快適な寝具の研究開発
生体信号を用いた寝具の評価方法に関する研究
西村博之 ＊１

石川弘之 ＊１ 古賀徹 ＊２

Research and Development of Comfortable Bedding
Research about Evaluation Methods of the Bedding Using the Living Body Signal
Hiroyuki Nishimura, Hiroyuki Ishikawa, Toru Koga
寝具は生活サイクルの中で最も長時間を占有する用具でありながら，現状では重要視されていない。また，統計調査によると，睡眠に関して問題があると回答している人は90％以上にもなる。本研究では，昨年度の研究により開発したウレタン製と羊毛製の試作品を用いて，これらの性能を評価するために，就寝時の睡眠ポリグラフィ及び皮膚温の生体情報と寝床内温湿度を測定し，起床時の主観評価と合わせて解析した。その結果，開発品は2種類とも一般の羊毛・ポリエステル混紡の敷き布団と比較して快眠が得られていることが解った。

1

はじめに

2

脳科学の面から見れば，睡眠は脳をもつ生命体に特

2-1

実験方法
寝具材の物性評価

有の生理機能である。よって，質のよい睡眠があって敷き寝具の物性を数値で評価するために，表-1に示

はじめて，脳は高次の情報処理能力を発揮できる。しす3種類の敷き寝具について，保温性及び通気性試験をたがって，発達した大脳をもつ高等動物ほど睡眠の役行った。

割は大きい。

表-1

厚生労働省の統計調査によると，睡眠に関して問題があると回答した人は90％以上になっており，「朝起きても熟睡感がない」，「なかなか寝つけない」とい

寝具１

寝具２

寝具３

称

羊毛混敷き布団

ウレタン製開発品

羊毛製開発品

サイズ

100×200×8㎝

100×200×10㎝

100×200×8㎝

名

素

材

った問題点が上位となっている。

巻きわた
羊毛

2.0㎏
50%

ポリエステル系

巻きわた

ウレタンフォーム

羊毛

ポリエステル50%

本研究においては快適な睡眠を確保するために，寝芯わた付きが良く，睡眠持続性がある敷き寝具の開発を目的とする。また，開発した寝具の機能評価を行い既存品

敷き寝具仕様ポリエステル50%

2.0㎏

芯わた

ポリエステル100%
重

量

4.0㎏

2.0㎏
50%

2.0㎏

ポリエステル100%
8.4㎏

4.2㎏

と比較して優位性を客観的に示すことにより，中国産などの安価な寝具との差別化を図り，県内産業の保護に貢献する。

2-1-1

保温性試験

保温性試験は，大栄科学精機製作所製A.S.T.M.型試

本報告では，昨年度工業技術センターにて研究開発

験機を用いて行った。これは，人間の体温(36℃)を標したウレタンを用いた試作品，みつる株式会社にて開準とした表面温度を保持する試験板上に敷き寝具のサ発した羊毛を用いた試作品及び一般的な羊毛・ポリエ

ンプルを置き，一定時間内にこの試験片を通過して放ステル混紡の3種類の敷き布団を用いて，睡眠ポリグラ

散される熱損失(放熱量)を求め，計算式からその保温

フィ，皮膚温，主観評価，寝床内温湿度の測定を行い，性を算出する試験機である。

データを解析することによって寝心地の評価を行い，2-1-2

開発品の快眠に関する機能性を客観的に示した。

通気性試験

通気性試験はJIS L 1096に準じて東洋精機製作所製
フラジール型試験機を用いて行った。これは，円筒の一端に敷き寝具のサンプルを取り付けた後，加減抵抗*1 化学繊維研究所*2 みつる株式会社

器によって一定の圧力を示すように吸い込みファンを調整し，そのときの垂直形気圧計の示す圧力と，使用した空気穴の種類とから，試験片を通過する空気量をするために，6人の被験者に対して表-1の3種類の寝具求める試験機である。

をそれぞれ使用し，睡眠ポリグラフィ 1)の測定を行った。

2-2

それぞれの被験者ともできるだけ1週間以上の間隔を空睡眠実験

開発した寝具の機能性を客観的に評価するため，寝具に就寝してもらい終夜の睡眠実験を行った。実験条

けて実験を行った。
2-2-2

寝床内温湿度及び皮膚温測定

開発した寝具の睡眠中の寝床内温湿度が快適である

件を下記に示す。

かを検討するために，6人の被験者に対して表-1の3種＜実験条件＞
室内の温湿度：18℃±3℃

50％±10％類の寝具をそれぞれ使用し，寝床内温湿度測定を行っ被験者：20歳代男性6名（属性は表-2に示す）

た。同時に末梢部及び額の表面皮膚温も測定した。

測定項目：睡眠ポリグラフィ

2-2-3

睡眠感の主観評価

睡眠の善し悪しや熟睡感の有無，起床時の体調など

脳波 4点（C3,C4,O1,O2）
眼球運動 2点の「主観的睡眠感」を評価するために，OSA睡眠調査票

筋電図 2点（下オトガイ筋）を記録した。

寝床内温湿度 3点

この調査票は，我々の日常の生活態度や起床直後の表面皮膚温 2点

睡眠感を評価する質問紙で，就寝直前に記入する「A.

（測定個所は図-1に示す）

睡眠前調査」（質問項目21問）と目覚めてすぐ記入す

睡眠感の主観評価

る「B.起床時調査」（質問項目33問）の二部から構成

使用敷き寝具：パラマウント製ワイドアウラベッド

されている。「A.睡眠前調査」は，日中行動の最低限

上に新建畳を置いて，その上に寝具の把握，一般的な生活態度，就寝前の身体的・精神的

1〜3を敷いて使用状態を把握する内容の質問構成になっている。「B.起使用掛け寝具：羽毛布団

床時調査」は，起床時の「主観的睡眠」を問うもので，

睡眠時間：被験者の通常の睡眠時間

5つの因子（眠気の因子，睡眠維持の因子，気がかりの（基本的に24:00〜8:00の8時間）

因子，統合的睡眠の因子，入眠の因子）として睡眠感
プロフィールが示される。 2)

3

結果と考察

3-1

寝具材の物性評価

3-1-1：寝床内温湿度
図-1：表面皮膚温寝床内温湿度測定位置

表-2
被験者 性別 年齢

保温性・通気性試験結果

表-1の3種類の寝具について保温性試験，通気性試験を行った結果を表-3に示す。

表-3

被験者の属性
身長

体重

日常の睡眠

A

男

25歳

173㎝

60㎏

1:00〜9:00

B

男

22歳

179㎝

63㎏

2:00〜10:00

C

男

22歳

174㎝

63㎏

1:00〜9:00

D

男

22歳

170㎝

58㎏

1:00〜9:00

E

男

23歳

174㎝

60㎏

2:00〜9:00

F

男

21歳

173㎝

61㎏

2:00〜9:00

保温性・通気性試験結果
寝具1

寝具2

寝具3

保 温 性
(clo値)

5.940

8.675

6.102

通 気 性
(cc/㎝ 2･sec)

35.7

135.3

101.5

寝具1と寝具2，3を比較すると，保温性，通気性共に良い結果になっている。寝具2においては昨年度の目標値であった初期の通気性130(cc/cm2･sec)以上と時間経

2-2-1

睡眠ポリグラフィ測定

客観的に睡眠の質や量(睡眠周期や睡眠深度)を評価

過後の保温性6(clo値)以上を満足している。また，寝具3は通気性の数値が若干低いものの，保温性は目標値いると推察される。

を満足させる結果となっている。
3-2

睡眠実験結果

3-2-1

Wake

ST1

ST2

ST3

ST4

REM

寝具１

睡眠ポリグラフィ測定結果

測定した各被験者の脳波及び眼球運動，筋電図を総寝具２合的に解析して睡眠ステージの判定を行った。被験者
Bの寝具1〜3における睡眠ステージ状態図を図-2〜
寝具３

図-4に示す。
この結果から，被験者Bは寝具2，3において睡眠ステ

0%

20%

40%
60%
睡眠ステージの割合

80%

図-5

被験者Bの睡眠ステージの出現割合

100%

ージ4（深い睡眠）が周期的に出現する傾向がみられ，快適な睡眠が得られたと考えられる。寝具1について考察すると，ステージ4は睡眠の前半部のみに出現し，その後は短時間の覚醒が発生していることから，浅い睡眠であったと考えられる。

3-2-2

寝床内温湿度測定結果

寝具1〜3における6名の被験者の平均値による背中部の寝床内温度変化を図-6に，同じくふくらはぎ部の寝床内温度変化を図-7に示す。また，寝具1〜3における6名の被験者の平均値による背中部の寝床内湿度変化を
図-8に，同じくふくらはぎ部の寝床内湿度変化を図-9
に示す。

図-2

被験者Bの寝具1における睡眠ステージ
36
35.5
35

温度（℃）

34.5
34

寝具１
寝具２
寝具３

33.5
33
32.5
32
31.5

図-3

31

被験者Bの寝具2における睡眠ステージ

30

90

150

210

270

330

390

450

510

睡眠時間（分）図-6

背中部における寝床内温度

34
33.5
33

被験者Bの寝具3における睡眠ステージ

被験者Bにおける睡眠ステージの出現割合をグラフ化したものを図-5に示す。寝具2，3は寝具１と比較してステージ3，4の出現割合が多く，深い睡眠が多く得られている。また，中途覚醒も少ないことから，質の良

温度（℃）

図-4

32.5

寝具１
寝具２
寝具３

32
31.5
31
30.5
30
30

90

150

210

270

330

390

450

510

睡眠時間（分）い睡眠であることが解る。
他の5名の被験者においても同様の傾向で周期的に深い睡眠が出現し、ステージ3，4の出現割合が多かったことから，寝具2，3における睡眠は熟睡感が得られて

図-7

ふくらはぎ部における寝床内温度

1.30
睡 眠 感 プロフィー ル 得 点 比

8075

湿度（%Rh）

70
65

寝具１
寝具２
寝具３

60
55
50
45

1.20
1.10

統合的睡眠
入眠
睡眠維持
ねむ気
気がかり

1.00
0.90
0.80
0.70
寝具１

40
30

90

150

図-8

210 270 330
睡眠時間（分）

390

450

図-10

寝具３

睡眠感プロフィール得点比

背中部における寝床内湿度

90については，得点が高いほど起床時の気分が落ち着い80ており，気になる心配事やイライラが少ないことを意70味する。統合的睡眠の因子については，得点が高いほ60
湿度（%Rh）

寝具２

510

寝具１
寝具２
寝具３

50
40
30

ど長くぐっすり眠れ，全体としても良い睡眠が得られたことを意味する。入眠の因子については，得点が高いほど寝付きがよく，速やかに睡眠状態に入れたこと20を意味する。

10
0
30

図-9

90

150

210 270 330
睡眠時間（分）390450

統合的睡眠の得点をみてみると，寝具2，3，1の順で510

ふくらはぎ部における寝床内湿度

得点が高くなっている。したがって，寝具2，3，1の順でよい睡眠が得られたことを示唆している。
入眠及び睡眠維持の得点をみてみると，開発品であ

図-6，図-7の結果から、寝具2についてはウレタンのる寝具2，3の得点が高くなっていることから，本研究

沈み込みによる保温性の効果のため，寝具3についてはの目的である寝付きが良く，睡眠が持続する機能性が

羊毛の温度調節効果のため，90分過ぎから寝床内温度実現できていることが解る。

が上昇し210分頃に温度33℃±2℃の最適な寝床内環境が得られている。また、図-8，図-9の結果から、寝具

4

まとめ2については通気性の良い素材の効果のため、寝具3に今回の睡眠実験の結果から，一般の羊毛・ポリエス

ついては羊毛の湿度調節効果のため、寝床内の湿度がテル混紡の敷き布団と比較して，開発品は2種類とも入最適な50%±10%程度に保たれている。

眠が早く睡眠持続性があり，睡眠の質が高く快眠が得

以上の結果から，寝具2，3は寝具1と比較して、睡眠全体を通して最適な睡眠環境が維持されている。
3-2-3

られているということが，客観的データ及び主観評価
にて証明された。

睡眠感評価結果

本研究では、試作品について睡眠実験を実施し、主起床時に記録したOSA睡眠調査票を集計して，寝具1

観評価だけで無く、客観的に機能性の評価まで行い、〜3に対する睡眠感プロフィールを得点化した。各被験

その性能について証明することができた。今後は、こ者の睡眠感プロフィールの得点の平均値に対する寝具のように性能評価まで行った製品開発が重要になると

1，2，3の得点比を図-10に示す。

思われる。

OSA睡眠感プロフィールは，得点が高いほど良い睡眠感が得られたことを意味している。ねむ気の因子につ4

いては，得点が高くなればなるほど起床時のねむ気が1) 末永 和栄，岡田 保紀：脳波標準テキスト，NECメ

少なく，すっきり目覚められたことになる。睡眠維持の因子については，得点が高いほど中途覚醒が少なく，
よく睡眠が維持されたことを意味する。気がかり因子

参考文献

ディカルシステムズ研修所
2) 小栗 貢，白川 修一郎，阿住 一雄：OSA睡眠調査票の開発，精神医学，27巻(7号)，p.791(1985)

トリプトファン選択的反応による蛋白質着色技術の各種検査試薬への応用−分子量マーカーとしての応用−
浦川稔寛＊１

堂ノ脇靖已＊１

森田博之＊２

Applications of Tryptophan Selective Reaction to Molecular Weight Marker for SDS-PAGE
Toshihiro Urakawa, Kiyoshi Donowaki, Hiroyuki Morita
本研究ではタンパク質に含まれるトリプトファン(Trp)に着目し，アルデヒドとトリプトファンの特異的発色反応を応用したタンパク質着色技術の開発を目的として検討を行った。平成 14 年度の報告では，Trp を含んだタンパク質がアルデヒドによって選択的に着色できることを明らかとした。しかし発色タンパク質は条件によっては退色やペプチド鎖の分解が発生し，発色性も低いことからタンパク質の分析手段の一つである SDS-PAGE へ適用するには問題が多かった。そこ
で，発色処理を施したタンパク質が何ら問題なく SDS-PAGE 分析で検出できる調製方法を模索し，発色タンパク質を汎用的に使用できる条件について検討を行った。その結果，退色の原因が解明され，発色性の向上と耐退色性の強化を図り，
SDS-PAGE への適用が可能となった。

んだタンパク質で構成されている物質は着色できると1 はじめに2003 年 4 月，ヒトゲノムの解読が遂に完了したといいうコンセプトを基に，主成分がタンパク質である動う発表があり，治療薬の開発などに役に立つ遺伝子が物繊維に着目し，動物繊維着色技術が開発された 3) 。

次々と発見されている。ゲノムプロジェクトは確実についでTrp発色技術を生体タンパク質の着色方法へ展

次のステージに進んでおり，ゲノム上の遺伝子がコー開した 4) 。本技術を利用すれば，スタンダードとしてドするタンパク質の機能に関した研究競争が熾烈に行用いられる分子量マーカーや，SDS-PAGEで目的とする

われている。このような状況下，その目的タンパク質

タンパク質を可視化する新規なタンパク質検出試薬へを電気泳動により分析する検査・検出技術がますます適用できる可能性がある(図-1)。そこで，SDS-PAGEへ重要となってきている。

の適用に向けた可能性を探るべく，分子量マーカーとタンパク質の検査方法の一つであるポリアクリルア

しての利用法ついて検討を行った。

ミドゲル電気泳動(SDS-PAGE)分析は，対象タンパク質を分析ゲル上で分子量の差によって分離した後，目的

従来のタンパク質視覚化方法の例 (CBB 染色)とするタンパクに特異的に結合する蛍光性物質や銀イ
オン，色素，もしくは抗体に発色体を担持させた物質

タンパク質

等を用いて数時間かけて化学的に着色する方法により行われている。しかし，これらの着色技術には高価な色素が付加して可視化

本研究による着色のイメージ

試薬を必要とし，操作も煩雑であるなど多種多様タン

芳香族アルデヒド
タンパク質

パク質を検出するには費用だけでなく，手間と時間が

タンパク質
酸
自らが発色

必要で汎用性に欠く面があり，まだ改善すべき課題が残されている。

色素

色素
タンパク質

図-１

タンパク質発色の概念図

2)

一方，アミノ酸はタンパク質に必須の構成要素 であり，アミノ酸の一つであるトリプトファン(Trp)は反応性が高く，酸性条件下でアルデヒドと選択的に結合
1)

して発色する ことが知られている。よって，Trpを含2 実験方法タンパク質の発色はスキーム-1 に示す反応式により発色体を形成する。つまり，タンパク質中のTrp残基 2分子がアルデヒド分子と結合した構造1，その後の酸化*1 化学繊維研究所*2 株式会社 ナインラボ

反応を経てキノイド構造2を形成することにより発色体が生成する。この発色体が通常のタンパク質と何ら液中のそれとの比較を行った。また，還元剤 2ME の影

変わりなく電気泳動できる調製方法・条件等について

響について調査するため，SDS-PAGE の使用条件を鑑み検討を行った。

0〜5%の範囲内で還元剤が含まれる溶液中での発色強度について評価を行った。

なお，発色強度の評価方法である可視光域吸光度のNH

peptideHNを用いて行った。

peptideNH

測定には，島津製作所製 紫外可視分光光度計 UV-2400

＋

R

O
R

N

CHO

O

2-2 アルデヒドのスクリーニング試験

アルデヒド

タンパク質中の Trp

発色タンパク質はアルデヒドの種類によって退色
性，及び色彩に違いがあることが判った。この原因はN

アルデヒドの分子構造に起因すると考えられる。そこ
peptidepeptide酸

で，退色に耐性を有するアルデヒド骨格について知見

R

R
O

O

を取得し，退色耐性を持ったアルデヒドの探索を行う

HN

NH

べくスクリーニング試験を実施した。実験には，トリ

NH HN

O

O
R

プトファン誘導体のアセチルトリプトファンエチルエ

peptideステル(Ac-Trp-OEt)を用いて，各アルデヒドと反応を

R
HN

NH
peptide行い，その発色性・塩基性環境での退色度について吸N
peptidepeptide

光度の変化を観察することで評価を行った。この評価

Oにより良好な特性を示したアルデヒドについてリゾチ

NHームを用いて発色体を調製し，発色強度・色彩・退色

R

R
O
HN
O

NH HN

O
R

R
NH

スキーム-1

2-3 SDS-PAGE とウエスタンブロッティング

HN
peptidepeptide率の評価を行った。

トリプトファン発色反応式2−2 で良好な結果を示したアルデヒドを用いて卵白製リ ゾ チー ム と発 色 体を 調 製し 電 気泳 動 実験 を 行った。発色リゾチームは，サンプルバッファー（0.125 M

2-1 退色原因の究明

Tris/HCl (pH 6.8)，4% SDS，20% グリセロール，BPB (ブ発色タンパク質を用いて SDS-PAGE を行うと，退色がロモフェノールブルー) 約 10ppm の混合溶液）に溶解起こる事が判明した。退色は SDS-PAGE 分析中に発生すさせ，それぞれ 1 µg/µl のサンプル溶液とした。各発ることから，分析操作もしくは使用する試薬類に原因

色タンパク質および分子量マーカーのサンプル溶液をがあるものと推察される。タンパク質の発色は酸性条

15% ポリアクリルアミドゲルの各 well へ 10 µl 添加し件で酸化反応を行っている事から，分析中の pH およびて電気泳動を実施した。

還元剤の 2-メルカプトエタノール(2ME)に原因があると考えられ調査を行った。

次に，マーカーとしての特性評価を目的として，発色タ ン パク 質 のウ エ スタ ン ブロ ッ ティ ン グを 実 施しpH の影響を調査する目的で卵白製リゾチームを 4-た。転写はメンブレンに PVDF（Polyvinylidenedifluo-

ジメチルアミノベンズアルデヒドで発色処理したride）膜を用い，各発色タンパク質の 1 µg/µl，及びLysozyme(4NMe)を調整し，pH1〜13 の環境の下に曝し

0.1 µg/µl のサンプル溶液を 10 µl 添加して実施した。

た時の発色挙動を調査した。評価方法は，試料タンパ
ク質濃度を 166 µg/ml に固定し，pH1〜13 での吸光度3 結果と考察の変化を観察して評価した。次に SDS-PAGE の分析環

3-1 退色原因の究明

境，つまり実際の分析条件に近づけた擬似環境を再現するため SDS-PAGE 分析で使用されている pH8.8 の Tris
バッファーを用いた溶液中での吸光度を測定し，水溶発色強度の pH による挙動について，測定結果を図-2
に示す。

図-2

図-5

pH1〜13 での Lysozyme(4NMe)発色挙動

還元剤による退色挙動

測定結果から，酸性側では吸光度は 0.48 を維持した

以上の結果から，pH と還元剤の影響により別々に退が，pH7 を境として吸光度が減少し，pH13 ではほとん色が進行し，その相乗効果によって発色強度が低下し，ど無色へと変化した(図-3)。

分析中に退色する過程が明らかとなった。
3-2 アルデヒドのスクリーニング試験
発色タンパク質の退色現象に耐性を持つアルデヒド
骨格 の 探索 を 行う べ くス ク リー ニ ング 試 験を 実 施した。スクリーニング試験の結果，これまでに塩基性に

pH 2
図-3

pH 13
pH 変化による退色

よる退色に耐性特性を示すものとして 7 種類のアルデヒドが発見された。良好な特性を示した各アルデヒドについてリゾチームを用いて発色体を調製し，その特次に水溶液中，及び SDS-PAGE 擬似環境の pH8.8 Tris
バッファー溶液中の吸光度を比較した(図-4)。

性，及び pH8.8 の擬似分析環境における退色率を計測した。結果を表-1 に示す。

表-1

耐性アルデヒドの特性

アルデヒド

λmax

色彩

(nm)

退色率
(%)

1

ｴﾁﾙﾊﾞﾆﾘﾝ

524

赤

0.8

2

ﾊﾞﾆﾘﾝ

523

赤

0.4

3

ｼﾘﾝｶﾞｱﾙﾃﾞﾋﾄﾞ

526

赤

1.6

4

4-ｼﾒﾁﾙｱﾐﾉﾍﾞﾝｽﾞｱﾙﾃﾞﾋﾄﾞ

606

深青

22.3

その結果，バッファー中では吸光度が減少して，水5

ﾌﾙﾌﾗｰﾙ

450

黒褐

10.5

中に比べ 80%の発色度低下が起こった。この結果より，

6

1,3,3-ﾄﾘﾒﾁﾙｲﾝﾄﾞﾘﾝｱﾙﾃﾞﾋﾄﾞ

421

黄

65.5

退色を進行させる一つの要因として，塩基性条件が関

74-ﾋﾄﾞﾛｷｼﾍﾞﾝｽﾞｱﾙﾃﾞﾋﾄﾞ

533

淡紅

2.4

図-4

Tris バッファー中の発色挙動与していることが判明した。
次に，還元剤 2ME による発色タンパク質への影響について，発色強度変化の調査結果を図-5 に示す。

ここで，退色率とは発色タンパク質溶液を中性からpH8.8 の塩基性へ変化させて 2 時間後の吸光度の減少

実験の結果，還元剤も退色を起こす事が確認され，率を示している。つまり，数値が大きくなるほど退色

SDS-PAGE 分 析 の 条 件 で あ る 5% の 2ME 濃 度 条 件 で はが進行していることを示している。評価結果より，赤50.4%に退色変化することが判明した。この原因は，分系統の発色を示すアルデヒドに退色に対する特に高い子構造が酸化体のキノイド構造(2)から還元体(1)へと耐性があるという傾向が認められた。この傾向は，ア変化したためと考えられる。

ルデヒドが分子内にヒドロキシル基を有しており，それが作用して塩基による攻撃を緩和しているためと考えられる。その他のアルデヒドでは，退色率が 10%を

越えているが，発色強度が高いことから視覚的に極端その結果，PVDF 膜への転写性も，市販マーカーと比な低下は確認されなかった。

較して遜色ない挙動を示し，マーカーとしての用途展

3-3 SDS-PAGE とメンブレンへの転写

開へ大いに繋がる結果となった。

3-1，3-2 のデータを基にして，表-1 に示すアルデヒ
ド 1 番〜6 番で処理した発色タンパク質を用いて4 まとめ

SDS-PAGE を実施した。泳動後，現れたタンパク質バン

本報告では，アルデヒド化合物とトリプトファンのドの存在を確認した後，タンパク質染色剤 CBB で処理

選択的発色反応を応用して発色させたタンパク質につを行 っ て現 れ たタ ン パク 質 バン ド との 比 較を 行 った

いて SDS-PAGE への適用方法を検討した。その中でも，(図-6)。なお，図-6 に示す数字は表-1 のアルデヒドとマーカーとしての利用の可能性を探るべく検討を行っ対応している。また，M は市販マーカー，N は未処理のた。検討の結果，退色の抑制方法を確立し，SDS-PAGE

リゾチームを示している。

において市販のマーカーと同様にバンドを形成することを確認した。また，メンブレンへの転写についても問題なく実施できることを確認し，Trp 発色反応を利用したタンパク質が新規な分子量マーカーとして展開
Lysozyme

できる可能性が拓けた。その他，本稿ではリゾチームについての検討結果を報告したが，これに限らず Trp

染色前を含んだペプチドやタンパク質についても発色できることを確認している。
本研究結果より，トリプトファン選択的発色反応が，Lysozyme

図-6

CBB 染色後SDS-PAGE 結果

あらゆるペプチドやタンパク質について従来の染色とは異なり，自ら発色する新規なタンパク質着色方法であることが確認され，今後はタンパク質検出技術としての開発も期待できる。

その結果，発色タンパク質には市販マーカーM と同様に明瞭なバンドが確認でき，このバンドがマーカー，
及び未処理のリゾチームのバンド位置と一致することが確認された。また，アルデヒド 1 分子に対してトリ
プトファン 2 分子が対応する発色反応であることか
ら，副生成物としてタンパク質の重合体の存在も確認された。

5 参考文献1) 小 倉 克 之 : 有 機 人 名 反 応 , p.185-186, 朝 倉 書 店(1999)
2) Donald Voet: ヴォート生化学(上), p.152, 東京化学同人(1996)
3) 堂ノ脇靖已: 福岡県工業技術センター平成 13 年度

次に特に明瞭な泳動像を示した 2，3，4，5 番の発色体を用いて PVDF 膜への転写を行った。結果を図-7 に示す。

研究報告，No.12，p.1-4(2002)4) 浦川稔寛: 福岡県工業技術センター平成 14 年度研究報告，No.13，p.9-12(2003)

図-7

ウエスタンブロッティング結果

誘電体薄膜の形成と機能性に関する研究−チタン酸バリウム系薄膜のウエットエッチング加工−
藤吉国孝 ＊１

山下洋子 ＊１

有村雅司 ＊２

牧野晃久 ＊２

向江信悟 ＊３

山口博文 ＊３

Study on Preparation and Functional Estimations of Dielectric Thin Film
− Patterning of Barium (Stronchium) Titanate Thin Films by Wet Etching Process −Kunitaka Fujiyoshi, Yoko Yamashita, Masashi Arimura, Teruhisa Makino, Shingo Mukae, Hirofumi Yamaguchi
ゾルゲル法で合成した結晶性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）で作製した薄膜を所望の形状に加工することを検討した。その結果，チタン酸バリウム系薄膜表面に半導体レジストを
パターニングし，塩酸で処理後アセトンで処理することにより，薄膜を所望の形状に加工すること（ウエットエッ
チング加工）が可能であった。また，薄膜の作製時に与えられた熱量が小さい程，塩酸処理部のチタン酸バリウムが剥離されやすく，エッチング加工性が良好であることが明らかとなった。エッチング加工によるチタン酸バリウ
ム薄膜の特性劣化は特に無く，15μm幅までの細線が再現できた。

1

はじめに

一方，我々はこれまで，ゾルゲル法を基礎とした薄微小な電子デバイスを構築する為には，機能性薄膜

膜形成方法について検討してきた ３）。この方法では，を高精度で生産性良く微細加工する手法の開発が必要

まず金属アルコキシド溶液に水を添加し，エージングだと考えられる。機能性セラミックス材料を薄膜化・処理することにより結晶性ナノ粒子を含むゲルを合成

微細加工する方法としては，電子線誘起反応微細加工

し，得られた結晶性ナノ粒子を均一分散させた溶液をプロセスを用いる方法

１）

や，エアロゾルデポジション法と呼ばれる粒子衝突現象を用いる方法

２）調製する。次に，この溶液をコーティング溶液としてが検討され基板上に塗布し，熱処理することによって薄膜を作製ている。これらの方法では，サブミクロンレベルの高する方法である。我々はこの薄膜形成方法をナノ粒子

精細パターンを作製可能であったり，基板上にダイレ

コーティング法と呼んでいる。

クトに結晶構造物を形成可能であったりする利点はあ

ここで一般的なゾルゲル法と我々のナノ粒子コーテ

るが，高価で特殊な装置を用いなければならないといィング法を比較してみる。一般的なゾルゲル法では，った問題点がある。

コーティング溶液に用いる金属アルコキシド溶液は，また，薄膜作製技術として良く知られているスパッ

大気中の水分の影響を受けやすく，溶液が不安定であタリング ，レーザーアブレーション等の乾式成膜法や ，る。また，この溶液を塗布して作製した薄膜中には有ゾルゲル法，水熱合成法等の湿式成膜法で，基板上に機物が多く含まれるため，焼成時に体積収縮が大きく

薄膜を一旦形成し，その後ドライエッチング法やウエクラック等が生じやすいという問題がある。

ットエッチング法等を用いて不要部分を除去する方法

これに対して，ナノ粒子コーティング法では，金属も検討されている。この様に，薄膜作製法および薄膜

アルコキシド溶液に既に水を添加して合成したナノ粒のパターン加工法として種々の方法が検討されている子を用いているため，水分の影響を受けにくく溶液がが，生産性やコストの面を考慮すると，簡便なゾルゲ

安定である。更に，ナノ粒子の分散性も良好である。

ル法等の溶液法で成膜した後にウエットエッチング加また，この溶液を塗布して作製した薄膜中には有機成工するのが好ましいと考えられる。

分が少ないため，焼成してもクラック等が生じにくいという利点がある。

＊1 化学繊維研究所

そこで本研究では，成膜法としてはこれまで我々が＊2 機械電子研究所

検討してきたナノ粒子コーティング法を用い，エッチ＊3 日本タングステン株式会社

ング法では生産性やコストの面で有利なウエットエッチング法を用い，チタン酸バリウム薄膜の微細加工にレジスト膜ついて検討した。

プリベーク

BaxSr(1-x)TiO3薄膜
基板2研究，実験方法

2-1

レジスト塗布

チタン酸バリウム(BaTiO 3)，チタン酸バリウムストロ
ＵＶ

ンチウム(Ba0.6Sr 0.4TiO 3)結晶性ナノ粒子の合成
マスク

結晶性ナノ粒子の合成は，定法 ３） に従い原料の金属

現像
ポストベークアルコキシド溶液を加水分解・重縮合させて行った。
2-2

BaTiO 3，Ba0.6Sr 0.4TiO 3薄膜の作製

合成した結晶性ゲルを2-メトキシメタノールに投入
ＵＶ露光

後，超音波処理を行い，0.2mol / Lの結晶性ナノ粒子
分散液を調製した。この分散溶液を石英基板上または表面を白金で被覆したシリコン基板（Pt / Ti / SiO 2/ Si）上にスピンコーティングで塗布し，図−１のエッチング加工

レジスト剥離塩酸に浸漬

アセトンに浸漬

手順でプリベーク（150℃×5min ），仮焼成①（所定
温度×5min ），仮焼成②（仮焼成①と同一温度×所定
本焼成時間）を行い，BaTiO3，Ba0.6Sr0.4TiO3薄膜を作製した。
溶液
塗布

図−１

プリ
ベーク

溶液
塗布

仮焼成
①

仮焼成
②

BaTiO3，Ba0.6Sr0.4TiO3薄膜作製方法

図−２ BaxSr(1-x)TiO3薄膜のエッチング加工方法

2-4

評価

サンプルの表面観察は，目視，光学顕微鏡（オリン2-3

BaTiO 3，Ba0.6Sr 0.4TiO 3薄膜のエッチング加工

パス㈱製BX60）もしくは電界放射型走査型電子顕微鏡

BaTiO3，Ba0.6Sr0.4TiO3薄膜のエッチング加工は図−２（FE-SEM；日本電子㈱製JSM-840F）を用いて行った。

に示した手順で行った。なお，現像・ポストベークま

電子線マイクロアナライザー分析は，島津製作所㈱製

では日本タングステン㈱で行い，それ以降は当センタ

EPMA-1600を用いて行った。エッチング加工性は，塩ーにて行った。作製したBaTiO3，Ba0.6Sr0.4TiO3薄膜表面

酸処理部膜剥離性で評価した 。塩酸処理部膜剥離性は ，にOFPR-800（ 東京応化工業㈱製ポジ型感光性レジスト ）エッチング加工したサンプルの塩酸接触部をFE-SEMでをスピンコートし，80℃で30min加熱処理してプリベ観察し，基板の露出の程度に応じて，○（基板全面露ークを行った。サンプル上にマスクパターン（エドモ出 ），△（基板部分露出 ），×（基板の露出なし ）の

ンド・オプティクス・ジャパン㈱製U.S.A.F.解像力テ３段階にて評価した。薄膜の膜厚は，FE-SEMを用いてストターゲット）を真空密着させ，ユニオン光学㈱製

サンプルの割断面観察を行うことにより算出した。X

両面アライナーを用いてUV露光を行った。UV露光済み

線回折測定は，㈱マックサイエンス製 MXP18Aを用いのサンプルを，NMD-W（東京100応化工業㈱製ポジ型感て行った。電気的特性の測定は，表面を白金で被覆し光性レジスト用現像液）で3min処理して現像を行い，たシリコン基板（Pt / Ti / SiO 2 / Si）上に作製しレジストパターンを作製した。 100 ℃で30min加熱処

た薄膜表面に1mmΦのアルミ電極を蒸着させ，誘電率

理してポストベークを行った後，塩酸に所定時間浸漬測定装置 HP4192A（ アジレント（株）製）に白金下させてエッチングを行い，次いでアセトンに浸漬させ部電極とアルミ上部電極を接続してサセプタンスBをて3min超音波処理してレジスト除去を行った。なお，

測定し，比誘電率及び誘電損失を算出することにより必要に応じ，エッチング加工後，所定温度で所定時間行った。

熱処理し，本焼成を行った。

3

結果と考察

3-1

3-3

エッチング加工

エッチング加工後のアセトン処理

塩酸に浸漬（エッチング加工）後，塩酸処理部に残チタン酸バリウム等は，塩酸や王水等の酸に溶解す存物が存在している表−１のサンプルを，アセトンにることが知られている。一方，有機ポリマー等はこれ浸漬させて超音波処理し，エッチング加工性を評価しらの酸に溶解しにくい 。そこで ，作製したBaTiO3，Ba0.

た（表−２ ）。

Sr 0 . 4 TiO 3 薄 膜表 面 に 感光 性 レジ スト を パタ ーニング

その結果，塩酸処理部膜剥離性は，BaTiO 3薄膜ではし，次いで酸に浸漬することでBaTiO3，Ba0.6Sr0.4TiO3薄

仮焼温度が650℃の場合，Ba 0.6 Sr 0.4 TiO 3 薄膜では550℃

膜をパターン加工することを検討した。

の場合良好であった（○：基板全面露出 ）。また，仮6

表−１のサンプルについてエッチング加工を行い，塩酸処理部膜剥離性をFE-SEM観察で評価した 。すると ，仮焼温度550℃〜750℃の全てのサンプルにおいて，塩酸で60min処理しても，塩酸処理部に残存物が確認さ

焼温度が高くなると，塩酸処理部膜剥離性は悪化する傾向にあった。
なおこのアセトン処理により，保護膜であったレジストも除去された。

れ，エッチング加工性が不良であった。
表−２
表−１
材料

材料

仮焼温度

膜厚

塩酸処理部

(℃)

(nm)

膜剥離性

BaTiO3

650

450

○

BaTiO3

700

450

△

BaTiO3

750

620

×

×

Ba0.6Sr0.4TiO3

550

460

○

△

Ba0.6Sr0.4TiO3

650

460

△

Ba0.6Sr0.4TiO3

750

460

×

塩酸処理部膜剥離性評価結果
仮焼温度 膜厚

塩酸接触時間(min)

（℃）

(nm)

10

BaTiO3650

450

BaTiO3700

450

BaTiO3

750

620

×

Ba0.6Sr0.4TiO3

550

460

△

Ba0.6Sr0.4TiO3

650

460

Ba0.6Sr0.4TiO3

750

460

20

30

50

60

△
×

△

エッチング加工性評価結果△△△○（基板全面露出 ），△ （基板部分露 出 ）， ×（基板○（基板全面露出 ），△（基板部分露出 ），×（ 基板の露出なし）の露出なし）
3-4
3-2

エッチング加工精度

エッチング加工後の残存物のEPMA分析

塩酸によるエッチング加工を検討したが，残存物が存在し，基板の露出が不十分であった。この残存物を除去する方法についての知見を得るために，EPMAによるマッピング分析を行った。なお，マッピング分析元
素は，Ti（BaTiO 3 由来 ），Si（石英基板由来 ），C（レジスト由来 ），O（ BaTiO3，レジスト ，石英基板由来 ），Ba（BaTiO3由来）の５種類で行った。
その結果，残存物の二次電子像の形態に対応した分布がCについてのみ検出され，それ以外の元素では分１００μｍ

析領域全面に対して一様にしか検出されなかった。また，BaとTiはほとんど検出されなかった。以上の結果

図−３

BaTiO3薄膜パターンの光学顕微鏡写真

から，塩酸によるエッチング加工での残存物は，現像

色の薄い部分がBaTiO 3薄膜パターン，色の濃い部分は時に十分除去出来なかったレジストであると考え，有石英基板が露出している部分

機溶剤で処理することにより除去可能ではないかと考え，次に検討した。

仮焼温度が600℃のBaTiO 3 薄膜サンプルを用いてエ表−３

ッチング加工を行い作製したBaTiO 3薄膜パターンの表

エッチング加工前後での比誘電率と誘電損失の変化（10KHzでの値）

面光学顕微鏡写真を図−３に示す。ライン寸法が段階

エッチング

エッチング

的に異なるマスクパターンを用いて薄膜パターンを作

加工前

加工後

製したが，図−３から，15μm幅のラインまで再現で

比誘電率

80

79

きたことが判る。図−３の薄膜パターンについて拡大

誘電損失

2.9％

2.3％

観察すると ，直線部分は2μm程度の凸凹が生じていた 。
なお，14μm幅以下のラインについては今回は再現出

更に，エッチング加工して作製したBaTiO 3薄膜パタ

来なかった。但し，エッチング溶液や処理時間の最適ーンについて ，EPMA によるマッピング分析を行った 。

化を図ると，更に解像度が向上する可能性があると思その結果，バリウムとチタンに特に組成の偏り等は見われる。

られなかった。

3-5

以上の結果から，エッチング加工によるBaTiO 3薄膜

エッチング加工前後での薄膜の変化

エッチング加工前とエッチング加工した後で，Ｘ線の特性劣化は特に無いと考えられる。

回折測定及び電気的特性測定を行い，エッチング加工
によりBaTiO 3薄膜の特性に変化が無いかどうかを確認

4

した。

まとめ
ゾルゲル法で合成した結晶性ナノ粒子の分散液を塗X 線回折測定では，図−４に示したBaTiO3由来の回布して薄膜を作製する方法（ ナノ粒子コーティング法 ）折パターンのみが得られ，エッチング加工前後で回折で作製したチタン酸バリウム系薄膜を所望の形状に加パターンに特に変化は無かった。

工する方法について検討した結果，以下の知見が得ら
BaTiO3 31-174

れた。
（１）チタン酸バリウム系薄膜の表面に半導体用フォトレジストをパターニングし，塩酸で処理後アセトン

Intensity (a.u.）

エッチング加工前で処理することにより，薄膜を所望の形状に加工すること（ウエットエッチング加工）が可能であった。
（２）薄膜の作製時に与えられた熱量が小さい程，塩エッチング加工後

酸処理部のチタン酸バリウムが剥離されやすく，エッ
チング加工性が良好であった。
３０

４０

５０

６０

７０

２θ（degree）
図−４（３）エッチング加工によるチタン酸バリウム薄膜の特性劣化は特に無かった。

石英基板上に作製したBaTiO3薄膜の（４）エッチング加工により，15μm幅までの細線がエッチング加工前後でのX線回折パターン再現できた。エッチング条件を最適化させると，更に解像度が向上する可能性があると思われる。

次に，表面を白金で被覆したシリコン基板（Pt / T
i / SiO2 / Si）上に熱処理温度 600 ℃ ，膜厚約 500nm

5でBaTiO3薄膜を作製し，電気的特性を測定した。

1) 岡村総一郎，塩先忠：マテリアルインテグレーシ

その結果，エッチング加工の前後で，比誘電率と誘電損失に大きな変化は無く，エッチング加工による誘電特性の劣化は見られなかった（表−３ ）。
ここで，必要であれば，薄膜パターン形成後， 600℃以上の温度で本焼成することにより，これらの誘電特性値は更に向上すると考えられる。

参考文献

ョン，12[7]31-36(1999)
2) 明渡純，Maxim Lebedev：まてりあ，41[7]459-466(2002)
3) 桑原誠，倉田奈津子，緒方道子，山下洋子，有村雅司：セラミックス，36[6] 415-416(2001)

資源の有効利用とリサイクルに関する技術開発−触媒を用いた家具廃材の低温分解法に関する研究−
蓮尾東海 ＊１

原田智洋 ＊１

世利桂一 ＊２

Development of the Utilization and Recycling Method of Biomass Resources-Research on the Low-Temperature Decomposition Method of the Woody Waste using CatalystHaruumi Hasuo, Tomohiro Harada, Keiichi Seri
バイオマスガス化発電の実現を目指して高活性低温ガス化触媒の開発を行っている。バイオマス連続供給可能な
流動床ガス化実験装置を用いジョンコン材，およびセルロールによる触媒ガス化反応を行ったところ，アルミナ担持K 2 CO 3 触媒が高いガス化率を示すことが明らかとなった。特にH 2 ，CH 4 の生成量が増加し，生成ガス発熱量4.5MJ/ m 3 N（1080kcal/m 3 N）を達成した。また，K 2 CO 3 ＋NiO/Al 2 O 3 触媒ではH 2 生成量が更に増加し，生成ガス中のH 2 組成40%以上を達成した。この触媒を用いることにより，低温ガス化発電におけるガスエンジン等用の高発熱量ガスの製造のみでなく燃料電池用の水素燃料製造用ガス化触媒としても期待できる。

1 背景

化水素を効率よくガス化する触媒を用いた流動床ガス

近年，石油資源の枯渇に伴うエネルギー問題，及び化技術の開発が重要となる。本研究では，600℃以下の化石燃料の使用による温暖化ガスの排出等の地球環境

低温ガス化による燃料ガスの製造を目指し，高効率ガ

問題の深刻化に伴い，再生可能で地球規模でCO 2 バラン

ス化触媒の開発を目的とする。本年度は，連続試料供スを崩さない（カーボンニュートラル）バイオマスエ

給可能な流動床ガス化実験装置を用い，より実機近いネルギーが注目されている。中でも木質系バイオマス

条件における木質バイオマス（ジョンコン材），およは①資源量が多い，②間伐材，建築廃材，農業廃棄物

びモデル物質（セルロース）の低温接触ガス化反応をなどの処理問題の理由により，多くの利用法が研究・行った。

検討されている。
福岡県においても，多数の製材・家具製造工場が密2 実験方法集する大川地区から排出される年間約 28 万ｍ ３（約 14

2-1 触媒調製万トン）の端材，木くず等の産業廃棄物処理の問題を

ジョンコン材のガス化に用いた触媒は，金属塩とし抱えている。上記問題の解決法の一つとして，ガス化てK 2 CO 3 ，Ni[CH 3 COCH=C(O-)CH 3 ] 2 ，Fe[CH 3 COCH=C発電技術が挙げられる。家具製造工場では切削・加工(O-)CH 3 ] 2 ，Cu[CH 3 COCH=C(O-)CH 3 ] 2 ，溶媒に水，あるい等の工程で電力，熱を多量に使用するため，木質バイ

はメタノールを用いて蒸発乾固法により所定量担持しオマスから効率よく電力・熱源を取り出すことが可能

た後，乾燥，600℃-3h焼成することにより調製した。

となれば廃棄物処理問題の解消のみでなく家具製造コ

ここで活性金属の担持量は，金属換算でK 1.5×

ストの低減が期待される。

10 -3 mol/g-触媒，Ni，Fe，Cuで2.0×10 -4 mol/g-触媒と従来のガス化法は，900℃以上の高温 1) で行われていなるように調整した。また，セルロースガス化に用いるが，冷ガス効率，設備コスト等の面からガス化温度

た触媒については，金属塩にK 2 CO 3 ,Ni(NO 3 ) 2 を用い，金の低温化が今後重要になると考えられる。しかし，ガ属担持量が1.5×10 -3 mol/g-触媒となるように前述のス化温度の低下はタール，未反応チャー等の生成量増手法で調整した。また，K 2 CO 3 +Ni/Al 2 O 3 触媒では，K 2 CO 3

大を引き起こし，生成ガス中のタールによるガスター→Ni(NO 3 ) 2 の順序で逐次担持を行った。金属担持量はビン等設備の汚染・閉塞等の問題が懸念される。これ

それぞれ7.5×10 -4 mol/g-触媒とした。なお，使用したらの問題を解決するためには低温でもタール等重質炭

触媒担体は粒径150-212μmに選別した物を用いた。

*1 化学繊維研究所*2 インテリア研究所

N 2 /O 2

バイオマス（セルロース）バイオマス+
キャリアーガス

試料フィーダー

バイオマス

生成ガス
生成ガス

熱伝対
ガスパック

生

電気炉
導入ガス
N 2 /O 2

図-１

流動床型ガス化実験装置の概略図

2-2 流動床ガス化装置によるガス化反応

3 結果及び考察

ガス化反応は，木質バイオマスとして家具等に使用されるジョンコン材（150〜300μm，元素分析結果

表-１参照），およびモデル反応としてセルロースを用い，3-1 木質バイオマス（ジョンコン材）のガス化における触媒の影響
表-2 に種々の触媒を用いた流動床型ガス化装置に流動床型ガス化実験装置（概略図を図-1 に示す）で行

よるジョンコン材のガス化実験結果を示す。

った。反応器は石英ガラス製の反応管（内径 20mm），[O 2 ]/[C]=0.2 の反応条件下でのガス化結果を比較する

ガラスフィルター，試料供給管（内径 8mm）で構成さと，活性金属を担持していないCaCO 3 ，Al 2 O 3 ，およびれ，バイオマス及びセルロースの供給は反応器上部のSiO2 では高い比表面積を有するAl 2 O 3 (117m 2 /g)，

フィーダーにより試料供給管を通して流動媒体中に連SiO 2 (700m 2 /g)において高いガス化率を示した。また，続供給した。今回の実験では供給時間を１０分とした。

Al 2 O 3 ，およびSiO 2 では試料供給停止直後の触媒は黒く，生成ガスはフィルター，冷却管を通した後テドラーバ

CaCO 3 触媒ではその傾向が少ない。これは，触媒上へのックに捕集し，ガスクロマトグラフにより分析を行っ炭素析出を意味しており，比表面積の小さいCaCO 3 では，た。CO，CO 2 ，CH 4 はメタンコンバート後FID-GC（活性反応中に生成するタール分が触媒上に吸着されず，更炭），H 2 はTCD-GC（Molecular Sieve 13）により定性・なる反応を行うこと無しに系外に排出されると考えら定量を行った。バイオマスのガスへの転化率（ガス化

れ，ガス化収率が低下したと考えられる。しかし，チ率）は炭素基準で算出した。また，チャー収率(%)は試ャー収率を見るとSiO 2 はより高い比表面積を有してい料供給停止後の生成ガス（主にCO,CO 2 ）を定量するこるにもかかわらず，Al 2 O 3 よりもチャー収率が低いことにより計算し，タール収率(%)は全供給炭素量からガとより，タールの吸着は比表面積のみでなく，触媒のス化率とチャー収率を差し引くことにより算出した。

細孔分布や酸点の量・強度等にも影響すると考えられ生成ガスの発熱量は，酸化剤として空気を用いたとる。Al 2 O 3 における水素生成量，チャー収率の増加は，仮定して，各ガス生成量，ガス化率より換算した。

触媒へのタールの吸着力が他の触媒よりも強く，脱水素/縮合反応が進行したためかもしれない。

表１ ジョンコン材の元素分析結果
C
H
N
O*

H2O

Ash

47.29

7.35

1.00

5.23

0.16

* O=100-(C+H+N+H2O+Ash)

38.97

次に，担持触媒の影響を調べたところ，K 2 CO 3 /Al 2 O 3触媒を用いた反応で最も高いガス化収率を示し，特にH 2 生成量，およびCH 4 生成量は他の金属触媒と比べても高収率を示し，生成ガスの発熱量も 4.2MJ/m 3 N

表−２ ジョンコン材の流動床ガス化における触媒種の影響[O2]/[C]
Product Gas (vol%)Catalyst
H2
CO
CH4
CaCO3
0.2
7.0
43.7
4.4
Al2O3
0.2
16.4
43.5
4.9
SiO2
0.2
5.1
51.7
4.8
K2CO3/CaCO3
0.2
15.0
37.4
4.5
K2CO3/Al2O3
0.2
31.3
20.7
9.0
NiO/Al2O3
0.2
23.8
32.2
4.7
CuO/Al2O3
0.2
27.5
33.4
3.5
CaCO3
0.4
9.27
33.46
2.18
Al2O3
0.4
13.78
38.44
1.15
K2CO3/CaCO3
0.4
10.83
31.69
2.54
K2CO3/Al2O3
0.4
20.75
16.06
4.79

C to Gas*1
(%)
31.0
38.7
36.7
38.4
52.4
45.7
41.5
67.38
70.83
68.62
73.96

CO2
44.8
35.2
38.3
43.1
39.0
39.2
35.7
55.09
46.62
54.94
58.41

Char*2
(%)
17.0
43.2
24.5
41.0
37.9
35.0
39.6
4.72
10.67
9.03
10.04

Tar*3
(%)
52.0
18.1
38.8
20.6
9.8
19.3
19.0
25.8
16.1
19.8
13.6

発熱量
3
MJ/m N
2.2
3.3
2.6
2.7
4.5
3.3
3.4
2.8
3.1
2.8
3.3

<Other Conditions> Reaction Temp.：600℃、Reaction Time：10min、Biomass Feed Rate：50mg/min（C：20.68mmol、H：31.59mmol、O：14.94mmol）
3

-1

-1

Catalyst：5 cm 、Gas Flow Rate（Upper）N2/O2=110/10 or 100/20ml・min （Lower）N2=120ml/min 、[O2]/[C]≒0.2 or 0.4*1 [Total C in Product gas]/[Total C feeding]×100、*2 [Total C after stopping biomass feed]/[Total C feeding]×100、*3 100-（Gas conv.+Char)m 3 N）以上と今回検討した触媒の中で最量等ガス化条件の最適化が必要であると考えられる。

も高かった。カリウム触媒は炭素質物質と酸素，ある3-2 モデル化合物（セルロース）のガス化における触媒のいは水蒸気によるガス化反応に対して高い活性を示す

影響（1000kcal/

2),3)，今回のバイオマスガス化反今回使用した流動床型ガス化装置では実際の木材を応においても，バイオマス中の水分あるいは生成水（水用いると供給量が安定しない，木材（生成チャー）の蒸気）と未反応チャーの反応（C+2H 2 O→CO 2 +2H 2 ）によ

比重が小さいため流動媒体中への導入が困難で，供給りH 2 生成量が増加したと考えられる。H 2 生成量の増加

管へのつまりを解消するために上部からのみの酸素供は担体によらず確認されるが，特に触媒上に保持され給など問題があり，反応条件最適化などの詳細な触媒るチャーの生成量が多いと考えられるAl 2 O 3 担体にお特性評価が困難だった。そこで，セルロースを用いた

いて，より高いH 2 生成が得られたと考えられる。

モデル反応での触媒特性評価を行った。

ことが知られておりガス化収率の向上を目的に，導入酸素量[O 2 ]/[C]を

反応温度 600℃，セルロース供給量 100[mg/min]，供0.4 に増加し，同様にガス化反応を行った。導入空気

給ガス下部N 2 /O 2 =80/20[ml/量の増加によりガス化率は約 70%前後まで向上した。

min]，セルロース供給時間 10 分の条件でのガス化触媒

しかし，主にCO 2 生成量が増加しているため，ガスの発種の影響を調べた。触媒としてCaCO 3 ，Al 2 O 3 ，SiO 2 ，フ

熱量は全体的に低下している。また，カリウム担持しロリジル，およびセピオライトを用いたセルロースのても大幅なガス化率の向上は見られなかった。今後，ガス化結果を比較すると，ジョンコン材の場合と同様

ガス発熱量とガス化率のバランスを考慮し，酸素導入にAl 2 O 3 の時に最も高いガス化率，H 2 生成量を示した。

表−３ セルロースのモデルガス化における触媒種の影響
Catalyst
Product Gas (mmol)
H2
CO
CH4
CO2
CaCO3
1.21
4.52
0.34
9.29
Al2O3
3.81
7.74
0.28
8.03
SiO2
0.55
10.46
0.32
3.72
Florisil
0.58
8.01
0.16
7.42
Sepiolite
1.58
7.57
0.31
7.15
K2CO3/Al2O3
9.17
5.70
2.02
13.65
NiO/Al2O3
7.66
6.79
1.04
11.79
K2CO3+NiO/Al2O3 15.71
6.29
1.36
13.58

C conv.*1
(%)
40.2
45.7
41.3
44.3
42.8
57.9
55.8
60.4

Char*2
(%)
4.5
25.9
7.2
14.5
18.9
7.7
14.6
10.5

min]，上部N 2 =100[ml/

Tar*3
(%)
55.3
28.5
51.5
41.2
38.3
34.4
29.6
29.1

Reaction Temp.：600℃、Cellulose Feed Rate：100mg/min、Reaction Time：10min（C：35.15mmol、H：58.18mmol、O：29.32mmol）
Catalyst：5 cm3、Gas Flow Rate（Upper）N2=100ml・min-1（Lower）N2/O2=80/20ml・min-1、[O2]/[C]≒0.2*1 [Total C in Product gas]/[Total C feeding]×100、*2 [Total C after stopping feed]/[Total C feeding]×100、*3 100-（Gas conv.+Char)、[Total H in Product gas]/[Total H feeding]×100

surface area
（m2/g）
＜1
114
700
189
117
-

また，SiO 2 においてCO生成量の大幅な増加が確認されCH4 生成量を示した事は非常に興味深い。CH 4 生成量のた。チャー収率に着目すると，Al 2 O 3 とSiO 2 で大きくチ増加として考えられるのは①分解活性の増加，②生成ャー収率が異なる。特にSiO 2 は最も高い比表面積を有するH 2 とCOの反応によるCH 4 生成が予想される。そこで，するにもかかわらず，極端にチャー収率が低い。これ

メタン化触媒であるNi担持触媒と今回調整したは前述のように担体表面の酸点，強度などが影響して

K 2 CO 3 /Al 2 O 3 触媒を用いて，反応温度 250℃でのCOとH 2いると考えられる。COの生成量についても，担体の吸モデルガスによるメタン化反応を行った（表−４参照）。

着力と関連があると考えられ，より強くCOと吸着する

その結果，Ni触媒下におけるCO→CH 4 転化率は約５０％担体を用いると更なる酸化反応が進行し，CO 2 量の増加

（残り約５０％はCO 2 ）を示したのに対し，K 2 CO 3 /Al 2 O 3をもたらすと推測される。ガス化触媒の開発には①タ

触媒では全く反応が進行しなかった。K 2 CO 3 /Al 2 O 3 触媒ールトラブル解消を目的としたタールの吸着力，②発におけるCH 4 生成量増加は今後更に検討する必要があ

熱量向上を目的とした可燃性ガス収率の向上，両者のるが，前述の結果から考慮すると，カリウム触媒は有バランスが重要と考えられ，高活性ガス化触媒の開発

機物の分解活性に何らかの影響を与えるのかもしれなには，担体酸点の量・強度等の把握，および表面特性い。

とガス化特性との関連の明確化が必要であると考えら

3-4 K 2 CO 3 触媒表面のSEM観察
図-2 にAl 2 O 3 ，K 2 CO 3 /Al 2 O 3 ，ガス化反応後のれる。
次に，金属担持触媒の影響を調べた。今回，担持量-3K 2 CO 3 /Al 2 O 3 触媒のSEM観察を行った。未使用の触媒の表を金属換算で等モル（1.5×10 mol/g-cat）に固定し，面は炭酸カリウムと考えられる繊維状の物が多数観察比較を行った。その結果，ジョンコン材のガス化でもされた。 また，10 分間のガス化反応後の触媒表面に良好な結果を示したK 2 CO 3 /Al 2 O 3 触媒は，モデル反応にも同様の繊維状の結晶が同程度観察された。カリウム

おいても高いガス化率を示し，Ni担持触媒よりも高い

等アルカリ金属は，高温ガス化反応中の系外放出，後H 2 ，CH 4 生成量を示した。また，K 2 CO 3 /Al 2 O 3 触媒は段の装置の閉塞，腐食が懸念されている。今回，10 分

Ni/Al 2 O 3 触媒よりも低CO生成，高CO 2 生成を示すことよ

間と短い反応時間で，また詳細な定量までは行っていり，カリウム触媒は酸化触媒としてNi触媒よりも高い

ないが，SEMによる表面観察では大きな変化が見られな活性を有すると考えられる。生成ガスの発熱量向上のいことより，金属の放出は少ないと考えられる。

ためには生成ガス中のCO 2 量の抑制，CO,CH 4 ,H 2 生成量の増加が望ましい。そこで，K 2 CO 3 とNiを等モル（＝7.5-4

4 まとめ，および今後の方針

×10 mol/g-cat）逐次担持した触媒を調製し，ガス化触媒を用いたバイオマスの低温ガス化による燃料ガ

反応を試みた。その結果，最も高いガス化率（６０％）

スの製造を目的とし，試料連続供給が可能な流動床ガを示した。また，CH 4 生成量はK 2 CO 3 /Al 2 O 3 触媒よりも減ス化実験装置によるガス化触媒の探索を行った。その少するがCO,H 2 生成量は増加した。特にH 2 生成量は

結果，以下のことが明らかとなった。

K 2 CO 3 /①タールの吸着・保持は担体の比表面積，酸点の数・

Al 2 O 3 触媒の約 2 倍にまで増加することが明らかとなった。今後，金属担持量・比を検討することによりガス化収率の向上，生成物組成の制御が期待でき強度に影響すると考えられる。
②カリウム系触媒は低温ガス化触媒として非常に有効る。

であり，水素のみでなく高発熱量ガスであるメタン

3-3 K 2 CO 3 /Al 2 O 3 触媒を用いたCOメタン化反応

収率の向上にも寄与することが明らかとなった。

表−３での結果において，メタン化触媒としても用いられるNi担持触媒よりもカリウム触媒において高い

表 ４ メタン化モデル反応
Catalyst
Products (μmol/min)
CH4
CO2
H2
CO
Ni Catalyst
0
15
222
217
K2CO3/Al2O3
446
446
0
0

Conv.
(%)
49.8
0.0

Reaction Temp.：250℃、Catalyst：5 g、Gas composition(vol%)：CO/H2/N2=20/20/60
Flow Rate：50 ml/min[CO：446µmol/min.、H2：446µmol/min.]③K 2 CO 3 /Ni担持アルミナ触媒は水素生成量を大幅に増加させ，生成ガス中の水素濃度 40%以上を達成した。

今回行った木質バイオマスのガス化において，生成ガスの発熱量は最高で 4.5MJ/ m 3 N（1080kcal/m 3 N）（酸化剤として空気利用で換算）程度であった。生成ガス
を発電に用いるには，現段階では最低 6.3MJ/ m 3 N

る高活性ガス化触媒の開発，触媒活性評価を平行して行う予定である。

5 参考文献1) 坂井正康：バイオマスが拓く 21 世紀エネルギ
ー,45(1998)
2) Tatsuro Miyazaki et al:Energy & Fuels,vol12,
870-874,5μm(a)Al 2 O 33) 蓮尾東海,他３名：福岡県工業技術センター平成 14年度研究報告,P33

5μm(b)Fresh K 2 CO 3 /Al 2 O 35μm(c)Used K 2 CO 3 /Al 2 O 3
図-2(1998）

K 2 CO 3 /Al 2 O 3 触媒のＳＥＭ写真（1500kcal/m 3 N）以上（ガスエンジン）必要である。
目標の発熱量達成のためには触媒の開発，反応条件の最適化とあわせて，導入空気量の低減，タール＋チャ
ー/触媒の接触効率の向上を可能にする反応炉の改良も今後必要であると考えられる。
上記の新規ガス化炉の開発については，H16 年度から西日本環境エネルギー㈱との共同研究を予定しており，3kg/day スケールのガス化実験装置の設置を計画している。今後，このガス化炉での反応条件の最適化，
炭酸カルシウムやカリウム担持触媒の検討，及び更な高感度フォトクロミック色素の開発
新規アモルファスフォトクロミック材料のフォトクロミズム
山口忠承 ＊1

藤田祐史 ＊1

入江正浩 ＊2

Development of a High Sensitive Photochromic System
Photochromism of a Novel Photochromic Sysyem in Bulk Amorphous Phase
Tadatsugu Yamaguchi，Yuji Fujita，Masahiro Irie

フォトクロミック色素であるジアリールエテン誘導体は, 両異性体の熱安定性, 繰り返し耐久性に優れていることから, 次世代の光メモリ材料や光の量を検知する材料として期待されている。昨年度の研究で, ジアリールエテンの構造に極めて近いが結合様式はまったく異なる新規フォトクロミック化合物を開発した。その誘導体は, ジア
リールエテン誘導体並みの熱安定性, 繰り返し耐久性などの特徴を有することが明らかとなった。

1

このような優れた性能は, 光照射によって生成する

はじめに
情報記録の高密度化に伴い, 磁性材料から光記録材

ヘキサトリエン, シクロヘキサジエン構造の可逆な電料へのシフトが始まっている。磁性材料は地磁気や熱子環状変化に基づいている。この環化反応を自在に制の影響を受け高密度化が難しいが, 光記録材料は, 理御できる系が構築できれば, ジアリールエテン誘導体

論的には分子サイズで記録を書き込み消去可能な媒体でなくても光メモリ材料等に適用可能な材料が提供でを提供できる可能性がある。１回だけ書き込み可能なきるものと考えられる。

CD-RやDVD-R, 何度でも書き換え可能なDVD-RAMや青色

昨年度, ジアリールエテン誘導体の合成の途中の中レーザーによって情報を書き込むBlue-rayディスク等間体でこのようなヘキサトリエン, シクロヘキサジエが販売されている。

ンの構造が可逆に生成する誘導体を発見した。本論文

何度でも書き換え可能な光記録材料の候補としてジでは, その新規フォトクロミック誘導体（2,3'-ビス

アリールエテン誘導体がある(図-1)。この誘導体は,ベンゾチオフェン）の構造とフォトクロミック反応性

光照射によって可逆に２つの構造の異性体が生成するについて報告する。

ことに基づいている 1) 。この材料はメモリ材料として求められる高速応答性, 両異性体の熱安定性, 繰り返

2研究，実験方法

し耐久性等の要件をすべて満たしている。この誘導体

2-1

実験方法

は３次元情報記録に必要な２光子フォトクロミック反F2F2

応性が確認されており, 現在市販されている媒体を上F2F2回る記録密度を有する媒体をとなる可能性がある。

3

R1
2

S

R

2

5

R
R

R3

X

R

hν

R

2

R

1

4

R
X

R6

hν'

R3

X

5

R

1

R1
S

S
1b-3b

1

X

R6

開環体

閉環体

(ヘキサトリエン構造）(シクロヘキサジエン構造）

図-1

Me 2' S
1a-3a

F2
Me

hν'

3'

4

hν

F2

1: R = F
2: R1 = Me
1

3: R = OMe

図-2

新規フォトクロミック化合物

ジアリールエテン誘導体
新規フォトクロミック化合物 1a-3a (図-2)は, 通常の非対称アリール部位を持つジアリールエテンの合成＊１ 化学繊維研究所＊2 九州大学大学院工学研究院

法を用いて合成した（スキーム-1 ）。詳細は文献2や関連特許 3) に記載している。まず, ベンゾチオフェン
部位をスズキカップリングによって2量体とし, 臭素化を経たのちオクタフルオロシクロペンテンとの反応により, フッ素置換した生成物 1aを得た。 1aの閉環体は安定な生成物として得られなかったので, 反応点のフッ素をメチル, メトキシ置換することを試みた。 1aをメチルリチウムと反応させるとメチル置換した誘導体 2aを, また, ナトリウムメトキシドと反応させることによってメトキシ置換した誘導体を得た。合成した誘導体は, 1H NMR, 元素分析, Massスペクトルによっ図-3て同定した。

確率を表す）

Ｍｅ誘導体 2aのORTEP図（楕円は50%の原子存在

スキーム-1 2,3'-ビスベンゾチオフェン誘導体の合成
Pd(PPh3)4

I
S+
B(OH)2

Me

Br2
S

THF

S

Me

THF
S

F2

F2

F

1) n-BuLiSMeS2) C5F8Me

MeLi
diethylether

S
Me

F2

F2

F2

F2

Br

S
Me

S

1a

S

2a
NaOMe
THF

F2
F2

F2

OMe
S
Me

S

3a

3

結果と考察

3-1
1

開環体のＸ線結晶解析による構造確認

図-4

ＭｅＯ誘導体 3aのORTEP図（楕円は50%の原子存在確率を表す）H NMR上, 化合物 2a ， 3a はメチル基, メトキシ基が0.8導入されていることが明らかになったが, メチル基とメトキシ基が光反応点部位に導入されているか確認す
る必要があった。そこで, 開環体の単結晶を作製しＸ

図-3にメチル誘導体 2aのＸ線結晶構造解析の結果を示す。光反応点部位(C22)にメチル基が導入されている。光反応点(C8)-(C22)間の距離は5.1Åであった。

Absorbance

線結晶構造解析を試みた。

0.6

0.4

0.2

光反応点間の炭素間（(C8)-(C7)-(C10)-(C11)-(C18)(C22)）の距離は, それぞれ, 1.35, 1.45, 1.35, 1.4

0.0
300

5, 1.35Åで, ヘキサトリエン構造であることを示し

400

500

600

700

Wavelength / nmている 。また, ベンゾチオフェン, ベンゾチオフェン,

図-5Ｍｅ誘導体( 2 )のヘキサン中におけるフォトク

オクタフルオロシクロペンテン環はそれぞれねじれ

ロミズム（実線：開環体, 点線：閉環体, 破線：313

た状態で配置している。

nm光定常状態）(c = 2.6x10-5 M)

3-2

溶液中におけるフォトクロミズム

また, 図-6は７０℃暗所下における閉環体 2bの熱安

図-4にメトキシ誘導体 3aのＸ線構造解析の結果を示

定性を示している。１週間以上も熱退色しない結果がす。光反応点部位(C22)にメトキシ基が導入されてい得られた 。また, 繰り返し耐久性について酸素存在下,る。メチル誘導体同様, 光反応点（C8)-(C22)の距離

500W高圧水銀ランプを用いて, UV-D36C, Y-48のフィは4.9Åであり, 光反応点間はヘキサトリエン構造でルターを通した光を, それぞれ2分, 3分ずつ照射するあることを示している。また, ベンゾチオフェン, ベ

試験を試みた。その結果, 100回以上のサイクルを繰

ンゾチオフェン, オクタフルオロシクロペンテン環はり返すことが明らかとなった。

それぞれねじれた状態で配置している。

3-3

閉環体のＸ線結晶解析による構造確認

図-5にメチル誘導体 2 のヘキサン溶液中の吸収スペ

図-7にメチル誘導体の閉環体のＸ線結晶構造解析を

クトルを示す。光開環体は330 nm以下に吸収を有し,示す。光閉環構造は, メチル基が互い違いに導入されまた, 光閉環体は510 nmに吸収をし, 赤色を呈する。

ていることが明らかとなった。環化している部分の炭

光変換率は約60%という結果が得られた。また, メト

素原子間の距離を調べると, シクロヘキサジエン構造

キ シ 誘 導 体 も 同 様 な フ ォ ト ク ロ ミ ッ ク 反 応性を示しをしていた。

た。
表-1に開環体と閉環体の吸光係数と量子収率をまとめる。この表より, 光閉環の量子収率は0.4前後, また, 光開環の量子収率は0.1前後と, 高い光反応性を示した。

表-1 光吸光係数と量子収率
ε/104 dm3 mol-1cm-1

化合物

量子収率
光閉環
(313 nm)

光開環(517 nm)

a

b

2

1.17
(300 nm)

0.785(504 nm)

0.41

0.15

3

1.18
(300 nm)

0.758(510 nm)

0.40

0.085

図-7 閉環体のMe誘導体 2bのORTEP図（水素検原子は省略しており, また楕円は50%の原子存在確率を表す）

つまり, 本誘導体のフォトクロミック反応は開環体がヘキサトリエン構造, 閉環体がシクロヘキサジエン
構造をしていることが判明した(図-8)。このジアリー
ルエテン同様の光開環・閉環様式により, 熱安定性と0.2

Absorbance

繰り返し耐久性に優れたフォトクロミック反応系が構築されているものと考えられる。メトキシ誘導体の場合も同様なフォトクロミック反応を示すことを確認し

0.1

ている。

F2

F2

0.0

F2

F2

0

2

4

6

8

10

Me

days
Me

F2
Me
Me

hν'

S

図-6 閉環体 2bの熱安定性

hν

F2

S

S

図-8 フォトクロミック反応に伴う構造変化

S

3-4

薄膜中のフォトクロミズム
１

２

図-9

１ のバルクアモルファス薄膜中のフォトクロミ

ズム（上）紫外光照射後（下）可視光照射後図-9にフッ素置換した誘導体 １ のバルクアモルファ
ス薄膜のフォトクロミック反応を示す。また, 2a, 3aの場合もPMMA中に添加した薄膜中でフォトクロミック
反応の起こることを確認している。薄膜中で異性化す
ることは, 薄膜光メモリー材料に適用できることを示
している。

4

まとめ
今回, ジアリールエテン誘導体に匹敵する性能を有するフォトクロミック化合物を得た。Ｘ線構造解析法
により, 開環体と閉環体の構造を確認し, 光反応性について検討した。熱安定性に優れ, 繰り返し耐久性も空気存在下100回以上繰り返すことができた。また,
ポリマー媒体やアモルファス薄膜でもフォトクロミッ
ク反応性を示した。今回合成した誘導体は, 赤のみであったが, 黄色, 青色に着色する誘導体を開発し, この系でフルカラー三原色を再現したい。

5

参考文献

1) M. Irie： Chem. Rev., 100, 1685(2000).
2) T. Yamaguchi, Y. Fujita, and M. Irie： Chem.

Comm, 1011 (2004).
3) 山口忠承, 藤田裕史, 入江正浩： 「新規フォトク
ロミック化合物」, 特願2004-65216.

FRP廃棄物のグリコール分解によるリサイクル技術の開発
吉海和正 ＊１

山口雅裕 ＊１

原田智洋 ＊１

The development of recycling technology of the FRP waste by the glycol decomposition
Kazumasa Yoshikai, Masahiro Yamaguchi, Tomohiro Harada
ガラス繊維強化不飽和ポリエステル樹脂（FRP）製マネキンのグリコール分解を利用したケミカルリサイクルについて検討した。使用済みマネキンを粉砕した後，エチレングリコール中で分解し，分解液をグリコール原料として二塩基酸と反応させ，不飽和ポリエステル樹脂を合成した。合成した不飽和ポリエステル樹脂を用いてFRPの成型を行った。その結果，使用済みマネキンは，290℃において等量から5倍量のエチレングリコールにより2時間でアセト
ン可溶となるまで分解されることがわかった。分解生成物を用いて合成した不飽和ポリエステル樹脂は，ほとんど
新樹脂並みの特性を示した。合成した不飽和ポリエステル樹脂を用いてマネキンを成型し，グリコール分解を利用したケミカルリサイクルによってマネキンからマネキンへのリサイクルが可能であることを確認した。

1

はじめに

討した。FRPのマトリックス樹脂である不飽和ポリエ

百貨店等で主に服飾品等のディスプレイ用途に使用

ステル樹脂は，主鎖中にエステル結合を有する。エスされているマネキンは，ほとんどがガラス繊維強化不テル結合はアルコールと比較的容易にエステル交換反飽和ポリエステル樹脂（FRP）で成型されている。マ

応を起こして解離する。不飽和ポリエステル樹脂にエ

ネキンの国内における生産量は年間約8万体であり，チレングリコールのような両末端にOH基を持つグリコ使用されるFRPは500t程度と推定される。現在国内のール類を作用させ，スチレンによる架橋構造が分解すマネキンはほとんどがリース契約で流通しており，平るまで温度を上昇させると，最終的には不飽和ポリエ

均5年程度のリース期間が終了すると，マネキンの製ステル樹脂の原料成分である二価アルコールが得られ造メーカーに引き取られて処分される 。処分の方法は ，ると考えられる。これにマレイン酸などの二塩基酸を大半が廃棄物処理業者に委託しての埋め立てである。

反応させると再び不飽和ポリエステル樹脂を合成する

環境の世紀と言われる21世紀を迎え，循環型社会の形ことができる。この方法は，既に不飽和ポリエステル

1)

成に向けての各種法整備が進む現在にあって ，マネ

樹脂製ボタンの製造過程で発生する打ち抜き屑等のリキンの製造メーカーに対しても環境への配慮が強く求サイクル方法として検討された実績があり，新樹脂並められるようになってきている。既に，回収された廃みの物性を有する再生樹脂が得られることが報告され

PETボトルよりケミカルリサイクルによって合成されている 5-8) 。FRPもマトリックスは不飽和ポリエステル

た不飽和ポリエステル樹脂の使用や，ジョイント部分樹脂であることから，同様にしてケミカルリサイクル等に使用されている金属部品の再利用が容易な設計のすることが期待できる。

マネキン製造などが，グリーン購入に力を入れつつあ

マネキンは，FRP製品としては比較的小型で肉厚もるクライアントの要望を考慮して試みられている。使薄く，解体や粉砕が容易である。また，使用済みとな

用済みマネキンのリサイクルに関しても重要な検討課

ったマネキンの回収システムも整っている。イメージ

題であると認識されており，FRPのリサイクルに関す性の高い商品であることから，環境への配慮が製品の

る研究

2-4)

を参考として一部検討されてはいるが，FRP

競争力に大きく影響する製品でもある。従って，マネが難リサイクル材料であることもあり決め手となる方キンはFRP廃棄物のリサイクルを検討する上で最も取法は見出されていない。

り組みやすいモデルケースであると考えられる。

筆者らは，使用済みマネキンのリサイクル方法とし

本報告では，FRP製の使用済みマネキンをグリコーてグリコール分解を利用したケミカルリサイクルを検ル分解した後，分解物を原料として不飽和ポリエステ＊１ 化学繊維研究所

ル樹脂を合成し，合成した樹脂を用いて再びFRP製マ

ネキンを成型するケミカルリサイクルについて検討しった後に残った成分のことである。

た結果について報告する。

{廃FRP試料量(g) − アセトン不溶解分(g)} ×100
分解率（%）＝

2

実験方法

2-1

(1)
廃 FRP試 料 量 (g) × 樹 脂 含 有 率 （ %） /100

材料･試薬

2-3

不飽和ポリエステル樹脂の合成

使用済みマネキンを50mm角程度に裁断したものを，

分解液は硫酸によって中和した後OH価を測定し，不（株）ホーライ製粉砕器 UG-210で粉砕し，目開き2mm

飽和ポリエステル樹脂合成のグリコール原料とした。

の網目を通過したものを廃FRP試料として使用した。

OH価はフタル化法 9） にて測定した。不飽和ポリエステ

廃FRP試料の樹脂含有率は約63%であった。グリコール

ル樹脂の合成は，二塩基酸として無水マレイン酸と無分解に使用するエチレングリコール，触媒の水酸化ナ

水フタル酸を用い，定法 10)に準じて行った。二塩基酸

トリウムは，和光純薬工業（株）製の特級試薬を用いの添加量は ，分解液のOH基1molに対して2.2molとした 。

た。分解液の中和に用いる硫酸，OH価の測定に使用す反応終了後 ，試料温度が150℃まで下がったところで ，るピリジン，無水フタル酸は和光純薬工業（株）製の含有量が40wt%になるようにt-ブチルカテコールを120

特級試薬を，1mol/l水酸化ナトリウム水溶液は和光純

ppm添加したスチレンモノマーを加え，再生不飽和ポ薬工業（株）製の容量分析用試薬を用いた。不飽和ポ

リエステル樹脂（再生樹脂）とした。また，分解生成

リエステル樹脂の合成に使用する無水マレイン酸，無物を濾過せずにガラス繊維やフィラーを含んだまま用

水フタル酸は，和光純薬工業（株）製の特級試薬を用いて，同様にして再生樹脂の合成を行った。

いた。不飽和ポリエステル樹脂のゲル化防止剤である

2-4

再生樹脂の評価

t-ブチルカテコールは東京化成工業（株）の特級試薬合成した再生樹脂は，JIS K 6901に従って密度，粘を用いた。スチレンモノマーは和光純薬工業（株）製度 ，揺変度 ，常温硬化特性を調べた 。粘度 ，揺変度は ，の特級試薬を用いた。不飽和ポリエステル樹脂の硬化（株）東京計器製造所（現：（ 株）トキメック）製B

剤及び促進剤は，メチルエチルケトンパーオキサイト型粘度計（BM型）を用い，外径約45mm，高さ約78mmの（商品名：パーメッ クN ），6%ナフテン酸 コバルトを容器に試料を入れ ，No.2ローターにて測定した 。また ，それぞれ使用した。図-1に裁断，及び粉砕した使用済

分子量をWaters製 GPC-150Cを用いて，ポリスチレン

みマネキンの写真を示す。

換算で定量した。再生樹脂と♯450のガラス繊維マットを使ってFRP成型板を成型し，JIS K 7017に従って曲げ強さ，曲げ弾性率の測定を行った。比較として，
マネキン成型用の新樹脂から同様にしてFRP成型板を成型し ，曲げ強さ ，曲げ弾性率の測定を行った 。また ，
総合的な樹脂の成型性を評価する意味で，マネキン一図-1 使用済みマネキン

体の成型を行った。

左：裁断品，右：粉砕品
32-2

グリコール分解

結果と考察

3-1

グリコール分解

廃FRP試料はエチレングリコール，触媒の水酸化ナ

FRPとエチレングリコールの重量比（グリコール/FR

トリウムと共に耐圧硝子工業（株）製のTAS-05型オーP ），分解時間，触媒の添加量を変えてグリコール分

トクレーブに投入し，290℃で漕内を攪拌しながらグ解を行い，分解条件が分解率及び分解生成物の性状にリコール分解を行った。分解終了後，分解生成物を吸及ぼす影響について検討した。検討した分解条件及び引濾過してガラス繊維やフィラー等の残渣を取り除い結果を表-1に示す。不飽和ポリエステル樹脂を水酸化て分解液とした。分解率は式(1)を用いて算出した。

ナトリウムを触媒として10倍量のエチレングリコール

式(1)においてアセトン不溶解分とは，濾紙上に残っで分解した場合，290℃，2時間で90%近く分解し不飽た残渣をアセトンで洗浄しながらさらに吸引濾過を行

和ポリエステル樹脂を合成可能な原料が得られること

表-1 グリコール分解の条件と分解結果
FRP廃棄物/g
ｴﾁﾚﾝｸﾞﾘｺｰﾙ/g
NaOH/gｸﾞﾘｺｰﾙ/FRP
分解温度/℃
分解時間/h
分解率/%ＯＨ価 mol/kg

が2以上の条件で分解する必要があると考えられる。

D-1

D-2

D-3

D-4

D-6

D-7

30
150
0.6
5
290
2
94
-

60
120
1.20
2
290
2
94
15~18

75
75
1.50
1
290
2
93
-

80
60
1.6
0.75
290
2
-

70
140
4.2
2
290
2
93
-

70
140
1.4
2
290
5
97
-

３−２

分解液を使った不飽和ポリエステル樹脂の合成

表-1のD-2の条件で得た分解生成物を濾過して回収した分解液を用いて不飽和ポリエステル樹脂の合成を行った。分解液のOH価は15〜18であった。反応終了後
スチレンモノマーを加え茶褐色で低粘度の再生不飽和ポリエステル樹脂が得られた。再生樹脂は着色してい

6-8)。また，分解温度が270℃以下のるが，当初懸念していた分解生成物による強い臭気は場合や分解時間が2時間を切る場合は，分解率が急激認められず，一般の不飽和ポリエステル樹脂と同様のが報告されているに低下することも報告されている

6-8)。FRPもほぼ同様の条件で分解が進むと考え分解条件を設定した。

スチレン臭のみが認められた。分解生成物中の強い臭気の原因と考えられる低分子の成分が再生樹脂の合成

グリコール/FRPが0.75の場合を除いていずれの条過程で揮発してしまったためであろうと考えられる。

件でも褐色で粘調な分解生成物が得られたが，グリコ着色に関しては，マネキンは通常成型品表面を塗装すール/FRPが0.75の場合では分解生成物の一部が炭化しるため，再生樹脂をマネキン用として再利用する場合ていた。グリコール/FRPが0.75の条件では，試料が反においては特に問題とはならない。合成して得た再生

応当初は流動せず分解がかなり進んだ後でなければ攪

樹脂の特性及び再生樹脂より成型したFRPの物性をマ拌できなかったことが炭化の原因であろうと考えられネキン用の新樹脂の特性と共に表-2に示す。また，図る。攪拌によって絡み合うせいか，分解生成物中でガ-2に再生樹脂より成型したFRPの写真を示す。再生樹

ラス繊維の一部が5mm程度の毛玉状の塊となっていた 。

脂は，フィラーを添加していないため揺変度が小さい

グリコール/FRPが0.75の場合を除いて，FRPの分解率

他は，ほぼ新樹脂並の特性を示すことがわかった。まはいずれも90%以上であり，使用済みマネキンの不飽

た，成型したFRPは，弾性率が若干低いもののほぼ新

和ポリエステル樹脂は，290℃において等量から5倍量

樹脂並の物性を示すことがわかった。生産現場においのエチレングリコールにより2時間でアセトン可溶とて生産型を使って行ったマネキン一体の成型による再なるまで分解されることがわかった。検討した範囲で生樹脂の成型性に関する検討の結果，再生樹脂はマネ

は触媒の量や分解時間による分解率，分解生成物の性

キンを十分成型可能なレベルの良好な成型性を有して状への顕著な影響は認められなかった。グリコール/F

いることが確認された。図-3に再生樹脂を使って成型

RPによる分解率への影響は0.75の場合を除いてほとん

したマネキンの写真を示す。

ど認められなかったが，分解生成物はグリコール/FRP
が小さくなるに従って粘調となる傾向を示し，1では表-2 合成した再生樹脂の諸特性

ほとんど流動性が消失する程粘調であった。グリコー
ル/FRPが小さくなるに従って分解生成物中のガラス繊維やフィラーの含有率が高くなるためであろうと考えられる。グリコール/FRPが小さい条件で得た分解生成物を再生樹脂の原料とした方が，FRPの再利用率が高くなりリサイクルとしては好ましい。一方，分解生成数平均分子量密度/ g/ml：25℃
粘度 /P･s：25℃
揺変度（6rpm/60rpm）
ゲル化時間 /min
最小硬化時間 /min
最高発熱温度 /℃
曲げ強度/MPa
曲げ弾性率/MPa

再生樹脂
1700〜2320
1.15
0.20〜0.56
1.05〜1.16
4〜18
14〜50
70〜129112〜145
2490〜3060

新樹脂
2000≧
1.11
0.43
3.50
33
45
130
133
3730

物が極端に粘調となると分解液の回収が困難となり再生樹脂合成の妨げとなる。残渣を濾過により除去せずに再生樹脂を合成する場合においても，系の攪拌が困難であり合成の妨げとなることが予想される。グリコール分解の条件は，このことを考慮して選択する必要がある。使用済みマネキンの場合，分解生成物を再生樹脂の原料として使用するためには，グリコール/FRP

図-2 再生樹脂より成型したFRP

の実験では ，分解と合成は別の装置を用いて行ったが ，実用化を図る場合は同一の装置で一連の工程を進めることが想定される。従って，残渣を除去せずに再生樹
脂を合成することは，ガラス繊維やフィラーの再利用になるだけでなく，工程の簡素化を可能とする，実用化に向けて有用な方法であると考えられる。

4

まとめ(1)粉砕した使用済みマネキンをエチレングリコール
図-3 再生樹脂を使って成型したマネキン

中で分解し，ガラス繊維等の残渣を除去した分解液をグリコール原料として用いて，不飽和ポリエステル樹

3-3 分解生成物を使った不飽和ポリエステル樹脂の合成
表-1のD-2の条件で得た分解生成物を濾過せずにそ脂を合成可能であることを明らかにした。
(2)分解液より合成した不飽和ポリエステル樹脂は新のまま原料として用い，3-2の場合と同様にして不飽

樹脂並の諸特性を示すことを明らかにした。

和ポリエステル樹脂の合成を行った。毛玉状のガラス(3)再生樹脂がマネキンを成型可能な成型性を有して繊維はスチレンモノマーの添加後に目開き約1mmのフいることを確認した。

ィルターを用いて除去した。除去したガラス繊維は残(4)エチレングリコールで分解した使用済みマネキン

渣の約50wt%であった。残渣を除去していない分解生の分解生成物から，ガラス繊維等を除去することなく成物を用いた場合，再生樹脂の合成時に発泡する場合

再生樹脂を合成可能であることを明らかにした。

があった。残渣を除去した場合と比較して粘度が高い(5)使用済みとなったマネキンを，グリコール分解をことと，ガラス繊維が発泡の核となるためであろう。

利用したケミカルリサイクルによって，再びマネキン

反応容器への仕込量を残渣を除去した場合より少なめとすることが可能であることを明らかにした。

にする，窒素ガスの量や温度を適宣調節するなど，発泡を制御する必要があった。合成した再生樹脂の評価

5

結果を残渣を除去して合成した場合の結果と共に表-31) 草川紀久：プラスチックスエージ，47，臨時増刊に示す。分子量が若干低い点を除いて再生樹脂の特性

参考文献

号，29（2001）

は ，残渣を除去して合成した場合とほぼ同様であった 。

2) 福田宣弘：科学と工業，68，60(1994)

ただし，ガラス繊維やフィラー等の残渣が沈殿するた

3) 合成樹脂工業会編：ʻ FRPのサーマルリサイクル ʼ，め貯蔵時及び成型時には適宣攪拌する必要があった。

(1996)

残渣を除去せずに再生樹脂を合成することによって，

4) 中澤光雄：強化プラスチック，47，112(2001)

残渣の濾過という工程を途中に挟むことなく分解から

5) 藤井淳，吉田謙司，向井

合成までを行うことが可能となる。工程の最終段階に

6，45(1997)

おいて比較的粘度の低い再生樹脂から毛玉状のガラス

6) 久保田静男，伊藤

繊維を除去することは，粘調な分解生成物より残渣を除去することと比較するとはるかに容易である。今回

孝：クリモト技報， 3

修：平成6〜8年度技術開発補

事業 成果普及講習会テキスト，6-1(1998)
7) 久保田静男，森一，前田拓也：ネットワークポ

リマー，24， 22(2003)
表-3 残渣を除去せずに合成した再生樹脂の諸特性
数平均分子量粘度 /P･s：25℃
揺変度（6rpm/60rpm）
ゲル化時間 /min
最小硬化時間 /min
最高発熱温度 /℃
曲げ強度/MPa
曲げ弾性率/MPa

再生樹脂（残渣含）
1270〜1410
0.25
1.59
4〜10
28
63〜77
70〜1002100〜3300

再生樹脂（残渣除去）
1700〜2320
0.20〜0.56
1.05〜1.16
4〜18
14〜50
70〜129112〜145
2490〜3060

8) 久保田静男：科学と工業， 10，517(2003)
9) 日本分析化学会編：ʻ 分析化学便覧 ʼ，p316(1971)，
丸善10) 大津隆行，木下雅悦：ʻ 高分子合成の実験法 ʼ，p.
332（1972），化学同人

都市ゴミ焼却灰を活用したエコレンガ製造技術の開発
小松夢子 ＊１
永瀬 誠 ＊４

阪本尚孝 ＊２鳥羽峰樹 ＊４

中野辰博 ＊３

土田大輔 ＊４

田中 浩 ＊３

山下良一 ＊５

宇都宮 彬 ＊４

鐘ヶ江 謙 ＊６

高橋浩司 ＊４

秋吉英治 ＊７

永江治彦 ＊７

Fabrication of eco-BRICKS with fly ash produced from municipal incinerator
Yumeko Komatsu, Naotaka Sakamoto, Tatsuhiro Nakano, Hiroshi Tanaka,
Akira Utsunomiya, Koji Takahashi, Makoto Nagase, Hiroki Toba,
Daisuke Tsuchida, Ryouiti Yamashita, Ken Kanegae, Eiji Akiyoshi, Haruhiko Nagae
都市ゴミ焼却灰を直接原料として用いたれんがの製造技術開発を目指し，大川市清掃センターより排出されるゴ
ミ焼却灰を使用したエコレンガの製造を行った。焼却灰組成の定期的分析により，組成変動が小さくれんが原料として使用可能な再生材料であることがわかった。1100℃〜1140℃の温度範囲で焼成試験を行い，ゴミ焼却灰含有れんがの焼成条件について検討し，1140℃で焼成することで従来品と同等の物性値を示すエコレンガが得られることを明らかにした。また，安全性を評価するために排ガスおよびエコレンガ試作品の重金属含有量および溶出量を測定した結果，測定値はほぼ基準値以下であった。

1

はじめに

魅力が乏しい。現在，直接用いた湿式製造技術は未開

福 岡 県 で 発 生する 都 市ゴ ミ 焼 却 灰 は 年 間 28万トン発である。

（ 平成12年度 ）に及び ，近年増加の傾向にある 。従来 ，

そこで我々は，都市型焼却灰を再生材料として用い

都 市 ゴ ミ 焼 却 灰 は 路 盤 材 な ど と し て 使 用 されてきたたエコレンガの製造技術を開発，製品の高付加価値化

が，そのリサイクル率は低く，効果的な処理方法が確を行う。都市ゴミ焼却灰及び飛灰を再生材料として使立されていないのが現状である。

用したエコレンガの製造技術及び製品利 用促進を通焼却灰が再利用されにくい原因には，ダイオキシン

じ，リサイクルモデルを構築することを目的とする。

類，鉛やカドミウム等の有害物質のほか塩素イオンを含んでいる可能性が高いために，再生材料として取り2扱いが難しいという点が挙げられる。特に，集塵機に

2-1

実験方法
原料の物的性能評価集められた飛灰やRDF炉及び流動床炉の焼却灰を再利

工業製品の原料として焼却灰を用いる上で，その基用する場合，廃棄物処理法で定める基準に従わなけれ

本物性を把握することはきわめて重要である 。しかし ，

ばならず，再生材料として利用する際には，溶融スラ

異なる分析手法や基準で統一性のない測定値を並べてグ化や不要成分除去などの処理が不可欠となるため，も，それぞれの原料特性を評価することはできない。

多量のエネルギー投入を必要としている。また，灰のそこで，我々は焼却灰のような廃材が再生原料として処分については，溶融スラグ化して再利用されるもの

工業的に安定的に利用されるためには，どのような物を除き，大部分が埋め立て処分されている。

性が重要であるか，もしくはどのようなデータが必要

一方，現在市場に出ているリサイクルレンガは下水かを検討し，本研究事業において基本となるフォーマ

道汚泥溶融スラグや都市ゴミ焼却灰をスラグ化したもットの作成を試みた。連続的に持ち込まれる廃材をよのを使用したものがほとんどである。一部，焼却灰をり簡便に評価するためには，ある程度測定項目を限定

原料として使用した製品があるが，全て乾式プレス法

する必要がある。そこで，我々は工業技術センターにで製造されているため意匠性が低く，れんがとしてのおいて依頼試験として実施している試験の中から，組＊1 化学繊維研究所＊3 荒木窯業（株）＊5 久留米市＊2 九州大学＊4 福岡県保健環境研究所＊6 大川市＊7 大牟田市成分析・熱分析・嵩比重測定・結晶相解析・耐火度試
験・SEM観察を取り上げた。これらの試験項目は，一般に窯業関連産業で必要とされるものである。さらに

我々はこれらの物性値をある決まったプラットフォー

物性測定方法はJIS Ｒ1250およびJASS 7Ｍ-101に準拠

ムの上に配置し，データシート「再生原料カルテ」のした。

作製を試みた。
本研究事業では，都市ゴミ焼却灰のサンプルとして3

大川市の都市ゴミ焼却灰について検討を行う。工業原

3-1

結果と考察
ゴミ焼却灰の物性評価料としてこの灰を用いるためには，安定した供給量とゴミ焼却灰の組成分析結果を表-1に示す。無処理のともに物性的にも安定している必要がある。そこで我焼却灰の組成はきわめて安定しており，月別の変化は々は，大川市清掃センターより排出される焼却灰およ

ほとんど認められなかった。化学組成分析結果から比びセメント固化処理された焼却灰を毎月サンプリング

較的カルシウム分が多く，二酸化ケイ素(15%程度)，

し，その物性測定を行なうこと（すなわちカルテ作成

酸化カルシウム(30数%)，酸化アルミニウム(10%程度)を行なうこと）により，時系列的な物性変動を観察しを主成分としたものであることがわかった。また，塩た。

素分も10数wt％含まれており，処理によっては有害な

2-2

製品の物性評価

ゴミ焼却灰を添加したれんが試作品の物性試験を行った。共同研究機関である荒木窯業（株）が乾式プレ物質も排出される危険性があることが判断できた。ただし，これらの組成比はほぼ一定であり，工業的には安定的に利用することが期待できる。

ス法で作製した大川市ゴミ焼却灰含有エコレンガ試作品(灰添加量：0vol％〜50vol％)の吸水率・曲げ強度

表-1

ゴミ焼却灰の組成分析結果(単位：wt%)

・圧縮強度の測定を実施した。焼成温度は1100℃，11

H14

H14

H14

H14

H15

H15

40℃および1170℃とした。また，物性測定方法はJIS

3月

7月

9月

11月

1月

3月

16.0 15.0

15.0

16.0

Ｒ1250および日本建築学会により定められているJASS

SiO2

14.0

17.0

7Ｍ-101に準拠した。

CaO

36.0

34.0 33.0

35.0

31.0 39.0

2-3

Al2O3

8.4

9.9

11.0

9.2

10.0

9.1

焼却灰を原料として用いたレンガを製作するに当た

Fe2O3

4.7

3.4

2.8

3.2

5.5

4.2

っては，その製品が環境に対して安全であることが前

P2O5

2.3

2.6

2.9

2.3

2..8

1.8

提となる。そのため，試作品が環境へ及ぼす影響を調

Na2O

7.6

5.9

7.1

6.7

7.8

5.5

査を行った。

K2O

4.3

4.2

4.6

4.6

4.2

3.4

調査として，重金属等の有害物質の溶出試験及び含

MgO

2.4

3.1

3.0

3.2

3.1

2.8

有量試験を行った。溶出試験は平成3年環境庁告示第4

CuO

0.20

0.29

0.39 0.35

0.19

0.17

6号に基づき行った。また，含有量試験は平成15年環

ZnO

0.48

0.48

0.44 0.56

0.50

0.46

境省告示第19号に基づいて行った。

TiO2

2.2

2.0

1.9

1.8

2.0

2.0

2-4

Cr2O3

0.1

0.05 0.05

−

0.05

0.05

共同研究機関である荒木窯業はすでにe-BRICKSとい

MnO

0.09

0.09

0.10 0.08

0.08

0.08

うリサイクル原料を用いたレンガを製造しており，エ

ZrO2

−

−

0.02 0.02

0.02

0.02

コマーク認定を得ている。ただし，その物性評価は製

PbO

0.08

0.10

0.10 0.12

0.14

0.13

造直後のレンガを試験したものであり，屋外に施工し

Cl

14.0

13.0

13.0 14.0

13.0

12.0

て長期間風雨にさらされた後にもその安全性や特性を

SOx

3.8

4.1

4.0

4.1

3.7

製品の安全性調査

追跡調査

3.9

維持できているかは明確でない。そこで本研究グルー
プでは，先にこのe-BRICKSを施工した現場より，暴露さ れ た レ ン ガ を 抜 き 取 り 物 性 試 験 を 行 な うこととし

また，結晶相解析結果より，ClはNaClやKClといった塩の形で存在していることが明らかになった。

た。サンプルは，平成12年に施工された久留米市中央

これに対し，セメント固化処理された焼却灰は同様

公園より任意に採取した。この抜き取りレンガについの成分から形成されているものの，その組成比は大きて工業技術センターでは ，物理試験を行なった 。なお ，く変動することが明らかとなった。これは大川市清掃センターにおいて行なわれている処理方法が人為的な1100℃で焼成したエコレンガ試作品の物性値測定結要素の影響が多分にあるため，全てが均質な状態にな

果を表-2に示す。なお，本研究において目標とする物

るとは限らないことに起因するものと思われる。

性値は，吸水率10%以下(JIS R 1250，4種)，曲げ強度以上の結果より，れんが原料としては原灰を利用することとした。

5MPa以上(JASS 7M-101，インターロッキングブロックの品質規格)，圧縮強度30MPa以上(JIS R 1250，4種)

また，都市ゴミ焼却灰の物性値をデータシート（カである。

ルテ）化することにより，一目でその廃材の特性や形態を理解することができるとともに，一定した物性測表-2

エコレンガ試作品の物性値(焼成温度：1100℃)

定手法を用いることで他のロットや別の種類の廃材と
吸水率

曲げ強度

圧縮強度

／%

／MPa

／MPa

10vol%

8.2

6.3

13.4

20vol%

12.3

3.3

7.2

30vol%

13.7

2.8

11.2

40vol%

13.9

5.1

12.1

50vol%

14.9

4.6

12.7

目標値

10%以下

5MPa以上30MPa以上の比較を容易にすることが可能となった。今後，このカルテを埋めることで自ずとその基本物性が理解でき

物性
灰含有量

ることから，本研究で取り扱う廃材については全てカルテ作成を行なうこととした。
３−２

エコレンガ試作品の物性評価

れんがの色は組成によって大きく変化した。灰10
vol%添加の場合はいわゆる「赤れんが色」を示した(図-1)。結晶相の解析結果より，Fe2O3のピークが他のれんがより明確に認めらた。れんが原料として用いた
粘土中に置換固溶し ていた鉄が焼成に伴 いFe 2 O 3 となり，赤褐色を呈したと考えられる。また，灰含有量の増加に伴い表面は黄色味が強くなった(図-2)。これは灰に含まれるCa分の増加に起因すると考えられる。従って，原料調整法によるれんがカラーバリエーションの展開が期待できる。この現象は，1100℃および1140℃両方の場合において認められた。

1100℃で焼成した場合，ほとんどのれんがが目標
以下の数値を示した。焼却灰を多く含むれんがでは，表面に亀裂が発生していた。また，焼きしまりも不十分であり，焼成温度が低すぎたと考えられる。しかしながら，焼成温度を1170℃まであげると焼成中に成型体が溶融し，れんがとして回収することができなかっ図-1

エコレンガ試作品外観(灰含有量10vol%，焼成温度：1140℃)た。これはゴミ焼却灰の溶融が原因と考えられ，れんがの焼成温度帯が非常に狭くなることが明らかになった。
一方，焼成温度1140℃の場合は，表-3に示すように規格を十分に満たす吸水率および曲げ強度が得られた。
以上の結果より，大川市ゴミ焼却灰を添加したれんがを製造する際の焼成温度は1140℃が望ましいと考え
られる。

図-2

エコレンガ試作品外観(灰含有量50vol%，焼成温度：1140℃)

表-3

エコレンガ試作品の物性値(焼成温度：1140℃)
吸水率

曲げ強度

灰含有量

／%

／MPa

0vol%

2.0

16.4

10vol%

2.3

15.9

20vol%

7.9

10.1

30vol%

7.6

9.2

40vol%

0.8

22.7

50vol%

7.9

14.1

目標値

10%以下

5MPa以上物性

表-5に示す。

表-5

重金属の収支バランス計算結果

原料から

排ガスから

排出割合

の供給量

の排出量

／%

／g

／g

排ガス

れんが

ヒ素

0.204

0.010

4.9

95.1

鉛

11.8

10.9

92.4

7.6

亜鉛

66.4

10.6

16.0

84.0

銅

22.1

4.79

21.7

78.3

計算の結果，ヒ素はレンガに約95%残留し，排ガスには約5%移行することが分かった。一方，鉛は約92%が排ガスに移行し，レンガには約7%が残留することが分かった。金属の排出割合の違いは，金属の揮発性の違いによるものと考えられる。
3-4

追跡調査

施工現場からの抜き取り試験結果を表-6に示す。未使用品は荒木窯業（株）在庫の同種れんがである。抜3-3

き取りは平成14年および平成15年の2年間に渡って行

安全性調査

エコレンガ試作品の溶出試験および重金属含有量をった。

測定した結果，1100℃および1140℃両方の場合におい測定の結果，物理特性的には経年劣化を観測するこてほぼ基準を満足することが分かった 。このことから ，とはできず，きわめて良好な物性が維持されているこ

焼却灰中の有害金属は ，レンガに封じ込まれているか ，とが確認された。また，外観上も目立った遜色は認め

あるいは排ガスとして排出されていると考えられる。

られなかった。未使用品に比べ，わずかながら高い強焼 成 課 程 に お け る重 金属 の挙動 を明ら かにす る た度が得られるのは，使用に伴いれんが表面に平滑性がめ，ゴミ焼却灰や粘土などエコレンガ原料，排ガス及出たため，荷重をかけた際の応力集中点が減少したたびエコレンガ試作品の重金属含有量を測定した。そのめと推察される。

結果を表-4に示す。ゴミ焼却灰には粘土や砂に比べて鉛 ，亜鉛 ，銅が高濃度で含まれていることが分かった 。
ヒ素については，焼却灰，粘土，砂に同レベルで含ま
れていた。
表-4

表-6

e−BRICKS抜き取り試験結果

物性

吸水率

曲げ強度

圧縮強度

焼成温度

／%

／MPa

／MPa

未使用品

8.5

7.8

39.4

H14年度

6.7

8.9

42.8

H15年度

5.2

10.0

45.1

規格値

10%以下

5MPa以上30MPa以上

重金属の含有量分析結果
鉛

ヒ素

亜鉛

銅

(mg/kg) (mg/kg) (mg/kg) (mg/kg)
大川市焼却灰

638

7.6

3510

1170

粘土

12

2.3

72

37

砂

−

3.4

82

−

原料 ，排ガスおよびれんがの重金属含有量を測定し ，
収支バランスを計算した結果(焼成温度：1140℃)を

4まとめ
都市ゴミ焼却灰を直接原料として用いたれんがの製造技術開発を目指し，大川市清掃センターより排出され る ゴ ミ 焼 却 灰 を 使 用 し た エ コ レ ン ガ の 製造を行った。灰の組成変動は小さく，れんが原料として使用可
能な再生材料であることが明らかになった。
れんが焼成条件を検討した結果，ゴミ焼却灰を0vol%〜50vol%添加した場合，1140℃で焼成することで従来品と同等の物性値を示すエコレンガが得られた。また，安全性を評価するために排ガスおよびエコレンガ
試作品の重金属含有量および溶出量はほぼ基準値以下であった。

本研究は，福岡県リサイクル総合研究センター研究開発事業「都市ゴミ焼却灰を活用したエコレンガ製造技術の開発」の一部として実施したものである。

トリコモナス症に対する新規治療薬の開発
水城英一＊１ 和佐野直也＊１

一松時生＊１

樋口和彦＊１Anti-trichomonal Proteins of Bacillus thuringiensis
Eiichi Mizuki, Naoya Wasano, Tokio Ichimatsu, Kazuhiko Higuchi
生物食品研究所では，愛知医科大学，九州大学と共同で抗トリコモナス活性を持つ Bacillus thuringiensis を発見した。本研究では，トリコモナス症に対する新規治療薬を開発するために，これまでに発見されている抗トリコモナス菌株
から抗トリコモナスタンパク質遺伝子のクローニングを試みるとともに，生物食品研究所及び九州大学農学部が保有する

B. thuringiensis ライブラリーを用いて新規の抗トリコモナス菌株のスクリーニングを行った。その結果，抗トリコモ
ナスタンパク質遺伝子の一部のクローニングに成功するとともに，新規の抗トリコモナス菌株４株を発見した。

1 はじめにトリコモナス原虫の培養には SYS 培地（ポリペプトン 20g，

トリコモナスはヒトやウシ，鳥類（カナリヤ等のペッ

酵母エキス 20g，グルコース 10g，塩化ナトリウム 5g，ト，ニワトリ）のトリコモナス症の病原微生物である。

システイン 2g，liver infusion 200ml，蒸留水 1000ml）

ヒトの場合は，厚生省の性感染症サーベイランス事業でを用いた。

５大性感染症の一つとしてこれまで監視が続けられてき

2-2 BT 菌た経緯があり，婦人科疾患を有する患者の 30〜50％が感抗トリコモナス活性を有するBT菌株としてスクリーニ

染しているといわれている。また，近年，エイズ患者にングされた菌株のうちB626 株1)を本研究には用いた。まおけるトリコモナス感染頻度が極めて高いことが報告さた，新規の抗トリコモナスBT菌株の選抜試験は，生物食れており，HIV 感染の広がりと共にトリコモナス症の治品研究所及び九州大学農学部保有のライブラリーを用い療の重要性が指摘されている。また，ウシでは生殖器にて行った。具体的にはこれらの菌株培養液を５菌株ずつ寄生し流産や妊娠遅延を引き起こし，鳥類においては上まとめたユニットを作製し，このユニットを用いて，１

部消化官に感染し，急速な体重減少，死亡の原因となっ次選抜試験を行い，抗菌活性が確認されたユニットにつている。一方，トリコモナス症の特効薬として使用されいては，単菌株毎に２次選抜試験を行った。

てきたメトロニダゾールは発ガン性が指摘されているば

2-3 BT 菌培養液の調製

かりでなく，本薬剤に対する耐性トリコモナスの出現がBT 寒天培地（細菌用肉エキス（極東製薬製）1%，ポリ

深刻な問題となっており，新規のトリコモナス症治療薬

ペプトン（和光純薬製）1%，NaCl（和光純薬製）0.2%，の開発が切望されている。

寒天（和光純薬製）2%，pH7.6）20ml をプレートに添加

生物食品研究所では，愛知医科大学，九州大学と共同し，培養用平板を作成した。作成した平板に菌を接種し，で抗トリコモナス活性を持つ Bacillus thuringiensis

28℃，5 日間培養し，菌体を回収し，250mg 湿重量/ml に（以下BTと記す）を発見した1)。本研究では，トリコモナ

なるように，蒸留水を添加し，培養液とした。試験に供ス症に対する新規治療薬を開発するために，抗トリコモ

するまで，凍結保存した。

ナスタンパク質の遺伝子をクローニングし，活性本体の2-4 抗トリコモナス試験用 BT 結晶性タンパク質溶液の調製

性状を明らかにする。

B. thuringiensis 株毒素のサンプル調製は，芽胞・ク
リスタル（結晶性タンパク質）混合物 20 mgをチューブ

2 研究，実験方法にとり，可溶化バッファ(50 mM Na2CO3, 10 mM DTT, 1 mM

2-1 トリコモナス原虫

EDTA) 200μlに 37℃で 1 時間処理した後，遠心し上清をトリコモナス原虫は愛知医科大学でトリコモナス症患回収した。その後プロテイナーゼK(終濃度 10μg/ml)を者から分離された Trichomonas vaginalis 株を用いた。

加えて 37℃で 2 時間タンパク質のプロセッシングを行い，0.22μmフィルターに通した液をサンプルとした。

＊１ 生物食品研究所

2-5 N 末端配列の決定

類プライマーを設計し，B626 株の精製プラスミドを鋳型

SDS ポリアクリルアミド電気泳動（１２％分離ゲル）でにして PCR を行ったところ，orf3 の配列を特異的に認識分離したタンパク質を PVDF メンブレンに転写し，メンブ

するプライマーセットを用いた PCR により 1 kb の DNA 断

レンを 0.2％ Coomassie blue で染色した後，タンパク質片が増幅してきた(図−２)。

のバンドを切り出した。タンパク質の N 末端配列はプロ

M

1

2 3

テインシーケンサーModel 473A（Applied Biosystems）
を用いて決定した。
2-6 DNA 塩基配列の決定
DNA 塩基配列は Dye Terminator Cycle Sequencing FS
Ready Reaction Kit（Applied Biosystems）を用いて DNA
シーケンサーModel 373S（Applied Biosystems）によって決定した。

3 結果及び考察
3-1 抗トリコモナスタンパク質遺伝子のクローニング

Bacillus thuringiensis B626 株の産生するクリスタ

図−２

A1462 株遺伝子をもとに設計したプライマーによる B626 株遺伝子の増幅

ルを精製し，タンパク質の構成成分を分析したところ 80

M:分子量マーカー，１: Cry41A プライマー〜150 kDa からなる複数のタンパク質が確認された。ま

２：Cry41A プライマー，３: orf3 プライマー

た，可溶化したクリスタルタンパク質をプロテイナーゼ
K により処理すると，70 kDa の活性断片を生じた。B626

Direct sequence 法により DNA 断片の塩基配列を確認

株クリスタルの主成分である 120 kDa タンパク質と 80したところ，A1462 株の orf3 の配列と相同性が高い新規

kDa タンパク質 2 種類の N 末端アミノ酸配列を決定した

cry 遺伝子の存在が明らかになり，また 2 種類以上の遺ところ，ガン細胞に対し破壊活性を有する A1462 株のク

伝子のホモローグが存在することが示唆された。A1462

リスタルタンパク質と極めて高い相同性を有することが株のガン細胞に有効なタンパク質は Cry41A タンパク質

明らかになった(図−１)。

であるが，本研究では cry41A の塩基配列をもとに設計したプライマーセットでの DNA の増幅は確認できなかった。
A1462 株ゲノム上では orf3 のすぐ上流に cry41A が位置

B 626

M

Cry Sol

Actしているため，今後 orf3 の遺伝子配列をプローブにしてゲノムライブラリーから遺伝子のスクリーニングを行う
M NQ N VTKA RE
X NQ N YN

ことにより抗トリコモナス活性タンパク質をコードする遺伝子を同定することができると思われる。
3-2 マルチウェルプレートを用いた抗トリコモナス活性試験
法の確立
Kondo et al. (2002) 1)では，トリコモナス細胞に対する毒性試験に 2 mlのねじ口式チューブを使用し，細胞の死亡率は経時的に培養液を採取して血球計算盤で細胞数

図−1 Bacillus thuringiensis A626 株を数え死亡率を出す方法を用いていた。しかし，この方結晶性タンパク質のプロフィール

法では(i)一度に大量にサンプルを処理できない，(ii)M:分子量マーカー，Cry: 結晶性タンパク質，Sol：可溶化処理後の結経時的に細胞が観察できない，(iii)形態変化等細胞の構

晶性タンパク質，Act: proteinaseK による活性化後のタンパク質造をくわしく観察できない，(iv)再現性に乏しい，というような様々な問題が生じた。そこで再現性が高く，経そこで，A1462 株が有する cry 遺伝子群をもとに数種

時的に細胞の観察ができるマルチタイタープレートを使用したアッセイ系の構築が重要と思われた。
まず，トリコモナスが嫌気的条件を好むため丁寧に脱時間以内に劇的に細胞の形態変化をもたらす菌株が数株見出された。

気したSYS培地を使用した。トリコモナス細胞は 13 mlのSYS培地で培養した細胞を遠心回収し適量の培地に再懸濁した。血球計算盤で生細胞数をカウントし 10×105個/mlに調整後，細胞懸濁液を 48 穴マルチウェルプレートに穴あたり 1×105個/ml(100 μl)になるように加え，さらに全液量が 900μlになるように培地を加えた。37℃で1 時間培養し大部分の細胞が底に定着したことを確認後，調製した毒素液を 100μl加えた。プレート上部にシールを貼って密封した後，さらに周りをビニールテープで巻くことで空気の浸入を遮断して 37℃で培養し，1 時間，
24 時間，48 時間後に細胞の観察を行った。
上記条件で培養した結果，再現性の高いバイオアッセ

図−３ 新システムによるトリコモナスの培養（１時間後）

イ系の構築に成功した。培養開始後 1 時間では，プレー
トの底に細胞が定着し細胞分裂が数回おこっていることが確認された(図−３)。24 時間経過するとプレートの底ほぼ全面にわたって細胞が増殖し細胞数が約 6-8 倍に増え，また所々に巨大な細胞が出現した(図−４)。培養開始して 48 時間後にはプレート全面にわたり細胞が付着し活発に遊泳する細胞も多数観察された(図−５)。この後細胞は急速に死亡し始め，96 時間後には細胞は完全に死滅した。
本研究で確立した培養条件は再現性が高く，また経時的に細胞の状態がくわしく観察できるため，トリコモナ
ス細胞に有効な新規生理活性物質のスクリーニングを行

図−４ 新システムによるトリコモナスの培養（24 時間後）う上で有用な細胞培養系であると思われた。
3-3 新規試験法を用いた抗トリコモナス強毒株のスクリーニ
ング及び抗トリコモナスタンパク質の性状解明
上記の試験法を用いて，トリコモナス原虫に有効な新規の B. thuringiensis 株のスクリーニングを行った。
315 ユニット(5 株 1 ユニット，1575 菌株分)から抽出したサンプルについて抗トリコモナス活性を調べたところ，
29 ユニットにおいて活性を確認した。活性が確認されたユニットは AU74, 75, 76, 92, 94, 95, 133, 144, 148,
156, 157, 200, 218, 219, 220, 226, 235, 236, 237, 258,
259, 291, 292, 293, 308, BU588, 589, 590, 591 である。
次にこれらのユニットの中でとくに活性が高いと思われるユニットおよび MCRC タンパク質を産生する菌株を含むユニットについて，単独株を用いてトリコモナスに有効な菌株のスクリーニングを行った。その中で接種 1

図−５ 新システムによるトリコモナスの培養（48 時間後）図−６〜９の写真はサンプル接種後 1 時間以内に細胞の劇的な形態変化を起こした菌株である。A1032 株(図−６)，A1088 株(図−７)，A1833 株(図−８)で強い細胞毒性が観察された。また MCRC 菌株の中で A1462 株，A1470
株，A1547 株がトリコモナス細胞に対して有効であったが，その中で特に強い活性を示したのは A1470 株であった(図−９)。A1032 株，A1088 株，A1833 株は昆虫やガン細胞に対して無毒の株であるので，トリコモナス細胞に選択的に作用し特異的な受容体を認識している可能性が
図−６

A1032 株の毒性高い。また，これまで報告されているほとんど MCRC 菌株
でトリコモナス細胞に活性が確認されたことも非常に興味深い。MCRC 菌株ではガン細胞に破壊活性があるタンパ
ク質およびそれらをコードする遺伝子が特定されているため，今後はそれらの精製タンパク質を使用して活性タンパク質を決定していく予定である。
スクリーニングに使用したサンプル液は粗精製タンパク質であるため活性画分に対する他のタンパク質のバッ
クグラウンドが高いと思われる。今後は，活性の高かった上記 4 菌株について活性画分の精製を行い，定量性の図−７A1088 株の毒性高い実験系を確立する予定である。また，トリコモナス細胞に対し強い破壊活性を有する菌株のスクリーニングの作業は現在も進行中である。

4 まとめ
これまでに発見されていた抗トリコモナス菌株から抗トリコモナスタンパク質遺伝子のクローニングを試み,
遺伝子の一部をクローニングした。また、生物食品研究所及び九州大学農学部が保有する B. thuringiensis ライ
ブラリーを用いて新規の抗トリコモナス菌株のスクリー
ニングを行い，新規の抗トリコモナス菌株４株を発見し
図−８

A1833 株の毒性た。

5 参考文献1) Kondo, S., Mizuki, E., Akao, T., Ohba, M. ：Antitrichomonal strains of Bacillus thuringiensis.
Parasitol. Res. 88, p.1090-1092(2002)

図−９

A1470 株の毒性

BT 菌を活用した複合型生物的防除剤の開発
一松時生＊1 水城英一＊1 樋口和彦＊1 里一男＊2 三田光章＊2 武内啓介＊2

Development of the Biological Control Agent Using Multiple Bacillus thuringiensis Strains
Tokio Ichimatsu, Eiichi Mizuki, Kazuhiko Higuchi, Kazuo Sato, Mitsuaki Mita, Keisuke Takeuchi
環境保全，人畜に対する影響等の観点から最近は化学農薬の規制が一段と厳しくなっている。2005 年には土壌くん蒸剤として長い間使用されてきた臭化メチルがオゾン層破壊の原因物質として全面的に禁止され，その代替品の開発が待望されている。
そこで，各種農作物病害菌に有効な『複合型生物的防除剤』を開発するために，約 3 千株の Bacillus thuringiensis（以下 BT と記す）の中から，有害糸状菌や有害細菌に対して抗菌活性を有する菌株の選抜試験を寒天平面培地で行った。
その結果，6 種類の各種農作物病害菌について，抗菌活性を持つ BT 菌が得られた。

1 はじめにために，新しいタイプの生物的防除剤，即ち，一つの防BT菌は 1901 年，日本で石渡博士によりはじめて分離さ除剤で多くの病害に有効で，しかも，人畜無害で安全性れた。1960 年，アメリカにおいてBT製剤としてはじめての高い防除剤の開発を目指している。生物的防除剤は，農薬登録され，イギリス，フランス，カナダなどでも害抗菌性の有効範囲が狭く，多くの土壌病害菌に有効な剤

1）2）を開発するには多くの有効菌を必要とする。従って，ど虫防除剤として数多く使用されてきた。その機能は
3）

菌体内の結晶性タンパク質に由来 するものである。まれだけ多くの有効 BT 菌を一つの防除剤にまとめられる

た，これまでの多くの研究4）5）からＢＴ剤の安全性は世かが今回の研究開発のポイントである。

界的に認識されている。そのため，このような生物的防そこで，多くの作物病害菌の中から特に問題となって除剤が化学的防除剤に代わることは，環境保全，人畜にいる 6 病害菌を対象に，これらの病害菌に対して抗菌活対する安全性，及び地力維持の観点から，農業の健全化性を有する BT 菌の選抜試験を行ったので，報告する。

をもたらすものであると期待されている。しかしながら，殺虫防除剤として多くの実績があるものの，作物病害の2 研究，実験方法

原因になっている糸状菌や有害細菌などに対する抗菌活2-1 対象病害菌性を有する防除剤は研究例が少ない。
戦後の日本の農業は，大量生産を目標に，化学技術の進歩もあって化学肥料，化学農薬6）が大量に生産・施用

対象病害菌は，最近特に問題となっている作物病害7）で，作付け面積も大きく，しかもいったん病害が発生すると甚大な被害をもたらしかねないものを選択した。

された。その結果，環境問題，人畜被害，及び地力の減

イネいもち病，ムギ赤カビ病①，ムギ赤カビ病②，メ退という弊害をもたらしている。この根本的な原因は有ロン黒点根腐病，イチゴ葉枯れ炭そ病，キュウリ・トマ

機農業への取り組みが不足していることが大きいといわ

ト・レタスなどの灰色カビ病の 6 病害菌（表-1 参照）にれている。有機農業は，有機物を土壌に施用し，土壌のついて試験を行なった。

有効微生物でこれを分解して土壌の物理性・化学性・生表-1 にリストアップした病害菌は関係機関（大学，公物性を改善する効果が大きく，地力を増強し，恒久的な設研究機関，生物遺伝資源センター等）からそのつど入

健全型農業の育成を可能にするもので，最近の農業の基手し，試験に供した。

本的なコンセプトになっている。

2-1-1 短菌糸溶液の調製

今回の研究開発はこのコンセプトにそって，有機農業

保存スラントから 1 白金カギ採取し，これを 200 ml のの復活，農業の生産性の向上，及び健全な農業の確立の攪拌三角フラスコに入れた液体培地 100 ml に植菌し，振とう培養して増殖した後，ガーゼろ過して 30 ml の短菌＊１ 生物食品研究所＊２ 中村産業株式会社

糸溶液を採取した。
灰色カビ病は，PDB 40 ml と BT 液体培地（細菌用肉エキス（極東製薬製）1 %，ポリペプトン（和光純薬製）1 %，NaCl（和光純薬製）0.2 %，pH7.6）60 ml を混合し，pH

2-3 抗菌活性試験
抗菌活性試験は 1 次選抜試験（ユニット試験）と 2 次を 7.0 に調整した培地を用いた。植菌後，27 ℃・150 rpm・選抜試験（単菌株試験）に分けて行なった。

7 日間培養した。イネいもち病，イチゴ葉枯れ炭そ病，

2-3-1 抗菌試験プレート

ムギ赤カビ病①，及びムギ赤カビ病②は，PDB 培地 100ml

抗菌試験用のプレートは，BT 寒天培地と PDA 培地（PDBを用いた。植菌後，24℃・150 rpm・7 日間培養した。メ

2.4 ％，Agar 2 ％ 溶液）を 2：8 で混合したもの（以下

ロン黒点根腐病は，PDB 培地 100 ml を用いた。植菌後，BP28 培地と記す）を滅菌した後，角型シャーレ

24℃・200 rpm・7 日間培養した。

（144×104×16mm）に 40 ml 注入し，ペニシリンカップに灰色カビ病菌，イネいもち病菌，イチゴ葉枯れ炭そ病菌については原液のまま，ムギ赤カビ病菌①②，メロン
黒点根腐病菌については菌数が所定の濃度（短菌糸数 100
個／25μl）になるように滅菌蒸留水で希釈して試験に供した。

て 28 個の孔を設けた。
28 個の孔のうち，所定の 1 孔をブランクテスト用とし，残りの孔を抗菌試験孔とした。
灰色カビ病は，BP28 培地を pH6.0 で調製し，20℃・3
日間静置培養した。イネいもち病は，BP 培地を pH 6.0
で調製し，24℃・4 日間静置培養した。イチゴ葉枯れ炭

表-1

対象病害菌

感染経路

作

病

いもち病

空中

Pyricularia aryzae

養した。ムギ赤カビ病①，ムギ赤カビ病②，メロン

赤カビ病①

土壌

Gibberella zeae（NBRC 番号 9462）

黒点根腐病は，BP 培地を pH 5.5 で調製し，24℃・3

赤カビ病②

土壌

Fusarium nivale（NBRC 番号 7446）

日間静置培養した。ムギ赤カビ病②，メロン黒点根腐

Monosporascus cannonballus

病は，BP 培地を pH 5.5 で調製し，24 ℃・4 日間静置

黒点根腐病

土壌
Pollack et Uecker

培養した。
2-3-2 1 次選抜試験（ユニット試験）

病

害

名

物

害

原

因

葉枯れ炭疽病空中Colletotrichm acutatum

灰色カビ病

空中

Botrytis cinerea

菌

そ病は BP 培地を pH 6.5 で調製し，24℃・3 日間静置培ユニット BT 溶液と，糸状菌の短菌糸溶液をそれぞれ25μl ずつ混合した後，抗菌試験プレートに充填し，20

2-2 BT 菌
BT 菌の選抜試験は，生物食品研究所保有のライブラリ
ーの約 3000 株の菌株を用いて行った。これらの菌株培養〜24 ℃で，3〜4 日間，培養し，その抗菌活性状況を目視観察した。
2-3-3 2 次選抜試験（単菌株試験）液を 5 菌株ずつまとめたユニット（約 600 ユニット）を

2 次選抜試験は，1 次選抜試験で抗菌活性が有効と判定作製した。このユニットを用いて，1 次選抜試験を行っされたユニットの構成単菌株を 1 次選抜試験と同じ方法た。抗菌活性が確認されたユニットについては，単菌株で抗菌活性試験を実施した。

毎（5 菌株）に選抜試験（2 次選抜試験）を行った。

2-3-4 抗菌活性の判定基準

2-2-1 培養液の調製

抗菌活性試験の培養の所定期間経過後，インキュベー

培養用プレートは，BT 寒天培地（細菌用肉エキス（極ターより試験プレートを取り出し，ペニシリンカップで

東製薬製）1 %，ポリペプトン（和光純薬製）1 %，NaCl

設けた試験孔（φ 8 mm×深さ 2〜3 mm）に充填された BT（和光純薬製）0.2 %，寒天（和光純薬製）2 %，pH 7.6）

菌の糸状菌に対する抗菌活性の状況を目視観察して，そ20ml をプレートに添加し，固化作成した。そのプレートの抗菌性の大小を判定した。

に菌を接種し，28℃，5 日間培養し，菌体を回収し，250

判定基準の目安を下記に示す。

mg 湿重量/ml になるように，蒸留水を添加し，培養液と（0）ブランク：糸状菌が大きく増殖し試験孔を覆い尽くした。試験に供するまで，凍結保存した。

して外部にも広がりを見せている

2-2-2 抗菌試験用 BT 溶液の調製（1）抗菌性大：BT 菌のみが生存し，糸状菌の生育が全

1 次選抜試験，2 次選抜試験とも，上記培養液を滅菌蒸

くみられないもの留水で 100 倍稀釈したものを所定量分取し，それぞれユ（2）抗菌性中：BT 菌が多く生存するも，糸状菌の生存

ニット BT 溶液，単株 BT 溶液として，試験に供した。

も若干観察されるもの

（3）抗菌性小：BT 菌の生存はわずかで，糸状菌の生存3-4 ムギ赤カビ病①菌（Gibberella zeae NBRC9462）
この病害菌についても 1 次選抜試験（ユニット試験）が多く観察されるもの（4）抗菌性無：糸状菌のみが大きく観察されるもの

で，抗菌性大と判定されるユニットは確認されなかった。
抗菌性中と判定された全てと，小と判定された内，抗3 結果

菌活性の強いものとやや強いものの 43 ユニットを選抜

今回試験した灰色カビ病菌，イネいもち病菌，イチゴ

し，それらに含まれる単菌株(204 菌株)について 2 次選

葉枯れ炭そ病菌，ムギ赤カビ病菌①②，メロン黒点根腐

抜試験を行った。その結果，単菌株試験でも抗菌性大と病菌の 6 つの菌について，その試験結果を順次記述する。

判定される菌株は存在しなかった。そのため，2 次選抜

3-1 灰色カビ病菌（Botytis cineria）

試験で抗菌性中と判定された 68 菌株を有効菌とした。

1 次選抜試験において，抗菌性大と判定された 7 unit

3-5と，抗菌性中と判定された 63 unit を選抜し，それらに含まれる単菌株すべて(350 菌株)を 1 次選抜試験と同じ

ムギ赤カビ病②菌（Fusarium nivale :NBRC7446）

1 次選抜試験（ユニット試験）においては抗菌性大と判定されるユニットは確認されなかった。
1 次選抜試験において，抗菌性中と判定されたうち，様な方法を用いて 2 次選抜試験を行った。
その結果，抗菌性大と判定される 46 菌株が存在するこ抗菌活性の強いもの 91 ユニットを選抜しそれらに含まとが明らかとなった。その他，中，小と判定されたがそれる単菌株(447 菌株)について 2 次選抜試験を行った。

の中でも抗菌活性が強いもの，やや強いものが観察されその結果，抗菌性大と判定される 97 菌株が存在することた。2 次選抜試験で抗菌性大と判定された 46 菌株を有効が明らかとなった。その他，中，小と判定されたが，そ菌とした。

の中でも抗菌活性が強いもの，やや強いものが観察され3-2 イネいもち病菌（Pyricularia oryzae）

た。2 次選抜試験で抗菌性大と判定されたもの 97 菌株，

1 次選抜試験において，抗菌性大と判定された 30 ユニ

及び，中と判定されたもののうち，抗糸状菌活性の強いットと，中と判定されたうち糸状菌の菌糸の成長が弱い

もの 185 菌株とを合わせて計 282 菌株を有効菌とした。

もの(BT 菌の抗菌活性がやや強いもの)36 ユニット，計

3-6

66 ユニットを選抜した。それらに含まれる単菌株すべて

Polack and Uecker）

メロン黒点根腐病菌（Monosporascus cannonballus

1 次選抜試験において，212 ユニットが抗菌活性大と(330 菌株)について，2 次選抜試験を行った。
その結果，抗菌性大と判定される 65 菌株が存在するこ判定された。ユニットに含まれている単菌株 1030 菌株とが明らかとなった。その他，中，小と判定されたがそについて 2 次選抜試験を行った。その結果，494 菌株をの中でも抗菌活性が強いもの，やや強いものが観察され抗菌活性大と判定し，有効菌とした。

た。2 次選抜試験で抗菌性大と判定された 65 菌株を有効菌とした。
3-3 イチゴ葉枯れ炭そ病菌（Colletotrichum acutatum）

4

考察
今回，主要な 6 つの農作物病害菌に抗菌活性を有する

本菌では 1 次選抜試験で抗菌性大と判定されたユニッBT 菌の選抜試験をおこなったところ，各病害菌に対してトは存在しなかった。抗菌性中と判定された 4 ユニット，

かなり多くの有効な BT 菌が存在することが確認された。

抗菌性小と判定されたうち糸状菌の菌糸の成長が弱いもこれらの BT 菌に関するデータを詳細に検証してみると，の 27 ユニットを選抜し，それらに含まれる単菌株すべて

複数の病害菌に抗菌活性を有する BT 菌の存在も明らか(135 菌株)について 2 次選抜試験を行った。

になり，少ない BT 菌で多くの農作物病害菌に抗菌活性をその結果，1 次選抜試験では，見られなかった抗菌性有する防除剤の可能性が示唆された。

大と判定される 2 菌株が存在することが明らかとなった。

以下に複数の病害菌に抗菌活性を有する BT 菌につい

その他，中，小と判定されたが，その中でも抗菌活性がてまとめた。今回選抜試験を実施した 6 病害菌すべてに強いもの，やや強いものが観察された。2 次選抜試験で抗菌活性を示す菌が 2 菌株確認された。これらの 2 菌株

抗菌性大と判定されたかなり強力な 2 菌株と，中と判定は，今後実施される他の作物病害菌についても抗菌活性したうちの抗菌活性の強いものとやや強いもの 15 菌株，を有することも考えられる。圃場試験はこの 2 菌株を優合計 17 菌株を有効菌とした。

先して実施する予定である。

今回選抜試験をした BT 菌の中で，6 つの作物病害菌に対してどれか 1 つの病害菌には効果がないが，他の 5 つ

抗菌活性を持つ BT 菌を優先して圃場試験を実施する予定である。

の病害菌（組合わせは 6 通り）に対しては抗菌活性を持
つ BT 菌が存在することも明らかになり，その数は 31 菌6 参考文献株あった。同様に 4 つの病害菌（組合わせは 15 通り）に

1）河原畑勇：農薬通信，第 143 号，p3−6（1996）

抗菌活性を持つ BT 菌も 26 株，3 つの病害菌（組合せは2）河原畑勇：農薬通信，第 144 号，p5−11，（1996）

20 通り）に抗菌活性を持つ BT 菌株も 74 株あった。今回

3）大庭道夫他：「天敵微生物の研究手法」，（社）日本植はこれらの複数の病害菌に抗菌活性を持つ BT 菌株につ物防疫協会（1993）

いて，順次圃場試験を実施するが，なるべく多くの病害

4）鮎沢啓夫：昆虫病理研究会会報，№65，p1-7 (1994)

菌に抗菌活性を持つ BT 菌を選抜したいので，抗菌活性を

5）鮎沢啓夫：蚕紙技術，№147，p55-58 (1994)

複数の病害菌に多く示す BT 菌から優先的に圃場試験を

6）本間慎ほか：「これでわかる農薬キーワード事典」，合実施する予定である。

同出版 (1995)

今回の試験は単に特定の作物に対して病害を引き起こす糸状菌に対して抗菌活性を持つ BT 菌の選抜試験を実

本植物防疫協会 (1995)

施しただけだが，多くの示唆に富んだ結果が得られた。
それは，1 つの BT 菌株が複数（最大 6 病害菌）に対して抗菌活性を保有するということである。この有効な BT 菌のある特有な機能が，6 つの病害菌に共通したある特有な性状に有効な作用を及ぼしていることが示唆される。
複数の病害菌に対して抗菌活性を持つ BT 菌株の抗菌活性メカニズムを解明することにより，これまで確認されている殺虫活性，ガン細胞認識破壊活性等とは異なる新たな BT の機能が確認できる可能性がある。

5 まとめ
BT ライブラリー約 3000 株を活用して複数の作物病害菌に有効な抗菌性の生物的防除剤を開発する目的で研究を行った。平面寒天培地による抗菌活性試験を行った。
今回は主要な作物病害菌のうち，灰色カビ病菌（Botrytis cinerea），イネいもち病菌（Pyricularia

aryzae），イチゴ葉枯れ炭そ病菌（Colletotrichm
acutatum），ムギ赤カビ病菌①（Gibberella zeae：NBRC
番号 9462），ムギ赤カビ病菌②（Fusarium nivale：
NBRC 番号 7446），メロン黒点根腐病菌（Monosporascus

cannonballus Pollack et Uecker）の 6 菌に対して，抗菌活性を持つ BT 菌の選抜試験をおこなった。その結果，
6 つの病害菌すべてに抗菌活性を持つ BT 菌が 2 菌株得られた。
同様に 5 つの病害菌に抗菌活性を持つ BT 菌が 31 株

7）大畑貫一他：「作物病原菌研究技法の基礎」，（社）日

，4 つの病害菌に抗菌活性を持つ BT 菌が 26 株，病害菌に抗菌活性を持つ BT 菌が 74 株，それぞれ得られた。
今後は，これらの有効な BT 菌のうち，多くの病害菌に

食品関連未利用資源の素材化に関する調査研究
大豆蒸煮液を利用した乳酸発酵食品の試作
古田正範 ＊1

樋口智子 ＊1

Investigation research on Materializing of Food Related Unused Resources
The trial production using soybean cooking drain of lactic acid fermentation food
Masanori Furuta， Tomoko Higuchi

味噌の製造工程で副産される大豆蒸煮液（煮汁）の有効利用法として，プロバイオテクスとして注目される乳酸菌発酵食品の製造における，発酵促進基質として添加利用する方法について検討した。その結果，乳酸菌

Lactococcus lactisを使用し煮汁臭があまり感じられず，酸味が緩和され，更に乳酸発酵によるマイルドさが加わった，
乳酸菌発酵飲料を試作できた。この飲料には，大豆由来のサポニンが含まれ，抗酸化性試験（ in vitro）を行った
結果，BHA1mg/10ml相当の抗酸化性が認められ機能性飲料として期待できた。

1

はじめに

2

研究，実験方法

味噌製造業の殆どでは，原料大豆を蒸煮したときの

2-1

煮汁の分析

蒸煮液は ，排水処理装置により処理し排出しているが ，

福岡県内味噌メーカー（N社）より提供を受けた大BOD等の負荷が高く，負荷の低減等処理方法の改善が豆蒸煮液（煮汁）の成分分析を行った。以下の試験に課題となっている。一方，大豆蒸煮液（以下煮汁と記

はこの煮汁を用いた。たんぱく質：窒素定量換算法，す）には，蛋白質，糖質，食物繊維，ミネラルの他，

脂質：エーテル抽出法，灰分：直接灰化法，水分：凍

機能性物質が含まれていることが考えられ，有効利用

結乾燥法で分析。炭水化物は差引き法で算出した。

したいというニーズがある。大豆に含まれる機能性物

2-2 煮汁を用いた乳酸菌の培養と菌の選定質として，サポニン，イソフラボン，ビタミンＥ，ト
リプシンインヒビター，コリン，メラノイジン等があげられる 。煮汁の利用については ，微生物の培養基

1)2)

供試菌株としてIFO 5株（① Streptcoccus thermoph

ilus 13957 ， ② Bifidobacterium bifidum 14252 ，，③ Lactococcus lactis 12007， ④ Lactobacillus ferm

土壌改良剤 ，飼料等への再資源化 ，有用物質の分離

entum 3071 ， ⑤ Lactobacillus plantarum 3070），JCM

3)

5)

4)

，等多くの研究がされているが，直接食品素材とし１株（⑥ Bifidobacterium adolescentis 1275 ），計6て利用する研究 6) は少ない。そこで，利用法の一つと菌株を用いた。各々2%(w/v)スキムミルクを添加したG

してプロバイオテクスとして注目される乳酸菌発酵食

AMブイヨン培地で37℃，48時間前培養した。次に予め品の製造における，発酵促進基質として添加，利用す

滅菌した試験管に3種類の培地

る方法について検討した。本研究では生きた乳酸菌にり入手後，加熱し90℃達温後10分間保持で殺菌し，-2よるプロバイオテクス効果や煮汁に含まれる機能性物

0℃で凍結保存したものを使用時解凍し用いた。(b)8%質，特に抗酸化性物質であるサポニンの活用を目的に(w/v)スキムミルク，(c)果汁などによる味付けを検討し機能性を有する乳酸菌たものを，各々小試験管に10mlとり，前述の培養液10飲料の開発を試みた。煮汁を基質に発酵しｐＨの低下

0μlを添加して，37℃，２日発酵し，培地の変化を観が著しくなく適度な酸味を付与する乳酸菌を選定し，察した。(a)培地の発酵後のｐＨを測定した。

味付けにキウイ，リンゴ等果汁を用い試作を行った。

2-3

また発酵煮汁及び試作したキウイ乳酸菌発酵飲料について抗酸化性を試験した（ in vitro）。

(a)大豆煮汁：工場よ①と②を1:1の比で混合し果汁を用いた試作

試作のフローを図-1に示す。煮汁に，選定した乳酸菌 Lactococcus lactis を添加し発酵後（3〜4日間 ），キウイ，リンゴ果汁にγ-サイクロデキストリンを0.1＊１ 生物食品研究所〜0.3%（w/v)添加，加熱殺菌したものを等量混合し，

更に乳酸発酵を継続 （3日 間 ），沈 殿物 を傾斜ろ過にmlとしたものを標準溶液とし比較した。

より除去し上澄液をえて乳酸菌発酵飲料を試作した。

2-6

ＤＰＰＨ法によるラジカル捕捉能の測定

安定ラジカルであるDPPHを用いラジカル消去能を測定した。試料は前述の試験と同様ａ，ｂ，ｃ，ｄにつ大豆煮汁

いて測定した。方法は（独）食品総合研究所のホーム

果汁等
砂糖、香料、安定剤
殺
乳酸菌

殺
混

合

発

酵

はなく吸光度法により測定した。即ち，試料100μl，0.5M-Tris緩衝液（ｐＨ7.4）3ml，500μM-DPPH（1,1-

冷 却

スターター
※L.lactisなどの副原料菌ページ上で公開の試験方法を参考に，ここではHPLCで菌

Diphenil-2-Picrylhydrazyl）1mlを，それぞれ10ml容共栓試験管に分注・混合し，混合直後と30℃，30分後の517nmでの吸光度の減少を測定した。DPPH溶液の代

混 合
充

填

発酵継続
冷 却

わりにエタノールを加えたものを試料ブランクとし差し引いた。試料の代わりに水を入れた直後のものをコ
ントロールとした。α-トコフェロールの125μM，250
μM，500μM，1000μMのエタノール溶液を調製し，標

ニュータイ
プ乳酸菌発
酵飲料

図-1

準溶液とし比較した。また，宮川ら記述 7) のラジカル
消去能式を参考に次式により求めた。

ラジカル消去能(%)

乳酸菌発酵飲料の試作フロー［（ ｺﾝﾄﾛｰﾙ0分O.D.)−｛（ 試料30分O.D−試料ﾌﾞﾗﾝｸ30
発酵飲料のｐＨ ，菌数 ，糖組成 ，有機酸等を測定した 。

分O.D ）｝］×100／（ｺﾝﾄﾛｰﾙ0分O.D.)

糖組成，有機酸はＨＰＬＣにより，菌数は計測盤により概数を測定した。

3

2-4

3-1

サポニン及びイソフラボンの分析

煮汁及び同乳酸菌発酵液中のサポニン及びイソフラ
ボンの総量をHPLCにより分析した。

結果と考察
煮汁の分析結果

成分分析の結果，水分96.5%，たんぱく質0.9%，炭水化物2.2%，脂質0.01%以下，灰分0.4%で煮汁液のｐ○サポニン及びイソフラボン

Ｈは6.1であった。

使用機器：Waters社製，HPLCカラム：YMC製Jsphere

3-2

煮汁を用いた乳酸菌の培養

ODS-M80，移動相：アセトニトリル/水(70/30)，

２日培養後，培養液の観察結果を表-1に示す。

流量：0.5ml/分，検出器：UV254nm

これより，煮汁を乳酸発酵するのにｐＨの低下が激

標準液は0.1%サポニン水溶液，及び0.1%イソフラボ

しくなく適度な酸味が得られる乳酸菌として③ン（アグリコン）混合物メタノール溶液を用いた。

ococcus lactis IFO12007を選定した。

2-5

3-3

β-カロテン退色法による抗酸化性試験

リノール酸の自動酸化に伴い生じるリノール酸過酸

Lact

試作飲料の分析結果

試作した飲料等の有機酸及び遊離糖の分析結果を表化物が，β-カロテンの二重結合と反応することによ-2〜表-5に，ｐＨを表-6に示す。

り，β-カロテンの色が消失することを利用した抗酸

発酵後の煮汁及び試作飲料の1ml中の乳酸菌数はどち化性を測定した。詳細は（独）食品総合研究所のホーらも108〜9個となった。マロラチック発酵により果汁のムページ上で公開の試験方法に準じた。

強い酸味がまろやかになり，豆臭もγ-サイクロデキ

ａ：大豆煮汁，ｂ： 発酵大豆煮汁（ L.lac ），ｃ：キ

ストリンの効果により減少したように感じられた。試ウイ果汁(Brix11)，ｄ：試作飲料（ｂ，ｃを1：1で混飲の結果リンゴ果汁を用いたものが好評であった。

合し発酵を継続したもの）について行い，80%のメタ
ノール溶液にBHAを1mg，3mg，5mgそれぞれ溶解して10

表-1

培養基の状況

①

②

③

④

(a)

ゲ

液

ゲ

(b)

カ

液

(c)

ゲ強

分

(a)のｐＨ

3〜4

ピークが見られ，面積値で算出した結果，煮汁には豆⑥

乳などに比較すると少ないが0.0002〜0.0005%量含まゲ 強 ゲ 強液

れていると考えられた。

液

カ分

カ 分

液

ゲ強

ゲ 強 ゲ 強

分

4〜5

3

⑤

リンゴ果汁を用いた試作飲料の有機酸（単位：mg/100ml）

3〜4① Streptcoccus thermophilus， ② Bifidobacteriumbifidum， ③ Lactococcus lactis， ④ Lactobacillus
fermentum，⑤ Lactobacillus plantarum，⑥ Bifidobacterium adolescentis(a)：煮汁，(b)：8%(W/V)スキムミルク，(c)：(a)と(b)を1:1の比で混合
備考 ゲ：蛋白がゲル化
強：ゲル化の度合いが強液：液状のままカ：ミルクカードが生成
分：液が分離表-2

表-4

キウイ果汁を用いた試作飲料の有機酸（単位：mg/100ml）

液 状 食 ｷ ｳ ｲ 果 大 豆 煮 発酵大豆 試作飲料
汁
汁
煮汁(b) (a)：(b)※混(a)
合後(1:1)更有機酸に発酵

液 状 食 ﾘﾝｺﾞ果 大 豆 煮 発酵大豆 試作飲料
汁
汁
煮汁(b) (a)：(b)※混(a)
合後(1:1)更
有機酸
に発酵
品

クエン酸

930

189.4

249

585

リンゴ酸

2100

23.0

34

1056

コハク酸

20

4.9

9

30

乳酸

0

8.6

165

168

酢酸

0

7.6

18

7

0

5

12

ピログル 6
タミン酸

品

クエン酸

1084.3 189.4

176.1

1142.5

リンゴ酸

207.9

23.0

26.8

182.7

コハク酸

0

4.9

7.8

7.0

乳酸

0

8.6

118.2

99.6

酢酸

0

7.6

14.3

14.0

0

0

4.8

ピ ロ グ ル 7.0
タミン酸

表-3

果糖

3.9

0

0

2.4

ブドウ糖

3.7

0

0

2.5

ショ糖

0.7

1.4

0.7

0.8

総

8.3

1.4

0.7

5.7

リンゴ果汁を用いた試作飲料の遊離糖（単位：g/100ml）

液 状 食 ﾘﾝｺﾞ果 大 豆 煮 発酵大豆 試作飲料
汁
汁
煮汁(b) (a)：(b)※混(a)
合後(1:1)更
有機酸
に発酵
品

果糖

3.8

0

0

1.5

ブドウ糖

1.7

0

0

0.6

ショ糖

0.9

1.4

0.7

0.5

Total

6.4

1.4

0.7

2.6

キウイ果汁を用いた試作飲料の遊離糖（単位：g/100ml）

液 状 食 ｷ ｳ ｲ 果 大 豆 煮 発酵大豆 試作飲料品
汁
汁
煮汁(b) (a)：(b)※混(a)
合後(1:1)更
有機酸
に発酵

量

表-5

表-6

果汁を用いた試作飲料のｐＨ

煮汁，果汁等
煮汁
発酵煮汁
キウイ果汁
キウイ，発酵煮汁(1:1)試作飲料
りんご果汁
りんご，発酵煮汁試作(1:1)飲料
3-5

ｐＨ
6.2
5.1
3.3
3.8
3.8
4.4

β−カロテン退色法による抗酸化性測定の結果を図-2に示す。煮汁，発酵煮汁，試作
3-4

煮汁中のサポニン及びイソフラボン量

0.1%サポニン溶液の標準液（ STD）の保持時間（ R.T.）
は4.6≧4.3＞＞5.7≧5.8≧6.8≧2.2分にﾋﾟｰｸが見られ(＞,≧はピーク面積値の大小を示す）ピークの面積値の合計で算出した結果，大豆煮汁にはおよそ0.13%量
含まれていると考えられた。乳酸発酵後も量的には大きな変化は認められなかった。
0.1%イソフラボン溶液のSTDのR.T.は，6.2，6.9分に飲料，キウイ果汁とも，コントロールに比較し抗酸化性が認められ，煮汁，発酵煮汁，試作飲料については
BHA1mg/10ml相当の抗酸化性が認められた。キウイ果
汁にもこれらに比較すると低いがコントロールに比較
し抗酸化性が認められた。

BHA1mg
BHA3mg
BHA5mga 大豆煮汁d 試作飲料（発煮：ｷ＝
1:1）
b 大豆煮汁発酵液（L.lac）

50.00
40.00
30.00
20.00
10.00
0.00

c ｷｳｲ果汁Bx11

ａ

10

図-2

3-6

ﾗｼﾞｶﾙ消去能(%)

ｺﾝﾄﾛｰﾙ

ラジカル 消 去能 （％ ）吸光度の減少（470nm）

60.00

0.5
0.45
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0
30

50
70
90
経過時間（分）

ｂ

ｃ

ｄ

ｅ

f

ｇ

ｈ

110

β-カロテン退色法による抗酸化性試験

ａ:大豆煮汁 ，ｂ:発酵大豆煮汁 ，ｃ:ｷｳｲ果汁(Brix11)，
ｄ:試作飲料（ｂ，ｃを1：1），ｅ:α-toc125μM100μl，f:α-toc250μM100μl，
ｇ:α-toc500μM100μl，ｈ:α-toc1000μM100μl
図−３

ＤＰＰＨ法によるラジカル捕捉能

ＤＰＰＨを用いたラジカル消去能試験

測定の結果を図-3に示す。DPPH法によるラジカル捕捉能の測定結果，煮汁，発酵煮汁，試作飲料，キウイ

汁，発酵煮汁，試作飲料，キウイ果汁とも，ラジカル

果汁とも，ラジカル捕捉能が認められ，α-トコフェ

捕捉能が認められ，α-トコフェノール1ｍＭ相当以上

ノール1ｍＭ相当以上の捕捉能が認められた。特にキの捕捉能が認められた。
以上の結果，この試作飲料には，大豆由来のサポニ

ウイ果汁はα-トコフェノール1ｍＭの倍の消去能があるとの結果になり，β-カロテン退色法で得られた結ンが含まれ， in vitro

果とは異なっていたが，いずれも試験（ in vitro）でめられ，機能性飲料として期待できた。

試験ではあるが抗酸化性が認

は抗酸化性を有することが認められた。これらの結果は従来から知られているサポニンの抗酸化能に起因す

5

参考文献

ると考えられた。

1)

村上恭子，白石淳：福岡女子大学人間環境学部紀要，Vol.29，p.63-66(1998)

4

まとめ

2)

験場研究報告，No.87，p.26-31（1994）

大豆煮汁の有効利用の一方法として，煮汁に含まれる機能性物質を活用したニュータイプの乳酸菌発酵飲

柴崎博行：香川県食品試験場･香川県発酵食品試3)菅原久孝，代田智，田端信一郎，牧田弘，広間克

料の試作を行い，抗酸化性の機能性試験（ in vitro）

己：食品産業ｾﾝﾀｰ技術研究報告 ，No.26，P.1-26(2を行った。その結果，次のことが明らかになった。

000)

1)味噌の製造工程で副産される煮汁の成分分析の結果

4)(1991)

は，水分96.5%，たんぱく質0.9%，炭水化物2.2%，脂質0.01%以下，灰分0.4%で，ｐＨは6.1であった。その5)6)

岡秀樹，長野味噌株式会社：純植物性乳酸菌飲料について，食品工業，1988-8.15，p.72-76

れなかった。一方，イソフラボンは少量，0.0002〜0.
0005%量含まれていると考えられた。

木村功，松原保仁，柴崎博行：日本醸造協会誌，Vol.92，No.7，p.478-485(1997)

他サポニンが0.13%量含まれていた。乳酸菌 L.Lactisを用いた乳酸菌発酵液も量的には大きな変化は認めら

上田誠之助：食品と開発，Vol.26，No3，p.15-17

7)宮川雄太他4名：流木木酢液ベンゼン抽出物の燻

2)β−カロテン退色法による抗酸化性試験の結果，煮臭成分とその抗酸化性，日本食品工業学会誌，Vo汁，発酵煮汁，試作飲料についてはBHA1mg/10ml相当

l.50，No.11，p.531-532の抗酸化性が認められた。キウイ果汁にもこれらに比較すると低いがコントロールに比較し抗酸化性が認められた。
3)DPPH法によるラジカル捕捉能の測定試験の結果，煮食品関連未利用資源の素材化に関する調査研究
脱臭スカム（サラダ油製造副産物）の有効利用の検討
古田正範 ＊1

樋口智子 ＊1

廣藤祐史 ＊1

Investigation Research on Materializing of Food Related Unused Resources
Study on Effective Use of Deodorization SUKAMU(a Cooking Oil Manufacture By-product)
Masanori Furuta, Tomoko Higuchi, Yushi Hirofuji
脱臭スカム中のトコフェロール（TOC）及びステロール（ST）の分析及び分離回収を目的に，HPLCによる分析及びけん化と溶剤を用いた分別結晶による回収を試みた。その結果，大豆スカムには総量で，TOCが12.4%，STが35.8%，菜種スカムにはTOCが12.5%，STが31.9%含まれると推察できた。けん化と溶剤法を用いた分別結晶法の適用によ
りTOCとSTの割合（HPLC分析でピーク総面積値にしめるTOCとSTピーク面積値の割合）が，最初27%の大豆スカムから60%前後，TOCとSTの割合が最初29%の菜種スカムから70%前後の割合の結晶が得られた。しかし本方法のみでは分別に限界があると考えられた。

はじめに

δ-TOCを精秤しヘキサンに溶解して各5mg/ml溶液を調昨年に引き続き ，「食用植物油（サラダ油）製造の製した。ステロール標準液は和光純薬社製のブラシカ

際，生じる精製残渣（スカム）の有効利用」について

ST，スチグマST，カンペST，β−シトSTを精秤しヘキ検討した。スカムは食用油（大豆油，菜種油）の製造

サンに溶解して各4〜6mg/ml溶液を調製した。HPLCの過程で排出され，現在は飼料として再利用されている条件は下記のとおり。

1がその量は限られ，その他の有効利用が検討されていカラム：YMC

JsphereODS-M80

る。スカム中には遊離脂肪酸，ステロール，トコフェ

溶出液：メタノール/水（100/2）

ロール，炭化水素，グリセイリド他が含まれている １）

流量：0.8ml/min

が，これら有用成分の分離回収，製品への再添加によ

カラム槽温度：37℃

る付加価値の向上，あるいはスカム中への機能性成分

検出器：UV210nm，0.64AUFS

流出の低減化による製品の機能性向上が課題となって

注入量：10μL

250mm

いる。そこで今年度は抗酸化作用を有するトコフェロール，高コレステロール血漿の予防作用を有する植物
性ステロールの両物質のスカムからの分離回収につい2)て分別結晶法 の適用を試みた。

2-2

スカムからのTOC，STの抽出

大豆及び菜種脱臭スカムをけん化後，不けん化物を結晶分別することによりトコフェロール（TOC）及びステロール（ST)の抽出を試みた。抽出のフローを図-2

研究，実験方法2-1

スカム中のTOC，STのＨＰＬＣによる分析

1に示す。脱臭スカム各々10g，1mol水酸化カリウム20mlを蓋付きサンプル瓶にとり撹拌し室温（約15℃）に

大豆スカム ，菜種スカム中のトコフェロール（ TOC）

一晩放置してけん化を試みた。反応後，ヘキサンと水及びステロール（ST）についてHPLCによる同時分析を10mlを加え撹拌し，500rpm，5分間遠心分離し上層を試みた。スカムを精秤しヘキサンに溶解して大豆スカ

別のサンプル瓶に移し，水10mlで洗浄後，上層を別のム7mg/ml，菜種スカム7.7mg/ml溶液を調製，0.45μフ

サンプル瓶に移し，０℃で結晶を析出させ，再溶解，

ィルターでろ過しHPLCで分析した。トコフェロール標

結晶析出の操作を4回繰り返した。分別結晶の各段階

準液はCALBIOCHEM社製のα-TOC，β-TOC，γ-TOC，での析出量を測り，析出物約5mgを精秤し1mlのヘキサンを加え溶解し0.45μフィルターでろ過しHPLCで分析＊１ 生物食品研究所

した。TOCとSTの各ピーク面積値の小計が全ピーク面

積値にしめる割合を求め析出物中の相対的割合の変化を検討した。
スカム 10g、1N 水酸化カリウム 20ml
撹拌後、一夜放置
ヘキサン 10ml、水 10ml 添加、撹拌後、遠心分離（1000rpm、5 分）
下層※利用法 別途検討

上層
水 10ml で洗浄、上層をとる

0℃放置（2h）
析出部（P1）

ろ液部
ろ液部

図-2

15℃再溶解後 0℃放置（約 3h）

標準品(TOC，ST)のＨＰＬＣ分析チャート

析出部（P2）
ろ液部

表-1

15℃再溶解後 0℃放置（約 3h）
析出部（P3）
ろ液部
15℃再溶解後 0℃放置（約 3h）
析出部（P4）−30℃放置（約 3h）
析出部（P5）図-1

3

ろ液部（最終）スカムのけん化，結晶分別の試験フロー

結果と考察

3-1

スカム中のTOC，STの分析結果

トコフェロール(TOC)及びステロール(ST)の標準品のＨＰＬＣの分析チャートを図-2に，溶出時間を表-1に示す。γ−TOCとβ−TOCが，またスチグマSTとカン
ペ STの 溶出 時 間が 近く ピー ク が重 なり 分 離しなかった。スカムのHPLC分析結果，表-2に示すようTOC及びS
Tの含有量は大豆スカムにはTOCが12.4%，STが35.8%，
菜種スカムにはTOCが12.5%，STが31.9%含まれると推定した。なお，スカムの分析チャートから溶出時間10分前後にピークが見られ脂肪酸類の標準液を分析した
結果，リノレン酸（C18:3）は7.0分，リノール酸（C18:2）は7.8分，オレイン酸（C18:1）は8.1分，パルミ
チン酸（C16:0）とステアリン酸（C18:0）は14.9分前
後にピークが検出されることが分かった。但しエステ
ル化等修飾処理をしていないため高感度なシャープなピークとしては検出されなかった。

TOC及びST標準物質の溶出時間
溶出時間(分)δ−TOC（M.W.402.7）
12.6
γ−TOC（M.W.416.7）
14.5
β−TOC（M.W.416.7）
14.7
α−TOC（M.W.430.7）
16.7
ﾌﾞﾗｼｶ ST（M.W.398.7）
18.4
ｽﾁｸﾞﾏ ST（M.W.412.7）
21.4
ｶﾝﾍﾟ ST（M.W.400.7）
21.7
β−ｼﾄ ST（M.W.414.7）
23.6
表-2

スカム中のTOC及びSTの含有量 （%(w/w)）
大豆スカム
菜種スカム
δ−TOC
３．８
０．８
γ−TOC 及 び
７．８
９．０
β−TOC
α−TOC
０．８
２．７
ﾌﾞﾗｼｶ ST−
５．８
ｽﾁｸﾞﾏ ST 及 び
２１．１
１１．４
ｶﾝﾍﾟ STβ−ｼﾄ ST
１４．７
１４．７
3-2

スカムからのTOC，STの抽出

析出物のHPLC分析データより，トコフェロール（TOC）とステロール（ST）の各ピーク面積値の小計が全ピーク面積値にしめる割合を求め，析出物中の純度変化を検討した。また，各分別段階での析出量をピーク
面積値に換算した値を比較した。大豆スカムの結果を
図-3及び図-4に，菜種スカムの結果を図-5及び図-6に示す。この結果，析出物中のTOCとSTの割合は0℃で析
出回数を重ねれば高くなるが ，3回目が最高となった 。
4回目ではSTの割合が増す傾向が見られた。-30℃の最終残物はTOCの割合が42〜47%と高くなって3.E+10

3.E+10析出量（ﾋﾟｰｸ面積値換算）

析出量（ﾋﾟｰｸ面積値換算）

4.E+103.E+102.E+102.E+101.E+10
5.E+090.E+00

大豆ｽｶﾑ

P1

P2

P3

P4

P5

2.E+102.E+101.E+10
5.E+090.E+00

最終ロ液

菜種ｽｶﾑ

析出量をﾋﾟｰｸ面積値に換算（大豆スカム）
その他面積総量
stﾋﾟｰｸ面積総量
tocﾋﾟｰｸ面積総量

図-3

その他面積総量
stﾋﾟｰｸ面積総量
tocﾋﾟｰｸ面積総量

P1:0℃（1回目） P2:0℃（2回目） P3:0℃（3回目）
P4:0℃(4回目) P5:-30℃（1回目）

大豆スカム不けん化物の分別結晶

図-6

割合（％）

4

P2

P3

P4

P5

最終ロ液

菜種スカム析出量をﾋﾟｰｸ面積値に換算

まとめ
脱臭スカム中のトコフェロール（TOC）及びステロ

100.0
90.0
80.0
70.0
60.0
50.0
40.0
30.0
20.0
10.0
0.0

ール（ST）の分析及び分離回収を目的に，HPLCによる分析及びけん化と溶剤を用いた分別結晶を試みた。
この結果，次のことが分かった。
1)ODSカラムを用いたHPLC分析で脱臭スカムのTOC及び
菜種ｽｶﾑ

P1

P2

P3

P4

P5

最終ロ液

析出物のHPLC分析ピーク面積値割合

脂肪酸他％
ｽﾃﾛｰﾙ％
toc％

図-4

P1

析出量をﾋﾟｰｸ面積値に換算（菜種スカム）
P1:0℃（1回目） P2:0℃（2回目） P3:0℃（3回目）
P4:0℃(4回目) P5:-30℃（1回目）

STの総量について同時把握が可能であった。但しγ−TOCとβ−TOCが，またスチグマSTとカンペSTの個々に

P1:0℃（1回目） P2:0℃（2回目） P3:0℃（3回目）
P4:0℃(4回目) P5:-30℃（1回目）

大豆スカム析出量をﾋﾟｰｸ面積値に換算

は溶出時間が近接し分離しなかった。
2)大豆スカムにはTOCが12.4%，STが35.8%，菜種スカ
ムにはTOCが12.5%，STが31.9%含まれると推察できた 。
3)けん化と溶剤法を用いた分別結晶法の適用によりTO

割合(%)

CとSTの割合（HPLC分析でピーク総面積値にしめるTOC
100.0
90.0
80.0
70.0
60.0
50.0
40.0
30.0
20.0
10.0
0.0

脂肪酸他％
ｽﾃﾛｰﾙ％
toc％

図-5とSTピーク面積値の割合）が最初27%の大豆スカムから60%前後，TOCとSTの割合が最初29%の菜種スカムから70%前後の割合まで高めた結晶が得られたが，分別には限界があった。
大豆ｽｶﾑ

P1

P2

P3

P4

P5

最終ロ液

析出物のHPLC分析ピーク面積値割合
P1:0℃（1回目） P2:0℃（2回目） P3:0℃（3回目）
P4:0℃(4回目) P5:-30℃（1回目）

5

参考文献

1)神村義則監修：食用油脂入門（食品知識ミニブッ
菜豆スカム不けん化物の分別結晶

クシリーズ ），p.122-127
2)安田耕作他３名著：新版油脂製品の知識，㈱幸書

いた。けん化と溶剤法を用いた分別結晶法によりTOCとSTの割合が最初27%の大豆スカムを60%前後，最初29%の菜種スカムを70%前後の割合まで高めた結晶が得られたが，分別には限界があった。また得られた結晶量は析出操作を繰り返す度に低減しており，これは結晶やろ液を回収する際，移し替えによる濾紙や容器に付着した損出分が大きく影響し，工業化された装置を使用すれば回収率は高くなると考えられる。

房発行，p.133-140

福 岡 県 工 業技 術 セン ター
研 究 報 告 No.14(2004)

代謝制御によるポリ－γ－グルタミン酸生産の最適化
廣藤祐史 ＊ 1

Optimization of the poly-gamma-glutamic acid production by metabolic pathway control
Yushi Hirofuji

液体培地におけるポリ－γ－グルタミン酸（ PGA）の生産が非常に不安定である納豆菌を対象として，培養条件によって代謝を制御し， PGA の生産安定性を向上させることを試みた。養分の枯渇と再投与，温度変動などのス
トレスを与えることで PGA の収量が大幅に向上することを見出し，この現象は PGA 分解酵素群の抑制によってもたらされていることが，γ－グルタミルトランスペプチダーゼ活性の変化から示唆された。

１子， ywtD が 存在することが報告 されて おり ４ ）， PGA

はじめに
ポリ－γ－グルタミン酸（以下 PGA と略記する）の生産安定性は様々な PGA 分解酵素群が生成するこは 1937 年に Bacillus anthracis の菌体表面を覆う夾膜のとによって損なわれているものと考えられる。これに１）構成成分として発見された 。その後， PGA は納豆菌対処することを目的として， ywtD とγ－グルタミルを含むある種の Bacillus 属細菌とその近縁種（ Bacillus

トランスペプチダーゼ（ GGT）の生産に係わる遺伝子

subtilis，Bacillus licheniformis，Bacillus megaterium など ）ggt を破壊し， PGA 高生産株を得る方法が特許として２）によって生産されることが数多く報告されてきた 。

公開されている ５）。また， YwtD 以外の分解酵素に着これらの PGA の多くは数十万から 200 万程度の分子

目し， PGA を分子量１０万に断片化する酵素ポリグ量を有するのに対して，本研究が対象とした納豆菌はル タミン酸ハイドラーゼ（ PghA） の生産に係わる遺D －グルタミン酸と L －グルタミン酸からなる，分伝子 pghA と ggt を同様に破壊して PGA 高生産株を得

子量が 300 万を超える極めて巨大な PGA を生産する 。

る方法も特許として公開されている ６）。本研究は納豆

PGA は化粧品 ，医薬品 ，食品の他に ，水質浄化剤 ，菌内部の代謝を制御する培養条件を見出すことによっコンクリートのひび割れ防止剤 ，砂漠緑化用保水材料 ，て PGA 分解酵素群の発現を抑制し，遺伝子破壊等に結露防止剤など幅広い用途が提案されており，近年注よらず，納豆菌を用いた高分子量 PGA の安定生産手目を集めている ２）。これらの用途の多くにおいて，分法を確立することを目的として検討を行った。

子量が大きいことは機能性の強化に繋がるうえに，納豆菌由来の PGA は食経験に裏打ちされた安全性の点

２

研究，実験方法

でも，他菌種が生産する PGA よりも優れている。し

２－１

使用菌株

かし，納豆菌を用いた液体大量培養による PGA 生産

本研究が検討の対象とした納豆菌は Bacillus subtilis

は，他菌種を用いた PGA 生産と比較して極めて不安に分類され， PGA の生産に培地中のグルタミン酸と定であり ，実用的な生産方法が確立されていなかった 。

ビオチンを要求することを特徴とする食用発酵細菌でPGA は PgsBCA と呼ばれる膜結合酵素系によってある ７）。納豆製造業者の間では，納豆菌は遺伝的に不生 産 さ れ て お り ， PgsBCA を コ ー ド す る 遺 伝 子 は安定であり，継代培養によって粘質物生産能を容易に

pgsBCA で ある。 pgsBCA は ComP フ ェロモンによる喪失することが古くから知られている ３）。このため，Quorum Sensing の制御下にあり，対数増殖期の終期か

一部の大手業者を除き，国内における納豆生産には種３）ら定常期の初期に発現することが報告されている 。

菌業者（成瀬発酵化学研究所，高橋祐蔵研究所，宮城pgsBCA の直下には D －グルタミン酸と L －グルタミ

野納豆菌製造所など）が供給する種菌が使用されていン酸の結合を切断して分子量１０万から５０万に断片る。本テーマでは，市販納豆から分離した保存菌株の化する γ－ＰＧＡ分解酵素 YwtD を コードする遺伝胞子を使用し， 10 cfu/ml と なるように， PGA 生産培
6

地に接種した。
＊１

生物食品研究所- 46 -

福 岡 県 工 業技 術 セン ター
研 究 報 告 No.14(2004)

２－２

培養装置

用し，培養液量 35l，培養温度は 37 ℃，攪拌回転数

丸 菱 バ イ オ エ ン ジ MDL300 型 （ 槽 容 積 3l） 及 び

120rpm，通気速度 30l/min の条件で培養を行った（ pHMSJ-U2-50L 型（ 槽容積 50l）ファーメンターを用いた 。
２－３

制御は行っていない ）。

培地組成

また，炭素源が PGA 生産に与える影響を検討する

PGA 生産培地組成を表－１に示した。メイラード

ため，同様の培養条件においてグルコースが完全に枯反応による培地の褐変を防止するため， A 培地と B

渇し pH が上昇した状態（ 65 時間 30 分及び 137 時間 ）培地を別々に加圧蒸気滅菌（ 121 ℃， 20 分間）したもで， 2.0 ％相当のグルコースを流加した。

のを無菌的に混和して生産培地とした。納豆菌による

２－７

納豆菌の至適培養条件の検討

PGA の生産は，炭素源を原料として TCA 回路のα－Bacillus 属細菌による PGA の生産は 37 ℃で行われケトグルタル酸から生成したグルタミン酸が使われ，るのが通例であるが，市販納豆の製造は 40 ℃前後の培地中のグルタミン酸は PGA の生成に直接は関与し高温で行われる。納豆菌の至適培養条件を定めることないものの， PGA の合成を大幅に促進することが報

は培養効率を向上させるために重要であるため，納豆告されている ８）。本研究が採用した培地組成も，同様

菌の至適生育温度を検討した。至適生育温度の検討はの理由で PGA の生産原料であるグルコースと PGA のMDL300 型ファーメンターによって行い，攪拌翼には生産を促進するグルタミン酸を含む構成とした。

２ 段６ 枚羽 根 ディス ク ター ビン を使 用し て培養 液量

表－１

培地 1l 当たりの組成

A 培地（900ml）
グルタミン酸ナトリウム１水和物
リン酸２水素カリウム
リン酸水素２ナトリウム１２水和物
塩化ナトリウム
B 培地（ 100ml）
グルコース
硫酸マグネシウム７水和物
ビオチン

２－４

2l，攪拌回転数 120rpm，通気速度 2l/min の培養条件で ，35， 40， 45， 50 ℃の培養温度において，培養開始か

20.0g
2.5 g
1.7 g
0.5 g

ら pH が低下を始めるまでの経過時間を調べた。
２－８

20.0 g
0.5 g
0.1mg

納豆菌の至適培養条件を検討したところ，生育至適温度と PGA 生産至適温度が相違していたことから，

培地粘度の測定PGA の生産が開始される対数増殖期後期から定常期

培地中の PGA 蓄積量の指標として培地の見掛け粘

初期までは至適生育温度である 45 ℃で培養し，その度を測定した 。粘度は B 型粘度計（ 東京計器 ，BL 型 ）後培養温度を 37 ℃に変更することによって， PGA 分

によって測定し ，測定回転数は 30rpm に固定して No.2

解酵素群の生成を抑制することを試みた。また，合わ

ローターを使用した。 No.2 ローターの測定限界を超せてグルコース流加と pH 制御を行い， PGA 生産量とえる粘度の培養液については No.3 ローターを用いた 。
２－５

生産速度の改善を試みた。培養は MSJ-U2-50L 型ファ培養に伴う培地組成の時間変化の検討

ーメンターで行い，攪拌翼はフルゾーン翼を使用してMSJ-U2-50L 型ファーメンターを用いて，培養温度

培養液量 35l，攪拌速度 80rpm，通気速度 30l/min の条

37 ℃におけるグルコースとグルタミン酸ナトリウム件で行った 。pH 制御はアルカリの流加のみで行い ，1Nの濃度変化を検討した。グルコース濃度はグルコース

NaOH 水溶液により pH=6.9 に制御した。

C Ⅱ－テストワコー，グルタミン酸濃度はヤマサ L －２－９グルタミン酸測定キットを用いて測定した。攪拌翼にストレスが分解酵素活性に与える影響の検討

炭素源の枯渇と再投与や温度変動などの外的ストレ

は２段６枚羽根ディスクタービンを採用し，培養液量

スが，実際に PGA 分解酵素の活性に影響を与えてい

35l，攪拌回転数 110rpm，通気速度 30l/min の条件で 80
時間に渡って培養を行った（ pH 制御は行っていない ）。
２－６

ストレスの組み合わせがPGA生産に与える影響

るかを確認するため，酵素活性を測定した。納豆菌が有する PGA 分解酵素としては YwtD， PghA と GGT の流加培養の検討３種が報告されている。 YwtD と PghA は膜結合型酵

MSJ-U2-50L 型ファーメンターを使用して，流加培

素であり，単離・精製に成功した例がなく，測定が困

養が PGA 生産に与える影響を検討した。培養の進行難である。 GGT は培地中に分泌される酵素であり測に伴って消費されるグルコースを補給するために 29

定が容易であるため，培地中の GGT 活性で分解酵素

時間経過時点で濃度 2.0 ％相当量のグルコースを流加活性の変化を検討した。 GGT 活性はγ－グルタミル

した。攪拌翼には２段６枚羽根ディスクタービンを採－ p －ニトロアニリド基質法によって測定した ９）。

- 47 -

福 岡 県 工 業技 術 セン ター
研 究 報 告 No.14(2004)

３

結果と考察

３－１

DO

培養に伴う培地組成の時間変化

流加図－ １に 培 養の進 行 に伴 うグ ルコ ース の濃度 変化
ORPを，図－２にグルタミン酸ナトリウムの濃度変化を示Airした。グルコース濃度は対数増殖期後期にあたる 12

Temp

時間経過時点から低下を始め，約 70 時間で全量が消Agit費された。グルタミン酸ナトリウムは対数増殖期後期に急減するものの，以後消費されず一定の濃度を保っpHた。グルコースが枯渇するとグルタミン酸の消費が開Glucose[g/l ]始され， pH の上昇を伴いながら濃度が低下した。

図－３グルコース流加培養の経過（その１）25

ルコースを流加した場合の経過を図－４に示した。１20

回目の流加を行った時点で培養液粘度は 10mPa･ s で15あったが，２回目の流加直前の粘度は 215mPa ･ s， 190

10

時間経過後の粘度は 1,810mPa･ s に達した。この結果

5は， PGA 蓄積を阻害していた PGA 分解経路がグルコ

0
0

20

40

60

80

ースの枯渇によってさらに強く発現し，グルコースの100

time[h ]図－１

流 加に よっ て 逆に強 く 抑制 され たた め， 結果と して培養の進行に伴うグルコース濃度の変化

PGA 合成経路が優勢となり，高濃度の PGA 蓄積をもたらしたことを示唆するものと考えられる。

Na-Glutamate[g/l ]

25
20
15

流加

DO

流加
Temp

10
5
0
0

20

40

60

80

ORP

100

Air

time[h ]
Agit

図－２

pH

培養の進行に伴うグルタミン酸濃度の変化

これらの結果は， Bacillus subtilis IFO3555 は炭素源の存在下ではグルタミン酸を消費しないが，グルタミン酸の存在が PGA の生産量を著しく増強するという
Kunioka の 報 告 と 一 致 す る

図－４

８）

。 Kunioka は ま た ， PGA

３－３が培地中のグルタミン酸からではなく，炭素源から菌グルコース流加培養の経過（その２）

納豆菌の至適培養条件

培養温度が pH の低下開始時間に与える影響を図－

体内で合成されたグルタミン酸を原料として合成され５に示した。

ることを報告しており，納豆菌についても同様の機序

pH の低下開始時間は培養初期の菌体増殖速度を反で PGA の生産が行われていることが推察される。な9

お ，80 時間経過時点の培養液の見掛け粘度は 80mPa･ s
pH低下開始時間[h]

8

であった。
３－２

流加培養がPGAの生産に与える影響

グルコース濃度を維持することを目的として流加培養を行った場合の経過を図－３に示した。 29 時間経

7
6
5
4
3
2
1
0

過した時点でグルコースを流加した場合， 70 時間経30

35

過後の見掛け粘度は 60mPa･ s であった。
これに対して，一旦グルコースを枯渇させた後にグ

図－５- 48 -

4045
培養温度[℃]

50

納豆菌の至適生育温度

5560福 岡 県 工 業技 術 セン ター
研 究 報 告 No.14(2004)

映する。納豆菌の至適増殖温度は，今まで採用してき活性を有意に低下させた。 YwtD と PghA 活性を評価た 37 ℃ではなく 45 ℃であった。しかし， 37 ℃と 45

していないため， PGA 分解酵素群の抑制の裏付けと℃で PGA の生産を試みた結果， 45 ℃では菌体の増殖しては不完全ではあるが，培養条件によって PGA 分は良好であるものの ，PGA が全く蓄積されなかった 。

解酵素の生産が抑制されていることが示唆された。

これらの結果は， 45 ℃では PGA 分解酵素系の発現表－２が増強されるため， PGA が蓄積されないことを示唆しており，３－２項の結果と合わせて考えれば，適切表－３な段階で培養温度を 45 ℃から 37 ℃に切り替えること

GGT 活性の変化（45 ℃→ 37 ℃(７:00), 24:00 終了 , 450mPa･ s）
時間[h:m] 7:30 11:15 24:00
GGT[IU/l]
0.0 0.4 11.9

によって PGA 分解酵素系の発現を抑制し， PGA の生表－４

産効率を高めることを期待できる。
３－４

GGT 活性の変化（ 37 ℃ , 52:05:グルコース流加, 101:00 終了 , 120mPa･ s ）時間[h:m] 7:30 11:15 24:00 52:00 56:30 59:30 72:30 101:00
GGT[IU/l] 0.0 0.2 2.3 2.4 1.8 1.4 4.5 5.5

GGT 活性の変化(45 ℃→ 37 ℃(7:00),34:40:グルコース流加,53:00 終了。1,200mPa･s)
時間[h:m] 6:50 8:30 11:30 34:30 38:00 41:30 53:00
GGT[IU/l] 0.0 1.2
3.3 12.2 10.8
8.7 12.8

ストレスの組み合わせがPGA生産に与える影響

培養温度の切り替えとグルコースの流加を組み合わ４せて行った場合の培養経過を図－６に示した。

まとめ
納豆菌による PGA 生産の安定性を向上させることDOを目的として ，代謝を培養条件によって制御して PGA
流加pH

分 解 酵 素 群 の 生 成 を 抑 制す る 方 法 を検 討 し た。 PGA

Airの原料となるグルコースをいったん枯渇させてから再度流加することにより， PGA 分解酵素群の生成を抑Temp

制して PGA の収量を大幅に向上させられることが明

ORP
Agit

らかとなった。また，培養温度を生育至適温度から生産至適温度へ変動させることによっても同様の効果が得られることが明らかとなった。両者を組み合わせることによって生産効率を大幅に改善することが可能で

図－６ 複合ストレスが PGA 生産に与える影響あり，これらのストレスは PGA 分解酵素群の発現を

温度は溶存酸素濃度（ DO）が飽和濃度の７割程度抑制していることが GGT 活性の変化から示唆された 。

となる培養開始から７時間が経過したときに， 45 ℃から 37 ℃に切り替えた。グルコースは枯渇に伴う pH

５の上昇を指標として 37 時間が経過したときに流加し1 )G.Ivanovics and V.Bruckner, Z.Immunitatsforsch Exp.

た。培養液粘度は 27 時間で 610 mPa･ s， 37 時間でTher., 90, pp.304-318 ( 1937)

1,820mPa･ s と急 速に増加し，グル コース流加後も順2 )F.B.Oppermann-Sanio and A.Steinbuchel, Naturwissen-

調に増加して 44 時間で 2,420mPa･ s， 50 時間で 3,200

schaften, 89, pp.11-22 ( 2002 )mPa ･s に達した。３－３項で推察したとおり，温度の3 )T.Nagai, L.-S.Phan Tran, Y.Inatsu and Y.Itoh, J.Bacteriol.,

変動もグルコースの枯渇と再投与と同様に PGA 生産

182, pp.2387-2392 ( 2000)の安定化に極めて有効であることが確認された。
３－５

参考文献

4 )T.Suzuki and Y.Tahara, J.Bacteriol., 185, pp.2379-2382

ストレスがPGA分解酵素の活性に与える影響( 2003)培養条件が培地中の GGT 活性に与える影響を表－
２から表－４に示した。表－２に明らかなように，グ5 )特開 2003-235566 号

ルコースを流加することによって GGT 活性は有意に6 )特開 2003-230384 号低下した。しかし，培養温度の変更は GGT 活性を増7) 藤 井 久 雄 ,強する効果を示した（表－３ ）。培養温度の変更とグ( 1962 )ルコースの流加を合わせて行った場合も GGT 活性は8 )M.Kunioka, Appl.Microbiol.and Biotechnol., 44, pp. 501-

日 本 農 芸 化 学 会 誌 , 36, pp.1000-1004

506 ( 1995)

全体的に高い値を示したが ，グルコースの流加は GGT9 )G.Szasz, Clin.Chem. 15, p.124 ( 1969)- 49 -

細胞培養床アパタイトシートを用いた組み換えタンパク質
高効率生産装置の開発
塚谷忠之 ＊１ 廣藤祐史 ＊１ 井手誠二 ＊１ 金沢英一 ＊１ 川勝博伸 ＊２ 坂井孝則 ＊３ 森下信二 ＊３ 白畑實隆 ＊４

Development of Bioreactor Using Cell Culture Bed Apatite Sheet for
Effective Production of Recombinant Proteins
Tadayuki Tsukatani, Yushi Hirofuji, Seiji Ide, Eiichi Kanazawa, Hironobu Kawakatsu, Takanori Sakai,
Shinji Morishita, Sanetaka Shirahata
細胞培養床アパタイトシートを用いた組み換えタンパク質高効率生産装置の開発を目的として，(1)動物細胞の連続培養に与えるアパタイトシート作製法の影響の検討，(2)シ ー トの 多層化が動物細胞の連続培養 に与え る影
響 の 検 討 ， ( 3 ) ア パ タ イ ト シ ー ト モ ジ ュ ー ル 内動 物細 胞数 の測 定法 の 開発を 行っ た 。シ ートの作製 法の検 討では ， 乾 燥 法 の 違 い に よ る細孔容積の相違が連続培養における動物細胞の増殖に与える主要な原因であることを明らかにした。シートの多層化によるスケールアップの検討では，２個のモジュールを並列に接続して連続培養する方式が最も効果的であった。モジュール内でコンフルエントになった後のグルコース消費速度を約1.5倍に高めることができた。また，2,3,5-trimethyl-1,4-benzoquinone(BQ)の代謝を利用した細胞数測定システムを構築した。
本システムは細胞毒性の低い2,3,5-trimethyl-1,4-BQを20 µM濃度以下でアパタイトシートモジュールの上流から連続送液し，その代謝産物を下流に設置したグラッシーカーボン電極で検出するものである。本システムにより連続培養中の細胞増殖状況のモニターが可能になった。

1

はじめに

2

動物細胞の高密度大量培養技術はホローファイバー

2-1

研究，実験方法
細胞培養床アパタイトシートの作製やビーズを用いて培養する方法が主流であるが，生産まず，リン酸二水素アンモニウム水溶液と硝酸カル効率に限界があることや生体適合性に乏しいなどの問

シウム水溶液の混合によりヒドロキシアパタイトを沈題点がある。一方，福岡県工業技術センターにおいて殿させる湿式合成反応を利用して，パルプ表面に不溶

アパタイトシート（パルプ繊維をヒドロキシアパタイ性結晶塩であるヒドロキシアパタイトを皮膜したアパ

トでコーティングしたシート）が動物細胞培養床とし

タイト・パルプ複合体を合成した 1,2)。次に，小型抄紙て優れた性能を有することを明らかにしており，平成

機によりアパタイト・パルプ複合体をシート化して乾13年度から３年間にわたり福岡県産業・科学技術振興

燥を行った。最終的な乾燥法としては通風乾燥及びプ財団の産学官共同研究開発事業において ，「細胞培養

レス乾燥の２種類を行った。

床アパタイトシートを用いた組み換えタンパク質高効

2-2

連続培養装置率生産装置の開発」を行ってきた。本事業では，(1)動物細胞培養装置（㈱東京理化製あるいは㈱アスッ

動物細胞の連続培養に与えるアパタイトシート作製法

テク製）を用い，アパタイトシートモジュール（直径の影響の検討，(2)シートの多層化が動物細胞の連続25mm）を組み込んでチャイニーズハムスター卵巣細胞培養に与える影響の検討，(3)アパタイトシートモ(CHO-K1)及びI-13細胞（ヒト型インターロイキン６生

ジ ュ ー ル 内 動 物 細 胞 数 の 測 定 法 の開 発 を行 い，培養

産株 ，CHO-K1細胞の組み換え体 ）の連続培養を試みた 。

装置の高度化と基礎データの蓄積を図った。

装置の概略を図-1に示す。培地にはHam's F-12 MediumあるいはDullbecco's Modified Eagle Medium（5% F
BS含有）1000mlを用いた。経時的に培地5mlを抜き取＊１ 生物食品研究所＊３㈱アステック＊２ インテリア研究所＊４ 九州大学大学院農学研究院

り，培地中のグルコース濃度をバイオテックアナライ

切替バルブ

切替バルブ

電気化学検出器

送液ポンプ

モジュール

灌流培養
廃液
メディエータ

D-PBS

細胞培養流路細胞数測定流路
ガスコント
ローラー

培地
送液ポンプ
ガス交換チューブ

ガスボンベ
培地瓶

図-1

細胞培養床アパタイトシートを用いた連続培養及び細胞数測定システム

ザー（AS-210, 旭化成㈱）を用いて測定した。なお，

この代謝により生じたヒドロキノンを電極酸化した際(3)アパタイトシートモジュール内動物細胞数の測得られる電流値が細胞数と相関があることを利用して定 法 の 開 発 以 外 の 実験では灌流培養流路のみを用い細胞数を算出した 3)。

た 。 ま た ，(2)シ ー ト の 多 層 化 が 動 物 細 胞 の 連 続 培

2-5

フローシステムにおける細胞数の測定

養 に 与 え る 影 響 の 検 討 で は ， アパタイトシートの表

図-1に示す連続培養及び細胞数測定システムを用い面積を大きくするために，直径25mmのモジュール２個て測定を行った。通常は灌流培養流路にモジュールをを直列あるいは並列に接続した。また，直径47mmのモ維持して細胞培養及び物質生産を行うが，細胞数測定

ジュール１個を用いた。

時にはバルブを切り替えて，モジュールを細胞数測定

2-3

流路へ移動させる。次に，細胞付着シートを保持する

シート中の細孔容積の測定

水銀圧入方式のポロシメーター（ポアサイザ9310，

モジュールの上流からベンゾキノンをキャリアー溶液㈱島津製作所）によりシート中に存在する細孔容積を（ 生理リン酸緩衝液(pH7.4)）の代わりに連続送液し ，測定した。

細胞により生成するヒドロキノンをさらに下流に配置2-4したフロー型電気化学検出器（ECD-300，㈱エイコム

メディエータを用いた細胞数測定の原理

図-2に示すように，キノン系化合物に代表される酸

製，作用電極：グラッシーカーボン）によりモニター

化型メディエータ（ベンゾキノン）は動物細胞によりする。測定後は再びバルブを切り替えて培養を継続す

還元型メディエータ（ヒドロキノン）へ変換される。

る。なお，シート付着細胞数はトリプシン処理により剥離した細胞を血球盤でカウントした。

O
CH3

H3C

H++NAD(P)H+

3

CH3

結果と考察

O

3-1

Animal Cell

動物細胞の連続培養に与えるアパタイトシート作製

Electrode

法の影響

OH
NAD(P)+

H3C

CH3動物細胞連続培養装置に組み込むアパタイトシート

CH3として，これまでの検討では通風乾燥したアパタイト

OH

図-2

細胞数測定原理

シートを用いてきた。しかし，将来的な大量・安定供給を考慮すると既存の抄紙機によって生産できること

風乾燥シートは，細孔容積が大きいことがわかった。

が望ましい。通常の抄紙機ではプレス乾燥が行われる

また，気孔率も高く，通気度も格段に優れていたことため，プレス乾燥シートの適用が不可欠になると思わから，通風乾燥シート内にはより多くの空隙が存在しれる。そこで，プレス乾燥アパタイトシートを用いてていることが示された。さらに，両シートの細孔容積

動物細胞の連続培養を行い，その適用性の検討を行っ分布を調べたところ，通風乾燥シートでは10〜200 µm

た。

の細孔が豊富に存在するのに対して，プレス乾燥シー

通風乾燥及びプレス乾燥により作製したアパタイト

トではこの領域の細孔容積が少なかった（図-4 ）。動

シートをそれぞれモジュールに組み込み，１ヶ月にわ

物細胞の大きさは約10 µmであることから，この領域たる連続培養を試みた。図-3に示すように通風乾燥シの細孔が多い通風乾燥シートのほうが増殖環境としてートでは順調にグルコースが消費されており，シート

優れていると考えられる。

に細胞が増殖していることがわかる。一方，プレス乾以上の結果より，動物細胞の高密度連続培養には10燥シートでは，グルコースの消費はほとんどみられな〜200 µmの細孔が豊富に存在する通風乾燥シートが有かった。この結果より，プレス乾燥シートでは何らか効であることが判明し，現条件でのプレス乾燥シートの影響で動物細胞がシートに増殖できないことが判明

は動物細胞の連続培養に適さなかった。

Glucose concentration (%)

した。
表-1

アパタイトシートの物理特性の比較

0.5

手漉き

機械漉き

坪量

2

(gm )

74.7

41.3

厚み

(mm)

0.42

0.09

細孔容積

(cc/g)

2.52

1.01

気孔率

(%)

72.5

49.2

通気度

(sec/mm/100cc)

1.18

29.0

0.4
0.3
0.2
0.1
0
0

5

10

15

20

25

30

Time (days)
0.45

アパタイトシートを用いた動物細胞の連続培養●：プレス乾燥シート，○：通風乾燥シート

まず，通風乾燥及びプレス乾燥シートへ細胞が付着増殖しているかどうか調べるために，１週間，ディッシュ上で静置培養した後，各シートをトリプシン処理

0.40

Intrusion volume (cc/g)

図-3

0.35

通風乾燥シート

0.30

プレス乾燥シート

0.25
0.20
0.15
0.10
0.05

して細胞数の測定を行った。その結果，通風乾燥シー

0.00

トには2.28 × 10 6 (cells/sheet)の細胞が付着していた

0.1のに対して，プレス乾燥シートでは5.98 × 10 (cells/sheet)と約４分の１の細胞しか付着していなかった。

1

10

100

1000

Pore diameter (µm)

5

図-4

アパタイトシートの細孔容積分布の比較

次に，連続培養装置により１ヶ月間培養した後のシートに付着している細胞数を調べたところ，通風乾燥シ

3-2

ートには4.65 × 10 7 (cells/sheet)と約20倍の増殖が認影響の検討められたのに対して，プレス乾燥シートでは1.98 × 10

6(cells/sheet)と細胞増殖はわずかであった。

シートの多層化が動物細胞の連続培養に与える

動物細胞連続培養装置に組み込むアパタイトシート
として，これまでの直径25mmの小型シートを用いてき

そこで，プレス乾燥シートでは細胞が増殖できない

たが，実規模レベルでの有用物質（タンパク質など）原因を解明するために，両シートの物理特性を比較しの大量生産を行うにはスケールアップの検討は不可欠た（表-1 ）。その結果，プレス乾燥シートに比べて通である。そこで，アパタイトシートの表面積を大きくすることによるスケールアップの可能性を検討した。

以上の結果より，並列に設置した単層シートモジュ

まず，２個のモジュール（直径25mm）を直列に接続

ール（直径25mm）へ同条件（同流速）で栄養成分及びして動物細胞の連続培養を試みた。しかし，モジュー

酸素を供給することで効率的なスケールアップが可能

ル１個と比べて培養初期のグルコース消費量は多かっになることが示された。

たものの，１ヶ月間の消費積算量にほとんど差は認め

3-3

られなかった。これは，モジュールを直列に連結させ法の開発たため，上流のシートに比べて，下流のシートでは栄養成分及び酸素量が不足したためと考えられる。

ア パ タ イ ト シ ー ト モ ジ ュ ー ル 内 動 物 細 胞 数 の測 定

動物細胞連続培養装置を用いてタンパク質などの生
理活性物質を効率的に生産するには，アパタイトシー

次に，表面積が通常の約3.5倍のモジュール（直径4トに付着増殖した動物細胞数を把握し，培養条件を適7mm）を用いて連続培養を試みた。しかし，１ヶ月間切に設定する必要がある。また，既存の培養装置にはの消費積算量に差は認められなかった。これは，今回

培養パラメータとしてpH，DOやDCO2測定があるのみで ，の培養ではシートに対して培地を垂直に通過させたた細胞数のオンライン測定システムは未だ開発されていめ，栄養成分や酸素が行き届かない部分が生じたためない。したがって，本測定技術が確立できれば培養装と考えられる。

置としての付加価値が高められ，他の装置との差別化

次に，２個のモジュール（直径25mm）を並列に接続が可能になる。そこで，アパタイトシートモジュール

して連続培養を試みた。図−５に示すように，１ヶ月内に培養されている動物細胞数のオンライン測定シス間のグルコース消費量は約1.3倍に高まった。また，

テムの開発を行った。

細胞がモジュール内でコンフルエントになったと考え

まず，図-1に示す細胞数測定用フローシステムを用られる20日以降のグルコース消費速度はモジュール１

いてCHO-K1細胞による各種ベンゾキノン及びナフトキ

個の際には0.038g/L/dayであるのに対して，２個の並ノン類の代謝効率を比較した。その結果，メディエー

列型モジュールを用いた際は0.057g/L/dayであり，約タとして1,4-benzoquinone(BQ)，2-methyl-1,4-BQ，2,

1.5倍に高められた。

6-dimethyl-1,4-BQ及び2,3,5-trimethyl-1,4-BQを用

Glucose concentartion (%)

いた際，比較的高い電極応答が得られた（図-6）。
0.20
0.15

700
600

0.05
0.00
0

5

10

15

20

25

30

Day

Peak current (nA)

0.10

500
400
300
200
100

1
et ,4-B
2,
hy
Q
3l-1
D
im
,4
-B
et
2,
hy
5Q
D
im l- 1,
2,
43et
2,
BQ
D
h
6
y
im
et Dim l- 1,4hoxy ethy -BQ
-5
l- 1
2,
m
,4
3,
et
-B
52,
Q
Tr hyl3,-15,im
6et ,4-B
Te
h
Q
y
tr
am l-1,4-B
2- eth
Q
yl
te
-1
r
2,
5- t-Bu ,4-B
te
t
Q
y
rt
- D l-1,
2,
4i
6BQ
t e but
rt
yl
-D
-1
,4
ib
ut
BQ
yl
-1
,4
-B
Q
21,
M
4
et
hy -NQ
l-1
,4
-N
Q

0.8

2M

Glucose 積算量(g/100ml)

0

1.0

0.6
0.4

Mediator
0.2

図-6

0.0
0

5

10

15

20

25

Day

図-5

動物細胞によるメディエータ代謝効率の比較

30並列型モジュールを用いた連続培養●：並列モジュール２個，○：モジュール１個

しかし，キノン類は細胞毒性を示すことが知られている。そこで，種々の濃度のキノン類が細胞毒性へ与える影響を検討した。ディッシュに培養したCHO-K1細胞の上清にキノン類を添加し，24時間培養した後，テトラゾリウム塩還元法により生存率を算出した。その

結果，2,3,5-trimethyl-1,4-BQでは20 µM以下の濃度流値）との相関性を調べたところ，培養初期からコンで生存率はほぼ100%であった（図-7 ）。したがって，

フルエント達成時までの細胞密度領域（ 8.35×105〜8.

メディエータとして2,3,5-trimethyl-1,4-BQを20 µM

06×10 7 cells/sheet）において，酸化電流値が最高以下で用いることにした。

点に達するまでの積算値との間に直線関係が得られた

Cell viability (%)（図-9 ）。また，CHO-K1細胞の組み換え体であるI-13120

細胞においても直線関係が得られた。なお，CHO-K1細100

胞は8.06×107 cells/sheetで，I-13細胞は3.39×107

80

cells/sheetでコンフルエントに達していた。

60
1400

40
1200

20

1000
2

R = 0.954

2

0.1

1

10

Area

0
100

Concentration (µM)

図-7

R = 0.965

800
600
400

キノン類による細胞毒性の比較

200○：1,4-benzoquinone(BQ)，□：2-methyl-1,4-BQ，

00△：2,6-dimethyl-1,4-BQ，●：2,3,5-trimethyl-1,4

2

4

6

8

10

7

Cell density (×10 cells/sheet)-BQ，■：2-methyl-1,4-NQ.
図-9酸化電流（積算値）と付着細胞数の相関性●：CHO-K1細胞，○：I-13細胞

次に，フローシステムを用いて付着細胞数の異なる
アパタイトシートをモジュール内に設置して測定を行い，付着細胞数と酸化電流値の関係を調べた。測定は

本測定システムを連続培養装置に組み込み，細胞の10 µM濃度の2,3,5-trimethyl-1,4-BQをキャリアー溶

増殖状況のモニターを試みた。その結果，I-13細胞は液の代わりにアパタイトシートモジュールの上流から著しい毒性を受けることなく増殖し，培養日数と共に連続送液し，流速1.3ml/minでモジュール内を通過さ

応答電流値の増大が見られた（図-10 ）。この結果よせることで行った。

り，メディエータを用いたフローシステムにより，ア

図-8に本システムにより得られパタイトシートモジュール内の細胞数のオンライン測

た応答電流曲線を示す。

定が可能になった。

Current (nA)

2.71×107 cells/sheet

Current area (nA)

800

8.06×107 cells/sheet

700
600
500
400
300
200
100
0
1

3

5.61×106 cells/sheet

5

7

9

11

13

15

17

19

21

Period (day)
図-10

細胞数のオンライン測定

Cellsなし、sheetのみ

Time

図-8

キノンの連続送液方式による酸化電流曲線4

まとめ
細胞培養床アパタイトシートを用いた組み換えタン

パク質高効率生産装置の開発を目的として，(1)動物本システムを用いて付着細胞密度と応答値（酸化電細胞の連続培養に与えるアパタイトシート作製法の影

響 の 検 討 ，(2)シ ー ト の 多 層 化 が 動 物 細 胞 の 連 続 培

路の工夫により効率的な培地の供給が可能になれば，養に与える影響の検討，(3)アパタイトシートモジ

スケールアップは十分可能であると考えられる。

ュール内動物細胞数の測定法の開発を行った。

また，細胞毒性の低い2,3,5-trimethyl-1,4-BQを20

シ ー ト の 作 製 法の 検 討 で は ， 通風 乾 燥及 びプ レスµM濃度以下でメディエータとして使用し，アパタイ

乾 燥 シ ー ト の 細孔容積の相違が連続培養における動トシートモジュールの上流から連続送液して下流に動物細胞の増殖に与える主要な原因であることを明らか

物細胞による代謝産物を検出するフロースルー型電極にした。その結果，動物細胞の高密度連続培養には10を設置したフローシステムを確立した。本システムを〜200 µmの細孔が豊富に存在する通風乾燥シートが有用いてモジュール内細胞数と応答値（酸化電流値）と効であることが判明し，現条件でのプレス乾燥シートの相関性を調べたところ，培養初期からコンフルエン

は動物細胞の連続培養に適さなかった。

ト達成時までの細胞密度領域（8.35×105〜8.06×107

したがって，プレス工程を行っても，嵩高いシート

cells/sheet）において，酸化電流値が最高点に達すが作製可能なパルプ原料の再選定が必要であると思わるまでの積算値との間に直線関係が得られた。また，れる。細孔径の大きなシートすなわち嵩高いシートを

CHO-K1細胞の組み換え体であるI-13細胞においても直作製するためには，コットンリンター繊維，アクリル

線関係が得られた。さらに，測定システムを連続培養

系のスポンジ繊維もしくはマーセル化パルプ（アルカ

装置に組み込み ，細胞の増殖状況のモニターを試みた 。

リ処理したパルプ）が最適であると考えられる。これ

その結果，I-13細胞は著しい毒性を受けることなく，らを用いることでプレス乾燥を施しても多孔性のアパ

培養日数と共に応答電流値の増大が見られた。この結タイトシートを作製できる可能性がある。また，現在

果より ，メディエータを用いたフローシステムにより ，作製しているアパタイトシートは湿式不織布に分類さアパタイトシートモジュール内の細胞数のオンライン

れ，シートの原料は繊維の短い木材パルプを用いてい測定が可能になった。

る。これに対して，比較的繊維の長い天然繊維あるい連続培養における動物細胞数のオンライン測定シス

は合成繊維を原料にすれば乾式不織布の作製が可能でテムは未だ開発されていないため，本測定技術が確立ある。乾式不織布は通気性や吸湿性などの機能を兼ねできれば装置の付加価値が高められ，他の動物細胞培備えた機能性シートであるため，多孔性のシートを得養装置との差別化が可能になると考えられる 。今後は ，るには乾式による作製法が有効である。したがって，細胞数のオンライン測定のデータを蓄積してアプリケ

不織布製造装置によるアパタイトシートの乾式作製もーションを増やす共に，電極の校正など具体的な測定有効であると考えられる。今後は，パルプ原料の再選手順の確立を行い，動物細胞大量培養装置のオプショ

定と乾式作製法の両面から検討を行い，多孔性アパタ

ンとして製品化を目指す。
本研究は，福岡県産業・科学技術振興財団の産学官

イトシートの作製を試みる。
シートの多層化によるスケールアップの検討では，共同研究開発事業において，九州大学及び㈱アステッ

２個のモジュールを並列に接続して連続培養する方式

クと共同研究を行ったものであり，平成16年度に培養が最も効果的であった。モジュール内でコンフルエン

装置の製品化に至った。

トになったと考えられる20日以降のグルコース消費速
度を約1.5倍に高めることができた。並列に設置した

5単層シートモジュール（ 直径25mm）へ同条件（ 同流速 ）1) 川勝博伸ら：機能紙研究会誌, 32, p.28 (1993).

で栄養成分及び酸素を供給することで効率的なスケー

2) 川勝博伸ら：繊維学会誌, 56, p.4 (2000).

ルアップが可能になることが示された。

3) T. Tsukatani et al., J. Flow Inejction Anal.,

今回の研究の結果，アパタイトシート全体へ効率的かつ均一に培地（栄養成分及び酸素）を供給することが細胞の連続培養において重要であることがわかった。表面積の広いシートを用いた培養においても，流参考文献

in press.

シゾフィランを利用した核酸分離剤の開発
木村太郎＊１Development of a novel separation system for polynucleotides by using schizophyllan
Taro Kimura
シゾフィランはスエヒロタケから抽出されるβ-1,3-グルカンであり，特定の 1 本鎖 DNA や RNA と複合体を形成することが知られている。本研究ではこの特性を利用して，シゾフィランを用いた新規核酸分離システムを開発することを目的としている。分離対象となる核酸には，バイオテクノロジー上需要の高いメッセンジャーRNA（mRNA）を選択した。更に簡便かつ短時間に mRNA を分離する事を目標として，「フィルター分離方式」を考案した。検討の結果，シゾフィランを用いた「フィルター分離方式」により mRNA を収率 80％，純度 87％で分離抽出することができた。また，分離に要する時間
は 40 分以下であった。更に，本方式はコスト的にも安価であり，実用化に近い分離システムを構築することができたと考えられる。

2 研究，実験方法

1 はじめにシゾフィランはスエヒロタケから抽出されるβ-1,3-

2-1 分離方式についての検討

グルカンの１種である(図-1)。最近このシゾフィランが当初，分離方式としてアフィニティーカラム方式での特定の 1 本鎖DNAやRNAと複合体を形成することが発見さmRNA 分離を試みた。これは，シゾフィランを固体微粒子

1,2)。これまで，DNAやRNAと選択的に結合する物質と表面に結合させたものを合成し，これをカラムに充填ししては核酸様物質やポリカチオンが知られていた。しかたものを用いる方法である。実験の結果，この方法によし，シゾフィランはグルコースのみからなる多糖であり，り実際に mRNA が選択的に分離されることが明らかとな

従来の核酸結合性物質とは全く異なる素材である。

った。しかし，分離時間が 12 時間程度かかること，シゾ

この特性を利用して，シゾフィランを用いた新しいタイ

フィラン固定化微粒子の調製に手間がかかること，とい

れた

3-7)

プの核酸分離システムの開発を行っている。この研究の中で，シゾフィランが真核生物のメッセンジャーRNA（mRNA）と複合体を形成することを世界に先駆けて発見
した

4-7)

。mRNAは，バイオテクノロジー産業において重要った欠点があり，実用的といえるシステムとはならなかった。
この点を踏まえ， “フィルター分離方式”を考案した（図-2）。この方法は，な物質であり，簡単な分離抽出するための技術が求めら① シゾフィランを分離対象試料に加える。

れている。そこで，シゾフィランを用いたmRNAを簡便か② シゾフィラン/mRNA 複合体を形成させる。

つ安価に分離抽出するためのシステムを構築することを③ フィルターによりシゾフィラン/mRNA 複合体のみを目標とし，研究を進めた。検討の結果，フィルター分離方式を用いると，シゾフィランを使って簡単にmRNAを分離することができた。

分取する。
④ フィルターから mRNA の抽出という操作からなる。この方法では，シゾフィランをＲ
ＮＡ混合物（total RNA）に加え，シゾフィラン/mRNA をHOOH形成させた後，複合体をフィルターで分取するだけなの

OH

で短時間かつ簡便な操作で行うことができる。また，シ
O

HO
OH
HO

図 -１

O
HO
O
OH

O
HO
O
OH

シゾフィランの構造＊１ 生物食品研究所

ゾフィランに化学修飾を施す必要がなく，特殊な機器もOH

O

用いないので，低コストでの分離が期待される。

O
O
OH

n

②

①

シゾフィランｰmRNA複合体の形成③ フィルターによる分離

1．サンプル溶液
2．すすぎ
3．溶出
シゾフィラン（M.W.2000000)
熟成時間10分!!
RNA混合物

溶出

分子フィ
ルター

図-２ シゾフィランを用いたフィルター分離方式の原理
フラクション中のmRNA含量に応じて発色する。つまり，Total RNA サンプル（400µl）

mRNAは溶出液１に濃縮されたことを示すものである。従１．シゾフィラン添加２．フィルター濾過ってフィルター分離方式によりtotal RNAからのmRNA分

5℃

離が可能であることを示すことができた。
３．すすぎ（Tris-HCl 300µl x2）

3-2 分離時間の検討
シゾフィランを用いたアフィニティーカラム方式によ４．mRNA溶出
70℃（DEPC水 300µl x2）

り mRNA 分離を行うと，分離に 12 時間程度かかることが既に明らかとなっている。この主な理由として，アフィ
ニティーカラム中ではシゾフィラン／mRNA 複合体の形成

図-３ フィルター分離の手順速度が遅く 6 時間以上熟成させる必要があるからである。
カラム中ではシゾフィランは固体表面に固定化されてお3 結果と考察り，自由度が少ないために複合体形成速度が遅いと考え

3-1 フィルター分離方式による mRNA 分離の操作られる。これに対し，フィルター分離方式では，固定化効率良くフィルター分離を行うために，図-3 に示す操していないシゾフィランを，溶液中で RNA と混合して複作手順を確立した。この手順では，シゾフィランを RNA

合体を形成させるので熟成時間が大幅に短縮されること溶液に加え，5℃で 10 分間冷却した後，フィルター濾過が期待される。検討の結果，約 10 分で複合体の形成が行を行う。この操作では，大半の不要な RNA はフィルター

われることが明らかとなった。また，分離操作も，溶液を透過するが，シゾフィラン/mRNA 複合体はフィルター

をフィルター透過するだけなので，短時間で分離操作を上に残る。次に，非特異的に吸着した不要な RNA（rRNA，

完了することが可能である。従って，1 回の mRNA 分離操tRNA）を取り除くための「すすぎ」操作を行う。その後，作に要する時間は 40 分以下となり，短時間での分離が可フィルターを加熱し mRNA/シゾフィラン複合体が解離し能となった。

た状態で水を加えると，mRNA のみが回収される。

3-3 分離された mRNA の純度に関する評価

実際に，各操作で得られたフラクションについて吸光分離した mRNA の純度を検定するためにゲル電気泳動

度測定，ノーザンブロット実験，を行った結果を図-4 に実験を行った（図-5）。一般に rRNA はシャープな 3 本の示す。吸光度測定の結果から，ほとんどのRNAは 2 回のす泳動パターンを，mRNA はうすいブロードなバンドを与えすぎ操作で取り除かれ，溶出液１にはわずかな量のＲＮることが知られている。total RNA は約 80％が rRNA なのＡのみが含まれることが明らかとなった。一般に分離対で強い rRNA 由来のシャープなバンドが観察される。また，

象のtotal RNAには 1-5％程度のmRNAしか含まれていない

total RNA に含まれる mRNA は全体の 1-5％であるのでほので，これはほとんどの不要なRNAが取り除かれているこ

とんど観察されない。これに対し，分離した mRNA 試料のとを示唆する。これに対し，ノーザンブロットの結果でゲル電気泳動パターンをみると，rRNA 由来のバンドが大は，溶出液１のみに強い発色が確認された。このノーザ

幅に減少し，相対的に mRNA 由来のブロードなバンドの強ンブロット実験はoligodT20をプローブとしているため，度が上昇していることが分かる。また，この蛍光強RT-PCR生成物

A260

0.6

分子量マーカー

0.4

ACT１YEAST
sense primer
5’-CTTCCCATCTATCGTCGGTAG-3 ’antisense primer
5’-TCTTATGCTGCTTTCACCAGG-3’

0.2

溶出液２

溶出液１

すすぎ液２

すすぎ液１

透過液１

0

1011 bp

図-６ RT-PCR産物のゲル電気泳動写真性能を持つことが示された。また，コスト面について検図-４ フィルター分離法によって得られた
各フラクションの評価（上）各フラクションの吸光度、（下）ノーザ
ンブロット

討を行うと，シゾフィラン法で用いた試薬，消耗品類の金額（定価）を合計すると 300−400 円／回と試算された。
これに対し，従来製品の定価はおよそ 1000−1500 円／回であった。両者を単純に比較することはできないが，少なくともシゾフィラン法が有意に低コストな分離法とな︷

溶出
tota すす液１（ml R ぎ液 RN
NA １
A）

り得ることが示唆される。

ｒRNA

表-1 従来製品との性能比較
oligodT法 シゾフィラン法
収率
８０％
８０％
純度
６５−９０％
８７％
価格
約１５００円
３６９円
操作時間 ３０ｰ６０分
４０分

total RNA
溶出液１（mRNA）
純度87％
図-5 分離抽出物のゲル電気泳動写真（左）、及びその蛍光強度分布（右）度パターンのピーク面積比から，分離した mRNA 試料の純4 まとめ
本研究において，多糖であるシゾフィランを用いて度は 87％であることが明らかとなった。

mRNA を分離抽出することに成功した。これは従来の方法

3-4 RT-PCR 実験とは全く異なる原理に基づいており新規性に富んだ分離

分離した mRNA が実際のバイオテクノロジー実験に用システムといえる。しかしこれまでのところ，操作の煩いることが可能であることを示すために RT-PCR 実験を

雑さや操作時間がかかりすぎるといった問題から，実用行った。標的遺伝子として，酵母のハウスキーピング遺化にはほど遠いものであった。今回報告したフィルター

伝子の一種である ACT1YEAST 遺伝子（1011 bp）とした。

分離方式を導入することにより，これらの問題の多くが所定の操作により得られた RT-PCR 産物についてゲル電解決され，実用化に近づいたと考えられる。

気泳動実験を行ったところ，1000 bp 付近に単一のシャープなバンドが確認された（図-6）。これは分離された

5 参考文献mRNA を鋳型として目的の cDNA を合成することができた

1) K. Sakurai, et al., J. Am. Chem. Soc., 122, 4520 (2000).

ことを意味する。

2) K. Sakurai, et al., Biomacromolecules, 2, 641 (2001).

3-5 従来製品との性能比較

3) T. Kimura, et al., Chem. Lett., 2002, 1240.

mRNA 分離キットとして oligodT 法を用いた製品が既に4) T. Kimura, et al., Nucleic Acids Res. Suppl., 1, 223 (2001).

市販されている。これは DNA（oligodT）が mRNA の polyA5) T. Kimura, et al., 高分子加工, 52, 201 (2003).

tail 領域と選択的に結合する事を利用したものである。

6) T. Kimura, NEWS LETTER, 18, 10 (2004).

この従来製品との性能比較を行った（表-1）。その結果，

7) T. Kimura, et al., Biomacromolecules, 投稿中(2004).

純度，収率といった基本的な性質についてはほぼ同等の

植物ポリフェノールに由来する新規生理活性物質に関する研究
井手誠二＊１ 平野吉男＊２

小野昌志＊２

Study on novel bioactive compounds derived from phytopolyphenols
Seiji Ide, Yoshio Hirano, Masashi Ono
種々の 4-ヒドロキシ-スチルベン誘導体を原料に 11 種のスチルベン 2 量体を合成し，天然型のレスベラトロール 2 量体,及び同スチルベン 2 量体の 5α-リダクターゼ阻害活性の測定を行った。ジヒドロベンゾフラン環の有無，置換基の種類，置換基の位置と数について，各々の阻害活性を系統的に比較することで構造-活性相関を調査した。
ジヒドロフラン環を有し，3,5 位に酸素原子が位置した場合，特にフェノール性水酸基の時に阻害活性が高くなることが明らかとなった。一方，4 位に嵩高い置換基が入る場合は促進活性を示す知見が得られた。

相関の解明を行った。

1 はじめに5α-リダクターゼは前立腺，肝臓，皮膚，頭皮など男性ホルモン標的器官に存在する酵素で，血中の主要な男

2 実験方法性ホルモンであるテストステロンをジヒドロテストステ

2-1 HRP を用いたスチルベン 2 量体の合成

ロンへと変換する酵素である。ジヒドロテストステロン

スチルベン類は図-1 のとおりwittig反応で合成した。

は受容体と遺伝子との相互作用を著しく強め，このジヒ得られたスチルベンは各々HRP／H2O2系を用いて重合し，

ドロテストステロンの過剰産生は前立腺肥大症，男性型

シリカゲルカラムクロマトグラフィーにより 2 量体を分脱毛症，にきび，女性における多毛症など男性ホルモン

離した。

1）

依存性疾患の原因 となることが知られている。このこ

また，スチルベン 2 量体の脱メチル化反応ではブロモとから当該酵素の阻害剤は男性ホルモン依存性疾患の治

トリメチルシランを用いた時，ジヒドロベンゾフラン環

療や予防に有効であり，さらには新規な阻害剤の開発にが開環し次に脱メチル化合物が得られた。本化合物は収より当該疾病のリスクの低減が図られ，人類の生活の質

量が極めて少なく評価に必要な量を得ることができなかの向上に非常に有効なものとなる。

った。一方，t-ブトキシ基が導入された 2 量体はトリフ

本研究ではこれまで樹木から新規な 5α-リダクターゼ
阻害活性成分の探索を行ってきた。その結果，代表的な熱帯産樹木であるShorea属樹木に高い阻害活性を有するレスベラトロール（3,4',5-trihydroxy stilbene）のオ

ルオロ酢酸で脱保護反応するとベンゾフラン環を保持した目的の生成物が得られた。
合成で得られた化合物の化学構造はMS及び1H-NMRで確認を行った。（図-2.1 と図-2.2）2)3)

リゴマーを見出し，さらにはレスベラトロールの重合により天然オリゴマーより阻害活性の高いレスベラトロ

2-2 ラット肝臓ミクロソームを用いた 5α-リダクターゼ阻害ール 2 量体を得た3)。

活性の測定

レスベラトロールの単量体には活性が認められないこ

5α-リダクターゼ阻害活性の測定はLiangら ４） の報告とから天然レスベラトロールオリゴマー，並びにそのアをベースとし，諸条件の変更を行いアッセイ系を組み立

ナログ化合物共通の 2,3-ジヒドロ-ベンゾフラン骨格がてた。

活性発現に重要であることが示唆された。

0.7µM[4-14C]テストステロン-エタノール溶液 10µL，試料

本研究はこれまでに得られた知見を検証し，さらなるのDMSO溶液 10µL及び 220・Lリン酸バッファー(pH6.5)に強力な阻害活性成分の分子設計を行うことを目的に種々

雌ラット肝臓ミクロソームを 10µL，1mM- NADPHを 50µLのスチルベン 2 量体の合成を試みると同時に構造-活性加え，37℃，10 分間インキュベート後，3M-NaOH 10µLの添加により反応を停止させた。これをエチルエーテルで*1 生物食品研究所

抽出し，TLC （酢酸エチル:n-ヘキサン 7:3）により展開*2 インテリア研究所

すると，テストステロンと 5α-リダクターゼの機能で

(OR)n(OR)nPh3P+BrCH2

(OR)n

CHO

1) Wittig reaction
2) Hydrolysis

HRP/H2O2

+
(OR)n

O

OCOCH3HOHO

λmax(ε) = 306 nm (19000)
328 nm (23000)
HRP: Horseradish peroxidase
OH

OCH3
HO

H3CO

TMSBr (excess)

TMSBr (1.2 eq)
OR

R = CH3
HO

RO

HO
HO

HO

λmax(ε) = 280 nm (13000)
323 nm (10000)

OH

O

HO

HO
TFA
R = C(CH3)3
O
HO

図-1

ベンゾフラン環を有すスチルベン 2 量体の合成と脱アルキル化
OCH3

H3CO

OCH3

OCH3

H
H

H
H

H
H

O

O

O

HO

HO

HO

1

2

4.46, 5.39 ppm (each1H, d, J=9Hz)

3

4.95, 5.50 ppm (each1H, d, J=9Hz) 4.52, 5.49 ppm (each1H, d, J=9Hz)

HRMS m/z (M ) calcd

3.69, 3.83 ppm (each3H, s, OCH3)

3.75, 3.80 ppm (each3H, s, OCH3)

for C28H22O2 390.1620

HRMS m/z (M+) calcd

HRMS m/z (M+) calcd

found 390.1618

for C30H26O4 450.1831

for C30H26O4 450.1831

found 450.1840

found 450.1840

+

図-2.1

メトキシプロトンとベンゾフラン環２,３位プロトンのケミカルシフト
及びマススペクトル

OCH3

H3CO

H3CO

H3CO

OCH3

H3CO
H3CO

OCH3

H
H

OCH3

OCH3
H
H

H
H
O

O

HO

O
HO

HO

4

6

4.45, 5.36 ppm (each1H, d, J=9Hz)

5
4.95, 5.51 ppm (each1H, d, J=9Hz)

4.75, 5.40 ppm (each1H, d, J=9Hz)

3.78 ppm (6H, s, OCH3)

3.64, 3.69 ppm (each3H, s, OCH3)

3.72, 3.73, 3.82, 3.83 ppm

HRMS m/z (M+) calcd

3.79 ppm (6H, s, OCH3)(each3H, s, OCH3)

for C30H26O4 450.1831

HRMS m/z (M+) calcd

HRMS m/z (M+) calcd

found 450.1834

for C32H30O6 510.2042

for C32H30O6 510.2042

found 510.2039

found 510.2046

OCH3
OC(CH3)3

OCH3
OCH3

H3CO

OCH3

(H3C)3CO

H
H

H3CO

H
H

O

O

HO

HO
HO

HO

8
7
4.45, 5.49 ppm (each1H, d, J=9Hz) 4.51, 5.45 ppm (each1H, d, J=9Hz)

93.76 ppm (6H, s, OCH3)

3.60, 3.71, 3.72, 3.79 ppm

1.34, 1.35 ppm (each9H, s, OC(CH3)3)

FABMS m/z (M+) calcd(each3H, s, OCH3)

HRMS m/z (M+) calcd

for C30H26O4 450

HRMS m/z (M+) calcd

for C36H38O4 534.2770

found 450

for C32H30O6 510.2042

found 534.2783

found 510.2042
OH
OH

OH

HO

OH

HO

OH

HO
H
H

O

O

HO
HO

HO

HO

10
FABMS m/z (M+) calcd

11
4.46, 5.50 ppm (each1H, d, J=9Hz)

for C28H22O4 422

FABMS m/z (M+) calcd

found 422
図-2.2

for C28H22O4 422

12
4.46, 5.44 ppm (each1H, d, J=9Hz)

Resveratrol dimer

found 422

メトキシプロトンとベンゾフラン環２,３位プロトンのケミカルシフト
及びマススペクトル

変換されたジヒドロテストステロンとに分画される。
14

3-2 ベンゾフラン環の有無と 5α-リダクターゼ阻害活性

各々のスポット濃度を C標識を利用し，その放射活性ベンゾフラン環の有無が 5α-リダクターゼ阻害活をイメージングアナライザー(Fuji Film Co., Ltd.)性に寄与しているかを，4 と 11 で比較した。ベンゾフにより測定した。

ラン環が含まれる 4 はIC 50 が 193μM(24% at 50 ppm)

テストステロンがジヒドロ体へと変換され難いものであったのに対し，同環が開環した 11 は（11% at 50

ほど，その時加えた阻害剤が高い活性を有すことを示ppm）であった。また，2 量体となっていない重合前のす。

スチルベン体は全く活性がないことから，明らかに，
ベンゾフラン環構造が阻害活性を高めていることを示

3 結果・考察している。

3-1 スチルベン 2 量体の 5α-リダクターゼ阻害活性

3-3 置換基の種類と 5α-リダクターゼ阻害活性

レスベラトロール 2 量体を含む，種々のスチルベン

置換基の種類が 5α-リダクターゼ阻害活性に寄与しているかを，3,5 位にフェノール性水酸基が有るレ

2 量体の阻害活性を表-1 に示した。
なお，置換基の位置と数が，容易に判断できように

スベラトロール 2 量体 12 と同メトキシ体 7 と置換基基本構造を下記に示した。また，正確なIC 50 の値が得を有さない 1 で比較を行った。各々の活性は 12 が劇られなかったものは，反応系における化合物 50ppm時的に高く，続いて 7 であり，1 は阻害活性ではなく若の阻害活性割合を示した。

干の促進活性が見られた。このことは，阻害活性に対

4

6

5

3

してフェノール性水酸基の存在が大きく寄与している

5

Rn

4

1

6

3
2

Rn

ことを示唆している。
また，4 位のみに置換基を有する，11，4，8，1 で比較を行った。阻害活性の高さは 4 > 11 > 1 > 8 で2 1あり 1，8 に至っては促進活性を示した。4 位に直鎖状Oアルキル基が導入されたものは高い阻害活性が期待さ

HO

図-3

スチルベン２量体の基本構造れるのに対し， t-ブチル基の様な嵩高い置換基が導入された場合，促進活性を示すものと考えられる。
4 位の置換基は，その立体的要因が活性の種類を左

表-1

スチルベン 2 量体の阻害活性
化合物

R

阻害活性（IC 50 ）

1

H

a）

2

2-OCH 3197 µ M

3

3-OCH 3171 µ M

4

4-OCH 3193 µ M

5

2,5-OCH 3

2 % at 50 ppm

6

2,4-OCH 3

4 % at 50 ppm

7

3,5-OCH 3

142 µM

8

4-OC(CH 3 ) 3

32 % at 50 ppm

94-OCH 3 (開環)

4 % at 50 ppm

10OH（開環）

− ｂ）

11

OH

11 % at 50 ppm

12

3,5-OH8.6 µ Ma)b)

12 % at 50 ppm: 促進活性を示した。

- : 評価に足る収量が得られなかった。

右することを示唆している。
3-4 置換基の位置，数と 5α-リダクターゼ阻害活性
置換基の位置が 5α-リダクターゼ阻害活性に寄与しているか 2 つのメトキシ基を有す，5，6，7 で比較した。阻害活性の高さは，7 > 6 > 5 の関係にあり，特に 3,5 位にメトキシ基を有す 7 は他の２つに比較して高い活性を示す。このことは 3,5 位に置換基が位置することが同活性に大きく寄与することを示している。
さらに，1 つのメトキシ基を有す 2，3，4 でも同様の比較を行った。同活性の高さは 3 > 4 > 2 の関係であり，3 位にメトキシ基が位置した場合，同活性が高いことがわかる。このことは 2 つのメトキシ基の場合3，5 位で活性が高くなる上記の傾向と共通の挙動である。
一方，置換基の数が 5α-リダクターゼ阻害活性に寄与しているか，2 つのメトキシ基を有すものと 1 つのものとで比較した。

7 と 3，6 と 4，5 と 2 を各々比較したところ，何れの場合も 2 つのメトキシ基を有す 5，6，7 が高い阻害活性を示した。
これらのことは，高い阻害活性が，特定の位置に 2つの置換基を有すことに起因していることを示している。
3-5 高い 5α-リダクターゼ阻害活性が期待される構造
上記の結果から，高い 5α-リダクターゼ阻害活性が期待される構造は次のとおりに推測される。
①ジヒドロベンゾフラン骨格を有すスチルベン誘導体の重合物で 2 量体であること。
②3,5 位にフェノール性水酸基があること。
③4 位に直鎖状のアルキル基があること。

4 まとめ
人口の高齢化が深刻化する中で前立腺癌，前立腺肥大症といった高齢性の男性ホルモン依存性疾患の有効な治療，予防法の確立は早急に対応しなければならな
い課題の一つである。
本研究では性ホルモン代謝系における男性ホルモン
活性化酵素である 5α-reductase の阻害をターゲットとし，男性ホルモン依存性疾患の治療や予防に有効な成分の探索を行ってきた。
各種化合物の合成を試みた本研究の結果から，新たな高い阻害活性を有する阻害成分は得られなかったが，構造-活性相関に関わる幾つかの知見が得られた。
一方，樹木資源からの 5α-reductase 阻害活性成分の探索では，本研究の結果推測された高活性の化合物
構造に類似した新たな阻害成分が見つかっており，これらの知見は，今後さらに強力な阻害成分を分子設計する上で重要であるものと考えられる。

5 参考文献
1）Bruchovsky

N, Wilson J.D., J. Biol. Chem., 243,

p. 2012-2021(1968)
2) a) Hirano Y.,

Kondo R., Sakai K., J. Wood Sci.,

p. 308-312(2001)b) Hirano Y.,

Kondo R.,

Sakai K., J. Wood Sci., p. 53-58(2003)
3) Hirano Y., Kondo R., Sakai K., J. Wood Sci., p.
64-68 (2002)
4)Liang T.,Liao S., Biochem. J., 285,p.557-562(1992)

３軸加工用CLデータからの法線ベクトルの自動生成と金型磨きロボットへの適用実験
永田寅臣*1

楠本幸裕*1

安田仁徳*2

津田邦博*2

尾本正明*3

長谷哲男*3

渡辺桂吾*4Generation of Normalized Tool Vectors from 3-Axis CL data
and Its Application to a Mold Polishing Robot
Fusaomi Nagata, Yukihiro Kusumoto, Kiminori Yasuda,
Kunihiro Tsuda, Masaaki Omoto, Tetsuo Hase and Keigo Watanabe
平成15年度新製品開発促進支援事業「自由曲面金型のスーパー磨き自動仕上げシステムの開発」により，自由曲
面を有するPETボトル金型の磨き工程を自動化するためのロボットシステムを開発した。本研究では，まず，汎用の3次元CAD/CAMで作成した３軸加工用のCLデータから法線ベクトルの情報を自動生成し，多軸制御用CLデータを構成できる機能を開発した。磨きロボットのハイブリッド・位置／力制御系における目標値として多軸制御用CLデータを直接参照することで，アーム先端に装着した工具の軌道および工具押付方向の教示工程をそれぞれ省略することが可能になった。つぎに，力フィードバックゲインを誤差に応じて可変とすることで，過大な操作量の発生に伴うオーバシュートを軽減させる手法について検討したので併せて報告する。
(株)メイホーにて

はじめに

1

図-1には，既に開発されている金型磨きロボットを示す。ロボットアーム先端に装着した軸付き弾性砥石に作用する磨き力(押付力と摩擦力の合力)を繊細に制御しながら研磨できることを大きな特徴とする1〜5) 。本研究では，汎用の3次元CAD/CAMで作成した３軸加工用のCLデータから法線ベクトルの情報を自動生成し，多軸制御用CLデータを再構成できる機能を開発した。磨きロボットのハイブリッド・位置／力制御系における目標値として多軸制御用CLデータを直接参照すること
で，アーム先端に装着した工具の並進軌道および工具押付方向の教示工程をそれぞれ省略することが可能に

図-1

MOTOMANベースの研磨ロボット

なった。また，力フィードバックゲインを磨き力の誤差に応じて可変とすることで，ロボットの関節機構にる法線ベクトルの算出イメージを示す。まず，工具進起因し発生する過大な操作量に伴うオーバシュートを

行方向を表すベクトル

軽減させることができたので併せて報告する。

えられる。

は次式で与

(1)
3 軸C Lデータからの法線ベクトルの自動生成

2多軸制御機能を持たない3次元CAD/CAMのメインとルが作成された時に設定されたワーク座標系における成する。

が記述されている。

番目の行(ステップ)数を表す。図-2 には点
*1
*2
*3
*4

インテリア研究所
株式会社エーエスエー・システムズ
株式会社メイホー R&Dセンター
佐賀大学大学院工学系研究科

との最
を検索し，

短距離に存在する点

プロセッサが生成するCLデータの各行には，そのモデ

座標値以降の100ステップの中からつぎに，からベクトル

を作

(2)

は
におけ

なお，

は

由曲面上の点と平行とならないように選定する。自における正規化法線ベクトルは，とそれぞれに垂直なベクトルとして次式から求めることができる。

n(i)P(i-1)(8)
P(i)
P(i+1)t(i)s(i)

である。式(8)で与えら

ただし，

P(i+j)

れる対角行列の係数部分は，ゲインを設定することで 図- 3 の よ う に勾 配 を変 化 さ せる こ とが で きる 。 ロ
ボットアーム先端の砥石工具がジグザグパスに沿って移動しているときなど，進行方向が90度あるいは180
図 -2度変化する場合に，ロボットの各関節の小さなガタな

法線ベクトルの生成イメージ

ど機構上の特性により，瞬間的に望ましくない振動が(3)発生し，結果として大きな力誤差が誘発されるからで(4)ある。式(8)により，比較的大きな力誤差が発生した場

(5)

合は，

(6)

とができるものと期待される。図-3には3とおりのゲイに対する係数の変化を示しているが，実験ではン
この処理をCLデータ内の全ステップに対して行うことの効果を緩やかにし，挙動を安定に保つこ= 2 を妥当値として見積もり，使用することとした。

で，法線ベクトルが付加された多軸制御用のCLデータ1を生成させること

Coefficient of Kf(k) :ができる。ただし， はCLデータ内の全ステップ数であとをそれぞれ，工具並進移動と工具押付方向の目標値に用いる。

3

可変ゲインによる磨き力の制御
図-1に示した金型研磨ロボットの本体は安川電機のオープンインタフェイスを有する産業用ロボット
MOTOMAN UP-6であり，アーム先端にはニッタ製の6自由度力覚センサを介してボールエンド形状の軸付き

Coefficient of Kf(k)る。提案する磨きロボットでは，

0.9
0.8
a=1

0.7
a=2
0.6

a=3

0.5
0

0.5

図 -3

1
1.5
2
Force error e(k) [kgf]2.5

3

磨き力の誤差と力フィードバックゲインの関係

弾性砥石を装着している。このほか，オイルミスト機
能のためにワークの傾斜角度を調節できるジグを備え( ：離散時ている。磨き力

図-4 には提案する研磨ロボットのベース座標系における制御系のブロック線図を示す。

とはそ刻)は，次式で与えられるインピーダンスモデル追従型

れぞれ，力フィードバック制御則からの法線方向速度

力制御法によりフィードバック制御される。

およびCLデータに基づくフィードフォワード制御則からの接線方向速度を表す。
(7)

磨き力は，工具押付力と工具に作用する運動摩擦力との合力であり，力覚センサから入力される工具座標系でのX,

は位置フィードバック

制御則からの速度である。この場合，を参照することで工具とワークの接触地点における法線方向からを発生させることができる。

は順キネマティY, Z各方向の力覚値の合力として計測することができる。

クスで得られる工具先端のデカルト座標である。従とは来，デカルト座標系における位置と力のハイブリッ

それぞれ，目標慣性行列および目標粘性行列である。

ド・コントローラを持つ制御系は，例えばツール座標

は，目標とする磨き力ベクトルであ系などの拘束フレームに沿って3自由度すべてに関するはそれぞれ，サンプリング幅と単位行列で位置の軌道と3自由度すべてに関する力の軌道が設定では力フィードバックゲイン行列できるコントローラ 6) として構成されていた。この場合，り，とある。また，

あり，次式で与えられる。

これら6つの拘束を同時に満たすような制御はできないFd (k)

Force
Force
Feedback
Feedback
Control
Control
Law
Law
Position
Position Feedforward
Feedforward
Control
Control Law
Law
Based
on
Based on CL
CL datadatak : discrete time

置決め精度を保証するための特殊な治具などを必要とし
vt (k) +vn (k)+Σ+Cartesian-Based
Cartesian-Based
Servo
Servo Controller
Controller

vp (k)
Position
Position
Feedback
Feedback
Control
Control
Law
Law

図 -4

置の不確かさを吸収しながら磨くことができるため，位

F(k)

ない。

Polishing
Polishing
Robot
Robot

本章では，提案手法の有効性を検証するために凹型のx(k)研磨ロボットの制御系のブロック線図

自由曲面を有するペットボトル金型の磨き実験を行った。このワークはマシニングセンタで機械加工されているため，表面には工具経路に沿って0.3 mm 程度の高さを持つカスプマークが発生している。機械加工後の磨き工程では，面だれや大きな傷を発生させることが，作業内容に応じてスイッチ行列を設定することで3なくカスプマークを均一に除去した後，使用する砥石

自由度の各方向において位置と力のどちらかのモードの粒度を次第に細かくしながら磨くことで表面粗さをが選択されていた。しかし，本システムでは自由曲面小さくしていくことを目的としている。図-5には，3次を有するワークに対して指定された磨き力を発生させ

元CAD/CAM(Unigraphics)で作成した3軸加工用のながらCLデータに沿った研磨作業を行う必要があるた

CLデータを示す。それぞれ，断面方向と縦方向のジグ

め，作業全域を見る場合にはこれら6つを同時に拘束しザグパスであり，ピックフィードは0.2 mmである。熟ながら制御しなければならない。このため，ベース座練者による手磨き時と同様，磨き効率を高めるため

標系において位置制御系を力制御系に弱干渉させていに，このようにお互いが直交した工具経路を交互に使7)る 。これにより，磨き力を目標値に追従させると同時用する。

に，CLデータで与えられるピックフィードに沿った送りを実行しながら，研磨ロボットを制御できるようになった。ただし，力制御系と位置制御系の各3方向のゲ
インは，力制御系が工具の経路を乱さないような，また位置制御系が磨き力の安定性に大きく影響しないよA

うな程度で実用上問題とならないように注意深く選定されなければならない。

Pick feed
Pick feed(a)Cross sectional path

4

磨き実験

(b)Longitudinal path

図 - 5 磨き実験のための断面方向及び縦方向の3軸CLデータ

提案する金型磨きロボットの特徴を整理すると次のようになる 3, 4)。

さて，実験では最初に，開発した法線ベクトル生成

1) 従来，回転トルクにより研削力を発生させていた軸付プログラムを用いてこれら二つのパスを多軸制御加工

き砥石を回転させず，回転をロックして磨く。ただし，用CLデータに変換した。その後，生成されたCLデータ

ボールエンド形状の軸付き砥石の外周を均一に消費しなを図-1の磨きロボットに入力して磨き実験を行った。

がら磨くために，ロボットの手先の第6軸を用いて低速

その結果，目標軌道への追従性および磨き力の安定性

回転(-60 〜 60 deg/s)を併用する。

と も に優 れ た性 能 を確 認 する こ とが で きた 。図 - 6 に2) ボールエンド形状の軸付き砥石の姿勢をベース座標系

は，力フィードバックゲイン行列を式(8)に基づき可変のZ軸に固定する。すなわち，砥石の姿勢を変化させずにした場合の磨き力磨きを行う。また，回転による研削力ではなく，工具のこのとき使用された目標軌道は図-5(b)に示した縦方向

押付力と接線方向の速度により発生される摩擦力によりのジグザグパスであり，A点ではピックフィード方向と磨く。

直交する方向に工具の進行方向が反転しているため，の変化の一例を示している。

3) 工具の押付力と摩擦力との合力を磨き力として定義しオーバシュートが発生しやすい傾向にあった。A点ではこの磨き力が目標の値となるようにフィードバック制御

工具をエッジ方向に押し付けているため，力センサかを行いながら磨く。

らの力覚値は主 にXとY 方向に発生して いる。なお，

4) 磨き力の制御機能により，1 mm 程度のワーク固定位

図-6内のXとY方向の力覚値に周期性があるのは，力覚4

CAMが算出する3軸加工用CLデータ(点群データ)をもPolishing Force [kgf]3とに，法線ベクトルの情報が付加された多軸制御用CL
F(k)データを自動生成させる手法を提案した。生成された

2
A

1

CLデータを磨きロボットに適用することで，工具軌道

0および工具押付方向の教示工程をそれぞれ省略するこ
Fz(k)

Fx(k)

-1
-2

とが可能となった。また，力フィードバックゲインをForce feedback gain

量の発生に伴うオーバシュートを軽減させることがで

-3
0

5

図 -6

可変ゲインを用いた場合の磨き力の応答

10

15

20 25
Time [s]

30

35

40

45

きた。これらの機能が実装された磨きロボットは，現在，(株)メイホーの製造工場の中でライン化のための補完研究が行われており，今後，PETボトル金型の高品

1.1
1.0

Kfx, Kfy = 1.0

位化に大きく寄与できるものと期待される．

0.9

平成16年度以降は，曲率半径が 5 mm 以下の微細な0.8

自由曲面を有するレンズ成型用金型などを数 gf 〜 数0.7,

百 gf の繊細な磨き力で研磨できるシステムについて検

0.6
A

0.5

討し，実用化を目指す．

0.4
Kfz = 0.3

0.3

6

0.2
0.1
0

参考文献

1) http://fmv5.fitc.pref.fukuoka.jp/public.htm
5

10

15

図 -7

Velocity in normal direction [mm/s]

磨き力の誤差に応じて可変とすることで，過大な操作

Reference
ResponseFy(k)20 25 30 35
Time [s]可変ゲインの変化

40452) 自由曲面金型のスーパー磨き自動仕上げシステムの開発，技報 安川電機, Vol. 68, No. 1, p. 40 , (2004)

83) F. Nagata, K. Watanabe, Y. Kusumoto, et al.: New Finishing

6

System for Metallic Molds Using a Hybrid Motion/Force4

Control, Procs. of 2003 IEEE Int. Conf. on Robotics and2

Automation (ICRA2003), pp. 2171-2175, (2003)
4) 永田，楠本，渡辺ら: ボールエンド砥石のためのハイブ

0

リッド・モーション／力制御法の開発とペットボトル-2

金型の磨きロボットへの適用実験,精密工学会誌,-4Vol. 70, No. 1, pp. 59-64 , (2004)
-6
-2

-1
図 -8

0

1
[kgf]

2

3

磨き力の誤差と操作量の関係

5) F. Nagata, Y. Kusumoto, K. Watanabe, et al.: Polishing
Robot for PET Bottle Molds Using a Learning-Based Hybrid
Position/Force Controller, Procs. of the 5th Asian Control

センサを固定しているロボットの第6関節を低速回転さ

Conference (ASCC2004), pp.813-820, Melbourne,

せているためである。この結果から，提案手法はジグ

Australia, July 20-23, (2004)

ザグパスに起因する工具進行方向の非線形な変化に伴

6) John J, Craig, Introduction to ROBOTICS -Mechanics andうオーバシュートを減少させるために有効であること

Control Second Edition-, Addison Wesley Publishing Co.,が確認できる。この場合は式(8)に基づき図-7の(1989)

ように調整されている。また，図-8には本実験で用い

7) F. Nagata, K. Watanabe, Y. Kusumoto, et al.: Generation of

たインピーダンスモデル追従型力制御法が磨き力の誤Normalized Tool Vector from 3-Axis CL Data and Its

差に基づき生成した法線方向速度を示す。

Application to a Mold Polishing Robot, Procs. of 2004
IEEE/RSJ International Conference on Intelligent Robots

5

おわりに
本稿では，多軸制御機能を持たない3 次元C A D /and Systems (IROS2004), (2004), accepted.

金型磨きロボットシステムのためのファジイ推論による力制御器の開発
楠本幸裕 ∗1永田寅臣 ∗1

津田邦博 ∗2安田仁徳 ∗2

渡辺桂吾 ∗3

A Development of Fuzzy Force Controller for Polishing Robot System
for Metallic Mold
Yukihiro Kusumoto, Fusaomi Nagata, Kunihiro Tsuda, Kiminori Yasuda and Keigo Watanabe

これまでに我々は，オープンアーキテクチャ型産業用ロボットと独自に開発したロボット制御アプリケーションにより，多軸制御用CLデータに基づき教示レスでの動作が可能な金型磨きロボットシステムを開発した。この磨きロ
ボットシステムは，先端に装着したボールエンド形状の弾性砥石に作用する磨き力（ワークへの押付力と摩擦力の合力）を制御しながら研磨できることを大きな特徴とする。これまで磨き力の制御手法とインピーダンスモデル追従型力制御法を用いていたが，インピーダンスパラメータの調整は試行錯誤的に行われているために，曲率が変化する自由曲面が採用された金型ワークに対し磨き力の追従性や砥石送りの高速性を実現しようとすると，最適パラメータの探索が非常に困難であるという問題が発生している。そこで今回，熟練者の磨きスキルをベースとする
ファジィ力制御器を開発し実装することで，曲率の異なる自由曲面に柔軟に対応できるシステム構築を図った。

1

はじめに

1 − 1 研究背景

Open architecturalindustrial robot
Tip of arm
Force sensor

近年，飲料用や化粧品用等に使われるペットボトル

Attachment

容器が急速に普及し，それに伴いペットボトル製造用

Ball end
abrasive toolの金型の需要も世界的規模で増大してきた。ペットボ
トル容器はブロー成型により成型されるため，その仕上がりは金型の品質に大きく依存しており，金型の表面を鏡面状態まで仕上げなければ成型されるペットボ

Forcemeasurement

トル容器は白くにごり，著しく製品としての品質を損

Position/Orientation
data

ねてしまう。そのため，最終工程となる磨きの工程は，全工程の中で最も時間と労力を費やして行われている。
しかしその一方で，3 次元 CAD/CAM や NC 工作機械の普及により設計や機械加工の工程で自動化・合理化・デServo controller

User interface andforce controller

Polishingparameters

Hyper CL data

図− 1 ペットボトル用金型磨きシステム

ジタル化が進んでいるにも関わらず，磨きの工程は未だに全て手作業で行われているのが現状である。そのり，多軸制御用 CL データに基づき教示レスで動作が可ため現在，金型産業は人件費の安いアジア諸国にその能な，自由曲面を持つペットボトル用金型のための自動拠点を奪われ，国内の金型メーカーは大きな打撃を受磨きロボットシステムを開発した 1) 。さらにこの磨きシけている。このような背景を受け，これまでに我々は平ステムでは，高品位な仕上げを実現するためには不可成 14 年度即効型地域新生コンソーシアム事業の一環と欠な研磨パラメータの調節スキルを記述したハイパー

して自動金型磨きロボットシステムに関する研究を行っ

CL データを参照することにより，自動で研磨パラメーてきた。オープンアーキテクチャ型産業用ロボットの採タの調節を行うことが可能である 2) 。図− 1 は開発した用と独自に開発したロボット制御アプリケーションによ磨きロボットシステムの概要図である。この磨きロボッ
トは，先端に装着した弾性砥石に作用する磨き力 (ワー∗1インテリア研究所∗2(株) エーエスエー・システムズ

クへの押付力とワーク−砥石間に作用する摩擦力の合∗3

佐賀大学大学院力) を制御しながら研磨できることを大きな特徴として

いる。これまで，磨き力の制御法としてはインピーダ
ンスモデル追従型制御法を用いていた。しかしながら，
インピーダンスパラメータの探索は試行錯誤的に行わ

vn

Frictional force

れるため，曲率が変化する自由曲面が採用された金型
ワークに対する安定的な磨き力と高速な磨き速度を実Polishing force

Workpiece

Contact force

現できる最適なパラメータやゲインを設定することは非常に困難であった。そこで今回，磨きのスキルをディ

図− 2 磨きシステムにおける研磨手法

ジタル化したファジィ推論による力制御法 3)∼ 5) を用いる
3D CAM

ことで，曲率の異なる自由曲面に柔軟に対応できるシ
ステムの構築を図った。

1 − 2 ペットボトル用金型磨きシステム
開発した磨きシステムはオープンアーキテクチャ型の産業用ロボットをベースに構成されている。オープ

3D CAD data

Cutter location path

図− 3 CAM による CL データの算出

ンアーキテクチャ型とは従来のようにティーチングペン
ダントを用いた教示作業を伴う教示再生方式によって全周を効率良く使用するために，ロボットの 6 軸目を利ロボットを操作するだけでなく，たとえばメーカーから用して 1.0 ∼ 40.0 [deg/s] 程度の低速で往復回転を行って提供される Windows あるいは Linux 用の API を使うこといる。さらに研磨中は砥石の姿勢を変化させず，Z 軸にによってユーザー独自のアプリケーションを開発する

固定した状態で砥石のボールエンド形状をうまく利用ことが可能な産業用ロボットである。これにより，パソ

して磨きを行う。図− 2 は研磨中の砥石の動きを図示しコンから直接ロボットをリアルタイム制御することがたものである。このように砥石の並進移動により発生可能となる。ベースとなる産業用ロボットはオープン

する運動摩擦力を用いて研磨を行う本手法は，本磨きアーキテクチャ型であれば基本的に全て対応可能であロボットシステムにおける大きな特徴の 1 つである 6) 。

り，これまでに川崎重工業製の JS10·FS03·FS20，安川電

1 − 4 モーション制御

機製の UP6·UPJ を用いて開発を行ってきた。開発した磨本磨きシステムでは CAM システムによって生成されきロボットシステムでは，ロボットのアーム先端部分にる多軸制御用 CL データをロボットの基本的な目標軌道と6 自由度の力覚センサを介してボールエンド形状の弾性

して参照している。3 次元 CAD で設計されたワークの形

軸付砥石を装着し，砥石とワーク間に作用する運動摩状データを基に CAM のメインプロセッサによって図−

擦力により磨きを行う。研磨中，ロボットは力覚センサ

3 のような機械加工用の多軸制御用 CL(Cutter Location)から得られる情報をもとに磨き力が常に目標値に追従

データが算出される。研磨の前段階である切削加工におするように力制御を行う。

いて，この 3 次元 CAD による形状データは必ず作成さ

1 − 3 研磨手法

れる。従って研磨用の CL データを算出するために，新

通常，軸付砥石は電動やエアー駆動のリューター等にたに CAD データを作成する必要はなく，切削加工用に取り付けて高速回転させて磨きを行う。しかしこの場合作られた CAD データがそのまま利用できる。多軸制御

は非常に強い研削力が発生するため，高品位な磨きを用 CL データは図− 4 に示すように 3 次元の座標とその行うためには数十 [gf] 程度の非常に微細な力制御が必要となってしまい，力覚センサの分解能やノイズの影響を考慮すると現実的でない。そこで開発した磨きシス
テムでは砥石の回転をロックし，砥石をワークに押し付けながら移動させるときに発生する運動摩擦力により磨きを行う。こうすることで磨き力の目標値を 2.0 ∼4.0 [kgf] の範囲内にセットすることが可能になり，磨き力を安定的に制御できるようになる。ただし，砥石のGOTO/139.4541,15.0000,28.7380,-0.2896455,-0.0802119,0.9537670
GOTO/134.8447,15.0000,27.3650,-0.2786603,-0.1095262,0.9541239
GOTO/130.2354,15.0000,26.0453,-0.2676160,-0.1376082,0.9536486
GOTO/125.6260,15.0000,24.7778,-0.2565556,-0.1644216,0.9524415
GOTO/121.0166,15.0000,23.5618,-0.2455168,-0.1899449,0.9506011
GOTO/116.4072,15.0000,22.3966,-0.2345324,-0.2141699,0.9482225
GOTO/111.7979,15.0000,21.2814,-0.2236299,-0.2370998,0.9453959
GOTO/107.1885,15.0000,20.2157,-0.2128321,-0.2587474,0.9422061
GOTO/102.5791,15.0000,19.1988,-0.2021570,-0.2791330,0.9387318
GOTO/97.9697,15.0000,18.2302,-0.1916185,-0.2982831,0.9350452
GOTO/93.3604,15.0000,17.3095,-0.1812265,-0.3162289,0.9312122
GOTO/88.7510,15.0000,16.4360,-0.1709875,-0.3330045,0.9272924
GOTO/84.1416,15.0000,15.6094,-0.1609048,-0.3486464,0.9233392
GOTO/79.5322,15.0000,14.8294,-0.1509790,-0.3631921,0.9194003
GOTO/74.9229,15.0000,14.0955,-0.1412117,-0.3766790,0.9155175
GOTO/70.3135,15.0000,13.4073,-0.1316153,-0.3891447,0.9117257
GOTO/65.7041,15.0000,12.7645,-0.1221863,-0.4006275,0.9080573
GOTO/61.0947,15.0000,12.1668,-0.1129170,-0.4111640,0.9045407

CL data

Normal vector・・・・
Workpiece

3D coordinate

Image of CL data

図− 4 CL データの概念0.1ている。切削加工においては，これらがそれぞれ刃物
先端の軌道及び刃物の傾斜・旋回角として参照されるが，本磨きシステムでは弾性砥石先端の軌道及び力制
御を行う方向として参照する。

1 − 5 磨き力制御
本磨きシステムのもう 1 つの特徴として，磨き力の制御が挙げられる。磨き力とはワークに対する押付力と，
砥石−ワーク間に作用する摩擦力との合力であり，このOutput values from force controllers

座標点における正規化された法線ベクトルで構成されConventional force controller
Fuzzy force controller

0.05

0

–0.05

磨き力は力覚センサからの計測値として得られる。開発
–2

2

e(k )

した磨きロボットシステムでは，式 (1) に示すインピーダ

0Force error [kgf]ンスモデル追従型力制御法を用いて，ワークに対する磨図− 5 インピーダンスモデル追従型力制御器とファジィき力が目標値に追従するように，図− 2 中にあるワーク

力制御器とでの入出力特性の比較

表面に対する法線方向への速度vn に対し常に補正を行っている 1) 。法線方向の情報は多軸制御用 CL データによる，といった悪循環により磨き力が大きく振動してしまり得られる。磨き力を繊細に制御することにより，磨きう場合がある。この現象を抑えるためには，誤差が大の品質を向上させることができるだけでなく，ワーク

きい時ほどマイルドな速度補正を行い，ある程度の範の固定方法や砥石の磨耗に起因する相対位置の不確か

囲内の誤差の場合にはクイックな速度補正を行える特さを吸収可能となっている。

性であることが望ましい。そこで本研究では，これまで使用してきたインピーダンスモデル追従型力制御法−1vn (k) = e−Md Bd ∆t vn (k − 1)−1− e−Md Bd ∆t − I B−1
d K f {F(k) − Fd }の替わりにファジィ推論による力制御法を提案し，ファ(1)

ジィ力制御器を開発し磨きロボットシステムへ実装し，磨き力の制御性能の向上を図った。

2

研究，実験方法

2 − 1 従来の力制御器の問題点
本磨きロボットシステムのシステム全体としての性能
は，磨き力制御器の性能に大きく依存している。これまで我々は，磨き力の制御手法としてインピ−ダンスモ
デル追従型力制御法を用いてきた。この力制御法では，

2 − 2 ファジィ推論による磨き力制御
今回提案するファジィ力制御器では，磨き力と目標値との誤差 e を入力とし，ワーク表面に対する法線方向への速度vn ，すなわちサンプリング時間ごとの位置の補正量を出力とする。前件部メンバシップ関数は図− 6 に示すガウシアン型を用い，次式で与えられる。
2 2µ(x) = elog(0.5)(x−α) β

系の目標慣性，目標粘性といったインピーダンスパラ
メータと，フィードバックゲイン等を最適な値にチューニングすることで，目標値への追従性および研磨速度を向上させてきた。しかしインピーダンスパラメータ

なお，α と β はそれぞれメンバシップ関数の中心値と標準偏差の逆数である。推論法には後件部が定数である簡のチューニングは試行錯誤的に行われるため，所望のα = 0.0, β = 1.21.0特性を持つような最適な値に調整することは非常に困難であり，図− 5 の • で示すような P 制御に近い入出力が変化する自由曲面を持つペットボトル金型に対して柔軟に対応することは困難である。例えば，大きな力

0.75

fitness

特性となっていた。このような特性の制御器では，曲率(2)

α = −1.0, β = 1.2

N

ZO

P
α = 1.0, β = 1.2

0.5

0.25

誤差が発生した場合には極端に大きな補正が入ってし
0.0

まい，その影響で今度は逆の方向に大きな力誤差が生
まれ，さらにそれを抑えるためにまた大きな補正が入

-2.0

-1.0

0.0

1.0

2.0

図− 6 前件部誤差 e のメンバシップ関数e(k )表− 1 後件部定数値

Antecedent parts
N
Consequence parts -0.05

ZO
0.0

P
0.05

(a) Longitudinal direction(b) Cross-sectional direction

図− 9 磨き実験で使用した磨きのパス
4.0
Conventional force controller
Fuzzy force controller

略型ファジィ推論法を用い，その後件部定数値は表− 1に示すとおりである。以上から設計したファジィ力制御器を用いた場合と，従来のインピーダンスモデル追従型

Force error e [kgf]図− 7 磨き実験で使用したワーク

2.0

0.0

の力制御器の場合とで，力誤差 e に対する力制御器からの出力vn との関係を比較したものを図− 5 に示す。このグラフを見ても，ファジィ力制御器が所望の特性を持っ–2.0た力制御器となっていることが分かる。また，ファジィ

60Time [s]制御器が言語表現により設計されているため，後の変図− 10 長手方向パスを使用した磨き実験における磨き

更やチューニングなども容易に行うことができる。

力の目標値との誤差 e

3

結果と考察

40

80

100

を用いた場合の誤差も表示している。なおこの両者は，つぎに，開発したファジィ力制御器の有効性を検証す

目標磨き力や送り速度，研磨対象ワークの研磨を施す

るために研磨実験を行った。今回は図− 7 に示すワーク

領域など，制御器以外の条件は全て同じである。図−を用いた。実験には図− 8 に示す川崎重工業製オープン

10 を見ると，周期的に現れる大きな力誤差が見受けらアーキテクチャ型産業用ロボットマニピュレータ JS10 及

れるが，これらはパス上での折り返し地点であり，進行び FS20 を用いた。この時，JS10 では図− 9 (a) の長手方

方向が反転し大きな加速度が生じたことに起因する誤向のパスの磨きを，FS20 では図− 9 (b) の円周方向のパ差である。今回開発したファジィ力制御器では，これらスの磨きをそれぞれ行った。なお，ワークの材質はジュ

折り返し地点での力誤差を減少させることに成功してラルミンである。図− 10 及び図− 11 はその時の磨き力いる。またそれ以外の領域においても，従来の力制御の目標値との誤差をグラフで表示したものである。比較器に劣らない良好な力の追従性が得られた。円周方向のため，従来のインピーダンスモデル追従型力制御器のパスを用いて研磨実験を行った結果である図− 11 では，従来のインピーダンスモデル追従型力制御器を用いた場合に，誤差が -2.0 [kgf] になるという現象が発生している。この時，目標磨き力は 2.0[kgf] に設定していた。つまり砥石が一瞬ワークから離れてしまうという現象が発生していた。しかしファジィ力制御器を用いた
場合は，この現象を大幅に抑えることに成功している。

JS10

FS20

図− 8 磨き実験で使用したオープンアーキテクチャ型
産業用ロボットマニピュレータ

また約 210 秒間の研磨実験の間の 100 [ms] 毎の誤差の絶対値の累計を取ると，インピーダンスモデル追従型力制御器の場合は 1005.013 [kgf] であったのに対し，ファ4.04

機械学会九州支部第５７期総会・講演会講演論文集，
Conventional force controller
Fuzzy force controller

pp.393 – 394 (2004)

Force error e [kgf]2.025) 楠本，永田，安田，塚本，津田，渡辺：金型磨きロボットシステムのためのファジィ力制御器の開発，第20回ファジィシステムシンポジウム講演論文集，pp.102

0.00– 105 (2004)
6) 津田，安田，永田，楠本，渡辺：特願2002-286901，研

–2
-2.0

磨装置及び研磨方法
–4
-4.0
00

20

40 500 60
Time [s]

80

1000
100

図− 11 円周方向パスを使用した磨き実験における磨き
力の目標値との誤差 e

ジィ力制御器の場合は 818.642 [kgf] と誤差が減少している結果が得られた。

4

まとめ
以上の結果から，今回開発したファジィ推論による力制御器を金型磨きシステムに適用することで，磨き力の制御性能が改善できることが確認された。今後は，ファジィ推論の特徴を活かし入力に誤差のレートや研磨速度等を追加し，ファジィ力制御器のさらなる高度化を図っ
ていく。

5

参考文献

1) 永田，楠本，渡辺，津田，安田：金型の高品位磨きのための軸付砥石のモーション／力制御法，第12回
インテリジェント・システム・シンポジウム講演論
文集，pp.133 – 136 (2002)2) 楠本，永田，安田，津田，渡辺：ペットボトル金型の高品位磨きシステムの開発−ハイパーCLデータを用いたボールエンド砥石のスキルフル制御−，第3回

SICE システムインテグレーション部門講演会講演
論文集(I)，pp.85 – 86 (2002)3) 楠本，永田，渡辺，津田，安田，鎌倉：ロボットサン
ダーのためのファジィ補償を用いたインピーダンス
モデル追従型力制御法，第4回日本ファジィ学会九州支部学術講演会予稿集，pp.9 – 12 (2002)4) 楠本，永田，安田，塚本，津田，渡辺：ファジィ力制
御器を用いたペットボトル用金型磨きロボット，日本

人間工学的手法を配慮した椅子の開発
座位姿勢における動作特性
本明子 *1

友延憲幸 *1

The Development of the Chair in Consideration of the Ergonomic Technique
The Characteristics of the aged and the young at Sitting Position
Akiko Moto, Noriyuki Tomonobu
本研究では，立ち上がりを補助する機能をもつ椅子を開発するために，座位姿勢から立ち上がる動作に注目し，様々な高さから立ち上がる際の重心動揺の計測と身体の動きの計測を行った。その結果，座面の高さが 20cm 以下の場合には，特に重心や頭部の動きが不安定になり，安定した立ち上がり動作が促されにくいことが示された。更に，立ち上がりの動作は，若齢者でも座面の高さが 30cm 以上の場合に安定してくることからも，使用者を高齢者と考えた場合，低い位置から 30〜40cm の高さまでの立ち上がり動作を補助する機能を椅子に持たせることが，高齢者の日常生活における生理負担を軽減する上で重要なことが示唆された。

1 はじめに3 結果と考察日本は急速に高齢社会を迎えたため，高齢社会に対

重心動揺は，計測により得られたデータより重心動する取組や対応が遅れている。80％以上の大多数の高揺距離，前後方向及び左右方向の最大振幅を求め，各齢者は，健康で介護を必要としないが，加齢による身条件における平均値を算出した。動作解析は，計測に体機能の衰えを援助する生活支援技術を必要としていより座標軸を実長に換算し，スティックモデルによりる 1） 。しかし，健康な高齢者の身体機能を考慮した家

動作パターンを求め，更に XY 軸方向の変位量を用い具は少なく，身体機能の低下がみられる使用者が安全て額面部の移動距離を算出した。

に使用することができる家具の開発をするためには，

3-1 重心動揺距離

人間の動きとそれを補助する装置の動きが適合してい重心動揺距離は，分散分析を行った結果，高さに関る必要がある。本研究では，高齢者の立ち上がりを補して有意な主効果が認められた（p＜0.05）。性別や年助する椅子の設計条件という観点から，椅子からの立40cm

ち上がり時の動作解析と重心動揺等の計測により，補35cm

立ち上がる時座る時助を必要とする椅子の高さを検討するとともに，立ち30cm

上がりを補助する装置の動きの基礎となるデータの収25cm集を行った。

20cm

立ち座りしやすい座面の高さを検討するために，立座高2 実験方法15cm
10cm

ち座り時の重心動揺を測定するとともに，3 次元動作
解析装置により計測した。座面の高さは，0，5，10，

5cm

15，20，25，30，35，40cm とし，更に 3 種類の座椅

0cm

子(座高 1cm，座高 7cm，座高 7cm+手すり付)を使用した。足元に重心動揺計を設置した椅子に被験者を座ら

座椅子low

座椅子high

せ，実験者の指示により起立及び着座動作を行った。
被験者は，20 歳代から 50 歳代の健康な男女計 15
名（男性 11 名，女性 4 名）とした。
*1 インテリア研究所

座椅子arm
0

20

40

図-1

60
80
移動距離（cm）

100

120

高さによる重心動揺距離

140

40cm

40cm

立ち上がる時
座る時

35cm

30cm

25cm

25cm

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座高

座高

30cm

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最大振幅（cm）

図-2

立ち上がる時
座る時

35cm

高さによる重心動揺の左右方向の最大振幅

図-3

5

10

15
20
最大振幅（cm）

25

30

高さによる重心動揺の前後方向の最大振幅

齢による重心動揺距離への影響は認められなかったた

大振幅の変化を図-2 に示す。座面の高さが 0cm，5cm，め，座面の高さ別の重心動揺距離の変化を図-1 に示

10cm の場合にそれよりも高い座面からの動作に比べす。また，立ち上がる動作と座る動作の重心動揺距離て，また 15cm の場合には 25cm，35cm の場合に比べ有に関し，分散分析を行ったが，有意差は認められず，

意に増加した。高さに関しては，重心動揺距離と同様

両動作は同じ傾向を持つと推察される。座面の高さがに座面高が低い座椅子での動作の場合に，他に比べ有0cm，5cm，10cm の場合にそれよりも高い座面からの意に振幅は増加したが，手すりの有無については有意動作に比べて有意に増加した。それ以上の高さでは，差は認められなかった。低い位置での動作時には，体

統計的な有意差は認められないが，徐々に減少し，座を捻り,手をついてから立ち上がり動作を始める，或高 35cm の際に最小となった。この結果より，床に近いは，着座する位置を確認する傾向にあったため，左い位置からの立ち上がりは，重心が不安定であること，

右方向の振幅が増加したと考えられる。

また膝高程度まで体が持ち上がっていると，安定した3-3 重心の前後方向の最大振幅

起立動作・着座動作が可能になることが示唆された。

高さによる重心の前後方向の最大振幅について分散

座椅子の種類別に比較すると，座面高が 1cm 程度の最分析を行った結果，高さに関して有意な主効果が認めも低い座椅子での動作の場合に，座面高があるものにられた（p＜0.05）。性別や年齢による重心動揺距離へ比べ非常に有意に重心動揺距離は増加した。手すりのの影響は認められなかったため，座面の高さ別の前後有無については有意差は認められなかったが，手すり方向の最大振幅の変化を図-3 に示す。座面の高さが付きの座椅子の方が，立ち上がりの際に重心動揺を減

0cm，5cm，10cm の時にそれよりも高い座面からの動少させる傾向があることから，立ち上がり動作を補助

作に比べて，また 15cm の場合には 30cm，35cm の場合する一つとして必要であると考えられる。

に比べ有意に増加した。座椅子の種類別に関しては，

3-2 重心の左右方向の最大振幅

有意差は認められなかった。

重心の左右方向の最大振幅に関し，分散分析を行っ

前後方向の振幅は，着座する場合よりも立ち上がる

た結果，高さに関して有意な主効果が認められた（p場合に大きくなった。これは，動作の際に体を前に出＜0.05）。性別や年齢による重心動揺距離への影響はすことで腰を持ち上げるために増加すると考えられ，認められなかったため，座面の高さ別の左右方向の最

特に筋力の劣る高齢者が立ち上がる際には，脚力を補

座高
*
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60cm

20歳代

40cm

60歳代
70歳代

35cm
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重心動揺距離（cm）

図-4

高齢者の重心動揺との比較

図-5
40cm

傾向にあり，体を支持することが必要になると考えら

35cm

れる。

30cm

の年齢層においても共通しているが，特に低い位置か

100

*
*
*

*

20cm
座高

。重心

動揺距離は，座面高が低くなるほど長くなる傾向はど

80

25cm

図-4 は，20cm，40cm，60cmの座高から立ち上がった際の高齢者と若齢者の重心動揺距離である

4060
移動距離（cm）

高さによる額面点の前方への移動距離

うために，より体全体の重心移動を使って立ち上がる

2）

20

15cm
10cm
5cm

らの場合に高齢者と若齢者の差が大きくなり，高齢者の動作が不安定になることが示された。この傾向は，
左右及び前後の振幅にも共通して見られた。この結果
からも，本実験において示された重心動揺よりも大き0cm
座椅子low
座椅子high
座椅子armな動揺が高齢者には現れ，特に 20cm以下の低い位置0の動作では顕著に表れることを考慮する必要がある。
3-4 動作解析

図-6

5

10

15
20
移動距離（cm）

25

30

高さによる額面点の下方への移動距離動作解析により，立ち上がり動作時の額面点の前方さからの立ち上がりの動作を検討すると（図-7），向について，分散分析を行った結果，高さに関して有20cm より低い立ち上がり時には，体を前に引き起こ

意な主効果が認められた（p＜0.05）。高さ別に移動距すような動作が必要となり，身体の動きが煩雑である。

離を比較すると（図-5），座面の高さが 30cm，40cm にしかし，20cm の高さからの立ち上がり動作になると，なると，0cm の場合に比べ移動距離が有意に減少した

ほぼ垂直に身体を持ち上げる動作となり，身体の動き（p＜0.05）。同様にして，額面点の下方向への移動にも単純化する。更に通常の椅子の平均的高さである

関しても，分散分析を行った結果，高さについて有意

40cm の高さでは，より単純な動きで立ち上がりを行な主効果が認められた（p＜0.05）。下方向の移動距離

うこととなる。

は（図-6），座面の高さが 10cm 及び 15cm で大きくな

健康な若齢者層では，20cmからの立ち上がりも脚力る傾向があり，それに比べ，座高 30cm．35cm，40cm

を中心とした筋力で行うことができるが，高齢者層での場合に有意に減少した。これらの頭部の移動が,重は，健康な被験者を対象に行った実験においても，困心の動揺に影響を与えたものと考えられる。

難であり，腰を持ち上げるために全身の体重の移動を動作解析により得られたスティックモデルで，各高利用して行った 2） 。これらの動作を高齢者が利用する

椅子という観点から考えた場合，単純な動きで立ち上本研究では，高齢者の立ち上がりを補助する椅子のがりを始められる 20cm程度の高さの椅子であっても，設計条件という観点から，立ち上がり時の動作解析と補助する機能が有用であると考えられる。また，この

重心動揺等の計測を行った。その際，補助を必要とす

場合の補助機能は身体を垂直に持ち上げるという一方

る立ち上がりの高さを検討するために，高さの条件を向のみの単純なものでも十分に機能すると考えられる。

細かく設定した。その結果，30cm 程度の座高からの高齢者が利用するデイケアセンターにおいて，高齢立ち上がりになると，補助がなくても比較的安定した者 48 名の立ち上がり動作の実態について，調査を行動作が可能であるが，それより低い高さからの立ち上った結果，床および畳みから立ち上がりが可能であっがりは，動作が不安定となり補助が必要であることがたのは 28 名で，20cm の小上がりからならば立ち上が示唆された。また，20cm よりも低い位置からの立ちることができたのは 15 名，40cm 程度の椅子からのみ上がりの動作では，身体を前に出す動作等が加わるた立ち上がりができたのは 5 名であった。床や畳からのめ動作が複雑となる傾向にあった。更に，高齢者の動立ち上がりが可能だった方々も，7 名は自分の力で立作は，デイケアセンターに通所ができるほど健康なち上がったが，他の方は手近にある椅子や座卓を利用方々にとっても，低い位置からの立ち上がりは困難なしての動作であり，決して日常的な楽な動作とは考え動作の一つであり，補助する道具の必要性を感じた。

られなかった。20cm の高さからの立ち上がりが可能

特に高齢者が使用する補助具として考える場合，20cmであった方も約半数は，杖等を利用してやっと立ち上

以下の低い位置からの立ち上がりの場合は，最も動作がるため，立ち上がったあとの身体の不安定さは避けが困難である立ち上がりのきっかけとなる身体を起こようがなく，低い位置からの立ち上がり動作が困難なす動作から，立ち上がった後も身体が安定する 40cm

方々は，家庭ではほとんど椅子で生活を送るという話以上の高さまで身体を支持することが必要となると考であった。このデイケアセンターには和室があったのえられる。更に，座高 20cm 以下の低い位置からの立だが，調査時に和室を利用していたのは書道をしていち上がりの場合には身体を上に持ち上げるだけでなく，た 2 名のみであり，多くの利用者は椅子を利用してい前へ促すような二つの動きが必要となるであろう。逆た。利用できる身体能力を使って日常生活を送ることに言えば，20cm より高い座高からの立ち上がり椅子

は，身体機能を維持していく上でも必要であるが，補を考える場合は，身体を上へもちあげる機能のみの装助する道具により，体力や筋力の低下等の理由から困置でも，身体機能を補助するためには十分であるとい難になった動作が再び可能になるのであれば，より豊えるかもしれない。これらの機能の設計に関しては，

かな生活を送る可能性が広がるのではないだろうか。

試作品による評価実験を繰り返し，人間の動作に適合した条件を見出すことが必要になるであろう。それに加えて，装置ではなく日常使う道具として，空間に相応しいデザインと使いやすさが重要となると思われる。
これらに関しては，引き続き評価と検討を続けていく
予定である。
今回の研究及び調査に関し協力頂きました各位に厚く御礼申し上げます。

5 参考文献1)国民生活白書2)本：デザイン学研究，第 47 回研究発表大会概要集，
図-7

座高の違いによる立ち上がり時のスティックモ

デル（左より，0cm，20cm，40cm）

4 まとめ

p.260-261（2000）
3)本：2002 年度大会学術講演梗概集，日本建築学会!"#$%&'()*+,-.

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Noriyuki Tomonobu, Akiko Moto




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脇坂政幸 ＊1

朝倉良平 ＊1

Development of the House Component with the Hot Pressing Treatment of the Phenol
Formaldehyde Impregnated Lumber
Masayuki Wakisaka, Ryouhei Asakura
前報 1)ではフェノール樹脂含浸木材の屋外耐久性把握を目的に防蟻試験結果を報告し，また基材（合板）に樹脂
含浸単板を積層した材料（IDRIボード）の物性評価を行った。当該テーマでは住宅建築基材の一つとして主要なパーティクルボードに対して樹脂含浸単板の積層圧密化を行い，内装用素材への利用可能性を図るため表面硬さや吸湿性，及びチャンバー法によるホルムアルデヒド放散速度を測定した。その結果，硬さは単板の性状に由来した差違が示された。吸湿性ではIDRIボードの透湿制御能が明らかとなった。ホルムアルデヒド放散速度の結果からIDRI
ボードの放散速度は低く，建築基準法の規制対象外に相当することがわかった。

1

はじめに

検討を行い，寸法変化に及ぼす影響について吸湿評価

平成14年度の林業白書によると，平成13年の木造住を行った。また，単板の剥離抵抗について平面引張り宅新設着工数は52万戸に減少したが，一戸建て住宅の試験を行った。一方，VOC放散に係る評価については

木造率は82％であり，国民の木造志向は依然高いこと

小型チャンバー法によるホルムアルデヒド放散速度評が判る。一方，平成12年度に国土交通省により「住宅価を行った。

の品質確保の促進等に関する法律（品確法 ）」が施行
され，木質系材料はこれを踏まえて長期に亘って使用2できる製品も求められている。特に屋内においてこれ2-1

らを満足するためには，材料としての寸法安定性が高2-1-1

研究，実験方法
試験材作製方法
化粧板の作製について

く，木材としての視的効果と触感が得られる材料であ

住宅用の内装材や関連部材を想定し，MPを含浸処理ることが望ましい。そこで，我々はメチロール化フェした単板をパーティクルボード（以後PB）に貼り合わ

ノール（本稿において"MP"と表記する）を木材単板にせたIDRIボードを作製した。

注入後，パーティクルボードに加熱積層することで，この時の操作フローを図-1に示す。

積層材料（IDRIボードと称す）を製作し，住宅用部材としての利用可能性について検討を行うこととした。

スギ単板（0.3〜1.0mm)

住宅内装用のボード材料として住宅に適用可能な部位
は，床（フローリン グ ）， 階段（ステ ップ面材 ），壁MP（腰壁板 ），対面キッチン（カウンター材 ），側板（造（20wt% or 40wt%中に浸漬12Hr）

作部材 ），ドア（面材）などが挙げられ，それらに共Dry（常温）通して求められる特性にはオーバーレイ材料の表面硬さや接着強度，寸法変化がある。また，さらに内装材

他部材に接着貼り合せとしては，近年VOC（揮発性有機化合物）の発散について関心が高まっており，このような課題に対する部
分での材料特性の把握が必要である。当該研究では圧熱圧処理加工（200℃×3min）

縮及び引っ掻きの観点からボード表面の硬さについて
成＊１ インテリア研究所

図-1

形

貼り合わせ工程のフロー

2-1-2

木材の木地特性

01- 2003 小型チャンバー法により測定を行った。まず

木材，特に針葉樹の場合，生長時に於いて季節の影規定された治具に材料をセットし，これを予め28℃×

響を受け，春材部，秋材部のように材質に差が生じる

50%RH環境下で清浄空気を通したチャンバーに設置すことはよく知られている。この変化が視覚的に良好なる。その後，清浄空気で換気しながらサンプルガスを印象をもたらす一方で，物理的性状の面では差をもた

DNPH(2,4-dinitrophenylhydradine)カートリッジに採らす。この差における硬さの評価を行った。

取する 。採取条件は ，換気回数: 0.5，試料負荷率: 1.

2-2

1，サンプル採取量10Lとした。その後，カルボニル化

2-2-1

硬さ試験
材料及び試験体

合物-DNPH誘導体をアセトニトリルで抽出しHPLCにて・樹脂含浸単板：0.3mm，0.5mm，1.0mm

定量を行う。定量した濃度及び諸条件を次式(1)に適・樹脂濃度：10%, 20%, 40%

用し，放散速度を算出する 2)。
EFa = (Ct-Ctb,t)×n／L

・素板：PB（12mm）
これらの組み合わせで成型したボード。例えば，(1)
2

EFa：単位面積あたりの放散速度[μg/(m ・h)]0.3mm単板に濃度20%の樹脂を含浸し，PBに接合成型しCt：経過時間t後のチャンバー内化合物濃度(mg/m3)

た系を， “ 0.3mm-20% ” と表記する。

Ctb,t：経過時間t後のトラベルブランク濃度(mg/m 3 )2-2-2

n：換気回数(回/h)

ブリネル試験方法

作製材料の表面硬度はJIS Z 2101- 1994 −木材の試

L：試料負荷率(m2/m3)

験方法−に準拠しブリネル硬度による評価を行った。
まず，材料を静置し，表面に直径10mmの硬球を毎分

30.5mmの速度で深さ１/π（0.32mm）まで圧入する。こ3-1の時の荷重から硬さを算出する。
2-2-3

結果
ブリネル硬さブリネル硬さの結果を図-2，図-3に示す。

ひっかき硬度試験方法

っかき硬度試験−に準拠。芯の先端が平らになるように研磨した鉛筆を対象材料表面に45°の角度であて，
0.5〜1.0mm/sの速度で7mm以上押し続ける。この時，
塑性変形あるいは凝集破壊等のキズが生じたときを欠硬さ（MPa)

当該試験はJIS K 5600- 1999 塗膜の機械的性質−ひ

16
14
12
10
8
6
4
2
0
0.3mm

陥として判定する。硬さの異なる鉛筆で試験を行い，

2-2-4

1.0mm

MP20%−圧締圧20kgf/cm2

表 面 に 欠 陥 が 生 じな い 時 の 最 も 硬 い 鉛 筆 を結果 とす
図-2

る。

0.5mm
単板厚さ

IDRIボードのブリネル硬さ（MP20%）□：春材部，■：秋材部

平面引張り試験2-2-1にて作製した材料を用い，JAS合板の日本農林
16

規格−平面引張り試験−に準拠し測定した。材料表面

14
12

を測る。

10

2-2-5

吸湿試験

硬さ（MPa)に20mm角の治具を接合後，垂直に剥離させて接着強度

862-2-1にて作製した材料を40mm×50mmに加工し，側4

面4面をアルミテープで遮蔽する。これを20℃×45%RH

2にて養生したのち20℃×90%RHの環境下における吸湿

0
0.3mm

重量増加を測定し，寸法変化の検討を行った。
2-2-6

0.5mm

1.0mm

単板厚さ
MP40%−圧締圧20kgf/cm2

ホルムアルデヒド放散速度

作製した材料は，0.3mm-10%及び1.0mm-10%の系のID
RIボードで，これを160mm×160mmに加工し，JIS A 19

図-3

IDRIボードのブリネル硬さ（MP40%）□：春材部，■：秋材部

図-2，図-3より春材部及び秋材部における硬さの差

12
10
8
6
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-10

の補完作用は見られなかった。しかし樹脂濃度40%の時，0.3mmの単板において春秋材の差が最も小さく，単板厚の増加に伴い差が開くことがうかがえた。この

鉛筆硬度指標は明らかに異なり，両部位の樹脂注入による硬さの差

ことは，1.0mm厚板の場合，プレス処理による圧締めが秋材に阻まれ及ばなかったことが推察される 。また ，

0.3mm

0.5mm

単板厚さ
MP40%−鉛筆硬度

春材部の硬さは樹脂濃度の増加により倍増することが
図-5

わかる。
3-2

1.0mm

IDRIボードのひっかき硬度（MP40%）：春材部，■：秋材部

ひっかき硬度樹脂濃度の違いによるひっかき硬度の関係を図-4及び図-5に示す。この時，硬度の指標となる鉛筆の硬さ

3−3

平面引張り強度を数値に置き換え ，以下表-1のように表すこととした 。
2.5

測定値

鉛筆硬度の換算

指

標

測定値

指

標

接着力（MPa）

2.0

表-1

1.5
1.0

9H

10

HB

0

8H

9

B

-1

7H

8

2B

-2

6H

7

3B

-3

5H

6

4B

-4

4H

5

5B

-5

3H

4

6B

-6

2H

3

7B

-7

図-6の結果より，当該IDRIボードにおいて基材(PB)

H

2

8B

-8

と単板との接着力は，単板の厚さに関係なく樹脂濃度

F

1

0.5
0.0

1.0-40%1.0-20%0.5-40%0.5-20%0.3-40%0.3-20%成形条件（単板厚−樹脂濃度）

図-6

単板の接着強度が影響することがわかる。また多くの場合基材の破壊

12
10
8
6
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-10

剥離が生じており，何らかの条件で接着不良を起こしたと思われる。JAS規格ではオーバーレイ合板の接着強度の必要基準は0.4MPaである。当該ボードでは基準以上の任意の強度を濃度に依り加工が可能である。
0.3mm

0.5mm

1.0mm
1
0.9

単板厚さ
MP20%−鉛筆硬度

図-4

IDRIボードのひっかき硬度（MP20%）：春材部，■：秋材部

0.8

吸湿重量増加率（％）

鉛筆硬度指標が見られる中，0.5mm-20%の系では，基材と単板間のCont.
0.3-20%0.3-40%0.5-20%0.5-40%1.0-20%
1.0-40%

0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1

31

23

とがわかる。しかし，当該結果とブリネル硬さの間で

0

0
2
3
5

図-4，図-5より，樹脂濃度の差が硬さに影響するこ

時間(Hr）

は相関は見られなかった。
図-7

PBとIDRI ボードの吸湿重量増加率

3-4

吸湿試験

4

図-7に吸湿重量増加率の経時変化を示す。

まとめ
針葉樹材の生育特性と表面硬度の関係から，樹脂注

これより未処理PBとIDRIボードでは材料の吸湿傾向

入成形法は表面硬さの均一化を図る手段として，今回が異なり，IDRIボード表面での透湿性が低いことがうの条件では十分でないことがわかった。また，ブリネ

かがえる。PBの吸湿寸法変化率は含水率1%あたり0.05

ル硬さと鉛筆硬度における比較では，明確な相関は得3)%であることから ，仮に住宅の規格である一間(1800m

られなかった。IDRIボードの接着力では，樹脂濃度にm)の材の場合，約1mm変化し湿度変化が大きい場合はよる接着強度への明確な差が確認できた。また，吸湿数倍の変化が起こり，反りや変形が生じる。

試験ではIDRIボードの透湿制御能が高く，寸法安定性

当該結果では ，約31時間後における未処理PB(Cont.)の寄与可能性が認められた。IDRIボードの接着力及びの吸湿重量増加率（含水率）は約1%であり，さらに増吸湿特性の関係から，一部の材料について両性能共に加傾向を示していることから，大きな寸法変化が明ら低下が見られ，原因として接着不具合が推察された。

かである 。一方 ，IDRIボードは0.5mm-20%の系を除き ，小型チャンバー法によるホルムアルデヒド放散速度の吸湿率を約75%以上抑制可能であることから，当該ボ結果から，当該研究試料については第3種ホルムアルードの作製技術は寸法安定化処理に有効であると考え

デヒド発散建築材料に該当することがわかった。今後られる。また，0.5mm-20%の系は，平面引張り試験に条件を検討しデータの蓄積を行う必要がある。

おける接着力も他の系に比較して低下が見られることから，接着力の不具合が吸湿効果に影響を与えた可能5性が推察される。

1)脇坂ら：住宅の高規格化性能保証制度に対応可能な

3-5

ホルムアルデヒド放散速度

低負荷高耐久性木質部材の開発，福岡県工業技術セ

ホルムアルデヒド放散速度の結果を表-2に示す。
また，内装仕上げに使用する建材には，建築基準法により表-3に示す制限があり，これらの比較から各々第3種ホルムアルデヒド発散建築材料に該当することがわかった。基材であるパーティクルボードそのものが第3種ホルムアルデヒド発散建築材料であることから基材を含め種々条件を変えさらに検討を行う必要がある。
表-2

ホルムアルデヒド放散速度
放散速度

PB（Cont.）8μg/(m2・h)

0.3mm−10%20μg/(m2・h)

1.0mm−10%17μg/(m2・h)表-3

建築基準法による制限

建築材料の区分

放散速度

建築基準法の規制対象外

5μg/(m2・h)以下

第3種ホルムアルデヒド

5μg/(m2・h)

発散建築材料〜20μg/(m2・h)

第2種ホルムアルデヒド

20μg/(m2・h)

発散建築材料〜120μg/(m2・h)

第1種ホルムアルデヒド
発散建築材料参考文献

120μg/(m2・h)超ンター研究報告, No.13, P.96-101(2003)
2)田辺ら：シックハウス対策に役立つ小型チャンバー
法，P.81-120(2003)
3)佐藤：市販構造用ボードの材質評価-林産試だより,
P.1-5(1996)

メカニカルマイクロファブリケーションシステムの開発とマイクロ金型製造技術への応用
マイクロ研削用工具に対するツルーイングとドレッシング技術の研究開発
谷川義博 ＊１

仙波卓弥 ＊２

Development of the mechanical micro fabrication system and application to the micro
mould manufacturing technology
Development of truing and dressing for the micro grinding wheel
Yoshihiro Tanigawa, Takuya Semba
本事業は，LIGA プロセスでは製造が困難な 50μm 以上の微細 3 次元形状金型製造技術の開発を目的としている。
このサイズの金型を製造するためには，直径 20〜50μm の極微粒ホイールが必要である。このため，工作機械上で使用可能なマイクロ放電加工用電源装置を製作し，その装置を用い，当研究所で開発した微細加工用砥石を機上成形した結果，本研究の目標である直径 50μm に成形することができた。

1 はじめに電子・半導体関連製品やバイオ・医療関連製品等のめ，超硬の微細軸や微小径工具の製作に用いられるRC
放電回路とした。 1)，2）

軽量化・高精度化への要求は近年ますます高まる傾向

コンデンサーには 10pF，100pF，470pF，1000pF，にある。これらの機器が軽量化すれば当然それを構成4700pF，10000pF の 6 種類を，抵抗には 50Ω，200Ω，する部品も微細化・精密化する必要がある。このよう

470Ω，1KΩの４種類を使用し，それぞれスイッチによなマイクロ部品を量産する方法として LIGA プロセス

り選択可能とした。

が開発されたが，装置が非常に高価であるとともに（30億〜50 億円），製造できる形状が 2 次元形状に限られ3 SK 材を用いた成形実験

る。そのため当事業（重点地域研究開発促進事業）目

昨年度の研究で本ツルーイング装置を使い工具シャ

的は，LIGA プロセスに替わるマイクロ金型製造技術をンク材である SK4 の成形実験を行った結果，図-１に示開発することで，そのための手法としてマイクロ研削

すように直径 30μm に成形できた。この結果から，本を用いた，メカニカルマイクロファブリケーションシ

装置を使い超砥粒のメタルボンド砥石を研究の目標でステムの開発に関する研究を実施した。この目的を達ある直径 50μm に成形することが可能であると予測で成するために当所では，マイクロ研削を行うための極

きる。しかし，より効率的で，高精度な成形を行うた

微粒のメタルボンドホイールを微細形状に成形するた

めには加工条件を検討する必要がある。

めのツルーイング技術と工具の切れ味を良くするためのドレッシング技術の開発を行った。

本装置の放電回路は前述のように，コンデンサーCと抵抗 R で構成された RC 放電回路であるため，抵抗と2 マイクロ放電ツルーイング装置の開発
極微粒のメタルボンドホイールを直径 50μm まで成形するための方法として，加工反力が小さく，かつ被

直径 30μm

削材の硬度に関係なく加工が行えるマイクロ放電加工を利用することとした。
放電加工電源は，微細なパルス放電で加工を行うた

10μm／div*1 機械電子研究所*2 福岡工業大学

図-1

SK4 丸棒成形結果

コンデンサー容量及び極間印加電圧 V により加工能率

ンサー容量を大きくすれば，重量加工速度は大きくな等が決定される。RC 放電回路における単発放電エネル

ることがわかる。

（ ２）

ギーE(J)は，

図-3 にこの時の電極消耗量を示す。電極消耗量も重
２E＝（C・V ）／２(1)

量加工速度と同様コンデンサー容量 100pF が最も小さとなる。また，コンデンサー充電時間τ １ 及び放電時

くなり，その後はコンデンサー容量の増加に伴い大き間τ ２ はそれぞれくなる。このことから，コンデンサー容量が 100pF をτ １ ＝RC(2)

境に被削材及び電極材の除去に関し放電回数と単発放τ ２ ＝αC(3)電エネルギーの大きさによる影響が異なることがわかとなる。式(1)，(2)及び(3)より，コンデンサー容量及る。

び印加電圧が単発放電痕の大きさに影響を与え，コン

25

デンサー容量と抵抗値が放電のパルス間隔に影響を与れるエネルギーはコンデンサー容量を変えても同じだが，その形態が変わることになる。
そのため，このエネルギーの供給形態の違いによる加工速度等への影響を調べるため，コンデンサー容量を変えて SK 材の成形実験を行った。被削材には直径が

電極消耗量

電極消耗量(mg/min)

えることがわかる。つまり，単位時間当たりに供給さ

20
15
10
5

6mm の SK4 材を用い，これをマシニングセンター主軸0に取り付けコンデンサー容量を 10pF，1000pF，10000pF

110と変化させ実験を行った。このときの他の加工条件は，

100

1000

10000

コンデンサー容量(pF)

抵抗値は 200Ω，電圧は 110Ｖとした。
図-3

図-2 にコンデンサー容量を変化させた場合の加工

コンデンサー容量の違いによる
電極消耗量への影響

速度への影響を示す。加工速度の測定は，前述の条件
で一定時間(60 分間)加工を行い，加工前と加工後の被削材の重さを電子天秤で測定することで，単位時間当

次に，重量加工速度を電極消耗量で割った値を電極たりの除去重量（重量加工速度）を求め比較した。

消割合とすれば，この電極消耗割合が小さいほうが精図−２よりコンデンサー容量を 10pF から 100pF に上げれば，重量加工速度は一度小さくなるが更にコンデ

度良い加工が可能なことになる。図-4 にコンデンサー
容量の違いによる電極消耗割合を示す。

0.7

0.45

重量加工速度/電極消耗量

重量加工速度(mg/min)

重量加工速度

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1

0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05

重量加工速度/電極消耗量

0

0
1

10

100

1000

10000 100000

コンデンサー容量(pF)
図-2 コンデンサー容量の違いによる
重量加工速度への影響

1

10

100

1000

10000

コンデンサー容量(pF)
図-4 コンデンサー容量と電極消耗比の関係

図-4 の結果からコンデンサー容量 100pF が加工速度は遅いが，電極消耗量も少ないため最も精度の良い加工ができることになる。

4 メタルボンド砥石のツルーイング実験
前述の実験結果を基にメタルボンド砥石のツルーイ
ング実験を行った。実験には当研究所で開発したメタ
ルボンド砥石を使用した。
砥石径 1.1mm から成形を開始し，本研究の目標である直径 50μm に成形した。そのときのツルーイング条
件を表-1 に，成形後の砥石全体の SEM 像と BSE 像をそれぞれ図-5 と図-6 に示す。また，このときの工具径と図-6

加工時間の関係を図-7 に示す。

成形砥石の BSE 像

1200

行

ツルーイング条件

程

条

荒加工

中仕上げ

仕上げ

件

抵抗値

200Ω

電圧値

125〜105V

ｺﾝﾃﾞﾝｻｰ容量

470pF

抵抗値

470Ω

電圧値

100〜85V

ｺﾝﾃﾞﾝｻｰ容量

470pF

抵抗値

1KΩ

電圧値

85〜80V

ｺﾝﾃﾞﾝｻｰ容量

100pF

1000

工具径（μm）

表-1

800
600
400
200
0
0

100

200

300

400

500

600

700

800

加工時間(min)

図-7

工具径と加工時間の関係

ツルーイング条件は荒加工，中仕上げ，仕上げと抵抗値により３段階に分けた。コンデンサー容量に関しては先の実験結果を基に荒加工と中仕上げ加工では470pF を選択し，仕上げ加工では 100pF を選択した。
本研究で開発したツルーイング装置を用い，メタルボンド砥石を成形すれば，砥石径 50μm まで成形可能であることが確認できた。また，図-6 から本装置を用いメタルボンド砥石を成形しても砥粒は脱落せず保持された状態を保てることが分かる。しかし,図-７から分かるように直径 1.1mm から 50μm まで成形するのに784min の時間を要し，実際の現場での実用化を考えると，困難な結果となった。
次ぎに砥石先端の SEM 写真を図-8 に示す。今回成形実験を行った砥石は平均粒径 12〜25μm,集中度 100 の砥
石を使用している。このため，砥石径を 50μm まで成図-5

成形砥石の SEM 像

形すると，砥粒の分布状態により図-8 に示すよう先端部が欠けてしまった。

図-8

砥石先端 SEM 像

5 まとめ
今回開発したツルーイング装置を用いて，メタルボ
ンド砥石を成形した結果，砥石径を 50μm まで成形することが可能であった。しかし，今回開発したマイク
ロ放電ツルーイング装置の放電状態とマシニングセン
ターの制御とは同期していない。このため効率的な砥
石成形が行えなかった。今後は放電加工状態を監視しその情報をマシニングセンターの制御に用いることで効率的な砥石ツルーイングが行えるシステムを製作する。

6 参考文献1)増沢隆久：超精密生産技術大系，第 2 巻，p.1201（1994）
2)和田紀彦，正木（2002）

健：型技術，第 17 巻第 3 号，p.30

立体設計を中核とした『ＩＴ活用金型製造支援システム』の開発
摩耗工具 CAM 機能用マンマシンインターフェースの開発に関する研究
野中智博 *1

Development of “The system which supports manufacture of the metallic mold which
utilized IT”
A Study of The Development of Man-Machine Interface for “The wear tool CAM function”
Tomohiro Nonaka
九州経済産業局の平成 13 年度から 15 年度の地域新生コンソーシアム事業で，開発を行っている『IT 活用金型製
造支援システム』の中の磨耗工具 CAM 機能に対して，システムの使用者が，同システムの CAM の主要部分である「立体設計連動 CAM 機能」と統一された操作体系で使用できるようにするマンマシンインターフェースの開発を中心に行った。その他，「磨耗工具 CAM 機能」の内部ロジックを加工方法の違いによって最適化するとともに，レーザを使って工作機械上で工具を測定する機能（自動工具径・長測定システム）を改良することによって「磨耗工具 CAM 機能」全体の完成度を向上させた。

1 はじめに金型の製造分野では，近年，低賃金を背景にした中

エアエンドミル，ボールエンドミル，ラディアスエン
ドミル等の特定の工具しか使用出来なかった。

国の急速な台頭をはじめ，台湾，韓国等の近隣諸国と磨耗工具 CAM 機能では，実際の工具形状を測定で求の本格的な国際競争時代を迎え，日本の金型製造業は，めるので，磨耗状態を考慮した NC データの作成が可能

海外では対応ができない付加価値の高い高品位な金型になり，要求形状と実際の加工物には，誤差を少なくを低価格，短納期で製作することを迫られている。

することができる。また，この機能では，工具を一旦，このような状況のもと，磨耗工具 CAM 機能は，この立体図形として定義するために，任意の工具形状に対高品位金型の製作を可能にするために考案した，これして NC データを作り出すことができるので，工具の形までの CAD/CAM システムにはない，新しい CAM 機能で状の制限を受けずに，加工形状に最適な工具を使用しある。

て加工を行うことが可能になる。

磨耗工具 CAM 機能とは，レーザを使って工具を NC

この機能は，従来の CAD/CAM システムにはない機能

工作機械上で回転中に測定し，その測定データに基づで，「IT 活用金型製造支援システム」を特徴づける独いて，工具形状を CAD 上に立体図形として定義し，立自機能の一つである。

体として定義された加工物形状(ワーク)との間で，そ本年度は，昨年度に開発を行った磨耗工具 CAM 機能の加工物を製作するために必要な工作機械の動作指令の中核部分である「自由工具形状 CAM 機能」を『IT 活（NC データ）を作り出す機能である。

用金型製造支援システム』全体の中に組み込み，シス

従来の金型用３次元 CAD/CAM システムでは，工具形

テムの使用者が，「立体設計連動 CAM 機能」と統一され状は，理想的な形状として数値で定義されている。例

た操作体系で使用できるようにするマンマシンインタ

えば，直径 10mm の円筒形形状，球半径 5mm のボール形ーフェースの開発を行った。また，「自由工具形状 CAM状などである。しかし，実際の工具形状は，その使用機能」の内部ロジックを見直すことにより，加工方法

度合いに応じて磨耗する。そのために，従来では，この違いによってロジックの最適化を行った。更に，レの工具の磨耗・変形を無視した NC データしか作り出せーザを使って工作機械上で工具を測定する機能を「自ないために，要求形状と実際の加工物には，誤差を生

動工具径・長測定システム」としてシステム化するとじる。また，工具形状を数値で定義するために，スク

ともに，内部ロジックを見直し，改良することによって，測定精度を向上させ，新しい工具の測定システム＊１ 機械電子研究所として完成度を向上させた。

これらの開発により，「磨耗工具 CAM 機能」全体を整備し，完成度を向上さることができたので，以下にその内容を報告する。

2-3 「自由工具形状 CAM 機能」の改良「自由工具形状 CAM 機能」は，福岡県とコンピュー
タエンジニアリング株式会社で共同特許を取得した「干渉線投影法」とよぶ工具経路計算方法（特許第2 研究方法3010002 号）を使用して作られている。その考え方の2-1 マンマシンインターフェースの開発中で，一つの断面内のオフセット線（工具中心軌跡線）

昨年度開発を行った「自由工具形状 CAM 機能」は，磨耗工具 CAM 機能の中核を構成する部分であり，３次を作成する場合，「干渉線投影法」と同様の考え方を 2
次元的に展開した「干渉点投影法」を用いる。

元図形として表された任意の工具形状とワーク形状の昨年度は，この方法を用いて「自由工具形状 CAM 機間で等高線仕上げ加工と走査線仕上げ加工の NC デー

能」をプログラム化した。しかし，2 次元でのオフセタを作成することが可能である。しかし，この機能は，ット問題には，通常の(正)オフセット法を用いる方法

基本ロジックであり，システムの使用者が，任意の設も考えられる。

定で，自由に使うことができない。また「IT 活用金型

そこで，2 次元オフセットに(正)オフセット法によ製造支援システム」全体との整合性を考慮していない。

るプログラムを追加開発し，その特徴を活かして，「干

そこで，マンマシンインターフェースの開発では，

渉点投影法」と使い分けるようにした。

「IT 活用金型製造支援システム」の CAM 部分である「立体設計連動 CAM 機能」と統一された操作体系で，シス

3 結果

テムの使用者が，任意の設定で「自由工具形状 CAM 機

3-1 マンマシンインターフェースの開発

能」を利用できるように GUI（Graphical User

マンマシンインターフェースの開発では，使用者がInterface）の開発を行った。

「SolidWorks」に直接組み込まれる「立体設計連動 CAM

プログラム開発には，VisualC++6.0 を使用し，コン機能」と統一した操作体系で使用できるように，「磨耗

ピュータエンジニアリング株式会社から「立体設計連

工具 CAM 機能」のメニュー全体を「立体設計連動 CAM

動 CAM 機能」の GUI 部分のプログラムの供給を受け，機能」のメニューの中に，直接組み込んだ。表-1 に「磨その Visual C++ プロジェクトに「磨耗工具 CAM 機能」

耗工具 CAM 機能」のメニュー一覧を示す。

の GUI を付加する方法を採用した。
表-1

また，開発機能全体を「SolidWorks」に組み込んでModel）技術をベースにした開発を行った。

昨年度開発を行った「自動工具径・長測定システム」
は，透過型のレーザ測定器を用いて，工具の実形状を機能の概要
アスキー点列ファイルからデータを読み込み，点列を表示する機能
X，Y,Z 値のアスキー点列ファイルとして得ることができる「自動工具径・長測定システム」での工具測定データから「SolidWorks」の回転フィーチャとして工具形状を自動的に作成，表示する機能
上記の「点列の表示」と「回転工具作成」コマンドをユーザが使えるようにするかどうか（メニューに表示すかどうか）を選択するためのコマンド「SolidWorks」の部品として表現されたワーク形状に対して，MC（ マシニングセンター）加工用に加工
範囲，加工原点，使用する機械等を定義する機能
工具形状とワーク形状を 3 次元図
形として指定し，「干渉線投影法」
により，設定した条件で走査線仕上げ加工用の NC データ用点列データを算出する機能
工具形状とワーク形状を 3 次元図
形として指定し，「干渉線投影法」
により，設定した条件で等高線仕上げ加工用の NC データ用点列データを算出する機能

工具定義

2-2 「自動工具径・長測定システム」の改良

コマンド名

C
M

Object

特殊使用することができるように，COM（ Component「磨耗工具 CAM 機能」のメニュー

点列の
表示
回転工
具作成

ユーザ
定義

回転体として測定することを可能にしたが，測定精度の検証まで行うことができずに，測定精度が不充分でを測定・診断するシステムとして有益であることが判り，工具長，工具径，工具の振れが測定できる工具診断システムとして単独での市販化を検討することにな
った。

加工定義

あった。一方，当初は予定をしていなかったが，工具

3 次元加
工定義

走査線
加工

そこで本年度は，測定実験を通して，測定精度を向上させるためにプログラムの見直しを行い，市販化モ
デルとしてシステム構成の見直しを行い，整備を行っ
た。

等高線
加工

以下に，操作手順に従って，各コマンドの内容を示す。
(1)特殊 MC 工具定義
(1-1)点列の表示
点列の表示コマンドは，「自動工具径・長測定システ
ム」で測定した回転工具の外形を現す測定点群データなど，アスキー形式で表された 3 次元の点群ファイル

図-4

点列ファイル選択ダイアログ

を読み込み，「SolidWorks」に点図形として表示する機能で，測定データ等の確認用に以下の操作手順に従って使用する。
①メインメニューの「CAM-EX」をマウス左ボタンでクリックすることにより，CAM 機能全体のメニューが表示される。（図-1）②｢特殊 MC 工具定義｣コマンドをマウス左ボタンでクリックすることで，そのサブメニューが表示される。

図-5

工具測定点列の表示例

(図-2）

図-6

ワーク測定点列の表示例③「点列の作成」コマンドをマウス左ボタンで選択することにより，点列ファイルを入力するためのダイ
アログが表示される。（図-3）(1-2)回転工具作成
回転工具作成コマンドでは，(1-1)の①〜④と同様の④ダイアログ内の「参照」ボタンをマウス左ボタンで操作で，直接，回転工具形状を３次元形状として作成

クリックすることにより，測定点列ファイル（アスすることができる。このコマンドでは，図-7 に示すよキー形式）を選択するためのダイアログが表示されうに，点列ファイル入力用ダイアログで，点列を直線る。(図-4)

補間をするかスプライン補間をするかが選択できるよ⑤点列ファイルを選択し，点列ファイル入力用ダイア
ログの「OK」ボタンをマウス左ボタンでクリックすうになっている。図-8，9 にそれぞれの補間方法で作成した回転工具の表示例を示す。

ることにより，工具の測定点列が作成される。
（ 図-5）
なお，このコマンドは，ワークの測定点列も表示することができる。（図-6）

図-7
図-2

点列ファイル入力用ダイアログ

特殊 MC 工具定義
サブメニュー

図-1

CAM 機能全体のメニュー

図-8

直線補間による工具表示例
図-9

図-3

点列ファイル入力用ダイアログ

スプライン補間による工具表示例

(2)加工定義(2-1)ワークの設定（3 次元加工定義）
3 次元加工定義コマンドは，「 立体設計連動 CAM 機能」の標準的な 2 次元加工を行う場合の設定方法と同様な方法で，「磨耗 CAM 機能」を使って 3 次元加工を行う場
合，加工の対象であるワークに付随する様々な設定を行う機能を持っている。その内容を操作手順に従って，以下に示す。
①CAM 機能全体のメニューの「3 次元加工定義」コマン
ドをマウス左ボタンでクリックすることにより，図図-11

MC ページ（工作機械とワーク基準の設定）-10 に示すワーク定義ダイアログが表示される。
このダイアログは，加工領域の設定と工作機械を設定するページからなっている。
②ワーク形状がすでに作成されている場合は，図-10に示すように自動的にワーク外形最大値が入力され，ワーク全体が加工領域になる。

(2-2)加工方法の設定（走査線加工および等高線加工）(2-1)でワーク定義を行い，ダイアログの「OK」ボ
タンをクリックすることにより，「SolidWorks」内に
CAM マネージャが追加される。
このマネージャは，2 次元加工，3 次元加工共通のマネージャであり，様々な CAM 機能の設定ができる。図-12 に「SolidWorks」のマネージャビューに追加された CAM マネージャの表示例を示す。以下に走査線加工
を例にして，NC データを作成するまでの作業手順に従って，その内容を示す。

図-10

ワーク定義ダイアログと加工領域の初期設定③スケッチ指定をチェックし，加工範囲を示すスケッ
チと高さを指定することにより，加工範囲を任意の

図-12 CAM マネージャ表示例

範囲に変更することが可能である。

図-13

加工方法の選択④加工領域ページでは，その他に，材質とワークの名称を指定することができる。

①図-13 に示すように，CAM マネージャツリーの「3 次元⑤MC ページでは，図-11 に示すように使用する工作機

加工マネージャ」部をマウス右ボタンでクリックす械に関する設定とワーク基準点の設定を行う。基準

ることにより，加工の種類が表示されるので，この点の設定では，加工原点を座標値で入力するか，

中の「走査線加工」をマウス左ボタンで選択をする

ボタンの使用により，ワーク形状の任意の点をマウスで選択指示することが可能である。また，座標の向きは，方向指示ボタンで変更することができと図-14 に示す走査線加工の加工方法の設定ダイア
ログが表示される。
②このダイアログの中の追加ボタンをマウス左ボタンる。

でクリックすることにより，走査線加工を行う場合

更に，「SolidWorks」で座標系を作成している場合は，の，加工方法の詳細を設定するダイアログが表示さ座標系フィーチャを選択することで，その座標系をれる。このダイアログは，工具の設定と加工方法のワーク基準点にすることもできる。

詳細を設定するページからなっている。

③同様にして加工方法の設定ダイアログにおいて，編

その，ハードウェアを図-16 に示す。

集，削除ボタンをマウス左ボタンでクリックするこ

また，ソフトウエアの改良では，工具長を測定するとにより，加工の設定情報を編集および削除をする

ための工具下端点探査モードと工具径を指定 Z ピッチことができる。

毎に連続的に測定する工具径測定モードと工具を静止状態で測定し，その後回転させて測定することにより，工具の振れ量を測定する振れ測定モードの３モードで使用できるようにした。その GUI を図-17 に示す。

図-14

加工方法の設定ダイアログ(2-3)パス計算
加工設定ダイアログの OK ボタンをマウス左ボタン
でクリックすることにより，図-15 に示すパス計算ダイアログが表示され，パス計算の内容が登録される。
このダイアログは，別スレッドになっており，「SolidWorks」とは分離した形で，ボタンをマウス左ボタンでクリックすることでパス計算を行うことがで

図-16

ハードウェアきる。この構成により，パス計算中に，「SolidWorks」を使用することが可能である。

図-17

図-15

パス計算ダイアログ「自動工具径・工具長測定装置」の GUI

また，工具径の測定モードでは内部的に測定精度を2 段階に切り替え，2 度測定することによって，小径

3-2 「自動工具径・工具長測定装置」の改良「自動工具径・工具長測定装置」の改良では，市販化を目指し，システム構成の見直しを行った。
その結果，ノートパソコンを利用した TYPE-A とディ(0.3mm)から大径(120mm)の工具まで精度良く測定できるようにした。現在は，マイクロメータとの比較検証の限界である 0.02mm 程度の測定精度を確保している。
3-3 「自由工具形状 CAM 機能」の改良

スクトップパソコンを利用し，レーザマイクロメータ「干渉線投影法」は，2 次元の範囲の中では，「干渉のコントロール部をパソコンに内蔵した TYPE-B の 2

点投影法」と通常の(正)オフセット法を用いることが種類を整備した。

できることも一つの特徴になっている。

例えば，図-18 に同じ 2 次元的な形状の配置を変えプログラムの開発を行った。

てスクエアエンドミルを使用して，走査線加工を行う

図-20 に同じ本機能を使って作成した走査線仕上げ

場合と等高線加工を行う場合の工具中心軌跡線を示す。

加工と等高線仕上げ加工用 NC データの表示例を示す。

工具中心軌跡線は，走査線加工の場合，アンダーカット部分（窪み部分）に工具が入り込んではいけない。
「干渉点投影法」にでは，このアンダーカット部の処
理をロジック内部で行うことができる。しかし，等高線加工の場合，単に走査線加工の場合のロジックの適応方向を ZX 平面から XY 平面に変えただけでは，適切な工具中心軌跡線を得ることができない。等高線加工

図-20

走査線，等高線加工データ表示例の場合は，アンダーカット部分に回り込む必要がある。
等高線加工の場合で，回転工具を使用した場合，24 まとめ

次元の範囲では，単に円のオフセットとしてロジック

本年度は，マンマシンインターフェースとして GUIを組むことができるので，干渉点投影法を改良して，(Graphical User Interface)を中心に開発を行ったが，等高線加工用のものを作るよりも，処理時間等から，「IT 活用金型製造支援システム」全体としての完成度

通常のオフセット法を用いた方が有利である。

を上げるために「自由工具形状 CAM 機能」の改良と「自そこで，等高線加工用に通常の 2 次元オフセット法のロジックを追加開発した。

動工具径・工具長測定システム」の改良も行った。
これらの開発により，従来の CAD///CAM ではできな
かった，工作機械上で測定された工具の測定データをもとに，工具形状を立体図形として CAD//内に表示し，その形状で加工物を削るための NC データを作り出す「磨耗工具 CAM 機能」を実現することができた。
また，工具を工作機械上で測定する「自動工具径・工具長測定システム」は，工具径や工具長を測定する

走査線加工
図-18

等高線加工

走査線加工と等高線加工のパスの違い

だけではなく，工具の回転振れも測定でき，DNC 装置としての役割もはたすことができるコンパクトなシ
ステムにまとめることができ，当初は予定をしていな

2 次元のオフセットに通常の(正)オフセット法を用いた場合，単に形状外形を工具半径分だけ外側オフセ

かったが，これだけで単独システムとして利用できるようにすることができた。

ットするだけでは，正しい工具中心軌跡は求められなこれらの開発には，福岡県とコンピュータエンジニ

い。図-19 の改良前に示すように，形状によって，自アリング株式会社の共同特許である「干渉線投影法」

己ループの干渉や，他のループとの干渉が生じる場合とよぶ工具経路計算方法（特許第 3010002 号）を使用がある。そこで，これらの問題にも対応できるようにした。また，開発段階で，「工具の自動測定方法および自己ループ干渉装置」（特願 2002-229587 号）と「任意工具形状に対応した３次元 CAD/CAM システム」（特願 2002-132951 号）の 2 件の特許出願をすることができ，それらの有効性を実証することにもなった。本開発で当初の構想を実現することができたが，ソフトウエアとして，機能強化，改良が必要な点がある。今後，それらの改良を実他のループとの干渉

施し，できるだけ早く市販化を実現するとともに，本
改良前
図-19

改良後

通常の 2 次元オフセット法の干渉問題の解決

開発の成果を踏まえた，機能強化，拡張を継続していく予定である。

機械部品用高機能表面処理に関する研究
南守 ＊１

Studies of High Functional Surface Treatment for Mechanical Parts
Mamoru Minami
反応性スパッタリング法を用いて，チタン化合物膜を円柱状の機械部品上に形成させるため，スパッタリング装
置の改造を行った。改造した装置を用いて各種試験片に成膜処理を行い，膜特性に及ぼす成膜条件の影響を調査した。その結果，成膜条件と皮膜特性との関係に変化は認められなかったこと，成膜条件を制御することにより平滑な表面で耐摩耗性に優れる皮膜の開発が可能であることが確認できた。

1

はじめに

確立，蓄積しようとするものである。

多くの機械部品には，機能性の発現や耐久性を高めるため，PVD法や CVD法による表面保護膜(皮膜)が施

2

研究，実験方法

されている。これらの手法を用いて作製される皮膜の2-1

皮膜作製方法

中でも，機器の耐久性，耐食性の向上を図る目的から皮膜作製には直流，高周波電源を有するマグネトロ

TiN膜やTiC膜，CrN膜などの硬質皮膜が広く用いられ

ンスパッタリング装置(ユーテック，YE1825-3)を用い

１）ている 。しかし ，近年 ，各種機器 ，装置の高性能化 ，た。概略図を図-1に示す。ターゲットには直径102mm

高機能化が進展するにつれ，耐摩耗性，耐食性に優れのTiB 2 （純度99%）及びTi（純度99.99%）を用いた。

た皮膜の開発が求められている。

スパッタリングガスにはアルゴン（純度99.999%）とこれらの要求に応える皮膜材料として，良好な密着窒素（純度99.999%）の混合ガスを用いた。

性を有し，硬度,耐摩耗性,耐食性などに優れるTi-B-N

基板には，鏡面研磨仕上げした円柱（SKD61，Φ10膜に期待が集まっている ２ ）〜５ ）。機械電子研究所では ，×9mm ），WC-Co合金（ 35.5×8×5mm），Siウェハ（ 100）

反応性スパッタリング装置を用いて平板形状の超硬合を用いた。これらの基板をアセトン中で超音波洗浄し金上へTi-B-N膜の作製を試み，優れた特性を有する皮

た後，回転式基板ホルダーに取り付け，真空ポンプに膜の形成が可能であることを明らかにしている ６）。

より装置内を4.0×10-4Pa以下の圧力になるまで排気し一般的に，機械部品製造業においては，金型用部品た。所定の圧力に到達後，膜形成に先立ち基板の前処を始めとして各種複雑形状の金属部品が多用されてい理として，アルゴンによる基板のイオンボンバードをる。そのため，耐摩耗性，耐久性等に優れた膜の実用

RF電力50Wで5分間行った。続いて，種々の条件にて成化を目指すのであれば，当然立体形状を有する機械部

膜処理を行った。

品上に均一に成膜できる条件，ノウハウ等を確立しておく必要がある。しかし，当所のスパッタリング装置

きないという欠点を有している。

モーターするため，先ず，スパッタリング装置基板回転機構部の改造を行い，続いて成膜条件と皮膜特性との関係を明確にした後，Ti-B-N膜の実用化に向けた基礎技術を＊１

機械電子研究所ット ターゲット

プラズマ

本研究では，立体形状の機械部品，特に比較的単純な形状である円柱状機械部品に成膜処理できるように

ゲ
ター

RF 電源

マスフロー
コントローラ

ものの，立体形状の試料に対しては均一に成膜処理で

DC 電源
マッチング
ボックス
マスフロー
コントローラは，平板形状の試料に対しては均一に成膜処理できる

試料

Ar N2
マッチング
ボックス

RF 電源

排気

図−１ 反応性スパッタリング装置

2-2膜の特性評価表−１ 成膜条件

作製した皮膜の膜厚は，接触式表面粗さ計（テーラーホブソン，Talysurf）を用い，成膜前に基板の一部をマスキングしておき，成膜後のマスキングしている部分としていない部分との段差から求めた。
結晶構造の解析は，X線回折装置（理学電機，RINT2500V）を用いた。入射X線にはCuKα特性X線（40kV，200mA）を用い，入射角は1°とした。

膜表面の観察には走査型電子顕微鏡（SEM）（日立製作所，S-4500）

基板回転速度（回転/min）12
Ti(4N)
使用ターゲット30
Arガス流量（cm3/min）
N2ガス流量（cm3/min）
2,4,6,8,10
0.3〜0.4
圧力（Pa）
185
ターゲット−基板間距離（mm）
50
基板RF電力（W）
500
ターゲット電力（W）
0.5〜1.0
膜厚（µm）

及び光学顕微鏡（オリンパス光学工業, BX60）を用いた。

2cm3/min4cm3/min8cm3/min10cm3/min

6cm3/min

膜の密着性は ，圧痕試験を行うことにより評価した 。
圧痕試験はRockwell硬度計を用い，試料表面から基板に達するまでダイヤモンド圧子（Cスケール）を押し込み，圧痕周辺部に発生する皮膜の損傷状態を光学顕微鏡により観察した。
摩耗特性は既報と同様に ７） 往復摺動型の摩耗試験機
600nmを用いて評価した。圧子は直径6.35mmのSUJ2合金球とし，室温無潤滑，垂直荷重30N，摺動幅18mm，摺動速

図−２ 窒素ガス流量を変化させて作製した
TiN膜表面のSEM像

度36mm/s，摺動距離36mの条件で試験を行った。皮膜
摩耗量は，摩耗部分を表面粗さ計で測定し，初期の表

3000
2500

た。

2000

111 200220

強度 / 任意単位面からの摩耗段差最大値を測定することにより評価し10cm3/min
8cm3/min1500
6cm3/min

1000

3

結果と考察

3-1

成膜条件と皮膜特性との関係に及ぼす装置改造の一般的に，真空装置を用いて形成される皮膜は装置

2cm3/min020

影響

4cm3/min

500

30

40

50

60

70

80

2θ / deg依存性が高く，成膜条件の微妙な変化により得られる

図−３ 窒素ガス流量を変化させて作製した
TiN膜のX線回折結果

膜の特性が異なるという問題がある。そのため，基板

X線回折結果を図-3に示す。いずれの試料において回転機構改造工事により，成膜条件と皮膜特性との関も200回折線が強く得られており ，｛100｝面優先配向

係が工事前と比べて変化している可能性がある。よっしていることが分かる。また，窒素ガス流量が増加すて，まず成膜条件と皮膜特性との関係が装置改造によるに従って，200回折線ピーク強度は低下し，ブロー

りどのような影響を受けたかについて，既に基礎デー

ドな波形を呈することが示されている。一般に，薄膜タを有するTiN膜を各種基板上に成膜処理することにの結晶配向性やモルフォロジーはスパッタ中の雰囲気より調査した。

ガス圧，基板温度 ８） あるいは成長膜表面でのガス吸着

TiN膜の特性に最も影響を与える成膜因子の１つでインヒビション ９） に影響されると考えられている。本

ある窒素ガス流量を変化させ，表-1に示ような成膜条研究でも，王らが考察した吸着インヒビション ９） の観件で成膜処理を行った。SEMによる皮膜表面の観察を

点から薄膜の結晶配向性に及ぼす窒素ガス流量の影響行った結果，図-2に示すように窒素ガス流量の増加にについて説明できると思われる。すなわち，窒素ガス

つれて結晶粒径は小さくなる傾向にあることが分かっ

流量が低い場合，窒素分子は十分に電離状態となり，た。

その結果基板表面でのイオンボンバード が激しくなり，成長膜表面での吸着インヒビター（例えば窒素分

膜条件を表-2に示す。

子，酸素分子）が少なくなる。このため，表面エネル形成される皮膜の表面状態は，下地材料の表面状態

ギーの大きな｛111｝面が表面エネルギーの小さな｛1の影響を受けることが一般的に知られている 。そこで ，

00｝面よりも成長速度が速くなり，表面における｛10Ti-B-N単層膜，Ti-B-N/TiN多層膜の表面性状のSEM観0｝面の面積占有率が増え，TiN膜は｛100｝面優先配察を行った。得られた結果を図-4に示す。Ti-B-N単層

向したものと考えられる。一方，窒素ガス流量が高い膜と比べTi-B-N/TiN多層膜は若干粗い表面ではあるも場合，成長膜表面に十分活性化されていない反応ガスのの，どちらの試料においても皮膜は極めて平滑な表（窒素ガス）等の吸着インヒビターが多くなる。その面を有し，緻密な構造をしていることが分かった。よ

結果 ，吸着インヒビターが表面エネルギーの大きな｛ 1って，多層膜上のTi-B-N膜は，下層TiN膜の影響をほ

11｝面に優先吸着され ，｛ 111｝面の成長速度が遅く

とんど受けていないものと考えられる。

なり，逆に表面エネルギーの小さな｛100｝面の成長

図-5にロックウェル硬さ試験機によって得られた圧速度が相対的に速くなる。よって，表面における｛11痕部の光学顕微鏡観察結果を示す。Ti-B-N単層材の場

1｝面の面積占有率が増えたため，TiN膜の200回折線

合 ，圧痕周辺部に広範囲の膜の剥離が観察されている 。

のピーク強度は低下したものと考えられる。窒素ガス

それに対して，Ti-B-N/TiN多層材では膜の剥離領域が流量の増加による結晶粒径の低下に関しては，おそら

狭くなっており，密着性が改善されることが示されて

く吸着物の増加による結晶核成長速度の低下，核密度

いる 。この結果から ，中間膜としてのTiN膜の利用は ，の増加によるものではないかと推察される。

Ti-B-N膜の密着性改善には有効であると考えられる。

TiN膜の特性に及ぼす窒素ガス流量の影響について

密着力改善の理由に関しては，現段階では特定できて検討した結果，窒素ガス流量はTiN膜のモルフォロジ

いないが，おそらく界面の付着エネルギーや内部応力

ー ，結晶配向性に多大な影響を及ぼすことが判明した 。

が関係しているものと推察される。なお，この件に関この結果は装置改造前に行った実験結果とほぼ同様でしては今後の検討を要する課題である。

あることから，窒素ガス流量と皮膜特性との関係は，

Ti-B-N単層材及びTi-B-N/TiN多層材の摩耗試験を行

装置改造の影響をあまり受けてはいないことが分かっった。得られた結果を図-6に示す。Ti-B-N単層材の場た。同様に，他の成膜因子を変化させて皮膜特性の調合，摩耗試験により皮膜が完全に剥離したため，膜厚査を行った場合も，装置改造による成膜条件と皮膜特性との関係に変化はあまりみられなかった。これらのことから，基板回転機構改造工事は，成膜条件と皮膜特性との関係を変化させるほどの影響を与えていないものと推察される。
3-2

中間膜によるTi-B-N膜の密着性改善効果

H14年度の研究から，Ti-B-N膜は成膜条件を制御す
６）

ることにより ，高硬度等の優れた特性を有すること ，基材との密着性のみが不十分であることが分かってい表−２ 成膜条件
TiN膜成膜条件
基板回転速度（回転/min）Ti-B-N膜成膜条件

回転なし

使用ターゲット

Ti(4N)

基板回転速度（回転/min）

回転なし

使用ターゲット

TiB2(2N)

Arガス流量（cm3/min）30

Arガス流量（cm3/min）

N2ガス流量（cm3/min）

4N2ガス流量（cm3/min）2

圧力（Pa）

0.3

圧力（Pa）

0.3

ターゲット−基板間距離（mm）

185

ターゲット−基板間距離（mm）

185

基板RF電力（W）

50

基板RF電力（W）

0

ターゲット電力（W）

500

ターゲット電力（W）

500, 900

膜厚（µm）

0.3〜0.6

膜厚（µm）

0.3〜0.530

る。そこで，膜の実用化を考えるのであれば，基材との十分な密着性を確保する必要がある。密着性の改善策としては種々の方法が考えられるが，一般的には中Ti-B-N単層膜

Ti-B-N/TiN多層膜間膜の採用が有効である。本研究では，Ti-B-N膜の密着性改善を目的としてTiN膜を中間膜に採用し，密着性評価試験を通してその効果を検討した。今回作製し

600nm

600nm

た皮膜は，Ti-B-N単層膜及びTiNアンダーコートした
上にTi-B-N膜を積層した２層膜（Ti-B-N/TiN）の２種類とした。今回は基板材料にWC-Co合金を用いた。成

図−４ Ti-B-N単層膜及びTi-B-N/TiN多層膜
表面のSEM像

事前と同様な特性を示すことが分かった。
(2)TiN膜を中間膜に採用したTi-B-N/TiN多層材は，Ti
Ti-B-N単層膜

Ti-B-N/TiN多層膜-B-N単層材と比べて密着性，耐摩耗性に優れることが判明した。

終わりに，本実験を遂行するにあたり，久留米工業
0.5mm

0.5mm

大学大学院教授の蓮山寛機氏と産業技術総合研究所の秋山守人氏に有益な助言を頂いたことに対し，ここに

図−５ ロックウェル硬さ試験による圧痕周辺部の光学顕微鏡観察結果

感謝の意を表す。

5
0.6

Ti-B-N

参考文献

摩耗深さ

1)池永

勝：特殊鋼，Vol.47, No.3, P.6(1998)

2)Jianli HE, Yuichi Setsuhara, Ippei Shimizu and0.4

Shoji Miyake：Trans.JWRI，Vol.29，No.1，P.9

/ µm

0.2

Ti-B-N/TiN(2000)
3)J.F.Pierson, F.Bertran, J.P.Bauer and J.Jolly

0

図−６ Ti-B-N単層材及びTi-B-N/TiN多層材の摩耗試験結果: Surf.Coat.Technol，Vol.142-144，P.906(2001)
4)C.Rebholz, A.Leyland, P.Larour, C.Charitidis,
S.Logothetidis and A.Matthews：

相当量の摩耗が発生したものとする。一方，Ti-B-N/T

Surf.Coat.Technol,Vol.116-119, P.648(1999)

iN多層材の場合，試験終了まで皮膜が基材から剥離す

5)T.P.Mollart, J.Haupt, R.Gilmore and W.Gissler

ることなく密着していた 。多層材の膜摩耗深さは0.2µ: Surf.Coat. Technol, Vol.86-87, P.231(1996)

mを示し，単層材の場合よりも優れていることが確認できた。これは，TiN膜を中間膜に採用することで基材との密着性が改善し，その結果としてTi-B-N膜本来の性質を発揮できたためによるものではないかと推察される。
これらのことから，TiN膜を中間膜に採用したTi-BN/TiN多層材は，Ti-B-N単層材と比べて密着性が改善され，その結果として耐摩耗性が向上したものと考えられる。
以上の結果から，成膜条件を制御することにより耐摩耗性に優れる皮膜の作製が可能であることが確認で
きた。

4

まとめ
基板回転機構部を改造したスパッタリング装置を用いてチタン化合物膜を各種基板上に成膜し，皮膜特性に及ぼす成膜条件の影響を調査した結果，次のような結論を得た。
(1)成膜条件と皮膜特性との関係は，基板回転機構改造工事の影響を受けておらず，得られる皮膜は改造工

6)南守 : 福岡県工業技術センター平成14年度研究報告, 第13号, P.112(2003)7)南守 : 福岡県工業技術センター平成13年度研究報告, 第12号, P.55(2002)8)日本学術振興会編 : 薄膜ハンドブック, P.179,
オーム社(1983)
9)王東冬, 村田英昭, 沖Vol.41, No.4, P.382(1990)

猛雄：表面技術，高分解能型ICP-MSによる鉄鋼中微量イオウ分析法の開発
古賀弘毅 ＊1

Development of Analytical Method using HR-ICP-MS of Trace Sulfur in Iron and SteelHiroki Koga
高分解能型誘導結合プラズマ質量分析装置（HR-ICP-MS）を用いて，鉄鋼中イオウをng･g-1オーダーで高感度に分析する手法を検討した。鉄鋼試料を酸分解してイオウを硫酸イオンに変換した後，これを活性アルミナカラムで分離濃縮し、HR-ICP-MSで 32Sを測定した。この方法によりイオウ含有量mg･g -1オーダーの鉄鋼認証物質を分析した結果 ，認証値と良好に一致した 。また ，空試験値の3倍(3σ)から算出した本分析方法の定量下限はS=80ng･g-1であり ，ng･g-1オーダーの分析に有効であることがわかった。

はじめに

2

実験方法

近年、金属材料の特性が、含まれる微量不純物元素

2-1

試薬

1

の存在によって大きく影響を受けることが明らかとな

鉄標準溶液は東邦亜鉛製電解鉄マイロンHPを10g秤ってきた。鉄鋼材料の分野においてもクリーンスティ

量し，塩酸50ml、硝酸50ml及び純水50mlの混酸で溶解ール化が進み，不純物成分をmg･g -1 オーダーで管理しし，過塩素酸200mlを加えて白煙を生ずるまで加熱蒸ているものも珍しくない。こうした中で、鉄鋼材料中発させた後，全容250mlとした。さらにこれを活性アのイオウは熱間脆性を引き起こす元素として快削鋼な

ルミナカラムに通じて脱イオウ処理したものを使用しどの一部の材料を除いて，一般に低い含有量に管理さた。イオウ標準液（10000mg･ml-1）は硫酸カリウム(関れている。特にステンレス鋼や耐熱合金などでは，そ

東化学製

-1

特級）を純水に溶解して調製し，必要に応の含有量がmg･g オーダーに達しており，今後さらにじて適宜希釈して用いた。塩酸，硝酸及び過塩素酸は低減されることが考えられる。

精密分析用試薬（関東化学製 ），アンモニア水は有害

鉄鋼中イオウ分析は，一般に燃焼赤外線吸収法

１）が金属測定用試薬（関東化学製 ），活性アルミナは中性用いられている。この分析法は迅速性に優れる長所を品（ 150mesh以下；Aldrich Chemical社製 ）を用いた 。

持つが，感度が不十分なためmg･g -1 レベル以下の微量

また，鉄鋼標準試料には（社）日本鉄鋼連盟の鉄鋼認

イオウ分析には適用困難である。また、JISでは硫化証標準物質JSS003-4（高純度鉄 ），JSS244-6（イオウ

水素気化分離メチレンブルー吸光光度法

２）

も採用され

定量専用鋼 ），及び米国NISTの鉄鋼認証標準物質2168ているが，この方法もmg･g -1 レベル以下の濃度範囲で（高純度鉄）を用いた。

は感度が不十分であり，また，操作が煩雑であること

2-2から一般的ではない。

装置

HR-ICP-MSには，Thermo Electron社製のFinnigan

本研究では，ng･g -1 レベルのイオウ分析法の確立を

ELEMENT2型を用いた。測定時における装置条件を表-1

目的として，鉄鋼試料を酸分解してイオウを硫酸イオに示す。通常，四重極型ICP-MSでは 32 Sのマススペク

ンに変換後 ，これを活性アルミナカラムで分離濃縮し ，トルは 16O 16Oの影響を受けて分析不能であるが，HR-IC

少量の希アンモニア溶液で溶離した後、HR-ICP-MSで

P-MSでは図-1に示すとおり，質量分解能を4000に高め

32

Sを測定する新規なイオウ分析方法について検討を行ることで両者のマススペクトルを完全に分離することった。

が可能である。
なお，クロマト分離操作で使用する送液ポンプには
WATOSON-MALLOW社製のチュービングポンプWM-205S型
を用いた。

＊１

機械電子研究所

表-1

装置条件

られる。
本研究では活性アルミナミニカラムを用いたイオウ

Instrument

Finnigan ELEMENT2（ Thermo Electron ）成分の分離濃縮を利用した分析法を中心に検討した。

Resolution

4000

クロマト分離操作の諸条件を求める実験には，所定

1318（Hot）のイオウ濃度となるようにイオウ標準液を添加した模

Cool Gas／L･min-1

16.90

擬試料溶液を用いた。模擬試料溶液にはマトリックス

Auxiliary Gas／L･min-1

0.89

Sample Gas／L･min-1

0.903

High Vaccum／mbar

1.65×10-7

RF Power／Wとして鉄を含むものと含まないものを全容50mlで作製した。鉄を含むものについては鉄として1g添加し，かつ3.6mol･l -1 の過塩素酸溶液となるように調製した。
鉄鋼試料の分解操作を図-2に示す。JIS法 ３ ） の酸分解法を参考に，塩酸及び硝酸による酸分解の後，過塩
素酸白煙処理によりイオウ成分を硫酸イオンに変換した。分解液は純水で希釈し，最終的に3.6mol･l -1 の過塩素酸溶液として全容50mlとした。
活性アルミナによるクロマト分離操作の概要を図-3に示す。活性アルミナは適当な酸処理によりH型にすることで硫酸イオンを吸着し，希アンモニア水で溶離

図-1

32

することが知られている ３）−５）。今回は内径2mmのポリ

質量分析の手法の違いによる Sと妨害スペクト

ルの分離状況（二重収束型では分解能：4000）

プロピレン管に0.1mlの活性アルミナを充填しミニカ
ラムを作製した。概要を図-4に示す。

2-3

実験操作

クロマト分離操作を簡便にするためにミニカラムを一般にICP-MSの分析では，様々な理由から試料溶液

送液ポンプに接続し，流速2.5ml･min-1で通液した。シ

の塩濃度を低く抑えることが求められる。このためIC

ステムの概要を図-5に示す。クロマト分離後は0.75mo

P-MSを用いた材料分析では，試料溶液を大幅に希釈す

l･l -1のNH 4OH 15mlで硫酸イオンを溶離した。これを全るか，もしくは目的成分をマトリックスから分離抽出

容50mlに調製し試料溶液とした。検量線用標準溶液はすることが必要となる。しかし，微量成分の分析ではイオウ標準液を適当に希釈して作製した。これらの溶希釈操作は感度低下の観点から避けるべきであり，む液はいずれもNH 4OHとして0.25mol･l-1，かつHNO3としてしろ目的成分の分離抽出操作による濃縮が有効と考え

1.2 mol･l-1となるように調製した。

Sample、1g

Column treatment
6M HCl 10ml, 7M HNO3 10ml

Dissolution

0.6M HCl 10ml
Extraction of SO42-

9M HClO4 20ml

Sample solution
0.6M HCl 10ml ×2
H2O 10ml ×2

Heating to fume

Cooling

Elution of SO42H2O, 10ml

0.74M NH4OH 10ml
0.74M NH4OH 5ml
H2O 5ml

Dissolution of salt
H2O
50ml

図-2

試料分解操作

50ml

図-3

活性アルミナカラムを用いたSO42-の抽出分離操作

図-4

3

活性アルミナミニカラム

結果と考察

3-1

SO42-の抽出分離システムの概略図

図-5

模擬試料溶液を抽出分離操作した後，その回収液中

検量線の作成のイオウを分析した際の設定濃度と測定強度の関係を-1

イオウ濃度を0〜500ng･ml に調整した標準溶液を

図-7に示す。ここで得られた検量線の傾きとy切片がHR-ICP-MSにより分析し作成した検量線を図-6に示す 。

図-6で示した検量線のものとほぼ等しいことから、鉄イオウ濃度と測定強度の関係に良好な直線性が得られマトリックスの有無にかかわらず本法により定量的にたことからHR-ICP-MSを用いた質量分析法により溶液

硫酸イオンが分離抽出でき、しかも抽出分離行程にお中のイオウが定量できることがわかった。

けるコンタミネーションがほとんどないことがわかった。

1.E+06y = 1566.4x + 51747

8.E+05

1.E+062

R = 0.9999

2.E+05

4.E+05
2.E+050.E+00
0

200

400

600

0.E+00S in sol / ppb

0200標準溶液により作成した検量線

2-

活性アルミナミニカラムによるSO4 の抽出分離

400

600

S in sol. / ppb
図-7

3-2

2

R = 0.9999

6.E+05

4.E+05Int.

Int.

6.E+05

図-6

y = 1630.6x + 48131

8.E+05

模擬試料溶液の抽出分離操作後回収液中のイオウを分析した時のイオウ設定濃度と測定強度の関係

溶液中のイオウ濃度として5〜500 ng･ml -1に調製した模擬試料溶液を作製し，活性アルミナミニカラムに3-3

実試料の分析

よ る 硫 酸 イ オ ン の抽 出 分 離 の 定 量 性 に つ いて検 討し本法を実際の鉄鋼試料に適用した。分 析試料にはた。模擬試料溶液をクロマト操作したものについて定（社）日本鉄鋼連盟及び米国NISTの鉄鋼認証標準物質

量し回収率を求めた結果を表-2に示す。全ての濃度でを用いた。分析結果を表-3に示す。いずれの試料にお100%程度の回収率を得ることができた。

いても分析値は認証値と良好に一致した。

SO42-の抽出分離操作による回収率

表-2-1

S / ng･ml
10
50
100
500

-1

Found / ng･ml
9.4
48.8
101.7
518.3

Recovery / %
94.0
97.6
101.7
103.7

表-3

鉄鋼試料の分析結果

Certified Value

Analytical Value

JSS003-4

g･g-1
1.5

g･g-1
2.6±0.14

JSS244-62020.2±0.49

NIST21681010.6±0.77

Sample3-4

定量下限の算出

5)畑中まるみ，他：材料とプロセス，Vol.4，P.416

試料の酸分解操作および抽出分離操作の前処理操作全体を含んだ本分析手法の空試験値を求めた。結果を表-4に示す。空試験値の標準偏差の3倍（3σ）を定量下限として算出すると溶液濃度でS=3.2ng･ml -1 となった。これは鉄鋼試料1gに換算するとS=80ng･g -1 に相当
する。

表-4

本分析法全体の空試験値

n
1
2
3
4
5
6
Ave.
σ
3σ

4

Found / ng･ml-1
5.5
2.8
4.0
2.1
4.4
5.3
4.0
1.05
3.2

まとめ
活性アルミナを分離抽出剤に用いたHR-ICP-MSによる鉄鋼中微量イオウの分析について検討した。硫酸イオンに変換したイオウ成分は，鉄マトリックスの有無にかかわらず活性アルミナによりほぼ完全に抽出分離
でき，希アンモニア溶液により定量的に回収できることが確認された 。また ，鉄鋼認証物質の分析結果から ，本分析方法は鉄鋼試料の微量イオウ分析に極めて有効であることが明らかとなった。なお，空試験値の計算から本分析方法の定量下限はS=80ng･g -1 であった。さら に 濃 縮 効 率 を 高め る こ と で 感 度 の 向 上 が期待 できる。
現在，各種金属材料はイオウ含有量1000 ng･g-1以下のものが開発されはじめており，その評価方法として
本分析方法は極めて有効であり，ニーズを十分に満足すると考えられる。

5

参考文献

1)JIS1215-1994(鉄及び鋼−硫黄定量方法)，付随書62)JIS1215-1994(鉄及び鋼−硫黄定量方法)，付随書73)JIS1215-1994(鉄及び鋼−硫黄定量方法)，付随書1
4)柴田村治：無機クロマトグラフ法とイオン交換分
離，P.12，共立出版（1965）（1991）

Zn-Al溶射皮膜の耐食性について
耐食性評価法について
古賀義人 ＊1

Corrosion Resistance of Zn-Al Sprayed Coatings
Corrosion-Resistant Evaluation Methods
Yoshito Koga
Zn，Al及びZn-Al合金等を素材とする溶射は防錆・防食を目的として鉄鋼構造物に適用されている技術である。
近年この技術の適用例が増加し，それにともない封孔剤や溶射条件と耐食性の相関についての調査・研究が必要となってきている。従来この分野の耐食性の評価には塩水噴霧試験が用いられてきたが，実環境とのギャップが大きいことからこれに代わる試験法の選定が求められている。本研究では，より実環境に近いと考えられる複合サイクル試験と従来から用いられている塩水噴霧試験を溶射試験片に実施し複合サイクル試験の特性の調査を行うとともに，無機系封孔剤の特性評価を試みたので報告する。

1

はじめに

膜の複合サイクル試験の結果を報告する。

防食溶射は耐食性皮膜として優れた特性を示し，多くの構造物で適用されている 1),2),3) 。代表的な例とし

2

研究，実験方法て関門大橋があり，溶射施工後約30年を経過した現在

2-1

試験片作製

も優れた耐食性を示している 4)。

溶射試験片は次の手順に従って溶射工業会が作製しその一方，その優れた特性に比較して防蝕溶射の利たものを使用した。溶射装置はフレーム溶射装置（メ用は十分には進んでいなかった。このため，溶射業界

テコ製12Eガン）を用い，溶射材料はZn-15 mass%Al合としても防食溶射の有用性をアピールしてきたが，そ金ワイヤー（直径3.2 mm）を用いた。試験片形状はJIの性能に見合うまでの普及には至っていなかった。

S H8502の規定に準拠し150×70×3.2 mmとし，溶射皮

しかし近年，コスト削減の要求が厳しくなり，公共

膜は軟鋼板上に約50〜470μmの厚さに形成した。また構造物においても維持コストまで含めたトータルコス

一部試験片にはアルキルシリケート系の封孔剤を塗布トを削減しようという動きが生じ，この結果，防食溶

し，封孔処理を行った。

射は 鉄 製 の 橋 梁 等に つ い て の 適 用 事 例 が 増加している。

作製した試験片の皮膜厚さ，封孔剤等の条件を表-1に示す。試験片1〜3は溶射皮膜の厚さによる変化を確

この様な状況の中，福岡北九州高速道路公社が福岡認するために，試験片5は封孔処理の効果を確認する

高速５号線の橋桁について，溶射による防食処理の施ために試験に供した 。試験片4は塩水噴霧試験を行い ，工を決定した 4) 。またこれ以外にも，各地で防食溶射試験片3と比較することで複合サイクル試験と塩水噴についての引き合いが生じているが，その多くの案件

霧試験の腐食の促進性の差異を調べるために試験に供で寿命に関する技術資料が求められている。

した。

日本溶射工業会ではこの状況に対応するために，防膜厚の実測値は，封孔まで終了した段階の試料を電食委員会を設置し，防食溶射に関する調査・研究を実磁膜厚計で５点測定し平均した値である。また，溶射施してきており，その一環として機械電子研究所に対皮膜が実際の環境で使用される場合，事故等の理由にして調査研究が依頼された 5),6)。

より皮膜に傷が形成されることがあり，このような状

本報告書では，この委託により実施した防食溶射皮

況では，傷のない場合と著しく異なる挙動を示す可能性がある。本研究では，溶射皮膜に傷が生じた場合の*1 機械電子研究所

皮膜特性についての知見を得るために，皮膜の表面か

表-1

試験片番号

溶射種類

試験片の種類

実測膜厚（ ５点平均 ）(μm)

封孔剤及びその量など

1

Zn-15 mass%Al

470

なし

2

Zn-15 mass%Al

179

なし

3

Zn-15 mass%Al

37

なし

4

Zn-15 mass%Al

57

なし

5

Zn-15 mass%Al

132

表-2

複合サイクル試験条件

備 考

塩水噴霧

セラテクトGSシール 200 g/m2
（ アルキルシリケート系封孔剤 ））防食溶射の耐食性は膜厚に比例する 2) と言われており，試験片1，2，3の結果も赤錆の発生までの時間と

塩水噴霧

時間(h)

温度(℃)

2

35

相対湿度(%rh)

膜厚はほぼ比例関係にある。また，実環境での使用例
においての剥離の形態が試験片2での剥離に類似している 3)。従って，この試験結果は溶射皮膜を複合サイ

熱風乾燥

4

60

20〜30

クル試験に供した場合，実環境での耐食試験に近い結

湿潤

2

50

95以上

果を示すことを示唆している 。JIS H8502の解説の「 実環境に極めて近似した試験結果が得られる」 7) を裏付けていると思われる。

ら基材軟鋼板に達するクロスカットを試験片に入れた試験片4は塩水噴霧試験に供した試験片である。こ

のち試験を実施した。

の試験片は赤錆の発生までに6000時間以上かかった。

2-2

複合サイクル試験の場合と比較し7倍程度の時間を要

試験装置

試験装置には塩乾湿複合サイクル試験機及び塩水噴したことから，複合サイクル試験で防食溶射皮膜を評

霧試験機（スガ試験機製）を用いた。表-2に複合サイ価する際の腐食促進性は，塩水噴霧試験よりも格段にクル試験の条件を示す。試験条件はJIS Z8502 「めっ優れていることがわかった。なおこの点に関しては，

きの耐食性試験方法」の「中性塩水噴霧サイクル試験

現在も継続して試験を実施している。

方法 」に準拠した 。なお ，塩水の濃度は50 g/lとした 。

試験片5は3000時間で若干赤錆が発生したが，その腐食の状況は試験片を適当な時間ごとに装置から取り

面積は小さい。無封孔の試験片2の場合1500時間から出し，写真撮影及び重量測定を行って確認した。

赤錆が発生しており，封孔することにより赤錆の発生までの時間が倍となった。試験片2と5の皮膜の厚さを

3

結果と考察

3-1

試験片の外観変化

図-1に複合サイクル試験及び塩水噴霧試験に供した試験片の写真を示す。
試験片1〜3は無封孔の溶射皮膜の試験片である。もっとも皮膜が厚い試験片1では3000時間において皮膜の剥離が生じ，4500時間では赤錆が発生した。試験片2では1500時間で，もっとも膜厚が薄い試験片3では500時間で赤錆が発生した。

勘案しても，封孔処理により大きく耐食性は改善しているものと思われる。
適切な無機系封孔剤を用いることで，Zn-15 mass%A
l溶射皮膜は耐食性が向上することを明らかとなった 。

図-1

試験片の表面状態

4

まとめ
Zn-15 mass%Al溶射皮膜の試験片に対し，複合サイ

クル試験及び塩水噴霧試験を実施し，以下の結果を得た。
(1)Zn-15 mass%Al溶射皮膜を複合サイクル試験に供した場合，実環境に近似した試験結果が得られる。
(2)複合サイクル試験の促進性は塩水噴霧試験の7倍程度であった。
(3)適切な無機系封孔剤を選択することにより耐食性が向上する。

5

参考文献

1)日本溶射協会編：「 溶射便覧 」，p.1015,日刊工業新聞社(1964)2)溶射工業会：「 溶射，防錆，防食資料」(1995)
3)日本防錆技術協会編：「 防錆溶射技術に関する調査
報告書 」，p.99(2002)
4)山田謙一：「 溶射技術 」，vol.21，no.4，p.36(2002)
5)辻野文三：「 溶射 」，vol.32，no.3，p.157(1995)
6)辻野文三：「 溶射技術 」，vol.16，no.1，p.30(1996)
7)日本工業標準調査会：「 めっきの耐食性試験方法 」，
JIS H8502(1999)，解7

前処理剤を用いた無電解めっき法の開発
御幡弘明 ＊1

田中知樹 ＊2

Development of the Electroless Plating Method Using Pretreatment Solvents
Hiroaki Obata, Tomoki Tanaka
イオン交換樹脂粉砕微粉を顔料とする無電解めっき用前処理剤及びそれを用いた新規なめっき方法を開発した。
本めっき方法では，基材樹脂のエッチング処理や高価なパラジウム塩を用いた触媒化前処理を必要とせず，密着性に優れためっき被膜を形成することができる。

1

はじめに

理や液体フォーミング処理と化学的な強酸化剤を用い近年，電気・電子及び電波等を利用した数多くの電る方法が用いられているが，めっき被膜の外観や密着

気・電子機器が普及しており，それらの機器から発生性ならびに被めっき体の形状の影響を受けにくい化学する電磁波により人体や他の医療機器などに重大な影的エッチング法が好まれる傾向にある。例えばめっき響を及ぼすことが問題となっている。そのため，電気用プラスチック素材として多用されているABS樹脂の・電子機器メーカーや医療機関などでは，この対策と場合，有害なクロム酸と硫酸の混合溶液が使用され，して電磁波シールド材を使用して電磁波の影響を防止

また耐薬品性に優れた樹脂ではこのような方法では容する対策を行っている。

易にエッチングされないため有機溶剤等を用いた膨潤

従来，プラスチックに代表される非導電性素材から処理等も行われ，プラスチック基材に合わせたエッチ

成るハウジング（筺体）に電磁波シールド特性をもたング処理条件を確立しなければならない。また，無電らす方法としては，ニッケルあるいは銅微粉などを分解めっき反応前処理として ，触媒化工程が必要であり ，散した導電性塗料の塗布処理，無電解めっき処理，亜通常は高活性なパラジウム塩を用いるためめっき処理

鉛溶射処理，真空蒸着処理，金属箔貼り付け処理などコストも高くなるという問題点を有している 1)。

が提案され実用化されている。これらの方法のうち，そこで，本研究では，陽イオン交換樹脂粉砕微粉を生産性，コスト，形状対応性，導電性の観点から無電顔料とする無電解めっき用前処理剤を調合し，基材に解めっき処理方法が採用される場合が多い。無電解め

塗布，硬化することにより下地塗り層を形成し，有害

っき処理方法では，非導電性基材から成るハウジング

なクロム酸などによるエッチング処理やパラジウム塩のプラスチックス筐体表面に銅およびニッケルめっきを用いた触媒化前処理を必要としない新規な無電解め処理を行い，パソコンや携帯電話などからの電磁波のっき法を開発したので報告する。なお，ここで使用す漏洩を防止している。

るイオン交換樹脂粉砕微粉は県内で排出される産業廃無電解めっき法は外部電源を用いず，化学薬品によ棄物である。

る還元力を利用してめっき液中の金属イオンを被めっき体上へ還元析出させる成膜プロセスであり，プラス

2

実験方法

チック，セラミックスなどの非導電性素材表面にめっ2-1

前処理剤の作製および塗装処理きできる方法として種々の分野で利用されている。通冷却ジャケット付ステンレスベセルに，ノルマルブ

常，プラスチックなどの非導電性基材から成る基材のタノールに溶解して20重量%の濃度に調整したアクリ表面に無電解めっき処理を行う際には，めっき被膜とル樹脂（三菱レイヨン製：ダイヤナールBR-100）200g

非導電性基材との密着性を向上させるためにエッチンを入れて攪拌しながら，2-ブトキシエタノール30g，グ処理が必要となる。エッチング処理には，物理的処

陽イオン交換樹脂微粉（平均サイズ5μm）60g，湿潤
分散剤（ ビックケミー･ジャパン製：D isperbyk-180）*1 機械電子研究所*2 室町ケミカル（株）

20g，沈降防止剤（ビックケミー･ジャパン製：BYK-41

0）10gを加えた後，5分間予備攪拌を行った。攪拌後

粉が塗装基板表面に緻密に分散している ことが分かに上記混合液にガラスビーズ400gを加えて，冷却を行る。引き続き銅/ニッケルめっき処理により，基板表

いながら1000rpmで15分間塗料の分散を行った。分散

面にポーラスなめっき被膜が形成されていることが観後ガラスビーズを除去し，無電解めっき用前処理剤と

察できる。

した。
塗装処理には，上記のめっき用前処理剤20gをラッカーシンナー30gで希釈した溶液をABSポリカーボネー
トアロイ樹脂片（100mm×50mm×3mm，帝人化学製：LN-1250G）にスプレー塗装して ，60℃ ，1時間乾燥させ ，めっき用テスト基板（以後塗装基板と呼ぶ）とした。
2-2

20μm

めっき前処理および無電解銅めっき

図-1

塗装基板を40℃の硫酸銅5水和物2.5g/100ml水溶液

20μm

塗装基板表面(左)と銅/ニッケルめっき被膜
表面(右)の電子顕微鏡写真

中に15分間浸漬し，塗装基板表面にイオン交換反応により銅イオンを吸着させた。水洗後，40℃の水素化ホ

3-2

ウ素ナトリウム0.757g/200ml水溶液(NaOHによりpH14

めっき被膜の膜厚，表面抵抗値および密着性

銅めっき及びニッケルめっき前後の重量変化から，に調整)中に5分間浸漬し，吸着銅イオンの化学還元処

銅めっき膜厚は約1.5μm，ニッケルめっき膜厚は約理を行った。さらに，水洗後，無電解銅めっき液(MK-0.2μmであった。

400，室町ケミカル製)中に投入し，30℃で45分間めっ

銅/ニッケルめっき被膜の表面抵抗値は約0.007Ωでき処理を行い，銅めっき処理基板を作製した。

良導電性を示し，電磁波シールド材として利用できる

2-3と考えられる。

無電解ニッケルめっき

銅めっき処理基板を塩化パラジウム系アクチベータ

銅/ニッケルめっき被膜の密着性を碁盤目テープ試ー水溶液(ICPアクセラ，奥野製薬製）中に，40℃で3験により評価した結果，剥離箇所は観察されず，密着

分間浸漬した後，水洗し，無電解ニッケルめっき液(T性は良好であった。

SP-48，奥野製薬製）中に投入し，40℃，15分間のニッケルめっき処理を行った。引き続き水洗後，60℃，

4

1時間の乾燥処理を行い，銅/ニッケルめっき処理基板

まとめ
本開発の無電解めっき用前処理剤及びそれを用いたを作製した。

めっき方法は，簡便な手段により密着性に優れた銅及

2-4

びニッケルに代表される金属の無電解めっきを可能に

めっき皮膜の評価

各種処理後の基板表面の観察を走査型電子顕微鏡で行った。
銅/ニッケルめっき被膜の表面抵抗値は，4端子4針

し，各種電気・電子機器に電磁波シールド特性を付与する技術として，産業の多くの分野で利用されうるものである。

法(三菱化学製Loresta MP MCP-T350）により測定を行った。
銅/ニッケルめっき被膜と基材との密着性はASTM D3359の碁盤目テープ試験に評価した。
銅及びニッケルめっき被膜の膜厚は重量法により算
出した。

3

結果と考察

3-1

めっき被膜の表面観察結果

塗装基板表面，銅/ニッケルめっき処理基板表面の電子顕微鏡写真を図-１に示す。陽イオン交換樹脂微

5

参考文献

1)御幡弘明：福岡県工業技術センター研究報告，第13号，p.120(2003)

誘電体薄膜の形成と機能性に関する研究
高濃度ゾルゲル法によって調製したBaTiO3ゲルへの超音波照射の効果
有村雅司＊1 牧野晃久＊1

山下洋子＊２

藤吉国孝＊２

桑原誠＊3

Study on Preparation and Functional Estimations of Dielectric Thin Films.
Effect of Sonication on BaTiO3 Gels Prepared by Sol-gel Method Using High Concentration of Precursor.
Masashi Arimura, Teruhisa Makino, Yoko Yamashita, Kunitaka Fujiyoshi, Makoto Kuwabara
高濃度のバリウム, チタンアルコキシド溶液を出発原料として用いる高濃度ゾルゲル法は，結晶化したBaTiO3のナノ粒子を室温で調製することができる優れたナノ粒子合成技術である。しかし，残留有機物やOH基が存在するために，非加熱
ではBaTiO3本来の誘電特性が得られていない。近年，超音波エネルギーをセラミックスの合成プロセスに応用した研究が行われており，ゾルゲル法において超音波を用いた場合，ゲル化が著しく促進され，また残留有機物等が減少することが知られている。本研究では，BaTiO3ナノ粒子の更なる結晶性の向上を目的として，高濃度ゾルゲル法によって調製した
BaTiO3ゲルへ超音波照射を行い，その有効性について検討を行った。その結果，超音波照射を行うことでゲルの結晶化が著しく促進され，また，BaTiO3ナノ粒子のサイズが均一化することが判明した。

1 はじめにリーの研究が行われている。ここでは合成段階におい携帯電話を始めとする電子機器では，小型化，機能て超音波を照射することで化学反応が著しく促進され集積化の更なる要求が高まっており，この要求に応える，あるいは通常では起こらない反応が誘起される効るため電子機器に使用される積層セラミックコンデン

果があること，また一般的なゾルゲル法において超音

サは，一層の小型化，高容量化が必要とされている。

波を用いた場合，ゲル化が著しく促進され，残留有機

現在，積層セラミックスコンデンサの誘電体層 1 層の物等が減少することが知られている 5)，6)，7) 。

厚みは，1μmまで薄くなっているが，今後はサブミク

そこで本研究では，BaTiO 3 ナノ粒子の結晶性の向上

ロンオーダーとなることが予想されており，ナノオーを目 的 とし て ，高 濃 度ゾ ル ゲル 法 によ っ て調 製 した

ダーの原料粉体の調製方法，サブミクロンオーダーのBaTiO 3 ゲルへ超音波照射を行い，その有効性について

誘電体層形成技術の確立が急務とされている。これら検討を行った。

のことから，誘電体層の主原料であるチタン酸バリウ
ム（BaTiO 3 ）に関しては，ナノ粒子調製方法や薄膜形

2 実験方法

成技術等，様々な方面から精力的に研究がなされてい2-1 アモルファスBaTiO 3 ゲルの調製

る 1)，2) 。

図-1 にアモルファスBaTiO 3 ゲルの調製のフローチャ

高濃度ゾルゲル法は，従来のゾルゲル法より高濃度ートを示す。まず，等モルのバリウムジエトキシド（高のバリウムとチタンのアルコキシド溶液を出発原料と純度化学研究所製）とチタンテトライソプロポキシドして用いることで，結晶化したBaTiO 3 ナノ粒子を室温（高純度化学研究所製）を，乾燥窒素雰囲気中においで調製できる方法である。著者らはこれまで同法によてメタノールと 2−メトキシエタノールの混合溶媒へって得た結晶性ナノ粒子を用いてBaTiO 3 薄膜の作製を溶解させて，1.0mol/Lの前駆体溶液を調製した。前駆行っているが ３），結晶性ナノ粒子には残留有機物やOH体溶液を-30℃まで冷却した後，撹拌しながら水／メタ基が含まれているために低温熱処理では十分な誘電特ノール混合溶媒(体積比 1:1)を滴下し加水分解を行っ

４）。一方，近年，た。水／メタノール混合溶液の滴下量は，水の添加量

超音波エネルギーを化学反応に応用したソノケミスト

が前駆体溶液中のTiに対して 16 倍モルとなるように性が得られないという欠点があった*1 機械電子研究所*2 化学繊維研究所*3 東京大学した。加水分解終了後，30℃まで加熱することでアモ
ルファスBaTiO 3 ゲルを得た。

(110)

照射時間：8時間

CH3OH＋CH3OC2H4OH(3 : 2)

Intensity / a.u.

Ba(OC2H5)2Ti(O-isoPro)4
BaTiO3前駆体溶液

乾燥窒素雰囲気

加水分解 -30℃

H2O/Ti = 16(311)(300) (222)

0 Hz

10

アモルファスゲル
0 Hz, 19.5kHz, 50kHz
30℃

20

図-3

超音波照射によるナノ粒子調製プロセス

80

粒子サイズ / nm

超 音 波 発 生 ユ ニ ット

60

70

80

超音波照射を行ったゲルの XRD パターン

50kHz

60
19.5kHz40○：0kHz◆：19.5kHz△：50kHz

0 Hz

0
20

BaTiO 3 ゲ ル

4050
2 theta / degree

結晶化度

20

恒温水循環装置
水 温 ：30℃

30100
結晶化度 / %BaTiO3ナノ粒子 30℃真空乾燥 X線回折測定
熱分析
CH3OC2H4OHに分散
TEM

図-1

(220)

(210)

50kHz
19.5kHz

３０℃まで加熱

超音波照射処理(211)(111) (200)(100)○：0 Hz◆：19.5kHz△：50kHz

粒子サイズ

15

0 Hz
19.5kHz
50kHz

10

図-2

超音波照射の概略図

2-2 アモルファスBaTiO 3 ゲルへの超音波照射
図-2 に超音波照射の概略図を示す。超音波発生装置には，投込型の発振子を有する超音波発生器（カイジ

800℃における重量減 / %投込型発振子

ョー製，TA−4021）を使用した。

25
20○：0kHz◆：19.5kHz△：50kHz

20

40

0 Hz

15

19.5kHz

10
5
0

50kHz

0

10

30

50

超音波照射時間 / 時間

アモルファスBaTiO 3 ゲルが入った密閉容器を投込型発振子が設置された水槽中に配置し，水槽中の水を介

重量減 ＠800℃

図-4

超音波照射による結晶化度（上段），粒子サイズ（中段）及び熱重量減（下段）の経時変化

して間接的に超音波照射を行った。超音波発振周波数は 19.5，50kHz，及び比較のための超音波照射を行わない 0Hzとした。超音波照射時の水槽の温度は，30℃一定となるように恒温水循環装置によって調整した。
2-3 試料評価
所定時間の超音波照射を行ったゲルの一部を，真空中 30℃で約 24 時間乾燥させた後，結晶性の評価及び熱分析を行った。結晶性の評価は X 線回折測定装置（XRD, 理学電機製，RINT2500V），熱分析は示差熱熱重量同時測定装置（TG−DTA，セイコー電子工業製，TG−DTA320）を用いて行った。
BaTiO 3 ナノ粒子の透過型電子顕微鏡（TEM, フィリッ
プス製，TECNAI−20）による観察は，超音波照射を行ったゲルの一部を 2−メトキシエタノール中に分散させたものについて行った。

3 結果と考察
3-1 結晶性への超音波照射効果
図-3 に超音波照射を 8 時間行ったゲルのXRDパターンを示す。超音波発振周波数が増加すると共に，BaTiO 3の回折ピーク強度が増加していることから，超音波照射を行うことで結晶化が促進していると考えられる。
そこで，XRDパターンから結晶化度の算出を行い 8) ，超音波照射時間に対してプロットを行った（図-4（ 上段））。
ゲルの結晶化度は，超音波の周波数に関係なく 80%以上に到達するが，その時間は周波数によって異なっていた。結晶化度 80%以上に到達する時間は，0Hz（照射なし）では約 24 時間，19.5kHzでは約 20 時間を要した。
一方，50kHzの場合，８時間で既に 80%以上の結晶化度

DTA / μV

40
照射時間：8時間

20

50kHz
19.5kHz
0 Hz

20

DTA
10

0

-20
-10
TG

-40
0

200

400

600

TG / %

0

0 Hz
図-7

19.5 kHz

ナノ粒子の TEM 像(超音波照射時間：5 日間)
0 Hz

30

-20
800

25
20

温度 / ℃

図-5

50 kHz15

超音波照射を行ったゲルの熱分析結果

10

上段：温度差（DTA），下段：重量減（TG）

5

照射時間：５日間

0 Hz
19.5 kHz
50 kHz

粒度分布 / %Intensity / a.u.

030

19.5kHz

25
20
15
10
5
0
30

30

図-6

30.5

31
31.5
2theta / degree

32

32.5

超音波照射を行ったゲルの(110)XRD ピークに到達している。これらのことから，超音波照射を行うことでゲルの結晶化が促進され，また，周波数が高いほど短時間で結晶化が行えることが判明した。
図-5 に超音波照射を 8 時間行ったゲルの熱分析結果を示す。周波数 0Hz照射の場合，結晶化が不十分であ

50kHz

25
20
15
10
5
0

0

5

10

15
20
粒径 / nm

25

30

35

図-8 超音波照射によって調製したナノ粒子の粒度分布
上段：0Ｈｚ，中段：19.5kHz，下段：50kHz

るために，650℃付近に中間体の分解と考えられる吸熱

周波数によって明確な半値幅の違いが確認できる。こを伴う重量減が確認できる 9) 。一方，19.5，50kHz照射

こで，(110) X線回折ピークの半値幅からScherrerの式

では結晶化度が高いことから，なだらかな重量減となによって粒子サイズの算出を行い，超音波の照射時間っている。800℃における重量減は，周波数が高いほどに対してプロットを行った（図-4（中段））。この図か減少していることから，残留有機物等の未反応成分はら，結晶化が進行している段階（結晶化度 80%以下）

周波数の増加に伴って減少すると考えられる。図-4（ 下では照射時間とともに粒子が成長し，結晶化度が 80%段）に超音波照射を行ったゲルの 800℃における重量以上の十分に結晶化した段階では，粒子サイズは照射減の経時変化を示す。重量減の経時変化は，結晶化度

時間に依存せずほぼ一定となることが分かる。そのとの経時変化と同様に，長時間の照射を行うことで超音きの粒子サイズは周波数によって異なり，発振周波数

波の周波数に関係なく 10%以下となるが，10%以下に到が 0，19.5，50kHzと増加するにつれて粒子サイズは約達する時間は周波数が高いほど短くなっていた。この

15，12.5，10nmと減少している。この傾向は図-7 に示ことより，照射する超音波の周波数が高いほど短時間

すTEM写真からも確認できる。これらのことは，超音波で残留有機物の除去が行えることが判明した。

の発振周波数を操作することで，結晶化したゲルの粒

3-2 粒子サイズへの超音波照射効果

子サイズの制御が可能であることを示唆している。

図-6 に 5 日間超音波照射を行い十分に結晶化した
BaTiO 3 ゲルの(110)X線回折ピークを示すが，超音波の3-3 ナノ粒子の粒度分布への超音波照射効果

5 参考文献TEM観察結果から求めたナノ粒子の粒度分布を図-81)Y. Takeshita, K. Shirartsuyu, H.Takagi and Y.

に示す。19.5，50kHzの超音波を照射したゲルの粒度分

Sakade: Jpn.J.Appl. Phys., Vol.36， p.5870 (1997)

布は，0Hzの場合と比較して分布が狭くなり，また粒径2)松田弘文，水島哲郎，桑原誠: J. Ceram. Soc. Jpn.,のピーク値が微細側にシフトしている。表-1 にTEM観Vol.107，No.3，p.290(1999)

察結果から求めたナノ粒子の平均粒径，標準偏差及び3)桑原誠，倉田奈津子，緒方道子，山下洋子，有村雅

変動係数を示す。変動係数とは，標準偏差を平均粒径

司:セラミックス，Vol.36, No.6, pp. 415-416(2001)

で除した値であり，粒子サイズの均一性の指標となる

4)藤吉国孝，有村雅司，牧野晃久，山下洋子: 福岡県値である。変動係数は，0Hzでは 0.30 であったのに対工業技術センター研究報告，No13，p.29(2003)

して，19.5, 50kHzでは約 0.2 に減少している。変動係

5)S.Yamabi ， H.Imai ： J.Mater.Chem. ， Vol.12 ，数が小さいほどサイズの均一性が高いことを示すこと
から，超音波照射を行うことで粒子サイズの均一性が向上していることが分かる。これらのことから，超音

p.3773(2002)
6)H.Sekiguchi，Y.Saita：J.Chem.Engineering of Japan,
Vol.34，No.8，p.1045(2001)

波照射を行うことで，粗大な粒子の成長が抑制されて，

7)榎本尚也，執行康成，上原雅人，北条純一：日本セBaTiO 3 ナノ粒子の均一性が向上すると考えられる。平

ラミックス協会年会秋期シンポジウム講演予稿集，均粒径は，X線回折測定の結果からScherrerの式によっ

Vol.2002F，p.265(2002)て算出した粒子サイズと比較して若干大きな値となっ

8)有村雅司，山下洋子，藤吉国孝，倉田奈津子，桑原ているが，サイズの周波数依存性はX線回折から求めた

誠：福岡県工業技術センター研究報告，No.12，p.

結果と同様の傾向を示している。

128(2002)

表-1

ナノ粒子の平均粒径，標準偏差及び変動係数

9)H.Shimooka, S.Kohiki：J.Ceram.Soc.Japan，106，p.703(1998)

周波数

0 Hz

19.5 kHz

50 kHz

平均粒径

19 nm

15 nm

13 nm

標準偏差 (σ)

5.7 nm

2.9 nm

2.9 nm変動係数 (CV)

0.30

0.19

0.22

4 まとめ
本研究では，BaTiO 3 ナノ粒子の結晶性の向上を目的
として，高濃度ゾルゲル法によって調製したBaTiO 3 ゲルに超音波照射を行い，その有効性について検討を行った結果，以下のことが明らかとなった。
・ゲルの結晶化は，超音波照射を行うことで著しく促進され，発振周波数の増加とともに結晶化の速度は増加する。
・超音波照射を行うことで，ナノ粒子のサイズの均一化が図られる。
・ナノ粒子の平均粒径は超音波の発振周波数が増加す
るにつれて減少していることから，超音波の発振周
波数を操作することで粒子サイズの制御が可能であると予想される。

IT 技術を用いたロボット制御に関する研究
IT 化の影響等を考慮した制御手法に関する研究
末廣利範 ＊１

西村圭一 ＊１

Study on Robot Control Applying Information Technology
The Control Methods in Consideration of the effect of the Application
Toshinori Suehiro, Keiichi Nishimura
わが国のロボット産業は「ロボット王国」と称される産業用ロボット技術を基に，関連技術をさらに高度化させ，より幅広い分野へ応用展開し，21 世紀のリーディング産業として成長することが期待されている。本研究では，高度化が進む IT 技術を利用したロボット操作制御技術の開発において重要な，通信や演算処理等による遅れや人間による操作介入が存在する場合の問題を取り上げ，その制御手法を提案し制御実験を行い，構成した制御系の有効性について検討を行った。

めに，人間によるロボット操作支援を活用する方策を

1 はじめに近年，わが国は長引く景気低迷に加え，将来に向け検討することは重要である。計算機制御主体である現て少子高齢化や環境保全等の解決が困難な社会問題を在のロボットに対し，必要に応じて人間の操作支援を抱えるとともに，激化する国際競争の中で，競争力を付加した場合，すなわち計算機による自動制御と人間持つ産業を育て，経済活力を回復することが強く望まによる手動制御を交互に選択しながらロボットを運転れている。最近，その候補の一つとして，ロボット産する際，この制御方式の切り替えがロボットの動作性業が注目されている。わが国は「ロボット王国」と称能に過渡的に及ぼす影響を補償する必要があるが，そされ，産業用ロボットの生産量と稼働台数は世界一での研究はいまだ少ない。

ある。また，ロボットは自動車同様，その要素技術は本研究では，IT 技術を応用したロボット操作制御技

多岐に渡るため，関連産業の裾野が非常に広い。この術を開発することを目的に，制御を行う上で補償すべ基盤や特徴を活かし，警備や医療・福祉等をはじめとき重要な要因である演算・通信時間遅れ及び人間によする産業用以外の幅広い分野へ応用展開することで大る操作介入を取り上げ，その制御手法を提案し制御実

きな市場が創出され，将来における産業の牽引役とし験を行い，構成した制御系の有効性について検討を行1)て期待されている 。

った。その結果，遅れについては，未知の場合でも，

一方，IT革命に端を発した近年における情報通信技

その上限値が既知であれば，出力応答の収束には時間術の急速な進歩に伴い，ロボットは同技術との融合がを要するが，補償可能であることが明らかとなった。

２）。ロボット制御においてIT技術を応用

また操作介入に関しては，制御対象のモデル特性が変する場合，ディジタル演算処理や通信等が行われるこ動し得る条件下で，一定の目標値に対しては途中で人とから，信号及びその処理等は離散化されるため，厳間による手動操作が介入しても，計算機による自動制

密にはこれに応じた制御系設計を行う必要がある。し御と協調し概ね良好な追従性能が達成可能となった。

進みつつある

かしながら，従来研究開発の多くは，演算や通信の高速化を前提とした連続時間領域での制御系設計に留ま
っている

３）

ため，その実現は容易でない。

また最近，自律型ロボットの研究開発は，人間型ロ2 研究，実験方法
2-1 演算時間及び通信時間遅れを考慮したモデル及び制御系設計

ボットを中心に盛んに行われているが，実用的な域に

ここでは，図-1 に示す計算機の演算処理遅れ d1 及び達するには，まだ解決すべき課題が山積している。

通信時間遅れ d 2 を含む系を取り上げる。これに基づき，従って，現時点ではロボットの応用性向上を図るた*1 機械電子研究所

ここで取り扱うロボットアーム数式モデルを次式に示す ４） 。

Α ( z -1 ) y (k ) = z - ( d +1) Β ( z -1 ){CMu( k ) + f }

…(1)

ここで，

ε (k ) = − ∑ {f j (k - L)e(k + 1- L - j ) +( f j (k - L) - f j (k ) )⋅nj=−L

Α ( z -1 ) = (1 - z -1 ) 2

Β ( z -1 ) = 1 + z -1
y (k ) ∈ R n×1

y (k ) = θ (k )CM = 0.5T 2 Μ -1

y (k + 1- L - j )} + ∑ {g j (k ) - g j (k - L)}u (k + 1- L - j )n

j =2- q ( k - L)CM ∈ R n×n
f ∈ R n×1

f = −0.5T 2 Μ -1 ( H + V + G )W (k ) = [ y (k + 1),L,y (k + 1- L - n),u (k − 1- L),Lとし，n は自由度， θ (t ) ∈ R n×1 は関節変位ベクトル，,u (k + 1- L - n)]

M ∈ R n× n は慣性行列， H ∈ R n×1 は遠心力およびコリオ

e( k ) = x ( k ) − y ( k )リ力を表すベクトル， V ∈ R

n×n

は粘性摩擦行列，

G ∈ R n×1 は重力ベクトル， mp は手先負荷の質量，u( k ) ∈ R

n×1

は制御入力であるモータへの入力電圧， d

はむだ時間（遅れ）であり， d 1 と d 2 の総和を表す。

t

また， q (k ) は以下の補償要素を導入し，次式によって与えられる。

q(k ) =

D( z )e( k )H ( z)

ただし， M は正則であり， T はサンプリング周期， kH ( z ) = 1 + h1 z -1 + L + hn z - n

はサンプリング時点を表す。また， M ， H ， V およD ( z ) = d 0 + d 1 z -1 + L + d n-1 z - n+1

び G の変化は，サンプリング周期間において一定とす

ただし， D (z ) ， H (z ) は，F ( z ) H ( z ) − D ( z ) z - l-1 = 0

る。

F ( z ) = f - L ( k ) + f - L+1 ( k ) z −1 + L + f n ( k ) z − n- L

つぎに，(1)式に対する制御系を設計する。ここでは，設計手順の表現を簡潔にするために，各要素次式に帰この時，先の制御アルゴリズムより， k → ∞ に対し着する。

u (k ) =が漸近安定多項式となるように決定する。

nn∑ α y(k + 1 + l- j ) + ∑ β u(k + 1 − j ) …(2)て e(k ) → 0 が保証される。

j

j

j =0

j -2

むだ時間 l が未知または変動する場合，その上限 L を
d1(calculation time delay)

既知とすると，(2)式は次式で表現できる。

u (k ) =nnj =− L

j -2∑ν j y(k + 1- j ) + ∑ β j u(k + 1 − j)⎧ 0⎪
ν j = ⎨α j + l⎪ 0⎩- l > j ≥ −L

d2(communication time delay)n − l ≥ j ≥ −ln ≥ j > n−l

LinkDigital Computer

いま，制御入力 u (k ) をu (k ) =nn∑ f (k ) x(k + 1- j) + ∑ g (k )u(k + 1 − j) + q(k )jj =− Lj

力, f j (k ) 及び g j (k ) は可調整ゲインとし，次式の制御
アルゴリズムにより逐次修正を行う 5) 。

f j (k + 1) = f j (k ) − ρε (k ) y (k + 1- L - j )/W (k ) t W (k )g j (k + 1) = g j (k ) − ρε (k )u (k + 1- L- j )/W (k ) t W (k )0< ρ <2

図-1

対象システムj-2で合成する。ここで， x(k ) は目標値， q (k ) は補助入

ただし，Manipulator

2-2 人間及び計算機の操作介入について
2-2-1 実験装置
ここで用いる実験装置の構成を図-2 に示す。制御対
象は双腕型の 7 軸ソフトマニピュレータで，マニピュ
レータの各軸(6 軸)に対し人間による操作指令を同時出力可能なジョイスティックが備わっており，バイラ
テラルマスタスレーブ制御方式の採用が可能である。
また，シミュレータに基づくマニピュレータの自動制御も可能である。

3 結果と考察

HUB

3-1 遅延の補償実験結果
ここでは，図-1 のシステムに基づく制御実験を行い，シミュレータ

その有効性について検討する。マニピュレータに関しては，各リンクの長さはそれぞれ 200mm であり，本体重量は約 40kg である。リンクは，本体内蔵のモータによって駆動され，出力である回転角度はロータリエン

制御装置
マニピュレータ

コーダによって計測される。出力とモータへの制御入力指令は，送受信によって制御装置であるディジタル

ジョイスティック

図-2

実験装 置の構成

計算機とマニピュレータの間で交わされる。
2-1 に示した各制御系設計パラメータや可調整ゲイ

2-2-2 制御対象のモデル

ンの初期値は，以下のように設定し制御実験を行った。

ここで取り扱うシステムモデルを次式で表現する。

A( z −1 ) y (k ) = z − d B( z −1 )u (k ) + C ( z −1 )ξ (k )
−1

−1

−2

−n

−2

−m

A( z ) = 1 + a1 z + a2 z + L + an z
−1

−1

B ( z ) = b0 + b1 z + b2 z + L + bm z

他の必要な初期値は全て 0 とした。
n=2

…(3)

ρ =1

L=4

また，サンプリング周期は 200ms，漸近安定多項式の極は全て 0.8 に配置するように補償要素を設定した。

C ( z −1 ) = 1 + c1 z −1 + c2 z −2 + L + cl z − l
ここで，u (k ) ，y (k ) 及び ξ (k ) はそれぞれ制御入力，l が一定（=2），未知の場合に対する最終リンクの動作制御実験結果をそれぞれ図-3 と図-4 に示す。

システム出力およびガウス性白色雑音である。また，
200

2-2-3 制御系の設計

150

ここでは，前項のモデルに基づき一般化最小分散制
御系を構成する。紙面の都合上詳細な構成法 6) については省略するが，この手法では可調整ゲインから成る

Position ［deg］

d はむだ時間を表す。

Desired value

Output

40

80

100
50
0
-50

θˆ ( k ) を導入し，これを以下の制御アルゴリズム ７）に基

020

Γ (k − 1)ψ (k − 1)
ε (k )
1 + ψ t ( k − 1) Γ (k − 1)ψ (k − 1)

図-3

1 ⎡
λ2 ( k ) Γ (k − 1)ψ ( k − 1)ψ t (k − 1) Γ ( k − 1) ⎤⎢ Γ (k − 1) −⎥λ1 (k ) ⎣λ1 ( k ) + λ2 ( k )ψ t (k − 1) Γ (k − 1)ψ ( k − 1) ⎦ε ( k ) ≡ φ ( k ) − θˆ t ( k − 1)ψ ( k − 1)θˆ (k ) ≡ [ fˆ (k ), fˆ (k ), fˆ (k ), gˆ (k ), gˆ (k ), rˆ (k )]t
0

1

2

0

1

0

ψ (k ) ≡ [ y (k ), y (k − 1), y (k − 2), u (k ), u (k − 1),− w(k )]t
Γ ( 0) = α I ， 0 < α < ∞Γ (k ) ：誤差共分散行列， I ：単位行列1 ˆt
θ′ (k )ψ ′(k )gˆ 0 (k )θˆ′(k ) ≡ [ fˆ0 (k ), fˆ1 (k ), fˆ2 (k ), gˆ1 (k ), rˆ0 (k )]t

ψ′(k ) ≡ [ y (k ), y (k − 1), y(k − 2), u (k − 1),− w(k )]t

120

100

120

制御実験結果（ l ：一定）
Desired value

Output

40

80

200
150
100
50
0
-50

0

20

60

-100
Time [s]0 < λ1 (k ) ≤ 1 ， 0 ≤ λ2 (k ) < λ < 2u (k ) = −100

Time [s]Position ［deg］

Γ (k ) =60-100

づき逐次調整した後，制御入力 u (k ) を合成する。
θˆ (k ) = θˆ (k − 1) +g j (0) = −1

図-4

制御実験結果（ l ：未知）l が一定の場合は，初期過程において，多少誤差を生じるが，出力の目標値に対する収束性は良好である。
一方， l が未知の場合は，前者と比較して収束性は劣化している。しかし，ある程度の調整過程を経過すれ

ば，出力は目標値に追従しており，提案制御手法の妥

50

当性は明らかとなった。いずれの場合も，初期状態にテムに関する事前情報の積極的活用等があげられる。

3-2 人間及び計算機の操作介入について
3-2-1 制御対象のモデル

Angle [deg]40おける収束特性の改善を図る方策としては，対象シス

30

20

：自動のみ

10

：手動介入

まず，実験装置を用いたモデル同定実験を行い，

0
0

5

10

(3)式に基づいて目安となるパラメータ値の導出を

15
Time

図−６

行った。その結果，(3)式の各パラメータは

20

25

30

[s]

制御 実験結果

a1 = −0.3279 ，a2 = −0.0242 ，a3 = −0.0100 ，b0 = 0.2735 ，
b1 = −0.0151 ， d = 1 と同定され，それ以外のパラメー

4 まとめ

タ値はこれらと比較し無視できる程十分小さな値でここでは，IT 技術をロボット操作制御に応用する上あった。図-5 に，実験にお ける入出力データ及び同で必要な演算・通信時間遅れ及び人間による操作介入

定モデルを用いた応答の計算結果を示す。

に対する制御手法について検討を行った。その結果，遅れについては，未知の場合でも，その上限値が既知

Angle

[deg]

1 5 0

：計算値
：実測値

1 0 0
5 0

の小型化等の効用が期待できる。また操作介入につい0

1 2 00 0

2 4 00 0

3 6 00 0

4 8 00 0

51 0 00

Current[pulse]3 0 0ては，制御対象であるロボットの動特性が変動する条件下で，人間による手動操作が介入しても一定の目

2 0 0
1 0 0

標値に対しては制御可能であることを示した。今後

0は任意の目標軌道に対して安定な協調制御が行える- 1 0 0- 2 0 0制御装置に関して，要求される処理速度の引き下げや機器本体外部への設置等が見込め，コスト削減や機器0- 5 0- 1 0 0であれば，補償可能であることを示した。これにより，

0

1 0 0

2 0 0

Time

図-5

3 0 0

4 0 0

5 0 0

よう制御系の性能向上を図る予定である。

[s]

モデル同定実験結果
5 参考文献計算値と実測値の間には所々に誤差を生じているが，対象システムに含まれる剛性やその他の不確定要素及び装置仕様等を考慮すれば，妥当なモデルと判断される。
3-2-2 制御系の設計
ここでは前項で求めたモデルに基づき，2-2-3 で示
した制御系を構成して制御実験を行った。ただし，
設計パラメータ及び初期値は次のように与え，q0 = 2.4 , α = 100 , λ1 = 1 , λ2 = 1 , fˆ0 (0) = 1 , fˆ1 (0) = 1 ,fˆ2 (0) = 1 , gˆ 0 (0) = 30 , gˆ1 (0) = 33 , rˆ0 (0) = 10
その他の値についてはすべて０とした。図-6 に制御実験結果を示す。
図-6 にお いて，約 0.7s 後から約 5s 後まで手動操作を介入させた。介入前及び介入中止後ともに，計算機による自動制御と協調し，本来の目標軌道に概ね良好に追従する制御結果が得られた。

1)21 世紀を切り開く日本のロボット産業，日本ロボット工業界(2001)
2)国際ロボット展特集，日刊工業新聞(2001)
3)ロボットと IT,日経メカニカル，No.563，22/29，(2001)
4)末廣，西村：福岡県工業技術センター研究報告，No.13，
p.173(2003)
5）新中：適応アルゴリズム，p.11，産業図書(1990)
6)大松，山本（編著）：セルフチューニングコントロー
ル，コロナ社(1996)
7)鈴木：アダプティブコントロール，コロナ社 (2001)

電磁環境の改善に関する研究
アクティブ磁気シールド空間の形成に関する研究
古賀文隆 ＊１

竹内信次郎 ＊２

酒井福夫 ＊３

円福敬二 ＊４

A Study on Improvement of Electromagnetic Environment
A Study on Formation of Magnetically Shielded Space Using Active Compensation
Fumitaka Koga, Shinjiro Takeuchi, Fukuo Sakai, Keiji Enpuku
低コスト，省資源で高性能な磁気シールドシステムを実現する一手法として，磁気シールドルーム内部に補償コイルを付帯させ，動的に侵入磁界を補償する内部アクティブ磁気シールドシステムが考えられる。このシステムの実現のための内部補償コイルの適切な配置を導出することを目的として，有限要素法を用いた数値計算により磁気シールドルームの磁界解析を行った。その結果，矩形のループコイルを磁気シールドルームの１辺の長さに対し 1/2の間隔で配置すれば，ルーム中央部付近に一様で低磁界な領域を形成できることがわかった。また，同システムの制御系に組み込むフラックスゲート磁界センサの磁気ノイズの対策にアルミケースが有効であることを確認した。

1 はじめにるための適切な内部補償コイル配置の導出を行った。

MRI装置，生体磁気計測システム，電子顕微鏡やEB

その結果，長方形のループコイルを，２重構造磁気シ

描画装置は，車両（車，電車）の通行等によって生じールドルームに対しては 1.05〜1.1m 間隔，１重構造磁る変動磁界の影響を受けやすい。そのため，これらの気シールドルームに対しては 1.5m 間隔と，共に１辺の機器は磁気シールドルーム内への設置を要求されるが，約 1/2 の間隔で配置すれば磁界を良好に補償可能であシールド性能を上げるために磁性材料を多量に用いてることがわかった。次に，異なる磁気シールドルーム

多層化するのみでは，重量，コストや省資源化の観点の構造や寸法下での磁界分布の違いや，内部補償の効から問題がある。そこで，軽量，低コストで高いシー

果に関する情報を提供することを目的として，複数のルド性能を実現するためにアクティブ磁気シールドシ

立方体形状の磁気シールドルームモデルの磁界解析を

1-4)。これは，磁気シール

行い，磁界分布データの作成を行った。更に，アクテ

ドルームに付帯させた補償コイルにより，侵入磁界をィブ磁気シールドシステムの制御系に組み込むフラッ

能動的にキャンセルすることでシールド性能を向上さ

クスゲート磁界センサから生じる磁気ノイズの対策にせるものである。この補償コイルは，磁気シールドル

関して検討を行い，アルミケースの有効性を確認した。

ステムの研究が行われているーム外部 1-3) または内部 4) に配置する方法が提案されている。後者の内部アクティブ磁気シールドシステムで2 アクティブ磁気シールドルームの磁界解析

は，コイルで発生した磁界が新たな磁気障害源になら

有限要素法を用いた数値計算により，磁気シールドず，またコイルに流す電流が小さいため安定化が容易

ルームの線形磁界解析を行った。磁気シールドルーム

で省電力化できる等の利点があるが，これまで十分なには，渦電流シールド効果が得られない直流や低周波研究開発は行われていない。

成分ほど侵入しやすく，また自動車やエレベータの移本研究では，内寸幅 2.1m，奥行 2.3m，高さ 2.1m の動により発生する変動磁界の主成分は10 Hz以下 5) であ２重構造磁気シールドルームと内寸幅 2.968m，奥行ることから，能動的な補償は主に直流磁界から数10 Hz

2.458m，高さ 2.878m の１重構造の磁気シールドルーム

程度の低周波磁界に対して行うことを前提とし，ここについて，有限要素法を用いた磁界分布の数値解析を

では静磁界解析を行った。

行い，ルーム内の中央部付近に低磁界な領域を形成す

2-1 内部補償コイルの配置

*1
*2
*3
*4

機械電子研究所
ユニテック（有）（株）エムティアイ
九州大学大学院システム情報科学研究院

磁界解析は，表-1に示す実際の磁気シールドルームと同形状のモデルを作成して行った。内部補償コイル
は，システム構成の単純さを優先し，ループコイル2個を磁気シールドルーム内部に配置した。磁気シール

間隔を高さ2.1 mの約1/2である1.05〜1.1mとしたときドルームに加える外部磁界は，一様な鉛直方向（Z方向）に各方向にバランスよく有効な磁気シールド領域を確の磁界とした。また，補償コイルに流す電流は，磁気保できることがわかる。

シールドルーム内の中心点での磁束密度がほぼゼロ（1pT以下）となるように設定した。

磁気シールドルームに内装が施工されない場合は，補償コイルを磁性体のシールド壁面に近接して配置す

シールド#1の解析モデル（1/4モデル）を図-1に示す。

ることがある。そこでシールド#1に対して，シールド

この図では空気部の要素は表示しておらず，補償コイ

壁面から0.5mm離して幅方向2.095m，奥行き方向2.295m

ルは1/4ではなく全体を表示している。外部印加磁界である長方形のループコイルを配置した場合について（磁束密度）は6 µTとした。これまでの研究で，幅方磁界分布を計算した。図-3に，X，Y，Z各座標軸に沿っ向2.06m，奥行き方向2.26mの長方形のループコイルをた磁束密度のz成分の変化を示す。図-2と図-3を比較し，内側のシールド壁面から距離が18mmの位置に配置した補償コイルをシールド壁面に近接させた場合と内装の6)場合の計算を行い，図-2に示す結果を得ている 。こ

厚み程度の距離を離して配置した場合とで，コイル間れは，実際の磁気シールドルームに施工されている内隔と磁束密度の関係にほとんど差は生じないことが確

装の厚みを考慮して計算を行ったものである。図-2は，認できた。

磁気シールドルーム内の中心を原点と定義し，補償コ

次に，シールド#2についての磁界解析を，幅方向

イル間隔の変化に対する X，Y，Z各座標軸に沿った磁2.966m，奥行き方向2.456mである長方形のループコイ

束密度のz成分の変化を示している。同図より，コイル

ルを壁面から距離が1mmの位置に図-1と同様な状態で配置して行った。外部印加磁界（磁束密度）は1µTとし

表-1シールド＃１
シールド＃２磁気シールドルームの諸元た。Z軸に沿った磁束密度のz成分の変化を図-4に示す。

構造

材質

寸 法
幅×奥行×高さ(m)，厚さ(mm)

２重

パーマロイ

外側：2.304×2.504×2.304，1.6
内側：2.100×2.300×2.100，2.0

である1.5mのときに広範囲で低磁界を実現できること

2.968×2.458×2.878，1.0

実際のシールド#1に1.1m間隔で補償コイルを配置し

１重

パーマロイ

この場合も，シールド#1と同様に，高さ2.878mの約1/2がわかった。

たときの外部印加磁界(磁束密度 0.05Hz,355.6nTp-p)と内部の磁束密度の波形を図-5に示す。補償を行った
とき，内部の磁束密度は1/1185まで減衰されており，
外部磁界を良好にキャンセルできることがわかった。
内部補償
コイル

コイル間隔

2-2 立方体形状磁気シールドルームモデルの磁界解析
磁気シールドルームの構造や寸法の違いにより内部の磁界分布にどのような差が生じるか，また，それぞ

Z
Y

図-1

X

れの場合に，内部補償を行うことでどの程度低磁界な内部補償コイルを付加した磁界解析用磁気シールドルームモデル(a) X 軸に沿った磁束密度の変化

空間が形成できるのかという情報を提供することを目(b) Y 軸に沿った磁束密度の変化(c) X 軸に沿った磁束密度の変化

図-2 シールド＃１の各座標軸に沿った磁束密度 z 成分の変化（コイルの壁面からの距離：18mm，パラメータはコイル間隔）

(b) Y 軸に沿った磁束密度の変化(a) X 軸に沿った磁束密度の変化(c) Z 軸に沿った磁束密度の変化

図-3 シールド#1 の各座標軸に沿った磁束密度 z 成分の変化（コイルの壁面からの距離：0.5mm，パラメータはコイル間隔）
モデルにおいて，鉛直方向（Z 方向）に磁束密度 1µTの一様な磁場がかかった状態で計算を行った。補償コ
イルの間隔は全て内寸の高さの 1/2 に設定した。図-7にデータの一部であるが，補償を行ったときの Z 軸に沿った磁束密度の z 成分の変化を示す。いずれのモデルに対しても中央部付近に一様で低磁界な領域を形成できている。このことからも，補償コイルの間隔を 1
図-4

シールド#2 の Z 軸に沿った磁束
密度 z 成分の変化
外部変動磁界辺の 1/2 に設定することは妥当であると考えられる。

3 磁界センサのノイズ対策

355.6nTp-p補償に用いるフラックスゲート磁界センサは，それACTIVE−OFF

外部磁束密度自身が発振しており外部に微小な磁気ノイズを放射し

ACTI VE−ONている。このノイズが制御系に影響を与える可能性が≒6.0nTp-p≒0.3nTp-p

内部磁束密度あるため，そのレベルの把握と対策の検討を行った。
3-1 実験方法
制御系に組み込むフラックスゲート磁界センサを動作状態とし，放射される磁気ノイズをサーチコイルタ

図-5

シールド#1 実機で補償を行ったときの磁束密度波形

イプ磁界センサで測定し，周波数成分をスペクトルア
ナライザを用いて解析した。またこのとき，アルミニ

的として，複数の立方体形状の磁気シールドルームのウム製のケースをフラックスゲート磁界センサに被せ磁界解析を行い，磁界分布データの作成を行った。

ることによりそのシールド効果を調べた。アルミケー

計算を行った磁気シールドルームの形状は図-6 にスのシールド効果は，アルミケースのアース接続が有示す 6 つを取り上げ，シールド壁の厚さを 1mm と 2mm

無の場合それぞれに対して測定した。

の 2 通りに設定したので，モデルは合計 12 種類である。

3-2 結果及び考察

更にそれぞれのモデルで，内部補償の有無の区別で計

ここで用いたフラックスゲート磁界センサの発振周算を行ったので，合計 24 種類のデータを得た。全ての波数は 15.75kHzであるので，15.75kHzにピークを持つ

a
b

a

c

２重構造

a

a
b

X

c

キャンセルコイル

キャンセルコイル

Z
Y

１重構造
図-6

モデルタイプ
１
２
３
４
５
６

a
3.0
3.0
2.5
2.5
2.0
2.0

b
2.8
−
2.3
−
1.8
−

c
1.4
1.5
1.15
1.25
0.9
1.0

（単位：m）
構造
２重
１重
２重
１重
２重
１重

壁の厚さt は1 mmと2 mmの２通り

立方体形状磁気シールドルームの数値計算モデル

(i) モデル１，２（１辺 3 m）
図-7(ii) モデル３，４（１辺 2.5 m）(iii) モデル５，６（１辺 2 m）

立方体形状磁気シールドルームの Z 軸に沿った磁束密度の z 成分の変化（内部補償有り）

放射磁気ノイズが観測された。図-8 は，アルミケースあることがわかった。

を被せたときに放射される 15.75kHzの磁気ノイズを，次に，異なる磁気シールドルームの構造や寸法下でアルミケースの厚さに対して記したものである。アル

の磁界分布の違いや，内部補償の効果に関する情報をミケースを被せることにより，放射磁気ノイズのレベ提供することを目的として，立方体形状のシールドル

ルが低減されていることがわかる。アルミケースの厚ームの磁界解析を行い，24種類の磁気シールドルーム

さは， 1mm程度で十分なシールド効果が得られた。アモデルの磁界分布データの作成を行った。このデータ

7)

ルミニウムの物性値を用いて同周波の表皮深さ を計からも，ルーム中央部付近に一様で低磁界な領域を形算すると約 0.65mmとなることからも，厚さ 1mmはシー

成するには，補償コイルの間隔を１辺の1/2に設定する

ルド効果を得るのに適当な値であると考えられる。まことが妥当であることがわかった。

た，アース接続がより効果的であることがわかった。

最後に，アクティブ磁気シールドシステムの制御系に組み込むフラックスゲート磁界センサから生じる磁4 まとめ

気ノイズの対策に関して検討を行い，アルミケースが有限要素法を用いた数値計算により，磁気シールド

有効であることを確認した。

ルームの磁界解析を行った。内寸幅2.1m，奥行2.3m，高さ2.1mの磁気シールドルームに対して，長方形のル

5 参考文献ープコイルを高さの約1/2となる1.05〜1.1m間隔で配1)風見，足立，河合，上原，尾形，賀戸：日本生体磁

置すれば，鉛直方向成分の磁界を良好に補償可能であることがわかった。その際，ループコイルをシールド
壁面に近接した場合と，壁面から数10mm（内装の厚さ程度）離した場合との差はほとんどないことがわかった。また，内寸幅2.968m，奥行2.458m，高さ2.878mの１重構造の磁気シールドルームに対しても，長方形のループコイルを同じく高さの約1/2である1.5m間隔で配置すれば，鉛直方向成分の磁界を良好に補償可能で気学会誌，Vol.13，No.1，p.166(2000)
2)加藤，山崎，松葉，炭：日本生体磁気学会誌，Vol. 13，
No.1，p.170(2000)
3)山崎，藤原，栗城，林，平田：電気学会論文誌 A，Vol.121，No.12，p.1085(2001)
4)竹内，坂井，酒井，円福：三島光産技報，No.22， p.
26(2001)5)石塚：電磁環境工学情報，No.180，p.66(2003)
6) 古賀，竹内，酒井，円福：福岡県工業技術センター
研究報告，No.13，p.167(2003)
7) e.g., 宮副：「電磁気学 II」，p.108，朝倉書店(1983)

図-8

15.75kHz の放射ノイズレベルとアルミケースの厚さの関係

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

超音速流れを用いた液体の微粒化凍結技術の開発
周善寺 清隆＊１

Development of Atomization and Freezing Technology
by Using Supersonic Airflows
Kiyotaka Shuzenji

液体の微粒化凍結機能を有する新規な超音速ノズルの開発を行うことを目的として，ノズル形状を特性曲線法により解析し，求められた形状に加工製作したノズルの性能を実験により調べた。特性曲線法を用いることにより，設計マッ
ハ数，スロート高さ等の設計パラメータに対して，ノズルの輪郭形状を決定することが可能となった。また，設計にもとづき製作したノズル内の流れ場を壁面圧力測定により評価した結果，設計条件に対して流れが適切に作り出されていることが確認された。

１ はじめに
圧縮空気の断熱膨張により液体を微粒化する二流体ノ
ズルは，ボイラーおよび炉等の燃焼設備，水噴霧による集塵，冷却設備，およびスキー場等の人工降雪機など，噴霧を利用する様々な分野において広く利用されている。

いて，ノズル内流れ場を求めた。 特性曲線法の境界条件
として，ノズルスロート部の遷音速流れを求める必要があり，本解析では級数解2)を用いて得た。
軸対称流れの運動方程式は，特性曲線座標を用いて表すと，ノズルが液体を微粒化する性能は，一般に空気の流速に∂(ν − θ ) = sin µ sin θr∂η∂(ν + θ ) = sin µ sin θr∂ξ

依存するが，従来のノズルでは空気流速を音速以上とすることができなかったため，液体を十分に微粒化することができなかった。そこで本研究では，空気の流速が音
速以上，つまり超音速の流れを発生するノズル技術を開発する。これにより，従来の二流体ノズルの微粒化性能を向上させるとともに，断熱膨張により空気温度が低下することを利用して，液滴の凍結機能を新規に付与することができる。

(1)

これらの式には，r を通じて流れの場の形が入っているため，特性曲線の網を作りながら数値的に積分する必要がある。図－１に，既知の点 1 及び点 2 から，未知の点3 を解く典型的な網目要素を示す。
η

圧縮空気を適切に断熱膨張させ，液体を微粒化凍結す(ν 1 ,θ1 )るためには，ノズルの形状を適切に設計しなければならないため，ノズル内流れ場を特性曲線法によって解析し，

3

∆ξ13

1

(ν 3 ,θ 3 )

ξ

∆η 23

輪郭形状を決定することとした。これによりノズル出口(ν 2 ,θ 2 )において，一様な軸方向流れを得ることができる。また，

2

解析により得られた形状となるようにノズルを製作し，ノズル内の圧力測定を行うことにより流れ場の状態を調図－１

特性曲線の網べた。
また未知の点 3 を求める式は，(1)式から以下のように
２ 解析方法および実験方法
２－１ 特性曲線法
ノズルの輪郭形状を決定するために，特性曲線法1)を用＊１ 機械電子研究所表される。

(ν 3 − θ3 ) − (ν 2 − θ 2 ) = sin µ2 sin θ 2 ∆η23
r2

(ν 3 + θ3 ) − (ν 1 + θ1 ) = sin µ1 sin θ1 ∆ξ13
r1

(2)

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

ここで，プラントルマイヤー角 ν ，マッハ角 µ は以下Compressorのようである。

M 2 −1dM
1 + (γ − 1)M 2 / 2 M
1µ = sin −1Mν (M ) = ∫Air dryer

(3)

Tank

(4)

Pressure regulator

式(3)に示されるように，ν はマッハ数の関数であり，
点 3 のマッハ数を知ることができる。また全温T0，音速

Valve

Vs，マッハ数M，流れ角θ ，比熱比 γ ，ガス定数Rから
静温T，流速V，Vx，Vy を求めることができる。

T=

NozzleT0
1 + (γ − 1)M 2 / 2

図－２ 実験装置系統

Vs = γ RT
V = MVs(5)

1.5

Vx = V cos θ
Vy = V sin θ
1.0

２－２ 実験装置
ノズルの性能を確認する実験において，九州工業大学

R/R0

M1.0 M1.1 M1.2

0.5

Satellite Venture Business Laboratory (SVBL)の風洞設備を利用した。実験装置系統を図－２に示す。コンプ
レッサにより圧縮された空気は，エアードライヤにより

0.0
-1.0

除湿された後，タンクに 0.8 MPa まで貯気される。このタンク内の空気を，減圧弁により設定圧力に調整し，電

-0.5

0.0

0.5

1.0

Z/R 0

図－３

スロート部における等マッハ線磁弁を開くことにより空気流れを作り出し，ノズルに導入することが可能である。タンク内温度は熱電対によりは放物線の形をとり，M = 1.0 のマッハ線は，スロート

常時測定可能で，ノズルの壁面静圧を測定することによ

中央より幾分上流で交わることがわかる。本解析では，り，流れの状態を把握，評価することができる。

図中に示されるM = 1.2 の等マッハ線を境界条件として，特性曲線法による解析を行った。

３ 結果と考察
３－１ ノズル形状
３－１－１ ノズルスロート部流れの解析

３－１－２ 特性曲線法によるノズル内部流れの解析
図－４に特性曲線法による解析結果の一例として，軸特性曲線法を用いてノズルの末広部の輪郭形状を決定

対称ノズルの末広部における特性曲線網と輪郭形状を示するためには，境界条件が必要となるため，ノズル入口

す。設計条件として，スロート部直径 10 mm，出口マッ

条件としてスロート部におけるν および θ を求めておく

ハ数 3 とした。ノズルの輪郭は滑らかな線からなり，ノ必要がある。そこでノズルスロート部の流れを，遷音速ズル出口直径は約 20.6 mmであり，スロート部との断面

流微分方程式の簡略化と級数解の手法によって解析した

積比は 0.236 である。これは一次元定常流れの式から得2,3)。解析結果として，図－３にスロート部における等マ

られる値と一致しており，解析結果が適切であることをッハ線を示す。軸方向距離Z，半径方向距離Rとして，そ示している4)。

れぞれをスロートの半径R0 で無次元化している。音速線

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

20

R / mm

15
10
5
0
0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Z / mm図－４特性曲線網とノズル輪郭線（解析結果）(a) 速度ベクトルとマッハ数分布℃(b) 温度分布
図－５

M3 ノズル内の流れ場（解析結果）

次に，特性曲線におけるプラントルマイヤー角ν およており，出口付近では -150 ℃に達することがわかる。

び流れ角θ から，ノズル内流れ場の状態量について求めた結果について図－５ (a)，(b) に示す。図－５中の点は，

３－２ 壁面静圧分布測定

特性曲線が交差する点であり，図－４に対応している。

３－２－１ マッハ数と圧力比

また図－５(b)は，全温を 27 ℃と仮定した場合の温度分
布を示している。
ノズルスロート部において，速度ベクトルの向きはほぼ軸方向であり，その大きさは境界条件として与えた M=1.2 である。これがノズルの末広形状により，半径方向に傾き，速度が増加する。その後，ノズル出口部分におノズルスロートと出口のマッハ数と圧力比には，一次元定常流れの式から以下のような関係が成り立つ。
式(6)において，全圧P0，静圧Pであり，マッハ数Mに対1P=
P0 ⎛ γ − 1 2 ⎞ γ /(γ −1)
M ⎟
⎜1 +
2
⎝
⎠

(6)

いては，速度ベクトルは軸方向に再び戻り，出口マッハ数は設計の通り，M = 3 になっている。ここで，温度分布に着目すれば，速度の増加により温度は急激に低下しする圧力比P /P0を表 1 に示す。
表－１より，M = 1 において全圧P0の約半分まで圧力福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

が低下し，M = 3 では約 1/40 程度まで低下することがわ

P/P0 = 0.014/0.42 = 0.033 ( Z = 30 ) となっており，一次かる。

元定常流れの理論により得られた表－１の結果とほぼ一致している。したがって，今回作成した軸対称ノズル設表－１

計プログラムを用いることで，任意の設計マッハ数のノマッハ数と圧力比MP/P0ズルを製作可能であることがわかった。また，ノズル出

0.0

1.000

口は大気に開放されているため，一度末広部において膨

1.0

0.528

張し静圧が低下した後，再びノズル出口付近において，

1.5

0.272

大気圧まで徐々に静圧が回復していることがわかる。

2.0

0.128

2.5

0.058

3.0

0.027

４ まとめ
液体の微粒化および凍結機能を有する新規なノズル技術の開発を目的として，特性曲線法による軸対称超音速ノズルの設計プログラムを作成し，ノズルを試作，風洞

３－２－２ 壁面静圧測定
解析により得られた形状となるようにノズルを製作し，ノズル内の壁面圧力の測定を行うことにより流れ場の状態を調べた。実験は，九州工業大学 Satellite Venture
Business Laboratory (SVBL)の風洞設備を利用して行った。ノズル前の全圧は 0.42 MPa，タンク内温度は 約
30 ℃である。
図－６に設計マッハ数 1，2，3 の各ノズルによる壁面
静圧分布を示す。スロートからノズル出口までの長さは130 mmであり，出口は大気に開放されている。M1 ノズ
ルにおいて，壁面静圧は出口に向かって，徐々に低下す
る 傾 向 に あ る 。 ノ ズ ル 出 口 に お い て ， 圧 力 比 P/P0 =0.23/0.42 = 0.55 ( Z = 120 )であり，表－１から音速M =1 に漸近していることがわかる。
次にM2，M3 ノズルにおいて，ノズル膨張部によりZ =0－40 において急激に圧力低下が生じており，M2 ノズ
ルでP/P0 = 0.056/0.42 = 0.13 ( Z = 30 )，M3 ノズルでれた知見は以下のようである。

１） 軸対称超音速ノズルの外郭線を，特性曲線法により求めることができた。
２） プラントルマイヤー角ν および流れ角θ からノズル内のマッハ数分布および温度分布を求めることができた。
３） 特性曲線法にもとづき設計試作されたノズルの壁面
静圧の測定結果は，一次元定常流れの理論と非常によく一致した。

以上より，任意の設計条件に対して，軸対称超音速ノズルの設計及び製作が可能となった。

５ 参考文献１） Sauer: NACA Tech. Memo. 1147 (1949)２） 木村逸郎：「ロケット工学」，p.148-152，養賢堂

0.4
M=1
M=2
M=3

0.3
壁面静圧 Pt / MPa

実験によりノズル内流れ場を調べた。本研究により得ら(1993)
３） H. W. Liepmann and A. Roshko: Elements of
Gasdynamics (1960)
４） 久保田浪之介：「ロケット燃焼工学」，p.9-15，日刊

0.2

工業新聞社 (1995)
0.1

0.0
0

20

40
60
80
スロートからの距離 Z / mm100

図－６ 設計マッハ数と壁面静圧分布

120

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

省エネ型連続式オゾン氷製造装置に関する研究開発
吉村賢二＊１

秋山知昭＊2

廣藤祐史＊3

篠原満寿美＊4

Development of Energy Conservation and Continuous Type Ice Containing Ozone
Manufacturing System
Kenji Yoshimura ,Tomoaki Akiyama , Yushi Hirofuji,

Masumi Shinohara

オゾンは強い酸化力により殺菌効果があり，生鮮食品の保存等に有効であるが，分解して酸素となり易く，保存が難し
い欠点がある。近年，オゾンガスを氷中に封じ込めて，オゾンの保存を可能としたオゾン氷が注目されている1)。機械電子研究所では，これまでにオゾン氷製氷特性を実験的に調べている2)。本研究では，オゾン氷製氷特性基礎実験結果を基に，新規な密閉加圧式オゾン氷製造技術の開発を行い，オゾン氷製造装置を開発した。また，製造したオゾン氷を用いた鮮魚の鮮度保持効果実験を行った。

１ はじめにオゾンは強い酸化力により，殺菌・消毒・脱臭効果がオゾン水圧力の影響等を実験的に調べ，オゾン氷製造部
設計指針の構築を行った。

あり，また時間の経過と共に分解して無害になる性質を本研究では，オゾン氷製造部設計指針を基に実機のオ有する。しかし，ヒトの場合，気体状態のオゾン 50[ppm]

ゾン氷製造装置を開発した。また，食品を対象としたオに１時間曝露されると生命の危険があり3），作業環境に

ゾン含有氷の鮮度保持効果を明らかとした。

おけるオゾン濃度は 0.1[ppm]以下とすることが環境基準で定められている4)。オゾンは紫外線や次亜塩素酸等とは２ 研究，実験方法

異なる殺菌機序を有し，分解後は無毒化することから，

２－１ オゾン氷製造装置の開発

生鮮食品の保存や水の浄化等に有効である。気体状態の

図－１にオゾン氷製造装置の概略を示す。本装置は，オゾンは生体毒性が懸念されるため，水に溶解した状態

主に冷凍機(1)，オゾン氷製造部(2)，ポンプ(3)，オゾン水で利用されることが多い。水に溶解したオゾンは大気中製造部(4)から構成される。製氷部は 12 本あり，構造は二に比べて半減期が著しく短くなるため，高濃度オゾン含

重管状である。製氷部の管外側を冷媒が流れ，管内側の有水を凍結させることによってオゾンの半減期を延長する方法が試みられている。オゾン含有氷は，ここ数年検討され始めたばかりで基礎的データに乏しく，実用化にオゾン水を冷却し，オゾン氷を製造する。図－２にオゾン氷製造装置を，図－３に本装置で製造したオゾン氷を示す。

あたっては基礎となる実証データを蓄積する必要がある。
そこで機械電子研究所では，平成 13 年度に，(1)オゾン
水を凝固させた場合の氷中のオゾン濃度に及ぼす冷却温

Refrigerant flow
Water flow

2度，氷直径及びオゾン水初期温度の影響，及び(2)生成したオゾン氷の氷中オゾン濃度の時間的減衰に及ぼす氷直径の影響等を実験的に調べた2）。更に，平成 14 年度は，
(1)オゾン水を凝固させた場合の氷中オゾン濃度に及ぼす

154オゾン水圧力の影響，(2)氷中ガス形状に及ぼす冷却温度，
3＊１ 機械電子研究所＊２ アイスマン（株）＊３ 生物食品研究所＊４ 水産海洋技術センター

1 Chilling unit 2 Ice making equipment 3 Pump
4 Water dissolved ozone making equipment 5 Electromagnetic valve

図－１

オゾン氷製造装置の概略

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

性能試験に際しては，オゾン水製造部で製造された所に調温された環境に静置して試験を実施した。

定の濃度及び温度のオゾン水をポンプによりオゾン氷製

外観の変化については，1 日ごとの外観の変化を 7 日

造部に注入した後，製氷を開始した。水中オゾン濃度は間に渡って記録した。ただし，0 日目は氷を充填して 1

紫外線吸収式オゾン濃度計で，氷中オゾン濃度はヨウ素

時間後に，それ以外は 24 時間毎に記録を行った。
アジ体表の生菌数の変化については，アジ体表 1[cm2]滴定法で測定した。

あたりの生菌数の経時変化を測定した。表皮 1[cm2]を無菌的に剥離したものを滅菌水 5[ml]中で激しく振盪し，得られた付着菌懸濁液１[ml]を標準寒天培地に散布した。
37[℃]で 2 日間の培養を行い，寒天培地上に生育したコロ
ニー数を 5 倍することで体表生菌数を得た。生菌数の測
定は 7 日間に渡って行い，0 日目は氷を充填して 1 時間
後に，それ以外は 24 時間毎にサンプルを採取した。

３ 結果と考察
３－１ オゾン氷製造装置の開発
図－４に氷中オゾン濃度Ci[mg/L]に対するオゾン水圧
図－２

オゾン氷製造装置

力Pl[MPa]（絶対圧）の影響を示す。製氷前のオゾン水濃度は 9.42[mg/L]，オゾン水初期温度は 15[℃]，氷直径は23[mm]で一定であり，冷却温度Tw[℃]は-25，-50[℃]である。オゾン水圧力を 0.1～0.8[MPa]加圧することにより，
氷中オゾン濃度は 26～64[％]増加した。この理由として
は，オゾン水を密閉容器内で加圧状態で製氷を行うこと
により，①オゾンガスの水に対する溶解度が増加し，オ
ゾン水が大気と接する気液界面でのオゾンガスの放出が抑制されること，②氷中オゾンガス径が減少し，固液界面でオゾンガスが氷に取り込まれ易くなること，が考えられる5)。

図－３

オゾン氷

図－５に本オゾン氷製造装置と従来の掻き取り式製氷方法で製造したオゾン氷について，氷中オゾン封入率E

２－２ オゾン氷製造装置の安全性の検討[％]（氷中オゾン濃度Ci [mg/L] / 製氷前の水中オゾン濃度

オゾン氷製造装置の安全性を検討するために，オゾン

Clo[mg/L]*100 と定義する）を示す。製氷前の水中オゾン

氷製造運転時のオゾン氷製造装置周りの大気中オゾンガ

濃度Clo=10[mg/L]及びオゾン水初期温度Tlo=15[℃]である。

ス濃度を測定した。オゾンガス濃度は検知管式オゾン濃本オゾン氷製造装置は氷中オゾン封入率E=約 70[％]を達度計を使用した。
２－３ オゾン氷を用いた鮮度保持効果実験
オゾン氷を使用して，鮮魚を対象とした鮮度保持効果を検証することを目的としたアジの保存試験を実施した。
試料として養殖アジ（氷締め後、６時間経過したもの）
を使用した。オゾン氷（氷中オゾン濃度 5.5[mg/L]）と普通氷をチャック付きポリ袋にアジと共に充填・密封し，周囲をそれぞれオゾン氷と普通氷で満たした発泡スチロール製断熱容器に充填した。発泡スチロール容器は 5[℃]

成し，掻き取り式製氷方法に比較して大きな氷中オゾン封入率が得られた。これは，掻き取り式製氷方法は製氷面と反対側の氷表面が大気解放であるため，製氷時に氷表面からオゾンガスが大気へ放出するのに対して，本オゾン氷製造装置ではオゾン水を密閉状態で製氷を行うた
め，製氷時にオゾンガスの大気への放出が少ないためと考えられる。
図－６に本オゾン氷製造装置と従来の掻き取り式製氷方法で製造したオゾン氷について，オゾン氷保存時にお福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

8

ける氷中オゾン残存率R [％]（氷中オゾン濃度Ci[mg/L] /7

製氷直後の氷中オゾン濃度Cio[mg/L]*100 と定義する）の
時間変化を示す。オゾン氷保存時の雰囲気温度Tat=5[℃]

6Ci ／ mg/Lである。本オゾン氷製造装置は掻き取り式製氷方法に比5較して，氷中のオゾンの保持に有効であることが分かる。
実験条件
・オゾン水濃度 9.42mg/L
・オゾン水初期温度 15℃
・氷直径 23mm

43
2

Tw=-25[℃]1

Tw=-50[℃]

これは，本オゾン氷製造装置で製造したオゾン氷は掻き取り式で製造したオゾン氷に比較して，氷厚さが大きく，
また氷表面積が小さいため，オゾン氷が融けにくく，オ
ゾンガスが大気へ放出しにくいためであると考えられる。
表－１に本オゾン氷製造装置の製氷能力を示す。

0
0.1

0.3

0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

表－１

Pl ／ MPa
図－４項

氷中オゾン濃度に対するオゾン水圧力の影響

100

E ／ ％ (=Ci/Clo*100)

目

仕

様

1. オゾン氷製造量

1[トン/日]2. 氷中オゾン封入率

70[％]以上

3. 氷形状●closed type▲scratch type80

オゾン氷製造装置の製氷能力

直径 23[mm]円柱状

３－２ オゾン氷製造装置の安全性の検討
図－７にオゾン氷製造時のオゾン氷製造装置周りの大60

気中オゾンガス濃度の測定点を示す。表－２に測定結果を示す。日本の産業衛生学会許容濃度委員会が定めた労40
Clo=10[mg/L]
Tlo=15[℃]20

働環境における気中の許容濃度 0.1[ppm]以下を達成しており，本オゾン氷製造装置の安全性に問題はないと考え
られる。

0
-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

Tc ／ ℃
図－５

D点（制御盤前）

C点（裏：冷凍機前）

氷中オゾン封入率R ／ ％(=Ci /Ci0*100)

100●closed type▲scratch type

80
60
40

Tat=5[℃]20

A点（氷取り出し部）

0

図－７

0

2000

図－６

4000
t ／t[s]s

6000

氷中オゾン残存率の時間変化

8000

B点（オゾン水タンク前）

オゾンガス濃度の測定点

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

オゾン氷製造装置周りのオゾンガス濃度

観劣化抑制に効果を示した。また，体表の付着生菌数

測定点

大気中オゾンガス濃度の抑制効果が確認された。

A 点（氷取り出し部）

0.025[ppm]以下

B 点（ｵｿﾞﾝ水ﾀﾝｸ前）

0.038[ppm]

C 点（冷凍機前）

0.10[ppm]

D 点（制御盤前）

0.025[ppm]以下

表－２5)開発したオゾン氷製造装置は，平成 16 年 3 月にアイスマン（株）にて製品化となった6)。

５ 参考文献1)小山茂人：「新版オゾン利用の新技術」，p.445，サンユ

３－３ オゾン氷を用いた鮮度保持効果実験ー書房(1993)

アジを対象とした鮮度保持試験の結果，外観の変化に

2)吉村賢二，笹口健吾，山本博美：オゾンを含有した氷

ついては，オゾン氷では 4～5 日以後，普通氷では 2～3の生成に関する研究，日本機械学会九州支部第 55 期講日以後にエラの充血が認められ，普通氷では 4 日以後，

演会論文集，p.197(2002)

オゾン氷では 6 日以後に眼球の白濁が認められるなど，オゾン氷が外観劣化を抑制する効果を持つことが確認された。

3)多田治：「有害物管理のための測定法

無機編」，p.102，

労働科学研究所(1967)
4)「オゾンに関する取扱い安全基準」，p.7，日本オゾン協表－３に保存期間によるアジ体表 1[cm2]あたりの付着
生菌数の変化を示した。今冬は海水温が比較的高く推移

会(1998)5)吉村賢二，小山繁，稲田孝明：オゾン等の気泡・気したこともあり、魚体表面に低温に耐性を持たない菌が柱を含有した氷の生成，日本機械学会熱工学コンファ

多く付着していたものと考えられ，普通氷でも 0 日目とレンス 2003 講演論文集，p.343(2003)

1 日目で付着菌数が大きく相違した。低温に耐性を持たない菌はオゾンに対しても耐性を示さず，オゾン氷では
0 日目（1 時間曝露後）の段階で，付着菌数が大幅に減少していた。その後は若干のバラツキはあるものの，6 日目まではオゾン氷の方が付着菌の少ない状態を維持した。

表－３

保存期間によるアジ体表 1[cm2]あたりの生菌数[cells/cm2]の変化
0日

1日

2日

3日

4日

6日

ｵｿﾞﾝ氷

240

260

90

80

15

10

普通氷

1300

350

145

240

75

85

４ まとめ
1)本オゾン氷製造装置は氷中オゾン封入率 E=約 70[％]を達成し，掻き取り式製氷方法に比較して大きな氷中オ
ゾン封入率が得られた。
2)本オゾン氷製造装置で製造したオゾン氷は，掻き取り式製氷方法で製造したオゾン氷に比較して，氷中のオゾンの減衰が少なく，本オゾン氷製造方法は氷中のオゾンの保存に有効である。
3)日本の産業衛生学会許容濃度委員会が定めた労働環境
における気中の許容濃度 0.1[ppm]以下を達成しており，
本オゾン氷製造装置の安全性に問題はない。
4)アジを対象とした鮮度保持試験の結果，オゾン氷は外6)アイスマン（株）：製品パンフレット「高濃度オゾン氷製造装置」

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

熱流束制御技術に関する研究
熱流束式自動最適水分制御装置の開発
林伊久

＊1

北島伸之

＊2

井手治

＊2

工藤久＊3

坂本政悟＊4

大村勝信＊4 上宇都幸一＊5 松尾孝美＊5 斉藤晋一＊5

Study on Control Technique for Heat Flux
Development of Automatic Optimal Control Device Using Heat Flux
Tadahisa Hayashi，Nobuyuki Kitajima, Osamu Ide, Hisashi Kudo, Seigo Sakamoto, Katunobu Omura,
Kouichi Kamiuto, Takami Matuo, Shinich Saito
本研究では,平成 13 年度に開発した熱流束式水分量測定法を基に,測定物内部の水分量を精度良く連続的に測定でき,さらに水分量を一定に制御できる熱流束式自動最適水分制御装置の開発を行った。本研究は,平成 14 年度に水分測定センサ
ー部分,平成 15 年度に測定制御部分の開発を終了し,福岡県農業総合試験場にて６ヶ月におよぶ性能評価試験を行い,良好な結果を得たので報告する。また,熱流束式自動水分制御装置の商品化を実現したので,併せて報告する。

１ はじめに近年,日本の野菜生産農家は,アジア諸国からの安い輸入農作物に対抗するために高糖度トマトなど特色ある農作物の開発を行ってきた。

２ 農業用自動水分量測定制御機について
２－１ 水分量測定センサーついて
本水分測定センサー1)は,図-1 に示す様に培地内部への福岡県でも,これまでに高糖度トマトや低廃水イチゴな埋設を考慮し,新たに開発を行った。また,本センサーは,どの開発を進めてきた。しかし,これまでの開発では,高精

図-2 の様に,常に培地内部に埋設されるため,培地内部の水

度な養水分管理が出来ないことが,付加価値の高い高糖度

分量変化にともない生じる培地の形状変化が,測定精度にトマト等の安定生産を非常に難しくしていた。

大きな影響を与える。そのため,本センサーでは,センサー

そこで,農業用培地の特性を考慮し,農業現場に適応し内に培地を内蔵させ,毛細管現象を利用して,センサー外た自動最適水分量測定制御機を開発した。本水分量測定の培地の水分をセンサー内の培地に移動させ,センサー内制御機装置の特徴は,①繊細な高糖度トマトなどの農作物栽

外の水分量を常に,均一に保つ構造を開発した。また,内蔵培に対応できる高精度な水分測定による水分量の最適制御

している加圧機構により,常にセンサー内蔵の培地と熱伝ができる。②環境変化の激しい農業現場での使用に耐えうる達部の接触面を一定にしている。これにより,培地の形状

耐久性を備えている。③個人農家にも導入可能な低価格化

変化に左右されることなく,測定精度±1%以内,再現性を実現した。④誰でも手軽に使用できる様に操作を簡素化し90%以上を実現することが可能になった。

た。⑤365 日安定した連続測定が可能である。 などである。
また,農業現場にて６ヶ月間に及ぶ評価試験を実施し,水分量測定制御機の性能について検討した。

＊１ 機械電子研究所＊２ 福岡県農業総合試験場＊３ 九州指月株式会社＊４ 株式会社ユーエスアイ＊５ 大分大学

図－１

水分測定センサー

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

水分移動経路２－３ 水分量測定制御ついて水分量制御方式は,水分量一定制御,水分補正制御と水被測定物を内蔵

分量設定制御の三つの制御工程で構成されている。
水分量一定制御は,培地内の水分量が時間単位でゆっくりと変化するため,図-5 に示す様に簡単なフィードバック制御を採用した。人が設定した水分設定値に対して水分測定センサーで測定した水分量が低ければ,給水ポンプを一定時間起動させる。しかし,図-6 に示す様に培地は,水分量によ

図－２

水分センサー埋設状態って水分の吸水性が異なるため,イチゴ培地を例にすると,水分量 75%設定への追従性が良好であるのに対して,水分量

２－２ 水分量測定制御機ついて65%設定への追従に対するオーパシュートが大きく,あまり良水分量測定制御機は,図-3 及び図-4 に示す様に,一入出

くない。これは,イチゴ培地の水分量 70%以下での吸水率が力型と多入出力型の 2 機種を開発した。一入力型は,多入出高いため,給水口から水分量測定センサーまでの間の培地

力型の簡易型であり水分量設定値に応じて一定時間のポンに,水が吸収され,供給した水分がセンサーに届くまでに時プ起動が出来る。多入力型は,最大 25 個のセンサーでの水間が掛かるためである。このため,イチゴ培地水分量 70%以下

分量測定が可能であり,水分量測定を行うと共に,最大 25 台

では,センサーの時定数が大きくなり,水分一定制御が不安のアクチュエター(給水ポンプ,カーテンおよび窓の開閉機構

定になっている。そこで,図-7 に示す水分補正制御を開発しなど)を同時に起動させることが可能である。また,栽培ノウハ

た。

ウを数値化し高度な水分管理を行うことが出来る。

水分補正制御は,次の三段階を経てポンプ給水時間を決定する。①水分量設定値と水分量測定値とのズレから基本となるポンプ給水時間を求める(W1)。②時間に対するズレの度合いによる補正を行う(W2)。③培地の性状による補正を行う(W3)。
①②③からポンプ給水時間 u は,式(1)となる。

u = (W1 × W2 ) × W3

・・・(1)

水分目標設定制御は,栽培ノウハウを数値化し,図図－３ 一入出力型熱流束式自動水分量測定制御機-8 に示す様に栽培時期に応じた最適な培地内の水分量を自動的に設定する。

水分量一定制御

-5%

70%

7 8 9
4 5 6
1 2 3

65%
ポンプを５分回転0

水分目標量設定

させよ。

水分量測定

(人間が設定キーで設定する。)

培地

ポンプ

図－４ 多入出力型熱流束式自動水分量測定制御機
養水

図－５ 水分一定量制御フロー図イチゴ培地水分量 / %福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

80.0

図-9 に示す様に各試験区に試験条件に合わせて a,b,c の各75.0

位置に埋設した。試験は,次の 3 区で行った。①センサーc

70.0

１点のみ,水分量 17%設定区。②センサーc１点のみ,水分量14%設定区。③センサーa,b,c3 点,水分量 17%設定区。

65.0

図-10 にトマトによる評価試験の概要図を示す。

60.0③区画(65%)

点滴チューブ④区画(75%)55.0④区画(75%標準水分量50.012/10 12/15 12/20 12/25 12/30

1/4

1/9

1/14

1/19

トマト定
植位置
0cm

10cm

a

c

日時

図－６

深さ
10cm

イチゴ培地内水分量の推移

WW2
2 : 補正値

ポンプ給水時間(分) W1
W1-80
水分量設定値からのズレ(%)

深さ
20cm

b

5

図－９ トマト培地内の埋設センサーの位置

2.5

自動水分制御装置

３点 17%設定区

-0.05
0.05
時間に対するズレの度合い

WW3
3 : 補正値
2

１ 点 14% 設 定
1

１点 17%設定区

図－１０ トマトによる評価試験
イチゴ栽培では,供試品種として「あまおう」,

40 50 60 70 80 90

供試培地として「ベリーサムソイル(ピート 3:

培地水分量(%)
図－７

ヤシガラ 5:炭 2)」を使用し,栽培方法としては,高設栽培

ポンプ給水時間と補正係数(ダブルベリコン)2 条外成り,株間 20mm の 1 区 24 株,2 反復とした。センサーは,各試験区に１ヶ所とし,ベリコン中
収穫

開花

開花

定植

83
82

果実肥大

水分量(%)

央部,深さ 6mm の位置に埋設した。
試験は,次の 2 区で行った。①水分量 65%設定区。②水分80

量 75%設定区。

78

図-11 にイチゴによる評価試験の概要図を示す。

76
75

自動水分制御装置
9

10

11

12

1

2

3

4

5

65%設定区
月

図－８ 各栽培時期に対するイチゴ培地の水分量

３ 性能評価試験

75%設定区

性能評価試験は,トマトおよびイチゴ栽培ハウスで行った。トマト栽培では,供試品種として「ハウス桃太郎(台木:がんばる根)を使用し,栽培方法は,土耕栽培とし,幅150cm,株間 30cm の 1 区 10 株 2 反復とした。センサーは,

図－１１

イチゴによる評価試験

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

21

４ 性能評価試験結果

20日～平成 16 年 3 月 31 日までの６ヶ月間行った。図-12 と図19-13 は,平成 15 年 10 月 23 日～平成 16 年 3 月 29 日までの
トマトとイチゴ培地内水分量の推移である。
図-12 は,第 3 項,性能評価試験で述べたトマト培地水分量設定区①②③の 3 ケースについての培地内水分量の推移

トマト培地水分量 / %水分量制御に関する性能評価試験は,平成 15 年 10 月 23

1点17%区-c
3点17%-a
3点17%-c

1点14%区-c
3点17%-b
1点14%区-c標準水分

18
17
16

17%設定

15

を示している。トマト培地水分量設定区①②は,培地内の水分量が,設定水分量 17%および 14%を下回らなかったため,水分量制御が作動せず,約 17.5%と約 16%を維持しながら推移

14%設定

14
13
2/13

2/23

3/4

3/14

3/24

4/3

日時

している。トマト培地水分量設定区③は,図-9 に示す様に 3図－１３ヶ所に埋設したセンサーすべてが設定水分量 17%以下に３時

トマト培地水分量推移

間連続で低下した場合,補正制御に従って最適な給水量を５ おわりに決定し,給水を行い設定水分量の 17%に維持している。
図-13 は,第 3 項,性能評価試験で述べたイチゴ培地水分

本開発では,農業用自動水分制御装置を開発し,６ヶ月

量設定区①②の 2 ケースの水分量推移である。両水分量設に及ぶフィールドテストを実施した。農業用自動水分制

定値とも,設定水分量 65%または 75%以下に３時間連続で低御装置の開発では,開発目標値をすべて達成し良好な結下した場合,補正制御に従って,最適な給水量を決定し給水果を得た。また,本開発では,長期のフィールドテストを行を行い,設定水分量 65%および 75%を維持させている。また,った結果,トマトとイチゴに関して水分制御を実施し厳

水分量 65%設定区では,水分量一定制御に水分補正制御を

密な水分管理を行うことにより下記の結果も得た。

組み合わせることにより設定水分量 65%への追従性が大幅に①トマトの水分制御は,水分制御設定値を変化させることで,改善された。

糖度を制御することができ,収量とのバランスを考えて市場に

トマト,イチゴとも培地内水分量が,水分設定値を大きく超えることはなく,水分設定値に追従している。ただし,イチゴ培できる。

地水分量設定区①において平成 16 年 3 月 19 日～24 日ま②イチゴの水分制御は,水分調整を行うことにより従来栽培

で水分制御装置の不具合により,この期間タイマー制御に切法と同等の生育および品質を維持させ廃液量ゼロにすること

り換えて実験を行った。

ができる。このため,養液コストを低減させるとともに環境に優図-12,-13 中の赤丸は,各区画で採取したサンプルを JIS
A1109 に則って重量乾燥法で水分測定した標準水分量であまた,本水分測定制御機は,平成 16 年度中に,九州指月
福 岡 県 嘉 穂 郡 稲 築 町 山 野

1915,TEL:0948-42-3441,担当:工藤)と㈱ユーエスアイ(〒

90
区画(65%)

区画(75%)

80

区画(65%)標準水分量
75%設定

812-0042 福岡市博多区豊 1 丁目 5-25,TEL:092-474-7577,
担当:大村)によって製造販売を行う予定です。

70

６ 参考文献１) 上宇都幸一,林伊久,含水多孔質層の非定常温度

60

65%設定

特性,第 44 号大分大学工学部研究報告,p.25

50
40
2/13

しい栽培を行うことが出来る。

㈱ ( 〒 820-0202

る。

イチゴ培地水分量 / %あった糖度 9.0 以上の高糖度トマトを安定的に創り出すことが(2002)

2/23

3/4

3/14

3/24

日時

図－１２

イチゴ培地水分量推移

4/3

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

電子部品実装基板の熱変形強度評価に関する研究
マイクロフォーカス X 線 CT によるはんだ接合部の信頼性評価
貝田博英 ＊１

上西

研 ＊2

Mechanical Evaluation of Thermal Deformation for Substrate
Reliability Evaluation of Solder Joint by Micro Focus X-ray CT
Hirohide Kaida and Ken Kaminishi
電子部品実装における機械的強度・信頼性評価技術は，半導体関連産業の発展においてハード面の技術革新を支えるキーテクノロジーの一つといえる。電子部品実装において最も問題となる熱変形に関して信頼性評価法を構築することを目的として，本年度は実際の電子部品に対して温度サイクル試験を実施し，マイクロフォーカス X 線
CT によるはんだ接合部の評価を行い，その評価手法の有効性を検討した。

１ はじめに
現在，電子機器の小型化，高性能化等が急激に進展しているため超高密度に集積した LSI や超小形電子部品の開発が急ピッチで進んでいる。電子部品をプリント基板上に高密度に，しかも過酷な環境(超高密度 LSI からの発熱や落下衝撃など)に耐えるように装着する必要があるため，電子部品を基板に装着する実装技術の開発が半導体関連産業の発展の鍵を握る技術として重要視されている。また，鉛の環境汚染への配慮から，鉛フリーはんだによる実装技術の

図−１

マイクロフォーカス X 線 CT 装置の外観実用化が急務となっているが，電子部品実装における鉛フ

テストピースは，図−２に示すように IC パッケージから出リーはんだ接合部の信頼性については従来の鉛はんだの経

たリード部で，はんだ付けされている SOP(Small Outline

験則が適応できないため，早急に信頼性試験を行って確立

Package)基板と格子状に配列された BGA(Ball Grid Array)

する必要がある。ところが，接合部をマイクロカッターでで接合されている PS (Package Stacked)基板を用いた。PS

切断し，表面を研磨して切断面を観察する従来の評価方法
では多数のサンプルと膨大な時間と手間を費やしてしまう
ため，非破壊で欠陥を検出し効率的に信頼性評価を行う技
術が必要とされている。
本研究では，鉛フリーはんだ接合部の信頼性評価法の効率化を目指して，マイクロフォーカスX線CT１)を用いた評価(1) SOP 基板
図−２(2) PS 基板（BGA）
テストピース

法を検討する２)。今年度は，実際に温度サイクル試験を行い，試験前・後のはんだ接合部内のボイド等欠陥の状態を
マイクロフォーカスX線CTを用いて観察し，本方法の有意性を検討した。

基板は，図−３に示すように，IC を BGA で実装したサブ基
板を２枚積み重ねて，メイン基板に実装した２階建て構造の３次元実装基板である。温度サイクル試験の条件は，-150℃〜+50℃（ΔT=200）を１サイクルとし，200 サイク

２ 実験方法図−１に本研究で使用したマイクロフォーカス X 線 CT装置（HMX225-ACTIS+3，テスコ㈱製）の外観を示す。

ル行った。初期(０サイクル)，中間(100 サイクル)，及び結果(200 サイクル)の各過程において X 線 CT 撮影を行い，SOP と BGA の全てのはんだ接合部の X 線 CT 画像データを取得した。PS 基板の X 線 CT 撮影の様子を図−４に示す。

＊１ 機械電子研究所
＊2

山口大学

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研究報告 No.14(2004)

X 線 CT 撮影条件

表−１
項 目

SUB2
SUB1
MAIN

SOP

テストピースPS(BGA)20095
0.6
600/250.015
512×5128004管電圧 （KV）
管電流 (μA)
フィルター (Cu：mm)
幾何倍率(SID/SOD)
スライス幅 (mm)
マトリックスサイズ
ビュー数
積分回数

193
76
0.3
600/300.02
512×512800
4３ 結果と考察
図−３

表−１に X 線 CT の撮影条件を示す。空間分解能は，SOP

PS 基板の外観で 15μｍ，PS で 18μｍ程度である。
図−５に SOP 及び PS について X 線 CT 撮影を行った結果
を MPR(Multi Planar Reconstruction)表示した例を示す。
X線

X 線 CT によるスライス画像を積層して３次元的イメージを構築しているので，はんだ接合部の任意の断面を観察することができる。はんだ接合部内部のボイドの大きさや形状，
分布状況などが良くわかる。特に，PS 基板のように BGA が回転２段に重なっている場合は，X 線透過画像では２個の BGAの透過画像が重なってしまい判別が難しいが，X 線 CT を用
いると図−５(2)に示すように BGA が２段になっている状態が写っており，それぞれの BGA の断面を見て内部の状態を観察することが可能である。

図−４

図−６に温度サイクル試験の各過程におけるはんだ接合

X 線 CT 撮影の様子

部の状態の例を示す。これらの画像は，MPR 表示により得られた画像である。SOP 基板については，0.1mm 程度以上の
A
A

B

B

B
A−A 断面B

A−A 断面AA

B−B 断面(1)

B−B 断面
SOP 基板図−５(2)X 線 CT 画像（MPR 表示）

PS 基板

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研究報告 No.14(2004)

ボイド

クラック

0 サイクル→→

100 サイクル

クラック 開口部

200 サイクル(1) SOP 基板

ボイド

0 サイクル→→

100 サイクル

200 サイクル(2) PS 基板

図−６

温度サイクル試験の経過とはんだ接合部内部の状態

ボイドは良く見える。クラックは開口部の幅（0.1mm 以上）

元的に把握して記録することができ，しかも非破壊ながあるところは見えるものの，0.1mm 以下の密着しているので信頼性試験の過程における内部欠陥の状態を同じサン状態のクラックは良く見えない。しかし，クラックの幅がプルについて追跡して観察できるため，信頼性評価のうえ

温度サイクル試験の過程で大きくなっていく様子がわかる。

で有用なデータを得ることができる。また，今後主流とな

次に PS 基板の BGA については，BGA の直径が約 0.5mm であることから，0.05mm 程度以上のボイドは判別できる。今っていく３次元実装についてもマイクロフォーカス X 線 CTを用いた評価は有効である。

回の温度サイクル試験は，意図的に欠陥を発生させるために熱的に過酷なΔT=200 で 200 サイクルという熱衝撃試験（加速試験）を行ったが，結果として PS 基板の BGA については各サイクルにおいて BGA 中のボイド状態に変化が見ら

５ 参考文献１) 藤井：非破壊検査，vol.50，No.5，p.296(2001)
２）小金丸，内野，貝田，原田，永井，井芹：福岡県工

れなかった。

業技術センター研究報告，No.13，p.152(2003)
謝辞

４ まとめ
今回使用した SOP 基板のはんだ接合部については 0.1mm

本研究において，PS 基板を提供いただき，助言をいただ
いたパナソニックファクトリーソリューションズ㈱の土師程度以上の幅をもつボイドとクラック，PS 基板の BGA につ宏氏，温度サイクル試験で助言をいただいたパナソニック

いてはφ0.05mm 程度以上のボイドが観察できた。また，X

CC テストラボ㈱の番屋雅彦氏，斉藤実夫氏に謝意を表しま線 CT を用いた評価法は，接合部内部のボイドの状態を３次す。

肉厚半径比を変化させた円筒の衝突エネルギー吸収特性
春山繁之 *1

貝田博英 *1

牛島邦晴 *2陳玳行 *2

森健司 *2Analysis of Impact Energy Absorption for Tapered Cylinderical Tubes
Shigeyuki Haruyama, Hirohide Kaida, Kuniharu Ushijima, Dai-Heng Chen, Kenji Mori
本論文では，動的有限要素法解析ソフト MSC Dytran を用いて薄肉円筒形状部材の衝突解析を行い，薄肉円筒部材の肉厚比 r/t や材料特性 Et/E（加工硬化係数/縦弾性係数比）が，ピーク荷重，平均荷重，波長等に与える影響について評価検討を行った。その結果，それぞれの応力値は肉厚比 t/r で整理することによって，加工硬化係数と縦弾性係数との比 Et/E ごとにほぼひとつの直線上にのり，材料毎のマスターカーブを得ることができる。またしわ波長についても，無次元化した波長λ/r は加工硬化の大小に関わらず，各肉厚比に対応する関係を持つことを明らかにした。

1 はじめにより質量と初速度を持った別の剛体(質量 M,初速度 v)

近年増加傾向にある交通事故に対して，自動車メーが衝突するとした。また材料は弾塑性材料とし,本研究カーでは安全ボディという考え方で対応している。安では塑性域(σ>σyσy は降伏応力を表す)における加全ボディとは衝突時に潰れることによって事故のエネ

工硬化が一定な二直線硬化則を用いた。(ただし式(1)ルギーを吸収するクラッシャブルゾーンと乗員の生存中の E は縦弾性係数，Et は加工硬化係数，ε は弾性ひ空間を確保するキャビンという 2 種類の異なる目的にずみと塑性ひずみの和を表す。)

応じた部分をボディにもたせることを言う。クラッシ

σ=σy+Et(ε-σ/E)(1)ャブルゾーンを形成しているバンパー構造やフロント
サイドメンバーには軽量化と高剛性の観点から中空薄P peakP peak

肉構造物が多く使用されている。本研究では中空薄肉
構造物を薄肉円筒として取り扱っている。図-1 に，軸P peak2

圧縮荷重を受ける弾塑性円筒問題での軸方向圧縮荷重と圧縮変位との模式図を示す。著者らはこれまでの研P ave

究 1) で，弾塑性円筒問題において，第一ピーク荷重
Ppeakと薄肉円筒の肉厚tと半径rとの比t/rは比例関係があると示した。そこで，本報では動的有限要素法弾
塑性数値解析結果に基づいて，軸圧壊下での第二以降

図-1

薄肉円筒部材の衝突変形時のしわの生成と折りたたみ荷重の模式図のピーク荷重Ppeak2 とt/rの関係，第二以降の荷重平均Paveと t/rの関係及びしわ波長の関係を明らかにする。

2 解析方法
本研究では動的有限要素法解析ソフト MSC.Dytarnを用い，図-2 に示す円筒形状(長さ L,半径 r,肉厚 t,
フランジ半径 rf,フランジ厚さ tf)について弾塑性解析を行った。解析モデルは三次元 shell 要素を用い，境界条件として円筒下端を剛体壁に完全拘束し，上端*1 機械電子研究所*2 東京理科大学

図-2

解析モデル

3 結果及び考察が可能と言える。

3-1 応力マスターカーブ
材料，肉厚半径比 t/r が等しく肉厚 t，半径 r が異なる 3 種類の薄肉円筒についての応力変位線図を図-3に示す。解析条件は L=0.16m，tf=0.005m，rf=r+0.005m
であり，M=1000kg，v=40km/h である。また材料定数は
E=72.4Gpa ， σ̲y=220Mpa ， ポ ア ソ ン 比 ν =0.3 と し ，
Et/E=0.01 である。
上部から衝突を受けた円筒は固定端側から局所的なしわの生成と折りたたみを繰り返し，それに対応して圧縮荷重と変位の関係に周期的な変動が表れる。薄肉
円筒 に おい て ，し わ の生 成 開始 時 に高 い ピー ク 荷重
Ppeak があらわれ，その後 Ppeak より低い荷重 P̲peak2が周期的にあらわれる。吸収エネルギー特性を把握す

図-4

肉厚比 t/r と最大ピーク応力 σpeak との関係るためには，まず最大荷重や変動時のピーク荷重，更に平均荷重に及ぼす影響を調べる必要があるが，半径や肉厚が異なるそれぞれの円筒において t/r が等しけ
れ ば 第 一 ピ ー ク 応 力 σpeak， 第 二 ピ ー ク 以 降 の 応 力
σpeak2，第二ピーク以降の平均応力値 σave の 3 つの値についてはよく一致していることが分かった。そこ
で，各種円筒の肉厚比 t/r ,Et/E について解析を行い各パラメータ σPeak/E，σ̲Peak2/E 及び σave/E との関係を整理した結果を図-4，図-5，図-6 にそれぞれ示す。
これらの図から分かるように，それぞれの応力値は肉厚比 t/r で整理することによって，加工硬化係数と縦弾性係数との比 Et/E ごとにほぼひとつの直線上にのり，材料毎のマスターカーブを得ることができる。つ図-5

肉厚比 t/r と最大ピーク応力 σpeak2 との関係

まり肉厚比 t/r が既知の円筒については，しわの生成と折りたたみ時における各種応力状態を予測すること

図-3 肉厚と半径比t/rが等しい円筒における圧縮応力-変位の関係

図-6

肉厚比t/r と平均応力σave/Eの関係

3-2 薄肉円筒のしわ波長
肉厚，半径共に等しい薄肉円筒において上端から軸方向に衝突を受けると図-7 に示すように，固定端より

2)しわ波長についても，無次元化した波長λ/r は加工硬化の大小に関わらず，各肉厚比に対応する関係を持
つことが分かった。

一定間隔の波長λを持って生成折りたたみを繰り返す。
図-8 に 3 種類の加工硬化係数 Et における肉厚比 t/r

5 参考文献としわ波長の関係を示す。同図から分かるように波長

1)牛島邦晴,春山繁之,陳玳行：円筒の軸圧壊におけるは，Et/E に関わらず横軸 t/r，縦軸λ/2r で整理する

初期ピーク応力の評価 第２報 有限要素法の数値解と累乗近似の一本の曲線上に乗る。このことから無次

析結果に基づく評価（機械学会論文集投稿中）

元化した波長λ/r は加工硬化の大小に関わらず，各肉厚比に対応する関係を持つと言える。

図-7

図-8

薄肉円筒のしわ波長λ薄肉円筒におけるしわ波長λ/ｒと肉厚比t/rの関係

4 まとめ
薄肉円筒形状部材の衝突解析を行い以下の結果が得られた。
1)σPeak/E，σPeak2/E 及び σave/E のそれぞれの応力値
は肉厚比 t/r で整理することによって，加工硬化係数と縦弾性係数との比 Et/E ごとにほぼひとつの直線上にのり，材料毎のマスターカーブを得ることができる。

デジタル相関法を用いた AC4CH 材の特性評価
春山繁之 ＊１

内野正和 ＊１

貝田博英 *1

Verification of the Material Property for AC4CH Aluminium Casting Alloyusing Digital Image Correlation Method
Shigeyuki Haruyama, Masakazu Uchino, Hirohide Kaida
本論文では，欠陥や介在物の影響を受け局所的に材料特性の変化が生じる鋳造アルミニウム合金の局所的な材料特性について，面による変形計測が可能なデジタル画像相関法を利用した計測システムにより評価検討を行った。
その結果，欠陥の有無によりひずみ分布に違いが生じること，試験片の計測位置により応力−ひずみの関係が異なることおよび初期き裂の発生部位と破断部位が異なること等を明らかにした。

1 はじめに内部欠陥の発生は見られなかった。図-1 に A 材（HIP

材料特性評価用の引張試験では，通常公称ひずみ，処理なし），図-2，3 に B 材の HIP 処理前後の内部欠陥

公称応力が求められている。また，容易に真応力−真の発生状況を示す。HIP 処理前の試験片内部には多くひずみを求めることができない。また，鋳造部材では，の欠陥が見られたが，HIP 処理後の試験片内部に欠陥

その製造方法から試験片内部に欠陥などが存在する可の発生は見られなかった。各試験片の化学成分及び熱能性があるため，衝撃吸収材のように局所的に塑性変処理条件を表-1，2，3 にそれぞれ示す。

形する部材では，平均的な材料特性評価基準のみで材料選定を行うことが難しいなどの課題 1) がある。そこ

1) AC4CH 普通鋳造材-T4 （記号 A）

で，本研究では材料の局所でのひずみを評価しより精表-1

度の高い部材（材料）選定が行えるよう試験片の，表

Si

Fe

Cu

Ti

Mn

Mg

Zn

Sr

面全体のひずみ分布を評価しFEM等の破壊条件に使用

7.2

0.13

<0.01

0.06

<0.01

0.24

<0.01

0.010

することができる材料評価方法を確立する。

A 材（記号 A）化学成分 （mass%）

・ 熱処理条件 ： 540℃×4h ⇒ 温水冷
2） AC4CH 連続鋳造材-T4 （記号 B）

2 実験方法表-2

2-1 供試材

Si

Fe

Cu

Ti

Mn

Mg

Zn

Sr

6.8

0.10

<0.01

0.08

<0.01

0.22

<0.01

0.010

供試材には，AC4CH 材連続鋳造材を用いた。また，B 材（記号 B）化学成分 （mass%）

本供試材は欠陥による影響を評価しやすくするため鋳・ 熱処理条件 ： 540℃×4h ⇒ 温水冷

造欠陥が多く発生した状態の材料を用いた。また，欠3） AC4CH 連続鋳造材-T4 （記号 C）

陥の影響を除去するため HIP 処理により欠陥を除去し表-3た試験片も製作した。HIP 処理は，欠陥の発生が多く

Si

Fe

Cu

Ti

Mn

Mg

Zn

Sr

見られた，B 材及び A 材と同等材である C 材について

7.0

0.10

<0.01

0.08

<0.01

0.22

<0.01

0.010

行った。また，HIP 処理は，神戸製鋼所製 DrHIP を使

C 材（記号 C）化学成分 （mass%）

・ 熱処理条件 ： 540℃×4h ⇒ 温水冷

用して昇温時間 1H，キープ温度・圧力・時間：515℃，
90MPa，２H，冷却時間 0.5H の条件で処理を実施し鋳造欠陥の除去を行った。その後，熱処理を行った。さらに，HIP 処理品の欠陥除去状況の確認は，テスコ㈱製
マイクロフォーカス X 線 CT

欠陥

（HMX225-ACTIS+3）を用いて内部検査を行った結果，
図-1＊１ 機械電子研究所

A 材 HIP 処理なしs (ζ ,η ) =∑∑ (I ( R + i, Z + j ) − I ( R, Z ) )(I ′( R + i + ζ , Z + j + η ) − I ′( R + ζ , Z + η ) )∑∑ (I ( R + i, Z + j ) − I ( R, Z ) ) ∑∑ (I ′( R + i + ζ , Z + j + η ) − I ′( R + ζ , Z + η ) )
2

2

(1)

での画像輝度値を I( R,Z )，それから ⊿t 後の時間 t +⊿t の位置( R ,Z )での画像輝度値を I'( R,Z ) とすれ
ば，座標( R,Z )を中心とする時間 t の相関処理領域とその微少時間後 t +⊿t の相関処理領域との相互相関係
数 S(ζ ,η ,θ )は式 1 のように表される。
図-2

B 材 HIP 処理なし

図-3

B 材 HIP 処理あり

2-2 試験片形状
試験片には，これまでの衝撃引張試験に使用した衝撃引張用試験片(図-4)を用いた。また図-5 にジグを取り付けた状態の試験片を示す。
R2

2.0

Φ2.5
Ｉʻ(Rk,Zl)

ζ=変位量
ここでは
(η=0)

6.0

Ｉ(Rk,Zl)=０〜255階調(3.0)(23.0)
15.0
ｔ

図-4

試験片寸法

ｔ + Δｔ図-6

計測原理

ζ ，η はそれぞれ微少時間内における R，Z 方向の移動量，I ，I' はそれぞれの時間における座標(R,Z)，(R +ζ ， Z +η )を中心とする相関処理領域内の空間濃度平均である。また，i ，j はそれぞれ処理領域内の x 範
囲と y 範囲である。

2-3-2 要素ひずみの計算
図-5

相関法により得た各点での変位から，要素ひずみの計

試験片（ジグ取り付け）

算を変位ひずみマトリックスを用いて行う式（2）ため，
2-3 表面ひずみ計測

変形前の画像上において，図-７に示すように４つの点

2-3-1 計測原理を設定し矩形領域を仮定する。続いて画像相関法を用

表 面 ひ ず み 計 測 に は 画 像 相 関 法 （ Particle Image
Velocimetry：PIV） 2),3) を用いた。画像相関法は，微いて変形後の画像から移動地点を同定し，ひずみ量を求める。

少時間差を持つ 2 画像の輝度むらから任意の相関処理
領 域 内 の 相 互 相 関 係 数 (crosscorrelation

coefficient)を求め，これが極大となる位置からその微少時間における対象の移動量を知る方法である。
本研究では画像の真黒の部分を 0，明るい部分を 8ビット（256 階調）として数値データを得て，図-6 に示す各要素（赤格子部）時間 t における位置( R,Z )⎧ ∂u ⎫ ⎧ ∂⎪⎪ ⎪⎧ ε x ⎫ ⎪ ∂x ⎪ ⎪ ∂x
⎪ ⎪ ⎪ ∂v ⎪ ⎪ε = ⎨ε y ⎬ = ⎨⎬=⎨ 0⎪γ ⎪ ⎪ ∂y ⎪ ⎪⎩ xy ⎭ ⎪ ∂u ∂v ⎪ ⎪ ∂⎪ ∂y + ∂x ⎪ ⎪ ∂y
⎩
⎭ ⎩

⎫
0⎪
⎪
∂ ⎪⎧u ⎫⎬⎨ ⎬∂y ⎪⎩v ⎭
∂⎪
∂x ⎪⎭

(2)

u3

u4

v4

2-3-4 ひずみ計測引張試験

v3

ひずみ計測は，撮影速度表：3 枚/秒，撮影画素数
H1300×W800 の条件で，島津製作所製オートグラフを用いて，引張速度 1mm/min（100mm/min）のクロスヘッ

v1

図-7

ド速度で行った。
（室温下）また同時に，相関法による

v2

u1

u2

ひずみ計測変位の結果と比較するため変位計（ビデオ

要素ひずみの計算

式非接触伸び計 DVE-200S）を，共和製動ひずみ測定器（EDX-1500）に 10HZ のサンプリング速度で記録した。

ここで，εは要素の平均変位，u,v はそれぞれ画像処

荷重についても，動ひずみ計で計測を行った。

理で得られた x,y 方向への変位である
2-3-3 装置，システム構成
解析には，（有）エコマス製

3 結果及び考察
高精度衝撃試験装置拡3-1 表面ひずみ分布張システムを用いた。図-8 に実験装置概要を示す。

次に各試験片での表面のひずみ分布を詳細確認するため，画像相関法により解析した試験片表面のひずみ分布（εy：引張方向のひずみ）の様子をそれぞれの材料について検討した。その結果，均一材であるにもかかわらずひずみの分布が一様でなく局所的に異カメラなっていることが分かった。特に欠陥の多い B 材では，他の材料と比べひずみの大きな部位が一様に分布していないことが分かる。図-9 に B 材 HIP 処理なし，図-10 にＢ材 HIP 処理ありの解析結果を示す。また，ひずみ解析部位は□で囲んだ部分である。上図が試験片の変形図，下図が解析部位のひずみコンター図を示した物である。

引張
方向

試験片
(a)

(b)

(c)

引張
方向

図-9
図-8

実験装置概要ひずみ分布 B 材 HIP 処理なし

(d)

引張

力ひずみ線図が異なることが分かる。また，初期きれ

方向

つに注目すると，ひずみが約 0.12 の時点で初期のき裂が発生していることが分かった。しかし，評点間 3mm
での伸びは 0.4 程度であることから，FEM 解析などに
この 0.4 を破断伸びとして使用した場合，実際のき裂はそれより早い時点で発生することが予想される。こ
(a)

(b)

(c)

(d)

のような予測の違いが，材料特性のばらつきとして評価に影響することが考えられる。このことから，任意の局所的における材料特性評価を行うことにより精度の高い材料特性の予測が可能であると考えられる。

4 まとめ

引張

デジタル画像相関法を用いたユーザーフレンドリー

方向な計測システムを構築し，鋳造アルミ合金の局所的な材料特性について評価を行った。その結果，構築した
図-10

ひずみ分布 B 材 HIP 処理あり

計測システムにより鋳造アルミ合金の局所的な材料特3-2 応力ひずみ線図

性評価が可能であることが分かった。

より詳細な各部位でのひずみ分布について評価を

5 参考文献行うため，試験片標点部内（3mm）を次のように分け

1)春山,上西,貝田,小川,関根：AC4CH アルミニウム合

各部の応力ひずみについて検討を行った。①1mm 上，

金鋳物の衝撃引張特性に及ぼす DAS と欠陥の影響,②初期亀裂発生位置 0.5mm③1mm 中，④標点 3mm，⑤1mm

日本機械学会論文集(A 編) ,70 巻,690,p.258(2004)

下，それぞれの部位における応力-ひずみの関係を評

2)Z.H.He,M.A.Sutton,W.F.Ranson,andW.H.Peters

価した。図-11 に B 材 HIP 処理ありの結果を示す。同

Exp.Mech,24,p.117(1984)

図から，試験片上部（引張側）が大きく延び，試験片3)A.Kato,H.Wate：Proc.APCFS&ATEMʼ01,p.840(2001)

下部（固定側）があまり変形せず，計測部位により応1m m -上
0 .5 m m - 初 期 亀 裂 近 傍
1m m -中
3m m
1m m -下

300

250

引っ張り前

up

引っ張り後

50

bottombottomMiddleMiddle up

100
3mm

Stress (MPa)

200

150

neighborhood of first crack

0
0

0 .1

0 .2

0 .3

0 .4

Strain図-11：

応力-ひずみ線図（B 材 HIP 処理）

0 .5

0 .6

スペックルを用いた歯の粗さ計測装置の開発
スペックルを用いた歯の粗さ基礎計測の検討
内野正和 ＊1

藤崎渉 *2

栗原えりこ *3

松田健次 *4

小関健由 *5

Development on Measurement System of Tooth Roughness using Laser Speckle
Investigation of Fundamental Measurement of Tooth Roughness using Laser Speckle
Masakazu Uchino, Wataru Fujisaki, Eriko Kurihara, Kenji Matsuda, Takeyoshi Koseki
歯科医療における歯の粗さ評価は虫歯予防の重要な試験の一つである。本研究では歯表面の粗さを正確に評価するための新しい計測方法の基本的特性の検討を行った。歯の表面粗さを客観的に判断する方法としてスペックルパ
ターンを利用した。計測装置を試作し，歯に一様な粗さを加えた試験片と金属の標準粗さ試験片の比較計測を行った。計測結果よりスペックルパターンと歯の表面粗さとの間に金属の場合と同様の良い相関と金属面とは異なる反射の形態が見られた。

1 はじめに歯科医療の分野では器具を利用した歯の粗さ評価は，

Objectクラウン装具や樹脂加工の最終仕上げに置いて重要な試験の一つである。仮に表面状態が粗く虫歯菌が付着

about 10 mm
Focus lens

about 50 mm

し易いような場合，そこから虫歯が生じることが考えGroundられる。そのため虫歯予防医療の観点から歯の表面粗さを測定することが非常に重要である。
レーザを粗面に照射するとスペックルパターンと呼ばれる明暗の斑点模様が発生する。スペックルパター

Diode laser
Image
CCD

board,

ンは粗面の状態に応じて広がることが分かっており，
この原理を利用することで表面粗さの評価ができる。
この方法は金属材料に多く利用され，金属の表面粗さを準定量的に評価することが可能である。本研究ではレーザスペックル計測を歯科医療の分野に適応し，歯の表面粗さを客観的に評価するための基礎的な研究を行う。まずは，計測装置を試作し，金属の標準粗さ試
験片の計測を行い，装置の有効性を検証し，歯の表面に一方向に種々の粗さの溝を加えた試験片の計測を行い，スペックル計測の有効性を評価する。

図−１

processing

計測システムの概略図

半導体レーザ（670nm,0.9mW），磨りガラス，CCD カメラで構成している。レーザ光はレンズにより試料表面に焦点が合うように調整されている。試料上でのスポットサイズは，約 0.5mm である。試料表面で散乱・反射された光は磨りガラス上に投影され，その像は CCD
カメラにより取り込まれる。取り込まれた画像の大きさは 320x240 画素で，１画素の強度は 8bit のグレース
ケールである。試料から磨りガラス，磨りガラスから
CCD カメラまでの距離はそれぞれ 10mm,50mm である。

2 実験と解析2-1 装置の試作と金属試験片の計測
図−１に今回用いたレーザスペックル粗さ計測装置の概略図を示す。この装置はフォーカスレンズ付きの
*1
*2
*3
*4
*5

機械電子研究所
九州産業大学
九州歯科大学
九州工業大学東北大学

金属の標準粗さ試験片を用いて計測されたスペックル
パターンの一例を図−２に示す。この金属の標準粗さ
試験片は水平方向に沿った方向に一様粗さ（Ra：0.10μm）が加えられており，そのため垂直方向に広がる様子が観察される。本研究では広がりを評価する方法として相関法を利用した。
最もスペックル強度が高い部分を中心とした NxN 画

素のサブセットを基準とし，以下の式を用いてそのサ

M

C= ∑

M

∑ I ( X + u + i, Y + v + j ) − I ( X + i, Y + j )(1)

i=−M j=−M

200 pixels

ブセットの相関関数を画像全体に渉って求める。

ここで N＝２M+1，C は相関関数，I（X,Y）は画像の（X,Y）
点での強度である。 ｕ，v はそれぞれ ｘ，ｙ 方向の移200 pixels

動画素量である。 ｘ，ｙ 方向に任意に１画素毎移動させながら相関関数を計算する。図−３に図−２の画像

金属標準粗さ試験片 (Ra 0.10 µm)を利用して相関関数分布を求めた結果を示す。サブセ

図−２ットの大きさは 41×41 画素で，ｕ，v はそれぞれ X-100

ペックルパターン画像のスから X+100 まで， Y-100 から Y+100 までの値をとる。
スペックル画像に比べて，非常になめらかな強度分布が得られた。

center pixel point
201 pixels

図−４に種々の一様粗さを持つ金属試験片（Ra:0.01，
0.10，0.20，0.57μm）の相関分布計測結果を示す。相関分布では画像中心の相関関数が他の位置での相関関xy数に比べて非常に高くなるため，図−４の横軸は画像
中心から１画素分下の位置を原点とし鉛直下向きの位

201 pixels

置での相関関数をプロットしている。また，縦軸の相関関数は任意の値である。図−５(a)に図−４のデータ
図−３に対して曲線近似を行った結果を示す。相関関数

相関画像

C(ρ) と位置 ρ の近似曲線は次式を用いた。

()

C ( ρ ) = exp aρ 2 + bρ + c + m

金属標準粗さ試験片 (Ra 0.10 µm）の

(2)

0.4

また，比較を明確にするために図−５(b)に図−５(a)Ra 0.57の近似曲線を次式を用いて変換した結果を示す。
(3)

表面粗さが粗くなるにつれて曲線に傾きが緩やかになる傾向があり，本手法により粗さを評価できることが確かめられた。

C [a. u.]C ' ( ρ ) = (C ( ρ ) − m ) / exp(c )Ra 0.20
Ra 0.100.3

Ra 0.010.2

0.1

2-2 歯の計測
歯の計測試料として牛歯を用いた。試験片は測定面0の大きさが 10mm 角程度になるような直方体に切り出

0

20

40

60

80

Position ρ [pixel]

し，測定面を通常の歯の表面と同様にするために研磨を行った。（この試験片を T-C とする。）次に，T-C の試験片に粗さの異なるサンドペーパ（#1500，#800，

図−４#120）を用いて一方向に溝を加えた。（それぞれの試験用した解析結果

種々の金属標準粗さ試験片の相関画像を利

片を T-1500，T-800，T-120 とする。）T-C，T-1500，T-800，
T-120 の表面粗さ（Ra）は，それぞれ約 0.02，0.10，

像では滑らかな分布が得られた。しかしながら歯から

0.27，1.21 μm である。図−６に T-1500 のスペック

反射したスペックル画像では金属の場合とは異なる広ル画像と相関画像を示す。金属の場合と同様に相関画がりを示しており垂直方向の広がりに加えて，垂直方

Ra 0.57
Ra 0.20
Ra 0.10
Ra 0.01

0.2

200 pixels

C(ρ) [a. u.]

0.3

200 pixels

0.1(a) Speckle pattern

0

0

20

40

60

80
201 pixels

ρ [pixel]
(a)

1

0.75
C’(ρ)

201 pixels

Ra 0.57
Ra 0.20
Ra 0.10
Ra 0.01(b) Correlation function image

0.5

図−６

耐水ペーパ（＃1500）で一方向に溝を付けた歯の試験片の計測結果； (a) スペックルパタ
ーン画像, (b) 相関画像.

0.25

円形状の広がりは粗さが大きくなるにつれて大きく広0がる傾向が観察された。図−８に T-C，T-1500，T-800，

0

図−５

20

40

60

80

T-120 の相関関数を利用した広がりの解析結果を示す。

ρ [pixel]

図−８(a)は図−４と同様にして相関関数を求めた結(b)

果で，図−８(b)は式（２），（３）を用いて変換した近種々の金属標準粗さ試験片を計測した解析 結 果 の 近 似 式 に よ る 比 較 ； (a) C(ρ) =exp(aρ 2 +bρ+c)+m, (b) converting (a) in theequation C’(ρ) = (C(ρ) –m)/exp(c)似曲線である。粗さが増加するにつれて表面での反射よりもむしろ円形状の反射の影響が大きくなる傾向があるため金属の近似曲線と比べると異なる近似曲線が得られた。しかしながら，金属試験片の場合と同様に粗さが増加するにつれて曲線の傾きが緩やかになる傾向の広がりに加えて円形状の広がりが観察された。こ向が見られ，本計測法を利用することで計測が可能での原因として歯からの反射には２通りの形態があり，あることが確かめられた。

一つは金属と同様に歯表面での反射（垂直方向の反射），
もう一つはレーザ光の一部が歯の表面層を透過し内部3 まとめ

での散乱・反射（円形状の反射）である。図−７に T-C，

歯の粗さを準定量的に評価することを目的としてレ

T-1500，T-800，T-120 のスペックル画像を示す。図よーザスペックル計測装置の試作を行った。金属の標準

り，表面での反射は表面粗さが増加するにつれて垂直粗さ試験片と一方向に溝を加えた歯の試験片の計測実方向の広がりは大きくなり，T-120 のように粗くなり験を行った。結果として本手法によりスペックルパタ

すぎると観察できなくなる傾向が確認される。一方，ーンの広がりと歯の粗さの間に良い相関が得られること確かめられ，スペックルパターンを利用した計測方

4 参考文献法の有効性が確かめられた。しかしながら，歯から得

1)T.Yoshimura and K.Nakagawa：Opt. Commun., 60

られるスペックルパターンの反射には金属の場合とは異なり２つのパターンが組み合わさっていることが確

p.139(1986)
2) D.J.Shertler and N.George：Opt.Lett., 18 p.391

認された。一つは金属と同様で表面粗さに依存する垂直方向の反射パターンで，もう一つは円形状の反射パ(1993)
3) A.Kato, Y.Z.Daid and F.P.Chiang：JSME int. J.,

ターンである。歯の計測を行う上で歯からの異なるパ
ターンの反射を評価することが重要であると考えられ

34 p.374(1991)
4) A.Kato, M.Kawamura and K.Ito：J.JSNDI, 44 p.529

る。今後は，ランダムな方向に溝を付けた歯の試験片を計測し，反射パターンを考慮しながら歯の粗さ計測(1995)
5) P.Lehmann, S.Patzelt and A. Schöne,Appl：Opt.,の特性評価を行う。

36 p.2188(1997)
6) P.Lehmann, Appl：Opt., 38 p.1144(1999)

T-C

T-1500

図−７

T-800

T-120

歯の基準試験片（T-C）と耐水ペーパ(#1500, #800, #120)により一方向に溝を付けた試験片のスペックルパターン画像

0.3

1
120
800
1500
C

120
800
1500
C

C'(ρ)

C(ρ) [a. u.]

0.2

0.75

0.5

0.1

0.25

0

0
0

20

図−８

40

60

80

0

20

40

ρ [pixel]ρ [pixel]

(a)

(b)

歯の試験片の解析結果； (a) 計測結果, (b)近似式による変換結果.

6080

多糖シゾフィランを利用したメッセンジャーRNA 分離システムの開発
木村太郎*1Development of a novel separation system for messenger RNA by using schizophyllan
Taro Kimura
多糖類の一種シゾフィランが核酸と複合体を形成することが明らかとなった。この現象を利用すれば，シゾフィランを利用して新規な核酸分離システムを構築することができると考えられる。本解説論文ではバイオテクノロジー上需要の高いメッセンジャーRNA の分離について概要を述べた。

１ はじめに水溶液に加えると規則的な複合体を形成する。つまり，

シゾフィランはスエヒロタケから産生される多糖であ１本鎖のシゾフィランが水中で 3 本鎖らせん構造に戻ろる。近年，このシゾフィランが１本鎖の DNA や RNA と選うとする過程で核酸を取り込むというメカニズムが推察

択的に複合体を形成することが発見された。一般に核酸されている。

と相互作用する高分子といえばポリリジンやスペルミン

シゾフィランが１本鎖の DNA や RNA と複合体を形成すのようなカチオン電荷を有するものか，ペプチド核酸のる際，核酸の塩基組成に対して選択性を持つことが知らような相補的塩基を有するものに限られていた。しかし，れている。これまでの研究では，合成核酸の場合，無塩

シゾフィランはグルコースのみで構成される単純な構造

中性条件下においては poly(dA)，poly(dT)，poly(C)，の多糖であり，これが核酸と複合体を形成するという現poly(A)とは複合体を形成するが，poly(dC)，poly(dG)，

象は極めて興味深いものである。

poly(U)，poly(G)とは全く複合体を形成しないことが明本研究では，シゾフィランを用いた新規核酸分離シス

らかとなっている（図−1）。このような選択性は，主とテムを開発することを目指している。シゾフィランの核

して核酸の高次構造やらせんパラメーターの違いにより酸に対する特異的な相互作用を利用すると，従来の製品発現すると考えられている。

とは異なるタイプの分離システムを構築できることが期

一方，天然のヘテロ核酸はシゾフィランとの親和性は待される。本研究では，真核生物のメッセンジャーRNA

極端に弱く，現在のところ合成核酸の様にシゾフィランを効率よく分離抽出するためのシステムを構築することと複合体を形成するものは特定されていない。しかし，を目標とした。メッセンジャーRNA はタンパク質の遺伝

今回分離対象とする真核生物のメッセンジャーRNA

情報を直接コードする核酸であるため，様々なバイオテ（mRNA）には 3ʼ末端に 50-150 量体の poly(A) tail とクノロジーで分離抽出の需要が高い。特にマイクロアレ呼ばれる領域が存在することが知られている。シゾフィ

イ等の遺伝子発現解析産業の進歩に伴い，今後も市場のランは poly(A)配列との複合体形成能を有しているため，拡大が期待される。

mRNA の poly(A) tail 領域と複合体を形成し，これによDNA
２ 研究背景２−１ 核酸レセプターとしてのシゾフィランの性質
シゾフィランと核酸の複合体形成は水素結合と疎水的Poly dA
Poly dC
Poly dG
Poly dT

RNA
○
×
×
○

Poly A
Poly C
Poly G
Poly U○○×△

相互作用を主な駆動力としていると考えられている。
元々シゾフィランは天然産成時は３本鎖でらせん構造を形成しており，核酸との複合体形成能はない。しかし，メッセンジャーRNAの構造
本体 ：遺伝情報
poly A tail

人為的に１本鎖に解離させたシゾフィランを核酸を含む＊1 生物食品研究所-1 SPGの核酸に対する選択性とmRNAの構造
図2．

り選択的な分離抽出が期待される。

に新しい分離システムとしてフィルター分離法を考案した。これはシゾフィランと total RNA を溶液中で混合し３ 結果と考察た後，フィルター濾過することでシゾフィラン−mRNA 複

３−１ シゾフィラン修飾カラムによる mRNA の分離抽出

合体のみを分離する方法である。この方法では，複合体

はじめにアフィニティーカラム形式による核酸の分離形成を液相中で行うため熟成時間を大幅に短縮できるこ実験を行った。シゾフィランの還元末端を還元アミノ化と，分離をフィルター濾過で行うため，操作が非常に簡法により AF-Amino TOYOPEARL と反応させ，シゾフィラン

便である，といった利点がある。実際に本法を用いて実修飾ゲル担体を合成した。これをカラムに充填すること

験を行うと，収率は低いものの mRNA を短時間（約 1 時間）

によりシゾフィラン修飾カラムを調製した。

で簡便に分離抽出することができた。

このシゾフィラン修飾カラムを用いて実際に天然由来の試料を用いてメッセンジャーRNA の分離抽出を試みた。

４ まとめ

酵母から抽出した RNA 混合物(total RNA)をシゾフィラン

本研究ではシゾフィランを用いて mRNA を選択的に分修飾カラムに加え，12 時間 5 ℃で熟成後，溶出操作を離抽出することに成功した。多糖による mRNA の分離抽出行った。この時の溶出曲線を図−2(A)に示す。その結果，は今回が初めてと思われる。シゾフィランの様な単純なtotal RNA に含まれるほとんどの RNA はカラム中に保持構造の多糖が，遺伝情報を満載した mRNA を精度良く識別されることなく速やかに溶出した。そして後半の溶出液

することは大変興味深い。今後はよりシステムを洗練し，には微量の RNA が含まれるのみであった。これは total

純国産のバイオテクノロジーとして実用化できるよう努

RNA の主成分がシゾフィランと相互作用しないことが予力を続けていきたい。

想されるリボソーマル RNA であり，一般に mRNA は全体の

0.5
0.4

である。次に，この溶出操作で得られた各フラクション

0.3

についてノーザンブロット実験を行った（図−2(B)）
。こ

A260

5 ％以下しか含まれていないことを考えると妥当な結果

70 ℃
6.5
70 oCpH
リン酸緩衝液(pH 6.5
50 mM)
phosphatebuffer4
3

5(50 mM)

0.2

こではプローブとして Dig 標識 oligo(dT)を用いたので，

0.1

mRNA が含まれるフラクションを発色により検出できる。

00

6
7 8 9 10 1112 13 14 15 16 17 18 19 20

1 2

10

その結果，前半のフラクションにはほとんど mRNA は含ま

溶出体積 / ml

20

30

れていないことが明らかになった。そして，後半の画分

低温溶出には強い発色が観察された。これらの結果は，total RNA

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

に含まれる mRNA 以外の核酸はカラムから速やかに溶出されるが，poly(A) tail を有する mRNA はシゾフィランと複合体を形成することでカラム中に保持されたことを高温溶出示すものである。ゲル電気泳動の結果から，得られた mRNAの純度は 82−86 ％と決定された。これは，既存の mRNA
分離法である oligo(dT)法によって得られる mRNA の純度
が 65−90 ％であることを考えると，良好な結果であるといえる。

３−２ フィルター分離法による mRNA の分離抽出
先に述べたように，シゾフィラン修飾カラムによりmRNA の分離を行うことができた。しかしアフィニティー
カラム方式では，操作が煩雑で操作時間も長い（12 時間）
といった欠点があり，実用化を目指す上での障害となっている。そこで，これらの欠点を抜本的に改善するため-2 シゾフィラン修飾カラムからのtotal RNAの溶出
図３.
曲線 (A),及び各フラクションのノーザンブロット(B).

５ 掲載論文NEWS LETTER （日本化学会生体機能関連化学部会誌）,
18 (3), 10-13 (2003).

多糖シゾフィランを利用した核酸の分離精製
木村太郎*1 櫻井和朗*2 新海征治*3

A separation technique for polynucleotide by using polysaccharide schizophyllan
Taro Kimura, Kazuo Sakurai, Seiji Shinkai
シゾフィランはβ-1,3-グルカン骨格を有する多糖類の 1 種である。最近，このシゾフィランをはじめとするβ-1,3-グルカン類が 1 本鎖核酸と特異的な複合体を形成することが発見された。一般的に核酸と複合体を形成する高分子はポリカチ
オン，もしくは相補的塩基対を形成する核酸類似物に限られていたのに対し，シゾフィランのようなグルコースのみを構成要素とする比較的単純な多糖が核酸と複合体を形成する現象は極めて興味深い。更に，シゾフィランは従来の核酸レセ
プターとは全く異なる原理で核酸と相互作用するので，新規レセプターとして様々な分野への応用が期待される。本稿ではこのシゾフィラン-核酸複合体の特徴的な性質について述べると共に，核酸分離剤への応用展開について記す。

うとシゾフィラン会合体中に核酸が取り込まれ複合体が１ はじめにシゾフィランはスエヒロタケから抽出される多糖類の形成される（図-1(B)）。

1 種である。その構造は，グルコース骨格がβ-1,3-グル

ここで得られたシゾフィラン-核酸複合体の構造は完コシド結合を介して主鎖を形成するβ-1,3-グルカン構

全には明らかとなっていないが，化学量論比等に関する造である。また，主鎖のグルコース 3 単位に１個の割合検討からシゾフィラン鎖 2 本と核酸１本からなる 3 重鎖で側鎖グルコースがβ-1,6 結合により規則的に結合してらせん構造であることが推測されている。

いる。近年，我々は特定の条件下でシゾフィランが特定の 1 本鎖の DNA や RNA と複合体を形成することを発見し２ 結果と考察た。固体状態のシゾフィランは 3 重鎖らせん構造を形成

２−１ 従来の核酸分離技術

しているが，DMSO に溶解すると 1 本鎖に解離する。この

一般に生体試料から DNA や RNA を抽出するにはフェノ

1 本鎖シゾフィランの DMSO 溶液を水に加えるとシゾフィール処理法，アルコール沈殿，カオトロピック塩存在下

ラン鎖の再会合が誘起され，部分的に 3 重鎖らせん構造

におけるシリカゲルへの吸着，といった方法が確立されが復元する（図-1(A)）。この復元過程を核酸存在下で行ている。しかし，これらの方法では核酸の塩基配列によ(A)る選択的な分離を行うことは不可能である。特定の塩基配列を持つ核酸を分離するためには，相補的な DNA をリ

DMSOに
溶解

水に再注入

ガンドとした塩基対形成による方法が一般的である。例

3

えば，oligo(dT)や poly(U)を担体に結合したアフィニティーカラムは poly(A)配列に対して選択的に塩基対を形
3重鎖シゾフィラン

1本鎖シゾフィラン

3重鎖シゾフィランの再生(B)成するので，poly(A)部分を含むメッセンジャーRNA や核タンパク質の分離に利用されている。この手法はカラム以外の分離形態にも広く応用されており，目的に応じて核酸

磁性微粒子，ラテックス等が担体として使われている。
核酸水溶液への注入

ただ，これらの方法は総じて DNA を材料とするため比較的高価であり，また一部の実験においては十分な純度がシゾフィラン-核酸複合体
図-1 シゾフィラン3重鎖らせんの解離-会合過程(A)、及び核酸との複合体形成過程(B)の模式図得られない場合がある，という欠点もある。シゾフィラ
ンは大量調製が可能な多糖類であり，相補的塩基対形成に因らないで核酸の識別を行うことができるため，従来＊１ 生物食品研究所＊２ 北九州市立大学＊３ 九州大学

技術の欠点を補うことが期待できる。

２−２ シゾフィラン修飾カラムを用いた核酸の分離

２−３ ビオチン化シゾフィランを用いた核酸の分離

シゾフィラン修飾ゲル担体をカラムに充填し，核酸の溶出実験を行った。核酸としてはpoly(C)，poly(A)，poly(G)を用いた。これらの核酸溶液をカラムに加え，12

S
N
O

N

H
N
N
H
HO

O

HO

時間 5 ℃で熟成した後，溶出を行った。その結果を図-2に示す。シゾフィラン修飾カラムにpoly(C)を加えた場合，

OH

図-3

O SPG
OH
シゾフィラン鎖ビオチン化シゾフィラン

5 ℃，中性緩衝溶出液の条件ではpoly(C)の溶出は認めら

生体試料中の微量成分を分離するための形態として，れない。これはpoly(C)がゲル担体表面上のシゾフィラン

ビオチン化したレセプターをアビジン修飾磁性微粒子とと複合体を形成したためと考えられる。この後，溶出条組み合わせて用いる方法が知られている。ビオチンはビ

件をシゾフィラン-poly(C)複合体が解離する条件（30 ℃，

タミンB群の１種でありタンパク質であるアビジンと高リン酸緩衝液）に変更すると，カい親和性(Kd=10-15 mol dm-3)で結合する。そのため標的分ラム中に保持されていたpoly(C)は速やか且つ定量的に子をビオチン化したレセプターに結合させた後にアビジ溶出する（図-2(A)）。シゾフィランを修飾していないブン修飾磁性微粒子を加えると，標的分子が選択的に微粒

ランクカラムにpoly(C)を加えても，核酸の保持は全く起

子表面に残ることとなり，分離回収を行うことができる。

こらないので，一連の現象はシゾフィラン複合体の形成-

この方法は，磁性微粒子を用いるので磁石による収集操解離に基づく効果であることがいえる。同じくシゾフィ作が可能となる。そのため，カラム形態よりも操作性にランと複合体を形成するPoly(A)に関しても同様の溶出優れており，微量の試料も扱いやすいという利点がある。

挙動が観察された（図-2(B)）。これに対して，シゾフィ

筆者らはシゾフィランの還元末端にビオチンを結合させ

ランと複合体を形成しないpoly(G)はカラム中に保持さたビオチン化シゾフィランを合成した(図-3)。このビオれることなく速やかに溶出した（図-2(C)）。

チン化シゾフィランとアビジン修飾磁性微粒子を用いる

pH 6.0: 0.20 mol dm-3以上の結果より，カラム中においてシゾフィランと複ことでシゾフィランの選択的複合体形成に基づく核酸の合体を形成する核酸（poly(C), poly(A)）と形成しない回収操作を行うことができた。実際に単一組成の核酸を核酸(poly(G))を明確に識別し，異なる溶出挙動を与える

用いて回収率の評価を行ったところ，シゾフィランと複ことが明らかとなった。これは，カラム担体表面におい合体を形成する核酸（poly(C), poly(A)）を溶液中からても選択的なシゾフィラン-核酸複合体形成が成立し，従それぞれ約 80，60 %の割合で回収できることが示された。

来の材料とは異なる分離様式により核酸の分離が行える

これに対し，シゾフィランと複合体を形成しないpoly(G)ことを意味する。

は非特異的な吸着による約 30 %の回収にとどまり，有意に選択性が示された。

2 .5(A ) p o ly (C )

Amax

2 .0

３ まとめ

30 ℃
p H 6 .0
20 0 m M

1 .5
1 .0
0 .5

元来，シゾフィランをはじめとするβ-1,3-グルカン類
は抗腫瘍効果を持つ成分として古くから存在自体は知ら

Amax0(B ) p o ly (A )

2 .5
2 .0
1 .5
1 .0
0 .5
0

はごく最近であり，まだ発展途中の研究分野である。現
在も化学修飾による親和性の制御，外部刺激による結合
解離制御，遺伝子キャリアーとしての利用，といった研(C ) p o ly (G )

2 .0
Amax

れていた。しかし，核酸との複合体形成が発見されたの

30 ℃
p H 6 .0200 m M究が精力的に行われ，今まで以上に興味深い現象も報告

30 ℃
p H 6 .0200 m M

1 .5
1 .0

されつつある。シゾフィランによる核酸分離剤の研究も0 .5

緒についたばかりではあるが，核酸レセプターとしての

0
0

10

20
30
40
溶 出 体積 / ml5060

図 - 2 シ ゾ フ ィ ラ ン 修 飾 カ ラ ム (○ )、 及 び
ブ ラ ン ク カ ラ ム (● )に お け る 核 酸 の 溶 出 挙 動 ;初 期 条 件 : 5 ℃ , p H = 7 .5 , 5 0 m M リ ン 酸 緩 衝 液 .

新規性，潜在能力を生かすことで，実用に供することが可能なものを作ることができると期待している。
４ 掲載論文高分子加工, 52 (5), 201-206 (2003).

ボールエンド砥石のためのハイブリッド・モーション／力制御法の開発とペットボトル金型の磨きロボットへの適用実験
永田寅臣*1

楠本幸裕*1

渡辺桂吾*2

津田邦博*3

安田仁徳*3

尾本正明*4

横山和彦*5Development of a Hybrid Motion/Force Control Strategy for Ball End Abrasive Tools
and Its Application to Polishing Robots for PET Bottle Molds
F. Nagata, Y. Kusumoto, K. Watanabe, K. Tsuda, K. Yasuda, M. Omoto and K. Yokoyama
本稿では，まず，オープンインタフェイスを有する産業用ロボットのアーム先端にボールエンド形状の軸付き弾性砥石を装着し，磨きシステムを構成した。つぎに，砥石と金型ワーク間に作用する運動摩擦力を考慮したハイブリッ
ド・モーション／力制御法を提案し，ロボットへ実装した。凹型の自由曲面を有するアルミ製金型の磨き実験により，提案システムと熟練者との磨き品質を比較評価したので報告する。
はじめに

1

現在，ペットボトル製造用の金型の需要は世界的規ながら磨くことができるため，位置決め精度を保証するための特殊な治具などを必要としない。

模で益々増大している状況にある。この金型製造にお開発した磨きロボットの有効性を検証するため，シ

いて最も自動化が望まれているのが，機械加工後の磨リンダー形状とペットボトル形状のアルミ製ワークをきの工程である。金型の製造分野においては，3 次元

用いて磨き実験を行った。その結果，まず，手磨きのCAD/CAMやマシニングセンタの普及により，設計及場合の第一工程であり，最も時間と労力を必要としてび加工の工程が大幅に合理化されてきた。しかしながいたカスプマークの除去作業に対して優れた性能が確ら，最終工程である磨き工程は未だ熟練者の手磨きに認された。#220〜#320 程度の砥石工具を用いるカス支えられている状況にあり，安価な人件費で対抗してプマークの除去作業が安定的に自動化されるだけでくる中国などアジア地域の金型製造業に対して日本国も，システムの高い商品効果が期待される。つぎに，内の企業は非常に大きな危機感を抱いている。このよ

カスプマークが除去された金型ワークに対して，#400

うな背景から，仕上げ精度，歩留まり，時間コストの程度の砥石を使用し，磨き実験を行った。その結果，全ての点で優位に展開していくことができる自動磨き

ワーク表面の傷が小さくなり，非常に綺麗な表面性状システムの研究開発に大きな期待が寄せられている。

が確認された。この場合，酸化クロムを含浸したウエ
スで拭き上げると最終目標である鏡面特性を確認する

研究内容

2

本研究では，このような業界ニーズに応えるため，
次の4つの特徴を有する磨きロボットを開発した。

ことができた。現時点でも，カスプマークの除去を主目的とする基礎磨き程度の磨き工程には十分適用でき
ることが熟練作業者により評価された。

1) 従来，回転トルクにより研削力を発生させていた軸付き砥石を回転させず，回転をロックして磨く。ただ3

まとめし，ボールエンド形状の砥石の外周を均一に消費しな

ボールエンド形状の軸付き砥石のためのハイブリッ

がら磨くために，低速回転(-60〜60 deg/s)を併用す

ド・モーション／力制御法を提案し，産業用ロボット

る。2) 回転による研削力ではなく，工具の押付力と接への適用実験を行うことでその有用性が確認された。

線方向の速度により発生される摩擦力により磨く。
3)工具の押付力と摩擦力との合力を磨き力として定義

４

謝辞

し，この磨き力が目標の値となるようにフィードバッ

本研究は平成14年度即効型地域新生コンソーシアム

ク 制 御を 行い なが ら磨 く。4 ) 磨 き 力の 制御 機能 によ研究開発事業の一環として実施された産学官共同研究

り，1 mm 程度のワーク固定位置の不確かさを吸収し「自由曲面金型のスーパー磨き自動仕上げシステムの開発」の成果であり，謝意を表します。

*1
*2
*3
*4
*5

インテリア研究所
佐賀大学大学院工学系研究科
株式会社エーエスエー・システムズ
株式会社メイホー
株式会社安川電機

5

掲載論文
精密工学会誌，Vol. 70，No. 1，pp. 59-64 (2004)

３次元自由曲面を採り入れた家具のためのインテリジェントロボットサンダーの開発
ハイパー CL データを用いた高品位研磨
楠本幸裕 ∗1永田寅臣 ∗1

渡辺桂吾 ∗2

津田邦博 ∗3安田仁徳 ∗3

村瀬安英 ∗4

Development of an Intelligent Sanding Machine for New Designed FurnitureHigh Quality Sanding of 3D Curved Surface Using Hyper Cutter Location Data
Yukihiro Kusumoto, Fusaomi Nagata, Keigo Watanabe, Kunihiro Tsuda, Kiminori Yasuda
and Yasuhide Murase
これ まで に我々は ，オ ープ ンア ーキ テク チャ型 6 自由 度産 業用 ロボット と独 自に 開発 した ロボット 制 御ア プリ ケー
ション に よ り，多 軸 制 御用 CL デー タ に 基 づき 教 示 レス で の 動作 が 可 能 なイ ン テ リジェン トロ ボットサ ン ダ ーを 開 発
し た。研磨 中 ロボット は ，力 覚 セン サか ら得 ら れた 情報 を基 に ワー クに 対す る 押付 力が 常に 目 標値 に追 従す るよ うに リア ル タイ ム で補 正を 行 う。より 高 品位 な 仕上 が り面 を得 る ため に は，研 磨中 に 研磨 工具 の 駆動 エ ア圧 力 ，押 付
力 ，送 り速 度 を 調節 す る必 要 が ある 。我々は こ れら を 研 磨パ ラ メー タ と 呼び ，研 磨 中に こ れら 研 磨 パラ メ ータ の 調
節 を 随 時 行って き た が 非 常 に わ ず ら わ し い も の で あった 。そ こ で 本 稿 で は ，こ れ ま で ロ ボット の 目 標 軌 道 と し て 参
照 して き た CL データ に 研磨 パ ラメ ー タ 調節 の ため の コマ ン ド を追 記 でき る ハイ パ ー CL データ を 提案 し ，こ のハ イ
パ ー CL デー タ を 参 照す る こ と で 研 磨 パ ラメ ー タ の 調 節 を 自 動化 す る こ と に 成 功し た の で 報 告 す る 。

1 はじめに
これまでに我々は，オープンアーキテクチャ型 6 自 由
度 産 業 用 ロ ボット と 独 自 に 開 発 し た ロ ボット 制 御 ア プ
リ ケー ション に よ り，多 軸 制御 用 CL デー タ に基 づき 教
示 レ スで の 動作 が 可 能な 自 由 曲面 磨 き のイ ン テ リジェ
ントロボットサンダーを開発した（図− 1）。このインテリジェン トロボット サンダーは，ロボット マニピュレ ー
図 − 1 イ ン テ リ ジェント ロ ボット サ ン ダ ー

タ の 先端 に 力 覚セ ン サを 介 し てハ ン ディタ イ プの エ ア
駆 動 式 研 磨 工 具 を 取 り 付 け，こ の 研 磨 工 具 を 使って 研磨を行う。研磨中ロボットは，力覚センサから得られたのであった。そこで本稿では，これまでロボットの目標

情 報を 基に ワーク に対 する 押付 力を制 御し ，押 付 力が軌道として参照してきた CL データに研磨パラメータ調

常に目標値に追従するようにリアルタイムで 補正を行

節のためのコマンドを追記したハイパー CL データを提う。よ り 高 品 位 な 仕 上 が り 面 を 得 る た め に は ，研 磨 中

案し，このハイパー CL データを参照することで研磨パに いく つか のパラ メー タを 調節 する必 要が ある 。そ の

ラメータの調節を自動化することに成功したの で報告

パラメータとは，研磨工具の駆動エア圧力，押付力，送する。

り速度の 3 つ であり，我々はこれらを研磨パラメータと呼 び ，研 磨 中 に ロ ボット 制 御 用 パ ソ コ ン を 使って こ れ

2 研 究 ，実 験 方法

ら 研 磨 パ ラ メ ー タ の 調 節 を 随 時 行って き た 。し か し こ

2−1の研磨パラメータの調節作業は非常にわずら わしいも

CL デー タ図− 2 に CL データの概 要を示す。CL データ には CADで設計したワーク表面の 3 次元座標が記されており，こ∗1 イ ン テ リ ア 研 究 所∗2 佐 賀 大 学 大 学 院

れらをつなげると図−2右上のような一筆書きのジグ∗3 (株) エ ー エ ス エ ー・シ ス テ ム ズ

ザクや渦巻き状のパスになる。また，CL データにはこ∗4

れら3次元座標における正規化された法線ベクトルも

九州大学大学院

Electropneumatic
regulator

Compressed air
GOTO/139.4541,15.0000,28.7380,-0.2896455,-0.0802119,0.9537670
GOTO/134.8447,15.0000,27.3650,-0.2786603,-0.1095262,0.9541239
GOTO/130.2354,15.0000,26.0453,-0.2676160,-0.1376082,0.9536486
GOTO/125.6260,15.0000,24.7778,-0.2565556,-0.1644216,0.9524415
GOTO/121.0166,15.0000,23.5618,-0.2455168,-0.1899449,0.9506011
GOTO/116.4072,15.0000,22.3966,-0.2345324,-0.2141699,0.9482225
GOTO/111.7979,15.0000,21.2814,-0.2236299,-0.2370998,0.9453959
GOTO/107.1885,15.0000,20.2157,-0.2128321,-0.2587474,0.9422061
GOTO/102.5791,15.0000,19.1988,-0.2021570,-0.2791330,0.9387318
GOTO/97.9697,15.0000,18.2302,-0.1916185,-0.2982831,0.9350452
GOTO/93.3604,15.0000,17.3095,-0.1812265,-0.3162289,0.9312122
GOTO/88.7510,15.0000,16.4360,-0.1709875,-0.3330045,0.9272924
GOTO/84.1416,15.0000,15.6094,-0.1609048,-0.3486464,0.9233392
GOTO/79.5322,15.0000,14.8294,-0.1509790,-0.3631921,0.9194003
GOTO/74.9229,15.0000,14.0955,-0.1412117,-0.3766790,0.9155175
GOTO/70.3135,15.0000,13.4073,-0.1316153,-0.3891447,0.9117257
GOTO/65.7041,15.0000,12.7645,-0.1221863,-0.4006275,0.9080573
GOTO/61.0947,15.0000,12.1668,-0.1129170,-0.4111640,0.9045407

Regulated compressed air

Cutter location path

Force sensor measurement

Air compressor

Normal vector

・・・

CL dataTuning data forsanding parameters

・

3D form data
Hyper CL data

Workpiece

Robot control application

Servo controller

図 − 4 ペット ボ ト ル 用金 型 磨 き シ ス テ ム

3D coordinate

Image of normal vectors

図 − 2 CL デー タ

記 さ れ て お り，こ れ に よ り ロ ボット サ ン ダ ー は 手 先 についた研磨工具が常にワーク表面に対して垂 直に接す
る よ う に姿 勢 を 変 化 さ せ て いる 。

2−2

ハイ パ ー CL デー タ(a) Before sanding(b) After sanding

図 − 5 ハ イパ ー CL デ ータ を 用 い た 研 磨 実 験の 結 果

つぎに今回提案するハイパー CL データについて説明する。図− 3 がハイパー CL データの記述例である。これ示す。このハイパー CL データを用いた新システムによを見ると従来の CL データにはない記述（下線部分）がる 3 次元自由曲面の研磨実験を行った。使用したワーク

あ る の が 分 か る 。そ れ ぞ れ “FORCE/2.0” は 押 付 力 を 2.0

は マ ホ ガ ニ ー で あ る 。図 − 5 が そ の と き の 研 磨 前 後 の[kgf] に ，“POWER/0.4” は 工 具 駆 動 エ ア 圧 力 を 0.4 [MPa]ワ ー ク 表 面 を 比 較 し た 写 真 で あ る 。今 回 図 − 5 (b) は ，に，“VELOCITY/30.0” は送り速度を 30.0 [mm/s] に変更せ

60 → 120 → 180 と各番手で 1 回ずつ計 3 回の研磨を行っよというコマンドである。ロボットサンダーはハイパー

た 後の 状態 である 。研 磨 パラ メー タを 適所で 調節 した

CL データに記述されたこれらのコマンドを認識し，コため，エッジ部分の過研 磨や研磨 残しなど は発生せ ず，

マ ン ド に従 い 研 磨 パ ラ メ ー タの 調 節 を 自 動 で 行 う。つ

全 体 に わ たって 均 一 に 高 品 位 な 研 磨 面 が 得 ら れ た 。まま り この 記 述 例に 倣って 適 所に こ れ ら研 磨 パ ラメ ー タ

た，ハイパー CL データを用いたため，研磨パラメータ

調 節の ため のコマ ンド を記 述す ること で，自 動的 に研の 調 節 のた め に 操 作 者 が 作 業を 伴 う こ と も な く，研 磨

磨パラメータは調節され高品位な仕上がり面 を得るこ

開 始 以 外全 て を 自 動 で 行 う こと が で き た 。

と が 可 能に な る 。

4 まとめ
3 結果と考察本 稿 で は ，こ れ ま で イ ン テ リ ジェン ト ロ ボット サ ン

図 − 4 に 今回 提案 する ハイ パー CL デー タを 用い たイ

ダーの目標軌道として参照してきた CL データに，高品ン テ リ ジェン ト ロ ボット サ ン ダ ー の シ ス テ ム 構 成 図 を位研磨のための研磨パラメータ調整のコマンド を追記できるハイパー CL データを提案し，これを参照すること で ，そ れ ま で 操 作 者 が 行って き た 研 磨 パ ラ メ ー タ のGOTO/139.4541,15.0000,28.7380,-0.2896455,-0.0802119,0.9537670
GOTO/134.8447,15.0000,27.3650,-0.2786603,-0.1095262,0.9541239
GOTO/130.2354,15.0000,26.0453,-0.2676160,-0.1376082,0.9536486
GOTO/125.6260,15.0000,24.7778,-0.2565556,-0.1644216,0.9524415
FORCE/2.0
GOTO/121.0166,15.0000,23.5618,-0.2455168,-0.1899449,0.9506011
GOTO/116.4072,15.0000,22.3966,-0.2345324,-0.2141699,0.9482225
GOTO/111.7979,15.0000,21.2814,-0.2236299,-0.2370998,0.9453959
GOTO/107.1885,15.0000,20.2157,-0.2128321,-0.2587474,0.9422061
GOTO/102.5791,15.0000,19.1988,-0.2021570,-0.2791330,0.9387318
GOTO/97.9697,15.0000,18.2302,-0.1916185,-0.2982831,0.9350452
GOTO/93.3604,15.0000,17.3095,-0.1812265,-0.3162289,0.9312122
POWER/0.4
GOTO/88.7510,15.0000,16.4360,-0.1709875,-0.3330045,0.9272924
GOTO/84.1416,15.0000,15.6094,-0.1609048,-0.3486464,0.9233392
VELOCITY/30.0
GOTO/79.5322,15.0000,14.8294,-0.1509790,-0.3631921,0.9194003
GOTO/74.9229,15.0000,14.0955,-0.1412117,-0.3766790,0.9155175

図 − 3 ハ イ パ ー CL デー タ

調 節作 業を 自動化 し，よ り高 品位 な研 磨を実 現す ること に 成 功し た 。

5 掲載論文Procs. of the 16th International Wood Machining Seminar，
pp.553 – 561 (2003)!"#$%&'()*)+,-=  

! G N !" G O !" G PmÜóëáçäçÖáÅ~ä=~åÇ=éëóÅÜçäçÖáÅ~ä=ÅÜ~åÖÉëÄó=ÑêÉèìÉåÅó=çÑ=çÇçê=ÉñéçëìêÉNoriyuki Tomonobu, Ikuo Hagino, Shigeki Watanuki!"#$%&'()*+

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4W

-3
PRE
人工的な

リラックスする

3

3

2

2

2

1

1

1

0

0

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1W

2W

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木材繊維からの短繊維状活性炭の調製
朝倉良平 *1

森田光博 *2

丸山勝久 *3

羽鳥浩章 *3

山田能生 *4

Preparation of Fibrous Activated Carbons from Wood Fiber
Ryohei Asakura, Mitsuhiro Morita, Katsuhisa Maruyama, Hiroaki Hatori, Yoshio Yamada
針葉樹系，広葉樹系の 2 種類の木材繊維を炭素化，賦活処理することで，短繊維状，中空でアスペクト比の大きな活性炭を作製した。針葉樹系繊維から作製した活性炭の細孔構造は主としてミクロ孔から構成されているのに対して，広葉樹系繊維から作製した活性炭はミクロ孔からメソ孔にかけて幅広い細孔分布を持っていた。また，それらの水蒸気，トルエン蒸気吸着性能を市販の繊維状活性炭(ACF)と比較したところ，木材繊維から作製した活性炭はACF に匹敵する吸着量を示した。

1 はじめに繊維状活性炭(ACF)は優れた吸着性能を持ち，粉体状，2 実験方法2-1 試料作製

粒状活性炭とは異なり繊維状という形状的特徴に起因

短繊維状活性炭作製試料として，それぞれ数種類のする流体に対する低圧力損失，良好な通気性を有して木材からなる針葉樹系繊維(SWF)，広葉樹系繊維(HWF)いる。しかしながら，ACF は元々高価な炭素繊維を賦を用いた。炭素化条件は，炭素化温度 900°C，窒素雰

活処理して作製するためコストがかかる。

囲気下，流量 200ml/min，昇温速度 5°C/min，保持時間

木材の組織構造は個々の細胞壁構造が細胞間層を介1 時間とした。賦活条件は，賦活温度 880°C，賦活ガス

して密着した集合体であり，化学処理，機械的処理をとして二酸化炭素を用い，流量 200ml/min，昇温速度施すことで容易に個々の細胞壁構造に分離できる。ま

3°C/min，賦活時間 0.5-2 時間とした。

た，個々の細胞壁構造をみてみると，短繊維状で管状

2-2 形状の観察構造を有しアスペクト比が大きいという特徴を持って電子顕微鏡(SEM)を用いて，炭素化，賦活処理後の短いる。そして，分離した木材の細胞壁構造は，木材繊繊維状活性炭の形状がどの様に変化しているか観察を維として紙パルプ工業や繊維板工業でそれぞれの製品行った。

の原料として利用されている。ここで木材繊維を材料

2-3 細孔構造解析

として炭素化-賦活後もその形状が保持できれば，短繊得られた短繊維状活性炭の細孔構造の解析(比表面

維状の活性炭が得られる可能性を持っている。短繊維

積，細孔容積)は，窒素吸着等温線測定により行った。

状活性炭は，短繊維状でアスペクト比が大きいことに

2-4 灰分の分析由来する ACF と同様の特徴，さらに管状構造であるこ

木材繊維に含まれる無機分(灰分)の分析は，プラズとや表面から内腔に通じる壁孔を有しているので吸着

マ発光分析(ICP)により行った。

質に対する接触面積が大きくなると考えられる。

2-5 水蒸気，トルエン蒸気吸着量測定

そこで本研究では，木材繊維から短繊維状活性炭の作製を試み，得られた短繊維状活性炭の形状の観察，水蒸気，トルエン蒸気吸着量の測定を市販の ACF と比較した。

窒素吸着等温線測定による細孔構造の解析，水蒸気，
トルエン蒸気吸着性能を市販の ACF と比較した。

3 結果と考察
図-1 には，SWF(賦活による重量減少率:68%)の SEM
写真を示す。炭素化，賦活処理後も炭素化前の木材繊維の形状を保持している。その形状の特徴として，短* 1 インテリア研究所* 2 九州大学大学院農学研究院* 3 (独)産業技術総合研究所* 4 福井大学工学部

繊維状でアスペクト比が大きく，中空の形状を有している。これら短繊維状活性炭は，直径 10–30µm，長さ1–2mm であった。

(a)

(b)

図-1

賦活処理したSWFのSEM写真

窒 素 吸 着 等 温 線 測 定 の 結 果 ， そ れ ら の 細 孔 構 造はした。それらの細孔構造は SWF が主としてミクロ孔かSWF が主としてミクロ孔(2nm 以下)から構成されていら構成されているのに対して，HWF はミクロ孔からメるのに対し，HWF はミクロ孔からメソ孔(2nm<n<50nm)

ソ孔にかけて幅広い細孔分布を持っていた。また，そにかけて幅広い細孔分布を有していた。

れらの比表面積は，市販の ACF に匹敵する数値を示し

また，窒素吸着等温線から算出した比表面積は，賦活た。SWF，HWF には細孔構成に違いが見られるが，その2

2処理の進行に伴い 874 m /g-1386 m /gであり，市販の原因を探るため材料を分析したところ，原料中に含ま

ACFに匹敵する数値を示した。

れる 無機 分 の 含有 量， 種 類 が異 なっ て い るこ とが 分

SWF と HWF では細孔構造が大きく異なっていたため，かった。それらの水蒸気，トルエン蒸気吸着性能を市

その違いが何によるものなのかを調べたところ，SWF

販の繊維状活性炭(ACF)と比較したところ，木材繊維かと HWF では含まれる無機分の量と種類が大きく異なっら作製した活性炭は ACF に匹敵する吸着量を示した。

ていることが分かった。原料に含まれる無機分の総量は HWF が多かったのに対し，その種類をみると SWF には Na が多く含まれていた。しかしながら，無機分の種
類，含有量と細孔形成の因果関係についてはさらなる検討が必要である。
表-1 には，木材繊維から作製した短繊維状活性炭と市販の ACF のトルエン蒸気，水蒸気吸着量を示す。比較の結果，SWF,HWF ともに市販の ACF に匹敵する蒸気吸着量を示すことが分かった。
表-1 トルエン，水蒸気吸着量
sampleSWF
HWFburn-off 43%
burn-off 68%
burn-off 40%
burn-off 70%
ACF 1
ACF 2
ACF 3

トルエン蒸気[ mg / g ]水蒸気[ mg / g ]

417
481
448
779
383
835
641

291
372
284
619
274
798
522

4 まとめ
2 種類の木材繊維を炭素化，賦活処理することで，短繊維状，中空でアスペクト比の大きな活性炭を作製

5 掲載論文Journal of Materials Science 39 (2004) 201-206

第一原理計算を援用した Ni-Si 2 元系の熱力学的評価
徳永辰也 ＊１

西尾一政 ＊２

大谷博司 ＊２

長谷部光弘 ＊２

Thermodynamic assessment of the Ni-Si system by incorporating ab initio energetic
calculations into the CALPHAD approach
Tatsuya Tokunaga, Kazumasa Nishio, Hiroshi Ohtani and Mitsuhiro Hasebe
これまでに報告されている相境界および熱力学的性質の実験データを用いて，Ni-Si 2 元系状態図の熱力学的解析を行った。本研究では実験データに加えて，第一原理計算によって得られたfcc相の生成Gibbsエネルギーの計算
値を熱力学的解析に取り入れた。解析の結果，相境界および熱力学的性質の計算結果と実験データとの間にはよい一致が見られた。特に，これまでうまく再現できていなかった不規則fcc相と規則fcc相(β 1 ̲Ni 3 Si)との相平衡をうまく再現することができた。規則fcc相(β 1 ̲Ni 3 Si)の生成エンタルピーに関して，熱力学的に評価した値は−47.1
kJ/molであり，第一原理計算による計算値−49.2 kJ/molとよい一致を示した。一方，実験値は−37.2 kJ/molであり，本研究での結果とかなり異なっていた。したがって，本研究では，規則fcc相(β 1 ̲Ni 3 Si)の相安定性を第一原理
計算によって正しく評価したことにより，相平衡の実験データをうまく再現することができたものと考えられる。

１ はじめに
Ni-Si 2 元系は，Ni系ろう材合金を構成する主要な 2についても計算結果は，実験結果とよい一致を示していた。

元系である。この合金系の熱力学的解析はこれまでにも行われているが，いずれにおいても不規則fcc相と規

1500
1400

た熱力学量とこれまでに報告されている実験データを用いて，Ni-Si 2 元系の熱力学的解析を行った。

２ 解析方法

1300
1200

1000

θ

900

700
Ni

PHAse Diagrams)法を用いた。解析には，実験データに加えて，第一原理計算によって導出したfcc相の生成

δ
γ
ε

20

40

Ni 3Si( β 1 )

36Iwa
71Ras
83Oya
84Leb
96Fuj

60

80

Si

mol%SiGibbsエネルギーの計算値を取り入れた。なお，解析に計算ソフトウェアThermo-Calcを用いた。

β31100 (Ni) β 2800

熱力学的解析においては，CALPHAD(CALculation ofはスウェーデン王立工科大学で開発された熱力学平衡

LiquidNiSiス構築の一環として，第一原理計算によって導出されTemperature, T /°Cない。本研究ではNi系ろう材合金の熱力学データベー

NiSi 2則fcc相(β 1 ̲Ni 3 Si)との相平衡がうまく再現できてい

図-1

Ni-Si 2 元系計算状態図

４ まとめ
第一原理計算を従来の CALPHAD 法に取り入れること
で，実験データをよく再現できる計算結果が得られた。

３ 結果と考察
図-1 に，Ni-Si 2 元系の計算状態図を相境界の実験

このような新しい手法は，状態図の熱力学的解析を行う上で有力な手段であると考えられる。

データと合わせて示す。これから分かるように，相境界の計算結果と実験結果はよい一致を示している。

５ 掲載論文また，化合物の生成エンタルピーなどの熱力学的性質

Calphad, Computer Coupling of Phase Diagrams andThermochemistry 27 (2003) 161-168.

*1 機械電子研究所*2 九州工業大学

Ni-Si-B 3 元系における相平衡
徳永辰也 ＊１

西尾一政 ＊２

大谷博司 ＊２

長谷部光弘 ＊２

Phase equilibria in the Ni-Si-B system
Tatsuya Tokunaga, Kazumasa Nishio, Hiroshi Ohtani, Mitsuhiro Hasebe
Ni-Si-B 3 元系の Ni 側の組成において，示差走査熱量計(DSC)を用いた熱分析により相境界を決定した。熱分析の結果およびこれまでに報告されている実験データをもとに Ni-Si-B 3 元系について熱力学的解析を行った。得られた計算結果は，熱分析による相境界の実験結果をよく再現することができた。

1 はじめに3 結果と考察

Ni-Si-B 3 元系は，Ni 系ろう材合金のベースとなる

図-1 に 10mol%B における縦断面状態図の計算結果を3 元系である。したがって，ろう材の特性として重要

DSC の実験結果とあわせて示す。これから，計算結果

な液相線温度，固相線温度および構成相に関する情報

は DSC の結果をよく再現できていることが分かる。

を得ることは非常に重要である。

10mol%B

本研究では，熱分析により Ni 側における相境界を決

1400
DSC
87Leb
L+Ni 3 Si( β 2 )L+Ni 2 Si( δ )L+Ni 5 Si 2( γ )定し，その結果とこれまでに報告されている実験結果

Liquid1300

2 実験および解析方法
2-1 熱分析
Ni-Si-B 3 元系の Ni 側組成について，アーク溶解により合金を作製した。作製した合金は，石英管に真空Tem perature, T /°Cを用いて，Ni-Si-B 3 元系の熱力学的解析を行った。

1200

L+(Ni)
1100
1000

封入して 850 °C で 18 日間平衡化熱処理を行い，水中(Ni)+Ni 3B900に焼入れた。このようにして作製した合金について，

800

示差走査熱量計(DSC)を用いて熱分析を行った。熱分析0の条件は，精製したアルゴンガスフロー中で，5 °C/minの速度で昇降温を行った。熱力学的解析には，過冷の影響を避けるために昇温時のデータを採用した。

2-2 解析方法

図-1

5

10

15

20

25

30 35 40
L+Ni 2 Si( θ )Silicon Content, c Si (mol%)

10mol%B における縦断面状態図の計算結果

4 まとめ

熱力学的解析においては，CALPHAD(CALculation of

Ni-Si-B 3 元系の Ni 側において熱分析によって相境

PHAse Diagrams)法を用いた。解析には，DSCによる相界を決定した。この結果とこれまでの報告データを用

境界データおよびこれまでに報告されている実験デー

いて熱力学的解析を行い，実験結果をよく再現できるタを用いた。なお，解析にはスウェーデン王立工科大ことができた。これによって，Ni-Si-B 系ろう材にお学で開発された熱力学平衡計算ソフトウェア

けるあらゆる組成について，液相線温度，固相線温度

Thermo-Calcを用いた。

および構成相を精度よく計算することが可能になった。

5 掲載論文Materials Transactions 44 (2003) 1651-1654.
＊１ 機械電子研究所＊２ 九州工業大学

Fe-15Cr-Nb-V-C 系過共晶合金の機械的特性
廣瀬政憲 ＊１

山本郁 ＊２

岡村誠之 ＊２

大城桂作 ＊２

Mechanical Property of Fe-15Cr-Nb-V-C Hyper-eutectic Alloy
Masanori Hirose, Kaoru Yamamoto , Tomoyuki Okamura, Keisaku Ogi
3.4〜5.0mass%C,15mass%Cr,0〜10mass%Nb,0〜10mass%V の組成範囲の過共晶 Cr-Nb-V 鋳鉄の熱処理特性，耐アブ
レシブ摩耗性，曲げ強さを調査した。10mm×10mm×10mm の試料を 1073K〜1473K で 1 時間保持し，空冷した。最高硬度となる焼入れ温度は試料の化学組成に依存した。焼入れ硬度が最高になった試験片を 473K で 1 時間焼もどし，空冷した。これらの試験片をラバーホイル摩耗試験，スガ式摩耗試験，曲げ試験に供した。不連続に晶出した初晶
MC は強度を劣化させることなくかなり耐摩耗性を向上させた。一方，粗大な M7 C3 は著しく強度を低下させた。これら過共晶合金の特性を従来の高クロム鋳鉄と比較した。

1 はじめに的に晶出した粗い M7 C3 および共晶 M7C3 が晶出してい鉱物粒子等の硬質材によるひっかきが主な原因となる。各試料を Ar 雰囲気の高周波溶解炉で溶解し，約るアブレシブ摩耗では，高Cr鋳鉄などの合金白鋳鉄が1873K から鋳型に鋳造し，これから摩耗試験片（長さ

優れた性能を発揮することで知られ一般的に使用され90mm，幅 45mm，厚さ 11mm）及び曲げ試験片（長さ 55mm，ているが，より耐アブレシブ摩耗性に優れた鋳造材料

幅 10mm，高さ 10mm）を作製した。また，各合金ごとにの開発が求められている。著者らは，高Cr鋳鉄の耐ア

冷却速度の異なる試料を作製した（以後，砂型試料，

ブレシブ摩耗性を向上させるには，炭化物量を増し，金型試料とする）。これらの試料に熱処理を行い，ラバ

M7 C3 型炭化物より高硬度のMC型炭化物を晶出させるーホイル摩耗試験，スガ式摩耗試験及び曲げ試験を行ことが有効と考え，過共晶組成のFe-15Cr-V-Nb-C合金

った。

の凝固組織について研究した。その結果，本合金系の液相面状態図において組成が初晶MCの初晶面内にあっ３ 結果と考察て，比較的低Cの合金には，初晶及び共晶MCと少量の共ラバーホイル摩耗試験とスガ式摩耗試験を行った結晶M7C3 が晶出し，高C合金では，初晶MCと初晶的に晶

果，全ての V，Nb 添加試料において，従来の高クロム

出した粗いM7C3 及び共晶M7 C3 が晶出することが明ら

鋳鉄と比較すると耐アブレシブ摩耗性は大きく向上しかになった。本研究では，先の研究成果に基づいて成た。また，Nb 系合金はスガ式摩耗に優れ，V 系合金は分調整した過共晶Fe-15Cr-V-Nb-C合金について熱処理

ラバーホイル摩耗に優れるという両合金の摩耗特性の特性の調査及び摩耗試験と曲げ試験を行い，組織にお差異が明瞭に現れており，Nb，V 系試料は Nb 系と V 系

ける晶出炭化物分布と耐アブレシブ摩耗性及び強度と合金の中間的な摩耗特性を示した。ラバーホイル摩耗の関連を研究した。 1)

試験及び曲げ試験を行い，その結果を砂型及び金型試料についての結果と併せて図−１に示した。試料の共２ 実験方法晶温度よりやや高い温度である 1573K における冷却速実験試料の合金組成及び晶出炭化物の種類を表−１

度は砂型試料が 7K/s で，金型試料では 16K/s と大きかに示す。No.1 は比較材として作製した試料で，通常用った。全般的に金型試料の摩耗速度の方が大きいので，いられる高クロム鋳鉄の中で組織の細かい 26%Cr 含有

金型試料 No.12 のラバーホイル摩耗痕を観察した結果，の共晶組成鋳鉄である。No.3〜12 は MC の初晶面上の砂型試料の場合とは異なり，鉄基地だけでなく M7 C3合金試料で，3.4〜3.7%C 試料には初晶 MC と共晶の MC

共晶組織もかなり激しい損傷を受けていた。そこで，

及び M7 C3 が晶出し，4.5〜5%C 試料には初晶 MC と初晶

金型試料 No.12 で，ラバーホイルを１回転させる摩耗＊１ 機械電子研究所＊２ 九州大学試験を行ったところ，鉄基地に深い傷が発生していた。
多数回ラバーホイル摩耗させた試験片では摩耗面の損傷が著しく微細構造の判別は困難であったが，硅砂かあった。

らの荷重によって，まず微細化した炭化物周囲の鉄基地が削られ，微細化した炭化物に応力集中が働いて破５ 参考文献（掲載論文）

断及び脱落が生じやすくなったものと考えられる。こ１） 鋳造工学 , Vol.75 , N0.7 , p. 459(2003)のように組織の微細化により摩耗に対する M7C3 共晶の抵抗作用が低くなるため，砂型試料よりも耐摩耗性が低下したものと考えられ，本実験のアブレシブ摩耗
では微細炭化物よりも粗大炭化物の方が耐摩耗性に有効である。曲げ強度は図−１に示すように組織が微細な金型試料の方が高い傾向を示した。

4 まとめ
Fe-15Cr-Nb-V-C 系過共晶合金の焼入れ･焼戻し材についてアブレシブ摩耗試験と曲げ試験を行い，以下の結論を得た。
(1)3body-type のラバーホイル摩耗試験では，摩耗速度は初晶的に粗大に晶出した M7C3 の面積率が増加す
るに従い減少し，Nb 及び V の添加によっても耐摩耗性を向上させることができた。組織粗さも耐摩耗性に影響を及ぼし，組織が微細な金型試料の摩耗速度は，砂型試料よりも大きくなった。
(2)2body-type のスガ式摩耗試験では，MC の晶出により耐摩耗性が著しく向上し，特に MC 面積率が V 系試料
よりも 2~5%多い Nb 系試料の耐摩耗性が向上した。
(3)曲げ強度は 3.4~3.7%C-高 V 系試料で 1100~1400MPaの高い値を示した。しかし，4.5~5%C 試料では熱流方向に粗大に成長した初晶的 M7C3 が多量に晶出するため，曲げ強度は 500~800MPa へ大きく低下する。砂型鋳造試料と比較して金型鋳造試料は著しく組織が微細化し，曲げ強度は高くなるが耐摩耗性は低下する傾向にナノサイズのチタン酸バリウムが薄膜の誘電特性に及ぼす影響
牧野晃久 ＊1

有村雅司 ＊1

山下洋子 ＊2

藤吉国孝 ＊2

桑原誠 ＊3

Effect of the N ano-sized BaTiO3 Gel Particles on Dielectric Properties of Thin Films
Teruhisa Makino, Masashi Arimura, Yoko Yamashita, Kunitaka Fujiyoshi, Makoto Kuwabara
高濃度ゾルゲル法によりチタン酸バリウムナノ粒子を合成し，TEM，XRD及び小角X線散乱（SAXS）により粒子径及び結晶性を評価した。合成したチタン酸バリウムナノ粒子は，5nm以上の結晶性の高い粒子と3nm以下の結晶性の低い粒子とから構成されていた。このナノ粒子のサスペンションを用い，スピンコーティングによって厚み500nmの薄膜を形成し，800℃で熱処理した。薄膜の微構造及び誘電特性は，サスペンション中の結晶性の高い粒子の比率に強く依存していた。最も静電容量の高い薄膜は1kHzの周波数において530nF/cm2であった。

1

はじめに

2

実験方法

チタン酸バリウム（BaTiO 3）は高い誘電率を有して2-1

チタン酸バリウムナノ粒子の合成及び評価

おり，積層セラミックコンデンサなど各種電子デバイ

前駆体溶液は等モルのバリウムジエトキシドとチタスの誘電体層の主成分として用いられている。誘電体

ンイソプロポキシドを，メタノールと2-メトキシエタ層には高い静電容量が要求され，誘電体層の薄層化に

ノールの混合溶媒中に所定濃度となるよ うに調製しより静電容量の向上を図っている。誘電体層の薄層化た。前駆体溶液に水アルコール混合溶媒を滴下し加水を実現するためには，主成分となるBaTiO 3がナノサイ分解した。その後所定温度でエージング処理し，ズの粒径と高い結晶性を有することが必要である。

BaTiO3ナノ粒子を得た。

現在，誘電体層に用いられるBaTiO 3の多くは水熱合得られた粒子形状を透過型電子顕微鏡（TEM，フィ成法によって合成されているが，水熱合成法では合成

リップス製TECNAI-20）により観察し，粒径分布を動した粒子内部に水酸基などの欠陥が存在し，誘電特性的光散乱法（DLS，大塚電子製DLS800）及び小角X線散に悪影響を及ぼすため，熱処理により水酸基を取り除乱法（ SAXS，リガク製RINT2500VHF）により測定した 。

き，熱処理の際に凝集した粒子を機械的粉砕により邂

結晶化度はX線回折（XRD，リガク製RINT2500VHF）に逅しなければならないという問題がある。また従来のより得られた回折パターンをピーク分離し，積分強度

ゾルゲル法を利用した研究も行われているが，合成段比より算出した。

階では結晶性が低いために，水熱合成法と同様，結晶2-2化処理及び機械的粉砕を要するという問題がある。

薄膜作製及び評価

コーティング溶液は2-メトキシエタノールを溶媒とこれらの方法に対して高濃度ゾルゲル法は室温で結し，BaTiO 3ナノ粒子を所定濃度になるように添加し，晶性の高いBaTiO 3ナノ粒子を合成できる方法であり，超音波照射により分散させることにより得た。薄膜は

我々はこれまでに高濃度ゾルゲル法により合成したBa

厚みが500nmになるようスピンコーティングによってTiO 3ナノ粒子を用いた薄膜作製に関する研究を行って形成し，大気中800℃で焼成した。

きた。その結果，緻密かつ高い静電容量を有した薄膜

薄膜の微構造は走査型電子顕微鏡（FESEM，日立製を形成するためには 、 BaTiO 3ナノ粒子の粒子径や結晶

作所製S-4500）により観察した 。薄膜の平均粒子径は 、性を制御することが重要であることがわかってきた。

インターセプト法によって算出した。1kHzにおける室そこで，本研究ではBaTiO 3ナノ粒子が薄膜の電気的特温の誘電率は、インピーダンスアナライザー（アジレ

性に及ぼす影響を調査した。

ント製HP4192A）を用いて測定した。

3*1

機械電子研究所*2*3

東京大学（現 九州大学）

化学繊維研究所

3-1

結果と考察
チタン酸バリウムナノ粒子の特性本法で合成したBaTiO 3には未反応のBaから生成され造及び電気的特性が大きく変化した。このことは各種

るBaCO3や中間生成物として報告されている

電子デバイスの製造条件に応じて最適なナノ粒子の分Ba2Ti2O5CO3 などが見られず，BaTiO3単相であった。Ba布が存在することを示している。本研究における大気

TiO 3 ナノ粒子をDLS及びSAXSによって粒度分布測定し中800℃の熱処理条件では，薄膜の誘電率は1kHzの周た結果，本法で合成したナノ粒子は3nm以下の粒子と5波数で300と低かったが，厚み500nmの緻密な薄膜が形〜30nmの粒子から構成されていることがわかった。こ成可能となったために，530nF/cm 2 の静電容量が得らの よ う な 分 布 は 本法 で 合 成 し た 全 て の 試 料で観 察された。本研究で作製した薄膜は従来の積層セラミック

れ，ナノ粒子全体に占める5〜30nm以下の粒子の比率

コンデンサに比べ数百度低温で，厚みを従来の約半分

はDLS及びSAXSいずれの測定においてもほぼ同じ値がにすることができ，小型化，高容量化可能な薄膜を実得られた。また，その値とXRDより算出した結晶化度

現できた。

との間にも高い相関が見られた。これらの粒子をTEM■観察した結果，5nm以上の粒子はファセットがはっき

誘電率

察され，結晶性の高い粒子が形成されていることを確

250

Dielectric constant (-)

300

認できた。本法で合成したナノ粒子は3nm以下の結晶性の低い粒子と5nm以上の結晶性の高い粒子より構成されていると考えられる。
3-2

ナノ粒子が薄膜の電気的特性に及ぼす影響

200
150
100
50
0
0

図-1は薄膜の誘電率と薄膜の平均粒子径をサスペン

20

40

60

80

80
70
60
50
40
30
20
10
0
100

Mean grain diameter (nm)

▲ 平均粒子径りとした形状になり，格子縞も粒子内で不整合なく観Ratio of the well-crystallized particles (%)

ション中の5nm以上の粒子の比率に対してプロットしたものである。5nm以上の粒子が40%以下及び70%以上

図-1

結晶性の高いBaTiO 3ナノ粒子が誘電率及び薄膜のサスペンションを用いて作製した薄膜は電流がリーの粒子径に及ぼす影響

クし誘電率は測定できず，40〜70%の領域では5nm以上の粒子が増えるにつれ低下した 。薄膜の平均粒子径は ，5nm以上の粒子が40%以下の場合70nm程度であり，70%

(A)

(B)

(C)

以上の場合50nmであった。40〜70%の領域では5nm以上の粒子比率の増加に伴い平均粒子径は小さくなり，Freyらが報告しているように薄膜の平均粒子径と誘電率1µmに相関が見られた。5nm以上の粒子が57％のとき誘電率は300であった。
図-2は5nm以上の粒子が (A)14%， (B)57%及び (C)74%

図-2

薄膜表面SEM観察結果；粒径5nm以上の粒子比率(A)14%，（B）57%，（C）74%

であるサスペンションを用いて作製した薄膜の SEM写真である。図-2(A)の SEM 写真では約 300nm 以上の4まとめ

気孔とマイクロクラックを多く含んだ構造になってい高濃度ゾルゲル法により合成したBaTiO 3ナノ粒子はた。このポーラスな構造のために誘電特性が測定でき5nm以上の結晶性の高い粒子と3nm以下の粒子とから構なかったと考えている。これに対し，5nm以上の粒子成されていた。薄膜の微構造及び誘電特性は結晶性のが50%を超えると 300nm以上の気孔は消失するものの高い粒子の比率に強く依存していた。最も静電容量の（図-2(B) ），図-2 (C)に示すように70%を超えた場合，高い薄膜は1kHzにおいて530nF/cm2であった。

マイクロポアを多く含んだ構造となっていた。これらのポアの存在により薄膜の耐電圧は低下し，リーク電5流が発生したと考えられる。

T.Makino, M.Arimura, Y.Yamashita, K.Fujiyoshi an

このように5nm以上の粒子の比率によって薄膜微構

掲載論文

d M.Kuwabara：Key Eng.Mater.， 249， p.109(2004)

コールドクルーシブル溶解したアルミニウム合金鋳物の引張特性
小川俊文 ＊１

春山繁之 ＊１

貝田博英 ＊１

上西

研 ＊２

関根

努 ＊２

森田茂隆 ＊３

Tensile Properties of Aluminum Alloy Casting Melted using a Cold-Crucible Furnace
Toshifumi Ogawa, Shigeyuki Haruyama, Hirohide Kaida, Ken Kaminishi, Tsutomu Sekine, Shigetaka Morita
コールドクルーシブル溶解炉で溶製した高純度アルミニウム合金鋳物と，市販純度レベルのアルミニウム合金鋳物を用いて，引張特性の比較を行った。その結果，高純度 Al-Si-Mg 合金鋳物は，準静的及び衝撃引張試験の結果，市販レベル純度材と比較して著しい引張強さの低下も無く，伸びは大幅に向上していた。引張特性に影響を及ぼす
デンドライト二次枝間隔や共晶シリコンの性状及び分布状態は，各合金間でほとんど差が無いことから，この結果をもたらす主原因としては，主要合金元素である Si と Mg 以外の元素の低減化，すなわち，高純度化が考えられる。

1 はじめに2-2 引張特性の評価

近年，自動車は軽量化に伴いアルミニウム合金材料

準静的引張試験は，島津製作所(株)製オートグラフが採用されるようになってきている。しかし，環境問を使用し，歪み速度約 1×10 -3 s -1 とし，室温大気圧中題対策等により，更なる軽量化が求められているため，で行った。衝撃引張試験は，直接引張型衝撃試験装置

より優れたアルミニウム合金鋳物の開発が不可欠であにより，歪み速度約 1×10 3 s -1 とし，室温大気中で行っる。この期待に応えるため，アルミニウム合金鋳物のた。

機械的特性に関する研究が行われてきているが，不純物の低減を積極的に利用した研究は，ほとんど見られ3 結果と考察ない。そこで本研究では，不純物が少なく，かつ組織

3-1 成分分析と金属組織観察が均質なアルミニウム合金を溶製・熱処理し，不純物がその引張特性に及ぼす影響を検討した。

溶製した各インゴットの成分分析結果を表−１に示す。FH-1 と FH-2（Fe は除く）では，Si と Mg 以外の元
素は 10ppm 以下で FL に比べて不純物元素が非常に少な

2 実験方法いことがわかる。 FH-2 中の Fe は，引張特性に及ぼす

2-1 試験片の作製

Fe の影響を見るため意図的に添加したものである。FL

供試材には，JIS AC4CH の組成に準じた高純度合金

では Sr を 100ppm 添加して共晶シリコンの改良処理を２種類（FH-1，FH-2）と，市販材レベル純度の合金１行っているが，FH-1 と FH-2 では改良処理を行ってい種類（FL）を準備した。高純度合金は，原材料としてない。

市販の高純度材料（Al，Si，Mg など）を用い，コール
ドクルーシブル溶解炉で溶製した。インゴットは直径

表−１ インゴットの成分分析結果

60mm，長さ 90mm 程度のドングリ型である。試験片には，
インゴット中心の引け巣周辺と外側の急冷部分を除いた，組織が均質である部分を用いた。一方，合金 FL
は長さ 270mm×高さ 100mm×下底幅 20mm×上底幅 40mmの舟型インゴットを溶製し，底側を試験片に用いた。
各インゴットの溶体化処理後時効硬化処理（T6 処理）
は，大気雰囲気で行い，そのインゴットから平行部直径 4mm の丸棒引張試験片を作製した。
*1 機械電子研究所*2 山口大学*3 日立金属株式会社

Cu
Si
Mg
Zn
Fe
Mn
Ni
Ti
Cr
Ca
V
Zr
Sr
Al

FH-1
< 0.001
6.42
0.29< 0.001< 0.001< 0.001< 0.001< 0.001< 0.001< 0.001< 0.001< 0.001< 0.001
bal.

FH-2
FL
< 0.001
0.001
6.57
6.63
0.29
0.33
< 0.001
0.007
0.140
0.123
< 0.001
0.003< 0.001
0.003< 0.001
0.049< 0.001
0.002< 0.001< 0.001< 0.001
0.005< 0.001
0.002< 0.001
0.010
bal.
bal.
(unit : mass %)違いはあるが，各合金間における共晶シリコンの大きさや分布状態に顕著な差は見られなかった。また，デンドライト二次枝間隔（DAS：Dendrite Arm Spacing）の測定を行った結果，著しい差は無かった。

Stress, σ/MPaを行った。その結果，Sr による改良処理の有無による

350

35

300

30

250

25

200

20

150

15

100

StressElongation50

3-2 引張特性に及ぼす不純物元素の影響

010Elongation (%)

各インゴットの T6 熱処理後の光学顕微鏡組織観察

50

準静的引張試験で得た各合金の引張強さと伸びの平

FH-1
FH-2
FL
Name of Aluminium Alloy Castings

均値を図−１に示す。FH-1 と FH-2 の引張強さは，FL

図−２の引張強さ 282MPa に対し 4.3〜7.4％低い。一方，FH-1

衝撃引張試験の結果

衝撃引張試験で得た各合金の引張強さと伸びの平均いる。各合金の DAS は，ほぼ同サイズであることから，

値を図−２に示す。FH-1 と FH-2 の引張強さは，FL の

350

35

300

30

250

25

200

20

150

15

100

10

StressElongation

50

引張強さ 300MPa に対し 1.3〜2.7％低い。一方，FH-1と FH-2 の伸びは，FL の伸び 10.0%の約 1.5 倍まで向上
Elongation (%)

Stress, σ/MPaと FH-2 の伸びは，FL の伸び 14.1%の約２倍に向上して

5

0

0
FH-1

FH-2

FL

Name of Aluminium Alloy Castings

図−１

準静的引張試験の結果

今回の結果に対する DAS の影響は，ほとんど無いと考えられる。また，共晶シリコンの性状や粒子間距離に関しても各合金間で顕著な差が見られていないことかしていた。この結果からわかるように，高歪み速度条
件の引張試験においても，高純度合金は市販材レベル
純度の合金と比較して，引張強さが著しく低下することなく伸びが向上していた。また，FH-1 と FH-2 を比較すると，引張強度は FH-1 が 292MPa，FH-2 が 296MPaと殆ど差はなかったが，伸びは FH-1 が 16.2%に対しFH-2 が 14.6%と約一割小さくなっていた。FH-1 と FH-2との大きな違いは，Fe を含有しているかどうかということだけである。このことと今回の衝撃引張試験結果から，高純度合金においては，高歪み速度条件になると伸びに対して Fe の影響が出てくると考えられる。

ら，共晶シリコンの影響も少ないと考えられる。これらのことから，FL と比較して FH-1 と FH-2 が顕著な引張強さの低下もなく伸びが向上した主な要因は，合金元素である Si と Mg 以外の元素の低減，いわゆる高純度化が考えられる。また，FH-1 と FH-2 には Sr を添加していないことから，不純物元素を低減させると，改良処理を行わなくても，引張強さを著しく低下させることなく伸びを向上させることができると考えられる。
ここで Fe 含有量に注目すると，表−１から判るように
FH-1 中には 0.001mass%未満であるが，FH-2 中には0.140mass%，FL 中には 0.123mass%含有されている。このことと準静的引張試験の結果から，AC4CH-T6 材において主要合金元素である Si，Mg 以外の元素の含有量が4 まとめ(1)アルミニウム合金鋳物 AC4CH-T6 は，Sr で改良処理を行わなくても，主要合金元素である Si と Mg 以外の元素を低減させることで，準静的・衝撃引張どちらにおいても，引張強さを著しく低下させることなく伸びを大幅に向上させることができる可能性があることがわかった。
(2)今回溶製した高純度アルミニウム合金鋳物レベ
ルまで不純物を低滅させると，Fe が 0.140mass%含有された場合でも，引張強さを著しく低下させることなく伸びを向上させることができる可能性があることがわかった。

非常に少ない場合，Fe だけが 0.140mass%程添加されたとしても，本実験のような低歪み速度条件では，引張強さと伸びに対し Fe の影響は殆どないものと考えられる。

5 掲載論文日本金属学会誌，第 67 巻，第 9 号，p.452（2003）

放射妨害波測定における測定距離と電界強度の相関関係の模擬波源を用いた検討
川畑将人 ＊１

松原亮 ＊２

石田康弘 ＊１

桑原伸夫 ＊２

Investigation of Relations between Measurement Distance and Electric Field Strength
for Radiated Emission Test using Artificial Radiation Source
Masato Kawabata, Ryo Matsubara, Yasuhiro Ishida, Nobuo Kuwabara
電子機器からの放射電界強度は 3m 法または 10m 法で規定されているが，その相関関係は明らかになっていない。
本稿では，放射特性を理論的に求めることができる模擬波源を用いて，理論解析，測定の両面から電界強度と測定距離の関係を検討した。検討の結果，10m 法における電界強度を基準とした相対電界強度の 30MHz から 1GHz の平均
値は，水平偏波では距離の-1.17 乗に，垂直偏波では距離の-0.71 乗に比例することがわかった。また，標準偏差は距離が小さくなるほど増加し，3m 法では水平偏波で 5dB，垂直偏波で 2dB となることがわかった。

1 はじめにト減衰量の規格値に対する偏差は30MHzから1GHzで

近年，電子機器から発生する電磁波が放送受信波や±2dB以内と非常に優れた特性を有している。模擬波

他の機器に及ぼす障害が問題となっており，CISPR（国源は床面から高さ90cmの位置に設置し，受信アンテナ

際無線障害特別委員会）で国際規格が作成され，多くからの距離を2m，3m，5m，7m，10mと変化させた。

の国，地域で規制が講じられている。規制に対応する

受 信 ア ン テ ナ は 測 定 周 波 数 に 合 わ せ て ， 30MHzか らためには，機器から放射される放射妨害波を測定する

300MHzの帯域ではバイコニカルアンテナを，300MHz必要があり，30MHz から 1GHz の放射妨害波試験にはオから1GHzの帯域ではログペリオディックアンテナをープンサイトまたは電波半無響室を使用する。

使用した。

現在，3m 法と 10m 法の許容値は，放射妨害波の電界強度が伝搬距離に反比例すると仮定して 10dB の差がつけられているが，同じ被試験体を 3m 法と 10m 法で測定してもこの関係が成り立たないことが指摘されている。3m 法による測定は放射電界強度が強い，小型電波暗室で測定が可能等の利点があり，3m 法と 10m 法での測定結果の相関性の明確化が求められている。
本稿では，この相関性を明らかにするため，被試験体として放射特性を理論的に求めることができる模擬

図−１

放射電磁界の測定系

波源を使用して，放射妨害波試験サイトにおける放射
電界強度の距離依存性について検討を行った。

2-2 解析方法
模擬波源の放射電磁界はモーメント法を用いて解析

2 測定及び解析方法できる。解析モデルを図−２に示す。模擬波源は微小2-1 測定方法

ワイヤによりモデル化し，筐体部分は半径1.5mm，長

図−１に放射電磁界の測定系を示す。本稿では，検さ2cmのワイヤで分割し，導体ループ部分は長さ1cmの討を 大 型電 波 半無 響 室で 行 った 。 本電 波 半無 響 室はワイヤで分割した。信号源は導体ループと筐体を接続

10m法での放射妨害波試験用に設計されており，サイするワイヤに電圧源と50Ωの抵抗を直列に挿入し，終端は信号源と反対側の接続部のワイヤに50Ωの抵抗を挿入した。また，模擬機器の入力電圧を周波数毎に測＊１ 機械電子研究所＊２ 九州工業大学

定し，その値を解析における入力電圧として使用した。

果，水平偏波では電界強度が1/rにほぼ比例（標準偏差

20cm
5cm

は1dB以下）し，その要因がアンテナ掃引高にあることがわかった。一方で，垂直偏波ではほとんど変化が見10cmられなかった。その要因として，模擬波源の指向性に36cmよる利得の差，経路差，位相差などが考えられるが，

48cm

図−２

模擬波源の解析モデル

3 結果と考察3-1 測定距離と放射電磁界の関係
放射電界の測定距離依存性は，(1)式に示す各周波数の10m法における電界強度を基準とした放射電界強度の偏差（相対電界強度）の平均値A v 及び(2)式に示す標
準偏差S.D.を用いて検討を行った。

Relative electric field strength [dB]

これらの解明については今後の課題である。
25
Measured
Calculated
Ideal

20
15
10
5
0

±Standard deviation

2

Av =

e

e =1

es

(1)

N
N

∑ (D − D ) − A

2

2

S.D. =

e =1

e

es

v

N −1

(2)

(1)式，(2)式でD e は各周波数における電界強度，D es
は10m法における電界強度，Nは30MHzから1GHzの周波数範囲における測定データ数である。水平偏波，垂直偏Relative electric field strength [dB]N

∑ (D − D )

図−３

4
5 6
Distance [m]

(a)

水平偏波

7 8 9 1025
Measured
Calculated
Ideal

20
15
10
5
0

±Standard deviation2

波に お ける 相 対電 界 強度 と 測定 距 離の 関 係を 図 −３(a)，(b)にそれぞれ示す。図中の○は測定による相対

3

3

4
5 6
Distance [m]

(b)

垂直偏波

7 8 9 1010m法における電界強度を基準とした相対電電界強度の平均値，×は平均値±標準偏差を示し，実界強度と測定距離の関係

線は解析による相対電界強度の平均値，破線は平均値±標準偏差を示し，点線は電界強度が距離に反比例する場合の理論線を示している。図−３(a)，(b)より，測定値と解析値は良好に一致し，この種の検討にモーメント法が有効であることがわかる。電界強度は距離が大きくなるほど減少する傾向にあるが，1/r（r：波源とアンテナの水平距離）には比例せず，水平偏波では距離の-1.17乗に垂直偏波では距離の-0.71乗に比例している。また，各距離における相対電界強度の標準偏差は距離が小さくなるほど増加し，3m法では水平偏波で5dB，垂直偏波で2dBとなる。

4 まとめ
放射電界強度の測定距離依存性について，理論解析，測定の両面から検討し，以下のことがわかった。
（１）水平偏波では距離の-1.17乗に，垂直偏波では距
離の-0.71乗に比例する。
（２）標準偏差は距離が小さくなるほど増加し，3m法
では水平偏波で5dB，垂直偏波で2dBとなる。
（３）電界強度が1/rに比例しない要因は，水平偏波ではアンテナ掃引高が制限されているためである。垂直偏波の要因については今後の検討課題である。

3-2 アンテナ掃引高の影響
電界強度が1/rに比例しない理由として，受信アンテ
ナの高さ掃引に制限（1mから4m）があることが考えられる。そこで，アンテナ掃引高を1mから20mまで拡大した場合の放射電界強度を解析により検討した。その結5 掲載論文電子情報通信学会論文誌，VOL.J87-B,No.4,p.535(2004)

低オフセット基本波型直交フラックスゲート
古賀文隆 ＊１

笹田一郎 ＊２

Low Offset Orthogonal Fluxgate Operating in Fundamental Mode
Fumitaka Koga, Ichiro Sasada
直流バイアスを重畳した交流電流を励磁に用いる基本波型直交フラックスゲートにおいて，オフセットを低減する方法を提案する。フラックスゲートにおけるオフセットは，磁性ワイヤに内在する磁気異方性が一因となる。このオフセットは，交流電流と直流バイアス両方の極性を同時に変えたとき，絶対値は同じであるが符号が変化する。
したがって，交流電流と直流バイアスの両方の極性を周期的に切替えて両者の平均をとれば，オフセットを打ち消すことが可能である。この方法はまた，入出力間ヒステリシスの低減にも有効である。アモルファスワイヤからなるセンサヘッドを用いた試作回路による評価で，極性の切替えを行わない場合と比較してオフセットを 1/25 以下，
ヒステリシスを約 1/4 に低減できることがわかった。

1 はじめにる。K u は，磁性ワイヤ内に存在する磁気異方性を一軸

磁界センサは，磁界を情報媒体とするセンシング技性と仮定したもので，円周方向に対して角 α をなすも術の基本となる構成要素である。近年，磁界センサはのとする。測定対象となる外部磁界 H ex は軸方向にかシステムに組み込むための小形，低電力，低価格化がかり，磁化 J s は次式の磁気エネルギー E を最小化する

重要となっているが，磁性ワイヤを用いた直交フラッ方向を向く。

クスゲートは小形，低電力化に適している。
本稿では，直流バイアスを重畳した交流電流を励磁外部磁界に用い，検出コイルに誘起される電圧の基本波成分を同期検波することによって感度と線形性の改善を図っ

参照信号
f Hz
同期整流器

検出
コイル

OSC
f Hz

た基本波型直交フラックスゲートにおいて，直流バイ
アス及び交流電流の両方の極性を同時に周期的に切替

出力dc biasえる方法を提案する。本手法は，無調整でのオフセッ
アモルファス磁性ワイヤ

ト電圧低減を，簡単な回路構成で実現できることから低価格化に適している。また，試作回路での評価によ

図−１

基本波型直交フラックスゲートの基本回路

り入出力間ヒステリシスも低減できることがわかった。
Hex

①

②

①

2 構造と動作原理
図−１に基本波型直交フラックスゲートの基本回路

θ

Hex

②

Js

Js

Ku

Ku

H(t) =
θH(t) = Hdc + Hac sin(2π ft) Hdc + Hac sin(2π ft)
α

α

0

0
①

を示す。図−２に示した磁性ワイヤの回転磁化モデル

①

②

②

t

ヤの軸方向を上下方向としている。磁性ワイヤには励(a) 励磁：正dc biasdc bias

磁電流を直接通電するので，ワイヤ内には同図のように横方向（円周方向）に，交流磁界 H ac sin(2 πft) にαθH(t) = Hdc + Hac sin(2π ft)

H(t) =
Hdc + Hac sin(2π ft)

Ku
α

θ

Js
①②

0

①

sin(2 πft) が発生する。ただし|H dc | > H ac であるとす

①

②

②

図−２

H ex = 0(d) 励磁：負磁性ワイヤの回転磁化モデルtt

dc biasdc bias(c) 励磁：正＊１ 機械電子研究所＊２ 九州大学大学院総合理工学研究院

Js0

直 流 磁 界 H dc が 重 畳 さ れ た 励 磁 磁 界 H(t) = H dc + H ac(b) 励磁：負

①②

Ku

t

を用いて，本稿で提案する方法を説明する。磁性ワイ

H ex = 0

E = -H ex J s sin(θ) + H(t)J s cos(θ) + K u sin 2 (α-θ) (1)
ここで θ は J s が円周方向となす角である。
図−２(a)のように励磁磁界が変化すると， J s は最初の半サイクルで①の方向，次の半サイクルで②の方向に回転する。検出コイルは磁性ワイヤを取り囲むソレノイドであるので，検出コイルには J s の軸方向成分

J s sin(θ) に比例した磁束 Φ が鎖交し， Φ の時間微分に比例した電圧 v が誘起される。
次に図−２(b)に交流電流と直流バイアス両方の極
図−４性を負にした場合について示す。J s は最初の半サイク入出力特性

ルで①，次の半サイクルで②の方向に回転する。このアナログスイッチを用い，励磁回路はOPアンプで構成

とき v は(a)の場合と同位相であるから， H ex に対するした。励磁周波数 f 0 は58.4 kHz ，励磁電流の極性切感度の極性は，励磁電流の極性に関わらず同一に保た

替え周波数 f 1 は1.825 kHz （= f 0 /32），差動増幅器

れる。

の増幅率は690倍とした。同期整流部にはカットオフ周H ex = 0 で，交流電流及び直流バイアスの極性が正

波数590 Hzのローパスフィルタを用いた。励磁電流は，と負の場合の磁化のモデルをそれぞれ図−２(c)，(d)交流振幅3.5 mA，直流バイアス4 mA とした。センサヘに示す。 H ex = 0 でも α ≠ 0 のために θ = 0 とはならッドでの消費電力は約0.1 mW であった。

ず，H(t)によって J s はわずかに回転して Φ の変化が生得られた入出力特性を図−４に示す。オフセット電

じるので v が発生する。これがオフセット電圧の原因

圧を，励磁電流の極性切替えを行わない場合の1/25でとなる。しかし(c)と(d)では， v は，振幅は同じであある1 mV以下まで低減することができた。また，正負るが逆位相になる。したがって，両者の和，もしくはの対称性も改善することができた。更に，入出力間の平均をとればオフセット電圧を打ち消すことができる。

ヒステリシスも，励磁電流の極性切り替えを行わない

交流電流及び直流バイアスの極性が正と負のときの場合の約1/4である0.5 % まで低減されていることがわ

出力電圧の平均を取る方法として，磁性ワイヤに流すかった。

励磁電流の極性を周期的に切替える方法が考えられ，一手法として図−３のような回路構成が考えられる。

4 まとめ

ここでは，交流周波数 f 0 に対して，スイッチS a とS b を

基本波型直交フラックスゲートにおいて，交流電流逆位相で周波数 f 1 = f 0 /n でスイッチングさせる。

及び直流バイアス両方の極性を周期的に切替えること
により，オフセット電圧を低減できることを示した。

3 実験及び結果

アモルファスワイヤによって構成したセンサヘッドを

センサヘッドとして直径120 µm ，長さ約15 mm の用いた試作回路による評価では，アモルファスワイヤ

Co基アモルファスワイヤに300ターンの検出コイルをに内在する磁気異方性に起因して生じるオフセット電

巻回したものを用い， 図−３の回路を作製した。励磁

圧を，極性の切替えを行わない場合と比較して1/25以電流の極性切替え用のスイッチ及び同期整流回路には下に低減できていることが確認できた。更に，正負の対称性が改善され，ヒステリ
シ ス も 約 1/4に 低 減 で き て い
ることがわかった。

5 掲載論文
古賀，笹田：日本応用磁気学
会誌, Vol.27，No.4，p. 410
図−３

周期的に励磁電流の極性の切替えを行うフラックスゲートの回路(2003)

ＦＥＭを用いた樹脂封止されたＩＣチップの残留応力評価
小金丸正明 ＊１

池田徹 ＊２

森栄輔 ＊３

宮崎則幸 ＊２

Evaluation of Residual Stress in Resin Molding IC Chips using FEM
Masaaki Koganemaru, Toru Ikeda, Eisuke Mori, Noriyuki Miyazaki
電子パッケージはシリコンやエポキシ樹脂，金属等，多種多様な材料から構成されている。このシリコン IC チッ
プと封止用樹脂の線膨張係数は大きく異なるため，実装時に IC チップ表面に大きな残留応力が発生する。近年，この残留応力による電子パッケージの回路特性変動が大きな問題となっている。そこで本研究では，有限要素法（FEM）
を用いて樹脂パッケージ内の IC チップ表面上の残留応力を評価することを目的とした。また，ピエゾ抵抗を用いて残留応力を実測した結果，解析結果と良い一致を示し，本評価モデルの妥当性が示された。

1 はじめに解析に用いた構成材料の材料定数を表-1 に示す。こ電子パッケージを構成する素材の線膨張係数差に起の材料定数は，封止樹脂の線膨張係数を除いて全てカ因した実装時の残留応力は，しばしば電子パッケージ

タログ値及び文献値である。封止樹脂の線膨張係数値の機械的及び電気的不具合を引き起こす要因となってはその製造ロットによって差が見られること，及び本いる。特に近年，IC チップ表面上の残留応力が，回路解析においてシリコンチップ表面上の残留応力解析結の電気特性に重大な影響を及ぼすことが指摘されてい7mmる。したがって，電子パッケージ内の残留応力の評価

yは，パッケージ設計及び回路設計において非常に重要

z

x

である。
3mm

本研究では，樹脂封止されたシリコン IC チップ表面

7mm

上の残留応力を，シンプルな FEM 解析モデルにより評

1.5mm

価することを目的とした。その際，ピエゾ抵抗を用い

1.5mm

3mm

たテストチップを実際に実装して残留応力を実測し，解析結果と比較して本解析モデルの妥当性を検証した。
Si chip(thickness:0.3mm)

Die pad(thickness:0.15mm)

2 シリコンチップ表面上の残留応力解析

1.4mm
z

本研究では，QFP(Quad Flat Package)を例に取り評
Si chip価を行った。QFPの解析モデルを図-1 に示す。解析モ
TM

デルはI-DEAS を用いて作製した。パッケージ形状のyx

Conductive adhesive paste(thickness:0.01mm)

図-1

FEM 解析モデル（QFP）

対称性から，４分の１モデルを作製し対称の境界条件を施した。シリコンチップ，封止樹脂，ダイパッド及表-1

びシリコンチップとダイパッドを接着する導電性ペー
E

ストをモデル化した。シリコンチップ表面上の残留応

材料定数
ν

(GPa)

Tg
(℃)

CTE
(×10-6/℃)

力は，シリコンチップ，封止樹脂及びダイパッドの線
膨張係数差によりその大部分が生じると考えられるため，この残留応力の発生にあまり寄与しないと考えられるリードフレームの詳細やボンディングワイヤーはモデルから省略した。
*1 機械電子研究所*2 京都大学*3 九州大学

Si chip

170

0.3

Resin

24

0.25

143

12.23

5.39

0.4

120

30

Conductive
adhesive paste
Die pad147

0.3

E: Young's modulus
ν: Poisson's ratio
Tg: Glass transition temperature
CTE: Coefficient of thermal expansion

37

果に最も影響を及ぼすファクターと考えられことを考

また，チップ中央部付近の圧縮応力は，端部付近の圧慮し，TMA (Thermomechanical analyzer)を用いて実際縮応力に比べて大きいことが分かる。図−２には，ピに使用した樹脂で測定した。全ての材料は線形等方弾

エゾ素子を用いたテストチップにより計測した実験値

性体と仮定し，線膨張係数の温度依存性は考慮していも同時に示してある。チップ中央部付近及び端部付近ない。解析は線形熱応力解析で，樹脂のモールド温度

ともに，解析結果と実験結果は良く一致しており，本である 180℃をひずみ 0 の基準とし，モデル全体を室研究で用いた解析モデルが妥当であることが示された。

温（22℃）に降下させた。解析ソルバーとしてANSYS TM

図-3 にはシリコンチップ表面上のミーゼスの相当応を用いた。

力分布を示す。大きなミーゼス応力が，チップの中央部付近と端部付近に生じていることが分かる。この様

3 ピエゾ抵抗を用いた残留応力計測

な大きな応力は，実装時においてパッケージの不良を

シリコンチップ表面にピエゾ抵抗が形成されたテストチップを QFP に実際に実装して，実装前後のピエゾ

もたらす原因になるとも考えられる。
実装時に生じるシリコンチップ表面上の残留応力は，抵抗変化より，実装によってシリコンチップ表面に生回路の抵抗値を変化させるだけでなく，トランジスタ

じる残留応力を測定した。テストチップの中央部及びの特性をも変動させることがあると報告されている。

角部付近に，それぞれエッジに沿った方向に４つのピ

今後，回路設計やパッケージ設計に供する信頼性評価

エゾ抵抗が形成されている。これらはそれぞれチップ技術の確立には，シリコンチップ表面上の残留応力とのエッジに沿った方向の垂直応力を測定することがで回路特性の変動を定量的に評価することが必要不可欠きる。チップ形状は解析モデルと同じである。今回，である。

日立超 LSI システムズ社製のテストチップを用いた。
ピエゾ抵抗の変化率は応力に比例する。したがって，

5 まとめ

実装前の抵抗値及び実装後の抵抗値を測定することで，樹脂封止された IC チップ表面上の残留応力を，FEM

実装時にシリコンチップ表面に生じる残留応力を測定

解析及びピエゾ抵抗を用いたテストチップにより評価することができる。ただし実際には，にピエゾ抵抗値

した。本評価モデルにより，電子パッケージを設計すの温度依存性を考慮する必要がある。

る上で有用な情報を得ることができる。

4 結果と考察

6 掲載論文図-2 にはシリコンチップ表面上の垂直応力分布（σ2004 ICEP Proceedings, p.223-226(2004).

x）の解析結果を示す。なお，パッケージ構造の対称性から，垂直応力σx とσy の解析結果は等価の分布とな謝辞る。シリコンチップ表面上では，チップの中央部付近

本研究を実施するにあたり，実験にご協力頂いた九に最大で約 130 MPa 程度の圧縮応力が生じていること

州ミツミ株式会社 井芹陽一氏，佐賀エレクトロニックが分かる。

ス株式会社 吉田誠一郎氏，土井友博氏に感謝致します。

Si chip : σ x

Si chip : von mises− 114 MP a (Expe rimenta l)− 109 MP a (FEM)

115 MP a

157 MP a− 96 MPa− 124 MP a

− 151 MP a
− 69 MPa− 137 MP a (Expe rimenta l)− 132 MP a (F EM)y

115 MP a

Chip center

z

y

x

図-2

残留応力，σx（解析結果と実験結果）

Chip centerz

157 MP ax

図-3

残留応力，Von Mises stress（解析結果）

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

流下液膜式氷蓄熱器に関する研究開発
解氷特性
＊１

吉村賢二

小山

繁＊２

福田俊仁＊３

大庭英樹＊４Development of Falling-Water-Film-Type Ice Thermal Energy Storage Vessel
Ice Melting Characteristics
Kenji Yoshimura ,Shigeru Koyama ,Toshihito Fukuda ,Hideki Ohba

本研究では，流下液膜式氷蓄熱器の開発を目的に，実機規模の装置の解氷特性に関する実験を行い，液膜流量及び散水
温度が，解氷量，解氷速度，冷却能力及び熱伝達係数に及ぼす影響を調べた。液膜流量が大きいほど，解氷速度が大きくなる。散水温度が高いほど，解氷量，解氷速度及び冷却能力は大きくなる。液膜流量が大きいほど，解氷の初期段階及びそれ以降の平均熱伝達係数はいずれも大きくなり，解氷の初期段階の平均熱伝達係数の方がそれ以降より大きい。散水温
度と氷の融解温度との差が大きいほど，解氷の初期段階では平均熱伝達係数は大きく，それ以降では徐々に減少する。

１ はじめに熱槽内に設置された鉛直平板型伝熱面(10)，圧縮機(1)，

近年，電力需要の平準化のために深夜電力を活用した凝縮器(2)，膨張弁(5)，散水ノズル(9)，水循環ポンプ(11)，

氷蓄熱が注目を集めており，種々の形式の氷蓄熱器が開

解氷用水タンク(13)，冷媒配管，水配管から構成される。

発され，実用化されている。その中で，内融式浸水型氷

全ての解氷実験において，所定の重量の氷を均一厚さ

蓄熱器は，構造が最も簡単なため広く用いられているが，に生成させた後，所定の散水温度に設定された散水用水

凝固速度及び融解速度が小さい。これらの欠点を解決す

タンク内の実験水を，所定の散水流量で散水ノズルからる手段として， 薄い液膜による大きい氷－水界面の熱伝鉛直平板型伝熱面上の氷に散水させることにより，解氷達を利用する流下液膜の利用が考えられる。著者らは，実験を開始した。実験時は，鉛直平板型伝熱面全体の重水平伝熱管周りの流下液膜の凝固問題を取り上げ，流下量をロードセルを用いて測定することにより，解氷した液膜の凝固過程における熱伝達特性の整理を行うと共に，氷重量を測定した。

通常の浸水型における凝固との比較検討を行った結果，流下液膜式の方が浸水型に比較して，凝固速度が大きい

３ 結果と考察ことを明らかにした。更に，流下液膜式氷蓄熱器の開発

図－２に散水温度Twa=20[℃]における，単位伝熱面積当を目的に，実機規模の装置を設計・製作して実験を行い，& [kg/m2s]の時間変化特性に及ぼす液膜たりの解氷速度 w

製氷能力に対する運転条件の影響を調べた。

流量 Γ [kg/ms]の影響を示す。液膜流量 Γ が大きい場合

本研究では，実機規模の流下液膜式氷蓄熱装置の解氷&は(0.196～0.261[kg/ms])は，解氷の初期段階で解氷速度 w

特性に関する実験を行い，液膜流量及び散水温度が，解急激に増加し，時間の経過と共に急激に減少する。一方，氷量，解氷速度，冷却能力及び熱伝達係数に及ぼす影響

液膜流量Γが小さい場合(0.098～0.131[kg/ms])は，解氷速を調べた。

& は解氷の初期段階で上昇し，その後長時間に渡って度w
徐々に減少する。

２ 研究，実験方法
図－１に実験装置の概略を示す。実験装置は，主に蓄

図－３に散水温度Twa=20[℃]における，解氷の初期段階( τ =0～0.00005)とそれ以降 ( τ =0.00005～)の平均熱伝達係数hm[W/m2K]と液膜流量Γ[kg/ms]の関係を示す。液膜＊１ 機械電子研究所

流量Γが大きいほど，解氷の初期段階( τ =0～0.00005)及＊２ 九州大学先導物質化学研究所

びそれ以降( τ =0.00005～)の平均熱伝達係数hmはいずれ＊３ 昭和鉄工（株）

も大きくなる。また，解氷の初期段階の平均熱伝達係数＊４ 熊本大学工学部知能生産システム工学科

hmの方がそれ以降の平均熱伝達係数hmより大きい。

福岡県工業技術センター
研究報告 No.14(2004)

Chilling unit

Water flow

3

13
T 16

7

12

8
2

16

16

15

5

11 T

16
T

15
16
17

15

1
4
7
10
13
16

16
6

16

6

16

17

Compressor
2
Capillary tube
5
8Heat storage tankHeat exchanger plates 11
Water tank
14
Gate valve
17

10
14

T

16

1

9

T

4
16

16

18 16

T 16
18

11

T

drain

Mixing chamber
Condenser
3 TankExpansion valve
6 Accumulator
Sight glass
Load cell
9 Water spray nozzle
Pump
12 Flow meter
T Temperature measuring point
Constant temperature bath 15 Electromagnetic valve
Check valve
18 Cross valve
図－１ 流下液膜式氷蓄熱装置

0.04

500
○
●
△
▲

○ τ=0～0.00005● τ=0.00005～

400

hm / W/m2K

w / kg/m2s

0.03

Γ=0.098[kg/ms]
Γ=0.131[kg/ms]
Γ=0.196[kg/ms]
Γ=0.261[kg/ms]

0.02

0.01

300
200
100
0

0
0

0.00005

0.00010.00015

0

0.05

0.1

τ
図－２

解氷速度 w と無次元時間τの関係

図－３

0.15

0.2

Γ / kg/ms

0.25

0.3

平均熱伝達係数hmと液膜流量Γの関係

４ まとめ

また，散水流量を制御することにより，解氷速度の(1) 液膜流量が大きいほど，解氷速度が大きくなる。

制御が容易である。従って，所定の冷熱量が短時間(2) 散水温度が高いほど，解氷量，解氷速度及び冷却能で必要な場合は，浸水型氷蓄熱器と比較して，本流力は大きくなる。

下液膜式氷蓄熱器は小さい氷表面積で良いというこ(3) 液膜流量が大きいほど，解氷の初期段階及びそれ以とになり，氷蓄熱槽設備を縮小できる可能性がある。

降の平均熱伝達係数はいずれも大きくなり，解氷の(5) 本流下液膜式氷蓄熱器は平成 14 年度に昭和鉄工㈱初期段階の平均熱伝達係数の方がそれ以降より大きで実用化された。

い。また，散水温度と氷の融解温度との差が大きい
ほど，解氷の初期段階では平均熱伝達係数は大きく，それ以降では徐々に減少する。
(4) 本流下液膜式氷蓄熱器は，高い解氷速度が得られ，

５ 掲載論文
吉村賢二，小山繁，福田俊仁，大庭英樹：日本冷凍空調学会論文集，Vol.20，No.4，p.509(2003).