住友重機械技報 179
No.

2012

グローバル製品特集
論文・報告 くりこみ群分子動力学法による回転塑性加工シミュレーション

大西良孝，檜垣孝二，市嶋大路，広瀬良太

1フィールドビューモニターシステムの開発 －映像合成による油圧ショベルの周囲確認支援システム－
清田芳永，因藤雅人，加藤英彦

5

石田浩修，真坂英次

9

小木曽太郎，塚根浩一郎

15

延性破壊シミュレーションによるつり手の限界強度設計法の開発
平面研削盤テーブル駆動の省エネルギー化と振動低減
全電動射出成形機SE-EVシリーズ

技 術 解 説 PET用薬剤製造システム
門形平面研削盤 KSL

19

日朝俊一

23

杉山陽介

25

満

27

名堯

29

豊，藤野泰充

31

田中孝一

33

大兼久

超高磁力型マグネットセパレータの開発

齋藤元和，許１W４Kパルスチューブ冷凍機
IE２高効率モータにおける効率向上と国際規格対応

拓横山

水谷清信，竹島

超高速凝集沈殿装置 スミシックナー® の海外向けアプリケーション

新製品紹介
ガスタービン発電機用高速歯車装置

35

新型リーチフォークリフトFBR

36

Sumitomo Heavy Industries
Technical Review

No.

179

2012

Special Issue for Global Products
T / P APERS

Rotating Plastic Forming Simulation Using Renormalization Molecular Dynamics

Yoshitaka OHNISHI, Koji HIGAKI, Daiji ICHISHIMA, Ryota HIROSE

Development of FIELD VIEW MONITOR System－ Operator support system for a hydraulic excavator to check safety around the vehicle on a stitched image －Yoshihisa KIYOTA, Masahito INDOH, Hidehiko KATOH

Development of a Structural Limit Strength Design Method Using Ductile Fracture Simulation
Hironobu ISHIDA, Hidetsugu MASAKA

Energy Conservation and Vibration Reduction on the Table Driving of Surface Grinding Machines

Taro OGISO, Koichiro TSUKANE

All Electric Injection Molding Machine SE-EV Series

Taku YOKOYAMA

T/INVITATIONS Production System for PET Tracers

Toshikazu HIASA

Double Column Type CNC Slideway & Surface Grinding Machine KSL
Development of a Super-high Magnetism Magnet Separator
１W４K Pulse Tube Refrigerator

Yousuke SUGIYAMA
Mitsuru OOKANEKU

Motokazu SAITO, Mingyao XU

Efficiency Improvement of IE２ Motors for Global Regulation

Kiyonobu MIZUTANI, Yutaka TAKESHIMA, Yasuhiro FUJINO

Overseas Application of SUMI-THICKENER®

Koichi TANAKA

1
5
9
15
19
23
25
27
29
31
33

NEW PRODUCTS
Vertical Offset Parallel Shaft Gear Box for Gas Turbine-Generator

35

New Reach Forklift Truck

36

Special Issue for Global Products

グローバル製品特集

98

効率
（％）

93
88
83
78
73
68

IE１
IE３
JIS C 4212

IE２
JIS C 4210

0.75 1.1 1.5 2.2 3.7 5.5 7.5 11 15 18.5 22 30 37 45 55 75 90 110 132
モータ容量（kW）

グローバル製品特集

論文・報告

くりこみ群分子動力学法による回転塑性加工シミュレーション

くりこみ群分子動力学法による回転塑性加工シミュレーション
Rotating Plastic Forming Simulation Using Renormalization Molecular Dynamics
●大

西

良

孝＊

Yoshitaka OHNISHI

檜

垣

孝

Koji HIGAKI

二＊＊

市

嶋

大

Daiji ICHISHIMA

路＊

広

瀬

良

Ryota HIROSE

太＊

回転塑性加工シミュレーション
Rotating plastic forming simulation

回転塑性加工を忠実にシミュレートするには，回転機
構や弾塑性変形に加え，金属同士の接触，接触時の摩擦による発熱や温度上昇および熱による加工硬化などが複雑に絡み合った現象を解く必要がある。このことから従来のように多数の仮定を施す経験的な手法を適用することはできない。当社が開発したくりこみ群分子動力学法(Renormalization Molecular Dynamics RMD)は，分子動力学法の利点をすべて継承することから，複雑なモデル化をすることなくこれらの現象をすべて考慮したシミュレーションを行うことが可能である。
本報では，一般的な炭素鋼材料を対象とした回転塑性
加工シミュレーションの適用について報告する。結果，
従来法では再現困難な，金属のまくれ込み現象を再現することに成功した。

１

1

まえがき

To accurately simulate a rotating plastic forming
process, it is needed to assess the rotation mechanismand elastic-plastic deformation, and also to elucidate
the phenomena caused by a complex interactionof metal-to-metal contact, exoergic reaction andtemperature rise created by its friction, and workhardening caused by heat. Therefore, typical empiricalmethods based on many assumptions cannot beapplied to the aimed simulation. Renormalization
Molecular Dynamics (RMD), developed by SHI,
makes it possible to simulate the process involving
the aforementioned interaction without creatingcomplicated models since the RMD adheres to all theadvantages of the MD method.This paper reports on
the RMD method applied to a simulation of the rotating
plastic forming on typical carbon steel. It is found thatthe method can successfully reproduce metal-carling
phenomenon, which has ever been hardly reprodusedby other conventional methods.

一般的に塑性加工のシミュレーションは有限要素法（FiniteElement Method FEM）
を用いて行われており，解析ソフトも分子動力学（Molecular Dynamics MD）
法⑴⑵は，古典的多粒多数提供されている。近年の計算機能力の向上と解析手法の高子系の研究に広く用いられている手法である。物質のマクロ度化により，割れやしわの発生および加工時の材料流動など，な現象は，計算機上ですべての原子の運動を追跡し，統計的複雑かつ大規模な問題の解析も可能となってきている⑶⑷。しな処理を施すことで導き出すことが可能となる。しかしながかしながら，シミュレーションソフトは研究者および開発者

らマクロな現象を再現するには膨大な数の原子を追跡するこによりさまざまな手法が用いられており，それぞれに特長ととになり，既存の電子計算機では実現できない。

欠点を持っている。従って，どの手法や解析ソフトでも利用＊技術本部＊＊日本スピンドル製造株式会社

住友重機械技報 No.179 2012

論文・解説くりこみ群分子動力学法による回転塑性加工シミュレーション

600

⎧
⎨
⎩

Stress（MPa）

Pull

RMD

400

Experiment

200

⎧
⎨
⎩

0

Fix

図１

引っ張り試験の計算モデル
Calculation model of tensile test

図２

0

0.01
Strain0.02

応力−ひずみ曲線
Strain-Stress curve

者すべての要求を満たすことはできないのが現状である⑸。

v x, t）
刻 t における速度場 （，密度分布ρ
（x, t），温度場 T（x, t），

MD法による任意のスケールのシミュレーションが可能にな

t）はそれぞれ次の公式で算出される。また，（2），応力場σ（x,xyれば，これらの問題点を解決することができる。MD法なら（3）式を用いて変換した相似則も同時に示す。

ば，加工時の温度上昇，ボイド・クラックの発生および結晶の構造相変化による加工硬化など，塑性加工時に重要となる現象が何のモデル化も必要なく再現できる。

Σ q́x́ ＝−−−−− ＝xα−1 ………………………………………（4）Σ

そこで我々はくりこみ群⑹の考え方をMD法に適用することで，MD法の利点を継承したまま計算効率を飛躍的に向上させることができるくりこみ群分子動力学（Renormalization
Molecular Dynamics RMD）法を開発した

。

⑺⑻

２
2.1

Σ p
−1
v́
α …………………………（5）（x́‚ ）＝ −−−−− ＝ v（x ‚ ）Σ

くりこみ群分子動力学法
くりこみ群変換1ρ（x́‚ ）＝−−Σ́＝ρ（x ‚ ）
α ……………………………
（6）
2

現実の系が体積V=L ３，原子数Nを持つとする。この系にくりこみ群を適用し，縮小された相似な系（L′，N ′ ）
を作る。

→ ＝ α
−3
→ ＝ α ………………………………………………（1）α＝２−1n はくりこみ回数である。
くりこみに際し，物理量は次のようにくりこまれる。

→ ＝ α………………………………………………
（2）
φ→φ ＝φ2

ここで，m 質量，φは原子間ポテンシャルである。また，
変数は次のようにスケールされる。

→ ＝ α
（3）
−1 …………………………………………………
→ ＝α

1
2
2
́
（x́‚ ）＝ −−−− − （ṕ−v（x́‚））＝ （x ‚ ）…………
（7）
3 ́ Σ2⎛1σ（x́‚ ）＝−−Σ⎜⎜́ ⎝⎞∂⎟ ＝σ（x ‚ ）− −−−Φ
（ ）
……
（8）
⎟
∂
⎠

特に応力・温度については，くりこみ変換に際して不変である。

３

シミュレーションモデル

3.1

被加工素材の応力 - ひずみ曲線の再現

RMDは原子間ポテンシャルの形状やパラメータにより材料の物性が決定される。このことからポテンシャルの選定は特に重要な作業である。アルミや鉄のように金属単体のポテ
ンシャルは多数報告されているが，このようなポテンシャル

ここで，p は運動量，q は座標である。

の材料特性は，粘りが大きくなる傾向がある⑼。これらのポくりこみの結果，時間はくりこみ変換によってスケールさ

テンシャルによるパラメータの合わせ込みでは，ヤング率をれない。しかし時間刻みΔtはくりこまれる前の系のα倍に合わせれば降伏点が上がり，降伏点を合わせればヤング率が取ることが可能である。

下がる傾向がある。そこで本報では，Engelらがガラス転移

2.2の研究を目的として開発したポテンシャル⑽を参考にし，当場の量の算出場の量は局所的な領域Vl∈Vに含まれる原子数 Nl∈N の統
計平均により算出することができる。空間座標 x，および時社独自のポテンシャルを開発した。
パラメータの合わせ込みは，実際に計算機上で引っ張り試
住友重機械技報 No.179 20122

論文・解説くりこみ群分子動力学法による回転塑性加工シミュレーション

Rotar
Material

Replica Cell

Feed

Rotate11.0（mm）

Replica Cell

Replica Cellrotation axis

Rigid Region :Ⅰ
170.0
（mm）

Replica Cell

Replica Cell

図４

回転塑性加工シミュレーションモデル
Rotating plastic forming simulation model

Unit Cell

左側は加工素材のローラであり，材料のヤング率は208.0 GPa，密度は7 800 kg/m3とした。原子間ポテンシャル
図３

円筒型周期境界
Cylindrical periodic boundary condition

験を行い決定する。図１に，計算のモデルを示す。モデル下

1
2
（9）
φ
（ ）
＝−（ − 0 ） …………………………………………
2

端を固定し，上端に引っ張り力を加え，破断するまで計算を

ただし，kはバネ定数，r は原子間距離，r 0は安定距離であ行う。加えた力と初期状態からの伸びで，応力 - ひずみ曲線

る。ここで，r 0は密度から，k はヤング率から逆算して決定を得る。

した⒁。また，ローラの上端・下端はトルクを受けて回転運

図２に，応力 - ひずみ曲線の実験値と計算値を示す。パラ
メータを合わせ込んだ結果，ヤング率と破断時の応力がよく一致していることが分かる。
3.2 円筒型周期境界条件

動のみを許すことにしている。すなわち，ローラ自身は加工素材と接触しながら連れ回りをする。
加工素材，被加工素材とも，繰り込まれた原子数N’ はである。
4 194 304個
（α=222 ）回転対称性を有する対象をシミュレートする場合，対象の加工条件は回転速度600 rpm，送り速度100 mm/minとする 。

回転対称性を反映した周期境界条件を設定することで，計算

ただし，計算時間を短縮すべく，実際より100倍速い速度に負荷を低減することができる。

設定する。

図３に，今回用いた円筒形周期境界条件の概念図を示す。

3

φは式
（9）
の２次ポテンシャルを使用している。

3.4 塑性加工シミュレーション結果

ユーザは，回転軸から半径方向に延びる第１境界面と，第１

図５に，塑性加工中の原子位置の時刻歴をスナップショッ

境界面を回転軸の周りで360度のN分の１（Ｎは２以上の自然トにして示す。被加工素材の原子は初期位置からの移動が分数）の角度で回転させることで得られる第２境界面に挟まれかりやすいように，ラジアル方向の距離により着色してある。

る領域をユニットセルとして定義し，この領域についてのみ

円筒の最も外側に位置する原子は，ローラと接触後塑性変計算を行う。ほかの領域はユニットセルと同一の動きを行う

形を始める。加工が進むにつれ，原子はローラの接触面に沿レプリカセルであり，ユニットセルの粒子とレプリカセルのって流れ，最終的には加工部分を包むようにまくれ込んでい粒子は相互作用を行うとする。また，ユニットセルから飛びることが分かる。この現象は実際に観測されており，まくれ出した粒子は，境界面を介して再びユニットセルの対応した込んだ部分は圧延を継続しても圧着されず，大きく長い割れ

位置へと入る。これにより，ユニットセルの計算のみでレプとして成長すると考えられている。実際には異なる形状のロ

リカセルを含めた対象全体を計算しているとみなすことがでーラで中間工程を行い，まくれ込み現象を低減させている。

きる。また，回転軸を移動させたり傾けたりすることで，回

しかしながら新しいローラを用意するコストや時間などを考

転対称体全体を運動させることも可能である。

えると，中間工程はなるべく少ないことが望ましい。

この境界条件は，RMDだけでなくMPS⑾，SPH⑿，DEM⒀そこで送り速度を実際の２倍から20倍まで変えてシミュレなど粒子法全般に適用できる。なお，この手法は特許出願中ーションを行い，まくれ込み量の違いを観察した。図６に，である。

得られた結果を示す。特に送り速度を20倍にした場合，外側

3.3 塑性加工シミュレーションモデル

の原子は円筒内側に流れることなく，まくれ込みのない加工

図４に，今回用いたシミュレーションモデルを示す。向かがなされていることが分かる。実際には，このような送り速って右側が被加工素材であり，半径170.0 mm，厚さ11.0 mm

度で加工を行える機械系統を構築することは困難であるが，の円盤である。ポテンシャルは3.1で述べたものを使用した 。

もし可能であれば，中間工程を行うことなく，理想的な加工

また，回転軸周りに36度，すなわち10分の１だけ取り出しができることを示している。

3.2で述べた円筒型周期境界条件を適用した。ここで，加工

このように，計算機上で試行錯誤的に加工条件を変えてシに寄与しないⅠの領域は剛体とし，強制的に回転・送り運動

ミュレーションを行うことで，試作することなく最適な加工を行うこととした。

条件を得ることが可能である。
住友重機械技報 No.179 2012

論文・解説くりこみ群分子動力学法による回転塑性加工シミュレーション

Curling

図５

回転塑性加工シミュレーションのスナップショット
Snap shot of rotating plastic forming simulation

×２

×５

×10

×20

図６

４

送り速度を変えた場合の回転塑性加工シミュレーション結果
Rotating plastic forming simulation result in case of feeding velocity is varied

むすび（1）独自のポテンシャルを開発することで，炭素鋼材料の応力 - ひずみ曲線を再現することに成功した。
（2）RMDを塑性加工シミュレーションに適用することで，従来手法では再現が困難なまくれ込みの現象を再現する
ことに成功した。
（3）加工条件によって，まくれ込みの量が変化する。ゆえに計算機上で最適な加工条件を探索することを可能とした。
今回は熱および温度の効果を定量的に評価しなかった。加
工中の温度は，冷間加工・温間加工時に必須のパラメータとなることから，今後の検討が急務である。

(6) 繰り込み理論の地平, 数理科学, 406(1997), サイエンス社.
(7) 市嶋大路, シミュレーション方法及びプログラム, 特開 2010-146368.
(8)

Review, no.168, 2008, p.31.
(9)

(1)

J.M.Thijssen, Computational Physics(1999)175, Cambridge

University Press.
(2)岡本伸吾, 正木敦史, 分子動力学法による単結晶金属の力学的材料定数の計算とポテンシャルの評価, 日本機械学会論文集（A編）, 62巻599号(1996 7).
(10)

M.Engel and H.-R. Trebin, Self-Assembly of Complex Crystals

and Quasicrystals with a Double-Well Interaction Potential, Phys.Rev.
Lett.98, 225505 (2007).
(11) Koshizuka, S. and Oka, Moving-particle semi-implicit method forfragmentation of incompressible flow, Nucl.Sci.Eng., vol.123, pp.421434.
(12)

Monagpan, J.J. Smoothed particle hydrodynamics, Annu.Rev.

Astrophys., vol.30, pp.543-574 (1992).
(13)（参考文献）

D.Ichishima, Y. Ohnishi, R. Hirose, Renormalization Group Theory

for Molecular Dynamics., Sumitomo Heavy Industries Technical

P.A.Cundall, and O.D.L.Strack, A Discrete numerical model for

granular assemblies, Geotechnique 29 (1979), 47.
(14)

市嶋大路, 大西良孝, シミュレーション方法及びプログラム, 特開2009-037334.

日本機械学会編, 原子・分子を用いる数値シミュレーション, コロナ社, 2001.
(3)

寺田幸助, 高橋進, 田口直人, 絞りスピニング加工における破断発

生メカニズムとその予測手法, Journal of the JSTP, vol.51, no.592(2010-5).
(4)

木原茂文, 三好峻佑, 白石光信, 新川真人, ダイス傾斜押し出し加工法

による湾曲棒の成形解析, 塑性と加工（日本塑性学会誌）, 第48巻, 第551号
（2007-1）.
(5)

濱家信一, 鍛造CAEの基礎, 株式会社ニチダイ研究レポート, http://

www.nichidai.jp/business/pdf/kenkyu_report01.pdf.
住友重機械技報 No.179 20124

グローバル製品特集

論文・報告

フィールドビューモニターシステムの開発

フィールドビューモニターシステムの開発－映像合成による油圧ショベルの周囲確認支援システム－
Development of FIELD VIEW MONITOR System－Operator support system for a hydraulic excavator to check safety around the vehicle on a stitched image－

●清

田

芳

永＊

Yoshihisa KIYOTA

因

藤

雅

Masahito INDOH

人＊

加

藤

英

Hidehiko KATOH

彦＊＊

油圧ショベルのフィールドビューモニターシステム
FIELD VIEW MONITOR system for a hydraulic excavator

油圧ショベルの周囲確認支援システム⑴を開発したので，その概要を報告する。本システムは車体周囲を撮影する複数のカメラからの映像をリアルタイムに合成し，キャビン内のモニター上で映像を切り替えることなく周囲確認を可能とするものである。従来からのミラーやバックモニターシステムによる周囲確認の負担軽減，危険因子の見落とし防止を目標に開発を開始した。本報では ，本システムを20 tクラスの油圧ショベルに適用した事例をもとに，そのシステム構成，技術および効果を紹介す
る。

１

まえがき

油圧ショベルはその構造と大きさゆえに，特に車体後方と把握しづらい。また，今後さらに広範囲をカバーすべく複数のカメラを搭載する場合には，映像の切替え操作が新たな負担となりうる。

右側方にオペレータから直接目視できない死角が多く，周囲そこで本システムは，油圧ショベルの周囲確認支援システに作業者や障害物が混在する現場においては視界性確保が安ムとして，車体と周囲作業者あるいは車体と周囲障害物との全運用上の重要な課題である。

位置関係を，キャビン内のモニターに複数のカメラからの映視界性確保を目的として，ミラーやバックカメラシステム
が一般的に用いられているが，キャビン外の車体各所にある

5

We provide an overview of the development of the
FIELD VIEW MONITOR system that helps ensure
safety around a hydraulic excavator. In real time thissystem allows us to stitch images shot by multiple
cameras equipped on the vehicle, which helps ensure
its safe surroundings without switching different
monitors in the cabin. We began to develop thesystem with the aim to reducing the burden with aconventional safety-check-method using mirrors anda rearview camera and to preventing overlooking
hazardous factors. This paper describes associatedcomponents, technologies, and the effectiveness ofthe system by taking an exapmle of a 20-ton classhydraulic excavator that applied the system.

像を切り換えることなく，把握しやすい映像で映し出すことを目標とした。

複数のミラーを直接目視することはオペレータにとって負担

開発に際しては，20 tクラスの油圧ショベルを主ターゲッである。さらに小型のミラーで広範囲をカバーすることから

トとし，試作および評価を行った。以後本報は，特記なき限

像が小さく，危険因子を見落とす恐れもある。一方キャビン

り20 tクラスの油圧ショベルへの適用事例をもとに記述する。

内のモニターに死角の映像を映し出すバックカメラシステム

ただし，その前後のクラスや応用機といったバリエーション

は，オペレータの負担軽減や危険因子の見落とし防止には有までを幅広くかつ容易に適用可能とすることおよび既存の油効であるが，映し出された映像と車体の位置関係を直感的に

圧ショベルへの後付け適用を可能とすることも考慮した。

＊技術本部＊＊住友建機株式会社

住友重機械技報 No.179 2012

論文・報告本システムの概略仕様
Specifications of system

表１

カメラ

モニター

映像合成ユニット

２

フィールドビューモニターシステムの開発

CCD面

有効画素数

512
（H）
×492
（V）
（約25万画素）走査方式

インターレース

信号形式

NTSCビデオ信号

画面サイズ

７インチワイド

解像度

480
（H）
×234
（V）

信号形式

NTSCビデオ信号

信号入力数

３系統

出力解像度

320
（H）
×240
（V）
（QVGA）

信号形式

NTSCビデオ信号

信号入力数

３系統
（カメラ映像）信号出力数

４系統（カメラ映像スルー×３，合成映像×１）

外形寸法

140
（W）
×125
（D）
×35
（H）mm
（フランジ部含まず）

システム構成本システムの車載ハードウェアは，車体の後方，右側方および左側方を撮影する３台のカメラと，各カメラからの映像

投影角度
投影ライン
仮想空間モデル
カメラ

表示対象平面
モニター画面図１

３

合成映像とカメラ映像の座標対応付け処理
Mapping between a stitched image and source images

課題と解決

油圧ショベルの作業環境から想定した，合成映像に対する要求機能を次にあげる。

を入力し合成映像を出力する映像合成ユニットと，キャビン

・車体のごく近傍まで映し出す

内前方右手に設置した液晶モニターからなる。表１に，シス・障害物像を漏れなく映し出す

テムの概略仕様を示す。

・車体と障害物との位置関係を正しく映し出す

2.1

・大型障害物の像を映し出す

カメラ

各カメラは非同期のNTSCカラーカメラである。撮影方向によって明るさが異なる環境に対応すべく，個別のオートゲ・周囲作業者の像高を十分に大きく映し出す
これらは主にカメラ設置方法と，映像合成ソフトウェアでインコントロールを備える。また薄暮や夜間の視界性確保にの映像合成方法の課題である。

配慮し，高感度のCCDセンサを採用した。

3.1

2.2

映像合成ユニット

カメラ設置方法

車体にカメラを設置するに当たっては，カメラ本体が車体映像合成ユニットは，３系統のカメラ映像入力と，３系統から突出しないこと，作業中の振動や衝撃で姿勢が変化しにのカメラ映像スルー出力および１系統の合成映像出力を備え

くいことおよび油圧ショベルの機能性や外観を著しく損なわる。映像合成ユニット障害時の視界性確保に配慮し，映像合ないことが条件である。また，カメラ映像上での障害物像の成ユニットの電源断時にもカメラ映像スルー出力の途絶がな

見え方を均等にすべく，可能な限り左右対称の配置とし，撮いように設計した。

影方向の偏りがないように設置することが望ましい。そこでリアルタイムでの合成映像出力を実現すべく，映像合成処

後方カメラはカウンターウェイト上面中央，左右側方カメラ

理はFPGAによるパイプライン処理で実装した。また，油圧はハウス上面の左右後端に設置し，カメラ直下の路面からカショベルのバリエーションへの対応を目的として，最大96機

メラ高さ程度の大型障害物までをともに視野範囲内とするこ種までの映像合成データの登録および切替えを可能とした。

とを目的とし，視野下端に車体の一部が映りこむ程度に角度

その他，誤動作防止を目的として，合成映像出力のフリーズ，部品故障やソフトウェア障害および記憶データの損傷や意図せぬ改変を検知し，警告する機能を備える。
2.3

液晶モニター

調整した。
3.2

映像合成方法映像合成処理は，大きく分けて２つの処理からなる。１つは合成映像上の画素位置とカメラ映像上の画素位置を対応付

液晶モニターは３系統の映像入力と切替え表示機能を備え

ける座標対応付け処理であり，もう１つは複数のカメラで重る。映像合成ユニット障害時の視界性確保に配慮し，１系統

複して撮影可能な範囲で，どのカメラ映像を採用するかを決に合成映像を，残りの２系統にはオペレータから直接目視で定する映像境界処理である。

きない後方と右側方カメラのスルー映像を割り当てた。

（1）座標対応付け処理

2.4

映像合成ソフトウェア

座標対応付け処理は，油圧ショベルの周囲に配置した

映像合成ソフトウェアは，対象とする油圧ショベルの車体

円筒型の仮想空間モデルを媒介した２ステップの計算か

寸法，カメラ位置と姿勢，カメラ光学系仕様および車体イラ

らなる
（図１）
。合成映像上の画素位置と仮想空間モデル

ストデータなどを入力し，映像合成データを出力する。

座標とを対応付ける計算（STEP１）と，仮想空間モデル

新機種追加時に個別の合成映像調整作業を不要とすべく，車体の設計データとカメラのカタログ仕様のみから映像合成を可能とした。

座標とカメラ映像上の画素位置とを対応付ける計算（STEP２）である。
STEP１の計算では，モニター画素単位の２次元平面である合成映像上の点と，実世界単位の３次元空間である仮想空間モデル上の点とを対応付ける。まずあらかじ
住友重機械技報 No.179 20126

論文・報告

９

１

８

２

１
２

８
７

９

フィールドビューモニターシステムの開発

６ ５ ４

３

６

図２

７

５

３

４

車体近傍の障害物視認性
Stitched image of neighboring obstacles

図４

障害物像の像高
Stitched image of a distant obstacle

付けを採用するかを選択する処理である。
最も簡易な方法は，前記レイトレーシングの計算過程
で，カメラへの光線入射角が小さい対応付けを選択する方法であるが，映像境界部で障害物像が消失する問題を生じる。障害物を漏れなく映し出すには，複数のカメラで重複して撮影可能な範囲で映像をうまく混合する必要がある。
本システムでは，障害物像の視認性を可能な限り保持しながら映像を混合する方法として，波の干渉パターンにもとづいて対応付けを自動選択する方法を考案し実装した。あらかじめ規定した幾何パターンにもとづく方法
図３と比較して複数機種への対応が容易であり，また自然現

大型障害物の視認性
Stitched image of a large obstacle

象にもとづいたパターンで映像を混合することにより，合成映像上での映像境界処理部の違和感を低減することめ定めた画素スケールで，画素単位の合成映像平面を実
世界単位の平面（表示対象平面）に変換し，油圧ショベルの接地面と重ね合わせる。次に仮想空間モデルの円筒軸

４

実機評価

と所定の角度(投影角度)をなし，円筒軸上の全点から半本システムをショベル実機に適用し，前述の目標機能につ

径方向全方位に伸びる線分（投影ライン）群を定義する。

いて評価した。加えて，夜間視認性と車体傾斜の影響も評価

そして表示対象平面上のある点を通る投影ラインが，仮した。

想空間モデルと交わる点を計算することでSTEP１の計

4.1 車体近傍の障害物視認性算が完了する。

車体近傍の視界性，障害物像の視認性および車体と障害物

STEP２の計算では，実世界単位の３次元空間であるとの位置関係を評価すべく，車体側面に沿って人を配し，合仮想空間モデル上の点と，CCD画素単位の２次元平面で

成映像上での見え方を確認した（図２）。車体のごく近傍まで，あるカメラ映像上の点とを対応付ける。まずレイトレー

死角なく障害物像を映し出せていることが分かる。映像境界

シングにより，仮想空間モデル上の各点について，各カ

処理部において，実際の立ち位置と合成映像上での頭部の表

メラのCCD面上での結像位置を計算する。次にCCD１

示位置が逆転するが，障害物の存在を確認し，およその位置

画素当たりの大きさから，前記結像位置がカメラ映像上を把握する目的において要求を十分に満たす。

のどの画素に相当するかを計算することでSTEP２の計

4.2

算が完了する。

大型障害物の視認性

大型障害物の視認性を評価すべく，12 tクラスの油圧ショ

仮想空間モデルの大きさは，合成映像上での障害物像

ベルに車体を接近させ， 合成映像上での見え方を確認したまでの距離感や，障害物像の変形度合いに影響する。ま（図３）。合成映像の表示範囲が，カメラ高さでの水平面よりた投影角度は，遠方の障害物の像高に影響する。

上までカバーしていることで，大型障害物像の全体像を映し（2）映像境界処理
本システムのカメラ配置では，合成映像上のある画素

7

ができる。

出せていることが分かる。
4.3 障害物像の像高に対し，最大２つのカメラ映像上の画素が対応付けられ

合成映像上での周辺作業者の像高を評価すべく，車体後端る場合がある。映像境界処理は，このうちどちらの対応。
から後方12 mの位置に人を配し，その像高を確認した（図４）
住友重機械技報 No.179 2012

論文・報告図５

夜間視認性（2011年3月29日18時ごろ）
Stitched image in darkness（18:00 29/03/2011）

図６

フィールドビューモニターシステムの開発

車体傾斜の影響
Stitched image on a tilted vehicle

モニター画面上での像高はモニターサイズに依存するが，本（参考文献）

システムにおいては約５ mmである。遠方の障害物の像高と(1) 清田芳永, 因藤雅人, 加藤英彦, 映像合成による油圧ショベルの周囲確

大型障害物の視認性とのバランスは，前記投影角度を変更することで容易に調整可能である。
4.4 夜間視認性
夜間の視認性を評価すべく，車体の近傍に人や障害物を配し，薄暮での合成映像を確認した（図５）。高感度のCCDセンサが有効に作用し，障害物や歩行者の像を映し出せていることが分かる。ノイズが多く色彩情報も失われているが，障害

認 支 援 システム , 建 設 の 施 工 企 画 , 社 団 法 人 日 本 建 設 機 械 化 協 会 ,no.743, 2012, p.50.
(2) 新技術情報提供システム（New Technology Information System:
NETIS）, http://www.netis.mlit.go.jp/NetisRev/NewIndex.asp, 2012
年4月現在.
(3) 住友建機のFVM導入, 北海道建設新聞, 2011年11月8日.
(4) 志村満, 電線切断, 水道管破損など重機による公衆損害事故が多発.
実例に見るその原因と防止策, POWER, 住友建機株式会社, vol.114,
2012, p.2.

物の存在を確認し，およその位置を把握する目的において要求を十分に満たす。
4.5 車体傾斜の影響
車体の傾斜が合成映像に与える影響を評価すべく，油圧シ
ョベルのフロント部をジャッキアップし，合成映像の見え方
を確認した
（図６）
。車体の傾斜によりカメラと路面の位置関係が変化し，路面パターンの連続性が失われている。しかしながら，本システムはカメラ映像を完全につなぎ合わせるものではなく，映像境界処理によりカメラ映像を混合表示するものである。従って，カメラで撮影可能な障害物は合成映像
上に映し出すことが可能であり，障害物の存在を確認し，およその位置を把握する目的において要求を十分に満たす。

５

むすび（1）車体のごく近傍の歩行者から遠方の大型障害物までを ，キャビン内のモニターに漏れなくリアルタイムで映し出すことが可能な，油圧ショベルの周囲確認支援システムを開発し実用化した。
（2）本システムは2011年10月，国土交通省の新技術情報提⑵
供システムNETIS（New Technology Information System）

への登録を完了した（登録番号 KT-110057-A）。
（3）本システムは既に油圧ショベルのオプションとして住友建機株式会社より販売を開始した。遠方より接近する
車両など，広範囲を確認可能な点に対する評価や，周囲環境の見える化による安全意識の向上など，現場オペレ
ータからの声も寄せられている⑶⑷。今後も機能改善，
新機能開発を継続し，安全安心な作業現場の実現を目指したい。
住友重機械技報 No.179 20128

グローバル製品特集

論文・報告

延性破壊シミュレーションによるつり手の限界強度設計法の開発

延性破壊シミュレーションによるつり手の限界強度設計法の開発
Development of a Structural Limit Strength Design Method Using Ductile Fracture Simulation
●石

田

浩

Hironobu ISHIDA

修＊

真

坂

英

次＊

Hidetsugu MASAKA

つり手の強度解析
A strength analysis of a hanger

構造体の強度設計において，弾塑性有限要素法は車両の衝突事故などの際に，人命を守る構造の設計に有用な手法として広く使われている。また，塑性加工分野においては，塑性加工品質などを予測するのに不可欠な手法
として広く利用されている。近年，塑性加工分野において成形限界を予測する手法として，延性破壊条件式を援用した弾塑性有限要素法の試みが行われている。しかし，材料の種類や変形条件などによって破壊の様式がさまざまであり，現在でも延性破壊式は確立されていないのが現状である。ただ，変形様式がそれほど複雑でなく，延性破壊強度を知ることが重要なつり手の塑性設計には使えるのではないかと考え，実験および解析の両面から検証したので報告する。

１

9

まえがき

As for strength design of a structure, elastoplastic finite
element analysis is widely used as a useful method
to design a structure that can protect lives even incase of incidents like vehicle collision. In a field ofplastic working, this analysis is commonly used as an
essential method to estimate quality of plastic formed
products. Recently, the method combining criterion for
ductile fracture has been tested in order to calculate
a forming limit in a field of the plastic working. The
ductile fracture criterion, however, presently has notbeen established yet because fracture mode varies,
depending on conditions, including the type of material
and loading condition. It was expected that theelastoplastic finite element analysis with the ductile
fracture criterion could be used for plastic design of ahanger since that is the case with which its deformation
mode is not so complicated, but obtaining the dataof ductile fracture strength is important. This paper
reports on how to verify the case mentioned above by
experiment and analysis.

ないものである。つり手はこれが破断して荷が落下したりすると大変な事故を招きかねないことから，今までは弾性域内

仮設つり手は，輸送の際に一時的に荷を吊り上げたり，下での設計となっており，過剰な強度を持っていた。この設計

ろしたりする役目を果たす部品として荷に溶接して取り付けのつり手は，溶接作業において時間と溶接金属量を過度に費られ，輸送が完了し役目が終わると取り除かれる。本報が対すことになり非効率的であった。そこで多少の塑性変形は容象とするのは，このように一時的に使用されるつり手であり，認するが破断には至らせない限界設計法に関して検討を行っ

長期間使用することによる寿命の問題などは想定する必要が

た。

＊技術本部

住友重機械技報 No.179 2012

論文・報告延性破壊シミュレーションによるつり手の限界強度設計法の開発

600

公称応力（MPa）

500
400
300
200
211 MPa

100
０
０

図１

５

10

15

20
25
30
公称ひずみ（％）

35

40

45

材料データ
（SM490Y）
Material data

図２

塑性変形が絡む場合，一般的には複雑な大変形となることが多く，従来の一様塑性変形を前提にしたような塑性設計法
では大きな仮定が入ることから高い精度の解析ができない。
そこで，塑性変形を計算する手法として通常の有限要素法（FEM）の弾塑性解析を利用し，最終強度の計算には，塑性

Cockcroft & Lathamの延性破壊式のパラメータの同定法を説明する。
Cockcroft & Lathamの式
ε−>∫0σmax ε−…………………………………………………
（2）

σmax：最大主応力− ：破断するときの真ひずみε

加工の分野では成形限界を知るうえで数多く研究されていながらも未確立である延性破壊条件式と組み合わせ，数値計算上で検討を行った。

簡易モデル
（N=2）
Simple model

最大荷重点を超えた後は局所変形が生じて（1）式は成立しまた，延性破壊条件式を援用した弾塑性FEM解析を用いなくなる。しかし，今回の目的は，精密に破断の応力を知る

たつり手の限界強度設計に当たって，次の調査を行った。

ことではなく，塑性設計をすることなので，（1）式が破断に（1）簡易的問題におけるメッシュサイズの影響および要素至るまで成立するものと仮定した。
図１を横軸真ひずみ，縦軸真応力に書き換えたとき曲線の種類の影響。
（2）実つり手における，吊り荷能力2.5 t，30 tのつり手に下の面積が（2）式の意味するところであり，引張り試験から

対して実際の使用現場でのさまざまな変形状態を加味し得られた当面積は211MPaであった。すなわち，
（2）
式のC＝

た実験および計算による当方法の有効性。

211MPaであり，（2）
式の左辺（延性破壊値）
が211MPaを超え

延性破壊条件式についてはすでに提案されており⑴～⑸，いたとき材料は破断に至る。

くつかの延性破壊式を用いて有効性の調査を実施したが，最大荷重点から破断に至る変形は塑性不安定領域であり，つり手の破断の判断には大差なかった。よって本報では，同じ材料であってもその素材の状況によっては必ずしも一

材料同定のパラメータが使いやすく，FEMとの相性もよい

致するとは限らない。そのような意味から，今回閾値をCockcroft & Lathamの延性破壊条件式に対して報告する。

211 MPaとしているが，これは十分な精度を持った数値でな２い。なお，荷重０から最大荷重点までは一様変形領域である

解析方法

ので，破断はしなくとも塑性設計の閾値としてこの値を用解析手法としては，静的問題に対して通常用いられる静的

いた方がよいとも考えられる（この数値は84 MPaであった）。

陰解法でも計算はできるが，４章で示す実つり手の計算は接

今回は破断を判断するにこの方法が正しいかどうかを検証す

触状態がかなり複雑で収束性に問題があったことから弾塑性るので，精度は不十分としてもC=211 MPaを用いることにす

等方性静的陽解法（TP-Solver. Advanced

る。

株式会社 トライ

アルパーク製）を用いた。
今回，材料としてSM490Yを用いたが，材料の引張試験を実施すると図１のような曲線が描ける。引張り試験において

３
3.1

簡易モデルにおける検証
メッシュサイズによる影響調査

は，公称応力が最大（最大荷重点）になる変形までは試験片は引張試験片（JIS ５号試験片）の1/8計算モデルを用いて引一様に変形し，さらに引張ると試験片にくびれが生じて局所張りおよび曲げの変形状態に対して計算および検討を実施し的変形を起こし，最終的には破断に至る⑹。一様変形範囲にた。図２に，調査したモデルについてN＝２の場合を示す。

おいては非圧縮の仮定からここでのNとは試験片幅方向の要素数である。メッシュサイ

σ＝（ / 0 ) …………………………………………………
（1）
−
ε

：荷重
：変形前の試料標点の断面積0− ：真ひずみεの関係が成立する。

ズの相違は相似的に行い，N=２，４，８，16，30について調査した。その結果，次のような結論を得た（図３ 最も破壊値が大きい要素の値をつないで表示）。
・延性破壊値は，局所変形が生じ始めると，メッシュサイズの影響を受けるが，通常の塑性設計としてFEM解析を使用する範囲においては，要素数を多く（メッシュサ
住友重機械技報 No.179 201210

論文・報告表１

延性破壊シミュレーションによるつり手の限界強度設計法の開発

実験条件
Experimental condition

呼び

つり手材質

ロープの張力方向

試験体 No.

βαF

30 t - ①

０°

90°

F
α

30 t - ②

30 t

F

10°

β

30 t - ③30°

20°30 t - ④

SM490Y30°
F

2.5 t - ①90°

2.5 t - ②

０°

０°
F

F

2.5 t

F

2.5 t - ③30°

2.5 t - ④

β

10°
20°

引張

500

曲げ
160

N１＝２
N１＝４
N１＝８
N１＝16
N１＝30

400
350

120

300
250
200
150

80
60

20

50

０

100

40

100

０

N１＝２
N１＝４
N１＝８
N１＝16

140

延性破壊値（MPa）

450

延性破壊値（MPa）

α

90°

２

４

６

８

10

０

12

０

変位
（mm）

図３

10

15

20

25

変位（mm）

引張および曲げにおける延性破壊値
Ductile fracture value of tension and bending

イズを細かく）することで延性破壊値は収束していき，応力集中のような特異性は持たない。

４

つり手の塑性設計

・局所変形が激しく，延性破壊値が破壊の閾値（破壊予測

つり手の塑性設計において，延性破壊条件式を援用した弾点）よりもかなり大きくなったような変形状態では延性

塑性FEM解析の有効性を検証すべく，定格が2.5 t用のつり手

破壊値の信用性は低い。

と30 t用つり手に対し実験検証を行った。

3.2 要素種類による影響調査

つり手は，面内・面外両方にさまざまな角度で荷重がかか

今回の解析ではソリッドを用いて評価を行った。ソリッドる（使用法の規定はある）。表１に，実験条件を示す。できるでは６面体および４面体がよく使用される。そこで，要素種だけ荷重が一定方向にかかるように，上部荷重点と試験片の類による影響として６面体１次ソリッド要素および４面体１

接触点は十分に離す（図４）。荷重点間は単純引張り状態にな

次ソリッド要素について調査した。結果を次に示す。

るようにシャックルを複数挟むなど，回転拘束がかからない

・６面体１次ソリッド要素は妥当な結果を得る。

ように注意した。つり手の傾きは，図５に示すように土台自・４面体１次ソリッド要素は材料が固めに評価されることか

体に傾きを持った冶具を作成し，それにつり手を垂直に溶接

ら，荷重が大きくなる。これは延性破壊以前にFEM解析することで実現している。荷重は破断に至るまで徐々にかけ，でよく知られていることである。

載荷中の荷重と変位の関係をモニタリングした。解析は，実・４面体１次ソリッド要素は，同じ場所においても要素の方

験とほぼ同等な条件になるように強制変位をかける剛棒と試向によって延性破壊値に違いが生じることから延性破壊の験体の間に，実験と同じようにシャックルを１つ挟み込むこ

コンタにまだら模様が見られる。したがって，破断する位とで無理に回転拘束がかからないようにモデル化を行った置が特定しにくいという問題が生じる可能性がある。

（図６）。

結論として，破断する可能性がある部分に関しては，できるだけ６面体要素でメッシュを作成するのが望ましいと言え
る。
11

５

4.1

定格30 t①（面外曲げ なし，面内方向 90 °
）
の荷重比較

（図７）
実験の曲線がひずみがかかった状態から荷重０に戻ってい住友重機械技報 No.179 2012

論文・報告延性破壊シミュレーションによるつり手の限界強度設計法の開発

10°載荷ブロック
汎用構造物試験機

7 000

クレビス

±２MN油圧ジャッキ±２MNロードセル
20°

試験体No. 30t−③

F

２山クレビスA

V等級 SBシャックル 呼び70
（３個：支給品）

載荷用鋼板（新規製作）

5 000

試験体No. 30 t−②30°

試験体No.
30t−② , 30 t−③ , 30 t−④30°

試験体No. 30t−④

A-A 矢視図

図４

試験機能力

荷重：最大２MN
変位：ジャッキストロークで180 mm程度

実験装置
Experimental apparatus

図６

図５

解析モデル 試験体30 t ①
Analysis model

試験体例 30 t ④
Test body example

るが，これは実験の際に途中で荷重を落として変形状態を詳

4.2 30 t③（面外曲げ 20 °，面内方向 30 °）の荷重比較

細に観察したことによる（図８および図９に関しても同様 ）。

変形は主に２段階で起きており，初期段階では面外方向に荷重と変位の関係は，比較的一致していることがわかる。図支配的に曲げが生じ，次に引張り状態が支配的になって，つ７（b）は変位と延性破壊値，すなわち（2）
式の左辺を計算したいには破断に至る。図８（c）に示すように，予測破断位置は結果である。この計算方法は，まず要素ごとに応力およびひ30 t①と同様に荷重方向の吊り穴下部の内側部分であり，実ずみを計算し，（2）式の値を計算する。この値が大きいもの

験と合致している。30 t①と異なる点は，面外曲げがあるこから100個の要素を選んでプロットすることでグラフ化してとから，図８（b）に示すように，溶接下端部において延性破いる。この値が大きいところから破断すると考えられる。

壊値に大きな部分が出現していることである。ただし，この図中の赤線は破断に至ると考えている（2）式の右辺である

領域の延性破壊値は，変形初期における曲げ変形段階で急激

211 MPaを表し，この値を超えたところで破断すると判断でに増加するが，引張り変形段階に入るとあまり増加しなくな

きる。図７
（b）
から，破断時の変位は実験で111 mm，計算でる。

45mmであることが分かる。計算の方がかなり小さいところで破断に至っている。

一方，引張り段階では吊り穴内側の延性破壊が着実に進む
ことから結局この部分で破断が生じる。荷重と変位の関係を

破断荷重は，実験で1 639 kN，計算で1 477 kNであり，誤計算および実験で比較し
（図８
（d）
）
，結果を表２に示す。

差を(計算値－実験値)/実験値×100 %で計算すると，－9.9 %4.3 30 t④（面外曲げ 30 °，面内方向 30 °）の荷重比較である。図７（c）
は破断するとみなされる変位111 mmにおけ変形から破断に至るメカニズムは30 t③と同様である。する実験と，計算上の変形の状態を比較したものである。計算

なわち，初期に曲げ変形が，次に吊り穴内側の引張り変形がの図のコンタは延性破壊値を示しており，延性破壊値の大き

支配的に生じる。30 t④の場合は，曲げ変形が大きいことかな部分は荷重方向の吊り穴下部の内側部分である。実験でもら曲げ変形段階で延性破壊値を超え，溶接下端部において破その部分から破断に至っており，破断位置に関してはよく予断が生じていることが図９
（b）
（c）
,
から分かり，実験の状態を測できていることが分かる。

計算上で予測できている。
住友重機械技報 No.179 201212

論文・報告延性破壊シミュレーションによるつり手の限界強度設計法の開発（a）30 t①変位－荷重（a）30 t ③変位－荷重
3 000

2 000
1 800

計算
実験

2 500

1 400

荷重
（kN）

荷重
（kN）

1 600
1 200
1 000
800

2 000
1 500
1 000

600
400

500

200
０
０

計算
実験

20

40

60

80

100

120

０
０

140

20

40

60

800

吊り穴部
破壊予測値

延性破壊値
（MPa）

延性破壊値
（MPa）

120

140

160

120

140

160

900

1 000
800
600
400

700
600

下端部
吊り穴部
破壊予測値

500
400
300
200
100

200
０
０

100

（b）30 t③変位－延性破壊値（b）30 t①変位－延性破壊値
1 400
1 200

80

変位
（mm）

変位
（mm）

20

40

60

80

100

120

140

０
０

160

20

40

60

80

100

変位
（mm）

変位
（mm）

（c）30 t③破断状態（c）30 t①破断状態

実験

計算
実験

図７

30 t ①の実験および解析結果
Experimental and analysis results for 30 t ①

4.4 2.5 t②（面外曲げ 90 °，面内方向 ０ °）
の荷重比較

図８

計算

30 t ③の実験および解析結果
Experimental and analysis results for 30 t ③

曲げ20 °
から30 °の間にあるものと考えられる。面外曲げでの極端に曲げがかかることから溶接下端部から破断が起きる

破断の場合，吊り穴からの破断に比べて伸びが少なく破断のことは予測できその通りの結果を得た（図10）が，実験での破兆候がつかみにくいことから，激しく面外曲げをかける使い

断荷重は計算上の予測値よりもかなり小さな値になっている方は避けるべきであると考えられる。

（表２）。その理由として，曲げ変形の際にシャックルがつ

また，破断荷重や変位に誤差が生じる原因としては，り手部材と土台の間に入り込んで曲げ変形が拘束されてしま・閾値を算出する引張り試験において，最大荷重を超えて局ったことや，溶接部がつり手の大きさに比してかなり大きく溶接されており，これによって曲げ変形が拘束されたことなどが考えられる。
2.5 t，30 tつり手の結果から，総合的に考察すると，つり所的変形が起きた場合の考慮を特にしていない。
・計算における材料データのカーブは，実際は最大荷重点を超えると負の傾きになるが，計算では負の傾きを入れられないことから近似的に傾きを入れている。

手においては主に２箇所破断する位置が存在しており，１つ・摩擦係数を０としている。

は面内方向において荷吊り穴の面内荷重がかかる方向の下部，などがあげられる。

もう１つが面外曲げ荷重の反対側の溶接下端部である。面外破断荷重や，特に変位において誤差が生じているが，破断の曲げが強い場合には，この作用による破壊効果の方が速く

位置の予測がほぼ完全にできている点や，塑性変形での破壊

進行することから，溶接下端部が吊り穴からの破断に先んじ予測は安全率を十分に見て設計することを考えると，当手法て起きる。面外曲げに耐えて破断に至らない場合，徐々に延が塑性設計に使えるレベルにはあると考えられる。

性破壊が進む吊り穴で破断する。今回の結果から，吊り穴から先に破断するか溶接下端部から破断するかの閾値は，面外13

住友重機械技報 No.179 2012

論文・報告表２（a）30 t ④変位－荷重
2 000
1 800
荷重
（kN）

1 400
1 200
1 000
800
600
400
200
０
０

20

実験つり手
（30 t, 2.5 t）
に対する結果まとめ
Summary of experimental and analysis results for 30 t and 2.5 t hanger

計算での
実験での
計算での
実験での
誤差
誤差
破断時変位 破断時変位
実験条件 破断時荷重 破断時荷重
（％）
（％）
（mm）
（mm）
（kN）
（kN）

計算
実験

1 600

延性破壊シミュレーションによるつり手の限界強度設計法の開発

40

60

80
100
変位
（mm）

120

140

160

（b）30 t ④変位－延性破壊値

30 t①

1 639

1 477

−9.9

111

45

−59.5

30 t②

1 585

1 850

16.7

109

50

−54.1

30 t③

1 632

1 930

18.3

130

72

−44.6

30 t④

1 748

1 410

−19.3

114

86

−24.6

2.5 t①

237

211

−11.0

38

21

−44.7

2.5 t②

270

75

−72.2

142

110

−22.5

2.5 t③

267

272

1.8

42

28

−33.3

2.5 t④

269

270

0.4

48

33

−31.3

800
下端部
吊り穴部
破壊予測値

延性破壊値
（MPa）

700
600
500
400
300
200
100
０
０

20

40

60

80

100

120

140

160

変位
（mm）

（c）30 t 破断状態

実験

図９

５

計算

30 t ④の実験および解析結果
Experimental and analysis results for 30 t ④

むすび（1）今回実験した範囲において，破断する位置はすべて予測できていた。
（2）破断荷重推定精度は±20 ％程度であるので，精密な延性破壊予測を望む分野においては使用できないが，安全率を考慮して余裕のある設計をするつり手のような塑性設計においては十分な精度を有していると考えられる。
（3）破断に至るまでの変位精度は十分ではないが，塑性設

図 10

2.5 t ② 破断状態
Fracture state（参考文献）(1) M.G. Cockcroft and D.J. Latham, Journal of Institute of Metals,
96, 1968, p.33-39.
(2) 大矢根守哉, 日本機械学会誌, 75, 1972, p.596-601.
(3) A.L. Gurson, Transaction of the ASME Journal of Engineering
Materials and Technology, 99, 1977, p.2-15.
(4) V. Tvergaard, International Journal of Solid and Structures,
18,1982, p.659-672.
(5) 延性材料の破壊予測, 日本塑性加工学会, 第278回塑性加工シンポジウ
ム．
(6) 小坂田宏造著, 応用塑性力学, 2004, 培風館．

計に使用する場合には破断するときの荷重が重要である
ので問題はないと考える。
（4）今回，つり手を対象に延性破壊シミュレーションを用いた限界強度設計の有効性を示したが，つり手に限らず，
一発破壊強度の予測が必要な構造体の設計や，破断まで考慮した精度良い衝突解析などに，当手法が有効と考えられる。

住友重機械技報 No.179 201214

グローバル製品特集

論文・報告

平面研削盤テーブル駆動の省エネルギー化と振動低減

平面研削盤テーブル駆動の省エネルギー化と振動低減
Energy Conservation and Vibration Reduction on the Table Driving of Surface Grinding Machines●小木曽太

Taro OGISO

郎＊

塚

根

浩一郎＊

Koichiro TSUKANE

クーラー
油圧ユニットテーブル

回転数制御を適用した平面研削盤KSL-F
KSL-F series, surface grinding machine with pump rotational speed control applied

ポンプ回転数制御は，高効率な油圧システムを実現す
るうえで有効な手段の一つである。DDV（Direct Drive
Volume）
方式は，閉回路構成をとり，制御弁が不要であることから，省エネルギー化には特に有利な方式である 。
回路構成が単純でリザーバ容量も小さく済むことから，
油圧ユニットの小形化が可能である。さらに圧損による作動油の発熱が小さくなることで，クーラーの小形化が可能である。本報は，DDV方式による平面研削盤のテー
ブル駆動についての報告である。このテーブル駆動系は，
大慣性と大圧縮容積であることから固有振動数が低い。
さらに閉回路であることから圧損や背圧に起因する減衰性も低い。そこでテーブル駆動系の動特性を分析し，フィードバック制御による減衰性の改善を図った。具体的にはコントローラに加速度フィードバックを実装した。
また実験によって，加速度フィードバックによる良好な
速度整定性とエネルギー消費量が従来比50 %未満になることを確認した。配管を適切に設計すれば，エネルギー
消費量は従来比70 %以上の低減になるものと予想される。
課題としては，加速度フィードバックゲインを制限する
配管共振への対策があげられる。

１

15

まえがき

Rotational speed control is an effective means toimprove the efficiency of hydraulic systems. Since
DDV(Direct Drive Volume)control method, whichis inherently of closed circuit, does not require any
control valves, it is especially advantageous forlowering energy consumption. Simple and closed
hydraulic circuit of DDV control systems can make thereservoir size smaller and reduce the heat generation
associated with pressure drop of working fluid. For
these reasons, downsizing hydraulic units and coolingdevices are possible. In this paper, we have applied
DDV control to the table driving of surface grinding
machines. With large inertia and long stroke, thissystem shows low natural frequency. And in closed
circuits, damping effects due to pressure drop and/or back-pressure are small. Therefore we have tried
to improve the damping characteristics of the table
driving system with model-based feedback control.
In the actual case, an acceleration feedback is usedin the table controller. Realized system has shown
excellent settling characteristics at the time of table
turning. The energy consumption has been reduced toless than 50% compared to the conventional system.
A further optimization of piping design will allow to cut
it down to 30% level or less of the existing system. Oneof next challenges is to deal with piping resonancewhich restricts the acceleration feedback gain.

効果的な手段にポンプ回転数制御⑴がある。これはインバー
タ制御によって負荷状態に応じたポンプ運転を行うもので，

固定ポンプを用いる従来の油圧システムは，負荷側とのパ駆動が不要な場合はポンプを停止させることも可能である。

ワーマッチングを図ることが困難であり，エネルギー効率がポンプ回転数制御のなかでも，双方向吐出ポンプを用いて油低いとされてきた。油圧システムのエネルギー効率を高める

圧回路を閉回路化するDDV方式は，制御弁が不要であり背圧＊技術本部

住友重機械技報 No.179 2012

論文・報告表１

KSL-F1530の仕様
Specifications of KSL-F1530

テーブル作業面の幅/長さ

平面研削盤テーブル駆動の省エネルギー化と振動低減

実験条件
Experimental conditions

表２
1 500/3 000 mm

ストローク

2 500 mm

テーブル最大移動距離

4 200 mm

ワーク質量

4 000 kg

テーブル送り速度の範囲

4-35 m/min

最大ワーク質量9 000 kg

リニアスケール

テーブル

テーブル

補助回路

M
M
コントローラ

図１

従来のテーブル駆動用油圧システム
Conventional hydraulic system for table driving

図２

ドライバ

DDV方式によるテーブル駆動用油圧システム
DDV control system for table driving

を陽に利用しない。高効率化には特に有利な方式であるうえ，す。双方向吐出ポンプをサーボモータで直接駆動することか回路構成が単純でリザーバ容量も小さく済むことから，油圧ら，シリンダに供給される流量はモータ速度，すなわちポン

ユニットの小形化が可能である。また，圧損による作動油のプ回転数に比例する。したがってテーブル速度をポンプ回転

発熱が小さくなるので，クーラーの小形化も期待できる。

数によって直接制御することが可能である。補助回路には回

本報では，住友重機械ファインテック株式会社の門形平面

路圧力を安全な圧力に制限するリリーフ弁と，タンクから閉研削盤KSL - Fのテーブル駆動系にDDVを適用した結果 に回路内に作動油を吸入するチェック弁を設けた。コントロー

ついて報告する。このテーブル駆動系は，最大ワーク質量

ラはテーブルの軌道生成を行い，生成した軌道とリニアスケ

9 000 kg，ストローク4.2 m，管路長20 mと大慣性かつ大圧縮ールが検出したテーブル変位にもとづいて，ポンプ回転数の容積であることから，固有振動数が低い。また閉回路化した

指令値を演算する。ドライバはポンプ回転数が指令値に追従ことにより，圧損が小さくなり減衰性も低下した。そこでフするようにサーボモータを制御する。

⑵

ィードバック制御による減衰性の改善を図った。具体的にはコントローラに加速度フィードバックを実装した。実験によってフィードバック制御が反転時の振動低減に有効であることと，エネルギー消費量が従来比1/2以下になることを確認
した。

２

３

制御系の検討3.1 テーブル駆動系の周波数特性
テーブルの運動方程式とシリンダ圧力室内の作動油の式を
シリンダストローク中心で線形化すると，流量qからテーブ

平面研削盤

2.1 仕様表１に，DDVを実際に適用したKSL-F1530の主な仕様を示す。
2.2 従来方式のテーブル駆動

ル速度vまでの伝達関数は2次系遅れ系となる。ポンプの押しのけ容積をWp，回転数をωpとすればq=Wpωpとなり，制御モ
デルとして
（1）
式を得る。
ω2
……………………………
（1）（）＝ω ＝ 2＋2ζ ω ＋ω 2

ただし，

図１に，従来のテーブル駆動に用いられるブリードオフ回路の概略を示す。アクチュエータは両ロッド復動シリンダで

＝

W

, ω＝

2

2A

,ζ＝
0

ある。ロッド両端はベッドに固定され，シリンダがテーブル

2

8

0
2

に固定されている。シリンダに供給される流量はポンプ吐出A ：ピストン受圧面積

流量とブリード流量との差となるので，テーブル速度はブリ

B ：粘性摩擦係数

ード流量によって調節する。所定の反転位置で切換弁を切りK ：作動油の体積弾性係数

換えることでテーブルを往復運動させる。

M ：可動質量

2.3 DDV方式のテーブル駆動

V0：ストローク中心における圧縮容積

図２に，DDVを適用したテーブル駆動システムの概略を示

静止摩擦力の影響からvの周波数応答を計測することが困
住友重機械技報 No.179 201216

論文・報告平面研削盤テーブル駆動の省エネルギー化と振動低減

ゲイン
（dB）

120
100
80

実機
モデルⅠ
モデルⅡ

60
0
10

10

1

2

10

周波数
（rad/s）
90

位相（deg）

０
-90
実機
モデルⅠ
モデルⅡ

-180
-270
-360
0
10

10

1

2

10

周波数
（rad/s）

図３

テーブル駆動システムの周波数応答
Frequency responses of table driving system

＋

＋

ω

＋

−

1

Plant

−−−−

＋

2

−−−−−−−−−−−−

（

図４

＋１

）
2

制御系のブロック線図
Block diagram of control system

難であったことから，ωpから差圧ΔPの周波数応答を計測し値ζcに改善するには（1）式より，テーブル加速度をフィードた。

バックすればよい。加速度ゲインKaの計算式はωpからΔPまでの伝達関数は
Δ
（）
＝ ω ＝

2
ω（

＋

）

（ ＋2ζ ω ＋ω ）
2

2

＝−

………………………
（2）ω…………………………………………
（3）となる。テーブル加速度はテーブル変位 x の２階擬似微分値とした。さらに速度偏差を補償すべく位置偏差 xr -xに比例ゲとなる。図３に，実機，管路共振と管路長を音速で除したむ

インKppを乗じる位置ループを付加した。所望の積分時定数だ時間を含むモデルIおよび式（2）で表されるモデルⅡの周波をTiとするとき，Kpp=１/(k nTi)となる。以上をまとめると図４

数応答を示す。実機の周波数応答には130 rad/s近傍に零点がのような制御系となる。ここでTLは擬似微分の時定数である。

認められる。これは圧力室間の容積差によって生じたものである。モデルⅠは，シリンダストローク中心で線形化しているので，零点を再現できていない。しかしながら，位相遅れ４

実験結果および考察

4.1 実験方法

は250 rad/s程度までよく一致している。モデルIIの周波数応

表２に示す条件でテーブル駆動実験を行ったところ，テー

答の計算において，Mは実機計測時のワーク質量に合わせ，ブルの運動特性とエネルギー消費量について次のような結果

V0には管路容積を含めた。Bは実機の位相特性に一致するよが得られた。

うに調整した。固有振動数ωn近傍の周波数特性はよく一致

4.2 運動性能している。このときζn=0.13と低い値を示したことで，フィ172（ζ −ζ ）

図５に，DDVによるテーブル往復運動の結果を示す。図５

ードバック制御による改善を検討した。

（a）はオープン制御（K pp=０，K a=０）の場合の結果である。

3.2 制御系設計

反転時に生じた振動の減衰性は低く，研削加工への支障が懸

テーブル速度指令vr から必要なポンプ回転数を得るには，念される。さらにテーブル速度は指令値に対して定常偏差をゲインKvff =１/k nを乗じればよい。減衰係数をζnから所望の生じた。図５（b）は位置ループと加速度フィードバックによ住友重機械技報 No.179 2012

論文・報告

速度
加速度
３

０
-１

-20

速度（m/min）

０
-10

2

１

10

２

４

６

８

10

12

２

20

１

10
０

０

-10

-１

-20

-２

-30

３

30

２

20

-40
０

40

加速度（m/s ）速度（m/min）

30

-２

-30

-３
14

-40
０

２

４

６

時間
（s）

図５

速度
加速度

2

40

(b)フィードバック制御の場合

加速度（m/s ）(a)オープン制御の場合

平面研削盤テーブル駆動の省エネルギー化と振動低減

８

10

12

-３
14

時間
（s）

テーブルの往復運動実験の結果
Experimental results for table motion

シリンダ出力管路・制御弁圧損

従来

背圧損失
ブリードオフ損失
ポンプ損失
DDV

モータ損失
回生抵抗損失
０

20

40

60

80

100

エネルギー消費量（％）

図６

エネルギー消費量の比較（1ストローク当たり）
Comparison of energy consumption at one stroke

るフィードバック制御を行った場合の結果である。反転時の振動が抑えられており，良好な速度整定性を示している。テーブル速度も指令値にほぼ一致した。平面研削盤のテーブル

５（1）大慣性，長ストロークの油圧システムにDDV方式の回転数制御を適用した。

反転において速度整定性が良いことは，１ストローク中で研削加工可能な区間の割合が高いことを意味する。

（2）閉回路油圧の減衰性を改善すべく加速度フィードバッ

4.3 エネルギー消費量

ク制御を実装し，反転時の振動低減への有効性を実験に

図５（b）の場合と，同等の駆動条件下での従来のブリードオフ回路によるテーブル駆動とで，ストローク当たりのエネ

よって確認した。
（3）エネルギー消費量が従来比1/2以下になることを実験によって確認した。

ルギー消費量を比較した。図６は，従来のエネルギー消費量
を100 %として，エネルギー消費の内訳を分析したものであむすび（4）今後の課題として管路共振への対策があげられる。

る。DDVでは従来比53 ％減となり，大きな省エネルギー効果を確認した。
DDVにおいては背圧およびブリードオフ損失は０である。
駆動圧が抑えられたことで，シリンダ出力も小さくすることができた。管路および制御弁の圧損は，従来ほとんどが弁損失であったと考えられる。DDVの場合は，一部に従来よりも（参考文献）(1)

大場孝一, サーボモータ駆動油圧ポンプとその制御, フルードパワー

システム, 41-4, p.192～195, 2010 など.
(2)

小木曽太郎,寺田眞司, 塚根浩一郎, 平面研削盤の油圧式テーブルに対する回転数制御の適用, 平成24年春季フルードパワーシステム講演会 ,2012.

細い径の配管を使用している。流量から圧損を見積もると，損失の大部分はこの細い配管で生じていることが分かった。
仮に全配管を従来と同じ径にしていたら，エネルギー消費量は70 %減になったと推定される。ただし，管路圧損の低減は
ζnの低下につながると考えられるが，Kaは管路特性による制限を受ける。エネルギー効率の向上と良好な速度整定性とを両立させるには，安定化補償や管路長短縮などの管路共振対策が必要である。
住友重機械技報 No.179 201218

グローバル製品特集

論文・報告

全電動射出成形機 SE-EV シリーズ

全電動射出成形機SE-EVシリーズ
All Electric Injection Molding Machine SE-EV Series
●横

山

拓＊

Taku YOKOYAMA

SE100EV

2011年10月に開催されたIPF2011にて正式リリースされた住友全電動射出成形機SE - EVシリーズ（型締力500～1 800 kN）の特長について報告する。
SE-EV機は，１世代前の全電動機SE-DUZから装備された画期的な成形プロセスZero-moldingをさらに進化させるべく開発された。成形工場の生産性向上を阻害する
３つの問題である「不良」，「無駄」および「面倒･失敗」をゼロに近付けること，これがZero-moldingのコンセプト
であるが，SE-EV機によってさらにその実現性を高める
ことが可能となった。その特長は，「精密・安定成形性の向上」，「環境対応の進化」および「操作性向上」の３点である。
今後経済的な不透明感がさらに増大していく中で，SE-EV機はその特長を生かし，顧客の生産性向上に役立This paper reports on features of SE-EV series of allelectric injection molding machine (clamping force
500 -1800 kN) that was officially released at IPF2011
held in October, 2011. SHI has developed SE - EV
by making further innovation on the epoch-making
molding process, "Zero-molding", which was built into aprevious-generation machines of SE-DUZ. A concept of
the Zero-molding is to reduce occurrences of "Defects""Loss" and "Faults" to as near-zero as possible.
These are the three hindrances from improvement ofmolding plants' productivity, but SE-EV allows us toenhance feasibility of the concept realization. SE-EV
has three features: higher level of the "precise andstable molding", "environmental compatibility" and"operability". While there would be growing economic
uncertainty ahead of us, it is keenly anticipated that bytaking advantages of these features, SE-EV will serve
our customers to improve their productivity.

ってくれるものと期待している。

１

まえがき

リーマンショック以降，成形業界を取り巻く環境は，はなはだ厳しい。デジタル機器関連では液晶テレビや，携帯電話

19

開始した。本報ではSE-EVシリーズの特長について紹介する。

２

SE-EV シリーズの開発コンセプト

およびデジタルカメラなどの頻繁なモデルチェンジと急激な当社がIPF2008において発表したSE - DUZシリーズに搭

価格下落，自動車関連では新興国での需要増大に対応する新載した画期的成形プロセスが，Zero-moldingである。成形の興国仕様の低価格車開発および超円高による海外生産シフト

生産現場では，不良（Defects），無駄（Loss）および面倒・失の加速など，経済環境の大きな変化に対応すべく技術対応力

敗（Faults）という不安定要素が常に発生し，成形品品質や生とコスト競争力を常に高めていかなければいけない。さらに産性を低下させる要因になっている。この３つの不安定要素

東日本大震災の影響で省エネルギーをはじめとする環境対応

を限りなくゼロに近付け，成形現場の生産性を高めることががますます求められている。

Zero-moldingのコンセプトである。

当社は，このような厳しい経済環境に顧客が立ち向かう

Zero-moldingを搭載したSE-DUZには，顧客から充填バラ一助となるべく，全電動射出成形機SE-EVシリーズ（型締力

ンスの改善，金型寿命の延長，成形条件幅の拡大および成形

500～1 800 kN）
を開発し，昨年開催されたIPF2011や海外展

条件のシンプル化などの効果があったとの声が寄せられてい示会（NPE2012，ChinaPlas2012など）
にて発表の後，販売をる。SE-EVではZero-moldingの可能性や効果をさらに引き出＊プラスチック機械事業部

住友重機械技報 No.179 2012

論文・報告全電動射出成形機 SE-EV シリーズ

キャビティ内圧力 加熱シリンダ内圧力

SE-DU

SE-S

バランス
のよい
充填
ガス逃げ
良好

外側

成形プロセス

図１

住友全電動成形機の進化
Evolution of Sumitomo all electric injcetion molding machines

射出圧力・計量回転速度
検出精度向上低慣性・高応答サーボモータ（射出・計量）

バリ発生

キャビティ内圧力

内側 内側

SE-D

Zero-moldingが促す機械技術
・可塑化と射出精度の向上
SE-DUZ
・型締精度の向上
・ユーティリティの削減
・さらなる省エネ
・ニューマシンコントローラ
Zero-moldingがもたらした効果
・充填バランス改善
・金型寿命の延長
・成形条件幅の拡大・成形条件のシンプル化
・大幅な省力化と省エネ効果（a）通常成形図２

加熱シリンダ内圧力

外側

全電動機のポテンシャル

ガス逃げ
悪い

SE-EV

外側 内側 内側 外側

内側が
過剰充填

（b）Zero-molding
バリ発生なしZero-molding成形
Zero-molding

なお，Zero-moldingの重要な機能としてMinimum Clamping
Molding（MCM）と呼ばれる機能も装備されている。FFCの効
果を引き出すには，可能な限り低型締力で成形する必要があり，MCMを活用することで，型タッチするのに必要な最低限の型締力が算出できる。この値を目標値として，バリを生じないレベルの低型締力を見つけていくことが可能である。
FFCやMCMに代表されるZero-moldingの機能は，SE-EVシ
リーズに標準装備されている。

新開発サーボコントローラ ISC II
図３

SE-EV射出･計量装置
SE-EV injection unit

４

SE-EV シリーズの特長

SE-EVシリーズは，３つのベクトルをそれぞれ限りなくゼロに近づけるべく，それぞれ次に示す機械性能を進化させている。

。
すべく，そのコンセプトに沿って機械性能を進化させた
（図１）

① 不良
（Defects）：精密・安定成形性の向上

SE-EVという機種名は「Evolution（進化）」からとっている⑴。

② 無駄（Loss）：環境対応の進化

３

Zero-molding とは

Zero-moldingの代表的な機能であるFFC（Flow Front
Control）
について述べる。

③ 面倒・失敗（Faults）：操作性向上4.1

精密･安定成形性の向上

当社の全電動成形機は従来から，精密・安定成形性を向上させるべく，その射出・計量駆動系にダイレクトドライブシ

粘弾性材料である樹脂が充填されるときに，圧縮の問題はステムを採用している。モータとボールネジの間にベルトを避けて通れない。Zero-moldingシステムを搭載した機械では ，介在させない剛性の高いシステムで応答性・制御性に優れて射出と保圧の工程間にフラッシュ動作という工程を設けていいる。

る。この工程は，射出により圧縮された樹脂が自身の力で充SE-EVシリーズではダイレクトドライブシステムの制御性

填できるように，射出動作に制限をかける。Zero-molding成をさらに高めるべく，低慣性・高応答サーボモータ開発，射形では，内側２個のキャビティが充填された時点でフラッシ

出圧力・計量回転速度検出精度向上およびサーボコントロー

ュ制御を使えば，外側２個のキャビティはノズルからスプルラ（ISCⅡ）
を開発し，制御パフォーマンス向上と３つの策をおよびランナ部で圧縮された樹脂の残圧で充填できる。過剰実施している（図３）。その結果，最高射出速度350 mm/s到達な樹脂圧力が金型内に付加されないので，すでに樹脂が充填まで20 msという高い射出速度応答性が得られた。

されている内側２個のキャビティには余分な樹脂が充填され

図４に，SE-EVの成形安定性が従来機より向上しているかずバリが発生しない（図２）。充填不足となっている外側のキを成形品（コイルボビン８個取り，PBT樹脂）により検証した

ャビティには適切な量の樹脂を充填することができる。製品

結果を示す。１ショットでのキャビティ間のばらつきが従来部を低圧で充填できれば，ランナ圧やスクリュ圧は製品から成形法に比べてなくなっている。20個成形品質量を測定し，の圧力損失の積み重ねであるので，これらも低圧にすること

機種別（SE-DU，SE-DUZ）・キャビティ別ばらつきを比較ができる 。システム全体の充填圧力を低下でき，金型を締した場合でも，２世代前のSE-DUに対し，Zero-moldingを搭

めつける力
（型締力）
も低減できる。型締力が下がれば，金型載した１世代前のSE - DUZは，質量ばらつきが大幅に低減

内のガス逃げも良好になり，転写不良も低減できる。このよ（＝安定性が向上）しており，SE-EVではさらに10～50 ％低

うに，フラッシュ制御を使い樹脂流動先端部（フローフロン

減していることがわかる。

⑵

ト）を制御する成形機能をFlow Front Control
（FFC）
と呼ぶ。

SE-EVシリーズでは，可動プラテンサポート装置に高精度
住友重機械技報 No.179 201220

論文・報告コイルボビン

８個取り

全電動射出成形機 SE-EV シリーズ

0.035
SE-DU

SE-DUZ

SE-EV

従来成形

Cav.１Cav.２ Cav.３ Cav.４ Cav.５ Cav.６ Cav.７ Cav.８

Zero-molding

変動係数
（％）

0.030
0.025
0.020
0.015
0.010
0.005
０

図４

Cav.１ Cav.２ Cav.３ Cav.４ Cav.５ Cav.６ Cav.７ Cav.８

成形安定性向上効果
Molding stability improvement effect

ダブルセンタープレスプラテン
高精度ノズルタッチ機構

高精度プラテンサポート装置
高剛性フレーム

図５

SE-EV型締装置
SE-EV clamping unit

リニアガイドを採用し，それを支えるフレームの剛性も向上している。さらに，可塑化装置移動を２軸で行う高精度ノズ
ルタッチ機構も標準装備し，ノズルタッチ時にノズルタッチ
力により発生する固定プラテンの倒れを低減した。また，特別装備品としてダブルセンタープレスプラテンを選択するこ
とができる
（図５）
。図６に，型締装置の進化による型締時のる摩擦抵抗低減③ 新設計トグルリンクによるロックアップ機能を用いた
型締力保持に要するモータトルクの低減④ 加熱シリンダの保温性能向上
4.2.2 潤滑用グリース使用量削減

金型内面圧均一性向上を示す。これは金型のパーティングラ

SE-EVは，型締装置や射出･計量装置の摺動部に供給する

インに感圧紙を挟んで型締し，感圧紙の面圧分布を画像処理

潤滑用グリースの使用量を従来機に対し50％削減した。進行

して表示したものである。面内の色の差が少ないほど金型内式と定量式の両方の長所を併せ持ったグリース給脂システムの面圧は均一であると言える。金型内の面圧が均一となったを新開発し，さらにグリース給脂箇所の見直しと最適化を行ことで，Zero-moldingのFFC機能使用時に従来よりも精度良った結果，大幅にグリース使用量を削減することができた。

くキャビティバランスを整えることが可能となり，精密な成4.2.3 成形機設置スペース低減（工場敷地の有効活用）

形品の多数個取り金型の成形を高い生産性で実現できる。
4.2

環境対応の進化

SE-EVは，従来機に対し機械全長を大幅に短縮し，成形機設置スペースを低減した。型締力1 800 kNの機械において ，

ユーザが直面する環境関連の要求（CO2削減および逼迫し

従来機の全長5 700 mmを約300 mm短縮したことで，ユーザはた電力供給事情など）に対応すべく，SE-EVは環境性能を進

工場敷地を有効活用できる。特にクリーンルームに成形機を化させた。

設置する場合，より小さいクリーンルームに同じ台数を置く

4.2.1 消費電力削減ことができるので，省エネルギー効果が得られる。

図７に，成形中の成形機消費電力および従来機とSE-EV

4.3 操作性向上との比較を示す。SE-EVの消費電力は，SE-DUZ（従来機）に

SE - EVは新開発のマンマシンコントローラNC10を搭載

対し成形中の消費電力が約15 ％削減されていることがわかる。

し，従来機に比べその操作性を大幅に向上させた。NC10はこの消費電力削減は，次の４点の改良により実現した。

15.1 inchの大型フルタッチパネルを採用し，成形機操作に必① 駆動モータの低慣性化および摩擦抵抗低減によるエネ

要な情報の視認性を高めた。設定項目の入力は，数値を含め

ルギーロスの削減
21② 可動プラテンサポート装置へのリニアガイド採用によてすべてこのフルタッチパネル上で行えるようになり，入力
住友重機械技報 No.179 2012

面圧

高

低

面圧
低

従来機

図６

SE180EV

金型面圧均一性の向上
Surface pressure uniformity improvement

厚肉品成形時の消費電力を比較■ 製品：プーリ
樹脂：POM■ サイクル： 45sec

2.66
3.0
2.5
消費電力量
（kWh）

全電動射出成形機 SE-EV シリーズ

高

論文・報告

2.34

2.00

2.0
1.5
1.0
0.5
０

図７

SE100DU

SE100DUZ

SE100EV

消費電力削減Reduction of power consumption

中の視点移動が少なく，入力時間の短縮および入力ミスの防止につながっている。
NC10は，さまざまなユーザが自分の作業内容に最適な画オペレータ用図８

エンジニア用NC10操作画面 カスタマイズ機能
NC10 operation screen & customization featureが従来機より35 ％改善しているという結果を得た。

５

むすび

面を選択できるよう複数の選択肢を用意している。図８に，（1）Zero-moldingとは，不良（Defects），無駄（Loss），面倒･

その画面表示例を示す。オペレータ用画面では，表示項目を失敗（Faults）
を限りなくゼロに近付ける画期的な成形プ定常作業における必要最低限のものに絞っている。オペレー

ロセスである。

タは行うべき作業を遅滞や迷いがなく実行できることから，（2）SE-EVとは，Zero-moldingのコンセプトを実現すべく機械性能を進化させた全電動射出成形機である。

操作時間が短縮される。画面がシンプルなので，新人オペレ
ータの操作習得が容易になるという利点もある。また，ユー（3）SE-EVの特長は，次の３つである。

ザが設定項目の画面表示/非表示を個別にカスタマイズでき① 精密・安定成形性の向上る機能が備わっている。さらに，変更されると成形品の品質② 環境対応の進化に影響を及ぼす重要な設定項目については，オペレータが自③ 操作性向上

由に操作できないように制限できる。エンジニア用画面では，（4）今後も引き続き不透明な経済環境を生き抜くべく，SE-EV

すべての設定項目を表示し，変更することが可能である。こが業界で幅広く活用され，成形現場の生産性改善に役立つ

れは新金型の成形条件調整や成形不良解決を目的とした条件

ことを期待している。

の最適化および成形品良品率を向上させる成形条件の調整などの作業を，経験とスキルを持ったエンジニアが行うときに（参考文献）

使用することを想定している。

(1)

エンジニアが通常成形時に行う一連の作業をSE-EVとSE-DUZ（従来機）
で実行し，評価を行った。作業開始から完了までに

澤石裕之, 射出成形機のニューコンセプトを探る：住友全電動射出成形機「SE-EVシリーズ」,プラスチックエージ, 2012年２月号.
(2)徳能竜一, 型内樹脂流動の確認方法およびZero-moldingによる流動制御, 型技術, 2011年８月号.

行った画面タッチ回数，操作の逡巡回数，操作のガイダンス
機能および成形機の稼働状態など必要な情報の検索容易性といったさまざまな面から評価し，それらを点数化して総合したものを操作性評価指数とした。SE-EVは操作性評価指数
住友重機械技報 No.179 201222

グローバル製品特集

技術解説

PET 用薬剤製造システム

PET用薬剤製造システム
Production System for PET Tracers
●日

朝

俊

Toshikazu HIASA

一＊

サイクロトロン HM-20
図１

１

PET用サイクロトロン HM-20
PET cyclotron HM-20

はじめに小型機種から，多種類のポジトロン核種が製造でき，かつ製PET検査が臨床利用されるようになって10年が経過した。

。
造量も多く得られる大型機種までラインナップしている（表１）
18
2008年に開発したHM 20（図１）は， Fの製造量において国内においてはFDG（フルオロデオキシグルコース）-PETのは世界最高レベルであり，製造できるポジトロン核種の種類

保険適用が全悪性腫瘍（早期胃癌を除く）に拡大され，総検査も非常に多いことから，FDGの大量製造のみならず，新しい数は年間40万件に達すると言われている。さらに，PET診断

ポジトロン核種を用いた最先端の研究に適している。また，

では機能情報を画像化できるという大きな特長があることか

サイクロトロンから発生する放射線を遮蔽するには，通常はら，近年では，脳や心臓へ応用分野が広がるとともに，臨床分厚い建物壁（厚さ約２ m）
が必要になるが，サイクロトロン

診断から分子イメージング，新薬開発といった新たな領域での周囲を局所的に遮蔽する自己シールドの採用により，建物の活用も期待されている。

壁の厚さが大幅に軽減され，省スペースおよび建物コストの

当社は，PET創生期である1980年代からサイクロトロン
をはじめとするPET用薬剤製造システムを製造販売してきた。
PET薬剤を製造するには，削減が可能となった。

３

合成装置

・ポジトロン核種の製造に必要な「サイクロトロン」

サイクロトロンで製造されたポジトロン核種は，配管を通・ポジトロン核種で薬剤を標識させる「合成装置」

り合成装置に導かれる。合成装置は，PET診断で使用される・製造過程での被曝低減や省力化を図る「周辺装置」

薬剤にポジトロン核種を標識するのに用いる装置であるが，と，これらを配管接続した薬剤製造システムが必要になる。

ポジトロン核種は放射線を発生することから，ホットセル（鉛

当社では，PET診断の発展に伴いサイクロトロン，合成製の遮蔽箱）の中に設置され，全自動で標識合成が行われる。

装置および周辺装置それぞれにおいて新たな技術や製品を生当社では，FDG，アンモニアおよび15Oガスといった合成

み出してきた。本報では，これら最新のPET薬剤合成シス装置をいち早く医療機器として製造販売しており，これらをテムとその技術について解説する。

用いたPET診断が保険適用されている
（図２）
。

２

23

自己シールドサイクロトロン

F300は，2010年に医療機器製造販売の承認を受けたディスポーザブルキット式のFDG合成装置である。専用のチュー

サイクロトロンは，その使用目的に応じて求められる性能

ブマニホールド（ディスポーザブル），精製カラムおよび試薬や仕様が異なる。FDGの院内製造を主とする場合，FDG以キットを設置することにより，約15分で合成準備が完了する。

外の臨床研究および新しいポジトロン核種を用いた研究を行

合成反応はアルカリ加水分解を採用しており，短い合成時

う場合，またFDGなど放射性薬剤の大量製造・配送を行う場

間（25分）
で自動合成することができ，65 %
（EOS）
以上の高い

合などさまざまである。当社では，最も広く使用されるポジ

収率と安定性を実現した。また，合成終了後の自動洗浄機能

トロン核種である18Fの院内製造ができる非常にコンパクトなを備え，合成後に自動で確実な洗浄を行うことにより，チュ＊量子機器事業部

住友重機械技報 No.179 2012

技術解説

表１

PET 用薬剤製造システム

PET用サイクロトロンの性能，仕様
Performance and specifications of PET cyclotron

陽子
重陽子

HM-7

HM-10

HM-12

エネルギー
（MeV）

7.5

10

12

20

ビーム電流
（μA）

70

70

150

150

エネルギー
（MeV）

3.8

5

6

10

ビーム電流
（μA）

50

15

40

50

3

6

8

8

68

130

413

755

ターゲット数（最大）F収量/２時間
（GBq）

18

製造核種

F, 11C, 15O

18

壁シールド
自己シールドHM-20

F, 11C, 13N,

18

F, 11C, 13N, 15O

18

F, 11C, 13N,

18

15O, 64Cu, etc.

15O, 64Cu, 99mTc, etc.

4.5×4.5×2.7

部屋（m）W×D×H−−

4.5×4.5×2.5

重量
（t）

−

−

14

25

6.0×3.6×2.7

7.0×4.5×2.7

7.0×4.8×2.7

7.0×6.0×3.3

30

52

69

155

部屋
（m）W×D×H
重量（t）

薬剤は放射線を発生することから，これらのプロセスにおいても，放射線遮蔽や自動化が必要になる。当社では自動品質検定装置や自動投与器を製造販売している。
AI300は，2009年に医療機器製造販売の承認を受けた自動投与器である。図３に，本装置の写真を示す。AI300は，合成装置で合成したFDGを任意の液量・放射線量でFDG合成装置 F300
医療機器製造販売承認番号：
22200BZX00704000
図２

アンモニア合成装置 N100
医療機器製造販売承認番号：
22200BZZ00001000

PET用合成装置
Synthesizer for PET pharmaceuticals

放射性薬剤投与器 AI300
医療機器製造販売承認番号：
22100BZX01094000
図３

放射性薬剤投与器
Auto Injector for PET
pharmaceuticals

患者に自動的に投与することが可能であり，この装置を採用することで放射性薬剤を取り扱う作業者，医師および看護師の作業量や被曝を大幅に低減させることができる。
また，590
（W）
×400
（D）
×900
（H）mmとコンーブマニホールドを交換する際の残留放射能による作業者のパクトで設置場所を選ばないが，その最大使用放射能量は被曝量を低減している。チューブマニホールドおよび試薬を37 GBqとなっている。当社で販売してきた従来装置の倍の放キット化していることで，合成に関する知識や経験が少ない

射能量を扱うことが可能であるが，効率良く局所遮蔽を行うユーザが使用しても安定的に高い収率のFDGを得ることが可ことによって，表面の漏洩線量を大幅に低減した。合成した能となった。

FDGを一度AI300内に格納してしまえば，連続的に患者に薬N100は，2010年に医療機器製造販売の承認を受けたアン剤を投与することができることから，患者ごとにFDGを準備

モニア合成装置である。N100ではディスポーザブルカラム

および設置する必要がなく，薬剤交換に伴う作業者の被曝をを用いた陽イオン交換法を採用することにより，非常に簡便

大幅に低減することができる。操作性においてもタッチパネな作業で準備ができ，繰返し連続合成にも対応可能となってル式のコントローラを備えており，グラフィカルユーザイン

いる。サイクロトロンで照射したターゲット水を回収してから13N-アンモニアを合成するのに必要な時間は３分と短く，

ターフェースで視認性・操作性に優れ，直感的な操作が可能

半減期が10分と非常に短い13Nの減衰による影響を最小限に

ポーザブルパーツにより構成されているが，これらの部品に抑えている。N100で薬液が流れる流路と，洗浄および精製滅菌済みの市販品を採用することにより，衛生的に優れた投で使用する注射筒はすべてディスポーザブルパーツにより構与環境を保持しながら，ランニングコストを低く抑えること成されているが，これらの部品に滅菌済みの市販品を採用すができる。

ることでランニングコストを低く抑えている。
日本国内においては，臨床診断に用いる合成装置は薬事法の規制により医療機器として認可されていなければならない 。
一方，海外では，医療機器の認可は必要ではなく，各国の医である。さらにAI300内で薬液が流れる流路はすべてディス

５

おわりに

（1）PET用薬剤製造システムは，サイクロトロン，合成装置および周辺装置で構成される。

薬品製造基準（GMP）に従ってPET薬剤を製造・品質管理（2）当社では，ポジトロン核種の製造から，PET用薬剤のすることが課せられている。当社の合成装置においても，合成や投与まで一環したシステムを整え，自社開発・製

GMPに対応したハードならびにソフトの開発を行い，海外造・販売・サービスを行ってきた。

への展開を図っている。

４

周辺装置

サイクロトロンおよび合成装置で製造されたPET薬剤は ，定められた品質検定を行い，被験者への投与に供される。PET（3）各装置のラインナップを拡充することで，多様なニーズに応えるとともにユーザの被曝低減や，省力および省スペースを実現する製品を開発している。
今後も，新たな装置の開発や既設装置の保守サービスを通じ，臨床PETの発展に貢献していきたい。
住友重機械技報 No.179 201224

グローバル製品特集

技術解説

門形平面研削盤 KSL

門形平面研削盤 KSL
Double Column Type CNC Slideway & Surface Grinding Machine KSL
●杉

山

陽

介＊

Yousuke SUGIYAMA

門型平面研削盤 KSL-2580
Slideway & surface grinding machine

１

はじめに

で長寿命であり，減衰性能も優れている。旋回といし軸は，昨今の工作機械業界においては，オペレータの世代交代に

超精密級アンギュラベアリング軸受構造を採用している。ラ

よる加工技術の標準化や，人件費の高騰を背景に１人のオペ

ジアル方向・スラスト方向ともに高い軸剛性による能率良い

レータが多数の機械を受け持つことが可能になるように強く粗加工と高精度な機構による精密な仕上げ加工を両立させて望まれ，超精密加工機の自動化・省力化へのニーズはますまいる。

す高まる一方である。本報では，最新型の門型平面研削盤
KSL-2580の持つ，超精密加工と自動化・省力化に関連する

2.5 テーブル構造

要素について解説する。

本体の熱変位を抑制することができる。テーブル駆動方式は

２

主要構造

2.1 本体構造
十分な静剛性と減衰性を持つ強固な箱型鋳物構造としている。
2.2 といし頭送り機構

テーブル内部に研削液を通過させることにより，テーブル
ラック＆ピニオン方式を採用し，テーブルおよびベッドに熱発生源がないので，熱変位を抑制するのに有利な構造となっている。また，この方式は部品交換がほとんどないことから
メンテナンス性が良く長寿命という特長も持っている。
2.6 旋回といし頭付ドレッサ
従来はクロスレール付きドレッサであったが，旋回といし

静圧案内面を採用し，高剛性静圧油膜による平均化効果で頭付きドレッサ（図１）とすることで，ドレッシング時間の短

高い真直精度を確保している。また，左右送り駆動装置とサ

縮と高精度な成形ドレスを可能にしている。またドレッシン

ドルの間に静圧カップリングを採用し，送りねじのうねりをグ用ダイヤ摩耗測定装置も装備しており，厳密にといし径をキャンセルする構造としている。

管理することができる。

上下送り装置はハーモニックドライブを採用し，バックラッシを最小化している。
2.3 といし頭旋回角度割出し機構
旋回といし頭の割出し装置は高精度カービックカップリン

2.7 旋回といし頭用といし自動交換装置（特別仕様）
図２に，概観図を示す。といし交換作業の自動化を図り，サイクルタイムの短縮化に貢献する。従来，交換可能なといしは４個であったが，最新型では８個のといしを交換可能でグを採用し，割出し精度は旋回角度±５秒以内である。

あり，より多様なワークに対応可能である。

2.4 といし軸受機構

2.8横といし軸は高負荷容量，高油膜剛性および高回転精度
25（0.2 μm以下）を持つ静圧軸受を採用している。非接触なの＊住友重機械ファインテック株式会社

プレイバック機能（特別仕様）

プログラムを意識することなく，ボタン１つで研削プログ
住友重機械技報 No.179 2012

技術解説

門形平面研削盤 KSL

図１

旋回といし頭付きドレッサ
Dressing device for universal grinding head

図３

プレイバック機能
User interface for playback grinding device

図２

旋回といし頭用といし自動交換装置
Automatic wheel changer for universal grinding head

図４

クラウニング研削機能
User interface for crowning grinding device

ラムを作成する機能である（図３）。今までの面倒なプログラ
ム作成作業や確認運転作業が大幅に簡略化でき，また加工順が生かされることから，ワーク研削ノウハウをプログラムに

３

おわりに

（1）本報で述べた，高精度を実現する機械構造とプレイバ反映させることが可能となる。

ックによるプログラム自動生成機能によって，経験の浅

2.9 傾斜面研削機能（特別仕様）

い作業者でも，さまざまな形状・材質のワークを無人運といし頭の２軸制御にて傾斜面の自動研削を可能にする機転にて超精密加工することができるようになった。

能である。工作機械のスラントベッド案内面を研削するとき（2）プレイバック機能および傾斜面クラウニング研削機能など専用治具や段取り替えが不要となるので，加工時間を大などを開発し，工作機械メーカーの先端的ニーズに応え幅に削減することができる。

ることができた。

2.10 クラウニング研削機能（特別仕様）
クラウニング研削は自由曲線にも対応し，最大３個のワー

今後とも，顧客ニーズに応えるべく，高精度化・高効率化・自動化などをさらに推進し，商品を開発していく所存である。

クを同時に研削することができる。また，描画機能により，クラウニング形状を研削する前にあらかじめ把握することや（図４），クラウニング設定データの保管もできるなど，生産性を大幅に向上させる機能が充実している。
また，傾斜面研削機能およびプレイバック機能と組み合わせての使用や，クラウニング機能を使ってワークの修正研削をすることもできる。
2.11 切削機能（特別仕様）
機械剛性の高さを生かし，ミーリング用工具を取り付けて仕上げ切削加工を実現している。といし自動交換装置内にミーリング用工具とといしを格納することにより，切削と研削の連続加工が可能となるので，段取り替えの手間を省き，生産コストを抑えることができる。
住友重機械技報 No.179 201226

グローバル製品特集

技術解説

超高磁力型マグネットセパレータの開発

超高磁力型マグネットセパレータの開発
Development of a Super-high Magnetism Magnet Separator
●大兼久

満＊

Mitsuru OOKANEKU

ケース内液面液の流れ
ダーティ液 入口

マグネットドラム回転方向

クリーン液 出口

磁場通路（液が通過する）

超硬磁力マグネットセパレータ UKD- 6Ａ
Super magnetism magnet separator

１

はじめに

マグネットセパレータは，永久マグネットを内蔵した回転型マグネットドラムにより，研削盤など工作機械より排出される汚液から磁性体スラッジを分離し，液を浄化する装置である。

した構造および清浄性能について述べる。

２構造

永久磁石には磁力の高い順でネオジム系，コバルト系，アルニコ系およびフェライト系磁石などがある。FTECのマグ

主たる納入先は，自動車関連会社，ベアリングメーカーおネットセパレータは標準型にフェライト系（マグネットドラ

よび工具メーカーなどである。今回，住友重機械ファイン

ム表面磁力 約1 500ガウス），強力型にネオジム系（マグネッテック株式会社（FTEC）
は，今まで磁力による回収が困難でトドラム表面磁力 約3 800ガウス）を使用している。

あった超硬合金（タングステンカーバイド＋コバルト）や炭素今回開発した超強力型マグネットセパレータも強力型と同工具鋼（SK材）のスラッジを分離回収すべくマグネットドラ

じネオジム系マグネットを使用しており，その材質は高磁場

ムの表面磁力を従来機種の２倍以上の１テスラ（１テスラ：での使用でも十分対応できる保磁力や固有保磁力を有してい

10 000ガウス）にまで高めた超強力型マグネットセパレータ

る。このマグネットに磁場解析を繰り返しながら形状変更をを開発した。タングステンやコバルトはレアメタルと呼ばれ行い，特殊配列することにより，マグネットドラム表面磁力る希少金属の一種で，回収による重要性が高い。

を目標値である１テスラ（10 000ガウス）にまで高めた。図１

研削盤など超硬工具の研削盤である。現状の主な回収方法はにその構造を示す。従来型は円筒型鉄製ヨーク外周にマグネットを固定し，極性は円周に対し直角にN-Sとしている。超フィルタ式，サイクロン式および沈殿式である。超硬工具メ

強力型は強力型に比べ，マグネット１個当たりの体積を増やーカーではろ過装置にフィルタを使用している場合が多く，し，潜在エネルギーを増加させた。また，隣接するマグネッ

フィルタでろ過したスラッジのほとんどは産業廃棄物としてト同士が同極となる配列（反発磁気回路）とし，マグネット間処理されている。超強力型マグネットセパレータは，これらに鉄製板状ヨークを挿入する構造とした。これにより磁束密のろ過方法に比べ廃棄物がなく，省エネルギー・省スペース

度を大幅に高めることに成功した。従来型と超強力型の磁力が期待でき，地球にやさしい装置と言える。今後，レアメタ

線の状況を図２の磁場解析図に示す。従来型は，マグネット

ルの埋蔵量が減少するにつれ，超強力型マグネットセパレーの中央より外周方向に磁力線が出ている。これに対し超強力タの需要は世界規模で高まるものと推測できる。

型の磁力線は，マグネット間のヨークに集められて密度を高超強力型マグネットセパレータの対象となる加工機は，溝27

報では超強力型マグネットセパレータの磁力アップを可能と超強力型マグネットセパレータを従来からの通常用途に使めた状態で外周に放出され，隣接するヨークに戻る回路にな用すると，２次フィルタレスや液の長寿命化を図ることが可能であり，エコな装置とも言える。また，今まではスラッジっているのが分かる。これらの内容による磁力向上の結果を実際の従来機（今までのFTECの最高グレードであるKD-６A

回収率を上げる目的で処理流量に対しサイズアップしたマグ

型）
と比較する
（図３参照）。KD-６Aのマグネットドラム表面

ネットセパレータを選定することが多かったが，スラッジ回

磁力は0.379 Tであるのに対し，超強力型マグネットセパレ

収の大きな要素である磁力を大幅に上げることでろ過性能がータが0.379 Tを発生させるポイントはAとなる。磁力は距離向上し，マグネットセパレータの小型化が可能となった。本が離れると急激に低下する性質であるにもかかわらず，ドラ＊住友重機械ファインテック株式会社

住友重機械技報 No.179 2012

技術解説

S

N

N
S
円筒型ヨーク N

S
N

S

S
N

N S

S

N

N S

N
S

N

SN N S

S
S
N

N

S

S N
従来型

NS

SN NS SN

0.6

A

0.4

B

図３

0

10

5

15

20

25

51

43

94

径や測定方法はNASに準拠）。スラッ

82

88

最も大きいことは非常に有効な結果

54と 言 え る（一般的に超硬合金やSK材

44

31
5〜15

の研削スラッジは15 μm以下の粒子が
15〜25

25〜50

50〜10095 %以上である）。図５の質量法のデ100〜ータは，ダーティ液とクリーン液それSK３スラッジ回収性能比較グラフ
Comparison of SK3 sludge recovery
performance

図４

ぞれ100 mL中の粒子重量を測定し，ダーティ液からマグネットセパレータによってどれだけのスラッジが回収でき

100

95

90

77

回収率（％）

60
50

37

44

30

70

40

10
0

超高磁力
マグネットセパレータ

SK３スラッジ回収率比較グラフ
Comparison of SK3 sludge recovery rate

図６

収率データである。工具製作メーカー

30
20

KD

ットセパレータ単体での超硬合金の回

50

10

K

の計数法のデータは，超強力型マグネ

60

20

F

たかを割合表示したものである。図６8070

ジは粒子径が小さいほどマグネットで捕捉し難く，５～15 μmのアップ率が7064

粒子径（μm）

磁力比較
Magnetism comparison

80

0

39％up

距離
（mm）

90

回収率（％）

20

16％up

60
50

17％up

19％up

70

30

100

40

80

40

0.2
0.0

超高磁力マグネットセパレータ
KD-6A（参考）90

回収率（％）0.8

解析結果（磁束密度分布）
Analysis results (magnetic flux density distribution)
7％up

100

超高磁力マグネットセパレータ解析値
KD-６A 実測値

超強力型

従来型
図２

1.2

磁力（ T ）

反発磁気回路超強力型

1.0

磁力線はヨークからヨークへ出ており磁束密度が高い

N
S
S
N
N
S
S
N
N
S
S
N

マグネット配列の違い
Difference in magnet arrangement

図１

図５

磁力線がマグネットの中心から出ている

板状ヨーク

SN

超高磁力型マグネットセパレータの開発より入手した超硬合金研磨時のダーテ
5〜15

15〜25

25〜50

50〜100ィ液を，処理量20 L/minとしてワンパ

100〜

超硬合金スラッジ粒子径別回収率グラフ
Comparison of hard metal sludge recovery rate

スろ過にてテストを実施した。この結果から，従来機ではほとんど回収不可能であった超硬合金が，超強力型マグ

ム表面より７ mm離れた地点で同じ磁力となる。ちなみに，
KD-６Aがドラム表面から７ mm離れた磁力は0.204 Tである。

ネットセパレータにより回収可能であることが確認できた。

超強力型マグネットセパレータが0.204 Tを発生させるポイン・計数法 コンタミカウンタ画像解析装置（株式会社 ニ使用した計測装置
レコ）

トBは，ドラム表面より13.5 mmの地点であり，約２倍離れて・質量法 電子分析天秤（株式会社 島津製作所）

も同等の磁力を確保できたこととなる。

３

清浄性能

４

おわりに

超強力型マグネットセパレータは，マグネットドラム磁力（1）超強力型マグネットセパレータの開発により，今までを極限まで高めたが，これが本来の目的である液の清浄性能

磁気による回収が困難であった超硬スラッジ（レアメタ
ルを多く含有）やSK材の回収が可能となった。

をどのくらい向上させることができたのか実験により検証した。実験条件は，加工機：円筒研削盤，砥石：#80，液：ユ（2）マグネットセパレータにはスラッジ絞り機能が標準でシローケンFGC822J（水溶性），ワーク：SK３，処理流量：

付属していることから，スラッジは半乾燥状態で回収さ

60 L/minとして，ワンパスろ過にてテストを実施した。

れ，再利用・再生用の後処理が容易である（サイクロン ，フィルタでは困難）。

比較機種は，F：標準型（フェライトマグネット使用），K：
強力型（ネオジムマグネット使用），KD：従来最高グレード（3）FTECはクーラント液処理のメーカーとして，今後と（ネオジムマグネット使用）とした。計測は，計数法（KD型も，さらに地球環境にやさしくエコな商品の開発を進め

との比較）
と質量法
（F，KおよびKDとの比較）の２種類とし，る所存である。

図４ならびに図５の結果を得た。図４の計数法のデータは，５段階の粒子径レンジにおいてダーティ液（マグネットセパ
レータに入る前の液）とクリーン液（マグネットセパレータでろ過後の液）
それぞれ100 mL中の粒子数をカウントし，ダー（参考文献）(1)

砥粒加工学会誌, 第52巻, 第10号, p.31～32.

(2)

JIS B 9930

汚染度：計数法.

(3)

JIS B 9931

汚染度：質量法.

ティ液からマグネットセパレータによってどれだけのスラッジが回収できたかを割合表示したものである（５段階の粒子
住友重機械技報 No.179 201228

グローバル製品特集

技術解説

１W４K パルスチューブ冷凍機

１W４Kパルスチューブ冷凍機
１W４K Pulse Tube Refrigerator
●齋

藤

元

Motokazu SAITO

和＊

図１

１

許

名

Mingyao XU

堯＊＊

１W４Kパルスチューブ冷凍機
１W４K pulse tube refrigerator

はじめに

極低温冷凍機は，超電導マグネットなどの冷却手段として
広く市場へ普及している。当社では主力製品としてGifford-

この市場要求に対し，当社は4.2 Kにて1.0 Wの冷凍能力を有する１W４Kパルスチューブ冷凍機（RP-082B２）（ 図１）を開発した。

MacMahon（GM）
冷凍機をラインナップしており，高い信頼性

本機は，従来の0.5W４Kパルスチューブ冷凍機の低振動をと，小型化の成功によって市場より高い評価を得ている。し維持しつつ，高冷凍能力・高信頼性をコンセプトとし，見直かしながらGM冷凍機は，内部でディスプレーサと呼ばれるしを行った機体である。GM冷凍機と同様にコンパクトであピストンが往復動しており，運転時に機械振動が少なからずりながら4.2 Kで１Wという高冷凍能力を有し，かつパルスチ発生する。このことから客先装置での信号ノイズ発生が問題

ューブ冷凍機の低振動という特長も併せ持つ。

となることがあり，冷凍機自身の低振動化は重要な開発課題となっている。

２

主要仕様

当社は，この課題に対し４ Kパルスチューブ冷凍機の開発

・冷凍能力 １段ステージ 40 W at 45Kに取り組んでいる。パルスチューブ冷凍機は，低温部に振動

２段ステージ １ W at 4.2K

源となるディスプレーサやピストンを持たないことから，低・到達温度 １段ステージ 30 K以下（参考値）

振動かつ長寿命という利点を有しており，市場からの要求で２段ステージ ３ K以下（参考値）

ある信号ノイズ低減およびメンテナンスインターバルの向上

・消費電力 8.5 kWによるライフサイクルコストの低減が期待できる。

・寸法

また，当社は2003年から，4.2 Kにて0.5 Wの冷凍能力を有する0.5 W４Kパルスチューブ冷凍機（RP-052A）を発売し，以来，特にGM冷凍機比の低機械振動にて好評を得ている。し

29

機と同等の高冷凍能力を有する冷凍機が求められている。

３

339
（W）
×195
（L）
×556
（H）mm

設計詳細

3.1 低振動かし一方で，パルスチューブ冷凍機は，構造上同一サイズで極低温冷凍機は，冷媒ガスであるヘリウムの断熱膨張によはGM冷凍機と同等の冷凍性能を得ることが難しく，大きなり寒冷を発生させているが，冷凍機動作時のガス圧変動によ課題となっている。

るシリンダの弾性変形が，冷却ステージの変位振動に対して

近年では世界的なヘリウムガスの供給不足の影響もあり，支配的である。冷却ステージの変位振動を低減するにはシリ

冷却に寒剤のみを用いてきた用途にも冷凍機冷却のニーズがンダの肉厚を増加させることが効果的であるが，熱伝導面積

高まっており，超電導マグネット，希釈冷凍機および計測器が増大することで，侵入熱の増加を招き，冷凍能力が低下しなどの用途で機械振動を嫌う市場から，低振動かつGM冷凍てしまう。

＊精密機器事業部＊＊技術本部

住友重機械技報 No.179 2012

技術解説

１段パルス管

２段パルス管
従来

１W４K パルスチューブ冷凍機

従来

本機

本機

0.5

1.0

1.5

2.0

時間
（s）

(a)２段冷却ステージ変位振動波形
図３

1.E＋２
1.E＋１
1.E＋０
1.E−１
1.E−２
1.E−３
1.E−４
1.E−５
1.E−６
1.E−７
0.1

２段冷却ステージ温度（K）

２段冷却ステージ変位振動（μm）

20
15
10
５
０
−５
−10
−15
−20
0.0

２段冷却ステージ変位（μm/Hz0.5）

シリンダ肉厚の最適化
Optimization of cylinder wall thickness

図2

1.0
10.0
100
周波数（Hz）(b)２段冷却ステージパワースペクトル密度

２段冷却ステージにおける変位振動
Vibration displacement on the ２nd stage

これら相反する設計要求に対応すべく，シリンダ肉厚の最（図２）を実施し， シリンダの温度勾配に対して最適な
適化⑴

5.0
4.5

60Hz

（0W/1.0W）

50Hz（40W/1.0W）

4.0
3.5
3.0
2.5

（0W/0W）

2.0
20

図４

（40W/0W）

25

30
35
40
45
１段冷却ステージ温度（K）

50

冷凍能力ロードマップ
Typical load map of RP-082B2

は，上記特性および入手性の観点からも非常に優れた材料であり，極低温冷凍機に一般的に用いられている。

肉厚とすることで，侵入熱の増大を抑制しつつシリンダ軸方

しかしながら，鉛は近年の環境負荷への懸念から規制物質

向の変位振動の低減が実現した（図３）。なお，本構造についに指定され，世界的に使用が制限されてきており，当社としては特許出願し，登録となっている。

ても代替材料への変更を進めている。本機ではビスマス球をまた本機ではさらなる低振動化を目指し，振動源であるバ

蓄冷材の代替材として使用することで鉛球を廃止した。ビス

ルブ駆動用モータを１ m配管で分離したタイプもオプション

マスは鉛と比較して体積比熱が低いが，充填比率および粒径としてラインナップしている⑵。

を最適化することで冷凍能力を低下させることなく代替品へ

3.2 冷凍能力の向上の変更を達成した。

GM冷凍機と同等の冷凍能力を得るべく，冷凍機全般にわたり設計の見直しを実施した⑶。主要な設計要素を次にあげ
る。

４

おわりに

（1）シリンダの肉厚最適化により侵入熱の増加を抑制しつ（1）蓄冷材は，冷凍能力への影響が大きな部位であり，今回，１段蓄冷材として使用している金網材質の見直しおつ変位振動を低減した。
（2）コンパクトでありながらGM冷凍機と同等の冷凍能力

よび充填枚数と金網メッシュ数の最適化を実施した。
（2）シリンダ低温部に設置されている熱交換器および整流を達成した。
（3）環境規制物質である鉛を排除できた。

器も冷凍能力に大きく寄与する重要部品であり，設計の今後も市場要求に応え，1.5Wクラスの冷凍能力を備えた見直しを実施した。同時に，従来は別体となっていた熱

パルスチューブ冷凍機をラインナップしていく所存である。

交換器と整流器を一体とすることで，部品点数の削減および工程の簡略化が可能となった。
（3）ヘリウムガスの断熱膨張による発生冷凍量は，シリン
ダ内の高圧/低圧の圧力差に依存する。今回，セルフシールカップリング継手径拡大および冷凍機内部の流路径の見直しにより，系内の圧力損失を低減させ，冷凍能力の向上を達成した（図４）。

（参考文献）(1) M.Y. Xu, H.Takayama and H.Yamanouchi, Low Vibration ４Ｋ Twostage Pulse Tube Cryocooler, Proceedings of ICCR’
2008, 2008.
(2)

高山寛和, バルブ分 離 型４Ｋパルスチューブ冷凍機, 住友重機械技報 ,no.175, 2011, p.20.
(3)

M.Y.Xu, H.Takayama, K.Nakano, Development of High Efficiency

4K Two-Stage Pulse Tube Cryocooler, Cryocoolers 16, 2011.

3.3 環境規制（RoHS）
対応
極低温冷凍機においては，蓄冷材として鉛球が用いられてきた。蓄冷材に求められる主な特性としては，高い体積比熱を有することと球形状に加工しやすいことがあげられる。鉛
住友重機械技報 No.179 201230

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技術解説

IE２高効率モータにおける効率向上と国際規格対応

IE２高効率モータにおける効率向上と国際規格対応
Efficiency Improvement of IE２ Motors for Global Regulation
谷

清

信＊

竹

Kiyonobu MIZUTANI

表１

島

豊＊

Yutaka TAKESHIMA

藤野

Yasuhiro FUJINO

IEC規格による効率区分と従来規格との比較
Efficiency classes by IEC standard and comparison with current standards

IEコード

効率区分

IE１

95

アメリカ

欧州

標準効率

JIS C 4210相当

NEMA標準相当

EFF２とEFF３の間

IE２

高効率

JIS C 4212相当

NEMA高効率相当 EFF１とEFF２の間

IE３

プレミアム効率−

NEMAプレミアム相当 EFF１を上回る値

IE４

スーパープレミアム効率

−

−

−

１

発生箇所

全損失に占める割合（当社小型機の例）

１次銅損

固定子側巻き線の抵抗損

約40％

２次銅損

回転子導体の抵抗損

約20％損

鉄心を通る磁力線による損失

約25％

機械損

ファンや軸受の機械的損失

約８％

漂遊負荷損

漏れ磁束などによる電磁気的な損失

約７％

はじめに

80

IE１
IE３
JIS C 4212

65
60

図１

IE２
JIS C 4210

0.75 1.1 1.5 2.2 3.7 5.5 7.5 11 15 18.5 22 30 37 45 55 75 90 110 132
モータ容量
（kW）

IE１～IE３の効率値（50 Hz ，
４Ｐモータ）
Efficiency value from IE１ to IE3 (50 Hz, ４-pole motor)

３

電動機の効率向上の方策と課題

近年，地球温暖化問題などにより省エネルギーを求める声

電動機の損失は，表２に示す５つの種類に分解できる。主が高まっている。産業分野で用いられる電動機は，全電力の要な損失は，１次銅損，２次銅損および鉄損の３種であり，３割にのぼる電力を消費していると考えられ，電動機の高効

この削減が大きな課題となる。表２に示すように，１次銅損率化による省エネルギーが重要な課題となっている。このよ

および２次銅損は電動機巻き線に電流が流れることによってうな状況を背景として，主たる電動機である三相誘導電動機

発生する抵抗損である。鉄損は電動機の鉄心部品に流通する（誘導機）に対して各国で効率規制が計画され施行されてい磁力線による磁気的な損失である。これらの損失を減らすべる。

く基本的に次の方策が採用される。

当社は，2010年７月にIE２高効率誘導機を発売した。本報ではIE２機で検討し実施した効率向上策と，規制と並行して存在する各国ごとの技術および市場要求への対応について述
べる。

２

（1）銅損
巻き線を太くし抵抗値を下げ，さらに巻き線の電流密度を高くして抵抗損を減少させる。
（2）鉄損

モータの効率値とその規格

鉄心部品に用いる電磁鋼板の損失性能に大きく影響され，また鉄心を流通する磁力線の密度（磁束密度）が高い

誘導機の効率の基準は，1990年代までは国および地域でばと損失が増加する。このことから低損失電磁鋼板を用いらばらであった。それゆえ，グローバルに高効率化を進めるることに加え，磁束密度を下げる（＝鉄心を大きくする）

うえで効率値を国際的に統一する必要が生じ，2008年に国際電気標準会議（IEC）によって新しい規格IEC 60034-30が制定

それぞれの対策は，誘導機の大型化や巻き線の銅量の増加された。IEC 60034-30では，IE１，IE２，IE３の３つの効および低損失鋼板の使用など，サイズとコストを上昇させる

率区分が定められ，50 Hzと60 Hzの両方の効率値が規定され傾向にある。その一方で低損失鋼板は，流通できる磁束の最た。規定された効率値では主要な従来規格の内容や経緯が反大値も低くなるという相反する傾向を示すことから，実際の映され，従来規格から大きな乖離が生じて混乱することがな

製品設計では，材料特性，サイズおよび使用する素材コスト

いように配慮されている。

の最適点を探すことが重要になる。

表１にIECで設定された新しい区分と従来区分との比較を，設計を行う。

次に各国の規制に対応する場合の課題を説明する。表３に，図１に代表例として50 Hz，４P機の効率値の比較グラフを示

各国および地域の規格とその注意点，さらに代表電圧と市場す。2.2 kWクラスの電動機において，効率クラスをIE１（標流通上の電圧の特徴を示す。国際的な効率値とその区分は準効率）からIE２（高効率）に上げようとすると，３ポイント

IEC規格で統一されたが，実際の法令では従来効率値を継続程度の効率向上が必要となるが，これを誘導機の損失低減に使用しているところもある。また力率や始動特性などを規定

置き換えると，20 %以上の損失削減を行う必要があり，設計している国もある。

や技術面で多くの改善が必要となる。
31

85

70

損失の名称

鉄

90

75

誘導機の損失分類と発生箇所
Losses of induction motor and key determinants

誘導機の
損失

充＊

100

従来規格との対照
日本

表２

泰

効率（％）

●水

＊ PTC 事業部

また日本は，強制力のある規制は未実施だが，主要国で唯住友重機械技報 No.179 2012

技術解説

表３

IE２高効率モータにおける効率向上と国際規格対応

各国の効率規格名と規格値および特徴
Regulations, efficiency values and their features

国・地域

法律名
（略称）

効率規格名

効率規格値

EU

EU委員会規則 No.640

IEC 60034-30

IEC規格

韓国

エネルギー消費効率
等級表示制度KS C 4203

同上

豪州・NZ

E３ Program

AS/NZS 1359.5

中国

エネルギー効率標識実施規則GB 18613-2006

アメリカ

EISA

NEMA-MG１

代表電圧（400 V級）

電圧の特徴

400 V/50 Hz

380 V,415 Vなども多い

力率にも基準値あり

380 V/60 Hz

440 Vも使われる

CEMEP EFF１継続

効率値はIE２より高い

415 V/50 Hz

左記GBの２級（IE２相当）

規約効率値はIE２より高い
最低値の設定あり

380 V/50 Hz

Design区分もあり、始動特性に基準値あり

460 V/60 Hz

カナダ

EEAct

CSA C 390

同上

同上

460 V/60 Hz

575 V/60 Hzも使われる

日本（省エネ法）JIS C 4212
（JIS C 6034-30)

JIS C 4212はIE２に近い特性に基準値あり

400 V/50 Hz
400 V/60 Hz
440 V/60 Hz

３定格を満足する
ことが必要

IEC規格

規格での注意点

IE２

IE３相当

■効率

50 Hz

60 Hz

図２

効率改善例
（IE２ 2.2 kW 50 Hz，４ Pモータ）
Efficiency improvement of 2.2 kW×４P IE２ motor

90
電圧
（V）

効率値
（%）
IE１

IE２

380

81.66

87.80

400

82.24

88.30

415

81.74

88.30

380

81.92

88.10

400

83.31

88.80

440

84.30

89.60

460

83.91

89.70

480

83.68

89.40

IE１

IE２

88

効率
（％）

周波数

さまざまな電圧あり

86

IE２規格値（84.3 ％）

84
82
80
370

380

390

400

電圧
（V）

410

420

一，50 Hzと60 Hzの複数周波数を有しており，400 V級を例に2.2 kW誘導機で400 V級，50 Hzの効率データであるが，380

あげると，400 V/50 Hz・400 V/60 Hz・440 V/60 Hzのいわゆ～415 Vまでの幅広い範囲で88 %程度の高い効率を達成してる３定格を満足した製品を供給する必要がある。

いることが分かる。60 Hzでも同じように性能を確認し，世各国ごとに異なる電圧，技術および市場要求に合わせて個

界各国の規制や技術要求および市場要求を満足することを確別設計する考えもあるが，煩雑になり商品競争力が弱くなっ認した。また開発した誘導機で各国および地域の認証を取得てしまう。このことから，電動機のkWに対して１種類の電し，単なる効率向上だけではなくグローバルに展開できる製磁部品で広範囲な電圧をカバーし，各地域ごとで異なる要求品を開発したことで，市場や顧客から高い評価を受けている。

に応えられる製品の開発が必要になる。

４

実際の高効率電動機の設計と効率値

５（1）温暖化対策や省エネルギー要求から，誘導機に対する前章で効率向上策と対応すべき課題を述べた。実際の設計

効率の規制が始まっており，その際に必要となる効率改では実用に供し得る鉄心形状を決め，電磁鋼板と巻き線仕様
をパラメータとして最適設計を行う。基本的な考えは，低抵

善度合いを説明した。
（2）規制の効率値の他に，各国ごとの技術や市場要求を紹抗化と磁束密度低減をできるだけ低コストの素材で実現することである。この考えで進めた2.2 kW機の標準効率機からの介し，その対応が必要なことを述べた。
（3）製品実現に必要な方策と課題を述べ，当社製品での実変更内容を例として示す。
（1）巻き線の線径増大

おわりに施例を紹介した。
高い省エネルギー性能を有することは言うまでもなく，グ

φ0.65＋φ0.60の組合せをφ0.85＋φ0.80に大きくしローバル市場に対応する製品を提供することはメーカーの責た。なお線径の太線化とバランスを取ることと，力率や務と考えている。今後も技術開発を継続し，社会に貢献でき始動特性を満足すべく巻き数は減らしている。

る製品を提供していきたい。

（2）電流密度の増加
平均4.0 A/mm2の電流密度を4.4 A/mm2程度に高密度化した（50 Hz，400 V級の場合）。
（3）鉄心磁束密度の低減
1.70 T程度の磁束密度を1.60 T程度に低減した（固定側
ヨーク部で50 Hzでの数値。なお鉄心の体積は大きくしている）。

（参考文献）(1)

財団法人エネルギー総合工学研究所, 平成21年度省エネルギー設備

導入促進指導事業報告書, 平成22年３月, p.９．
(2)

社団法人日本電機工業会, 海外高効率化動向資料, 2011年９月22日

改訂版．
(3)

水谷清信, 誘導機の高効率化の動向, 住友重機械技報, no.177, Dec.,

2011, p.47～48．

（4） 低損失電磁鋼板の採用
一般的な電磁鋼板より損失の低い鋼板を採用した。
図２に，これらの設計変更を行った結果例を示す。図２は住友重機械技報 No.179 201232

グローバル製品特集

技術解説

超高速凝集沈殿装置 スミシックナー の海外向けアプリケーション®

超高速凝集沈殿装置 スミシックナー® の海外向けアプリケーション
Overseas Application of SUMI-THICKENER®
●田

中

孝

Koichi TANAKA

一＊

ミキシングチェンバ
タービン
越流トラフ

高分子凝集剤処理水

流入液均等な上昇流ディストリ
ビュータ
スラッジ沈降濃縮

レーキ
引抜汚泥

スミシックナー®納入事例（手前が反応槽，その奥がφ15ｍスミシックナー®）
SUMI-THICKENER®

図１

１

スミシックナー®構造図
Cross section of SUMI-THICKENER®

濃縮性である。

はじめに

スミシックナー®はこれらの条件を満たす凝集沈殿装置で凝集沈殿装置は水中の懸濁物質成分を凝集させ，あるいはある。高分子凝集剤を添加してフロックを成長させるミキシ

溶解成分を析出させた後，凝集フロックを形成して，沈降分

ングチャンバを槽内に設けたこと。回転するディストリビュ

離によりその懸濁物質を除去する装置である。凝集フロック

ータから流入液を供給し，槽内に均一流を形成すること。デは，多くは中性域で凝集核を生成する無機凝集剤や高分子凝ィストリビュータ下にフロック分離ゾーン，分離固形物スラ集剤を添加し，懸濁物質と接触させることで形成される。そッジの濃縮ゾーンを有することが，スミシックナー®の特徴

れを効率よく分離する装置が，住友重機械エンバイロメント

である
（図２）
。

株式会社
（SHI-EV）のスミシックナー®である。

また，最大直径φ26 ｍ（紙パルプ工業向け），最大表面積

凝集沈殿装置は，液体とフロックとの比重差により重力を/ m2･h）（鉄鋼・無機化学工業向け），最大処理水量負荷30 m3（

利用し懸濁物質を分離するが，この操作はさまざまな外乱の（鉄鋼工業向け）など大規模の実績を有す。一3 500 m3/（m2･h）

影響を受けやすい。このことから一般的に，凝集フロックの方で小規模の凝集沈殿に対応すべく，ユニット型のスミシッ

沈降速度から算出された必要表面積に比べ，十分に余裕のあクナー®を提供している。直径φ2.5 ｍとφ3.5 ｍの２種類で ，る表面積を持つ大きな沈殿槽が採用されている。スミシック

製作工場で水槽本体に内部装置と駆動部の一体組み込みを行

ナー は，凝集フロック本来の沈降速度で沈降分離を行うこった状態で設置場所に搬入する。現地工事は一体構造体の据とで，省スペースと高清澄性を併せ持つことを目的として開付，配管および配線の接続のみであることから，工期が短縮発された。1983年に１号機を納入以来，種々の用途に対し，できる。

処理水質の向上，流入水質変動に対する安定性および沈降ス

2.3 良好な沈降性の凝集フロック形成®

ラッジの濃縮など，ユーザの多様な要求に応えてきた。排水良好な沈降性の凝集フロック形成は，粒径を大きくし，密処理用途を筆頭に，生産設備で用いる固液分離用途を含め，度を高くする必要がある。凝結工程は，前段の反応槽におい

現在200 基以上の納入実績を重ねている。

て行われる。凝集剤の種類や添加率，反応時間およびｐＨな２

スミシックナー® の概要

2.1 納入事例

どの条件は，流入液の種類や懸濁物質の性質により最適な条件に設定する。反応槽の形状と撹拌強度は凝結反応を良好に進めるよう設計されている。フロック成長工程においては，

図１にスミシックナー®の納入事例を示す。無機凝集剤や高分子凝集剤の種類や添加率および撹拌強度や反応時間の条

有機凝結剤を添加し，凝結や析出反応を行う反応槽とスミシ

件設定が重要である。スミシックナー®は，ミキシングチャ

ックナー で構成されている。

ンバに高分子凝集剤を数段階に分割して添加することにより

®

2.2

33

図２

スミシックナー の構造とその機能®

凝集フロックを徐々に成長させ，より高密度で大きなフロッ

凝集沈殿装置の重要なポイントは，①良好な沈降性の凝集クとする設計としている。そのうえ，ミキシングチャンバを

フロック形成，②良好な沈降分離性，③沈降スラッジの高い槽内に配置することにより，成長した凝集フロックを破壊す＊住友重機械エンバイロメント株式会社

住友重機械技報 No.179 2012

技術解説

表１

ソーダ工業 粗塩水前処理スミシックナー®実績表
SUMI-THICKENER® installation record for green-liquor clarificaton of pulp industry

超高速凝集沈殿装置 スミシックナー の海外向けアプリケーション®

表２

紙パルプ工業 緑液清澄化設備への納入実績
SUMI-THICKENER® installation record for brine clarificaton of electrolysis

納入先

型式

槽径

納入年度

納入先

型式

槽径

納入年度

1

国内Ａ社

SMT-12

φ12ｍ

1998

1

国内Ｉ社

SMT-9.5

φ9.5ｍ

1988

2

韓国Ｂ社

SMT-18

φ18ｍ

2004

2

国内Ｊ社

SMT-12

φ12ｍ

1990

3

シンガポールＣ社

SMT-3

φ3ｍ

2004

3

国内Ｋ社

SMT-11

φ11ｍ

1992

4

韓国Ｄ社

SMT-5.5

φ5.5ｍ

2008

4

国内Ｌ社

SMT-11

φ11ｍ

1995

5

韓国Ｅ社

SMT-10

φ10ｍ

2008

5

国内Ｍ社

SMT-12

φ12ｍ

1996
1996

6

韓国Ｆ社

SMT-10

φ10ｍ

2010

6

国内Ｎ社

SMT-9.5

φ9.5ｍ

7スペインＧ社

SMT-7

φ7ｍ

2012

7

国内Ｏ社

SMT-11

φ11ｍ

1997

8

韓国Ｈ社

SMT-12

φ12ｍ

2012

8

国内Ｐ社

SMT-11

φ11ｍ

1999
1999

ることなく，ただちに分離ゾーンへ供給することができる。
2.4 良好な沈降分離性

9

国内Ｑ社

SMT-8

φ8ｍ

10

国内Ｒ社

SMT-8

φ8ｍ

1999

11

国内Ｓ社

SMT-10

φ10ｍ

2009

12

タイＴ社

SMT-10

φ10ｍ

2012

スミシックナー®内では，凝集フロックを含む流入液は，槽内下部に設けた複数のディストリビュータから槽内に供給ンへ導き，処理水の清澄性を維持することが可能となった。

される。ディストリビュータには複数の穴が設けられ，低速

また従来型凝集沈殿槽では，沈殿槽前段の凝集槽や流入樋で回転している。流入液は，ディストリビュータの動きととも

高分子凝集剤を添加することにより，沈殿槽への流入でフロに，沈殿槽内の全面にわたって供給され，槽上部に設けられックの解体が起こっていた。この欠点に対してもミキシング

た越流トラフに向かって上昇流を形成する。トラフは，下部チャンバの特徴が有効に働くことになった。このように，凝から全面に供給された流入液をそのまま垂直に上昇させ，均集状態の維持やスミシックナー®の表面積を有効に使用する

一流を形成するようにしている。また，凝集フロックがディことにより，コンパクト性の確保も行うことができた。

ストリビュータ内で固着しないよう，洗浄機能を有している。

3.2

2.5

紙パルプ工業への応用

国内の生産設備向けとしては，パルプ生産工程のアルカリ

沈降汚泥の高い濃縮度

スミシックナー®は槽内下部に濃縮部を設け，十分な濃縮回収設備用沈降分離設備における実施例がもっとも多い（表が行われるよう，容積を確保している。さらに凝集フロック２）。粗緑液からSS分を分離する工程でスミシックナー®がをかき寄せる際に，高濃縮したスラッジがレーキと一体とな使用されている。その粗緑液はソーダ工業に比べアルカリ濃って回転する現象が発生しないよう，また過トルクとならな度や水温が非常に高いことから，高分子凝集剤の効果が低く，いように，かき寄せブレードの形状および配置を設計してい凝集フロックの解体が極端に早い。このように紙パルプ工業

る。また，流入液はディストリビュータから下向きに供給さへの適用では凝集沈殿に対する阻害要因が多く，処理液（清緑

れるが，濃縮部のスラッジを流動化させないよう，フロック液）のSSが高いことでアルカリ回収率の低下を招くことなどの破壊を起こさない整流板を設けている。その結果，従来型により，従来は大きな表面積を有する多段沈殿槽が用いられ

凝集沈殿槽より３～５倍の高濃度でスラッジを引き抜くことていた。その問題の解決には，槽内に高分子凝集剤とＳＳ分ができるようになった。

を接触させフロックを形成するミキシングチャンバを配置し３て，そこで生成したフロックの解体が進行する前に分離ゾー

海外向けアプリケーション

ンに導くことで，小さな表面積の装置であっても処理水の清スミシックナー の海外向けアプリケーションを考えるう

澄性を維持することが可能となった。さらに，沈降分離した

えでまず対象となったものが，従来の排水処理設備であった

SS成分の高い濃縮性を確保することで，脱水機の能力アッが，①海外では高いSS（Suspended Solid

プやアルカリ回収率が向上した。

®

懸濁物質）
除去性

能を適用する必要のない地域が多い， ②「コンパクトで省ス
ペース」が必要とは限らないという理由により生産設備へのアプリケーションを主流とすることにした。
3.1 ソーダ工業への応用
海外も含めた生産設備向けとして，パルプ生産工程に次い

４

おわりに

（1）海外では，スミシックナー®の排水処理設備での高清澄性や省スペースが必ずしも求められないことが分かった。

で実施例の多いのがソーダ工業の粗塩水の一次精製用凝集沈（2）スミシックナー®の凝集フロックを形成するミキシン

殿設備である（表１）。一般的にソーダ工業の粗塩水は，塩濃

グチャンバを槽内に有するという利点を生かせるアプリ

度が非常に高い。さらにpHや水温も高いことから高分子凝集

ケーションを，ソーダ工業や紙パルプ工業の生産設備用剤の効果が低く，凝集フロックの解体が極端に進行してしま途として適用することとした。

うという特性がある。凝集沈殿に対する阻害要因が多く，従国内はもとより海外においても，既存沈降分離設備を運転

来は，大きな表面積を有する大きな沈殿槽となることが多かした状態で機側に設置できるコンパクト性と，清澄性向上にった。その問題に対して，槽内に高分子凝集剤と凝結粒子をよる生産性向上を目的として拡販を進めていく。

接触させるミキシングチャンバを有すことで，解体が進行する前に多段注入の高分子凝集剤で大きな凝集フロックを形成
でき，さらにフロックの良好な沈降性を有したまま分離ゾー
住友重機械技報 No.179 201234

新製品紹介ガスタービン発電機用高速歯車装置

ガスタービン発電機用高速歯車装置
Vertical Offset Parallel Shaft Gear Box for Gas Turbine-Generator

軸受

すべり軸受，ティルティングパッド軸受

カップリングダイアフラムカップリング，ギヤカップ

置をはじめとする中小型の発電装置の需要が高まっている。

ターニング装置

SHI製BBB（自動嵌脱式クラッチ付き）

大型の発電装置は原動機と直結されるので，歯車装置を必要

機付ポンプ

ギヤポンプ，スクリュポンプ

高速歯車装置は，主に発電機とコンプレッサ（石油・ガス・
化学）の駆動に使用される。

リング，クイルシャフト（ねじり軸）

近年，世界的なエネルギー産業の発展により，自家発電装としないが，８万kW以下の中小型発電装置では高速歯車装置が使用される。
原動機にはガスタービンと蒸気タービンがあり，ガスター
ビンは小型かつ軽量であることから，スペースに制限のある
ビル，ホテル，病院および工場などの防災ならびに非常用発電に多く利用されており，世界的な市場においてもガスター
ビンの占める割合が大きい。
また，ガスタービン発電機用の高速歯車装置は，据付面積の小さい縦異芯型が多く採用されている。株式会社セイサの高速歯車装置の設計製造技術は，世界のトップレベルにあり，
すでに国内外合わせて7 000台以上の納入実績がある。今後もこれまで培ってきた技術力を結集し，新たに海外のガスタ
ービン発電機市場に向け，縦異芯型高速歯車装置を製品化し，

特長（1）各国規格に対応
API，AGMA，ISO，DIN，BS，船級など（2）高効率
効率98.5～99 ％（3）低振動
セイサ独自の振動解析（FEMすべり軸受性能解析，危険速度解析，アンバランス応答解析）（4）各種監視システムの取付けに対応
軸振動・軸移動計，加速度計，軸受温度センサ（5）高信頼性
納入実績 約7 000台
（1958年～2011年）

販売していく。

主要仕様

35

用途

ガスタービン発電機

軸形式

縦異芯型

伝達動力

MAX約55 000 kW

入力回転数

約3 000～11 000 rpm

出力回転数

1 500，1 800，3 000，3 600 rpm

中心距離

MAX約1 000 mm

ケース

鋳鉄，鋳鋼，鋼板溶接構造

歯車

はすば，やまば（JIS 0級）（株式会社 セイサ濱田貴士）

住友重機械技報 No.179 2012

新製品紹介新型リーチフォークリフト FBR

新型リーチフォークリフトFBRNew Reach Forklift Truck

新型リーチフォークリフトFBRは，VOC(顧客要求)をベー

インチング時の作業性を向上した。また，荷役バルブのスとした基本コンセプトである「小回り性と省エネルギー」

低速領域を広げ，微妙な操作をしやすい特性に変更した。

を実現し，お客様に満足いただける４つの特徴（作業性，経さらに，リーチローラ位置の改善やシリンダのショック

済性，快適性および安全性）を兼ね備えたリーチフォークリ

レス機能改善により，荷役操作時のマスト揺れを業界最フトである。小回り性については，車両レイアウトやマスト

小レベルとした。オプションとして，セーフティレーザ ，引込み量などの改善により，業界最小の直角積付け通路幅をキャリッジライトおよびLEDライトを準備し，倉庫内で達成し，作業効率，保管効率および疲労度を大幅に改善した。
省エネルギーについては，新モータの採用や制御の最適化なの作業性を向上した。
（2）経済性どにより，規定のサイクルパターンにおいて，消費電力量を走行モータには，電気自動車にも使用されているIPM（

従来型比率で24 %削減し，業界トップの消費電力量の低減をInterior Permanent Magnet）
モータを採用し，モータの小達成した（JIS Ｄ 6202：2011，FBR15－260Ahバッテリで型化・高効率化により省エネルギーを達成した。荷役モの比較）。

ータはACモータを採用し，効率向上に貢献している。
（3）快適性

主要仕様
定格荷重
（kg）
揚高
（mm）
走行速度
（km/h）
上昇速度（mm/s）
最小旋回半径（mm）
直角積付通路幅
（mm）
全長
（mm）
全幅
（mm）
ヘッドガード高さ
（mm）
車両重量
（kg）
バッテリ
（V×Ah）

特フロア高さを250 mmに低減した。業界トップクラス
FBR15
1 500
3 000
10.5
560
1 580
2 540
2 015
1 090
2 240
2 225
48×260

FBR15
（従来車）
1 500
3 000
10.5
560
1 580
2 670
2 070
1 090
2 240
2 330
48×280

長（1）作業性走行および荷役における加減速特性と制御を最適化し ，の低床フロアにより，リーチフォークリフトの作業では頻繁な乗降時の疲労低減を実現した。ステアリングは，
EPS（Electric Power Steering）
モータ制御による操舵角
ロックを行い，従来車のような操作エンドで発生する機
械的なショックを防止した。走行モータは全閉形モータを採用することにより，従来型比で大幅に騒音を低減した。
（4）安全性
運転席以外からの操作を防止する走行および荷役のイ
ンターロックを標準装備とした。また，下り坂での意図しない加速を抑制するスロープスピードリミットを標準で搭載した。オプションとして，ハイバックサポート，
エルボガードおよびフロントプロテクタなどを準備し，安全性にも配慮した。
（住友ナコ マテリアル ハンドリング株式会社 村上 智）

住友重機械技報 No.179 201236

住友重機械技報第179 号発行に当たり

住友重機械技報第179 号をお届け致します。

本誌は，当社が常々ご指導いただいている方々へ，最近の新製品，新技術をご紹介申し上げ，
より一層のご理解とご協力をいただくよう編集したものです。
本誌の内容につきましては，さらに充実するよう努めたいと考えますが，なにとぞご意見キ

賜りたく，今後ともよろしくご支援下さるよう，お願い申し上げます。

リ

なお，貴組織名，ご担当部署などについては，変更がございましたら裏面の用紙にご記入
トのうえ，FA X でお知らせいただきたくお願い申し上げます。また，読後感や不備な点を簡単

リに裏面用紙にご記入願えれば幸いに存じます。

線

2012 年8 月〒 141-6025 東京都品川区大崎 2丁目1番1号（ThinkPark Tower）
住友重機械工業株式会社
技術本部

技報編集事務局

（宛先）

（発信元）
貴組織名
担当部署
氏
名
TEL No.
FAX No.

住友重機械工業㈱技術本部 技報編集事務局 行
FAX 横須賀 046 − 869 − 2355

住友重機械技報第179号の送付先の確認と読後感などの件
送付先
変（旧送付先）（新送付先）

送付番号

送付番号

組織名称

組織名称

担当部署

担当部署

所 在 地

所 在 地

更

キ

〒

〒

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主要営業品目
変減速機，インバータ● 機械式減速機：［同心軸］サイクロ減速機，サイクロギヤモータ
アルタックス，精密制御用サイクロ減速機，コンパワー遊星歯車
減速機，［平行軸］パラマックス減速機，ヘリカルバディボックス，
プレストギヤモータ，［直交軸］パラマックス減速機，ハイポニッ
ク減速機，アステロ直交ギヤヘッド，ベベルバディボックス，ライタックス減速機，HEDCON ウォーム減速機，小形ウォーム減速機 ● 変速機：［機械式変速機］バイエル無段変速機，バイエル ･
サイクロ可変減速機，［電気式変速機］インバータ，インバータ搭
載ギヤモータ，サーボドライブ，DC ドライブ
サイクロ，アルタックス，コンパワー，パラマックス，バディボックス，ハイポニッ
ク減速機，
アステロ，
ライタックス，HEDCON，
バイエルおよびバイエル・サイクロは，
住友重機械工業株式会社の登録商標です。

プラスチック加工機械● プラスチック加工機械：射出成形機，射出吹込成形機，ディスク
フィルム製
成形機，
セラミックス成形機 ● フィルム加工機：押出機，造装置，ラミネート装置 ● IC 封止プレス ● ガラスプレス ● 成形システム ･ 金型：射出成形用金型，PET システム，
インジェクションブロー成形システム，
インモールドラベリング成形システム
レーザ加工システム● レーザドリル装置● レーザアニーリング装置● YAG レーザと加工システム ● エキシマレーザと加工システム
半導体・液晶関連機器● イオン注入装置● 成膜装置：（太陽電池，タッチパネル，
有機EL用）プラズマ薄膜形成システム ● 精密位置決め装置 XY ステージ● モーションコーポネント● ライン駆動用制御システム● マ
イクロマシン ● レーザアニーリング装置 ● 半導体封止装置● ウエハ研削装置
環境施設● 環境 ･ エネルギー関連プラント：循環流動層（CFB）
ボイラ，ロー
タリーキルン式産業廃棄物処理施設 ● 大気関連プラント：電気集塵装置，灰処理装置，
乾式脱硫 ･ 脱硝装置 ● 水関連プラント：上水処理施設，下水処理施設，浸出水処理施設 ● 産業廃水処理装置
加速器，医療機器，精密機器，極低温機器，超電導磁石● イオン加速器：サイクロトロン，
ライナック，シンクロトロン ● 電
子線照射装置 ● 医療機器：PET診断用サイクロトロン ･CYPRIS，
標 識 化 合 物 合 成 装 置，陽 子線 治 療 システム ● 冷 凍 機： パ ル ス
チ ュ ー ブ 冷 凍 機，
4KGM 冷 凍 機，ス タ ー リ ン グ 冷 凍 機，クライオ
ポ ン プ 用 冷 凍 機，
MRI 用 冷 凍 機 ● 人 工 衛 星 搭 載 観 測 装 置 冷却システム ● 超 電 導 磁 石： ヘ リウムフリー 超 電 導 マグネッ ト

物流・パーキングシステム● 自動倉庫システム● 高速自動仕分システム
テム ● 無人搬送システム ● 機械式駐車場●

FMS/FA シス

金属加工機械
● 鍛圧機械：フォージングプレス，
油圧プレス，
フォージングロール，
クーラント処理装置 ● SPS（放電プ
超高圧発生装置 ● 工作機械，
ラズマ焼結機）
運搬荷役機械
連続式アンローダ，港湾荷役クレーン（コンテナクレーン，タイヤマ
ウント式ジブクレーン，
タイヤマウント式 LLC），
トランスファクレ
ーン，
ジブクレーン，
ゴライアスクレーン，
天井クレーン，製鋼クレーン，
自動クレーン，
ヤード機器（スタッカ，
リクレーマ，
スタッカ／リクレーマ），
シップローダ，ベルトコンベアおよびコンベアシステム，
リフ
ティングマグネット装置，コークス炉移動機械
船舶海洋● 船舶：油槽船，撒積運搬船，
鉱石運搬船，
鉱油兼用船，
コンテナ船，
自動車運搬船，
その他海洋構造物
インフラ整備関連● 海洋 ･ 港湾構造物：沈埋函，
ケーソン
化学機械，プラント● 一般プラント：紙・パルプ製造装置，
化学装置，原子力装置 ● 発
塔，
槽，
熱交換
電設備：循環流動層ボイラ ● 圧力容器：リアクタ，
スーパーブレ器 ● 撹拌混合システム：マックスブレンド撹拌槽，ンド（同心 2 軸型撹拌槽），
バイボラック（横型２軸反応装置）

マックスブレンドおよびバイボラックは，
住友重機械工業株式会社の登録商標です。

建設機械，フォークリフト
油圧式ショベル，
移動式環境保全およびリサイクル機械，
杭打機，
道路
舗装機械，
フォークリフト
タービン，ポンプ
蒸気タービン，
プロセスポンプ
その他
航空用機器，
精密鋳鍛造品，
防衛装備品（各種機関銃，機関砲およびシ
ステム）※文章中のソフトウェア等の商標表示は，省略しております。

CYPRIS は，住友重機械工業株式会社の登録商標です。

事業所
本
社
関西支社
中部支社
九州支社
田無製造所
千葉製造所
横須賀製造所
名古屋製造所
岡山製造所
愛媛製造所
新居浜工場
西条工場

〒 141-6025〒 530-0005〒 461-0005〒 810-0801〒 188-8585〒 263-0001〒 237-8555〒 474-8501〒 713-8501

技術研究所 〒 237-8555 神奈川県横須賀市夏島町19番地
技術研究所 〒 188-8585 東京都西東京市谷戸町2丁目1番1号

東京都品川区大崎2丁目1番1号（ThinkPark Tower）
大阪市北区中之島 2丁目3番33号（大阪三井物産ビル）
名古屋市東区東桜1丁目10番24号（栄大野ビル）
福岡市博多区中洲5丁目6番20号（明治安田生命福岡ビル）
東京都西東京市谷戸町2丁目1番1号
千葉市稲毛区長沼原町731番 1号
神奈川県横須賀市夏島町19番地
愛知県大府市朝日町6丁目1番地
岡山県倉敷市玉島乙島新湊 8230番地（田 無）

本号に関するお問い合わせは，技術本部技報編集事務局
（電話番号
は下記）
宛お願い致します。

〒 792-8588 愛媛県新居浜市惣開町5番2号〒 799-1393 愛媛県西条市今在家1501番地

住友重機械工業株式会社のホームページ http://www.shi.co.jp/

技報編集委員
委

員

下園
石田
平田
大谷
秋山
待井
浅井
川井
諏訪
乃美

一治
浩修
徹
博之
年春
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一浩
浩生
義和
和博

小松 幹生
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岡林 明伸
須田 祐一
柴田 憲司
田村
悟
西澤 信也
石倉 武久
長坂 勇希
井手 紀彦
事 務 局 技術本部
編集協力 （株）千代田プランニング委住 友 重 機 械 技 報

員

第179号

非売品

2012 年 8 月10日印刷
発

発

行

8 月20日発行

行

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お問い合わせ電話 横須賀 046-869-2326

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谷口

勝彦
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