４） 応力解析による食器の耐衝撃強度改善
蒲地伸明
磁器製食器の耐衝撃特性を形状設計によって改善する為の手法として、破壊解析、応力解析塗料による衝撃負荷時の歪分布解析、そして FEM（有限要素法）によるシミュレーションを実施した。破壊解析では破断面に破壊の痕跡が明瞭に残り破壊起点を特定可能であった。また、応力解析塗料によって磁器の微小な歪も検出できることが明らかになった。FEM と実験計画法を組み合わせた解析では衝撃強さに影響の大きい形状因子が明らかになった。

1.はじめにじる応力のために塗膜に亀裂が生じる。亀裂の方向や密陶磁器は本質的に脆く破損しやすい材料である。業務度は応力方向と相関性があり、実試料に加わった応力を用食器の分野において、食器の破損は目に付きやすい直接観察・解析できる。更に、試料を破損させたときの破コスト増の要因であるため、消費者の破損しにくい食器を面解析、あるいは破損状況のハイスピードカメラによる観求める声が強くなっている。また学校給食などの集団給察を実施し破壊起点等を確認した。これらの手法を組み食用食器において強化磁器食器はプラスチックや金属に合わせることにより形状による食器の耐衝撃強度改善に変わりシェアを拡大しているが、更なるシェア拡大のためついて検討を行った。にはより強い製品の開発が必要である。
磁器食器における製品強さを向上させるためには素材

2.実験方法

強度の向上と製品形状の改善の 2 つの手法が用いられる

2.1 破壊解析ことが多い。素材強度の向上に関しては、すでに多くの研2.1.1 破面解析

究がなされており、製造現場にも、研究成果が応用されて強化磁器食器の製品強さは振子式の衝撃試験（ASTMいる。一方で、製品形状の研究に関してはこれまでほとんC368）によって評価されることが多い。破壊起点や亀裂進ど行われておらず、経験に基づく試行錯誤に頼っている

展方向を確認するために、衝撃試験によって破損した強現状がある。試作の繰り返しによる時間と資源の浪費を減化磁器食器の破片を回収し破断面に傷が入らないようにらし、食器形状を効率良く改善するためには食器に衝撃再構築し、金属顕微鏡（BX60M,OLYMPUS Co.）によるが負荷された時の食器の変形や応力の発生状況を確認

破面観察を行った。

し、破損の発生しやすい部位を効率よく強化していく必要

2.1.2 ハイスピードカメラによる破損観察がある。
そこで、本研究では食器に衝撃を負荷したときの変形や試料に発生する応力の解析のために FEM（有限要素強化磁器食器の衝撃試験における破損の様子をハイスピードカメラ（EX-F1,CASIO Co.）にて撮影し、破損時の試料の変形や亀裂の様子を確認した。

法）によるシミュレーションを試みた。コンピュータによるシミュレーションの結果は実際の試料と比較することで再現

2.2 応力解析塗料による応力観察性を確認し、精度を高めることが出来る。今回は、実試料

応力解析塗料は樹脂性の塗料であり、その歪感度は塗での変形・応力分布を広範囲に把握するために、応力の装あるいは試験時の温度と湿度の影響を強く受ける。そ目視観察を可能にする応力解析塗料による歪・応力観察のため応力解析塗料は使用温度帯に応じて数種類が用を行った。応力解析塗料とは、試料表面の応力解析に用意されている。本研究で用いた応力解析塗料、STRESSいられる非常に脆い樹脂性の塗料であり、塗料を塗布、MARK II シリーズ（株式会社テック技販製）の使用基準温乾燥、硬化させた後に試料に力を負荷すれば歪により生湿度を表 1 に示す。他に、硬化時間、膜厚も歪感度に影

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表 1 応力解析塗料の種類と標準使用温湿度範囲.

塗料記号

使用温度範囲使用湿度範囲（℃）％

ST-1514〜19ST-20

19〜24ST-25

24〜2947〜55

響することが知られており、これらの因子が、歪感度に与図 1 万能材料試験機による歪測定の様子.

える影響について調査した。
2.2.3 基材と応力解析塗料の関係
2.2.1 塗料の乾燥時間と歪感度

2.2.1 と 2.2.2 の実験では試料として準備の容易なスライスライドグラス（26×76×1mm：ソーダグラス）表面を脱ドグラスを用いたが、実際の試験においては施釉された

脂後、応力解析塗料（ST-25）を塗布し、恒温恒湿器強化磁器を用いる。そこで強化磁器の皿から切り出した（SC-H65Y-40R：佐竹化学機械工業株式会社）を用い 16,試験片とスライドグラスに対して同じ条件で塗装、乾燥行

22, 24, 26, 40, 45, 70 時間乾燥して歪感度確認用のい、歪感度を比較した。

試料とした。乾燥条件は温度 30℃、湿度 50％とした。応2.2.4 応力解析塗料による強化磁器食器の歪観察力の負荷は精密万能材料試験機（AGX-10kN：島津製作

種々の強化磁器食器に応力解析塗料を塗布し衝撃試所製）を用いて行った。図１に歪感度試験の写真を示す。

験を行うことで、衝撃負荷時に発生する歪を確認した。強3 点曲げ試験用の冶具を用い、スパン 60mm、クロスヘッド化磁器食器には、打撃予定の 1.2 倍の衝撃エネルギーをスピード 10mm/min で応力を負荷し、試料の変位を変位あらかじめ負荷し、破損が発生しないことを確認した。応計で検出した。変位を 0.1mm 単位で増加させながら塗料

力解析塗料を塗布後、40時間以上の乾燥を行い、衝撃試面への亀裂の有無を確認した。塗料面に亀裂が生じたと験を行った。

きの変位から(1)式により歪を計算した。
2.3 強化磁器食器形状の FEM（有限要素法）による検討

6tε 2 ⊿L ・・・・・(1)L

2.3.1 実験計画法
シミュレーションに用いた食器形状の CAD 図面の例を
図 2 に示す。形状は学校給食用碗を参考に形状決定因

ε：歪 (με)子として図に示す4種を選択した。4種(A〜D)の形状決定

t：試験片の厚さ (mm)因子についてそれぞれ 3 水準の値を設定し、水準値の組

L：支点間距離 (mm)み合わせにより様々な形状データを作成した。4 因子3 水⊿L：変位量 (mm)

準の組み合わせを完全に実施した場合その総数は 34=81通りとなる。81 種の形状のシミュレーションは時間の関係

2.2.2 塗料の膜厚と歪感度から実施困難であったため、直交配列表により組み合わ

応力解析塗料（ST-15）スプレーによる塗装を 8, 9, 10,せ数を削減した。各因子の水準値を表 2 に、L27(313)直交12 回繰り返し膜厚を変化させた試料をそれぞれ 3 枚づつ

表における組み合わせを表 3 に示す。直交表に従い 27作成した。恒温恒湿器中で温度 20℃湿度 50%の条件で種の形状について有限要素法解析を行った後、結果に46 時間乾燥し、2.2.1 と同様の方法で歪感度の測定を行関して分散分析を行い各因子の影響について検討した。

った。

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表.2 実験計画法における各因子の水準値.

因子

縁部開角

玉縁半径

縁部
面取り半径

縁厚

（単位）°mmmmmm

水準 1100.7552

水準 2151.00102.25

水準 3201.25152.5

表.3L27(313)直交表への各因子の割付

列番

12512

因子

縁部開角

玉縁半径

縁部
面取り半径

縁厚Run01100.75

52.00

Run02

100.75102.25Run03

100.75152.50Run04

101.00

52.50

Run05

101.00102.00Run06

101.00152.25Run07

101.25

52.25

Run08

101.25102.50

Run09

10

1.25

15

2.00

Run10

15

0.75

52.25

Run11

150.75102.50Run12150.75

15

2.00

Run13

15

1.00

52.00

Run14

15

1.00

102.25

Run15

15

1.00

15

2.50

Run16

15

1.25

52.50

Run17

15

1.25

102.00

Run18

15

1.25

15

2.25

Run19

200.75

52.50

Run20

200.75102.00Run21200.75152.25Run22201.0052.25Run23201.00

102.50Run24201.00

152.00

Run25201.25

52.00

Run26201.25102.25Run27201.25152.50

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3 / 112.3.2 有限要素法
有限要素法による応力解析は COSMOS DesignSTAR(SRAC 社)を用いて実施した。解析に用いる試料の形状は直交表に基づき作製した断面を 360°回転させることで作製した。実際の解析においては衝撃試験における応力分布が打撃方向に対して左右対称であることを考慮し、試料形状を半分に分割し分割面で対象拘束を行うことで解析の効率化を図った。荷重点付近のメッシュ分割の例
を図 3 に示す。
試料の拘束条件は衝撃試験を模して底面に仮想壁を全体設定して法線拘束を行い、バックストップが接する部分も法線拘束とした。この状態で衝撃試験においてハンマーが打撃する試料縁部に 100N の集中荷重を負荷した。試料拘束の様子を図 4 に示す。
表 3 に示した各試料において、荷重負荷時に発生した

B：玉縁半径最大引張応力の大きさを、さらに製品重量を分散分析することで各形状決定因子が試料に発生する最大引張応力

C：縁部面取半径や製品重量に与える影響について検討した。

A：縁部開角D：縁厚

バックストップ
法線拘束
縁部拡大

図 2 食器形状における各形状決定因子の位置.（Run08）(A:縁部開角, B:玉縁半径, C:縁部面取半径, D:縁厚)

荷重方向

対象拘束

荷重点

試料台法線拘束

図 3 形状データのメッシュ分割の例（Run08）.

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図 4 試料拘束と荷重負荷方向.

4 / 113. 結果と考察

3.1.2 破面解析

3.1 破壊解析

衝撃試験における強化磁器食器の破壊起点を明らか

3.1.1 亀裂進展パターンにするために、破断面の観察を行った。図 6 に衝撃試験

強化磁器碗を衝撃試験によって破壊したときに現れるで破壊した強化磁器碗の破断面の写真を示す。図中、破亀裂進展パターンを図 5 に示す。一般的に、強化磁器碗

壊起点として示した部分から放射状に広がるハックルがの衝撃試験で観察される亀裂は 3 種に分類できる。図中確認できる。つまり、衝撃試験における強化磁器の破壊

A で示した打撃点付近から食器中央部を通過する亀裂、は、打撃点の反対の面から始まっており、試料の変形にB で示す打撃点付近からバックストップへ向けて進展する

よって碗内側に生じる引張応力が初期破壊の原因となっ亀裂、そして亀裂 B から分岐し外縁部へ向かう C である。ていることが判る。

これらの亀裂の発生は試料の衝撃強さと関係している。

破壊起点をより明確にするために破壊起点付近の釉層

表 4 に観察された亀裂パターンで分類した衝撃強さのを金属顕微鏡で観察した。図 7 において、釉層中の気泡平均値を示す。亀裂 A,B のみが観察された試料群に対しから黒矢印で示すように線状の模様が伸びていることが亀裂 C も発生する試料群の平均衝撃強さが高いことから判る。気泡から伸びる線状の模様はウェイクハックルと呼亀裂 C は衝撃強さ強い試料で発生しやすいことがわかる。

ばれる脆性破面の特徴で、ウェイクハックルが伸びる方向

なお普通磁器の代表的な破壊である亀裂 A のみの発生に亀裂が進展したことを示している。放射状に広がるウェは強化磁器食器ではほとんど無く、亀裂 A,B が同時に観イクハックルの収束点から、破壊起点は釉層表面に存在察されることがほとんどである。

することが明らかになった。

図 6 強化磁器碗の破断面.

図 5 衝撃試験における亀裂進展パターン.

表 4 強化磁器碗の亀裂パターンと衝撃強さの関係

破壊パターン

破損個数

平均衝撃強さ亀裂 A,B

110.43J

亀裂 A,B,C

80.51J

異常破壊

10.36J
図 7 破壊起点付近の釉層の金属顕微鏡写真.

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3.1.3 ハイスピードカメラによる破損の観察
ハイスピードカメラにより 1200fps で撮影した衝撃試験

3.2 応力解析塗料による応力観察
3.2.1 塗料の乾燥時間と歪感度における強化磁器碗の破壊の様子を図8 に示す。最上段

応力解析塗料は塗布後、乾燥、硬化が徐々に進行すはハンマーが試料に衝突する直前の状態であり、3/1200る為に乾燥時間によって歪感度が異なる。図10 に乾燥時で示した 3 段目では試料に亀裂が僅かながら認められた。

間と歪感度の関係を示す。縦軸は(1)式で算出した歪であ

そこで 1 段目と 3 段目の写真を合成し比較することで衝撃り数字が小さいほど歪か小さいことを示す。塗布後 16 時

試験における試料の変形を調べた。図 9 における試料部

間では亀裂が発生する歪量が 2700με以上であったもで灰色の部分は 2 つの試料で重なり合った部分、黒い部のが、乾燥時間の経過と共に低下し、乾燥40 時間以降は分は変形前の形状のみが確認される部分、そして白い部1600με前後で安定した。そこで、他の試験においては分は変形後の形状のみが確認される部分を示している。

全て 40 時間以上の乾燥を行った。

図から明らかなように試料は打撃により左上方向に変形をしており、変形量は少なくとも 1mm 以上ある。このように、破面解析で明らかになった試料を破壊に導く変形を直接3.2.2 塗料の膜厚と歪感度
応力解析塗料の塗装回数と膜厚、歪感度の関係を図11 に示す。プロット中の x 軸方向の範囲はそれぞれの塗確認することができた。

装回数における膜厚の最大、最小値を、Y 軸方向の範囲は検出できた最小歪の範囲を示している。塗装回数 8 回で平均膜厚は 0.086mm であり、その後、9, 10, 12 と塗装
3000

歪感度(με）

2500
2000
1500
1000
500
00204060

乾燥時間（h）80

図 10 乾燥時間と歪感度の関係（ST-25）.

1400

図 8 強化磁器碗の衝撃試験における破損の様子（1/1200fps）.

打撃後試料外縁部→←打撃前試料外縁部

歪感度 (με)

1200

1210009800

108600
塗装回数400200000.050.10.150.2

膜厚（mm）
図 9 強化磁器碗の衝撃試験における変形.

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図 11 塗装回数と塗膜厚、歪感度の関係（ST-15）.

6 / 11

回数を増やすに従い膜厚は 0.110, 0.132, 0.153 と増加和が発生する。恒温恒湿器から取り出し、測定室との温度した。また、それぞれの塗装回数における膜厚のブレ範差で生じた引張応力が、測定までの時間経過と共に緩和

囲は最もブレが大きかった塗装回数 10 回でも 0.012mmされたことも歪感度低下の原因と考えられる。

程度と狭く、塗装回数で膜厚が細かく制御可能であった。
本実験の範囲において、歪感度は膜厚が薄くなるほど3.2.3 基材と応力塗料の関係良くなる傾向が確認されるが、それぞれの膜厚における空冷増感法は基材と塗膜の熱膨張差を利用しているこ

歪感度のブレ範囲は大きい。ブレの原因は測定時の環境とから基材が異なる場合には効果が異なると予想され、まの変化が影響していると考えられる。歪感度の測定順序とた、基材の表面状態による塗膜の密着性も歪感度に影響歪感度の関係を示すために、4 種の膜厚それぞれで 3 枚することが考えられる。前節までは応力塗料の性質を把づつ測定した、全 12 回の測定結果を測定順序と共に図握するために、入手が容易なスライドグラスを用いてきた12 に示す。図から明らかなように、それぞれの膜厚におが、本研究の目的は強化磁器食器の歪測定である。スラ

いて測定順序が遅くなるに従い歪感度が鈍くなっている。

イドグラスと本研究に用いた強化磁器の線膨張係数は、歪感度が測定中に変化した原因として室温の上昇と、それぞれ、8.27×10-6/℃、5.56×10-6/℃であり、スライド応力緩和特性の 2 つが考えられる。応力解析塗料は線膨グラスの非常に滑らかな表面に比べると強化磁器の釉面張係数がメーカのカタログ値で 1.5×10-4/℃程度有り、今は荒れている。なお、皿から切り出した強化磁器試料の回、基材として使用したスライドグラスの平均線膨張係数

厚さは平均で 3.58mm であった。両試料における歪感度8.21×10-6/℃と比較して大きい。そのため乾燥温度よりも測定の結果を図13に示す。横軸は測定の繰り返し数を示

低い温度で歪測定を行うことで塗膜にあらかじめ引張応している。スライドグラスの歪感度は平均で 1,027με、強力を負荷することが可能となり、歪感度が向上する。一般化磁器の歪感度は平均で 1,131μεであり、スライドグラに、空冷増感法と呼ばれる方法である。本測定においてスのほうが若干歪感度が良い結果となった。線膨張係数

試験開始時の室温は 17℃であり乾燥温度より 3℃低い状だけを考慮すると強化磁器のほうが良い感度を示しそう態であった。しかし 1 時間程度の測定の間に室温が上昇であるが結果は逆となっており、塗料の密着性等が影響した結果、試験終了時の室温は 19℃となり、乾燥温度としていると推察される。なお本測定において室温は 18℃の差は-1℃となった。塗料中に熱膨張差により発生したで安定していが、両試料で測定順による感度の低下が確

引張応力が小さくなったことが歪感度低下の主な原因と認されることから、恒温恒湿器から取り出し測定を行うまで考えられる。また、応力解析塗料は非常に脆いものの、樹の経過時間により応力緩和が発生していることが改めて脂であり粘弾性挙動を示すため、時間経過と共に応力緩確認された。

14008100074800

623600121110

1400

91000

58回
9回
10回
12回

1400

1200

歪感度（με）

歪 感度(με)1200200800600400

強化磁器

2000

スライドグラス

00123

測定順序
図 12 応力塗料の測定順序による歪感度変化（ST-15）.

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412

測定順序

3

図 13 スライドグラスと強化磁器の歪感度.

7 / 11

正面

背面

Y
X
荷重方向

側面

Y

図 14 応力解析塗料の亀裂パターン.

Z
3.2.4 応力解析塗料による強化磁器食器の歪観察
衝撃試験終了後に食器内側の応力解析塗料に現れた

バックストップX

亀裂パターンを図 14 に示す。亀裂方向は最大引張応力方向に対して垂直に入ることから、食器の縁への衝撃負上面Z荷時には最大引張応力が食器の縁に平行な方向へ発生していることがわかる。また、亀裂の線密度は破壊時の破壊起点付近で最も密になっており、応力解析塗料による歪解析が強化磁器においても利用可能であることが確認された。
しかしながら、3.2.1〜3.2.3 項で示したように応力解析
塗料は試験温度のわずかな変化や試験までの経過時間によって歪感度が変化するために、歪量を精度良く測定することは困難であった。

3.3 形状シミュレーション

最大引張応力3.3.1 FEM 解析例

観測部位

FEM による荷重負荷時に強化磁器食器に生じる応力解析の結果の例を図 15 に示す。図中、赤い部分は引張応荷重方向力、青い部分は圧縮応力の発生を示す。引張応力は応力解析塗料での解析を基に X 軸方向の引張応力で評価

図 15 FEM による応力解析結果例.

している。27 種の形状のいずれにおいても最大引張応力
は荷重点の反対側の内側表面に現れ、実試料による衝撃試験における破壊起点の位置と傾向が一致している。
一定荷重を与えたときに算出される最大引張応力が小さバックストップを結ぶ線上の底面付近にも確認できる。こければ、その形状は破壊荷重までにまだ余裕があり、衝れらの引張応力の分布は衝撃試験において亀裂が進展撃強さも強いと推測される。明確な引張応力はバックストする領域と、ほぼ一致している。また圧縮応力は荷重点ップによる試料支点の内側にも観察され、さらに荷重点と付近とバックストップ接触部付近にのみ確認された。

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を示した。しかしながら、一般的には縁部開角は大きいほ3.3.2 最大引張応力の分散分析
27 種の形状の FEM 解析結果について、それぞれの形ど衝撃強さが高いとされており、シミュレーションにおける状モデルに発生した最大引張応力に関する分散分析を結果と矛盾が生じている。この因子に関しては後で詳細実施した。なお 27 種の形状における最大引張応力の範に検討を行う。縁部と胴部の接続部分のなめらかさを示

囲は 68〜78MPa であった。図 16 は最大引張応力に対す

す縁部面取り半径に関しては大きいほど最大引張応力がる各形状因子の寄与率を示している。危険率 5%で行った小さくなった。縁部と胴部の接続部の角には引張応力が分散分析の結果、最大引張応力に最も影響する因子は集中する傾向があり、面取り半径が大きくなることでより広玉縁の半径であった。寄与率は 50%であり支配的因子でい面積に応力が分散されたことが原因と考えられる。玉縁あることが判る。縁部開角と縁部面取り半径の寄与率はそ直下の縁厚に関しては危険率 5%の分散分析による有意れぞれ 18%と 14%であった。分散分析の結果、縁厚に関し差は棄却されたものの縁厚が厚くなるに従い最大引張応ては水準間の差は棄却されほとんど影響しないことが明力は小さくなる傾向を示した。

らかとなった。なお、各形状因子間の交互作用は確認さ

一般的な強化磁器食器のデザインセオリーと矛盾が生じた縁部開角に関して追加のシミュレーションを行った。

れなかった。
図17に各形状因子の効果を示す。このグラフは各形状縁部開角の影響を詳しく調べるために開き角が更に小さ因子における 3 水準それぞれの平均を比較したものであい 5°、開角なしの 0°そして閉じる方向となる−5°の 3る。玉縁半径は半径が大きくなるほど最大引張応力は小水準のシミュレーションを追加した。同時に最も影響の大さくなっており、打撃を受ける部位が厚くなるほど食器がきかった玉縁半径も 0.75，1.00，1.25mm の 3 水準で変化強くなるという妥当な結果が確認された。縁部開き角に関させ、3×3 の 9 つの形状について検討した。残りの形状しては開き角が小さくなるほど衝撃強さが強いという結果

因子については、それぞれ最も良い結果を示した縁部面取り半径 15mm、縁厚は 2.50mm に固定した。この 9 形状

寄与率%60における FEM 解析の結果、最大引張応力の範囲は表 550に示すように 79〜119MPa であった。図 18 に 2 因子の最40大引張応力に対する影響を示す。縁部開角においては305°の平均が最も小さい最大引張応力である 85MPa を示20した。しかしながらこの値は 10°から 20°の範囲で試験した前回の 27 形状における最大引張応力の範囲 68〜1078MPa に比べ大きくなっており縁部開角が 10°より小さく

0
縁部開角

玉縁半径 縁部面取り
半径

縁厚

なると荷重が集中しやすくなり製品強さが低下することが

表 5 玉縁半径と縁部開角の組み合わせによる最大引張応力の変化.

図 16 最大引張応力に対する各因子の寄与率.

玉縁半径（mm）

78

平均
0.75

11.25-5119MPa

112MPa105MPa112.00107MPa

101MPa

95MPa

101.0

591MPa

85MPa

79MPa

85.0

105.7

99.3

93.0

縁部開角︵°︶

最大応力(MPa)

7674

721015200.75 1.00 1.25510152.00 2.25 2.5070縁部開角

玉縁半径

縁部面取り半径縁厚

平均
図 17 最大引張応力に対する各因子の効果.

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9 / 11601105010040寄与率%

最大引張応力 (MPa)12090302080‐5050.75

1.001.251070
縁部開角

玉縁半径

0
縁部開角

図 18 最大引張応力に対する玉縁半径と縁部開角の影響.

玉縁半径 縁部面取り半径

縁厚

図 19 製品重量に対する各因子の寄与率.

示唆された。この縁部開角 0°付近における縁部開角の164

与率を示した玉縁半径よりも水準間の変化率が大きくなっ163ている。縁部開き角−5°においては、5°に比べ 30%も162最大引張応力が増加し、前回の 10°から 20°の変化時重量(g)影響は極めて大きく、前回のシミュレーションで最大の寄161における 4%の増加率と比較して影響が大きくなったことは160明確である。同時に、玉縁半径の影響も大きくなっており

159

縁部開角が食器の強さに極めて強い影響を与えることが158101520

縁部開角0.75 1.00 1.25
玉縁半径51015

縁部面取り半径2.00 2.25 2.50
縁厚明らかになった。
図 20 製品重量に対する各因子の効果.

3.3.3 製品重量の分散分析
それぞれの形状モデルの重量に関する分散分析を行

因子は次のようになる。縁厚に関しては最大引張応力にった結果を図 19、20 に示す。図 19 は重量に関する各形はほとんど影響せずに重量に影響することから、薄くする状因子の寄与率を示している。最大引張応力と同様に危ことで製品強さを損なうことなく重量を軽減できる。また縁険率5%で行った分散分析の結果、重量に最も影響する因部開角は 10°付近にすることで、製品強さを高めつつ重子は縁厚であった。寄与率は 52%であり支配的因子であ量の低減が実現できる。縁部の面取り半径に関しては製る。玉縁半径の寄与率は 32%と 2 番目に大きく縁部開角は品強さだけに影響し、大きいほうが有利となる。最後に玉6%と寄与率は低い。また、縁部面取り半径における有意縁半径に関しては製品強さの向上に最も寄与するが同時差は棄却された。なお各形状因子間の交互作用に関してに重量も増加させるため、製品の重量と強さ、より重視すは、確認されなかった。

る項目に応じて最適な半径を選択する必要がある。

図20 は重量に対する各形状因子の効果を示す。もっとも寄与率の高い縁厚に関しては縁厚が厚くなるほど、2 番目に寄与率の高い玉縁半径に関して半径が大きくなるほど重量が増加した。縁部開き角に関しては若干ではある

4.まとめ
本研究では食器形状による製品強さ向上のために、3種のアプローチを実施した。

が開き角が小さくなるに従い重量が軽くなっている。また

破面解析は実際に破損した試料の破壊起点や亀裂進分散分析で棄却された縁部面取り半径に関しては水準間展方向の特定に有効であった。特に気泡を含むガラスででほとんど変化が無いことが判る。

構成される釉層には亀裂進展の痕跡が明瞭に残っており、各形状データにおける最大引張応力と重量に関する分析結果を総合して考えた場合、最適な強化磁器の形状

佐賀県窯業技術センター 平成21年度研究報告書

どのような力で破壊が生じたか、その製品の弱点がどこにあるのか判断するのに効果的であった。

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自然科学篇, 38, 77-86 （1987）

じる磁器においても利用可能であった。荷重によって引実験計画法

張荷重の集中する部分が非破壊で特定可能であり、また

6) 田口玄一, 直交表による実験のわりつけ方, 日科技

亀裂の生じた範囲から試料の変形量も半定量が出来た。

連

変形は磁器食器を破損に導く引張応力の原因となるが、7） Martin W. Weiser, Keith B. Fong, Am. Ceram. Soc.

破損した試料の破面解析では変形量の確認は困難であBull., 72. 87-92 (1993)

り、変形のし易さを確認できる本手法は製品強さ向上に有8) Martin W. Weiser, Keith B. Fong, Am. Ceram. Soc.

効な分析手法といえる。

Bull., 72. 83-86 (1994)

有限要素法による解析において、強化磁器の製品強さに最も影響するのは玉縁の半径であった。玉縁半径は同時に製品重量も増加させるので強さと重量のバランスで適切な半径を選択する必要がある。縁厚に関しては製品強さにほとんど影響しなかった、よってこの玉縁直下の肉厚を削ることで製品強さをほとんど変えることなく製品の軽量化が期待できる。縁部開角に関しては−5°〜20°までの調査で 10°付近が最適であり、5°以下で製品強さを大きく低下させることが明らかになった。製品胴部の開き角が 115°であるので最終的な最適な縁部開角は底面から 125°付近となる。胴部と縁部の開きを結ぶ角部分は応力が集中しやすいため、出来るだけ面取り半径を大きくすることで製品強さの向上が期待できる。これらの、結果を確認するためには有限要素法によって導き出した理想形状をもつ食器を実際に作成し実試料における試験を今後、実施する必要がある。このためには、焼成後に理想形状とするために、焼成変形等を考慮した高精度の型作製が必要である。
今後、本研究成果を基に、より軽く強い磁器食器の形状設計を行っていく予定である

参考資料
破壊解析
1) V. D. Frechette, 脆性材料破面解析マニアル, 新技術開発センター
2) George D. Quinn, Fractography of Ceramics andGlasses, NIST
3) 吉田 亨, 破断面の見方, 日刊工業新聞社
応力解析塗料4） 菅野昭, 井上康博, 材料, 30, 309-314 （1981）
5） 畑俊明, 紅林秀治, 静岡大学教育学部研究報告

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