研 究 報 告第 18 号
平成 28 年 2 月

Journal of
Local Independent Administrative Agency
Iwate Industrial Research InstituteVol.18

地方独立行政法人
岩手県工業技術センター

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地方独立行政法人岩手県工業技術センター研究報告

平成 28 年 2 月 第 18 号
－
◆

目

次

－

デザイン部
１

圧縮処理木材による曲木技術を活用した岩手県沿岸地域木製品製造企業のための製品開発に関する調査研究（研究事業名：平成 26 年度

公益財団法人さんりく基金 調査研究事業）

有賀 康弘、内藤 廉二、浪崎 安治
２

基盤的・先導的技術研究開発事業）

長嶋 宏之、飯村 崇、井上 研司

15

技術シーズ形成研究事業（発展ステージ））

長嶋 宏之、飯村 崇、井上 研司

・・・・・・・・・・・・・・・・・・

19

岩手県工業技術センター内のウルシノキ生育状況調査（研究事業名：平成 26 年度
小林 正信

◆

・・・・・・・・・・・・・・・・・・

鋼製小物に関わる操作性定量評価の研究（第２報）（研究事業名：平成 26 年度

４6鋼製小物に関わる操作性定量評価の研究（第１報）（研究事業名：平成 25 年度

３・・・・・・・・・・・・・・・・・

技術シーズ形成研究事業（育成ステージ））・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 24

電子情報技術部
５

FIR-V ハイブリッドカメラを使った歩行者検知システム（研究事業名：平成 24～26 年度

経済産業省 戦略的基盤技術高度化支援事業）

長谷川 辰雄、菊池 貴、宇都宮 弘純、鎌田 智也、加藤 浩之
６

Pt/Mg x Zn 1-x O ショットキーフォトダイオード型紫外線センサ（研究事業名：平成 24～26 年度
平成 24～26 年度
遠藤 治之、高橋 強

７・・・・・ 29

文部科学省 科学研究費助成事業（基盤研究Ｃ）
JST 復興促進プログラム（マッチング促進））

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 35

画像情報とセンサデータを組み合わせたハイブリッド環境測定システム（研究事業名：平成 26 年度

共同研究）菊池 貴、野村 翼、千田 麗誉・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 39

1

◆

機能表面技術部
８

光学設計のための電磁場解析の基礎検討（研究事業名：平成 22 年度
目黒 和幸

９

基盤的・先導的技術研究開発事業）

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 45

超短パルスレーザによる光学素子作製のための微細構造形成技術の基礎実験（研究事業名：平成 23 年度

基盤的・先導的技術研究開発事業）

目黒 和幸、渡邉 涼太、大坊 真洋
10・・・・・・・・・・・・・・・・・ 49

下塗りに電着塗装を利用する VOC 低減化法
（研究事業名：平成 23 年度 公募型共同研究事業）
佐々木 麗、穴沢 靖、内舘 真澄、佐藤 博、大町 怜、浅沼 和彦

11・・・・ 53

ダイカスト製品の電着下塗りによる VOC 低減化（研究事業名：平成 24 年度 公募型共同研究事業）
佐々木 麗、穴沢 靖、内舘 真澄、亀山 勝、細川 壽博

12

超短パルスレーザを用いる Si および Ni 基合金の微細加工（研究事業名：平成 23～25 年度
平成 24 年度
目黒 和幸

13

公益財団法人天田財団 一般研究開発助成

基盤的・先導的技術研究開発事業）

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 64

セラミックスを混合した Co-Cr-Mo 合金のプラズマ粉体肉盛溶接時の硬さ（研究事業名：平成 24～25 年度

JST 復興促進プログラム（A-STEP 探索タイプ））

桑嶋 孝幸、園田 哲也、斎藤 貴
14・・・・・・・・ 59

・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 70

低圧型コールドスプレーで成膜した Ni 皮膜組織の熱処理による変化【投稿論文再掲】：一般社団法人日本溶射学会（研究事業名：平成 21～23 年度

岩手県 自動車関連新技術移転推進事業）

桑嶋 孝幸、佐竹 忠昭、園田 哲也
15・・・・・・・・・・・・・・・・・ 74

種々の方法で溶射した Co-Cr-Mo 合金溶射皮膜の組織と硬さへの影響因子【投稿論文再掲】：一般社団法人日本溶射学会（研究事業名：平成 23～24 年度

文部科学省 地域イノベーションクラスター

プログラム（重点支援枠））
桑嶋 孝幸、柳原 圭司、飯村 崇、園田 哲也、岩渕 明、千葉 晶彦
16・・・ 80

コールドスプレー法で成膜した可視光応答型光触媒皮膜の光触媒特性【投稿論文再掲】：一般社団法人日本溶射学会（研究事業名：平成 23～25 年度

農林水産省 農林水産業・食品産業科学技術研究推進事業（実用技術開発ステージ））
桑嶋 孝幸、安岡 淳一、佐藤 恵、平野 高広、河田 裕樹

2・・・・・・・ 87

◆

素形材技術部
17

座標測定機のスキャニング測定（研究事業名：平成 22 年度

産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会（共同研究））
和合 健、池 浩之
18・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 94

レーザ変位プローブ式非接触座標測定機の性能検査（研究事業名：平成 22 年度

産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会（共同研究））
和合 健、池 浩之
19・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 98

放電加工による小径針側面への多数細穴加工（研究事業名：平成 22 年度

基盤的・先導的技術研究開発事業、中東北 3 県公設試技術連携推進会議（共同研究））
和合 健、下河邉 秀行
20・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 101

小径針側面への細穴放電加工の再現性（研究事業名：平成 23 年度

基盤的・先導的技術研究開発事業、中東北 3 県公設試技術連携推進会議（共同研究））
和合 健、細川 結加
21・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 105

微細放電加工の高精度化のための加工条件（研究事業名：平成 22～24 年度

基盤的・先導的技術研究開発事業、中東北 3

県公設試技術連携推進会議（共同研究））
和合 健、浅沼 拓雄、下河邉 秀行
22・・・・・・・・・・・・・・・・・ 108

非接触式形状測定機の精度評価法（研究事業名：平成 23 年度

産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会（共同研究））
和合 健、池 浩之
23・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 112

同時 5 軸マシニングセンタの特徴と性能評価（研究事業名：平成 23 年度

基盤的・先導的技術研究開発事業）

和合 健、飯村 崇、堀田 昌宏
24・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 115

各種輪郭形状測定機の性能比較と測定誤差（研究事業名：平成 24 年度

文部科学省地域イノベーション戦略支援プログラム（次世代モビリティ開発拠点プロジェクト））和合 健、浅沼 拓雄
25・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 118

座標測定機のラム軸スタイラスオフセットに起因する長さ測定誤差（研究事業名：平成 24 年度
和合 健、池 浩之

共同研究・東北復興 CMM 事業）

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 122

3

26

ホールプレートの校正法とそれによる座標測定機の性能評価（研究事業名：平成 24 年度

産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会（共同研究））
和合 健、池 浩之
27・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 126

同時 5 軸マシニングセンタによるファン翼の複製とその加工面評価（研究事業名：平成 24 年度
和合 健、飯村 崇

28

基盤的・先導的技術研究開発事業）

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 132

座標測定機におけるクランプ力によるワークピースの変形（研究事業名：平成 25～26 年度
和合 健、浅沼 拓雄

29

共同研究・東北復興 CMM 事業）

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 138

ごく細パイプ電極を使用した細穴放電加工（研究事業名：平成 25 年度

基盤的・先導的技術研究開発事業、中東北 3 県公設試技術連携推進会議（共同研究））
和合 健、浅沼 拓雄
30・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 147

Co-Cr-Mo 合金製医療機器の加工法（研究事業名：平成 25 年度

基盤的・先導的技術研究開発事業）

飯村 崇、和合 健、長嶋 宏之、井上 研司
31

Co-Cr-Mo 合金製医療機器の切削加工法（研究事業名：平成 26 年度

技術シーズ形成研究事業（発展ステージ））

飯村 崇、長嶋 宏之、井上 研司
32・・・・・・・・・・・・・・ 152

・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 158

鋳鉄のワイヤ放電加工条件の最適化（研究事業名：平成 26 年度

JST 研究成果展開事業研究成果最適展開支援プログ

ラム A-STEP ハイリスク挑戦タイプ（復興促進型））
和合 健、浅沼 拓雄
33・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 161

減圧凝固法による Al-Mg 系砂型用合金の溶湯品質評価（研究事業名：平成 26 年度

東北経済産業局 自動車関連次世代技術基盤データ

ベース構築事業、中東北 3 県公設試技術連携推進会議（共同研究））
岩清水 康二、池 浩之、黒須 信吾
34

・・・・・・・・・・・・・・・・・ 165

高リン含有廃棄物（塗装スラッジ）からのリン酸カルシウムの合成および特性評価【投稿論文再掲】：一般社団法人日本土壌肥料学会（研究事業名：平成 22～24 年度

環境省 環境研究総合推進費補助金研究事業）

佐々木 昭仁、工藤 洋晃、河合 成直、佐藤 佳之、阿部 貴志、
菅原 龍江

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 1694

35

リン酸カルシウム肥料資材としての下水汚泥焼却灰およびアルカリ廃液
原料の組成調査と合成リン酸カルシウムの肥料特性評価および原料由来の有害元素の移行調査【投稿論文再掲】：一般社団法人日本土壌肥料学会（研究事業名：平成 22～24 年度

環境省 環境研究総合推進費補助金研究事業）

佐々木 昭仁、工藤 洋晃、佐藤 佳之、阿部 貴志、菅原 龍江、
守屋 由介、初山 祥太郎、添田 直希、河合 成直◆・・・・・・・・・・・ 177

醸造技術部
36

醤油用麹菌「南部もやし」の開発（研究事業名：平成 25 年度
平成 26 年度
畑山 誠、及川 和宏

37

基盤的・先導的技術研究開発事業
事業化支援事業）・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 186

岩手オリジナル清酒酵母の開発（研究事業名：平成 25 年度
平成 26 年度

基盤的・先導的技術研究開発事業
技術シーズ形成研究事業（発展ステージ））

中山 繁喜、米倉 裕一、佐藤 稔英
38・・・・・・・・・・・・・・・・・ 190

酒造好適米「結の香」の精米試験（研究事業名：平成 26 年度

共同研究）

佐藤 稔英、中山 繁喜、米倉 裕一

5・・・・・・・・・・・・・・・・・ 192

圧縮処理木材による曲木技術を活用した
岩手県沿岸地域木製品製造企業のための製品開発に関する調査研究*
有賀 康弘**、内藤 廉二**、浪崎 安治***
コンプウッドシステムによる圧縮処理木材を活用して、沿岸地域の小規模企業でも製造可能で、従来製法では難しいデザイン（木目の美しさを生かし、自然な趣きをもちながらも丈夫）を付与した新たな曲木製品の開発について調査研究を行い、曲木を取り入れた製品デザインを提案した。さらに、小規模な木工工房で製品の試作を行い、圧縮処理木材による曲木技術を利用する製品は、特殊な工具や大型の治具（曲げ加工用型）を必要とせず、また、曲げ加工の作業に時間的余裕をもって臨めることを確認した。
キーワード：圧縮処理木材、曲木、プロダクトデザイン

Investigation on Development of New Wood-Bending Products Madefrom Pre-compressed Woods for Wood Manufacturing Companies in
Coastal Areas of Iwate Prefecture
Yasuhiro Aruga, Yasuji Naitou and Yasuji Namizaki
We developed a new bending wood product that utilizing the compression processing
wood obtained from "Comp-Wood System". The proposed product is designed for bend
wood, and was tested in a small woodworking shop. The wood bending product due tocompressed wood requires no special tools or large jigs, and we confirmed that it can afford
to take the enough time for bending process.
key words : compression processing wood, wood-bending, product design
1 はじめに1-1 木製品製造業の課題
岩手県沿岸地域には、100 社を超える木材、木製品製造に関わる企業があると推定される 1)。そのうち製材、集成材、合板、木材チップ等を除く家具、建具等の木製品製造業の多くは小規模な事業所が多い。木製品については、新分野市場の開拓、新たな顧客創出のため地域資源を生かした製品開発、技術開発を行うとともに、他産地との差別化やデザイン力、商品力向上が必要とされている。しかし、人材・設備等十分でないことも多く、新技術の導入や新製品開発に自力だけで取り組むには難し
い状況にある。
1-2 取り組み内容
自由な曲面を成形する木材の曲げ加工は、家具、建具等の製造に従来から一般的に用いられる平面的な指物(さしもの)技術に対して、木製品デザインの自由度を大きく向上させることが可能である。また、切削や接着等を駆使した曲線加工に対し、目切れがなく木目の美しさを生かすことができる、自然な趣きを持つ、丈夫である、などの特性を持ち、シンプルな構造ながらも新規性の高* 平成 26 年度** デザイン部

公益財団法人さんりく基金 調査研究事業*** コーディネーター

6

いデザインの家具や木製品を製造することができる。
本事業では、岩手県工業技術センターが持つ曲木技術を活用し、沿岸地域の小規模企業でも製造可能で、従来製法では難しいデザインを付与した新たな木製品の開発について調査研究を行い、沿岸地域の木製品製造業者の新分野市場への参入促進を図ろうとするものである。
1-3 岩手県工業技術センターの強みと技術シーズ
本事業で活用するシーズは、コンプウッドシステム
処理技術及び同処理材の加工技術である（図１）。従来の曲木加工は蒸煮法によるものが一般的であるが、これは材温の高いうちに曲げ加工を完了する必要があることから、木製品製造業者自身が蒸煮設備を保有しなければならず、小規模事業者が新たにこの技術を導入することが難しかった。これに対しコンプウッドシステム（デンマーク製装置による圧縮前処理法）2)は、木材を木繊維方向に圧縮することで常温での曲木加工を可能にするもので、かつ圧縮処理後も長期間にわたり処理材を保管できることから、木製品製造業者が圧縮処理装置を保有する必要がない。当センターではこの新しい木材の曲げ加工技術として注目されているコンプウッドシステムの有岩手県工業技術センター研究報告

効性について研究を行い、活用のためのデータを蓄積してきた。なお、国内でこの技術を公開しているのは、当センターだけである。

第 18 号（2016）① 「スツール」（家具への曲木提案）
脚、座など見えがかり部はすべて曲木部品としたもの（図２、３）。曲木の利用で軽量化が期待できる。曲木の多用は家具の軽量化に効果的であるが、曲がった部材の接合には強度不足にならないよう注意が必要である。直材で構成される家具以上に構成する部材の取り付けや接合部分が適切に組み合わさ
れ視覚的にも安定して見えるように、また部品の組立と仕上げを効率的、合理的に行うための“納まり”や、加工誤差などを吸収するためにあらかじめ遊びを見込んでおく“逃げ”の工夫が設計に求められる。

図 1 コンプウッドシステム概要

2 実施方法2-1 コンプウッドシステムの特徴を生かした製品デザイン(1) コンプウッド処理した曲木用木材は、従来の蒸煮法による曲木加工に比較し、常温での曲げ加工ができるため曲げ作業時間が長くとれる、曲げ半径を小さくできる等の特徴がある。そのような特徴を生かした曲木加工を取り入れた製品として、小規模な木工メーカーで生産可能な家具や装身具などの製品デザインを行った。デザインを３次元ＣＡＤ等で確認した後、実材により立体スケッチともいえる試作を行い、加工工程、品質、性能等を確認、考察した。
(2) デザイン開発に、より幅広い視点、多彩なアイデ
アを取り入れるため、コンプウッドシステムを活用する曲木応用製品のデザイン制作を岩手県立産業技術短期大学校産業デザイン科の実習課題とすることを提案し、同科指導員の協力を得て実施した。提案
製品は、生活空間で使用されるものとした。
2-2 小規模企業での曲木製品試作
県内の木製品メーカーのうち、小規模で沿岸市町村にあること、木材加工の高い技術を持っていることから
注文家具等のオリジナルな木製品を製作販売している阿部工房（岩手県岩泉町）に曲木を取り入れた製品の試作を委託した。試作に際して、阿部工房の生産設備、能力と製作ノウハウを考慮しながら製品案の具体的なデザイ
ンと設計の打合せを行い、仕様をまとめた。

図 2 「スツール」デザイン

3 結果及び考察
3-1 コンプウッドシステムの特徴を生かした製品デザイン(1) コンプウッド処理した木材の特徴を生かし、小規
模な木製品メーカーで生産可能な製品のデザイン開発と設計を行った。いずれも岩手県内でこれまでに曲木を取り入れた製品としては無かったものである。

7

図 3 スツール（実材、樹種タモ）

脚部と肘掛けは接着接合としている（図４）が、他の接合方法や複合的な方法、例えば、緊結金具、専用の圧縮処理木材による曲木技術を活用した岩手県沿岸地域木製品製造企業のための製品開発に関する調査研究

接合金具等の併用などを検討する余地がある。座板は、大入れ接ぎによってヌキと接合される。一方で、脚の断面が細いことと、左右の脚と座面を 1 カ所のヌキだけで支えているため、全体の強度に不安がある（図５）。
曲木に用いる材料の木取りは、杢理に注意し目切れを避ける。木材の乾燥後の収縮を見込む。部品の定規は、曲木加工後の仕上げをスムーズに行うために必要であり、部品の基準線や接合部の位置寸法を写しておく（図６）。
曲げ加工には曲げのための機器は使用していない。
曲げ用治具に沿って曲げるためにＦ型クランプを使用した。実際の生産では、手早く締め付け固定ができるクサ
ビなどの締具を曲げ形状に応じて用意する（図７）。曲げ加工した部品（図８）の接合部や仕上げを正確で安全に加工するために治具が重要である。曲木では、仕上げ
面が曲面となることが多いので、切削加工用の治具の製作は不可欠となる（図９）。

図 7 加工工程 治具を用いた曲木加工

図 8 加工工程 曲げ加工と乾燥を終えた部品

図 4 試作 肘掛け部分

図 9 加工工程 座板の溝加工用治具② 「ブレスレット」（装身具への曲木提案）
腕を飾るものとしてデザインし時計機能を付加した（図 10、11）。図 12,13 に示したように製作方法は単純で、岩手県が誇る多彩な広葉樹の美しさを手軽に楽しむことができる。装身具は自由でオリジナルなデザインに価値を見いだすものも多いので、形状や仕上げに制限を設けること無く県産漆や異種材と組み合わせるなど様々な発展性がある。
時計機能を付加する場合には、取り付けるムーブメ
ントを用意できるかが問題となる。少量生産に対応する
ムーブメントの入手は難しい。今回は、市販されている
小型置き時計用ムーブメント（セイコークロック株式会
社、商品名コレット）を組み込んだ。

図 5 試作 脚部と座面部分

図 6 加工工程 曲木材料の木取りと加工用定規8岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）

図 13 加工工程③ 「フェンダー（自転車用泥よけ）」（スポーツ用品への曲木提案）
自転車は、生活、通勤の交通手段としてはもちろん、観光や趣味など利用される場面へ大きな広がりを見せている。それにともなって、自転車に必要なアイテムもさまざまなバリエーションとファッション性が求められている。木製のフェンダーは、このような近年の自転車の楽しみ方の多様化に対応するものである（図 14）。材料の厚さを薄くできるため曲げ加工が容易である（図 15、16、17）。タイヤサイズに応じた曲げ用治具（型）が必要となるが、ブレスレットと同様に単純な治具は自作製作できる（図 17）。
フェンダーを自転車に取り付ける専用金具が別に必要となる。曲げ加工する際には、治具（曲木用型）
が作業中に動くことが無いようにしっかりと固定する（図 18）。木材の乾燥ムラを防ぐため、乾燥用治具(図 19)に取り付けたまま乾燥機にて乾燥を行う。

図 10 「ブレスレット」デザイン

図 11 「ブレスレット」（実材、樹種セン・カエデ）

図 12 加工工程 曲木加工

図 14 「フェンダー」デザイン

9

圧縮処理木材による曲木技術を活用した岩手県
圧縮処理木材による曲木技術を活用した 岩手県沿岸地域木製品製造企業のための製品開発に関する調査研究
沿岸地域木製品製造企業のための製品開発に関する調査研究

図 15 「フェンダー」デザイン
図 19 乾燥用
乾燥用治具④ 「風鈴スタンド」（インテリアオーナメントへの曲
木提案）
住環境に合わせて風鈴を楽しむためのもの。風鈴と音を室内で楽しむためのスタンドとしてと音を室内で楽しむためのスタンドとして、曲木を曲木を生かした自由なスタイルがデザインできる
生かした自由なスタイルがデザインできる（図 20、、21）
21 。細い部材は曲げ半径を小さくできるため複雑な細い部材は曲げ半径を小さくできるため複雑な曲げ加工も可能である（図
曲げ加工も可能である（図 22）。

図 166 「フェンダー
フェンダー」（実材、樹種クリ）（実材、樹種

図 20 「風鈴スタンド」デザイン

図 17 曲木加工

図 18 加工治具（曲げ用型）

図 21 「風鈴スタンド「風鈴スタンド」（実材、樹種ニレ）

10岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

図 24 傘立て（図 25）の提案の提案② 落ち着く空間 Wood wrap（図自分だけの空間が欲しい。狭いところでくつろぎたい。と思っている人に向けい。と思っている人に向けて、木の温もり、球体の木の温もり、球体の安心感、閉所の落ち着きを兼ね備えたもの
安心感、閉所の落ち着きを兼ね備えたもの。包まれる安心感。優しさ。を感じられる空間
る安心感。優しさ。を感じられる空間を提案
を提案。

図 22 曲木加工

岩手県立産業技術短期大学校産業デザイン科
産業デザイン科プロプロ(2) 岩手県立産業技術短期大学校
ダクトデザインコース２年
ダクトデザインコース２年生の実習課題として
実習課題として、、学生が５件の製品デザインの提案に取り組んだ。
件の製品デザインの提案に取り組んだ。実習
件の製品デザインの提案に取り組んだ。実習に先立って、学生に対し、コンプウッドシステムを理解するために必要な木材と加工の基礎知識、曲木加工技術の基礎とコンプウッドシステムについて座学研修を行った
学研修を行った（図 233）
。提案された
提案されたこれらの製品
これらの製品
デザインは、
デザインは、三次元モデリングと三次元モデリングとＣＧ（
ＣＧ（コンピューコンピュー
タグラフィックス）
タグラフィックス）によるものでによるもので、、設計及び試作ま設計及び試作までは行って行っていないが、曲木の可能性を示す斬新なア
いないが、曲木の可能性を示す斬新なア
イデアが示された。

図 25 Wood wrap

chair （図 26）の提案の提案③ 「wave chair」
ゆったりとした気持ちで作業がしたい
ゆったりとした気持ちで作業がしたい、くつろぎたい。リクライニングチェア
たい リクライニングチェア
リクライニングチェアは、大きくて場所をと、大きくて場所をとる、重々しいなどの問題点がある。
る、重々しいなどの問題点がある。そのため、そのため、軽量化、強度を考え、曲木を使った見た目の軽さを意識化、強度を考え 曲木を使った見た目の軽さを意識した椅子を提案。
した椅子を提案。
ターゲット「寝転んだような姿勢が楽と感じる人」
コンセプト「軽さ×爽やか」

図 23 学生を対象とした研修学生を対象とした研修

曲木技法を活用した傘立て（図 24））の提案① 曲木技法を活用した傘立て
ターゲット「一軒家に住む人」
コンセプト「一本だけの曲線」曲木の強度を生かす
コンセプト「一本だけの曲線」曲木の強度を生かす
キーワード「スリム、高低差」省スペース

図 26 wave chair11圧縮処理木材による曲木技術を活用した岩手県
圧縮処理木材による曲木技術を活用した 岩手県沿岸地域木製品製造企業のための製品開発に関する調査研究
沿岸地域木製品製造企業のための製品開発に関する調査研究④ 幼児の為のバランス感覚を養う遊具の提案
幼児用木製ランニングバイク
幼児用木製ランニングバイク（図 27））
・バランス感覚を養うことができる・バランス感覚を養うことができる。
。
・木製のため・木製のため、軽くて丈夫である
軽くて丈夫である。
・木のぬくもりに触れ
木のぬくもりに触れてて豊かな感性を育む。
を育む。

図 29 阿部工房全景（岩手県岩泉町）(2) 試作製品
阿部工房が試作したいずれの
阿部工房が試作したいずれの製品も、品も、シンプルな曲木の形状とと、丁寧な曲面の仕上げ、丁寧な曲面の仕上げによってによって広葉樹
広葉樹の素材感を際立たせて素材感を際立たせて魅力を十分に発揮するもの
魅力を十分に発揮するものと魅力を十分に発揮するものなった。加えて、。加えて、木肌の質感を損なわないオイル
木肌の質感を損なわないオイル
フィニッシュにより、やさしい曲木のイメージがよく伝わる完成度の高い試作品となった。
く伝わる完成度の高い試作品となった。塗装には岩手県特産の漆を使
産の漆を使うことも提案できる
うことも提案できる。
。曲木のＬＥ
Ｄ照明器具のようにこれまで県内では見られなかった木製品を提案することができた。試作品を以下に示す。
① 「コート掛け」（図 30、31
31）
３本の曲木の脚部品を鉄製の３本の曲木
鉄製のオリジナル金具で組オリジナル金具で組み立てたものもの。この金具には、ハンガーや傘などを。この金具には、ハンガーや傘などを掛けられるほか、曲木部品の狂いを矯正することに役立つ。曲木用の治具（型）は１種類のみであるが、曲木用の治具（型）は１種類のみであるが、曲げ加工した材料の乾燥を効率的に行うために乾燥加工した材料の乾燥を効率的に行うために乾燥用治具を複数用意すれば、生産性が向上する。
用治具を複数用意 れば、生産性が向上する。

図 27 幼児用木製ランニングバイク⑤ コンパクトなドレッサー
コンパクトなドレッサー（図 28）の提案の提案
コンパクトでコンパクトでありながらも特別な空間を感じられありながらも特別な空間を感じられるシンプルなドレッサー
シンプルなドレッサー
シンプルなドレッサー。化粧はマナーの他に特別マナーの他に特別な物と感じている人も多い。そこで、本来の使用目な物と感じている人も多い。そこで、本来の使用目的を確認し、選択することで的を確認し、選択することで圧迫感の無い
圧迫感の無いより生活
より生活しやすい空間を作り出せるのではないか。
ターゲット「働く女性」気持ちを切り替える空間
コンセプト「コンセプト「compact××simple」化粧のための空間」化粧のための空間

図 28 ドレッサー

3-2 小規模企業での曲木製品試作(1) 製品デザイン
はじめに
はじめに阿部工房（図（図 29）が自ら自ら曲木加工に取り
曲木加工に取り組んでみたいとする製品案を示し、それらを基に今後も商品化につなげられる製品デザインをスケッチ
商品化につなげられる製品デザインをスケッチ等により相談しながら具体化した。製品デザインは等により相談しながら具体化した。製品デザインは次のことを考慮した。
・商品化を見据えたもの
・阿部工房が得意な照明機能の組み込み
・木材以外の素材との組み合わせ。
・オリジナル金物の加工製作
・木の質感を損なわない塗装仕上げ
・県産広葉樹の魅力を発信できること
試作は、阿部工房でのは、阿部工房でのは、阿部工房での商品化を念頭に置いた家具を念頭に置いた家具（テーブル、コート（テーブル、コート掛け）
掛け）、照明器具等の案から、コート掛けと照明器具（２種）のコート掛けと照明器具（２種）の計計３点を委託した。
を委託した。

12

図 30 「コート掛け」デザイン

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

図 34 照明器具（スタンド、（スタンド、点灯状況
状況）

図 31 コート掛け（樹種ニレ
コート掛け（樹種ニレ）② 「照明器具（スタンド）」（図 32、33
33、34）
曲木の厚みを２分割した
曲木の厚みを２分割した部品にＬＥＤモジュール
部品にＬＥＤモジュールと電気コードを組み込むための加工を施した後、接着接合して本体を整形した。
着接合して本体を整形した。木目が目切れしないよ
木目が目切れしないよ
うに木取りした曲木では接着層がほとんど目立たず、一体の曲木のように見せることができたの曲木のように見せることができた。照明用の曲木のように見せることができた 照明用Ｌ
ＥＤモジュール
ＥＤモジュールは市販品を利用した。
は市販品を利用した。

③ 「照明器具（ペンダントライト）」（図 35、36）
天井からワイヤーでワイヤーで吊す照明器具。
吊す照明器具。前述の前述の照明器照明器
具（スタンドスタンド）と同様に２分割した曲木部品をと同様に２分割した曲木部品を接着と同様に２分割した曲木部品を接合して本体を一体化した後に接合して本体を一体化した後に整形した。
整形した。照明用Ｌ
ＥＤモジュールは市販品を利用した。
ＥＤモジュールは市販品を利用した。

図 35 「照明器具（ペンダントライト）」デザイン

図 322 「照明器具（スタンド）」デザイン

図 33 照明器具（スタンド、樹種タモ）

図 36 照明器具（ペンダントライト、
照明器具（ペンダントライト、下は点灯状況
下は点灯状況）13

圧縮処理木材による曲木技術を活用した岩手県沿岸地域木製品製造企業のための製品開発に関する調査研究

広葉樹は北東北岩手を感じさせる素材である。シン
プルな曲線を無垢材で作り出す曲木製品は、思わず手を触れたくなるような魅力があり、広葉樹の良さを表現するにはふさわしい製品である。小規模な生産形態ではあっても、熟練した伝統的な技能や岩手県工業技術センターの技術シーズを活用しながら、良質の地域
資源を活かして、長く愛される木製品を岩手のものづ
くりから提案していきたい。今後も沿岸地域の小規模
木製品メーカーでの曲木を活用した商品開発支援、及びコンプウッドシステムと曲木利用のための基礎デー
タの収集を継続する予定である。

4 まとめ
小規模木工メーカーにおいては、活発に商品開発に取り組むための人材や設備にも限りがある。この状況を解決するため、地域の公設試験研究機関である岩手
県工業技術センターを活用することで、 最小限のコストで新技術の導入や新たなデザインが可能となる。本事業では、アイデア段階のものも含めコンプウッドシ
ステムの特徴を生かした多くの木製品のデザイン提案と製作事例を示すことができた。阿部工房に委託した試作では、曲木のＬＥＤ照明などこれまで県内では見られなかった木製品を提案することができた。阿部工房での試作 3 点は意匠出願した（「天井つり下げ灯」出
願番号 2015-8459、「電気スタンド」出願番号 20158460、「衣類掛け」出願番号 2015-8461）。試作品はいつでも見て触れることができるよう当センターに展示している。コンプウッドシステムを活用することで新しい曲木加工技術に容易に取り組めるので、他ではまねのできない新しい木製品の提案の活発化など県内木製品製造業の活性化が期待される。

文献1) 岩手県の工業（確報）：産業細分類別統計表、品目別統計表（2011）2) compwood Machines Ltd．
：ソリッドウッドベンディ
ング

14

鋼製小物に関わる操作性定量評価の研究（第１報）*
長嶋 宏之**、飯村 崇***、井上 研司****ピンセットなどの鋼製小物について、意匠により作業効率に差が出るのかを調査するべく、操作性評価実験を行いデータの収集と定量化を試みるため、想定する作業工程の実験の有効性について検討した。その結果、実験の有効性の確認と課題を抽出することができた。
キーワード：鋼製小物、操作性、定量化

Quantifying Handleability of Metallic Instruments (Part 1)
Hiroyuki Nagashima, Takashi Iimura and Kenji Inoue
This work investigated how the shape of medical instruments (e.g., forceps) affects theirperformance. For the same, we conducted experimental surgical procedures and collected
and quantified work-efficiency data. Furthermore, we analyzed the outcomes of theexperimental procedures and the associated problems.
key words : metallic instruments, handleability, quantification
定し、意匠の異なる２種のピンセットについて一度ずつ行ってもらった（図１、表１、表２）。
2-3 被験者
実験は、岩手県工業技術センターの職員から、女性７名、男性３名を無作為に選別した計 10 名で行った（表３）。
2-4 使用ピンセット
実験に使用するピンセットは、ピンセット A（ヘキサゴン鑷子 AHT130-011B、全長 130mm、グリップ部六角形、SUS420 製）とピンセット B（既製品、全長 130mm、SUS304 製）の２種類である（図２）。
2-5 治具製品に見立てた「治具」は、３次元モデリングソフト
ウェア「Alias Design」にて設計、光造形装置 NRM-6000
にて造形を行い、設定位置にコネクタを接着した
（図３）
。

1 緒
言
岩手県工業技術センターでは平成 20 年度から、文部科
学省の都市エリア事業や地域イノベーションクラスター
プログラムなどを通じて、医療機器開発事業を実施してきた。その中で開発したいくつかの鋼製小物は開発依頼者（医師など）からの主観的評価は非常に高かったものの、客観的な評価データは得られなかった。
そこで、鋼製ピンセットを使用した作業工程を再現した操作性評価実験を実施することで、鋼製小物の操作に関わる客観的データの入手とその定量化を試みることとした。本稿では実験工程の課題確認を目的とした実験結果について報告する。
2 方法
2-1 実験の目的
操作性評価実験の実施のため小規模な実験を行い、有効な定量データの入手が可能かを検討するものである。
なお、使用するピンセットは本来医療用ではあるが、実験環境では生体組織の準備が困難であった。そこで、外科手術と同様にピンセットを主な道具として使用する
工場内での組立工程に、作業内容を置き換えて実験を実施することとした。
2-2 実験の概要
作業内容（タスク）は、精密機器にて使用されるフレ
キシブルフラットケーブル(以下、FFC)を製品に見立てた
治具上のコネクタ２箇所に接続するものである。この作
業を同じピンセットで５回繰り返すことを１タスクと設

図 1 実験の様子*
平成 25 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業**
企画支援部（現 デザイン部）*** ものづくり基盤技術第 2 部（現 素形材技術部）**** 株式会社東光舎

15岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）

2-6 データの収集法
実験では作業時間の測定と、被験者の官能評価による
印象評価調査を行った。
作業時間は治具１個あたりの製作時間と５個分の合計
製作時間を計測した。
印象評価調査は、「形状」、「持ちやすさ」、「大きさ・長さ」、「太さ・細さ」、「重さ・重心バランス」
、
「滑りにく
さ」
、
「つまみやすさ」、「バネの堅さ」、「溝、穴の位置」、「使いやすかったか」の 10 項目を「大変良い・良い・どちらでもない・悪い・大変悪い」の５段階で評価し、その他として感想や意見を自由回答する形式とした（図４）。
図 2 使用したピンセット２種

3 結果
3-1 作業時間（表４）ピンセット A を使用した場合、1 個あたりの作業時間は最遅値が１分 35 秒（被験者８）、最速値は 26 秒（被験者５）
、平均値は 50 秒。5 個あたりの作業時間は最遅値
が５分48 秒
（被験者８）、
最速値は2 分52 秒（被験者５）、
平均値は４分 11 秒であった。対して、ピンセット B を使

（上：ピンセット A ／ 下：ピンセット B）

表 1 タスクの内容
１） 与えられた治具に対し下記２）—７）の作業を、与えられたピンセッ
トを使って行う
２） 正面の垂直コネクタにケーブルの端を挿し、ロックする
３） 治具表面の溝に沿ってケーブルを這わす
４） ２）の途中でケーブルを 90º方向転換する
５） 続けて、治具表面の溝に沿ってケーブルを這わす
６） 上面のコネクタにケーブルの端を挿し、ロックする
７） ケーブルの途中を粘着テープで固定する
８） ２）—７）の作業を５個の治具に対して行う

図 3 治具

表 2 実験条件
１） 被験者は椅子に座り、テーブル上にて作業する
２） １タスクにつき５個の「治具」を組み立ててもらう
３） はじめに実験者が作業手順をひと通り説明する
４） 実験に使用しないピンセットで１回以上練習する
５） ２種類のピンセットについてそれぞれタスクを１回行う
６） どちらのピンセットから始めるかは、実験順によって変更する

表 3 被験者内訳
被験者

使用ピンセット

性別

年代

１回目

２回目

1

女性

30

B

A

2

女性

30

A

B

3

女性

40

B

A

4

女性

30

A

B

5

男性

30

B

A

6

女性

20

A

B

7

男性

40

B

A

8

女性

40

A

B

9

女性

20

B

A

10

男性

30

A

B

図 4 印象評価調査票

16

鋼製小物に関わる操作性定量評価の研究（第 1 報）
表4
被験者

性別

年代

1

女性

30

2
3
4
5
6
7
8
9
10

表5

女性

タスク
回数

30

女性

40

女性

30

男性

30

女性

20

男性

40

女性

40

女性

20

男性

30

作業時間結果（m:s）

ピンセット

１個目

２個目

３個目

４個目

５個目

合計時間

１個あたりの平均作業時間標準偏差1

B

00:39.

00:40.

00:46.

00:40.

00:35.

03:19.

00:40.

00:04.

2

A

00:42.

00:35.

00:45.

00:34.

00:32.

03:08.

00:38.

00:05.

1

A

01:26.

01:06.

00:51.

01:01.

00:43.

05:08.

01:02.

00:15.

2

B

00:54.

00:45.

00:49.

00:39.

00:50.

03:57.

00:47.

00:05.

1

B

01:06.

00:57.

00:48.

00:40.

00:43.

04:14.

00:51.

00:10.

2

A

00:41.

00:44.

00:36.

00:37.

00:39.

03:17.

00:39.

00:03.

1

A

01:08.

01:08.

01:06.

01:05.

00:56.

05:22.

01:04.

00:04.

2

B

00:46.

00:49.

00:35.

00:39.

00:34.

03:22.

00:40.

00:06.

1

B

00:47.

00:34.

00:47.

00:40.

00:40.

03:28.

00:42.

00:05.

2

A

00:36.

00:28.

00:26.

00:47.

00:35.

02:52.

00:34.

00:08.

1

A

00:48.

00:56.

00:48.

00:53.

00:35.

04:00.

00:48.

00:07.

2

B

00:47.

00:32.

00:34.

00:41.

00:33.

03:07.

00:37.

00:07.

1

B

00:32.

00:46.

00:40.

00:43.

00:44.

03:25.

00:41.

00:06.

2

A

01:11.

00:38.

00:33.

00:31.

00:46.

03:40.

00:44.

00:16.

1

A

01:35.

01:19.

01:17.

00:53.

00:44.

05:48.

01:10.

00:21.

2

B

01:13.

00:49.

00:48.

00:47.

00:44.

04:20.

00:52.

00:12.

1

B

01:12.

01:17.

01:04.

00:50.

00:47.

05:10.

01:02.

00:13.

2

A

01:14.

01:04.

00:53.

01:01.

01:11.

05:23.

01:05.

00:08.

1

A

00:53.

00:36.

00:44.

00:30.

00:32.

03:15.

00:39.

00:09.

2

B

00:41.

00:31.

00:44.

00:37.

00:52.

03:26.

00:41.

00:08.

印象評価結果（５＝「大変良い、４＝「良い」、３＝「どちらでもない」、２＝「悪い」、１＝「大変悪い」）

5

男性

30

6

女性

20

7

男性

40

8

女性

40

9

女性

20

10

男性

30

表6

平均点

30

溝、穴 の位置女性

バネ の堅さ4

つま みや すさ40

滑 りにくさ女性

重さ ・重心3

太さ ・細さ30

大 きさ ・長さ

女性

持ちや すさ

2

形状

年代

30

ピ ンセ ット

性別

女性

タ スク回数

被験者

1

1
2
1
2
1
2
1
2
1
2
1
2
1
2
1
2
1
2
1
2

B
A
A
B
B
A
A
B
B
A
A
B
B
A
A
B
B
A
A
B

5
4
4
4
4
4
5
4
3
4
4
5
4
4
4
3
4
4
2
2

5
5
4
4
5
4
4
5
2
4
5
5
4
3
4
3
4
4
4
2

5
5
4
4
4
4
5
5
4
4
5
5
4
4
3
3
4
4
4
3

4
5
3
4
4
5
3
5
3
4
5
5
4
3
3
3
3
2
2
4

3
5
4
3
3
4
4
5
4
3
5
3
4
3
3
3
3
3
3
2

3
5
4
4
4
4
4
5
3
2
5
4
4
4
4
3
3
4
4
3

4
4
3
4
4
5
5
5
3
4
5
4
3
3
4
4
3
2
3
4

3
5
3
3
3
4
5
5
4
4
4
3
3
3
4
4
3
3
3
2

4
5
4
4
4
4
5
5
3
4
5
4
4
3
4
3
4
3
3
2

4.0
4.8
3.7
3.8
3.9
4.2
4.4
4.9
3.2
3.7
4.8
4.2
3.8
3.3
3.7
3.2
3.4
3.2
3.1
2.7

作業時間の平均値比較（m:s）

表7

印象評価の平均値比較

持ちや すさ大 きさ ・長さ

太さ ・細さ重さ ・重心滑 りにくさつま みや すさバネ の堅さ溝、穴 の位置平均点

2 回目

ピ ンセ ット

形状

1 回目

A

00:50

00:57

00:44

04:11

A

3.9

4.1

4.2

3.5

3.7

4.0

3.8

3.8

4.0

3.9

B

00:45

00:47

00:44

03:47

B

3.8

3.9

4.1

3.9

3.3

3.6

3.8

3.3

3.7

3.7

ピ ンセ ット

全平均

1 個あたりの平均時間
５個の
平均時間

17

岩手県工業技術センター研究報告

用した場合、1 個あたりの作業時間は最遅値が１分 17 秒
（被験者９）、最速値は 31 秒（被験者 10）、平均値は 45秒。5 個あたりの作業時間は最遅値が５分 10 秒（被験者９）、最速値は３分７秒（被験者６）、平均値は３分 47秒であった。
3-2 印象評価（表５）
前述の 10 項目について、「大変良い」＝５、「良い」＝４、「どちらでもない」＝３、「悪い」＝２、「大変悪い」＝１として設定。各項目の回答を数値化した。ピンセッ
ト A の印象評価については、最低値が 3.5（項目４：太さ・細さ）、最高値が 4.2（項目３：大きさ・長さ）、平均
値が 3.9 であった。対して、ピンセット B の印象評価については、最低値が 3.3（項目５：重さ・重心バランス、
項目８：バネの堅さ）、最高値が 4.1（項目３：大きさ・
長さ）、平均値が 3.7 であった。

第 18 号（2016）

名が評価 9 項目の平均点でピンセット A をより高く評価していた。ピンセット別の評価点平均値を表７に示が、合計点の平均値も A が 0.2 ポイント高い。また、各評価
項目の平均値でもAが７項目でBの点数を上回っている。
各項目で大きな差がついたのは、A は「バネの堅さ」で0.5 ポイント上回っており、B は「太さ・細さ」で 0.4 ポ
イント上回っている。
以上から、印象評価比較ではAが高評価とはなったが、最大でも 0.5 ポイントの差であるため大きな差はないとも言える。
4-3 まとめ
今回の実験により判明した項目は以下のとおりである。
• 作業時間については、「慣れ」の影響が非常に顕著に認められた。
• 今回のデータを総合的に見ると、作業時間ではピン
セット B が短く、印象評価ではピンセット A の評
価が高いと判断された。すなわち、作業時間（＝作業効率）と印象評価（＝使い心地）で、結果が相反する結果となった。
また、今回の実験を通じて、新たに明らかになった課
題は以下のとおりである。
• 実験前にいかに作業に慣れてもらうか• 「慣れ」の影響をどのように抑えるか• いかに効率よく多くのデータを収集するか

4 考
察
4-1 作業時間考察に際し、作業時間による被験者の比較は、被験者の能力差の比較になるため考慮しないこととした。
また、
性別差、年代差についてはサンプル数が偏っているので比較できないと判断した。よって、一被験者の全体的な作業時間と、その成績における値のばらつきを評価する事が必要と考えた。
表４から、作業時間の 10 名中 6 名がピンセット B の
作業時間の平均値が小さく、B の作業時間が短い傾向にある。これは B がオーソドックスな意匠を持っており、実際の使用前にピンセットの持ち方や操作方法についてイメージしやすかったことがあったのではないかと推察する。このことは、２回目のタスクの１個あたりの作業
時間の平均は A、B とも大きな差がないことからも考えられる。
また、ピンセット別の作業時間の平均値を表６に示すが、１回目よりも２回目のタスクのほうが、作業時間が短い。
これは作業を習熟していない状態で実験を開始し、タスクが進むほどに「慣れ」て、時間が短くなったのではと考える。
4-2 印象評価
表５から、被験者のピンセット別評価では 10 人中６

５ 結言
今回の実験では、鋼製小物を使用した作業工程の定量化データ収集について、いくつかの課題を確認することができた。次の目標は、これら課題の解決法を見出し、より多くの被験者から精度の良いデータを得ることにある。本実験を実施するために実験内容の再検討が必要と考える。
謝辞本研究を進めるにあたり、被験者の皆様、関連各位には大変お世話になりました。この場をお借りしてお礼申し上げます。

18

鋼製小物に関わる操作性定量評価の研究（第２報）
製小物に関わる操作性定量評価の研究（第２報） *長嶋 宏之**、飯村 崇***、井上 研司****ピンセットなどの鋼製小物について、意匠により作業効率に差が出るのかを調査するべく、操作性評価実験を行いデータの収集と定量化を試みた。本研究ではするべく、操作性評価実験を行いデータの収集と定量化を試み
本研究では意匠
意匠の異なる 2 種類のピンセットを用いて、種類のピンセットを用いて、想定する作業工程の実験を設定し、そ想定する作業工程の実験を設定し、そ想定する作業工程の実験を設定し、その有の有効性を検討した。その結果、操作性における効性を検討した。その結果、操作性における各ピンセット
各ピンセットの違いを把握
各ピンセットを把握することがすることができた。
キーワード：鋼製小物、操作性、定量化
キーワード：鋼製小物、操作性、定量化

Quantifying Handleability of Metallic Instruments (Part 2)
Hiroyuki Nagashima, Takashi Iimura and Kenji Inoue
This work investigated how the shape of medical instruments (e.g., forceps) affects theirperformance. For the same, we conducted experimental surgical procedures and collected
and quantified the associated work-efficiency
work efficiency data. Furthermore, we analyzed the outcomesof the experimental procedures and the associated problems. The results indicate thatdifferences
rences exist between the various forceps shapes.
key words : metallic instruments, handleability, quantification
1 緒言
岩手県工業技術センターでは平成 20 年度から、文部文部科学省の都市エリア事業
都市エリア事業やや地域イノベーションクラスタ
地域イノベーションクラスタ
ープログラムなどのープログラムなどの外部資金を活用し外部資金を活用し、、医療機器開発事
医療機器開発事業を実施してきた。その業を実施してきた。その事業事業で開発したで開発した、はさみ、ピン、はさみ、ピンセット、鉗子など、外科的処置や手術に使用する金属製
医療機器（以下、医療機器（以下、鋼製小物
鋼製小物）のいくつかは、医師などののいくつかは、医師などの開発依頼者による主観的評価は非常に高かったものの、操作性に関する
操作性に関する客観的な評価データは客観的な評価データは得られなかった。
得られなかった。
そこで、鋼製ピンセットを使
そこで、鋼製ピンセットを使用した作業工程を再現し用した作業工程を再現した操作性評価実験を実施た操作性評価実験を実施し、鋼製小物の操作に関わる客
し、鋼製小物の操作に関わる客
観的データの入手とその定量化を
観的データの入手とその定量化を試みているている 1)。
本稿では第２報として第２報として、、本実験について
本実験についての報告を行う。
報告を行う。
2 方
法
2-1 実験の目的
目的
実験の目的は実験の目的は評価のための有効な定量データが入手
評価のための有効な定量データが入手可能かを検討するものである。
可能かを検討するものである。そこで、被験者がそこで、被験者がピンセピンセ
ットを使用したを使用した軽作業を行
軽作業を行う操作性評価実験を実施
う操作性評価実験を実施する
する
（図１）
。
2-2 予備実験
予備実験での課題
予備実験おける課題は以下のとおりであった。
実験前に
実験前に、いかに作業をいかに作業を覚えてもらうかもらうか
実験中
実験中の「習熟」の影響をどのように抑えるか」の影響をどのように抑えるか
実験のの時間を抑え、多くデータを収集できる
時間を抑え、多くデータを収集できるか
時間を抑え、多くデータを収集できるか

そこで、下記に示す
そこで 下記に示す実験内容の
実験内容の変更を行った
変更を行った。
５回から
回から 25 回へ、被験者
被験者１人あたりの人あたりの作業回数
作業回数の大幅な増加な増加
実験１回目、２回目、それぞれ日を改めての実施
実験１回目のピンセットが実験１回目のピンセットが「A’」からの被験者、」からの被験者、「B」からの被験者」からの被験者の人数が同数になるように調の人数が同数になるように調整
2-3
3 実験の概要
作業内容は、精密機器にて使用されるフレキシブルフ
作業内容
精密機器にて使用されるフレキシブルフ
ラットケーブル(
ラットケーブル(以下、FFC)をを、製品に見立てた治具上のコネクタ２箇所にピンセットを使ってコネクタ２箇所にピンセットを使って接続する
接続するものと設
と設
定する。
定する。
この作業を 25 回繰り返すことを１タスクと設定
し、意匠の異なる
し、意匠の異なる２種のピンセットについて
２種のピンセットについて１タスクず
２種のピンセットについてず
つ行ってもらう（図つ行ってもらう（図２、表１）、表１）。

図 1 実験の様子*
平成 26 年度 技術シーズ形成研究事業（発展ステージ）
技術シーズ形成研究事業（発展ステ ージ）**
デザイン部*** 素形材技術部**** 株式会社東光舎

19岩手県工業技術センター研究報告

2-4 使用ピンセット
実験に使用するピンセットは、実験者が開発したピン
セット A’（ヘキサゴン鑷子 AHT130-011S、全長 152mm、グリップ部六角形、SUS420 製）とピンセット B（既製品、全長 130mm、SUS304 製）の２種類である（図３）。
2-5 治具製品に見立てた「治具」の製作には、３次元モデリン
グソフトウェア「Alias Design」、光造形装置 NRM-6000
を使用する。これに、設定した位置へコネクタを接着したものを 30 個用意する（図４）。
2-6 データの収集法
実験から得られる定量データは、測定する作業時間と、
印象評価調査の結果とする。
2-6-1 作業時間の計測
作業時間は治具１個あたりの製作時間と 25 個分の合計製作時間を計測する。計測方法はタイマーを使用し、実験者が観察中に目視で行う。
2-6-2 印章評価の調査
印象評価調査は、
「長さ」
、
「太さ」
、
「重さ」
、
「バラン
ス」
、
「バネの堅さ」、「滑りにくさ」、「持ちやすさ」、「モ
ノのつかみやすさ」、「取り回しのしやすさ」、「使いやす
かったか」の印象 10 項目を「大変良い・良い・どちらでもない・悪い・大変悪い」の５段階で評価してもらう。
また、最後に自由回答を記入してもらう。

④
①
③
②

第 18 号（2016）

図 3 使用したピンセット２種（上：ピンセット A’ ／ 下：ピンセット B）

図 4 治具指示したピンセットによって与えられた治具に対し下記の作業を行う① 治具正面の垂直コネクタにケー
ブルの端を挿し、ロックする② 治具表面の溝に沿ってケーブルを這わす③ ②の途中でケーブルを 90º 方向
転換し、続けて溝に這わす④ 上面のコネクタにケーブルの端を挿し、ロックする⑤ ケーブルの中ほどを粘着テープで固定する

表 2 被験者内訳
被験者

図 2 作業内容
表 1 作業手順
１） 被験者は椅子に座り、テーブル上にて作業する
２） １タスクにつき 25 個の「治具」を組み立ててもらう
３） はじめに実験者が作業手順をひと通り説明する
４） 実験に使用しないピンセットで１回以上練習する
５） ２種類のピンセットについてそれぞれタスクを１回行う
６） ２回目の実験は１日以上、時間を開ける
７） どちらのピンセットから始めるかは、実験順によって変更する

20

使用ピンセット

性別

年代

１回目

1

男性

40

A’

２回目
B

2

女性

30

B

A’

3

女性

30

A’

B

4

女性

30

B

A’

5

女性

10

A’

B

6

女性

20

B

A’

7

女性

30

A’

B

8

女性

40

B

A’

9

男性

30

A’

B

10

男性

30

B

A’

11

女性

40

A’

B

12

男性

30

B

A’

13

男性

40

A’

B

14

男性

30

B

A’

15

男性

40

A’

B

16

男性

40

B

A’

鋼製小物に関わる操作性定量評価の研究（第２報）

図 5 計測時間記録票（被験者 01 の例）

図 6 ラップタイムの比較と度数分布（被験者 01 の例）

図 7 印象評価記録票（被験者 01 の例）

21岩手県工業技術センター研究報告

3 結果
実験により、10 代から 40 代の男女、16 人の被験者について定量データを得ることができた（表２）。
3-1 作業時間データ
被験者一人あたり、25 作業×２ピンセット分の作業測時間を得た。よって、16 人分の記録数として合計 800 の計測記録を定量データとして得ることができた（図５、
図６）。ピンセット A’、B の２群についてそれぞれの平均値、中央値、最小値、最大値を表３に示す。

表 4 １回目と２回目の差の検定
検定法
棄却域
自由度
確率(p)
有意差の判定

平均値
中央値
最小値
最大値

一標本 t 検定
0.05, 両側検定
399
6.1241E-13
P <0.05 により有意差がある
表 5 A’と B の差の検定
１回目

等分散の検定棄却域
自由度
F値
等分散の判定有意差の検定棄却域
確率(p)表 3 平均値、中央値、最小値、最大値（m:s.ms）
ピンセット A’
00:43.630
00:39.300
00:20.290
02:16.820

第 18 号（2016）

ピンセット B
00:40.994
00:37.310
00:21.360
02:56.630

有意差の判定3-2 印象評価
前述した印象 10 項目について、「大変良い」＝５、「良い」＝４、「どちらでもない」＝３、「悪い」＝２、「大変悪い」＝１として設定。各項目の回答を点数化。16 人分
として合計 320 の定量データを得ることができた
（図７）
。
4 考
察
4-1 作業時間
4-1-1 １回目と２回目
第１報で明らかとなった「慣れ」に関する課題から、それぞれの被験者の１回目と２回目の作業時間においては、作業習熟による差があるのではと予想した。
そこで、すべての記録を１回目と２回目に分け、この２群間の平均値について有意な差があるかを検定し（関連する２群の差の検定）、有意差があると判定した（表４）。よって、
１回目と２回目の記録を分けて分析することとした。
4-1-2 ピンセット A’と B の比較
4-1-1 の結果から、１回目の作業時間において、ピン
セット A’と B を比べるために、１回目の A’の作業時間とB の作業時間の２群間の平均値について有意な差があるかを検定し（独立２群の差の検定）、有意差があると見られた。同様に、２回目の作業時間においても A’、B の２群間の差の検定を行い有意差があると見られた（表５）。
よって、まず、１回目の２群の平均値などを比べると、最小値はほぼ変わらないものの、平均値、中央値においては大幅に差があり、ピンセット B は作業時間が短いと考えられる（表６）。
次に、２回目の２群においては、最小値、平均値、中央値において、ピンセット A’の作業時間が短いと考えられる。標準偏差も１秒以上差がある（表７）。
さらに、ピンセット B については１回目と２回目とも各値を比べるとあまり差がない。これは、B のオーソドックスな意匠は、普段から使い慣れているからと推測す

２回目
F 検定
0.05
199, 199

1.07021.2266
等分散である
等分散である二標本 t 検定
0.05, 両側検定
2.2761E-5
0.033
P<0.05 により有意P<0.05 により有
差がある
意差がある

表6 １回目の平均値、中央値、最小値、最大値、分散、標準偏差（m:s.ms）
平均値
中央値
最小値
最大値
分散
標準偏差

ピンセット A’
00:49.720
00:44.790
00:22.540
02:16.820
0.104200:19.371

ピンセット B
00:41.553
00:36.875
00:21.750
02:56.630
0.097400:18.725

表7 ２回目の平均値、中央値、最小値、最大値、分散、標準偏差（m:s.ms）
平均値
中央値
最小値
最大値
分散
標準偏差

ピンセット A’
00:37.540
00:35.945
00:20.290
01:54.580
0.045800:12.846

ピンセット B
00:40.435
00:37.540
00:21.360
02:04.510
0.056200:14.227

る。つまり、被験者はそれぞれにピンセット B の取り扱
いに習熟しており、作業時間の安定につながったのだろう。
一方、A’は１回目と２回目のデータを比較すると２回目の成績がおしなべて良い。つまり、被験者がピンセッ
ト A’の取り扱いに対して十分に習熟しているとは言いがたいと考える。A’は１回目では作業とピンセットに共に慣れる事が必要で、時間が遅れ、本来の作業時間ではな
いとも考えられる。２回目の A’の時間は各値とも同じ２回目の B と比べ１～２秒以上短い。
4-2 印象評価
評価項目の回答を点数した 16 人分、320 の定量データを、まずは、１回目と２回目の評価点に差があるのかを判定するため、有意水準 5%で両側検定の t 検定を

22

鋼製小物に関わる操作性定量評価の研究（第２報）

行ったところ、t (15)=0.74, p=0.46 であり、評価点の平均点の差に有意差は見られなかった。
よって、１回目と２回目を分けることなく、ピンセ
ット A’と B の評価点に差があるのかを検定することとした。有意水準５%で両側検定の t 検定を行ったと
ころ，t (15)=1.05, p=0.31 であり、評価点の平均点の差に有意差は見られない、つまり、A’と B との評
価に有意差はないと考えられる。

5 結言
今回の実験で鋼製小物を使用した作業工程の定量化を行い、客観的な評価のデータを得た。また、そのデータが操作性評価において有効であることを確認することができた。しかしながら、操作における人間の「慣れ」を排除することは難しく、このような比較評価においては必ず課題になると思われる。
謝
辞
本研究を進めるにあたり、被験者の皆様、関係各位には大変お世話になりました。この場をお借りしてお礼申し上げます。

4-3 まとめ
本実験により判明した項目は以下のとおりである。
作業時間の計測データとその統計処理は、鋼製小物の操作性評価に有効性を持つことがわかった。
被験者それぞれの作業時間の成績推移について
は、作業後半になるに連れ良くなっていくことから、作業への「慣れ」が大きく影響している。
ピンセットへの「慣れ」も成績に大きく影響していると考え、各ピンセットの取り扱いを十分習熟させた後、実験を行う必要がある。
印象評価において、ピンセット 2 群間の差は出な
かった。

文
献
1) 長嶋宏之、飯村崇、井上研司：鋼製小物に関わる操
作性定量評価の研究（第１報）、地方独立行政法人岩手県工業技術センター研究報告、第 18 号（2015）23岩手県工業技術センター内のウルシノキ生育状況調査*
小林 正信**
岩手県工業技術センターに平成 12 年度に 100 本のウルシノキを植樹した。今回、ウルシノキの生育状況を確認し、樹高及び幹の胸高直径を測定した。その結果、樹高と幹の胸高直径に高い正の相関が確認された。また、植樹場所により樹高が異なることがわかったが、それは防風林のないことが原因のひとつと思われる。
キーワード：ウルシノキ、樹高、胸高直径

Growth of Japanese Lacquer Trees Planted at
Iwate Industrial Research Institute
Masanobu Kobayashi
The Iwate Industrial Research Institute has 100 Japanese lacquer trees that were planted in
the yard in 2000. In 2014, the tree heights and diameters at breast height of the trees were
measured. Tree heights correlated positively with the diameters at breast height of trees. In
addition, tree heights depended on where the trees were planted. These results reveal thatwindbreaks might be important for optimal tree growth.
key words : japanese lacquer tree, tree height, diameter at breast height
1 緒
言
岩手県工業技術センター（以下、センターという）では従来から漆関連分野の試験研究を実施してきた。漆関連試験研究の一環として、
平成 12 年度に浄法寺町産のウルシノキの実生苗（種から発芽した苗）100 本をセンター敷地内に植樹した（図 1）。将来的な試験研究材料への利用が目的である。
一般的には、広葉樹であるウルシノキは定期的に枝打
ちして 1 本幹となるように管理する。センターのウルシ
ノキについては、これまでに植樹後の枝打ちや施肥はしておらず、年 1 回の下草刈りのみ実施してきた。
現在、植樹から 14 年を経過して一般的な漆掻き樹齢に達してきていることから、センターのウルシノキの樹
高や幹の胸高直径などについて調査した。

2 調査方法平成 26 年 12 月 15 日（月）～12 月 19 日（金）に測定調査を実施した。調査時期は観察が容易に行える落葉後に設定した。
2-1 個体確認
ウルシノキの植樹区域で個体確認と病害虫被害等の生育阻害の有無を調査した。生存を確認したウルシノキ
については、写真記録と番号札によるナンバリングを行った。また、植樹区域のウルシノキ分布図を作成した。
2-2 樹高と胸高直径の測定
生存を確認したすべてのウルシノキについて、樹高と幹の胸高直径を測定した。
樹高測定には超音波式樹高測定器バーテックス（ハグロフ社製）を用いた。測定は、トランスポンダー（応答器）をウルシノキの主幹（地上高 1.3ｍ）に取り付け、約 10～15ｍ離れた場所からバーテックス（測定器）で測定する方法で行った（図 2、図 3）。ウルシノキの最高端を 0.1ｍ単位で測定し、得られた値を樹高とした。
胸高直径（地上高 1.2ｍの幹直径）は輪尺で 1cm 単位で測定した（図 4）。輪尺は胸高直径を測るためのノギス
で、ジョウと呼ばれる部位で幹を挟んで直径を測定する。
センターのウルシノキは枝打ちをしていないことか
ら、複数の幹に分岐したものも多く存在する。そこで、各個体のすべての幹の胸高直径を測定した。

図 1 センターのウルシノキ（平成 26 年 12 月撮影）***

平成 26 年度
デザイン部

技術シーズ形成研究事業（育成ステージ）24

岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）

3 調査結果3-1 個体確認
現存するウルシノキの本数は 68 本であった。確認されたウルシノキには図 5 のように番号札によるナンバリ
ングをした。全体の約 1/3 に相当する 32 本は、植樹場所に樹木の痕跡も全く見られなかったため、植樹後早い時期に枯死したものと考える。
表 1 には病害虫被害等の生育阻害状況をまとめた。樹
液流出痕が最も多く確認された。これは何らかの理由で樹皮の間から漆が自然に流出した痕であるが、すべて固化しており、現在は流出していない。全体として病気に感染している木もなく良好な状態だった。
作成した植樹区域のウルシノキ分布図を図 6 に示す。
図中にはウルシノキの分布及び性別を記した。ウルシノキの性別は、数年に渡って花と果実を観察した結果に基づき、雌花を付けて果実のなる木を雌木と判別した。

トランスポンダー（応答器）

図 2 トランスポンダー（応答器）の取り付け
測定箇所（木の最高端）図 2 輪尺による胸高直径測定の様子

図 5 ナンバリングしたウルシノキ（No.32）
表 1 病害虫被害等の状況確認された病害虫被害等
樹液流出跡

図 3 バーテックスによる樹高測定

個体数
（本）
19

主幹脇の萌芽発生による成育阻害

3

蔦絡みによる成育阻害

2

樹皮の巻き込み

2

立ち枯れ

1

3-2 樹高と胸高直径の測定結果計測した樹高及び胸高直径を表 2 に示す。樹高は最小2.5m～最大 11.4m で平均 7.7ｍであった。幹は最小 1 本～最大 7 本に分岐しており、
1 本あたりの平均幹数は 2.2本であった。胸高直径は最小 3cm～最大 28cm で各ウルシ
ノキの最大幹の胸高直径の平均は 14cm であった。

ジョウ
図 3 バーテックスによる樹高測定の様子

図 4 輪尺による幹の胸高直径測定25

岩手県工業技術センター内のウルシノキ生育状況調査

図 6 植樹区域のウルシノキ分布
表 2 ウルシノキの樹高と胸高直径
No.

樹高
（ m）

幹数
（本）

胸 高 直 径 （ cm）

1

5.9

3

12

10

6

2

4.9

5

10

8

8

6

3

5.3

4

14

12

8

8

4

5.8

3

10

8

6

5

5.3

2

8

4

6

5.8

2

12

7

6.4

1

16

8

4.0

2

6

No.

樹高
（ m）

幹数
（本）

胸 高 直 径 （ cm）

24

8.4

1

16

25

8.6

3

12

11

5

26

9.0

4

21

10

5

27

6.4

1

10

28

5.9

3

8

8

7

8

29

6.7

1

13

30

8.5

3

17

13

6

31

9.0

2

16

14

32

9.4

1

33

11.4

1

34

9.0

1

9

6.3

3

12

8

10

5.2

2

12

8

11

6.8

3

12

12

6

6
10

6

4

No.

樹高
（ m）

幹数
（本）

胸 高 直 径 （ cm）

47

10.3

1

17

48

9.5

4

14

49

8.3

1

16

50

8.5

2

11

51

10.3

3

14

12

52

10.8

2

18

14

13

53

10.5

2

14

10

10.8

2

18

14

13

55

10.6

2

14

13

28

56

7.7

2

12

8

19

57

3.6

1

4

12

6.0

2

12

10

35

7.8

2

11

10

58

7.7

2

14

13

3.7

2

6

3

36

8.5

2

15

13

59

6.3

2

12

4

14

6.7

1

14

37

8.2

2

15

14

60

7.0

2

14

10

15

7.7

3

16

14

8

38

9.3

1

17

61

6.6

7

14

7

16

5.5

3

10

4

4

39

7.2

1

13

62

9.2

1

26

17

5.3

2

10

8

40

10.1

2

21

18

6.3

4

10

8

6

4

41

2.5

1

3

19

6.3

4

16

14

10

4

42

8.3

3

15

8

4

15

20

5.5

2

14

43

10.3

2

22

21

7.3

1

11

44

9.2

1

17

22

7.2

1

13

45

9.1

2

16

12

23

5.1

1

6

46

9.9

2

18

10

※

No.欄の網掛けは雌木※

胸高直径は測定値の大きい順に記載

26

7

7

10

54

16

13

6

13

7

5

6

63

7.6

2

15

8

64

10.4

4

20

15

8

65

10.7

3

15

14

3

4

66

11.0

3

19

13

5

67

9.4

3

15

8

8

68

9.1

2

18

14

平均

7.7

2.2

14

※最大幹の平均値

44岩手県工業技術センター研究報告

4 考察
ここでは、ウルシノキの樹高と胸高直径の関連性について、測定データを元に統計的手法により分析した結果を元に考察する。
図 7 はウルシノキの樹高を縦軸に、最大幹の胸高直径を横軸に取った散布図である。変数間の相関係数＝0.7881 となり、樹高と最大幹の胸高直径には高い正の相関が見られた。つまり、測定したウルシノキは、樹高が高くなるにつれて最大幹の胸高直径が大きくなる傾向があることがわかった。そこで、相関のある変数の一方である樹高について着目し、さらに他の要因（植樹区域、幹数、性別）との関連性を検証した。統計処理にはMicrosoft 社Excel2010 のデータ分析ツールを使用した。
植樹区域は図 6 に示したとおりである。ここでは、北側 1 列の区域（No.1～30）、
西側 3 列の区域（No.31～55）、
西側 1 列の区域（No.56～68）の 3 つの系列に分類し比較した。植樹区域の系列情報を加えた散布図が図 8 であるが、北 1 列のウルシノキの樹高が低いように見受けられる。そこで、3 つの系列間に樹高平均の差があるのかを一元配置の分散分析により検証した。
その結果、（
F 2,65）＝22.148、P＜.05 となり、植樹区域系列間の樹高平均に有意差が確認された（表 3）。さらに有意差のある系列を特定するため Bonferroni 法による多重比較を行った結果、
北 1 列の区域が他の 2 区域と有意差がある（P＜.05）ことが確認された（表 4）。北 1 列区域で特徴的なのは周囲の防風林がないことである（図 9）。直接風雨に晒されやすい周辺環境は、ウルシノキの生育阻害要因の一つとなっている可能性がある。その他の原因としては土壌の違いなども考えられるが、今回は検討していない。
幹数と樹高の関係については、1 本幹と複数幹の系列比較を行った。性別比較については、雄木と雌木の系列
比較を行なった。いずれも F 検定により系列間の分散の差を検定した後に、ｔ検定により系列間の平均値の差の検定を行ったが、優位差は認められなかった（表 5～表 8）。
つまり、幹数や性別の違いがウルシノキの樹高へ及ぼす影響は少ないといえる。

第 18 号（2016）

図 8 植樹区域別の樹高と最大幹の胸高直径の関係
表 3 分散分析による植樹地域による樹高差の検定
分散分析: 一元配置
概要
グループ
標本数
北1列
30
西3列
25
西1列
13

合計
187.8
228.8
106.3

平均
6.26009.15208.1769分散
1.65493.04844.3169

分散分析表
変動要因
グループ間
グループ内
合計

自由度
2
65
67

分散
58.93272.6609F
22.1478変動117.8653
172.9575
290.8228

表4

P-値
F 境界値
4.62492E-08 3.1381

植樹地域による樹高差の多重比較

北1列
西3列
北1列
西3列
5.9152E-08
西1列
0.02150.4879※ Bonferroni法による多重比較

西1列

北 1 列植樹地区

西 3 列植樹地区
図 7 樹高と最大幹の胸高直径の関係

西 1 列植樹地区

図 9 植樹地区の様子（平成 27 年 9 月撮影）

27

岩手県工業技術センター内のウルシノキ生育状況調査

5 結言今回、センターに植樹したウルシノキの育成調査を行なった結果、以下の事項が明らかとなった。
①樹高が高い木ほど幹の胸高直径が大きい傾向が見られた。
②植樹区域による木の大きさに差が見られた。防風林の無い区域のウルシノキは樹高が低い傾向が見られた。
③幹数や性別の違いによる幹の胸高直径の差は見られなかった。
④病害虫被害等の生育阻害も少なく健全であった。
⑤植樹した約 1/3 の木は早い段階で枯死していた。
今回の調査対象はセンター敷地内という特殊な場所に植樹し、生育管理もしていないウルシノキであるため、一般の植栽地のウルシノキの育成傾向を表すものではない。しかし、ウルシノキの育成データの一例として参考になれば幸いである。半数程度のウルシノキは漆採取も可能な大きさに成長してきており、今回の結果を踏まえた今後の試験研究の立案を進めたい。
最後になるが、二戸市の久保田忠勝様にウルシノキの測定にご協力いただいた。盛岡地方振興局林務部様には、
ウルシノキの測定に使用したバーテックス及び輪尺を貸出いただいた。この場を借りて感謝申し上げます。

表 5 幹数の等分散性（F 検定）
F-検定: 2 標本を使った分散の検定
平均
分散
観測数
自由度
F
P(F<=f) 片側F 境界値 片側1本幹7.55794.95591918
1.18260.31201.8231

複数幹
7.74084.190849
48

表 6 幹数の平均値の差（ｔ検定）
t-検定: 等分散を仮定した２標本による検定
1本幹
平均7.5579分散
4.9559観測数19
プールされた分散
4.3995
仮説平均との差異
0
自由度
66
t-0.3227
P(T<=t) 片側
0.3740t 境界値 片側1.6683P(T<=t) 両側
0.7480t 境界値 両側1.9966複数幹
7.74084.190849

表 7 性別の等分散性（F 検定）
F-検定: 2 標本を使った分散の検定
平均
分散
観測数
自由度
F
P(F<=f) 片側F 境界値 片側雄木
7.53755.397840
39
1.8671
0.0461
1.8399雌木7.90712.891128
27

表 8 性別の平均値の差（ｔ検定）
t-検定: 分散が等しくないと仮定した２標本による検定
平均
分散
観測数
仮説平均との差異
自由度tP(T<=t) 片側t 境界値 片側P(T<=t) 両側
t 境界値 両側雄木
7.53755.397840
066-0.75740.22581.66830.4515
1.9966雌木7.90712.891128

28

FIR-V ハイブリッドカメラを使った歩行者検知システム*長谷川 辰雄**、菊池 貴**、宇都宮 弘純**、鎌田 智也***、加藤 浩之****クルマの安全性を高める技術は急速に高性能化しており、車両に対する自動ブレーキなど、交通事故を未然に防ぐ予防安全技術の実用化が進んでいる。しかし、歩行者のカメラ検知では、歩行者の形が一様でないことによる未検知の削減と、背景と混同する誤検知の削減を両立することが難しく検知率の向上が課題であった。そこで、車載の遠赤外線カメラと可視光カメラの波長の異なった画像を組み合わせ、さらにオプティカルフローによる動体検出とパターン認識による機械学習の画像処理により、独自の評価データで歩行者検知率 95.2%を達成できた。
キーワード：歩行者検知、遠赤外線（FIR）カメラ、可視光（V）カメラ

Pedestrian-Detection System with Far-Infrared-Visible Hybrid Camera
Tatsuo Hasegawa, Takashi Kikuchi, Kojyun Utsunomiya,Tomoya Kamata and Hiroyuki KatoIn recent years, the performance of car-safety technology has rapidly improved and has
led to the practical use of safety devices such as automatic brakes. However, detecting
pedestrians by using cameras remains difficult because of their ill-defined shape, whichleads to confusion between pedestrians and the background. In this report, we present an
improved pedestrian-detection system. The approach is based on using images captured bycameras sensitive to two different wavelengths: far-infrared and visible light. The detection
algorithm includes motion detection based on optical flow, and the image processing uses
pattern recognition-based machine learning. The proposed algorithm achieves apedestrian-detection rate of 95.2% with our evaluation datasets.
key words : pedestrian-detection, far-infrared camera, visible range camera
1 はじめに
交通事故防止の観点から、自動車の衝突被害軽減（プリクラッシュセーフティ）の有効性が世界的に認められている。車両周辺監視が衝突被害軽減に有効であり、その中でも歩行者検知の難易度は高く各国の技術開発が進んでいる。車両周辺監視のセンサはミリ波
レーダとカメラが代表的であり、30～150ｍの遠方検知にはミリ波レーダを用い、30m 以内の近距離検知に
はカメラを用いる方法が有効とされている。より高度な衝突被害軽減のためには、歩行者の認識とその速度、進行方向を実時間に検知し、衝突を事前に予測する必要がある。しかし、ミリ波レーダでは歩行者自体の認識やその移動方向、複数の物体を分離する等の検出が困難であるため、現在ではカメラ画像を用いて、歩行者の特徴形状と移動方向を画像処理で求める方法で研究開発が行われている。
本研究は、遠赤外線カメラ（FIR : Far-InFrared
camera）と可視光カメラ(V : Visible camera)のハイ
ブリッドカメラ（FIR-V）を使って、歩行者を実時間* 平成 24～26 年度** 電子情報技術部

で検知可能な実用装置を開発し、衝突被害軽減などの高度な安全装置を開発する国内メーカに技術（製品）を提供することを目的とした（図 1）。開発目標は、車速50km/h以下で車両から30m以内にいる歩行者を検出率95％以上で検出することとした。

経済産業省 戦略的基盤技術高度化支援事業*** アイエスエス株式会社**** 萩原電気株式会社

29

図 1 ハイブリッド検知概要図

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

目標達成の方法として
目標達成の方法として、最大事後確率法とオプティカ、最大事後確率法とオプティカ
ルフローを基盤基盤とした動体検出とした動体検出及び、パターン認識手法、パターン認識手法を基盤とした学習による識別アルゴリズムをとした学習による識別アルゴリズムを開発したとした学習による識別アルゴリズムをした。
また、歩行者検出器に必要な歩行者検出器に必要な遠赤外線(FIR)(FIR)カメラと可視カメラと可視光(V)カメラで学習
カメラで学習及び評価用
及び評価用の画像を録画し、の画像を録画し、それぞれから画像特徴量を抽出した歩行者
から画像特徴量を抽出した歩行者検出器
検出器を構築した。歩
。歩行者画像を入力
を入力に HoughForest１)処理を行った後、そのHough 投票のスコアが閾値以上の場合に歩行者と認識する手法を構築る手法を構築し評価を行った。
し評価を行った。

カメラ分野の背景差分法を応用することにより比較的容易に検出可能である。一方、移動車両
易に検出可能である。一方、移動車両の場合、背景を含場合、背景を含む車両シーン全体が動くため背景差分法
む車両シーン全体が動くため背景差分法をを使うことがで使うことができない。このため、歩行者を検出する処理では、画面全体にわたって歩行者画像を探索する必要があり、組み込みシステムにおいては計算負荷が大きな課題となる。
みシステムにおいて 計算負荷が大きな課題となる。
本研究は、計算資源が制限される組込みシステム上で歩行者検知処理の歩行者検知処理のリアルタイム処理を実
リアルタイム処理を実現するため、車現するため、車両の運動とカメラの間で成立する幾何学条件を用いて、歩行者を含む立体物の領域を予め抽出し、その領域にのみ歩行者検出処理４、５) を適応する
を適応する。これ。これによって、によって、HoughForest 法による歩行者検出処理を適応による歩行者検出処理を適応による歩行者検出処理を適応すべき領域
領域
面積を削減し、歩行者検出に要する計算コストを
面積をし、歩行者検出に要する計算コストをし、歩行者検出に要する計算コストを低減でできるアルゴリズム
きるアルゴリズムを開発した。
した。図 3 に自車両運動推定ア
自車両運動推定ア
ルゴリズムと立体物判定
ルゴリズムと立体物判定アルゴリズムの処理の流れを示
アルゴリズムの処理の流れを示す。

2 実験方法2-1 歩行者検知
歩行者検知の方法
近年では、、計算機性能の向上に伴い計算機性能の向上に伴い、、シーン映像からシーン映像からの人物検知を行う手法としての人物検知を行う手法として、機械学習
機械学習２)によるものが大きなウェイトを占めてきている
ウェイトを占めてきている
ウェイトを占めてきている。本研究研究においても最においても最終的な人物領域の終的な人物領域の検出は学習器を用いたものとなるが、検出は学習器を用いたものとなるが、一般に学習器による検一般に学習器による検出計算は膨大な特徴量計算を要す
出計算は膨大な特徴量計算を要するために、実時間性の面で実時間性の面で実時間性の面で課題がある。
。本アルゴリズム
本アルゴリズムの狙いは、初めに撮影シーンを解析することによって初めに撮影シーンを解析することによって初めに撮影シーンを解析することによって、歩行者が存在する可能性のある領域を特定し、次に、歩行者が存在する可能性のある領域を特定し、限定された領域にのみ人物検出処理を行うことで処理全体の計算量を大きく軽減することにあるの計算量を大きく軽減することにある。
。シーン理解のた
シーン理解のための前段処理アルゴリズムはめの前段処理アルゴリズムは、計算時間を要する計算時間を要する精度
精度を期待するよりもむしろよりもむしろ、計算量の少ない単純な処理であ
計算量の少ない単純な処理であることが望ましい
ることが望ましい。そこでそこで、画像領域全体の密なステレ
画像領域全体の密なステレ
オ計算を行うのではなくオ計算を行うのではなく、、疎な特徴点群のオプティカル
疎な特徴点群のオプティカル
フローに基づき 3 次元シーン推定を行う手法の開発を行った。図 2 は本研究の歩行者検知アルゴリズムの流れ図である。カメラ入力映像に対し、①レンズ歪み補正とカ
メラ取付け姿勢補正を行い、メラ取付け姿勢補正を行い、この補正画像に対し、自車
この補正画像に対し、自車両の進行方向を推測する運動推定３)を行った後、②立体物の領域を判定する。最後に Hough Forest 法による歩行者検知を実施する。

入力データ
舵角情報 車速パルス

カメラ取付位置・姿勢

カメラフレーム

アルゴリズム
車速推定
推定

前フレーム画像
前フレーム画像

現フレーム

フレーム間カメラ運動量判定
理想的な地平面フローの計算(平面射影変換)

現フレーム画像の射影変換結果と前フレーム画像との一致度に基づく立体物領域判定

図 3 自車両運動推定アルゴリズムと立体物判定

2-3
3 ハイブリッド方法
ハイブリッド遠赤外線(FIR)
遠赤外線(FIR)カメラと可視光
カメラと可視光(VR)カメラのハイブリ
カメラのハイブリ
ッド方法は、それぞれの Hough Forest 法の投票値を組合せて歩行者を認識する６)。投票値とはエッジ等の特徴量
投票値とはエッジ等の特徴量
により人の中心座標に投票値を設定するものである。
により人の中心座標に投票値を設定するものである。ここれまでは各投票値を加算した後、閾値より高い投票値を歩行者と定義していたが、この方法では片方のカメラが未検出の場合にハイブリッド法でも未検出となり検知率が低下する課題があった。そこで、図 4 に示す通り、片方のカメラが検出していれば正検知となる論理 OR 方式を検討し評価した。

図 2 歩行者検知アルゴリズム

2-2 自車両運動の推定
運動する車両に設置した単眼カメラにて、車両前方の路上シーンを撮影する場合、停車中の歩行者検出は監視

図 4 ハイブリッド方法概念図

30

FIR-V ハイブリッドカメラを使った歩行者検知システム

2-4 歩行者画像 DB の構築
実験車両により実験車両により内部で利用する
内部で利用する車両走行シーンの録
車両走行シーンの録
画撮影を実施した。
画撮影を実施した。撮影した画像の中から撮影した画像の中から良質の学習サ
撮影した画像の中から良質の学習サ
ンプルを選定し評価した。過去
選定し評価した。過去 2 年間の検知結果では、
可視光カメラの検知性能が遠赤外線カメラよりも優れていた。そこで、遠赤外線カメラの検知率向上のため、遠赤外線画像 DB から良質な歩行者サンプル
良質な歩行者サンプルを学習成果
良質な歩行者サンプル 学習成果の中から比較するために、比較するために、これまでに
これまでに使用した学習サンプ
使用した学習サンプ
ル群から選別した選別した。選別方針として不適格サンプル対象
方針として不適格サンプル対象
を以下の 3 項目に項目により、目視により不適格な画像を削除、目視により不適格な画像を削除した。
不適格サンプル対象(A) 歩行者の背後に直線状オブジェクトがある画像(B) 歩行者の中心がずれている画像(C) 歩行者が重複している画像
学習サンプルとして不適格と判断した画像例を図
学習サンプルとして不適格と判断した画像例を図 5 に示す。遠赤外線画像は視認性がおもわしくないので、画
遠赤外線画像は視認性がおもわしくないので、画像例はコントラストを明瞭化するイコライズ処理を施して選別した。
。

図 6 ハードウェアブロック図

2-6
6 ハイブリッド位置合わせ
可視光カメラと遠赤外線カメラのそれぞれの可視光カメラと遠赤外線カメラのそれぞれの特性を特性を考慮し、可視光カメラはバックミラー
考慮し、可視光カメラはバックミラー付近、遠赤外線カ付近、遠赤外線カ
メラは車外に設置した。ハイブリッドは両カメラ画像の
メラは車外に設置した。ハイブリッドは両カメラ画像の位置合わせが必要であるが、両カメラの間隔は約 1m と距離が離れ、また画角も多少異なるレンズを用いていることから、位置合わせの誤差が大きくなる課題があった。
これに対し、両カメラ画像の較正７)（キャリブレーション）の工夫と、ルックアップテーブル（ン）の工夫と、ルックアップテーブル（LUT
LUT）を使った位を使った位置合わせにより、ハイブリッド化の精度向上
置合わせにより、ハイブリッド化の精度向上を狙った。
を狙った。
過去の実験では、遠赤外線カメラと可視光カメラの過去の実験では、遠赤外線カメラと可視光カメラのハ
遠赤外線カメラと可視光カメラのハ
イブリッド化のためのキャリブレーションとイブリッド化のためのキャリブレーションと、両カメラ
キャリブレーションとラの位置合わせを線型的な幾何学的手法によって検証したの位置合わせを線型的な幾何学的手法によって検証したが、本研究の各カメラは、画角のが、カメラは、画角のカメラは、画角の違いや、、取り付け 3 次
元座標（x,y,z）（の差が大きく、の差が大きく、画面
画面の位置で変換誤差が位置で変換誤差が大きくなる課題があった。具体的には大きくなる課題があった。具体的にはキャリブレーショ
キャリブレーショ
ン精度及び精度及び位置合わせの精度
位置合わせの精度の位置合わせの精度の向上である。
である。この解決に
解決には、従来の線形変換ではなく画面の位置によって変化量を変えるような非線形の変換が必要となる。そこでを変えるような非線形の変換が必要となる。そこで、両両カメラの位置合わせ手法は、図
カメラの位置合わせ手法は、図 7 に示す通り人手で設定に示す通り人手で設定した可視光カメラの歩行者座標と遠赤外線カメラの歩行者座標を1対1に者座標をに対応させたルックアップテーブル
ルックアップテーブル
（
（LUT）
）
により行った。対応座標が設定出来ない箇所は非線形方程式による補完により対応座標を推定した
程式による補完により対応座標を推定した。

図 5 不適格画像サンプルの例

2-5 リアルタイム検知
歩行者検知アルゴリズム
歩行者検知アルゴリズムの組込コード開発
組込コード開発は、Xilinx
Xilinx
製 Zynq（以下（以下 Zynq）を使用した。
使用した。また、
また、ユーザ企業がユーザ企業が本研究成果を評価できるように、専用の評価ボードを試作した。一方作した。一方、夏季の気温が高い中部地方の特徴を捉え、夏季の気温が高い中部地方の特徴を捉えるため、遠赤外線カメラと可視光カメラで学習用及び評
価用の路上映像の録画を内部で実施した。
過去 2 年間で年間で、Zynq 上での開発環境構築、専用評価ボードの製作、歩行者検知コードのハードウェア化を実施した。しかし、リ
アルタイム（アルタイム（33ms）で動作させるには、メモリ構造やタ）で動作させるには、メモリ構造やタイミングの設計など難易度の高い課題が残った。
そこで、高速処理化のためにベアメタル（
高速処理化のためにベアメタル（OS レス）化や領域マス
クの工夫を行い、Zynq に歩行者検知コードを実装し評価
歩行者検知コードを実装し評価した。同ボードに実装した同ボードに実装した歩行者検知コードの構成図を同ボードに実装した歩行者検知コードの構成図を
図 6 に示す。

図 7 可視光カメラの歩行者座標（左図の赤枠）と遠赤外線カ
メラの歩行者座標（右図の赤枠）

3 実験結果3-1
1 ハイブリッド歩行者検知
ハイブリッド歩行者検知結果
ハイブリッド手法による歩行者検知は、
ハイブリッド手法による歩行者検知は、学習パラメー
学習パラメー31岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

タの最適化、学習サンプルの厳選、フィードバック学習の各技術を発展させ、効果的に活用したことで誤検知・未検知の低減に成功し、論理 OR 方式のハイブリッド手法
ハイブリッド手法
により目標の検知率 95.2％（評価指標：％（評価指標：FPPI=1）を達成％（評価指標：を達成することができた
することができた（図 8）8 。FPPI(False
FPPI(False Positive Per
Image)＝１とは＝１とは、1 フレームに 1 個の誤検知を許容した
場合の歩行者検知率を意味する
場合の歩行者検知率を意味する。可視光カメラ単体では可視光カメラ単体では94.8％、％、遠赤外線カメラ単体では 96％の検知結果となっ％の検知結果となった。評価方法は、内部で撮影したた。評価方法は、内部で撮影した評価映像の
評価映像の 17 種類（3,946 フレーム
フレーム）に対し、正解画像と検出画像を照合に対し、正解画像と検出画像を照合する自作検証ツールを使用して評価する自作検証ツールを使用して評価したした。夜間（遠赤外。夜間（遠赤外
線カメラのみ線カメラのみ、20 種類：4,043
4,043 フレーム）を含む、昼夜フレーム
昼夜間（24H）の評価ではの評価では、全、全 37 種類（7,989
7,989 フレーム）に対し、95．9％（％（FPPI=1）の成果が得られた。
の成果が得られた。また、このの成果が得られた。また、このときの結果画像
ときの結果画像の一部を図を図 9 に示す。

因で、目標であった処理速度
因でであった処理速度の 0.033 秒(30fps)(30fps)に対し、に対し、0.177(5.6fps)の0.177の結果にとどまった。
にとどまった。今後、高速化アルゴ
リズム検討と高速CPU
リズム検討と高速の利用など、
継続して目標の継続して目標の30fps
30fpsを目指す予定である。
を目指す
である。
表 1 Zynq ボード動作環境

基板／開発ソフトウェア
ZC702 Evaluation Kit
Xilinx SDK
OpenCV

バージョン－
2014.22.3.1

図 10 Zynq ボードの動作環境図
動作環境図

0.952

3-2
2-1 高速化のの検討
Linux 等の OS 処理を行わない（（OS レス））と、画像の拡拡大縮小処理を 1 段階とする高速化を実施したが、大きな段階高速化を実施したが、大きな成果が得られなかった。そのため、高速化の対策を行う
ために、歩行者検知器のパラメータを変化させながら、実際の処理時間を計測した。この結果を実際の処理時間を計測した。この結果を表
表 2 に示す。
図 8 ハイブリッド歩行者検知結果(a)昼間昼間の検知結果

表 2 歩行者検知の処理速度結果

この OS レス化により約 10～～15％程の高速化ができた％程の高速化ができたが、目標のリアルタイム化（33ms（33ms））には不十分であった。
また、同時に検出スケールと学習木のまた、同時に検出スケールと学習木の本数数で調整を試み
調整を試み
たが、学習木の数を減らした場合、検知率が低下することが分かったため検出スケールを固定化する等のいくつかの対策を実施し、さらなる高速かの対策を実施し、さらなる高速処理化に取り組んだ。
化に取り組んだ。

(b)夜間夜間の検知結果

図 9 ハイブリッド検知結果画像

3-2 リアルタイム検知
歩行者検知アルゴリズム
歩行者検知アルゴリズム(Hough(Hough Forest)をForest) Zynq 内のARM へ実装した。表 1 に示すように Zynq ボードの動作環境を構築した上で実装した。
境を構築した上で実装した。Zynq ボードの動作環境は、
カメラ入力部と演算負荷を低減させる FPGA ボードをケーブルで接続した構成となっているーブルで接続した構成となっている（図（図 10）。しかし、
しかし、検知率を向上させるためにコード量が増加したことが原

3-2
2-2 高速化の結果の結果
検知率の結果に影響を与えず
検知率の結果に影響を与え検知率の結果に影響を与えず、且つ、高速化できるか、且つ、高速化できるかという観点で検討し、次のという観点で検討し2 項目を実施した。
① 1 画素ごとの処理を 4 画素
画素間引く
② 不要な左右の領域を 50 画素
画素省く。
この結果、表
この結果、 3 に示す通り、ソフトウェア（に示す通り、ソフトウェア（Zynq）とハとハ32

FIR-V ハイブリッドカメラを使った歩行者検知システム

ードウェア（ードウェア（FPGA）の統合処理で、処理時間の統合処理で、処理時間 0.177 秒と高速化ができた。
表 3 処理速度比較(a) 81 枚

3-3 ハイブリッド位置合わせ
ハイブリッドハイブリッド検知は FIR カメラと VR カメラの位置合
わせ精度が重要であるが、これまで
わせ精度が重要であるが、これまでの平面射影行列
平面射影行列によによる歩行者足元の３次元座標変換
歩行者足元の３次元座標変換
歩行者足元の３次元座標変換では、誤差が大き
誤差が大きくなる
くなる
課題があった。これに対し、ステレオ平行化による位置合わせを実施したが、両カメラの画角の違いと視差の大きさが影響し誤差縮小はきさが影響し誤差縮小はできできなかった。そこで、遠赤外なかった。そこで、遠赤外線画像と可視光画像の対応する線画像と可視光画像の対応する歩行者の歩行者の座標を活用した
座標を活用した
LUT を新たに構築することで、この問題の解決を図った。
両カメラ間で座標を変換した際の誤差について
カメラ間で座標を変換した際の誤差について図
カメラ間で座標を変換した際の誤差について 11 に
示す。
4%
3%
6%

(b) 558 枚
図 12 可視光カメラのキャリブレーション

レンズ歪補正の誤差を縮小化した。
レンズ歪補正の誤差を化した。
図 13 は FIR 画像のキャリブレーションの原画像と歪補 正 画 像 で 、 VGA(640 × 480) の 中 心 座 標 を 基 準 点（320,240
320,240））としたとき、キャリブレーションで求めた中心座標（329,225
心座標（329,225）との距離を示している。
）との距離を示している。446）との距離を示している。 枚の計算によって、距離誤差 44pixel から 17pixel へ精度向上することができた。遠赤外線カメラは画角が広くレンズ歪も大きかったことから、歪補正の効果が大きかったと考察する。可視光カメラは 558 枚のデータ枚数のキャリブ
レーションで、46pixel
レーションで、46pixel から 28pixel へ誤差の改善がで
きた。

1画素
1
8%

2画素
2
3画素
3

15%
64%

4画素
4
5画素
5

遠赤外線 歪補正画像

6画素以上
6
図 11 位置合わせ誤差の割合
位置合わせ誤差

これにより
これにより、従来では 50 画素あった位置合わせの最大誤差を 27 画素に画素に縮小することができた。
することができた。
また評価デー
タ全体の 97.8
97.8％を±10 画素以内、92.6%
画素以内、92.6%を±5 画素以内に収めることがに収めることができた。この位置合わせ誤差のた。この位置合わせ誤差の縮小がハた。この位置合わせ誤差のがハ
イブリッド検知率の向上に寄与したとイブリッド検知率の向上に寄与したと考える
考える。また、従。また、従来の加算式ハイブリッド法に対し、論理 OR 方式にすることでハイブリッド検知率 95.2％の達成に貢献すること％の達成に貢献することができた。初回実験のキャ
初回実験のキャリブレーションは、平面射影
初回実験のキャリブレーションは
平面射影モデルの Zhang の手法を用いて、遠赤外線画像 45 枚、可視光画像 81 枚のキャリブレーション画像を用いてカメラ内部パラメータ（焦点距離、中心座標、歪補正係数）を求めた。しかし、図 12(a)(a) の通りカバーしきれない領
カバーしきれない領域が存在し、画像中心と歪補正の誤差が大きく、画像中心と歪補正の誤差が大きくなり、結、画像中心と歪補正の誤差が大きく、結
果的にハイブリッド化の検知率が向上とはならなかった。
そこで、図 1212（b）の通り）の通り画面全体をカバーするように画面全体をカバーするように
キャリブレーション座標を取得することで、中心座標と

33

17pix
基準点

44pix

(320,240)
図 13
3 位置合わせ座標変換の誤差
座標変換の誤差

4 考察
遠赤外線カメラは、物体が放射する温度を画像化する
ため、可視光（環境光）の影響を受けない画像が得られる。可視光線と遠赤外線の異なる波長の画像を比較すると、
可視光カメラで確認できる歩行者の服の模様や色が、
遠赤外線カメラでは確認できない事など、遠赤外線カメ

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

ラの情報量は少ない。しかし、可視光カメラでは捉えることの出来ない
ことの出来ない温度の情報を把握できる特徴がある。そ
温度の情報を把握できる特徴がある。それぞれのカメラの特徴を組み合わせることで、歩行者検知の性能を上げることが出来た。
図 14 は左上が遠赤外線カメラの結果、右上が可視光カメラの結果、中央画面が両カメラを使ったハイブリッドの結果
両カメラを使ったハイブリッドの結果であるである。可視光カ
可視光カ
メラでは看板が誤検知（赤枠）となっているが、遠赤外メラでは看板が誤検知（赤枠）となっているが 遠赤外線カメラでは誤検知は無く、両カメラのハイブリッドの結果は歩行者のみを検知している。これは両カメラの特徴を効果的に利用できた結果と考える。一方で、遠赤外徴を効果的に利用できた結果と考える。一方で、遠赤外線カメラは熱画像であるため、外気温が高い夏場など、背景と歩行者が同じ温度と背景と歩行者が同じ温度となる「とけこみ」現象や、歩なる「とけこみ」現象や、歩行者よりも背景温度が高くなる逆転現象などの課題がある。この課題の対策として、外気温度が高い場合は可視光カメラを優先させることが有効と考えられる。図光カメラを優先させることが有効と考えられる。図 15は夜間の遠赤外線カメラのみの検知結果である。このよ
うに夏場でも、夏場でも、夜間は外気温が低下するため「とけこみ」
現象は少なく現象は少なくなり検知率は向上するため、夜間は遠赤外なり検知率は向上するため、夜間は遠赤外線カメラを優先させるなど、環境温度の違いによって優先するカメラを選択することが検知率向上に効果的であると考える。

遠赤外線カメラ検知

5 結言FIR カメラと VR カメラによるハイブリッド検知は、波長の異なる画像を組み合わせることで相乗効果を発揮し検知率を向上させた。17
検知率を向上させた。 種類（
種類（3,946 フレーム）の評価
用映像に対し検知率
用映像
検知率95.2％％（目標（目標95％以上、％以上、
条件FPPI=1）
条件）を達成した。
しかし、電子基板（Zynq）での目標
しかし、電子基板（）での目標 30fps 稼働は、実績値 5.6fps の結果にとどまった。これは、歩行者検知率
95％以上達成のため、プログラム量とデータ量が増加し％以上達成のため、プログラム量とデータ量が増加したことが原因であった。今後は、高速化の手法をたことが原因であった。今後は、高速化の手法を再検討
検討し、継続して 30fps の実現へ取り組の実現へ取り組む。これには、第一。これには、第一にアルゴリズム自体の高速化が必須と考えにアルゴリズム自体の高速化が必須と考え、最新の高速の高速化アルゴリズムを検討しながら高速化に取り組んでいく
予定である。事業化へ向けては、予定である。事業化へ向けては、FIR カメラによる夜間の歩行者検知が有力と考えており、検知率も高い水準であることから実用化のアピール点
あることから実用化のアピール点である。
。車載歩行者検
歩行者検
知はは実用化されているが、実用化されているが、未だ十分な性能に至っていな
未だ十分な性能に至っていな
い。このことから、車載センサによる歩行者認識の難易い。このことから、車載センサによる歩行者認識の難易度が高く、解決すべきキーテクノロジーであることは明らかであり、本研究をさらに推進させることで、国内外でも競争力の高い製品（技術）へ展開が十分期待できる
と考える。
文
献
1) J Gall、V
Gall V Lempitsky：Class
Lempitsky Class-specificspecific Hough
Hough forests
for object detection、
detection In CVPR2009
CVPR2009、p1022
1022-1029（2009）
20092) David Geronimo、Antonio
Geronimo
tonio M. Lopez
Lopez：Vision
Vision-based
based
Pedestrian Protection Systems for Intelligent
Vehicles、
Vehicles SpringerBriefs
SpringerBriefs in Computer Science（2014）
20143)) Hernan Badino、Uwe
Badino Uwe FrankeFranke、DavidDavid Pfeiffer：The
Pfeiffer The
Stixel World ? A Compact Medium Level
Representation
presentation of the 3D
3D-World 、 31st DAGM
Symposium
mposium on Pattern Recognition
Recognition（20092009）4) Olga Barinova、Victor
Barinova Victor Lempisky
Lempisky、Pushmeet
Pushmeet Kohli：
Kohli：On Detection of Multiple Object Inst
Instances
ances using
Hough Transforms、IEEE
Transforms IEEE Conference on Computer
Vision and Pattern Recognition
Recognition（20102010）5) Paul Viola、
Viola Michael J.Jones
J.Jones：Robust
ust Real-Time
Real Time Face
Detection 、 International Journal of Computer
Vision、p137V
p137-154（2004））
6)) 岩元、菅谷、、金谷：3 次元復元のためのバンドル調
整の実装と評価、
整の実装と評価 IPSJ SIG Technical Report（2011））
7) Zhengyou Zhang：A
Zhang A flexible new techtechniquenique forcamera calibration、IEEE
calibration IEEE Transacitons on PatternAnalysis and Machine Intellige
Intelligencence 、 22(11) 、
p1330-1334（
p1330（2000）

可視光カメラ検知

両カメラのハイブリッド検知

図 14 誤検知が除去できた結果

図 15 夜間の遠赤外線カメラ
遠赤外線カメラ検知結果
検知結果

34

Pt/MgxZn1-xO ショットキーフォトダイオード型紫外線センサ *遠藤 治之 **、高橋 強 **紫外線センサの感度波長帯域制御を目的とし、分子線エピタキシー法を使用して Mg と Zn の組成比によりバンドギャップ制御した MgxZn 1-x O 薄膜を c-ZnO 基板上に成膜した。この MgxZn 1-xO 薄膜上に Pt ショットキー電極を形成することで紫外線センサを試作し、逆バイアスモードでの分光感度特性を評価した結果、波長 280
nm において最大 0.72 A/W と高い電流感度が得られたので報告する。
キーワード：Mg x Zn 1-x O 薄膜、ショットキーフォトダイオード、火炎検出器

Pt/MgxZn1-xO Schottky Photodiodes for Ultraviolet Sensing
Haruyuki Endo and Kyo Takahashi
To fabricate ultraviolet sensors, bandgap-controlled Mg xZn 1-xO films were depositedon c-ZnO substrates by molecular-beam epitaxy. The ultraviolet sensors with asemitransparent Pt Schottky electrode on the Mg x Zn1-xO film were fabricated bymagnetron sputtering followed by liftoff. In the reverse bias mode, the maximum
spectral responsivity of the ultraviolet sensor is 0.72 A/W at a wavelength of 280 nm.
key words : Mgx Zn 1-x O film, Schottky photodiode, flame detectorには、低い可視光感度と高い UV-C 感度が求められる。現在、工場等では光電管式 3)が使用されている。
光電管式は数メートル離れた位置にあるマッチの燃焼炎検知が可能な程の優れた特性を持つが、１）
ガラス容器に密封された真空管の一種のため高価、
２）放電を開始させるために必要な駆動電圧が数百ボルトと高い電圧が必要、３）火炎の有無しか検知できない、などのデメリットがあり、これらを解決するため半導体化が望まれている。
これまでの研究では、半導体のバンドギャップ吸収を利用するダイヤモンドや AlGaN 系の報告例 4、5)があるが感度や信頼性に課題があり、火炎検知用としては実用化されていない。また ZnO 系では、サファイア基板上の MgxZn1-xO と Pt の金属-半導体-金属構造による報告例 6)があるが、SN 比が低く実用化されていない。
本研究ではこれまで、ZnO 基板に半透明 Pt ショ
ットキー電極を形成した ZnO-UV センサ 7、8)、そして ZnO 基板に格子整合した MgxZn1-xO 薄膜を二元同時マグネトロンスパッタ法で成膜し、Mg と Zn の組成を変えることでバンドギャップを変調して感度波長帯域を制御した Pt/MgxZn1-xO ショットキーフォ
トダイオード型 UV センサを開発してきた 9、10)。しかし、スパッタ法で成膜した MgxZn1-xO 薄膜は結晶性が悪いため低感度であった。そこで本研究では高感度化を図るため、MgxZn1-xO 薄膜の成膜に分子線エピタキシー（MBE）法を使用して高品質な MgxZn1-xO

1 はじめに近年、南極圏のみならず北極圏のオゾンホールが過去最大レベルに拡大し 1)、地表へ届く紫外線（UV）
増加による皮膚がんなどの発症増加が懸念されている。現在、UV 防護の目安となる UV 強度は UV イ
ンデックスで表され、バンドパスフィルタとシリコ
ンフォトダイオード等を用いて UV-A（波長 320 nm～400 nm）と UV-B（波長 280 nm～320 nm）の強度を個別に測定することで算出されている 2)。しかし、これらのセンサシステムは大型で高価なため個人が持ち歩くには適さず、安価で信頼性の高い UV セ
ンサが求められている。
また、UV センサの他の用途として、火炎から放射される UV を検出することで炎を検知する UV 検知式火炎センサがある。物質が燃焼した際、炎からは可視光や赤外線だけでなく UV も放出されている。
一方、太陽光からも紫外線が放出されているが、波長 280 nm 以下の UV-C 領域はオゾン層で吸収されるため地上に UV-C は存在しない。従って、UV-C を選択的に検出することで太陽光などの背景光に誤動
作せずに炎検出が可能となる。一般家庭に設置されている火災警報器には熱感知式や煙感知式が主に使用されているが、炎を使用しない環境での火災発
生初期の火炎検知のためには熱感知式や煙感知式
では応答速度が不足するので、応答速度の速い光学的検出が有効となる。しかし、小規模の火炎から放射される UV-C は非常に微弱なため、UV 式炎センサ* 平成 24～26 年度** 電子情報技術部

JSPS 科学研究費助成事業（基盤研究Ｃ）、JST 復興促進プログラム（マッチング促進）

35岩手県工業技術センター研究報告

薄膜の成膜技術開発を行い、Pt/MgxZn1-xO-UV センサの試作と特性評価を行ったので報告する 11)。

第 18 号（2016）のバンドギャップは 3.8 eV（波長 326 nm）、4.05eV(波長 306 nm)および 4.5 eV（波長 276 nm）と見積もられる。Mg を混晶させない ZnO 単体のバ
ンドギャップが 3.37 eV であることから MBE 法を使用して ZnO に Mg を化合させることで、ZnO のワイドバンドギャップ化とバンドギャップ制御が出来たことを確認した。成膜した MgxZn1-xO 薄膜の結晶性は、多機能材料解析 X 線回折装置（Bruker; D8 Discover）を使用して評価した。X
線回折装置の主なセットアップを表 2 に示す。図 2に Mg-K セル温度 370℃で成膜した MgxZn1-xO 薄

2 実験及び実験結果
2-1 MBE 法による MgxZn1-xO 薄膜の成膜MBE 法は真空蒸着法の一種で、超高真空中でクヌーセンセル（K セル）から高純度の金属材料を基板に向けて蒸発させることで、基板上に薄膜を堆積する手法である。超高真空中で成膜するため不純物の混入が少なく、原料の蒸発量を K セル温度で調整することで成膜レートと膜厚を高精度に制御可能なので、量産性は劣るが結晶性に優れた薄膜成膜が可能である。また、RF プラズマソースから酸素を供給し、蒸発する金属原子を酸化することでイオンダメージの少ない高品質な酸化物薄膜の成膜が可能となる。本研究では、ユニバーサルシステム
ズ製 MBE（UMB-200）を使用し、真空チャンバ
ー内の真空度を 10-8 Pa 台まで真空引き後、原料として高純度 Zn（純度 6N）と Mg(純度 4N)を使用し、高純度酸素ガス（純度 6N5）を供給すること
で、MgxZn1-xO 薄膜を成膜した。
成膜用基板には MgxZn1-xO 薄膜のステップフロ
ー成長を促進するため、m 軸方向にオフ角（0.4°～0.6°）を有する c-ZnO 基板（東京電波製）のZn 面を使用した。MgxZn1-xO 薄膜の成膜は、まず基板温度 400℃において低温バッファ層としてMgxZn1-xO 薄膜を 20 分間成膜後、基板温度を750℃まで昇温速度 10℃/min.で昇温した後に本成膜を 3 時間行った。表１に主な成膜条件を示す。
堆積された MgxZn1-xO 薄膜の膜厚は 0.7 µm～1.2µm である。
図 1 に分光光度計（日本分光;V-550）で測定した
MgxZn1-xO 薄膜の分光反射スペクトルを示す。ZnO
基板と MgxZn1-xO 薄膜で多重反射が生じることによるフリンジが見られことから、成膜された
MgxZn1-xO 薄膜の光学特性の均一性が高いことが示唆される。最もエネルギーが高い位置にエキシト
ンによる反射ピークが観測され、エキシトンの束縛エネルギーを約 60 meV とすると 12)、これらの膜

50

Reflectance (arb. units)

30
360℃
20

10
350℃
0
2

図1

表2

Cu kα1

入射光学系

Goebel mirror

Mg-K セル温度

350℃、360℃、370℃

O2 ガス圧及び流量

3×10-3 Pa, 1.5 sccm

成膜時間

低温バッファ 20 分間
本成膜

成

2 Bounce Ge(220)
Monochromator
試料ステージCompact Eulerian cradle

受光光学系

Detector slit 9 mm
Crystal-3B, Pathfinder

750℃

310℃

構

X 線源

External slit 1.2 mm

低温バッファ 400℃

Zn-K セル温度

X 線回折装置の測定条件

光学系

条件
本成膜

5

異なる Mg-K セル温度で成膜した MgxZn1-xO 薄膜のIntensity (arb. units)

基板温度

4

分光反射スペクトル

MBE 法による MgxZn1-xO 薄膜の成膜条件
項目

3

Photon energy (eV)

10

表1

370℃

40

10
10
10
10
10
10

6

5

4

3

2

1

0

-0.4

-0.2

0.0

0.2

0.4

∆ω (degree)

3 時間

図 2

Mg-K セル温度 370℃で成膜した MgxZn1-xO 薄膜(0002)のロッキングカーブ測定結果

36

Pt/MgxZn1-xO ショットキーフォトダイオード型紫外線センサ

Responsivity (A/W)

膜（0002）のロッキングカーブ測定結果を示す。
半値幅は 30 arcsec 程度と狭いことから結晶性に優れた MgxZn1-xO 薄膜を成膜出来たことが分かった。
これらの MgxZn1-xO を用いてショットキーフォト
ダイオード作製を行った。
2-2 Pt/ MgxZn1-xO ショットキーフォトダイオードの作製及び特性評価
MBE で成膜した MgxZn1-xO 薄膜上にスパッタ法
でフィールドプレート用 SiO2 薄膜を 0.3 μm 成膜した。次に、レジストの密着性向上のため HMDS
（hexamethyldisilazane、東京応化; OA-P）雰囲
気に１分間暴露後、ポジレジスト（東京応化;OFPR-800-35cp）をパターニング後、40℃に加熱したバッファード HF（ダイキン工業;BHF-U）
で SiO2 を 10 秒間エッチングしパターニングした。
次に、ネガレジスト（日本ゼオン;ZPN-1150-90）を使用し半透明ショットキー電極用パターンを形
成後、Pt 薄膜を膜厚 3 nm スパッタ法で成膜しリフトオフ法でパターニングした。同様にリフトオフ
法によりワイヤボンディングパッド用 Pt を 80nm
パターニングした。λ/4 反射防止膜は主たる検出対
象波長 250 nm 付近で感度が最大になるよう膜厚を 40 nm とし、スパッタ法で SiO2 を成膜後リフトオフ法でパターニングした。最後に基板裏面に、
Al 2 wt%：ZnO ターゲットを用い、低抵抗 ZnO 薄膜を 50 nm 成膜後、連続して膜厚 20 nm の Ti 薄

図5

-11

Current (A)

-12

10

-13

10

-14

10

-5

0

5

Applied Voltage (V)
図4

-4

-5

300

350

400

逆バイアス電圧を変えて測定した分光感度特性

膜と膜厚 50 nm の Au 薄膜を成膜してオーミック
電極を形成した。図 3 に作製した素子の光学顕微
鏡写真を示す。
試作した Pt/ MgxZn1-xO ショットキーフォトダ
イオードの電流-電圧(I-V)特性は、マニュアルプロ
ーバ（ハイソル;HMP-200）と半導体特性評価シス
テム（ケースレー；4200-SCS, pre-Amp）を使用して行った。図 4 に試作した Pt/ MgxZn1-xO ショッ
トキーフォトダイオードの I-V 特性を示す。通常、Pt と MgxZn1-xO の接触で生じるショットキー接触
では順方向バイアスを 1 V 程度印加することで順方向電流が指数関数的に増加するが、試作したダイオードの順方向電流は逆方向電流と同等の非常に小さい値となり、高い整流比を得ることが出来なかった。これは成膜した MgxZn1-xO 薄膜がノンドー
プでバンドギャップが 4.5 eV と大きいため抵抗が高く、且つ膜厚が 1.2 µm と厚いため直列抵抗成分に順方向電流値が制限されたためと考えられる。
次に、試作した Pt/ MgxZn1-xO ショットキーフォ
トダイオードの分光感度特性を評価した。分光感度
特性測定には紫外線特性評価装置（日本分光;IUV-25）を使用した。本装置は Xe ランプ（オゾンレスコーティング無）を光源とし、分光器で分光することで波長純度 5 nm 程度の単色光の発生が可能な装置で、主に太陽電池の分光感度特性評価に使用される装置である。また、照射される光を校正された Si フォトダイオード（浜松ホトニク
ス;S1336-18BQ）で光強度を測定することで、絶対感度を算出した。素子の出力電流測定にはサブフェムトソースメジャーユニット（ケースレー; 6430）
を使用し、素子への印加電圧を-0.01 V と-20 V の 2条件で測定した。
図 5 に Pt/ MgxZn1-xO ショットキーフォトダイオ
ードの分光感度特性を示す。素子への逆バイアス電圧が-0.01 V では、波長による感度の違いは見られるものの光電流が小さいため最大でも 0.002 A/Wと非常に低い感度となった。これは MgxZn1-xO 薄

10

-10

10

-3

Wavelength (nm)

オードの光学顕微鏡写真

-15

10

-2

250

作製した Pt/MgxZn1-xO ショットキーフォトダイ

-20

10

10

0.5 mm

図3

10

-20 V
-0.01 V-1

電流-電圧特性37

岩手県工業技術センター研究報告

膜において、UV-C 領域における光の侵入長が 0.1µm 以下と短いため、成膜した MgxZn1-xO 薄膜全体の導電率変調が生じないことに加え、素子の直列抵抗成分が大きく光電流が流れにくいためと考えられる。一方、逆方向バイアス電圧を-20 V とすることで電流感度は大きく増加し、波長 280 nm において最大で 0.72 A/W と非常に大きな値が得られた。
これは、逆バイアス電圧を印加することで外部電界により光電流が流れると共に、ブレークダウンには至らないがなだれ増倍が発生し光電流が増倍されたためと考えられる。この結果より MBE で成膜した MgxZn1-xO 薄膜の結晶欠陥が少ないため欠陥を介したリーク電流の発生が抑制されたことが示唆された。
今後目標とする極微紫外線検出には、わずかな入射フォトンでもアバランシェブレークダウンによって光電流を大きく増幅可能なガイガーモード動
作が有効となる。今回の研究により逆バイアス動作可能なショットキーフォトダイオードを作製できたので、ガイガーモードの実現に向けて研究を大きく前進することが出来たと考えられる。

第 18 号（2016）

謝辞本研究を行うにあたり、岩手大学柏葉安兵衛名誉教授から ZnO およびフォトダイオードに関するア
ドバイスを頂きました。また、東北大学大学院工学研究科の佐橋政司教授、野崎友大助教、Belmoubarik Mohamed 氏および佐藤秀幸氏からは、MBE 法を使用した MgxZn1-xO 成膜に関する共同研究において支援を頂きました。本研究の一部は、JSPS 科研費 基盤研究 (C) 24560433 及び JST 復
興促進プログラムにより行われたものです。この場をお借りしてお礼申し上げます。
文献1) Gloria L. Manney et al., Nature（2011）10556.
2) http://www.eko.co.jp/eko/a/a02-fr.html.
3) http://jp.hamamatsu.com/products/
sensor-etd/pd006/index_ja.html.
4) C. Pernot, et al., Jpn. J. Phys. 39, p387-389（2000）
5) M. Liao, et al., Appl. Phys. Lett. 87（2005）
022105.
6) W. Yang, et al., Appl. Phys. Lett. 78（2001）
2787-2789.
7) H. Endo et al., IEEJ Trans. SM, 127, 131（2007）
8) H. Endo et al., Appl. Phys. Lett., 90(12),（2007）121906.
9) H. Endo et al., phys. stat. sol. (c) 5, （2008）
3111.
10) H. Endo et al., Appl. Phys. Express, 1(5),（2008） 051201.
11) 遠藤治之他、12a-D1-12、第 68 回応用物理学会春季学術講演会、東海大学（2015）12) U. Ozgar et al., J. Appl. Phys. 98, (2005)
041301.

3 まとめ
本研究では太陽光紫外線の波長弁別検知や火炎検出を目指して UV センサを試作し、基本的な動作を確認した。MBE 法で成膜した MgxZn1-xO 薄膜
はスパッタ法で成膜した薄膜に比較し結晶性に優れ、Zn と Mg の組成比を変えることでバンドギャッ プ 制 御 を 可 能 に し た 。 ま た 、 試 作 し た Pt/
MgxZn1-xO ショットキーフォトダイオードは、逆バ
イアス電圧を-20 V 印加することでなだれ増倍が初めて観測され、最大電流感度 0.72 A/W が得られた。今後、極微紫外線検知に向けて、ガイガーモー
ド動作の実現を目指す。

38

画像情報とセンサデータを組み合わせた
農業用ハイブリッド環境測定システム
ハイブリッド環境測定システム＊菊池 貴**、野村
野村 翼**、千田、麗誉**
農業現場における作業省力化
農業現場
作業省力化のために、安価で多点観測可能な環境測定装置が求のために、安価で多点観測可能な環境測定装置が求められている。そこで筆者らは、安価なセンサノードとめられている。そこで筆者らは、安価なセンサノードとさらにそれらを、安価なセンサノードとさらにそれらを
さらにそれらを複数組み合
組み合
わせたものと通信可能なソフトウェアを開発して、センサネットワークを用いた農業向け環境測定装置を試作した。また、ビニルハウス
業向け環境測定装置を試作した。また、ビニルハウス内環境。また、ビニルハウス内環境に基づいたに基づいた温湿度サイ
温湿度サイ
クル試験によによる筐体の評価を行い、筐体の評価を行い、筐体内への水蒸気の侵入が無いことを確認した
筐体内への水蒸気の侵入が無いことを確認した
水蒸気の侵入が無いことを確認した。
キーワード：
キーワード：M2M、センサネットワーク
センサネットワーク
センサネットワーク、無線
無線 LAN、スマートフォン
スマートフォン

Agricultural Hybrid Environmental Measurement System Combining
Sensor Data and Image Information
Takashi Kikuchi, Tsubasa Nomura and Yoshitaka Chida
This report describes a prototype of an inexpensive multipoint observable environmental
measurement system, which is required to decrease human labor in agricultural fields. The
system consists of a low-cost
low cost sensor node and software that collects and analyzes the data.
To evaluate the sensor node, we use it to measure temperature and humidity cycles in aplastic greenhouse environment. The results confirmed the absence of water vapor ingress
into the housing.
hous
key words : machine
achine to machine, sensor
ensor network
etwork, wirelessireless LAN,
LAN smart phone
hone
距離、通年稼動が挙げられ、デメリットとしては高価で距離、通年が挙げられ、デメリットとしては高価であり、設置工事も必要なことが挙げ
り、設置工事も必要なことが挙げ
り、設置工事も必要なことが挙げられる。一方、センられる。一方、セン
サネットワークは耐候性や通信距離、稼動時間は劣るものの、低価格で設置も容易であり、複数点でのデータ取得に適している。
有限会社イグノスと岩手県工業技術センターは、有限会社イグノスと岩手県工業技術センターは、センセンサネットワークの耐候性の問題
サネットワークの問題を解決した、安価な農業
農業
現場向け測定装置の開発を
現場
測定装置の開発を平成
平成 25 年度から共同で行っ
年度から共同で行っている。装置の全体像を図１にている 装置の全体像を図１に装置の全体像を図１に示す。本装置では、設置示す。本装置では、設置

1 緒言
近年、農業分野における高齢化、労働力不足が問題視されており作業の省力化、効率化を目的とした ICT 技術の導入が進んでいる。農業の ICT 化において第一に求められるのは温度、日照、水分量といった圃場環境の測定であり、従来はフィールドサーバ 1、2)と呼ばれる大型の装置が用いられてきた装置が用いられてきたが、近年では小型で安価なが、近年では小型で安価なセンサが、近年では小型で安価なセンサ
ネットワーク 3、4、 5、6、7)が注目されて注目されている。
いる。
フィールドサーバ
フィールドサーバのメリットは高い耐候性、長のメリットは高い耐候性、長い通信のメリットは高い耐候性、長い通信

立体的な測定ビニルハウス

携帯端末

センサの多点設置

グラフ表示

無線センサノード

画像との合成表示

図 1 環境測定装置全体像***

平成 26 年度 共同研究
電子情報技術部39

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）が容易な無線センサによる多点観測と、センサデータとが容易な無線センサによる多点観測と、データとカメラ画像を
カメラ画像を合成した直感的な表示を安価に実現するこした直感的な表示を安価に実現することを目指しているとを目指している。
平成 25 年度は市販ノード、
年度は市販ノード、PC および携帯端末を用
および携帯端末を用いた第 1 試作を行った。図 2 に示す第 1 試作では、PC
試作では、 と携帯端末間で通信するためのソフトウェアを試作し、セン
サ値を携帯端末で取得する基本的な機能を実現した。しかし、
市販ノードや PC を用いるため価格が高くノード台
数は 1 台であった。
本研究では低価格化とノードの複数台化を目的と本研究では低価格化とノードの複数台化を目的とした第 2 試作を行った。図 3 に示す第 2 試作では、市販部
試作では、市販部品を用いた安価なセンサノードの試作、携帯端末向け通信ソフトウェアの改良を行った。また、本装置はビニル
ハウス内での使用を想定していることから、筐体に必要な耐候性を調査するためビニルハウス内の測定実験およ
耐候性を調査するためビニルハウス内の測定実験およびビニルハウス内環境を模した温湿度サイクル試験を実
施した。
2 設
計
図 4 にシステムの全体像を示す。
にシステムの全体像を示す。本システム
システムは、複数は、複数のセンサ
センサノードと携帯端末が無線通信を行い携帯端末でノードと携帯端末が無線通信を行い携帯端末で測定結果を確認する。
試作センサノードは 3 つの異なるセンサを持つ。
各センサの出力電圧は増センサの出力電圧は増幅器を用いてセンサの出力電圧は増幅器を用いて通信基板の参照電通信基板の参照電圧にスケーリングする。
圧にリングする。通信基板は一定周期でセンサ
通信基板は一定周期でセンサ電
通信基板は一定周期でセンサ電圧値を携帯端末へデータを送信する。
圧値を携帯端末へデータを送信する。各センサノードは
各センサノードは携帯端末への送信のみを行い、携帯端末からの受信やノード間での送受信は行わない。
携帯端末は各ノードからの送信要求がないかを順に確認（ポーリング）
順に確認（ポーリング）し、通信を行う。データ受信後し、通信を行う。データ受信後は、センサ電圧値を検量線に従い温度、湿度、照度に変は、センサ電圧値を検量線に従い温度、湿度、照度に変換する。そして、各測定値の表示、グラフ表示、画像と合成した表示を行う。

PC 側通信ソフトウェア
通信ソフトウェア

携帯端末側
携帯通信ソフトウェア
通信

PC

携帯端末
市販センサノード
市販センサノード（1 台）

3 試
作
3-1
1 センサノードの試作
センサノード図 5 に試作したセンサノードを示す。試作センサノー
試作したセンサノードを示す。試作センサノー
ドは、温度センサ、湿度センサ、は、温度センサ、湿度センサ、は、温度センサ、湿度センサ、照度センサの照度センサの 3 種類のアナログセンサと Wi-Fi モジュール
モジュール（ディジインターナ（ディジインターナ
ショナル XBee WiFi S6B）で構成される。
S6B で構成される。
各アナログセンサの出力電圧は、各アナログセンサの出力電圧は、オペアンプと抵抗で構アンプと抵抗で構成した非反転増幅回路により、成した非反転増幅回路により、Wi-Fi モジュールの参照
ジュールの参照
電圧 2.5Ｖにスケーリングした
スケーリングした
スケーリングした。各センサの計測範囲を
各センサの計測範囲を表１に示す。
Wi-Fi
Wi
モジュールは、一定周期でモジュールは、一定周期でアナログポートのセ
アナログポートのセ

図 2 第 1 試作構成

試作センサノード
通信ソフトウェア
通信

（複数台）

携帯端末

図 3 第 2 試作構成

携帯端末

センサノード 1
センサ１

無一定周期で送信で送信増幅器１

１、ポーリングによる
１、ポーリングによる

通センサ２

複数端末との通信

信増幅器２２、受信データを２、受信データを基
センサ３

通信・表示ソフトウェア

線

増幅器３

温度、湿度、照度に変換

板

３、温度、湿度、照度の表示
３、温度、湿度、照度の表示
４、グラフ作成・表示
４、グラフ作成・表示

センサノード２５、測定値を色に変換
画像と合成表示センサノード３
図 4 センサノード
センサノードと携帯端末の動作と携帯端末の動作40画像情報とセンサデータを組み合わせた農業用ハイブリッド環境測定システムっていた。しかし、本通信ソフトウェアにより、通信基
板と直接通信が可能となり、通信用の PC は不要となった。
第 1 試作で用いた市販センサノード （GainSpan
GS1011MEE）では、1 台あたりの費用が 30,000 円と高価であったため、多点での観測には適していなかった。しかし、本試作センサノードでは、安価な市販部品を組み合わせることで1台あたりの費用を8000円程度に削減で

温度センサ

湿度センサ

通信基板

増幅器

照度センサ

DC 電源

図 5 試作センサノード
表 1 温度、湿度、照度センサの計測範囲
センサ
メーカ

温度
National

湿度
TDK

照度

きたため、多点観測を安価に実現することが可能になった。
3-2 通信ソフトウェアの試作
図 6 に試作した携帯端末向け通信ソフトウェアを示す。
通信ソフトウェアは各ノードからの送信要求を順に確認する。送信要求があった場合、送信元の IP アドレスを確認し、予め登録しておいた各ノードの IP アドレスと照合する。その後、受信したデータの保存、電圧値の変換、測定値の表示を行う。
試作センサノードから送られてくるデータはセンサ電圧値であるため、検量線を用いてそれぞれの電圧値を温度、湿度、照度に変換する。温度、湿度、照度の値はメモリ上の記憶領域に保存され、同時に図 6(a)のリアルタイム
表示画面上に反映される。グラフ表示ボタンをタッチした際には記憶領域のデータから図 6(b)に示すグラフを作成し表示する。画像とセンサ値の合成表示ボタンをタッチした際には、最新の温度の値を色に変換し半透明画像を作成し、予め登録していた画像と重ねて表示する。
表示例を図 6(c)に示す。
本通信ソフトウェアは Android 端末向けに開発した。
開発環境については表 2 に示す。
第 1 試作における通信ソフトウェアでは、Windows OSとの通信を行うため PC を介して携帯端末との通信を行

新日本無線

Semiconductor

型式
測 製品仕様定
範 設計仕様囲 (参照電圧LM61B-25～85℃

CHS-GSS
5～95%RH-25～75℃

5～95%RH

表 2 通信ソフトウェア開発環境

NJL7502L
1～
100000Lx
1～
10000Lx

開発環境
開発言語
SDK

2.5V)

増福値

1.7 倍

ノード１～３のIP アドレス(a)

2倍

リアルタイム表示

0.3 倍

開発ターゲット

グラフ表示

(b)

Android Studio 1.1.0
Java
JRE1.8.0
Android SDK Tools 24.0.2
Android SDK Platform-tools 21
Android 2.2.3(c)

画像と合成表示

ポート番号
通信開始／停止ボタン
ノード１～３の測定値グラフ表示ボタン
画像とセンサ値合
成表示ボタン
終了ボタン

図 6 表示ソフトウェアの画面(a)センサノード 3 台の測定値をリアルタイム表示 (b)温度、湿度、照度の測定結果のグラフ表示 (c)最新の温度情報を色データに変換し、指定した画像ファイルと合成表示

41

岩手県工業技術センター研究報告っていた。しかし、本通信ソフトウェアにより、通信基
板と直接通信が可能となり、通信用の PC は不要となった。
また、複数のセンサノードとの通信を実装したことにより、多点観測を実現した。
4 動作検証
前述の試作センサノードと通信ソフトウェアを用いた動作検証を行った。動作検証に用いた機器を図 7 に、試験項目を表 3 に示す。
これらの動作検証によりにより、通信確立、3 ノード
からのセンサデータ取得、測定データのリアルタイム更新、グラフ表示といった基本的な機能が正常に動作することを確認した。
しかし、試作センサノード 3 台はセンサ、検量線、環境とも同一の条件で実験を行ったが、得られたセンサ値にはばらつきが見られた。これは使用したアナログセン
サの個体差と、センサノードを自作した際に抵抗値が均一ではなくなったことで、センサから取得した電圧値にばらつきが出たと考えられる。センサの個体差を無くすためのキャリブレーション手法の確立が今後の課題である。
また、通信ソフトウェアはノードから送られてきたデータを無作為に取得するため、データの取得回数についてもばらつきが見られた。これについては、ソフトの改良によるデータの順次取得機能の追加や、センサノードのマイコン制御といった対策が考えられる。
今回の実験では、センサノードの電源にバッテリーとAC 電源の 2 種類を用いた。最終製品ではバッテリー駆動を想定しているが、実験ではバッテリーを用いた場合 1～2 時間程度しか稼動できないことが明らかになった。
今後製品化へ向け、バッテリーの改善や小型の太陽光パネル等の活用も検討し長期稼動に向けた取り組みを行う。
5 耐候性試験
本研究で開発している環境測定装置は屋外やビニル
ハウス内での使用を想定しており高い耐候性が求められる。そこで、実際の圃場における環境を調査するために
表 3 動作検証項目
1

項目
ネットワーク設定

2

センサデータの取得

3

グラフの表示4

画像と温度の
合成表示
ソフトウェア終了

5

手順
センサノード１～３の IP
アドレスを入力
ポート番号を入力「Connect」
ボタンをタッチ「Create Graph」
ボタンをタッチ「PICTURE and DATA」
ボタンをタッチ「Finish」
ボタンをタッチ42

第 18 号（2016）

(a)

(b)

(c)

図 7 動作検証に用いた機器(a)タブレット端末：Lenovo IdeaPad Tablet A1-07 (b)無線ルータ：Cisco-Linksys E1000 (c)試作ノード3台 通
信基板：Xbee WiFi S6B

株式会社サラダファームの協力のもと実際の圃場での温湿度計測実験と、そこで得られた温湿度情報をもとにした恒温恒湿槽による温湿度サイクル試験を実施した。
5-1 圃場実験
平成 26 年 4 月 10 日～11 月 6 日まで株式会社サラダフ
ァームのビニルハウス 2 棟で温湿度の計測を行った。計測に用いた装置を表 4 に示す。
計測では、2 棟のビニルハウスにセンサノードを 3 台ずつの計 6 台配置した。ビニルハウス内では日中に気温が上昇し湿度は下降する。夜間は逆に気温が下降し湿度が上昇する。夏季は特に温度と湿度の上下が大きくなり電子機器には過酷な環境となる。7～9 月における、温度と湿度の測定結果を図 8 に示す。温度は 10～40℃、湿度
は 40～90%RH の範囲で変化を繰り返していた。この結果から、後述する恒温恒湿槽実験の条件を設定した。
5-2 恒温恒湿槽実験
試作センサノードを圃場で使用する際には耐候性向上のための筐体が必要となる。そこで本研究では、市販の筐体を使用し圃場環境を模した温湿度サイクル試験を実施し、筐体内部への水蒸気の浸入の有無を確認した。実験には図 9(a)に示す防水・防塵ボックス(タカチ電機工
業 BCAS121210G)を使用した。このボックスの防水・防塵性能は IP65 である。
筐体にノードを格納した際に、図 9(b)に示すようにセンサ自体は筐体の外に出す必要があるため、筐体に穴を開けてリード線を通し、図 9(c)に示すようにシール剤で封止した。この封止が不十分な場合、水蒸気が筐体内部に侵入する恐れがあり、センサノード故障の原因となる。
試験条件は前述の圃場実験から図 10 に示すような高温（40℃、30%RH）と低温（5℃、90%RH）の上下を 1 サイ

画像情報とセンサデータを組み合わせた農業用ハイブリッド環境測定システム

入および結露は確認されなかった。これは、筐体自体がIP65 対応であり防水性能が高いことと、センサ用に空けた穴が非常に細くシール剤による封止が容易であったと考えられる。今後はさらに長期の試験や、屋外試験などを行いビニルハウスでの長期稼動の実現を目指す。

表 4 圃場実験で用いた機器

センサノード 6 台
通信基板
通信規格

クロスボー XM2110
ZigBee（無線 2.4GHz 802.15.4）
クロスボー MTS400
Sensirion SHT11
単 3 電池×2

センサ基板
温湿度センサ電源

6 結言
本研究では、画像情報とセンサデータを組み合わせた
ハイブリッド環境測定システムの開発に向けた第 2 試作と使用環境を想定した耐候性試験を行った。
センサノード試作では、安価な市販部品を用い、温度、湿度、照度の 3 種類のセンサを搭載したセンサノードを実現した。通信ソフトウェア試作では、OS 無しのノードとの通信、複数ノードとの通信、検量線による電圧値の

基地局 1 台PC

通信基板
インタフェースボード
制御ソフト
(℃)
50

(a)

平均温度比較

ONKYO SK3KX06GA
OS：Windows XP
CPU：Atom 520
メモリ：1GByte
XM2110MIB520Moteview2.0F

(a)

７～９月

40
30
20
10
0
(日)
7月
(%RH)
100

(b)

平均湿度比較

8月

9月

７～９月

(b)

(c)

80
60
40
20
0
(日)
7月

8月

図 9 実験に用いた筐体と封止部分(a)使用した防水・防塵ボックス BCAS121210G タカチ電機

9月

工業 (b)センサ露出部 (c)センサ露出部の裏面、端子用

図 8 ビニルハウス内の温度・湿度の穴をシール剤によって封止した(a)7～9月におけるセンサノード6台の平均温度 (b)7～9
月におけるセンサノード 6 台の平均湿度℃50

クル（3 時間）として 90 回繰り返した。恒温恒湿槽はPL-2KPH （エスペック）を用いた。
筐体内部への水蒸気の進入を確認するためには湿度
インジケーターシール（as one RH3-70）と水没シール（アセイエ工業 MZ-R）を用いた。湿度インジケーターシー
ルは湿度、70、80、90％それぞれで白から青に変色する
ため、温度勾配により封止部が呼吸し筐体内部の湿度が上昇したかを確認する。水没シールは濡れることで変色するため筐体内部で結露が発生したかを判定するために用いた。
図 11、12 の実験結果から本実験において水蒸気の進

1 サイクル

%RH
100

40

80

30

60

20

40

10

20

0
0

1
温度（℃）

2

3
湿度（%RH）

図 10 温湿度サイクル試験の設定条件

43

0
4
hour

岩手県工業技術センター研究報告(a)

第 18 号（2016）

謝辞本研究は第 11 回リエゾン-I 研究開発事業化育成資金の対象事業に認定され、贈呈された資金により実施されました。また、圃場環境測定実験に当たっては株式会社
サラダファーム様にご協力を頂きました。深く御礼申し
上げます。

(b)

図 11 実験前後の湿度インジケーターシールの変化(a)実験前の湿度インジケーターシール(b)90 サイクル文献1)平藤雅之：フィールドサーバによるユビキタス環境とセンサネットワークの構築、電子情報通信学会、第 18
回 回路とシステム軽井沢ワークショップ論文集、
p175-180（2004）
2)深津時広、平藤雅之：圃場モニタリングのためのフィールドサーバの開発、農業情報研究、12(1)、p1-12（2003）
3)浅井徹、松生秀正、志知昭宏：農業用センサネットワ
ーク制御管理システムの開発、愛知県産業技術研究所
研究報告、p30-33（2010）4)峰野博史：高精密農業を可能とするマルチベンダセン
サグリッドの実証的研究、静岡大学科学研究費助成事
業（科学研究費補助金）研究成果報告書（2012）5)永原崇範、鹿島拓也、猿渡俊介、川原圭博、南正輝、
森川博之、青山友紀、篠田庄司：ユビキタス環境に向けたセンサネットワークアプリケーション構築支援のための開発用モジュール U3（U-cube）の設計と実装、電子情報通信学会技術研究報告.NS、ネットワー
クシステム 102(692)、p61-66（2003）
6)Genng Wu、Shilpa Talwar、Kerstin Hohnsson、 Nageen
Himayat and Kevin D.Johnson：M2M: From Mobile toEmbedded Internet、Communications Magazine、IEEE
vol.49. Issue 4、p36-43（2011）7)太田義和、菅野正嗣、村田正幸：センサネットワーク
における位置測定のためのデータ収集方式の提案、
電子情報通信学会技術研究報告.IN、情報ネットワー
ク 103(437)、 p31-36（2004）

270 時間後もシールの変色は無く水蒸気の進入は確認さ
れなかった
(a)

(b)

図 12 実験前後の水没シールの変化(a)実験前の水没シール(b)90 サイクル 270 時間後もシールの変色は無く結露は確認されなかった

変換処理、グラフ表示、画像と温度データの合成表示を実現した。そして、試作ノードと通信ソフトウェアを用いた動作検証では、通信、データ取得、可視化といった基本的な機能について正常に動作していることを確認した。一方で、センサノード毎の取得値のばらつきや各センサノードからのデータ取得回数のばらつき、バッテリ
ー駆動時間が短いといった課題が明らかになった。
耐候性試験では、ビニルハウスにおける測定実験および、恒温恒湿槽による温湿度サイクル試験を実施した。
測定実験では、ビニルハウス内の温度湿度環境を明らかにした。そして、測定結果を元に市販筐体を用いた温湿度サイクル試験を実施し、水蒸気の侵入が無いことを確認した。
今後は、センサノード間のデータのばらつき解消およびセンサノード駆動時間の延長について取り組むとともに、圃場や恒温恒湿槽を用いた耐候性の検証を行い装置の完成度を高め製品化を進めていく。

44

光学設計のための電磁場解析の基礎検討 *目黒 和幸 **
光 波 長 と 同 程 度 の 微 細 構 造 を 有 す る LED の 素 子 構 造 や 反 射 防 止 構 造 の 形
成 な ど の 照 明 設 計 で は 、幾 何 光 学 だ け で な く 波 動 光 学 領 域 の 計 算 が 欠 か せ な
い 。 有 限 差 分 時 間 領 域 (FDTD)法 を 用 い る こ と に よ っ て 波 動 光 学 解 析 環 境 を
簡 単・安 価 に 構 築 で き る が 、複 雑 な 解 析 に は 多 く の メ モ リ が 要 求 さ れ る 。本研 究 で は 、波 動 方 程 式 か ら 出 発 し た WE（ wave equation）-FDTD 法 に よ る
波 動 光 学 解 析 ソ フ ト ウ ェ ア を 開 発 し た 。そ の 結 果 、WE-FDTD 法 の 計 算 速 度は 従 来 と 比 較 し て 1.1～ 1.25 倍 に 高 速 化 さ れ 、メ モ リ 使 用 量 は 3/4 に 低 減 された。
キ ー ワ ー ド ： 電 磁 場 解 析 、 FDTD 法 、 波 動 光 学 、 幾 何 光 学

Fundamental Electromagnetic Field Analysis for Optical Devices
Kazuyuki Meguro
Designing optical elements with submicron structures (e.g., light emitting
diodes, antireflection structures, etc.) requires an analysis based on wave optics.
Although such an analysis can be built easily and cheaply by using thefinite-difference time domain (FDTD) method, applying it to systems withcomplicated shapes requires considerable computer memory. In this study, wedeveloped wave-optics analysis software using the wave-equation FDTD method.
The calculation speed of the WE-FDTD method is 1.1%–1.25% faster than theconventional FDTD method and requires 75% less computer memory.
key words : electromagnetic field analysis, finite-difference time domain
method, wave optics, geometric opticsュレーションするにはコンピュータでの数値計算に頼らざるを得ない。電磁場解析シミュレータは数多く市販されているが、ユーザーが求めたい答えを得るためには電磁気学の知識と経験が必要な場合が多い。本研究は、電気電子分野におけるコンピュータ
設計支援(CAE)の技術強化を図るため、波動方程式
から出発したwave equation - FDTD法による低メ
モリ使用量の波動光学解析ソフトウェアの開発と波動光学－幾何光学の連携解析について実施した。

1 緒言
従来の白熱電球や蛍光灯に替わる白色発光ダイオード(LED)を用いた照明器具の開発が盛んに行われている。集光レンズや反射鏡の設計には幾何光学が用いられ、白色LEDの外部量子効率を向上させる素子構造や反射防止構造の設計ではそのサイズが光の波長程度にまで微細になることから物理光学・波動光学が必須となる。さらに、光導波路や表面プラズ
モン、屈折率の周期構造体であるフォトニック結晶などではスカラー回折近似が成り立たない領域に入ることや時間領域の解析が必要になることからより高度な光学設計が欠かせない。また、光学領域以外
でも高周波領域における不要輻射対策やモータの磁気回路設計では電磁場解析技術が求められている。
光学領域でも電波領域でもその根幹となる基本法
則はMaxwell方程式であり、違いは周波数と物質定数だけである。Maxwell方程式を解くことであらゆる電磁現象を理解することができるが、解析的に解くことができるのは極僅かの理想的な形状・状況のみである。そのため、現実の系での振る舞いをシミ
*
**

2 方
法
2-1 FDTD 法
Maxwell方程式を数値計算的に解く方法として
有 限 差 分 時 間 領 域 (FDTD : Finite DifferenceTime Domain)法がある。この手法は、図 1 のように解析空間を各方向にメッシュ状に分割し、それぞれの単位セルに物質定数(誘電率ε、透磁率µ、導電率σ)を設定することで複雑な形状を表現することができる。電場 E は辺に、磁場 H は面の中心に配置され、互いを結びつける空間微分を差分で表現す平成 22 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業
電子情報技術部（現 機能表面技術部）

45

岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）

式(3)

図1

分(Ex, Ey, Ez)と、t = n-1/2 と t = n-3/2 の磁場 3成分(Hx, Hy, Hz)の計 12 成分を保持しなければならない。
光学領域では磁化が周波数に追従できないためほとんどの物質では透磁率µ = 1 となるので、通常
は電場の振る舞いだけを議論すれば十分である。そこで、Maxwell 方程式から磁場に関する項を消して式(3)の電場に対する波動方程式のみを考えても結果に変わりはない。波動方程式は 2 階の偏微分方程式であるため、t = n, t = n-1, t = n-2 の電場 3
成分(Ex, Ey, Ez)の計 9 成分を保持しておく必要がある。単純に比較するだけでもメモリの量が 3/4 に低減できる上、計算時間の短縮が期待できる。
2-2 幾何光学解析
光学シミュレータソフト ZEMAXTM は、レンズや照明の設計を行うことができるソフトウェアである。光線が入射する順番が決まっている結像系などの設計にはシーケンシャル光線追跡が、光線が光学素子に当たる場合と当たらない場合や多重反射を伴うような系の設計、また照明設計にはノンシー
ケンシャル光線追跡を行うことができる。さらにレーザなどのコヒーレントビームや光ファイバのモード設計には物理光学伝搬をシミュレーションすることも可能である。しかし、波動光学で議論しなければならない領域の光学素子を扱うことはできない。ZEMAX には任意の光源データを入力することができる機能を有しており、例えば外部の FDTD
プログラムで仰角・方位角に対する光放出強度のデータを準備することができればそれを ZEMAX で読み込んで光源として扱うことができる。

単位セルと電磁場の配置るのに適した構造となっているのが特徴である。式(1)に示す Maxwell 方程式を数値計算するために、
時間および空間について 1 次の中心差分によって差分化する。一例として式(2)に 3 次元における電場の z 成分の差分式を示す。E 右肩の n は n ステ
ップ目の時間であることを示しており、En-1 と
Hn-1/2 が既知であれば En を計算することができる。
このように FDTD 法では電場と磁場を交互に計算していくことで電磁場の時間発展を求めることができ、過渡現象も視覚的に解析することができる手法である。
FDTD 法では、計算誤差を低減させるためにメッシュの一辺のサイズ(∆x)を電磁波の波長(光であれば 500 nm 程度)の 1/10 以下に設定することと、解が発散しないように時間ステップ(∆t)を∆t≦∆x /c (c : 光速)が満たされるようにしなければならない。一方で、遠方電磁界を評価するには波源や散乱体から十分に離した位置に吸収境界を設置しなけ
ればならないため、必然的に巨大なセル数の解析空間を準備しなければならなくなる。このように、各セルの電磁場の値を保持するためにはセルの一辺の数の 3 乗に比例する膨大なメモリが必要となることと、計算時間も総セル数の 3～4 乗に比例することが知られていることから、現実的にはかなり強力な計算資源が要求される。通常の FDTD 法では
t = n(現在の時刻)と t = n-1(過去の時刻)の電場 3 成

3 結果と考察FDTD 法のプログラムを開発するに当たり、以下の性能を有するパソコンを開発環境として使用した。CPU : Core2Quad 2.4GHz、メモリ : DDR2
8GB、OS : WindowsXP 64bit 版、Compiler : Intel
Visual Fortran 10.0。 3 次元空間の FDTD シミュ
レータを開発し、動作確認のために微小ダイポールのシミュレーションを行った。解析空間の中心に d= 30 mm、振幅 1.0 V/m、周波数 1 GHz の正弦波を入力した結果を図 2 に示す。計算は時間ステップ∆t = 2.0 ns、Courant 数 0.200、解析領域の一辺が 283 セルの立方体、16 層の PML (perfectly
matched layer)吸収境界条件で行った。画像表示は
赤が正の位相、青が負の位相を表している。ダイ(Faraday's laws)(Ampere’s law)
式(1)

式(2)

電場に対する波動方程式

Maxwell 方程式

3 次元における電場の z 成分の差分式

46

光学設計のための電磁場解析の基礎検討

図2の中心に Ex あるいは Ey の微小ダイポールを置いて遠方放射パターンを計算した結果を図 3 に示す。
この結果を見て、まず Ex と Ey に同じ量を置いたにも関わらず放射強度が異なっていることが分かる。また、放射パターンも cos 分布からずれが生じていることが見て取れる。この原因を追及するために、波源近傍の位置での電場強度の時間発展をプロットしたものが図 4 である。上のグラフは波源のある位置、下のグラフは解析空間の端の位置での電場強度である。これを見ると波源直上では理想的に電場が振動しているが、端まで伝播すると右に進む
波と左に進む波で電場強度にずれが生じていることが判明した。このプログラムのバグの影響と考えられるが、研究実施期間中には改善することができなかった。以下で行う計算資源の評価では、このプ
ログラムのままの結果を用いて議論を行う。
FDTD 法においては現在と過去合わせて合計 12成分の電磁場のデータを保持しなければならないの に 対 し て 、 波 動 方 程 式 か ら 出 発 し た wave
equation (WE) - FDTD 法は合計 9 成分と保持するデータ量を減少させることができる。この検証を行うために 2 次元 Transverse Magnetic (TM)モードの FDTD および WE-FDTD プログラムを構築し、解析空間の一辺の長さ n に対する CPU 計算時間をプロットしたものを図 5 に示す。
n = 500 程度までは FDTD の方が高速であるが、
n = 1,000 以上では 1～2 割程度 WE-FDTD の方が高速であることが分かる。この理由として、データ

微小ダイポールからの近傍放射パターン

ポールの輪切りにした面(図 2 のオレンジ)での放射パターンは同心円状に、ダイポールを含む面(図 2のピンクおよび黄緑)では 8 の字パターンが明瞭に現れており定性的にはうまくシミュレーション出来ていると言える。
上記の放射パターンは波源に近いため近傍電磁界を図示したものになっている。そこで、準静電界や誘導界を取り除いた遠方界のみを評価するため、界等価原
理による近傍界-遠方界変換を試みた。界等価原理とは、波源を含む任意の閉曲面上に電流および磁流を配置することで閉曲面内部の電磁界を表現することができるもので、等価電磁流を積分することで遠方界の放射パターンに変換することが可能である。FDTD 法では電磁場の時間発展データを取得できるが、通常は定常状態の放射パターンを知りたいのであるから周波数領域で計算を行うために高速フーリエ変換(FFT)を用いて評価した。解析空間

図3

微小ダイポールの遠方放射パターン

図447

微小ダイポールの電場伝播の様子

岩手県工業技術センター研究報告

図5

第 18 号（2016）

FDTD 法と WE-FDTD 法の計算時間の比較

量が少ないために全体的に WE-FDTD の方が高速であるが、WE-FDTD は初期条件の設定項目が多いため n が小さい場合には計算時間にロスが出る原因であると考えられる。セル数が多い状況下での計算時間が短縮できることは大きなメリットであり、さらにメモリも少なくて済むため限られた計算資源の下では有効な手段であることが証明された。
次に、ZEMAX による光源シミュレーションの結果について述べる。現状の FDTD プログラムからは定量性の面で満足できる放射パターンデータを得ることができなかったため、市販の砲弾型 LED
素子の配光パターンデータを取り込んで照度分布のシミュレーションを行った。LED のデータは、Ledman Optoelectronic Co., Ltd.の InGaN 白色
LED (LL1516HCWW1-151)を用いた。LED の前面 に 100,000 × 100,000 の 検 出 面 を 設 定 し 、
1,000,000 本の光線を射出してモンテカルロシミュレーションすることで、検出面のどの点に何本の光線が横切るかを見て照度分布を計算するものである。シミュレーションの結果を図 6 に示す。用いた LED は 50% power angle(最大強度の半分の強度になる放出角)が 15°であるため非常に指向性が高いが、シミュレーションでも良く再現できている。放射パターンを設定した LED チップの他に電極やレンズを配置することで現実の LED 素子をシミュレーションすることも可能である。将来的には波動光学部分を WE-FDTD で、マクロな幾何光学部分を ZEMAX で連携解析することで照明設計の支援ができるものと考えられる。

図6

LED の照度分布シミュレーション

4 結
言
FDTD 法 お よ び 波 動 方 程 式 か ら 出 発 し た
WE-FDTD法を用いて微小な構造を有する光学素子の設計支援シミュレーションを開発した。FDTDからWE-FDTDにすることでメモリ量を3/4程度、CPU
計算時間を1～2割低減することができた。これによりパソコンでも計算資源を有効に利用して電磁場解析を行うことができる。しかしながら、近傍界-遠方界変換の際にプログラムにバグがあることが判明したものの、研究実施期間中には改善することができなかった。
また、ZEMAXに外部からLEDなどの発光放出パターンデータを入力することによる照度分布シミュレーションの方法を身に付けた。波動光学シミュレー
ションの結果を読み込むことには障害はなく、
FDTDプログラムの改善によりZEMAXにおける幾何光学シミュレーションとの連携が可能な状況となった。

48

超短パルスレーザによる光学素子作製のための微細構造形成技術の基礎実験 *
目黒 和幸 ** 、渡邉 涼太 *** 、大坊 真洋 ***超短パルスレーザは非熱的・非接触で微細加工を実現する優れたツールである。様々な素材に対して加工条件を確立することや、どの程度の寸法精度で加工できるかといった知見を有することが産業応用上非常に重要である。
本報告では光学素子作製のための一手法としてレーザ微細加工に注目し、Si(100)表 面 へ の 溝 加 工 お よ び 周 期 構 造 形 成 に つ い て 加 工 試 験 を 行 っ た 。様 々な素材に対して微細加工を行うには、超短パルスレーザは有用なツールであることが示された。
キーワード：超短パルスレーザ、微細加工、レーザ誘起微細周期構造

Ultrashort Pulsed Laser for Microfabrication of Optical Devices:
Fundamental Experiments
Kazuyuki Meguro, Ryota Watanabe and Masahiro Daibo
Ultrashort pulsed lasers have become important tools for noncontact andnonthermal microfabrication. For such fabrication, the precision-mechanics industry
requires that the processing parameters (e.g., material, laser power, and groove
width) of ultrashort pulsed lasers be optimized for a given application. Here we
report of the use of ultrashort pulsed lasers for microfabrication of grooves andother periodic structures on a Si(100) surface. The results show that ultrashortpulsed lasers are suitable for fine fabrication of various materials.
key words : ultrashort pulsed laser, micro-machining, laser-induced
periodical surface nano-structureの寸法に加工されている。
精密部品の微細加工は機械加工(微細切削、放電加工など)や半導体プロセスで行われるのが一般的である。しかし、上記のような光学素子やMEMS(微小電気機械素子)ではガラスや光学結晶などの硬脆材
料や誘電体の加工が要求されることから機械的手法
では加工が困難である。一方、半導体プロセスは原

1 緒言
近年の表示素子では振幅(明るさ)と波長(色)の制御の他、液晶ディスプレイや偏光フィルタ型3DTVなど
偏光特性を利用した素子が多く使われ始めている。
このようなデバイスにはワイヤグリッド偏光子や回折格子などの偏光状態を制御する光学素子が使われており、その細線の太さや間隔は数百nm～数十µm

図1

超短パルスレーザ微細加工機(左)とレーザ発振器(右)* 平成 23 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業** 電子情報技術部（現 機能表面技術部）*** 岩手大学大学院工学研究科

49

岩手県工業技術センター研究報告版となるフォトマスクがあれば微細パターニングが容易であるが、大量生産にならないと製造コストが高額となることが懸念される。そこで近年注目されているのがレーザ微細加工である。
超短パルスレーザは非常に短い時間(ピコ秒~数百
フェムト秒）の光パルスを発生するレーザである。
瞬間的に巨大なエネルギーをターゲットに与えることができ、熱が伝搬する前にレーザパルスが消失することで溶融箇所のない非常にシャープな断面を得

第 18 号（2016）

ることができる。また、その強力な光電場により多光子吸収等の非線形光学効果により、透明体への加工あるいは基本波の回折限界を超えた微細加工も可能である。このような大きな魅力がある一方で、従来の超短パルスレーザは環境の温度変化や振動で特性が揺らいでしまい非常に扱いにくい一面を有していたが、近年になって安定に動作する超短パルスレーザが市場に出回りはじめ、サイエンスの道具から産業レベルで役に立つ加工機へと進展しつつある。

Si

サファイア

石英

PMMA

SUS316L

超硬合金

図2

超短パルスレーザによる各種素材の加工例

50超短パルスレーザによる光学素子作製のための微細構造形成技術の基礎実験

そこで、本研究では各種材料へのレーザ微細加工の試験を行い、光学素子作製に必要な基礎技術の開発を行った。

条件(照射パワーP = 980 mW、パルス幅τ =280 fs)
であり加工が行われているが、照射パワーが小さい時(b)やパルス幅が長い時(c)では加工されないことが明確にわかる。パルス幅を長くして照射パワーを極端に大きくする(e)と加工されるが、加工痕の周辺部に熱影響層が観察される。その他の石英、アクリル樹脂(PMMA)、ステンレス鋼(SUS316L)、超硬合
金でも加工幅10～20µmの溝加工が加工であった。
これらの内、レーザ波長(1,030 nm)の領域で透明な材料であるサファイア、石英、PMMAについて、いずれの素材も表面に溝加工が可能であった。これは少なくとも3光子以上の多光子吸収による光化学作用で加工が進行したことが容易に推測される。
3-2 Si(100)の詳細な加工試験
微細光学素子の作製に当たり MEMS や電子デバ
イスでも多用される Si(100)への微細加工条件を詳細に調査した。Si(100)は容易に平滑な試験片を入手でき、ナノインプリントの金型としても使用が可能である。
10 倍の対物レンズを用いた Si(100)に対する超短パルスレーザ加工した結果を図 3 に示す。CCD
カメラで加工部を観察し、加工痕の有無をパルス幅に対してプロットしたものである。パルス幅が短くなると小さなパルスエネルギーでも加工が可能であることが明らかである。△印は、一様に加工されず空間的・時間的に加工されたり加工できなかった
りした条件である。この原因は、加工対象表面に不純物による汚染があることや、基板が傾いていたことによる試料表面-レンズ間距離の変化で照射フルーエンスに差が出たものであると考えられる。正確な加工閾値を見出すためには各加工条件に対して、清浄な試料表面の準備、加工環境の安定化、実験回数を増やすことが必要である。
次に、パルス幅を最短の 259 fs に固定して Si(100)
表面を加工した際の加工溝幅とパルスエネルギーの関係を図 4 に示す。約 5 nJ が加工閾値となり、約 10

2 実
験
実験に使用した超短パルスレーザ発振器は、Light Conversion 社 PHAROS-4W の Yb:KGW フ
ェムト秒レーザ(発振中心波長 1,030 nm、バンド幅
約 8 nm)である。図 1 に超短パルスレーザ微細加工機の外観写真を示す。このレーザは①出力(～4 W)、②繰返し周波数(1～200 kHz)、③パルス幅(260 fs～10 ps)を独立に変化させることが可能である、これに④試料ステージの移動速度を加えたパラメー
ターを変化させながら、レーザ微細加工試験を行った。
3 結果と考察3-1 様々な素材への加工試験
まず、どのような素材の加工が可能であるかを調査するために、様々な素材を用意して加工試験を行った。用意した加工素材は、Si、石英、サファイア、PMMA(アクリル)樹脂、SUS316L(ステンレス)、超硬合金である。レーザ加工時の集光レンズはミツト
ヨ製赤外補正対物レンズ(倍率5倍)を用い、ガルバ
ノスキャン速度 50 mm/s、レーザ繰返し周波数
200 kHzに条件を固定して、照射パワーとパルス幅を変化させて加工の様子を観察した。加工痕の幅と深さは三鷹光器製NH－3SPによって断面プロファ
イルを測定して評価した。この結果を図2に示す。
Siに対して照射パワーを36 mWに固定しパルス幅を変化させて加工の状況を観察したところ、パルス
幅が長くなるにつれて加工痕の幅・深さ共に減少していき、パルス幅10 psでは加工ができなくなった。
これは、パルス幅が長くなるとピークパワーが小さくなることで照射フルーエンスが加工閾値を下回ったためと考察できる。サファイアの(a)と(d)は同

6

0
8

5

0
6

3
2

0
2

加工溝幅のパルスエネルギー依存性

0
3

5
2

0)
2J
n
(
y
g
5r
1e
n
e
e
s

u
0l
1P

51

5

0
0

図4

加工痕の有無のパルス幅依存性

溝
LIPSS形成
加工不可

1

0
1

8

)
s
p
(
6h
t
d
i
w
e
s
P

l
4u

2

0
0

図3

加工可
加工不連続
加工不可

4

)
m
u
(
h
t
d
i
w
e
v
o
o
r
G

0
4

)
J
n
(
y
g
r
e
n
e
e
s
u
l
P

岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）(a) Ep = 22.5 nJ のとき(b) Ep = 7.5 nJ のとき
図5

加工痕の SEM 像
0
.
1
8
.
0
6
.
0
4
.
0

0
2
1

52

0
0
1

nJ 以上の領域で溝加工が可能であった。詳細な加工痕の形状を SEM によって観察した結果を図 5 に示す。
図 5(a)はパルスエネルギーEp = 22.5 nJ の時のもの、
図 5(b)は 7.5 nJ の時のものである。図 5(b)には溝形状の内部に周期的な微細溝が形成されているが、これは入射光と試料表面の散乱光の干渉によって生じるレー ザ 誘 起 周 期 表 面 構 造 (LIPSS :Laser Induced
Periodic Surface Structure)と呼ばれるものである。
この条件の場合には約 800 nm 周期の LIPSS が形成された。
図5(b)は入射光の偏光方向と溝の長軸方向がほぼ平行の状態で加工した結果で、この場合にはLIPSS
は偏光方向と直行する方向に周期的な溝が形成された。次にλ/2波長板で偏光を90°回転させてLIPPS形成を試みた。この結果を図6に示すが、偏光の回転に沿ってLIPSSの方向も回転している様子が観察できた。図5(b)と図6で溝方向に対して完全に直交/平行でない理由は、手持ちのλ/2波長板がλ=1,064 nm用であり、1,030 nmに対してわずかに位相差のずれが生じているためであると考えられる。1,030 nm用のλ/2
波長板およびλ/4波長板を準備する必要があるが、任意の方位角への周期構造を形成できる目途が立った。

0)
8J
n
(
y
g
0r
6e
n
e
e
s

図7

u
0l
4P

垂直偏光の時の LIPSS 形成

0
2

0
0
.
0

図6

259fs
1ps
3ps
6ps
8ps

2
.
0

)
m
u
(
S
S
P
I
L
f
o
h
t
d
i
W

LIPSS 幅とパルスエネルギーの関係

図7にLIPSSの幅に対する入射パワーエネルギーの依存性を示す。40 nJ以下の領域でLIPSSの幅がパルス幅に依存している可能性のあるデータが見られる。
超短パルスレーザによって Si(100)表面に対して
溝加工および LIPSS の形成が可能であり、溝幅や
LIPSS 間隔が照射パワーに依存していることが分か
った。
4 結
言
光学素子作製のための加工技術開発を目指し、超短パルスレーザ加工機を用いて各種素材の加工試
験および Si(100)における溝加工および LIPSS 形
成の加工実験を行った。レーザ波長(1,030 nm)専用の光学素子が手元に無く、特に偏光に関しては十分な条件で加工実験を行うことができなかったが、レーザ波長以下の微細周期構造を持つ LIPSS 形成を行うことに成功した。また、LIPSS の幅とパルスエネルギーの間に相関があることを示唆するデー
タが得られたが、確度が乏しいため再現実験が必要である。目的としていた光学素子(回折格子や複屈折素子など)に対して超短パルスレーザ微細加工は非常に有用なツールであることが分かった。

下塗りに電着塗装を利用する VOC 低減化法 *佐々木 麗 **、穴沢 靖 **、内舘 真澄 ***、佐藤 博 ****、大町 怜 *****、浅沼 和彦 *****
溶剤型塗装仕様での VOC 低減化及び粉体塗装の耐食性の向上を目的に、各塗装仕様の下塗りに電着塗装を用い、付着性や耐食性について検討を行った。その結果、電着塗装を用いた溶剤型塗装仕様、粉体塗装仕様において従来の塗装仕様より付着性及び耐食性能が向上することがわかった。下塗りに電着塗装を用いた塗装仕様は
VOC の低減化に効果があることもわかった。
キーワード：VOC、カチオン電着塗装、溶剤型塗装、粉体塗料

Method to Decrease Volatile Organic Compounds based on
Electrodeposited Undercoating
Rei Sasaki, Yasushi Anazawa, Masumi Uchidate, Hiroshi Satoh,
Ryo Oomachi and Kazuhiko Asanuma
To improve the corrosion resistance of a powder coating and to decrease the volatileorganic compounds (VOC) emitted by solvent-type coatings, an electrodeposited coating
was examined as the undercoat for these coatings. In addition, the coating performance ofeach coating was evaluated. The use of the electrodeposited coating improved theadhesion and corrosion resistance of both solvent-type and the powder coatings. Moreover,the presence of electrodeposited coating decreased the emitted VOC of solvent-type
coating.
key words : VOC, cationic electrodeposition coating, solvent-based coating, powder
coating
上及び、産業廃棄物排出量を低減することができる。
さらに、形状が複雑な製品への粉体塗装の下塗りに電着塗装を利用することによってエッジ部や、入り込みが難しい部位の耐食性を解決することができる。
しかし、溶剤型塗装、粉体塗装へ電着塗料を利用するためには、それぞれ使用している前処理及び塗料との塗装適性について検討する必要がある。
本研究では、溶剤型塗装の VOC 低減化および粉体塗装の耐食性の向上を図ることを目的に、下塗り塗料として電着塗料を利用して、その付着性や耐食性を検討したので以下に報告する。

1 緒
言2004 年に改正された大気汚染防止法の揮発性有機化合物（VOC）の排出抑制制度により、塗装工場
からの VOC 排出削減が急務となっている。VOC 排出量全体のほぼ半分以上が塗料であり、水性塗料、ハ
イソリッド塗料、粉体塗料、無溶剤型塗料などの低VOC 塗料の技術開発が行われている。また、塗装方法の対策として、自動車の下塗り塗装として、防錆を目的として水性塗料を利用したカチオン電着塗装が一般的に使用されているが、その他の一般製品への利用は、その設備コスト等の問題から難しい状
況である。
一方、水性塗料を用いた電着塗装設備を有する県
内企業では、近年の経済状況の影響で生産量が低下
し、塗料の使用期限内に塗料を消費することができず、品質保持のために廃棄せざるを得ない状況となっており、稼働率の向上が急務となっている。
そこで、一般製品への溶剤型塗装の下塗りに電着塗装を利用する事ができれば、溶剤型塗装企業では
下塗り、中塗り、上塗りのうち下塗り塗料分の VOC
発生量を低減化（全体の約 1/3）することができる。
また、電着塗装設備保有企業では、設備稼働率の向*
平成 23 年度 公募型共同研究事業** 環境技術部（現 機能表面技術部）*** 東北日東工業株式会社**** ピーエス株式会社

2 実
験
2-1 供試材料
塗装素材として、試験片形状 2.0×70×150 ㎜の冷間圧延鋼板(SPCC-SB）を用い、塗装前処理として
リン酸亜鉛化成皮膜処理を行った。また、供試塗料として、下塗り電着塗料を 2 種類、溶剤型下塗り塗料を 2 種類、溶剤型上塗り塗料を 2 種類、粉体塗料
を 1 種類用いた。表 1 に塗料の種類、樹脂名及び略号を示す。なおそれぞれの塗装仕様については、下***** 和同産業株式会社

53岩手県工業技術センター研究報告

塗り塗料-上塗り塗料（例えば EDC1-AP）と略記す
る。以下、塗料名、塗装仕様については略号で示す。
表1
塗料名

記号

電着塗料 1

エポキシアクリル樹脂

EDC1

電着塗料 2エポキシアクリル樹脂

EDC2

溶剤型下塗塗料 1

2-5 電気化学的測定
各塗装仕様における耐食性を評価するため、塗膜
下金属腐食診断装置（北斗電工㈱製）を用いて測定した。この装置は、カレントインタラプト法 1)を応用したもので、試験片に微少電流を印加し、一定時
間充電後印加を停止する。塗膜成分の時定数と金属界面の時定数に相違があるため、その放電曲線を解析することで金属界面の抵抗値（分極抵抗）と容量値（分極容量）、塗膜成分の抵抗値（塗膜抵抗）と容量値（塗膜容量）を分離測定することができる。
3wt%NaCl 水溶液を充填したアクリルリングを試験片中央部にボンドで固定する方法で測定を行った。
なお、測定面積は 9cm2 である。図 1 に試験方法を
示す。

塗料の種類
樹脂名

エポキシ変性アルキド

EAM

メラミン樹脂溶剤型下塗塗料 2

アミノポリエステル樹脂

AP

溶剤型上塗塗料 1

アクリルメラミン樹脂

AM

溶剤型上塗塗料 2

アミノアルキド樹脂

AA

粉体塗料

ポリエステル樹脂

PC

第 18 号（2016）

アクリルリング（ボンドで固定）

2-2 試験片の作製
試験片の塗装は、共同研究参加企業の塗装ラインを利用し、溶剤型塗装仕様は、①前処理→②電着塗装（下塗り）→③溶剤塗装（上塗り）、粉体塗装仕様は、①前処理→②電着塗装（下塗り）→③粉体塗装（上塗り）を行った。性能比較として、従来の塗装仕様の試験片は、溶剤型塗装仕様①前処理→②溶剤塗装（下塗り）→③溶剤塗装（上塗り）、粉体塗装仕様①前処理→②粉体塗装（上塗り）を行った。
表 2 に、電着塗装、溶剤型塗装、粉体塗装の塗装条
件を示す。
表2

図1

塗装条件・塗装方法

乾燥条件

EDC1

200V×2 分

195℃×30 分

EDC2

220V×2 分

190℃×40 分

EAM

エアスプレー塗装

120℃×20 分

AP

エアスプレー塗装

110℃×20 分

AM

エアスプレー塗装

130℃×20 分

AA

エアスプレー塗装

110℃×20 分

PC

静電エアスプレー塗装

180℃×20 分

浸漬試験方法2-6 表面界面解析装置（SAICAS 法）による付着強度の測定
各塗装仕様における塗膜の付着強度を表面界面解析装置により測定した。本装置は、鋭利な切れ刃を用いてコーティング材料表面部から界面部にかけて連続して切削するもので、切削理論 2、3、4、5)を適用して、コーティング材料の切削力から剪断強度、界面切削中の力から付着強度を求めるものである。
試験機は、サイカス AN 型（大日本プラスチック㈱製）を用いた。測定条件として、塗膜の切削速度は240/μｍ/min、荷重は 0.5～3N で行った。なお、試験室の温度は 25℃である。
2-7 塩水噴霧試験
JIS-K-5600（1999)塗料一般試験方法第 7 部：塗膜の長期耐久性、第 1 節耐中性塩水噴霧性に準じて行った。なお、試験片中央部へカッターでクロスカットを入れ、カット方向に対して垂直に最大錆幅が片側 2mm 以上、または 2mm 以上の塗膜膨れが発生した試験時間について評価した。表 3 に試験条件を示す。

塗装条件・方法及び乾燥条件

塗料名

試験片

3Wt%NaCl

2-3 膜厚測定
JIS-K-5400（1990）塗料一般試験法、3.5(2)電磁式膜厚計により行った。なお、測定値はそれぞれの試験片中央部 3 ヶ所で行い、その平均値により求めた。なお、膜厚計は、エグザクト FN タイプ（ニッペトレーディング株式会社製）を用いた。
2-4 赤外線吸収スペクトルの測定
水性のエポキシアクリル樹脂を主成分とした電着塗膜の耐食性能を確認するため、赤外吸収スペク
トルの測定を行った。なお、試験機は、フーリエ変
換赤外分光装置 Nicoret 6700 Continuum（サーモ
フィッシャーサイエンフィティック㈱製）を用いた。

表354

塩水噴霧試験条件

項目

試験条件

塩化ナトリウム溶液濃度

50g/L

pH

6.5

圧縮空気圧力98kPa

噴霧量

1.5ml/80cm2/h

空気飽和器温度

47±2℃

試験槽温度

35±2℃

下塗りに電着塗装を利用する VOC 低減化法

合物 C-O 伸縮振動、1183、1036 cm-1 の P 置換ベン
ゼン環 C-H 面内変角振動と、フェニル基の CC 伸縮振動を表す 1607、1510 cm-1、C-H 面外変角振動を表す 830 cm-1 でのピークが確認された。アクリル樹
脂特有の吸収は見られず、エポキシ樹脂の吸収スペ
クトルとほぼ同じであることから、エポキシ樹脂を主体とした塗料であることがわかる。
3-3 電気化学的測定結果
低濃度の NaCl 水溶液に塗装鋼板を浸すと塗膜は水を吸収し、比較的短時間で飽和する。水がリン酸
亜鉛被膜に達するとさらに腐食が始まる。金属界面の腐食は分極抵抗の低下となって現れるので分極抵抗を測定することにより、塗膜下金属腐食の進行を知ることができる 6)。
図 3 に溶剤型塗装仕様の AP-AA とその下塗り塗料として電着塗料を塗布した AA の分極抵抗を測定した結果を示す。AP-AA の分極抵抗値は浸漬時間の経過とともに低下し、24～240 時間で 109Ω・cm2 から
108Ω・cm2 と低下し、その後、480 時間で 107Ω・cm2 まで低下した。AA、AP の水分の透過が早く、塗膜下で腐食が進行しているものと思われる。AP に替え EDC1、EDC2 を塗布したものでは、いずれも 24
時間の浸漬時間で分極抵抗値は 1010Ω・cm2 と 1 桁
オーダー高くなり、240 時間までその抵抗値の低下はほとんど無く、同じ抵抗値を維持した。その後、
480 時間で 109Ω・cm2 と 1 桁オーダー低下する傾向を示した。AP よりも EDC１、EDC2 は水分の透過が3 実験結果及び考察
3-1 膜厚測定結果
表 4 に膜厚を測定した結果を示す。電着塗膜はEDC1 が 20μｍ、EDC2 は 16μｍと 4μｍの膜厚差が生じた。それぞれの塗装ラインの膜厚目標設定は20μm であるが、EDC2 は EDC1 に比べ塗料濃度が低くいことが膜厚差に影響したと思われる。上塗りにAM を用いた塗装仕様は 33～36μｍとなり、基準となる EAM-AM の 33μｍに対して±3μm 以内の膜厚となった。また、上塗りに AA を用いた塗装仕様は 55～59μｍで、基準となる AP-AA の 57μｍに対して±2μm 以内の膜厚となった。また、粉体塗装仕様
PC では 77～80μｍとなり、基準となる PC の 80μmに対して、±5μm 以内の膜厚となった。
表4塗装仕様

膜厚測定結果膜厚(μm)

塗装仕様

膜厚(μm)EDC1

20

EDC1-AA

55

EDC2

16

EDC2-AA

59

EAM-AM

33

PC

80

EDC1-AM37

EDC1-PC85

EDC2-AM36

EDC2-PC

77

AP-AA

57

3-2 赤外線吸収スペクトルの測定結果
図 2 に 2 種類の電着塗料の赤外吸収スペクトルの測定結果を示す。2 種類とも 1246cm-1 のエポキシ化

EDC11607 1510
フェニル基
CC伸縮

1246
エポキシ化合物
C-O伸縮
1183

1036
P置換ベンゼン環
C-H面内変角830
フェニル基
C-H面外変角

EDC2エポキシ樹脂図2

電着塗料の赤外線吸収スペクトル測定結果

55

岩手県工業技術センター研究報告遅いため、浸透した水分が拡散しにくく、塗膜下の腐食の進行はゆっくり進むものと思われる。
図 4 に EMA-AM とその下塗り塗料として電着塗料を塗布した AM の分極抵抗を測定した結果を示す。
EMA-AM は浸漬時間の経過とともに分極抵抗値は低下し 24～240 時間で 109Ω・cm2 から 108Ω・cm2 と低下したが、240 時間の分極抵抗値は ZP3-AP-AA に比べわずかに高い値を示し、AP-AA よりも水分の透過が遅いものと思われる。しかし、480 時間で 107Ω・cm2 まで低下し、AP-AA の分極抵抗値とほぼ同じ値を示した。EMA に替え電着塗料を塗布したものでは、いずれも 240 時間まで分極抵抗の低下はほとんど無く 1010Ω・cm2 を維持し、480 時間で 109Ω・cm2と 1 桁オーダー低下する傾向を示した。AP と同様に EMA も EDC１、EDC2 より水分の透過が早く、浸透した水分が拡散しやすいものと思われるが、240 時間程度までは EMA-AM の分極抵抗値の低下はゆる
く、AP-AA より塗膜下の腐食の進行は遅く進むものと思われる。
なお、粉体塗装仕様及び電着塗塗装と粉体塗装仕様の分極抵抗値についても測定したが、いずれも高抵抗値を示し、経時変化を測定することはできなかった。これは水分が金属界面まで充分に浸透しない
ため高抵抗値を示す現象で、粉体塗膜の耐水性が優れているものと思われる。
3-4 SAICAS 法による付着強度の測定結果
図 5 に溶剤型塗装仕様である AP-AA と、AP に替え電着塗料を塗布した AA、及び電着塗料単膜の付着強度を測定した結果を示す。AP-AA の付着強度
3.04kN/m に 対 し 、 EDC1 は 2.76kN/m 、 EDC2 は
2.46kN/m の付着強度を示し、さらに AA を塗布すると付着強度は EDC1-AA は 3.42kN/m、EDC2-AA は
3.59kN/m となった。AP に替え EDC1、EDC2 を利用することで付着強度が向上する結果となった。
図 6 に溶剤型塗装仕様である EMA-AM と、EMA に替え電着塗料を塗布した AM の付着強度を測定した
結果を示す。EMA-AM の付着強度は 2.95kN/m で、AP-AA とほぼ同じ付着強度を示し、溶剤型塗料の付着強度は、塗料の種類に影響されずほぼ同じ付着強度であった。また、EMA に替え電着塗料を塗布した
EDC1-AM は 4.13kN/m と付着強度が向上し、EDC2-AM
では 3.09kN/m とわずかに高い付着強度を示した。
電着塗膜の膜厚差及び AM の膜厚のバラツキの影響が出たものと思われるが、AP-AA と同様に EMA に替
え EDC1、EDC2 を利用することで付着強度が向上する結果となった。
図 7 に粉体塗装仕様の PC と下塗り塗料として電着塗料を加えた PC の付着強度を測定した結果を示す。PC 単膜の付着強度は 5.58kN/m で、溶剤型塗装
仕様の AP-AA、EMA-AM に比べ 1.8～2.5 倍ほどの付

第 18 号（2016）

分極抵抗（Ω・㎠）

1.0E+12AP-AA
EDC2-AA
EDC1-AA

1.0E+101.0E+08
1.0E+06
1.0E+04
1.0E+02
1.0E+00
24

図3

240
480
試験時間（時間）

AA を塗布した試験片の分極抵抗測定結果

1.0E+12

EMA-AM
EDC2-AM
EDC1-AM

分極抵抗（㎠）

1.0E+101.0E+08
1.0E+06
1.0E+04
1.0E+02
1.0E+0024

図4240
試験時間（時間）480

AM を塗布した試験片の分極抵抗測定結果

AP-AA

3.04

EDC1

2.76

EDC1-AA

3.42

EDC2

2.46

EDC2-AA

3.59
0

図5

1

2
3
付着強度（kN/m）

4

AA を塗布した試験片の付着強度測定結果

2.95

EMA-AM

4.13

EDC1-AM

3.09

EDC2-AM

0

図6

56

5

1

2
3
付着強度（kN/m）

4

AM を塗布した試験片の付着強度測定結果

5下塗りに電着塗装を利用する VOC 低減化法

着強度を示した。また、EDC1-PC の付着強度は7.44kN/m、EDC2-PC では 6.88kN/m を示し、どちらの塗装仕様でも付着強度が向上する結果となった。
3-5 塩水噴霧試験結果
図 8 に溶剤型塗装仕様である AP-AA と、AP に替え電着塗料を塗布した AA、及び電着塗料単膜の塩水噴霧試験結果を示す。電着塗料単膜の EDC1 は 400
時間、EDC2 は 300 時間でクロスカット片側に 2mm以上の塗膜膨れが発生した。膜厚測定の結果から、
EDC2 は EDC1 より 4μm 少なく、膜厚差が耐食性能に影響を及ぼすものと思われる。また、AP-AA では
200 時間で EDC1、EDC2 と同様にクロスカット片側に 2mm 以上の塗膜の膨れが発生し、電着塗料単膜より耐食性が劣る結果となった。AP に替え電着塗料を塗布した EDC1-AA、EDC2-AA はともに、100 時間
でクロスカット周辺部に微少の膨れが発生したが、その後 300 時間でも塗膜膨れの増加はなく、クロス
カット片側に 2mm 以上の錆が発生した。
図 9 に溶剤型塗装仕様である EMA-AM と、EMA に替え電着塗料を塗布した AM の塩水噴霧試験結果を示す。EMA-AM は 200 時間でクロスカット片側に 2mm以上の錆が発生した。AP-AA と同じ耐食性を示した
が、AP-AA は塗膜の膨れであり、同じ溶剤型塗装仕様でも腐食形態は異なる結果を示した。下塗り塗料の AP、EMA の耐食性能の影響によるものと思われる。
EMA に替え電着塗料を塗布した EDC1-AM、EDC2-AM
では、AA と同様に、ともに 100 時間でクロスカット周辺部に微少の膨れが発生したが、その後 300
時間でも塗膜膨れの増加はなく、クロスカット片側に 2mm 以上の錆が発生した。
図 10 に粉体塗装仕様 PC とその下塗りに電着塗料を塗布した PC の塩水噴霧試験結果を示す。PC は 600
時間でクロスカット片側に 2mm 以上の錆が発生し、AP-AA、EMA-AM の 3 倍の耐食性を示した。溶剤型塗料に比べ 2 倍以上の膜厚となっていることもある
が、溶剤型塗料よりも架橋密度が高く、付着性が優れているため高耐食性を示すものと思われる。また、下塗りに電着塗料を塗布した EDC1-PC は 400 時間、
EDC2-PC は 300 時間でクロスカット片側に 2mm 以上の錆が発生し、PC 単膜の 1/2～2/3 の試験時間で耐食性が低下する結果となり、下塗りした電着塗膜の耐食性能の影響がでる結果となった。
図 11 に粉体塗装仕様 PC とその下塗りに電着塗料を塗布した PC 試験片の塩水噴霧試験 300 時間における経過写真を示す。クロスカット部の評価は図10 に示したとおりであるが、カット部以外、特にエッジ部の錆の発生状況については、PC 単膜よりも、下塗りに電着塗装を塗布した EDC1-PC、EDC2-PC
が錆の発生が少なく耐食性が優れている結果とな
り、クロスカットによる評価と反対の結果となった。

PC

5.58

EDC1-PC

7.44

EDC2-PC

6.88

0

1

2

3

4

5

6

7

8

付着強度（kN/m）

図7

PC を塗布した試験片の付着強度測定結果

AP-AA
EDC1
EDC1-AA
EDC2
EDC2-AA
0

100

200

300

400

500

600

試験時間（時間）

図8

電着塗料及び AA を塗布した試験片の塩水噴霧試
験結果

EAM-AM

EDC1-AM

EDC2-AM
0

100

200

300

400

500

600

試験時間（時間）

図9

AM を塗布した試験片の塩水噴霧試験結果

PC

EDC1-PC

EDC2-PC
0

100

200

300

400

500

試験時間（時間）図 1057

PC を塗布した試験片の塩水噴霧試験結果

600

岩手県工業技術センター研究報告

エッジカバーリング性に優れたカチオン電着塗装の効果によるものであることがわかる。

EDC1-PC
図 11

EDC2-PC

第 18 号（2016）型塗装仕様は、溶剤型塗装仕様、粉体塗装仕様に比べ、付着強度の向上を図ることができる。
（3） 塩水噴霧試験の結果、電着塗装を用いた溶剤型塗装仕様は、溶剤型塗装仕様よりも耐食性が1.5 倍向上する。また、粉体塗装仕様ではクロスカット部の耐食性は低下するが、エッジ部の耐食性の向上を図ることできる。
以上のことから、溶剤塗装仕様及び粉体塗装仕様
への下塗り塗料としての電着塗装の利用は、付着性及び耐食性ともに向上した塗装仕様となり、VOC の低減化が可能である。
今後、各種塗装仕様に対する耐食性の評価方法として、クロスカット部の評価の他、平面部やエッジ
部の錆、塗膜の膨れに対する総合的な評価方法について検討を行う必要がある。

PC

PC を塗布した試験片の塩水噴霧経過写真

文献1)佐藤靖、星野稔：防食技術、28、p524-531（1979）2)半田隆夫、斉藤博之、高沢壽佳：第 42 回腐食防食
討論会講演集、腐食防食協会、p403（1995）
3) 半 田 隆 夫 、 野 路 文 男 、 高 沢 壽 佳 ： 塗 装 工 学 、
Vol.31、No3、p105 （1996）
4)西山逸雄、島本幸三：塗装工学、Vol.24、No3、p101（1989）
5)西山逸雄：塗装技術、No4、p112（1995）
6)永井昌憲、山本基弘、松本剛司、多記徹、田邊弘
往：色材、Vol.77、No12、p548-551（2004）

4 結
言本研究では、溶剤型塗装仕様での VOC 低減化及び粉体塗装の耐食性の向上を図ることを目的に、それぞれの塗装仕様の下塗りに電着塗料を塗布し、付着性、耐食性について検討を行った。以下に結果をまとめた。
（1） 分極抵抗の測定の結果、電着塗装を用いた溶剤型塗装仕様は、溶剤型塗装仕様に比べ、分極抵抗値の低下は遅くなり、塗膜下の腐食の進行を遅延させる効果がある。
（2） 付着強度の測定結果、電着塗装を用いた溶剤

58

ダイカスト製品の電着下塗りによる VOC 低減化 *佐々木 麗 **、穴沢 靖 **、内舘 真澄 ***、 亀山 勝 ****、細川 壽博 ****
アルミニウムダイカスト及びマグネシウムダイカスト製品における塗装前処理での脱クロム、溶剤型塗装仕様での VOC の低減化を図ることを目的に、前処理にノンクロメート処理しその上に電着塗装で下塗り、溶剤塗装で上塗りした塗膜の付着性、耐候性、耐食性等の塗膜性能について検討を行った。その結果、アルミニウムダイカストでは、従来の溶剤型塗装仕様よりも耐食性が向上し、脱クロ
ム、VOC の低減化を図ることが可能であることがわかった。しかし、マグネシウ
ムダイカストでは、溶剤型塗装仕様よりも耐食性が低下し、課題が多いことがわかった。
キーワード：VOC、電着塗装、アルミニウムダイカスト、マグネシウムダイカスト

Reduction of Volatile Organic Compounds by applying
Electrodeposited Undercoating on Die-Cast Products
Rei Sasaki, Yasushi Anazawa, Masumi Uchidate,
Masaru Kameyama and Toshihiro Hosokawa
In an effort to develop a painting technique that complies with environmental
regulations, we examine pretreatment methods for aluminum die-cast and magnesium
die-cast products, with the goal being to suppress emissions of volatile organic
compounds. We compare the performance (adhesion, weather resistance, corrosion
resistance) of the film coatings with that of the conventional solvent-type coating. The
results indicate that the performance of the film coating improves for aluminum die-castproducts, but that the corrosion resistance of the film coating decreases for magnesium
die-cast products.
key words : VOC, electrodeposition coating, aluminum die-cast, magnesium die-cast
は塗装前処理としてはクロメート処理等が行われ、その後、溶剤型塗装や粉体塗装が行われている。しかしながら、欧州連合（EU）環境規制によりクロメート皮膜に含まれる 6 価クロムは使用禁止となる。
そこで、本研究では、鋼材と同様に、アルミニウ
ムダイカスト及びマグネシウムダイカストの製品
での脱クロム及び溶剤型塗料を減らして VOC 量の低減化を図ることを目的に、ノンクロム化成処理方法と、電着塗料を用いた塗装仕様方法について検討し、その付着性や耐食性等の評価を行ったので以下に報告する。

1 緒
言2004 年に改正された大気汚染防止法の揮発性有機化合物（VOC）の排出抑制規制により、塗装工場
からの VOC 排出削減が急務となっている。一方、水性塗料を用いた電着塗装設備を保有する企業では稼働率の向上が求められている。そこで、筆者らは、県内の工業塗装製品として多く利用されている鋼材（SPCC）の溶剤型塗装仕様からの VOC 低減化を目的として、下塗りに電着塗料を利用した塗装仕様について検討を行い、VOC の低減化と、耐食性能や塗膜物性の向上について前報 1)で報告した。
県内の工業塗装製品として利用されている金属には、鋼材の他に、建築部材等として耐食性に優れ、軽量である 2)アルミニウムのダイカスト製品、また、農機具、携帯電話やパソコンのハウジングとして、比強度が強く、実用金属中最も軽量で加工性に優れ、リサイクル可能な 3)マグネシウムのダイカスト製品がある。従来、長期の防食性が要求される製品に2 実
験
2-1 供試材料
2-1-1 アルミニウムダイカスト板
塗装素材として、試験片形状 2.0×70×150 ㎜のアルミニウムダイカスト板 ADC12（以下 ADC12 と記載）を用いた。

*
平成 24 年度 公募型共同研究事業** ものづくり基盤技術第 1 部（現 機能表面技術部）*** 東北日東工業株式会社**** 株式会社やまびこ盛岡事業所

59

岩手県工業技術センター研究報告
表1
処理名

第 18 号（2016）

アルミニウムダイカスト表面処理仕様

脱脂処理時間（分） 温度（℃）

化成皮膜処理pH

時間（分） 温度（℃）

pH

主成分
6 価クロム記号
Cr66 価クロメート

3

70

9.0

2

40

3.0

ノンクロメート

3

40

3.0

3

40

3.0

無機有機

IO

3 価クロメート

3

70

9.0

1

40

4.5

3 価クロム

Cr3

表2
処理名

マグネシウムダイカスト表面処理仕様

脱脂処理時間（分） 温度（℃）

化成皮膜処理pH

時間（分） 温度（℃）

pH

主成分

記号

6 価クロメート

2

65

9.4

1

50

3.0

6 価クロムCr6

ノンクロメート

2

65

9.4

2

42

4.2

リン酸マンガンPMn

2-1-2 マグネシウムダイカスト板
塗装素材として、試験片形状 2.0×70×75 ㎜のマ
グネシウムダイカスト板 AZ91D（以下 AZ91D と記載）を用いた。
2-2 試験片の前処理方法
2-2-1 アルミニウムダイカスト
塗装前処理として脱脂処理した後、6 価クロメート、
ノンクロメート（有機・無機複合被膜系）、3 価クロメートの化成皮膜処理を行った。それぞれの処理条
件及び記号を表１に示す。
2-2-2 マグネシウムダイカスト
塗装前処理として脱脂処理した後、6 価クロメート、
ノンクロメート（リン酸マンガン被膜系）の化成皮膜処理を行った。それぞれの処理条件及び記号を表 2に示す。
2-3 供試塗料
供試塗料として、下塗り電着塗料、溶剤型下塗り
塗料、溶剤型上塗り塗料を用いた。表 3 にアルミニ
ウムダイカスト、表 4 にマグネシウムダイカストに使用した塗料名及び樹脂名を示す。なお、それぞれの塗装仕様については、前処理-下塗り塗料-上塗り
塗料の組み合わせで示し（例えば Cr6-ED-PU）、以下、記号で略記する。
2-4 試験片の塗装方法
試験片の塗装は ADC12、AZ91D ともに、電着塗装は
浸漬通電処理により、また、その他溶剤型塗装は、下塗り、上塗りともにエアスプレー塗装で行い、塗料ごとの乾燥条件に従い焼き付け乾燥を行った。表 5に塗装条件を示す。
2-5 膜厚測定
JIS-K-5600（1999）塗料一般試験方法－第１部：通則－第７節：膜厚－11.方法 No.6 磁気法、及び、12.方法 No.7 渦電流法により行った。なお、測定値はそれぞれの試験片中央部 3 ヶ所で行い、その平均値を求めた。なお、膜厚計は、膜厚計 SWT-8000Ⅱ（㈱サンコウ電子研究所）を用いた。
また、クロスカット部の塗膜剥がれの評価は、カ60

表3

アルミニウムダイカスト用塗料の種類

塗料名

樹脂名

記号

電着塗装

エポキシアクリル樹脂

ED

溶剤型下塗り塗料

エポキシ樹脂EA

溶剤型上塗り塗料

ポリウレタン樹脂

PU

表4

マグネシウムダイカスト用塗料の種類

塗料名

樹脂名

記号

電着塗装

エポキシアクリル樹脂

ED

溶剤型下塗り塗料

エポキシ樹脂EM

溶剤型上塗り塗料

アクリル樹脂AC

表5

塗装条件・方法及び乾燥条件

塗料名

塗装条件・方法

乾燥条件

ED

200V×2 分

160℃×20 分

EA

エアスプレー塗装

90℃×15 分

EM

エアスプレー塗装

150℃×20 分

PU

エアスプレー塗装

120℃×25 分

AC

エアスプレー塗装

150℃×20 分

ラーマイクロスコープを用いて表面観察した。
2-6 促進耐候性試験
JIS-K-5600（1999）塗料一般試験方法、第 7 部：
塗膜の長期耐久性、第 7 節：促進耐候性（キセノン
ランプ法）に準じて行い、試験時間 1000 時間後の付着性の評価を行った。表 6 に試験条件を示す。また、試験機はスーパーキセノンウェザーメーター
SX2D-75（スガ試験機㈱）を用いた。
表6

促進耐候性試験の試験条件

項目
試

試験条件

験サイクル

照射+水噴霧(120 分中 18 分間)

試料面放射照度

180W/㎡ (300～400nm)

ブラックパネル温度

63±3℃

相

対

湿

度

50±3％R.H.

ダイカスト製品の電着下塗りによる VOC 低減化あった。また、Cr6、PMn 処理における ED は全て 20
μm となっており、EM よりわずかに厚膜となった。
ED-AC は 39～40μm と EM-AC より 2～3μm 薄膜となったが、付着性や耐食性に影響を及ぼす膜厚差ではなかった。

2-7 耐食性能試験
2-7-1 CASS 試験
ADC12 の耐食性能の評価は、JIS-A-1541-1(2006)
建築金物－鍵－第 1 部：試験方法 7.3 耐食性試験に準じて行った。試験時間は 48 時間で、試験片中央部
へカッターでクロスカットを入れ、カット方向に対して垂直に発生した最大膨れ幅について評価した。
表 7 に試験条件を示す。
表7

表9
塗装仕様

CASS 試験条件

項目

試験条件

ADC12 膜厚測定結果

膜厚(μm)

塗装仕様

膜厚(μm)

6

Cr -EA18

IO-EA-PU

41

Cr6-ED

20

IO-ED-PU

40

6

38

Cr -EA

6

Cr -ED-PU

40

3

Cr -ED20

0.205±0.015g/L

IO-EA

20

Cr3-EA-PU

40

pH

3.0

IO-ED

20

Cr3-ED-PU

42

圧縮空気圧力98kPa

塩化ナトリウム溶液濃度
塩化第二銅溶液濃度

Cr -EA-PU

3

50g/L

1.5ml/80cm2/h

噴霧量
試験槽温度

表 10

50±2℃

塗装仕様

2-7-2 塩水噴霧試験
AZ91D の耐食性能の評価は、JIS-K-5600（1999)塗料一般試験方法－第 7 部：塗膜の長期耐久性－第 1
節耐中性塩水噴霧性に準じて行った。なお、試験片
中央部へカッターでクロスカットを入れ、カット部からの塗膜膨れが発生した試験時間について評価した。表 8 に試験条件を示す。
表8

塩化ナトリウム溶液濃度

6.5
98kPa

噴霧量
試験槽温度

塗装仕様

膜厚(μm)

18

PMn-EM

18

Cr6-ED

20

PMn-ED

20

6

41

PMn-EM-AC

43

6

40

PMn-ED-AC

39

3-2 付着力試験、促進耐候性試験結果
ADC12 の Cr6、IO、Cr3 処理における EA-PU では、カット部の縁が完全に滑らかで、どの格子の目にもはがれはなく分類 0 であった。また、ED-PU も分類 0で、一次付着性ではいずれの塗装仕様も安定した付着性を示した。
図 1 に促進耐候性試験後のカット部をカラーマイ
クロスコープで観察した結果を示す。一次付着性と同様にいずれの塗装仕様も分類 0 と安定した二次付着性を示した。
また、AZ91D の Cr6、PMn 処理における EM-AC、ED-ACの一次付着性も ADC12 と同様に分類 0 で安定した付着性を示した。図 2 に促進耐候性試験後のカット部
をカラーマイクロスコープで観察した結果を示す。
どちらの塗装仕様も分類 0 と安定した二次付着性を示した。このことから、どちらの素材でも前処理の影響を受けず、EA、EM に替え ED を用いても、素材からの剥離や層間剥離は発生せず、安定した耐候性を示すことがわかった。
3-3 耐食性能試験結果
3-3-1 CASS 試験結果
図 3 に ADC12 の各種塗装仕様における CASS 試験 48
時間の結果を示す。Cr6-EA-PU はクロスカット部からの膨れ幅が 0.5mm 以内となったが、Cr6-ED-PU はカット部からの膨れの発生はなく、Cr6-EA-PU よりも安定した耐食性を示した。また、Cr3-EA-PU、IO-EA-PU では膨れ幅がともに 1.5mm となり、Cr6 処理よりも耐食性が低下したが、Cr3-ED-PU、IO-ED-PU ではカット部からの膨れ幅は 1.0 ㎜以内となり、EA よりも ED の付

50g/L

圧縮空気圧力膜厚(μm)Cr -EMCr -ED-AC

試験条件

pH

AZ91D 膜厚測定結果

6

Cr -EM-AC

塩水噴霧試験条件

項目

18

1.5ml/80cm2/h
35±2℃

2-8 表面観察AZ91D の化成皮膜処理の表面観察を、卓上走査電子
顕微鏡 JCM-6000（日本電子㈱）を用いて行った。
3 実験結果及び考察
3-1 膜厚測定結果
表 9 に ADC12 のそれぞれの塗装仕様における試験
片の膜厚測定結果を示す。溶剤型塗装仕様の Cr6、IO、Cr3 処理における EA は 18～20μm で、EA-PU が 38～
41μm であった。また、Cr6、IO、Cr3 処理における ED
は全て 20μm で、前処理に関係なく、通電効果により均一な膜厚となっていた。ED-PU は 40～42μm で、ED を用いても溶剤型塗装仕様とほぼ同じく±3μm 以内の膜厚となった。
表 10 に AZ91D のそれぞれの塗装仕様における試験
片の膜厚測定結果を示す。溶剤型塗装仕様の Cr6、PMn
処理における EM は 18μm で、EM-AC は 41～43μm で61

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

着性や耐水性が優れて着性や耐水性が優れていいた。
これらのことから、
これらのことから、Cr
Cr6、Cr3、IO
IO 処理のいずれの処理においても、溶剤型塗装仕様の下塗りに、電着塗装を用いた塗膜は
た塗膜は、耐食性が向上することがわか、耐食性が向上することがわかった。
3-3-2 塩水噴霧試験結果
図 4 に AZ91D の各種塗装仕様における塩水噴霧試
験結果を示す。
験結果を示す。Cr6-EM-AC
AC は 400 時間経過後、クロス
カット部から塗膜の膨れが発生したが、Cr6-ED-AC
AC は600 時間経過後に塗膜の膨れが発生し、EM
時間経過後に塗膜の膨れが発生し、 より ED の付着性や耐水性がすぐれていた。また、PMn-EM
付着性や耐水性がすぐれていた。また、
EM-ACは 100 時間経過後、クロスカット部から塗膜の膨れが発生したが、が発生したが、PMn-ED-AC
AC は 48 時間経過後に塗膜の膨れが発生し、膨れが発生し、ED を用いることで明らかに耐食性が劣っていた。
た。
図 5 に PMn 処理皮膜の塩水噴霧試験結果を示す。
の塩水噴霧試験結果を示す。
試験時間は 24 時間で、皮膜全体の色味は濃くなったが錆の発生はなく、が錆の発生はなく、48 時間でわずかに黒点錆が発生した。しかし、白錆の発生はなく皮膜単独でも安定した耐食性を示した。
このことから、
このことから、ED が PMｎ処理皮膜の耐食性に影響
PM
膜の耐食性に影響を及ぼしていることが考えられを及ぼしていることが考えられる。
3-4 表面観察結果
図 6 に AZ91D の素材及び Cr6、PMｎ処理後の表面観
ｎ処理後の表面観察結果を示す。素材表面はダイカスト特有の湯ジワや巣穴が点在し、起伏が大きい表面状態となっている。脱脂処理後の Cr6、PMPMｎ処理の表面では、この起ｎ処理の表面では、この起伏が少なくなりなだらかな伏が少なくなりなだらかな皮膜であった。
であった。
4)
AZ91D は pH12 以下で腐食領域 であり、脱脂処理であり、脱脂処理は
pH9.4 の弱アルカリ脱脂剤を使用していることから、脱脂処理により表面がエッチングされ、なだらかな表面形状となった上に皮膜が生成されているものと思われる。CrCr6 処理面は素材の巣穴は残っているが、処理面は素材の巣穴は残っ ているが、均一に表面を覆って皮膜を生成していることが確認できる。また、PMn 処理面は連続した皮膜を生成しておらず、島状におらず、島状に皮膜を生成しており、素材が露出し膜を生成しており、素材が露出していることが確認できる。図 4 の PMn-ED-AC
PMnの塩水噴霧試験で耐食性が低下した理由として、ED は pH
pH6.4の水性塗料であり、通電効果もあり塗料中に含まれる水分で露出した素材部のエッチングが促進され、PMn 皮膜の脱落等の現象が生じ、耐食性が低下したものと考えられのと考えられる。
また、図 7 に PMn-ED--AC の塩水噴霧試験後のクロスカット部からの塗膜膨れ部の断面観察した結果を示す。1mm 程度の膨れ部の塗膜下では、錆の発生の他
素材の孔食が発生してい素材の孔食が発生していた。一方 0.3mm 程度の膨れ部では錆の発生はなく、塩水の浸透のみの膨れだけであった。しかし、まだ膨れの発生していない平面。しかし、まだ膨れの発生していない平面
塗膜下でも、塩水の浸透による ED-AC
AC 塗膜の浮き上がりが確認できた。化成皮膜処理の効果として、耐食性向上の他
食性向上の他に、素材と下塗り塗膜との付着性向上
材と下塗り塗膜との付着性向上

図 1 ADC12 の促進耐候性試験におけるごばん目試験結果

図 2 AZ91D の促進耐候性試験におけるごばん目試験結果

Cr6-EA-PU
塗膜膨れの発生なし

塗装仕様

Cr6-ED-PU
Cr3-EA-PU
Cr3-ED-PU
IO-EA-PU
IO-ED-PU
0

図3

0.5

1
1.5
膨れ幅（
膨れ幅（mm）

2

ADC12 の各種塗装仕様の 各種塗装仕様における CASS 試験結果

塗装仕様

Cr6-EM-AC
Cr6-ED-AC
PMn-EM-AC
PMn-ED-AC
0

100

200

300

400

500

600

700

試験時間（時間）

図4

62

AZ91D の各種塗装仕様の各種塗装仕様における塩水噴霧試験結果
塩水噴霧試験結果

ダイカスト製品の電着下塗りによる VOC 低減化があげられるが、PMn-ED--AC では PMn 処理の効果が発揮されてなかかった。
これらの結果からこれらの結果から、PMn
PMn 処理した AZ91D への ED の利用については課題が多いことがわかった。

図5

4 結
言
本研究では、アルミニウムダイカスト及びマグネ
シウムダイカスト製品における塗装前処理の脱クロ
ム、溶剤型塗装仕様でのム、溶剤型塗装
VOC の低減化を図ることを目的に、ノンクロ
目的に、ノンクロメート前処理
前処理した後にした後に、下塗りに下塗りに電着塗膜に対する溶剤型塗料の付着性、耐候性、耐食性等の塗膜性能について検討を行った。
その結果、アルミニウムダイカスト、マグネシウ
ムダイカストへノンクロメート処理及び、
ムダイカストへノンク メート処理及び、下塗に電メート処理及び、に電着塗装を用いた塗装仕様は、紫外線劣化等の影響に
着塗装を用いたは、紫外線劣化等の影響による付着性の低下は認められず安定した耐候性
よる付着性の低下は認められず安定した耐候性能が能が得られた。また、アルミニウムダイカストでは、溶得られた。また、アルミニウムダイカストでは、溶剤型塗装仕様よりも耐食性が向上する結果が得られ、剤型塗装よりも耐食性が向上する結果が得られ、脱クロム、VOC の低減化が可能であることがわかった。
しかし、マグネシウムダイカストでは、溶剤型塗装仕様
仕様よりも耐食性が低下する結果が得られ、課題
よりも耐食性が低下する結果が得られ、課題が多いことがわかった。今後、6 価クロメート処理と同等の性能を発揮することができるノンクロメート
処理方法の検討や、粉体塗装の下塗りとして電着塗処理方法の検討や、 体塗装の下塗りとして電着塗装を用いる等の検討が必要である。

AZ91D における PMn 処理皮膜の塩水噴霧試験結果

謝
辞本研究の一部はスガウェザリング技術振興財団平
本研究の一部はスガウェザリング技術振興財団平成 24 年度第 31 回研究助成を受けて行われたものでを受けて行われたものです。ここに感謝の意を表します。

図6

AZ91D 素材及び化成皮膜の表面観察結果
素材及び化成の表面観察結果

図7

PMn
PMn-ED-AC の塗膜膨れ部の断面観察結果

文
献1）） 佐々木麗、穴沢靖、内舘真澄、佐藤博、大町怜、
浅沼和彦：下塗りに電着塗装を利用する VOC 低減
化法、
地方独立行政法人
地方独立行政法人岩手県工業技術センター
岩手県工業技術センター
研究報告、第 18 号（202015）2）
） 財団法人素形材センター：軽合金鋳物ダイカストの生産技術、p3-5（20002000）
3）） 軽金属協会：マグネシウム便覧 p179
79（1975）
4）） 高谷松文：軽金属、
松文：軽金属、第 50 巻 第 11 号、p567-576
号、576（2000）（上－1mm
1mm 膨れ部、下－0.3mm
膨れ部、下－膨れ部）

63

超短パルスレーザを用いる Si および Ni 基合金の微細加工 *,**
目黒 和幸 ***
超短パルスレーザを用いた加工を産業に応用する上で、各材質において十分な加工能率と精度を有する加工パラメータを探索することは重要である。同じ照射
フルーエンスでもビームスポットの重なり量(移動速度・繰返し周波数)やレーザ
パルス幅などの各条件が異なると熱影響の範囲(HAZ)に違いが現れる。ここでは、
シリコンおよびニッケル基合金に対する最適加工条件について調査を行い、超短パルスレーザによる加工性は材料の熱的性質が主要因となることを報告する。
キーワード：超短パルスレーザ、微細加工、ニッケル基合金

Microfabrication of Si wafer and Ni-Based Alloyusing Ultrashort Pulsed Laser
Kazuyuki Meguro
Applying ultrashort pulsed laser processing to precision mechanics requires theidentification of laser-machining conditions that offer the desired processing andprecision for each material. Depending on the overlap between the beam spot (scanspeed and repetition rate) and the laser pulse width, different thermal effects (e.g., theheat-affected zone) appear at equivalent fluence. This study investigates the optimum
processing conditions for silicon wafer and nickel-based alloys. The workability ofthese materials by ultrashort pulsed lasers is dominated by the thermal properties of thematerial.
key words : ultrashort pulsed laser, micro-machining, nickel-based alloys
パルス幅の影響についての調査が重要である。これは、パルス幅が電子－格子間衝突緩和時間(τe-p)よりも短い場合に格子系に効率良くエネルギーが投入
され 2)、数 ps を境にして HAZ の様相が変化する
ことが考えられるためである。また、超短パルスレーザ加工では、低フルーエンス領域で高精度の加工が可能であるもののアブレーションレートが低く、高フルーエンス領域では熱影響が大きくなることから、パルス幅・繰返し周波数・照射パワー・走査
速度など多くのレーザ加工パラメータの最適値を見出すことが必要である。
そこで本研究では、シリコン、金属、合金に対して、各レーザ加工パラメータを変化させた際に加工
レートおよび精度、加工部周辺の HAZ について系
統的に調査を行い、最適加工条件の探索を行った。

1 緒
言
従来の Nd:YAG レーザや CO2 レーザを用いた加工と比べて、超短パルスレーザによる加工では、熱影響が少なく 1)、微細加工が可能であることや透明体の表面あるいは内部への加工が可能であるなど、産業に応用する上で非常に魅力的な加工手法である。これまでの超短パルスレーザ光源としては主に研究用として使われている Ti:Sapphire レーザ(波長 800 nm 付近)を用いた報告例が中心であった。
近年、産業用に開発された高安定・高出力・高効率な Yb 系超短パルスレーザ(波長 1,030 nm)が普及し始めているものの、これらのレーザを用いた際の各種素材に対する最適加工条件はまだ十分に調査されていない。
レーザ加工においては、照射フルーエンス(J/cm2)に対する除去体積を計測することで加工除去能や加工閾値の評価を、ビームスポットの重なり
量(移動速度・繰返し周波数)を変化させて加工精度
および熱影響範囲(HAZ : Heat Affected Zone)の評価を行うのが一般的である。超短パルスレーザ加工の場合には、これらに加えて HAZ の形成に対する2 実
験
超短パルスレーザによる微細加工実験には、(株)ラステック社製の LPF-2 を使用した。搭載されているレーザ発振器は、最大出力 4 W、中心波長1,030 nm の Yb:KGW レーザ(Light Conversion 社,*
平成 23～25 年度 公益財団法人天田財団 一般研究開発助成 AF-2011216** 平成 24 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業*** ものづくり基盤技術第 1 部（現 機能表面技術部）

64

岩手県工業技術センター研究報告

PHAROS-4W)である。このレーザは、fs 発振したレーザ光をチャープパルス増幅する際、再生増幅部
で繰返し周波数を 1～200 kHz、パルス圧縮器でパルス幅を 259 fs～10 ps の範囲に可変できる。レー
ザ光は可変アッテネータでパワーを調整した後、空間フィルターによるビーム整形とビーム・エキスパ
ンダーによるビーム径調整を経て、レンズで集光されて試料表面へ照射される。集光レンズは対物レンズ(ミツトヨ M Plan Apo NIR 10×, f = 20)と f-θ レンズ(ジオマテック FT-100, f = 101.3)を、ビーム走査はガルバノスキャナ(最大 4,000 mm/s)と XY ス
テージ(最大 200 mm/s)を使い分けることが可能であるが、本研究ではすべての実験において対物レン
ズによる集光と XY ステージによる走査を選択した。
加工対象は、MEMS や電子デバイスで多用されるシリコンと、耐食性・耐熱性等に優れるニッケル
基合金材料である。シリコンは、厚さ 0.75 mm の
n 型 Si(100)ウェハを硫酸と過酸化水素の混合液で洗浄した後、バッファードフッ酸で酸化膜を除去したものを用いた。金属試料は、厚さ 0.1 mm の板材を機械的に切断し、中性洗剤および有機溶媒による脱脂洗浄したものをガラス板上へワックス固定したものを用いた。

成されている。加工溝の周辺にはコントラストが違って見える部分が見られるが、表面形状は未加工部と同じ高さで平坦性を保っている。この領域はレーザパルス継続中の急激な温度上昇とレーザパルス
終了後の急冷によってSiがアモルファス化4、5)した
ため、SEM像でコントラストの変化として観察されたものであると考えられる。超低フルーエンスでのレーザ照射においてレーザ照射部のみアモルフ
ァス化する場合もあることが報告されている 6) が、今の場合は加工部からの熱伝導の影響でHAZが広がったものであると考えられる。
繰返し周波数200 kHz、スキャン速度 10 mm/sに固定し、照射フルーエンスに対する加工溝幅(groove width)とHAZの幅(HAZ width)をパルス幅
260 fsおよび10 psで比較を行った結果を図2に示す。
ここで照射フルーエンスは、ビームの強度プロファ
イルを理想的なガウス型と仮定し、溝加工痕の幅と照射パワーからクレーター法7)を用いて算出した。
パルス幅260 fsの時は、パルス幅10 psと比べてアブレーション閾値が低フルーエンス側に移動し、溝幅も10～20 %広く加工されていることがわかる。これは、照射フルーエンスF (J/cm2)がパルス幅 τ(s)とピークパワー密度 I0 (W/cm2)の積であることか
ら、同一の照射フルーエンスを比較したときに260
fsの方が約40倍のピークパワー密度、即ち約1,600
倍もの高強度光電場にさらされているため、より低いフルーエンスでアブレーションが始まりパワー
密度の低いレーザの裾野領域でも加工されるためである。また、熱影響に関しては低フルーエンス領

3

結果と考察
3-1 シリコンの加工結果
図1に高フルーエンス領域(< 10 J/cm2)において溝加工を行った際の典型的な加工痕の電子顕微鏡(SEM)像を示す。このSEM像はレーザ加工後に試料を純水および有機溶媒中で超音波洗浄してから観察を行ったものであり、加工溝内部および周辺部に強固に付着したデブリの存在が確認できる。Si
表面にアブレーション閾値を超えたレーザ光を照射すると、多光子吸収イオン化を引き金に逆制動放射による電子加速と衝突イオン化でアバランシェ
イオン化を生じる3)ことでSiが激しく蒸発除去される。レーザビームの強度プロファイルはほぼガウス
分布形状(M2<1.2)をしているため、V字状の溝が形

図1

第 18 号（2016）

図2

シリコンへの溝加工時の典型例

シリコンにおける照射フルーエンスに対する加工溝幅と HAZ 幅の関係

65

超短パルスレーザを用いる Si および Ni 基合金の微細加工域ではパルス幅の違いでの大きな差は見られないが、10 J/cm2を超えたあたりから10 psの時に熱影響の増大が見られた。これは、アブレーション加工に使われる以上の余剰な光エネルギーが蓄熱される効果はパルス幅が長いときに顕著に表れることを示している。蓄熱の影響はレーザスポットの重なり率(オーバーラップ・レート)の方がより大きな影
響を示すと考えられる。オーバーラップ・レートは走査速度と繰返し周波数の比で決定されるので、ス
キャン速度を10～100 mm/sに増大させて同様の実験を行ったところ、加工閾値の変化が見られた他、パルス幅が短くなるにつれてHAZの幅が減少する
傾向が見られることが確かめられた。これにより超短パルスレーザ加工において非熱加工を実現するにはパルス幅が短いことは重要であるが、必要以上にオーバーラップ・レートを上げるとプラズマが発生してアブレーション除去が生じないばかりか蓄熱が促進されることがわかった。
3-2 ニッケル基合金の加工結果
予備実験としてニッケル板材に対する溝加工時の典型的な加工痕のレーザ顕微鏡観察結果を図 3に示す。図中の観察像は右に行くに従って照射フ
ルーエンスが増大した時の表面形状を示しており、
低フルーエンス領域ではきれいな V 溝が形成されているがフルーエンスの増大に伴って溝のエッジ部に盛り上がりが発生し、ついには元の面より高い山状に膨れ上がってしまう。この原因は、過剰なエネルギーにより高温となった箇所が溶融するよりも早く大気中の酸素と反応して酸化が促進されたものであると考えられる。これをより詳細にまとめたものを図 4 に示す。加工条件は繰返し周
波数 200 kHz、パルス幅 260 fs、スキャン速度 10mm/s に固定し、照射パワーを変化させて溝形状の評価を行ったものである。前節と同様にクレーター法で照射フルーエンスへの換算を試みたが、表面酸化の影響でビームスポット径算出が困難であったため、横軸は照射パワーのままで表示して図3ある。加工部の断面プロファイル評価のために、幅や高さを次のように定義した。W1 は本来の試料表面位置での溝幅、W2 は試料表面から盛り上がりまで含めた最大開口幅、W3 は加工部近傍の盛り上がりが生じる最大幅、D は本来の試料表面位置からの溝深さ、H は盛り上がりの最大高さである。10 mW 付近でアブレーション加工が始まり、照射パワーの増加に伴って溝深さ D と溝幅 W1 が増加していく。その後 200 mW で D が最大となって加工効率が最も良くなるが、それ以上のパワーを投入しても蓄熱と酸化の促進に使われて溝ではなく山が形成されていく様子が分かる。また、HAZ の幅 W3 については照射パワーの増加に伴って片対数プロットで直線的な関係性が確認できる。
即ち、HAZ の幅は照射パワーに対して指数関数的に増大することを表している。試料表面へのレーザパルス照射は 10 ps 以下の極く短い時間である
が、HAZ の評価は十分に熱的平衡に達してから観察していることを考えれば、熱拡散方程式はラプラス方程式に帰着できる。照射パワーによる HAZの幅は、空間的な最大到達温度の分布はレーザ照
射位置から指数関数的に減少することが影響していると説明できる。300 mW 以上で HAZ の幅が一定値に収束することを説明するためには、試料の熱伝導の他に対流や放射を考慮する必要がある。

ニッケル材の加工溝形状の様子
図4

66

ニッケル材の加工溝形状と照射パワーの関係

岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）

め、これからの議論では便宜的にこの表示法を採用することとした。加工形状の評価は、先の図 3 に示したようにきれいな溝形状になる場合を良条件(○印)、溝のエッジ部に盛り上がりがあるなど溝と山が同時に生じる場合を境界条件(△印)、レーザ照射部が山になる場合を不良条件(×印)と判断し、それぞれの加工条件の位置に印を表示した。また、加工溝の深さを等高線として表示し、境界領域において谷と山の高さの差がゼロとなる条件のときを境にして、谷が形成されている場合を実線、山が形成されている場合を破線として表示した。照射フルー
エンスが大きいほど、また加工点へのパルス数が多いほど試料表面へ与えられる熱量が多くなるため、

図5

Inconel–600 材の加工形状評価結果

次に、ニッケル基合金の加工結果について述べる。ニッケル基合金として、Inconel–600, Hastelloy
C–276, Super–Invar, Invar–42 を準備した。レー
ザの加工条件として、繰返し周波数を 10, 100 kHzの 2 水準、パルス幅を 260 fs, 10 ps の 2 水準、照射パワーを 10, 20, 50, 100, 200, 500, 1000 mW の
7 水準、走査速度を 1, 2, 5, 10 mW の 4 水準を取り、各条件で溝加工した際の加工形状をレーザ顕微鏡により評価を行った。Inconel–600 における加工形
状評価の結果を図 5 に示す。繰返し周波数 f (Hz)、
走査速度 V (mm/s)、ビームスポット径 a (mm)の場合、オーバーラップ・レートは 1 – V/(f×a)と表されることから、加工点 1 点に当たるパルス数は(f×a)/V となる。この量を縦軸に取り、横軸に照射
フルーエンスとして繰返し周波数、照射パワー、走査速度の加工条件を縮約して一つの図に表したものである。厳密には、繰返し周波数 10 kHz と 100
kHz の時でプラズマの発生状況などが異なるはずである。しかしながら、本実験で繰返し周波数の違いによって加工形状に差異が認められなかったた

67

図6

Inconel–600 材の加工条件①の加工形状

図7

Inconel–600 材の加工条件②の加工形状

超短パルスレーザを用いる Si および Ni 基合金の微細加工

パルス幅に関わらず図の右上に行くほど熱影響が大きく加工不可条件(×印)になっていくことがわかる。さらに、パルス幅 10 ps のときは×印の領域が広く、等高線も破線と実線の境界が左下に移動していることから、パルス幅が長いと同じ加工条件でも熱影響が大きくなることが明瞭に示されている。
パルス幅 260 fs のときに溝深さが深くなる加工条件が、①良条件(パルス数 50,フルーエンス 1.3
J/cm2)と②境界条件(パルス数 10, フルーエンス
32 J/cm2)に存在する。図 6 に加工条件①における加工形状、図 7 に加工条件②における加工形状評
価結果を示す。加工条件①においては、深さ約 4.8µm の均一な溝形状を有し、熱影響部が最も少ない
最適加工条件であることが分かった。一方、加工条
件②においては、深さ約 11.9 µm とかなり深い溝形状加工が実現されているが、溝幅が広く、熱影響による山部の形成と走査方向に不均一な溝になっていることから良い加工条件とは言えないことが分かった。パルス幅 10 ps の場合でもほぼ同様の結果であり、最適加工条件はパルス数 100, フルーエ
ンス 0.64 J/cm2 であった。

図8

同様に Hastelloy C–276 材での結果を図 8 に、Super–Invar 材の結果を図 9 に、Invar–42 材の結果を図 10 に示す。これら他のニッケル基合金においても大まかな傾向は類似しており、図の右上に行
くほど熱影響が大きく、パルス幅が長い方が熱影響は大きいことがわかる。これらの合金における最適
加工条件は、260 fs のときはパルス数 50, フルー
エンス 1.3 J/cm2、10 ps のときはパルス数 100,
フルーエンス 0.64～1.3 J/cm2 であった。この結果
で興味深い点は、合金の種類に関わらずほぼ同じような加工条件で最適な加工が実現できたことである。一口にニッケル基合金と言っても、耐食性・耐熱性等に優れる Inconel–600 や Hastelloy C–276と、低熱膨張性の Super–Invar や Invar–42 では、Ni 以外の金属(Cr や Mo 等)の含有量が大きく異なり、その結果として硬さや弾性係数などの機械的物
性や化学的物性も大きな違いがある。しかしながらこれらの合金は、融点(1350～1450℃)、比熱(430～460 J/(kg・℃))、熱伝導率(11.1～14.8 W/(m・K))など熱膨張率以外の熱的物性が類似していることから、レーザ加工性には熱的物性だけでほぼ決定

Hastelloy C–276 材の加工形状評価結果

図968Super–Invar 材の加工形状評価結果

岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）4 結
言シリコンおよびニッケル基合金に対して超短パ
ルスレーザによる微細加工の最適化条件の探索を行った。シリコン、ニッケル基合金共にパルス幅10 ps での加工に比べて 260 fs の加工で熱影響が少ないことがわかった。各種ニッケル基合金の加工の結果、材料の熱的性質が近ければ同程度のレーザ加工性が得られることが分かった。
超短パルスレーザ加工において非熱加工を実現するにはパルス幅が短いことは重要であるが、オー
バーラップ・レートを必要以上に上げないことがア
ブレーション加工には有効である。パルス幅 260 fs
での加工では、フルーエンス 2 J/cm2 以下、パルス数 100 以下で精細な加工が可能である。これらの結果から、フェムト秒レーザはピコ秒レーザよりも加工精度が高く加工スピードも 向上できると言える。
謝
辞本研究の一部は公益財団法人天田財団平成 23 年
度一般研究開発助成(AF-2011216)を受けて行われたものです。ここに感謝の意を表します。

図 10

文
献
1) B.N. Chichkov et al., Appl. Phys. A 63, (1996)
109.
2) C. Momma et al., Opt. Commun. 129, (1996)
134.
3) I. Miyamoto, J. Jpn. Laser Proc. Soc. 20 (1)(2013) 1-10.
4) A. G. Cullis et al., Phys. Rev. Lett. 49, (1982)
219.
5) K. Murakami, J. Plasma Fusion Res. 79 (10),(2003) 1035-1042.
6) Y. Izawa et al., Appl. Phys. Lett. 90, (2007)
044107.
7) M. Fujita and M. Hashida, J. Plasma Fusion
Res. 81, Suppl. (2005) 195-201.

Invar–42 材の加工形状評価結果することが考えられる。一方、パルス幅に関しては
260 fs の方がパルス重なり数が少ない条件で最適となることから、10 ps と比べて 2～3 倍のスピードで加工できることが明らかとなった。これはフェムト秒レーザを使用するとピコ秒レーザよりも加工精度が高く加工スピードも向上できることを示しており、産業に応用する上で有利と言える結果である。

69

セラミックスを混合した Co-Cr-Mo
Mo 合金のプラズマ粉体肉盛溶接時の硬さ *桑嶋 孝幸**、、園田 哲也**、斎藤 貴**
Co-Cr-Mo
Mo 合金は優れた特性を有するは優れた特性を有するは優れた特性を有する生体材料
材料のひとつである。
である。CCMCCM 合金は高価であり、加工性も悪いことから安価な材料との複合化、接合技術が不可欠である。
あり、加工性も悪いことから安価な材料との複合化、接合技術が不可欠である。本
本研究では PTA 溶接法で軟鋼へ肉盛溶接を行った。
溶接法で軟鋼へ肉盛溶接を行った。セラミックス粉末を混合して肉盛
軟鋼へ肉盛溶接を行った。セラミックス粉末を混合して肉盛溶接を行うことによってうことによって CCM 合金単体と比較して大幅に合金単体と比較して大幅に硬さを向上させることがで硬さを向上させることができた。溶接金属の硬さは、溶接電流きた。溶接金属の硬さ
は、溶接電流の増加によってよって低くなった。
低くなった。
キーワード：
キーワード：CCM
合金、、混合粉末、、PTA 溶接

Hardness of Plasma-Transferred
Plasma Transferred-Arc
Arc Weld of Mixed Powders ofCo––Cr–MoMo Alloys and Ceramics
Takayuki Kuwashima, Tetsuya Sonoda and Takashi Saito
Cobalt–chromium
chromium–molybdenum
molybdenum (CCM) alloy has excellent properties for use as abiomaterial and can be welded onto mild steel using plasma
plasma-transfer
transfer-arc
arc welding. This study
focuses on using this technique for industrial purposes. A mixed powder of CCM alloy an
andCr2C3 ceramic is used as welding material. The welded metal is harder than the CCM alloy
alone, although the hardness decreases with increasing welding current.
key words : CCM alloy, mixed powder
powder, PTA welding
する検討を行うとともに、ダイカスト分野での部品等へする検討を行うとともに、ダイカスト分野での部品等への応用を考慮して Al 溶湯中での耐久性評価を行った。

1 緒言
Co-Cr-Mo 合金（以下、合金（以下、CCM
CCM 合金と記す）は、機械的強合金と記す）は、機械的強度が高く耐食性が耐食性が良い材料で良い材料で、人工関節などの生体材料
人工関節などの生体材料を中心に応用されている。岩手県においても原材料をを中心に応用されている。岩手県において 原材料を製造して生体材料メーカーへ供給している企業があり、今後の市場拡大が期待されている。
一方、CCM
CCM 合金の優れた特性を一般産業へも応用しよ
優れた特性を一般産業へも応用しようとする試みも盛んに行われており、プラスチック射出成形機用スクリュー等の試作等が行われている。
一般的に CCM 合金は高価であり、加工性も悪いことか
ら安価な材料との複合化、接合技術が不可欠である。
ら安価な材料との複合化、接合技術が不可欠である。岩
手県工業技術センターにおいても溶射法やプラズマ粉体
肉盛溶接法（以下、（以下、PTA 法と記す）などによって、鋼材法と記す）などによって、鋼材との複合化技術開発に取り組んでいる 1)。溶射法による溶射法による
複合化技術の開発では、技術の開発では、CCM
CCM 合金単体でマイクロビッカ
ース硬さ 550 が得られた 2)。加工速度や製品形状の自由加工速度や製品形状の自由度で、溶射法が優れている点もあるが、皮膜と基材は機械的なアンカー効果で接合されているために溶接法と比較して信頼性や接合強度で劣る。反面、PTA
較して信頼性や接合強度で劣る。反面、法では溶接
溶接
金属と基材は冶金的な接合で接合強度が高く、継ぎ手のは冶金的な接合で接合強度が高く、継ぎ手の信頼性は高い。
信頼性は高い。CCM 合金を PTA 溶接した報告はあまりな
く、また、セラミックス粉末と混合した粉末を PTA 溶接した報告は見当たらない
した報告は見当たらない。
。
そこで本研究では、
そこで本研究では、CCM
CCM 合金とセラミックスとの混合セラミックスとの混合粉末を用いて、粉末を用いて、PTA 法による CCM 合金の複合化技術に関***

2 実験方法2-1
1 供試材
実験に用いた CCM 合金粉末は、山陽特殊鋼
合金粉末は、山陽特殊鋼（株）製の製のガスアトマイズ粉末である。粉末外観の SEM 写真を図 1に示す。粉末形状は球形で粒径は 63～150μm
150μm である。また、溶接金属の硬さを向上させる目的でセラミックス粉
末を CCM 合金粉末と混合して PTA 溶接を行った。用いたセラミックス粉末は、Cr
セラミックス粉末は、 2O3 と Cr2C3 の 2 種類である。両粉末外観の SEM 写真を図
写真を 1 に併せて示す。セラミックス
粉末は、粉砕法で製造されたもので形状が角張っていることがわかる。粉末はＶ型混合器で混合して使用した。

図 1 粉末外観の SEM 写真

平成 24～25
25 年度 JST 復興促進プログラム（A-STEP
復興促進プログラム（
探索タイプ）
ものづくり基盤技術第１
ものづくり基盤技術第１部部（現 機能表面技術部）
機能表面技術部*** ものづくり基盤技術第１部（現 企画支援部）

70

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

図 2 PTA 溶接法の概要

図 3 PTA 溶接金属断面の SEM 写真

図 4 PTA 溶接金属断面の SEM 写真と面分析結果と面分析結果（溶接電流：150A）（溶接電流：

混合比は、体積比で CCM 合金：セラミックス粉末=60:40
合金：セラミックス粉末=60:40
である。基材は、
基材は、SS400(一般構造用圧延鋼材
一般構造用圧延鋼材)を用いた。
一般構造用圧延鋼材 を用いた。
2-2 溶接方法
使用した溶接機は、日鐵溶接工業（株）製の NW-300ASR
300ASR（電源）、150PPH
150PPH（溶接トーチ）（溶接トーチ）であるである。
溶接トーチは（株）安川電機製の六軸多関節ロボットに取り付けウィビングを行いながらに取り付けウィビングを行いながら溶接を行った。ガス溶接を行った。ガスはアルゴンガスを用いて、パイロットガス流量 1.5L/min
1.5L/min、
溶接速度 6cm/min
6cm/min、溶接電流、溶接電流を 150A、180A
180A の 2 水準でで溶接を行った。
接を行った。PTA 溶接の写真を図
溶接の写真を 2 に示す。
2-3 評価方法
溶接した試験片は、精密切断機で切断して樹脂に埋め溶接した試験片は、精密切断機で切断して埋め込み研磨して込み研磨して、組織観察、マイクロビッカース硬さ測定
組織観察、マイクロビッカース硬さ測定を行った。マイクロビッカース硬さは、（株）ミツトヨ製
HM-221 を用いて、を用いて、0.1mm ステップで硬さ分布測定を行った。試験荷重は
試験荷重は 200g である。
溶接金属の分析は、日本電子（株）製の FE-EPMA 装置（JXA-8530F））
を用いて、金属組織観察、
面分析を行った。
液体金属中での耐久性を調べるために純アルミ溶湯中に試験片を浸漬して、一定時間ごとに取り出し、断面を観察して評価した。
3 実験結果
実験結果及び考察
3-1 セラミックス
セラミックス粉末の選択
粉末の選択
はじめに混合するセラミックス
混合するセラミックス粉末を選択するために混合するセラミックス粉末を選択するために同量混合した Cr2O3 と Cr2C3 セラミックス粉末を同条件でPTA 溶接した。溶接金属断面の SEM 写真を図
写真を 3 に示す。
Cr2O3 を混合した断面組織は、基材界面付近に白い組織が認められる。これは混合したセラミックス粉末粒子であると思われる。一方、ると思われる。一方、Cr2C3 を混合したものは一様な組織

71

図 5 PTA 溶接金属断面の SEM 写真
写真と面分析結果
と面分析結果（溶接電流：180A）（溶接電流：となっており、溶接金属と金属基材界面の状態も良好である。これらの結果から、Crある。これらの結果から、 22C3 を混合するセラミックス
粉末として選択し、溶接条件を変化させて、その影響を調査するとともに Al 溶湯中での耐久性の評価を行った。
3-2
2 溶接条件の組織、硬さへの影響
CCM 合金粉末とCr合金粉末と 2C3 セラミックス粉末の混合粉末で溶
接電流を変化させて溶接を行った。
接電流を変化させて溶接を行った。溶接電流は
溶接電流は 150A、、180A の 2 水準である。図水準である。 4、図、図 5 にそれぞれの SEM 写真を示す。観察は、溶接金属の下部、中部、上部の 3 箇所を観察している。
溶接電流 150A では下部組織が非常に細では下部組織が非常に細セラミックスを混合した Co-Cr
Cr-Mo 合金のプラズマ粉体肉盛溶接時の硬さ

かい角張った組織とかい角張った組織となっている
なっている。これに対して、中部、。これに対して、中部、上部は大きな角張った組織の周りに細かな組織が観察されている。溶接電流 180A では、下部組織でも大きな角張った組織が観察されている。面分析の結果からこの角張った組織は、った組織は、Cr 炭化物であることがわかる。この炭化物の大きさは、混合した Cr2C3 よりも大きな物が多くあることから、溶接によって CCM 合金粉末中の Cr と Cr2C3 とが反応してできた炭化物である。
反応してできた炭化物である。はじめに大きい炭化物がはじめに大きい炭化物が凝固時に析出し、その後、その周りに細かい炭化物が析出しているものと考えられる。凝固は金属基材側から始まり上部が最終凝固部
まり上部が最終凝固部となると考えられる。溶接金となると考えられる。溶接金

図 7 Al 溶湯浸漬試験後の PTA 溶接金属断面のマクロ写真

150A

図 8 Al 溶湯浸漬時間と反応層厚さの関係

180A

図 6 PTA 溶接金属断面の硬さ分布（溶接電流、上：（溶接電流、上：150A
150A、下：180A））

属下部組織が細かいのは、CCM 合金と Cr2C3 が十分に反応する時間が短いことが影響しているものと推察される。
3-3 溶接金属の硬さ分布
次に溶接金属の硬さ分布を溶接金属の硬さ分布を 6 に示す。金属基材の硬溶接金属の硬さ分布を図
さは 200 程度であるが溶接金属はそれよりも硬くなっている。溶接電流 150A では、溶接金属の硬さは 800 程度であるが 180A では 700 程度となっており、少し下がっている。これは溶接電流が大きいために金属基材の溶融量る。これは溶接電流が大きいために金属基材の溶融量が増加して希釈されたためである。

図 9 Al 溶湯浸漬後の溶接金属断面の SEM 写真と面分析結果（溶接電流：
面分析結果（溶接電流：150A）

72

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

よる差はあまり大きくない。
よる差は大きくない。
次にこれらの試験片の Al 溶湯と溶接金属界面の SEM
写真と面分析結果を図
写真と面分析結果を 9、図 10 に示す。Co の濃度が界面で変化している。
溶接金属中の Cr2C3 は安定な化合物であることから、ることから はじめに Al 溶湯と接触している
溶湯と接触しているマトリック
マトリック
ス中の金属成分が Al 溶湯と反応して溶湯と反応して、、反応層が形成されているものと考えられる。
ているものと考えられる。
4 結言
本研究では、CCM
本研究では CCM 合金を PTA 溶接法で SS400 と複合化することを目的として実施した。得られた知見をまとめると以下のとおりである。
(1)CCM 合金と Cr2C3 セラミックスの混合粉末を PTA 溶
接することでマイクロビッカース硬さることでマイクロビッカース硬さ 800 が得ら
れ、CCM 合金単体と比較して大幅に硬さを向上させることができた。
(2)Cr(2) 2O3セラミックスの混合粉末は均一な溶接金属が得られなかった。
(3)溶接電流を高くすると硬さは低下する傾向が認め(3)溶接電流を高くすると硬さは低下する傾向が認められた。これは金属基材の希釈効果によるものと考えられる。
(4)Al 溶湯中での浸漬試験では、時間の経過と共に反応層の増加が確認された。

図 10 Al 溶湯浸漬後の溶接金属断面の SEM 写真と面分析結果（溶接電流：
面分析結果（溶接電流：180A））

3-4 Al 溶湯中での耐久試験結果
次に Al 溶湯中での耐久試験結果
溶湯中での耐久試験結果について述べるについて述べる。
。図 7に試験片断面のマクロ写真を示す。溶湯に触れている上部に溶接金属と Al の反応層が観察されている。
反応層は時間の経過とともに厚くなっている。浸漬時間と反応層の厚さの関係をの厚さの関係を図 8 に示す。時間の経過と共に反応層厚さの増加は少なくさの増加は少なくなっている
なっている。このことから反応。このことから反応速度は速度は徐々に遅くなっている
徐々に遅くなっていることがわかる
ことがわかる。また、溶接電流。また、溶接電流。また、溶接電流に文
献1)地域イノベーション戦略支援プログラム
地域イノベーション戦略支援プログラム（グローバル型）研究成果集、財団法人いわて産業振興センター型）研究成果集、財団法人いわて産業振興センター（2013）（
2)桑嶋孝幸桑嶋孝幸、柳原圭司
柳原圭司、飯村崇
崇、園田哲也
園田哲也、岩渕明、千千葉晶彦：溶射、
日本溶射学会誌
日本溶射学会誌、第50 巻、
第1第 号（2013）
）

73

74

75

76

77

78

79

80

81

82

83

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86

87

88

89

90

91

92

93

座標測定機の座標測定機のスキャニング
スキャニング測定
測定*
和合 健**、池 浩之**
座標測定機の連続的な倣い測定、所謂スキャニング測定は、従来カーブ形状評価のみに使用されていたが、円や立方体など幾何形体の座標測定の高精度化や高速化に有利である。ここでは円筒型基準器についてに有利である。ここでは円筒型基準器についてスキャニング測定
円筒型基準器についてスキャニング測定を行いを行い測定誤差に測定誤差について評価した。その結果、真円度では点測定とスキャニング測定の差は平均値で0.0022mm となりスキャニング測定の動的誤差は無視できるほど小さいとなりスキャニング測定の動的誤差は無視できるほど小さいことを確認
ことを確認
した。
キーワード：座標測定機、スキャニング測定、シリンダー形状測定物、分散分析
キーワード：座標測定機、スキャニング測定、シリンダー形状測定物、分散分析

Scanning Measurement
easurement by Coordinate
Coordinate-Measuring
Measuring M
Machinechine
Takeshi Wago and Hiroyuki
iroyuki Ike
Scanning measurements made by coordinate
coordinate-measuring
measuring machines (CMMs) are used tomeasure curve shapes and can make highhigh-speed
speed and high-precisionhigh precision measurements. In thispaper we estimate measurement deviations for a scanning measurement made by a CMM.
The difference, which is the mean between point measurements and scanningmeasurements, is 0.0022
0.0022 mm, which is sufficiently small to be ignored.
key
ey words : coordinate
oordinate-measuring
measuring machine, scanning measurement, cylinder artifact,anova
2-φ20リーマ深さ30
リーマ深さ30 pitch_5
030
0.05 A1 緒言
座標測定機（以下、座標測定機（以下、CMM
CMM という）の通常測定では、プロービングにより取得した 1 点毎の集まりである離散点により円、
平面などの幾何学形状を計算で求めていた平面などの幾何学形状を計算で求めていた。
従来、カーブ形状評価のみに使用されていた連続的な倣カーブ形状評価のみに使用されていた連続的な倣い(スキャニング
スキャニング)測定は、、円や立方体など幾何形体の座
円や立方体など幾何形体の座
標測定の高精度化や高速化に有利である。
標測定の高精度化や高速化に有利である
ここでは、、産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分
産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分
科会形状計測研究会
科会形状計測研究会の共同研究としての共同研究としてパイロットラボがパイロットラボが示すプロトコルに従い、示すプロトコルに従い、ポイント測定とポイント測定とスキャニング測
ポイント測定とスキャニング測
定を同一の基準器で行い、それぞれのを同一の基準器で行い、それぞれの測定誤差についてを同一の基準器で行い、それぞれの測定誤差について
評価した。

110

30

φ80

φ100

30

面取り0.10.05 A

0.05
A

H1

H6

図 1 基準器

2 実験方法2-1 測定装置
実験に使用した CMM は、型式がはUPMC550-CARATUPMC550 CARAT、メーカは Carl Zeiss
Zeiss、
ソフトウエアの OS は Windows XP
XP、
CMM のソフトウエア及びバージョンは UMESS
UMESS-LX
Ver1.0、
最終メーカ校正日は平成 20 年 3 月 14 日である日である。
CMM は門移動型の構造でプローブはパラレルツイン式
である。CMMCMM の指示誤差は MPE_E=0.8+L/600
E=0.8+L/600µm(Lµm(L は測定長さ mm)mm)である。

***

60

図 2 空間軸 Z+方向Z+

図 3 空間軸 X+方向

図 4 球の保持方法

図 5 球の高さ

平成 22 年度 産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会
産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会（共同研究
共同研究）
材料技術部（現 素形材技術部）
素形材技術部

94

岩手県工業技術センター研究報告ていたが、温度変動幅は全体を通して 0.7℃であり良好な温度環境であった。
5 実験結果及び考察
5-1 分散分析得られた直径、真円度、中心座標 X、中心座標 Y の 4
つの測定項目毎に分散分析 1)を行い、表 2 に円筒スキャ
ニング（直径、真円度）、表 3 に円筒ポイント（直径、真円度）、表 4 に球スキャニング（直径、真円度）の分散分析結果を示す。円筒スキャニングと円筒ポイントの測定

ø5

ø8

92

42

114

3

ø8

11

153

70

155

6

第 18 号（2016）

110

20

50

ø5
(mm)

図 6 スタイラスの向き

基準器は図 1 に示す円筒型で上端面から 5mm 間隔で異なる表面性状を付与したもので H1～H6 まで 6 水準を与えた。基準器の材質は SKS3 であり、チップ材質をルビーとした場合に溶着の恐れが無い。
2-2 測定技法
パイロットラボが示したプロトコルでの指示事項はすべて行われ、すべての測定を CNC 自動測定で行った。
円筒ワークピースの固定は、ワークピース材質が鉄系であることからマグネット治具により図 2 及び図 3 の形態
で吸着固定した。マスター球の保持方法は、図 4 のとおり円筒ワークピースと同様にマグネット治具で吸着固定した。球測定で特に注意した点は、図 5 のとおりスタイ
ラス校正時と同等の Z 高さ位置になるように調整した点である。
CMM 定盤からの Z 高さはマスター球が 275mm、校正球が 215mm であり、その差は 60mm であった。図 6に使用したスタイラスの向きを示す。チップ径はφ8mmとφ5mm の 2 水準とし、スタイラスの長さは同等に揃えた。

表 1 因子と水準
円筒スキャニング
水準

因子
A
B
C
D
E
F
G

チップ径(mm)
速度(mm/s)
測定力(N)
スタイラスの向き
材質
位置
繰り返し(times)

1
φ8
5
0.2
Z軸
S35C
H1
rp1

2
φ5
10
0.1
X軸
SKS3
H2
rp2

3
H3
rp3

1
φ8
一定
0.2
Z軸
S35C
H1
rp1

2
X軸
SKS3
H2
rp2

3
H3
rp3

4
H4
-

5
H5
-

6
H6
-

4
H4
-

5
H5
-

6
H6
-

円筒ポイント
水準

因子
A
B
C
D
E
F
G

チップ径(mm)
速度(mm/s)
測定力(N)
スタイラスの向き
材質
位置
繰り返し(times)

球スキャニング
水準

因子
A
B
C
D
E

3 因子と水準
表 1 に因子と水準を示す。測定方法が円筒スキャニン
グの測定値点数は、チップ径 2 種類×スキャニング速度 2
種類×測定力 2 種類×スタイラスの向き 2 種類×円筒ワー
クピース材質 2 種類×測定高さ６箇所×測定の繰り返し 3
回で合計 576 点となる。測定方法が円筒ポイント測定の測定値点数は、スタイラスの向き 2 種類×円筒ワークピース材質 2 種類×測定高さ 6 箇所×測定の繰り返し 3 回で合計 72 点となる。
測定方法が球スキャニングの測定値点数は、チップ径 2 種類×スキャニング速度 2 種類×測定力
2 種類×スタイラスの向き 2 種類×測定の繰り返し 3 回で合計 48 点となる。測定項目は、直径、真円度、中心座標
X、中心座標 Y とした。

チップ径(mm)
速度(mm/s)
測定力(N)
スタイラスの向き繰り返し(times)

1
φ8
3
0.2
Z軸
rp1

2
φ5
6
0.1
X軸
rp2

3
rp3

表 2 円筒スキャニング（直径）及び（真円度）の結果
円筒スキャニング（直径）Factorf
S
V
A チップ径(mm)1 0.00 0.00001
B 速度(mm/s)
1 0.00 0.00000
C 測定力(N)
1 0.00 0.00000

95

F

2

2

2

NaN

2
2
σe +288σC22
σe +288σD22
σe +288σE22
σe +96σF22
σe +192σG
2
σe

NaN

σe +288σA

0.05

σe +288σB0.10

10.00 0.00000

1.27

E 材質

1

0.00 0.00022

68.39

F 位置
G 繰り返し(times)

52.34 0.46713 146251.4

20.00 0.00000

0.00

e 誤差
T 合計

563 0.00 0.00000
575 2.34
-

-

σ(mm)
0.00022

2.46

D スタイラスの向き

円筒スキャニング（真円度）
Factorf
S
V
A チップ径(mm)1 0.00 0.00004
B 速度(mm/s)
1 0.00 0.00000

4 ワークピースの温度及び温度測定方法
温度変動による熱膨張補正は CNC プログラム内に熱膨張補正コマンドを入れて自動で補正した。温度センサ
はワークピース表面の 2 箇所に設置した。測定中の温度を CMM 定盤上にデータロガーをおいて測定周期 10 分
で温度測定した結果、最大値 19.4℃、最小値 18.7℃、変動幅 0.7℃、平均値 19.0℃であった。環境温度の平均値が19.0℃であり標準温度の 20℃から低めの温度環境となっ

2

(mm )
E(V)

NaN
0.00090.0698NaN
0.0018

2

(mm )
E(V)

F

2

2

2

NaN

2
2
σe +288σC22
σe +288σD22
σe +288σE22
σe +96σF22
σe +192σG
2
σe

NaN

σe +288σA

0.14

σe +288σB

C 測定力(N)10.00 0.00000

1.72

D スタイラスの向き

1

0.00 0.00000

0.91

E 材質

1

0.00 0.00025

159.21

F 位置
G 繰り返し(times)

50.74 0.14879 95693.4

20.00 0.00000

0.03

e 誤差
T 合計

563 0.00 0.00000
575 0.75
-

-

σ(mm)
0.0004

2

28.23

NaN
0.00090.0394NaN
0.0013

座標測定機のスキャニング測定
表 3 円筒ポイント（直径）及び（真円度）の結果

表 5 円筒スキャニングと円筒ポイントの絶対値比較2

円筒ポイント（直径）Factorf
A チップ径(mm)0B 速度(mm/s)
00.00 0.00000

0.00

σe +72σB

C 測定力(N)00.00 0.00000

0.00

σe +72σC

D スタイラスの向き

1

0.00 0.00000

27.29

S

V

0.00 0.00000

(mm )
E(V)

F
0.00

E 材質

1

0.00 0.00000

3.03

F 位置
G 繰り返し(times)

50.29 0.05776

3.5E+072

0.00 0.00000

2.36

e 誤差
T 合計

62 0.00 0.00000
71 0.29--σ(mm)0.000022220.0000220.0000σe +36σD220.000022
σe +36σE22
σe +12σF22
σe +24σG2σe0.0000σe +72σA

Method円筒スキャ
ニング：sc0.06940.00000.0000

円筒ポイン
ト:po

2

円筒ポイント（真円度）
Factorf
A チップ径(mm)00.00 0.00000

0.00

σe +72σA

B 速度(mm/s)

00.00 0.00000

0.00

σe +72σB

C 測定力(N)00.00 0.00000

0.00

σe +72σC

D スタイラスの向き

1

0.00 0.00000

0.70

σe +36σDE 材質

10.00 0.00000

1.25

σe +36σE

S

V

(mm )
E(V)

F

σ(mm)

2

2

NaN

2

2

NaN

2

2

NaN

2

2

NaN

2

2

NaN

2

2

0.0383

2

2

F 位置

5

0.09 0.01756 7032.50 σe +12σF

G 繰り返し(times)

2

0.00 0.00000

0.01

e 誤差
T 合計

62 0.00 0.00000
71 0.09--σe +24σG

Diff＝
sc－po

NaN

2

σe

0.00160.00 0.00000

25.38

B 速度(mm/s)

00.00 0.00000

0σe +24σB

C 測定力(N)00.00 0.00000

0σe +24σC

D スタイラスの向き

1

0.00 0.00000

0.10

σe +24σDE 繰り返し(times)

2

0.00 0.00000

0.05

σe +16σE

e 誤差
T 合計

42 0.00 0.00000
47 0.00
-

-

V

(mm )
E(V)

F

σ(mm)
0.000022220.0000220.0000220.0000220.0000σe +24σA2σe0.00002

球スキャニング（真円度）
Factorf
S
V
A チップ径(mm)1 0.00 0.00000
B 速度(mm/s)
0 0.00 0.00000
C 測定力(N)0 0.00 0.00000

8.58

σe +24σA0

σe +24σB0

σe +24σC

D スタイラスの向き

1

0.00 0.00000

0.04

σe +24σDE 繰り返し(times)

2

0.00 0.00000

0.27

σe +16σE

e 誤差
T 合計

42 0.00 0.00000
47 0.00
-

-

(mm )
E(V)

F

σ(mm)

2

2

0.0000220.0000220.0000220.0000220.00002

σe-0.00070.0022-0.0006-0.0004

判定できる。その結果、作業者の判断で割り付けた因子
A、B、C、D はσが非常に小さく因子内の水準間で有意差が無い。図表として掲載していないが円筒スキャニン
グと円筒ポイントでの因子 E：材質のσは測定項目の中
心座標 Y の場合に NaN であるのに対し、測定項目の中
心座標 X では 0.010mm 程度の大きな値であった。これは、プロトコルで円筒ワークピースの空間軸を Z 軸と X
軸の 2 水準で測定する指示があった。空間軸が Z 軸の場
合の中心座標 X とは MCS（機械座標系）の X 軸による測定、空間軸が X 軸の場合の中心座標 X とは MCS が Z
軸により測定が行われていた。対して中心座標 Y では空間軸が Z 軸と X 軸のいずれの場合でも MCS の Y 軸で測定が行われていたため、MCS の異なる 2 軸を使用した中心座標 X で因子 E：材質の σ が大きくなったと推測される。球スキャニングでは、全ての因子の σ が 0.0000mm（影響を与えない非常に小さい数値）となり動的測定の影響による誤差は見られなかった。
本実験の要点は動的な走査測定と離散的な点測定の場合の測定のばらつきの比較であり以下に考察した。測定項目が直径の場合に円筒スキャニングの因子 F：位置の σ は 0.0698mm、円筒ポイントの因子 F：位置の σ は0.0694mm となり同等の値となった。また、測定項目が真円度の場合に円筒スキャニングの因子 F：位置の σ は0.0394mm、円筒ポイントの因子 F：位置の σ は 0.0383mmとなりこちらも同等の値となった。この結果、動的な測定方法に起因する誤差の発生が懸念されたスキャニング
測定は離散的な点測定の場合と同等のばらつきで測定が行われていたことから、動的な影響の誤差は非常に小さいと言える。
5-2 絶対値の比較
表 5 に高さ毎に平均化した円筒スキャニングと円筒ポ

2

S

H1
H2
H3
H4
H5
H6
H1
H2
H3
H4
H5
H6
H1
H2
H3
H4
H5
H6

Average of Diff

表 4 球スキャニング（直径）及び（真円度）の結果
球スキャニング（直径）Factorf
A チップ径(mm)1Height(mm)
X
Y
Diameter Roundness
coodinate coordinate
100.0146
0.0055-0.0041-0.002299.8260
0.10960.00090.000099.8259
0.1069-0.0019-0.0001
99.8897
0.0597-0.0012-0.0001
99.8895
0.0621-0.00250.000099.91630.0441-0.0032
0.0000100.0125
0.00540.00010.000199.8256
0.10520.00070.000199.8256
0.1048-0.00200.000099.89140.0576-0.00130.000099.8915
0.0596-0.0028-0.0002
99.91930.0422-0.0032
0.00000.00200.0001-0.0043-0.00230.00040.00440.0002-0.0001
0.00030.00210.0001-0.0001-0.00160.00200.0001-0.0001-0.00210.00250.00030.0001-0.00310.00190.0001-0.0001

0.0000項目が直径と真円度で因子 F：位置と因子 E：材質の分散比（F 値）が大きいがこれは作為的に表面粗さを変えたためであり当然の結果である。また、円筒スキャニン
グの真円度で因子 A：チップ径の分散比が 28.23、円筒ポ
イントの直径で因子 D：スタイラスの向きの分散比が27.29 であり F 表の信頼限界 5%で有意と判定された。しかし、円筒スキャニングと円筒ポイント及び球スキャニ
ングにおいて誤差分散 Ve が非常に小さいことから見か
け上分散比が大きく算出されていると予想されるため、以後は期待値 E（V）から算出した標準偏差 σ で直接的に因子の効果とそのばらつきの大きさを判断する。ここ
で NaN（Not a Number）とは計算出来ない程小さい数値を意味する。測定方法が円筒スキャニングはすべての因子で複数の水準を割り付けたため因子内の水準の効果が96岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）

常に小さい。
(2) 絶対値で比較した場合は、スキャニングと点測定では直径の差は-0.0007mm となり動的な測定方式による誤差は表れていなかった。真円度ではスキャニング測
定はサンプリング周期が密な測定方法であるため、高密度な測定が行われた結果、スキャニング測定が0.0022mm 大きな値となり精密さが向上していると推測される。

イント及び両者の絶対値の差を示す。両者の差は、直径が-0.0007mm であり動的な測定方式による絶対値での誤差は表れていない。真円度は 0.0022mm となり円筒スキ
ャニングの方が大きく算出された。これは、スキャニン
グ測定はサンプリング周期が密な測定方法であるため表面粗さの山から谷までが高密度で測定された良い効果であると推測される。X、Y 座標値は円筒スキャニングと円筒ポイントの差は X 座標で-0.0006mm、Y 座標で-0.0004mm となり絶対値での差は見られなかった。

文献1) 田口玄一：第 3 版実験計画法(上)、丸善（1992）

6 結
言スキャニング測定は、従来は連続形状の評価にのみ使用されて来たが、高密度な点測定による高精度測定への適用が期待されている。ここでは、点測定とスキャニン
グ測定を比較した結果、以下の結論が得られた。
(1) 円筒形状ワークピースを使用して動的なスキャニン
グ測定と離散的な点測定の誤差傾向と誤差の大きさを分散分析により比較した結果、ばらつきの大きさは同等であることからスキャニング測定での動的誤差は非謝
辞
本研究は、産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分
科会形状計測研究会の共同研究として行われた。実験を行うにあたり本共同研究に参加された NMIJ/AIST、公設
試及び企業の研究員の方々には貴重なご指導を頂き、この場を借りて感謝を表す。

97

レーザ変位プローブ式非接触座標測定機の性能検査*
和合 健**、池 浩之**
レーザ変位プローブ式座標測定機について、旧 JIS B 7441:2009 で示す性能検査
方法に従い、3 種類の検査用標準器を使用して性能検査を行い、非接触座標測定で特徴的な誤差について検証した。その結果、点群の分布を正規分布と仮定し標準偏差σを算出し、±2σで PFS を算出した場合、球面形状誤差 PFS が占める割合は寸法測
定誤差 E の 41%に減少し適正な値を示した。
キーワード：非接触座標測定機、ボールバー、性能検査、ノイズフィルタ、球面形
状誤差

Performance of Laser-Probe-Type Noncontact
Coordinate-Measuring Machine
Takeshi Wago and Hiroyuki Ike
Using three types of testing standard gauges, we test the performance of acoordinate-measuring machine (CMM) equipped with a laser displacement probe systemagainst the JIS B 7441:2009 standard (i.e., the old JIS standard). We estimated thecharacteristic deviations of noncontact coordinate measurements, which were then verified.
The estimated points formed a normal-distribution cloud with standard deviation σ; ±2σerror was used for PFS spherical form measurements. For CMM size measurement E, PFS
occupies 41% of the error of indication of the CMM. Thus, PFS tends to decrease andaccurately indicates the value of E.
key words: noncontact coordinate-measuring machine, ball bar, evaluation of
performance, noise filter, error of spherical form measurement
ここでは、旧 JIS B 7441:2009 で示す性能検査方法に従い、3 種類の検査用標準器を使用してレーザ変位プロー
ブ式座標測定機の性能検査を行い、非接触座標測定で特徴的な誤差の表示方法について検証した。

1 緒
言
3 次元 CAD を使用した設計製造が汎用化したことにより従来の幾何形状では定義できない自由曲面製品が多く流通している。その製品を検査するには、点群として測定し評価することが必要になりその機能を有する非接触座標測定機（以下、非接触 CMM）が有効になる。非接触 CMM は、製品に寸法値を与える測定装置であるか
らその測定における不確かさが重要になる。測定の不確
かさは測定値に付く値、所謂、測定値毎の固有値であるが、予め性能検査を行い非接触 CMM に指示誤差を提示できれば算出した測定の不確かさの妥当性の目安に活用できる。非接触 CMM の利用度合いが増している現状に
おいて、ISO に先駆けて JIS B 7441:2009（非接触座標測定機の受入検査及び定期検査）が 2009/09/24 に制定された。しかし、ISO に準拠した JIS B 7440-8:2015（製品の幾何特性仕様（GPS）－座標測定システム（CMS）の受入検査及び定期検査－第 8 部：光学式距離センサ付き座標測定機）が制定されたため JIS B 7441:2009 は廃止されたが、旧 JIS B 7441:2009 は JIS B 7440-8:2015 を肉付けす
る有用な考え方が盛り込まれた規格であった。
***

2 実験方法2-1 実験装置
性能検査を行った非接触 CMM はメーカがミツトヨ＋
Nikon Metrology(旧 Metris)による型式：CRT-AC776-LC15である。本体がミツトヨ製の門移動形の直交座標系
CMM であり、プローブは Nikon Metrology 製のラインレーザ変位プローブである。CMM の仕様は測定範囲が X、Y、Z；705、 705、 605mm、スケールはリニアスケール
で最小表示値は 0.1µm である。プローブの仕様はライン
レーザの測定幅が 15mm、測定深さが 15mm、製造者が示す測定精度は 8µm(真球度 σ)である。測定装置のカタ
ログ許容値は CMM がタッチトリガプローブ TP200 使用
時の最大許容指示誤差 MPEE＝1.9+4L/1000µm (L は測定
長さ mm)であり L=500mm の場合では 3.9µm となる。プローブの測定精度が8µm(真球度σ)であることからCMM

平成 22 年度 産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会（共同研究）
材料技術部（現 素形材技術部）

98

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）の機械精度による誤差はプローブの測定精度に包含されると推測される
ると推測される。
2-2 検査用標準器の仕様
検査用標準器は検査用標準器は旧 JIS B 7441:2009 ではボールバー
ではボールバー、検査用標準球、、検査用標準平板の検査用標準平板の 3 種類の使用を求めている。ただし、、旧 JIS B 7441:2009 では直接的にこの 3 種類の仕様を規定していないため使用者の判断で 3 種類の検査用標準器の仕様を決定する必要がある。ここでは査用標準器の仕様を決定する必要がある ここでは、
NMIJ/AISTが主催する産業技術連携推進会議知的基盤部が主催する産業技術連携推進会議知的基盤部
会計測分科会傘下形状計測研究会で配布された 3 種類の検査用標準器を使用した検査用標準器を使用した。
。以下に検査用標準器の仕様を以下に検査用標準器の仕様を示す。
ボールバーは材質がカーボン製のバーにSUJ2+Ti
ボールバーは材質がカーボン製のバーに SUJ2+TiN
コーティングされた球 6 個が一列に配置されたものでバーの線膨張係数は 0.0×10-66 /K (不確かさ
不確かさ 0.1×10-6 /K)、最大
球間長さは 500mm
500mm、ピッチ
ピッチ 100mm、球径
球径 φ45mm である。検査用標準球は材質が検査用標準球は材質が SCM435 で線膨張係数は11.0×10-6 /K (不確かさ
不確かさ 1.0×10-6 /K)、大きさは
大きさは φ120mm
120mm で表面にボールバー球と同等の TiN コーティングが施されている。検査用標準平板は材質がセラミックスで線膨張
検査用標準平板は材質がセラミックスで線膨張
係数は 7.8×10-6 /K (不確かさ
不確かさ 1.0×10-6- /K)、大きさは
大きさは100×300×15mm である。
この 3 種類の検査用標準器は JIB
B 7441:2009 の附属書 C（参考）検査用標準器（参考）検査用標準器 C.1 一般で指示された“測定表面は
測定表面は、
光学的に均一な拡散面であることが望ましいとが望ましい”を満足していたを満足していた。
2-3 検査用標準器の配置方法
ボールバーを使用して球間距離測定誤差 ES(mm)を求を求める。旧 JIS B 7441:2009 ではボールバーを 7 形態の姿勢
で非接触 CMM の全域に配置することを指示しているの全域に配置することを指示している。
図 1(A1)のとおり番号のとおり番号 3 の配置では高さ 270mm のプラスチック製輸送箱を使用してボールバーを設置し、番号
チック製輸送箱を使用してボールバーを設置し 番号 4
～番号 7 は図 1(A2)のとおり傾斜治具を使用したのとおり傾斜治具を使用した。検査のとおり傾斜治具を使用した 検査用標準球を使用して球面形状誤差 PFS(mm)と球直径測PFS(mm)と球直径測
定誤差 PS(mm)PS(mm)を求める。
。検査用標準球は検査用標準球は 5 形態の姿勢で設置する必要がありで設置する必要があり、図図 1(A3)のとおり番号のとおり番号 1 の配置
では 1 辺が 150mm の枡形マグネットブロックの上面に置いた。検査用標準平面を使用して平板形状測定誤差
検査用標準平面を使用して平板形状測定誤差
PFF(mm)を求める
を求める。検査用標準平面は検査用標準平面は 6 形態の姿勢で設置する必要があり置する必要があり、図 1(A4)(A4)のとおり番号のとおり番号 4 の配置では
治具ブロックの上に高さ 265mm の木箱を置きその上に検査用標準平面を設置した検査用標準平面を設置した。
2-4 測定方法及び温度補正(1) ボールバーの場合
1 個の球あたり直交する 3 面について 1 面毎にライン測定をした。
。ここでライン測定とはここでライン測定とは、ラインレーザプロ
ラインレーザプローブの測定幅 15mm のラインと直交する方向に 1 回走査した（線測定した）測定方法をいう
した（線測定した）測定方法をいう。66 球をすべて測定するためには 6 球×3 面×1 ライン測定により 18 回のライン測定を行ったことになる
ン測定を行ったことになる。非接触プローブの測定条件
非接触プローブの測定条件
はライン方向の点間距離 0.1mm、進行方向の点間距離
進行方向の点間距離
0.1mm としたとした。非接触プローブのレーザ強度は 5/60 とした。

図 1 各検査用標準器の配置方法
注）(A1)はボールバーの姿勢が番号
注）はボールバーの姿勢が番号 3 の場合、(A2)はボールバ
はボールバーの姿勢が番号 5 の場合、(A3)は検査用標準球の姿勢が番号
は検査用標準球の姿勢が番号 1の場合、(A4)は検査用標準平面の姿勢が番号の場合、は検査用標準平面の姿勢が番号 4 の場合。

(2) 検査用標準球の場合
検査用標準球の測定は極１面及び赤道を 90 度分割による 4 面の合計 5 面を測定した
面を測定した。測定方法は
測定方法は、深さ方向
深さ方向
固定のエリア測定により行い非接触プローブ LC15 では測定深さが 15mm であるため有効な測定深さに位置した
球表面のみが測定できる。ここでエリア測定とは球表面のみが測定
ここでエリア測定とは、先にここでエリア測定とは 先に説明したライン測定を奥行き方向にずらして複数回のライン測定をする測定方法をいい
イン測定をする測定方法をいい、広い面積の測定ができ
広い面積の測定ができる。
。非接触プローブの測定条件はライン方向の点間距離
非接触プローブの測定条件はライン方向の点間距離0.1mm、進行方向の点間距離0.1mm 進行方向の点間距離 0.1mm、隣合うライン同士
隣合うライン同士の重なり長さ 0.1mm とした。
。非接触プローブのレーザ強度は 5/60 とした。
(3) 検査用標準平面の場合
検査用標準平面の測定は、平面の測定であるため非接検査用標準平面の測定は、平面の測定であるため非接平面の測定であるため非接触プローブの測定深さの制限に依存しない測定が行えた
触プローブの測定深さの制限に依存しない測定が行えた。
測定方法は深さ方向固定のエリア測定で行い 1 回の測定
で平面の全範囲を測定できた。
で平面の全範囲を測定できたで平面の全範囲を測定できた。非接触プローブの測定条
非接触プローブの測定条
件はライン方向の点間距離 0.5mm
0.5mm、進行方向の点間距離
進行方向の点間距離
0.5mm、隣合うライン同士の重なり長さ0.5mm 隣合うライン同士の重なり長さ 0.1mm とした。
。
非接触プローブのレーザ強度は 6/60 とした。また、長さとした
長さ測定で重要となる温度管理は測定中の温度変動の最大値
が21.1
21.1℃、最小値が最小値が 20.2℃、、変動幅が 0.9℃、平均値が0.9
平均値が20.5℃の良好な温度環境であった
20.5 の良好な温度環境であったの良好な温度環境であった。 温度環境が良好であ
温度環境が良好であり非接触
非接触 CMM の測定のばらつきが十分に温度影響を超えていると判断したため 20℃℃からの偏りを修正するたからの偏りを修正するた
めの温度補正は行わなかった。
めの温度補正は行わなかった
2-5
5 誤差指標の算出方法
旧 JIS B 7441:2009 では、球面形状誤差 PFS(mm)、PFS(mm) 球直
径測定誤差 PS(mm)、球間距離測定誤差
PS(mm) 球間距離測定誤差 ES(mm)、寸法測ES(mm) 寸法測
定誤差 E(mm)、平板形状測定誤差 PFF(mm)のPFF(mm) 5 つの誤差指標を算出しその誤差指標の大きさが非接触 CMM の性能であることを示している。各誤差指標の算出方法は能であることを示している。各誤差指標の算出方法は
各誤差指標の算出方法は、、PFS と PFF が測定値分布幅、が測定値分布幅、PS と ES は校正値との差、は校正値との差、99

レーザ変位プローブ式非接触座標測定機の性能検査

E は PFS と PS 及び ES の和から求められる寸法測定誤差である。

表 2 PFS の算出方法

3 実験結果及び考察
PFS、Ps、PFF、ES、E の結果を表 1 に示す。E は式(1)のとおり ES と PS 及び PFS の和から求められる。
(1)

ただし，E S = ( Lmea − Lcal )表 2 と図 2 に PFS の算出方法を示す。表 2 より No filterの場合は E の 79% (0.2130／0.2688×100)が PFS により占められている。旧 JIS B 7441:2009 では 5.1 一般事項で“明らかに外乱によるノイズであるとわかる測定点は、製造業者と使用者との合意の下、手動で取り除くことができる”と規定している。所謂フィルターの使用を認めているが外乱によるノイズと判定するための基準は示されていない。そこで、PFS を構成する点群の度数分布を図 3 に示す。この PFS は検査用標準球を番号 4 の位置で測定したものであり、点数が 725230 点で構成する正規分布である。しかし、正規分布の本体から負の方向に外れた点が13 点でその範囲が 0.075mm、正の方向に外れた点が 9 点
でその範囲が 0.042mm で合計 0.117mm の分布範囲を持っている。
このため PFS の 55%(0.117mm／0.213mm×100)
が 0.003%(22 点／725252 点×100)の点数で形成されていた。
次に表 2 及び図 2 に示した手動フィルター(Manual
filter)で外乱ノイズの点を除去した場合の点群の分布を考察する。表中の No filter は手動フィルターを適用しない場合、Manual filter は点群の分布を作業者が確認して正規分布本体から外れた点を外乱ノイズと決定して除去した場合、±3σ は点群の分布が正規分布と仮定して標準偏差 σ を算出して 6σ の範囲とした場合、±2σ は同様に 4σの範囲とした場合である。この結果、 PFS を±2σ の分布
幅とした場合の E は 0.095mm となった。
フィルターにより外乱ノイズの除去方法と分布幅の決定方法による計 4 通りで PFS を算出したところ E が0.269mm～0.095mm の幅で変化した。このことから、旧JIS B 7441:2009 ではフィルターの適用基準と PFS 算出における分布幅の検討が必要であった。
2015 年に規定された JIS B 7440-8:2015 は、ここで示した旧 JIS B 7441:2009 の欠点を補う方法を示している。

平板形状測定誤差
球間距離測定誤差 (c)
寸法測定誤差 (a)+(b)+(c)

(mm)
(%)

0.269
79

0.151
63

PFS (mm)

0.115
51

36263
P_FS

0.20

Removal points

0.15
0.10
0.05

2176

0

22

No filter(Max-Min)

Manual filter(Max-Min)

0.00
±3σ

0.039
688989
36263
0.095
41

40000
35000
30000
25000
20000
15000
10000
5000
0

±2σ

Range of distribution

図 2 PFS の算出方法
35000

Points (piece)

30000

725230 points

25000
20000
15000
10000
5000
0

13 points

9 points

Range of distribution (mm)

図 3 PFS を構成する点群分布

4 結論
旧 JIS B 7441:2009 に従い非接触 CMM の性能検査を行い以下の事項が明らかになった。
1) この JIS 規格では外乱ノイズの判定基準が明確に示されていないためフィルターを未使用の場合は PFS が0.213mm と算出され、その場合の E は 0.269mm と算出され、PFS が E の 79%を占めた。
2) 点群の分布を正規分布と仮定し標準偏差 σ を算出し、±2σ で PFS を算出した結果 0.039mm となりその時の E
は 0.095mm が得られ PFS が占める割合は E の 41%に減少した。
3）JIS B 7440-8:2015 は、ここで示した旧 JIS B 7441:2009の欠点を補う方法を示している。

(mm)
P FS
PS
P FF
ES
E

E
P FS ／E ×100

0.25

表 1 各誤差指標の結果（No Filter の場合）
球面形状誤差 (a)球直径測定誤差 (b)(mm)(piece)(piece)±2σ-0.121-0.11-0.099-0.088-0.077-0.066-0.055-0.044-0.033-0.022-0.011
-…
0.011
0.022
0.033
0.044
0.055
0.066
0.077
0.088

( Lmea − Lcal ) + PS ,max > 0 → E = ( Lmea − Lcal ) + PS ,max + PFS ,max

P FS
PointsRemoval points

Range of distribution
ManualNo filter
filter±3σ(Max-Min)(Max-Min)
0.213
0.095
0.059
7252527252307230760222176

Removal points (piece)

Index

0.213
0.047
0.013
0.009
0.269

謝
辞
本研究は、産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分
科会形状計測研究会の共同研究として行われた。実験を行うにあたり本共同研究に参加された NMIJ/AIST、公設
試及び企業の研究員の方々には貴重なご指導を頂き、この場を借りて感謝を表す。

100

放電加工による小径針側面への多数細穴加工*
和合 健**、下河邉 秀行***
放電加工条件が不明な非鉄材小径針の側面に放電加工により多数個の貫通細穴を加工する技術の構築を図った。その結果、10 個の貫通穴直径のばらつき σ0.9µm、低電極消耗率 32％を達成し、その時の加工速度は 1 穴あたり 6 分 46 秒であった。
キーワード：細穴放電加工、非鉄材料、鍼灸針、パラメータ設計

Electrical Discharge Machining for Processing Multiple Fine Holes on
Side of Thin Needle
Takeshi Wago and Hideyuki Shimokobe
We describe the development of a complete processing technique to generate numerous
small-diameter holes by electrical discharge machining (EDM) for Co–Cr–Mo-alloy
needles, for which processing conditions are unknown. The results reveal the many
advantages of EDM, which allow precision machining of holes with hole-diameter varianceσ = 0.9 µm and a low electrode-wear ratio (32%; defined as tool consumption length
divided by processing hole depth). The processing efficiency was high at 6 min 46 s perhole.
key words : electrical discharge machining of minute hole, Non iron material,
acupuncture-and-moxibustion needle, parameter designの駆動軸に平行に設置しワーク座標系が定義できれば良い。第一工程は電極径と穴径の転写性でありその両者の容積が外乱誤差の影響下においても線形的な相互関係を持ち、かつその加工速度が速いことが良い。
2-2 入出力関係
小径針径はその用途に応じて異なることから、そこに生成する穴径も小径針径に応じて変更できる必要がある。
穴径を適宜変化させる加工方法は揺動で達成できる。揺動を用いることで φ0.1mm の棒電極を使用した場合では φ0.1mm 超～φ0.2mm 程度の細穴が生成できる。ここでは図 2 に示すとおり入力を理想除去量(mm3)、出力を実除去量(mm3)として誤差因子を揺動半径(mm)とした。
感度 β が大きいことで加工能率が高く、SN 比が大きいことで設定した穴径を安定して生成できる。

1 緒言
製造部門では、設計部門の高機能製品の設計要求に対応するための高度な加工技術が求められている。ここでの要求事項は図 1 に示すとおり「φ0.25mm 程度の非鉄材小径針側面の先端から根本方向へ 15mm の範囲にできるだけ多個数の穴を開けること」であった。この要求事項を満足するためには、①曲げ剛性が低い小径針に対して加工力が小さく、②小径工具が利用できる加工方法であることが必要と考えた。放電加工は非接触加工法でありこの二つの要件を満たしていた。
ここでは、非鉄材小径針側面へ多数個穴を製作するための技術構築に取り組んだ。
2 実験計画2-1 基本機能
基本機能を以下に考える。電極を鉛直下方向の加工送りで小径針に当てた時に電極径と全く同等形状の貫通穴を生成させる動作を第一工程とする。小径針の中心軸方向と平行に等間隔ピッチで電極を移動させ位置決めする
動作を第二工程とする。この第一工程と第二工程を順序良く正確に繰り返すことができれば多数個細穴が生成できる。次に各工程を分解してみる。第二工程は加工機械の NC 制御と機械的位置決め精度が十分に機能することを前提とすると、あとは単に小径針の中心軸を加工機械
*
**
***

3 因子と水準
3-1 信号因子
信号因子は表 1 に示すとおり理想除去量とし水準１に0.0079mm3 を設定した。信号因子を多水準で設定することで頑健性の高い動特性を実現できるが、ここでは実験
能率を考慮して信号因子の水準を一つとした。
3-2 制御因子
制御因子は直交表 L18 への割り付けを前提として表 2に示す 8 種類の因子を設定した。因子 A、因子 B、因子

平成 22 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業、中東北 3 県公設試技術連携推進会議（共同研究）
材料技術部（現 素形材技術部）
岩手大学工学部101

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）
表 1 信号因子
入出力関係

水準1
3

0.0079y1

入力M：理想除去量：理想除去量(mm )図 1 加工空想図

実除去量

出力y：実除去量：実除去量(mm ）表 2 制御因子y

誤差因子
N1:揺動無し
揺動無し
N2:揺動有り
揺動有り(揺動半径
揺動半径:: 0.0250mm)

N1
N2

β

0

3

M1

制御因子
マイクロSF回路
回路
A
B
コンデンサ回路
電圧LOW回路
回路
C
ガイドの高さ(µm)Dµm)
補助電源（AUX
E
AUX）
F
F回路（GAP）
G 加工調整（GAIN
GAIN）
H サーボ電圧（SVSV）
注）因子
注）因子E,F,G,Hの数値はノッチの数値はノッチM

理想除去量
図 2 入出力関係

は微細加工電源を調整する回路である
E の補助
C は微細加工電源を調整する回路である。因子
電源(AUX)はコンデンサ電源の場合は充電抵抗
はコンデンサ電源の場合は充電抵抗(Ω)とな
はコンデンサ電源の場合は充電抵抗 とな
りこの数値を変更することで充電時間
りこの数値を変更することで充電時間、、所謂 OFF 時間が制御できる。
。因子 F の F 回路(GAP)はコンデンサ電源の回路
はコンデンサ電源の場合は付加電圧場合は付加電圧(V)となり与えるエネルギーの大きさをとなり与えるエネルギーの大きさを示す。因子 G の加工調整の加工調整(GAIN)(GAIN)は異常放電回避のためのは異常放電回避のための放電時逃げ後の戻り速度を設定するもので数値が大きい程加工物に接近する速度が速くなる
程加工物に接近する速度が速くなる。
3-3 誤差因子
誤差因子は穴径変更時の動特的安定性を高めるために二つの水準を設定した
二つの水準を設定した。水準１は揺動半径が水準１は揺動半径が 0mm の場
合で水準２は揺動半径が 0.0250mm の場合である。水準の場合である 水準
１と水準２の理想除去量を等しくするために下加工送り量を水準１で 0.1000mm、水準２で 0.4444mm に設定したに設定した。
3-4 共通の加工条件
共通の加工条件を表 3 に示す。加工機械は微細加工用に示す 加工機械は微細加工用
形彫放電加工機（三菱電機製 EDSCAN8E）を使用した
EDSCAN8E を使用した。
この加工機械は微細加工に特化した仕様になっており特に因子 A、因子
因子 B、因子 C で設定した微細加工回路を持設定した微細加工回路を持っている。電極は φ0.1mm
0.1mm 銅パイプ電極とし、銅パイプ電極とし 小径電極を保持しパイプ管から加工液が噴出できるノック式ホルダで電極を保持した電極を保持した。加工物は非鉄系材料とし加工物は非鉄系材料とし、平坦な加工物は非鉄系材料とし、平坦な上端面に対して細穴加工をした
上端面に対して細穴加工をした。加工穴数は信号因子
加工穴数は信号因子 1
水準×誤差因子
誤差因子 2 水準×直交表
直交表 L18 での実験行数 18＝
＝36
個となる。
4 実験結果及び考察
4-1 加工結果
図 3 に加工深さと電極消耗率の実験番号毎の結果を示す。電極消耗率とは電極消耗長さ
電極消耗率とは電極消耗長さ(mm)／加工深さ
電極消耗率とは電極消耗長さ(mm)／加工深さ(mm)×100(%)で表される除去で表される除去で表される除去深さに対する電極消耗に対する電極消耗長さ長さの比である。
。図 3 から加工深さは電極消耗率と反比例の関係であることがわかる関係であることがわかる。
。また、誤差因子
誤差因子 N2 の揺動有りの場合は実験番号による加工深さの差が小さいことが分かる。図 4 に加工時間と電極消耗率の結果を示す。
に加工時間と電極消耗率の結果を示す。加

102

1
ON
ON
ON
200
3
14
10
5

水準
2
OFF
OFF
OFF
100
6
12
25
3

3
－
ON
ON
50
9
10
40
0

表 3 共通の加工条件
項 目
電極： φ0.1mm銅パイプ電極
φ0.1mm銅パイプ電極
加工材： CCM合金
CCM(幅20mm×20mm×奥行20mm×20mm×高さ20mm)
加工液： メタルワークスEDF-K2(
メタルワークスEDF-K2(新日本石油）
新日本石油）
加工液噴出強さ： ７／10
７／
ホルダ： RCH-03LA(菱電工機
RCH-03LA(菱電工機)
触れ抑制ガイド： セラミック製φ0.1mm用
セラミック製Ｚ軸原点： 加工材表面
初期のZ座標：座標： 0.0500mm
回転数： 200rpm
加工経路： 単純下送り

工時間と電極消耗率では相互の関連性は見られない
工時間と電極消耗率では相互の関連性は見られない。
4-2
2 SN 比の算出
この実験計画では各因子間の相性が合わない組み合
わせで非常に長時間の穴加工の場合があった
わせで非常に長時間の穴加工の場合があった。そのために最初に設定した
最初に設定した信号因子
最初に設定した
3 因子
因子及び誤差因子
差因子 2 因子から因子数を縮小せざるをら因子数を縮小せざるを得ずここでの実験計画に落ち着得ずここでの実験計画に落ち着いた。信号因子と誤差因子いた 信号因子と誤差因子の数を十分に実験に反映できの数を十分に実験に反映できないと十分な頑健性が得られないと言われている
ないと十分な頑健性が得られないと言われている。そのその対策として表 4 に示す誤差因子の効果を活用した従来のSN 比算出に併せて分散型の SN 比 1)を算出して合わせて最適条件を求めた。各最適条件を求めた
SN 比算出方法による要因効果図を図 5 に示す。誤差因子型の最適条件は A1、A1 B1、 C1、、
D2、、 E1、 F3、 G2、 H3 でありであり、分散型の最適条件は分散型の最適条件は
A1、、 B1、 C1、
、 D1、 E2、 F3、 G1、 H3 となった。
。
二つの SN 比算出方法で結果が異なる因子を本文中で太字斜体及び図 5 中に丸・四角で囲み、それは中に丸・四角で囲み、それは因子 D：ガ：ガ
イド高さ、因子
イド高さ 因子 E：補助電源(AUX)(AUX)、因子
因子 G：加工調整：加工調整(GAIN)であった。
(GAIN)。最適条件の判定は高精度最適条件の判定は高精度、高能率が得最適条件の判定は高精度 高能率が得られる水準を選択することとしられる水準を選択することとし、最終的な最適条件は A1、
A1
B1、、 C1、 D2、
、 E2、 F3、 G2、 H3 を決定した。最を決定した 最適条件では微細加工回路の因子 A、因子 B、、因子 C がい
ずれも ON の場合に SN 比が高くなっており φ0.1mm 程放電加工による小径針側面への多数細穴加工

0.6

200
150

0.4
100
0.2

50

0

度の細穴加工を行う場合での加工安定化に必須機能であることを示している。特に、因子 F：F 回路(GAP) で因子内の水準間の効果が大きくエネルギーを小さくする方
向で SN 比が大きくなっている。
4-3 確認実験
加工物を非鉄系材料としてその平坦な上端面に対して表 5 に示す最適条件と現行条件で細穴加工を行い得られた加工結果を図 6 に示し、利得を表 6 に示す。ここでの現行条件は、加工機械製造者が示す電気加工条件、所
謂 E パックを基に微細放電回路(因子 A、B、C)を加えた
φ0.1mm 細穴加工条件とした。SN 比では推定値の利得が 17.7db、実験値の利得が 3.3db となりその差は 14.4dbとなり再現しなかった。感度では推定値の利得が 2.4db、実験値の利得が2.0dbとなりその差は0.4dbとなり再現したが感度の絶対値が小さいためその信頼性は低い。

250

0
1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
実験番号
250
200

電極消耗率(%)

150
0.4
100
0.2

50

0

0
1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
実験番号

5000

加工時間(秒)2504000

電極消耗率(%)

200

3000

150

2000

100

1000

50

0

電極消耗率(%)

5 検証実験
オフライン実験により最適条件が得られたことから、
この加工技術を利用して小径針側面に連続的に 10 個の穴加工を試みた。加工物は φ0.25mm の非鉄系小径針で穴位置ピッチは 0.4mm、その他の加工条件はオフライン
実験と同等とした。加工後の小径針の写真を図 7 と図 8

0
1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
実験番号

電極消耗率(%)

加工時間(秒)

4000

250
200

3000

150

2000

100

1000

50

0

電極消耗率(%)

加工時間(秒)5000

表 5 確認実験での設定値
因子
A

0
1

2

3

4

5

6

7

8

B

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
実験番号C

図 4 加工時間と電極消耗率（上：N1、下：N2）

D

項目
マイクロSF回路
コンデンサ回路
電圧LOW回路ガイドの高さ (µm)
ＥパックNo.

表 4 SN 比の算出方法
誤差因子型ＳＮ比実験番号行内で誤差因子のL1とL2のばらつきと感度からSN比を算出

分散型ＳＮ比誤差因子を共通外乱と位置付けて，制御因子の水準毎の実験番号行のばらつきと感度を利用してSN
比を算出

E

回路選択
補助電源: AUX
極性切換
加工セッティング: IP

62

誤差因子型

60

分散型

休止時間: OFFF

Ｆ回路: GAP

G

加工調整: GAIN
上昇距離 :JUMP
上昇距離/降下時間:JU/JD
サーボ電圧 :SV

H

現行条件

ON
ON
ON
100
5029
SF
6
(－)
0
0
0
10
25
0

ON
OFF
ON
50
1951
SF
3
(－)
0
0
0
14
40
0

0↑1↓

0↑1↓

0

0

58
54
52
50
12 123 123 123 123 123 123 123

因 子
図 5 SN 比の要因効果図

加工深さ

5000

加工時間

4000
3000
2000
1000
0

最適条件
(SN比)

E：AUX
A:µSF
G:GAIN
C:電圧low
H:SV
F:GAP
B:コンデンサ D:ガイド高さ

0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
現行条件

56
加工深さ(mm)SN比(db)

パルス幅: ON

最適条件

N1: 揺動無し

N2: 揺動0.025mm
加工条件

図 6 確認実験の加工結果

103

加工時間(sec)

加工時間(秒)

図 3 加工深さと電極消耗率（上：N1、下：N2）

現行条件

加工深さ(mm)

加工深さ(mm)0.6

電極消耗率(%)

0.8

最適条件
(SN比)

加工深さ(mm)

電極消耗率(%)

電極消耗率(%)

加工深さ(mm)0.8

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

穴のエッジがダレて穴形状も歪んでいる穴のエッジがダレ歪んでいること
ことがわかる。
。
このことから現状条件では安定的な加工を目的とした場
合はその目的に適する加工条件とは言えない
合はその目的に適する加工条件とは言えない。
次に検証実験での加工結果を表 7 に示す。最適条件はに示す 最適条件は
穴径の平均値が φ0.1087mm となりその結果となりその結果、放電ギャ
放電ギャ
ップは直径で 8.7µm、穴径のばらつき
8.7µ
穴径のばらつき(σ)はは 0.9µm となり
数マイクロメートル台の精密な結果となった
数マイクロメートル台の精密な結果となった。さらに総さらに総加工深さは小径針径 φ0.25mm×100.25mm×10 個=2.5mm=2.5mm のところ総電極消耗長さが電極消耗長さが 0.82mm の結果の結果、総電極消耗率
総電極消耗率は 32.6%と算出され加工安定性が図れる低電極消耗の加工が実と算出され加工安定性が図れる低電極消耗の加工が実加工安定性が図れる低電極消耗の加工が実現
現
さ れ てい た。
た 対 して 現状 条 件は 穴径 の 平均 値がφ0.1245mm
0.1245mm となり放電ギャップは直径で φ24.5µm、穴φ
穴
径のばらつき(σ)は径のばらつき は 3.2µm であったであった。総加工深さが
総加工深さ 2.3mmmmのところ総電極消耗長さは 2.2mm の結果、総電極消耗率が 96.8%であり電極消耗が最適条件より多い
96.8%であり電極消耗が最適条件より多いであり電極消耗が最適条件より多い。ただし特ただし特筆すべきは加工時間が１穴あたりでは最適条件が0:06:46(h:m:s)であるのに対し現状条件では0:06:46であるのに対し現状条件では 0:00:25(h:m:s)(h:m:s)であり加工速度が非常に速い。
であり加工速度が。現状条件の未貫通問題は
現状条件の未貫通問題は加工操作技術で回避出来れば個々の目的に応じた加工安
定性重視または加工速度重視など
定性重視または加工速度重視など目的別の穴加工方法が方法が選択できる可能性が見られた
選択可能性が見られた。
。

表 6 利得感度(db)SN
SN比(db)項目
最適条件(SN
(SN比）
現行条件
利得

推定値
67.3
49.6
17.7

実験値
57.8
54.5
3.3

推定値
-3.2
-5.6
2.4

実験値
-3.2
-5.2
2.0

図 7 検証実験の写真（上：最適条件（上：最適条件、下：現行条件）
下：現行条件）6 結
言
φ0.25mm
φの小径針に多数個細穴を放電加工で生成する加工技術の構築を行った。その結果る加工技術の構築を行った その結果、以下の知見が得
以下の知見が得られた。
られた(1) オフライン設計で得られた最適条件で確認実験を行った結果、った結果 推定値と実験値の利得の差は 14.4db となり
再現しなかった。
再現しなかった(2) φ0.25mm の小径針径に φ
φ0.1mm 銅パイプ電極で 10個の穴加工を行った結果、最適条件では総電極消耗率
個の穴加工を行った結果 最適条件では総電極消耗率
32.6%で全穴貫通による加工安定性を達成した
32.6%で全穴貫通による加工安定性を達成した
で全穴貫通による加工安定性を達成した。ただただし、現状条件では不貫通穴
し 現状条件では不貫通穴 6 個が見られたが加工時間が0:00:25(h:m:s)が(h:m:s)／個と非常に速い加工速度が得られた／個と非常に速い加工速度が得られたので加工安定性と加工速度の目的に応じたので加工安定性と加工速度の目的に応じた穴加工方
穴加工方法が選択できる可能性が見られた
法が選択できる可能性が見られた。

図 8 検証実験の写真（拡大図）（左：最適条件（左：最適条件、右：現行条件）
右：現行条件）表 7 検証実験の結果
穴あたりの平均値（穴個数：10
1穴あたりの平均値（穴個数：10個）
項目
穴径(mm)
放電ギャップ(直径
直径, µm)
加工時間(h:m:s)(h:m:s)

最適条件
0.10878.7
0:06:46

現行条件
0.124524.5
0:00:25

全10個穴の加工結果
個穴の加工結果
項目
総電極消耗長さ
総電極消耗長さ(mm):p
総加工深さ(mm):(mm): q
総電極消耗率(%):(%): p／q×100p
穴径のばらつき µm)
穴径のばらつき(σ,
総加工時間(h:m:s)(h:m:s)

最適条件
0.81622.500032.6
0.9
1:07:43

現行条件
2.18962.262396.8
3.2
0:04:11

文献1) 矢野宏：品質工学計算法入門
品質工学計算法入門、日本規格協会、
日本規格協会 p262-266
266（1998）（に示す。最適条件では鋭利なエッジで真円度が良好な穴最適条件では鋭利なエッジで真円度が良好な穴が全 10 個生成されているのがわかる
個生成されているのがわかる。
対して現状条件では 10 個中 6 個で穴が貫通していない個で穴が貫通していない。
また現状条件では104

小径針側面への細穴放電加工の再現性*
和合 健**、細川 結加***
鍼灸針による薬剤投与の新しい治療方法を開発するために創成放電加工機を用いてφ0.25mm 程度の Co-Cr-Mo 合金製鍼灸針にφ0.1mm 程度の薬剤注入用の多数個微細穴を安定的に生成する方法の確立を図った。その結果、ガイド穴に詰まったスラ
ッジを除去、あるいはスラッジの侵入を回避しさらに電極に十分な耐曲げ性を与えることで細穴放電加工の安定化を図ることができた。
キーワード：細穴放電加工、再現性、スラッジ、高弾性Reproducibility of Minute Holes Fabricated by Electrical Discharge
Machining
Takeshi Wago and Yuka Hosokawa
Medicinal needles for applications such as acupuncture and moxibustion require specialized
fabrication techniques. This study demonstrates the use of electrical discharge machining to fabricate
minute (0.1-mm diameter) holes in 0.25-mm-diameter Co–Cr–Mo–alloy needles. This techniqueassures the reproducibility of the minute holes, as required to prevent the invasion of sludge into theguide hole and to give high elasticity for pipe electrodes.

key words : electrical discharge machining of minute hole, reproducibility, sludge,
high elastic
1 緒言
鍼灸針による薬剤投与の治療方法を実現するためには、創成放電加工機(三菱電機 EDSCAN8E)で鍼久針(φ0.25
×50mm)の側面にφ0.1mm 程度の細穴を多数個生成することが必要となり、その電気条件の最適化はすでに実施された 1）。しかしながらその細穴加工では偶然性がまだ多くを占めているため穴加工の能率及び生成確度を向上させるためのその加工における再現性の確立が急務となっていた。φ0.1×200mm の銅パイプ電極を使用した穴加工での最大の留意点は、加工中に電極の触れ抑制ガイ
ド穴(クリアランス半径±2μm 以下)にスラッジが侵入し、Z 軸上下動を阻害することである 2、3）。使用している電極の材質は銅であり、鋼材工具と比較してヤング率が非常に小さいため、ガイド穴にスラッジが詰まると Z
軸を下降させる際に電極が撓んでしまい電極が下降しない。
ここでは、振れ抑制ガイドの清掃方法の様式化と高さの適正化、さらに適正な押し込み剛性獲得のための電極短小化について取り組んだ。
2 実験項目
2-1 振れ抑制ガイドの清掃方法の様式化と高さの適正化
スラッジによる電極への影響を回避するために、ガイ
*
**
***

ドの穴の清掃を加工の 1 つの工程として取り入れる必要がある。まず、ガイドを設置する前に、超音波振動機(オムロン株式会社製 HU-10)により約5 分間超音波洗浄した後、ガイド穴に金型用洗浄剤(GM-O)を吹きかけ、掃除用の電極(スーパーSFK)を穴中で上下に動かすことで、中に詰まっているスラッジを押し出すという清掃工程を取り入れた。さらに、加工の前後で、電極を回転させながら Z 軸を上下に移動するプログラムを使い 20 分ほどガ
イド穴の回転清掃を行った。また、加工中にガイド穴に侵入するスラッジの量を減らすためにガイドを適正な高さに設置する必要がある。ここでは、ガイドの高さ、電極の移動量、電極の消耗率を考慮し、針からガイドまで
本来 0.5mm であったところを 0.7mm に引き上げた。以上の 2 工程により、連続での加工回数を増やすことができた。しかし、ガイドの高さの適正化に関しては、ガイ
ド穴にスラッジが侵入する原因として、加工液中のスラッジの密度の関係だけではなく、加工中に発生する静電気的な問題等も考えられるため、ミクロな挙動をみるという点からも、今後さらなる改善の余地があるといえる。
2-2 適正な耐曲げ性獲得のための電極短小化
ガイド穴に詰まっているスラッジに対して、電極に十分な耐曲げ性を持たせるために、電極の短小化を行った。
図 1 に力の作用点のモデルを示す。電極の下端を固定し(a)のように上端から荷重をかけ、(b)のように撓みが生じ

平成 23 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業、中東北 3 県公設試技術連携推進会議（共同研究）
材料技術部（現 素形材技術部）
岩手大学工学部105

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

たときを座屈状態としたときを座屈状態とし、そのときの荷重と応力をそれぞそのときの荷重と応力をそれぞれ座屈荷重、、座屈応力とするとする。座屈応力は
座屈応力は(1)式により
式により計
算される。

P
k
σ k = k = 4π 2 E  
A
l

2

(1)

ただし、σk はは座屈応力[Pa][Pa]、Pk は座屈荷重
座屈荷重[N]、A はは断面積[m2]、 k は曲率半径[m][m]、E はヤング率
ヤング率[Pa]、l は電極
電極
長さ[m]であるである。
式(1)を用いてを用いて、電極の長さを 25～100mm
100mm
まで変化させた時の座屈応力を計算しまで変化させた時の座屈応力を計算し、、電極の材質が鉄
電極の材質が鉄と銅とで比較することにより適正な長さを求めた。計算と銅とで比較することにより適正な長さを求めた 計算
結果を図 2 に示すに示す。銅電極
銅電極 50mm のとき鉄電極 100mm
より大きい座屈応力を持つことがわかった。これよりより大きい座屈応力を持つことがわかった これより、電極長さは 50mm が適正ではないかと考え、実際に加工が適正ではないかと考え 実際に加工を行うことで十分に耐曲げ性を得られているのかを確かめた。ここで
ここで、電極の長さ
電極の長さ 75mm と 50mm のもので針に微細穴を10 個個加工したときの結果を加工したときの結果を表1
1 及び表2 に示しに示し、生成した穴の写真を図 3 と図 4 に示す。
。電極長さ 75mmと 50mm で加工した時の穴径とで加工した時の穴径と加工時間
加工時間の比較を図 5 に示す。
以上の結果から
以上の結果から、電極の長さ 50mm で加工したほうがで加工したほうが、
穴径の目標値
穴径の目標値φ0.1mmとの差が小さく加工時間が短いととの差が小さく加工時間が短いというだけでなくいうだけでなく、標準偏差が小さい
標準偏差が小さい、つまり加工におけ
つまり加工におけるばらつきが小さいということからるばらつきが小さいということから、加工が安定してい加工が安定しているといえる。さらに、両者の消耗率を比較してみても、短小化した方が半分に抑えられていることがわかる。これは、電極を短くしたことでれは 電極を短くしたことで、、適正な耐曲げ性を持った
適正な耐曲げ性を持ったと同時に十分な押し込み力をかけられるようになったためであると考えられる。ここで、電極の長さ 50mm では
消耗率 28%となり、微細穴をとなり、微細穴を 1 つ加工するのに電極が0.07mm 消耗する。つまり、針消耗する
針 1 本に微細穴を 10 個加工する場合、Zする場合
方向の可動範囲が 4.5mm の場合に約 64 本生産できることになる。これに比べて電極の長さ生産できることになる これに比べて電極の長さ 75mm
では消耗率 56%となりとなり、微細穴を
微細穴を 1 つ加工するのに電極が 0.14mm 消耗する。
消耗する つまり、、針 1 本に微細穴 10 個加工する場合、する場合 約 50 本生産できることになる
本生産できることになる。
。これより、電極の長さ 50mm での加工は 75mm の場合と比較すると、の場合と比較すると、生産量が 1.3 倍大きく、生産性があるといえる
倍大きく 生産性があるといえる。以上の生産性があるといえる 以上の結果より、電極の適正長さは結果より 電極の適正長さは 50mm であることがわかった。
。
表 1 電極長さ 75mm で加工した結果
電極消耗長さ 1.4108mm
電極消耗率56.43%

表 2 電極長さ 50mm で加工した結果
電極消耗長さ 0.7089mm
電極消耗率28.36%(a)座屈前(b)座屈後

図 1 力の作用点

図 2 座屈応力と電極長さ

106小径針側面への細穴放電加工の再現性

3 結言
本研究では鍼灸針による薬剤投与の本研究では鍼灸針による薬剤投与の鍼灸針による薬剤投与の新しい治療方法を
新しい治療方法を開発するために創成放電加工機を用いて開発するために創成放電加工機を用いて創成放電加工機を用いてφφ0.25mm 程度の Co-Cr-Mo
C
合金製鍼灸針にφ
合金製鍼灸針にφ0.1mm 程度の薬剤注入用の多数個微細穴を安定的に生成するの多数個微細穴を生成する方法の確立を行った。
方法の確立を行った。
(1) 電極下降時にガイドを通過する際に電極下降時にガイドを通過する際に堆積した
堆積したスラッスラッ
ジから生じる側面抵抗を軽減させるために、
ジ
側面抵抗を軽減させるために、
側面抵抗を軽減させるために、ガイド穴
ガイド穴の清掃工程を様式化した。
の清掃工程を様式化した。
(2) 電極の長さをを 75mm から 50mm に変更することで穴径及び加工時間のばらつきが小さくなり安定加工が実現し、生産量は 1.3 倍に向上した。これは座屈応力に起因する電極の撓みが小さくなったことでスピンドルのZ 軸下降に対して電極が適正に下降
軸下降に対して電極が適正に下降制御されている
制御されている効効果によると思われる。
その結果、ガイド穴に詰まったスラッジを除去
その結果、ガイド穴に詰まったスラッジを除去
ガイド穴に詰まったスラッジを除去、あるいあるいはスラッジの侵入を回避しさらに電極に十分な耐曲げ性を与えることで細穴放電加工のを与えることで細穴放電加工の安定化を図ることができ安定化を図ることができた。

図 3 電極長さ 75mm で加工した鍼灸針形状写真

文献1) 下河邉秀行：放電加工による鍼灸針への微細穴加工の高精度化に関する研究、岩手大学工学部
高精度化に関する研究 岩手大学工学部機械工学科
岩手大学工学部機械工学科
卒業論文（2008
卒業論文 2008）
2) 斎藤長男、毛利尚武
斎藤長男 毛利尚武、高鷲民生
高鷲民生、古谷政典
古谷政典：放電加工
放電加工
技術～基礎から将来展望まで～
技術～基礎から将来展望まで～、日刊工業新聞社
日刊工業新聞社（1997）（
3) 三菱電機株式会社、
三菱電機株式会社 三菱ダイヤックス放電加工ハンド
ブック
図 4 電極長さ 50mm で加工した鍼灸針形状写真

図5

穴径と加工時間107

微細放電加工の高精度化のための加工条件*（精度重視と能率重視の目的に応じた加工条件の探索）
和合 健**、浅沼 拓雄**、下河邉 秀行***
形彫放電加工機を用いて φ0.25mm の小径針に φ0.1mm 程度の多数個微細穴を開ける場合について、精度重視と能率重視の目的に応じた加工条件を探索した。その結果、目的に応じた入出力関係を設定して直交表実験を行うことで目的に応じた加工条件を求めることができ、能率重視では精度重視に比較して加工時間が 1／3 に短縮できた。
キーワード：細穴放電加工、加工精度、加工能率、入出力関係

Conditions for Highly Accurate Microprocessing with Electrical Discharge
Machining(Method to determine conditions to assure accuracy and efficiency as a function of target)
Takeshi Wago, Takuo Asanuma and Hideyuki Shimokoube
This study proposes a method to determine the requisite conditions as a function of target
to obtain accurate and efficient microprocessing. The target in this study consists of a0.25-mm-diameter needle in which numerous 0.1-mm-diameter holes are fabricated bysinking electrical discharge machining. By defining input–output relations according to the
purpose and conducting orthogonal-array experiments, suitable processing conditions are
obtained. When using conditions for efficiency, the processing time was decreased by 67%
compared with that obtained when using conditions for accuracy.
key words : sinking electrical discharge machining of minute hole, processing
accuracy, processing efficiency, input-output relations
タイムの短縮に寄与できる。
ここでは細穴放電加工において、精度と能率の相反する要求に対して精度重視の場合、または能率重視の場合とした目的を分けた細穴放電加工において適切な加工条
件探索方法の構築について取り組んだ。

1 緒言
放電加工は加工用電極と加工物の間、所謂、極間に起こさせた放電の作用で、加工物表面層を除去する加工法
で、高周波パルス電源により極間に連続的に電圧および電流を流す。トランジスタ電源の場合では、この際のピーク電流値とパルス幅が放電エネルギーの大きさを決定
し、単発放電終了後から次の単発放電発生までの休止時
間とともに加工速度に影響を与えている。
ピーク電流は、大きさにより加工速度が最大となるパルス幅が存在する
ため、この組み合せの結果により加工速度は変化する 1)。
放電加工の加工原理は非接触での金属加工を可能としており、微細かつ硬質な加工物への加工も可能にした。
特に放電加工は付与エネルギー量と放電ギャップの関係が高い線形性を持つため、その二つの特性を制御することで 1µm 台の高精度寸法加工が行える。このため高精度な寸法加工が要求される精密金型製作においてマザーマ
シンの位置付けとなり広く活用されている。一方で加工速度が遅いため生産性に課題があり、加工速度の向上は加工時間の短縮につながるため金型製造におけるリード
*
**
***

2 実験方法2-1 実験装置
実験装置は創成放電加工機(三菱電機 EDSCAN8E)を用いた。EDSCAN8E は型彫放電加工機の本体に微細加工電源を搭載した装置であり、加工目的に応じた電源を選択できる。この装置の放電加工を行う際の電気条件は、
E パックと呼ばれ、これは加工機械製造者が示す電気条
件の最適値である。
2-2 細穴加工での要求事項
図 1 のとおり、穴開けの対象は φ0.25mm の SUS 材の針とし、針の側面に φ0.1mm 程度の穴を 10 個開けることが指示されている。この場合に高精度と高能率の各加工条件を求める。

平成 22～24 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業、中東北 3 県公設試技術連携推進会議（共同研究）
ものづくり基盤技術第２部（現 素形材技術部）
岩手大学工学部108

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）
表 1 制御因子
精度重視（直交表L18)
精度重視（直交表
L18)
1
ON
ON
ON
200
3
3（大）
14
14（強）
10
10（遅）
5

水準
2
OFF
OFF
OFF
100
6
12
25
3

3
－
ON
ON
50
9（小）
10(弱）
40（速）
0

付加電圧(GAP)
付加電圧
時間(AUX)
OFF時間
戻り速度
戻り速度(GAIN)
微細電源回路

1
10
10（弱）
9
9（小）
10
10（遅）
①

水準
2
12
6
25
②

3
14（強）
3（大）
40（速）
③

D
回路
µSF回路
コンデンサ回路
電圧LOW
LOW回路

①：強
OFF
ON
OFF

②：中
OFF
ON
ON

③：弱
ON
ON
OFF

因子
A
B
C
D
E
F
G
H

図 1 穴開けの要求事項
穴開けの能率重視（直交表L9)
能率重視（直交表
L9)

誤差因子
N1:揺動無し
揺動無し
N2:揺動有り
有り(揺動半径:0.0250mm)
N2

y

N1
β

0

0.0079因子

加工深さ(mm)

実除去量 (mm2)

y

M

A
B
C
D

β

0

6

12

理想除去量 (mm2)

加工時間 (min)

精度重視の場合能率重視の場合

M

図 2 目的に応じた入出力関係

2-3 入出力関係
図 2 に精度重視の場合と能率重視の場合の目的に応じた実験の入出力関係を示す
た実験の入出力関係を示す。精度重視の場合は精度重視の場合は、入力
入力 M
2が理想除去量（（mm2）で出力 y が実除去量(mm
が実除去量
)とし、
、信
号因子は 1 水準
水準、誤差因子は
誤差因子は N1：揺動無：揺動無し、N2：揺動：揺動有り（揺動半径 0.0250mm）を設定した
0.0250mm）を設定した。能率重視の場
能率重視の場合は、入力 M が加工時間(min)(min)で出力 y が加工深さ(mm)(mm)とし、信号因子は
信号因子は 2 水準、、誤差因子は設定しなかった
設定しなかった
設定しなかった。
精度重視の場合は精度重視の場合は、式(1)に示すばらつきのに示すばらつきの影響に示すばらつきのσ2 と感度の効果 β2 の二つの指標を総合的に判断する SN 比 η で評価し、SN 比 η が大きい程高精度測定が行われていると判定する。一方
一方、能率重視の場合は能率重視の場合は、単に加工時間が短
単に加工時間が短ければ良いと定義すれば式ければ良いと定義すれば式(1)の感度の効果の感度の効果 β2 が大きけ
れば良いことになりれば良いことになり、感度
感度 β のみで加工の良し悪しを判
定した。

β2
η= 2
σ

回路
µSF回路
コンデンサ回路
電圧LOW
LOW回路
ガイドの高さ µm
時間(AUX)
OFF時間
付加電圧
付加電圧(GAP)
戻り速度
戻り速度(GAIN)
サーボ電圧

表 2 共通の共通の加工条件
電極
振れ止めガイド
加工材
加工液
加工液噴出強さ
回転数

φ0.1mm銅パイプ
φ
銅パイプ
セラミックス製φ0.1mm
セラミックス製φ
精度重視： CCM合金，能率重視：
精度重視：CCM
合金，能率重視：SUS440
メタルワークスEDF-K2
メタルワークスEDF-K2
7
7／10
-1

200min

図 3 加工材（左：CCM
加工材（左：CCM 合金
合金、右：SUS440
SUS440）時の材質を針の材質に合わせた時の材質を針の材質に合わせた。

(1)

3 実験結果及び考察
3-1
1 直交表実験での結果
図 4 に精度重視の場合の直交表実験でのに精度重視の場合の直交表実験での結果を示す。
。
直交表 L18 の実験番号 No.1～～No.18 毎に加工深さと電極消耗率を図示した。ここで右側の縦消耗率を図示した ここで右側の縦軸とした電極消耗率軸とした電極消耗率とは電極消耗長さ(mm)／加工深さとは電極消耗長さ／加工深さ(mm)×100(%)(mm)×100(%)で表さで表される除去深さに対する電極消耗長さの比である
れる除去深さに対する電極消耗長さの比である。図 4 から加工深さと電極消耗率は反比例の関係である
ら加工深さと電極消耗率は反比例の関係であることがわ
ことがわかる。また、誤差因子
かる
誤差因子 N2 の揺動有りの場合は実験番号による加工深さの差が小さい。
による加工深さの差が小さい。
図 5 に能率重視の場合の直交表実験での結果を示すに能率重視の場合の直交表実験での結果を示す。
。
精度重視の場合と同様に実験番号毎に加工深さと電極消耗率を図示した。
この図から実験番号 No.8 が加工深さが大きく、かつ電極消耗率が小さい良
大きく、かつ電極消耗率が小さい良好な加工条件である
好な加工条件である

ここで η は SN 比(db)、β2 は感度の効果、は感度の効果 σ2 はばらつきの影響であるである。
2-4 因子と水準制御因子は表 1 のとおり設定した。精度重視の場合はのとおり設定した 精度重視の場合は最初の実験であるため直交表 L18 を使用し、各因子の効を使用し 各因子の効
果の大きさが不明であったため A～H の 8 種類の因子を割り付けた。
。能率重視の場合は能率重視の場合は 2 回目の実験であったため効果の大きい
め効果の大きい4種類の因子のみを取り上げて直交表
種類の因子のみを取り上げて直交表
種類の因子のみを取り上げて直交表L9に因子 A～D
D のとおりに割り付けた。
のとおりに割り付けた 因子 D は調合して割り付けた。
。共通の加工条件は表
共通の加工条件は表 2 のとおりとし、特にのとおりとし 特に加工材は図 3 のとおり精度重視の場合では CCM 合金
合金、能率重視の場合では SUS440 とした。これは対象とした針の材質がその時の指示で異なっていたため、割付実験

109

微細放電加工の高精度化のための加工条件
加工深さ(mm)
電極消耗率(%)

0.6

150
0.4
100
0.2

50

因子

電極消耗率(%)

200

0
2

3

4

5

6

7

8

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
実験番号

0.6

200
150

0.4
100
0.2

50

0

60
58
56

2

3

4

5

6

7

8

54
52
50

0
1

3
－
ON
ON
50
9（小）
10(弱）
40（速）
0

↑（因子と水準）250
加工深さ(mm)
電極消耗率(%)

SN比 db

0.8

水準
2
OFF
OFF
OFF
100
6
12
25
3

1
ON
ON
ON
200
3（大）
14（強）
10（遅）
5

µSF回路
コンデンサ回路
電圧LOW回路ガイドの高さ µm
OFF時間(AUX)
付加電圧(GAP)
戻り速度(GAIN)
サーボ電圧

A
B
C
D
E
F
G
H

0
1

加工深さ(mm)

精度重視（直交表L18)250

電極消耗率(%)

加工深さ(mm)0.8

48

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
実験番号

46
1 2

図 4 精度重視の場合の実験結果

1 2 3

1 2 3

1 2 3

1 2 3

1 2 3

1 2 3

1 2 3

OFF時間
（AUX)

付加電圧
（GAP)

戻り速度
（GAIN)

サーボ電
圧（SV)

E

F

G

H

µSF回路 コンデンサ回 電圧LOW回 ガイドの高さ
路
路（上：N1、下：N2）

B

A

C

D

0.5

Depth_6min

1,400

0.4

Depth_12min
Wear_6min

1,200
1,000

Wear_12min
0.3

800

0.2

600
400

0.1

能率重視（直交表L9)

A
B
C
D

200

0.0

0
1

2

3

4

5

6

7

8

付加電圧(GAP)
OFF時間(AUX)
戻り速度(GAIN)
微細電源回路

1
10（弱）
9（小）
10（遅）
①

水準
2
12
6
25
②

3
14（強）
3（大）
40（速）
③

D
µSF回路
コンデンサ回路
電圧LOW回路

①：強
OFF
ON
OFF

②：中
OFF
ON
ON

③：弱
ON
ON
OFF

因子

電極消耗率 %

加工深さ mm

図 6 精度重視の場合の SN 比(db)の要因効果図↑（因子と水準）9

実験番号：No.8の条件と一致

図 5 能率重視の場合の実験結果
感度 mm-20.0008

ことがわかる。
3-2 要因効果図
図 6 に精度重視の場合の SN 比の要因効果図を示す。
要因効果図とは、各因子において水準毎に SN 比または感度の工程平均を計算しグラフ化したものである。図から因子において SN 比の最も大きい水準の組み合わせである最適条件は A1、 B1、 C1、 D2、 E1、 F3、 G2、H3 となった。最適条件では微細加工回路の因子 A、因子
B、因子 C がいずれも ON の場合に SN 比が高くなっており φ0.1mm 程度の細穴加工を行う場合での加工安定化に必須機能であることを示している。また、因子 F：
付加電圧(GAP)で因子内の水準間の効果が大きくエネル
ギーを小さくする方向で SN 比が大きくなっている。
図 7 に能率重視の場合の感度の要因効果図を示す。ここでの基本機能は単に加工速度が速いことであるため、
体積 mm3 の次元で感度の要因効果図を作成した。その結果、最適条件は A3、B2、C1、D3 となった。これを図 5で示した実験結果の No.8 と比べたところまさに No.8 の条件と完全に一致した。つまり、No.8 の条件が要因効果図で求めた最適条件だったわけである。
3-3 検証実験
オフライン実験による直交表実験で得られた最適条件を使用して、針側面への細穴放電加工を行い、再現性を検証した。表 3 に精度重視と能率重視の場合の電気条件

0.00060.00040.0002
0
1

2

3

1

2

3

付加電圧(GAP)

OFF時間(AUX)

A

B

1

2

3

1

2

3

戻り速度(GAIN)

マイクロ回路CD-2

図 7 能率重視の場合の感度(mm )の要因効果図を比較した。ここで推奨条件とはメーカが示した E パックである。その結果、精度重視と能率重視では僅かに 3因子のみが異なる設定であり、この 3 種類の因子が加工
精度と加工能率の分岐となっていた。
表 4 に加工時間、表 5 に針穴加工での結果を示す。表1 から精度重視の場合は穴 10 個の加工時間は 1 時間 07
分 43 秒、能率重視の場合は 23 分 57 秒であった。その結果、1 個あたりの加工時間は精度重視の場合が 6 分 46 秒、
能率重視の場合が 2 分 24 秒であった。その結果、能率重視の場合は精度重視の場合に比較して加工時間が約 1／
3 に短縮できた。
表5から能率重視では加工時間が1／3に短縮できるがその反面、電極消耗率が精度重視の場合は 32.6％に対し、能率重視の場合は 200.2％と大幅に増加した。
これは深さ1mm の穴を開ける場合に精度重視では電極の消耗長さが 0.326mm、能率重視では 2.002mm を要することを示している。また、精度重視では穴径がφ0.109mm となりφ0.1mm の電極を使用していることから電極の振れ量を110岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）
表 3 各目的での電気条件
推奨条件

最適条件
（精度重視）

最適条件（能率重視）

上昇距離 :JUMP

OFF
OFF
OFF
50
1951
SF
3
(－)
0
0
0
14
40
0

ON
ON
ON
100
5029
SF
6
(－)
0
0
0
10
25
0

ON
ON
OFF
100
5033
SF
6
(－)
0
0
0
14
10
0

上昇距離/降下時間
降下時間:JU/JD

0↑1↓

0↑1↓

↓
0↑1↓

0

0

0

項目
マイクロSF回路
コンデンサ回路
電圧LOW回路ガイドの高さ (µm)
ＥパックNo.
回路選択
OFF時間: AUX
極性切換
加工セッティング:: IP
パルス幅: ON
休止時間: OFF
付加電圧: GAP
戻り速度: GAIN

サーボ電圧 :SV

図 8 精度重視での加工穴

図 9 能率重視での加工穴含めた放電ギャップが直径で 8.6µm であるのに対し、能であるのに対し 能
率重視の場合は穴径の縦横差で 34µm と楕円形状の穴に
なった。図
なった
8 と図 9 に精度重視と能率重視のそれぞれの加工穴を示す。図加工穴を示す 図 8 の穴は真円に近い丸形状であるがの穴は真円に近い丸形状であるが、、図 9 ではまさに楕円形状の穴となっている。これは、針針の円筒側面への加工であるため針の肉厚の違いにより除去効率効率が異なり、、楕円形状になったと予想される楕円形状になったと予想される。
楕円形状になったと予想される

表 4 加工時間(h: m: s)
穴番号

精度重視

能率重視

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10

0:07:01
0:06:47
0:06:27
0:06:25
0:06:01
0:06:48
0:06:55
0:06:43
0:07:04
0:07:32

0:02:27
0:02:27
0:02:24
0:02:23
0:02:23
0:02:23
0:02:220:02:23
0:02:220:02:23

合計

1:07:43

0:23:57

4 結言
φ0.25mmφの針側面へ φ0.1mm
0.1mm の細穴放電加工を行う
際の精度重視と能率重視の目的に応じた加工条件の探索に取り組んだ結果、以下の結論が得られたに取り組んだ結果 以下の結論が得られた。
(1) 各目的に応じた入出力関係を設定して直交表実験を行うことで、を行うことで 目的に応じた加工条件を求めることが出来た。
出来た(2) 1 穴の加工時間が精度重視の場合は穴の加工時間が精度重視の場合は6 分46
分 秒に対し、秒に対し能率重視の場合は2分24秒となり能率重視の場合は秒となり0.35倍を達成した
倍を達成した。
。
ただし、
ただし 電極消耗率は精度重視の場合で 32.6％に対しに対し、能率重視では 200.2％となりとなり、6.1 倍となった。
倍となった(3) 精度重視の場合ではほぼ真円の穴形状であるのに対し、対し 能率重視では穴の縦横差が能率重視では縦横差が 34µm の楕円形状に
に
なった。
なった

表 5 針穴加工での結果
穴あたりの加工結果
1穴あたりの加工結果
穴径(mm)
放電ギャップ
放電ギャップ(直径,µm)
加工時間(h:m:s)(h:m:s)
電極消耗長さ
電極消耗長さ(mm):p
加工深さ(mm):(mm): q
電極消耗率(%):(%): p／q×100p
穴径のばらつき µm)
穴径のばらつき(σ,
総加工時間(h:m:s)(h:m:s)

精度重視
0.109
8.6
0:06:46
0.082
0.250
32.6
0.9

能率重視
0.143
42.5
0:02:24
0.500
0.250
200.2
縦横の差）
34(縦横の差）

1:07:43

0:23:57

文献1) 三菱電機株式会社：形彫放電加工
三菱電機株式会社：形彫放電加工技術資料
技術資料（2001）111

非接触式形状測定機の精度評価法*
和合 健**、池 浩之**
形状測定機は測定原理が多種多様であるため、測定の不確かさを算出するにはその測定機固有の測定原理に基づく不確かさ発生要因を考える必要がある。ここでは、非接触式形状測定機を利用して測定を行い、その測定における特徴や誤差を求めた。
その結果、ゲージの凹凸形状に依存する誤差傾向が見られた。
キーワード：輪郭形状測定機、基準器、精度評価法、非接触測定

Accuracy Evaluation for Noncontact Shape andContour-Measuring Machine
Takeshi Wago and Hiroyuki Ike
Calculating uncertainty for contour form measurements is difficult because different
contour-measuring machines may use different measuring principles, leading to variationsin uncertainties. At this stage, some characteristic errors are extracted and considered, andartifacts appear when lines and curves are measured by a noncontact contour-measuringmachine. As a result, errors influence the dependence on both circular and rectangulargauge shapes.
key words: contour-measuring machine, artifact, evaluation method for measuring
precise, noncontact measuring
1 緒
言
形状測定機は測定原理が多種多様であるため、測定の不確かさを算出するにはその測定機固有の測定原理に基づく不確かさ発生要因を考える必要がある。形状測定機
は接触式、または非接触式など多くの方式が存在し、測定範囲、分解能、測定可能な傾斜角度などそれぞれの検出器原理に依存する特徴を有する。本研究は、産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会の共同研究として実施し、形状測定機の精度評価法の構築が目的である。
ここでは、非接触式形状測定機を利用してパイロットラボが示すプロトコルに従って測定実験を行い、非接触測定機での形状測定における特徴や誤差を求めた。

表 1 主な仕様と測定条件

レーザAF式形状測定機（三鷹光器，
NH-3SP）
指示誤差： 1+3L/120 µm(Z方向），
公称精度
0.5+2.5L/150 µm（X,Y方向）
半導体レーザ（波長635nm)，AFセン
使用プローブ情報
サ方式，50倍，スポット径2µm
送り速度0.11 mm/sec
サンプリング
100 pts/mm
測定室温度21.1-21.5℃（Range 0.4℃）
丸型と角型で最適条件が一致したの
コメント
で測定は各1回のみ
使用装置名

2 実験方法2-1 実験装置及び方法
非接触式形状測定機はレーザオートフォーカス式形状測定機（NH-3SP、三鷹光器）を使用した。表 1 に主な仕様と測定条件を示す。本装置は一定の焦点距離で測定物表面を追尾しその Z 高さを光学式リニアスケールで取得する方式である。非接触式形状測定機の測定部は図 1 に示すとおり、対物レンズを測定物に近接して輪郭形状を測定する方式である。
使用したゲージを図 2、図 3 に示す。
ゲージは丸形ゲージと角形ゲージの 2 種類とし、丸形ゲージは羊羹形状の上端面に半径の大きさが異なる円形輪***

図 1 測定部

郭が連続して配置されたもので、上端部の直線部で回転軸を設定する。角形ゲージは 2 直線で構成する山が連続した形状である。アライメントに関するプロトコルの制

平成 23 年度 産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会（共同研究）
材料技術部（現 素形材技術部）

112

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

図 4 丸形ゲージのワーク座標系

4 以上

図 2 各ゲージの外観

図 5 角形ゲージのワーク座標系

限は、上端部で 4mm 以上、側面部で 50mm 以上の点間距離を取ることであった。測定条件は丸形と角形の各ゲー
離を取ることであった。測定条件は丸形と角形の各ゲー
ジで最適条件が一致したので測定は各ジで最適条件が一致したので測定は各1回のみで行った
回のみで行った。
。
測定項目はプロトコルに指示された表
測定項目はプロトコルに指示された表2のとのとおりである。
。
因子と水準は表 3 のとおりとしたのとおりとした。
2-2
2 測定値の算出方法
NH-3SPNHで得られた点群を利用して点群評価ソフト（Forcus
Forcus Inspection Ver8.3 、Metris
Metris・ Mitutoyo) により 3次元形体を形成して各測定値を算出した次元形体を形成して各測定値を算出した。この方法を用いることで座標、いることで座標、形状、粗さのすべての形体が評価でき
粗さのすべての形体が評価できるが、ここではワーク座標系を作成してるが ここではワーク座標系を作成してここではワーク座標系を作成して一つのゲージあ
一つのゲージあたり 12 か所の測定要素の位置座標と測定要素の位置座標と測定要素の位置座標と幾何形状
幾何形状及び寸法及び寸法を算出した。ワーク座標系は丸形ゲージの場合はを算出した ワーク座標系は丸形ゲージの場合はワーク座標系は丸形ゲージの場合は、図 4のとおり空間軸：Xのとおり空間軸： 軸直線上の 2 点とその点を Y 軸方向に複写した 4 点で形成する平面点で形成する平面、回転軸：
回転軸：X 軸直線上の2 点で形成した直線、点で形成した直線 ゼロ点：X ゼロは凸 4 中心 X 座標、、
Y ゼロは回転軸上 Y 座標、Z ゼロは空間軸上 Z 座標とした。
。角形ゲージの場合も同様に図
角形ゲージの場合も同様に図 5 のとおりにワーク座標系を作成した。
標系を作成した。測定温度は 21.1
21.1℃~21.5℃の範囲で変動℃の範囲で変動
し、、温度変動幅が 0.4℃であった℃であった。温度膨張補正は、
温度膨張補正は 測定
長さが十分に小さいために温度膨張が無視できると考えて行わなかった。
て行わなかった。

20

10

4 以上

5 以上
50

5 以上
50
(mm)

85
図 3 各ゲージの概要
ゲージの概要（上：丸形ゲージ、下：角型ゲージ）
表 2 測定項目

名称

測定箇所

測定項目
円半径，円中心座標X
円半径，円中心座標
か所
丸形ゲージ 凹凸計12か所
及びZ
Z，真円度
成す角，交点座標成す角，交点座標X及か所
角形ゲージ 凹凸計12か所
びZ，各線の真直度，各線の真直度

3 実験結果及び考察
各ゲージとも測定要素凸 1～～6、凹 1～6 の計 12 か所の測定要素を 1 か所につき Y 方向 3 か所及び繰り返し 3 回の計 9 回測定した。この 9 回測定した値の平均値と標準偏差を測定項目毎に算出した。表 4 に丸形ゲージの平均値と標準偏差、表 5 に角形ゲージの平均値と標準偏差を示す。丸形ゲージの標準偏差の半径では、半径の大小で標準偏差の差が見られない。接触式の場合、特に CMMを使用した場合ではチップ径が大きい影響から測定対象

表 3 因子と水準

因子
A
B
C
D
E

ゲージ
測定位置
繰り返し
測定条件
測定機械

1
丸形
ｙ＝3mm
3mm
回目
1回目
最適条件
NH-3SP

水 準
2
角型
ｙ＝5
2回目

3
ｙ＝7
3回目

113

非接触式形状測定機の精度評価法

個々の直線の方向ベクトルが重要になり線の腕の長さが大きい程、その線を形成する点の個数が多くなり正確な方向ベクトルが決定できる。一方で線の腕の長さが短い
測定要素の場合に成す角度のばらつきが大きくなった。
測定の制限によりばらつきが大きくなる傾向が予想される。ここでの測定方法の場合はレーザスポット径が 2μm
かつ対物レンズ50倍の効果から半径の大小で標準偏差に差が見られない。同様に標準偏差の中心 X、中心 Z、他の交点 X、交点 Z、真直度 L、真直度 R については測定
要素の大小に起因する標準偏差の違いは見られなかった。
図 6 に丸形ゲージの偏差、図 7 に角形ゲージの偏差を示す。Y 軸方向の 3 水準毎に分離して図示した。特に 1 水
準毎に凸 6 個、凹 6 個の計 12 個の結果を平均化しているがプラス値とマイナス値を加算して相殺されないように絶対値に変換してから平均値を算出した。そのため平均後の結果はすべてプラスで図示されている。標準値は各ゲージの“測定結果（2011 年産総研）”を使用した。丸形
ゲージで凸_半径が 3 水準とも大きく最大値 22.8μm となった。対して凹_半径では最大値 9.1μm となり凸測定で半径の偏差が大きくなる傾向が見られた。中心座標は Z
方向で最大値 21.8μm、X 方向で最大値 4.8μm となり Z
方向で偏差が大きい。
角形ゲージでは丸形ゲージと比較して偏差が非常に小
さく、凸_真直度 R の 11.0μm が特出して大きいが、ほとんどが 4.0μm 以下となっていた。丸形ゲージとの大きな形状の違いは角形ゲージはすべてが直線で形成された要素であった。

表 4 丸形ゲージの平均値と標準偏差
要素
凸1
凹1
凸2
凹2
凸3
凹3
凸4
凹4
凸5
凹5
凸6
凹6

半径
0.49700.49530.80720.8034
1.2883
1.28692.04962.05003.27983.2806
5.24685.2469平均値-

平均値 (mm)
中心X 中心Z-23.4196 -0.3518-20.2197 0.3512-16.7997 -0.5714-13.1600 0.5673-9.1797 -0.9116-4.8600 0.9103
0.0000 -1.4484
5.4000 1.4498
11.6690 -2.3183
18.8090 2.3191
27.3393 -3.7099
37.2592 3.7110--0.0002

真円度
0.00240.00300.00370.00290.00270.00270.00300.00270.00330.00290.00300.0029

半径
0.87
1.12
1.64
1.42
0.71
0.60
0.73
0.87
1.20
0.73
0.83
0.60

標準偏差：σ (µm)
中心X 中心Z 真円度
0.53
1.09
0.53
0.50
1.09
0.00
0.50
1.67
0.50
0.00
1.58
0.33
0.50
0.73
0.50
0.00
0.50
0.50
0.00
0.73
0.00
0.00
0.83
0.50
0.00
1.00
0.50
0.00
1.05
0.33
0.50
0.78
0.00
0.44
0.71
0.33

0.0029

1.00

0.35

1.04

0.39

表 5 角形ゲージの平均値と標準偏差
要素
凸1
凹1
凸2
凹2
凸3
凹3
凸4
凹4
凸5
凹5
凸6
凹6

平均値 (mm)
標準偏差：σ (µm)
成す角度
成す角度
交点X 交点Z 真直度L 真直度R
交点X 交点Z 真直度L 真直度R
(deg)
(deg)
120.0178 -23.4198 0.2028 0.0020 0.0017
176.390.44 0.44
0.00
0.50
120.0572 -20.2197 -0.2012 0.0022 0.0020
170.200.71 0.44
0.44
0.00
120.0367 -16.7991 0.3298 0.0020 0.0020
67.33
0.33 0.44
0.00
0.00
120.0336 -13.1591 -0.3278 0.0023 0.0020
61.94
0.33 0.44
0.50
0.00
119.9999 -9.1794 0.5264 0.0021 0.0026
26.55
0.53 0.53
0.33
0.88
119.9727 -4.8592 -0.5244 0.0020 0.0020
28.27
0.44 0.53
0.00
0.00
119.9933 0.0000 0.8381 0.0027 0.0018
9.35
0.00 0.33
0.50
0.44
119.9943 5.3998 -0.8376 0.0019 0.0028
15.57
0.44 0.53
0.33
1.20
119.9991 11.6698 1.3393 0.0023 0.0020
7.56
0.44 0.50
0.50
0.00
119.9938 18.8091 -1.3396 0.0020 0.0020
9.00
0.33 0.53
0.00
0.00
120.0049 27.3396 2.1421 0.0020 0.0020
3.06
0.53 0.33
0.00
0.00
119.9924 37.2593 -2.1419 0.0020 0.0021
2.13
0.50 0.33
0.00
0.33

平均値 120.0080-

0.00050.00210.0021

76.61

0.45

0.45

0.31

0.48

y=3
y=5
y=7

30
20

凸_真円度

凹_真円度

凸_真直度R凹_真直度R

凹_中心Z

凹_中心X

凸_中心X

凹_半径

0

凸_中心Z

10
凸_半径

偏差（絶対値） µm

40

4 結
言
非接触式形状測定機の誤差傾向を把握するために、異なる凹凸形状のゲージを利用して測定した結果、以下の結論が得られた。
(1) ばらつきを評価した場合は、丸形ゲージの場合は測定
要素の大小において標準偏差の違いは見られない。
角形
ゲージの場合は、特に成す角(deg)の算出において測定要素が小さい程、
標準偏差が大きくなる傾向が見られた。
(2) 偏差を評価した場合は、丸形ゲージが角形ゲージと比較して非常に偏差が大きくなった。
特徴的なのは丸形ゲ
ージの凸_半径で偏差が大きい傾向が見られた。角形ゲージではほとんどが偏差 4.0µm 以下となり、両者の違いは、
角形ゲージがすべて直線で形成された要素であっ
た。

測定項目

10

11.0

y=3
y=5
y=7

8
6
4

凹_真直度L凸_真直度L

凹_交点Z

凸_交点Z

凹_交点X

凸_交点X

0

凹_成す角

2
凸_成す角

偏差（絶対値） deg, µm

図 6 丸形ゲージの偏差

測定項目

図 7 角形ゲージの偏差

半径が小さい場合にサンプリング数が少なくかつ部分円
真円度においても半径の大小で明確な差が生じていない。
角形ゲージの標準偏差では測定要素が大きい程、成す角で明らかに標準偏差が小さく良好である。角度算出では

114

謝
辞
本研究は、産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分
科会形状計測研究会の共同研究として行われた。実験を行うにあたり本共同研究に参加された NMIJ/AIST、公設
試及び企業の研究員の方々には貴重なご指導を頂き、この場を借りて感謝を表す。

同時 5 軸マシニングセンタの特徴と性能評価*
和合 健**、飯村 崇**、堀田 昌宏**
5 軸マシニングセンタは高精度、短納期、複雑形状に対する優位性が期待されており、日本における製品製造の海外との差別化策の一つとなり得る。ここでは、岩
手県工業技術センターでの 5 軸マシニングセンタ導入にあたりその使用目的や仕様について調査した。その結果、幅広い要望に対応するために大型ワーク加工かつ高精度加工の両方に対応できる 5 軸マシニングセンタを導入した。
キーワード：5 軸マシニングセンタ、5 軸 CAM、設備導入、割り出し 5 軸加工

Features and Performance of Simultaneous Five-Axis Machining Center
Takeshi Wago, Takashi Iimura and Masahiro Hotta
Five-axis machining centers are expected to provide the processing technique requiredfor high-precision, high-efficiency, complicated feature work, thus giving Japanese
producers a processing advantage over foreign competitors. In this study, we investigate thepurpose and machine specifications for a five-axis machining center at IIRI. To respond to
wide-ranging requests, we propose to equip the center with both high-precision-processing
and large-workpiece-processing capabilities.
key words : five-axis machining center, five-axis CAM, equipment installation,
dividing five-axis processing
C 軸を内蔵した構成がある。また、大型重量物ワークの積載を目的とした場合はテーブルを固定しそのテーブル
中にロータリーテーブルとなる C 軸を内蔵し、X 軸、Y軸、Z 軸、A 軸はすべて主軸側に付加した構成であり、特に A 軸は主軸を傾けることにより達成する方式である。
同時 5 軸マシニングセンタの同時とは 5 軸を一度に動作させることを言い、特別な機能の一つである。同時 5 軸と対比して割り出し 5 軸という用語が用いられ、割り出
し 5 軸とは A 軸と C 軸を動作させてワーク姿勢を一旦変
更後に、この 2 軸を固定させて他の X 軸、Y 軸、Z 軸の3 軸で加工を行う方法のことを言う。ワーク形状によってはこの割り出し 5 軸で十分に対応できる製品も多く見ら
れる。

1 緒
言
近年、製造費用の低減化を目的に人件費を含めた製造単価が安い中国や東南アジアにおいて工業製品製造が行われている。日本で製造を行うためにはこれらの製品製造との差別化が必要になり高精度、短納期、複雑形状など諸外国では対応できない製品製造を実施するための高度技術が求められている。その中で多軸加工法は一回のワーク取付けで製品加工ができる短納期及び高精度に有利な方法である。またマシニングセンタ加工を例にとると 3 軸加工機では突き出し部の下側つまりオーバーハン
グ部の加工はワークを取り外して天地反転する作業が必要であるが、A 軸と C 軸を付加した 5 軸マシニングセン
タでは一度のワーク取付けでオーバーハング部を有する
複雑形状も加工完結できることから魅力が高い加工機の一つとなっている。
ここでは同時 5 軸マシニングセンタの当工技センター
での導入にあたりその加工機械の特徴、使用用途等について今後の活用を見据えて調査・検討した。

3 導入に関するニーズ調査
5 軸マシニングセンタの導入にあたり県内企業を対象にしたニーズ調査を行った。本調査の趣旨は以下のとおりである。5 軸マシニングセンタは 3 軸マシニングセン
タにA 軸とC 軸の2 軸を付加することで新しい狙いの加工が実現できる装置である一方、部品加工、医療用人工骨加工、金型加工、シリンダブロック加工、タービン翼
加工、光学レンズ加工、精密治具加工など、どの領域を狙うかにより同時 5 軸マシニングセンタの仕様が異なる。
当工技センターでは県内製造業の今後の方向性や当工技センターの技術ロードマップと照らし合わせながら仕様

2 同時 5 軸マシニングセンタとは
5 軸マシニングセンタは 3 軸マシニングセンタに A 軸と C 軸を付加したものである。代表的な構造は、通常のX 軸、Y 軸、Z 軸を有する立型マシニングセンタのテー
ブルに X 軸に平行となる回転軸を配置して YZ 平面を振り子運動する A 軸とその中にロータリーテーブルとなる***

平成 23 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業
材料技術部（現 素形材技術部）

115

岩手県工業技術センター研究報告検討を行っており本装置の今後の活用において県内企業のニーズが重要であることから、その要望を調査し装置（仕様）決定の参考にすることとした。選択肢にあげた二つの異なる機種を以下に示す。
(1) 大型同時 5 軸マシニングセンタ（参考機種型式：例
えば DMU40、DMG 社）。特長は X:Y:Z 軸ストローク＝450:400:480mm と広く大型ワークの加工ができる。
A 軸がスピンドル側にある首振り型であり工具姿勢の自由度が高い。部品加工、シリンダブロック加工、
医療用人工骨加工などの高自由度加工に適する。
(2) 超精密同時 5 軸マシニングセンタ（参考機種 型
式：例えば YMC430-5AXIS、安田工業）。特長は 0.1μm 単位の超精密動作をするリニアガイド。運動性能(X-Y 軸)は真円度 0.60μm。ただし、ワーク最大旋回径はφ250mm、最大積載重量は 15kg と小物向け。精
密金型加工、光学レンズ加工、精密治具加工などの次世代高精度加工が実現できる。
ニーズ調査の結果は、大型同時 5 軸マシニングセンタ
が 24 票、超精密同時 5 軸マシニングセンタが 25 票であった。つまり、各企業の業種によりその要望する性能は異なり、作業目的に応じて機種選定が必要であるという結論であった。同時に回答数は 49 件であり、回答率は0.315（49/158）となり自由アンケート形式の回答率が 3割を超えたことから、関心の高さが示された。

第 18 号（2016）
表 1 5 軸マシニングセンタの主な仕様

本体型式

-

HSC 55 Linear(DMG/森精機）

NC装置-

Heidenhain iTNC 530

5軸構成

-

立型マシニングセンタ
方式3軸（X,Y,Z)+揺りかご式A軸+回転C軸

作業範囲
旋回軸
回転軸
最大回転数
ツールシャンク
最大送り速度
早送り速度
作業テーブルワーク最大重量
最大加速度
ツールマガジン

4 導入した 5 軸マシニングセンタの仕様
5 軸マシニングセンタの調査を行った結果、公設試の立場では県内企業の広い業種からのニーズに対応することが必要であることが分かった。そのためには、大型ワーク加工と高精度加工の二つの両端を両立させることが必要であり、その要求仕様を満足できる 5 軸マシニング
センタを調査した結果、DMG/森精機の HSC55Linear が大型ワークかつ高精度加工を両立できることがわかり、本機種を導入した。また、5 軸 CAM の選定では 5 軸マ
シニングセンタ同様に同時 5 軸かつ割り出し 5 軸、さらには汎用 2 軸/3 軸など県内企業からの広いニーズと研究
範囲を視野に入れて選定した。その結果、コダマコーポ
レーションの TopCAM を選定した。導入した 5 軸マシニ
ングセンタの主な仕様を表 1、
装置外観を図 1 に示す 1)。

X軸,mm
Y軸,mm
Z軸,mm
A軸,deg
C軸,deg450
600
400+10/-110
360
28000
HSK-A63
80000

-1

min
mm/min
X/Y/Z,
m/min
mm
kg
g
本

80/80/80
460×600600>2g
16

図 1 導入した 5 軸マシニングセンタの外観

70
5軸マシニング割合（％）

60

5 講習会の開催
県内企業への 5 軸加工技術の啓蒙普及を目的に講習会を開催した。内容は以下のとおりである。講習会名：5軸マシニングセンタ講習会、日時：平成 24 年 7 月 19 日（木） 10 時 00 分～15 時 30 分、場所：岩手県工業技術センター、内容：5 軸マシニングセターの紹介 10:00～
12:00（森精機製作所）、5 軸 CAD/CAM の紹介 13:00～
15:00（コダマーポレション）。設備見学 15:10～15:30（岩手県工業技術センター）。参加者は 34 名（19 社）で講習
会後のアンケートで講習会の印象を調査し、その結果を
図 2 に示す。この結果から 5 軸加工の概要についてはほ

5軸CAD/CAM

50

全体

40
30
20
10
0
満足

やや満足

普通

やや不満

不満

評 価

図 2 講習会のアンケート結果

ぼ受け入れられたようであるが、今後の技術展開のステージで困難さが多く生じると予想される。

116

同時 5 軸マシニングセンタの特徴と性能評価

6 割り出し 5 軸加工による試し加工
割り出し 5 軸を利用して傾斜加工を行った。使用した工具はφ20mm の 2 枚刃スローアウェイフェイスミルである。加工物の材料はアルミニウムであり、ワーク形状を図 3 に示す。A 軸と C 軸を利用して水平面に対して15°の傾斜面の加工を行った。3 軸マシニングセンタではボールエンドミルを用いて傾斜面を加工するか、または外付けの割り出し傾斜治具をテーブルに取りつけて行
う加工が 5 軸マシニングセンタでは容易に行えた。加工
後の斜面の加工面粗さ測定の様子を図 4、形状測定結果
を表 2、加工面粗さを表 3 に示す。加工した傾斜面の 8
面のうちここで設定したワーク座標系と直交する面、つまり X 軸を 0°とすると 90°、180°、270 に位置する
傾斜面の 4 面の水平面との角度を測定した。その結果、平均値が 15.002°、最大値と最小値の範囲で 0.026°の良好な結果となった。加工面粗さでは 15°の傾斜面と水平面を比較したところ、Ra は平均値で傾斜面が 0.18μm
粗い結果となった。Rz も同様に傾斜面で 1.30μm 粗い結
12.0

100.0

表 2 形状測定の結果

(deg)
要素
平面1
平面2
平面3
平面4
平均値
最大値：A
最小値：B
範囲：A－B

角度
14.99515.01115.01414.98815.00215.01414.9880.026

表 3 加工面粗さの結果

12.0

76.0

項目
傾斜面，送り垂直
傾斜面，送り平行
平均値：A

Ra
0.70
0.56
0.63

Rz
4.01
3.18
3.60

(µm)
RSm
73.53
104.1788.85

水平面，送り垂直
水平面，送り平行
平均値：B

0.47
0.43
0.45

2.31
2.27
2.29

81.09
104.17
92.63

0.18

1.30

-3.78

75.0

果となった。加工順番では水平面が先で傾斜面が後だったためチップの摩耗や構成歯先の影響も考えられるが、今後の検討課題とした。

15.0°

7 結
言
5 軸マシニングセンタは高精度、短納期、複雑形状に対する優位性が期待されており、日本における製品製造の海外との差別化策の一つとなり得る。ここでは、岩手
県工業技術センターでの 5 軸マシニングセンタ導入にあたりその使用目的や仕様について調査した。
(1) 県内企業へ 5 軸マシニングセンタ導入に関するニー
ズ調査を行った結果、回答率は 0.315（49/158）となり関心の高さが示された。
(2) 導入した 5 軸マシニングセンタは大型ワーク加工か
つ高精度加工の両方に対応できる性能を有し、多くの要望に対応できる。
(3) 割り出し 5 軸加工による試し加工を行った結果、設計値 15°斜面は 4 面の平均値で 15.002°の良好な角度で加工され、本装置は高精度加工に適応できることが示された。
なお、本装置は国庫補助施設設備整備事業補助金で導入されたものであり、今後の技術開発に活用していく予定
である。

140.0

8.5

16.0

20.0

8.0

A－B

(mm)

図 3 加工物文
献1) DMG/森精機：HSC 55 Linear カタログ（2012）
図 4 加工面粗さ測定

117

各種輪郭形状測定機の性能比較と測定誤差*
和合 健**、浅沼 拓雄**
自動車部品等の形状測定は、その形状や材質に適した測定方法を選択して三次元測定機や光学式形状測定機等により行われる。この場合、測定機それぞれの測定原理により測定遂行が制限される場合も多い。接触式輪郭測定機は、測定物の表面を触針で走査し、高精度測定と汎用性を具備する。ここでは、接触式輪郭測定機を対象に検出器原理の異なる機種の比較を行ったが、測定誤差に差異は表れなかった。
キーワード：輪郭形状測定機、性能比較、測定誤差、検出器原理、測定完遂度

Comparison of Performance and Measurement Errors ofContour-Measuring Machines based on Different Principles
Takeshi Wago and Takuo Asanuma
Coordinate-measuring machines (CMMs) can measure the shape of workpieces madefrom varying materials, such as automobile parts and other parts. However, themeasurement is often limited by the measuring principles used by the CMM. By scanning
the surface of the workpiece with a stylus, contour-measuring machines are versatile andprovide high-precision contour measurements. In this research, we compare themeasurement errors obtained from several different contour-measuring machines. We findno difference in measurement error between the contour-measuring machines.
key words : contour-measuring machine, performance comparison, measuring
deviation, detection principle, measurement realizable
1 緒
言
輪郭形状測定機は、機械加工やプラスチック成形により製作した部品の輪郭形状を高精度に測定する装置である。特に現状で輪郭形状測定を行う場合に、微細かつ高精度の要求が高く、座標測定機やレーザ式形状測定機では測定原理の制限から対応できない状況が多くなっているため、接触式専用機を導入することとした。ここでは本装置の設備導入にあたり輪郭形状測定機の性能調査と、導入された機種を使用して標準球を測定した事例での測定誤差の考察を行ったので報告する。
2 実験方法2-1 輪郭形状測定機の基本仕様
輪郭形状測定機の製造メーカを調べた結果、日本国内に東京精密、ミツトヨ、小坂研究所の代表的な 3 大メー
カが存在する。この 3 社のカタログを取り寄せて仕様数値を比較したところ、3 社で大きな差は見られなかった。
表 1 に 3 機種の仕様 1、2、3)を示す。
赤塗りが注目点であり、検出器原理は 3 機種で異なる機構を有し、接触式輪郭測定で重要となる登坂測定では 3 機種とも 77°登坂測定が可能である。
2-2 持ち回り測定
カタログの仕様数値だけでは各社の測定機の特長が分からないことから、測定サンプルを独自にワイヤ放電加工機で製作し、三次元測定機(UPMC550-CARAT、Carl
Zeiss 社)で比較のための標準値の値付けを行った。その後、
測定サンプルを持参して 3 社の工場に赴き、独自に作成した指示書に従って輪郭形状測定を実施した。参考までにこの 3 社の工場は、北関東エリアに集中して立地されており、2 日間で測定を終えることができた。後日、同じ
測定サンプルを郵送し、2 回目の輪郭形状測定を実施した。
2-3 測定指示書
測定物は「77deg サンプル」とし図 1～3 に示す。77deg
サンプルは横方向 94mm、高さ 44mm、奥行き 15mm で、材料は焼入れした合金鋼である。ワーク座標系は以下のとおり設定した。空間軸は測定機の定盤面、回転軸は図 1の ID16 点、ID38 点が成す直線であり、ID16 の 1mm 領域と ID38 の 3mm 領域の複数点を使用することとした。ゼロ点 X、Z は ID18 円と X 軸との X マイナス側の交点として、Y 軸は規定しなかった。次に測定方法の注意点を(1)と(2)に示す。
(1) 各社の輪郭形状測定機(ハードウェア)の基本性能を検査するため、77°の傾斜面(ID25 線、ID26 線、ID29 線、
ID32 線)の測定では測定物を傾斜させて測定し、オーバーラップ部を繋ぎ合わせて合体させるなどのソフトウ
ェアを利用した測定は行わないこと。

* 平成 24 年度 文部科学省 地域イノベーション戦略支援プログラム（次世代モビリティ開発拠点プロジェクト）** ものづくり基盤技術第２部（現 素形材技術部）

118

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）
表 1 輪郭形状測定機の主な仕様

項目
検出器原理
検出器のZレンジ
検出器のZ分解能
Z軸コラムの調整範囲
X軸の測定範囲
X軸の測定分解能
指示誤差：Z軸
傾斜面の追従性
測定力
スタイラスの高さ
標準スタイラスの先端角
スタイラスの先端R
ソフトウェアCONTOURECORD
2600G，東京精密

FORMCORDER
DSF600，小坂研究所

FORMTRACER
CS-3200，ミツトヨ

レーザ光回折スケール
50mm

直動リニアスケール
58mm

円弧リニアスケール
60mm

0.025μm

0.05μm

0.02μm

450mm
200mm
0.1μm

500mm
200mm
0.5μm

400mm
200mm
0.05μm

0.8+4H/100μm

1.0+0.04Hμm

0.8+2H/100μm

登り77°/下り83°

登り77°/下り83°

登り77°/下り87°10-30mN（手動）10-30mN（手動）10,20,30,40,50mN（自動）最大値で52mm
最大値で42mm
最大値で42mm
円錐形，最小値で両角24° 円錐形，最小値で両角16° 円錐形，最小値で両角20°
R25μm
R25μm
R25μm
ワーク座標設定，形状解析， ワーク座標設定，形状解析， ワーク座標設定，形状解析，
設計値照合など各種補正及 設計値照合など各種補正及 設計値照合など各種補正及
び解析機能
び解析機能
び解析機能

図 2 77deg サンプル
図 1 77deg サンプルの測定指示位置
サンプルの測定指示位置(2) 指示した測定物座標系において指示した測定物座標系において、図図 1 に示したすべての箇所を測定することての箇所を測定すること。測定結果の表示方法は、測定結果の表示方法は 各直線、円及び点のプロパティとして示すこと。
円及び点のプロパティとして示すこと 例えば、
、77°の傾斜面は ID25 線、ID26
26 線、ID29 線、ID32
線
線のプロ
のプロ
パティとして角度
パティとして角度、X 軸及び Z 軸との交点座標、真直軸との交点座標 真直度を示すこと度を示すこと。また、例えば円と線の測定では真円度
例えば円と線の測定では真円度
例えば円と線の測定では真円度、真直度も示すこと
真直度も示すこと。
また、77deg サンプル測定の要点は以下に示す①～④でサンプル測定の要点は以下に示すである。①ワーク座標系を定義した状態で座標系を定義した状態で 77°の傾斜角度及び77°の傾斜角度及び真直度が正確に測定できるか
真直度が正確に測定できるか。②ID28 点のＺ29mm
点の山
高さを正確に測定できるか
高さを正確に測定できるか。③8mm 間隔の壁に囲まれた部分円(ID2020 円)が正確に測定できるかが正確に測定できるか。
。④以上の測定が以上の測定が各社の標準装備スタイラスで対応できるか。ただし、各社の標準装備スタイラスで対応できるか、ス
タイラスの先端角の腹が測定物に接触して誤差が生じる
場合は特注スタイラスを用いても良い
場合は特注スタイラスを用いても良い。
。
2-4 評価方法
評価方法は
評価方法は、①測定精度①測定精度、②測定完遂度②測定完遂度、③手動操作
操作を含めた使い易さを含めた使い易さ、④ソフトウェア性能の④ソフトウェア性能の 4 項目に注目

119

図 3 CMM による値付けして行った。評価にあたり考慮した点は以下の通りであして行った 評価にあたり考慮した点は以下の通りである。
。①測定精度では、①測定精度では CMM の測定値が標準値となり得るかの疑問点もあることから、かの疑問点もあることから 3 機種間での多数決及び基準値との差による評価
値との差評価とした。ワーク表面が放電面（測定。ワーク表面が放電面（測定
ワーク表面が放電面（測定位置で結果が異なる）であり表面粗さの問題
位置で結果が異なる）であり表面粗さの問題、標準値の標準値の値付けの正確さについて、部分円
値付けの正確さについて 部分円、短い直線などは輪郭短い直線などは輪郭
形状測定機が CMM よりも値付けの不確かさが小さい
よりも値付けの不確かさが小さい点
点を考慮して設定した。②測定完遂度ではを考慮して設定した ②測定完遂度では、、特に急勾配の
特に急勾配の各種輪郭形状測定機の性能比較と測定誤差

120

mm
ID

項目

Nominal by
CAD: p

19
20

X
X
Z
R
真円度
X
Z
X
Z
R
真円度
X
Z
R
真円度

22.00028.500-17.000
17.6000.000
30.00010.00032.537
8.000
2.000
0.000
39.304
5.877
2.000
0.000

21
22
23

24

Measured by
CMM: q21.98628.510-17.12917.7310.001
29.99810.00132.518
7.972
2.032
0.000
39.304
5.877
1.998
0.002

q-p
-0.0150.010-0.1290.131
0.001-0.0020.001-0.019-0.028
0.032
0.000
0.000
0.000
-0.002
0.002

A
B
C

0.150
0.100
0.050

19

20

23

真円度

Z

R

X

真円度

Z

22

R

21

X

Z

-0.100X-0.050

真円度

Z

R

X

0.000
X

3 実験結果及び考察
3-1 官能評価の項目②測定完遂度、③手動操作を含めた使い易さ、④ソフ
トウェア性能について官能的に評価した結果を以下に説明する。②測定完遂度では、1 回目の持ち回りでは 3 社とも 77°登坂測定は完遂できなかった。ワーク表面が放電加工による梨地性状であるため摩擦抵抗が大きいことも77°登坂測定が完遂できなかった一因であるようだった。
しかしながら、ワーク測定 1 回目で完遂できなかった 77°
登坂測定はサンプルを各社に郵送後の 2 回目の測定においては各社とも 77°の登坂測定は完遂した。ワーク座標系
設定のための回転軸は各社で異なり、ミツトヨは手動介
入テーブルを使用した。東京精密は円筒ゲージで手動合わせをした。小坂研究所は蛍光灯の光を利用して手動調整した。③手動操作を含めた使い易さは、東京精密の測定操作は画面&マウスで実施し、解析はエキスパート向け
で高度解析が行える。
ミツトヨの測定操作は画面&マウスで実施し、解析は現場向けで使い易く、高度解析も行える。小坂研究所は測定機前の押しボタンを多用する考え方であり、スタイラスの動きを直視しながらスタイラス
動作制御が行える。解析は古典風の作りであるが、他 2社に引けを取らない高度解析が行えた。結論として、操作性や性能に大差は無く、作業者の慣れの問題と感じた。
④ソフトウェア性能は、円と線の交点などの要素計算は全社が完遂した。設計値照合も全社が完遂し、CAD 形式
コンバートは各社すべてが装備し、各社の特徴があった。
ソフトウェア評価による差別化は非常に難しい問題であることがわかった。
3-2 測定誤差
表 2 に標準値の抜粋、図 4 に測定結果を示す。各機種とも似た傾向を示した。ここでの A、B、C は表 1 の機種の並びとは異なり、順不同である。特に A と B が類似した傾向で C が A と B とは異なる傾向を示した。特に測定指示位置、ID20 はワークの高い尖頂部の下に位置する部
分円であり Z と R で 3 機種の誤差が同様に大きく算出された。これは、測定でスタイラスアームとワーク尖頂部の干渉を防ぐためにスタイラスの長さや姿勢が通常の場合と異なる形態が用いられた影響であると推測された。
また、A と B で ID21 の X で誤差が大きく、ID21 は ID20と垂直壁の交点であることからID21の誤差が直接的に影響したと予想される。1 回目の同行測定後に 2 回目はワー
クを各社に郵送して同等項目の測定を依頼した結果、各社から提出された測定値は 3 社でほぼ一致していた。

表 2 CMM 測定による標準値（抜粋）

CMMとの差 (mm)測定に着目し、垂直壁以降の連続走査測定（77°斜面の踏破）、ピンポイント位置への着地を評価した。③手動操
作を含めた使い易さでは、官能評価となるため測定操作、解析操作を観察し、マウスの画面指示、押しボタンによる動作指示について評価した。④ソフトウェア性能では、測定指示が完遂できるかとし、円と線の交点座標の算出、設計値照合、CAD の読み込みなどを評価した。

24-0.150項 目

図 4 3 機種による測定結果

4 導入機種での球測定
4-1 実験方法
3 社を訪問したサンプル測定の結果では明確な差異は表れなかったことから、装置選定方法は仕様で機種を限定した状況で、3 社による入札となった。入札の結果、小坂研究所製輪郭形状測定機、型式 DSF600S が導入され、本装置は横方向を X 軸、高さ方向を Z 軸とする 2 軸の測定機であり、先端 R25µm のスタイラスを使用して測定物の輪郭を測定する機能を有する。本測定機の性能検証を目的として標準球（軸受球）の直径測定をした。測定に使用したスタイラスは先端角 8°の片刃形と先端角 16°の円錐形の 2 種類であり、標準球の校正値は Sφ25.4mm である。測定方法は、図 5 のとおり XY テーブルに標準球を設置し、球の頂点を X、Z 軸ゼロ点として X 軸マイナ
ス方向 12mm の着地点から測定長さ 24mm 間の球輪郭を
6 分の 1 ずつ 6 か所、左側から右側に測定した。測定速度は 0.1mm/秒、サンプリング間隔は 1µm、測定力は 10mNとした。測定後、テーブルを 180°回転させ 1 回目の測定と同様に 6 か所の球輪郭を測定した。①～⑥までの球直径結果を図 6、スタイラスが片刃と円錐の 2 通りで測定後、設計値照合した結果を図 7 に示す。ここで、①～⑥の各領域の球中心角は、①が登り 71°～47°、②が登り 47°～24°、③が登り 24°～0°、④が下り 0°～24°、⑤が下り 24°～47°、⑥が下り 47°～71°である。

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

4-2
2 実験結果及び考察及び考察
図 6 より②と③では標準値に近い値となった②と③では標準値に近い値となった②と③では標準値に近い値となった。両端部
両端部①と⑥及び中央部の④では標準値より小さい値となった①と⑥及び中央部の④では標準値より小さい値となった。
図 7 の設計値照合では両端①と⑥及び中央部下り④と⑤で偏差が大きく、で偏差が大きく、中央の登り②と③で偏差が小さかった
中央の登り②と③で偏差が小さかった。
。
特に片刃でその傾向が顕著であり特に片刃でその傾向が顕著であり、片刃スタイラスは引
片刃スタイラスは引く方向の測定時の下り側でスタイラスの肉厚部での測定になることから干渉など誤差要因の恐れが大きくなった
影響と推測された。一方、円錐スタイラスでは干渉によ影響と推測された
円錐スタイラスでは干渉による誤差要因は低減し設計値照合の結果では両端部のみで大きな偏差が見られた。しかしながら大きな偏差が見られた しかしながら、円錐スタイラス
円錐スタイラスでは先端部の欠けや摩耗の危険因子
では先端部の欠けや摩耗の危険因子の可能性が高くなるの可能性が高くなると思われる。このことからと思われる このことから、スタイラス、スタイラス形状
形状と測定物のと測定物の接触角度と測定方向が測定誤差
接触角度と測定方向が測定誤差に影響を与えるので勾配に影響を与えるので勾配が大きい測定時は注意が必要であることが分かったが大きい測定時は注意が必要であることが分かった。

図 5 球の測定形態
球5 結言
3 社の輪郭形状測定機の性能比較を行うため
社の輪郭形状測定機の性能比較を行うため、同一サン
プルの持ち回り測定を行い、検出器原理の異なる
プルの持ち回り測定を行い 検出器原理の異なる 3 機種の測定結果と機能性及び操作性の評価が得られたの測定結果と機能性及び操作性の評価が得られた。
(1) 測定精度では 3 社とも差は出なかった
社とも差は出なかった。
。その理由の一
一
つは、
つは CMM による標準値は値付けの不確かさが大きいによるは値付けの不確かさが大きい
ため基準値として信頼性が低い問題であった
ため基準値として信頼性が低い問題であった。もう一つは 2 回目の測定としてメーカにサンプルワークを郵送したところ、したメーカから提出された測定値は 3 社ともほぼ同等の値を示し、3ぼ同等の値を示し 機種の測定誤差に差は生じなかったためである。
たためである。
(2) 77°傾斜の連続走査は最後°傾斜の連続走査は最後°傾斜の連続走査は最後には全社が測定完遂した
測定完遂した。
。
差別化のためには測定指示の段階で差別化のためには測定指示の段階で時間軸
時間軸や操作方法
や操作方法などによる制限が必要など
制限が必要と思われたと思われた。
(3) 操作性やソフトウェア性能ではやソフトウェア性能ではやソフトウェア性能では各社の特色が各社の特色が反映さ反映さ
れ明確な差異が表れると予想したがれ明確な差異が表れると予想したが、慣れや好みの点が多くを占め明確な差が多くを占め明確な差が表れなかった
表れなかった。

図 6 6 か所の球直径結果

文
献1) 小坂研究所：
小坂研究所：表面形状・粗さ測定機サーフコーダ
表面形状・粗さ測定機サーフコーダ
DSF600 取扱説明書（2012）
取扱説明書（）2) 東 京 精 密 ： 表 面 粗 さ ・ 輪 郭 形 状 測 定 機
CONTOURECORD 2600G カタログ3) ミツトヨ：CNC
ミツトヨ：CNC 形状測定機 FORMTRACER CS-3200
3200
カタログ
謝
辞
持ち回り測定にご協力頂いた
持ち回り測定にご協力頂いた、小坂研究所様
小坂研究所様、東京精東京精
密様、ミツトヨ様に心からお礼を申し上げます
密様 ミツトヨ様に心からお礼を申し上げますミツトヨ様に心からお礼を申し上げます。

図 7 設計値照合結果

121

座標測定機のラム軸スタイラスオフセットに起因する長さ測定誤差*
和合 健**、池 浩之**
JIS B 7440-2:2013 の 6.5 項で示す手順に従って座標測定機（CMM）の性能検査を行い、ラム軸スタイラスオフセットに起因する長さ測定誤差 E150 を求めるための様式化を試みた。その結果、規格での指示事項を遂行するための測定位置、スタイ
ラス姿勢、プログラミングなど検査の作業要点を示した。
キーワード：座標測定機、JIS B 7440-2:2013、長さ測定誤差、ラム軸スタイラス
オフセット、EL テスト

Length Measurement Error caused by Ram-Axis-Stylus Offset in
Coordinate-Measuring Machine
Takeshi Wago and Hiroyuki Ike
We test the performance of a coordinate-measuring machine against the JIS B
7440-2:2013 6.5 standard. We obtained a testing format that allows the extraction of length
measurement error caused by the ram-axis-stylus offset. We identified key points, andshowed that standard requires knowledge of the measurement position, stylus direction,
sequential program, etc.
key words : coordinate-measuring machine, JIS B 7440-2:2013, length measurement
error, ram-axis-stylus offset, EL test
1 緒言
座標測定機の性能検査は、JIS B 7440-2:2013（製品の幾何特性仕様（GPS）－座標測定機（CMM）の受入検査及び定期検査－第 2 部：長さ測定）に従って行われる。特に CMM ではラム軸（Z 軸を構成するガイド軸）を回転軸とするローリング誤差の影響が大きいと言われている。
このラム軸の回転により生じる長さ測定誤差を求める検査が EL テスト（Test of length measurement error）である。
JIS B 7440-2:2013 では 6.3 項でラム軸スタイラスオフセ
ットが 0mm における長さ測定誤差 E0 と 6.5 項でラム軸
スタイラスオフセットが 150mm における長さ測定誤差
E150 の二つに場合分けして検査することを指示し、ELテストは後者により行われる。6.5 ラム軸スタイラスオフ
セット 150 ㎜における長さ測定誤差、E150 では、ラム軸オフセットの既定値は 150mm、測定空間にゲージを配置
する位置は 4 水準など、測定方法を明確に規定してラム
軸スタイラスオフセットに起因して生じる長さ測定誤差
E150 の定量化を求めている。
ここでは、JIS B 7440-2:2013 の 6.5 項に従った CMM の性能検査を行い、E150 を抽出するための様式化を試みた。
2 実験装置使用したゲージはステップゲージ（HMC-600、ミツト
ヨ）で、測定範囲は 10≤L≤610mm、メーカが示す許容値***

平成 24 年度 共同研究・東北復興 CMM 事業
ものづくり基盤技術第２部（現 素形材技術部）

122

は呼び寸法 310mm までの中央寸法の寸法差が±2.5µm、寸法差幅が 1.2µm、呼び寸法 310～610mm までの中央寸法の寸法差が±3.5µm、寸法差幅が 1.5µm であった。ゲージの線膨張係数は 10.9×10-6 1/℃とした。使用した CMM（UPMC550-CARAT、Carl Zeiss）は門移動型の高精度型
で指示誤差は MPEE=0.8＋L／600 µm（L は検査長さ mm）であった。
3 実験方法3-1 測定位置
測定位置は＋EL、－EL、E0 とも同じ位置の 1 水準のみとし、全測定においてゲージの移動は無かった。ここで＋EL とは横向きスタイラスが X 軸の＋方向を向いた
姿勢、－EL とは横向きスタイラスが X 軸の－方向を向いた姿勢、E0 とはスタイラスが鉛直下方向の向きの姿勢をいうが、ここではゲージとスタイラスの干渉を避けるた
めに若干の角度を振った。測定位置は図 1～図 3 のとおり
ゲージ重心位置がCMMテーブルの中心からX+方向かつ
Y+方向に若干ずれた位置に設置した。ゲージの向きは
XY 平面上における回転角では X 軸を基準にして Y 軸＋方向に 34.9°傾けて設置した。ゲージの降伏角は ZX 面に
おいて X 軸を基準にして X＋方向でゲージが上を向く姿
勢で Z＋方向に 38.4°傾けて設置した。

岩手県工業技術センター研究報告

図 1 ＋EL のゲージ位置

第 18 号（2016）

図 4 スタイラス姿勢

径は φ3.5mm、長さは 50mm である。スタイラスエキス
テンションの材質はアルミニウムで外径は φ11mm、長さは 80mm である。E0 のスタイラスはスタイラスエキス
テンションの根元に角度が調節できる自在治具を取付け、その自在治具の中心からチップ中心までの腕の長さは146.0mm、スタイラスの降伏角は 59.3°である。交換皿の表面から自在治具の中心までの距離は 44.6mm である。
温度測定は CMM 内蔵温度センサ 2 個を使用し、ゲージ本体に磁力で吸着させた。
温度補正はUMESSのDI6511
自動補正機能を活用し、ゲージの線膨張係数は 10.9×10-6
1/℃とした。スタイラス 3 姿勢による全測定中の温度の平均値は 19.0℃、変動幅は 0.1℃であった。
3-3 因子と水準
信号因子はゲージが与える端面間の寸法として、70mm、130mm、210mm、290mm、350mm の 5 水準とした。標示
因子は、測定位置が 1 水準、スタイラスの向きが 3 水準とした。誤差因子は繰り返し 3 回とした。
3-4 計算式
ローリング概算値（µm／m）の計算式を式(1)に示す。

図 2 －EL のゲージ位置

Rolling_dev = {(a－b)／(La＋Lb)}・0.001(1)

ここで、a は信号因子水準 1（寸法 1：70mm）における＋EL の平均値 mm、b は信号因子水準 1（寸法 1：70mm）における－EL の平均値 mm、La は＋EL のスタイラス長さ（ここでは 158mm）、Lb は－EL のスタイラス長さ（ここでは 158mm）、Rolling_dev はローリング誤差の概算値µm／m となる。

図 3 E0 のゲージ位置

3-2 スタイラスの設定
スタイラスはスタイラスエキステンションを加えて、＋EL と－EL の場合は交換皿の中心からチップ中心までが 158.4mm の腕の長さとした。スタイラスの設置角度は交換皿をプローブに取り付けた状態で、CMM テーブルのXY 面を基準にして X 軸を起線とすれば、＋EL ではスタ
イラスの向きは 125.2°方向、－EL では 306.9°方向とした。
チップ径は φ5mm でチップを保持するスタイラスの外123

4 実験結果及び考察得られた測定値とローリング概算値を表 1 に示す。ローリング概算値は最大値で－8.4×10-4（µm／m）、最小値
で－1.1×10-4（µm／m）となり、検査した CMM はローリング誤差が非常に小さい結果となった。スタイラス姿勢
毎の標準値との差（誤差）を表 2 に示す。3 つのスタイラ
ス姿勢を比較すると、3 スタイラス姿勢の中で誤差の最大座標測定機のラム軸スタイラスオフセットに起因する長さ測定誤差
表1

寸法1
寸法2
寸法3
寸法4
寸法5

1回目
70.0013130.0012
210.0007
290.0001
350.0000+EL
2回目
70.0015130.0013
210.0006
290.0003
350.0002

実験結果(mm)
－EL
1回目
2回目
70.0016 70.0017
130.0017 130.0016
210.0011 210.0009
290.0004 290.0003
350.0000 349.9999

3回目
70.0016130.0014
210.0008
290.0004
350.0001

+EL
寸法1
寸法2
寸法3
寸法4
寸法5

寸法1
寸法2
寸法3
寸法4
寸法5

ローリング概算値【um/m】-6.3E-04-8.4E-04-7.4E-04-1.1E-04
7.4E-04+EL
2回目
0.00080.00120.00060.00090.0012
max
min
range
avg
stddv

E0(参考)
2回目
70.0015130.0014
210.0009
290.0002
349.9999

3回目
70.0015130.0014
210.0009
290.0002
349.9998

E0(参考)
平均
70.00167130.0016
210.0009
290.0003
349.9999

表2

1回目
0.00060.00120.00070.00070.0010

1回目
70.0015130.0014
210.0010
290.0001
349.9998－EL
平均70.00147130.0013
210.0007
290.0003
350.0001

寸法測定誤差 [mm]
呼び
M
寸法
寸法1
70 70.0007
寸法2
130 130.0001
寸法3
210 210.0000
寸法4290 289.9994
寸法5350 349.9990

3回目
70.0017130.0014
210.0008
290.0002
349.9997

平均
70.0015130.0014
210.0009
290.0002
349.9998

スタイラスの長さ【mm】
+EL
－EL
158
158

標準値との差(mm)3回目
0.00090.00140.00080.00100.00110.00140.00060.00080.00090.00024

1回目
0.00090.00170.00110.00100.0010－EL
2回目
0.00100.00160.00090.00090.0009
max
min
range
avg
stddv

3回目
0.00100.00140.00080.00080.00070.00170.00070.00100.00100.00027

1回目
0.00080.00140.00100.00070.0008E0(参考)
2回目
0.00080.00140.00090.00080.0009
max
min
range
avg
stddv

3回目
0.00080.00140.00090.00080.00080.00140.00070.00070.00090.00022

した形態で、ネジを軽くロックして現物合わせの方法で平行出しを行い、正確な平行を達成できた。
・＋EL スタイラスと－EL スタイラスをゲージの基準面に平行に設置する作業は、交換皿をプローブから外して角度調整を実施しても容易に平行出しが行えた。
・CNC プログラムは E0 スタイラスで作成した 1 個のプログラムで 3 姿勢の測定が行えた。ただし、＋EL スタ
イラス、－EL スタイラスでは若干のプログラム修正が必要であり、プログラム修正箇所を以下に示す。
・－EL スタイラスの場合：X 軸ゼロ点は呼び値 25mm 駒の＋X 方向端面をプロービングしたため－EL スタイラ
スの場合は、この部分のプログラム修正は必要ない。空間軸の設定は基準面を平面測定した。
この時に平面の－X 軸方向の Z 軸下方の点が φ5mm チップスタイラスのスタイラス長さ 50mm では届かないので若干＋X 方向に測定点を修正する必要があった。
・＋EL スタイラスの場合：X 軸ゼロ点設定時に、－EL
スタイラスの場合とは異なり呼び値 25mm 駒の＋X 方
向端面のプロービングとしたため物理的にこの端面をプロービングできない。解決策は呼び値 25mm 駒の－X

値は－EL が 0.0017mm であるが＋EL と E0 も 0.0014mmとなりほぼ同等である。最小値、範囲、平均値、標準偏差もほぼ同等の良好な結果となった。これはゲージを全く移動しなかったこと、スタイラス 3 姿勢とも同じプログラムで測定を行った効果が大きく寄与していると考えた。その結果、ここで検査した CMM は良好な校正状況を維持していると判断できる。
以下に実験で得られた所感を列記する。
・ここではゲージ位置が 1 水準、スタイラス姿勢が 3 水準としたためゲージ位置を全く移動させずに測定が行えた。それは、保有していたスタイラス交換皿が 3 個とそれに接続するスタイラスエキステンション及びスタ
イラスを個別に揃えることが出来、プローブ校正が一度に行えたためである。
（プローブ校正のためゲージを移動させる必要が無かった）
・E0 スタイラスでは図 4 のとおり腰折れ機構を持ち角度調整が可能な自在治具を利用した。しかし、ゲージの基
準面にスタイラス方向を平行に揃えることに非常に苦労した。
最終的にはスタイラス交換皿をプローブに接続

124岩手県工業技術センター研究報告

方向端面をプロービングして、その後原点を＋X 方向に9mm オフセットする方法で解決した。また、－EL スタ
イラスと同様に基準面の平面測定で測定できない点が生じたので使用するスタイラスで届く位置に測定点を変更して平面測定を行った。
・端面位置座標への正確なプロービング方法は、中間点を適宜入力し、任意位置へ手動のティーチングプレイバ
ック方式でプログラミングし、
プロービングではステップを使う。
プログラム終了後にエディタ編集でプロトコ
ル指示のプロービング直前位置に位置決めする座標修
正を行う方法が良い。
繰り返し 3 回はループ関数を利用した。
・率直な感想は、ゲージ位置が 1 箇所だったので 1 日程
度の作業量で済んだが、ゲージ位置が規格で示す 4 水準
ではある程度の作業量になるような感じがした。EL テ
ストが CMM の性能検査で必須の検査項目であるなら
ば、公設試が EL テストを実施するための作業要点を提示することも必要であると感じた。

第 18 号（2016）

る。
・スタイラスエキステンションの構成部品を複数揃えることが出来れば、ゲージ位置は 1 水準で完遂できる。
・スタイラスエキステンションで腰折れ機構治具を使用してスタイラス向きをゲージと平行に設置するには、
プ
ローブに取り付けた状態で行えば良い。
・＋EL スタイラスと－EL スタイラスの場合は、プロー
ブから外して角度調整してもゲージの基準面に容易に合わせることができる。
・CNC プログラムは E0 スタイラスで作成した 1 個のプログラムで 3 姿勢の測定が行えるが、＋EL スタイラスと－EL スタイラスの場合で若干のプログラム修正が要る。
・端面位置座標に正確なプロービングをする CNC プログ
ラミング方法は、
手動のティーチングプレイバック方式
で一旦プログラムを作成して、後に編集エディタで正確なプロービング直前位置に書き換える方法が良い。
謝
辞本研究は、東北復興 CMM 事業において独立行政法人
産業技術総合研究所をパイロットラボとして東北 6 県公設試の共同研究として実施された。本実験に関わられた
NMIJ/AIST 並びに東北 6 県公設試の研究員の方々には貴重なご指導を頂き、この場を借りて感謝を表す。

5 結言
JIS B 7440-2:2013 6.5 項に従い、ラム軸スタイラスオフ
セット 150mm に起因して生じる長さ測定誤差 E150 を求めた。その結果、規格での指示事項を遂行するための測
定位置、スタイラス姿勢、プログラミング及び検査の作業要点を把握し、示した。作業要点は以下のとおりであ125ホールプレートの校正法とそれによる座標測定機の性能評価*
和合 健**、池 浩之**
高精度座標測定機を使用して、環境温度に依存しない低熱膨張特性を有する低熱膨張セラミックス製ホールプレートへの目盛り付け方法を試み、その不確かさを求めた。さらに、ホールプレートを利用した座標測定機の性能検査を行い、その検査様式を示した。その結果、低熱膨張セラミックス製ホールプレートの校正値の不確
かさは、測定長さ 350mm では U(k=2)＝444nm と算出され、ブロックゲージなど温度
膨張材の場合と比較して温度膨張に起因する因子の不確かさが排除できるため不確
かさが小さく算出された。
キーワード：座標測定機、ホールプレート、低熱膨張セラミックス、性能検査、値付けの不確かさHoleplate Calibration and Performance of Coordinate-Measuring
Machine incorporating Holeplates
Takeshi Wago and Hiroyuki Ike
After calibrating holeplates using a reverse method based on a high-precision
coordinate-measuring machine (CMM), we calculated the uncertainty in calibration. The
CMM performance is demonstrated by comparing the measured dimensions of holeplates
against its design values. The result allowed us to calculate the uncertainty in calibration of
holeplates made from ceramics with a low thermal-expansion coefficient. For ameasurement length of 350 mm, an uncertainty U(k=2) = 444 nm was obtained, which isless than that obtained with materials with normal coefficients of thermal expansion (e.g.,gauge block).
key words : coordinate-measuring machine, holeplate, low coefficient of thermal
expansion ceramics, evaluation of performance, uncertainty of calibration
1 緒
言ホールプレート（以下、HP という）は、二次元的に円筒を配置した標準器であり、座標測定機（以下、CMM という） の精度検査や補正テーブル作成に使用されている。
HP は低膨張ガラス、インバー合金及び炭素繊維を筺体として測定要素の円筒穴を機械加工で仕上げたものや、円筒ブッシュを埋め込んだものなどが提案・市販されていた。しかしながら、円筒ブッシュを埋め込んだものでは値付け精度の問題点、個々の材料の筺体においても経年変化、難加工性などの多くの問題点を有していた。ここで使用した HP は低熱膨張セラミックスを筺体としたもので、機械加工性が良好、経年変化が小さい、かつ比剛性（ヤング率／密度）が高く大型 HP（□500 mm 以上）へも対応可などの優位な特性を有している。
HP は CMM の性能検査や校正での有効性が高く、広く日本国内の製造産業で稼働する CMM に適用することでCMM の検査及び校正技術が向上すると予想される。HP
を広く普及させるためには、全国の公設試において HP***の値付け校正ができること、HP を使用した検査方法技術が蓄積されていることが必要になる。
ここでは、産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分
科会形状計測研究会の共同研究として、パイロットラボ
が示したプロトコルに従い、HP の値付け校正と HP を使用した性能検査を実施した。特に、環境温度に依存しない低熱膨張特性を有する低熱膨張セラミックス製 HP が示す校正値の不確かさの大きさ及びその算出方法、さらに、CMM の性能検査を実施するための治具による固定方法やワーク座標系の設定方法などを把握し、その検査様式を示した。
2 実験方法
実験に使用した CMM は UPMC550-CARAT（Carl Zeiss）、
ソフトウエアの OS は Windows XP、CMM のソフトウエ
アのバージョンは UMESS-LX Ver1.0、最終メーカ校正日
は平成 25 年 1 月 22 日である。
CMM は門移動型の構造でプローブはパラレルツイン式の 3D プロービングが行え

平成 24 年度 産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分科会形状計測研究会（共同研究）
ものづくり基盤技術第２部（現 素形材技術部）

126

岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）

るプローブである。CMM の指示誤差は MPEE=0.8+L/600µm（L は測定長さ mm）である。相互測定での測定期日
は平成 25 年 2 月 4 日～3 月 1 日、グループは A ループ、
HP No.1 である。トレーサビリティの道筋は、国家標準→
ホールステップゲージ→HP である。
3 HP への値付け
3-1 固定方法
プロトコルでは HP とホールステップゲージ（以下、HSG）の二つのゲージの固定の制限として、直接 CMM
テーブルに固定してはいけないことを指示している。他のゲージ固定に関する指示事項は、付属の支持台の使用は必須ではないこと、熱によるゲージの膨張を阻害しない固定方法にすることのみを指示している。ここでは、
写真 1 に示すとおり、
CMM テーブルの上に補助石定盤を置き、その上に T 型治具を置いた構造とした。補助石定盤は自重のみで位置が固定できると予想して直接的にCMM テーブルとネジ止等の固定は行わなかった。
付属のT 型治具は写真 1 のとおり補助石定盤に 2 箇所をクラン
プで固定した。反転法による測定で、反転後の位置の再現性を確保するために写真 2 のとおり CMM テーブルに付き当て板を 2 箇所設置した。
3-2 測定物座標系
HP の値付けを行うためには、そこで使用する CMM に
正確な目盛を与えることが必要であり、その目盛補正方
法は国家標準にトレーサブルな寸法標準器を利用して行われる。ここでは、その寸法標準器として HSG を用いてCMM の目盛校正を実施した。この HSG による CMM の目盛校正が HP への値付けにおいて最大の要点であると考えた。
HSG により行った目盛校正値を HP 測定へ適切に受け渡すためには、HP 測定での測定物座標系（以下、WCS）
のX軸
（回転軸）
と HSG 測定での WCS の X 軸（回転軸）をほぼ一致させる必要がある。ここでは二つのゲージのX 軸を揃える方策として補助石定盤の－Y 側端面を利用した。この補助石定盤の端面を CMM の機械座標系（以下、MCS）に揃えて配置することで、この補助石定盤の端面を利用して二つのゲージ間の X 軸を容易に揃えることができると考えた。そこで T 型治具と補助石定盤の－Y 端面をプレートに付き当てて揃えた。CMM テーブル上の 2 箇所の付き当て板に補助石定盤を押しつけて、T 型
治具の－Y 端面の Y 軸方向の出入りを図 1 に示す点 1 と点 2 の位置で測定した。その結果、機械座標系で点 1 がY0 mm、点 2 が－0.0578 mm となり Y 軸方向の出入りは0.0578 mm であった。次に HP は反転法を利用することから、補助石定盤上に T 型プレートを固定したままで Z 軸
を回転中心として補助石定盤を 180 °回転させ、CMM テーブル上の付き当て板に補助石定盤を押し当てた状態で
図 2 に示す点 3 と点 4 の Y 座標を測定したところ、点 3
は Y322.3953 mm、点 4 は Y323.7826 mm となり Y 軸方向の出入りは 1.3873 mm であった。

127

写真 1 T 型治具の固定方法

写真 2 CMM テーブル上の付き当て板
補助石定盤

CMM-Y
商標側

点1

点2

CMM-X
図 1 T 型治具の Y 軸出入り測定（回転前）
商標側
点3

点4

CMM-Y

補助石定盤
CMM-X

図 2 T 型治具の Y 軸出入り測定（回転後）

No.22

No.15
平面4点：空間軸

回転軸

No.1
X,Yゼロ点No.8

Zゼロ点：平面からZ-15mm
図 3 HP の WCS

ホールプレートの校正法とそれによる座標測定機の性能評価

926

写真 4 HSG の X 軸の姿勢

155

写真 3 D0 の姿勢

ø8

図 4 使用したスタイラス
写真 5 HSG の Y 軸の姿勢

HP 測定での WCS は図 3 のとおり空間軸は HP の上端面を平面 4 点測定した時の法線ベクトルとし、回転軸（X軸）は No.1 円と No.8 円で成す直線、X、Y 軸のゼロ点はNo.1 円の中心座標、Z 軸のゼロ点は HP の上端面から Z－15 mm 平行移動させた HP の中立面上の点とした。
3-3 反転法による測定
HP は写真 3 に示す D0、DX、DY、DZ の 4 通りの姿勢で測定した。測定方法は No.1→ No.8→ No.15→ No.22→
No.1 の順による Forward 方向、続いて No.1→ No.22→
No.15→ No.8→ No.1 の順による Backward 方向となる行
きと帰りを 1 セットとして測定し、繰り返しは無しとした。ただし、HP 測定での CMM の測定の不確かさを求めるために D0 のみ繰り返し 5 回の測定をした。NC プログ
ラム作成では、ボールプレートの時とは異なる外側 1 列の配列のためにループを入れ子にする必要が無かったた
めに容易に NC プログラムが作成できた。
NC プログラムは D0、DZ 用と DX、DY 用に 1 個ずつ用意し、座標系変換 DI1711 で D0 が 1、DZ が 3、DY が7、DX が 5 を設定することでこの二つの NC プログラム
のみで測定対応ができた。1 姿勢あたりの Forward +Backward 測定に要する測定時間は 22 分であった。スタイラスは図 4 に示す鉛直下向きの φ8 mm チップの赤色
ルビーを使用した。
3-4 HP 測定での温度変動
HP 測定中の温度は CMM 内蔵温度計の検知部を CMM
テーブル上に接触させて測定した。D0、DX、DY、DZの 4 姿勢の測定を通しての温度の平均値は 19.23 ℃、変動
幅は 0.1 ℃であった。HP の線膨張係数がほぼ 0 ／℃であるため、HP 測定で温度補正は行わなかった。

点5
補助石定盤
CMM-Y

商標側
点6

CMM-X

図 5 HSG の X 軸出入り測定
平面4点：空間軸
回転軸

X,Yゼロ点Zゼロ点：平面からZ-30mm

図 6 HSG の WCS

4 ホールステップゲージによる目盛校正
4-1 固定方法
HSG は写真 4 のとおり補助石定盤上に付属のパラレル
ブロックを敷き、その上に HSG を置いた。HSG の固定
方法は、自重に加えて 2 個の V ブロック挟み込む方法とし、クランプ等で固定しなかった。
4-2 測定物座標系
HSG の設置要点は HP と回転軸方向が一致するように設置することである。X 軸方向の設置では、写真 4 のとおり CMM テーブル上の付き当てに押し当てた補助石定
盤の－Y 端面を起点として、長さ 150 mm のパラレルブ
ロックを利用して MCS の X 軸に揃えた。Y 軸方向の設

128岩手県工業技術センター研究報告

置では写真 5 のとおり補助石定盤を 90°回転させて CMM
テーブル上の付き当てに押し当てて、長さ 75 mm のブロ
ックゲージを利用した補助石定盤の基準端面からの長さを一定に揃えて、HSG の Y 軸方向の向きが MCS に一致するようにした。ここで補助石定盤の右側端面の X 座標
を図 5 に示す点 5 と点 6 の位置で測定したところ、点 5
が X269.6867 mm、点 6 が X270.1251 mm であり X 軸方向の出入りは 0.4384 mm であった。HSG の WCS は図 6 のとおり空間軸は上端面で平面 4 点測定の法線ベクトルとし、回転軸は左側から 3 個目の円と 10 個目の円の成す直線とし、X、Y 軸のゼロ点は左側から 3 個目の円の中心座
標、Z 軸のゼロ点は上端面から Z－30 mm 平行移動させた中立面上の点とした。
4-3 HSG の測定
HSG の測定は X－50 mm の穴から右に 10 個目までの穴を円測定し、繰り返しは 5 回とした。Y 軸上に置いた時も同様である。測定時間は X 軸、Y 軸とも 20 分を要した。スタイラスは図 4 に示す鉛直下向きの φ8 mm チップの赤色ルビーを使用した。
4-4 HSG 測定での温度変動
HSG 測定中の温度は CMM 内蔵温度計の検知部をCMM テーブル上に接触させて測定した。HSG 測定中の温度の平均値は 19.3 ℃、変動幅は 0 ℃であった。HSG の
線膨張係数がほぼ 0 ／℃であるため、HSG 測定で温度補正は行わなかった。
4-5 値付けの不確かさの算出(1) 長さに依存しない項
・σ(CMM)： CMM の測定の不確かさ（A タイプ）
→HP 測定の繰り返しの標準偏差：D0 姿勢、112 円（行き帰り、 XY）×繰り返し 5 回・σ(Mcali) ： HSG の値付けの不確かさ（B タイプ）
→パイロットラボの提示値(k=2)(2) 長さに依存する項
・σ(bias)：CMM の偏りの不確かさ（A タイプ）
→この因子は目盛補正をしているのでバジェット表か
表3

第 18 号（2016）
表 1 ホールプレートの値付け測定結果
ホール番号
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28

X

ホール中心の座標(mm)Y
0.00000.000050.0000
0.000199.9993-0.0006
149.9981-0.0004
199.9969
0.0001249.9954-0.0003299.9879-0.0006
349.9918
0.0000349.9917
50.0014349.9916
100.0019
349.9898
150.0013
349.9891
200.0025
349.9883
250.0049
349.9881
300.0056
349.9879
350.0075
299.9865
350.0089
249.9876
350.0093
199.9885
350.0098
149.9906
350.0103
99.9914350.011049.9989
350.01150.0016350.01190.0014300.0099
0.0014250.0085
0.0022200.0069
0.0034150.0068-0.0009100.0036-0.0008
50.0017

表 2 ホールステップゲージを使用して求めた
CMM の目盛誤差
X軸_CMM
測定値-50.0005
0.000049.997699.9937
149.9919
199.9919
249.9909
299.9899
349.9898
399.9912

標準値-50.0000
0.000049.9975
99.9934149.9916
199.9917
249.9908
299.9896
349.9896
399.9913

Y軸_CMM
測定値-50.0005
0.000049.997699.9938
149.9920
199.9920
249.9910
299.9898
349.9897
399.9912

誤差-0.0005
0.00000.00010.00030.00030.00020.00000.00030.0002-0.0002

標準値-50.0000
0.000049.9975
99.9934149.9916
199.9917
249.9908
299.9896
349.9896
399.9913

バジェット表長さに依存しない項記号
σ(CMM)σ(Mcali)

不確かさ要因CMMの測定の不確かさ
HSGの値付けの不確かさ

確率
標準不確 感度係
序数
分布
かさ数4.96E-05 1 4.96E-05
1
4.00E-04 正規
2 2.00E-04
1値

標準不確かさ(mm）
4.96E-05
2.00E-04

長さに依存する項
記号

不確かさ要因σ(bias)σ(GB)σ(T_digit)σ(α)

CMMの偏りの不確かさ
GBの表示値の不確かさ
温度計の量子化の不確かさ
HSGの線膨張係数の不確かさ

確率
分布

値

序数

標準不確 感度係
かさ数0.00E+00 F分布
1 0.00E+00
L
4.70E-04 正規
2 2.35E-07
L
5.00E-02 矩形 1.732 2.89E-02 L×α
2.00E-08 矩形 1.732 1.15E-08 L×∆t
2

1mm当たりの標
準不確かさ(mm）
0.00E+00
2.35E-07
5.77E-10
1.15E-09-7

2 0.5

U(k=2)= 2×(0.00021 +(2.35×10 L) ) mm
U(k=2)= 444 nm (L=350 mm)

129

誤差-0.0005
0.00000.00010.00040.00030.00030.00020.00010.0001-0.0002

ホールプレートの校正法とそれによる座標測定機の性能評価ら除いた。必要であれば HSG 測定の比例回帰式の不確かさ um により算出する（CMM 軸に平行な 2 姿勢）。

u m = ± F f1 (0.05)

M2
V
2
2
2 e
M1 + M 2 + ⋅⋅⋅⋅ +M k

(1)

1

ここで、 F f (0.05) は自由度 f の F 分布の 5%の値、M
は HSG の標準値、Ve は誤差分散である。
・σ(GB)： GB の表示値の不確かさ（B タイプ）
→ GB の校正証明書（k=2)
・σ(T_digit)：温度計の量子化の不確かさ（B タイプ）
→ 最小目盛 0.1℃の矩形分布
・σ(α) ：HSG の線膨張係数の不確かさ（B タイプ）→メーカの提示値±0.02×10-6℃-1、矩形分布
以上の算出方法により値付けの不確かさ算出した。
4-6 実験結果及び考察
表 1 に HP の測定結果、表 2 に HSG を使用して求めた
CMM の目盛誤差、
表 3 に HP の値付けの不確かさを示す。
表 1 の値は反転法 D0、DX、DY、DZ による 4 姿勢で平均値を算出し、その値に表 2 の目盛誤差を補正した結果である。また、表 1 の値の分布する範囲が表 3 で示す拡
張不確かさ U(k=2)である。ちなみに、測定長さが 350mm
時の不確かさは 444nm となる。表 3 のバジェット表への不確かさの配置は低熱膨張材型標準器を使用した CMMの中間点検の論文 1）を参考にした。表 3 のバジェット表
から長さに依存しない項のHSGの値付けの不確かさが大きく影響していた。通常の標準器の校正ではブロックゲージなど温度膨張材料が多くを占め、その場合では温度膨張に起因する不確かさの影響から不確かさが大きく算出される傾向が見られるが、ここでの低熱膨張材型標準器の場合ではこの因子が無視できるため不確かさが小さく算出された。
5 ホールプレートによる YZ 面の検査
5-1 測定の目的
HP を使用して CMM の YZ 平面の検査を行い、測定範
囲際の測定精度を求める。
5-2 固定方法
HP を利用した CMM の YZ 面の検査をした。HP の固定方法は付属治具を利用してYZ 面上に平行にHP を直立させた。写真 6、7 のとおり CMM テーブル上に付き当て
板を 2 箇所設置して、それに押し当てて HP を MCS に揃えた。ZX 面における X 軸方向の出入りを図 7 の 2 箇所で測定したところ、点 7 が X239.9809 mm、点 8 がX240.4564 mm から 0.4755 mm であった。XY 面におけるX 軸方向の出入りは点 9 が X240.3008 mm、点 10 がX240.0838 mm から 0.2170 mm であった。付属治具を含む
HP は自重による設置方法として、クランプ等で直接CMM テーブルに固定することはしなかった。
5-3 測定物座標系

写真 6 HP の YZ 面の姿勢 1

写真 7 HP の YZ 面の姿勢 2
点9
点7
点10
CMM-Z

点8

CMM-Y

図 7 直立姿勢での出入り測定

ø8114

図 8 使用したスタイラス
表 4 YZ 面の誤差
XY 面内 YZ 面内
xTx [um/m]
0.0 -yTy [um/m]
0.0-0.3
zTz [um/m] -0.5
xWy [urad]
0.0 -yWz [urad] --0.3
xWz [urad] ---

ZX 面内
0.0
-0.0
--0.0

HP の向きは No.1 円から No.8 円に向かう方向を＋Y 方向として設置し、空間軸の方向は＋X とした。WCS は 3.
ホールプレートへの値付けと同等とした。

130

岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）であることから CMM の校正及び仕様の分解能に依存する誤差であると思われる。このことから、現状での CMMの状態は高精度測定に対応できる良い状態であることが
わかった。

450
400
350
300

Z [mm]

250

6 結言
低熱膨張セラミックス製ホールプレートを使用して、高精度 CMM によりホールプレートの値付け校正を行い校正方法の様式化と値付けの不確かさを算出した。また、校正値を与えたホールプレートを使用して CMM の性能検査方法を試した結果、以下の結論が得られた。
(1) 高精度 CMM で反転法により値付け校正した。トレー
サビリティを付与するための標準器はホールステップ
ゲージを使用した。その結果、校正値の不確かさは測定
長さ 350mm では U(k=2)＝444nm と算出され、ブロックゲージなど温度膨張材料に比較して低熱膨張材料の場
合では温度膨張に起因する因子が排除された結果、校正
値の不確かさが小さく算出される効果が見られた。
(2) ホールプレートを使用した CMM の性能検査を試した。YZ 面にホールプレートを立てる姿勢では、低熱膨張セラミックスの比重が鉄の 1／3 の特性効果により軽量で操作性が容易であった。
性能検査で得られた結果は、YZ 面内での誤差は Y 軸方向で－0.3 µm／m、Z 軸方向
で 0.5 µm／m となり検査長さ 1 m での指示誤差 2.4 µmを大きく下回り、CMM が良好な状態であることが確認
できた。

200
150
100
50
0
-50
-100
-100 -50 0

50 100 150 200 250 300 350 400 450
Y [mm]

校正値

YZ面内誤差100000倍拡大

図 9 YZ 面の誤差

5-4 YZ 面の HP 測定
Forward+Backward 測定を繰り返し無しで行い、測定時間は 20 分であった。スタイラスは図 8 に示す－X 方向横向きの φ8 mm チップの赤色ルビーを使用した。
5-5 YZ 面の HP の測定での温度変動
測定中の温度の平均値は 19.3 ℃、変動幅は 0 ℃であった。YZ 面の測定では、HP の線膨張係数がほぼ 0 ／℃であるため温度補正は行わなかった。
5-6 実験結果及び考察
表 4 と図 9 に YZ 面の誤差を示す。ここで使用した HPの校正値は表 1 を使用した。
つまり、HP を校正した CMMと YZ 面を検査した CMM は同じものであり、今後に表 1の校正値の客観的な検証を要する。表 4 より YZ 面内での誤差は Y 軸方向で－0.3 µm／m、Z 軸方向で 0.5 µm／mとなり検査長さ 1 m での指示誤差 2.4 µm を大きく下回っ
た。また、Z 軸に対する Y 軸の直角度誤差は－0.3 µrad となり非常に小さい。XY 面及び ZX 面は検査を実施していないため数値は 0 を示している。また、図 9 から誤差の分布傾向は規則性は見られず、ランダムに分布する誤差

文献1) 和合健、ほか：座標測定機の中間点検手法の考察、
精密工学会誌、Vol.79、No.3、p241-247（2013）
謝辞
本研究は、産業技術連携推進会議知的基盤部会計測分
科会形状計測研究会の共同研究として行われた。実験を行うにあたり本共同研究に参加された NMIJ/AIST、公設
試及び企業の研究員の方々には貴重なご指導を頂き、この場を借りて感謝を表す。

131

同時 5 軸マシニングセンタによるファン翼の複製とその加工面評価*
和合 健**、飯村 崇**
同時 5 軸マシニングセンタ（M/C）を使用してファン翼の複製を行った。ファン
翼の複製では 5 軸 CAM を用いて同時 5 軸 M/C 特有のツールパスを作成し、3 軸 M/C
では実現できない加工法が実現できた。さらに、ファン翼の固定で必要になる固定治具を製作する過程で得られた 5 軸制御ボールエンドミル加工と旋削加工での鋼材(SKH51)加工面の表面粗さを比較して、5 軸制御ボールエンドミル加工の有効性を考察した。その結果、5 軸制御ボールエンドミル加工では刃先を擦る現象が低減し、工具寿命の延長が期待できる。
キーワード：同時 5 軸マシニングセンタ、5 軸 CAM、ファン翼、表面粗さ

Fan-Blade Duplication using Simultaneous Five-Axis Machining Centerand Machining-Surface Evaluation
Takeshi Wago and Takashi Iimura
We duplicated a fan wing using a simultaneous five-axis machining center. This showedthat this processing method applies not only to three-axis machining centers but also to
five-axis machining centers with five-axis computer-aided machining, because of theresulting flexible tool path. Based on ball-end-mill processing with five-axis control, we
compared the roughness of the machined surface with that obtained by lathe turning. Thisapproach required the fabrication of a fixed jig made of non-hardened steel (SKH51) to holdthe fan wing. The results suggested a longer tool life when using ball-end-mill processing
with five-axis control because it decreases rubbing between the tool blade and theworkpiece surface.
key words : simultaneous five-axis machining center, five-axis computer-aided
machining, fan wing, roughnessとは異なる独特の加工方法の有効性が確認できる。また、②円錐治具加工を対象に同時 5 軸 M/C 加工と他の汎用切削加工での加工面粗さを比較評価することで同時 5 軸
M/C 加工の有効性が抽出できる。

1 緒
言
5 軸マシニングセンタ（以下、5 軸 M/C という）は、箱物形状ワークピースの場合に底面を除く 5 面の加工ができることから特に鋳物製造における仕上げ加工で多く利用されてきた。この場合の 5 軸 M/C は、通常、5 面加工機と呼ばれワークピースの姿勢変更が自動で行えることから現在において広く普及している。この 5 面加工機と呼ばれる 5 軸 M/C は、言わばワークピースの姿勢変更が自動で機械的に行える 3 軸 M/C であり、本報で対象とする同時 5 軸制御 M/C とは大きく異なる。本報で対象とする 5 軸 M/C は、一斉に X 軸、Y 軸、Z 軸、A 軸、C 軸の 5 軸を駆動させて加工が行える同時 5 軸制御ができる加工装置であり、精度、能率、機能など多くの項目について現状水準を超える高付加価値化が期待できる。
ここでは①ファン翼の複製、②円錐治具加工における加工面の表面粗さ評価の二つに取り組んだ。①ファン翼の複製を行うことで同時 5 軸 M/C を使用するための工具ツーリング、ワークピースの保持方法、ワーク座標系の定義方法、工具パス生成及び切削シミュレーションによる干渉確認など同時 5 軸 M/C 加工で必要となる 3 軸 M/C***

2 加工装置
表 1 に同時 5 軸 M/C、表 2 に CAD／CAM の主な仕様を示す 1）。実験に使用した同時 5 軸 M/C は、立型 3 軸
M/C のテーブル部に A 軸（揺りかご式）と C 軸（ロータリテーブル軸）が設置された方式である。この方式は主軸側に首振り機構を与えていないため、加工可能な測定物の大きさは制限されるが剛性が高く高精度加工に有利な構造である。また、実験に使用した CAD／CAM は
CAD と CAM の連携を強く意識した設計思想を持つ。この連携の利点は、同時 5 軸 M/C 加工では干渉問題が非常に大きな比重を占めることから、加工物の他に工具ツー
リング、ワークピース保持治具などを総合的なモデリン
グが必要になり、CAD／CAM 連携が強いことが図 1 に示す切削シミュレーションを利用して工具ホルダとワー
クピース、
治具などの干渉確認に大きな威力を発揮する。

平成 24 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業
ものづくり基盤技術第２部（現 素形材技術部）

132

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

旋回軸
回転軸
最大回転数
ツールシャンク

-1

min
-

素材

第1工程
φ100

コダマコーポレーション）
TOPsolid Ver6.13J (コダマコーポレーション）
Parasolid
パラメトリック・フィーチャ・ベース
パラメトリック・フィーチャ・ベース3次元モデラ
ワイヤフレーム，サーフェース，ソリッド
次元ドラフティング
2次元ドラフティング
Parasolid, ACIS, STEP, IGES他多数
IGES

CAM部
型式
軸数
加工方式
ツールパス
シミュレーション

コダマコーポレーション）
TOPcam Ver6.13J (コダマコーポレーション）
軸，3軸，4/5軸
2軸，3軸，4/5軸
等高線，走査線，面沿い，ペンシル加工他
加工手順の入れ替えでパス自動生成可
切削シミュレーション，モディファイ他

4×M5深さ10

38

98

第
第3工程

Plate1

Plate2

第第2工程

表 2 CAD／／CAM の主な仕様
CAD部
型式
カーネル
モデリング方式
取り扱い要素2次元ＣＡＤ
インターフェース

φ25

15

HSC 55 Linear (DMG/MORI）(DMG/MORI）
Heidenhain iTNC 530
リニアガイド・駆動
450
600
400
+10/-110
360
28000
HSK-A63

80

作業範囲

X軸,mm
Y軸,mm
Z軸,mm
A軸,deg
C軸,deg15

表 1 同時 5 軸Ｍ/Ｃの主な仕様
軸Ｍ Ｃの主な仕様
型式
NC装置
駆動ガイド方式

Plate1

Plate3
4×φ5貫通完成

Plate2図 3 加工工程の説明図の説明図（全 3 工程）
第 1 工程（左：実加工、右：CAM
工程（左：実加工
ベリファイ
ベリファイ）

図 1 切削シミュレーション（干渉確認）

第 2 工程（左：3 軸加工、右：4
軸加工
軸加工）

第 3 工程（上段：加工開始前、下段：加工後）工程（上段：加工開始前 下段：加工後）
図 2 プラスチック製ファン翼（左：表側（左：表側、右：裏側）

3 ファン翼の複製
3-1 加工工程
図 2 に原型となるプラスチック製ファン翼の写真、図3 に加工工程の説明図、図 4 に加工工程毎の進捗図を示す。5 軸 M/C 加工の優位性の一つは、ワークピース姿勢
加工の優位性の一つは、ワーク
姿勢変更が容易に行えるため治具からの取り外しを極力少な容易に行えるため治具からの取り外しを極力少なくできることが挙げられる。最小の取り外し回数を検討した結果、ファン翼を複製するためには上面、側面、底面の全面を加工する必要があり、そのためにはワーク
面の全面を加工する必要があり、そのためにはワークピースを一旦取を一旦取り外して付け替える作業をり外して付け替える作業を 3 回実施する必図 4 加工工程
加工工程毎の進捗図

133

同時 5 軸マシニングセンタによるファン翼の複製とその加工面評価
4×φ6

表 3 工具表12

図 5 プレート接続治具

第 1 工程→第 2 工程

第1工程
工具
工具
番号
T1
CD
T2
DR
T3
TP
T4 BEM
T5 FEM

103

φ57

60

□55

40

3×M4深さ10

Jig plate

図 7 円錐治具第 2 工程→第 3 工程

図 6 CMM によるオフライン測定

要があることがわかった。ここで素材はφ100mm で高さ80mm の円柱形状のアルミ材ブロックである。
第 1 工程は図 5 に示すプレート接続治具を Plate1 の位
置にネジ止めし、このプレート治具を利用して、加工機
械テーブルに固定したベース治具と接続固定する。第 1
工程ではφ25mm のポケット円筒を除去加工する 2 次元
ポケット加工とプレート治具をネジ止めするための M5
ネジ穴 4 個を加工する工程である。この 2 次元ポケット
加工は第 3 工程でワークピースを円筒治具にネジ止めするためのネジの挿入口として利用され、このポケットの底面はファン翼の上端面となるため最終仕上げ加工が必要となる。
第 2 工程は一旦 Plate1 をベース治具から取り外し、
Plate2 で固定するため Plate1 の姿勢を Plate2 に引き継ぐことが必要になる。ここでの姿勢引き継ぎ方法は、図 6に示す CMM を利用してオフライン測定により Plate1 とPlate2 の回転軸及び X、Y 軸のゼロ点を 50μm 程度以内
で一致させた。第 2 工程では Plate2 でベース治具に固定し、ファン翼の下面側を加工し、最後に第 3 工程で円錐
治具にネジ止めするためにファン翼中心円筒部にφ5mm バカ穴を 4 個穴開けした。
第 3 工程は、
ファン翼表側上端面部の除去加工である。
第 2 工程と同様に CMM のオフライン測定により Plate2の姿勢を Plate3 に引き渡した。ワークピースの固定方法
は、図 7 に示す円錐治具を利用してファン翼の中心部円
筒内面の上面と側面を円錐固定治具に密着させ、M4 ネ
ジ 3 本でネジ止めした。
3-2 加工方法
表 3 に第 1 工程～第 3 工程で使用した工具表、表 4 に加工表を示す。ここで FEM はフラットエンドミル、BEM
はボールエンドミル、CD はセンタドリル、DR はドリル、TP はタップである。工具はすべてハイス鋼を使用し、エンドミルの刃数はすべて 2 枚刃とした。刃数を 2 枚刃とした理由は、ブロック材からの削り出しが加工の多くを工具直径 刃数(mm)（刃）Co-HSS
6
2
HSS
4
2
HSS
5
2
Co-HSS
6
2
Co-HSS102

全長 突出 ホルダ長 刃長(mm) (mm)
(mm)
(mm)
122
17
105
6
242
55
187
43
181
35
146
8
175
55
120
24
169
49
120
45

材質

第2工程
工具
工具
番号
T1 FEMT2 FEM
T3 BEM
T4
CD
T5
DR

Co-HSS
Co-HSS
Co-HSS
Co-HSS
HSS

工具直径 刃数
(mm)
（刃）
16
2
10
2
8
2
5
2
5
2

全長 突出 ホルダ長 刃長(mm) (mm)
(mm)
(mm)
172
67
105
67
176
56
120
45
174
54
120
34
229
50
179
6
242
56
186
50

第3工程
工具
工具
番号
T1 FEMT2 FEM
T3 BEM

工具直径 刃数(mm)（刃）Co-HSS
16
2
Co-HSS
102
Co-HSS82

全長 突出 ホルダ長 刃長(mm) (mm)
(mm)
(mm)
172
67
105
67
176
56
120
45
174
54
120
34

材質

材質

表 4 加工表
第1工程
加工工程

工具番号

ポケット荒取T5(FEM)

荒取（等高線）
3D仕上（等高線）
センタ穴
ドリル穴
ネジ切り

T4(BEM)
T4(BEM)
T1(CD)
T2(DR)
T3(TP)

切削方式
側面切削（スパイラル）
曲面切削
曲面切削
ドリリング
ドリリング
タッピング

工具番号
T1(FEM)
T1(FEM)
T2(FEM)
T3(BEM)
T3(BEM)
T3(BEM)
T2(FEM)
T2(FEM)
T3(BEM)
T3(BEM)
T4(CD)
T5(DR)

切削方式
側面切削
溝切削
溝切削
曲面切削
曲面切削
曲面切削
溝切削
正面切削
曲面切削
曲面切削
ドリリング
ドリリング

工具番号
T1(FEM)
T1(FEM)
T2(FEM)

切削方式
側面切削
溝切削
溝切削

T3(BEM)

曲面切削

T3(BEM)

曲面切削

第2工程
加工工程
3軸荒取（上面除去）
4軸荒取（外周面）
4軸荒取（外周面）
4軸面沿い（羽表）
4軸面沿い（羽裏）3D輪郭（羽先）
3軸荒取（円筒内部）
面削り（円筒ネジ座部）
3軸仕上（等高線）
面沿い（円筒側面）
センタ穴
ドリル穴
第3工程
加工工程
3軸荒取(Z0.5～Z-13)
3軸再荒取(Z-12～Z-23)
3軸荒取(Z0.3～Z-23)
等高線仕上（羽部，Z-12～Z-23)
3軸面沿（円筒上面部）占めていたことから底刃を利用したポケット加工時に切り屑の排出性を考慮した。また、ワークピース材がアルミであることから工具の芯厚（剛性）よりも鋭利で薄い切れ刃（切削性）を重視したエンドミル刃数の選択が適

134

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）
表 5 加工条件
項目
切削速度
送り量
Radius depth
Axis depth
突出し長さ
刃物形状
刃数
先端R
刃物材質
刃物メーカ
刃物型式
突出し長さ

図 8 4 軸加工
（左：（左：4 軸荒取り、右：4
軸荒取り
軸面沿い）

正であると考えた。表ると考えた。表 2 の加工表ではエンドミル加工のすべてで切削速度はで切削速度は 60m/min、
60m/min、一刃送りは 0.1mm/刃とし刃とした。加工表では第 1 工程と第 3 工程はすべて 3 軸以下の軸駆動による加工であり、第 2 工程で 4 軸加工を多用する配置とした。これは CAM による加工表作成の過程で同時 5 軸 M/C による今回の加工の場合では、底面を除く
5 面の加工が第 2 工程に集約出来たためであり、つまり底面の加工が不要の場合はワーク
底面の加工が不要の場合はワークピース
ピースの着脱は不要での着脱は不要で単工程のみのワンチャックで全加工が完遂できることがわかった。先の説明のとおり第 2 工程では図 8 に示す 4
軸加工を多用しており、実際に 4 軸加工を体験した感触
から、ワークから、ワークピース形状が円筒形状でその側面部を加工
形状が円筒形状でその側面部を加工する場合には A 軸を 90°傾けた姿勢で°傾けた姿勢で C 軸を回転さな
がら X、Y、ZZ 軸を駆動して加工を行う 4 軸加工は能率
及び面品位の観点から高精度かつ高効率に適した加工法であるようだ。

加工物材質

m/min
mm
mm
mm
tooth
mm

mm

軸仕上げ加工C軸回転5軸仕上げ加工（ボールエンドミル加工）

旋削

19.9
0.18(mm/tooth)
0.344
Auto
26
ボールエンドミル
2
R3
超硬+(Ti,Al)N+(Ti,Al)Nコート
三菱マテリアルVC-2MB26

100
0.15(mm/rev)
1.0
50
菱形チップ
R0.4
超硬
超硬+Ti_CVDコート
京セラ
DNMG150404GU
68

SKH51生材

図 9 C 軸回転 5 軸仕上げ加工

4 固定治具の加工面
治具の加工面の表面の表面粗さ評価
粗さ評価
4-1 目的
同時5軸M/C
M/C加工はワーク
加工はワークピースの姿勢の姿勢変更が行える
行える
ため円錐形状の側面部の加工時に工具の突出し長さが短くできる利点がある
くできる利点がある。またエンドミル加工において A 軸を任意角度に傾斜させを任意角度に傾斜させ、CC 軸回転と X、、Y、Z 軸駆動を2）
同時に行って加工する
同時に行って加工する加工方法
加工方法 は、エンドミル加工でありながら旋削加工に似た疑似連続切削による高品位面の達成が期待できるの達成が期待できる。ここでは
ここでは、ミーリングによるミーリングによる C 軸
回転 5 軸仕上げ加工と旋削加工を同一ワークピースで行
軸仕上げ加工と旋削加工を同一ワーク
で行い、両者の加工面
両者の加工面の表面粗さを比較した
粗さを比較した。
粗さを比較した4-2 実験方法
同時 5 軸 M/C と NC 旋盤（型式：SL-153MC
153MC、メーカ：
森精機）の異なるの異なる加工法のの 2 台の加工機を使用して円筒加工をした。
。旋削加工は、、NC 旋盤でワーク
ワークピース半径半径
方向軸（X 軸）を固定して軸）を固定してワークピース
ピース円筒軸方向（
円筒軸方向（Z軸）
のみに切削送りを与える加工方法で旋削加工をしたのみに切削送りを与える加工方法で旋削加工をした。
両者の加工条件を表
加工条件を表 5 に示す。に示す 使用したチップは超硬使用したチップは超硬+Ti
CVD コーティング
コーティング材の菱形チップで先端材の菱形チップで先端 R は 0.4mm である。C 軸回転 5 軸仕上げ加工は、図
軸仕上げ加工は9 のとおり A 軸を傾けて C 軸回転と X、Y、、Z 軸の 5 軸を同時に軸駆動させる加工法である
加工法である。使用した工具は超硬+(Ti,Al)N
使用した工具は超硬コーテ
ィング材の R3 ボールエンドミルである
ボールエンドミルである。
両者の加工位置は両者の加工位置は図 100 のとおり同一円筒ワーク
同一円筒ワークピー
ピー
スを使用して最初に旋削加工を行いを使用して最初に旋削加工を行い 次に円筒上部位置を使用して最初に旋削加工を行い、次に円筒上部位置

図 10 両者の加工位置

のみに C 軸回転 5 軸仕上げ加工により円錐形状に加工した。ここでボールエンドミルをツーリングしたホルダは
2 ピース型の焼きばめ式を使用し、ホルダと加工機テー
ピース型の焼きばめ式を使用し、ホルダと加工機テー
ブルとの干渉を避けるためにホルダと工具を併せた全長を 200mm と大きく取り、一方でエンドミルの撓みを低減させて加工精度を高めるためにエンドミルの突出し長さを 26mm と短く設定した。
4-3
3 実験結果及び考察
図 11 に加工面の観察、図 12 に表面粗さの比較、図 13に断面曲線の比較、
図 14 にワークにワークピース上面の表面粗さ
上面の表面粗さを示す。加工面の観察では、旋削加工は筋状の凹凸が見られ所謂、引物と呼ばれる加工面であることが分かる。
対してボールエンドミルによる C 軸回転 5 軸仕上げ加工
は連続した鱗状の加工跡が見られ、これは通常のボールは連続した鱗状の加工跡が見られ、これは通常のボール

135

同時 5 軸マシニングセンタによるファン翼の複製とその加工面評価

エンドミルを使用した加工跡と同じ軌跡であることがわかる。このことから C 軸回転を与えた 5 軸加工においてもエンドミル加工の鱗状の工具軌跡が踏襲されることが分かった。
図 12 に示した表面粗さではボールエンドミル加工がRa0.79μm に対し旋削加工が Ra2.44μm であった。
であった。Rz
ではボールエンドミル加工が 4.19μm に対し旋削加工が10.08μm であった。これはボールエンドミル加工は切れ
刃による切削と同時に切れ刃の裏面でこする動作が交互
刃による切削と同時に切れ刃の裏面でこする動作が交互に繰り返される加工に繰り返される加工原理であるためこする動作により加であるためこする動作により加工面を押し潰す動作が行われたために表面粗さが旋削
工面を押し潰す動作が行われたために表面粗さが旋削に比べて小さくなったと予想される比べて小さくなったと予想される。一方
一方、旋削加工は連
旋削加工は連
続的にチップの切れ刃で削る加工法であるため規則的に鋭利な加工軌跡であることがわかる
鋭利な加工軌跡であることがわかる。
図 13 に示した断面曲線は粗さ曲線がフィルターをかけて高周波成分のみを抽出した波形形状であるのに対しけて高周波成分のみを抽出した波形形状であるのに対し、断面曲線は切削面を単に輪切りにして横方向から覗いた
脚色していない
脚色していない断面形状である
断面形状である。ボールエンドミルによ
ボールエンドミルによる C 軸回転 5 軸仕上げ加工は、2軸仕上げ加工は枚刃による断続切削の影響から不規則な凹凸形状になっている。一方、旋削加影響から不規則な凹凸形状になっている
削加工の断面曲線は粗さ曲線と類似した規則的な凹凸形状が見られる。両者
両者をそれぞれの理論粗さで比較するとボーをそれぞれの理論粗さで比較するとボーμm
切削方式
ボールエンドミル：R3mm
旋削：コーナR0.4mm

最大差Z
12.4
14.0

理論粗さ
9.9
7.0

図 13 断面曲線での比較

切削方式
ボールエンドミル：R3mm

Ra
0.40

Rz
1.94

Rt
3.79

μm
理論粗さ
9.9

図 14 ワークピース
ピース上面の表面粗さ
上面の表面粗さ

ルエンドミルC
ルエンドミル 軸回転 5 軸加工では最大差 Z が理論粗さ
よりも 2.5μm 大きく、旋削加工では最大差 Z が理論粗さよりも 7.0μm
m 大きい結果となった。ここで、ボール
エンドミル C 軸回転 5 軸加工の理論粗さは CAM が計算して示した最大スキャロップを使用し、旋削加工では図中に示した式により算出した。その結果、旋削加工で最大差 Z と理論粗さで倍の差が生じているが、切削加工領域における最大差 7μm の数値は工具摩耗の進行で容易に生じる大きさであるため、ここでの結果では理論粗さとほぼ一致したと言える。
図 14 にワークピース上端面のボールエンドミルにワーク
上端面のボールエンドミル 3 軸
仕上げ加工による表面粗さを示す。図 1 のボールエンド
ミル C 軸回転 5 軸仕上げ加工の表面粗さと比較するとRaでで3軸仕上げ加工の方がほぼ半分の数値になっている
軸仕上げ加工の方がほぼ半分の数値になっている
軸仕上げ加工の方がほぼ半分の数値になっている。
Rz、、Rt も同様に 3 軸仕上げ加工の方が数値が小さい。これは 3 軸加工ではまさに典型的なボールエンドミルの先端点による切削速度 0 かつ、擦る加工が行われている証明であると考えられる。対して 5 軸加工では切削速度 0の切削点を避けた切れ刃による良好な切削が行われた効
果からこする加工が低減されたために、表面粗さが大き

図 11 加工面の観察

切削方式
ボールエンドミル：R3mm
旋削：コーナR0.4mm

Ra
0.79
2.44

Rz
4.19
10.08

Rt
6.34
10.92

μm
理論粗さ
9.9
7.0

図 12 表面粗さでの比較
表面粗さ

136

岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）

3）固定治具を製作する過程で同時 5 軸 M/C で特徴的な加工法であるボールエンドミルによる C 軸回転 5 軸仕上げ加工法と旋削加工で得られた加工面の表面粗さを比較した。その結果、ボールエンドミルによる C 軸回転 5 軸仕上げ加工法は C 軸回転を与えてもボールエン
ドミルによりワークピース表面を掘り起こす切削現象が変わらないため、通常の 3 軸 M/C によるボールエン
ドミル加工で見られる鱗状の切削跡は踏襲される。
4）ボールエンドミルによる C 軸回転 5 軸仕上げ加工による加工面の表面粗さと、同一のボールエンドミルを使用した 3 軸加工による加工面の表面粗さと比較した
結果、C 軸回転 5 軸仕上げ加工による加工面で表面粗さが大きくなった。これは切れ刃により擦る現象が低減し、適正な切削原理である切れ刃による削る切削が行われていたことが理由であると仮定すれば、C 軸回
転 5 軸仕上げ加工法は工具摩耗の低減に寄与し、工具
寿命の延長に繋がることが期待できる。

くなったと考えられる。このことから 3 軸駆動によるボールエンドミル加工に対して 5 軸制御によるボールエン
ドミル加工は切れ刃が適正に切削し、こする現象を低減したために表面粗さが小さくなったとする仮定が正しければ、5 軸制御によるボールエンドミル加工は工具摩耗を低減させ工具寿命を延ばす方策に成り得る。
5 結
言
同時 5 軸マシニングセンタと 5 軸 CAM を利用してファン翼の複製に取り組んだ。その中でファン翼加工を実施するために必要となる 5 軸 CAM によるツールパス作
成及び固定治具製作を通して同時5軸M/C加工を適正に行うための知見が得られたので以下に示す。
1）ファン翼の複製に取り組み 5 軸 CAM によるツールパスを作成し、3 軸 M/C では実現できない同時 5 軸 M/C
により一斉に 5 軸を駆動し、工具姿勢を意図した向きに傾けることができる特殊な加工方法によりファン翼が複製出来た。
2）
ファン翼の複製では底面を含めた全面加工をするためには最終工程で固定治具の活用は必須であり、最小工程数で 3 つの工程が必要であった。つまり、ファン翼の底面を含めた全面加工を行うためには 3 回の取り外
し後の取付けが必要になる。

文
献1) DMG/森精機：HSC 55 Linear カタログ（2012）2) コダマコーポレーション：TopCAM v6.12J
4／5 軸トレーニングガイド

137座標測定機におけるクランプ力によるワークピースの変形*
和合 健**、浅沼 拓雄**
座標測定機（CMM）を利用した適正な測定作業を実施するため、ここではクランプ
力を取り上げ、物理現象を数値化して測定誤差に与える影響の大きさを求めた。その結果、熟練者でも手回しねじ締めでは 30N 程度のクランプ力になることから、過度なクランプ力には注意が必要であることが検証できた。
キーワード：座標測定機、測定戦略、クランプ力、変形、測定誤差

Workpiece Deformation due to Clamping Force in
Coordinate-Measuring Machine
Takeshi Wago and Takuo Asanuma
When using a coordinate-measuring machine (CMM), measurement error may arise because of
deformation of the workpiece due to clamping forces. We thus investigate the clamping force and its
effect on dimensional measurements made with CMMs. The results show the necessity of avoiding
excessive clamping force, which can easily reach 30 N, e.g., in the case of screw clamping.
key words : coordinate-measuring machine(CMM), measurement strategy, clamping force,
deformation, deviation

1 緒言
座標測定機（以下、CMM）は、X 軸、Y 軸、Z 軸の 3軸により構成された空間において、各軸に内蔵された目盛尺によりその軸における位置情報を得ることができる
ため空間点の（X、Y、Z）座標値を得ることができる。
また、プローブと呼ばれる機械的または電気的な機構を持つトリガスイッチと、スタイラスの先端に取り付けた
球状のチップで構成されるプローブシステムが測定物と接触することで測定物形体の位置を高精度に検知できる。
CMM は目盛尺が各軸に並列に配置され、目盛尺と測定物を同一直線上に配置されない、所謂アッベの原理に従わない構造であるため高精度測定が難しいことが指摘されていた 1)。しかしながら今日のパソコン支援による補正技術の革新的な進歩 2)によりサブミクロン台の測定誤差を保証する高精度測定が実現されている。このように
CMM は高精度測定が可能になってきているが、CMM の最大の利点である融通性の高さから作業者の測定戦略 3)
及び測定技能の違いにより同一の CMM で同一の測定物を測定した場合に測定誤差に違いが見られる。
ここでは、CMM を利用した適正な測定作業の実施を図るため、誤差要因の一つに着目して実験し、その物理現象を数値化して測定誤差に与える影響の大きさを求める。
ここで取り上げた誤差要因は「クランプ力」である。物理的な力を加えると測定物は変形し、その物理的な力を解放すると弾性特性により変形が元に戻る。クランプ力を加えた時とクランプ力を解放した時で測定物の形状が***平成 25～26 年度
素形材技術部

共同研究・東北復興 CMM 事業

138

異なっていれば、正確な寸法測定を行ったとしても測定誤差が大きくなる。ここでは、クランプ力に着目してクランプ力が与える測定誤差の大きさ、及び適正なクラン
プ方法の獲得について取り組んだ。
2 実験方法2-1 実験装置の構成
実験装置の構成を図 1～図 4 に示す。図 1 はデータ集録
部でクランプ力は 3 成分動力計を使用して X、Y、Z 方向の 3 力を測定した。測定物の変形量は差動トランス式変位計を使用して測定し、合わせて 4 信号を A/D 変換器を経由してデータ集録パソコンに取り込んだ。 各装置の設定では、3 成分動力計の表示単位は 0.0001 (N)に設定した。
差動トランス式変位計の測定範囲は±0.2mm、目量は0.1µm、校正時の入出力の相関係数は R=0.9999985 であった。図 2 はクランプ部でパラレルブロックの上に断面寸法 50mm×10mm、長さ 350mm の SUS440 のバー状ワークを置き、長さ 150mm のクランプバーでクランプ力を与える。パラレルブロックの位置はエアリー点とし、バーの全長を h、パラレルブロックの間隔を q とするとエアリー
点の位置は q≒0.577h となる。図 3 は 3 成分動力計へのクランプねじの固定方法を示した。3 成分動力計本体に設置されたねじ穴の位置及び穴数がここでの実験で適さなかったので厚さ 5mm の SS 材鋼板を治具として利用した。
図4は差動トランス式変位計の設置位置を示したもので、バー状ワークの測定者から向かって左側の端面の X 方向

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）
表 1 主な仕様

バー状ワーク
寸法
350×50×10mm (GBは35×9mm)
材質
SUS440
ヤング率 21.6×10 10 Nm-2
3成分動力計品名
圧電素子型動力計
型式
9257B
メーカ
Kistler感度
Fx, Fy -7.5 pC/N ,Fz -3.7 pC/N
測定範囲 Fx, Fy, Fz -5～5 kN
変位計
品名
型式
メーカ
原理
目量
Range

図 1 実験装置の構成（データ集録部）

ミューチェッカ
M417
ミツトヨ
差動トランス式
0.1μm±0.2mm位を測定した。バー状ワークの物性値と各装置の主な変位を測定した。バー状ワークの物性値と各装置の主な仕様を表 1 に示す。バー状ワークの材質は SUS440 でヤ
ング率は理科年表で示す鋼の値とした。3 成分動力計は圧電素子型で高剛性かつ高速応答に対応する性能を持ち、差動トランス式変位計は 0.1µmµm の表示分解能を持つ。
2-2
2 クランプ力と変位の測定方法
クランプ力の測定は図 5 に示す方法で行ったに示す方法で行った。点 K を支点とした時に、支点とした時に、ボルトを締め込む力点にかかる力を F1、ワークの作用点にかかる力を F2 とすると、、2 力の関係はモーメントの力の釣り合いから式
モーメントの力の釣り合いから式(1)で示されで示され、式(2)が求
が求
められる。
められる

図 2 実験装置の構成（クランプ部）

F2 × 2 L = F1 × L・・・・・(11)1F2 = F1
2・・・・・(22)

ここでは、クランプ力により生じるワークの変形量を簡
ここでは クランプ力により生じるワークの変形量を簡易的に測定するため、図易的に測定するため
6 のとおりてこ式変位計を利用
して左端面の変位量を測定した
して左端面の変位量を測定した。ワークは断面寸法
ワークは断面寸法
50mm×10mm、長さ50mm×10mm 長さ 350mm の SUS440 で、、クランプバー
クランプバーの長さは 150mm とした。ワークの支持方法はワークの支持方法は、パラレル
ブロックを使用した 2 点支持として点支持として、支持位置はエアリ
支持位置はエアリー点（端度器の両端面が平行になる位置）としたとした。2 点支持間の距離は 202mm とした。
。
また、クランプ力に対するバー状ワークの変形量はバ
また クランプ力に対するバー状ワークの変形量はバー状ワークの左端面の変位量と定義しー状ワークの左端面の変位量と定義し、図図 6 に示す位置
を差動トランス式変位計で測定したを差動トランス式変位計で測定した。クランプ力を与えクランプ力を与えるバー状ワークの位置は図 7 及び図 8 に示すとおり、左に示すとおり 左
右のエアリー点の中点から左側のエアリー点までを 1×P（約 101mm））として、として その左隣の位置を 0.6P
6P、次を 0.4P、、
0.2P.2P とし、エアリー点上を 0P とした 5 か所にクランプ力を与えた。クランプ力を与えた 5 か所の位置でのクラン
プバーの形態を図 7 に示す。クランプねじを回してクラ

図 3 実験装置の構成（動力計）

図 4 実験装置の構成（差動トランス式変位計のスタイラス部）

139

座標測定機におけるクランプ力によるワークピースの変形

F1 ⼒点
L
L
点
点K(支点)

F2

10

50

作用点

1P(101)
0.6P
0.4P
0.2P

0P
エアリー点

(mm)
エアリー点

動⼒計
図 5 クランプ力の測定方法
図 8 クランプ位置の説明

エアリー点

ンプ力を増す動作はスパナを利用して連続動作として作業者が手動で行い、Z 方向のクランプ力が 500N を超えた
時点で、クランプ力の増加を中断し、そこからねじを逆に回して力を減少させ、クランプ力が解放した時点でクランプ力の 3 信号と変位計の 1 信号のデータ集録を停止する一連の流れとした。ここで、データ集録のサンプリ
ング周期は、10ング周期は、10 ms／Sampling
ms Sampling とした。

クランプ
てこ式変位計式変位計

動⼒計

ボルト ワーク

3 実験結果及び考察
3-1
1 クランプ力と端面変位の関係(1) 樹脂クランプの場合
図 9 に樹脂クランプの場合のクランプ力と端面変位の関係を示す。位置の 5 水準のすべてでほぼ線形の関係が見られ、予想どおり 1P で傾きが最も大きく、で傾きが最も大きく、0P のエア
リー点のクランプ位置に近づく方向で傾きが小さくなっ
リー点のクランプ位置に近づく方向で傾きが小さくなっている。端面変位の大きさは 250.0N 時に 1P で 27.6µｍ、ｍ、0.6P で 22.3µm、、0.4P で 19.7µ
19.7µｍ、0.2P で 13.2µm、0P
13.2
で
1.6µm
1.6µ となった。0Pとなった。 での端面変位が他のクランプ位置と比較して特筆して小さく測定された。このことから測定物をクランプする場合は下当て治具のある位置でクラン
プすることで測定物の変形が防げる。
プすることで測定物の変形が防げる。すべての水準で戻すべての水準で戻り誤差、通称ヒステリシスが見られ、これはクランプね
じの締め込み時にワークからの反力でクランプが押し返される現象と時計回り方向（CW（CW））にクランプねじを回す
回転力の二つの力の影響によりクランプバーが横方向（（XX方向）にズレるために起こったものと思われる。最終的な 0N の着地では変位も 0µmµm に収束していることから、
反時計回り方向（CCW）のねじ回転によりズレが戻る作
反時計回り方向（）のねじ回転によりズレが戻る作
用と反力の終息により最初の位置に復帰したと考えられた。また、5 水準のすべてで線形性が見られる理由は水準のすべてで線形性が見られる理由は、線形性が見られる理由は 樹
脂クランプの特性からある程度のワークからの反力を吸収するため、X
収するため方向へのズレ量が抑えられたため戻り誤差が小さいと思われる。
差が小さいと思われる(2) アルミクランプの場合
図10にアルミクランプの
図 にアルミクランプの場合のクランプ力と端面変位場合のクランプ力と端面変位の関係を示す。アルミクランプでも樹脂クランプと同様の関係を示す アルミクランプでも樹脂クランプと同様に 1P で最も傾きが大きく 0P へ向かう方向で傾きが小さくなっている。
250.0N 時の端面変位は 1P で 19.1μm、
0.6P

パラレルブロック図 6 ワークとクランプの配置

図 7 バー状ワークに対しクランプ力を与える位置

140岩手県工業技術センター研究報告

作用する。ここでの曲げは 2 点の自由支持に該当し、その理論式を以下に示す。
図 11 の点 C での撓み yc は式(3)、式(4)を使用して求め
られる。

10

0

Displacement µm

-50

0

50

100

150

200

250

第 18 号（2016）

300

0P
-10

0.2P

yc =

W l 3 a2 b2⋅ ⋅( m)
3E I x l 2 l 2・・・・・(3)

Ix =

ed 3
12

・・・・・(4)

1P
0.6P
-20

0.4P

0.4P

0.6P
1P

-30

Force N

100P
0Displacement µm

-50

0

50

100

150

200

250

300

0.2P
-10

0.4P
0.6P

1P
0.6P
-20

1P

0.4P
0.2P
0P

-30

Force N

図 10 クランプ力対端面変位の関係（アルミクランプの場合）

で 14.4µm、0.4P で 9.4µm、0.2P で 8.0µm、0P で 1.5µm であった。樹脂クランプと比較して 1P では 8.5µm 小さく、0P ではほぼ同等であった。このことから樹脂クランプ及びアルミクランプの双方の場合で、下当て治具上でクランプすることがワークを変形させないクランプ方法として非常に有効であることがわかった。
アルミクランプでは樹脂クランプと比較して、各水準の波形が非線形を示し、戻り誤差の幅も大きい。これは、アルミクランプはクランプバーの剛性が高いためクラン
プねじの締め込み時にかかる力をクランプバーが吸収できずに、クランプねじの回転力が直接的に作用してクランプバーの X 方向へのズレになり戻り誤差を増幅させたと考えられる。一方で、クランプねじを CCW 方向に回転させてクランプ力を解放させる場合では、ねじ回転による戻る方向へのズレとバー形状ワークの弾性特性により開始位置に戻った。このことからアルミクランプを使用する場合にはクランプバーの高い剛性の影響により下当て治具からズレて加力される懸念があるので注意が必要である。
3-2 梁の撓みの理論式
細長い棒が適当な方法で支えられ、その棒に曲げモー
メントやせん断力が加わると曲がりが生じる。特に細長い棒の場合は、曲げモーメントの影響が大きく曲がりに

141（参考）ブロックゲージの寸法
l
b

B

35
z

a

yc

（樹脂クランプの場合）

ここで、W は荷重(N)、l、a、b は各長さ(m)、E はヤン
グ率（N・m-2)、Ix は断面二次モーメント、d、e は断面の各辺の長さ(m)で d が垂直方向、e が水平方向である。 ここで使用したバー状ワークに 1P の位置で荷重 250 N を与えた場合の鉛直方向の撓み量 yc を求める。各変数に代入する数値は、W=250 (N)、l=0.202 (m)、a=0.101 (m)、b=0.101(m) 、E=21.6×1010 (Nm-2)、d=0.01 (m)、e=0.05 (m) とすると、鉛直方向の撓み量 yc＝47.7 µm が算出された。ここでのバー状ワークの場合に各クランプ位置に 250N を与えた場合の鉛直方向の撓み量 yc を式(3)により算出すると、
図 12 のとおり 1P では 47.7µm、0.6P では 33.6µm、0.4P
では 19.5µm、0.2P では 6.2µm、0P では 0µm であった。
また、式(3)のとおり荷重 W と鉛直方向の撓み量 yc は比例関係による線形式になることがわかる。ここでの実験で測定した変位は図 6 に示すとおりバー状ワークの左側端面であるから、式(3)で求めた鉛直方向の撓み量 yc と異なる。クランプ力による左端面変位は図 13 に示すメカニズ
ムで生じることが予想され、力点の鉛直方向の撓み yc を

W

y
A

C

50

a>b

図 11 2 点の自由支持の場合の撓み曲げモーメントによる撓み
10

0P
0
-50

0

50

100

150

200

250

300

0.2P
-10

yc µm

図 9 クランプ力対端面変位の関係

9

0P

10

0.2P

0.4P

-20
P
-30

0.8P
0.6P

0.6P

0.4P
-40

0.2P

0.8P
P

0P
-50

Force N

図 12 梁の撓みの理論値

座標測定機におけるクランプ力によるワークピースの変形過ぎに注意が必要である。
(2) アルミクランプの場合
アルミクランプでは、クランプ位置が 1P では
0°→45°→90°の 45°ステップ、クランプ位置が 0P では
0°→22.5°→45°の 22.5°ステップでクランプねじを CW 方
向に回し、その後 CCW 方向にねじを戻してクランプ力を解放する手順で行った。図 15 にアルミクランプの場合を示す。クランプ位置が 1P では、クランプねじの回し角度 45°でクランプ力 98.8N→端面変位 11.7µm、回し角度90°でクランプ力 256.4N→端面変位 15.2µm であった。クランプ位置が 0P では、クランプねじの回し角度 22.5°で

L

yc

P

B

W
A

C

β
Δｔβ

αx
αy

W

yc

αyc

f(x)

360°
0

αx+∆ｔβ

図 13 端面の横方向変位が発生するメカニズム

90°

270°

入力として、端面に平行移動と回転により αx+∆tβ の変位が生じた。ここで、W は力点への荷重(N)、yc は力点での鉛直下方向への変位(µm)、αx+∆tβ は端面の横方向への変位(µm)、f(x)は平行移動と回転による変位の関数である。
3-3 ねじの回し角度とクランプ力の関係(1) 樹脂クランプの場合
樹脂クランプとアルミクランプでクランプねじの回し
角度とクランプ力の関係を測定した。クランプねじは樹脂クランプ及びアルミクランプとも M8 並目で、樹脂ク
ランプのクランプねじは樹脂製の六角外周の内側部に金属製ねじを圧入した構造である。樹脂クランプではクラン プ 位 置 が 1P と 0P と も ク ラ ン プ ね じ を
0 °→90°→180°→270°→360°の 90°ステップで回した後に一旦回転を停止させる手順でクランプ力と端面変位の関係を測定した。0°から 360°まで CW 方向にねじを回した
後、CCW 方向に 360°から 0°までねじを戻してクランプ力を解放した。
図 14 に樹脂クランプの場合を示す。
クランプ位置が 1P
では、クランプねじの回し角度 90°でクランプ力 50.5N→
端面変位 2.6µm、回し角度 180°でクランプ力 105.3N→端面変位 8.7µm、回し角度 270°でクランプ力 171.0N→端面
変位 17.1µm、回し角度 360°でクランプ力 243.5N→端面変位 20.0µm であった。樹脂クランプのクランプ位置が 0P
では、クランプねじの回し角度 90°でクランプ力 49.5N→
端面変位 5.1µm、回し角度 180°でクランプ力 110.1N→端面変位 5.9µm、回し角度 270°でクランプ力 170.8N→端面
変位 6.5µm、回し角度 360°でクランプ力 246.8N→端面変
位 5.9µm であった。
樹脂クランプでは戻り誤差が小さいため、行きと帰りでほぼ軌跡が一致している。これは樹脂クランプはクランプバーでワークからの反力を吸収できるためクランプ
バーの X 方向へのズレが小さく、このことからクランプ
力が直接的にワークに作用し、反力吸収の役割を担っている。その半面、ねじ回転の限界が無いのでねじの回し

180°
5
0
-50

0

50

100

150

200

250

300

Displacement µm

-5

90°

0P

-10

180°

270°

-15

360°

-20

1P
-25
Force N

図 14 樹脂クランプ（L=150mm)での回し角度とクランプ力

0

0

22.5°
45°

45°

5

0P

0

Displacement µm

-50

0

50

100

150

-5
-10

200

22.5°

90°

1P

-25
Force N

図 15 アルミクランプ（L=150mm)での回し角度とクランプ力

142

300

45°

45°

-15
-20

250

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

120.6N→端面変位
端面変位 2.2µm、、回し角度 45°でクラでクラクランプ力 120.6N
ンプ力 267.9N→
267.9N→端面変位 0.3µm
0.3 であった。アルミクラン
プでは戻り誤差が大きくみられ、これはアルミクランプ
バーがねじ回しによるクランプ力の増加で生じるワーク
からの反力を吸収できないために、その反力を解放する
ためにクランプバーが X 方向にズレたために生じたと思われる。また、アルミクランプではクランプ位置が 0P でクランプねじの回し角度が最大で 45°で限界であった。
で限界であった。このことからアルミクランプの場合はクランプ力が直接的
アルミクランプの場合はクランプ力が直接的にワークに伝達されるため、作業者の技能感覚によるクランプ力の精細な調整が必要となる。
3-4 個人差によるクランプ力の相違(1) 樹脂クランプの場合

図16に樹脂クランプの場合の個人差によるクランプ力
図 に樹脂クランプの場合の個人差によるクランプ力の比較を示す。個人差の比較対象は熟練者、初心者の男
性、初心者の女性とした。図中の手回しとは工具を使わずに指でねじを締めた場合で、スパナとはスパナ工具を使用してねじを締めた場合である。その結果、熟練者は手回しとスパナを使った場合で締め付け力の差異が小さい。一方で、初心者の男性と初心者の女性で過度な締め付け力を与える傾向が見られた。これは、熟練者は樹脂
クランプは大きな弾性特性を有しているのでねじの回し過ぎに注意が必要であることを理解しているのに対し、初心者はその特性を理解していないため、ねじの締め付
初心者はその特性を理解していないため、ねじの締め付
け限界までねじを回したためと思われる。また、初心者の女性では女性の非力さから手回しでは締め付け力が適Displacement µm

20

熟練者

15
手回
手回し，1P10

スパナ，1P
1P

5
0
-50

-5

0

-10

50

100

150

200

250

スパナ，
スパナ，0P

手回
手回し，0P-15
Force N

Displacement µm

20
15

初心者
初心者（男性）

手回し，1P

10

スパナ，
スパナ，0P

手回し，0P

5
0
-50

-5 0
-10

50

100

150

200

250

200

250

スパナ，1P-15
Force N20

Displacement µm

15

初心者（女性）初心者（女性）

スパナ，
スパナ，1P

10

手回し，1P

5
0
-50

-5

0

50

100
手回し，0P
手回

150
スパナ，
スパナ，0P-10-15
Force N

図 16 個人差による締め付け力の比較（樹脂クランプの場合）

143座標測定機におけるクランプ力によるワークピースの変形

Displacement µm

20

スパナ，
スパナ，1P

15

熟練者

手回し，1P10

手回し，0P

5
スパナ，
スパナ，0P

0

-50

-5

0

50

100

150

200

250

-10
Force N

初心者（男性）初心者（男性）

Displacement µm

20
手回し，1P

15
10

スパナ，
スパナ，1P5

スパナ，0P
0P
手回し，
し，0P

0
-50
50

-5

0

50

100

-10

150

200

250

200

250

Force N20

Displacement µm

スパナ，
スパナ，1P

初心者（女性初心者（女性）15
手回
手回し，1P

10
5
0
-50
50

-5

0

50
手回
手回し，0P

100

150

スパナ，
スパナ，0P-10
Force N

図 17 個人差による締め付け力の比較（アルミクランプの場合）

切であるが、スパナの場合で必要以上の締め付け力が見られた。
(2) アルミクランプの場合
図17にアルミクランプの場合の個人差によるクランプにアルミクランプの場合の個人差によるクランプ
力の比較を示す。アルミクランプでは熟練者でも 100N 程
度の大きな締め付け力が見られた 。これはアルミクラ
これはアルミクランプバーの剛性が大きいためねじの回し角度が直接的にクランプ力として作用したためと考えられる。しかしながら、熟練者の場合ではエアリー点の 0P の位置ではクラン
プ力は 100N と大きいが、端面変位は 5µm
5µ 以下であることから下当て治具上でクランプすることで過度なクラン
プ力でもワーク変形が回避されている。一方、初心者は必要以上の締め付け力が見られ、その締め付け力は樹脂
クランプとアルミクランプで同じ程度であった。
4 静止摩擦係数の測定
4-1
1 目的
CMM の測定でクランプをする理由はの測定でクランプをする理由は、CMM のプロー
ビング力によりワークが動くのを防止するためでビング力によりワークが動くのを防止するためであり、、ワークを動かす力の大きさは式
ワークを動かす力の大きさは式(5)に示す静止摩擦力に示す静止摩擦力F0 で説明できる。
説明でき
F0 = µ N
・・・・・(5)(5)
ここで、µここで は静止摩擦係数、Nは静止摩擦係数 N は垂直抗力(N)(N)である。垂垂144

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）に表示すると共に、A/Dに表示すると共に、変換器を通して連続データとしてパソコンに保存した。パソコンに連続データとして取り込むことにより、瞬間的な最大値から求める必要があ
る静止摩擦係数が測定できた。CMM 定盤と接する鋼板の材質は SK3、その表面の除去加工方法は正面フライス仕その表面の除去加工方法は正面フライス仕上げ、その表面粗さは Ra1.48µRa1.48µm、Rz15.62µRz15.62µm であった。
CMM 定盤と鋼板の接触面は乾燥状態であった。
4-3
3 実験結果及び考察
ロードセルや接続治具を含めたワークの重量を電子天秤で測定したところ 2.4810kgf であった。これに 9.8 を掛けてニュートン表記にすると 24.31N となった。繰り返し
5 回で測定した静止摩擦力の平均値は 4.93N であった。式(5)により静止摩擦係数
により静止摩擦係数 µ を算出すると 0.2028 となり、
UPMC550-CARATUPMC550 CARAT のプロービング力は 0.2N であるからワークが静止していられる最大の垂直抗力はワークが静止していられる最大の垂直抗力は0.987N が算出された。
出された この結果、
この結果 クランプ力はわずか 1N 程度の力を加えるだけでワークは静止できるよ
加えるだけでワークは静止できるようだ。図 16 の熟練者
が樹脂クランプを手回しで締め付けた場合のクランプ力が 30N 程度であることから、程度であることから、手回しねじ締めで十分にワ
手回しねじ締めで十分にワークが固定できることが分かった
ークが固定できることが分かった。

図 18 装置の全体図

5 結言(1) クランプ力の個人差を調べた結果
クランプ力の個人差を調べた結果、樹脂クランプ
樹脂クランプのの締付け力は、熟練者
締付け力は 熟練者の手回しでの手回しで 30N 程度、熟練者のス程度 熟練者のスパナ使用では 45N 程度であり程度であり、手回しとスパナを使っとスパナを使った場合に締付け力の差異がた場合に締付け力の差異が小さいが、初心者初心者では過度
過度な締付け力の傾向が見られたな締付け力の傾向が見られた
締付け力の傾向が見られた。
(2) アルミクランプでは、熟練者
アルミクランプでは 熟練者の手回しにおいてもの手回しにおいても80N
8 程度の大きな締付け力が見られた程度の大きな締付け力が見られた。
。初心者では樹
樹
脂クランプの場合と同様に過度な脂クランプの場合と同様に過度な締め付け力が見ら
締め付け力が見られた。アルミクランプではクランプバーの剛性が大きれ
アルミクランプではクランプバーの剛性が大き
いため直接的にねじの締付け力がクランプ力としていため直接的にの締付け力がクランプ力としてワークに働く傾向が見られたので締付け時に注意が必要である。
必要である(3)) ワークを正面フライス仕上げの鋼板としてワークを正面フライス仕上げの鋼板として、CMM
CMM
定盤面に設置した場合の静止摩擦係数を測定したところ 0.2028 となった。
とプロービング力が 0.2N の CMMのプロービング時にワークが静止していられる最大の垂直抗力は 0.987N となったなった。熟練者の樹脂クラン
熟練者の樹脂クラン
プを使用した場合の手回しねじ締め時のクランプ力が 30N 程度であったことから程度であったことから、ワーク固定は手回しね
じ締め程度のクランプ力で十分であることがじ締め程度のクランプ力で十分であることが分かっ分かった。
た
以上を総括すると、作業者の熟練度の違いによりクラ以上を総括すると 作業者の熟練度の違いによりクランプ力の個人差が見られ、初心者は必要以上のクランプ
ンプ力の個人差が見られ 初心者は必要以上のクランプ
力で締め付ける傾向があるのでワーク変形の注意が必要であるある。また、熟練者でもアルミクランプの場合では過熟練者でもアルミクランプの場合では過度なクランプ力が見られたことから度なクランプ力が見られたことから、クランプ位置は常クランプ位置は常に下当て治具の位置でクランプすることが肝要でに下当て治具の位置でクランプすることが肝要である。
でクランプすることが肝要で。
また、0.2N
またのプロービング力に打ち勝ってワークが静止していられるクランプ力の最大値は 1N 程度だった。
程度
熟練

図 19 ワークと駆動装置

ロードセル
接続治具
引張り治具

ワークごと前方へ移動
図 20 ワーク部の詳細

直抗力は面に垂直に働く力であり、水平面上の場合はワークの重力になる。パラレルツインプローブ式 CMM
CMM、例
えば Carl Zeiss 社製 UPMC550-CARATUPMC550のプロービング力
は標準設定が 0.2N であるので、ワークと石定盤の組み合わせによる静止摩擦係数が分かればわせによる静止摩擦係数が分かれば0.2N
0.2N のプロービング
力で静止状態を保つ垂直抗力の限界を求めることができる。以下に、静止摩擦係数を求める実験を示す。
4-2 実験装置及び実験方法
実験装置は図 18、19 及び図 20 で示すとおり、ロード
セルを載せた鋼板を作業者がハンドルを手動で回して引っ張る方式である。ロードセルに与えられた力を表示器

145

座標測定機におけるクランプ力によるワークピースの変形

者でも手回しねじ締めでは 30N 程度のクランプ力になることから、過度なクランプ力には注意が必要であることが検証できた。

3) 高増潔：GPS に基づいた検証方法、第 9 回設計フォー
ラム、p20（2004）

文献1) ミツトヨ：CNC 三次元測定機マイクロコード
CRYSTA-Apex S シリーズ、 Catalog No.16004(7)2) 高増潔：知的計測技術によるメソスケール形状測定、精密工学会誌、 74、 3、p213（2008）

146

謝
辞
本研究は、東北復興 CMM 事業において独立行政法人
産業技術総合研究所をパイロットラボとして東北 6 県公設試の共同研究として実施された。本実験に関わられた
NMIJ/AIST 並びに東北 6 県公設試の研究員の方々には貴重なご指導を頂き、この場を借りて感謝を表す。

ごく細パイプ電極を使用した細穴放電加工*
和合 健**、浅沼 拓雄**
本研究ではφ0.08 ㎜パイプ電極を使用してφ0.1 ㎜未満の細穴放電加工に取り組んだ。特に、φ0.1 ㎜以下の領域では電極の機械的強さが要求されることを予想して、型彫放電加工ではほとんど使用しない黄銅を電極に使用した。その結果、電極材質
が銅と黄銅では異なる放電加工特性を有することを確認した。
キーワード：細穴放電加工、電極径φ0.08 ㎜、銅、黄銅

Pinhole Processing using Sinker Electrical Discharge Machining with
Ultrafine Pipe ElectrodeTakeshi Wago and Takuo Asanuma
We use sinker electrical discharge machining to fabricate minute holes <0.1 mm indiameter. The holes were machined using a 0.08-mm-diameter pipe electrode. An electrodemade of brass is very rarely used for sinker electrical discharge machining because it
requires high mechanical strength to produce such small electrodes (diameter <0.1 mm).
Thus, copper and brass are found to have differing characteristics when used as electrodematerials in electrical discharge machining.
key words : sinking electrical discharge machining of minute hole, φ0.08 ㎜ ofelectrode diameter, copper, brass
1 緒
言
Co-Cr-Mo 合金材は生体との親和性が高いため医療用器具としての商品化が進められており、骨と骨を接合するための Co-Cr-Mo 合金材のプレート製作はその商品化の一つである。骨とプレートを連結するには微細なボルト穴が要求され、ボルト穴径は小さいものでは φ0.1mm未満の要求もある。放電加工は非接触加工法であるため、加工力が小さく φ0.1mm 未満のボルト穴を加工する方法として適する。
φ0.1mm 未満領域の細穴放電加工は、曲がり剛性の弱い極パイプ電極用に専用設計した送り機構や細穴加工に特化した専用電源を持つ、所謂、細穴放電加工機が使用される。しかし、細穴放電加工機は特殊専用機であるため岩手県内企業では保有していない場合が多いことから、保有数の多い形彫り放電加工機を使用して取り組んだ。
ここでは、φ0.08mm パイプ電極を使用した放電加工による穴径 φ0.1mm 未満の細穴加工を目標にして取り組み、
特に複数の電極材質についてその優位性の抽出を行った。
目標値は、穴径 φ0.08mm、L/D=3 以上、加工時間 6 分/穴、連続穴加工数 10 個とした。
2 実験方法2-1 基本機能
φ0.08mm 程度の微細穴を開けるための基本機能は、①Z 軸の降下に伴い、電極が振れ止めガイド穴通過時の***壁面との摩擦力に打ち勝ち、Z 軸降下量 対 電極押出量が 1：1 となる機械的強さが有ること。②電極材質が電気的に強く、穴加工量の増加に対して、電極消耗が小さく抑えられることと定義した。基本機能が達成されていることを確認するための調査事項は、①各電極材質での加工深さ、②各電極材質での振れ止めガイド φ0.08mm を使用した場合での穴径、③各電極材質での電極消耗率とした。
2-2 電極材質
放電加工は、電極とワーク間に起こさせた放電の作用で、ワーク表面層を除去する加工法 1)であり、φ0.08mm
パイプ電極として銅と黄銅の2種類の材質を取り上げた。
一般的に形彫放電加工の電極の材質は、電極自体が消耗し難いことが必要であるため、それに適する銅が使用されている。一方で、常に新しい電極が供給できるワイヤ
放電加工では、電極自身の消耗は許されることから安価
で機械的剛性の高い黄銅電極が主流となっている。
本実験で使用する電極材質は純銅（C1220）と黄銅（C2700）を選択し、黄銅は銅 65％、亜鉛 35％の割合とした．黄銅は銅よりも引張強さに優れ、φ0.08mm の極細パイプ電極でも腰があり取り扱い易く、細穴加工の電極に適すると予想される。
2-3 実験装置
実験装置は創成放電加工機(三菱電機製 EDSCAN8E)を用いた。EDSCAN8E は型彫放電加工機の本体に微細加工

平成 25 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業、中東北 3 県公設試技術連携推進会議（共同研究）
ものづくり基盤技術第２部（現 素形材技術部）

147

岩手県工業技術センター研究報告の最適値である。
2-4 入出力関係
細穴放電加工の先の実験から、付加電圧（GAP）が加工能率に対して大きい影響を与えることが既知である。
ここでは過去の実験で得られた加工精度を重視した電気条件を使用することとし、表 1 のとおり内側の制御因子
は付加電圧（GAP）の 1 因子、3 水準とした。
入出力関係は、図 1 のとおり入力が加工時間、出力が加工深さとし、信号因子は特性値を加工時間の 1 水準（12分）を設定した。誤差因子は、加工の繰り返し 2 水準、外側の制御因子は電極材質の銅と黄銅の 2 水準として表
2 のとおりに割り付けた。共通条件は表 3 のとおりとし、
表 2 の外側に振れ止めガイド径（以下、ガイド径という）
φ0.08mm と φ0.1mm を割付けて電極材質の特性を確かめた。

表 1 内側の制御因子

因子
A

付加電圧(GAP)

1

水準
2

3

12

11

10

表 2 割り付け表E) 外側の制御因子
E1: 銅電極E2: 黄銅電極

内側の制御因子N) 加工の
繰り返し

No.

1

A) 付加電圧
(ノッチ)
12

2

11

3

10

N1

N2

S/N

N)加工の
繰り返し

S/N

η(db)

N1

η(db)

N2

第 18 号（2016）

表 3 共通条件

3 実験結果及び考察
3-1 感度 β による評価
ガイド径 φ0.1mm と φ0.08mm の場合で算出した銅電
極と黄銅電極の実験番号毎の感度 β を図 2 に示す。
感度 β
は加工時間 12 分あたりの加工深さを示し、感度 β が大き
い程加工深さが大きいと判断する。ガイド径 φ0.1mm では実験番号 7 と 12 で感度 β が大きいが、全体的に銅と黄銅の双方で感度が小さい。対して、ガイド径 φ0.08mm ではガイド径 φ0.1mm よりも全体的に感度 β が大きくなっておりこれはガイド内の遊び代が小さいため加工エネル
ギーが効率良く穴加工に向けられた効果であると思われる。ガイド径 φ0.08mm で感度 β が大きい実験番号は銅で実験番号 1 と 4、黄銅で実験番号 7 と 10 であった。
3-2 特性値による評価
ガイド径 φ0.08 ㎜で電極径 φ0.08 ㎜の場合、各特性値の結果を表に示し、加工深さを実験番号毎にプロットしたグラフを図 3 に示す。図 3 の実験では電極は φ0.08 パ
イプ、ガイド径は φ0.08mm を使用した。図 2 に示した
感度 β のグラフでは入出力関係が加工時間と加工深さで

設定値
ON
ON
ON
100
－
SF
6
(－)
0
0
0
因子A
25
0
0↑1↓
0
因子E
CCM合金
メタルワークスEDF-K2
7／10
200 /min
φ0.08 mm／φ0.1mm
φ0.08 mmN1

y
加工深さ(mm)N2N2N1N)誤差因子：繰り返し
N1: 1回目
N2: 2回目

銅0.0060E)外側の制御因子：
電極材質
E1: 銅(C1220)

0.0040ガイド径φ0.1
φ0.08パイプ

0.00300.00200.00100.0000E2: 黄銅(C2700)

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

実験番号

β

0

黄銅

0.0050感度 β mm -2

項目
マイクロSF回路
コンデンサ回路
電圧LOW回路ガイドの高さ (μm)
ＥパックNo.
回路選択
OFF時間: AUX
極性切換
加工セッティング: IP
パルス幅: ON
休止時間: OFF
付加電圧: GAP
戻り速度: GAIN
上昇距離 :JUMP
上昇距離/降下時間
サーボ電圧 :SV
電極材質
加工材
加工液
加工液噴出強さ
回転数
振れガイド径
電極径

12

銅0.0060M

黄銅

0.0050感度 β mm -2

加工時間 (min)

図 1 入出力関係

ガイド径φ0.08
φ0.08パイプ

0.00400.00300.00200.0010電源を搭載した装置であり、加工目的に応じた電源を選択できる。この装置の放電加工を行う際の電気条件は、E
パックと呼ばれ、これは加工機械製造者が示す電気条件

0.0000
1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

実験番号

図 2 実験番号毎の感度 β の大きさ

148

11

12

ごく細パイプ電極を使用した細穴放電加工
E) 外側の標示因子
内側の標示因子

No.

銅

黄
銅

1
2
3

A) 付加電圧(ノッチ)
12
11
10

実験№
①
②
③
④
⑤
⑥
⑦
⑧
⑨
⑩
⑪
⑫

ワーク座標(X,Y)
2.0,8.0
2.5,8.0
3.0,8.0
3.5,8.0
4.0,8.0
4.5,8.0
6.0,8.0
6.5,8.0
7.0,8.0
7.5,8.0
8.0,8.0
8.5,8.0

E1: 銅電極N) 測定の繰り返し
N2
N1
①
④
②
⑤
③
⑥
最深部Ｚ
-1.134-0.491-0.146-1.739-0.516-0.148-2.641-1.092-0.306-2.637-1.063-0.288

E2: 黄銅電極
N) 測定の繰り返し
N1
N2
⑦
⑩
⑧
⑪
⑨
⑫

S/N
η(db)
-24.6
-32.2
-41.7

表面部Ｚ
-0.544-0.201-0.044-0.888-0.216-0.053-2.095-0.676-0.170-2.026-0.669-0.166

加工穴Ｚ-0.590-0.290-0.103-0.851-0.301-0.095-0.546-0.417-0.136-0.611-0.393-0.122

加工穴φ
0.104
0.098
0.092
0.109
0.095
0.094
0.110
0.100
0.096
0.107
0.100
0.095

S/N
η(db)
-26.3
-29.4
-39.4

真円度(8pnt) 電極消耗率（％）
0.003
92
0.004
69
0.002
43
0.002
104
0.003
72
0.004
56
0.003
383
0.002
162
0.005
126
0.005
332
0.003
170
0.004
136

0.00
①

②

③

④

⑤

⑥

⑦

⑧

⑨

⑩

⑪

⑫

加工深さ mm

-0.20
-0.40
-0.60
-0.80
-1.00
実験番号

銅
図3

黄銅

ガイド径 φ0.08 ㎜、電極径 φ0.08 ㎜時の特性値による結果

最適条件
①，⑥
⑦，⑫

銅
黄銅

穴深さ mm-0.228-0.389

穴径 mm
0.129
0.125

真円度 mm0.004
0.006

電極消耗率 %
95
203

0.00
①

②

③

④

⑤

⑥

⑦

⑧

⑨

⑩

⑪

⑫

加工深さ mm

-0.20
-0.40

ガイド径φ0.1
φ0.08パイプ

-0.60
-0.80
-1.00

銅

最適条件
①，④
⑧，⑪

銅
黄銅

黄銅

実験番号

穴深さ mm-0.721-0.405

穴径 mm
0.107
0.100

真円度 mm0.002
0.002

電極消耗率 %
98
166

0.00
①

②

③

④

⑤

⑥

⑦

⑧

⑨

⑩

⑪

⑫

加工深さ mm

-0.20
-0.40

ガイド径φ0.08
φ0.08パイプ

-0.60
-0.80
-1.00
実験番号

銅

図4

黄銅

ガイド径毎の特性値による結果あるため図 2 と図 3 の実験番号毎の相対関係は変わらない。この図から最も注目できるのは電極材質が銅と黄銅での電極消耗率の違いである。各電極材質における実験
番号 6 個の電極消耗率の平均値は銅で 73％、黄銅で 218％であった。型彫り放電加工では電極の消耗がワーク形状
精度に大きく影響するために電極消耗は極力少ないことが必要となり、その場合では銅が適する。対してワイヤ放電加工では常に新しい電極が供給されるため電極自身も積極的に溶解してワークを溶解させる。黄銅は電極消耗は大きいが加工深さは銅と遜色がない結果となった。
次に電極材質毎の最適条件を確かめる。ここでの制御
因子は 1 因子 A)付加電圧であるため個別の実験番号が最149

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

図 7 棒材への細穴加工
材への細穴加工

図 5 振れ止めガイド
ガイド φ0.08mm の加工穴

図 8 棒材へのワイヤ通しサンプルへのワイヤ通しサンプルとなった。このことからガイド径 φ0.08mm
0.08mm で電極径
φ0.08mm0.08mm を使用した場合に電極のを使用した場合に電極の振れ量
量と放電ギャッ
と放電ギャップの合計は半径あたりで 0.010mm であった。図 3 の実験
番号 9 と 12 の穴径の平均値は φ0.0945mm
0.0945mm となり
φ0.1mm0.1mm を下回るが、加工深さの平均値は 0.129mm と加工効率が低下する。このことから付加電圧 10 ノッチで
φ0.08
0.08 ㎜電極を使用することで φ0.1mm 未満の穴径加工が行えるが、加工深さの加工効率は穴径 φ0.100
0.100 ㎜の場合と比較して 32％になった
になった。
3-4
4 加工穴の観察
図 5 にガイド径 φ0.08 ㎜で電極径 φ0.08
0.08 ㎜での実験番
号毎の加工穴を示す。加工穴の真円度は良好で穴縁のバリは観察されず鋭利なエッジであることがわかる。図 6に電極材質が黄銅、電極径 φ
φ0.08 ㎜の場合のの場合のガイド径
ガイド径
φ0.10.1 ㎜と φ0.08
0.08 ㎜の加工穴を示す。図中の番号は実験番号である。ガイド径 φ0.1 ㎜では電極径 φ0.08
φ㎜だと半径あたりの遊び代が 0.01mm あるため真円度の劣化が予想されたが、良好な真円度が得られ想されたが、良好な真円度が得られた。
3-5
5 検証実験
Co-Ni-Cr-Mo
Co
合金製φ0.2合金製㎜棒材㎜棒材に対し側面に対し側面への細穴加への細穴加工を行い、棒材と棒材の連結を想定して φ0.05
φ㎜のワイ
ヤ挿入を試み、その結果を図
ヤ挿入を試み その結果を図 7、図 8 に示す。使用した
Co--Ni-Cr-Mo 合 金 は セ イ コ ー イ ン ス ツ ル ㈱ 製 の
SPRON510 である。ガイド径は φ0.08 ㎜を共通として電
極材質は銅と黄銅を使用した。銅は
極材質は銅と黄銅を使用した。銅は㈱日本特殊管製作所
日本特殊管製作所
製 C1220 パイプ電極 NT スーパースーパー1、、黄銅は㈱日本特殊管
黄銅は 日本特殊管

図 6 振れ止めガイド
ガイド径の異なる
径の異なる加工穴

適条件になる。特性値を加工深さで評価すると最適条
適条件になる。特性値を加工深さで評価すると最適条件
は銅で実験番号 1 と 4、黄銅では実験番号、黄銅では実験番号 7 と 10 になった。実験番号１と 4、及び実験番号、及び実験番号 7 と 10 は、誤差因子とした加工の繰り返しであることから同じ加工条件の実験番号で良好な再現性を示していることがわかる。図 2から電極材質が銅の最適条件は実験番号 1 と 4 で加工深さは平均値で 0.7205mm、、電極消耗率は平均値で電極消耗率は平均値で 98％で％であった。電極材質が黄銅の最適条件は実験番号 7 と 10 で加工深さは平均値で 0.5785mm、電極消耗率は平均値で0.5785mm 電極消耗率は平均値で357.5％であった。
％であった。実験番号 8 と 11 の加工深さの平均値は0.405mm、電極消耗率は平均値で 166％であった。
％であった。最終的には、加工深さと電極消耗率の両立を考慮して電極材質
加工深さと電極消耗率の両立を考慮して電極材質
が黄銅の最適条件は実験番号 8 と 11 とした。最適条件のA) 付加電圧は電極材質が銅では 12 ノッチ、黄銅では 11
ノッチであった。
3-3 ガイド径による比較
ガイド径を φ0.1mm と φ0.08mm とした場合の最適条
件の結果を図 4 に示す。
ガイド径が φ0.1mm
0.1mm と φ0.08mm
0.08mmの実験における繰り返しの実験番号が異なることに注意の実験における繰り返しの実験番号が異な ことに注意して欲しい。
して欲しい。加工穴径は、
加工穴径は、電極材質が黄銅
電極材質が黄銅時ガイド径
ガイド径
φ0.1mm で φ
φ0.125mm、、ガイド径 0.08mm で φ0.100mm
ガイド径φ0.08mm
0.100mm150

ごく細パイプ電極を使用した細穴放電加工

製作所製 C2700 パイプ電極 NT スーパー1 である。
その結果、図 7 に示すとおり、銅では加工穴径 φ0.098 ㎜、真円
度 0.003 ㎜となった。黄銅では加工穴径 φ0.098 ㎜、真円
度 0.004 ㎜となり銅と黄銅で同等な加工精度となった。
加工深さは棒材の直径がφ0.2mm であることから貫通穴加工では深さ0.2 ㎜になり、加工時間は銅で2 分56 秒、黄銅で 11 分 30 秒となった。この結果、銅が黄銅よりも3.9 倍の加工能率を有していた。しかしながら、銅は機械的強さが小さいため固定持具への取り付けやガイド穴を通す作業で腰折れを多発し、非常に作業能率が低下した。
段取り時間を作業者の感覚で評価した場合に、銅の段取
り時間は 30 分、黄銅の段取り時間は 15 分となった。総合的な穴加工を含めた作業時間は、銅で 33 分、黄銅で 27
分 と な っ た 。 以 下 に 作 業 者 の 棒 材 （ SPRON510 ：Co-Ni-Cr-Mo 合金）
への穴加工での所感を箇条書きで示す。
・図 8 に示した加工穴へのワイヤ線挿入では、加工穴
φ0.1mm に対してワイヤ φ0.05mm であり、ワイヤの先が穴を捉えれば、比較的容易に貫通するようだ。但し、
穴径が φ0.1mm と極小であるため肉眼で穴を見つけてワイヤ先端で穴を捉えるのは容易ではないようだ。
・電極の扱い易さは、電極保持ホルダへの手作業での電極挿入時に電極が曲がる程度の荷重がかかった場合は、銅は弾性が小さく、そのまま折れ曲がることが多い。
対して黄銅は折れ曲がった場合でも原形を回復し易い
ため、黄銅のほうが容易であった。
・銅は腰が弱いため曲がり易く、スピンドル回転をかけ151

ると電極が振れてガイドへの電極挿入が難しい。黄銅は真直性に優れガイドへの電極挿入は容易であった。
・Z 軸マイナス方向への下降は、黄銅が剛性や真直性に優れて折れ曲がることは少なく、折れ曲がった場合でも回復力があり、腰折れ不良による電極交換が不要な場合が多かった。対して、銅はガイド通過時の穴壁面との摩擦負荷により電極が折れ曲がり、電極交換を要することが多かった。
・φ0.08mm の領域では段取りのツーリング性で黄銅の性能が銅よりも非常に優れている感触を得た。
4 結言(1) 最適条件での加工深さは銅が 0.7205mm で黄銅が0.405mm、
穴径は銅がφ0.107mm で黄銅がφ0.100mm、
電極消耗率は銅が 98%で黄銅が 166%であった。
(2) ガイド径をφ0.1mm とφ0.08mm で比較すると、φ0.08mm の場合で穴深さが大きくなり、これは放電エ
ネルギーが集中し良好な加工が実施できたものと考えられる。
(3) ガイド径φ0.08mm では銅と黄銅の加工性能は接近した。注目点として、段取作業が合金としての機械的強さの効果から黄銅の場合で作業性が非常に良好であった。
文献1) 三菱電機株式会社：形彫放電加工技術資料（2001）

Co-Cr-Mo 合金製医療機器の加工法 *飯村 崇 **、和合 健 **、長嶋 宏之 ***、井上 研司 ****
Co-Cr-Mo 合金は、耐食性および硬度の面から医療用途に適している。このCo-Cr－Mo 合金を利用した医療機器開発の一環で、加工精度を維持しつつマシニ
ングセンタやワイヤ放電加工機を組み合わせて人の介入を低減し、被削材や加工時間の無駄を抑えた生産が可能な製造方法を検討した。その結果、マシニングセ
ンタを併用することで、目標である加工時間 1/2 を達成することができた。
キーワード：Co-Cr-Mo 合金、医療機器、加工方法、マシニングセンタ

Machining Method for Medical Instruments made of Co–Cr–Mo Alloy
Takashi Iimura, Takeshi Wago, Hiroyuki Nagashima and Kenji Inoue
Because of its corrosion resistance and hardness, Co–Cr–Mo alloy is suited for use in
medical equipment. For manufacturing medical instruments, we develop production
techniques that waste neither material nor machining time, yet deliveringhigh-precision products. The proposed technique uses a machining center with a wire
electrical discharge machine and results in a 50% reduction in machining time.
key words : Co–Cr–Mo alloy, medical instrument, processing method, machining
center1 緒
言
文部科学省の都市エリア事業や地域イノベーシ
ョンクラスター事業にて、岩手医科大学の医師や岩手大学の獣医師の要望を具体化することを目標に、
Co-Cr-Mo 合金製の医療機器の開発を行ってきた。
その中で、少ない人員・低コストで安定した品質を保ち医療機器を製造するために、生産量に応じていくつかの加工機を組み合わせた最適な加工方法を検討することが必要になってきている。
そこで、精度を維持しつつマシニングセンタやワ
イヤ放電加工機を組み合わせて、人の介入を低減し、被削材や加工時間の無駄などを抑えた低コストでの生産が可能な製造方法について検討を行った。
2 加工方法の検討
2-1 既存の加工方法における問題点の抽出
医療用の鋼製小物は、使用する術式や患部の形状に合わせて使用する器具が異なることから種類が多く、また製造する点数が少ない典型的な多品種少量生産による製品となっている。そのため国内メー
カでは、加工プログラムの作成が二次元 CAD 図面から容易に行えて、なおかつ加工中の手離れがよく（機械を手動で操作する必要があまりない）、熱処
理後の加工が可能で熱処理による変形を考慮しなくても良い等の利点を持つワイヤ放電加工機を用いた生産方法が一般的である。ワイヤ放電加工機を*
平成 25 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業**
ものづくり基盤技術第２部（現 素形材技術部）**** 株式会社東光舎***

用いる場合、以下の手順で製造作業が行われる。
① 必要に応じて熱処理を行い、硬さを高める。
② ワイヤ放電加工により、ブロック状の被削材から製品に近い形状に切断する。ただし、加工は被削材に直行する二方向のみから行われるため（図 1 a)）、それ以外の角度が付いた面は加工できない。
③ グラインダを用いた研磨加工で、②で切り出した仕掛品のうちワイヤ放電加工で加工できなかった部分を追加工することにより、製品形状に近づける。
④ 磨き工程で製品表面を仕上げる。（細菌等の繁殖や汚れの残留を抑えるため、平滑な面が要求される）⑤ 切れ味や先端のあわせなど必要な機能を満足するための調整を行い、製品を仕上げる。
（ハサ
ミやピンセットなど）
このようなワイヤ放電加工を用いた加工方法の問題点として、次の三点が上げられる。
① ワイヤ放電加工の加工時間が長い加工する距離が 1000mm 程度であるのに対し、ワイヤ放電加工の進行速度が 3～4m/min であり、
4~6 時間程度の加工時間を要する。
② ワイヤ放電加工で切断後の研磨加工を人の手で行うため形状誤差が大きい③ ワイヤ放電加工はスラッジ除去のため強い水

企画支援部（現 デザイン部）

152

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

ことなどが考えられる。
ことなどが考えられる

a)

3 加工実験とシミュレーション
3-1
1 加工プログラムの作成
マシニングセンタによる加工を行うためのマシニングセンタによる加工を行うための加工
加工プログラムは以下の手順で作成したプログラムは以下の手順で作成した。
①三次元
三次元 CAD 図面の作成
加工プログラムを作成するために加工プログラムを作成するために、、必要な形状必要な形状を 三 次 元 CAD に て デ ー タ 化 す る 。 今 回 はTopSOLID（コダマコーポレーション）を使用してデータを作成する。多数個取りの場合はデータを作成する 多数個取りの場合は、横に並多数個取りの場合は 横に並べた CAD データをあらかじめ用意する
データをあらかじめ用意する。
②被削材の形状と固定方法の検討
被削材の形状と固定方法の検討①で作成したで作成した CAD データを CAM（TopCAM
TopCAM コ
ダマコーポレーション）上にコピーしダマコーポレーション）上にコピーし、固定方法
固定方法
や使用する工具などを基に被削材の形状を決定すや使用する工具などを に被削材の形状を決定す
る。
る③形状の荒加工・仕上げ加工に関するデータ作成
形状の荒加工・仕上げ加工に関するデータ作成
荒加工では工具径の大きい工具を使用し荒加工では工具径の大きい工具を使用し、一度一度に大量の除去を行うことで加工効率を高めるに大量の除去を行うことで加工効率を高める。ままた、穴や溝の部分など径の大きい工具が入らない
た 穴や溝の部分など径の大きい工具が入らない
部分については、図部分については2 b)のように工具に不必要なのように工具に不必要な動作をさせないために面を貼り付け動作をさせないために面を貼り付け、、その上にツ
その上にツールパスを作成する。
ールパスを作成する④穴や溝などの加工に関するデータの作成
穴や溝などの加工に関するデータの作成③で加工しなかった穴や溝などをで加工しなかった穴や溝などをで加工しなかった穴や溝などを、、小径工具で小径工具で加工するためのツールパスを作成する
加工するためのツールパスを作成する。

2 方向からの加工

支持部

製品と
して使
用

b)
図1

加工後

ワイヤ放電加工による切り出し
ワイヤ放電加工による切り出し

流を当てる必要があることから流を当てる必要があることから、、被削材の変形
被削材の変形が起こるが起こる。また加工による応力バランスの崩れ
また加工による応力バランスの崩れからも被削材の変形が起こる。これらの変形をも被削材の変形が起こる。これらの変形を抑制するため、ワイヤ放電加工では被削材の中に大きな支持部が必要となり、材料歩留まりが悪い。例えば、東光舎・悪い。例えば、東光舎・岩手大・工業技術セン
岩手大・工業技術セン
ターが共同で開発したヘキサゴンピンセットの場合、実際に製品として使用する
実際に製品として使用するのは図
実際に製品として使用する
1 b)b)のうち枠線で囲まれた部分のみである。
うち枠線で囲まれた部分のみである
これらの問題を解決するため
これらの問題を解決するため、ワイヤ放電加工以外の加工方法を併用していく必要がある。
外の加工方法を併用していく必要がある
2-2 マシニングセンタを用いた加工方法
2-1 に挙げた
挙げた問題点を解決する方法として問題点を解決する方法として、問題点を解決する方法として マシ
ニングセンタを使用した加工を導入することが考えられる。マシニングセンタを用いる利点としてマシニングセンタを用いる利点としてマシニングセンタを用いる利点として、次の三点が考えられる
次の三点が考えられる。
。
① 近年の工具や機械の改良により加工速度が非常に高速化しており
常に高速化しており、、加工時間を短縮できる
加工時間を短縮できる
加工時間を短縮できる。
② ボールエンドミルやラジアスエンドミルを用いることでいることで、ワイヤ放電加工
ワイヤ放電加工では加工できないでは加工できない
斜めの面や球面の加工が可能となり、後工程に斜めの面や球面の加工が可能となり 後工程において手で加工する量が少なくなる。
おいて手で加工する量が少なくなる そのため
そのため、形状誤差を小さく抑えることができる。
形状誤差を小さく抑えることができる③ 工具のアクセス方向について
工具のアクセス方向について、ワイヤ放電加工
より自由度が高いことから
より自由度が高いことから、加工物を並べるこ
加工物を並べることで支持部を共通化しとで支持部を共通化し、材料歩留まりを向上さ
材料歩留まりを向上させることができる
ことができる。
一方、欠点としては欠点としては、プログラムの作成に三次元の CAD/CAM ソフトが必要で、準備段階での工数
ソフトが必要で 準備段階での工数が多くなってしまうことが多くなってしまうこと、材料が硬い場合、材料が硬い場
工具の摩耗や折損が発生し被作物が破損する恐れがある

a)追加前
追加前

b)追加後
追加後

図 2 加工用にデータを追加した CAD データ

2 加工時間および加工精度の比較
3-2
マシニングセンタによる加工を評価するためにマシニングセンタによる加工を評価するために、、
3-1
1 に示した手順により、一定の加工条件でに示した手順により 、一定の加工条件で一定の加工条件で、1 個取り・2取り・ 個取り・10
個取り・ 個取り・
個取り・20 個取りの加工プロ
グラムを作成し、グラムを作成し 加工時間と加工精度の比較を行う
加工時間と加工精度の比較を行う。
加工時間は工具が移動する経路と工具に設定された工具送り速度によって計算される値
た工具送り速度によって計算される値、、加工精度は、加工精度はシミュレーション機能により工具の経路に沿ってシミュレーション機能により工具の経路に沿って、、

153

Co-Cr-Mo 合金製医療機器の加工法

被削材の塊から工具の形状を除去し、残った形状を求めるという方法で計算された製品形状と、基になった CAD データとの比較値である。

エンドミルで仕上げ加工を行う。隙間 2mm については φ6 のラジアスエンドミルでは工具が入り込めないため、同じ 1mm の R を持つ φ2 のボールエ
ンドミルを用いて仕上げ加工を行う。それぞれの隙間について、同じ加工条件を用いて、1 個取り・2
個取り・10 個取り・20 個取りの場合についてツー
ルパスを作成し、加工時間を計算した。
4-1-1 隙間 7mm の場合の加工時間
図 4 には隙間 7mm の場合の加工本数と総加工時間の関係を、図 5 には加工本数と 1 本あたりの加工時間（総加工時間を本数で割った値）との関係を示す。隙間 7mm の場合、1 本あたりの加工時間がい
ずれの本数の場合でも 45min 以下であり、ワイヤ
放電加工による 1 本あたりの加工時間 250min と比べ加工時間が大幅に短縮されていることがわかる。
一方、多数個取りによる加工時間のメリットはない
ことが確認できた。この原因として、次のようなことが考えられる。
①荒加工：工具を大きく動かし不要な部分を大まかに取り去る加工で、加工時間は短い。隙間 7mmの場合、径の大きい φ6 の工具が製品間に完全に入り込めるため、短時間に被削材全体に対して荒加工を完了することができる。また、加工後は製品表面に少量の仕上げ代を残すのみである。
②仕上げ加工：工具を細かく動かして製品表面を仕上げていく加工。細かいツールパスを作成することから、加工時間が長い。隙間 7mm の場合、製品の面に沿って残った仕上げ代に対してのみ加工が行われることから、加工時間は比較的短くかつ加工本数に比例して増えていく。
隙間 7mm の場合は、①の荒加工の時間が短く②の仕上げ加工が加工時間の多くを占めるようになっているため、加工する本数に比例して加工時間が増加し多数個取りのメリットが出ていないものと考えられる。
4-1-2 隙間 2mm の場合の加工時間
図 6 には隙間 2mm の場合の加工本数と総加工時間の関係を、図 7 には加工本数と 1 本あたりの加工時間との関係を示す。20 本については、プログラ
ムが大きくなりすぎて計算ができなかったので、1～10 本の結果から外挿した値をプロットした。隙間 2mm の場合 1 本あたりの加工時間が製品本数によって大きく異なり、1 本取りの場合 190min であるのに対し、10 本では 95min と約半分になってい
ることがわかる。ただし、いずれの場合でもワイヤ放電加工による 1 本あたりの加工時間 250min と比べ加工時間は短縮できている。一方、加工本数によって加工時間に差ができる原因として、次のようなことが考えられる。

4 実験結果および考察
実験は、製品間の隙間を 2 種類設定して行った。
a)は加工効率を重視し、φ6（R1）のラジアスエン
ドミルで全面が加工できるように製品間の隙間を7mm にしたもの、b)は材料歩留まりを重視し製品
間の隙間を 2mm に設定したものである。図 3 はそれぞれの隙間で 2 個取りした場合の形状を表す。
210
7

7

7 4

7

a)

製品間の隙間 7mm
210
7

2

2

7

b)
図3

製品間の隙間 2mm

加工実験を行う被削材の仕上がり形状

4-1 加工時間
プログラム作成の際に設定した工具及び加工条
件は、表 1・2 に示すとおりであり、表 1 は製品間の隙間が 7mm、表 2 は製品間の隙間が 2mm の場合である。隙間 7mm の場合は、φ6 のラジアスエン
ドミルで製品の仕上げ加工が可能であるため、荒加工と同じ先端に 1mm の R がついた φ6 のラジアス
表1

形状 a(隙間 7mm)

工具径

エンドミ

回転数

Z 切込

送り速度

(mm)

ルの種類

（rpm）

（mm）

（mm/min）

φ6(R1)

ラジアス

5300

0.5

1060

φ1.5

フラット

10000

0.1

1000

φ1(R0.5)

ボール

10000

0.1

1000

工具径

エンドミ

回転数

Z 切込

送り速度

(mm)

ルの種類

（rpm）

（mm）

（mm/min）

φ6(R1)

ラジアス

5300

0.5

1060

φ2(R1)

ボール

10000

0.2

1000

φ1.5

フラット

10000

0.1

1000

φ1(R0.5)

ボール

10000

0.1

1000

表2

形状 b(隙間 2mm)

154

岩手県工業技術センター研究報告

総加工時間(min)900

総加工時間(min)

800
700
600
500
400
300
200
100
0
0

5

20

0

加工本数と総加工時間(隙間 7mm)

図6

50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
0

5

図5

2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0

25

1本あたりの加工時間(min)1本あたりの加工時間(min)

図4

10
15
加工本数(本)第 18 号（2016）1015
加工本数(本)201015
加工本数(本)20

加工本数と総加工時間(隙間 2mm)

5

10

15

20

加工本数(本)

加工本数と 1 本あたりの加工時間

図7(隙間 7mm)

加工本数と 1 本あたりの加工時間(隙間 2mm)①荒加工：隙間 2mm の場合、径の大きい φ6 の工具が製品間に完全に入り込めないため、被削材の底部に対して荒加工ができず、仕上げ用の
φ2 の工具で加工する部分が非常に多く存在する。
②仕上げ加工：隙間 2mm の場合、製品の面に沿った加工以外にも荒加工による取り残し部分が多いため、加工本数が少ない場合には取り残し部
分の加工時間が大きく影響する。
これらの原因で隙間 2mm の場合、多数個取りのメリットが大きいと考えられる。
4-2 加工精度
加工精度については、シミュレーションの結果、
図 8、9 に示すとおり支持部周辺の工具が入らない部分と曲面の一部以外はほぼ±0.1mm に収まっており、良好である。特に隙間 2mm については図 9 に示すとおり全体を小径の工具で仕上げていくため±0.1mm から外れた部分はほとんど無く、良好であった。いずれの場合も、その後の手作業による加工代が小さくなることから、形状が大きく崩れることはないと考えられ、ワイヤ放電加工において斜め面等が加工できず数 mm を手作業で加工しなければならない場合と比較すると大きなメリットがあると考えられる。

155

25

200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0

25

5

図8

形状精度確認(隙間 7mm、20 個取り)

図9

形状精度確認(隙間 2mm、1 個取り)25

Co-Cr-Mo 合金製医療機器の加工法

………..

2

2

2

210

図 11

被削材形状（ワイヤ放電加工）

14
材料歩留まり（％）

12
10
8
φ1

6

φ6

4

wire

2

目標値

0
0

5

10

15

20

25

加工本数(本)図 10

加工サンプル（隙間 7mm、10 個取り）

図 12

図 10 に示す実際に加工した製品（隙間 7mm、10個取り）を見ると、外周の支持部に近いところは、加工後の表面あらさが良好であるのに対し、外周の支持部から離れた中央部においては表面が荒れているのが確認できた。これは、支持部から離れた中央部において製品の保持力が不十分であるために表面が荒れたと考えられる。これについて、ツール
パス作成時に、荒加工で不要な部分を完全に取り除
いてから仕上げ加工を行っているが、荒加工の段階
で不要部分を完全に取り除いてしまわず、一部残したままの状態で留め置くことで、不要部分が補強剤の役割を果たし加工物全体の強度低下を防ぐことができると考えられる。また、仕上げ加工を中央の弱い部分から行っていくことで加工が進行するにつれ強度が大きく低下することを抑制することができると考えられる。これについては平成 26 年度の課題とする。
4-3 材料歩留まり
ワイヤによる加工の場合、加工時の水流の影響や、加工後の被削材の変形等も大きな要因となることから余裕を持って大きめの支持部が必要となる。計算の結果、ワイヤ放電加工による被削材からの切り出し作業では、十分に支持部を確保した場合、最終的に製品として使用する部分（1,511mm3 ）は被削材（t9×14×210=26,460mm3）の 5.7%程度と非常に少ない。
一方、今回の加工条件を用いて、マシニングセン
タによる加工の場合の材料歩留まりを計算すると、
隙間 7mm の場合 2 個取りで材料歩留まりがワイヤ
放電加工と同じ 5.7％、10 個取り（被削材体積

156

加工本数と材料歩留まり

194,250mm3）で材料歩留まり 7.8%、20 個取りでは8.1％とワイヤ放電加工よりも材料歩留まりは高くなるものの、目標値であるワイヤ放電加工の歩留まりの 2 倍には至らない。そこで、隙間 2mm の工程を考えると、1 個取りで既にワイヤ放電加工よりも材料歩留まりが高く、18 個取りでワイヤ放電加工の材料歩留まりの 2 倍である 11.4％を越えることが可能となる。
4-4 加工条件の選定
本研究では、材料歩留まりを高めるためにあえて製品間の隙間 2mm を設定し検討を進めてきたが、現実的に φ1 のエンドミルで Co-Cr-Mo 合金などの医療機器に良く用いられる難削材を長時間加工するのは工具摩耗などの観点から非常に困難であり、工具の費用を考慮するとコスト高になるのは確実である。そのため、一般的には材料歩留まりより加工時間や工具のコストを重視して隙間 7mm の場合のように、径の大きな工具を用いた条件を選定する。
ただし、このような状況を改善する方法として、
5 軸マシニングセンタを使用する方法が考えられる。5 軸マシニングセンタは工具を斜め方向から当てることで、径の大きな工具で比較的小さな隙間まで加工することが可能であると考えられ、隙間の小さい多数個取りの場合でも小径工具の使用を抑えた加工が可能になると考えられることから、平成
26 年度に継続して研究を行う予定である。
5 結言
今回の鋼製小物（ピンセット）の加工においてマ
シニングセンタを併用することで、加工時間につい岩手県工業技術センター研究報告ては目標値である 1/2 を達成することが可能である。一方材料歩留まりにおいて目標である 2 倍を達成するには、3 軸マシニングセンタの場合小径工具を使用する必要があり、実現は困難であることが確認できた。これについては、5 軸マシニングセンタを用いることで改善の可能性があり、平成 26 年度に継続して研究を行う予定である。

第 18 号（2016）

また、今回の研究では、10～20 個取りと比較的多くのものを作る場合に材料歩留まり 2 倍を達成することができたが、カスタムメイドのように、注文に応じた加工を行う場合には、多数個取りでは対応が難しいことから、1 本だけの加工で材料歩留ま
り 2 倍を達成可能な方法についても、平成 26 年度に検討を行う予定である。

157

Co-Cr-Mo 合金製医療機器の切削加工法 *飯村 崇 ** 、長嶋 宏之 *** 、井上 研司 ****
Co-Cr-Mo 合 金 は 、 耐 食 性 お よ び 硬 度 の 面 か ら 医 療 用 途 に 適 し て い る 。
Co-Cr-Mo 合金は非常に高価でありかつ加工が難しい金属であることから、材料
歩留まりを向上させるために切削加工について研究を行う必要がある。そこで、
φ2～φ8mm のエンドミルで切削したときの切削抵抗を測定によって明らかにした。これにより、ブランク材の変形量が、切削抵抗から計算によって求められようになり、適切な治具を用いることで狙った精度での加工が可能となった。
キーワード：Co-Cr-Mo 合金、医療機器、加工方法、マシニングセンタ

Cutting Method for Machining Co–Cr–Mo Alloy Medical Instruments
Takashi Iimura, Hiroyuki Nagashima and Kenji Inoue
Because of its corrosion resistance and hardness, Co–Cr–Mo alloy is suited for use
in medical equipment. To improve material yield, we studied the machining conditions
for Co–Cr–Mo alloy, because this material is expensive and hard to cut. The cutting
force exerted by an 8-mm-diameter end mill was clarified by measurement and wasused to calculate the deformation of the blank material. The results allowed us tomachine with nearly target accuracy when the workpiece was fixed with appropriate
jigs.
key words : Co–Cr–Mo alloy, medical instrument, processing method, machining
centerとが可能という特徴を持つ。加工実験には、この形状を模した図 2(1)の形状を用いることとする。

1 緒言
Co-Cr-Mo 合金は耐食性が高く、また同様に耐食性の高い SUS304 等と比べ高い硬度を持つことか
ら、手術器具などの医療機器に適した材料であると考えられる。一方、Co-Cr-Mo 合金はステンレス鋼などと比較し高価であることから、機械加工における材料歩留まりを高め、可能な限り有効活用する必要がある。ところが、Co-Cr-Mo 合金は人工関節や義歯床以外の応用例があまりないため、加工データもあまり示されていない。
そこで、本研究では手術器具のピンセット加工を例にとり、材料歩留まりの向上を図るため、切削抵
抗やブランク材の変形量を把握し、必要な精度で加工するための加工条件について検討を行う。

図1

ヘキサゴンピンセット
200
75

35

45
10

45

2 Co-Cr-Mo 合金とピンセット形状の概要
今回加工を検討する形状として、図 1 に示す厚み
方向に立体的な形状を持ったピンセットを用いる。
このピンセット形状は、岩手大学農学部獣医学科・
株式会社東光舎と岩手県工業技術センターが共同で開発した物で、握り部分は六角形に加工され、ワークを保持したまま指先でひねり動作を加えるこ( 1) C ut ti ng M od el

10

200

( 2) B la nk

図2*
平成 26 年度 技術シーズ形成研究事業（発展ステージ）**
素形材技術部*** デザイン部**** 株式会社東光舎

158

加工実験モデル

岩手県工業技術センター研究報告

また、供試材の Co-Cr-Mo 合金は東北大学と株式会社エイワで共同開発した Ni の含有量を 0.018%以下に減らし人体への影響を極小化したものである。
硬さは HRC45 である。ブランク材は、図 2(1)の形状に最も近くかつ単純な形状である図 2(2)に示す
直方体とすることで材料歩留まりの向上を図る。

第 18 号（2016）

5 から Z 方向の切削抵抗は Inconel718 や Ti6Al4V と比べておよそ 1.5 倍と大きな値を示しており、他の材料に比べエンドミルの逃げ面摩耗の進行・底刃の欠損につながる可能性がある。

Cutting load /N200

3 切削抵抗測定
3-1 測定方法
直方体のブランク材をそのまま加工すると、切削抵抗により大きな変形が起こると考えられる。そこ
で変形量を把握するために、初めに Co-Cr-Mo 合金を切削する際の切削抵抗を測定する。加えて、
Co-Cr-Mo 合金と比較するために、SUS304、SUS420、
Inconel718、Ti-6Al-4V についても同様の実験を行う。測定に使用する装置と工具は次のとおり 1)。

150

Co-Cr-MoAl
SUS304100

SUS420J2
Ti6Al4V

50

Inconel

0
0

図4

5
10
Diameter of endmill /mm

材料による切削抵抗の違い（Y 方向）

Cutting load /N

100
80

Co-Cr-Mo
Al

60

SUS304
SUS420J2

40

Ti6Al4V
Inconel

20
0
0

図5
図3
表1

5
10
Diameter of endmill /mm

材料による切削抵抗の違い（Z 方向）

実験装置

以上の結果から φ8 の工具を用いて Z 方向の切り込みは 8mm より小さい値とする。また、Y 方向の切り込みは今回実験で用いた最大値の 0.2mm を採用する。その際のブランク材にかかる切削抵抗の合力は測定値から計算し、およそ 100N となる。
次に、Co-Cr-Mo 合金について実験を行った結果を示す。図 6 は Z 軸方向の切り込み 1mm の際の、その他の加工条件と切削抵抗の関係を比較した結果であり、図 7 は φ8mm のエンドミルを用い、Z方向の切り込みを変えた場合の切削抵抗を比較した結果である。図 6 より、次の 2 点が確認できる。
①φ2～φ8 において工具径の影響は大きくない。
②Y 方向の切り込み量の影響は大きい。
また図 7 より φ8mm のエンドミルでは、③Z 方向の切り込みが 8mm になると抵抗が急激に大きくなる。
①については、切削速度が等しくなる条件で加工しているため、切削抵抗は変わらないと考えられる。
③については刃の Z 方向ピッチが 8mm であることから、8mm より大きい切り込みにすると刃 2 枚で同時に切削するため抵抗が大きくなると考えられ
る。

加工条件

Diameter of Endmill

φ2, φ4, φ8 mm

Cutting Speed

75m/min

Feed Rate

100, 400, 800mm/min

Cutting Depth(Y)0.05, 0.1, 0.2 mm

Cutting Depth(Z)1,2,5,8,10 mm○マシニングセンタ 三井精機 VS-3A○切削動力計 キスラー Type 9257B○ 切 削 工 具 日 立 ツ ー ル EPP4020-TH （ φ2 ）EPP4040-TH（φ4） EPP4080-TH（φ8）（4 枚刃、ねじれ角 45°）○クーラント タイユ メタルカット MC-50S
切削条件は表 1 に示すとおり。
3-2 測定結果
図 4、5 に Co-Cr-Mo 合金と他の材料の切削抵抗を比較測定した結果を示す。図 4 から Co-Cr-Mo 合
金の Y 方向の切削抵抗は Inconel718 や SUS420J2と比べ小さく、SUS304 と同程度である。一方、図159

Co-Cr-Mo 合金製医療機器の切削加工法

Feed rate

Cutting Force N

80

0.05

100
mm/
min

70
60
50

0.1
0.2
0.05

400
mm/
min

40

0.1
0.2

30

0.05

800
mm/
min

20
10

ら順に加工を行うこととする。加工には 5 軸マシニ
ングセンタを使用することで、3 軸では刃の届かない形状や側面に凹凸のある形状にも対応が可能である。
加工の結果、先端部分には φ0.03mm の平坦部分
が 見 ら れ た (図 9)。 こ の こ と か ら 、 先 端 は 片 側
0.015mm 程度ずつたわみが発生したと考えられる。
計算値よりたわみが大きくなったものの、およそ必要な精度での加工が可能となった。

Depth

0.1
0.2

0
2

4

6

8

10

Diameter of Endmill /mm

図6

加工条件と切削抵抗の比較（Y 方向）
Feed rate

Depth

160
100
mm/
min

Cutting Froce N

140
120
100

400
mm/
min

80
60

800
mm/
min

40
20

0.05
0.1
0.2
0.05
0.1
0.2
0.05
0.1
0.2

0
0

図7

5
10
Cutting Depth Z /mm

図9

加工した Co-Cr-Mo 合金

加工条件と切削抵抗の比較（Z 方向）

図8

5 結
言
今回の研究により Co-Cr-Mo 合金を φ2～8mm のエンドミルで加工する際の切削抵抗を測定により明確にし、その値を元にブランク材の変形量を計算で予測し適切な治具を用意することで、ほぼ目標の精度で加工を行うことが可能になった。また、本研究で得られた主な結論は以下の通り。
a) Co-Cr-Mo 合金の切削抵抗について、Y 方向は
SUS と同程度だが、Z 方向はインコネルと比べ 1.5倍である。
b) φ2～8 の範囲では工具径の影響は小さい。Z 方
向の切り込みが大きく刃が複数枚同時に接触する
場合、切削抵抗が急増する。
c)
加工により生じた変形量は、一端固定梁と仮定して求めた変形量の計算値と同程度であり、適切な治具で固定することにより必要な精度での加工が可能となる。

加工治具

4 加工実験
図 2(2)に示すブランク材に 100N の荷重がかかる
場合、変形量を 0.01mm 程度（仕上げ代 0.1mm の
1/10 と仮定）に抑えるためには、ブランク材を単純支持梁と仮定して計算すると、突き出し量を37mm にする必要がある。ブランク材が 160mm であることから、加工精度がやや落ちるが段取り替えの回数を減らすために突き出し量を 40mm とする。
これによりたわみの計算値は 0.012mm になる。
そこで、図 8 に示すような治具を用意し、先端か

参考文献
1) 志田航介、松原厚、山路伊和夫：エンドミル加工における工作物と加工誤差の関係、精密工学
会春期大会学術講演論文集 p173（2012）160

鋳鉄のワイヤ放電加工条件の最適化*
和合 健**、浅沼 拓雄**
鋳鉄は鉄のほか炭素やケイ素などを含む合金であり、自動車部品や工作機械の構造
材、金型等にも多く使われている。鋳鉄は黒鉛を含む合金組織を有しているため、振動吸収性や耐摩耗性に優れるなどの特長を持っているが、黒鉛によりワイヤ放電加工には適さない材料とされる。そこで、金型加工で多用されるワイヤ放電加工での鋳鉄に適した加工条件を探索し、独自の加工条件で鋳鉄のワイヤ放電加工を行う
ことができることを明らかにした。
キーワード：鋳鉄、ワイヤ放電加工機、加工条件、最適化、E パック

Optimization of Wire in Electrical Discharge Machining
Condition for Cast-Iron Products
Takeshi Wago and Takuo Asanuma
Cast iron is an alloy that contains carbon and silicon in addition to iron. It is widely usedin molds for automobile parts or as structural material for machine tools. Cast iron offers
excellent vibration absorption and abrasion resistance because it has an alloy structure
containing graphite. For this reason, it is unsuitable for use in wire electrical dischargemachining. In this study, we explore the processing conditions suitable for machining castiron by wire electrical discharge machining. The results show that, under the conditions
detailed herein, cast iron can be machined by wire electrical discharge machining.
key words : cast iron, wire electrical discharge machining, conditions, optimization,
E-pack1 緒
言
鋳鉄は合金組織中に黒鉛を含むため、振動吸収性や耐摩耗性及び切削性や加工性にも優れた合金である。その高い機能性から用いられる用途は広く、自動車用部品をはじめ、金型や加工機等の構造材、パイプなどの日用品にも多用されている。しかしながら、鋳鉄は合金組織中に黒鉛があるため、金型加工で多用されるワイヤ放電加工ではワーク材として適さず、ワイヤ断線が多発し加工が難しい場合がほとんどである。ここでは、金型加工で多用されているワイヤ放電加工を用いて、鋳鉄に適した加工条件を探索し、鋳鉄製金型製造におけるワイヤ放電加工の適用性を検証することとした。
2 実験方法2-1 使用機器と加工材実験に使用する加工機械は三菱電機製ワイヤ放電加工機 DWC90PA とした。ワイヤ電極は沖電線製 BS ワイ
ヤ φ0.2mmFBH-20G5V 、千葉テクノ製 BS ワイヤ
φ0.2mmCTW-20TH-P5、菱電工機エンジニアリング製
BS ワイヤ φ0.2mmRBHA-20N の 3 種類を順次使用した。
ワイヤ電極の製品差における加工性能の違いはここでは同等とみなし、実験での因子としては取り上げない。加***工物は FC200 鋳鉄(寸法 L100mm、H35.6mm、W50mm 上下部分フライス切削実施)及び FCD550 鋳鉄（寸法L100mm、H21mm、W50mm 全面フライス切削実施）のブロック材 2 種である。
2-2 加工方法と加工条件の設定
加工方法は Y 軸方向のワイヤカット NC プログラムを作成し、加工機左側テーブルに治具で横向きに固定した加工材を、Y 軸プラスの奥行き方向に直線でワイヤカットを行った。加工条件は製造業者が示した加工材種、加工材厚さ、仕上げ表面粗さ毎に 17 種類の電気条件因子を組み合わせたメーカ推奨の加工条件最適値、所謂、E パックを使用して設定した 1）。例えば表 1 中の E397 が E
パックと呼ばれるメーカ推奨条件であり、E に続く数値
が登録番号である。加工条件の最適化は作業者が加工状況を観察して 17 種類の電気条件因子を適宜調整する方式で行った。
3 実験結果及び考察
3-1 FC200 鋳鉄を使用した実験
FC200 鋳鉄を使った実験では、最初に SKD-11 加工材の厚さ 40mm 用の E397 を使用して加工を開始したが、即断線したためSKD-11 厚さ30mm 用E391 に変更した。

平成 26 年度 研究成果展開事業研究成果最適展開支援プログラム A-STEP ハイリスク挑戦タイプ（復興促進型）
素形材技術部

161

岩手県工業技術センター研究報告E391 も即断線したため、加工開始後 E パックの数値と加工速度を適宜変更して加工状態を確認することとした。
表 1 の実験番号 1、2 ではデフォルト設定のまま E パックを使用、実験番号 3、4 ではメーカ取扱説明書よりワイ
ヤ断線多発の対策に基づき SB（安定回路 B）を 2～4、VG（平均加工電圧）を 2～10 ノッチ上げ、IP（加工セッティング）
を 1～2 ノッチ下げを適宜組み合わせて加工を実施した。依然として断線が多発することから、合金組
織中に黒鉛を含む鋳鉄の性質に着目し、メーカが提示するグラファイト加工用の加工条件で実施した。
その結果、断線が大幅に減少し、以降の実験は加工速度を変更して加工状態を確認した。
実験番号9はE391 と類似したE673を使用した試験的な加工であったが、AE（電源モード）
12 の影響か良好な加工ができなかった。ここまでの結果、表皮の酸化鉄部分以外の加工では FA（加工速度）
1.5mm/min 以下、WT（ワイヤ張力）3 が最適であることがわかった。また、表皮部分（0～500um 程度）の加工時の断線を防止するためには FA0.03～0.05mm/min 以下が必要であることがわかった。これらのデータをもとに鋳鉄加工用の独自 E パック 302 を作成し、加工能力を確認して実験を終了した。
3-2 E パック 302 の加工性能の確認作成した E パック 302 を使用した加工回数は 4 回であったが、加工時間内に FA（加工速度）を適宜変更しながら実験を行った。表 2 実験番号 1 では、加工開始時の FAをデフォルトの 1.0mm/min から 0.01mm/min に変更し加工を開始した。その後断線が無いことを確認し Y=20um
ずつ FA0.02、0.03、0.04、0.05mm/min と速度を上げながら加工を行った。その結果 FA0.05mm/min で断線が発生した。実験番号 2 では、FA0.04mm/min で加工を開始した が 断 線 が 発 生 、 FA0.03mm/min で 加 工 を 継 続 しY=0.5mm まで加工後 FA1.0mm/min に変更、Y=1.0mm 加
工後 FA1.5mm/min で加工を継続した。加工中は多少接触が見られるものの、正常に加工は行われた。加工終了間
際には再度表皮部分の加工が行われるため、
FA1.5mm/min では断線が発生した。やはり表皮部分の加工は加工速度を下げる必要がある。実験番号 3 では、
FA0.03mm/min で加工開始したが断線が発生、再度FA0.03mm/min で 加 工 を 行 っ た 。 Y=0.2mm でFA1.5mm/min に切換したが、加工は順調に行われた。加
工終了時 Y=1.5mm を残して FA0.03mm/min に変更、断線無く加工は終了した。加工途中 FA1.5mm/min から
FA1.6mm/min に変更したが、電圧が不安定となり接触過多となった。実験番号 4 では、FA0.03mm/min で加工を開始し Y=0.1mm で FA1.5mm/min に変更、加工終了残Y=1.0mm で FA0.5mm/min にして加工を終了した。ここまでの結果、表皮部分では FA0.03mm/min 以下で 0.5mm程度の加工が必要であり、表皮以外は FA1.5mm/min 程度の加工は可能である。また、E パック 302 とグラファイ
ト用の条件との大きな相違は WT（ワイヤー張力）であった。次に FC の黒皮加工の検討として、黒皮部分を上162

第 18 号（2016）
表 1 実験番号毎の加工条件（その 1）

表 2 実験番号毎の加工条件（その 2）

表 3 FC と FCD に適した加工条件

下にし、フライス加工部分を前後にして加工を実施した（H50mm、W35.6mm）。FA0.1mm/min で加工開始、FA0.5、
1.0、1.5mm/min と速度を変更、FA1.5mm/min では電圧が不安定となり FA1.0mm/min に変更して加工、断線は発生しなかった。この結果、酸化膜が上下にあっても加工は可能であり、前後に酸化膜がある方が、ワイヤ接触面積が大きく断線が発生しやすい。
3-3 FCD550 鋳鉄を使用した実験
加工物をFC200鋳鉄からFCD550鋳鉄に変更してE302の条件で加工を開始した。
1 回目は Y=15mm で断線した。
2 回目は WT（ワイヤー張力）を 1 に変更した表 3 の FCD
用独自 E303 を作成し、FA1.0mm/min に固定したままで断線無く加工は終了した。FCD550 鋳鉄は全面フライス
加工を施しており、黒皮がないため、E303 の条件で容易に加工することができた。この結果から、鋳鉄のワイヤ放電加工では WT の影響が大きく、FC200 では WT3 が最適値であったのに対して、FCD550 では WT1 が最適値となった。

鋳鉄のワイヤ放電加工条件の最適化

4 加工面の平面度評価
表 4 に図 1～図 7 に示した加工面の平面度の統計値を示す。図 1～図 7 に平面度を高さ別色分布で表示した図を示す。図 1 は表 1 の実験番号 No.1～11 で得られた平面
度、図 2 は表 2 の実験番号 No.1、2 で得られた平面度、
図 3 は表 2 の実験番号 No.3 で得られた平面度、図 4～図7 は表 2 の実験番号 No.4 で得られた平面度である。
図 1 は実験最初の加工条件による平面度である。断線を繰り返し、実験番号 1～11 において因子を調整して加工を繰り返した理由もあるために平面度が大きく Range
で 34µm、σ で 7µm であり、
図2～図 7 に比較して大きい。
平面度が大きいのは断線を繰り返した理由もあるが、加工条件が最適値からずれているための加工条件不良が平面度劣化の一因であることも考えられる。図 2～図 7 はFC 及び FCD に適合した加工条件の調整で、図番が大きくなる方向で良好な方向に推移した図であるため、図 5、7 では平面度 σ が 0.003mm を示し良好な平面度となっていた。因子 WT（ワイヤ張力）は図 2 以降では WT3 に設定され、これはワイヤ張力を弱める方向の調整であった。
ワイヤ張力が弱まると断線の危険性は低下するが、加工中の爆発溶解現象によりワイヤの振動が大きくなり、平面度が劣化することを予想したが、平面度の加工結果か
ら平面度の劣化は見られなかった。加工条件を FC 及びFCD に適する組み合わせに調整することにより安定加工が実現され、WT（ワイヤ張力）の低下は結果的には安定加工により包含され良好な平面度が得られたと考えられた。
この結果、FC 及び FCD に適する加工条件に調整することで、断線しない安定加工と同時に良好な平面度を得ることが出来た。

図 2 表 2 の実験番号 No.1、2 で得られた平面度

図 3 表 2 の実験番号 No.3 で得られた平面度

表 4 加工面の平面度の統計値
Fig.
1
2
3
4
5
6
7

PointsMax dev Min dev
70
0.018-0.01670
0.009-0.01170
0.003-0.00970
0.007-0.04970
0.005-0.00770
0.009-0.00170
0.003-0.008Range
Men dev
0.034-0.0010.02-0.0030.012-0.0040.056-0.0020.013-0.0010.02-0.001
0.011-0.003

Sigma
0.007
0.005
0.003
0.007
0.003
0.005
0.003

RMS
0.007
0.005
0.003
0.007
0.003
0.005
0.003

図 4 表 2 の実験番号 No.4 で得られた平面度

図 1 表 1 の実験番号 No.1～11 で得られた平面度

163

岩手県工業技術センター研究報告第 18 号（2016）

0.008
0.007
0.006

σ mm

0.005
0.004
0.003
0.002
0.001
0
1

2

3

4

5

6

7

図番

図 8 平面度 σ（測定点数 N=70）

5 結言
ワイヤ放電加工で、加工物を FC 及び FCD、加工液を水浸漬式、ワイヤ電極を φ0.2mmBS、電源をトランジス
タ回路交流電源とし加工方法の最適化を試みた。その結果、IP（ピーク電流）、SB（安定回路 B）、VG（平均加
工電圧）、FA（加工速度）、WT（ワイヤ張力）の 5 因子
を最適な組み合わせにすることで、FC 及び FCD に対して FA（加工速度）が 1.0mm/min の安定加工が達成出来た。この最適条件はグラファイト材の加工条件に近く、鋼材の加工条件とは全く異なる加工条件であった。
ワイヤ放電加工による 1st カットのみの加工面粗さを鋼材と FC の場合で比較した結果、鋼材では Ra2.70µm、
FC では Ra2.91µm となりほぼ同等であった。次に、FC
及び FCD を安定加工するために WT（ワイヤ張力）を下げることが必要であるため、加工中の振動で平面度が劣化する恐れがあった。そこで加工面の平面度を検査した
結果、WT を下げて最適化を図った加工条件による加工
面の平面度が最も平面度が良好であることがわかった。
総括として、ワイヤ放電加工機を使用した鋳鉄 FC200
及び FCD550 の加工は、それぞれに適した加工条件を使用すれば、FA1.0mm/min で断線することなく加工は可能である。FC200 鋳鉄の加工で困難な部分は、黒皮部、平坦でない加工面（組織硬化したざらざら面）、加工中にワイヤが引っ掛かる素材異常箇所（巣や異物などの導電性に問題がある箇所）である。いずれも不導電性により放電加工原理を妨げることが異常加工の原因と考えられ、黒皮部等は予め切削加工で除去することでワイヤ放電加工が可能になるようであった。

図 5 表 2 の実験番号 No.4 で得られた平面度

図 6 表 2 の実験番号 No.4 で得られた平面度

文献1) 三菱電機：三菱ワイヤ放電加工機 DWC90PA 取扱説明書（1996）

図 7 表 2 の実験番号 No.4 で得られた平面度

164減圧凝固法による Al-Mg 系砂型用合金の溶湯品質評価*
岩清水 康二**、池 浩之**、黒須 信吾**
鋳造における Al-Mg 系合金は、高耐食、高靱性に優れることから、自動車部品などとして需要が拡大している。しかし、Al-Mg 系合金の特性や溶湯品質評価に関する報告が少ない。そこで本研究では、Al-Mg 系合金の鋳造用 AC7A 合金の減圧凝固法による溶湯品質評価を試みた。その結果、鋳造の現場においては、戻り材中の Si 量が増加する傾向のあることが明らかになった。
キーワード：AC7A 合金、減圧凝固法

Quality of Al–Mg System Molten Metal for Sand Mold using Gas
Contest Test under Low-Pressure Solidification
Koji Iwashimizu, Hiroyuki Ike and Shingo Kurosu
In aluminum casting, Al–Mg alloy is valued because of its superior corrosion resistanceand strength. Thus, for strength and lightness, many motor parts are made from Al–Mg alloy.
However, a few reports raise questions about the melt quality of Al–Mg alloy. To clarify thisissue, the present study used vacuum tests to check the quality of Al–Mg alloy melt. The
results indicated that, in casting factories, silicon tends to increase in the return materials.
key words : AC7A alloy, vacuum gas test
1 緒
言
アルミニウム合金は、鉄系材料や銅合金と比較し、密度が低く、比強度が高いため、輸送機器分野、産業機械
分野では軽量化を図るためその需要が高まっている。特に、自動車分野においては、ハイブリット車をはじめ、エンジン部品や車体軽量化材にアルミニウム合金が多く使用されている。従来、このエンジン部品の合金材料には、ダイカスト材 AD12 や鋳造材 AC4CH に代表される
Al-Si 系もしくはAl-Si-Cu 系合金が多く用いられてきた。
しかし、最近は、車体ボディパネルに 6000 系アルミニウ
ム合金など高靱性、耐食性の優れた、Al-Mg 系合金が使用されるようになり、鋳造においても Al-Mg 系合金の需要が高まっている。しかし、Al-Mg 系合金の溶湯品質評
価や結晶粒微細化による機械的特性や流動特性などに関する文献・報告が少ない。また、鋳造現場においては、
鋳造材料として新材と湯口部、湯道部など製品部外戻り
材を再溶解し使用しているが、その配合や溶湯品質に与える影響についても不明な点が多い。
ところで、岩手県工業技術センター、宮城県産業技術
総合センター、山形県工業技術センターでは、中東北 3
県公設試技術連携推進会議（通称：IMY 連携会議）においてアルミニウム合金鋳造技術の高度化について課題解決を進めてきた。
そこで、本事業においても、Al-Mg 系合金の特性について合同で実験を行い、各県のテーマによる調査研究を進めてきた。本報は、岩手県工業技術センターが担当し***た「減圧凝固法による Al-Mg 系砂型用合金の溶湯品質評
価の検討」についての調査結果を報告する。
2 調査研究内容
岩手県では、鋳造現場における溶湯品質評価法の利用拡大による品質向上を目的とし、減圧凝固法による溶湯
品質評価について検討を行った。
減圧凝固法は、溶湯中のガス量を鋳造現場炉前にて定性評価する方法である。試験は、専用のステンレス製小ルツボに溶湯を採取し、減圧下で凝固させ、溶湯中のガスをポロシティ（気泡）として発生させる。評価は、凝固後の試験片の膨らみ方や試験片中心部を縦方向に切断し、内部に発生したポロシティを目視で観察する。簡便なことから鋳造の現場では広く使用されているが、ポロシティの発生には、ガス量だけではなく介在物量や溶湯温度の影響を受けることが分っている 1)。そこで、本調査研究では、
代表的な Al-Mg 系合金である AC7A 材の減圧凝固試験による溶湯評価を検討した。
2-1 実験方法
実験に用いた合金は、溶湯処理後および結晶粒微細化剤が溶湯品質に与える影響の検討と鋳造現場において再溶解される戻り材の溶湯評価を検討するため、表 1 に示
す JIS アルミニウム合金 AC7A と鋳造現場にて得られた
AC7A 戻り材を用いて、新材および戻り材の配合を表 2 に示すとおり変化させた。戻り材は、湯口部、湯道部であり、製品部から切断後、ショットブラストにて、表面鋳

平成 26 年度 東北経済産業局 自動車関連次世代技術基盤データベース構築事業、中東北 3 県公設試技術連携推進会議（共同研究）
素形材技術部

165

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

図 1 溶解線図
表 1 使用したアルミニウム合金成分

図 2 新材の溶解直後、溶湯処理後の溶湯評価

溶解直後の減圧凝固試験片断面を観察すると細かいポロ
溶解直後の減圧凝固試験片断面を観察すると細かいポロシティが、試験片断面内部に分散発生し、上部には、さらに微細なポロシティが発生している。これと比較し、溶湯処理後の減圧凝固試験片内部には、ポロシティが少ない。また、介在物量を示す K 値は、溶解直後 K＞10 であるが、溶湯処理後は、介在物が K=0.27 であり、介在物
量が多いとポロシティ発生量が増加する傾向にある。これは、溶湯中の介在物が、凝固時、ポロシティ生成核とれは、溶湯中の介在物が、凝固時、ポロシティ生成核となったためと考えられる。
なったためと考えられる。組織観察
組織観察を行った結果を行った結果、試験、試験
片内部の結晶粒サイズの違いから、凝固方向が試験片下部および外周部より内部へ進んだことが分る。また、溶
解直後と溶湯処理後の結晶粒径を比較すると溶湯処理後の組織が大きい。これは、溶解直後の溶湯の組織が大きい。これは、溶解直後の溶湯の減圧凝固試
減圧凝固試
験は、凝固時、溶湯中の介在物が Al 結晶核となり、結晶核となり、組織が微細化されたことが推察できる。以上により減圧凝固法を用いて AC7A 合金の溶湯処理による合金の溶湯処理によるポロシティ発生
ポロシティ発生量や粒径の差など
量や粒径の差などが確認できた。
が確認できた。

表 2 溶解№と溶解材料の配合

物砂や酸化膜を除去後、保管した材料である。これらの材料を♯20 黒鉛るつぼに約 6,500g 充填し、高周波誘導加熱炉で溶解した。溶解作業は、加熱炉で溶解した。溶解作業は、図 1 の溶解線図に従って行い、常温より溶解し 750℃で減圧凝固試験片、介在
750℃で減圧凝固試験片、介在物測定の K モールド試験片を採取
モールド試験片を採取した。そしてした。そして溶湯重量
溶湯重量
に対し 0.2wt
0.2wt％のフラックス剤にて脱滓、アルゴンガス％のフラックス剤にて脱滓、アルゴンガス
により脱ガス処理後、により脱ガス処理後、10 分の沈静を行った。その後、減圧凝固試験片、K モールド試験片、4 号引張試験片を金型にて採取した。また、組織結晶粒微細化による溶湯評価を行うため、を行うため、Al-5％Ti-1％％B 母合金を溶湯処理後に合金組成の 0.1wt%
0.1wt%添加した。
減圧凝固試験後に取り出した凝固試験片は、水中秤量
法で見掛密度を測定した。その後、同試験片の中央部から切断、切断面を♯ら切断、切断面を♯600 のエメリー紙で研磨仕上げした
後、ポロシティ発生形態やマクロエッチングによる組織を目視・光学顕微鏡で観察し、溶解直後、溶湯処理後および Ti-B 添加後の溶湯について評価を行った。また、採取した 4 号引張試験片による強度測定とブリネル硬さによる硬度測定を行った。更に、組成を確認するため固体
発光分光分析による成分分析を行った。
2-2 実験結果と考察
2-2-1 AC7A 材および微細化剤を添加した溶湯品質評価
図 2 には、表 2 の溶解№1の溶解№ の溶湯による溶解直後、溶湯処理後の減圧凝固試験片断面、
処理後の減圧凝固試験片断面、見掛密度、K 値を示す。
AC7A 材の 20℃における密度は、℃における密度は、2.66g/cm3 であるが図 3℃における密度は、2.66g/cm
3によると、本試験片は、溶解直後が 2.52g/cm
2.52
、溶湯処
3
理後が 2.59g/
g/cm という数値を示している。また、溶解数値を示している。また、溶解直後、溶湯処理後の減圧凝固試験片とも、上部の膨らみがないことから溶湯中のガス量は少ないと考えられる。

図 3 新材に Ti-B 添加後の溶湯評価

図 3 には、表 2 の溶解№2 の溶湯による溶解直後、溶
湯処理後、
Ti-B 添加後の減圧凝固試験片断面、
見掛密度、
K 値を示す。減圧凝固試験片断面の組織観察をすると、溶解直後は、試験片断面にポロシティを分散発生
溶解直後は、試験片断面にポロシティを分散発生していているが、溶湯処理によりポロシティが減少し、結晶粒が大きくなった。その後、
きくな。その後、Ti-B を添加すると組織は微細化され、Ti-Bれ、添加の効果が確認できの効果が確認できの効果が確認できた。しかし、溶湯処理後た。しかし、溶湯処理後には、ポロシティ発生量が少ないが、には、ポロシティ発生量が少ないが、Ti-B
B を添加するこ
することにより、とにより、ポロシティが散発生
ポロシティ 散発生し、、溶解直後と比較し数、溶解直後と比較し数、粒径径も増加しているも増加している。また、見掛密度が溶湯処理後に比。また、見掛密度が溶湯処理後に比べ低下していることから、溶湯中のガス量
べ低下していることから、溶湯中のガス量も増加したと増加したと考えられる。
考えら

166

減圧凝固法による Al
Al-Mg 系砂型用合金の溶湯品質評価

図 4 戻り材による溶湯評価の溶解№ の溶湯の溶解直後、溶湯処
溶解直後、溶湯処
図 4 には、表 2 の溶解№6
理後、Ti-B 添加後の減圧凝固試験片断面、見掛密度、添加後の減圧凝固試験片断面、見掛密度、K値を示す。溶解材料
溶解材料は、戻り材のみをは、戻り材のみを用いて用いているが、溶いるが、溶解直後の介在物量が K=0 であり、減圧凝固試験片の上部の膨らみもないことから、溶湯は、清浄な状態と考えらないことから、溶湯は、清浄な状態と考えられる。これは、溶解№
これは、溶解№5 の場合も同様であった。図の場合も同様であった。図 3 と同様に、溶解直後から溶湯処理を行うことでポロシティ
数は減少しているが、その後、数は減少しているが、その後、Ti-B を添加すると、ポロシティ数が増加し、介在物量もシティ数が増加し、介在物量も増加する傾向にある。
増加する傾向にある。
これらの結果から、溶解直後、溶湯処理後、Ti-B
これらの結果から、溶解直後、溶湯処理後、添加後のそれぞれによる溶湯品質評価が可能であった。
後のそれぞれによる溶湯品質評価が可能であ
2-2-2 戻り材が溶湯品質評価に与える影響の検討
図 5 には、表 2 の溶解№1、の溶解№ 3、4、5 の溶湯の溶解直後、の溶湯 溶解直後、溶湯処理後の減圧凝固試験片断面を示す。いずれの試験
結果においても溶解直後、溶湯処理後の減圧凝固試験片
断面観察および K 値の結果から溶湯処理の効果が確認できた。溶解直後の介在物数を比較すると、新材の介在物。溶解直後の介在物数を比較すると、新材の介在物
量が最も高い。本実験において使用した戻り材は、再溶
解前にショットブラスト
解前にショットブラストでで表面の酸化被膜や不純物を除
表面の酸化被膜や不純物を除去した。このことから、表面去した。このことから、表面の酸化膜や不純物の混入が酸化膜や不純物の混入が少なく、溶解後の K 値に影響を与えたと考えられる。
溶解№1、33 の溶解直後の試験片断面を比較すると、溶解№3 の試験片断面に発生したポロシティが大きい。
の試験片断面に発生したポロシティが大きい。K
値を比較すると溶解№値を比較すると溶解№1 の K 値が高い。これは、溶湯中

図 5 新材、戻り材による試験結果の介在物量が増加することで凝固時、介在物を中心核との介在物量が増加することで凝固時、介在物を中心核とし、引けやガスが分散したことし、引けやガスが分散したことが考えられる。溶解№が考えられる。溶解№4、、5 は、溶解材料中の戻り材の割合が高いが、溶解直後の試験片断面のポロシティが少ないことからガス量が少な
試験片断面 ポロシティが少ないことからガス量が少な
いと考えられる。
図 6 には、図 5 における溶湯処理後の減圧凝固試験片
断面と機械的性質について示す。溶解№
断面と機械的性質について示す。溶解№55 の試験片断面は、他の試験片断面と比較して、ポロシティ数が多い。
、他の試験片断面と比較して、ポロシティ数が多い。

図 6 新材、戻り材の配合の違いによる試験結果と機械的性質

167岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

しかし、引張強度
しかし、引張強度は№1 が高く、硬さは、大きくが高く、硬さは、大きく変化変化していない。戻り材が増加することによる引張強度、硬さ
試験結果において大きな差がなかった。しかし、戻り材の割合が増えると、伸びが低下する傾向にある。

以上より、戻り材は、溶解前に表面の酸化膜を除去することで、品質の高い溶湯を得られるが、ることで、品質の高い溶湯を得られるが、戻り材の組成
組成
は、Mg が低下し、し、Si が増加する傾向にあることから成分管理を厳密に行う必要があると考えられ管理を行う必要があると考えられ行う必要があると考えられたた。

表 3 新材、戻り材の配合した合金の組成

3 まとめ
本調査研究において減圧凝固法による AC7A 材およびTi-B を添加した溶湯の品質評価と戻り材が品質に与える影響を検討した結果、以下の結論が得られた。
・減圧凝固試験を用いて、溶湯処理の確認が可能である。
・減圧凝固試験片に Ti-B を添加を添加することですることで組織微細化
組織微細化の確認ができる。
・Ti-B
・を添加するとポロシティ
を添加するとポロシティが多く発生
多く発生し、ポロシ、ポロシ
ティ径が大きくなったが大きくなった。
・戻り材の成分分析の結果、戻り材の成分分析の結果、戻り材の添加量を増加させると、Mg が減少し、Siが減少し、 が増加する傾向にあった。

表 3 には、図 6 の溶湯処理後の組成を示す。これによると、戻り材が増加すると Mg が減少し、Siが減少し、 が増加する傾向にあった。Mg は、酸化の傾向が Al に比べ強いため、溶解作業中に中に酸化が進み減耗したと考えられる。更に、酸化が進み減耗したと考えられる。更に、戻り材が増加すると Si が増加する傾向にあった。
この混入については、鋳物砂や耐火物、他合金の混在が考えられるが、原因れるが、原因の特定には至ってない。しかし、の特定には至ってない。しかし、Alの特定には至ってない。しかし、 合金の特性として Si が増加すると、耐摩耗性、注湯時の流動性は向上するが、伸び
るが、伸びが低下
低下する特徴がある。
特徴がある。以上のこと
こと
から、成分中の Si 量が増加により伸びが低下したと考え増加により伸びが低下したと考え
られた。

文
献
1）
）例えば、
（財）素形材センター：軽合金鋳物ダイカス
トの生産技術 p116（1993）
）

168

169

170

171

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181

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183

184

185

醤油用麹菌「南部もやし」の開発*
畑山 誠**、及川 和宏***(株)秋田今野商店より提供された種麹を候補として醤油用麹菌の選抜を行った。
麹菌選抜の指標は、①高プロテアーゼ活性、②高グルタミナーゼ活性、③醤油の官能評価とした。結果、単菌で全ての特性が良好な麹菌は得られなかったが、AOK139（A.oryzae）と AOK39（A.sojae）の組み合わせで醸造を行うことで良質な醤油を造ることができた。この新しい種麹を「南部もやし」と命名した。
キーワード：醤油、種麹、南部もやし

The Development of Aspergillus Fungus “Nanbu Moyashi”
for Soy Sauce Brewing
Makoto Hatakeyama and Kazuhiro Ohikawa
Aspergillus fungi for soy sauce brewing are selected using the candidate spores ofAspergillus fungus provided by Akita Konno Syoten (Ltd.). The selection criteria were (1)high protease activity, (2) high glutaminase activity, and (3) sensory evaluation of soy sauce.
As a result, no single fungus had all the desired properties. However, good soy sauce became
available using a combination of the spores AOK139 (A. oryzae) and AOK39 (A. sojae).
This new Aspergillus fungus is named “Nanbu Moyashi.”
key words : soy sauce, spore of Aspergillus fungus, Nanbu Moyashi
表 1 醤油用種麹№
麹菌名
１
AOK12-2
２
AOK39
３
AOK65
４
AOK77
５
AOK98
６
AOK139
７
AOK210
８
AOK224
９
AOK231
10
AOK1638
11
AOK1641
12
AOK1654
13
丸福 SP-01
14
丸福 SP-05
15
Bioc 醤油用
16
樋口ｽﾘｰﾀﾞｲﾔ
候 補 株

1 緒
言
近年、日本の食の多様化や人口減少により醤油の出荷量は減少の一途を辿っており、醤油製造企業にとって容易に解決出来ない深刻な問題となっている。この課題を解決する糸口を掴むとともに、大手醤油メーカーとの価格競争を避ける方法を模索した。
そこで県内企業と共同で開発した微生物を醸造に用いることにより製品醤油の差別化を図ることとした。今回は醤油醸造に関わる微生物（麹菌、耐塩性酵母、耐塩性乳酸菌）のうち、醤油の味に大きな影響を与える麹菌の選抜を行った。
本試験では、(株)秋田今野商店より供与された 12 株の候補麹菌を用いて、旨味成分の多い醤油を造るためにプロテアーゼ活性とグルタミナーゼ活性が高いこと、試
作醤油の官能評価が良いことの３つを麹菌選択の指標として製麹試験と醤油醸造試験を進めた。

菌種

市販株

A.oryzae
A.sojaeA.oryzae
A.oryzae
A.oryzae
A.oryzae
A.oryzae
A.sojaeA.oryzae
A.oryzae
A.oryzae
A.oryzae
A.oryzae + A.sojae
A.oryzae
A.oryzae
A.oryzae

候補種麹と対照に市販種麹４株を用いた。
2-2 原料使用量
製麹には１試験区大豆 750ｇ、炒煎割砕小麦 750ｇと種麹１ｇを使用した。市販菌はメーカー指定量を使用した。
2-3 原料処理
大豆を洗浄し一晩浸漬吸水させたのち、水切りしオー

2 実験方法2-1 原材料
大豆は、単菌仕込み試験には平成 22 年産タチナガハを複菌仕込み試験には 24 年産ナンブシロメを使用した。
小
麦には(株)八木澤商店の炒煎割砕小麦を食塩には並塩を用いた。製麹に使用した種麹を表１に示した。12 株の*平成 25 年度 基盤的・先導的技術研究開発事業、平成 26 年度** 醸造技術部*** 醸造技術部（現 企画支援部）

事業化支援事業

186岩手県工業技術センター研究報告

トクレーブで 121℃、45 分間蒸煮した。蒸煮大豆は 28℃
まで放冷後、予め種麹を分散させておいた炒煎割砕小麦と混合して、45ℓのビニール袋に入れた。
2-4 製麹
製麹原料を入れたビニール袋は中に空気をたっぷりと入れて口を締め、設定 30℃の恒温器の中に静置し、床寝せとした。２日目の盛時に麹物料を麹蓋に移し、設定
温度、湿度を 28℃、95%RH としたアドバンテック製恒温
恒湿器 THG102FB 内に入れ、４日麹として製麹を行った。
手入れは盛、１番手入れ、２番手入れの３回行い、１番手入れの時に恒温恒湿器の温度設定を 22℃に下げた。
以上が製麹の基本作業であるが、種麹により発熱速度が異なるため手入れや温度設定変更は麹の最高温度が40℃を越えないように品温上昇具合を観察しながら適宜行った。
2-5 醤油諸味の仕込み
単菌仕込みは醤油麹 700ｇを２ℓ梅酒瓶に入れ、これに20％食塩水 1250mℓ（12 水）を加えて醤油諸味とした。複菌仕込みは２種類の醤油麹をそれぞれ 350ｇ入れ、同様に塩水を加え醤油諸味とした。
2-6 発酵熟成
醤油諸味の仕込み直後、醤油用乳酸菌を 2mℓ添加した。
仕込み後１ヶ月目まで諸味を 15℃で静置し、その後 30℃に昇温した。この時、醤油用酵母を 20mℓ添加した。発酵
熟成は５ヶ月目まで継続し、諸味の様子を観察しながら適宜櫂入れを行った。

第 18 号（2016）

2-7 諸味の濾過
熟成の終了した諸味をガラスファイバーフィルター（アドバンテック GA-100）で濾過し、生醤油と粕に分離した。

大 豆
炒煎割砕小麦↓↓洗浄・浸漬
混 合 ←― 種 麹
↓
│
蒸煮・放冷
│
↓
│
混 合 ←――――┘↓製 麹（４日麹）↓
諸味仕込み ←――――――― 食塩水↓
発酵・熟成（５ヶ月間）↓
濾 過 ―――――┐
↓
↓
生醤油
醤油粕

図 1 醤油製造のフロー図

表 2 醤油麹の酵素力価（大豆はタチナガハ使用）
酵素力価
№

種麹名

水分(%)

全ﾌﾟﾛﾃｱｰｾﾞ
(U/g)

1
2

AOK12-2

28.0

157

0.98

2821

408

AOK39

26.6

406

0.82

183

468

3

AOK65

26.4

156

0.92

5839

1198

4

AOK77

25.7

121

1.54

5095

984

ｸﾞﾙﾀﾐﾅｰｾﾞ(mU/g)

αｱﾐﾗｰｾﾞ
（U/g)

糖化力
（U/g)

5

AOK98

26.1

292

0.56

1993

963

6

AOK139

26.4

121

4.11

4575

1673

7

AOK210

27.5

373

0.64

1994

1052

8

AOK224

26.7

312

3.14

150

500

9

AOK231

25.6

159

1.36

6336

1246

10

AOK1638

26.9

159

0.19

5431

1042

11

AOK1641

24.7

181

0.75

6177

1279

12

AOK1654

26.8

190

1.87

6220

1246

13

SP-01

27.6

185

1.40

1478

856

14

SP-05

26.4

258

0.63

2014

1030

15

Bioc

25.7

205

1.06

1850

1005

16

ｽﾘｰﾀﾞｲﾔ

26.4

304

0.62

2235

1005

№13-16 平均値

26.5

238

0.93

1394

974

187

醤油用種麹「南部もやし」の開発
表 3 醤油（単菌仕込み）の分析値と官能評価
色度

全窒素分(%)

食塩分(%)

ｸﾞﾙｺｰｽ(g/L)

ｐH

AOK12-2

24

1.34

15.6

0.73

AOK39

26

1.37

15.0

1.13

3

AOK65

22

1.44

15.8

4

AOK77

22

1.36

15.9

5

AOK98

24

1.40

6

AOK139

24

1.36

7

AOK21024

8

AOK224

26

№

種麹名

1
2

ｸﾞﾙﾀﾐﾝ酸(mmol/L)

きき味評点

4.70

84

3.0

4.66

104

2.8

0.57

4.66

89

2.7

0.64

4.71

90

2.8

15.8

0.50

4.88

84

2.7

16.1

0.65

4.69

92

2.6

1.42

15.8

0.51

4.84

87

2.6

1.39

15.8

1.30

4.90

116

4.3

9

AOK231

24

1.37

16.2

0.64

4.66

88

2.5

10

AOK1638

24

1.37

16.0

0.58

4.68

71

3.4

11

AOK1641

22

1.43

15.9

0.59

4.67

90

2.9

12

AOK1654

24

1.37

15.9

0.59

4.67

88

3.2

13

SP-01

22

1.40

15.9

0.69

4.91

85

2.9

14

SP-05

26

1.37

15.7

0.58

4.88

72

3.0

15

Bioc

24

1.34

16.0

0.75

4.86

79

3.0

16

ｽﾘｰﾀﾞｲﾔ

24

1.33

15.8

0.52

4.87

82

2.7

表 4 醤油（複菌仕込み）の分析値と官能評価
№

種麹名

色
度

全窒素分(%)

食塩分(%)

ｸﾞﾙｺｰｽ(g/L)

ｐH

ｸﾞﾙﾀﾐﾝ酸(mmol/L)

きき味評点

1

AOK139 + 39

22

1.36

15.3

0.42

4.86

109

2.4

2

AOK139 + 224

24

1.39

15.3

0.41

4.91

91

2.4

3

AOK210 + 39

20

1.42

15.1

0.41

5.12

98

3.8

4

AOK210 + 224

24

1.41

15.5

0.41

5.13

96

3.6

5

AOK231 + 39

22

1.38

15.3

0.40

4.92

89

2.4

6

AOK231 + 224

24

1.36

15.3

0.39

4.95

97

2.2

＊ きき味評点は１～５点で採点し、平均点が小さい方が香味に優れた醤油である。
表 5 醤油（複菌仕込み）のアミノ酸量
№

種麹名

1

AOK139 + 39

2

AOK139 + 224

3

AOK210 + 39

4

AOK210 + 224

56

旨味アミノ酸(mmol/L)

甘味アミノ酸(mmol/L)153

苦味アミノ酸(mmol/L)（旨味＋甘味）
苦味

113

193

1.38

130

94

171

1.31

145

111

214

1.19

142

109

213

1.17

AOK231 + 39

129

98

182

1.24

AOK231 + 224

142

105

200

1.24

＊ 旨味アミノ酸はグルタミン酸、アスパラギン酸の和、甘味アミノ酸はグリシン、アラニン、プロリン、セリンの和、苦味アミノ酸はフェニルアラニン、チロシン、アルギニン、イソロイシン、ロイシン、バリン、メチオニン、リジンの和である。

2-8 分析
麹の水分と全プロテアーゼの分析はしょうゆ試験法１）に従った。糖化力とαアミラーゼ測定にはキッコーマンの醸造分析キットを用いた。グルタミナーゼ活性は、ヤ
マサ L-グルタミン酸測定キットⅡを用いて測定した。
醤油の全窒素は、Tecator 社製 KJELTEC AUTO SAMPLERSYSTEM 1035 Analyzer を用いて分析した。アミノ酸は、

188(株)日立製作所製アミノ酸アナライザーL-8900 型で分析した。グルコースは、(株)アットウィル製全自動糖分
析装置 GA05 で分析した。色度、食塩分、ｐＨはしょうゆ
試験法１）に従い分析を行った。
2-9 官能評価
９名のパネラーによる５点法で醤油のきき味を行った。

岩手県工業技術センター研究報告

3 実験結果および考察
3-1 単菌仕込み
麹の酵素力価を表２に、醤油の分析値と官能評価の結果を表３に示した。
全プロテアーゼ活性はAOK39、AOK210とAOK224で高く、グルタミナーゼ活性は、AOK139 と AOK224 で高かった。
AOK39 と AOK224 でαアミラーゼが著しく低かった。
醤油成分では、AOK39 と AOK224 のグルコースとグルタ
ミン酸が高かった。グルコース含量が高いのは糖の消費が少ないとされる A.sojae のためと考えられる。AOK139
では麹のグルタミナーゼ活性が高いにもかかわらず醤油のグルタミン酸量は低かった。ペプチド末端に作用する
エキソ型酵素であるグルタミナーゼは多いが、全プロテアーゼが低いことからタンパク質全体に作用するエンド型酵素の活性が低かったと考えられる。このことからグルタミン酸量が多い醤油を造るには、全プロテアーゼ活性とグルタミナーゼ活性の両方がバランス良く必要であることが示唆された。
醤油の官能評価の高い AOK139、AOK210、AOK231 は全て
A.oryzae であった。全プロテアーゼ活性が高く、グルタ
ミン酸含量も高い A.sojae（AOK39、AOK224）の醤油は必ずしも評価が高くなかった。
結果として、単菌で高プロテアーゼ活性、高グルタミ
ナーゼ活性、良好な官能評価のすべてを満たす麹菌はな
かった。
3-2 複菌仕込み
醤油の官能評価が良好であった A.oryzae３株（AOK139、
AOK210、AOK231）と全プロテアーゼ活性が高く醤油中のグルタミン酸量が多い A.sojae２株（AOK39、AOK224）を組み合わせて醤油を醸造した。その醤油の分析値と官能評価を表４に示した。
その結果、AOK139 と AOK231 を使った醤油４点は単菌で造った醤油より評価が良好であった。AOK210 を使った
醤油２点は評価が劣った。評価の良かった４点でさらに官能試験を行ったところ、９名のパネラーのうち５名がAOK139 とAOK39 の組み合わせを一番良質な醤油に選んだ。
AOK139 とAOK39 で造った醤油はグルタミン酸量が一番多い。しかし全アミノ酸量を示す指標である全窒素量や甘味成分であるグルコース量が多いわけではない。また

189

第 18 号（2016）

AOK231 の醤油は官能評価の劣る AOK210 の醤油よりグル
タミン酸量は少ない。これらのことから官能評価に影響する要因は他にあるものと考えられた。
旨味アミノ酸、甘味アミノ酸、苦味アミノ酸の各総量と苦味アミノ酸量に対する旨味と甘味アミノ酸量の和の比を表５に示した。官能評価の劣る AOK210 の醤油は、旨味や甘味アミノ酸量が少ないのではなく、それらに対し相対的に苦味アミノ酸量が多い。逆に AOK139 と AOK39を組み合わせた醤油は苦味アミノ酸量に対して相対的に旨味と甘味のアミノ酸量が多い。これが AOK139 と AOK39を組み合わせた醤油の官能評価が良好な理由と推測された。
4 結言(株)秋田今野商店より提供された候補麹菌を用いて製麹試験と醤油醸造試験を行った。麹菌選抜の指標をプロ
テアーゼ活性とグルタミナーゼ活性が高く、試作醤油の官能評価が良好なこととした。
高プロテアーゼ菌は AOK39、AOK210、AOK224、高グル
タミナーゼ菌は AOK139 と AOK224、官能評価の高い菌はAOK139、AOK210、AOK231 であった。しかし、全て良好な特性を示す単菌は存在しなかった。
そこで官能評価の良好な A. oryzae３株（AOK139、
AOK210、AOK231）とグルタミン酸の多い A.sojae２株（AOK39、AOK224）を組み合わせて醤油醸造を行った。その結果、AOK139（A.oryzae）と AOK39（A.sojae）の組み合わせが醤油醸造に適する麹菌として選ばれた。この組
み合わせで造った醤油は苦味アミノ酸量に対して相対的に旨味と甘味のアミノ酸量が多いことが判った。
この新しい醤油用種麹は岩手みそしょうゆ学びの会により「南部もやし」と命名された。
謝
辞
本試験を実施するにあたり種麹菌を快く提供してい
ただいた(株)秋田今野商店様に深く感謝いたします。
文献1)しょうゆ試験法：財団法人日本醤油研究所（1986）

岩手オリジナル清酒酵母の開発*
中山 繁喜**、米倉 裕一**、佐藤 稔英**
既存の吟醸酒酵母と異なる風味を醸し出し発酵力の優れた岩手オリジナル清酒酵母を目指し開発に取り組んだ。岩手 2 号由来の泡無化酵母は、「きょうかい 7 号」酵
母より発酵が早く酸生成が低くて特徴ある香りの清酒を造る酵母であった。県内酒蔵場での試験醸造でも高評価が得られ、実用化が期待される。
キーワード：清酒酵母、酵母育種、低酸性

Development of Iwate original sake yeast
Shigeki Nakayama, Yuichi Yonekura and Naruhide Sato
We are developing an Iwate original sake yeast and emphasizing a novel sake taste andexcellent fermentation. Using the non-foaming yeast from Iwate-2gou, we select yeast withearly fermentation, low acid product, and the desired characteristic odor. This yeast received
higher evaluations in brewing tests and is expected to be put into practical use.
key words : sake yeast, yeast strains, low acidity
1 緒
言
当センターでは県オリジナル酵母として、「岩手吟醸 2号」、
「ジョバンニの調べ」、「ゆうこの想い」を開発し、現在多くの酒蔵場で使用されている。これら酵母は、華やかな吟醸香を生成する酵母である。一方、岩手県では吟醸酒が注目される以前の昭和40年から50年代にかけ、「岩手 2 号」、
「同 3 号」と呼ばれる酵母を頒布していた。
しかし、酒造現場では作業性に優れた泡無酵母の使用が増え、公益財団法人日本醸造協会が頒布する泡無酵母に移行していった。
著者らは吟醸酵母と異なる新たな県オリジナル酵母の開発を目指し、当所で保存していた「岩手 2 号」
「同 3号」酵母を泡無化し、発酵試験、小仕込試験を行った結果、2 号酵母から有望株を取得することができた。この株は酒造現場での実地醸造でも良好であったので、このことについて報告する。

表 1 総米 300g 発酵試験の仕込配合(g)
水麹
初添
仲添
留添
総米
18
36
93
153
蒸米
0
36
75
129
麹米
18
0
18
24
汲水
75
0
117
228

・水麹：汲水に 2×10７ cells /ml になるように培養酵母を添加した。

2-2 小仕込試験
前述の 2-1 発酵試験で良好と判定した酵母については、
引き続き総米 30kg 小仕込試験を行った（表 2）。酒母を省略したアンプル仕込みとし、容器は 100 L ステンレス
タンクを用い室温および保温マットにより温度管理を行った。原料米は、岩手県協同精米所で精米した 25 年
産吟ぎんが精米歩合 55%を、種麹は「黎明平泉」（㈱秋田
今野商店製）を使用した。分析は、国税庁所定分析法 1）に準じて行った。官能評価は岩手県工業技術センター職
員等 5 名で行った。

2 実験方法2-1 発酵試験
岩手 2 号酵母の泡無株 5 株（2-3、2-8、2-9、2-10、
2-12）と酒造現場で広く使われている「きょうかい 7 号」
および「同 701 号」を用い、各々の酵母毎に総米 300gの発酵試験を行った（表 1）。仕込みは酵母仕込みによる前日水麹法とした。容器は 1 L トールビーカーを用い恒温機内に水を張り温度管理を行った。原料米は、岩手県協同精米所で精米した 25 年産「吟ぎんが」精米歩合 55%を用い、製麹では岩手県オリジナル麹菌「黎明平泉」（㈱秋田今野商店製）を使用した。
***

平成 25 年度
醸造技術部

計
300
240
60
420

表 2 総米 30kg 小仕込試験の仕込配合(kg)
水麹
初添
仲添
留添
総米
1.7
3.7
8.6
16
蒸米
0
3.7
6.7
13.6
麹米
1.7
0
1.9
2.4
汲水
5
3
12
19
・水麹：汲水に 500ml の酵母培養液を添加した。

基盤的・先導的技術研究開発事業、平成 26 年度

技術シーズ形成研究事業（発展ステージ）

190

計
30
24
6
39

岩手県工業技術センター研究報告

酵母
2-3
-8
-9
-10
-12
K701*1
K7*2

アルコー 日本酒度
ル分(%)
19.0
+11
19.2
+9
19.1
+8
19.5
+9
19.4
+9
18.9
+6
18.2
+7

酸度
(ml)
2.5
2.5
2.4
2.5
2.6
2.4
2.5

第 18 号（2016）

表 3 泡無酵母の発酵試験
グルコー 酢酸エチ 酢酸イソア カプロン酸エ アルコールス(%) ル(ppm)
ミル(ppm)チル(ppm) 収得率(%)
0.7
58
3.6
0.9
29.4
0.9
71
4.3
1.1
29.6
1.0
65
3.8
1.1
29.3
0.9
75
4.3
1.0
30.6
1.0
76
4.3
1.0
30.3
1.1
71
3.5
1.0
29.1
1.0
51
2.2
1.6
27.3

粕歩合
(%)
52.0
54.0
53.1
52.3
53.9
51.9
59.1

＊1：「きょうかい 701 号」、＊2：「きょうかい 7 号」

酵母

2-8
2-9
K7*

アル
日本
コール 酒度
(%)
17.2
-1
17.1
-1
16.8
±0

表 4 選抜酵母の小仕込み試験
酸度 アミノ グルコ
酢酸
酢酸イソ カプロン酸
酸度
エチル
アミル
エチル
ース
(ppm)
(ml)
(ml)
(%)
(ppm)
(ppm)
1.9
1.2
0.03
66
4.8
1.1
1.9
1.2
0.04
51
3.5
0.8
2.3
1.2
0.04
47
2.5
2.6

醪日数
(日)
22
21
24

アルコー 粕歩合
ル収得率
(%)
(%)
328
38.0
313
41.5
324
41.7

＊：「きょうかい 7 号」

3-3 岩手 2 号泡無し酵母の実地醸造
評価が良かった 2-9 株については、県内企業 2 社に協力を依頼し、通常の蔵での仕込み方法で試験醸造を行った。製造担当者の所見や状況を表 6 にまとめた。我々が行った小仕込試験とほぼ同様で発酵が順調で製成酒の酸度が少なく特徴ある香りがあるという感想があり良好であった。

3 実験結果および考察
3-1 泡無酵母の発酵試験
供試菌株と対照の「きょうかい 701 号」「きょうかい 7号」酵母を用いて総米 300g の発酵試験を行った。製成酒の成分と歩合を表 3 に示す。
供試株全般にアルコール分、日本酒度およびアルコール収得率が対照より高く、どの酵母も充分な発酵力を有していた。
製成酒の官能評価では、2-8、2-9 株が特徴的な芳香があり綺麗な酒質であったので、
この 2 株を有望株とした。
3-2 泡無酵母の総米 30kg 仕込試験
発酵試験で評価が良い 2-8、2-9 株と対照の「きょうかい 7 号」酵母を用いて総米 30kg の発酵試験を行った。製成酒の成分と歩合を表4に示す。
供試2株は対照に比べ、醪日数が短くても製成酒のアルコール濃度が高い等発酵が早く、酸度が低かった。また、酢酸イソアミルやカプ
ロン酸エチル等の香気成分濃度は、それぞれ異なるバランスであった。
製成酒の官能評価の結果を表 5 に示す。評価が最も良かったのは 2-9 株であった。味の幅があり後味の良さが評価された。2-8 株は醪が前急型に進み、味乗りが薄く渋味が浮いて「きょうかい 7 号」
酵母より評価が劣った。
香りは両者とも「きょうかい 7 号」酵母と異なる個性的な香りであった。香りについては今後解析を進める予定
である。

酵母
2-8
2-9
K7

表 6 実地醸造での所見
コメント
A 社:酸度、アミノ酸度が低い。
香りに特徴あり味は既存酵母より良い
2-9
B B 社:爽やかな香り、この酵母を使い続けたい。
酵母

4 結
言
本研究では、新たな清酒用酵母を開発するため、泡無し化した岩手 2 号酵母の中から選抜を試みた。その結果、
岩手 2 号由来酵母から、発酵力が強く、酸生成が少なく、特徴ある香りを生成する酵母を選抜することができた。
企業での実地醸造でも「既存酵母より良い味」「この酵
母を使い続けたい」等の肯定的な意見が出された。
今後は、岩手の新酵母として普及させる予定である。
文献1) 注解編集委員会編：第 4 回改正国税庁所定分析法（1993）

表 5 30kg 仕込試験での製成酒評価
評価
コメント
3.3
軽快な味、味細い、渋味、香りの特徴
2.3
味の幅がある、後味良、柔らかな香り
3.0
酸味、綺麗な旨味、エステル香

評点：1 良い 2 普通 3 欠点有り 評価者 3 名の平均

191

酒造好適米「結の香」の精米試験*
佐藤 稔英**、中山 繁喜**、米倉 裕一**
近年、米の特長をより引き出した清酒の評価が高まっており、『結の香』の心白が小さく米粒中心に発現する特長を生かした高精白醸造を望む声が上がってきている。
そこで精米歩合 30%までの精米試験を行った結果、精米歩合 40%の『山田錦』よりも無効精米歩合が低く、良好な白米を得ることができた。
キーワード：酒造好適米、結の香、精米試験

Polishing Test of Sake Rice Yuinoka
Naruhide Sato, Shigeki Nakayama and Yuichi Yonekura
Several features are desired in sake rice. In particular, the strength of the rice grain is
important for brewing high-quality sake. In this study, to clarify the suitability of Yuinoka for
brewing high-quality sake, we submit Yuinoka to polishing tests. The results reveal that theunavailable ratio of Yuinoka is less than that of Yamadanishiki. This advantage of Yuinoka is
because of its small white-core region.
key words : sake rice, Yuinoka, polishing test
発生が低く抑えられる品種およびその栽培条件を見出した。その結果、醪工程では必要以上に溶解せず、雑味が少なく端麗でスッキリ、凛とした酒質になりやすい酒造好適米として高い評価を得ている。近年、米の特長をより引き出した清酒の評価が高まっており、『結の香』の心白が小さく米粒中心に発現する特長を生かした高精白醸
造を望む声が上がってきている。そこで本研究では精米
歩合 30%までの精米試験を行い、搗精時の千粒重および無効精米歩合の分析を行ったので報告する。

1 緒
言
清酒のアルコール分や酸味、甘味や旨味は、米由来のデンプンおよびタンパク質から米麹の酵素による作用や酵母の発酵によりもたらされる。
「米」は清酒造りの重要な原料であり、米の分解生成物を起点として発酵が始まることを鑑みると、米質が清酒の酒質に与える影響は非常に大きい。しかし、米には製品へ直接移行するような特徴的な香味は無く、また、清酒の製造工程は極めて複雑で、工程管理が酒質の良否に直接影響するため、酒造用としての米の良否判定も工程管理の難易に関係するところが大きい。一般的に酒造用米の適否の判定基準として① 蒸しが容易で良い蒸米ができること② 麹菌の破精込みが良いこと③ 溶解糖化のよいこと④ 大粒で心白のある軟質米⑤ 粗タンパクおよび脂肪分が少ないことが挙げられ、以上の項目をクリアした米は酒造好適米と呼ばれる。また、特に吟醸酒に代表される特定名称酒に用いられる酒造好適米は、米質のみならず精米方法の巧拙による白米品質のバラツキが大きくなりがちで、精米
特性も酒造好適米の重要な性質と考えられている。
『結の香』は岩手県で平成 24 年度に品種登録された酒造好適米で、精米歩合 40%の純米大吟醸酒が製造されている。選抜試験において酒造特性を第一に精米特性も含めて検討され、搗精時の砕米、醸造工程での浸漬裂傷の***平成 26 年度
醸造技術部

2
実験方法
2-1 試料と処理方法
試料玄米は平成 26 年度奥州市産の『結の香』を用いた。
また、対照として平成 26 年度兵庫県産『山田錦』を用いた。搗精は(株)サタケ社製小型精米機 NDB-15A を装填ロール#70 で使用し、張り込み玄米 600kg を見かけ精米歩
合 30％まで精白した。搗精条件は表 1 に示すとおりである。
2-2 評価方法
玄米の分析は酒造用原料米全国統一分析法1)に準じて分析した。また、玄米の胴割れ・未熟粒の判定は(株)サタケ社製穀粒判別機RGQI-10Aを使用し、玄米の心白測定
は当センターで開発された「RiceCheck1」プログラムを用いた2)。精白米の評価は千粒重を測定し、無効精米歩合を算出した。

共同研究

192

岩手県工業技術センター研究報告 第 18 号（2016）

表1
表 1 搗精条件
搗精条件
設定値
搗精 精米歩合 回転数 電流値 流量弁 万石
ステップ
開度 開度
(%)
(rpm)
(A)
1
1
5
920
2
95
18.5
2
5
970
3
90
920
19.5
3
5
4
85
860
17.5
3
4
5
80
810
16.0
3
3
6
75
750
14.5
2
3
7
70
740
14.0
2
3
8
62
720
13.5
2
3
9
54
700
13.0
2
2
10
46
680
12.5
2
2
11
38
660
12.0
2
1
12
30
650
12.0
2
1

図 1 心白測定結果
Ａ：結の香 Ｂ：山田錦3
実験結果
3-1 原料米分析結果
今回試験した原料米分析結果を表 2 に、穀粒判別機でに、穀粒判別機での分析結果を表 3 に示す。
示す。平成 26 年度の岩手県内の年度の岩手県内の気象は登熟期以降の日照
は登熟期以降の日照時間が平年を下回って経過し、登熟時間が平年を下回って経過し、登熟はやや不良となったことからはやや不良となったことから『結の香』』の千粒重はの千粒重は平成25 年度に比べてやや低下した。また、登熟期以降の気温度に比べてやや低下した。また、登熟期以降の気温は全国的に低めに推移したことから、全国的に低めに推移したことから、
『結の香』
結の香 、
『山田錦
山田錦』
3、4)
ともに奥田らの奥田らの報告の通り、の通り、Brix
値が増加した。
値が増加した。さらに『結の香』『結の香』は平成 25 年度に比べて
年 に比べて 70%搗精時の粗タ
搗精時の粗タンパク質は低下したものの砕米率はやや増加した。
ンパク質は低下したものの砕米率はやや増加した。平成
25 年度に比べて胴に比べて胴割粒の割合が減少したものの、割粒の割合が減少したものの、未熟粒割粒の割合が減少したものの、未熟粒の割合が増加したためと考えられる。
3-2 原料心白測定結果『結の香』と『山田錦』の千粒加算平均画像を図の 粒加算平均画像を図 1 に、
加算平均画像の縦軸中心位置の心白発現量解析結果につ
加算平均画像の縦軸中心位置の心白発現量解析結果につ

図 2 心白発現量解析結果て図 2 に示す。
『結の香』は
は『山田錦』に比べてやや腹に比べてやや腹いて図側に発現する心白側に発現する心白発現強度が低く、米粒中心の心白発現が低く、米粒中心の心白発現
強度が高かった。
強度が高かった。近年の醸造技術の進歩などから、従来
近年の醸造技術の進歩などから、従来
ほど心白発現を重要視しない傾向があるものの、高精白に耐えうるためには心白の発現に耐えうるためには心白の発現位置に偏りが少なく、米に偏りが少なく、米粒の中心に発現することが望ましい。
『結の香
結の香』は選抜試
験過程から精米特性を考慮して米粒中心に心白を発現す
験過程から精米特性を考慮して米粒中心に心白を発現する施肥方法等が検討されてきた 5)。本結果は結果は『結の香』』の特性が普及後も維持されていることを示している。
の特性が普及後も維持されていることを示している。

表 2 原料米分析結果

玄米
無効
20分 120分
蒸米
アミノ酸 粗タンパク
砕米率
Brix
品種名 産地 等級 千粒重 精米率
吸水率 吸水率 吸水率
度
質
（g）
（%）
（%）
（%）
（%）
（%）
（%）
（ml）
（%）
結の香 前沢 3等
24.2
2.6
6.2
26.5
27.7
34.4 11.1
0.7
4.0
H26年度
山田錦 兵庫 特等 27.5
-0.5
27.6
28.6
35.3 11.2
0.6
3.8
4.3
結の香 前沢 3等
24.7
0.7
25.5
27.0
34.3 10.1
0.9
4.5
2.8
H25年度
山田錦 兵庫 特等 27.1
1.4
28.4
29.0
37.6 10.6
0.7
4.3
7.4
表 3 穀粒判別機の分析結果

品種名
H26年度
H25年度

結の香
山田錦
結の香
山田錦

心白
粒数
282
179
109
410

無心
白粒数

未熟粒

394
430
652
340

293
280
161
245

193

砕粒
9
12
1
0

胴割粒

その他
被害粒

6
99
72
1

16
0
5
4

合計
1000
1000
1000
1000

酒造好適米「結の香」の精米試験
3-3 精米試験結果
表 4 に『結の香』の搗精経過、表 5 に搗精結果を示す。
既に対照となる『山田錦』の心白発現強度が腹側に強いことが明らかであったため、無効精米歩合の増加を抑えるために搗精時の最高品温30℃を上限として搗精を進行させた。その結果、『結の香』の搗精結果は『山田錦』と比較すると非常に良好で、精米歩合 40%の『山田錦』よりも精米歩合 30%の『結の香』の無効精米歩合は低くなった。無効精米歩合が低くなった理由としては『結の香』の心白発現位置が『山田錦』と比較して中心部に小さく発現するために搗精時の砕米が発生しにくいためと推察された。
一方、精米時間は精米歩合 40%以降の搗精に長時間を要する結果となった。通常の搗精ではロール#60 で精米
歩合40%まで最高品温35℃を上限として50～65 時間程度で終了する。今回の試験では、白米を緩やかに搗精する目的でロール#70 を使用し、搗精時の砕米増加を抑える
ために電流値を低めに設定して最高品温を増加させない
条件で搗精を行ったため、白米品質は良好であったものの搗精時間が長時間化したものと考えられた。
現在の搗精は全国的に見ても共同精米が多く省エネおよびコストの面から短時間化が求められるため、白米品
質を落とさずに搗精時間を短くする搗精条件の検討が今後の課題として挙げられた。

表5 精米試験の結果
表 5 精米試験の結果

結の香
山田錦

無効精米歩合
(％)
5.20
4.80
5.84

文
献
1) 酒米研究会：酒造用原料米全国統一分析法（1996）
2) 佐藤稔英、米倉裕一、中山繁喜:酒造好適米『結の香』の心白発現と醸造特性、地方独立行政法人岩手県工業技術センター 成果集、p25（2014）3) M.Okuda、K.Hashizume、I. Aramaki、M.Numata、M.Joyo、
N.Goto-Yamamoto、S.Mikami：Influence of Starch
Characteristics on Digestibility of Steamed Rice
Grains under Sake-making Conditions, and Rapid
Estimation Methods of Digestibility by PhysicalAnalysis、J.Appl.Glycosci.、56、p185-192（2009）4) 奥田将生、橋爪克己、沼田美子代、上用みどり、後藤奈美、三上重明：気象データと原料米の酒造適正との関係、醸協 104、p699-711（2009）5) 菅原浩視、阿部陽、川代早奈恵：大吟醸酒原料向け
水稲品種「岩手酒 98 号」の育成、平成 23 年度 岩
手県農業研究センター試験研究成果書、普-03-1（2011）

測定値
搗精 重量 品温 外気温
各ステップ
ステップ (kg) (℃)
(℃)
所要時間
1 600
13
14
0 H 14 M
2 570
22
15
1 H 48 M
3 541
25
15
1 H 15 M
4 513
27
14
3 H 26 M
5 482
26
14
5 H 29 M
6 459
26
15 11 H 41 M
7 421
27
14 11 H 51 M
8 375
24
12 10 H 55 M
9 325
24
13 11 H 18 M
10 28022
13 13 H 15 M
11 22925
14 13 H 32 M
12 18023
14 21 H 29 M
106 H

千粒重
(g)
8.53
10.85
12.61

4
結
言
本研究では、『結の香』の特長をより引き出した清酒製造を目指すため精米歩合30%までの精米試験を試みた。
その結果、精米歩合 40%の『山田錦』よりも無効精米歩合が低く、良好な白米を得ることができた。これは『結の香』選抜時から検討されてきた「米粒中心部に小さく発現する心白」という、高い精米特性を普及後も維持しているためと考えられる。
今後は、白米品質を落とさずに搗精時間を短くする搗
精条件の検討を行い、安定して高品質の白米流通させることで『結の香』の特長をより引き出した製品開発につなげていきたい。

表4
表 4 『結の香』の搗精経過『結の香』の搗精経過

合計

精米歩合
（％）
30
40
40

13 M

194

地方独立行政法人岩手県工業技術センター研究報告
平成 28 年 2 月 第 18 号
Journal of Local Independent Administrative Agency
Iwate Industrial Research Institute2016 February Vol.18
発 行

平成 28 年 2 月 18 日

地方独立行政法人岩手県工業技術センター〒020-0857 岩手県盛岡市北飯岡 2-4-25
TEL: 019-635-1115
FAX: 019-635-0311
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