裂計測と破壊性状の評価に関する研究−百武

稔郎＊１ 柿本 忠純＊２

Development of detecting a crack in floor board on established bridge-Study of measurement of a crack and destructive properties for concreted buildingToshio Hyakutake １*

Tadazumi Kakimoto2*

本研究では，既設橋梁の床版等におけるひび割れを画像処理によって検出し，フラクタル理論による亀裂計測と破壊性状の評価方法について研究を行っている。本年度は，コンクリート構造物のひび割れを画像として検出し，フラクタル理論を応用した劣化指標による劣化度許容範囲の推定について検討を行った。劣化指標を解析した結果，①ひび割れの形状は1.1以上，②ひび割れの幅1mm以上，で劣化が進展した状態であることが明らかになった。これ
により，重厚長大なコンクリート構造物の劣化に対し，複雑で無数に生じるひび割れを計測・分析することで，これまでの主観的な目視観察による判定から客観的で迅速かつ定量的に評価するシステムが開発できた。

はじめに面積法によるひび割れ数，幅及び密度などによってコンクリート構造物は，住宅，橋梁，ダム，原子評価されている １） 。しかし，これはサンプリング抽

力発電所，護岸，トンネルなど人間が作る重厚長大

出による部分評価であり，ひび割れ全体の形状，進なあらゆる構造物に使用され役立っている。しかし，

展及び分布の評価には曖昧な表現をせざるを得ない。

近年この供用中の構造物の自然災害，設計・施工ミ

さらに，構造物の損傷程度の診断，補修とその工法

スよる劣化，破壊が社会問題となっている。具体的の選択には不可欠なひび割れの的確な評価方法が，な劣化の主な原因としては，住宅や橋梁などに発生確立されているとは言い難いのが現状である。

１

しているアルカリシリカ反応（ＡＳＲ）による膨張

本研究では平成12，13年度に非線形現象の解析にひび割れとトンネルなどの施工ミスによるコールド

適しているフラクタル理論を複雑で非規則的なコンジョイント崩落が挙げられる。本来コンクリート構

クリートの膨張ひび割れに応用して，その定量的評

造物はメンテナンスフリーではなく，劣化し，地震

価方法を検討するとともに，ひび割れの状態を定量

４日化し，かつ進展を把握することによって，損傷の評（約２７年）を経過すると耐用年数に達すると言わ価に有益な手法を開発している。当該年度はコンクれる。コンクリートの破壊はまず，ひび割れが発生

リート構造物のひび割れ状況をカメラで撮像して画し発展して生じるものであり，コンクリート構造物

像データ化し，ひび割れを抽出する。そして，画像の劣化度を把握するにはこのひび割れを検出し評価

処理技術とフラクタル理論の応用によるコンクリーする必要がある。ひび割れは，時間とともに変化し，ト構造物の劣化度の許容範囲について検討を行った。

等による外力により，破壊に至る。一般に１０

ＡＳＲによるひび割れ状態は，環境温度，湿度などの要因によって影響されることが認められている。

２

このひび割れの特性は，いわゆるトランバース法や２−１

材料および方法
画像処理によるひび割れ検出

画像データから目的のひび割れを抽出する際，ま*1 生物食品研究所 ＊２㈱計測検査

ずノイズを除去するための平滑化処理を行い，次にひび割れの輪郭を強調してひび割れを抽出しやすくした。そして画像の濃淡値のヒストグラムをもとに背景とひび割れとを分離して抽出を行った。抽出したひび割れは二値化処理を施して，フラクタル次元
計測のデータとした。
２−２

フラクタル理論

フラクタルとは，海岸線や岩石の破断面，亀裂などの複雑，不規則な形状でかつ自己相似性のある図形を数学的に簡便な規則性を見出して表現することである２）。
フラクタル次元を求めるにはいくつかの方法があるが，ひび割れのフラクタル解析には被覆法の正方r=1/8,N=51

形カバー法が採用されることが多い ３ ) 。これは，ひ図−１正方形のよるカバー法

び割れを一辺の長さｒ ０ （ｒ ０ の値はそれぞれ異なる）の正方形で被覆(以下カバーと称す）し，ひび割
れを含む一辺の長さｒ０の正方形の数Nを求める。ｒ０を変えたとき，Nとｒ ０ との関係が以下のようになる。

有していれば劣化が進むにつれフラクタル次元が大きくなる相関が示され，これによりフラクタル次元
からひび割れ特性が評価できる。

Dはフラクタル次元である。

∝

ｒ０

（１）

Nとｒ ０ を対数上にプロットし，そのプロットがほ

Number of Boxes N

Ｎ

-D

10000
1000

指数 (D)

10
10.01

ぼ直線上であれば，その勾配からDが求められる。
２−２−２

D

100

フラクタル次元の計測方法

図−２

Box Size ｒ

1

ひび割れフラクタル次元D計測例

本研究では，ＡＳＲによるコンクリートのひび割
れのフラクタル解析には正方形カバー法を採用した。
図−１はコンクリートの膨張ひび割れの模擬図をカバー法で被覆する例である。解析の手順は，コンク
リート画像を一辺長さｒ０の正方形で区切った正方形
画面をカバーし，ひび割れが生じている正方形の数を読みとり，次に，得られたN〜ｒ０ の関係からフラクタル次元Dを求めた。
図−２に解析の一例を示す。図よりN〜ｒ０ が全て直線関係を示せば，ひび割れはフラクタル性を有していることとなり，直線の傾きがフラクタル次元となる ４） 。コンクリートのひび割れがフラクタル性を

ここで，解析する一辺の長さｒ ０ の上限と下限について述べると，本研究が対象とするＡＳＲによるコ
ンクリートのひび割れは有限で，上限と下限が存在すると考えられる。ここでは，画像に大きさがある
ので，ひび割れの上限値は，画像の縦もしくは横のいずれか短い方となる。また，一辺の長さｒ ０ の下
限はフラクタル性を失わない自己相似性の下限を示している。実際には膨張ひび割れを起こす骨材の大きさに関係することが推測される5)。
２−３

評価方法

ひび割れの進展は形状が線状ひび割れから網状ひび割れに発展し，ひび割れの分岐の発達が見られ，

ひび割れの幅，長さ，面積等も増大していく。また，ていることが示された。

コンクリートの劣化は，ひび割れの状態（形状，幅，
長さ，面積等）により判断される。
これらひび割れの性状はフラクタル次元Ｄと２つ目の指標のひび割れの幅W（最大幅）で測定し評価を行う。
劣化の進展に伴いひび割れが発達し，そのひび割れが複雑な形状をなす。フラクタル次元はこの変化（形状，幅，長さ，面積等）を捉え，劣化が進むに
つれ経験次元である２に近づき劣化の進展を数値として表す。
これら２つの指標は劣化が進展するひび割れの状
図−４

態をもれなく計測・定量化するものである。したがひび割れ抽出画像って，この指標により重厚長大なコンクリート構造
物上に，複雑で無数に生じたひび割れをこれまでの抽出されたひび割れ画像のフラクタル次元計測を

目視観察による判定から迅速かつ定量的に評価する行った。実験結果は，図−５に示すとおりである。

ことが出来る。

実験結果からlogＮとlogｒが直線関係を示すことから，ひび割れはフラクタル性を有していることが示

３

結果および考察３−１

画像処理によるひび割れの抽出

ひび割れしたコンクリート原画像を図−３に示す。

され，フラクタル次元Dは1.284であった。この実験結果から，コンクリートのひび割れは，フラクタル性を有していることが確認され，これによりフラクタル理論によるひび割れ評価が有意性を持っている
ことが示された。

フラクタル計測結果

3

Nunber Of Boxes(log N)

2.5
2
1.5
1
0.5
0
0

図−３

0.5

図−５

コンクリートひび割れ原画像

1
Ｂｏｘ Ｓｉｚｅ (log r)

1.5

2

Ｎとｒとの関係

この原画像に対し平坦化処理によりノイズを除去し，HiGaussフィルターによりひび割れの強調処理を行

３−２

劣化度の許容範囲の推定

った後，ひび割れの抽出を行った。その結果を図−

図−６にひび割れ幅とフラクタル次元の計測結果４に示す。この図より，ひび割れが明瞭に抽出されを示す。現在ひび割れの劣化判断の基準は日本土木

学会のコンクリート標準示方書 ６） や日本道路公団の

離ひび割れ）はフラクタル次元D=1.4以上を示した。

橋梁等点検基準書 ７） 等により示されている。これら

３−３フラクタル特性値によるひび割れ状態のモデルを基に劣化基準の第１段階はひび割れ幅が1mm以上にひび割れの進展は線状ひび割れから面状ひび割れ

至ると要点検箇所としている。よって図−６よりフと進む。人間はこの進展度合いを認識することが難ラクタル次元が1.1以上で有る場合，劣化が進んでいしい。そこで計測されたフラクタル次元Ｄを基にひる状態であることが明らかになった。

び割れ形状を線状ひび割れに変換した。その結果を
図−８に示す。

Ｄとひび割れ幅Ｗとの関係
8

ひび割れ幅Ｗ(mm)

7

6

5

4

3

2

(a)D=0.91(b)D=1.1

0

0.8

0.9

1

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

1.7

フラクタル次元Ｄ

図-6

ひび割れ幅とフラクタル次元の関係

さらに，適時の補修が必要な損傷は，主鉄筋の一方
向ひび割れだけでなく配力鉄筋方向（２方向）にもひび割れが発生している状態である。早急な補修が(c)D=1.3

必要とする損傷は，２方向にひび割れが発生し剥離

図−８

ﾌﾗｸﾀﾙ次元によるひび割れﾓﾃﾞﾙ・剥落が発生している状態である。このコンクリー

図より，劣化の進展に伴いひび割れの分岐が発達しトの劣化状態とフラクタル次元Ｄの分析を行った結複雑化する状態を線状ひび割れモデルに変換するこ果を図−７に示す。

とにより，人間が劣化の進展度合いを直感的に理解しやすく表現できる。

Ｄと劣化状態との関係
1.800

線状ひび割れ
1.600

４

面状ひび割れフラクタル次元Ｄ

剥離ひび割れまとめ

既設橋梁の床版等のＡＳＲによる膨張ひび割れに

1.400

対して，画像処理によりひび割れの検出し，フラク
1.200

タル理論を応用してコンクリート構造物の劣化度評
価方法と劣化の許容範囲について検討を行った。そ

1.000の結果が次のことが得られた。

0.800
0

図−７

10

20

30

40

50

ひび割れ画像データ

60

70

80

ｺﾝｸﾘｰﾄの劣化状態とﾌﾗｸﾀﾙ次元Dとの関係

コンクリートのひび割れ進展状態の評価は，第１段階：定期的な点検を要する損傷
フラクタル次元Ｄ=1.1以上，ひび割れ幅Ｗ=1mm以上

図より劣化の第２段階の適時な補修が必要な２方向

第２段階：適時な補修が必要な損傷にひび割れが生じた状態（面状ひび割れ）はフラク

フラクタル次元Ｄ=1.2以上，ひび割れ幅Ｗ=1mm以上

タル次元D=1.2以上を示した。さらに，第３段階の早第３段階：早急な補修が必要な損傷

急な補修が必要とする剥離・剥落が生じた状態（剥フラクタル次元Ｄ=1.4以上，ひび割れ幅Ｗ=1mm以上

で判断できることが判明した。
また，フラクタル特性値モデルにより複雑な形状に進展していくコンクリートの劣化度合いを人間に理解しやすい状態に表現できることが判明した。
今回の実験により，ひび割れの進展状態の評価指標についてフラクタル次元を応用した手法は有意性を持ち，コンクリートの劣化状態を表すことが出来
ることが明らかになった。さらに，これらフラクタ
ル次元を基にした２つの評価指標によるコンクリー
ト構造物の損傷評価はこれまで不可能であったひび
割れの進展状態を定量化し評価することが可能とな
った。

５

参考文献

1)Nishibayashi.S.:Evaluation of AlkaliAggregate Reaction by Concrete Specimen,
Transactions of the Japan Concrete Institute(1987)
2)高安秀樹：フラクタル科学，朝倉書店(1987)
3)Mandelbrot.B.B.:The Fractal Geomentry of
Nature,W.H.Freeman and Company,New York(1983)
4)Richardson.L.F.:Beir.Phys.Freien.Atmos.15,24,(1929)
5)阿部忠行ら：舗装ひび割れのフラクタル解析，土木学会論文集，Vol.16,No.442,PP.119-126(1992)
６）土木学会：”コンクリート標準示方書（平成８年制定）設計編”，pp.86-89.
７）日本道路公団：”維持修繕要領橋梁編”，1988,
5.

ニーム由来成分を用いた害虫防除剤の開発
ミナミキイロアザミウマに対するニーム抽出物の摂食阻害活性
一松時生 ＊1

百武稔郎 ＊1

齋藤浩之 ＊1

水城英一 ＊1

中村寿雄 ＊2

野田潔 ＊2Development of insecticide using the Neem Extracts
Antifeedant activity of the Neem Extracts against Thrips palmi KARNYTokio Ichimatsu, Toshio Hyakutake, Hiroyuki Saitoh, Eiichi Mizuki, Toshio Nakamura, Kiyoshi Noda

ニーム抽出物は，インドセンダン（ Indian Neem， Azadirachta indica ）の種子から得られる。その主成分であるア
ザジラクチン Aは，数種の昆虫に対する摂食阻害活性が報告されている。そこで，本研究では，ニーム抽出物を防除剤として製品化するために必要な摂食阻害活性の確認及びその有効濃度の検討を行った。ダイズ，サトイモ，キャベツ，ナスなど多くの畑作物および野菜類を加害する雑食性の害虫であるミナミキイロアザミウマ（ Thrips palmi
KARNY） に対してバイオアッセイを行った結果，ニーム抽出物の摂食阻害活性が認められた。

1

はじめに

易なため，対象害虫とした。

ニーム抽出物は，インドセンダン（ Indian Neem，
Azadirachta indica）という樹木の種子より得られる。

インドより，ニーム抽出物の溶液と乾燥粉末を入手
し，それぞれについて，摂食阻害活性を測定した。

このニーム抽出物の主成分アザジラクチン A は，昆1)虫に対して忌避および摂食阻害作用が報告 2)3)されてい2

る 。そして ，欧米では生物農薬として利用されている 。

2−1

日本では，まだ幾つかの製品が見られるに過ぎない。

材料と方法
供試虫

本実験に使用したミナミキイロアザミウマは，イン

そこで，この植物抽出物を生物農薬として開発するたゲンを用い， 25℃で継代飼育 ) )した成虫を用いた。

めに，この植物抽出成分の忌避・摂食阻害剤としての

2−2

有効性の確認及びその有効濃度の検討をアザミウマ目
昆虫のミナミキイロアザミウマに対して行った。

4 5

ニーム抽出物

インドセンダンの抽出物の溶液及び乾燥粉末の２種を今回の試験に供した。

ミナミキイロアザミウマ（ Thrips palmi KARNY） ，

バイオアッセイを行う前に， HPLCを用いて成分分の寄生する植物は 21科 79種が記録され，きわめて広い析を行い，アザジラクチンＡの濃度を定量した。サン

範囲の植物に発生する。園芸作物ではキュウリ，ピー

プルをメタノールで希釈し， 0.45μ mメンブランフィ

マン，スイカ，ナスなどの果菜類のほか，ホウレンソ

ルターでろ過後，分析した。分析は， Isocratic HPLC

ウ ，シュンギクなども被害を受ける 。キク ，シクラメ

で行い，カラムは LiChro CART ( ODS) 250× 4mm

ン ，ガーベラ ，コスモスなどの花き類も加害を受ける 。

(Cica-MERCK)，溶媒はアセトニトリル／水＝ 4： 6，

本種は吸汁性であるため，葉での被害症状ははじめ葉流速 1 ml/min，カラム温度 40℃，サンプル量 10μ lで行裏の葉脈沿いに１〜３ mmの白斑 を生じ，密度が高った。

まるにつれて銀白色の斑紋が拡大してくる。さらに密2−3

バイオアッセイ度が高まると巻葉して枯れ上がり，後には落葉する。

インゲンの葉は，発芽７〜 10日の本葉（φ 30mm）

近年，化学農薬に対する抵抗性が増大し，生物農薬のを用いた。ニーム抽出液を葉の表に塗布し，乾燥させ開発が待たれている。また，本種は，飼育も比較的容た。添着剤としてグラミン（農林水産省登録第 13662
号，三共株式会社製）を最終希釈倍数が 1,000倍とな＊１生物食品研究所

るように，ニーム抽出液に添加した。ガラス製円筒容＊2 クロレラ工業株式会社

器（外径 30mm，内径 27mm）の筒の端に塗布面を中にして，葉を載せ，寒天（ 5%，厚さ 5〜 7mm）をその上は 72.3 ppmであり，アザジラクチン Aの濃度と摂食阻から載せ，それらをパラフィルムで巻いて固定した。

害活性の間に相関が認められた。

成虫 20匹を筒の中に入れ，ビニールで蓋をした。 25℃
で摂食させ， 48時間後の加害面積を判定した。
サンプル溶液は，アザジラクチン Aの濃度を基準と今後は，農作物の病原菌（カビ，細菌）に対して抗菌もしくは静菌効果があるかどうかの検討を行う予定
である。

し， 10倍ずつ濃度が異なるニーム抽出物を 4濃度，グラミン 1000倍希釈蒸留水で調製し，各々の濃度で 3連100
摂食阻害率（％）

行った。ブランクとして，ニーム抽出物の代わりにグラミン 1000倍希釈蒸留水を添加したものを用いた。ブ
ランクの葉の加害面積（ cm ）を摂食阻害活性 0％とし ，2

加害面積 0（ cm2）を摂食阻害活性 100％とした。
2− 4

80
60
40
20

葉の加害面積の測定

00.01

葉をデジタルカメラでとり，画像解析により加害面

0.1
1
Azadiractin A conc.(ppm)

積を算出した。
図−１

3

10

ニーム抽出物溶液のアザジラクチンＡ濃度と摂食阻害率

結果と考察

3−1

ニーム抽出物の成分
100の濃度（ アザジラクチン A含有量 ）は ，0.203％（ w/v）

80

摂食阻害率（％）

HPLCで分析した結果，インド産ニーム抽出物溶液であった。乾燥粉末の濃度は， 6.40％（ w/v）であった。
3−2

ニーム抽出物の摂食阻害活性

60
40
20
0

溶液は 0.01〜 10ppm，乾燥粉末は 0.5〜 500ppmの範囲

0.11

で用量依存的に摂食阻害活性を測定した。これらの希釈率は，予備試験を基に決定した。図− 1，図− 2に，

図−２

10
100
Azadiractin A conc. (ppm)

1000

ニーム抽出物乾燥粉末のアザジラクチン A濃度と摂食阻害率

実験開始 48時間後の摂食阻害率とアザジラクチン A濃度（対数目盛）との関係を示した。これらのグラフか

5

参考文献

ら，溶液及び乾燥粉末の EC50(半数影響濃度 , Median1)S. V. Ley, A. A. Denholm and A. Wood: Natural product

Effective Concentration）は，それぞれ 0.1 ppmから 1 ppm

reports, p. 109( 1993)の間，及び 10ppmから 100ppmの間にあることが判る。

2)Kanth M. S. Sundaram: J. Environ. Sci. Health. B31( 4),EC50を算出した結果，溶液及び粉末の EC50値は，それp. 913( 1996)

ぞれ 0.213 ppm（危険率 5％以下で有意 ），及び 72.3 ppm

3)A. J. Mordue( Luntz) and A. Blackwell: J. Insect Physiol,（危険率 1％以下で有意）であった。ミナミキイロア

vol39, No.11, p. 903( 1993)

ザミウマの摂食阻害活性は ，溶液が乾燥粉末より約 300

4)湯嶋健ほか：昆虫の飼育法 ,p.28,日本植物防疫協会

倍高いことが判明した。この原因として今回使用した（ 1991）

乾燥粉末が何らかの原因で活性を失ったと考えられ

5)永井一哉：ミナミキイロアザミウマ，農村漁村協会

る。

（ 1995）6)一松時生ほか：平成 12年度福岡県工業技術センター

4

まとめ
ニーム抽出物のミナミキイロアザミウマに対する摂食阻害活性を測定した。その結果，ニーム抽出物溶液の EC50値は 0.213 ppm，ニーム抽出物乾燥粉末の EC50値

研究報告， p.113( 2001)

誘電体薄膜の形成と機能性に関する研究
組成制御による高機能誘電体材料の合成と評価
有村雅司 ＊ 1

山下洋子 ＊２

藤吉国孝 ＊２ 倉田奈津子 ＊１ 桑原誠 ＊３

Study on Preparation and Functional Estimations of Ferroelectric Thin Films
Preparation and Evaluation of Highly Functional Dielectric Material by Composition Control
Masashi Arimura， Yoko Yamashita， Kunitaka Fujiyoshi ， Natsuko Kurata， Makoto Kuwabara
著者らはゾルゲル法によってチタン酸バリウムのナノ粒子を調製し，それを 直接成膜に利用する ナノ粒子コーテ
ィング法について検討を行っている １）。本法で作製した薄膜の電気的または光学的特性は，ナノ粒子の結晶化度や結晶子径に大きな影響を受けると考えられるため，これらを制御する必要がある。そこで本研究では，ナノ粒子の調製条件を 検討し，ナノ粒子の 結晶化度及び結晶子径の制御を試みた。その結果， 金属アルコキシド溶液を加水分解する際の水の添加量及びナノ粒子の結晶化を行う際のエージング条件 によって，ナノ粒子の結晶化度及び結晶子径を制御できることが分かった。また，これらのナノ粒子を用いて作製した薄膜の誘電特性は，ナノ粒子の調製条件によって大きく異なることを見いだしたので報告する。

1

はじめに

を直接成膜に利用する方法（ ナノ粒子コーティング法 ）チタン酸バリウム（ BaTiO3；以後 BTO) 系材料はペを検討している １）。本法で作製した薄膜の微細組織は ，ロブスカイト構造を有する代表的な強誘電体化合物であナノ粒子の結晶化度や結晶子径に影響を受けると考える。BTO系材料は，その強誘電性に基づく大きな誘電率られる。そこで本研究では， 金属アルコキシド溶液を加や圧電定数を持つだけでなく，微量のドナー元素の添加

水分解する際の水の添加量及びエージング条件を変化さによって半導性をも示す。この様な性質を利用し，BTOセ

せることで，ナノ粒子の 結晶化度及び結晶子径を制御す

ラミックスは，高容量セラミックスコンデンサ，圧電材料及ることを試みた。そして，これらのナノ粒子を用いてびPTCRサーミスタ材料としてエレクトロニクス分野で幅広

薄膜の作製を行い，結晶化度及び結晶子径が薄膜の膜く応用されている。また，BTOは大きな電気光学定数を有質や誘電特性に与える影響について検討を行った。

しているために光学材料への応用も期待されているが，良質な単結晶を得ることが容易ではなく，今だに実用化には

2

実験方法

至っていない。しかしながら，透明セラミックスが得られ，さ2−1 (Ba,Sr)TiO 3ナノ粒子コーティング 溶液の調製らにその光学物性にサイズ効果が現れるようなナノ結晶透( Ba,Sr) TiO3(以後 BSTO)金属アルコキシド溶液は既明セラミックスが開発できれば，新しい光学材料としての報２）展開が期待できる。

が良いとされている Ba:Sr:Ti ＝ 0.6:0.4:1( mol)とした。

に従って調製した。組成は一般的に最も誘電特性

BTO系薄膜の作製方法としては，ゾルゲル法，MOCVD

乾燥窒素雰囲気下で調製した1.0mol/ ç のBSTO金属アル法，レーザーアブレーション法などが研究されており，これコキシド溶液を−10℃で撹拌しながら水を滴下し，加水分らの研究の中で薄膜の誘電特性は配向性や結晶粒子サ

解・重縮合を行ってゲルを合成した。水の添加量は金属アイズなどの薄膜の微構造に大きな影響を受けることが明ら

ルコキシド溶液中のチタン量に対して８，９，１０倍モルとしかになっている。 我々は薄膜の作製方法として，従来のた。 その後， 得られたゲルを密閉容器中で３０℃もしくはゾルゲル法より高濃度の金属アルコキシド溶液を用い

５０℃で一定時間保持し（ エージング処理 ）ゲルの結晶化

る高濃度ゾルゲル法によってナノ粒子を調製し，これを行い，結晶性のナノ粒子を得た。このようにして得たナノ

＊１
＊２
＊３

機械電子研究所
化学繊維研究所
東京大学-1-

結晶子径 ／nm

Intensity

16

2theta ／degree
図−１ 結晶ピークと非晶質ハローのピーク分離
上：元のXRDパターン，下：ピーク分離結果
1

結晶子径 ／nm

結晶化度

10倍モル

12

9倍モル

10
8倍モル
8

エージング温度 50℃
10倍モル

14

0.8
0.6
8倍mol，30℃

0.4

10倍mol，30℃
8倍mol，50℃

0.2
0エージング温度 30℃

14

10倍mol，50℃

0

100
200
エージング時間／hour

9倍モル

12
10
8

8倍モル

6
0

300

0.2

0.4 0.6
結晶化度

0.8

1

図−３

BSTOナノ粒子の結晶化度と結晶子径の相関
水添加量：８倍，９倍，１０倍モル
上：エージング温度 ３０℃，下：エージング温度 ５０℃

図−２ BSTOナノ粒子の結晶化度の経時変化
水添加量：8倍，10倍モル，エージング温度：30℃，50℃

粒子を 2-メトキシエタノール中に投入後， 超音波処理

薄膜の表面形態及び断面を走査型電子顕微鏡（SEM；

により約 0.02mol/ç の ナノ粒子コーティング溶液を調製しエリオニクス製，ERA-8800） によって観察した。誘電特性

た。

は，薄膜上に上部電極として1mmφのアルミニウムを蒸着

2−2

BSTO薄膜形成

し，インピーダンスアナライザー（ヒューレット・パッカード

ナノ粒子コーティング溶液を用いて Pt/Ti/SiO2/Si

製，HP4192A）を用いて測定した。

(100)基板上に スピンコーティング法（ 回転数3200rpm
・回転時間30秒間）による成膜を行い，150℃で５分間乾燥3をした。 上記成膜過程を多数回繰り返した後，８００℃で２3−1

時間本焼成を行った。

晶性と結晶子径の変化

2−3

試料評価

結果と考察
水添加量及びエージング温度によるナノ粒子の結図−２にナノ粒子のエージング処理による結晶化度のナノ粒子の結晶性の評価はX線回折装置（XRD；理学

経時変化を示す。ナノ粒子の結晶化の進行は，水の添加

製，RINT2500）によって行った。 結晶化度( Xc)は， 図−１

量が増加，あるいはエージング温度が高温化するにつれに示すように，得られたナノ粒子のXRDパターンを結晶かて速くなった。いずれの条件でも結晶化度は約0.8付近まらの回折ピークと非晶質成分であるハローとに分離し，そで直線的に増加することが確認できた。水の添加量をチ

れらの積分強度を用いて式（１）から算出した。

タンに対して８倍モルから１０倍モルに増加することによっSc・・・（ １ ）Sc + Saて結晶化の進行速度（直線の傾き）は約４倍となった。エ

Sc：結晶ピークの積分強度
Sa：非晶質ハローの積分強度となっている。また，この図から水の添加量が少ない場合

Xc =ージング温度を30℃から50℃へ変化させても同様の結果

でも，エージング処理を長時間行うことによって結晶化は十分に進行することが分かる。

また，結晶子径はXRDパターンの(110)ピークの半値幅か

図−３に異なる水の添加量とエージング温度で調製しらScherrerの式（式（２））を用いて算出した。

D(110) =0.94λ
・ ・ ・（ ２ ）β cos θたナノ粒子の結晶化度と 結晶子径 の相関関係を示す。
３０℃でエージングを行った場合（図−３上），いずれのＤ (110) ：結晶子径

水添加量においても結晶化度が0.5以下の 結晶化初期 で

β： (110)ピークの半値幅
θ： (110)ピークの回折角λ： 測定X線波長は，結晶化の進行とともに結晶子径は増加するが， 結晶化度が 0.5 以上になると結晶子径 はほぼ一定値となる傾
-2-

30
Pt

150℃

0
Xc

○

Pt
○

800℃

水添加量

○

150℃

30
40
50
2 theta／degree

9

8

10

9

8

60
[薄膜の結晶子径]／[ナノ粒子の結晶子径]2010

図−６ BSTO薄膜とその成膜に用いたナノ粒子の結晶子径ナノ粒子の調製条件（エージング温度，水添加量）と結晶化度Xcで分類

Si

10

10
5

Pt

○

15

0.3
0.9

Xc：0.6
Ｄ：15nm

20

0.4
0.7

800℃

○

0.3
0.9

Intensity ／a. u.

焼成温度↓

５０℃エージング

0.1
0.3

Pt

○

800℃焼成膜
ナノ粒子

0.1
0.7

○

○

３０℃エージング

25

0.1
0.6

Si

結晶子径 ／nm○：BSTO
Xc：0.1
Ｄ：10nm結晶子成長率図−４ 代表的なBSTO薄膜のXRDパターン
上：結晶化度が小さいナノ粒子から作製した膜
下：結晶化度が大きいナノ粒子から作製した膜

BSTO
Pt
Si

図−５ 代表的なBSTO薄膜の表面形態と破断面のSEM像
Xc＝0.6，D＝15nmのナノ粒子から作製

3
水添加量１０倍モル
30℃エージング
50℃エージング

2.5

2

1.5

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

結晶化度

図−７ BSTO薄膜の結晶子成長率
水添加量：１０倍モル，エージング温度：30℃, 50℃

向が確認できた。その 結晶子径 は水添加量を８倍モルか燥を行っただけでもBSTOの回折ピークが確認できた（図ら１０倍モルへ増やすことで１０〜１５nmの範囲で変化させ−４下）。一方，８００℃で焼成を行った薄膜については，ることができた。更に水の添加量を増減することで，結晶成膜に用いたナノ粒子の種類によるXRDパターンの違い

子径の制御範囲を拡大できることが予想できる。

はなかった。このことから，いずれのナノ粒子を用いて薄一方，５０℃でエージングを行った場合（図−３下），水膜を作製しても，800℃で焼成を行うことでBSTO単相が得

添加量の違いによる結晶子径の差がほとんどないことかられることが確認できた。図−５に得られた 薄膜 の表面及ら，水の添加量による結晶子径の制御は困難であると考び断面の代表的なSEM写真を示す。薄膜の形態は，用いえられる。また，３０℃でのエージングの場合と比較して，たナノ粒子の結晶化度や結晶子径に関係なく， 粒径が結晶子径が小さくなる傾向が見られ，その傾向は，水の添20〜40nmの粒子が堆積したような状態であった。

加量が多くなるほど顕著であった。これは，エージング処

図−６に，式（２）より算出した薄膜の結晶子径を比較し理の温度が高くなると，結晶化初期に形成される結晶核た図を示す。この図は，ナノ粒子の調製条件（エージングの数が多くなり ， 粒成長を阻害すると予想している。

温度，水添加量）と結晶化度で分類してある。また，参考

以上のことから，エージング温度を低温化すると結晶子のために，ナノ粒子の結晶子径も同時に示した。30℃で径が大きくなる傾向があり，そして，低温でエージング処

エージングを行ったナノ粒子から作製した薄膜の結晶子理を行った場合は，水の添加量によってナノ粒子の結晶径は約20〜30nm，また50℃でエージングを行った場合は子径をナノメートルオーダーで制御可能であることが分か

約15〜20nmを示し，30℃でエージングを行った方が結晶った。また，ナノ粒 子の結 晶化度はエージング処理時間

子径が大きくなる傾向があった。また，30℃でエージング

によって任意に制御できることが分かった。

を行った中では，水の添加量が多いほど薄膜の結晶子径は大きくなる傾向が見られた。これらの傾向は，ナノ粒子

3−2薄膜の特性評価の結晶子径と水添加量及びエージング温度との関係に類

3-2-1

薄膜の形態

似している。結晶子の成長率（[薄膜の結晶子径]／[ナノ代表的なBSTO薄膜のXRDパターンを図−４に示す。

粒子の結晶子径]）は，結晶化度の低い方が大きくなる傾

結晶化度の高いナノ粒子から作製した膜は，150℃の乾向が見られ，粒成長しやすい状態にあると考えられる。
-3-

（図−７）

これらのナノ粒子を用いて薄膜の作製を行い，結晶化

これらの事から，ナノ粒子の調製条件を変えることによ

度及び結晶子径が薄膜の膜質及び誘電特性に与える影って，薄膜の結晶子径の制御が可能であると考えられる。

響について検討し ，以下のことが明らかになった。

3-2-2 薄膜の誘電特性

水の添加量を増加することで，ナノ粒子の結晶化の速図−８に，水添加量が10倍モルのナノ粒子から調製し度及び結晶子径は増加した。

た薄膜の10kHzにおける誘電率を示す。水添加量とエー

低温でエージング処理を行った場合，水の添加量によジング温度が同じ条件の場合，ナノ粒子の結晶化度が低ってナノ粒子の結晶子径をナノメートルオーダーで制御可

いほど誘電率は高くなる傾向があった。しかし，結晶化度能である。

が0.2以下のナノ粒子を用いて作製した薄膜は，上部電極

エージング温度が高温になると，ナノ粒子の結晶子径と下部電極との間で導通が起こり誘電特性が評価できなは減少する傾向があると考えられる。また，その傾向は水かった。結晶化度が低いナノ粒子は残留有機物等の不純の添加量が多いほど著しかった。

物を多く含 んでおり，これが薄膜の焼成時に燃焼して粒本法によって作製した薄膜の誘電率は，成膜に利用し子間の空隙が大きくなっていると考えられる。また，XRDでた ナ ノ 粒 子 の 結 晶 化 度 が 低 い ほ ど 増 加 す る 傾 向 が あっは認められなかったが，不純物が副生成物相を形成し特た。

性に悪影響を与えている可能性も考えられる。そのため，ナノ粒子の調製条件によって，薄膜の誘電特性の制御

薄膜の誘電特性を向上させるためには，エージング処理が行えると考えられる。

によってナノ粒子中に含まれる不純物を除去する必要があると考えられる。

5

エージング温度による誘電率の違いを比較すると，30

参考文献

1) 桑原誠，倉田奈津子，緒方道子，山下洋子，有村℃の方が誘電率が大きくなる傾向があった。水の添加量

雅司 :セラミックス , Vol. 36, p.412 ( 2000)

及びエージング条件によって， 薄膜の誘電率は約60〜

2) 緒方道子，山下洋子，有村雅司，倉田奈津子，桑150の範囲で変化することが確認でき，ナノ粒子の調製条

原誠 :福岡県工業技術センター研究報告， p.63

件を制御することで薄膜の誘電特性の制御が行えることが分かった。一般的に薄膜の結晶子径が大きいほど誘電率は大きくなる傾向があるので，水添加量及びエージング
処理を最適化し，結晶子の大きな薄膜を調製することで更なる誘電率の向上が期待できる。

150

誘電率

10 kHz100
水添加量１０倍モル
30℃エージング
50℃エージング
50

0

0.2

0.4
0.6
結晶化度

0.8

1

図−８ BSTO薄膜の誘電率（測定周波数 10kHz）
水添加量：１０倍モル，エージング温度：30℃, 50℃

4

まとめ
本研究では， 金属アルコキシド溶液を加水分解する際の水の添加量及びエージング条件を変化させることで，ナノ粒子の結晶化度と結晶子径の制御を行った 。そして ，-4-( 2001)-5-