1Kq:i【劃圏:図1-3

平成21年度製造業の基盤的技術の拡充強化に関する研究等補助事業

加工技術高度化に 関する研究

平成22年３月￣￣－－－－－－－

財団法人機械振興協会技術研究所｢."イゴルＪＬＯ」■○○

この事業は、競輪の補助金を受けて実施したものです。
http://ringring-kei｢in・jｐ

加工技術高度化に関する研究
一目次一

ガラスカロエ用バインダレスcBNの成形……………･………………･…………･…飯塚保…………1
1.はじめに……..…･…………………..…………･…･…･…･……………･……………………………･･１
２．ｃＢＮとバインダレスｃＢＮ…･………………………………………………･……･……･…………･･１
２．１ｃＢＮ………………………･…･………･……………………･………･………･…………..…･………１２．２ｃＢＮ工具……………………………………………………･…………･………･…………………２
２．３バインダレスｃＢＮ・…･…………………………………………………･…………………………２

３．加工方法および加工装置・機器………………..……………………………･……･……･…･………２
３．１ガラスの延性モード切削･……………………………………………………･……･………………２
３．２フライカツト………………………………………………………………･…………･･……………３
３．３超精密旋盤……･…………………･…………………･………………………………………………３

３．４切削力測定用真空チャック･……………………･…………………………………･………………４
３．５被削材…･……………･…………………………………………………･……………………………６
凸｢

３．６切削工具……………………………･……………………………………………･……………･……６
３．７ＵＳＢデジタルストレージオシロスコープ………………………………･…………･……･……６

３．８ファイバ式赤外線温度センサ･………………..……………………………･…………………..…６
３．９スカイフ盤……………………･………･……..………………………･･……………………………７
４．加工実験…………………………………………………………………………･……･………………･７

4.1切削力の測定…･…………………………………………………………･…………………･………７
4.1.1切削力測定実験．．…………………………………………………………･………･……..……８4.1.2切削力のベクトル合成…･…………………………･…･………………･……･…………･……９

４．２切削温度の測定..…………………………………･……･…………………………･………･………９4.2.1切削温度測定方法………………………………………………．.………………………….1０

4.2.2温度計測確認実験………･…………………………………．．………………………………1０
4.2.3切削温度測定実験……………………………………………………………………………1１４２．３．１Ｚ軸方向切削…………･…･……･･……………………………………….…….………1１

４．２．３．２Ｘ軸方向切削…………………………･…･…………･…………………………………1２
４．３スカイフによる工具研磨……………………..………･…………………………………………1３
５．おわりに…･……………………･……………･………………･……･…………………･……………１５

謝辞・…………･……………･…･……………･………….……….……………………….………….１５
参考文献等…･…………………………･……………………………….………………………………1５

温度制御によるｶﾛｴ技術信頼性向上に関する研究…．．…………………･………田中清志…………1７
１．はじめに………………･･…………･…･…………………………･…･………………………………1７

２．ＬＨＰの特徴……･…………………･………………………………………･…………………………1９－１－

３．ＬＨＰの用途とその効果……………………･……･………………………･……..…….……………1９
４．ＬＨＰの設計…………･………………･……………･･………………………………･……………….2０
４．１熱解析モデル………･……………………………………･…………･………･…･…･……………2０
4.1.1初期状態・…･…………………………･……･………………･…………………………….…2１
4.1.2最適封入堂………･…………………………………..……………………･……………･…･2１
４．１．３気液界面の後退・……………･…………………………･…･………………･…･……………2１
4.1.4作動温度と圧力の計算…………………･…………･………………………………………･2１
4.1.2最適封入量…･･………………………………･…･…………･……･……･………･………･…2１

４．２最大熱輸送量計算モデル………………･…………･…･…………………….．……………･……2４
４．２．１毛細管力……･………………．.…………………･…………･………………………･………2５
４．２．２質戯流量…･……………………………..…………………………･…………･……･………2５
４．２．３ウイック中の液流による圧力損失………･･………………………………･………………2５

4.2.4蒸発による圧力損失…………･…………………･…………………………………･……･･2６

4.2.5蒸気笹，液管での圧力損失…………………………………………………………………2６
４．２．６凝縮による圧力損失……………………………………………･………･………………･…2６

4.2.7液管での体執力…･…………･……………･…………………………………………………2６

4.2.8凝縮管，液管での毛細管力・…･…．………………･……………………………………..…2７
４．２．９蒸気の動圧…･…………………･…………･………･…………………．.……………………2７
５．ＬＨＰ設計ツールの開発………………………………………………………………………･……･･2７
５．１慨要..………………………･……………･……･……･…………………………･…･…………2７
５．２設計結果・……………･……………………･………………………………………………………2７

６．海外出張報告………………………･…･……･………………………………………………………2９
７．おわりに……･…………………･………･……………………………………………………………３０

謝辞..………………………………･…･………･…………･…………………………………………３０

参考文献……･･……………………………･………………………･………･…………………………3０

甲印

･･１１－

く研究＞

ガラスカロエ用バインダレスcBNの成形
飯塚保※
TheBinder-lesscBNToolfUrG1Hssmachining
TamotsullZUKA

１．はじめに本研究は，建築資材，光学部品，さらには医療機器に至るまで身近にあるガラスの加工に焦点を合わせ，切削用工具としてのバインダレスｃＢＮの成形に関するものである．代表的な硬脆材料であるガラスは金属同様に切削することが非常に困難であり，容易に割れ(脆性破壊)が生じる．この硬脆材料に脆性破壊を生じさせない加工方法が延性

ンダレスｃＢＮ工具の成形に関する研究を行う．これらの加工実験を主体とした研究により，硬脆材
料の超精密加工に向けた問題点を顕在化させ，その解決法および問題点克服につながる基礎的なデータ取得を行う．

2．ｃＢＮとバインダレスcBN3)~8）
2.1ｃＢＮｃＢＮとは，立方品窒化ホウ素(cubicBoron

モード切削と呼ばれ,ガラスでは切取り厚さ(切込Nitride)のことであり，天然には存在せず，結晶

み量)が０．１且、近辺で実現する．当研究所ではガラスの延性モード切削加工技術の高度化を目指し，

はダイヤモンドと同一の構造である．ダイヤモン

基礎的な加工実験を主体とした研究を行っている．

た．このダイヤモンド砥粒で鉄鋼材料を研削する

昨年までの研究結果より，ガラス加工にはバインと,炭素であるために鉄中へ拡散摩耗してしまう．

ダレスｃＢＮが最も適した工具材種であった．本研

その対策として元素周期律表のＣの両端にあるＢ

究は，このバインダレスｃＢＮをガラス加工用の工とＮをダイヤモンドと同様に高温高圧で合成した具として最適な形状にするための成形方法を研究のがｃＢＮである．ｃＢＮは立方品の窒化ホウ素であ目的とする．

るが，窒化ホウ素には数種類の結晶構造が存在す

ドは1955年にアメリカＧＥ社で人工的に合成されガラスの用途として，光の透過性を利用した光る．結晶構造により，六方品窒化ホウ素(hBN)，ウ

学機器(レンズ)が代表的であり，いうまでもなく

ルツァイト型窒化ホウ素(wBN)などがあるこれら加工面には高い表面粗さ･形状制度が要求される．

の結晶構造はｈＢＮが黒鉛，ｗＢＮが六方品ダイヤモ

また，理学・医療機器に使用されるマイクロ流路

ンドと同じであるｃＢＮはダイヤモンドの炭素原には，できるだけ平滑な表面粗さと一般に±１皿

子を－つ置きにホウ素原子(B)と窒素原子(N)に置の加工精度が要求されるｎ．当研究所で行っていき換えた結晶構造をしている(図２１参照)．

るフライカットによるガラスの延性モード切削加

表2.1に工具材料に使用される各種硬質物質の工では，加工面の品質は光学機器に使用できるレ特性を示す．ダイヤモンドは硬さと熱伝導率が群

ベルには達していない．この加工面の品質向上にを抜いており，次点にcBNが位置している．TiC，は，工具と加工条件が重要であることは過去の実

ＴｉＮおよびAl203はコーティング工具，ＷＣとＴａＣ

験において確認している２)．そこで，加工面品質

は超硬合金工具の主成分であり，Si3N4はセラミッ向上のため，工具の品質向上を主眼においてパイクス工具に適用される．

牛應技術部加工技術課－１－

ＡＩＩとn4Iu

武川没起１Ｍ合材とする焼結体(焼入鋼切削加工用)で，ｃＢＮの

ｑ…ｂ…三・変Ｐ｡冑シーベテョね

含有率は４０～70Ｖo１％程度と少ない．ｃＢＮ粒子は個々に結合することなく，結合剤中に分敬している．焼結メカニズムは，前者では金属触媒による

国

７ＰＰＰイト

ｕｐＩｌＡ必液相焼結，後者ではセラミックスとｃＢＮとの固相▽イヤ【」卜焼結が主体となっている．この結合剤の種類，含引…６－－－ｓｼﾞＰ

有量によってｃＢＮの機械的・熱的特性が大きく左右され,切削工具としての性能にも影響を与える．
また，鋼や鋳鉄の高速ミリングカロエ(切削速度

２－６
【Ⅱ、

Ｍへ

1,000m/mｉｎ以上)の分野では，結合剤の影響で熱図2.1ダイヤモンドとcBNの結晶構造衝撃によるクラックが生じやすい．

2.3バインダレスcBN
バインダレスｃＢＮとは，結合剤を用いられてい表２１各種硬質物質の特性
熱膨張率ないcBN単相の焼結体(多結晶体)のことである．

(10-6/K）

製造方法には，微量の触媒を用いたものと，無触ダイヤモンド

３．１

cBN

４７

TiC

７．４

TiN

９．４

触媒を用いる方法(触媒変換焼結法)は，微量の

AI203

７．８

Mg3BN3を触媒としてhBNに添加し,a5GPa,1,350℃

WC

５．２

の条件でcBNの変換と同時に焼結を行う．これは，

TaC

６．３

Si3N4

３４

3～15以ｍのｃＢＮ粒子が直接結合したものである．

媒で直接的に変換焼結を行う方法があり，双方共にhBNを原料としてcBNを製作する．

粒径が粗く，触媒が残留しているため強度や耐熱性に劣り，工具として使用できず，ヒートシンク

2.2cBNエ具

材料として市販されている．

切削工具として用いられるｃＢＮ工具は，ｈＢＮを無触媒の方法(直接変換焼結法)は，7.7GPa，原料として触媒と共にダイヤモンド合成と同等の2,100℃の条件でhBNからcBNへの直接変換と同時

高温高圧条件(5GPa以上，1,300℃以上)で粉末状に焼結を行い，添加物は使用されていない．そのの微細なｃＢＮ結晶を合成し，このｃＢＮ粉末をＣＯため，介在物のない微細な粒子からなる多結晶体

やＴｉＮなどのバインダ(結合材)を用いた超高温高が得られるこの高純度ｃＢＮ多結晶体は０．５αｍ

圧焼結で製造される．1970年代に開発され，それ以下の微細なcBN粒子が強固に結合したち密な組まで困難であった各種鉄系の高硬度材の切削加工織を有し，以下の特徴を備える．粒子が小さく界が可能となった．特に鋳鉄や焼き入れされた各種

面強度が高いため,従来のcBN焼結体に比べ硬度，合金鋼やハイスなどの加工能率が飛蹴的に向上し，強度(抗析力)が高い．粒界破壊が起こりにくく，

エンジンブロック，ギヤ，シャフトおよびベアリ

高温でも抗析力が低下しない熱伝導率が高く，ングなどの鉄系硬質材料の高能率切削加工には不

熱的安定性は純粋なｃＢＮ結晶とほぼ同じで可欠な工具となっている．現在生産されている

1,350℃まで安定している．

cBN工具のほとんどは結合材(バインダ)を含んでおり，これらは次の２種類に大別できる．まずcBN

３．加エ方法および加エ装匝・機器の含有率が80～90Ｖo1%程度で，cBN粒子同士が直接接合しているタイプ(鋳鉄・焼結金属切削加工

3.1ガラスの延性モード切肖lｌ用)である．ＣＯやＡ１が焼結肋剤として用いられて硬くて脆い材料(硬脆材料)はガラス，単結晶Ｓｉ，いる．他方はＴｉＮやＴｉＣなどのセラミックスを結セラミックス等が挙げられ，加工が困難な材料の-２－

代表的なものである．金属同様の加工条件で切削加工を試みると，溶易に割れ(脆性破壊)が発生してしまう．しかしながら，切取り厚さを微小にすい瀞をｌストロークで加工している．通常の旋削

ると金脇同様の加工が可能になることは良く知ら旋削加工では'二具と工作物は常に接触しているが，れており，多くの研究がなされている,)１０)．代表

フライカットでは断続切削のために接触・非接触的な硬脆材料であるガラスを切削加工する場合，を繰り返す．そのため，刃先温度は非接触時に冷金属同様にミリメートル単位の切込み厚さ(切込却されて低下し，熱的楓傷が軽微となって｣ご具寿み量)では脆性破壊が生じるが，切取り厚さを命が延長される利点も備える．

では切込み深さがＯ１Ｕｍ程度なので，150倍もの切込み深さで延性モード切削を実現した．また，

0.1“,近辺の微小な値に設定すると，脆性破壊が旗剤フライカット

生じない．この金腿同様の流れ型の切りくずが発工具の退行方向二生する加工状態を延性モードと呼び，この状態で

笛ﾋﾞワの切削を延性モード切削と呼ぶ．

↑

延性モード切削による加工では，切取り厚さが切込み且＝延性切削の限界

微小なために加工能率は非常に低くなる．そのため，レンズなどの光学部品を旋削加工で生産する

一一

画性モード切片１

切込み量＞延性切削の限界

図３．１旋削とフライカットの比較

ことは，経済的に成立しないまた，単結晶ダイ
ヤモンド工具でガラスを切i1i'Iすると工具摩耗が激以上のように，フライカットはガラスの延性モ

しく，さらに経済性を低下させる要因となる.そード切削において加工能率，工具寿命ともに旋胤

こで，延性モード切削で加工能率を高める手法のを上回り，ガラス切削に適した特徴を有している確立が必要となり，旋削加工以外の力'１１旨方法を試

加工方法である

みることにした．フライス加工と同様に工具を回'態させるフライカットならば，研削加工と同様の加工メカニズムによってガラスの延』性モード切削が可能になると考えた．そのため，当研究所で開発した超糀密旋盤をフライカットが可能になるように改造し,ガラスの延性モード切削を実現した.
3.2フライカット

通常の旋盤加工(旋削)では，工作物に回転運動を与え,工具は並進運動を行って切削加工を行う．

図３．２超精密旋轤

フライカットはフライス加工と同様に工具へ回砿運動を与え，工作物には並進運動を与えて断続切

3.3超精密旋珊

削を行う．工具の回転方向と工作物の送り方向に

本研究で用いる超精密旋盤は，レンズ金型の切よってアップカットとダウンカットが存在する．

削加工を日的として国内光学機器メーカと共同開

アップカットとダウンカットでは，工作物に加わ発した装置をベースとしている．この装置開発のる力の方向と工具と工作物の接触時における切取段階で，プロトタイプとして動作・機能確認に便り厚さが異なる．

ｊ１ｌしたスライドレール，スピンドルなどの榊成部

フライカットでは－刃あたりの切取り厚さと品と新規に製作した制御盤を組み合わせ，新たな工具全体の切込みｶﾞﾋが大きく異なるため，ガラス

超糀密旋盤(図３２参照)とした．この超精密旋盤の延性モード切削が可能な切取り厚さを大きく超を用いてガラス切削の研究を行っている．

えた切込み量でも延,性モードによる加工が可能とガラスを金臓同様な延性モードで加工を行うになる(図３．１参照)．昨年度までの研究成果では，は,工具切込みIｉｔが延性･脆性〕遷移点を安定して下ソーダ石灰ガラスへ深さ約1512ｍのクラックのな回る必要がある．そのためには，加工機械の位置－３‐決め分解能，回転軸振れ，運勤精度が延性・脆性を製作している．この真空チャックは超精密旋盤

遷移点以下でなければならない．また，加工力に剛性が必要となる，)．以上の性能を有し，ガラスの櫛造に起因する寸法の制限があるため，小型化を主眼において設計した．しかしながら，カセン
サを使用するためにはプリロード(加圧)が重要での延性モード切削を行うためには以下に列挙するあり，７６ｘ６０ｘ３３の外形に５５x55x20mmのセン能力ＩＤが超精密旋盤に要求される．

サを内蔵したのでプリロードが不足した．そのた(1)必要な静剛性値は100N/皿以上'2)．
(2)加工時の振動を抑制可能な案内．

め,信号出力の内部干渉(クロストーク)が大きく，
垂直方向(機械のＹ方向)の出力以外は信頼性の低(3)0.1αｍ以下の切込み量を安定して実現する位

いデータとなっていた．そのため，小型のカセンよる変形量が送り分解能未満の工作物・工具支持

置決め機構．

サ(型式9601A3)を導入し,新たに製作することに(4)0Ｊ似、以下の切込み麩を加工範囲で維持可能した．KISTLER社の担当者と打合せを行い，新型な運動精度．

力センサ内蔵真空チャックの設計を行った．力セ(5)熱変形により切込み深さが変動しない温度安

ンサの使用に関する注意事項を以下に記す．

定性．

1.カセンサには予圧(プリロード)を加える必要がこれらの能力を実現するため，以下に列挙するあり，不足すると内部干渉(クロストーク)発生

機械要素・技術を用いた．

の原因となる．

．】nm分解能のデジタルスケール

2．プリロードを加えるためにはカセンサを高剛・アッベエラー最少のスケール配置

性のプレートなどで挟み込み，圧力を与える．

・メトロロジ・フレームによるスケール支持

3．力センサはSUS630材で製作されている．プリ・最小設定単位1,mのパソコンNC(PMAC）

ロードを加えるための構成要素(プレート,ボル・Ｘ－Ｚ直交二軸構造(熱対称）ト，ナットなど)がSUS630と異なると，熱膨張・油静圧スライド係数の違いによってilH度ドリフトが発生する．Ｘ軸側面に刃物台を設置

4.カセンサにモーメントが加わるとクロストーク

・主軸中心とＸ軸中心が一致する榊造

発生の原因となる．そのため，搭載する構造部

・グラナイト定盤のベッド

品は極力小型化すべきである．

5.カセンサ(真空チャック)の固有振動数低下を招

・低粘度の作動油を低圧力・低流量で供給

・大容量作動油タンク，放熱器の設置

くため，真空チャックを構成する部品は極力小・小型化設計型化すべきである．

・空気静圧スピンドル・ボールねじの静圧パッドによる推力伝達この超精密旋盤を使用し，フライカットによる切削実験を行うための改造を行った．主軸スピンドルの真空チャックを外し，回転工具を取り付けた．Ｘ軸スライドの工具ホルダを外し，工作物把持用の真空チャックを取り付けた．

3.4切削力測定用真空チャック
切削現象の解明には，切削力の測定は必須である．そのため，KISTLER社製，三成分力センサ(型式9601A3)を組み込んだ切削力測定用の真空チャ

図3.3新型真空チャック図ックを製作した．
切削力の測定を目的として,平成１８年に三成分

上記の条件を踏まえ,以下の対策を設計に加えた．

カセンサ(型式90607)を組み込んだ真空チャック

1．限られたスペースに収めるため，カセンサは小－４－

型の9601(直径25mm，厚さ１０mm)を採用する．
2．プリロード用のSUS630プレートは真空チャッ

と

７
』
ザ
瓜
別
邸
Ⅳ
Li l li 伽一》碑‐

a上板は真空チャックとボルトの一体構造として小型化と部品点数の減少を図ろ製作した新型真空チャックの外観を図３．３に示す．上板は力センサおよび下板と組み合わせてプリロードを加えた後，上面を研削加工して吸着面

》

ﾉＷＶｖ１

ｗ

Iq2唾１YFQLbUi昭４５DlPlI（
hOPU円

1ｺLJw、

1当JＬ 仰Ⅱい

は出力は発生しない旧チャックの鋼球落下による出力例を図３．４に示す．Ｙ方向(垂直方向)入力
が約５８Ｎに対し，Ｘ方向は10N，Ｚ方向は22Ｎの出随一』州力が発生している．同様に，新チャックではＹ方向の出力約100Ｎに対し，Ｘ，Ｚ方向共に約１０Ｎ程
度の出ﾉJであった(図３．５参照)．新・旧チャック■

0.2,sec＜堂汚

１
六ン閂－己中国H円へ 、～へ－－、/vIC-'ｈ

一、ござ－－－～■雨一一一一

とｌｏｗ

l】

fIfl僻Ｅ･ＩＧＷＵ１リｕ

図３５新チャックの鋼球落下による出力のクロストーク比率(平均値)を図３６のグラフに4０示す．Ｘ方向のクロストーク（出力比率Ｘ/Y)は□旧チャック

17.2％から10.6%へ低下した．同様にＺ方向は

ロ新チャック3０

測定には問題なく使用が可能であると考える．
新型チャックにはKISTLER社製の力センサが内蔵されており，インパルス加振による応答はアン０

クロストークが各１０%程度であるため，切削力の２（宗）］凸Ｒ望37.9%から10.6%へ低下した．新型チャックでは，

Ⅱ０

プ(KISTLER社TYPE5073)経由でＨ１力される．加振Ｕ■
Ｘ/ＹＺ/Ｙ

に用いたハンマはPCB社製ロードセル(208A０５)を

図３．６クロストークの比較

内蔵したアルミニウム製ヘッド，エポキシガラス（ガラス繊維で強化したエポキシ樹脂)製のロッド、

ハ 胸 lｗ
1Ａ

一任揮凹数
ｌ￣￣広拝騨甥
一コヒレンス聞数－コヒレンス関数０

図の伝達関数には5.75,5125,4.05kHzのピーク

０

２４６８

ＩＷ
WＩ
10

周波数（kHz）

が存在し，上記周波数ではコヒレンス関数の値もｌに近い以上より，新型チャックの固有振動数

図３．７伝達関数とコヒレンス関数

は上記３点(５７５，５．１２５，４．０５kHz)である．
再５－

録画Ｋ八コｕ、

八
wＭ
1mＶ ’

1M０
８６４，

ﾍﾍ/～，

←~

００００

００００

数(青)とコヒレンス関数(赤)を図3.7に示す．下４３２１（、ロ）繍趣剛単器CF-360Z)に取り込んで求めた．得られた伝達関ＶＶＷｗ

ｆ』JhD［腱ら9１

ストークが皆無であれば，他の方向(X，Ｚ方向)に

インパルスハンマ出力をＦＦＴアナライザ(小野測（図３．４１日チャックの鋼球落下による出力製作した新型真空チャックのクロストークを測定し，旧型と比較した結果を以下に示す．測定方
法は，真空チャックに鋼球(直径９．５１，１１１)を落下させ，垂直方向(Ｙ方向)のみに入力を与える．クロ伝達関数は，真空チャック内の力センサ出力と

、〕

バトー

L･H１Ｗ［岨ｄＫＩｐＨｉの平面度を向上させた．

プ(PCB社MODEL4808)経由で出力される■

周り用・凸。

クの構造部品と兼用させる．

を組み合わせて製作した．ハンマの加振力はアン

ＴｌもgM1hy活Ｚ１ｕＩ
Zn肩晒頃，ｆＨＥＵ掴

OXO

3.5被削材

3.8ファイバ式赤外線温度センサ

木研究の対象となる被削材はガラスである．ガ加工現象の解析・把握には，切削時の温度は必

ラスはレンズなどの光学部品からDNAチップに代須の情報となる．非接触で温度を測定できる温度表される理学・医学機器においても多用されておセンサとしてファイバ式赤外線温度センサ(ジャり，様々な種類が存在する．そのため，被削材とパンセンサー製，FTZ6-R300-5B12)を使用する．

なるガラスの種類は最も一般的なソーダ石灰ガラ

昨年度の研究において，ガラスの裏側からガラススとした．顕微鏡用のスライドガラス（松波硝子を透過した赤外線を捕らえて切削温度を測定する

工業製,７６×26×1.5mm)を真空チャックの大きさ実験を行った．しかしながら，工具がilif峡計測スに合わせてカットして使用した．また，切削温度

ポットを通過する時間が短く，センサの応答時間の測定には石英ガラスの光ファイバ(陸コーポレが不足して切削温度の計測は不可能であった．今ーション)を使用した．

年は赤外線ilH度計に切削用の石英ファイバを取り3.6切削エ具

付け，その石英ファイバをiih:接切削して切削温度

切llill力測定や切削温度計測の加工実験には，の測定を試みる．加工時に発生した赤外線はファK１０相当の超硬合金工具(三菱マテリアル製

イバを透過し,赤外線温度計に到達すると考える．

llTilO：DCMWlrT304)を使用した．バインダレス

赤外線温度計と石英ファイバの外観を図３．１０に

cBN(マイクロ･ダイヤモンド製)は工具研磨に使用示し，・仕様を表3.1に示す．下図では半｢11ごてかした．工具形状はすくい角０．，逃げ角７．，ノーら放射される赤外線がドラムに巻きつけられた切

ズR0.4ｍｍである．タ噸を図３．８に示す．

削用石英ファイバ(緑色の被覆，長さ５０m)を透過

|：

１

［

Ｆ一 肉愚
前｡

超揮合金
超硬合金

；１

し,赤外線温度計に半田ごての温度(386℃)が表示

jiI

されている．

㈲型

￣

Ｐｉ
ワロ

鹿

「

パインダレスcBN’
ﾊﾞｲﾝﾀﾞﾚｽcBN’
１（０

図３．８切削エ具

Ｈ ．
１ロ 回

④④。

を‐蓮！

ー惠二
の

、里室鞘面面－０。」

ａ７ＵＳＢデジタルストレージオシロスコープ

Ｋ[STLER社三成分力センサ，ファイバ式赤外線
温度センサからの出力データをＰＣに取り込むた､￣－口

図３１０赤外線温度計と石英ファイバ

め，USBデジタルストレージオシロスコープ(日本
データシステム社製，UDS-5204S)を使用した．本

表3.1ファイバ式赤外線温度センサの仕様

装liftは1台に２ｃｈの入力があり，２台をケーブル

基準値

項’三

で接続することによって4ｃｈの入力を同時処理することが可能となる．タト観を図3.9に示す．

測定範囲300～2.000°Ｃ

実効波長

１．９５～２５１ｍ

検出素子

lnGaAs(電子冷却）

レンズ径

の１５

ファイバ計

の01

測定距離

50ｍ

標的サイズｌの0.3
アナログ出力０～1Ｖ(300～2000℃）

図ａ９ＵＳＢデジタルストレージオシロスコープ－６‐

の話を伺い，作業時の参考にした．

3.9スカイフ盤

・スカイフの回転数はめ310で2,500～2,800min-’

ダイヤモンドは地上で最も硬度の高い物質であり，その加工には困難を極める．一般に，機械加工を行うためには，被加工物よりも硬い物質の工具が必要となる．ダイヤモンド以上に硬い物質は存在しないので，ダイヤモンドの加工にはダイヤ程度である．

・研磨に使用するダイヤモンドパウダの粒度は粗研磨ではＯ～1ノリ､，仕上げ研磨ではＯ～0.1｣、程度である．

・スカイフ表面にはダイヤモンド砥粒をオリブ油

モンドパウダが使用される．宝飾品に用いられる
ダイヤモンドの研磨(カッティング)には，スカイフ盤と呼ばれる装置が使用される'3)．単結晶ダイ
ヤモンドエ具も同様にスカイフ盤によって刃先の研磨が行われる．ダイヤモンドの加工には，ダイ
ヤモンドパウダを使用せず熱化学的な作用を利用する加工方法'4)'5)，レーザを用いる方法'6)，イオ
ンビーム・電子ビームを用いる加工方法]7)もある
本研究では，ダイヤモンド加工用装置として歴史が古く，バインダレスｃＢＮの加工にも応用可能を考えられるスカイフ盤(イマハシ製作所，
DTP-300A)を用いることにした.スカイフ盤の外観と共に塗布するダイヤモンド砥粒をスカイフ表面に保持させるため，メノウのブロックを使用してスカイフ盤面に砥粒を埋め込む（オイルストーンでも代用可能）．

・砥粒塗布直後のスカイフは砥粒の表面が揃っていないため，前(粗)加工に使用すると良い研磨作業の反復によって砥粒に摩滅が生じた箇所
は仕上げに使用する．

・研磨能率が低下した領域は使用せず，研磨する
場所を変える・スカイフ全面が摩滅砥粒の領域になったら，ス

カイフ表面を切削加工で除去し，新たな表面でを図ａｌｌに示す．

作業を開始する．

ﾛ

・単結晶ダイヤモンドーL具研磨においては，ダイ
ヤモンドの結晶方位によって研磨効率に差が出る．研磨能率向上のためには，ダイヤモンドの結晶方位の見極めが必須である．
・研磨ﾘｺにダイヤモンドは高温になるため，水をかけて冷却することがある．
４．カロエ実験

木-Ｋ実験では，ガラス加工に用いるバインダレ

スｃＢＮ工具の成型を目標とし，ガラスの延性モー

図３．１１スカイフ盤

ド切削に関する研究をすすめる．そのため，基礎
スカイフ盤の上而にはスカイフと呼ばれる鋳鉄

的な加工現象の把握として今年度は製作したカセ製の円盤があり，その表面にダイヤモンドペース

ンサ内蔵真空チャックによる切削力の測定，切削トを塗布し，ダイヤモンド工具などを押し当てて温度の測定，およびスカイフによる工具研磨を行研磨を行う．工具の切込み装置は存在せず，トンった．

グと|呼ばれる把持治具にダイヤモンド工具を固定

4.1切削力の測定

してスカイフに押し当てる．研磨荷重はトングの製作した新型力センサ内蔵真空チャックを使用

重量であり，荷重の調節には錘を追加するなどしし，フライカット時の切削力を測定した．工作物て行う．ダイヤモンド工具の研磨作業には作業者にはソーダ石灰ガラス(顕微鏡用スライドガラス）の技能が要求され，その技能によって作業能率・を使用し，工具には超硬合金を用いた．

品質は左右される．スカイフ盤の使用方法につフライカットには工具の回転方向と工作物の送いて，マイクロ・ダイヤモンド社の技術者に以下

り方向の組み合わせによって，アップカット(図－７－『。〃Ｒｕ舌●4.1参照)とダウンカット(図4.2参照)の２種類の加工方法がある．アップカットでは〆切込み量は厚さが墹加して行く．一方，ダウンカットでは逆に切取り厚さは工具回転と送りによって減少して／離れる際に工作物には引張り応力が発生する．硬

／
／、
／
／(
Ｉ

－DownCutOO-DownCut(X】（

出挙ＧＥ芝---画､齢&造::鍔E二F届当自蒋…§ご易§…

０］１

行く．また，アップカットでは工具が工作物から

圧４３？

（三）Ｒ一廼忘

ゼロから始まり，工具回転と送りによって切取り－ＵｐＣｕｔ(Y）－ＵｐＣｕＫＸ），と４５６７８９１Ｃ

脆材料の加工では，この引張り応力によってクラ時1111(msoc）

ックが誘発されることがある．ダウンカットでは

図４３切削力波形

工作物に引張り応力が発生することはないが，加工開始直後が最も厚い切取り厚さとなるため，工図４．４は図４．３のアップカットを抽出した切削

作物へ術蝶的に切削力が加わる．切iliI力の測定に力波形である．この波形を観察すると，Ｙ方向切よってアップカットとダウンカットの特徴・相違

削力が上昇した後，Ｘ方向が遅れてなだらかに上点を明確化し，加工目的・形状に適した加工方法

昇していることが確認できる．アップカットの切を選定するための有効な,情報とする．

込みは図４．１に示すように０から始まり徐々に切取り厚さが1Ｍ１する．そのため，図４４のようなX方向の切IIiIl力波形が得られたと考える．

一方，図４．５に示したダウンカットの切削力波
形では，Ｙ方向切削力の上昇直後にＸ方向切削力が負になっている．ダウンカットでは加工１１M始直後に最も切取り厚さが厚くなり，送りと同じ方向に工具が回転する．そのため，工具の回転によっ

図４．１アップカットて送り方向に引き込む力が発生し，このような波形が得られたと考える．
７６月

面

４３２１旧

（ｚ）Ｒ｜誕扇

図４２ダウンカット

4.1.1切削力測定実験ソーダ石灰ガラスを主＿－UpOut(Y)＿－ＵｐＯｕｔ(Y)－－ＵＤＣｕＫＸ）〆尖一面へへ－UpCut(X)

フーー､、
鶚

●

』／、、
｣／
／、
／

／、
、
／

／、
、
／
DJ「－唾一可一一一一勺■乍牛△Ｌ
百

肋

；

３４

５

時Ｉｌ１１(ｍｓ０Ｃ）

軸l豆lIliZi数1,000m1,-1,送り速度２mm/l1Iin，超硬合

図４．４切削力波形(アップカット）

金工具(K10L湿式(極圧潤滑皮１１鰯ｌ塗布)，切込み
７６５

DownCut(Y）DownCut(X】

４３２１０１（ｚ）Ｒ一垂辱フゴー､＜〒::Ｍ１:UｌＭ

／、
、
／

／１
ノミ

…迄テマーニニー｣－－QＬＡ￣
２３４５

時Ⅱ１１(msoc）

が大きな値を示している．

図４５切削力波形(ダウンカツト）－８－」●

深さ約０．５匹、の条件で切削実験を行い，切削力を測定した結果を図４．３に示す．この図では比較を容易にするため，アップカットとダウンカットの結果を重ねて記入した．アップカットは紺色(Ｙ
方向切削力)と水色(X方向切削力)である．ダウン
カットは赤(Y方向切削力)とオレンジ(X方向切削力)である．Ｙ方ｌｆｉｊ，Ｘ方向共にダウンカットの方

4.1.2切削力のペクトル合成Ｙ軸方向の切削力センサ内臓真空チャックを製作したことによ

力とＸ軸方向の切削力をベクトル合成し，工具先

り，切削力を商分解能で計測することができた．

端から工作物に作用する切削力の方向を確認した．

その結果，アップカットとダウンカットでは波形切削力のベクトル図は工具の回1伝角に応じて配慨が異なり，加工メカニズムも切削〃波形から解析

し，加工開始直後と終了直前は細かく分割して作することが可能となった．

図した．図４６にはアップカット，図４．７にはダ

4.2切削温度の測定

ウンカットを示す．アップカット，ダウンカット

加二'二現象の把握において，切削illA度の測定は必

共に，背分力に相当する成分(切削力)が大きいこ須である．切削温度とは，切削時に発生した熱がとが確認できる．

切りくずや工具，被削材の温度をiWiめると同時に外部へ逃げ，それらが均衡した状態の温度のこと

ｶﾛｴ範囲

である１８)．
一一エ具の進行方向一切iliﾘ熱の発‘|ﾖ原因は大きく分けて以下の３つの領域である．
1)せん断面(せん断領域)でのせん断変形エネルギ
2)工具すくい１ｍと切りくずとの摩擦
3)工具逃げ面と仕上げ而との摩擦

また，切削条件と切削i肚度(０)の関係では，切削速度ｖと切削厚さ１１が雌も大きな影響を与え，以下の実験式が多くの実験から求められている
19）

OocVq5hq3（１）

固体が他の個体の表而をすべるとき，摩擦力はそれを妨げるように働き，その仕則「の大部分は接図４．６アップカットの切削力(ベクトル合成）

触而で熱に変わる．丸棒の先端が平面板上を速度
Vcm/seｃですべるとする．そのときの摩擦仕!'Fがｶﾛｴ範匪

すべて熱に変わるとすると，発生熱職Ｑ(cal/sec）￣

は以下の式で表せる20)．

￣工具の進行方向一＝￣工具の進行方向一＞

Ｑ＝似ＷｇＶ
ＪiWU（
J,へ｜、wFW可爾
､へ
－－重塁

〆~！

,｛

（２）

“：動摩擦係数
Ｗ：丸棒にかかる荷正ｇ：重力加速度
Ｊ：仕事の熱当辻

速度V，半径ａで摩擦(接触)している二つの物

体(1,2)が定常状態に達していると仮定する.そのＶ

接触点温度をＴ，両物体温度をＴｏとすると，以下の式が成り立つ20)．

『-丁F等点（３）図４７ダウンカットの切削力(ベクトル合成）

ｋ，：物体ｌの熱伝導率ｋ２：物体２の熱伝灘率－９‐物体ｌが石英ガラスの光ファイバとすると，物温度計に使用されている光ファイバは,ＦＣコネク

体２は切削工具となる．切削工具の熱伝導率は，超硬合金(IVC)が121(W/、．ｋ)，cBNが1,300(W/、。

タを介してセンサに接続する端而にＦＣコネクタが接続されている光ファイバは市販されており，k)である８)．石英ファイバの切削において，バイ
ンダレスcBN工具と超硬合金~Ⅲ其の切削温度を比長さなどを指定して購入が可能であるその市販の光ファイバを赤外線温度計へ接続し，他方を切較すると，(3)式より切削温度は超硬合金工具の方が高くなる．そのため，超硬合金工具を使用する

削する．光ファイバ切削時に発生した赤外線は，ファイバを透過して赤外線温度計に到達する．以ことにより，赤外線センサが感知する赤外線の受上の方法で切削温度の測定が可能になると考えた‘

光批が豊富になる．そのため，切削温度測定の確

フライカットにはアップカットとダウンカットの実`性が高まると考える．

２種類の加工方法があり，切削力の加わる方向がガラスのフライカットにおいても切削温度の測異なる．石英ファイバに加わる切削力は，ダウン

定は箪要であるため，昨年度はファイバ式赤外線カットでは引張りと押し付ける方向に力Ⅱわるが，淑度センサ(図3.10)をn}いた切削温度測定を試

アップカットではその逆となる．実験に使用する

みた．しかしながら，フライカット中の切削温度

石英ファイバは直径が125柳なので剛性が低いは検知することができなかった．原因は赤外線放ため，把持剛性(固定力)は切削力にi耐える必要が

射温度計の標的サイズが0.3mmのため，工具通過ある．ダウンカットは石英ファイバを固定する治時間が短いために温度計の応答時間(1,sec)では具の方向へ切削力が加わるため，アップカットよ検知ができなかった(図４．８参照)．今年度は検出

り石英ファイバの切削に適していると考える．

方法を変更し肝切削温度測定をi試みる．

赤外線

Ⅷ

~ｒｉｉ

ガラス板

ロ

赤外線石英ファイバ一

図４９石英ファイバ切削による切削温度測定

一

一》

鐸

真空チャック

ファイバ式赤外線温度計

4.2.2温度計測確認実験切削ilhl度の測定に用

図４．８昨年度行った切削温度の測定方法

いる切削用の石英ファイバは，長さ５０ｍの石英系
マルチモードファイバである．この石英ファイバ

4.2.1切削温度測定方法ファイバ式赤外線放の寸法は,直径が125αm,コア径が50ｕｍである．

射温度計の応答時間が不足しているため，フライ

また，石英ファイバの片端面には赤外線温度計に

カットエ具の法線方向からの温度測定では検知が便(]可能なコネクタ(ＦＣコネクタ)を装着していできない．そのため，ブライカットエ具の接線方

る．Ｉ１ｌ,；入した石英ファイバを赤外線１M度計に接続lhlから温度を測定する手法が必要となる．しかしし，ファイバ内を透過する赤外線によって温度計ながら，被削材となるガラス|ﾉﾘ部の切削部分に赤ｉＨｌ１が可能か実験を行った．熱源には半田ごてを使

外線放射温度計の標的を合わせることは困難であ用した．温度計の感度を上げるために放射率をるそのため，石英ガラスファイバをフライカッ

0.1に設定し，実験を行った．はじめに赤外線温トによって切削し，ファイバ内を伝達する赤外線度計に接続している光ファイバを用いて半田ごてによって切削温度を測定する方法を考案した(図の温度(730℃)を測定し,切削用石英ファイバで同

４９参照)．昨年度鱗入したファイバ式赤外線放射

様に半lT1ごての温度(386℃)を測定した.測定され－１０‐

アイバを用いて石英ロッドの温度(同時・同一箇所)を測定し,測定値から校正値を得る．半田ごてた温度には差があるが,校正を行えば問題はない
また，切削用石英ファイバを赤外線が伝達し，温ヒータの中に直径8mmの石英ガラスロッドを挿入度の測定が可能であることを確認した.

し，加熱した．半田ごてヒータへは単巻き変圧器を利用して印加電圧を調整(85～125V)し，温度を変化させた．石英ガラスロッドには直径１mm，深さ５ｍｍの穴を開け，同時・同一箇所での温度測定が可能になるよう熱電対先端と切削実験用ファイ
バを差込んだ(図４１０参照)．測定結果を図４．１１に示す.熱電対より赤外線温度計(切削実験用ファイバ)による測定値の方が約100℃高い値を示しているこの温度差から校正値を算出すれば，石図４．１０半田ごてヒータによる石英ガラス

英ガラスファイバの温度を得ることが可能となる．
図４．１２に熱電対指示温度と赤外線温度計の指示
温度を示す．測定した温度の範囲内では直線性がロッドの加熱と温度測定
副010

対》差◆今》

400

ｉ◆熱竃対

Ｓ３ｏｃ

。◆◆▽

ｏ

－〆

(i１１

－１」ｌⅢ

100

u、

はフライカットを行うための機械的な固定は不可

土△ムム△▲

Ⅱ△ムムムームーームムーー
五Ａ-左

'5〆

１０

高く，この線の傾きから石英ガラスファイバによる測定温度(切削温度)の校正ができる．
４．２３切削温度測定実験切削実験に使用する
石英ファイバの直径は125”であるこの直径で

◎◆◆◆

一

●

蛆，CＯ

◆◆で◆◆。◆◇!:熱譽濃廩計

能であるため，スライドガラスへ接着して真空チ
ャックへ固定した．石英ファイバとスライドガラ

PⅡ-------

８０９０１００１１０１２０１３０

スの接着には,化学反応形接着剤(瞬間接着剤,エヒータ魎圧(V）

ポキシ系接着剤)を使用した．

図４１１熱電対と赤外線温度計の測定値

4.2.3.1Ｚ軸方向切削フライカットの被削

B側０

０

０
３

２

０

５

（。。）幽蛆脹血杼ｅ涙囲雛

材はＸ軸側面に取り付け，Ｘ軸を移動させて加工を行う．そのため，石英ファイバはＸ軸の移動方／'：

向と平行にスライドガラスへ接着する必要がある．

-．どこ=~＿

しかしながら，実現が困難なため工具をＺ軸方向に主軸を移動させて石英ファイバの切削を試みた，
Ｚ軸方向の工具移動であれば,光ファイバの接着には精度が要求されない接着には瞬間接着剤をlＯＣ使用した．加工条件を表４．１に不す．

３００３５０４００４５０

赤外線温度計の指示温度(。c）表４１石英ファイバのｶﾛｴ条件(Z軸方向）

図4.12熱電対と赤外線温度計の指示温度

主軸回転数

切削実験を行う前には石英ガラスの放射率測定』
切削実験用ファイバの校正が必要である．そのた

送り速度(Ｑ４Ｕｍ/rev）
ｶﾛｴ方向

め，半田ごて用ヒータによって石英ガラスを加熱し，熱伝対温度計と同時に温度測定を行いながら切削油剤

放射率測定，切削実験用ファイバの校正を行う．

５００ｍｉｎ－１

Ｏ２ｍ/mｉｎ
ダウンカット
乾式

直径125ｕｍの石英ファイバを工具が横切る時

熱電対と赤外線温度計に装着した切削実験用フ

間は,0.125÷(0.2÷60)=37.5(秒)である．工具が－１１－

ファイバを横切る間に回転する回数(切削回数)は，を測定するので，温度計の放射率は取扱説明書に37.5×(500÷60)=312.5回．切削温度のデータ取記赦されているガラスの値(0.94)に設定した．

得には十分な回数である．また，１回の切込みで石英ファイバの切削を行ったが，切削力の検出

ファイバが切削される時間は，ファイバを切削す

中(光ファイバ切削時)に温度計からの出力は検知

る回転角とその角度を通過する回転速度から算出できなかった．ｚ軸方向の送りでは，石英ファイする．まず,直径125匹、の石英ファイバを切削す

バは側面から加工される．石英ファイバを固定しる回転角は，工具の回転半径が19ｍｍであるからている接着剤も同時に切削されるため,加工の進

ＣＯＳ~'(19-0.125)/19=6.576(。）となる．次に，回展に伴って固定力は低下する．そのため，石英フ

転角6.576°を通過する時間は(6.576÷360)÷

ァイバが剥離したと考えられる．したがって，加(500÷60)-0.0022(秒).石英ファイバを切削する

工方向を変更することにした．

時間は0.0022秒なので,ファイバ式赤外線温度セ4.2.3.2Ｘ軸方向切削切削温度を測定する

ンサの応答時間(0.001秒)で測定可能な切削時間

ため,Ｘ軸方向への加工を試みた．光ファイバをＸである．表４２に上記の計算式から切削時間を求軸と平行にガラス板などに接着するためには，治めた結果を示す．コアは石英ファイバの中心部分

具またはガイドが必要となる．被削材をＸ軸に取に存在し,光が通過する屈折率の高い部分である．

り付けてｚ軸固定で直線溝をフライカットすると，

クラッドはコアと同軸の外周で，屈折率の低い部

Ｘ軸と平行な溝を掘ることができる．この溝をガ分である．

イドとして利用すれば，Ｘ軸の移動方向と平行に光ファイバを接着することが可能となる．以上の

表4２石英ファイバの切削時間と主軸回転数
回転数(min-1）

方法でスライドガラスへ溝をフライカットし，その満の中に光ファイバを接着した．

２５０
５００

７５０

1,000

物体の温度を赤外線温度計で測定する際，放射率を１に設定すると最も低い温度を示し，放射率の値が小さくなると高い温度を示す.したがって，

２５０

放射率を小さくすると感度が上昇することになる．

５００

4.2.3.1では放射率をガラスの0.94に設定し，温

750

1000

赤外線温度計で検出可能な加工条件(主軸回転数)は，コアの部分では500ｍｍ-1,クラッドでは
1,000min~１であることが分かる．

切削実験は，力センサ内蔵真空チャックにスライドガラスを吸着させ，そこに接着した石英ファ

イバをフライカットした．切削時に発生する赤外線は，切削力と同期して発生すると考えられる．
そのため，切削温度となる赤外線温度計のアナロ

グ出力は，切削力をトリガにしてＵＳＢデジタルス
トレージオシロスコープからＰＣへデータを取り込むことにした．

赤外線温度計で温度測定を行うためには被測定物の放射率(o～1)を設定する必要がある．石英ガ

度計からの出力測が得られなかった．Ｘ軸方向切削では，超硬合金工具(光沢金属：0.05)の放射率に設定して感度を高めることにした．

光ファイバのフライカットでは，主軸回転数
500min-1,送り速度１m､/mｉｎの加工条件で開始した．しかしながら，赤外線温度計の出力が得られないため，回転数と送り速度を低下させて工具と光ファイバの接触時間が増加するように変更した．

250miIn-1,0.3,m/mｉｎの切削条件で得たデータの例
図４．１３に示す．図中の切削力には，石英ファイバの切削力だけではなく，接着剤(エボキシ系)の切削力も含まれている.前半の切削力は,直径が125ｍの石英ファイバの加工で発生するために出力が低い.後半の切削力はガラス板の切削力(前加工の切残し)となるので,高い出力が検出されている．

しかしながら，赤外線温度計の出力(図中赤線)にラスの光ファイバから発生する赤外線(切削温度）は変化がなく，切削温度の検出はできなかった．
‐1２－

ｍＨ８

６４２

０００

…-塾A鐘』鍵!i鍔'''１ii…
Ｕ（ごＲ沮掘遡蛆

０８６４２０２（二）Ｒ｜｜延扇

X方向切削力Ｘ方向切削力Ｙ方向切削力Y方向切削力Ｚ方向切削カ
Ｚ方向切削力ー温度計出力－温度計出力石英ファイバ切削による切削温度の測定はファイバ式赤外線温度センサ(ジャパンセンサー製，FTZ6-R300-5B12)では検出できなかった．切削温度の測定は加工現象の解明には重要であるセン
サの変更など実験方法を見直し，石英ファイバ切
削による切削温度の計測を引き続き試みて行きた
いと思う．

０

4.3スカイフによるエ具研磨0】別スカイフ盤を使用し,超硬合金工具(K10)，単結

４６８１０１２１４

Ｚ

陥ダイヤモンド，バインダレスｃＢＮ工具の研磨を時間〈msec）

行った．超硬合金工具とバインダレスｃＢＮ工具は切削力と赤外線温度計の出力(1)

図'４．１３

逃げ面を研磨した．単結飴ダイヤモンドはダイヤ
切削温度の計測では，赤外線温度計の応答時間

モンド角柱(住友電工製PD1540KK)を使用し,角柱(lIllsec)で十分対応できるように切削時''１１が長くの端而に３０゜のIii取りを施した．スカイフ盤の回なる条件で実験を行った．しかしながら〆切削温

転数は約1,400min－１，（880m/min)，＃1,000のダ度が検出されないため，発生熱比(切削温度)を高

イヤモンドペーストをオリブ油で希釈してスカイめる条件に変更することにした．前述の(1)，（２）

フ表面に塗布した．塗布後はオイルストーンを用式によれば，切iIjll速度(摩擦速度)の上昇は切削温

いてスカイフ表而に埋め込む作業を行った工具

度(摩擦温度)を上昇させることになる．表4.2の研磨面の表面粗さは非接触三次元測定装腫(三鷹計算結果では主''１１回転数1,OOOmin-1ならば赤外線

光器NII-3SP改)を使用し，研磨方向に対して直角

１１A度,汁の応答時''１１で検出可能となる．したがって，

方向および平行方向の測定をした．結果を表４３

主!|ｉ'1回転数を増加させ，加工実験を行った．主軸と図４．１５に示す．

回轤数1,000min-I，送り速度1mm/mｉｎでの実験結果を図４．１４に示す．前加工からの切込み･吐を５ﾉﾑ

表４３スカイフ研磨による表面粗さ(ロ､）エ具材料

表面粗さ(Ra）
直交方向平行方向単結晶ダイヤモンド

0.003860.00239、減少させ，切り残しによる切削力の低下を図っ
た．1Ｎ程度のファイバ加工の切削力(前半)と切り残しによる切削力(鋼板)が検出されているが，温度計出力は検Ｈ１できなかった．ファイバのｉｌ１ｌ:径

超硬合金(l<10）0.032480.01255

バインダレスｃＢＮ

０１０２２７０．１５８０４

がｌ２５ｌｕｍと微小なために切削熱の発生が少なく，
赤外線温度計では検出できなかったと考える

0.16
0.14

８６４

０、０

’

０００

口匹扣照旧隅囑嗽W’ /ｗｗｖＷｌｗｗｗ秤噸孵

＆Ｃｌ

０

0．５

'1

－１

OHOL

U酷
０

n冊

１１．５

時間(msec）

２

’１

□平行方広
□平行方向

Ｅ

５（ごＲ孤澁幽躯

ＰＶ－温度計出力

ロ直交方疽
□直交方向

へＯ１２
０

はけ肱力

肖肖肖出

切切切計

ＸＹｚｉ

八
／１',ｗｖＬ ７Ｔ}Ｍｗ」WWI AiLM， '’－，ＩＩＭ１ルイ、

５００（ｚ）Ｒ一江扇

、茄茄罐

鼎Ｖ
lＬＪｈＩ

１

－X方向切削カーY方向切削カーZ方向切削力

ｌｌｌｌ

1.5

２５

０

l-l

ﾄ’
■

ダイヤモンド超硬合金ｃＢＮ

図４．１４切削力と赤外線温度計の出力(2)図４．１５スカイフ研磨による表面粗さの比較－１３－

表面粗さは単結晶ダイヤモンド，超硬合金，バ

光学顕微鏡による研磨面の像を図４．１６には単インダレスcBNの順となった．加工面の表面粗さ

結晶ダイヤモンド,図４．１７には超硬合金,図4.18の測定方向は，研磨方向(加工方向)と直角では砥

にはバインダレスcBN，を示す．単結晶ダイヤモ

粒による加工痕を横切る．そのため，砥粒の大き

ンドと超硬合金の研磨面には，研磨痕が見られる

さ・砥粒間隔の影響を強く受け，一般的に平行方がクラックやチッピングは観察できない．バイン向より測定値が大きくなる．一方，研磨方向と平ダレスｃＢＮでも研磨痕は観察できるが，加工面全行に測定すると加工痕の影響は受けないため，測体に空孔のようなものが観察できる．これが，表定値は直交方向より低下する．単結晶ダイヤモン

面粗さを低下させている原因と考えられる．そのドと超硬合金の研磨面では，研磨方向と平行の表

ため，バインダレスｃＢＮの研磨面を電子顕微鏡

面粗さが良好な値となっている．しかしながら，(SEM)で観察することにした．

バインダレスcBNでは逆の結果となった．

図4.19はバインダレスcBN工具を逃げ面方向から観察した像である．逃げ面部分の研磨痕は，光学顕微鏡では明瞭に観察できたがSEMでは不鮮明である．撮影倍率を500倍に変更し，研磨面を観察した像を図4.20に示す.研磨痕と共に空孔と思われるものが観察できる．さらに倍率を拡大し，1,000倍で撮影した像を図4.21に示す.研磨面表
面には空孔が鮮明に観察できる．この空孔はスカ

イフ研磨によって発生したのか，材料中に存在しているものか，確認する必要がある．そこで，ス
カイフ研磨を行っていない箇所を観察することに

図4.16単結晶ダイヤモンド研磨面のした.図４．２２は工具逃げ面でスカイフ研磨を行っ

光学顕微鏡像ていない箇所の観察像(1,000倍)である．図４．２１に見られるような空孔は観察できないさらに倍率を3,000倍に拡大した像を図４．２３に示す.微細な凹凸が一様に存在している表面であることが分
かる．スカイフ研磨によって凸部が消滅し，凹部が残留して空孔となった可能性もある．研磨方法を変更し，バインダレスｃＢＮの表面状態を確認する必要がある．

図４．１７

超硬合金研磨面の光学顕微鏡像

凸ワロ

図4.18バインダレスcBN研磨面の光学顕微鏡像

i l l l Il 1rlU

図4.19バインダレスcBNエ具の逃げ面SEM像‐１４‐

５．おわりに本研究では，「硬脆材料」を対象とする超精密加工技術の高度化を目指した加工実験を行った．

対象とする硬脆材料にはガラスを選択し，加工方法は延性モード切削(フライカット)である．
フライカットによる延性モード切削では，加工面の品質向上を主眼に置いた加工実験中心の研究を行い，以下の結果を得た．

図4.20バインダレスcBN研磨面のSEM像

・カセンサ内蔵真空チャックを製作し，切削力の測定を行った．その結果，加工開始時のｘ方向

切削力はアップカットとダウンカットでは方向が異なっており，ダウンカットでは工具回転による工作物送り方向への力が計測されていた．

・切削温度の測定では，ファイバ式赤外温度計へ

石英ファイバをＦＣコネクタで接続し,その石英
ファイバを切削する手法を考案した．しかしながら,ファイバ式赤外温度計の能力(応答時間と計測温度)では切削温度の測定ができなかった．
・単結晶ダイヤモンド，バインダレスcBN，超硬合金をスカイフ研磨した．研磨面の表面粗さは

図4.21バインダレスcBN研磨面のSEM像

ダイヤモンドが最も高く，次いで超硬合金，バインダレスｃＢＮの順であった．

・バインダレスｃＢＮのスカイフ研磨面には，電子顕微鏡(SEM)観察で空孔が確認された.この空孔の発生原因を確認する必要がある．
鮒辞本研究は，財団法人ＪＫＡの競輪補助金を受け

図4.22バインダレスcBN非研磨面のSEM像て実施したものであり，ご支援いただいた関係各位に深く感謝いたします．
参考文献等

1)大久保博行，北野信延明，樫村誠一：石英ガラスの高精度微細加工技術およびその応用，日立
電線，工学技術研究誌，2006-1,Ｎ０２５２)飯塚保，浅倉豊：硬脆材料の超精密加工に関する研究，加工技術高度化に関する研究，
KSK-GH19-3,2008,93)超精密加工編集委員会：超精密加工の基礎と実図4.23バインダレスcBN非研磨面のSEM像際，日刊工業新聞社，2006,52

4)横川和彦，横川宗彦：研削加工のすすめ方，工－１５－

業調査会，1992,156

ResearchLath，PRECISIONENGINERING，１３，３5)ダイヤモンド工業協会：ダイヤモンド工具マニ（1991）196

ュアル，工業調査会，１９７９，４８13)今橋孝弘:宝石の加工,加工技術データファイ

６)角谷均：世界で２番目に硬い物質の実用化，

ル第９巻別刷，（財)機械振興協会技術研究所，

日本機械学会誌，１０３，９７９，（2000)，３７０

1986,79

７)ダイヤモンド工業協会編：ダイヤモンド技術総14)岩井学，鈴木清，植松哲太郎，安永暢男，

覧，NGT出版，2007,46

三宅正二郎：ダイヤモンドの高速摺動研磨法の8)三菱マテリアル(株)：総合カタログ2006-2008,

研究：第１報：単結晶ダイヤモンドの研磨への適用，砥粒加工学会誌，４６(2)，82-87,

Ｆ0319)宮下政和:ぜい性材料の延性モード研削加工技

術一ナノ研削技術への道,精密工学会誌,５６，５，

2002020115）安永暢男：ダイヤモンドの熱ｲﾋ学加工，砥粒
加工学会誌，４６(1)，17-20,20010101（1990)782

10)R・BrehIn,ＫｖａｎＤｕｎ,Ｊ､Ｃ・GTeunissenandJ

16)宮沢肇,村川正夫：ダイヤモンドのレーザ加

Hasma；“Transparentsingle-pointturningof

工，砥粒加工学会誌，４６(1)，21-24,20020101

opticalglass，，Aphenomenological17)宮本岩男，谷口淳：ダイヤモンドのイオンビ

presentation,PRECISIONENGINEERINql979Dーム･電子ビーム加工,砥粒加工学会誌,４６(1)，207-213

26-28,20010101

11)飯塚保，上野滋，森田昇：ガラス切削が18)横山哲男：モノづくりのための切削加工，日刊

工業新聞社，2007,100可能な超精密旋盤の開発,型技術ワークショッ
プ2009ｉｎ金沢講演論文集，Ａ-719)安永暢男,高木純一郎:糖密機械加工の原理，
工業調査会，2002,72

12)J､France,』.Ｗ・Roblee,KModemann:Dynamaic
characteristicsoftheLawrenceLivermore20)バウデン･テイバー:固体の摩擦と潤滑,丸善，
1978,46

NationalLaboratoryPrecisionEngineering

‐１６－

＜研究＞

温度制御によるｶﾛｴ技術信頼性向上に関する研究
田中清志･’

ＴｈｅｓｔｕｄｙｏｆｒｅｌｉａｂｉＩｉｔｙｎｄｗＢｎｃｅｍｅｎｔｉＩＤｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｂｙｃontrollingthetempernture
KiyoshiＴＡＮＡＫＡ
う論文を発表している．この論文は後に続くヒー
トパイプ研究者によって読み継がれており，良き

１．はじめに入門書としての役割を今でも果たしている．

ヒートパイプのルーツを探ってみると，1942年

ヨーロッパでは，英国原子力発電所が熱電子発に米国オハイオリ'１にあるＧＭ社のＲ､Ｓ・GaugIer

電装置に高温用ヒートパイプを使うことを目的にが特許出願した「HeatTransfbrDevice(熱輸送装置)｣がヒートパイプに関する文献第１号であるこ研究を開始した．また，イタリアのIspmOOint

NUclearReSearhCenteI)でも同じ目的で研究を始めていた．このIspmでは，ＣＡＢｕｓｓｅが中心になって高温度(1,600～1,800℃)で作動するヒー
トパイプの寿命の研究を行ってきた.Ispraの研究とがわかる．このヒートパイプは冷凍機への応用を目的としており，蒸発部を凝縮部より上の方へ設け，液体に対し余分な仕事をせずに，凝縮部から蒸発部へ液体を戻すというものであったが，当１９６３年に米国原子力委員会(AEC)が出願した

業績は，急速に進展し，同研究所は現在まで，引き続きヨーロッパでのヒートパイプ研究の中心的「Evapm面tionCondensationHeatTmnsfbrDevice(蒸存在になっているしかし，ドイツのⅡ、，フラ時の米国では実用化されなかった．

ンスの核研究所，イギリスのReading大学，Ⅱ、

発一凝縮の熱輸送装置)」の中でTIeatPipe(ヒートパイプ)，，という名前が初めて使われている．ここでいうヒートパイプは，本質的にはGauglerの特社，オランダのＥＳＲＯらの貢献も見逃すわけにはいかない．このように初期の研究は宇宙船への適許と同一の伝熱素子であるが，構造的にはパイプ用を中心に進められてきたのである．

内部の蒸気通路の断面積を一層大きく設定し，機ヒートパイプを初めて商品化したのは，米国の能的には作動温度範囲をはるかに広げた点で異なRCA社であり(1966年),これを契機としてヒート
パイプは，世界各国で地上用各種機器の冷却，まっている．現実には，GmverはGaugIerとは関係なくヒートパイプを発明し，その実用化に成功したは均熱化に使用されるようになった．

たのだった．そのGmverはニューメキシコのLos

ヒートパイプ研究の進展ならびに広範囲な用

Alamos研究所のヒートパイプ研究所でヒートパ途開発を背景として，国際ヒートパイプ学会

イプ研究チームを指導し，その研究業績を学会誌pnc)が開催されている．現在，日本のヒートパに発表している．この研究所では，人工衛星用ヒイプは世界のトップレベルにある．そして，ヒーートパイプの研究に注力しており，得られた研究

トパイプの応用分野は人工衛星をはじめとして，成果を基に製作した水一ステンレス鋼ヒートパイ

廃熱回収用熱交換器,電気装置･電子素子の冷却，プを搭載した宇宙船が初めて打ち上げられたのが音響機器の冷却，太陽熱や地熱の有効利用，プラ

1967年であった.そしてヒートパイプは計画通り

スチックモールド用金型の冷却，工作機械の主軸良好に作動した．

冷却,包装機械,厨房機器,電力ケーブルの冷却，

LosA1amosのＴ・Ｐ・Cotterはヒートパイプ内部

モーター冷却，ブレーキの冷却，エンジン冷却なの蒸気流と作動流体の流れ，そして，その流れにど広範囲にわたっていて，今後より一層の進展がよって生じる熱移動に関する理論解析を行い期待されている．

「TheoIyofHeatPipe(ヒートパイプの理論)」とい
o1fH$櫛協ｽﾞノセンター－１７－

しかし，ヒートパイプは熱輸送量が100Ｗ．ｍ程

度と小さく，さらに駆動力にウイックの毛細管力

１．２にＤＰＲのﾀﾄ観を示す．しかし，地上用を目的を利用しているために重力の影響を受けやすく，とした研究・開発は限られており，図1.3に示す

トップヒートモードでの利用に限界があった．こMSI社の例があげられるのみである．この遊園地の限界を克服するものとしてループヒートパイプのループ型ジェットコースターのような形状は，(LHP:LoopHeatPipe)とキャピラピポンブヨループ(CPL:CapiUalypmu1pcdLoop)の研究が行われてい従来のヒートパイプと一線を画するデザインである．ＭＳｌではこのユニークなヒートパイプを`℃ⅢCU-PIPE(サーキュ・パイプ)”と111zび,ＣＰＵる．

１，８０年代から,大容赴の熱輸送素子として毛細クーラーからのエアフローを利用して効果的な冷管駆動型二相流体ループ(CPL)の研究開発が欧米でなされてきた．ＣＰＬは，蒸発器，凝縮器，リザーバ，及びそれらを連結する配管(液椅，蒸気符）と作動流体とからｲﾙ成されている．毛細管力を発生するウィックは蒸発器のみに内蔵され，凝縮器と配管は基本的には平滑管である．
欧米でのＣＰＬ開発とほぼ平行して,旧ソビエト
連ﾉ;|lでも毛細駆動型の二相流体ループの開発がなされてきた．当初は抗重力型ヒートパイプと呼ばれていたが,19801F代後半にループヒートパイプ

却をするとしているこのように地上用としての実用化研究は始まったばかりであり，今後の成果が期待されている状況である．

(LHP)と改名された．ＬＨＰの構造的特徴は，リザーバが蒸発器と一体化され，熱・流体的に結合していることである．系の構成も，単一の蒸発器と
図l1USERS搭載CPDR

凝縮器が基本となっている．

ＣＰＬやＬＨＰは，ウイック等の榊成要素の高性能化とともに,複数蒸発器/凝縮器柵成とした大熱輸送雌化や，凝縮器を蒸発器と同一形状にした双方向熱輸送化，電子機器内部の熱制御を目的とした小型化，そしてプロピレン等を作動流体とした
低ilMiiiJ域での使用等，さまざまな分野への応用が進められている．

P更ﾛＡＩ「1本での研究は，宇赫１１用関連での応用研究が主で人工衛星内部の瀝子機器の熱を人工衛星外部の放;W版に輸送する目的で研究が行われた．ひとV田■串ff起ョ唾少■8㎡q介佐９０､､汀P色Ｖ亡W1b乞一UPPPBqw-UPか万万点

出腿：JAXA殿

図1.2EVS-VllI搭載DPＲつは,経済産業省がＩＭＩ発し2002年，)lに打ち上げられた人工衛星「次世代型無人宇宙実験システム

本報告においては，ＬＨＰの伝熱理論を.榊築するとともに，この理論を用いてある熱入力に対してのｕＩＰの1KIj作温度を予illlL，ＬＨＰの岐大熱輸送
随を予測する「L1匹設計ツール」の開発結果につ(USERS)｣の実験ミッションとして搭城された｢展開ラジエータにPDR)」の熱輸送手段としてＣＰＬの|Ⅱ|発が行われた.図1.1にＣＰＤＲの外観を示す．
もうひとつは，宇宙航空研究|)9発機構が開発し2006年１２月に打ち上げられた人工術星「技術試験衛星ⅥⅡ型きく８９.(ETS=vⅡI)」の実験ミッシ
ョンとして搭赦された「展開ラジエータのPR)」

いて沐くる．

の熱輸送手段としてＬIIPの|)}１発が行われた．図-１８－

…････…｡..….＞蒸気の術１

凸

_Ｌ

1
ぐ

蒸発器蝋蝋ii器一ﾄレ

夕

夜の流れ

､㈲

Ｔ

図２１ＬHPの特徴

ａＬＨＰの用途とその効果
図ｌ３ＬＨＰによるＣＰＵ冷却

２．LHPの特徴

ＬＨＰの原理はＨＰ(HeatPipc)と同じで,液体の蒸発と鰯宿による潜熱と，蒸発器内のウイックの毛細管力により液を環流させるシステムである．図2.1にLI笠の特徴を示す.蒸発器に加えられた熱は，蒸発器内の液体を気化させ蒸気として，蒸気管を流れ凝縮器内で擬jWii1-る．このとき蒸気が液化する熱を外部に放出することで熱を輸送する仕組みである．鋼首した液体は，液管を流れ蒸発器
内の毛細管力によりに蒸発器にもどる．
ＬHPの温度制御は,蒸発器と一体となったアキ

脳子部品の熱管理は，製品化を成功させる鍵を掘る技術の一つである．受動的冷却技術から低温技術まで，冷却技術は数多く存在する．例えばファンを備えたフィン付きヒートシンク，熱電冷却器,冷倒職,液体冷却などをあげることができる．
どの冷却技術を選択するかは，熱流束，放熱量，傭liV性，静音Ｉｉｋ，実装性，保守，コストなどの要因に左右される．すなわち，必要な冷却性能をできるだけ安価なランニングコストで実現できる技術が必要とされている．

１２８１<EのデスクトップＰＣとサーバーのプロセッ
サは概して，放熱量が100Ｗを超え，熱流束も100Ｗ/Cm2を超えている受動的冷却ではもはや冷却要求条件を満たすことはできない液体冷却，

ュムレータ(コンペンセーションチャンバとも言う)により行われる.図2.1に示すように一系単一
蒸発器，単一アキュムレータ，lii-凝縮器の櫛鰄性能を提供することができ，コンピュータの冷却が基本となる．

のために笑用化されているしかし，これらの冷ＬHPが基本的にＨＰと111連する点は，蒸気，液の流れが同一方向のため,気液流間の相互作用(飛散限界として現れる)がなく，ウイック部分が蒸発器のみと短いため，ウイック内を流体が流iLる際の圧力損失が少なく，大jIt・長lHZljMfの熱輸送が可能であること．また，熱輸送距離の変化に対しては配管の長さやレイアウトを変えることに対応可

熱樋冷却，冷凍機などの冷却技術は，必要な冷却

却技術はいまだ広く実用化されていないその理''1として，システムへの実装が困雌であり，信頼性が低い，現時点での大埜生産に不向き，さらに特にコストが他の技術より高いなどがあげられる
技術的に成熟し，ランニングコストが妓も低いという理由で，コンピュータの冷却に最も広く用いられているのは空冷である
熱を発生するプロセッサのチップ表面は通常能である．さらに，アキュムレータを付けること
により，ノレープ内ilfl度を熱負荷の変化に対して一小さく，而積が約lcm2である.効率的な冷却のた定に保つことである．

めには，熱源と放熱部品間のi1iiLm2勾配はできるだ
け小さい方がよく，鐙もよく知られている低い熱|鰯充を持つ効率的な熱輸送デバイスはヒートパイ
プである．基本的に，ヒートパイプはZ相熱輸送デバイスであって，少量の作動流体の入った密封
された真空容器である．その一方の端が暖められ－１９‐

ると，内部の液体が蒸発し，その蒸気が容器の冷

6ｍ｡

坤極坤麺阿

言割】ご）国員国直立』裡図（ご踊銅Ｅ

たい他端に移動して凝縮する．蒸発時の潜熱が大きいので，容器の一方の端と他端との非常に小さな温度差で多くの熱を輸送できる．したがって，

ヒートパイプは非常に高い熱伝導率を持つデバイスであり，その熱伝導率は，同じ寸法の中実銅製デバイスの数百倍に相当する．

Ｌ

,■
Ｆ
￣

I工Ｈｌｌ２ ピロ標１

lロ項＊ １千己ヶ
，Uモナク

覇Ｉ
－.ゴ

￣
二一

〆

FmZ;「

鵠’一 絃

｜〆
400

［

／

/:５ H1故

〆

￣

－
４００

五錠 ４７０0

ラップトップＰＣは25～50Ｗ,デスクトップPC，

〆

￣

￣

、

20002005zOIOZbU32mOmﾕ,2，０202,2040.,4920902099

年出展８経済j､狙省資料

及びサーバーは80～130Ｗ発熱量を放熱する必要がある．デスクトップＰＣとサーバーは，その多図３．１１Ｔ機器の消費電力予想

くが依然としてアルミニウムフイン，ヒートシン

例えば,サーバー50台程度の小規模のデータークなど従来からの冷却方式を用いている．また，センターで1サーバーに20ユニットあるブレード

最近では，ヒートパイプが用いられてきている．
しかし,年々増加するＣＰＵ発熱量や省スペース化といった要求を，従来の冷却技術を用いた冷却システムで対応することには限界がある．これらのの空調をフアン(４台)からＵＦに変えると約4,200kＷｂ/年の省エネとなり，これは約84軒分の家庭の年間の消費電力に相当し省エネ効果は大きいと考えられる．

問題点の解決策としてループヒートパイプOHP：

４．LHPの殴叶

LoopHeatPipe)の開発が行われている．通常のヒートパイプは金属コンテナ管内に毛管材料を設極

4.1熟解析モデル

しているため,長距離熱輸送が困難であり,また，
熱サイフォン式では，還流に重力を利用している

4.1.1初期状態

ため，熱輸送が制限されるという欠点がある．上記の点でIITは有利であり，今後，ますます増加
するＣＰＵの発熱堂に対応可能とするための冷却

ＬＨＰの蒸気管と液管が十分に断熱されており蒸発器に加えられた熱が，すべて凝縮器から放出されると仮定すると，無負荷状態で熱の移動があるのは蒸発器のみである．したがって，初期平衡
状態は凝縮器温度によって決定されると考えられ，
初期平衡状態での液壁は以下の(4.1)式から求める技術として，有望である

現在,Ⅳ機器の省エネが大きな社会問題として浮上してきている．サーバーや通信設備の'1型化により，データーセンターでは，単位面積あたりの収納台数が増加している．そのため，機器駆動のための電力，さらに排熱を処理するための電力の二重の「エネルギー問題」が深刻化してきている，特に#熱は「ＩＴ産廃」と言われるようになっことができる．

M鰄i＝p,ハi＝p鵬＋p;Ｋｍ

ＯＭ）

ここで，

ている．

Zbqp＝ﾘﾉﾙ"j＋Ｋｉ"ｊ

図3.1は,IT機器の国内消費電力の予想を示したもので，データーセンターの消費電力が，約半分を占めている．そのため，データーセンターの機器駆動と排熱機器の省電力化が急務となってい（4.2）

Ｍｉｍｉ：初期封入愈(kg）ｐ、：封入液の密度(kg/､f），０．：凝縮器温度での飽和液密度(kg/､3）ＩＣ。：凝縮器温度での飽和蒸気密度

る．

（kg/nｈ

Ｖ、：封入液の体積(m3）ＶＭｎｉ：初期状態での封入液の'2に1劉(nF）
Ｖｗｉｍ：初期状態での蒸気の'２にi賢(m3）－２０‐の現象を「気液界面の後退」と定義し，その状態

Ｖ,｡即：ＬＨＰの全内容秋(m3）を図４．２に示す．

である．

４審＋↑

初期状態においては,ＬHP内部に働く力はウイ

ィックがすべて液で満たされ，次に液管が液で満たされ，残りの液で凝縮器の一部が満たされ，岐後にＬ1匹の残りの部分が蒸気で満たされている

気液界

面の凝

壁面▲

△

巳

▲

熱人力

ことになる．この状態でのLHP各部の蒸気｡液の分布状態を図４１に示す．

qiAt
、、、凸弓
びり乎山■

ックの毛細締力のみであるため，まず蒸発器のウ

澤屯ﾌｨｯｸｰｰ

図４２気液界面の後退

図４２における気液界面の傾きは，熱入力，ウィック材質，ウイッグ長さ・厚さに依存すると考１えられる．蒸発がウイック蒸発面で一様に起こる

燕気管(蒸女行と仮定した場合，股大熱負荷状態におけるウィックの実効長は式(4.4)により評価することができる

蒸発器凝縮器-蒸気iii iMI鰯雄気液一ゲルい-％（辮）ｻﾌﾞｸｰﾙ(液）

ここで，

図４１ＬHP内蒸気･液の分布状態

Ｌ圧：ウィックの実行長(､）
し：ウィック全長(､）

4.1.2最適封入量である．

’二記で示したＬＨＰの初期状態から岐適封入111

を求めることができる．最適封入量は(4.1)式に図４１の各部の体積を考慮して以下の(4.3)式から求めることができる．

Ｍｍｊ＝pjjIvlローp川＋β:Ｋｈ,，（43）＝β;(〕“Ｚ＋い÷p；に十K）
ここで，4.1.4作動温度と圧力の計算

ＬＩｎの作動温度と圧力を求める性能予測計算を行うに当たって，以下の仮定を行った．
(1)LInの蒸発器と凝縮器以外は,外部と断熱されている(2)蒸発は,蒸発器内のウィック伝熱而で一様に起こる(3)LＨＰ内の蒸気は飽和蒸気である

Ｖ゜：凝縮器の体積(m3）Ｖ，：液管のⅡ蛾(､3）Ｖ⑤：ウィック空孑L部の体積(m3）（zl)作動液の温度は,冷却水温度と等しい(凝縮器で-1-分サブクールされる）予測計算のフローチャートを図４３に示す．手順は最初に，作動流体の種類，封入1,ｔ，密度より
封入流体の質量(m鋤)を計算する．次に，冷却水温度(、と熱入力(Q)を決める．次に，ＬＨＰの動作温

Ｖｕ，：蒸発器蒸気部のⅡ和(､3）Ｖ、：蒸気管の川籟(m3）である．

4.1.3気液界面の後退

ウィック|ﾉﾘ部への液の供給は熱負荷の増加により多くなり，それとともにウィック内部での液の流れによる圧力損失が増加する．さらに，熱負荷が増加するとウイック先端部の蒸発[hiで渇きが生じ徐々にウイック内部にまで広がっていく．こ－２１筥

度である飽和蒸気１lb1度(喝!)と飽和蒸気圧力(R､)を仮定し,その温度での蒸発潜熱C)より以下①で示す方法により質肚流埜(ﾉﾌﾞ')を求める．次に，②で示す方法により凝縮器内での蒸気の凝縮長を求め，
LIIP内の蒸気部容積と液部容積を確定し流体の全質量を求める．１０t後に，先で計算した質埜が封入した質h上に等しくなるまで飽和蒸気温度(T曇()を仮定し直し繰返し計算を行う．こうしてある熱入②凝縮長と】懸宿による圧力損失の求め方

力に対するＩＪＰの飽和蒸気温度(T勘)と飽和蒸気
圧力(PhaJが算出できる．

凝縮器内で凝縮が完了したときの圧力はＬＩＰ

内の飽和蒸気圧力から凝縮による圧力損失を引いた値となる．この圧力に対する飽和温度がサブク
ール前の液温度となる．ここで，凝縮に関する計産

算には藤井らのフロン系冷媒の水平管内凝縮から導かれた以下の式(4.8)～(4..14)を用いた．なお,計算にあたって蒸気の物性値は飽和温度(T嵐Jの値，
液の物性値は式(4.8)で与えられる代表温度(IH)における飽和液の物性値を用いた．

質肚流赴

Z,＝７８＋0.3(Z.,－Zｊ

凝縮長，

峠雌三IMI'戸|抄･）

蒸気部体繭と
液部体枇とＩＮＯ
ｍ911=mM-ml

ヌッセルト数ﾉＶｖとﾉV"bは，雨2戸]|E‘

Ｍ川(鴎,信1Ｗ…

図4.3温度予測計算フローチャート①質趣流量の求め方
蒸発器に加えられた入力熱量は，作動液の温度

鼎脈(峠等）

を飽和蒸気温度(IkaJまで上げるための顕瓢q)と作動液が蒸発するときの蒸発熱ｑ)に使われる．

←0川,ＷＷ…叩

できる．

(4.5）

Ｈ＝c,,(Z"－Ｚ)/Ｌ

Ｑノー'iiC(7h,一Ｚ）（4.6）

Ｒ剣=4ｍ(1-x)/(mZj,）

Ｑ=ｑ+０，より功は以下の(4.7)式から求めるこい"(芋丁とができる．

ｇ●''１＝Ｌ+C(Z・'一Ｚ）
０》●●

｝」

で
こＣＨ
Ｌ

(410）

ここで，

顕熱(ｑ)と蒸発熱(Qv)は，それぞれ質量流量(巾）の関数として以下の(4.5)(4.6)式から求めることが
9-巾Ｌ

(4.8）

(MxloM?r(，｣…)}，（4｣'）(4.7）(1＋DB)''４

ここで，比熱U/k9.Ｋ）
液体温度(K）
注：(4)の仮定より冷却水温度
蒸発の潜熱(Jkg）

である．

－２２－

Ｂ＝

‐睾薑二基(卦念{2脚…網｝'十l6xl0川("/BJsI'』
１F77万丁|号f:ii聖;}…(貴)ＷＭｗ，(4.14）

ここで，。薑１１+旱ilFF｝/(ＧＡ/")し''４

Ｇ＝｣ZＬ
ｍ２

，＝20exp(-両/3000）

である．
ここで，

ｑ＝9Ｗし，

巾：質量流量0(g/s）ｘ：クオリティ

ｇ：重力加速度(m/g）Ｈ：相変化数

市＝巾/(山）ＰⅡ：液プラントノレ数Ｇａ：ガリレオ数

Ｒｄ：液レイノズル数巫：飽和蒸気温度(K）Ｔｂ：管壁温度(K）。：管内径(､）両＝巾(l-x)/(中!）である．

Ｌ：凝縮潜熱(J/kg）ｐ：密度(kg/m〕）
Ｃｂｌ：液の定圧比鍬J/kg）

気液界面摩擦係数〃とﾊﾟ`は，

ルー012&'(芸)(古)…

１１：液体粘度0Kg/ms）ｕ：ボイド率ｖ，：液体の動粘度(m光）
ｚ：軸方向距離(､）Ｇ：質量速度他g/m2s）
ｕｉ：気液界面での吸い込み速度(m/S）+坐は'2）〃P

必：平均蒸気流速(m/s）
ｕ６：気液界面の速度(m/S）

川畑｢E岬，

ｗ：単位面積・時間当たりの凝縮量0Kg/mzs）である．

凝縮長の計算は，図4.4に示すような微小区間を考え，そこに以下に示す(4.15)～(4.17)式をあて

ここで，はめて，これを満足する△ｚを算出し総和を求め

ｗ
ｐ

一恥

必一必

る．

ﾉv圏､/EｱﾉｗＢ，△Q=胸(-Ａこ)Ｌ（4｣5）

－

腿ＺｌＭ
ＺＺ十

ここで，

－２３－

一一屯一．
位Ｚ、

静圧勾配一中/土は，

｜’’’

である

州洸

Ａ△

２２

凡(古）

(416）
(4.17）

Ａｚ：△x変化する区間長での計算によって凝縮長(z)が決まるので，凝縮区間の体積(v･)が求まる．ここで，ウィック中の気液界面の後退による液部体積の変化量(vw)は，

Ｎｕ：ヌッセルト数

LＨＰ全体の体積に比べて非常に小さいので無視ｈ゜：管外熱伝達率(ｗ/m2K）

すると蒸気部体積は,Ｖｖ＋Ｖ６となり蒸気の質量は

町：液熱伝導率(ｗ/mK）沁管熱伝導率(WymK）。,：管内径(､）以下の式(4.18)から求めることができる．

▲Ｑ：微小区間での放出熱量△ｘ：クオリティ変化量、v＝p`化十Ｊ'8）（418）。z：管外径(､）虹：飽和蒸気温度⑭Ｔｂ：管内壁温度(K）Ｔｔ：冷却水温度(K）

ここで，

ハ：T嵐nでの蒸気の密度Gg/m》）

である．

である．

また,液体の質量は以下の式(4.19)から求めることができる．

､!＝ＭＺ－Ｅ）(4.19）

ここで，ｐ,：サプクール温度での液の密度(kg/m3）
である．

したがって,計算上の作動流体の質量はｍｖｌｍｌと算出される．これと最初に求めた封入液体の質量(､｡,)が翼ｌＪＩ、ＨＴ工

ｍｑｌノー、ｖ＋、ノ

具体的には，１区間のクオリティの減少量Ａｘを0.01に設定し,質量流量(励)より最初に仮定した飽和温度における必要な物性値を計算する．式（4.20）の関係を満足するまでIIPの作動温度(Ｔｍ)を仮定しながら繰り返し計算を行うことで，ある入力
熱壁に対するＬＨＰの動作温度を求めることがで(4.15)より△Ｑが求まる.次に,凝縮管内壁温度(『｡）きる．

を仮定し,式(4.16)と(4｣7)を同時に満たす(IDが見つかるまで繰り返し計算を行う．ここで,式(4.16）のヌッセルト数は式(4.9)から(4.11)で求めた値を用いる．凝縮管内壁温度(IDが決まれば，クオリ
テイが001減少する区間長(△z)が求まる．凝縮長と同時に各微小区間における圧力損失も式(4.14）
より計算できるので，クオリテイがＡｘ減少した
後の飽和蒸気圧(Psml-AP)が決まり，次の区間の仮定する飽和温度を決めることができる．この計算をクオリテイがOになるまで繰り返す.その結果，
各微小区間長(△z)と凝縮による圧力損失(ＡＰ)の総和として，凝縮長(Z)と凝縮による圧力損失(APC､）4.2最大熱輸送丑ﾛ籾『モデルＬＨＰの熱輸送限界は，以下の式(4.21)に示すウ
ィックの毛細管力とＬｌＴ各部での圧力損失のバランスから求めることができる．

Ａ２叩,Ｚ△Pw＋ＡＲ,＋ＡＰ､,＋△囚､〃＋△P'＋△Pb＋△PtmP＋ＡＰ…－ＡPt畑は21）
ＡＰ…：ウィックの毛細管力Ｇａ）

ＡＰｗ：ウィック中の液流の圧力損失△P．：蒸発の圧力損失
ＡＰｖ：蒸気管の圧力損失
ＡＰｂｍ：凝縮の圧力損失
ＡＰＩ：液管の圧力損失△Ｐｂ：体鎖力の圧力損失が計算できる．

③蒸気体積と液体積による動作温度の推定
ＬIIPの全体の体積(Vioop),蒸気部の体積(VJ,及び液体部の体積(vI)は既知である．また，前項ま△Pbc感ｐ：凝縮管の毛細管力

-２４－

Ｃ

Ｄｗ山

ＡＰ稗：液管の毛細管カ
ムP､ｍ：蒸気の動圧式(421)を満足する熱量が最大伝熱量となる.最●最小毛管徴､）
メッシュ間鰍､）線径(､）

大熱輸送量計算のフローチャートを図４５に示す．
山ｗ

二王

Ⅱ一Ⅱ一叩

匝竺Ｉ

作動流体･ウィックの特性,動作状態を入力

図４６メッシュ構成

熱入力(Q〕
Dを仮定－

4.2.2質二藷■

毛細ff力(ＰPC)を計算－－￣－－「

４｣.1項の①に示した式(4.5)～(4.7)より求められ質仕流肚(〃
功)を計算る．

各部での圧力損失(ＡＰ)を計算
日ＡＰ)を計算（蒸発器,蒸気管,l艶i1ii器,液管）,l艶i1ii器,液管）

4.2.3ウィック中の液流による圧力損失

ＮＯ

PC＝Ｚ△Ｐ

ウイック中の液流による圧力損失は以下の式

ＹＥＳ(424）から求めることができる．

叫薑畿一…………(4鋼）

図４５最大熱輸撲景計算フローチャート
4.2.1毛細管力

山：液粘性(Pa.s）
しぽ：蒸発器の実行長(､）
ｍ：質量流量(kg/S）

蒸発器内のウィックの毛細管力は，以下の式(422)から求めることができる．

…筈…………………仏璽）

ｃ：表面張力(mN/mTbat時の回。ｃ：最小毛管半径(､）
表４．１に代表的なウィック材料の特性(最小毛管径，空隙率，透過率)を示す．
表4.1ウィック材の特性
空隙 』十《Ｃ

透過率
ＫｘＩＯ.Ⅱ

凪'lごEEf径DK､)ｘＩｒ
１V血化後
計算価

IMI化前

ｸﾗｽﾀIｺﾞス

0５１０

1.151

1.87s

1.726

０３５８６

ｹプラクロス

0.439

0.46682.614、4６

O30BI5

ﾌｪﾙﾄ

0.746

O249Ll

1９３０

1.882

0３１３５

〃少釦ノ助グ１

＃1００

0.671

33.72

４０９８

型

2.660

＃】⑱

０５％

13.だ

２．４３］

1.652

1.536

＃200

0.735

6443

ﾕﾕ4９

1.453

1２５６

１Ｗ 鑑企HHI

0２８６

1340

2３５６

２３６７

Z｣8９

ｶｰﾎﾞﾝｸﾛｽ

0.52176

4３３４

Ｋ：透過率

Ａ鰍：ウィックの断面轍､2）
ここで蒸発器の実行長ＬｌＴの評価は以下のように行った．蒸発器において一様に蒸発が起こっていると仮定した場合，実行長はウィック中を作動
流体が流れる長さをしとすると，〃雲i弘一と………………w,）０ム２と表される．

ウィックの断面積Ａｗは，気液界面の後退が起こっているため，熱負荷の増加とともに減少していく．ウイック中ではどこか－カ所にドライアウ

トが発生すると,それが全体に広がっていくので，最も気液界面の位置が低い部分の断面積を計算に

４４７１

用いる．

ここで，表４．１中のメッシュの最小毛管径は，また，透過率Ｋは，メッシュの場合以下の式(4.26)から求めることができる．

接触角がＯの場合は以下の式(4.23）から求めることができる（図４６参照）．
ＤＣ＝(wjdw)…………．.…………･(423）-２５－

Ｋ＝’２８３

１２２０－５)２

層瀧川壽署…………僻』o）………………(426）ｃ：有効率

有効率は，実験的に求めるか，製造業者のデー

乱流：５６＝O316R`(－１'4） ．……･(4.31）

タを利用する．一方,Ｍ３、胆は素線が交差していさらに，流路にベンドが含まれているときは，

ベンドによる圧力損失APBも考慮する必要がある．

ることを無視して以下の式(4.27)で求めた．

窓＝'一竺幽…….…………..(427）４ラム'Ｈ苦〆………………鰹』2）

Ｎ：メッシュ数/inch

Re(｡/r)＞364の場合

S：縮れ係数(代表値：1.05）

臼＝0.00515α0(｢/d)u，…・・・(433）

４．２４蒸発による圧力損失

Re(d/O＜364の場合

蒸発器内での液の蒸発による圧力損失は，以下の式(4ﾕ8)から求めることができる．

乱＝0.00431αβ('/の０，．．……(4.34）…(fLi悪而………

「：曲半径(､）

ｏ：角度(｡）
ｕ：係数(表4.2による）

必：飽和蒸気温度囚Ｑ：加熱量(ｗ）’ｖ：蒸気流路の半径(､）

表４．２０に対するａ０４．２５蒸気管，液管での圧力損失

ａl+5｣3(uｿ｡）

45゜

蒸気管，液管での圧力損失を求める．初めに蒸気管での圧力損失の計算方法を示す.この方法は，

095+442(IｿdJIg6(r/d<9.85の場rff）

90。

1.0(「/ｄ>985のM3｢合）I+5.06(Iｿ｡)割180.

液管での圧力損失の計算にも使用できる．

■ＵノＷ

ＳＺ

したがって，蒸気管での圧力損失APvは，蒸気管の管摩擦による圧力損失APfは，ダルシー･ワイスバッハ式のalCy-WeiSbachEquation)より以下の式(429)から求めることができる．

△Ｒ＝△ﾉCl,＋△」Cl………………(4.35）となる．

叫臺鼻芳p………………偶１，）

4.2.6凝縮による圧力損失

4.1.4項の②に示した式(4.8)～(4..14)より求めら

ら：管摩擦係数
Ｉ：管長(､）れる．

。：管径(､）
ｖ：平均流速(m/S）

4.2.7液管でのt倒宮力

液管での体積力による圧力損失△Pbは，以下のＰ：密度化g/m]）

式(4.36)から求めることができる．

平均流速ｖは，質量流鹸を密度と管径で割ることより求まる．管摩擦(系数入は，層流場合と乱流

帆一等g…………………("`）の場合(ブラジウスの抵抗式)，それぞれ以下のよ

ｈ：配管高さ(､）うに表される．

ｇ：重力加速度(m/S2）-２６－

４２．８凝縮管，液管での毛細管力

蒸気管(蒸気'７

蒸発器凝縮器

凝縮管，液管が液で充満されたときに生じる毛蒸気蒸気式(4.37)から求めることができる．

ｳｨｯｸ(液）蜥囎筈一………(頓７）

液櫛(液）

液一

サブｸｰﾙ(液)‐ハラ

細管力(ＡＰ…，△PICap)は，式仏.22)と同様に以下の

図5.1設計・解析可能なLHP形状。。：凝縮管，液管の直径(､）

表5.1設計。解析可能なLHP仕様

４．２９蒸気の動圧

蒸発器

蒸気が蒸気管内を流れるときに生じる蒸気の動圧APvmY1は，以下の式(438)から求めることがで

蒸気欄；
蒸気柵：

きる)．

Ａｌ､SUS・Ｃｕ
ALSUS,Cu

台数

］

材質

Ａｌ､SUS,ＣＩＩ
Ａｌ,SUS,Ｃｕ

台数
台数１１

ベントとエルボを考慮
ベント
エルボを考虚村･質Ａ１Ｑ１ＴＱＰＵ，
ALSUSoCu

”｜鍛癒

凝縮器

",F午…………………僻３s）

材.質
材質

台数
材質

5.ＬＨＰ設計ツールの開発

台数
台数１１
ベントとエルポを考随
ベントとエルポを考腱

作動流体

RlLR113,NHI,CH3OH,H20
Ｒｌｌ,Ｒ113,ＮＨＩ,CＨ３０Ｈ１Ｈ２０
凝縮器の外壁

ヒートシンクヒートシンク5.1概要

４項の設計結果を用いて，Ｌ1浬を設計・解析するためのソフトウェア「IＨＰ設計ツール」の開発を行った．本ソフトウェアは，蒸発器に加えられた熱量に対してLＨＰの動作温度を求め,さらに与えられた形状でＬＨＰの最大熱輸送鐘を求めるソ
フトウェア「LHPPP」と先のソフトをExcel上で動作させる「Excelインタフェース」から成り立っている.ＬＨＰＰＰは,ＬＩｎの各部の詳細(蒸発器形状，ウイックの形状と特性，蒸気管形状，凝縮器形状,液管形状)と作動流体の極漬,及び蒸発器での吸熱熱迅からｕ悪の動作温度を予測すると共に,Ｌ1浬の最大熱輸送量を求めることができる
この機能により，ＬＩｎにより熱制御を行いたい対

Excelインタフェースは,ＬＨＰＰＰの入力データ，

パラメータデータの入力作業とプログラムの実行と出力データの確認を行う．
5.2設計結果

ＬＨＰ設計ツールは実行時に入力したデータと，

あらかじめパラメータファイルに記'億したデータを入力データとして計算を実行して結果をセーブ
ファイル出力する．プログラム処理の流れを図５２に示す．

プログラム実行時の入力データを表5.2に示す‘
パラメータファイルを表5.3に示す．
プログラム終了後の出力データを表5.4に示す．

設計･解析可能なL1浬の形状を図5.1に,各部’

一(データ入力）一

曰くccl画面能となる．

一一

象物とその周り環境から最適なＬＨＰの設計が可の詳細を表5Jに示す．

ALSUS､Cu
ALSUS,Cu

液管

新規(ﾊﾟﾗﾒｰﾀﾌｧｲﾙ）■■■■■■■■■■■■[１｢E両忘｢i77iTlE〉
LHPPP(解析）

結果ﾌｧｲﾙ(必要数）

一一

図５２ＬHP設計ツール処理フロー－２７宮表5.2入力データ

プログラムを実行するためのバッチファイルを作成する．次に実行バッチファイルを起動し，結果

1:Ｒ11,2:Ｒ113．刑Ｈ4,4：

作動流体

ＣＨｊＯＨｓ:Ｈ２０

流体封入辻

、

流体封入時温度Ｋ

ファイルの値をExcelのセルに書き出す．図表示］

且度での流体密腰 kIz/、
流体封入時温度での流体密度
セープファイルzｆｉ

計算を開始する熱入力

Ｗ

最大熱入力

Ｗ

熱入力増加趾

Ｗ

冷却水温度１～５

Ｋのラジオボタンを選択したとすると，結果の書き］込まれているExcelセルより値を読込み，結果図に値を表示する．

VDEG:蒸気符ベントの角度

AREAEVAP:蒸発器而1Tｌ VIDl:蒸気符内径VLENGTIll:蒸気管長
ＶＬＯＯＰＬ:液部体積
ＶＮＢ 蒸気管ベントの数
ＴＷＩＣＫ１:ウィック厚さ
蒸気符エルボの数
ＤＣＩ:ウィック最'j､毛管径
ＬＲＨＣ 液符IMI率半径
ＫＫｌ:ウィック浸透率
ＬEＤＣ 液符ベントの角度
1,8凝縮管内径
LD1:液将内径０，:凝縮管外径

RＡＭＤＡ:凝縮管熱伝導率 LLENGTHl:液管長
CLENGTH:凝縮管長

ＬＮＢ:液管ベントの数

ＬＮＥ:液符エルボの数
VRHO:蒸気管曲率半径vzETA-E:蒸気管エルポの損失係数］［Ｕ［」「１ＬＦＬ［Ｌ「Ⅱ Ｊｒ

表5.3パラメータファイル
ＤＯＰ2余体{本和ＶLOOP:全体体積

LZETA-E:液管エルボの損失係数

表5.4出力データ
冷却水追度(K）
作動流体封入趾(、)）封入流体温度(K）

蒸発の圧損(Ｐ３）

蒸気流の庄扱(Pa）

封入時液体密度(k典/ｍ]）蕊縮による圧損(Pa）サプクール時圧損(P､）熱入ﾉ｣(Ｗ）

液流による圧孤（Pa）

恭発潜熱分(Ｗ）

ウィッグ内での圧損(Pa）
総圧力損失(Pa）
毛細符圧ﾉ｣(Pa）

顕然分(Ｗ）
動作M1度（K）
サプクール温度(Ｋ）￣

図5.3プログラムの処理の流れ

蒸気衝lit〔kg〕

動作圧力(Pa）

波賀趾(kg）

娃繍長(⑪

メリット数

図５．４にExcel画面上でのプログラムの実行方法を示す．図５．４の左側(水色)が計算条件パラメータとＬＩＰ形状パラメータをユーザが入力する部分で,ここにそれぞれのパラメータを入力する．
図５４の中央上部に"計算実行，ボタンがあり，ユーザが入力した値でプログラムを実行する図

計算結果の出力データは，表5.2と表5.3にまとめた入力データとともにセーブファイルに出力される．

ＬＨＰ設計ツールは，Excel上で入力データとパラメータデータの入力作業，プログラムの実行，及び出力データの確認作業を行う．本プログラムの処理の流れを図５．３に示す．Excel画面の“計算実行，,ボタンをクリックすると，プログラムを実行するのに必要な計算条件パラメータ，ＬＩＰ形
状パラメータの値をExcelのセル上から読み取り，これらをそれぞれファイルに出力すると同時に，－２８－5.4の右側(黄緑色)が熱入力刻みごとの計算結果を表示する部分で，熱入力刻みごとのラジオボタ
ンを選択することで右下の図にそれに対応する計算結果を表示する．

園１回１１選I

百Ｍi町ｕｍに陣,:⑥トUIPbPP2mg魚0.,ﾕ！■侭因巴リロルＷｇａＵロー臼X

ﾄｮﾌｧｨ川E）唾ＩＤ晟試ｐＩＦ入(、谷剰②ﾂｰﾉ１ｍﾃﾞｰﾀ(○ウｐｒｳ(２０ヘルプ(ｌｐｉ」コヴ団二Ｊゴュー奥加ｎ･ぃＪ⑤｡、‐Ｌ別一ｏＩＫｌ■二」ヨ,応1,9CDI,.”lI1l1sPｺﾞﾂｼｸ・’・ｎＺｕ'＝三雪型詞｡･ﾖ:鍵ロ?角ダム･_Ｅ

ＦＬＵＤＦＬ輝ＬｖＰ元ｍＣ、】

琴;:i焉三1讓霧甕墾ｉｉ篝i肇篝でIwT沙QVLHLPB

８f亙珂７

ZL-IL二Ｗ四回ＦＤＩ

当鍾６丁｜型旦叩一川亟氾凶躯理工相

。

Ⅱ閾

－－－国

ｌｗＪ卿，。、口柘忰》櫻辨聯』噌歸罐柧》『 誕錘 叫叩四Ｍ脚剛皿此腕刷碗卿陶阿吋 諏勲釦傾２到密》癖０瘤洲鰯函醇“麺驚溌 蕊》訶図加蒄■６４４屯００４で■田】頂■爪。■七に今

釦図加一》『割誹評、函寧麺面

岡国団脚吋戚戚戯戚膝
阿賦蜘蜘蜘蜘叩

ｎｍｍ麺

劒

｝函琿麺面

ﾀｲﾄﾙ爪ZtZ勺､0文割LlrIP-FPTE5T
タイトルB(jq穴、プピキ》ＩＥ
クィＨＩＣ(届ﾌﾟ鋼頤E詞

LOOl弓V】聖は樋亘兄唇ワ｢ﾂｸPﾜｲﾂﾞｸ月EごＦ

Ｐｳｨｯｸ胃Ｍ尾這旧
Ｋｌｑ

ＫＢ型

LEFFj
LErFユ
ＴｕｍＣＫＩ

皿1Aｒｍ

ｌ秘砺 Ｌ転醐團脚脚脚些 堅ｌ愈蜥
砿園陸脚阿回

ワイックn斤西(ＫﾜｲｯﾀH罰己1Ｋ［m訂肺ＩＩ＝9h岳「､１
実効長

Ｈｆ死看「ｑＩＩ
而菅１，J
ＨｉＺ
ｌ凹匡菊不
ＩｕＩＥ凹月字nWb1.10

鰯【刷

厘紅「牢8
鳴式

皀平8$６１１白車軸１種'卜の内底面気52F#1２
面尻iH内｢Ｒ合黄、藁気合茂団芝式管長合iFZlf童其癖『：合iElf宣勲’七′ＭＤＲ１'七′ＭＤＲ１

且》桐印

0,曲Td
pｎｺｌ
pｎｺ】
１１ｍ」
ＤＤＯ４

ＯｍＤ罰ｕ５

ｱｳｲＶﾚータウイリクワイゾク夛鵡平
ワイゾク沼源平［､ﾜエノレホpD1ロスＩ牙玉】
芭灰管エルホＤＤＩ月央Ｉ霊Ｒ
芭灰管エルホＤＤＩ月央Ｉ霊9》

ＵｎｍｒＦｐＣｍｌ⑰frnl1団
Ｄｆｒｎ11図5443Eb115443＆1１
1151E-11
１１５に-110,1549－刺アーテリ内橿瓜ｸｽﾞｵﾆ

[､ｑ
[d唱屯］
限０
[記Ｊ
[円０

ｍｎ２
ロ町。

Ｏｇ
Og
ａ４Ｓ３Ｅ－１１
a4S3E-11
６４８３E-11

１g
１．

泪侭

０笛
o蹟
１１暦
１１関
ｎｌＹ
０，５

託厨尺＝１２０４５４

HHDごよるElI8Q8D”

列

Onb4鵠
mD43H
ｍ
OJ

プフ4クーハ皿ｊＺ＝sq4B25K

ｻﾌﾞ罪解3EInェSSE釣P。

ｎｎＥ
nnE

Ｔｍ＝Rm2｢エル甲Hｍ８Ｔ
エルポUD8T》辨》狼》 辨一 》回幽回卿同
国燐回回回

国憲

ｍＤ

●０９。（Ｕ｜臓一オボ タン

喫黒l:f財:､､剛艤．

14篭17侶叔
Ｍ篭而侶幻［
M篭而侶伍
ｎ位YＹ
０[、弱
０[ＤＪ２
ＯＤｕ＝
０，ｕ＝
pfrp巨埜
ロ､(芯弱鱈「エルボの】目jEl5甑ＺａＪ炭冗１１配乃翫
I優畳エルボの１月jEl1IEI「
白頭312ｌｘ
白頭312ｌｘ回O低ﾍﾟﾉﾙの角屋
ﾍﾟﾉﾙの角屋鯵8ＪⅨ
０DD14
鍼
狼届内径
氾届内径【剣０，ｍ
D1
霊Z的細署長
霊Z的細署長【1,】ﾛ１５
出汁局

IHT蛭晟

１四
此/moiｌⅨ

哩脳ＭｌＮｎｎ吋蓉 》》》》》》》》一』蕾馨一Ｅ一一》蕊｛当對對謝鯛奨旭１１”｜鰹魎一頭鰯郵露一霜観刺型馴一型劉劃劉‐認

ＬｃＤＰＬｗ崖EWi;IBlＨＮＤＩＰＤＩＲ己屈Ⅱ

ＣＤ

専一Ei止曇|篝篝＃ョｉｍｘｊごよるG直l尉璽o鋺態P８『ｊｎｆ＆、］価［で旨召19碗宕腿諒乏｢がⅡ壼腿【､】05
ゴゼノトの孜
グゼノトの敵［罰霊th鵠：ｌ
千山玉Tｎｍ〒山玉Tｎｍ［ＩｄｄｂｂＵＭ卜ＰＰＰ'￣

ゼロ,ぅz樫⑧､篭討-ﾄｯﾆｨﾌﾟ(u)へ函□Ｅ・Ｉ、｢Ⅱ｜凸.－－△･＝二三ａＪＩ
i１回超z練笠⑧Ｐ輿討一ﾄｯｪｨﾌﾟ(u)－、墓-口○留金ﾘﾆ皿唾nｍ」ｌａ－￣官△,｡＝素ニユコビI
HBOⅡ

可マッド

図5.4Excel画面上でのプログラムの実行方法
・TheoIyandFundamentalResearch

６.海外出張報告・HeatTYansferEqUipmentGIeatPipe,Equipmcnt①出張先；米国，カリフォルニア州，サンフランシスコ②日程；2009.7.11-24③出張目的；2009ASMESummerHeatnansfbr
CoMbIcnceにおいて｢温度制御によるDesign,ElectromcPackagmg）

・FireandCombustion

・AerospaceHeatTmnsfbr
・HeatTmnsfbrmMultiphaseSystem
・GasTilrbineHeatT【Yms化r

加工技術の(割貫性向上｣に関する最新・HeatTTansibrinTYansportPhenomenam
ManufhctulhlgandMaterialProcessmgの技術動向の調査・HeatTransfbrmElectmmcEqUipment④内容；2009.719-24にWestinSLFrancisHotelにおいて開催された2001ASMESmnmerHeat
TransfbrConfb1℃､Ｃｅにおいて「Ｔｈｅｍ１ａｌ・HeatandMassTmnsfermBiotechnoloｇｙ
・LowTbmperaml巳HeatTransfer
・EnvimnmentalHeatTmnsfbr

Pc1iiJlmauceoftheMini-LoopHeatPipe｣を投稿す、ComputationalHeatTmnslbr
るとともに，開催された各セッションを受講し・HeatTmnsfbrEducation「温度制御による加工技術の信頼性向上」に関・Visu21i刀lIionofHeatTYnnsfbr

する最新の技術の動向を調査した．今回の会議
では以下のセッションに，総数330件の論文が投稿された．
・HeatnansfbrmEnagySystem

今後のＬＨＰ研究の参考となった講演を以下に示す．
・MaU1cmaticalModelingofaMiniatureLoopHeat
PipewithTWoEvaporatorsandTWoCondensen．、cnnoPhysicalProPertyJentungku,NASA:二台の蒸発器と凝縮器を有す－２９－

るMini-LHPの温度解析を，SnqDA/FLUnqT及び独自開発したＬ1匹解析サブルーチンを用い計ツール」の整備を行った．

て実施した．

行っていくとともに，パソコン，サーバー，家電

来年度以降，引続き本ツールの妥当性の検証を｡InvestigationoftheLoopHeatPipeSuJvivaland等の電子機械製品への適合性の評価も行っていく

RestaItaflerExh巳meCoIdEnvimnmentE)中osu1℃，所存である．

JentungKu,NASA：月面等の低重力，極低温（-150℃)での使用を考愈したｕ⑭の開発．
・LoopHeatPipeDesigl，ManuIhctulingand
Tbsting-AnindustrialPer5pective，WGAndelmn，

閲辞

本研究は，財団法人ＪＫＡの競輪補助金を受けて実施したものであり，ご支援いただいた関係各

AdvancedCoomgTbchnologies,Inc:周方向と軸方向に溝を有したウイックを試作しｕＰの蒸発器，凝縮器を可視化して熱輸送実験を実施．

位に深く感謝いたします．

・The、】aIPerfbm1anceofaThinFlatPlateHeat

参考文献

Pipe，Wei，QUChineseAcademyof

1）GEckertandMDmke,“AnalysisofHeatand

Sciences:7ｘｌｘｌｍｍのウイックを有する薄平板型
蒸発器を有するＬＩＰの試作･試験．

MassTtansfb｢，,ＭｃＧｍｗ－ＨｉＵｌｎｃ

・Steady-StateSegmentedTrelmo-HuidNetwmk
SimulationsofaLoopHeatPipeOpemtingwith
FourDiHbTごntWblkingFIuids，BRabiBaliga，

２）RnBcmpemandDSewitt,"FundamentaIsofHeat
andMassTinnsIbr，，,JohnWiley＆Ｓｏｎｓ

McGiIIUnveTsity:凝縮器内の二相領域を平均ク3）ＤＲｅａｙａｎｄＲＫｅｗｉ．`HeatPipeS，,，

圧力･温度の解析を行った．

4）日本ヒートパイプ協会編,実用ヒートパイ
プ,(2001),日刊工業新聞社

Butterwonll-HeinemaJm

オリティを用いてモデル化しＬＨＰ内の各部の⑤所感:ｕＰ内の気･液の状態をモデル化して圧力･温度を解析する手法の提案が多く出された．

5）藤井哲・太田博司・野津滋，冷宇宙用のみならず皿疵の適用として，航空機・電子機器への適用の可能性が示された．米国に凍,No.52-672(1980),3435-3446

6）田中清志,勝田正文他,宇宙用キヤピラリーポ

おけるＬHP研究の深さを感じたと同時に,われわれが模索しているサーバーへの適用は，非常に妥当な考えであると感じた．

ンプループ(CPL)に関する研究,日本機械学会

論文集Ｂ,1996

7）TUnaka,Ｋ,KatsutaM.,Okamoto.Ａ,Ijichi,K
andWakabayashi，Ａ､,‘TheTmalPerfblmanceof

７．おわりに

theCap、a1yPumpedDepIoyabIeRadiatof'12【h本研究により以下の成果が得られた．

①LHPは熱輸送のための動力を必要としない
ため環境箇鑪の点で優れている．その用途としてサーバー内のブレードの熱輸送に使用
すると多大な省エネ効果があることを示し

lntematicnalHeatTmnsfbrConlb歴､Ce.,GTpnoble，France,4(2002-8)A47452

8）田中清志・勝田正文,機議論Ｎｏ．71-70ｄＢ（2005),155-162

9）大串哲朗,リザーバ内蔵ループヒートパイプ

た．

②LHP内の物理現象を分析し,蒸発器に加えられた熱量に対してＬＨＰの動作温度を予測する方法と,IIP各部の圧力損失と蒸発器内ウ
ィックの毛細管力との関係からＬＩＰの最大の熱特性に関する研究日本機械学会論文集Ｂ編,２００６１０）田中清志,温度制御による加工技術信頼性能向上に関する研究,加工技術高度化に関する

熱輸送趾を予測する方法を確立した．

研究２００７③上記手法を利用して，例えばサーバー等に

１１）田中清志,温度制御による加工技術信頼性能

Ｌ皿を適用するために必要なＬＨＰの形状・材質・作動流体等を決定し，さらに’１匹の動作温度と最大熱輸送量を予測する｢ｕＰ設向上に関する研究,加工技術高度化に関する研究２００８１２）田中,第４５回伝熱シンポジウム講演論文集-３０－15）田中ら,第４６回伝熱シンポジウム講演論文集(2008),Ⅶ11,pp337-338
13） KTnnaka‘DevelopmentoftheLoopHeat（ZOO，),ＷＬｍ,pp713-7l4

Pipe(LIPY2008ASMESummerHeatTtmsfbr16)KTnnaka，MKatsuta，Yphuchi，ILSaitou，ConfbrmceJackonsonville,Fmrida,USAHmOO8‐

wlhermalPerfblmanceofdleMini-LoopHcat

S60zl7

Pipe(UIP)"2009ＡＳＭＥSummerHeatTtansIbr14） 田中清志,温度制御による加工技術信頼性能向上に関する研究,加工技術高度化に関する研究２００９－３１－

CbnfbrEnce,SanFmncisco,CalifbmiaPSA,HｍＯＯ
1-88403

Ｉ

Ｉ

１

研究報

告書

ＫＳＫ－ＧＨ２１－３

加工技術高度化に関する研究
平成２２年３月31日発行

発行所財団法人機械振興協会技術研究所（〒203-0042）東京都〕に久留米市八幡町一丁目１番12号
甑話042-475-1155（代表）
印刷所株式会社芳文社（〒194-0033）東京都NrlllTi7木曽1{IJ2320
flZ話042-792-3100