芝浦工大研究報告理工系 59－２

59－68（2015）59

翼構造を持つターボファン一体成形技術の開発とその展開
Development of Plastic Molding Technologies of Wing-Structured Turbofans
相澤龍彦*

山田崇*

松田正雄**

Tatsuhiko Aizawa*, Takashi Yamada* and Masao Matsuda**
The wing-structured turbofans have been widely utilized in various industrial systems.

In particular, the continuous

plastic turbofans become popular because of their light-weight, structural integrity and cost-competitiveness.

In thepresent paper, the engineering base for design of multi-wing structured turbofans for each application is built in with
importance on the effect of geometric parameters on the pressure and volume velocity distributions.
mechatronic mold design is proposed to make a single shot injection molding of turbofans.
the efficient production of various wing-structures in practice.

Next, theThis mold design holds on

Mini-/micro continuous turbofans with multi-wingstructures are fabricated by the mini-mold-stamping system on the basis of miniature mechatronic mold design.
Keywords: Turbofans, Multi-wing structure, Mechatronic mold, Single-shot injection molding, Mini-turbofans, CFD

1. はじめにどのように圧力・体積速度などが変化するかを議論する。
実験的には，3次元プリンターで作製した一体化ターボ

ターボファンは，空調あるいはエアータオルの心臓部ファンの風洞実験結果の比較検討から，その特徴を定量として広く利用されている1) 。さらに羽のない扇風機，化する。次に，メカトロ金型を用いた一体成形型構造をダイソンに代表される掃除機など，その用途は拡大を続考案し，その動作挙動と成形挙動について詳細に述べる．

けており，[1]空気・水の搬送による冷却，[2]空気・水

これにより，一体化ターボファンの製品特性と製造手法の流速加速による清掃・脱水，[3]差圧発生による吸気・との対応を示す。その上で新しい一体化ターボファンの吸水など，その仕様特性もさまざまである2) 。またター展開として，一体化成形システムの微小化を進め，一体ボファンへの高速化・軽量化・高信頼化は基本的な要請化マイクロ－ミニ・ターボファンの可能性を検討する。

であり，金属ターボファンからプラスチックターボファ

上記の理論結果ならびに実験結果より，一体化ターボフンへ，分割・接合・溶接ターボファンから一体成形したァンデザインのための計算風洞技術のあり方ならびに，ターボファンへと，製品デザインコンセプトも大きく変一体化成形技術の展開についても考察する。

貌を遂げている3) 。さらに用途特性・仕様特性を適切に満足するターボファン形状最適化，微小部位の冷却・微小空間の吸気・吸水などターボファンにおいても，微小サイズ化が強く求められつつある4，5）。

2. 一体化ターボファンデザイン
前述したように，一体化ターボファン形状には種々の研究者らは、6年間にわたり，メカトロ金型によるタ製品群がある。ここでは，図１に示すように，中央からーボファンの一体成形技術の開発に従事してきた。特に吸い込み，周辺へと移流する3次元空気流を実現する形その中で，翼構造を有するターボファンが特性向上をは状を考える。最初に，実験結果との比較が比較的容易なかる上で重要な形状因子であることを見出した。ここで簡易モデルを考える。圧力・体積速度分布等に影響を与は，種々の形状を有するターボファンの中で，この翼構える一体化ターボファンの形状因子に注目し，簡易モデ造を有するターボファンに注目する．最初に，翼列モデルによるパラメータ依存性を検討した。次に，非圧縮流ルに準じた解析的取り扱いならびに，３次元空気流体解体を仮定した3次元CFD解析モデルを構築し，ターボフ

析をベースに，３次元ターボファンデザインについて検ァン内での3次元空気流体挙動を詳細に調査した。最後討する。特に，翼構造パラメータの変化に対応して，に，簡易モデルによるターボファンデザインの可能性を* デザイン工学部デザイン工学科 Department of Engineering and Design, College of Engineering and Design** 松田金型工業株式会社 Matsuda Mold Engineering, Co. Ltd

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検討するために，3 次元造形法により一体化ターボファ

くなる。この簡易モデルにより，トルク・回転数およびンモデルを作製し，簡易風洞実験によりパラメータ依存出口半径を既知とすると，種々の出口形状パラメータお性を実験的に検証した。

よび翼数の影響を定性的に議論できる。

2.2 モデル実験による評価
3 次元光造形法を用いることで，材質・幾何学的精度を別として，CAD で設計したターボファン実験モデルを作成することができる。ここでは，図 2 に示すように，翼間の空気層の入口・出口高低差を変化させるとともに，翼数・入口半径も変化させ，ターボファンモデルを製作した。

図１

代表的な翼構造を有する一体化ターボファンの例。

Fig. 1 A typical continuous turbofan with the multi-wing structure.

2.1 簡易理論モデル
多翼構造を有する一体化ターボファンの簡易理論モデ
ルとして，翼列モデル6)を考える。この簡易理論では，ターボファンがなす仕事（W）は，回転数()とトルク

図2

ターボファンモデルの 3 次元光造形作製における（T）との積で与えられ，トルクは空気流入量（Q）とパラメータ変化。

入口・出口の圧力差あるいはヘッド（P）の積で与えら

Fig. 2 Geometric configuration of turbofan models.

れる。すなわち、W =  x T, T = Q x P,(1)

ここで，理論ヘッドPは，出口流速（u2 ）およびターボファンの出口形状によって以下で与えられる。

P =  x [ x u22 – u2 x Q / A2 / tan(2)],(2)

ここに，は空気密度，A2は出口断面積，2は出口翼角度であり，式(2)の第２項が出口形状の依存性を反映した圧力損失項になる．特に，パラメータは有限翼列におけるすべり係数であり，以下のように，翼数と出口翼角

図3簡易風洞実験装置。

Fig. 3 A simplified blowing experimental apparatus.

度が影響する。
評価実験では，図 3 に示す簡易風洞実験を行い，ターボ1/2

 = 1 – [sin(2)]

0.7/Z

(3)

ファンを所定の回転速度で稼動させ，入口・出口速度・圧力などを測定した。なお，一連の実験では実用化試験

ここに，Zは翼数を示し，翼数が多くなると式(3)の第2も兼ねて実施したので，雑音発生･消費電力など，製品項は事実上ゼロとなり，無限翼列モデルに帰着する。まとしてのターボファン特性についても調査した。

た出口翼角度がゼロに近くなっても，この補正効果はな

ここでは，種々のパラメータ依存性の中で，入口径・This document is provided by JAXA.

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入り口高さの影響は，圧力差で最大 0.2kPa 程度と大き空気流動層形状ならびにターボファン上部・下部構造もくなく，上述した簡易理論モデルのように出口形状のみ曲面となるため，簡易化の取り扱いは難しい。以下ではで議論してよいことが実験的に確認できた。以下では，

この課題を解決するために，3 次元 CFD(Computational

出口形状の影響のみを記述する。式(2)より，出口高さFluid Mechanics)によるシミュレーションを用いた定量の増大による出口断面積の増大，ならびに出口翼角度の評価を開始した。

増大により，静圧は単調に増加すると予想される。図 4および図 5 に，出口高さならびに出口翼角度に伴う静圧

2.3 3 次元 CFD によるシミュレーション
ここでは，CFD（数値流体解析）による遠心ターボフの変化を示す。

ァン内部における回転（運動）時の内部流体の流れを静的（定常的）に計算する手法を確立し，ターボファンデザインへの展開を模索した。簡易モデルあるいは簡易風洞実験からも推察されるように，遠心ターボファンの性能と用途は，その形状との関係性とその最適化がきわめて重要である。また後述するように，ターボファンの一体成形技術においては，3次元形状として実現できるターボファン形状に一定の制約が生じる。限定された形状パラメータの中で、ターボファン特性を用途別に向上させるかが課題となる。
図4

出口高さに伴う静圧の変化。

最初に簡易理論モデルでは不明確であった，翼間の空

Fig. 4 Variation of the static pressure with increasing the exit height in

気流動について記述する。ターボファンでは，図6に示

the turbofan.

すように，ファンの回転により入口速度が変化して出口速度となる，速度三角形を考える。

図5

出口翼角度に伴う静圧の変化。

Fig. 5 Variation of the static pressure with increasing
the wing angle at the exit of turbofan.

図6

ターボファンデザインにおける速度三角形．
Fig. 6 Velocity triangle in the turbofan design.

上記の実験データは，簡易理論モデル予測と定性的に一致しており，ターボファンの出口形状などのおおまかなCFDでは絶対座標系で空気流動を記述するため，上記のデザインは，式(2)にしたがって行うことができる。ま

速度三角形は，図7に示すように，翼の回転にともなうた翼数が 7 以上のターボファンでは，有限翼列に伴う補回転座標系からの相対速度効果と，翼間におけるコリオ正の影響は，実験誤差範囲内であり，ここで対象としたリ力の効果の２つを考慮しなければならない。具体的に小型ターボファンでは，無限翼列として扱っても事実上は，回転座標系内に流入する空気速度に遠心力の効果を支障のないこともわかった。しかし，後述するように，加味し，翼間ではコリオリ力を，出口では回転座標系か次世代のターボファンをデザインする場合には，翼間のらの相対流出速度を考慮することで，簡易風洞実験と同This document is provided by JAXA.

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様に絶対座標系あるいは空間固定座標系における速度分布ならびに圧力分布が求められる。

図9 3次元CFD解析のための要素モデル。

Fig. 9 Three dimensional mesh model for CFD analysis.
実際のシミュレーションには，流体計算を行う汎用熱流体解析コードとして，FINAS/CVD（伊藤忠テクノソリューション社製）を用いた。このプログラムでは，時間積分法として陰解法（Implicit scheme）を，圧力計算
図７ 絶対座標系における速度三角形。

アルゴリズムとしてSimple法を用いている。後者は，ナFig. 7 Velocity triangle in the turbofan, defined at the absolute

ビエ・ストークス方程式（微分系）では直接算出できな

coordinate system.

い流れ内部の圧力分布を，評価体積に出入りする流体の各方向の速度差から近似的に算出する手法である7)。

上記により，2枚の翼の間の空気層に関する流体モデル

図９に示すような解析用メッシュモデルを作製し，境が構築できる。加えて，ターボファンは多数枚の翼列か界条件を設定するとともに，解析結果を可視化・評価をら構成されている。このため，解析モデルとしても，図するポストプロセッシングには，FEMAP（Siemens社）を8に示すように多列モデルを必要とする。

利用した。ターボファン形状パラメータとして,図10に示すように,メッシュモデル寸法形状を変化させ，シミュレーションを行った。

図8

ターボファンに対応する多翼列モデル。

Fig. 8 Multi-wing structured model for a turbofan.
実際のCFDでは，上記を考慮した上で，図9に示すように，翼間・上下構造内の空気層を3次元要素に分割したモデルを構築することで，解析モデルとなる。

図10 ターボファン形状パラメータ設定。

Fig. 10 Geometric parameters in the three dimensional CFD
simulation for turbofan design.

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ここでも,出口形状・ターボファン径などの流速分

両図において，内径のみの差異により速度分布に大きな布・圧力分布への影響を調査する。最初に,外径200mm,差が生じている。内径の差による曲率変化の影響もさる

入り口翼角度60°，出口翼角度90°一定として，内径がことながら，内径50ｍｍでは各翼間の左側，100ｍｍで50ｍｍの場合の速度分布を図11に，内径が100ｍｍの場は右側において速い流れが生じており，流速分布パター合を図12に示す。

ンが全く逆となっている。詳細を調査すると，両者における主流の流出速度は20 m/s，50mm内径における流速が遅い領域あるいは失速領域では2 m/s，他方100mm内径ではその領域では8 m/s程度と，内径増加に伴い速度差が低減している。このことは，内径100ｍｍのターボフ
ァンが効率ならびに２次流れなどの不確定要素低減で有利であることを示唆している。
次に圧力分布を比較してみよう。図13において，内径50ｍｍにおける出口圧力の最大値が1.8Paであり，きわめて低い。一方，図14に示すように，100mm内径では，約57Paと30倍の圧力上昇が認められる。これは翼形状によるDiffuser効果が内径を増大することで飛躍的に増大することを意味している。

図11 内径を50mmとした場合のターボファン流速分布。
Fig. 11 Three dimensional velocity distribution in the turbofan whenits inner diameter is 50 mm.

図13 内径を50mmとした場合のターボファン圧力分布。
Fig. 13 Three dimensional pressure distribution in the turbofan when
the inner diameter is 50 mm.

上記の計算条件では，回転数を実験条件範囲まで増加できないため，半定量的な議論でとどまっている。これは風洞実験レベルさらにターボファン製品レベルで使用さ
図12 内径を100mmとした場合のターボファン流速分布。

れる回転数104 にいたる過程で，CFDシミュレーション

Fig. 12 Three dimensional velocity distribution in the turbofan whenが不安定となり，特に圧力精度が低下することに起因し

its inner diameter is 100 mm.ている。定量的なCFDシミュレーションデザインを行う

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正雄には，計算機風洞シミュレーションに耐えられるプログ

主金型コア壁面と稼動金型の間のクリアランス部位に流ラムの改良が不可欠となる。

入，凝固する。図15b)のように冷却後，稼動金型を同時にコア内部から送出することで，射出したプラスチックターボファンを取り出すことができる。

a)

図14

内径100mmとした場合のターボファン圧力分布。

b)Fig. 14 Three dimensional pressure distribution in the turbofan when
the inner diameter is 100 mm.

3. ターボファン一体成形技術
ここでは，ターボファンを構成する上部構造体および翼列を，射出成形により一体成形するための金型技術,一体成形方法および一体成形したターボファンについて述べる。

3.1

メカトロ金型構造

図１に示すようなターボファンを，通常の金型のように，射出したプラスチック製品を冷却後取り出すパーテ
ィション方式で生産することは，製品形状が金型と干渉

図15するため不可能である。翼間の空気層を確保しつつ，上メカトロ金型のCADシミュレーション図。a)ターボファン射出成形時，b)ターボファン取り出し時。

下板構造体と翼列とを一体成形するには，空気層部分にFig. 15 CAD-simulation of mechatronic mold. a) During the injection

はプラスチック溶融材は流入しないように金型でふさいmolding of turbofans, and, b) During the ejection of molded turbofans.

で成形し，成形・冷却後は，その部分の金型が自動的に移動して，成形品を取り出すシステムが必要となる。これがメカトロ金型である。

3.2

稼動金型メカニズム

図15の機構から予想されるように，ターボファンの空

図15に，当該のメカトロ金型のCADシミュレータ図を気層部位を金型で置換するには，入口－出口高低差・翼示す。要は，後述する翼間の空気層形状を実現する稼動の曲率など，金型ならびにその駆動方法に大きな制約条金型設計と，多翼列に対応した稼動金型の同期制御にあ件が課される。またメカトロ金型として製品不良（プラる。射出成形時には，図15a)のように空気層部分の金型スチック材の未充填あるいは，ばり発生）を回避するたが主金型コア内にあるため，注入されたプラスチックはめには，稼動金型形状も最適化する必要がある。さらに，

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多翼構造ゆえに図15に一部示すように，同期制御のためド金型のコアへの充填割合を変化させることで，判断すの機構部品を装備しなければならない。

ることができる。このショートショット実験結果の一例

図15に対応して設計作製した，稼動金型のCAD図面をを図18に示す。

図16に示す。特に入口・出口の高低差をカバーするために，稼動金型が上下でスライドする機構となっている。

図 16

Aメカトロ金型における稼動金型の一例。

Fig. 16 Sliding mold units to move simultaneously in the mechatronic
mold system.

図 18

ショートショット実験ならびに連続射出成形したターボファン。

3.3

射出一体成形プロセス

Fig. 18 Short-shot experimental results with the fully molded turbofan

実際の一体成形は，図15のメカトロ金型をパーティシ

products.

ョン方式で成形装置にセットし，実験を行った。図17に，射出成形機にセットしたオープン上体のメカトロ金型を

図 18 中の A から 5 段階の成形途中のステップを示す。
中心のスプルーから注入されたプラスチック材は，最初示す。の下部構造であるターボファン底板部分を充満する。次に稼動金型間のクリアランス部位（ここが翼部位となる）を充満し，上部構造である上板に達する。プラスチック材の導入方向と逆方向に充満していくことで，未充満部位の発生を防止している。

3.5

一体成形したターボファン

図18の右に，連続して射出成形したターボファン製品を示す。製品精度のチェックを行ったが，バリの発生もなく，一体成形により高精度でターボファン形状を創出できることを確認した。
図 17

メカトロ金型を搭載した射出成形装置。

Fig. 17 Injection molding machine with the mechatronic mold.

この設定により，サイクル時間 30 秒でターボフ
ァン 1 個を生産する目標を達成した。

4. ミニターボファン成形への展開
微小機械システムあるいは医療用・電子部品冷却用のターボファンは微小化が求められている。ここでは，メカトロ金型のコンセプトを活用した，多翼ターボファン

3.4

ショートショット実験結果生産技術について述べる。一般に微小プラスチック製品

図17に示した射出成形方法が適切な否かは，射出するの生産技術には，ミニ射出成形プロセスとミニ・マイク

プラスチック材料と射出パラメータを制御して，モールロモールドプレス法がある。ここでは，後者をベースにThis document is provided by JAXA.

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龍彦・山田

微小ターボファンの生産方式を検討した。

崇・松田正雄料供給機能を含むメカトロ金型とすることで，モールドプレスによるターボファン成形を行う。

4.1

多翼構造のターボファン成形設計

ここでは，直径10ｍｍの斜め多翼構造をもつミニターボファンの成形を考える。一般的な射出成形では，図15

4.2

ミニターボファン成形システム

成形システムのコア技術は，メカトロ金型設計にある。に示すスプール以外にランナー・ゲート部が必須であり，前述したように，モールドプレスによるターボファン成製品形状が微小化するに伴い，成形に必須でも製品に不形においても，翼構造の成形で幾何学的干渉が生じるた要となる部位でのプラスチック材の比率が増大する。文め，モールド成形時には翼間の空気層を型駒が占めるこ献[4]における試算でも，製品に要する体積の5－10倍のとで，上下ターボファン構造と翼構造とを一体成形する。

プラスチック材料を必要とする。したがってミニターボ成形終了後に型駒を稼動させることで，製品を取り出す。

ファンなどの微小プラスチック製品を成形するには，文図20に，図19に設置するカセット金型の全体図を示す。

献[5]にあるような小型射出成形装置あるいはモールドプレス成形装置が必要となる。
後者では，後述するように材料供給方法になお、改良の余地はあるが，図19に示すようにCNC制御することで，ほぼ製品体積に匹敵するプラスチック材料のみを供給することで，製品成形を行うことができる。

図20

メカトロ金型部位を含むカセット金型。

Fig. 20 A cassette mold-die set housing the mechatronic mold core inits inside.

同図において上部が溶融プラスチック部位であり，下部がメカトロモールド部位となる。この部位の詳細を図21に示す。ミニターボファン直径が最大で10ｍｍ程度を想定しているため，１つ１つの型駒を制御する機構は採用せず，空気層を示す型駒を同時に稼動する方式を採用した。具体的には，メカトロ金型を2分し，ターボファンの形状を創製する中央部分の型駒群と，それらを稼動す
図19

CNC制御で製品成形するテーブルトップモールドプレスる金型部位から，型を構成する。後者を回転させること成形装置。

で，前者が空気層を占め，ターボファン翼部分のコアをFig. 19 A table-top CNC mold-stamping system for single-shot形成する。この時点で，プラスチック材料を充填・成形

forming of plastic turbofan.

することで，ターボファンを成形する。成形後は，後者を逆回転させ，前者の稼動型駒を中心部位より同時に離同図において，中央に設置しているカセット金型を，材すことで，製品を取り出すスペースを回復する。

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この方式により，微小な翼構造であっても一体成形するメカトロ金型を構築できる。

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リなどの不具合を防止することができる。成形したターボファンの一例を図22に示す。

図22 成形したターボファン製品事例。
Fig. 22 Mold-stamped turbofan with the skewed wing structure.

8翼構造かつ斜め翼構造のターボファンであり，斜向角度・翼厚ともに精度よく成形できることがわかった。

5. 考察
ここでは特に，一体化ターボファンデザインのための計算機ターボファン風洞コンセプトとミニターボファンの実用化技術について考察する。

5.1

計算機ターボファン風洞システム

計算機ターボファンでは，ターボファン形状およびそのメッシュモデルは，FEMAPのニュートラルファイル
図21 メカトロ金型部位の詳細構造。

をエクスポートし，風洞条件（圧力差；速度条件；回転Fig. 21 Detail structure of mechatronic mold system.

数など）を入口・出口の境界条件・初期条件として与え，定常解析・非定常解析によって，ターボファン内部の34.3

ミニターボファン成形結果

次元速度分布・圧力分布を回転数の関数として求める。

こ こ で は 主 と し て ， ABS 樹 脂 （ ガ ラ ス 転 移 点 ： 約

前述したように，圧力を近似的に求めるSimple法では100℃）を用いた成形実験結果を示す。出発原料は粒状

直接的に圧力バウンダリーを考慮できないため，高回転化したABS樹脂を用い，それを図20における上部の材料数のターボファン特性を求めることが難しくなる。

供給部分に投入し，超高周波IHで急速加熱・溶融化し，現在開発を行っているシステム8) では，圧力境界条件溶融体を上部からメカトロ金型部位に注入することで成のみでもCFD解析できるようにするとともに，非定常解形を行う。モールドプレス成形では，射出成形と異なり，析を通じて定常解を回転数増加にともない逐次的にもと

図20のカセット金型上部に負荷を与えることで，形状創めていくことで，目標回転数における3次元速度分布な製を行う。ガラス転移点直上の成形温度範囲で，プラスらびに圧力分布を求める。その上で，この解析データをチック溶融体粘度が高い条件でも成形でき，未充填・バ用いて，ターボファン入口・出口での体積速度変化，圧This document is provided by JAXA.

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龍彦・山田力差などを求め，風洞特性データをターボファン形状ご崇・松田正雄

より微小なプラスチックターボファンの創製を目指す。とに特性データ化する。さらに，ターボファン形状変化に伴う特性データ変化を対応させ、形状最適化を進める
感度解析機能を高めていく。

5.2

ミニターボファン実用化技術

ミニターボファンを実用化するには，成形プロセス時間の短縮化と成形安定性が必要である。当該のモールドプレス成形では，材料供給の連続化がプロセス時間短縮・プロセス安定化の両面で重要である。現在、プラスチック粒状体を連続的に供給しつつ，メカトロ金型への謝辞
本研究を進めるにあたり，戦略的基盤技術高度化事業に携わった多くの技術者ほかに感謝の意を示す。特に，タマTLO・松永氏の実験ならびに解析に関する協力に深謝したい。またミニターボファン製造装置の開発では，芝浦工業大学・学生であった中島氏・中村氏・八木氏・馬場氏によるところが大きい。ここに謝意を示す。
なお，本研究の成果の一部は上記事業費による。

溶融プラスチックを制御注入する機構部品を作製中である。ここでは，スパイラル流路中を圧力負荷しつつ過熱

なお，本論文は，筆者らがまとめた戦略的基盤技術高制御し，メカトロ金型への注入時に溶融体粘度もコント度化支援事業研究成果報告(2013年度)を元に，その後の9)ロールして成形する 。これにより，成形時間を大幅に共同研究を通じて深化させた内容を加味し、さらに筆者短縮し，１ショットを1分以内におさめる成形プロセス

らがMF2015（鍛圧機械工業会主催，2015年7月ビッグサとする。

イト）で口頭発表した内容も含めた論文である。

6. おわりに

参考文献

一体成形されたターボファンは，その大小に係わらず，種々の工業用製品で採用され，使用される機会が増大している。その要請に応えるには，用途・仕様に適合するターボファン形状をデザインし，その流動特性を予測する手段が求められる。計算機ターボファン風洞は，その要請を満足する唯一ともいえる手段であり，今後整備を急ぎたい。特に，ターボファン製造メーカーならびに大手川下メーカーとも連携して，過去の設計製作事例の分析も行い，計算機ターボファン風洞の定量的特性解析能力を目指したい。特に圧力バウンダリーを自在に設定し，各回転数において非定常解析で得た定常解を求めることで特性データを取得する。
一体成形用金型に関しては，メカトロ金型の機構を検討し，これまでの一体成形手法からの脱皮と展開をはかる必要がある。特にミニ・マイクロターボファンの一体[1] SUNON Corporation: Ultra mini-turbofans for heat managementin the small space of electric parts and devices. 2012.
(http://special.nikkeibp.co.jp/ts/article/aa0h/110823/).
[2] SONY: Introduction to micro-turbofans and mini-turbofans. 2012.
http://www.sony.co.jp/Products/SCHP/cx_pal/vol69/pdf/fanmotor.pdf).
[3] 経済産業省，「ターボファン一体成形用メカトロ金型の開発」平成 25 年度戦略的基盤技術高度事業最終報告書(2013)。
[4] T. Aizawa, M. Nakajima, S. Kurozumi, S. Iwa, K. Itoh, “Micromold-stamping of plastic mini-turbofans via table-top CNCpressing system,” Proc. 8th ICOMM (2013) 650-657.
[5] T. Aizawa, K. Itoh, T. Fukuda, “Fine micro-stamping system formicro-pattern printing onto polymers and glasses,” Proc. 10thICTP Conference (2011) 1097-1102.
[6] ターボ機械協会編，「ターボ機械・入門編」日本工業出帆(1989)。
[7] S.V. Patankav,「コンピュータによる熱移動と流れの数値解析」森北出版(1983)。
[8] 山田崇，「ＭＦ-Tokyo での講演報告」塑性と加工，日本
塑性加工学会(2016)(印刷中)。
[9] T. Aizawa, T. Baba, S. Kurozumi, “CNC micro-mold-stampingof plastic turbofans via mechatronic mold system,” MechanicalEngineering Journal. (2016) (to be published).

(2015 年 9 月 27 日受付)

成形では，原料供給機構改良も含めた技術改良を進め，This document is provided by JAXA.