Ｋ

Ｙ

Ｂ

技

報

KYB
TECHNICAL KYB技報
62
REVIEW
APR. 2021 No.

KYB TECHNICAL REVIEW No. 62 APR. 2021

KYB株式会社（2015年10月１日よりカヤバ工業株式会社は商号をKYB株式会社に変更いたしました）
2021年２月１日現在
本社・営業

東京都港区浜松町二丁目４番１号（世界貿易センタービル） 〠105―6111

基盤技術研究所
生産技術研究所
KYB開 発 実 験 セ ン タ ー
工 機 セ ン タ ー
名 古 屋 支 店
大
阪
支
店
福
岡
支
店
浜 松 営 業 所
広 島 営 業 所
相
模
工
場
熊
谷
工
場
岐 阜 北 工 場
岐 阜 南 工 場
岐 阜 東 工 場
カヤバシステムマシナリー㈱KYBステージエンジニアリング㈱KYBト ロ ン デ ュ ー ル ㈱㈱タカコ
K Y B 金 山 ㈱K Y B - Y S ㈱KYBモーターサイクルサスペンション㈱KYB エ ン ジ ニ ア リ ン グ
アンド サービス㈱KYBロ ジ ス テ ィ ク ス ㈱ジャパン・アナリスト㈱㈱ け ん し ゆ う☎（03）3435―3511

神 奈 川 県 相 模 原 市 南 区 麻 溝 台 一 丁 目12番 １ 号
岐
阜
県
可
児
市
土
田
60
番
地
岐 阜 県 加 茂 郡 川 辺 町 鹿 塩 字 白 砂 1185 番 地
岐
阜
県
可
児
市
土
田
60
番
地
愛 知 県 名 古 屋 市 中 村 区 名 駅 三 丁 目11番22号（IT名 駅 ビ ル）
大 阪 府 吹 田 市 江 坂 町 一 丁 目23番20号（TEK第 ２ ビ ル）
福 岡 県 福 岡 市 博 多 区 博 多 駅 東 二 丁 目 ６ 番26号（安 川 産 業 ビ ル）
静 岡 県 浜 松 市 中 区 神 明 町315番 地 １（浜 松 し み ず ビ ル）
広 島 県 広 島 市 東 区 光 町 一 丁 目12番16号（広 島 ビ ル）
神 奈 川 県 相 模 原 市 南 区 麻 溝 台 一 丁 目12番 １ 号
埼
玉
県
深
谷
市
長
在
家 2050 番
地
岐
阜
県
可
児
市
土
田 2548 番
地
岐
阜
県
可
児
市
土
田 505 番
地
岐
阜
県
可
児
市
土
田
60
番
地
三
重
県
津
市
雲
出
長
常
町 1129 番
地 11
三
重
県
津
市
雲
出
長
常
町 1129 番
地 11
新
潟
県
長
岡
市
浦
3909
番
地
京 都 府 相 楽 郡 精 華 町 祝 園 西 一 丁 目 32 番 地 1
岐 阜 県 下 呂 市 金 山 町 戸 部 4350 番 地 130
長 野 県 埴 科 郡 坂 城 町 坂 城 9165 番 地
岐
阜
県
可
児
市
土
田
2548
番
地

〠252―0328〠509-0206〠509―0307〠509-0206〠450―0002〠564―0063〠812―0013〠430―0931〠732―0052〠252―0328〠369―1193〠509―0298〠509―0297〠509―0206〠514-0396〠514-0396〠949―5406〠619―0240〠509―1605〠389―0688〠509―0298☎（042）
745―8111☎（0574）
26―1453☎（0574）
52―1323☎（0574）
26―5310☎（052）
587―1760☎（06）
6387―3221☎（092）
411―2066☎（053）
454―5321☎（082）
567―9166☎（042）
746―5511☎（048）
583―2341☎（0574）
26―5111☎（0574）
26―1111☎（0574）
26―2135☎（059）
234-4111☎（059）
234-9260☎（0258）
92―6903☎（0774）
95―3336☎（0576）
35―2201☎（0268）
82―2850☎（0574）
27―1170

東京都港区芝公園一丁目 ６ 番 ７ 号（住友不動産ランドマークプラザ）〠105-0011☎（03）
6895-1260

岐 阜 県 可 児 市 姫 ヶ 丘 二 丁 目 16 番 地
神奈川県相模原市南区麻溝台 一 丁 目12番 1 号 KYB株式会社 相模工場内
東 京 都 港 区 浜 松 町 二 丁 目 9 番 3 号（NBC浜 松 町 ビ ル）

〠509―0249〠252-0328〠105―0013☎（0574）
26―6427☎（042）
749-7512☎（03）
3437―1955

KYB Corporation（Kayaba Industry Co., Ltd. employed “KYB Corporation” as the popular name from October 1st, 2015.）

Head Office
Overseas Subsidiaries and Affiliates【Americas】
KYB Americas Corporation
2625 North Morton, Franklin, Indiana 46131, U.S.A.
TEL:（1）
317-736-7774
Takako America Co., Inc.
715 Corey Road Hutchinson, Kansas 67504-1642, U.S.A.
TEL:（1）620-663-1790
KYB International America, Inc.
2625 North Morton, Franklin, Indiana 46131, U.S.A.
TEL:（1）
317-346-6719
KYB Mexico S.A. de C.V.
Circuito San Roque Norte #300 Santa Fe II, Puerto Interior, Silao Guanajuato, CP 36275, Mexico
TEL:（52）472-748-5000
KYB Latinoamerica, S.A. de C.V.
Blvd. Manuel Avila Camacho No. 32, Int. 403, Col. Lomas
de Chapultepec, Del. Miguel Hidalgo, DF, 11000, Mexico
TEL:（52）
55-5282-5770
KYB Manufacturing do Brasil Fabricante de Autopeças S.A.
Rua Francisco Ferreira da Cruz, 3000, Fazenda Rio GrandeParana, CEP 83820-293, Brazil
TEL:（55）
41-2102-8204
Comercial de AutopeÇas KYB do Brasil Ltda.
Rua Cyro Correia Pereira, 2400 Suite 07-Cidade Industrial,
Curitiba-PR, 81460-050, Brazil
TEL:（55）
41-3012-3620

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【Europe】
KYB Europe GmbH
Langfeldstrasse.11 80939 Munich, Germamy
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KYB Suspensions Europe, S.A.U.
Ctra, Irurzun S/No, 31171 Ororbia Navarra, Spain
TEL:（34）
948-421700
KYB Steering Spain, S.A.U.
Poligono Ipertegui No. 2, nave 12, CP-31160, ORKOIEN
Navarra, Spain
TEL:（34）
948-3121004
KYB Advanced Manufacturing Spain, S.A.U.
Poligono Industrial Perguita Calle B, No. 15, 31210 Los Arcos Navarra, Spain
TEL:（34）
948-640336
KYB Manufacturing Czech, s.r.o.
U Panasonicu 277, Stare Civice, 530 06 Pardubice, Czech
Republic
TEL:（420）466-812-233
KYB CHITA Manufacturing Europe s.r.o.
Prumyslova 1421, 53701 Chrudim, Czech Republic
TEL:（420）469-363-302

World Trade Center Bldg., 2―4―1, Hamamatsu―cho,Minato―ku, Tokyo 105―6111, Japan
Tel：
（81）
3―3435―3511
LLC KYB Eurasia
117638 Odesskaya street 2 building A, Moscow, RussianFederation
TEL:（7）495-7716010【Asia】KYB Steering（Thailand）Co., Ltd.
700/829 Moo 6, T. Nongtamlueng Amphur Panthong,Chonburi 20160,Thailand
TEL:（66）
3-818-5559

KYB Motorcycle Suspension India Pvt. Ltd.
Pilot No. 6, Sipcot Industrial Park, Vallam Vadagal Village,
Sriperumbudur Taluk, Kancheepuram District 631604
Tamil Nadu, India
TEL:（91）44-3012-4301
KYB-Conmat Pvt. Ltd.
702-703, Beside N. H. No. 8, Por, Vadodara 391243, Gujatat,
India
TEL:（91）960-1551608

KYB（Thailand）
Co., Ltd.
700/363 Moo 6, Amata Nakorn Industrial Park2, BangnaTrad Road, K.M. 57, Tambol Don Hua Roh, Amqhur
Muang, Chonburi 20000, Thailand
TEL:（66）3-846-9999

KYB Corporation Chennai Branch
No. 408, Height 1, Temple Green Project, Mathur Village,
Sriperumbudur Taluk, Kancheepuram District, India
602105
TEL:（91）
2568-0501

KYB Asian Pacific Corporation Ltd.
No. 4345 Bhiraj Tower at BITEC, Unit 1209-1211, 12th
Floor, Sukhumvit Road, Bangnatai Sub-District, Bangna
District, Bangkok 10260, Thailand
TEL:（66）
2-300-9777

KYB Middle East FZE
Office No. 2010 20th Floor, Tower-A
JAFZA One, Jebel Ali Free Zone,
PO.BOX:261819, Dubai, UAE
TEL:（971）
4-887-2448

KYB-UMW Malaysia Sdn. Bhd.
Lot 8, Jalan Waja 16, Telok Panglima Garang, 42500 Kuala
Langat, Selangor, Malaysia
TEL:（60）
3-3322-0800【China】
凱迩必（中国）
投資有限公司KYB（China）Investment Co., Ltd.
No. 121, Wei 3 Road, Dingmao, Zhenjiang New Zone, Zhenjiang, Jiangsu, 212009, China
TEL:（86）
511-8558-0300

PT. KYB Hydraulics Manufacturing Indonesia
JL. Irian X blok RR2 Kawasan MM2100, Cikarang Barat
17520, Indonesia
TEL:（62）
21-28080145
PT. Kayaba Indonesia
JL, Jawa Blok ii No. 4 Kawasan MM2100, Cikarang Barat
17520, Indonesia
TEL:（62）
21-8981456
PT. Chita Indonesia
JL, Jawa Blok ii No. 4 Kawasan MM2100, Cikarang Barat
17520, Indonesia
TEL:（62）
21-89983737
KYB Manufacturing Vietnam Co., Ltd.
Plot I 10-I 11-I 12, Thang Long Industrial Park,
Dong Anh District, Hanoi, Vietnam
TEL:（84）
24-3881-2773
Takako Vietnam Co., Ltd.
27 Dai Lo Doc Lap, Vietnam Singapore Industrial Park,
Thuan An District, Binh Duong, Vietnam
TEL:（84）274-378-2954
永華機械工業股份有限公司
KYB Manufacturing Taiwan Co., Ltd.
No. 493, Guang Hsing Road, Bade District, Taoyuan City,
33454, Taiwan
TEL:（886）
3-368-3123

凱迩必機械工業（鎮江）有限公司
KYB Industrial Machinery（Zhenjiang）Ltd.
No. 38, Wei 3 Road, Dingmao, Zhenjiang New Zone, Zhenjiang, Jiangsu, 212009, China
TEL:（86）
511-8889-1008
無錫凱迩必拓普減震器有限公司
Wuxi KYB Top Absorber Co., Ltd.
No. 2 Xikun North Road, Singapore Industrial Zone, Xinwu District, Wuxi, Jiangsu, 214028, China
TEL:（86）
510-8528-0118
常州朗鋭凱迩必減振技術有限公司
Changzhou KYB Leadrun Vibration Reduction Technology
Co., Ltd.
No. 19 Shunyuan Road, New District, Changzhou, Jiangsu
213125 China
TEL:（86）519-8595-7206
湖北恒隆凱迩必汽車電動転向系統有限公司
Hubei Henglong & KYB Automobile Electric Steering System
Co., Ltd.
108 Shacen Road, Economic and Technological Development Zone, Jingzhou, Hubei, China. 434000
TEL:（86）
716-416-7951
知多弾簧工業（鎮江）有限公司
CHITA KYB Manufacturing（Zhenjiang）Co., Ltd.
No. 8 Building-1F, New Energy Industrial Park（NorthPark）, No. 300, Gangnan Road, Zhenjiang New District, Jiangsu 212132, China
TEL:（86）
511-8317-2570

KYB技報第62号

2021-4目

次

巻頭言
磁気機能性流体研究と異分野融合について

井門

康司

1

中野

政身

2

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作

佐藤 浩介
芝原 大智
袴田眞一郎

8

セミアブソリュート型ストロークセンシングシリンダ
電子回路の熱解析

永井
河野
関根

17
25

論説
MRテクノロジー
技術解説






 he Power of Oil – Influence of Shock Absorber Oil on Vehicle Ride and T
Handling Performance
技術紹介
モデルベース開発のためのCAE活用法

製品紹介
小型油圧ショベル用コントロールバルブKVSX-12Cの開発
紹介
KYBブラジル生産拠点設立20周年
随筆
中国無錫駐在記
用語解説
熱回路網法の伝熱モデル


勇冴
智行
信之

伊藤 賢佑
椛澤 亮一
KATO Shinji

34

満嶋
永溝

弘二
喜也

42

福島

亮

46

芳仲

洋己

50

北村

康弘

54

河野
関根

智行
信之

59




伊藤
椛澤

賢佑
亮一

電動リニアアクチュエータ
オープンセンタシステムとクローズドセンタシステム
編集後記

佐藤
福島

浩介
亮

63
65

本号の表紙
KYB
TECHNICAL KYB技報
62
REVIEW
APR. 2021 No.

〈デザイン趣意〉「海から鮮やかに朝日が昇る姿に新しい幕開けをイメージすると共にこの美しい地球環境の保全のためにKYBの持つ技術力で次代へ繋ぐ力強い決意を意識した」

KYB TECHNICAL REVIEW
No. 62 APR. 2021
CONTENTS
Foreword
Magnetic Functional Fluid Research and Interdisciplinary Research

IDO Yasushi

1

NAKANO Masami

2

Prototype of Electric Mechanical Actuator for Replacing Hydraulic Equipment

SATO Kosuke

SHIBAHARA Daichi

8Semi-Absolute-Type Stroke Sensing Cylinder	
Thermal Analysis of Electronic Circuits


17
25

Editorial
Magneto-Rheological Technologies
Technology Explanation

HAKAMADA Shinichiro
NAGAI Yuki
KAWANO Tomoyuki
SEKINE Nobuyuki


ITO Kensuke

KABASAWA Ryoichi
The Power of Oil – Influence of Shock Absorber Oil on Vehicle Ride and
KATO Shinji
Handling Performance
Technology Introduction
Utilization of CAE for Model-Based Development
MITSUSHIMA Koji

NAGAMIZO Yoshiya
Product Introduction
Development of Control Valve KVSX-12C for Small Size Excavators
FUKUSHIMA Ryo
Introduction
20th Anniversary of KYB Brazil Production Base Establishment in Brazil

YOSHINAKA Hiromi
Essay
Report on Residence in Wuxi, China
KITAMURA Yasuhiro
Glossary
Heat Transfer Model of Thermal Network Method

KAWANO Tomoyuki
SEKINE NobuyukiElectronic Linear Actuator
Open-center System/Closed-center SystemITO Kensuke
KABASAWA Ryoichi
SATO Kosuke
FUKUSHIMA Ryo

Editors Script

34

42

46

50
54
59

63
65

KYB技報第62号

2021―４

巻頭言

磁気機能性流体研究と異分野融合について
井

門

康

司＊

磁性流体は1960年代に開発された人工の流体で，オレイン酸などの界面活性剤で表面処理された粒子

者，物理，化学，電気工学などを専門とする研究者も参加しており，さらには磁性流体の界面変形を

径約10nm程度のマグネタイトやマンガン亜鉛フェライトなどの強磁性微粒子を水や油などの液体に安定分散させた流体です．磁性流体は磁石に引き寄せアートとして表現するようなアートの分野の方まで参加しておりました．学生時代にこのような講演会
を中心に研究発表を行っていたこともあり，様々なられたり，磁性流体界面に突起状の構造（スパイク構造）を形成したりと，非常に面白い性質を持った流体です．これとは別に，粒子径がサブミクロンから数ミクロンサイズの強磁性粒子を母液に分散させたMR流体があり，これらの流体は磁場に応答する
磁気機能性流体です．例えば図 １ に示した写真は，私の研究室で作製した磁性流体にミクロンサイズの強磁性粒子を分散した流体の液滴をアクリル板の上に垂らし，下に永久磁石を置いて磁場を印加した場
合の，界面変形を示しています．とげのような突起が多数発生しているのがわかります．MR流体は，磁場に対する応答特性（磁場を印加すると粘度が変化する）を利用して，減衰力可変ダンパーなどにも応用されており，商品化もされています．
私の研究者としてのスタートは，大学の研究室に入って，この「磁性流体」と出会うところから始ま専門分野の研究者がいる状況が普通のことと思っておりましたが，実はこのようにいろいろな分野の専門家が一堂に会するような講演会は非常に珍しいことに気が付いたのは，大学に職を得て，主たる研究分野が変わってからでした．当時は（今も変わらず
かもしれませんが）,それぞれの研究者が自分の専門分野を守って研究を行い，他の分野にはあまり口出しをしない，という空気がありました．私にとって他分野の専門家との交流は，その後の分野を跨いだ研究推進に大いに役立ってきました．その後，異分野融合研究を推進せよという社会的な（政府による？）圧力の高まりがありましたが，それほど多くの成功例があるわけではないようです．異分野融合を進める際の問題の一つとして，分野が大きく異なると，そもそもそれぞれの分野で通用している一般
的な言葉・用語がお互いに通じない，すなわち話がりました．当時はまだナノテクノロジーという言葉もない時代ですが，磁性流体中に分散している粒子

分からず理解できない，ということがあります．しかし，一番の障壁は最初から「そんなことできない」

はナノサイズであり，ナノテクノロジーの走りと言えるかもしれません．博士課程学生の時代に研究成果発表を行った磁性流体の専門家が集まる講演会では，私と同様に流体や熱などを専門とする機械工学

あるいは「今さら新しい分野に取り組む時間もない」という思い込み・固定観念ではないかと思います．
うまく分業体制を構築できれば，材料開発，その材料を用いた機構・原理の開発，製品化を想定した分野の研究者だけではなく，材料を専門とする研究

実用研究まで，一連の流れを複数の専門家で構成したグループによって研究を進めることは可能だと考えます．旗振りはいても空しく振り続けられている
状況が少しずつでも好転することを期待しています．
最後に，2020年は新型コロナウイルスの流行もあり，日本のみならず世界的に社会状況が一変する大図１＊

磁場印加による磁気機能性流体界面の変形

名古屋工業大学教授

変な年になりました．大学でも授業のほとんどがオンラインとなり，教員や学生を取り巻く状況も大きな変容を余儀なくされています．一日でも早くこの状況が収束し，正常化するよう願ってやみません．
―1―

MRテクノロジー

論

説

MRテクノロジー
Magneto-Rheological Technologies
中

野

政

身＊

１ ．はじめに物質に磁場を印加するとその粘弾性が変化する現２ ．MR流体とその応用
2. 1 MR流体のMR効果

象の科学をマグネトレオロジー（Magneto-Rheology）といい，その機能をMR効果（Magnetorheological
Effect）と呼ぶ．その代表的な物質として，機能性

MR流体の磁場印加によってそのレオロジー特性
を急速かつ可逆的に変化できる機能は，図 １ に示す
ように，多数の磁区を有する強磁性体粒子が磁場印

流 体 の 一 つ で あ るMR流 体（Magneto-Rheological
Fluid）がある．MR流体は，シリコーンオイル等の油を分散媒とし，その中にμmサイズの強磁性体粒子を高濃度で分散させた懸濁液であり，印加磁場によってその粘性（厳密には，降伏せん断応力）を数ミリ秒のオーダーで電気的に可逆的かつ連続的に変化させることができる特筆すべき機能をもっている1）．すなわち，MR流体は磁場下では固体のように振舞い，磁場を切るとMR流体に流動性が生じ液体となる．この機能性をフルードパワー機器及びシステムに有効に活用することによって，従来になかった機能をもち，かつ高速性，簡便性，コンパク
ト性，さらには知能性などの有意な特徴が付与される可能性を有しており，フルードパワーシステムのスマート化が志向される．MR効果を発揮する種々加により磁気的に分極し，粒子同士が結合してクラスター構造を形成することによる．このMR効果の発現機構により，MR流体は磁場の印加によって降伏せん断応力τyが誘起されるビンガム流体に類似した挙動を呈し，誘起せん断応力τは次式のように表せる．
・τ＝τy＋ηγ⑴
・
ここで，ηはMR流体の塑性粘度，γはせん断速度である．図 ２ には，磁場印加型の平行 ２ 円盤レオメーの機能性材料の創製技術からそれらの応用技術を総称して，本稿のタイトルである「MRテクノロジー」と呼んでいる.
本稿では，筆者の研究開発事例を中心に，MR流体に加えて，MR効果の向上と分散粒子の沈降抑制を期した多孔質体にMR流体を含侵させたMR流体

⒜
図１

無磁場下

⒝

磁場下

MR流体の磁場下での粒子クラスターの形成

多孔質コンポジット，MR効果の向上とより過酷な環境での使用を期したオイルを含まない強磁性体の粉体からなる高流動性のドライMR流体，そして強磁性体微粒子をシリコンゴム等のマトリックスに分散して硬化したMRエラストマーなどのMR効果を発揮する機能性流体・ソフトマテリアルの創製・評
価，そしてそれらの種々の分野への応用技術など先進のMRテクノロジーに関して論説する．
＊

東北大学

教授

図２

未来科学技術共同研究センター―2―

MR流体（MRF-132DG）の流動曲線

KYB技報第62号

2021―４タ（円盤間間隙h=0.5㎜）を用いて計測した市販MR
流体（MRF-132DG，Lord Co.）の代表的な電磁レ・－せん断応
オロジー特性（流動曲線；せん断速度γ
力τ曲線）を示す2）．比較的高磁場での低せん断速度域を除いて，すべての印加磁束密度Bにおいてせん
断応力はせん断速度に依存せずほぼ一定の値を示し
・=0s－1での降伏せん断応ている．また，せん断速度γ力（流動曲線と縦軸との交点でのせん断応力値）は印加磁束密度にほぼ比例して増大するが，B=0.7T程度から磁気的に飽和する傾向がみられ，B=1.0T
でせん断応力がτ=45kPa程度に達しており，かなり大きな誘起せん断応力を発揮することができる．
2. 2 MR流体の応用技術
現在年間300tonオーダーのMR流体が生産・販売
されており，車両サスペンション用ショックアブ
ソーバに代表されるように各種のMR流体を活用した機器・システムが実用化され普及してきている3）．
ここでは，ダンパ，ブレーキ，クラッチなどのフルー
ドパワー要素機器への応用とそれらを活用した各種のスマートマシンシステムに関して紹介する．
停電時にも信頼性をもって作動するMR流体を使ったダンパとして，電気的な制御系を一切使わずに，永久磁石とチェックバルブを用いて変位×速度の正負によって減衰力が変化するMR流体ダンパを開発し，その建築構造物の免震制御への有効性を実証している4）．図 ３ に示すように，本ダンパは二つのピストンヘッドを有しており，それぞれのピスト
ンヘッドには変位に応じて磁気回路が開閉することによって磁場が印加される環状流路と流れの向き（ダンパ速度の正負）に応じて開閉するチェックバ
ルブが設置された磁場の影響を受けないバイパス流路が設けられている．これらの構造によって，本ダンパでは変位xと速度vの積の符号に応じて減衰力 fの強弱が変化する（x×y< ０ →f大，x×y> ０ → f小）．

図３

 位×速度に依存して減衰力が可変なMRダンパ
変
の概略図

図４

 発したMRダンパからなるSDOF免震システム
開の免震制御特性

本MRダンパからなる一自由度振動系の免震制御特性（図 ４ ）からわかるように，共振振動数周辺の伝達率だけが著しく低下し免震制御の有効性が確認できる．
MR流体クラッチは，印加磁場（コイル電流）によるトルクリミッター機能及び一定トルクでの滑り回転機能を発揮するため，モータ等の他の動力源と組み合せることによってバックドライバビリティが確保できようになり，人と接触して用いるロボット
等の安全・安心の向上と確保に寄与することが期待できる．機能回復訓練用の下肢装着型パワーアシス
ト装具のバックドラィバビリティを確保することによってその安全・安心の向上を目的に，サーボモー
タと多盤型MR流体クラッチそして各種減速機からなるMR流体アクチュエータを開発している（図５ ）5）．開発したMR流体クラッチは設計目標トルク（約4.5Nm）を十分に満たし，高い応答速度をもつ．
また，回転速度依存性が低く，印加電流のみで伝達

図５

―3―

 肢装着型パワーアシスト装具用に開発したMR
下流体アクチュエータMRテクノロジー

トルクを任意に設定できることから制御性が高く，
トルクリミッター機能を有するMR流体クラッチの構造上の安全性からバックドライバビリティを確保でき，開発したMR流体アクチュエータはパワーア
シスト装置に適している．
MR流体クラッチ・ブレーキの動力伝達・制動系への応用の手始めとして，小型EV向けのMR流体ブレーキを設計・開発し，そのブレーキ特性を把握⒜

KN-60-3, t=0.8㎜⒝

TRF-50H, t=0.5㎜

するとともに，実車（超小型EV）の ４ 輪に搭載し走行試験を実施している．本車両用MR流体ブレー
キは十分なブレーキ性能とブレーキフィーリング・
ABS制御の適用など高速応答性と高い制御性があ6）．今後，スマーることが実証されている（図 ６ ）トモビリティなどへの実用展開が期待される．

⒞
図７
図６

車両用MR流体ブレーキと小型EVへの実装

３ ．MR流体多孔質コンポジットとその応用技術
3. 1 MR流体多孔質コンポジットのMR効果
MR流体の分散粒子の沈降を防止することと，MR
流体が多孔質体に保持されることから，活用に際しての漏れ防止用シールを不要とすることを目的に，不織布にMR流体を含侵させたMR流体多孔質コンポ
ジットを開発している7）．多孔質体として横弾性率Gと多孔質構造の異なる二種の不織布（図 ７ ⒜，⒝）最大せん断応力τmax vs. 印加磁束密度B曲線
 試不織布とMR流体多孔質コンポジットのMR
供効果（接触可動平板の材質による違い）

トとすることにより著しいMR効果の向上が見込める．
また，より細いファイバーが複雑に絡み合い横弾性率の大きな不織布（TRF-50H）を用いたMR流体多孔質コンポジットがより大きな最大せん断応力を呈する．
3. ２ MR流体多孔質コンポジットの応用技術
コイル巻線においては，線材の張力が変動して不適当であると断線や巻乱れの原因となる．このような巻線時の線材の張力を制御する装置としては，線材を巻き付けた回転プーリーをメカ的な摩擦ブレーにMR流体（MRF-132DG）を含侵させたMR流体多孔質コンポジットを創製し，一様磁場下での往復せん断モードにおけるMR効果を評価している．図 ７ ⒞キやヒステリシスブレーキ等で制動する原理のものが多用されている．このような装置では，回転プーリー・ブレーキ系の回転慣性が根本的な問題となり，線速の変動が著しい非円形コイルの巻線時には張力には，得られた変位－せん断応力ヒステリシス曲線上の最大誘起せん断応力τmaxの印加磁束密度Bに対する変化を示す．MR流体多孔質コンポジットに往復せん

変動が避けられないなどの問題がある．図 ８ には，この問題を根本的に解決するために開発した，線材がMR流 体 多 孔 質（66Nylon polyurethane foam）

断変形を与える可動平板は，接触材の磁性の有無による違いを調べるために，鉄製とアルミニウム製の二種類を用いている．いずれの不織布でも，鉄製の可コンポジットの中を直接通過することにより抵抗力を受けて制動する機構を採用したブレーキ8）（四角

動平板を用いた場合には，非磁性のアルミニウム平板の場合に比べて，最大せん断応力が総じて約2.0～
2.5倍程度大きくなっており，かつMR流体よりも1.4～
1.7倍程度大きいことから，MR流体多孔質コンポジッ

形環状の電磁石を用い，その2.5㎜の空隙部の両磁極面間にMR流体多孔質コンポジットを １ 枚ずつ貼
り付け，その間を線材が通過する）を示す．線材の張力レベルは，MR流体多孔質コンポジットブレー
キに印加する磁場強度に対してほぼ比例的に増加し―4―

KYB技報第62号

2021―４に保持する機能が付与されて，良好な制御性能を示すことがわかる8）．
建築構造物の免震・制振システムにMR流体ダンパを適用する際には，長時間静置時のMR流体中に分散した強磁性体微粒子の沈降が信頼性などの実用上の問題となる．MR流体を多孔質体（不織布）に含浸させたMR流体多孔質コンポジットを活用する
ことによりこの粒子沈降の問題が解決できる．このMR流体多孔質コンポジットを活用した多盤型回転MRブレーキとその回転を直動に変換するボールネ
ジとを用いた20kN級の免震・制振用の直動型可変減衰力MRダンパ（最大全長800㎜，ストローク±100㎜）を開発している（図10）9）．図11には，正弦波加振時（f=0.3Hz，xa=50㎜）の変位xに対する発図８

 イル巻線用ワイヤ張力制御装置用に開発され
コ
たMR流体多孔質コンポジットブレーキ⒜

在来のメカ的摩擦ブレーキ張力制御装置の場合⒝

 R流体多孔質コンポジットブレーキ張力制御装置
MにPID張力フィードバック制御を施した場合

図９

 円形コイル巻取り実験時の張力の時間的な変非動の比較

生減衰力Fのヒステリシス曲線を示す．すべてのコ

イルへの印加電流Iにおいて，矩形状のヒステリシ
ス曲線を呈し，Iの増大に伴いその最大減衰力も大きくなり，I=0.5Aで減衰力は設計値の20kNにほぼ達している．本MR流体多孔質コンポジットブレー
キを用いた直動型MRダンパからなる一自由度振動系に対する免震制御の結果の一例を図12に示す．三図10

 R流体多孔質コンポジット多盤型回転ブレーキMを活用した直動型可変減衰力MRダンパ

図11

 弦波加振時の変位x－減衰力Fヒステリシス曲正線のコイル印加電流Iによる変化

図12

 R流体多孔質コンポジット直動型ダンパからな
M
るSDOF振動系の三の丸地震波に対する応答て，張力制御装置のブレーキとして有効に機能することが確認されている．開発したMR流体多孔質コ
ンポジットブレーキを利用した張力制御装置を用いて，線速の変動が必然的な ４ 角形の非円形コイル（線径d=0.21㎜）を平均線速v=0.28m/secで実機による巻取り実験を行った．その際の張力変動を図 ９ に示す．在来品のプーリーを用いたメカ的摩擦ブレーキを用いた張力制御装置（図 ９ ⒜）では，全領域にわたって振幅10g程度の大きな張力変動が存在する．
一方，開発したMR流体多孔質コンポジットブレー
キを用いた張力制御装置を用い，PID張力フィードバック制御を適用した場合（図 ７ ⒝）には，張力変動が振幅約 ２ gと １ / ５ 程度に激減しており，さらに平均張力の時間的な変動も抑制されほぼ設定張力―5―

MRテクノロジーの 丸 地 震 波 に 対 す る そ の 応 答 を 示 し， 相 対 速 度
フィードバック制御を適用することにより，著しく物体（建築構造物）の振動変位を低減できることがわかる．
４ ．ドライMR流体と車両動力伝達・制動系への応用
4. １ ドライMR流体のMR効果
既存のMR流体を車両の各種デバイスに応用する
場合には，環境温度が－40℃～160℃程度まで問題なく使用できることが要求される．MR流体がオイ
ル等の液体を分散媒としていることから，低温時の粘度上昇が問題となる場合が多い．特に，クラッチやブレーキ等の動力伝達・制動装置に活用する場合

図14 四輪にドライMR流体ブレーキを実装した小型EVには，低温環境下でのMR流体の粘度上昇による引摺りトルクの著しい増大が問題となる．その解決策として，オイル等の液体の分散媒を用いないでガス中にナノSiO2の微粒子をCore-shellコーティングした強磁性体微粒子を分散した高い流動性を有する磁性紛からなるオイルフリーのドライMR流体を提案
し，開発してきている10）．流動性の向上を維持しな
がら，大きなMR効果を得るための最適なSiO2の添加量を0.49wt%程度としている．図13には，その最適なSiO2=0.49wt%の添加量の場合の印加磁場による流動曲線（せん断応力－せん断速度曲線）の変化を示す．すべての印加磁束密度Bにおいてせん断応
力はせん断速度に依存せずほぼ一定の値を示し，
B=0.9Tでせん断応力がτ=50kPa程度に達している．
4. 2 ドライMR流体の車両用ブレーキへの応用開発したドライMR流体を車両用の車輪ブレーキに応用することを試みている．小型EV用の車両用
多層ディスク型ドライMR流体ブレーキを開発し，小型EVの四輪に実装して走行試験を実施し，良好なブレーキ性能を発揮することを実証している（図14）．図15には，開発したドライMR流体ブレーキの定常トルク特性を示す．20秒間のコイルへの電流
I Aの印加により制動トルクが瞬時に発生しほぼ一定レベルを保持し，OFFによって瞬時に引き摺り
トルクに戻る．また，コイル印加電流の増大に伴っ

図15

小型EV用ドライMR流体の定常トルク特性て，定常制動トルクも増大しI=2.5A印加時に設計目
標トルク160Nmを上回る最大180Nmの制動トルクが得られている．
５ ．MRエラストマーと剛性可変デバイスへの応用
MR流体の分散媒はオイル等の液体であるが，シリコンゴム等のマトリックスに強磁性体粒子を分散させて硬化させることによって，磁場印加に対して主に弾性的特性（剛性）が可変なMRエラストマーを創製できる11）．免震基礎アイソレータとして，図16⒜に示すように，MRエラストマーシートと鋼板を交互に積層して，その中間に永久磁石を，その周囲に電磁石を配置して磁気回路を構成した可変剛性機能を有する，積層MRエラストマーアイソレータを開発している12）．本免震基礎アイソレータは，電磁石へのコイル電流の印加方向により，積層エラス
トマーに印加される磁界を強めたり（図16⒝），弱めたりする（図16⒞）ことにより，永久磁石だけによる磁界印加時の剛性を中心に剛性を増大及び低下させることができる．図17に示す本積層MRE免震
基礎アイソレータの周波数伝達率特性からわかるよ
うに，コイル印加電流IAに応じて共振周波数は，14Hz（I=0A）を中心に正電流印加時に上昇し，負電流印加時に低下しており， ３ Hzから20Hz程度まで可変なことがわかる．本積層MRE免震基礎アイ

図13

ドライMR流体（SiO2: 0.49wt%）の流動曲線

ソレータ ４ 台の上に物体（建築構造物モデル）を搭載したSDOF免震システムを構築し，スカイフック
制御を施すことによって，効果的な免震制御が可能なことを明らかにしている13）．
―6―

KYB技報第62号

2021―４
参考文献１ ）N akano, M., Yamamoto, H., Jolly, M.R.: Dynamic
viscoelasticity of a magnetorheological fluid in
oscillatory slit flow, Int. J. of Modern Physics B, Vol.
13, No. 14, 15&16, 2068/2076（1999）
２ ）中野政身：磁場印加型レオメータの開発とMR流体の磁⒜

気レオロジー計測，フルードパワーシステム, Vol. 48,

積層MRエラストマー免振基礎アイソレータ

No. 2, 78/81（2017）３ ）中野政身：機能性流体の研究開発と実用化の動向，
フルー
ドパワーシステム, Vol. 47, No. 6, 265/271（2016）４ ）村 上貴裕，酒井理哉，中野政身：変位と速度に応じて減衰特性の変化するパッシブ式MRダンパの開発，日本機械学会論文集（C編），Vol. 77, No. 774, 257/269（2011）５ ）中野政身：パワーアシスト用MR流体アクチュエータ，⒝
図16

同方向磁界印加⒞

油空圧技術，Vol. 54, No. 3，34/39（2015）

反対方向磁界印加 層MRエラストマー免振基礎アイソレータとコ積
イル電流方向による磁界制御６ ）中 野政身，道辻善治：MR流体ブレーキの開発とEVへの適用，電気自動車のモーションコントロールと走行中ワイヤレス給電技術，堀洋一，横井行雄監修，エヌ・ティー・エス，116/129（2019）７ ）中野政身：MR流体コンポジットの開発とその応用，フルードパワーシステム, Vol. 42, No. 1, 41/45（2011）８ ）中野政身，熊坂利治，工藤亮介：MR流体コンポジットブレーキの開発とそのコイル巻線用線材張力制御装置への応用，
日本機械学会論文集（B編），
Vol. 75, No. 753, 993/999（2009）９ ）Nakano M, Yang J., Sun S., Totsuka A., Fukukita A.:
Development and damping properties of a seismic
linear motion damper with MR fluid porous composite
rotary brake, Smart Materials and Structures, Vol. 29,
No. 11, Article No. 115043, 1/13（2020）
10）N akano, M., et al.: Magneto-rheological effects and

図17

fluidity improvement of novel dry MR fluids,

 変剛性機能を有する積層MRE免震基礎アイソ
可レータの周波数伝達率（コイル印加電流IAによる変化）

Proceedings of the 10th JFPS International
Symposium on Fluid Power, Fukuoka, Japan, Paper
No. 1B11, 1/5（2017）11）T ian T., Nakano M.: Fabrication and dynamic
６ ．おわりに
viscoelastic properties of silicone rubber-based MR
21世紀の技術革新をもたらす原動力の一つとして，新物質や新材料，特に高機能性材料があげられ，本稿で取りあげたMR効果を示すMR流体・ソフトマ
テリアルも高付加価値製品の創出という観点からも産業及び工業技術面において大きなブレークスルー

elastomers with silicone oil, International Journal ofApplied Electromagnetics and Mechanics, Vol. 59, No.
1, 349/355（2019）12）Sun S., Deng H., Yang J., Li W., Du H., Alici G., Nakano

をもたらすポテンシャルを有している．物質の粘弾性特性を印加磁場によって可変な稀有な機能性を最

M.: An adaptive tuned vibration absorber based on

大限に活用して，独自の機能を発揮するコストパ
フォーマンスの高い先進機器・システムの開発とその実用化・製品化が期待される．本稿がそのための一助となれば幸いである．

Structures, Vol. 24, No. 4, Article No. 045045, 1/13（2015）

multilayered MR elastomers, Smart Materials and13）Yang J., Sun S., Tian T., Li W., Du H., Alici G., Nakano
M.: Development of a novel multi-layer MRE isolator
for suppression of building vibrations under seismic
events, Mechanical Systems and Signal Processing,Vol. 70-71, 811/820（2016）―7―

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作

技術解説

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作
Prototype of Electric Mechanical Actuator for
Replacing Hydraulic Equipment
佐 藤 浩 介 ・ 芝 原 大 智 ・ 袴 田 眞一郎
SATO Kosuke・SHIBAHARA Daichi・HAKAMADA Shinichiro

要
旨
ジャミングレスを特徴とする円筒型リニアモータ（以後，モータ）を用いて，油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータを試作，評価した．
試作では，質量推力密度（以後，推力密度）の向上をねらいに，界磁を外側，電機子を内側に配置するモータ構造によりエアギャップ面積を拡大し，界磁にハルバッハ配列，電機子に台形ティースを採用した．さらに，界磁と電機子の吸着力をおおむねゼロとするために摺動シールを介してスリーブ内に可動部である電機子を配置した．
性能評価から最大推力4,741N@240㎜/s，質量9.49㎏，推力密度499.6N/㎏を確認し，油圧機器との置き換えが視野に入ってきたと考える．

Abstract
A prototype of an electric mechanical actuatorwith a cylindrical linear motor was verified, andthe actuator is for replacing hydraulic equipment
and the motor is jam free.
In order to increase the force density of the actuator, an airgap area was expanded by layout of
the outer stator（magnet）and inner armature,and the Halbach arrangement on the stator andtrapezoid teeth on the armature were applied tothe motor. And in order to eliminate any innerforce between the stator and armature, a movable
armature was placed in a sleeve with wear rings.
A verification test showed that the maximum
force was 4,741N@240㎜/s, the mass was 9.49㎏
and the force density of the actuator was 499.6N/㎏. We expect that the electric mechanical actuator can replace hydraulic equipment.

１

表１

緒言

燃費と整備性の向上をねらいに航空機装備品の電動化が進められているが１），電動アクチュエータのボールスクリューを起因とするジャミングが問題となり，操縦系統などのクリティカルな部位には油圧アクチュエータが使用されている２）．そこで，筆者らはジャミングレスを特徴とする円筒型リニアモータに着目している．ただし，同モータの問題は油圧機器と比較して推力密度が低いことである（市販の電動．
アクチュエータ56～133N/㎏，油圧機器6,000N/㎏３））
これまでの試作（表 １ ）では，推力密度は １ 次試作が109N/㎏， ２ 次試作が292.8N/㎏４）で油圧機器とこれまでの試作

推力密度

改善点

市販品

56N/㎏

（ベンチマーク）

１ 次試作

109N/㎏

駆動電流の増加（5.6→11.2A）

２ 次試作

292.8N/㎏

多極化（8p24s→16p24s）
コアレス→コア付き構造部の軽量化（4.3→1.5㎏）

置き換え可能と想定する600N/㎏５）に到達していない．
本報では， ２ 次試作の問題から改善策を検討し，
推力密度600N/㎏を目標とする ３ 次試作の構造，計算モデルの導出，性能評価の結果を示す．

―8―

KYB技報２第62号

円筒型リニアモータとは2021―４３

３ 次試作の構造

モータの作動原理を図 １ に示す．モータは界磁であるシャフトと電機子であるケースから構成される．

3. 1 ２ 次試作の問題
２ 次試作の問題を整理する．図 １ と同様に可動部

シャフトはケース内側に軸方向に作動可能なように配置されており，基本的な構造は非常にシンプルである．

である界磁は，固定部である電機子の内側にエアギャップを挟んで摺動可能に配置されている．この構造の問題は以下の ２ 点である．
・推力密度の不足
・界磁と電機子の吸着力の発生
１ 章で示した通り，油圧機器との置き換えには推力密度が不足している．
界磁と電機子の吸着力は界磁が偏心なく配置されていれば半径方向でバランスするが，現実には界磁が自身のたわみにより僅かに偏心していると考えられる．図 ３ に示す偏心量と吸着力の計算結果より，
吸 着 力 は 界 磁 の 許 容 偏 心 量 を0.5 ㎜ と す る と 約

円筒型リニアモータの作動原理

磁束（磁束密度B）はシャフトの半径方向に，電流iはケース内の巻線に沿って発生する．磁束と電流が鎖交すると，フレミングの左手法則に従い推力
Fはシャフトの軸方向に発生する．電流iの位相制御により推力Fの向きが切り換えられる．
磁束密度B，巻線長さL，電流iとすると推力Fは⑴式で与えられる．
F＝BiL
⑴
巻線長さLを大きくすると質量も大きくなるため，推力密度が向上するとは限らない．電流iは １ ，２ 次試作ですでに限界の電流密度に設定されている．

吸着力[N]

図１

1,200Nである． ２ 次試作では暫定対策として界磁と電機子間にポリカーボネイト製のパイプを挿入し，許容偏心量を構造的に0.1㎜に規制した．
3. 2 モータ構造の改善
改善策を盛り込んだ ３ 次試作の構造を図 ４ に， ２ ，３ 次試作の仕様を表 ２ に示す．表 ２ の数値は質量を除き設計値で，質量のみ実測値である．また， ３ 次

よって，推力密度の向上は磁束密度Bを大きくする
こと，すなわちモータの磁気回路を工夫して電流に鎖交する磁束数を増加させることである．図 ２ に示す ２ 次試作で採用したコア付き構造は磁束密度Bを大きくする改善例である．
図３

図２

２ 次試作の構造―9―界磁と電機子の吸着力（解析）油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作⒜

表２
アクチュエータ
取付方式
全長-外径
ストローク
質量

⒝

楕円部の拡大図４

３ 次試作の構造のハルバッハ配列，電機子の台形ティース，電機子と界磁の吸着力の発生に対してスリーブ構造である．
3. 2. 1 エアギャップ面積の拡大

仕様

３ 次試作

全体

２ 次試作

ロッドエンドトラニオン
731.84（641.84）㎜-φ89㎜ 555.7㎜-φ90㎜
90
（162）
㎜
162.2㎜
9.49㎏
6.9㎏

モータ
構造
16p18s，コア付 16p24s，コア付
配置（In-Out） 電機子―界磁
界磁―電機子供給電源
270Vdc707Vdc磁石の許容温度
150℃
90℃
冷却
自然空冷
自然空冷
ストロークセンサ ポテンショメータ ホール素子

試作のストロークは内蔵するポテンショメータの制約で90㎜であるが，機構上162㎜，同様に全長は731.84㎜であるが，機構上641.84㎜である．
２ 次試作との構造上の主な差異は以下の ２ 点である．
・界磁を外側，電機子を内側に配置
・界磁と電機子間にスリーブを挿入
これらの構造上の差異に関連する改善策は，推力密度の不足に対してエアギャップ面積の拡大，界磁エアギャップ面積を拡大すれば磁石表面積が拡大され，結果的に磁石から発生する磁束数が多くなる
ため⑴式の磁束密度Bは大きくなる．界磁を外側に配置することにより， ２ 次試作のエアギャップ面積（φ24 ㎜，208.98 ㎜） に 対 し て ３ 次 試 作 の そ れ は
φ61㎜，247.94㎜に拡大され，エアギャップ面積は２ 次試作の3.01倍となる．
他方，アクチュエータ外径をおおむね同等（表 ２ ）にして電機子を内側に配置すると，電機子コアの外径が小さくなるために電機子コアで磁気飽和が発生し易くなる．その対策が3. 2. 3項に示す台形ティー
スと4. 1節に示す電流制御の進角補正である．
3. 2. 2 ハルバッハ配列
モータの磁石配列は磁石の着磁方向によりハルバッハ配列と対向配列があり， ３ 次試作はハルバッ
ハ配列を採用している．図 ５ ⒜がハルバッハ配列，
図 ５ ⒝が対向配列の磁束流れで，三角形は磁石の着磁方向を示している．

― 10 ―

KYB技報⒜ハルバッハ配列

⒝

図５

界磁の磁束

第62号

2021―４対向配列

ハルバッハ配列は磁束を偏向発生するため，偏向側に電機子を配置すると同じ磁石体積で多くの鎖交磁束が得られる．さらに，半径方向着磁と軸方向着磁で磁石材質を使い分けることにより，推力を維持しつつ磁石の許容温度を150℃としている（特開2019-122072）．
3. 2. 3 台形ティース
図 ６ は ３ 次試作で採用している台形ティースと比較対象とする矩形ティースの磁束密度分布で，赤色が磁気飽和の発生を表している．なお，巻線の断面積は台形ティースと矩形ティースで等しくされている．
矩形ティースは根元部に磁束が集中し，磁束のボトルネックを引き起こしている．対して，磁路面積が半径方向に沿っておおむね均一となる台形ティー
スは磁束がティース全体に分散し，磁束流れがス
ムーズになり，磁束密度Bが大きくなるという効果が得られる（WO2019/102761A1，特開2019-097377）．
3. 2. 4 スリーブ構造
図 ４ に示すように，電機子はアルミ合金製のスリーブ内側に摺動シールを介して軸方向に摺動可動なように配置されている．スリーブ内面は摺動性を確保するために硬質硬膜処理を実施し，摺動シールには航空機用のフッ素樹脂材が使用されている．
スリーブ構造により電機子が偏心しなくなるために界磁と電機子の吸着力は半径方向でバランスし，
おおむねゼロとなる（WO2019/202758A1）．
3. 3 モータの組立⒜

界磁（組立途中）
写真 １⒝

モータの組立63段中56段，バックヨークを ８ 段中 ６ 段組み付けた状態である．
写真 １ ⒝は電機子の組立で，巻線が電機子コアに18個（正確には， ２ 巻/スロットがあるため24個）
配置され，緑色の摺動シールが電機子の両端と中間に ３ 個配置されている．

４

計算モデルの導出

３ 次試作の理論上の性能を把握するために磁場解
析モデルと動的作動モデルを導く．
4. 1 磁場解析モデル
図 ７ はストール特性を計算するための磁場解析モ
デルで，モデル形状と巻線結線を表す．
モデル形状は界磁と電機子で構成され， ２ 次元軸対象である．スリーブとミドルピストンの材質は非モータの組立を写真 １ に示す．
写真 １ ⒜は界磁の組立途中で，スリーブに磁石を⒜

台形ティース
図６⒝

電機子

矩形ティース
図７

電機子の磁束密度― 11 ―

磁場解析モデル

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作

磁性体の金属，磁石の特性は22.9℃時の値としており，電機子コアでの渦電流損は考慮されていない．
巻線結線はロッド側コアアッシとヘッド側コア
アッシの並列構成である．電機子コアでの磁気飽和を抑制するために電流制御に30°の進角補正を入れている．
4. 2 動的作動モデル
動的作動モデルにより推力―速度特性とダンパ特性を計算する．図 ８ はコントローラ，インバータ，
モータを表し，表 ３ は計算に使用している物理定数である．なお，q軸磁束鎖交数Φqは電機子コアでの磁気飽和の影響を近似するために電流が大きくなる

動的作動モデルの入力は電流指令im＊，出力はス
トロークxmと推力fℓである．質量Mℓに関する運動方
程式は⑵式の通りである．
Mℓẍm＋Fmr sgn（ẋm）＝fℓ－fc
⑵
ここで，推力fℓは⑶式で与えられる．
Φq
fℓ＝
i
⑶
Rθ2x q
モータの電圧方程式はd，q軸モデルとして⑷式の通りである．
L 0 i˙dvdi
0 －Lq id
＝Rm d ＋ d＋θ̇vq
iq
0 Lq i˙q
iq
Ld 0
＋θ̇Φq

と小さくなる特性としている．
表３
Fc
Fmr
Kid
Kiq
Ld
Lq
Mℓ
Rm
Rθ2x
Vdc
Vpw
Vrd
ηm
Φq

ただし，
iq
im＝
3

物理定数

電流補償の折れ点周波数
摩擦力
d軸制御ゲインq軸制御ゲインd軸インダクタンス
q軸インダクタンス
慣性質量
相抵抗ストローク/電気角換算比
インバータの供給電圧
PWM電圧
d軸指令
インバータの効率
q軸磁束鎖交数

2
id
＝
iq
3

0

1

⑷

⑸

（ ） （ ）（ ） （ ）

24
ia
cos θ－ π cos θ－ π
3
3
ib
2
4
－sinθ －sin θ－ π －sin θ－ π ic
3
3
cosθ



⑹

cosθ
－sinθ
2
2
va
cos θ－ π －sin θ－ π
2
3
3
vd
v ＝
b
4
4
v
3
vc
cos θ－ π －sin θ－ π q
3
3

（
（

図８

動的作動モデル― 12 ―

） （
） （

）
）

⑺

KYB技報第62号

2021―４インバータのPWM作動は⑻式で近似する．
~
a
dc ~
b
pw ~
c

va
v
V
v
v
 b ＝ηm
V
vc
v

型式，仕様

マイウェイプラス

MWINV-5022B
AC146Arms

コントローラエムアイエスSEAGALL mini
C66 DSP
1.2GHz× ４

（

）

s
＋1
Rm
Rm
L
Ld

H（s）
＝ d
d
s
2πFc
＋1
2πFc

ロードシリンダ

カヤバシステム HTM10-200-07G
マシナリー
10kN，400㎜/s

インバータ

⑼

試験機材
メーカ

⑻

d軸の電流補償は⑼式の通りである．
Vpw
Vpw
Vrd－Rm id － θ̇Lqiqv~d＝Kid H（s）
d
Vdc
Vdc
ただし，

表４

⑽

q軸の電流補償は⑾式の通りである．
Vpw
v~q＊－Rm id
v~q＝Kiq H（s）
q
Vdc

（

＋

Vpw
Vdc

）

（Φ
θ̇ q＋Ld id）


⑾

ただし，
s
＋1
Rm
Rm
Lq
Lq

H（s）
＝
q
s
2πFc
＋1
2πFc
v~q＊＝

3 RmVpw ＊
im
Vdc

写真 ２

⑿

⒀

⑵～⒀式が動的作動モデルを表す物理式である．
なお，ダンパ特性の計算では図 ７ のa，b，c相端子を短絡状態にするために，⑷式においてvd＝ ０ ，vq＝ ０ としている．

評価試験

ドセルが取り付けられており，試作品の推力fℓはロードセルで検出される．
試作品はコントローラとインバータを介して電流
指令im＊ に従い電流制御で駆動される．相電流ia，ic
は電流センサで検出され，相電流ibは⒁式から算出される．
ib＝－ia－ic
⒁
試作品のストロークxmは内蔵のポテンショメータで検出される．
5. 2 三角波による低速作動
図 ４ に示すスリーブ構造による電機子の摺動性を

５

性能評価

5. 1 試験セットアップ
３ 次試作の性能を評価するための試験セットアッ

確認するために，三角波による低速作動試験を実施
する．図10は図 ７ に示すa，b，c相端子を開放状態にして，ロードシリンダにより周波数0.01Hz，振幅±45㎜の三角波で強制作動したときのストロークxm

プを図 ９ ，主な試験機材を表 ４ ，評価試験の様子を
写真 ２ に示す．
油圧式のロードシリンダは試作品に対向する位置に配置され，ストローク指令xc＊ に従いストローク制御で駆動される．ロードシリンダの先端にはロー

図９

図10

試験セットアップ― 13 ―

三角波による低速作動

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作と推力fℓの応答である．
図10において推力fℓにみられる振動がコギングで，ストローク折り返し時（約50s）にみられる推力fℓのステップ上の変化が摩擦である．
コギングは伸長作動時が41.54Np-p，収縮作動時が48.25Np-pで，後述する最大推力（5. 5節）で規格化すると0.88～1.02％と僅かである．コギング低減の効果は，表 ２ に示す16p18s構造と図 ４ ⒝に示すサ
イドピースにより得られている．
伸長作動時と収縮作動時の推力差から摩擦力は163.645Np-p，同様に最大推力で規格化すると3.45％
で，油圧アクチュエータの摩擦特性（一般的に ５ ～10％）以下である．
三角波による低速作動（図10）から，図 ４ に示す
スリーブ構造による電機子の摺動は良好である．
5. 3 正弦波による加振作動⑼式のd軸電流補償と⑾式のq軸電流補償が適切であることを確認するために，正弦波による加振作動試験を実施する．図 ９ の試験セットアップでロードシリンダを試作品から分離し，試作品をストロー
ク制御で周波数 ２ ㎐，振幅±30㎜の正弦波加振させた結果が図11である．
試作品のストローク制御系は図12，表 ５ に示す通りで，図12のP（s）は図 ８ に示す動的作動モデルの＊
電流指令im からストロークxmまでの伝達関数特性を表す．ストローク制御系はマイナーループとして速度制御を有し，ストロークの制御周期が250㎐，
速度の制御周期が １ k㎐に設定されている．なお，

表５ストローク制御系の定数

Kmdストローク制御ゲイン

Kmv

速度制御ゲイン

図 ８ における電流の制御周期が ５ k㎐，インバータのキャリア周波数が20k㎐である．
図11において電流imの検出値は指令値に偏差なく追従しており，相電流ia，ib，icには振動などがみられず電流制御系は安定である．なお，電流imにみられる振動はコギングに起因する応答である．
正弦波による加振作動（図11）から，⑼式のd軸電流補償と⑾式のq軸電流補償は適切である．
5. 4 ストール特性

ストール特性を図13に示す．ストール特性はロードシリンダにより試作品のストロークを保持し，電流指令im＊に一定値を与え，そのときの電流指令im＊と推力fℓの関係を示している．また，実測と計算の推力fℓは磁極ピッチ間変動の平均としている．
最大ストール推力は伸長側が5,034N@73A，収縮側が－5,179N@-73Aで，おおむね計算通りの結果が得られている．｜im＊｜＞40Aの領域で非線形性がみられる原因は電機子コアでの磁気飽和と考えられる．
5. 5 推力―速度特性
操縦系統向け油圧アクチュエータは数100㎏の慣性負荷を水平加振して性能を評価される．ただし，数100㎏の慣性負荷を加振すると危険であるので，
図 ９ に示すロードシリンダで代用する．
推力―速度特性は図14の通りである．このときの加振条件は⒂式で，約200㎏の慣性負荷を水平加振することに相当している．
xc＊＝X1sin（2πF1t）＊πim ＝I1sin 2πF1t＋τ1
180

（

図11

図12

）

正弦波による加振作動

図13ストローク制御系― 14 ―

ストール特性⒂

KYB技報第62号

2021―４渦電流損と考えられる．なお，端子間に抵抗器を挿入することでダンパ係数を4,224N/（m/s）以下に調整でき，試作品はシステムダウン時に任意のダンパ
係数を有するパッシブダンパとして機能する．
5. 7 推力密度5. 5節の最大推力4,741Nと表 ２ の質量9.49㎏より推力密度は499.6N/㎏（＝4,741N/9.49㎏）となる．
試作品の推力密度推移と油圧機器の実績範囲をプロットした図16より，油圧機器との置き換えが視野に入ってきたと考える．

６
図14

推力－速度特性結言

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエー
タを試作，性能評価し，以下の知見が得られた．

ただし，X1＝30㎜，F1＝ ２ ㎐，I1＝73A，τ1＝－55
degである。
図14の第Ⅰ，Ⅲ象限がメータイン作動（電動では力行），第Ⅱ，Ⅳ象限がメータアウト作動（回生）で，試作品は油圧アクチュエータと同様のメータイン，
メータアウト作動特性を有している．
最大推力は伸長側が4,741N@240㎜/s，収縮側が－4,978N@-240㎜/sで，実測と計算の主な差異原因
は電機子コアでの渦電流損と考えられる．
5. 6 ダンパ特性
筆者らは油圧機器との置き換え要件として，推力密度の他に電源喪失時のダンパ作動を想定している．
図15は図 ７ に示すa，b，c相端子を短絡状態にして，ロードシリンダにより周波数 ２ ㎐，振幅±30㎜の正弦波で強制加振したときのダンパ特性である．
ダンパ係数は4,224N/（m/s）で，ダンパ特性はヒ⑴界磁を外側，電機子を内側に配置するモータ構造
によりエアギャップ面積を拡大，界磁にハルバッ
ハ配列，電機子に台形ティースを採用し，最大推力4,741N@240㎜/sを達成した．
⑵界 磁と電機子の吸着力をおおむねゼロにするスリーブ構造により，試作品の摩擦特性は油圧機器のそれ以下で，電機子の摺動が良好であることを確認した．
⑶推 力密度は499.6N/㎏で目標（600N/㎏）未達であるが，試作品の推力密度推移と油圧機器の実績範囲から油圧機器との置き換えが視野に入ってきたと考える．
本試作を実施するにあたり，モータの磁気回路を設計いただいた大同大学工学部電気電子工学科の加納善明准教授に厚く御礼申し上げます．

ステリシスが小さく線形である．実測と計算の主な差異原因は推力―速度特性と同様に電機子コアでの

図16

図15

ダンパ特性
― 15 ―

推力密度の推移

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作
参

考

文

献

simulation-based preliminary design and optimization

１ ）M ichel Todeschi: Airbus-EMAs for flight controlsof electromechanical and hydraulic actuation systems,

actuation system 2012 status and perspectives, Recent

53rd AIAA/ASME/ASCE/AHS/ASC Structures,

Advances in Aerospace Actuation Systems andStructural Dynamics and Materials Conference,（April

Components, Proceedings,（June 13-14 2012）.

23-26 2012）．

２ ）D a v i d B l a n d i n g : S U B S Y S T E M D E S I G N A N D
INTEGRATION

４ ）Y o s h i a k i K a n o , K o u s u k e S a t o u : D e s i g n a n d

FOR THE MORE ELECTRIC

Experimental Verification of a High Force Density

AIRCRAFT, Collection of Technical Papers, 5th

Tubular Permanent Magnet Linear Motor forInternational Energy Conversion Engineering

Aerospace Application, AEROTECH EUROPE,

Conference Vol. 2,（2007）.

（September 24-26 2019）.

３ ）Amine Fraj, Marc Budinger, Toufic El Halabi, Jean-５ ）佐 藤：円筒型リニアモータを用いた航空機向け電動アCharles Mare: Modelling approaches for the

クチュエータの開発，KYB技報第50号，（2015年 ４ 月）．

著

者 

佐藤

浩介

芝原

大智

1984年入社．技術本部基盤技術研

2015年入社．技術本部基盤技術研

究所情報技術研究室．航空機装備

究所情報技術研究室．修士（工学）．

品の設計，開発に従事．

油圧機器の電動化に必要な要素の研究開発に従事．

袴田眞一郎

1988年入社．技術本部基盤技術研
究所情報技術研究室主幹研究員．
各種電子機器の設計，開発に従事．

― 16 ―

KYB技報第62号

2021―４

技術解説

セミアブソリュート型ストロークセンシングシリンダ
Semi-Absolute-Type Stroke Sensing Cylinder
永 井 勇 冴NAGAI Yuki

要
旨
昨今，油圧機器や輸送機器に使用される，油圧ア

Abstract
In recent years, the electrification of hydraulic actuators and dampers used in hydraulic equipment
クチュエータや油圧ダンパの電動化が進んでいる．
and transportation equipment has been progressing.
電動モータなどによって発生させた油圧でシリン
Electro-Hydraulic Actuators（EHA）that drive
ダなどを駆動するElectro-Hydraulic Actuator（以cylinders with hydraulic pressure generated by
下EHA）や，自動車や鉄道車両などの車両挙動に
electric motors, and active suspension that adjusts
応じてその減衰力や推力を調整するアクティブサス
damping force and thrust according to the behavペンションなどが好例である．
ior of automobiles and railroad cars, are typical.
これら油圧シリンダの電子制御における制御パラ“Displacement” is one of their control parameters.
メータのひとつとして，シリンダの「ストローク量
By detecting the displacement of the hydraulic（伸縮変位量）」がある．油圧シリンダのストローcylinder in real time, it can be used for more deク量をリアルタイムに検出することで，より細かな
tailed operation and fail-safe mechanisms in case
動作や異常時のフェールセーフ機構に活用できるたof abnormalities, so its importance is considerable.
め，その重要性は大きい．
On the other hand, hydraulic cylinders are often
一方で，油圧機器は振動，温度範囲などにおいて，used in harsh environments under vibration, oper厳しい環境下で使用されることが多いため，付随すating temperature range, etc., so the mounted conる制御機器も耐環境性が求められる．
trol equipment is also required to have environそのような厳しい外部環境に対応できるストロー
クセンサの方式として磁気スケール方式を採用した． mental resistance.
KYB adopted the “Magnetic Scale Method” as a
しかし，磁気スケール方式は，ストロークの変位
stroke sensor method that can handle such harsh
量を相対的に検出する「インクリメント型」のセンサであるため，通常はストローク量の絶対値を出力する「アブソリュート出力」ができないという課題がある．
アブソリュート出力は油圧機器の制御において，必須機能として求められる．
そこで，ストローク量の絶対値の基準点を検出可能な磁気スケールを採用し，磁気スケール方式でありながらストローク量のアブソリュート出力が可能なストロークセンシングシリンダを開発した．

external environments. However, since it is an “Increment Type” sensor that relatively detects thedisplacement amount of the stroke, there is a problem in that normal output that outputs the “absolutevalue” of the stroke amount cannot be performed.
“Absolute output” is required as an essentialfunction for hydraulic equipment control.
Therefore, we adopted a magnetic scale thatcan detect the reference point of the absolute value of the displacement, and developed a Stroke
Sensing Cylinder that can output the absolute value of the stroke amount even though it is a magnetic scale method.

― 17 ―

セミアブソリュート型ストロークセンシングシリンダ

１

ブソリュート型」に大別される．
前者は，パルスカウンタに代表されるように，一緒言

アクチュエータやダンパなどの油圧機器は，建設機械や自動車，鉄道車両，航空機などの輸送機器で多く使用されている．昨今では，省エネや高機能化の観点から，従来は機械的に制御していた油圧機器の電動化及び高機能化が進んでいる．
EHAと呼ばれるシステムでは，従来原動機などを用いて発生していた油圧源を電動モータなどへ置き換え，シリンダなどを駆動する．また電磁切替弁などを用いることで，油圧回路の電子制御も可能である．
これによって，従来よりも高効率かつ複雑な制御が可能となる．
また，自動車や鉄道車両などには，走行中の車体の挙動に応じて減衰力や推力を適切に制御し，乗り心地や操縦安定性などを向上するアクティブサスペ
ンションの採用が進んでいる．
EHAも ア ク テ ィ ブ サ ス ペ ン シ ョ ン も 油 圧 ア ク
チュエータやダンパなどの状態（制御パラメータ）
をセンサで検出しながら電子制御を行う．
このとき，センサで検出するパラメータのひとつにシリンダの「ストローク量（伸縮変位量）」がある．
油圧シリンダの電子制御において，シリンダのス
トローク量はピストンロッドがどの位置にあるのかを把握するための重要なパラメータとなる．定常時にはストローク量を用いたフィードバック制御を行い，万一制御範囲外にシリンダが変位した場合のフェールセーフ機構などに用いるためである．
特に，建設機械や輸送機器などにおいては，安全性の確保は最重要項目であることから，フェール

定間隔毎に入力される信号をカウントすることで，ある地点からの位置の変化分（変位量）を検出する方式である．一方後者は，常時基準点からの絶対位置を出力する方式である．
したがって「アブソリュート出力可能」とは，「油圧シリンダの絶対位置を検出可能」と同義となる．
そこで，磁気スケールの形状の工夫と，センサ信号の処理アルゴリズムによって，絶対位置検出が可
能な磁気スケール方式の「セミアブソリュート型
SSC」を開発したため，その詳細について解説する．
なお，一般的な「アブソリュート型」という呼び名に対し，「セミ」という言葉が付加されている理由についても併せて後述する．

２

システム概要

2. 1 システム構成
セミアブソリュート型SSCのシステムは，後述する磁気スケールの施されたピストンロッドと，磁気スケールをセンシングする磁気センサ，並びに磁気センサの信号を演算処理し，油圧シリンダのストローク量へデータ変換する信号処理ボードの ３ つの要素から構成される（図 １ ）．
磁気センサは，油圧シリンダの側面に取り付けられ，先端の検出部がピストンロッドと摺動するように配置される．磁気センサが検出した信号は，後段の信号処理ボードへと入力され，ストローク量へデータ変換した後，実際に油圧シリンダの制御を行う上位コントローラへ送られる．

セーフ機構の重要性は高い．
そこで，建設機械や輸送機械などへ適用可能なス
トローク量を検出する，ストロークセンシングシリ
ンダ（以下SSC）の開発に着手した．
建設機械や輸送機器用のセンサにおいては，振動や高温または低温環境などに対する高い耐久性が求められる．また，搭載するスペースが限られることが多いため，小型化も同時に求められる．
これらの要求を満足する方式として，油圧シリン
ダのピストンロッドに等間隔に刻んだ磁気スケール
をセンサで読み取りストローク量を検出する「磁気スケール方式」を採用した．
しかし，採用した磁気スケール方式のセンサは，物理的な構造上インクリメント型のセンサとなるため，
アブソリュート出力ができないという課題がある．
一般に，ストロークセンサのような距離センサにおいて，その出力形式は「インクリメント型」と「ア― 18 ―

図１

システム構成KYB技報第62号

2021―４

2. 2 ピストンロッド及び磁気スケール
磁気スケール加工を施したピストンロッドの試作品の外観を写真 １ に示す．写真中央部の縞状に見える箇所がピストンロッド表面を溝状に彫り刻まれた
磁気スケールである．その後，非磁性材料のめっき
材料で溝を埋めるように加工を行い，図 ２ のような構造となる．
したがって，ピストンロッドの断面を見たとき，磁性材料と非磁性材料が一定間隔で交互に並ぶ形状となり，それらが磁気スケールとなる．
なお，本報のシステムに用いるピストンロッドには，
２ ㎜間隔で磁気スケールが施される．

写真 １

写真 ２

磁気センサ（試作品）外観

図３

磁気センサ検出部の断面図

めっき前ピストンロッドの試作品外観３

図２

3. 1 磁気抵抗ICによる磁気スケール検出
磁気センサ内部の磁気抵抗ICには， ４ 個の磁気抵抗素子が搭載されている． ４ 個の磁気抵抗素子は，
ピストンロッド上の磁気スケールの施工間隔である
２ ㎜の ４ 分の １ に相当する0.5㎜間隔で配置される．
また ２ 個で １ 対となり，それぞれの対をA相磁気抵

磁気スケールの構造

2. 3 磁気センサ
磁気センサは，写真 ２ に示す検出部の先端がピス
トンロッドに接する形で取り付けられ，磁気スケー
ルを検出する．
また，磁気スケールの検出部は，図 ３ の断面図に示すような内部構造となっている．内部に設けられた永久磁石からヨークを介して，磁気抵抗ICを貫通する形でピストンロッド表面へと磁束線が通過する構造となる．
検出原理について詳細は後述するが，磁気センサ
は，ピストンロッド上に設けられた磁気スケールとの位置関係によって生じる，この磁束線の変化を検出するセンサとなる．

ストローク量の検出原理

抗素子及びB相磁気抵抗素子と称する．A相及びB
相磁気抵抗素子の配置は図 ４ に示す通りとなる．
前述の通り，磁気センサは永久磁石からヨークを介して磁気抵抗ICへ磁束線を貫通させる構造をしている．磁束は磁性体へ向けて多く流れる特性があるため，図 ４ の例のように磁気スケールとの位置関係で各磁気抵抗素子内を通過する磁束線の傾きが変化する．
磁束線の傾きによって，磁気抵抗が変化するため，
磁気センサの検出値もそれに伴い変化する．
したがって，油圧シリンダの動作により，磁気ス
ケールが移動すると，各磁束線の傾きも時系列的に変化する．
ここで，A相磁気抵抗素子及びB相磁気抵抗素子の出力値をそれぞれA相信号，B相信号とすると，
ピストンロッド（磁気スケール）がある一定速度で― 19 ―

セミアブソリュート型ストロークセンシングシリンダ

移動した場合，図 ５ に示すように，磁気スケールの間隔 ２ ㎜を移動する毎に １ 周期となる正弦波状の出力波形を得られる（以降，解説の便宜上，特別な断りが無い場合はピストンロッドが一定速度で移動す
るものとする）．
更に，A相磁気抵抗素子に対し，B相磁気抵抗素子は0.5㎜（磁気スケール間隔の ４ 分の １ ）オフセッ
トして取り付けられているため，B相信号はA相信
号に対して90度位相のずれた余弦波となる．
なお，ここでのA相とB相の信号は，それぞれ各２ 個の磁気抵抗素子で検出した磁束線の傾きの差分を取った値としている．図 ５ のような正弦波，余弦波を得るには，磁気抵抗素子は １ 個ずつでも構わないが，その場合，実使用上の振動などによって磁気抵抗ICと磁気スケールとのギャップが変動しても検出値が変化してしまい，正確な検出が困難となる．
そのため， ２ 個の磁気抵抗素子を対とし，差分を取ることで磁気スケールとのギャップの変動による影響を排除している．
また，これらA相信号及びB相信号は，磁気抵抗
ICと磁気スケールとの位置関係によって大きく左右されるため，図 ６ に示すような磁場解析を用いて設計の最適化を行った．

図４

図６

3. 2

磁気センサの磁場解析

ストローク量検出の基本原理

前述の3. 1節で得られた磁気スケール検出信号（A相信号及びB相信号）は，システム構成機器のひとつである信号処理ボードによって，油圧シリンダのストローク量へ換算する．
まず，A相信号及びB相信号の振幅の中央値をゼ
ロクロスレベルと称する．そして，A相信号またはB相信号がゼロクロスレベルと交差する度に １ パル
スが発生するパルス発生回路を信号処理ボード内に備える．このときのパルスをゼロクロスパルスと称する．
したがって，ゼロクロスパルスは，ピストンロッド（磁気スケール）が0.5㎜移動する毎に発生することになる（図 ７ ）．

磁気抵抗素子と磁気スケールの位置関係

図７

ゼロクロスパルス

このゼロクロスパルスが入力された数をマイコンなどの演算装置で取得することで，0.5㎜分解能のストローク量を計測することが可能になる．

図５

磁気スケールと出力信号

また，油圧シリンダのストローク方向（伸び側または縮み側）についての判定は，A相信号とB相信号の位相がずれている特性を利用する．A相ゼロクロ― 20 ―

KYB技報第62号

スパルスが検出された際，A相信号の極性が正から負への切り替わりか，負から正への切り替わりかと2021―４

ぞれ １ ピッチ，２ ピッチ，３ ピッチのように同じピッチとならないようにしておく．

いう条件と，その時のB相の極性が正か負かという条件の組み合わせでストローク方向は一意に決まる．
例えば，
図 ７ において，向かって左側に磁気スケー
ルが移動する場合を「伸び」，右側に移動する場合
を「縮み」と定義すると，A相信号が正から負へ切り替わる際，B相信号が負であれば「伸び」を示し，逆にB相信号が正であれば「縮み」を示すことになる．
同様の判定をB相ゼロクロスパルスの検出時にも行うことで，常時ストローク方向を判定できる．
このような磁気スケール方式のストローク量検出

図８

基準スケールの配置例

は，機械的な寸法から，ゼロクロスパルスの発生周期が一意に定まる．そのため，本報のシステムにおこうすることで，油圧シリンダが動作し，磁気センサがいずれか ２ 箇所の基準スケールを検出した際，いては±0.5㎜の精度が確約されるというメリットがある．
一般的に，油圧シリンダは，屋外使用が多いこと
や，作動油の温度変化などによって，使用される温２ 箇所目の基準スケールを検出するまでのピッチ数
をゼロクロスパルスの取得数から求めることで，どの基準スケールを検出したのか一意に定まる．つまり絶対位置を把握できる．

度範囲が広いため，付随するセンサ類は温度ドリフ
トによる影響を受けやすい．
しかし，磁気スケール方式を採用することで，温度ドリフトによる影響をほとんど無視することができる．このことも磁気スケール方式を採用する理由のひとつとなる．
3. 3 セミアブソリュート出力
一般的に，
アブソリュート型のセンサとは，「常時」
ストローク量の絶対値を出力する方式を指す．
例えば，センサの電源が切られた状態（ストローク量の検出が不能な状態）において，油圧シリンダが動作し，変位したとしても，再度センサを起動した際には，即時変位後の値を出力可能ということである．
しかし，本報のストロークセンサは3. 2節にて既例えば図 ８ において，向かって左方向へ磁気スケールが動き，かつ ２ つ目の基準スケールを検出す
るまでに磁気スケールを ２ ピッチ（ゼロクロスパル
スを ２ 回）検出した場合は，最も右側の基準スケー
ルを検出したことになるため，絶対位置 ０ ㎜の点から右に ４ ㎜という絶対位置が確定する．
絶対位置が確定してからは，その絶対位置を基準にしてストローク量を検出すればよい．
したがって，本報のSSCは，システム起動直後はインクリメント型センサとして動作するものの，その後の油圧シリンダの稼働に伴い ２ 箇所の基準ス
ケールを検出した直後からアブソリュート型として動作する．ゆえに本報のSSCは「セミアブソリュー
ト型」としている．
また，この基準スケールは複数箇所設けなくとも，

述の通り，基本的にゼロクロスパルスのカウントによりストローク量を計測するインクリメント型のセンサである．したがって，通常は油圧シリンダの絶絶対位置 ０ ㎜の位置に １ 箇所のみ配置しても原理的には絶対位置の検出は可能である．
しかし，実際の使用条件を想定した際，例えば輸対位置を検出することは不可能である．
そこで，以下のような原理を用いて絶対位置の検出を可能にしている．

送機器のサスペンションのダンパとして用いた場合
は，車体の振動が少ない平地走行時など，微量のス
トローク量でのみ伸縮する場合が考えられる．その

まず，図 ８ に示すようにピストンロッド上の磁気スケールを，深さの浅い通常スケールと，より深い
基準スケールの ２ 種類を施工しておく．これにより，場合， １ 箇所のみの基準スケールでは，必ずしもそれを検出するとは限らず，絶対位置出力が不可能となってしまうことが懸念される．

基準スケール部は非磁性材料が厚くなるため，A相及びB相信号の振幅が増加する．この振幅の差から
基準スケールを判別する．

油圧アクチュエータの場合であれば，基準スケー
ルから離れた位置で起動した際には，基準点検出のために機器を大きく動かさなければならなくなって

次に，基準スケールは，油圧シリンダの絶対位置
０ ㎜基準点となる箇所と，その両方向に複数箇所配置する．同時に基準スケール同士のピッチは，それしまう．
そのため，ピストンロッド全体にわたって，複数箇所に基準スケールを分散して配置することで，シ― 21 ―

セミアブソリュート型ストロークセンシングシリンダ

ステムの起動後，可能な限り早急に基準点の検出が行えるようにした．
なお，図 ８ の例では絶対位置 ０ ㎜の基準をピスト
ンロッドの中間部に置いて，伸び及び縮みの双方向への動作を想定しているが，起動時の位置が片端寄りになるような用途の場合は，そこへ絶対位置の ０㎜を置き，１ 方向のみの検出とすることも可能である．
3. 4 計測分解能の細密化

ここまで，A相及びB相信号から取得するゼロク
ロスパルスの数をカウントすることで，0.5㎜分解能のストローク量を計測できる原理について述べた．
しかしながら，実際の油圧シリンダの制御を行う
際，0.5㎜分解能では性能面で不足する場合がある．
そこで，ソフトウェアの演算によって，計測分解能

図９

磁気抵抗素子出力のリサージュ波形

をより細密にする処理が施されている．まず，マイコンなどの演算装置にゼロクロスパルスの他，A相信号及びB相信号のアナログ電圧値も同時に取り込
む．取り込んだA相及びB相信号をそれぞれX軸（横3. 5 ゼロクロスレベルの自動調整
磁気センサとピストンロッドが摺動する形で運用される本報のセミアブソリュート型SSCは，経年劣軸），Y軸（縦軸）とした ２ 次元平面上にプロット
すると，図 ９ に示す点A1，B1，A2，B2と順に辿る
形状のリサージュ円を描く．
前節3. 3に記載した通り，磁気スケールが通常ス
ケールと基準スケールの ２ 種類あり，それぞれで異なった振幅のA相及びB相信号を出力することから，二重円のような形を描いている．
リサージュ円は， １ 周でA相及びB相の １ 周期，
つまり ２ ㎜のストローク量に相当するため，リサー
ジュ円の90度がゼロクロスパルスの発生間隔である
0.5㎜に相当する（0.5㎜ストロークする毎にセンサ
出力値はリサージュ円上を90度移動する）．
したがって，
取得したA相及びB相の電圧値によって定まるリサージュ円の軌跡上の点と，中心点を結ぶ線分と水平線が成す角を求めることで0.5㎜以下

化などによって，磁気センサ先端の検出部が摩耗し，磁気スケールと磁気抵抗素子間のギャップが変化してしまうことが懸念される．また，磁気スケールの加工寸法のバラつきもある．
そのため，A相及びB相信号の中央値や振幅が必
ずしも一定とはならない．
また，ゼロクロスレベルがA相及びB相信号の中央値から外れると，ゼロクロスパルスの発生タイミ
ングにずれが生じ，ストローク量の検出精度が劣化するため，ゼロクロスレベルは，常時実際の信号に合わせ，A相信号及びB相信号の振幅の中央値に調整する必要がある．
ゼロクロスレベルの調整は，信号処理ボード上のマイコンなどの演算部にて適正な値を都度算出し，自動で行われる．このゼロクロスレベルの調整機能の分解能のストローク量が求められる．
また，磁気スケールの通常スケールの検出値（内側のリサージュ円）から基準スケールの検出値（外のブロック図を図10に示す．

側のリサージュ円）への移行時（またはその逆）では，リサージュ円の波形が著しく変形するため，位置検出精度が劣化する．
しかし，基準点検出後のアブソリュート型として動作中は，検出しているA相及びB相信号が，リサー
ジュ円の変形部であることを認識可能なため，例外処理として個別に設定した補正マップなどによって歪みの影響を排除可能である．
本報のセミアブソリュート型SSCにおいては，この演算によって，分解能0.1㎜でのストローク量検出が可能となっている．

図10

ゼロクロスレベル調整ブロック図

具体的には，例えばA相のゼロクロスレベルを調整する場合，A相信号とB相信号には90度の位相差があるため，図11に示すようにB相のゼロクロスパ
ルスが入力された時点のA相信号の値を取得すると，― 22 ―

KYB技報第62号

2021―４

その値は必然的に振幅の極大値または極小値となる．
よって，そこからA相信号の振幅値を算出することができる．B相の振幅値においても同様にA相のゼロクロスパルス入力時のB相信号の値を取得すればよい．
なお，この機能は基準スケール検出後のアブソリュート型センサとしての機能が有効になった後に作動することが前提となる．
アブソリュート型として動作することで，ピスト
ンロッド上のどの磁気スケールを参照しているか判
別可能なため，磁気スケール毎に振幅値の測定結果を学習することができるためである．
そして，磁気スケール毎の振幅値の測定データを基に適正な振幅中央値を算出し，ゼロクロスレベル

図12ストローク量出力の例

なお，このセミアブソリュート型SSCの出力は，アナログ電圧信号によるものであるが，母機のインターフェースに合わせて，信号処理ボードの仕様をとして出力する．
変更することにより，CANやシリアル通信などのこの制御を常時実行し続けることで，適正なタイ
ミングでゼロクロスパルスを発生させることができ， デジタル出力にも対応可能である．
ストローク量検出精度を確保できる一方，ゼロクロ
スレベルが自動的に補正されることによって，ユー
ザ操作によるゼロ点補正などのチューニング無しに長期にわたって安定したストローク量の検出が可能となり，保守も容易になる．

図11

A相信号の振幅取得

５

将来展望

昨今，自動車や建設機械の分野における，高速通信を用いた遠隔操縦やAI（Artificial Intelligence：人工知能）やIoT（Internet of Things：モノのイン
ターネット）を活用した自動運転など，新しいソリューションが展開されている．
その中で，油圧機器においても今後は更に高付加価値化が求められ，そこに用いられる電子制御は，
従来よりも多彩な情報（制御パラメータ）を様々なセンサから取得することで，より高度で緻密になると考えられる．
そのため，機器の状態を検出する様々なセンシン
グデバイスは，油圧機器の高付加価値化に対し，非常に重要な要素となり，セミアブソリュート型SSCで検出するストローク量もそのひとつである．
例えば，アクティブサスペンションにおいては，

４ストローク量検出結果

ピストンロッドの中間部を絶対位置 ０ ㎜の基準点と置き，伸び方向及び縮み方向へそれぞれ40㎜ずつ等速で変位させた場合のストローク量検出の例として，横軸に時間，縦軸にストローク量をプロットしたグラフを図12に示す．
評価用の基準として設置した基準変位計の出力値（図12の青線）と，セミアブソリュート型SSCの出力値（図12の赤線）が重なり合っている様子から，安定したストローク量が検出できていることが分かる．

従来加速度センサから入力される加速度（車体の揺れ）の大きさからダンパの動きを推定し，減衰力や推力などを制御していたが，ストローク量を直接検出できることによって，より高精度な制御が可能になり，乗り心地向上の効果が見込まれる．
開発したセミアブソリュート型SSCは，現時点では試作レベルであるため，量産化にあたっては，ピストンロッド上の磁気スケールの加工工程や磁気センサの組立性など，課題はあるものの，将来的に油圧機器の高付加価値化に大きく寄与するセンシング
デバイスとしての活用が期待できる．

― 23 ―

セミアブソリュート型ストロークセンシングシリンダ

６るための部品としてだけでなく， ３ 種の神器として結言

ドイツが提唱した「Industry4.0」に始まり，日本においても政府が「Society5.0」を提唱している．

「通信」や「情報処理」と組み合わせることで，新しいソリューションを築くことが可能である．
例えば，油圧機器の分野においても，カメラ（画このような社会情勢の下，様々な情報を高速で通信するIoTや，収集した情報を処理するAIの技術も急速に進歩している．

像センサ）によって取得したデータを遠隔地へ送信（通信）し，AIで分析（情報処理）して行う，自動運転や遠隔操縦などが実用化されつつある．

これら「通信」，「情報処理」に「センサ」を加えた ３ 要 素 はIT（Information Technology： 情 報 技術） ３ 種の神器と言われており，それぞれ非常に重その中で，本報のセミアブソリュート型SSCも，
そ の 有 用 性 は 高 ま っ て い く と 考 え，AI×IoTソ
リューションを築き上げる一つの要素として活用し要なものとなる．
「センサ」を単に電子制御のパラメータを取得すていきたい．

著

者 

永井

勇冴

2008年入社．技術本部基盤技術研
究所情報技術研究室．
主にセンサ用ソフトウェア開発に従事．

― 24 ―

KYB技報第62号

2021―４

技術解説

電子回路の熱解析
Thermal Analysis of Electronic Circuits
河 野 智 行 ・ 関 根 信 之 ・ 伊 藤 賢 佑 ・ 椛 澤 亮 一
KAWANO Tomoyuki・SEKINE Nobuyuki・ITO Kensuke・KABASAWA Ryoichi

要旨
近年，「CASE（Connected, Autonomous, Shared,

Abstract
In recent years, due to the “CASE（Connected,

Electric）」と呼ばれる技術トレンドが乗用車に始まり，産業車両や建設機械にも波及している．これは電 子 制 御 ユ ニ ッ ト（ECU：Electronic Control
Unit）に対して，どこにでも置きたい（搭載フリー），
機能アップしたい（高・多機能化），小型化したい（高密度化・統合化）といったニーズとなって現れている．
これらニーズに対応するために発熱部品をより小さな空間に押し込めると，部品温度が上昇し，搭載電子部品の劣化を早めてしまう．
一方でスマートフォンに代表される民生情報機器
は一足先に複雑化・小型化を成し遂げた．これは高機能化と高密度化に伴う発熱量の増加を，半導体を中心とした電子部品の省電力化と機器放熱構造の改良により抑え込んできた成果である．
ECU開発で同様に機器放熱構造の改良の取り組みを適用する際には，発熱温度を予測し，発熱密度

Autonomous, Shared, Electric）” technologicaltrend, electronic control units（ECUs）need to beinstalled at free locations and they need to realize
higher performance, have more electronic capabilities, high-density packaging, and integrate multiple functionalities. These requirements crowd
heat-generating components and accelerate deterioration. On the other hand, consumer electronic
devices such as smartphones are progressing intheir complexity and downsizing. These areachieved by saving power through high-performance semiconductors and improving the heatdissipation structure. The thermal design is important to achieve similar performance in ECU. Theの限界を追求しつつ必要な製品寿命や性能，品質を確保するための熱対策を盛り込む熱設計技術が必要である．温度予測手法は，形状決定後に熱流体解析
による3Dシミュレーションを実施することが多い
が，下流工程からの手戻りを発生させないために，上流工程で放熱経路を数式で表現する熱回路網法を用いた1Dシミュレーションを繰り返し実施し成立性の検証することが有効である．
本報では，精度と計算速度を両立した電子回路の放熱経路を確認するための温度予測手法について解説する．

thermal design makes it possible to secure the required product life, performance, and quality by
predicting temperature and dissipating heat, whilepursuing the limit of heat generation density. Generally, computational fluid dynamics, which is 3D
simulation, is used for the prediction of temperature. However, it is effective to repeat the thermal
network method, which is 1D simulation, to verify
the feasibility in the upstream area of development flow to prevent rework from the downstream area. This paper reports on detailed modeling to confirm heat phenomena of the electronic
circuit and discuss the results of 1D simulation
which is accurate and fast.

― 25 ―

電子回路の熱解析

１

緒言

２

乗用車や建設機械などの電子機器を設計するうえで熱問題への対応は近年重要性を増している．設置に割り当てられるスペースに限りがある一方で，電動化や電子化による消費電力の増加により，機器内部の発熱量増加と温度上昇が搭載部品の劣化を早めるためである．車載電子機器周辺を取り巻く実装技術の動向を図 １ に示す．

電子部品の寿命

電子部品の寿命を縮める要因は主に熱的ストレスである．熱による化学反応が限界値に達すると故障が起きる１）．
寿命予測方法は，ある温度Tでの化学反応の速度Kを予測するアレニウスの式⑴を用いた加速試験が広く用いられている．
Ea
K＝Aexp － kT

（ ）

⑴

A ：定数
Ea：活性化エネルギー［J］
k ：ボルツマン定数［J/K］
温度T １ およびT ２ における故障に至るまでの時間（寿命）を各々L １ およびL ２ とすると式⑵を得る．
Ea 1
1
ln
 L1－ln L2＝ k T － T
⑵

（

図１

ECUの実装技術動向

製品寿命を保証するためには，省電力化で発熱量を減らし，放熱能力を増強して温度を下げることが必要である．デジタル回路の微細化により，同じ消費電力でも ２ 年で ２ 倍の処理能力向上が行われ，省電力化に寄与している．パワー素子は炭化ケイ素（SiC）や窒化ガリウム（GaN）等の化合物半導体の登場でスイッチング効率の向上と，高スイッチン
グ周波数化で小型化が図られている．放熱能力については，電子部品のパッケージの改良，伝熱素材の

1

2

）

加速試験で実測した寿命の自然対数と，そのときの温度の逆数をプロットしたものは比例関係にあり，ア
レニウスプロットと呼ばれる（図 ２ ）．直線の傾きで活性化エネルギーEaを求めることができ，表 １ に示す
ような，部品の動作温度と動作時間の設定（温度プロファイル）を与えることで寿命の予測が可能となる．

進化により，熱が電子機器の中にこもらないようにケースを通して大気に逃がす工夫が施されてきた．
設計においては製品競争力向上のため，発熱密度の限界を追求する必要がある．製品は小さくすればするほど軽量化されコストダウンにつながるが，製品内部の温度が上昇し実装部品の寿命が短くなる恐
れや使用温度範囲を超える恐れがあるため，開発の上流の段階で，サイズ，重さ，コスト，寿命，品質等の見積りが不可欠である．
本報では，この見積りにあたり継続的に取り組んでいる技術内容の一部を概説する．具体的には，伝熱を等価電気回路に置き換えて解析を行う熱回路網法に着目して，計算に電子回路シミュレータを用い

図２
表１

温度プロファイルの例
１ ⽇当たり状態

動作た解析手法についての解説である．
静⽌― 26 ―

アレニウスプロット概念図

tj
時間
150℃換算時間（℃）（h/⽇）（h/⽇）

15年当たり割合（％）

150℃換算時間
（h）

130

0.05

0.01924

11.00

105

100

0.95

0.07203

41.17

395

70

7.00

0.07870

44.98

431

25

16.00

0.00500

2.86

27

合計

0.17497

100.00959

上限0.18252

100.001000

KYB技報

３第62号

ECUで発生する熱2021―４４

シミュレーションツール

ECUで発生する熱は実装電子部品からのジュー
ル熱が支配的である．この熱は，プリント基板を経熱に対しては専用の熱流体解析ツールを用いて解析することが多い．開発上流の構想設計段階では，

由してECUの筐体に伝わり大気に放出される（図 ３ ）．
今回は熱源の電子部品の熱を効率よく外に伝える役
割を担うプリント基板に焦点を絞って解説する．

“当たりをつける”ことに重きを置くため，熱流体解
析のような3D形状をモデル化したシミュレーショ
ンではなく，放熱経路を熱回路網に置き換えて，条件を変化させて繰り返し実施し易い1Dシミュレー
ションが望ましい２）．
熱回路網計算の過程で重要となるのが，電子部品の発熱量と放熱経路の熱抵抗である．以前は発熱量を見積る際にデータシート記載の標準値を使用していたが，この方法では条件により実際の発熱量との乖離が大きくなる場合があった．これは温度により電子部品の発熱量が変化する事，その変化量が電子部品の製造ばらつきで変わる事，電子部品同士が影

図３

ECUの熱の経路

発熱源の発熱量P，大気の温度Ta，熱の伝わり方を決めている熱抵抗θを把握することができれば，熱源の温度Tを式⑶で推定することができる．
T＝Ta＋θP

⑶

ここでθは熱源と大気の間の全ての放熱経路を合わせた熱抵抗である．実際には複数の熱源，複数の熱の経路，大気の温度分布（図 ４ ）があるために，熱源温度の算出は複雑になるが，各部位の熱抵抗を把握しておけば求める事が可能である．
発熱部品の熱量とプリント基板が大気へ逃がす熱
抵抗がわかると，必要な放熱性能を持つ基板の面積を求めることができる．熱源となる電子部品は温度によって発熱量が変わるため，電気と熱の双方を対にして計算ができるシミュレーションツールを活用する必要がある．

響しあって温度が変わる事が理由である．解決方策
は電気と熱の ２ つの現象を，それぞれの相互作用を併せて解析することである．
この解析を机上計算で実施することも可能だが，何度も繰り返す必要があるためシミュレータを活用することが効率的である．電子回路の1Dシミュレー
ションツールはSPICE（Simulation Program with
Integrated Circuit Emphasis）をベースとしたもの
が 広 く 使 わ れ て い る こ と か ら こ れ を 採 用 す る．
SPICEを使用することで，電子回路シミュレーショ
ンと熱回路シミュレーションを並行して実施することが可能となる．
最近は電子部品メーカがSPICE用の熱モデルを提供するケースも出てきているが，熱解析のためには更に基板や大気などを含めて，放熱経路の大部分の熱モデルを作る必要がある．SPICE系シミュレータ
は与えられた回路の計算をするだけなので，精度の悪い電気モデルおよび熱モデルがあると正確な結果が得られない．作成した回路および熱モデルは評価した上で解析精度を把握しておくことが重要である．
また，電気モデルにおいては電気的特性を把握して，動作条件によっては温度の影響度合いを考慮したチューニングが必要となる場合もある．
一方で解析にかかる時間は短いほどよく，温度が時間的に変化している状態（過渡状態）か，時間が十分に経過して温度が一定になった状態（定常状態）
かで，モデルの表現方法が異なる．その為目的に応じた電気および熱のモデルを用意する必要がある．

図４

大気への放熱イメージ― 27 ―

電子回路の熱解析

５5. 1

電子部品の熱モデル

図 ５ の電子部品の熱モデルを考える．内部は図 ６のように発熱源の半導体と半導体を覆っているパッ
ケージ材料で構成される．

プリント基板電子部品で発生した熱はプリント基板（図 ８ ）を経由して大気に放熱される．プリント基板の熱抵抗
は形状と熱伝導率（表 ２ ）から求められ，この熱抵抗をパラメータに使用する３）．プリント基板から大気への熱抵抗は熱伝達率とプリント基板の表面積で求められる（図 ９ ）．

図５

半導体のパッケージ

部品実装前
図８
図６

表２

パッケージ内の構造

図 ６ においては発熱源をP，パッケージ上面の温度をTT，赤色で示すPN接合部からパッケージ上面の熱インピーダンスをZJT，パッケージ下（ケース）面の温度をTC，PN接合部からケース間の熱イン
ピーダンスがZJCである．
熱インピーダンスとは温度と熱流量の比であり，熱回路における熱の流れにくさを表す．抵抗性と容量性の ２ 種類があり，それぞれ抵抗の記号，容量の記号で表すと，熱モデルは図 ７ 🄐のはしご型回路となる．

部品実装後
プリント基板基板を構成する材料の熱伝導率

材料

熱伝導率［W/（m・K）］

銅

390

基材

0.35

図９

基板の熱のモデル

5. 2 抵抗器
抵抗値Rの抵抗器は電流Iもしくは電圧Vがわかると式⑷で発熱量Pが求まる部品である．
P＝VI＝

V2

⑷
＝RI 2
R
この発熱量Pを抵抗器のパッケージ材料がもつ熱抵抗θに乗じると温度差が式⑶で求まり，部品の表🄐

面温度を求めることができる．抵抗の電気と熱のモ
デルを図10に示す．

🄑
図７

熱モデル（はしご型回路）

定常状態では熱容量の影響は無視できるので，この場合は図 ７ 🄑の熱抵抗のみの，回路に簡略化することができる．発熱量Pはパッケージの中に入っている素子の消費電力で決まり，電圧と電流から求められる．
実測との差異がある場合にはモデルの見直しを行い解析精度の向上を図る．

図10― 28 ―

抵抗の電気と熱のモデル

KYB技報第62号

5. 3 ダイオード
ダイオードはアノードとカソードの ２ 端子を持ち，アノードからカソード方向のみに電流を通し，その逆は通さない半導体部品である．
電気モデルはSPICE形式のものがメーカから提供されている．これを使って電子回路シミュレーショ
ンを行いデータシートの特性と比較した（図11）．
今回評価に使用するダイオードの順方向最大電流（IF）は1Aであり，この領域での発熱量を見積もることができる電気モデルが必要である．メーカ提供のモデルは温度125℃でのずれが大きいため，電気モデルを調整し直した（図12）．

2021―４

この作業は電気モデルのパラメータのみの調整では難しいため，独自の数式を組み合わせて誤差の平均値が10％程度になるように調整した．更に，計算負荷を軽減するため，精度が必要な1A近傍以外のモデルを簡略化する．
半導体部品には製造ばらつきがあり，発熱し易さに影響するため，これを考慮して回路動作が満足するように検討を重ねていく．今回は発熱に注目しているため，発熱量が最大となる順方向電圧VFを，
データシートの電圧と電流から推定する（図13）．
新しく推定した電気モデルの誤差と，先に調整した電気モデルの誤差（平均値10％程度）を許容できるように，設計マージンを設けて回路設計を進める．
ダイオードの特性調整にはこのほかに容量特性の調整や逆回復特性の調整があるが，今回はメーカ提供の電気モデルのままとした．ダイオードの電気と熱のモデルを図14に示す．

図11ダイオードのIF-VF特性

図13

発熱量最大のダイオードのIF-VF特性

図14
図12

調整したダイオードのIF-VF特性― 29 ―

ダイオードの電気と熱のモデル

電子回路の熱解析

FETをオンさせるために必要なゲート－ソース
5. 4 FET
FETはドレイン，ゲート，ソースの ３ 端子を持ち， 間の電圧（ゲートしきい値電圧）には温度依存性がある．図17のようにメーカの電気モデルとデータ
ドレイン―ソース間の電流をゲート―ソース間電圧
シートに差異がみられたので，精度が必要な1A近によってコントロールする半導体部品である．
電気モデルはSPICE形式のものがメーカから提供されている．FETはドレイン―ソース間の電流が温度に依らず一定となるゲート電圧（Q点）を持つ特徴があるが，図15のようにメーカ提供の電気モデ
ルのVG-ID特性において，各温度の特性が １ 点で交わっていない場合には，図16に示すようにQ点が現傍のドレイン電流を調整した（図18）．電気モデルの調整が完了したら，次に熱モデルの作成をおこなう（図19）．

れるようにパラメータの調整を行う．

図17

図15

メーカ提供電気モデルのTa-RDS特性

メーカ提供電気モデルのVG-ID特性

図18

図16

調整したTa-RDS特性

調整したVG-ID特性
図19― 30 ―

FETの電気と熱のモデル

KYB技報

６第62号

2021―４

開発フロー

以下に実装基板の開発フローの例を示す．
①仕様決定②部品選定および回路設計③基板レイアウト設計④基板パターン設計⑤製品状態の温度予測⑥試作品製作および評価
開発フロー初期の ２ ～ ３ の検討を十分行うことにより，試作回数の削減が可能となり，実機検証で発覚する不具合による手戻りを減らすことができる．
図20に示すアクチュエータ駆動回路を事例として解説する．発熱部品はFET，ダイオード，抵抗である．

図21

基板サイズと基板表面温度の関係

6. 2 回路設計
回路図を作成し机上計算およびシミュレーション
ツールで動作を検証するほか，ロバスト性向上のため電源電圧や環境温度の変化，部品のバラツキを考慮してワースト条件の動作も確認する．ワースト条
件を実測で構成するのは困難であるが，シミュレー
ションであれば容易に確認が可能である．
6. 3 部品の寿命解析
最も発熱する条件（表 ３ のMax）の製品寿命をシ
ミュレーションで予測する．例としてFETの寿命予測をしたシミュレーション結果を図22に示す．
メーカ保証の150℃ 1000時間以内に入っていることが確認できる．
表３

製造ばらつきの最も発熱する条件
消費電力（W）

図20

6. 1

アクチュエータ駆動回路

Min

Typ

Max

0.42

0.54

0.62

部品選定

部品選定の重要なポイントは，動作温度仕様を満たすことと，製品寿命を満たすことである．
動作温度仕様については，想定される回路動作で使用温度範囲に収まるよう部品の選定を行う．
各部品の寿命は，製品の使用環境（温度ごとの時間）から推定が可能である．例えば車載グレードの半導体では，150℃，1000時間で信頼性試験が行われることが多い．この条件を満足するように各電子部品の負荷電流，発熱量，放熱量を見積り，温度上限に収まるよう部品の選定を行う．
また，各発熱部品が上記ポイントを満たす条件で回路全体の消費電力を算出し，基板の最低限のサイズを求め仮決めしておく（図21）．基板サイズを小型化していくと熱密度が上がり，基板は高温になる
ため高温対応部品が必要となる．高温対応部品は高価であることが多く，コストとサイズ（小型化）のバランスを考慮することも重要である．

図22― 31 ―

FETの寿命予測

電子回路の熱解析

6. 4 基板レイアウト設計
仮決めした基板サイズでワースト条件の電気モデ
ル及び熱モデルで解析を行い熱の分布を求める．熱が集中する場所で使用温度範囲を超える場合は，目標温度を達成できるよう配置と基板サイズを調整す
る． 図23か ら 図25に1Dシ ミ ュ レ ー シ ョ ン と3Dシ
ミュレーションの結果を示す．図23は基板サイズが小さく部品温度が上限を超過し成立しない例，図24は部品の温度は余裕があるが基板サイズが必要以上に大きい例，図25は部品温度，基板サイズとも適切な例である．

７

試作品の評価

1Dシミュレーションの結果をもとに基板サイズを決定し，試作基板を作成した（写真 １ ）．
温度の実測とシミュレーションとの比較を行った．
最も温度が高くなる素子はダイオードで，実測値と1Dシミュレーション値の差は ３ ℃以内になっている（図26）．また，3Dシミュレーションの温度分布は実測に近い傾向を再現できている（図27）．
温度が高いほど部品寿命が縮むため，最高温度の部品の差が小さく望ましい結果となっている．

写真 １
図23

試作基板

基板サイズが小さすぎる例

図26
図24

実験と1Dシミュレーションの比較

図25

基板サイズが大きすぎる例

図27

基板サイズが適切な例― 32 ―

3Dシミュレーションの結果

KYB技報

８第62号

2021―４

今後は実測値の裏付けのあるデータを蓄積してい結言

電気モデル及び熱モデルを用いた1Dシミュレー
ションによる熱解析，温度の実測を行い，発熱部品

き，各種モデルのパラメータ最適化を進めて新規開発製品の初期熱検討の高精度化を図り，電子機器製品開発の高効率化と高付加価値化に貢献していく所の温度予測値と実測値の差異を20％以内にすることができた．また，1Dシミュレーションは熱流体解
析による3Dシミュレーションの計算時間に比べて存である．

結果を得られるまでの時間が大幅に短いことを確認した．3Dシミュレーションに依らず温度予測ができるようになると，開発初期の構想設計段階で要求

１ ）日本信頼性学会：信頼性ハンドブック，
日科技連，（2014年）

サイズでの成立性を確認できるようになる．その結果，3D形状設計後の手戻りのリスクが低減するため，開発全体の効率化につながる．
著

参

考

文

献

２ ）島 田：「1Dシミュレーション，1DCAE」，KYB技法第61号，（2020年10月）．
３ ）国峰尚樹：電子機器の熱流体解析入門，日刊工業新聞社，（2009年）

者 

河野

智行

関根

信之

2012年入社．技術本部基盤技術研2014年入社．技術本部基盤技術研

究所電子技術研究室．電子機器製

究所電子技術研究室．電子機器製

品の回路設計および熱設計に従事．

品の基板設計および熱設計に従事．

伊藤

椛澤

賢佑

亮一

2015年入社．技術本部基盤技術研

2012年入社．技術本部基盤技術研

究所電子技術研究室．電子機器製

究所電子技術研究室 室長．電子品の回路設計および熱設計に従事．

技術センター開発室を経て現職．

― 33 ―

The Power of Oil – Influence of Shock Absorber Oil on Vehicle Ride and Handling Performance

技術解説

The Power of Oil – Influence of Shock Absorber Oil on
Vehicle Ride and Handling Performance
Dr. Shinji Kato

Abstract
When the suspension deforms, damping force isof an own developed device that can measure thespeed dependence of friction force in reciprocating

generated as the piston of the shock absorbermoves, but a time difference occurs before thelarge hydraulic damping force rises. At the same

motion with high accuracy.
The result of our analysis shows that friction
dissipates energy at a speed level of 0.002m/s

time the frictional force in the shock absorber isplaying an important role in generating effective
damping force against deformation of thesuspension, the generated force itself is small but
its response is high. The frictional force in theshock absorber occurs in reciprocating motion invarious speed ranges from amplitude of less than
one millimeter to larger amplitudes, its behavior
changes dynamically and is non-linear. Recent
studies have revealed that controlling the friction
is more important than reducing it for improvementof the performance. Because of this we haveinvestigated the dynamic friction characteristics ofshock absorber oil and sliding parts, by the means

where hydraulic dissipation is not working yet. By
knowing this phenomenon, we have developed
different kind of oil types in order to generatevarious dynamic friction characteristics.
The influence of our developed oil types on theride and handling performance was tested andanalyzed in different vehicles. Subjective
assessments and objective measurement show thevehicle performance improvement, which can begenerated by using more advanced oil types.

１

Keywords: shock absorber, damping force,
dynamic friction, riding comfort, stability, vertical
dynamics

responsiveness is affected by elastic deformation
1）of oil（oil column rigidity）
especially at the point

Introduction

The damping force of the shock absorbers（SAs） is one of the elements making up thecharacteristics of the suspension system, and it
mainly affects vehicle stability and ride comfort. In
recent years, vehicles experience smallerfluctuations in the vertical direction even at highspeed as road conditions have improved. Therefore,
SAs are often operated at high frequencies withsmall amplitude, where the direction of SA motion
is frequently reversed and the SAs are mainly
operated at the low speed.
SA generates damping force by hydraulic oil
passing through valves attached to a piston, SA

where the direction of SAs is reversed. There are
new technologies that adjust hydraulic force, forexample, a hydraulic valve structure 2） and anelectronically controlled SA3） aiming for generating
appropriate damping force according to the roadsurface conditions by changing hydraulic force.
However, these technologies are limited in termsof their ability to improve the damping force when
the direction of motion is reversed because of deformation of oil. The current situation calls for SAs
that improve ride comfort and safety（stability,
steering response）when driving on good roads as
moved very low speed of SAs.

― 34 ―

KYB技報第62号

2021―４

Experience with on-vehicle subjective evaluationof SA performance indicates that ride feeling on
good roads can vary greatly with hydraulic oil
difference. In this paper, we focus on effect ofhydraulic oil on vehicle ride and handling. And then,we developed our own hydraulic oil to adjust thedamping force in the very low speed range where
direction of motion reverses, in order to clarify thefactors that influence the change in feeling.

２
2. 1

Fig. 1

Shock Absorber Design
 onventional damping force measurementCmethod and its problems

A conventional indicator of the performance of SA
is shown in Fig. 1. The right figure is a magnified
one of the surrouded area by the red square in theleft figure. Here, the performance of the SA isevaluated by a plotting the peak damping force
generated by the SA versus stroke speed, which iscalled “damping force - speed characteristic line
diagram”. Generally, it does not show speeds of
10mm/s or below. It is a quasi-static characteristics
and not suitable for the evaluation of dynamic
performance. Hence, in order to evaluate the SA
performance on good roads, we believed that it wasnecessary to evaluate the dynamic characteristics
from the time of reversing the moving direction to
the very low speed region, which has not been
noticed in the conventional performance evaluation.
2. 2 F luid resistance and friction force indamping force
Fig. 2 shows the structure and damping force

 amping force - velocity characteristics lineDdiagramcomponents of a twin-tube-type SA. As shown in
the figure, hydraulic force is generated by thepressure change as hydraulic oil passes throughthe valves4）, and friction force is generated fromthe oil seal, the rod guide, and the piston band.
The damping force of SAs is the sum of thehydraulic force and the frictional force. We believethat in the very low speed region, a region which
has not yet been extensively studied, the hydraulicforce would have a smaller impact on the damping
force, while the friction force, which has nonlinear
characteristics, would have a greater impact［Fig. 3］.
In order to understand the relative contributionof hydraulic force and frictional force to the total
damping force, we investigated the damping forcespeed characteristics. The measurement experiments
were conducted as follows.
First, we prepared a valve-less SA by removing
valves in order to generate no hydraulic force, andwe measured the damping force which now
consisted only the friction force. This enables us

Fig. 2 Twin-tube-type shock absorber structure and damping force component― 35 ―

The Power of Oil – Influence of Shock Absorber Oil on Vehicle Ride and Handling Performancefrom the neutral position of the SA. We found thatfor at least 50％ of the time on a typical good road,the displacement of the SA would be less than orequal to ± 1.5mm from the stroke center. We also
found that for 50％ or more of the time, the piston
speed was less than or equal to ± 30mm/s, andthe most frequent speed was less than or equal to± 10mm/s.

Fig. 3 R elationship between piston speed and dampingforce

to determine the speed characteristic of thehydraulic force from the difference between the

In these low-speed and low-amplitude regions,little hydraulic force is generated, and thedamping force consists mostly of the friction force.
In other words, on good roads, the damping forceof SAs is largely dominated by the friction force.

damping force - speed characteristic of a normal
SA and that of the valve-less SA. Fig. 4 shows thechanges in the proportion of hydraulic force andthe frictional force in the damping force as afunction of the piston speed. The figure showsthat the proportion of friction force is the highest
in the very low speed region where the piston
speed is 30mm/s or less.

Fig. 4

Fig. 5 xternal view of suspension displacementEbehavior measurement during actual vehicle
running

Fig. 6

 peed dependency of load ratio of hydraulicSpressure and friction force in damping force

Frequency distribution of piston speed

Next, we analyzed the behavior of the shock
absorber on the test course in order to determine
their functionality on a good road. In theexperiment, we drove a passenger car with adisplacement of 1.8L at 60km/h on a test courset h a t r e p r o d u c e d t h e u n e v e n r o a d s u r f a ceequivalent to a good road on a national highway.
During the experiment, a displacement sensor was
mounted in parallel to the SA, as shown in Fig. 5,
and the displacement was measured at 2-kHz
intervals, to calculate the frequency distribution of
the stroke speed and the displacement. Fig. 6
shows the frequency distribution of the SA speed
and Fig. 7 shows the displacement distribution

Fig. 7

 requency distribution of displacement fromF
neutral position

2. 3

E valuation methods and problems in the

low-speed operation region
In order to evaluate the dynamic characteristicsof the damping force, we use a plotting the force
generated by SA versus stroke speed when the― 36 ―

KYB技報第62号

SA is operated at a constant frequency andamplitude, as shown in Fig. 8. The low-speed
region around the zero point（surrounded by the
red square）in Fig. 8 is magnified in Fig. 9.
Damping force has hysteresis due to thecompressibility of the hydraulic oil1）, that works inthe form of oil column rigidity as shown in Fig. 10,2021―４

Friction adjustment using hydraulic oil has beenstudied in order to improve SA responsiveness,but the response which was observed as thegradient around zero point and the magnitude of
the friction force are simultaneously changed asshown in Fig. 11 in order to avoid the occurrenceof stick-slip. However, when this method is used,

and in the very-low-speed zone starting at thezero line where the direction of motion reverses,
the damping force of SAs is in the direction of

the responsiveness is improved, but at the sametime, the ride comfort is deteriorated, and thistrade-off characteristics have not been improved.

acceleration. We believe that the SA response canbe improved by reducing this zone.

Therefore, we thought that we can improve theresponsiveness of SAs without deteriorating theride comfort by adjusting only the gradient of thefriction without changing its magnitude as shownin Fig. 12.

Fig. 8F-V characteristics

Damping force100

Decelerationarea

Fig. 11

Accelerationarea

Decelerationarea

 echnology for changing the magnitude ofT
friction

0Damping force
response angle
Deceleration area

-100

Acceleration area
-50

Fig. 90Stroke Velocity, mm/s

50

F-V characteristic around the zero point

Fig. 12

2. 4

Technology for adjusting responsiveness

Friction influence and related components

In order to evaluate friction characteristics
while separating friction response and friction
force and develop our own hydraulic fluid
Fig. 10 Influence of oil column stiffness characteristics

technology, we developed our own device as― 37 ―

The Power of Oil – Influence of Shock Absorber Oil on Vehicle Ride and Handling Performance

shown in Fig. 13 and use it to examine theevaluation index5）.

direction of motion is reversed without changing
the average friction force. Fig. 15 compares theactual characteristics of the oils that we developedwith the conventional hydraulic oil characteristics.

Fig. 13

2. 5

Schematic of reciprocating force-tester

Response index

The Response index （RI） was defined as aquantitative index to evaluate the response offriction when the direction of movement was
reversed. Fig. 14 shows the range where we
extracted the RI in the time waveforms ofdisplacement and friction. F sa is the maximum
friction in the range from the start of motion up to
the phase of π/4 radians（that is, top and bottom
dead centers, π/2 to 3π/4）, and normalizes thedifference by the average friction. We divided thedifference by the average in order to obtain theacceleration-side RI using formula（1）.
Response index（RI）/Fave，＝（Fsa－Fave）
π/2≦θ≦3π/4

⑴

Fig. 15 C haracteristics comparison between conventionaloils and oils we developed

Hydraulic oil A is a high-response, and thehydraulic oil B is low-response, although themagnitude of friction is almost the same in eachcase. By changing the blending ratio of thesehydraulic oils, it is possible to adjust only the
response without changing the magnitude of thefrictional force. This technique enables us toinvestigate the effect of the responsiveness on thebasic performance in on-vehicle and bench tests.

４

Oil types Influence on Ride and Handling
Performance（Vehicle Assessment Result）

The new KYB oil types and their performanceFig. 14 Calculation concept of the Response index（RI）

variation on component level were analysed. Inorder to prove the impact of the oil types on
vehicle ride and handling performance, an objective
and subjective vehicle assessment is carried out by
an engineering service company specialized in
vehicle dynamics measurement and assessment.

We used our specially made friction test device
to develop our own hydraulic fluid technology

For this analysis, three sets of SAs with threedifferent oil types, Base（reference, not modified
from the original equipment）, KYB A/B 100％and KYB A/B 75％ are set up. The viscosity ofwhich can adjust only the response when thethe two KYB oils were adjusted so that it would

３

New KYB OIL types and their characteristics― 38 ―

KYB技報

第62号

Table 12021―４

Oil properties
Base

A/B75

A/B100Density（15℃）
Viscosity index
Kinematic viscosity（40℃）

3

0.83
167

0.85
168

0.86
152

mm2/s

Kinematic viscosity（100℃）

mm2/s

11.7
3.3

12.9
3.9

12.9
3.4

g/cm

be the same as the Base specification and theinfluence of kinematic viscosity and the magnitude

negative）. The vehicle speed was varied between
30-50km/h in steps of 5km/h and from 60-100km/h

of friction would not appear［Table 1］.
Apart from the oil, the SA hardware and tuning
are not changed. It should be mentioned that by notin steps of 10km/h. Measurements were conducted
3times on every lane and at every speed step, andall of the measurements were averaged for thechanging the tuning of the SA while changing theoil, the performance might not be optimally balanced
at vehicle level, since the tuning is made usually

evaluation. All accelerations, body modes andmovements were assessed for each lane, for low,high, and full speed range.

after choosing the oil. However, since the target of
this analysis is to isolate the oil impact on vehicle
performance, the tuning is not changed. Fig. 16
shows the damping force-velocity characteristics ofthe three different SA sets. It can be confirmed that
there is almost no difference in damping force
characteristics, and one would not expect that thevehicle ride and handling performance will besignificantly differing.

Fig. 17

4. 2

Vehicle measurement setup

Objective assessment results

The results of the analysis are shown in Fig. 1819. Compared the base configuration shown on thedotted line, the A/B 100％ oil shown on thedashed line exhibits a smaller body acceleration in
Fig. 16

the low-frequency region of 1-2Hz on and larger
body acceleration in medium-frequency region ofDamping force-velocity characteristics

4. 1 Objective assessment analysis conditions
The vehicle used for this analysis is a MercedesBenz A-Class（W177）which was equipped with

4-15Hz. The A/B 75％ oil shown on the solid line
exhibits a smaller body acceleration than the baseconfiguration in both the low- and mediumfrequency region.

various acceleration sensors on knuckle/wheel
hubs, top mount at all 4 corners and the seat rail.
The full sensor setup is shown in Fig. 17.

In general, there is a trade-off to be made whenusing valves to control the hydraulic force. If the
body vibration near sprung mass resonance

The test track on which the measurements havebeen carried out consist of different road surface
types: Nevada（smooth tarmac）, South Africa（harshfrequency of 1-2Hz is reduced to emphasize
safety, the body vibration of 4-15Hz increases. To
emphasize ride comfort, the opposite approach is
required6）. The characteristics are contradictory,
making it difficult to achieve both goals. Thesetarmac）and Country-Road（bad local highway）anda special lane with 30mm steps（3 positive and 3― 39 ―

The Power of Oil – Influence of Shock Absorber Oil on Vehicle Ride and Handling Performance

results show that by simply adjusting the friction
responsiveness while keeping the characteristics

adjusted to improve the riding comfort, it is at theexpense of safety（manoeuvrability and stability）,

of the damping force unchanged, it is possible toproduce a difference in the vibration levels toachieve both ride comfort and handling. The effectand vice-versa. We were able to enhance both theriding comfort and safety performance bychanging the hydraulic oil to adjust the dampingof friction response on the body vibration in theregion can be summarized as follows.
Compared to the base configuration, our A/B

force after the reversal of the direction of motion
in a region where it has been difficult to achieveboth goals. The results verified that this is an

100％, which has the highest responsiveness,changes the vibration in a way that emphasizes
safety. The A/B 75％ oil, which has an intermediate
responsiveness between the A/B 100％ and theimportant technique for meeting the requirements
for ride comfort and safety depending on the typeof vehicle and the customer’s preference.
4. 3 Subjective assessment

base configuration, does not change the vibration of
the 7-15Hz region, and yet decreases vibration in

The subjective evaluation of ride comfort andhandling/safety was made on different roads andthe 1-2Hz region. This oil can be said to improve
the stability of the vehicle body without impairing
the riding comfort. This improvement, which is
generally difficult to achieve with hydraulic valves,various conditions such as German motorway（with speed up to 180km/h）, well-used roads,
potholes, asphalt patches and state roads withconditions between brand new and well-used.

appears to be the result of the oil’s improved
responsiveness, which reduces the acceleration
zone in the very low speed range.
We investigated the effect of a SA equippedwith this more responsive hydraulic oil on an
actual vehicle, and we confirmed that it has asignificant impact on handling and ride comfort
performance.
Traditionally, when the hydraulic force isFurther the assessment was made on the test
course containing comfort tracks, simulated state
road, single obstacles, handling track, long straight.
As shown in Fig. 20, varying the responsivenessof the oil resulted in significant changes in ride
comfort and safety. In addition, we confirmed that
it is possible to modify characteristics such as“safety” and “comfort” depending on the purpose
and taste of the vehicle.
The subjective assessment of our A/B 100％ andFig. 18

Vertical Vehicle Body Acceleration for Nevada

Fig. 19 ertical Vehicle Body Acceleration for SouthV
Africa― 40 ―

Fig. 20

 esponse adjustment hydraulic fluidRperformance

KYB技報第62号

A/B 75％ oils compared to the base configuration
was also commented by the test driver as if avalve setting such as the bypass or bleed area of
the SA were modified. Driving the vehicle with thenew oils changes the vehicle dynamics like it has adifferent positioning e.g. a sport type derivate, or adifferent manufacturer tuning philosophy.

５

Conclusion

2021―４compromising ride comfort.

６

OutlookIn this paper, we proposed a technique for
improving the performance using ordinary
conventional SAs, but we anticipate that thistechnique will improve performance even further
if applied to a SA with the latest sated-of-the-art

1. W hen driving on good roads, SAs typicallyoperates in a very-low-speed region between

valve structure. In the future, in addition to
pursuing the practical application of these results,
we plan to further study on the relationshipzero（where the direction of motion is reversed）
and 30mm/s.
2. O
 n good roads, the very-low-speed region of the

between the friction response and vehicle
performance, and will continue to develop the
potential of this approach as a new performance

SA has a greater effect on the friction force
than the hydraulic force, which is very
important role of the ride comfort and handling.
3. T he conventional friction adjustment technique ina very-low-speed region of the SA, which involves
varying the magnitude of friction, has drawbackin that it negatively impacts the ride comfort.
4. The friction response was confirmed to be an
important factor suitable for safety and ride
comfort depending on the type of vehicle andcustomer preferences.
5. T he mechanism of our results is considered from
improvement in performance produced bycompensating for the damping force that is
generated by compressibility of the hydraulic oilin the acceleration zone part of the very-low-speed

enhancement technique.

region in which the direction of motion is reversed.
6. Using the KYB developed oils can open a new5）Kato, Shinji, and Shinya Sasaki. “Effects of hydraulic oil anddimension of creating variations and optimizing
the vehicle drive feel. As the result, we developed
a technique that adjusts only the friction response
and confirmed that it can improve safety without

various reciprocating sliding conditions.” Friction（2019）.

References
1）Ernst, Walter. “Oil hydraulic power and its industrial
applications.”（1960）.
2）K AMAKURA, Ryosuke, et al. “Development ofExternally-Mounted Shock Absorber with Adjustable
Solenoid Damping Force.”（2017）.
3）K linger, Florian, Johannes Edelmann, and Manfred
Plöchl. “Characterization and potential analysis ofpassive and（semi-）active suspension systems bymeans of equivalent suspension parameters.” 10th
International Munich Chassis Symposium 2019.
Springer Vieweg, Wiesbaden,（2020）.
4）Dixon, John C. The shock absorber handbook. John
Wiley & Sons,（2008）.
lubricant additives on dynamic friction properties under
6）Kaldas, Mina MS, et al. “Triple-control-mode for semi-

Author 

Dr. Shinji Kato
Senior Manager Suspension
Engineering Headquarters,
KYB Corporation, 2548, Dota,
Kani-shi, Gifu 509-0298, Japan,
E-Mail: katou-shin@kyb.co.jp― 41 ―

active suspension system.” SAE International Journal ofCommercial Vehicles 8.2015-01-0621（2015）.

モデルベース開発のためのCAE活用法

技術紹介

モデルベース開発のためのCAE活用法
満

１

嶋

弘

二

・

永

溝

喜

也

ら駆動力を入力し，高圧，高流量の油を吐出するこはじめにモデルベース開発（MBD）は，組み込み系システ
ムの開発において，モデルをベースにシミュレーショ
ン機能を活用することで，開発期間の短縮とソフトウェ
アの品質を向上させる開発手法である．最近では，適用対象を機械設計（強度，振動，運動…）にも拡げ，
CAEを活用した机上開発という意味で使われることも多い１）．本解説では，後者の意味でMBDを捉え，机上開発を効率良く進める方法論を紹介する．製品開発の上流段階で問題を早期に潰しこむフロントローディン
グ手法としてのCAE活用の歴史は古い．
文献２）によれば，設計とは，「目標品質の商品を作り出すための新着想を得て新要素を作りこれを組み合わせて統合する」ことで完結させずに，「設計の根拠を理論化し多数の代替案と効率良い評価手法を用意し，活気と人間味あふれるDRで最適案を選択すること」と定義されている．
「設計根拠の理論化」の部分に関して，CAEソフト
ウェア技術の飛躍的な進歩により，使い勝手の良い
物理モデリングツールが登場し，広く使われるようになった．
「多数の代替案と効率の良い評価手法の用意」の部分では，優れたアイデアを早く選択するために評価の自動化と合理化が必要とされる．評価の自動化とである．機械製品の場合，一般に機能はエネルギー変換として表される．油圧ポンプは，駆動エネルギー（回転数×トルク）を油の流体エネルギー（吐出圧力×流量）に変換する装置である．
製品が出荷された後，市場では様々な条件下で使用される．出荷時には何の問題もなかった製品が，ユーザの使い方，温度や湿度等の環境，時間的な劣化等の様々な条件にさらされ，故障や不具合が引き起こされる．品質とは，市場の様々な条件下における，製品の機能の安定性と定義できる．
製品の品質を見極める信頼性試験には，通常多くの時間が必要である．これを短時間で行える手法として，機能性評価がある．機能性評価では，対象製品の機能を考え，これを市場での様々な使われ方を想定して意地悪条件の下で計測し，その安定性を評価する．この時，安定性を評価する指標として，
SN比が用いられる．SN比とは，元々情報工学で用いられる信号（Signal）と雑音（Noise）の比のこと
であり，Signal/Noiseで定義される．信号とは，複数の意地悪条件を負荷した際の平均値，雑音は標準偏差（ばらつき）を表す．これに常用対数を用いて，はアイデアを考える時間と回数を増やし，評価の合理化は設計者が失敗に事前に気づく心のゆとりを育む３）．
開発の上流段階でこれを実践することで，機械設

SN比＝20log（平均値/標準偏差）［db］と表される．真数部は変動係数の逆数である．
機能性評価の例として， ２ 種類の油圧ポンプAとBに対して，意地悪条件を低温，高温の ２ 水準に設計におけるMBDを効率良く進めることができる．
以降では，その方法論の一つとして，パラメータ設

定し，効率試験を行った結果について，表 １ に示す．
両ポンプの平均性能は同一であるが，SN比の大き計を用いたパラメトリックCAE活用法について，
具体的な事例を交えて紹介する．

いポンプAの方が，安定性に優れている．

２

表１
ポンプ

パラメータ設計

A
B

2. 1 機能性評価について初めに「設計根拠の理論化」という観点で，技術の働きについて考える．この働きは機能と言い換えることができ，例えば油圧ポンプの機能は，外部かSN比の計算例

意地悪条件
低温 高温
0.88 0.92
0.85 0.95

平均
0.90
0.90

標準
偏差
0.028
0.071

SN比
［db］
30.1
22.1

2. 2 パラメータ設計とその手順
次に「多数の代替案と効率の良い評価手法」につ― 42 ―

第62号

安定性の優れた設計条件を求める手法である．表 １の例では， ２ 種類のポンプに対して， ２ 水準の意地
悪条件を設定したため，計 ４ 回の実験が必要となる．
これに対して製品開発時には，検討すべき多くの設計パラメータが存在する．また，意地悪条件も，市場での使われ方を考慮して，なるべく多く取り上げることが推奨される．それらすべての組み合わせで実験をする場合，実験数が膨大となる．そこで，実験計画法の考え方を応用し，実験数を大幅に削減する手法として，パラメータ設計が産み出された．パラメータ設計では，直交表を使って実験回数を削減する．例として，L18直交表を図 １ に示す．

大※SN比が大きい程安定性が高い

SN比

いて考える．パラメータ設計とは，複数の設計パラメータの組み合わせを変更して機能性評価を実施し，2021―４

小水準 1 2 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
因子 (1)
設計パラメータ

図２
平均値

KYB技報

SN比の要因効果図

狙いの平均値

水準 1 2 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3
因子 (1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)

図３

平均値の要因効果図と確認結果に差がなければ，正しい実験が行えたと判断する．逆に両者に差が生じた場合，機能の安定性を評価するプロセスに問題があると判断する．推定精度を悪化させる原因の多くは，設定した設計パラメー
タ間に，出力値に対する交互作用が存在する場合である．交互作用が含まれると，特定の組み合わせに出力の大小が影響され，調整が難しくなる．良い設計とは，設計思想を反映した個々の設計パラメータが，出力値に独立して作用するという考えに基づいている．
表 ２ に，パラメータ設計の適用手順を示す．統計処理の計算方法等，より詳しい説明に関しては，参考文献４）を参照されたい．
図１

表２

L18
（21×37）直交表⑴テーマ選択・目的とプロジェクト範囲の明確化⑵機能の定義と計測モデル作成⑶意地悪条件の戦略を決める⑷設計パラメータを設定し，直交表に割り付ける⑸実機実験またはCAE計算し，データを収集する⑹SN比を使って，データ解析する⑺最適化，推定，確認実験をする⑻アクションプランを立てる（文書化する）

この直交表では，最大 ８ 種類の設計パラメータを，２ 水準 １ 因子， ３ 水準 ７ 因子で割り付け，18回の実験で分析できる．L18直交表の他にも，取り上げた
い設計パラメータの数に応じて，L36，L54等様々な直交表を利用できる．
設計パラメータを直交表に割り付け，意地悪条件の下で実験を行い，表 １ の例と同様に，直交表の各実験
番号におけるSN比を計算する．この結果を統計的に処理し，設計パラメータ毎の要因効果を計算し，図 ２のようにグラフ化する．平均値についても同様の処理をし，図 ３ のようにグラフ化する．これら ２ つの図から，
より安定性が高く（SN比大），狙いの平均値を満たす
設計パラメータの組み合わせを選択する（最適化）．
ここで，要因効果図から選択された最適値は，直交表による一部の組み合わせの実験結果から，数式的に推定されたものであることに注意されたい．そのため，実際の組み合わせを用いて再実験を行い，推定精度の確認を行う．これを確認実験と呼ぶ．推定結果

パラメータ設計の ８ ステップ

３

適用事例

建設機械の油圧システムに用いられる電磁比例減圧弁には，比例ソレノイドが用いられている．市場
ニーズである安価で性能の良い製品を開発するため，設計工数低減と開発手戻り防止が必要とされていた．
そこで，比例ソレノイドの吸引力特性の安定化設計に，パラメータ設計とパラメトリックCAEを活用した事例を紹介する．
⑴テーマ選択・目的とプロジェクト範囲の明確化
比例ソレノイドに求められる特性として，― 43 ―①ストローク－吸引力特性が平坦であること②電流－吸引力特性が比例関係にあること

モデルベース開発のためのCAE活用法③これら特性が市場で安定して発揮されることが挙げられる．これらを同時に満足させる設計条件

意地悪条件
N0,N1,N2を求める．
⑵機能の定義と計測モデル作成⑶意地悪条件の戦略を決める
比例ソレノイドの機能を，電流に比例した吸引力を発生する装置と定義した（図 ４ ）．

図６
図４

システムチャート

①吸引力のばらつきが小（SN比が大）実験には図 ５ に示すCAEモデルにて計算を行う．
このモデルは，形状寸法（44種類）をパラメトリッ
クに変更した計算が可能であり５），技術的な検討の結果，21種類を設計パラメータとして採用した．意
地悪条件の設定において，CAEモデルでは，市場での使われ方として製品の劣化や摩耗等を考慮することが難しく，設計パラメータの公差に倍率をかけて設定した６）．安定化の概念を図 ６ に示す．

コイル

ベース

②吸引力の大きさが大③吸引力のストローク安定性が良となるように選択し，最適化を実施する．最適条件のSN比の推定値は，49.9［db］であった．比較のために設定した基準条件（初期の設計条件を設定することが多い）の推定値は44.7［db］であり，両者の差は5.2［db］である．SN比は対数で定義され，その差は真数の比を表している．5.2［db］とは，ばらつきを表す変動係数で約40％減に相当する．次に最適条件と基準条件に対して，実際の組み合わせを用いて確認実験（計算）を実施した．結果を表 ３ に示す．
表３

コア
プランジャ

条件
最適条件
基準条件
差

※44種類の形状寸法を変更した計算が可能

図５

安定化させるべき特性

CAE磁場解析モデル⑷設計パラメータを設定し，直交表に割り付ける⑸実機実験またはCAE計算し，データを収集する

確認実験の結果
SN比［db］
推定値 確認結果
49.9
48.4
44.7
45.0
5.2
 3.4

SN比の推定値と確認結果は概ね一致している．

設計パラメータが21種類であることから，最大26
因子を割付可能な，L54直交表を用いた．意地悪条

確認結果の最適条件と基準条件の差は3.4［db］であり，性能ばらつきで約30［％］の低減に相当する．

件21種類も同様にL54直交表に割り付けた．計算では，設計パラメータの直交表と意地悪条件の直交表のすべての組み合わせで実施する必要があり，総計算数として，54×54＝2,916ケースを計算した．

各印加電流におけるばらつき低減効果を図 ８ に示す．
推定値と確認結果で生じた差に関しては，設計パラ
メータの取り方に改善の余地があることを示唆しており，今後の課題とする．

⑹SN比を使って，データ解析する⑺最適化，推定，確認実験をする⑻アクションプランを立てる（文書化する）①市場を想定した意地悪条件の下で，性能ばらつ

計算結果を統計処理し，SN比，吸引力の大きさ，吸引力のストロークに対する安定性の ３ 項目に対して，要因効果図を作成する（図 ７ ）．横軸の設計パ
ラメータの各水準値を，― 44 ―

きを約30［％］低減する形状を考案できた．
②固有ノウハウのため紹介できないが，要因効果
図の技術的な分析から，性能ばらつきを低減するための磁路設計方法を確立できた．

KYB技報第62号

吸引力変動率図７

要因効果図のない検討が実施できる．
③手法が手順化されており，共通の方法で結果を確認できる等，開発プロセスに組み込み易い．
これに加えて，本手法は，技術の本質を追求し，技術者の想像力を引き出す方法論の一つとして，モノづくり企業の次世代を担う若手，中堅の技術者の育成にも活用できると考えている．

左：基準
右：最適

電流

図８

2021―４印加電流別のばらつき低減効果

参本結果を設計マニュアル化して，日常的な設計業
務において活用する．

考

文

献

１ ）藤 川智士：マツダの目指すモデルベース開発，マツダ
技報 No. 31，pp. 44-47（2013）２ ）岸本行雄：設計の方法 創造的設計へのアプローチ，日４

科技連（1988）

おわりに３ ）馬場：解析主導型設計のCAE推進，
KYB技報 第39号（2009）

パラメータ設計を用いたパラメトリックCAE活用が，
MBDの効率化に有効な点として以下が挙げられる．
①製品の機能に着目して安定化することで，問題が発生する前の開発上流段階で検討を行える．
②多数の設計パラメータを変化させて，抜け漏れ
著４ ）田口伸：技術情報を想像するためのデータ解析法 タグ
チメソッド入門，日本規格協会（2016）５ ）満嶋：CAEと品質工学，KYB技報 第41号（2010）６ ）沢田龍作：複雑系のロバスト設計―品質工学とMBD―，
品質工学会誌 Vol. 27 No. 6（2019）

者 

満嶋

弘二

永溝

喜也

1987年入社．技術本部DX推進部

2012年入社．技術本部CAE推進部．

部 長．CAE解 析 業 務， 社 内 展 開

主にCAE解析業務に従事．

業務を経て，DX推進業務に従事．

― 45 ―

小型油圧ショベル用コントロールバルブKVSX-12Cの開発

製品紹介

小型油圧ショベル用コントロールバルブ
KVSX-12Cの開発
福

１

島

亮

モデルまでの製品化を行ってきた．今回，更なる機能・性能向上を目的に， ３ 世代目となるKVSX-12C

はじめに

２ ～ ４ トンクラスの小型油圧ショベルは，道路工（以下，開発モデル）の開発，製品化を行ったので，事での掘削や整地作業，街中の建設現場での作業等， 概要を紹介する．図 ３ に開発モデルの外観を示す．
さまざまな場所，用途で使用されており，近年需要が拡大している．小型油圧ショベルの油圧システム
としては，オープンセンタシステムとクローズドセ
ンタシステム（ロードセンシングシステム）に分けられる．オープンセンタシステムとは，ポンプが常に任意の流量を吐出し，ブリードオフ回路よりタンクに逃がす流量を調整しながらアクチュエータを作動させるシステムであり，小型油圧ショベルの製品化当初より用いられてきたシステムである（図 １ ）．
ロードセンシングシステムは，操作量に応じメー
タイン絞りの前後差圧が一定になるように可変ポン
図 ３ KVSX-12Cバルブ外観
プに圧力をフィードバックし，可変ポンプの斜板を制御することで，必要量だけの油で操作できるシス２ 開発課題テムである（図 ２ ）．必要に応じた流量のみを吐出
本件の開発にあたり，開発課題として以下の項目
させるため，オープンセンタシステムに対して，ロを挙げた．
スを低減させたシステムとなる．
①高温時の作業速度低下改善②圧力損失低減による燃費向上③加工コスト低減①について，KVSX-12B（以下，従来モデル）は油温が上昇した時に作業速度が低下する課題があった．開発モデルでは，構造の見直しを実施すること
により改善を図った．
②について，油圧ショベルの環境性能の向上として，実機燃費向上が求められる．バルブの圧力損失
図１オ
 ープンセンタステム

図２ロ ードセンシングシステム

KYBでは小型油圧ショベルのロードセンシング
用 コ ン ト ロ ー ル バ ル ブ（以 下 バ ル ブ） と し て，
KVSX-12シリーズを生産しており，これまでA～B

低減のため，従来モデルではコンペンセータスプー
ル（圧力補償弁，以下コンペスプール）の外径がφ12であったものに対し，開発モデルでは外径をφ14に変更することで圧力損失低減を図った．
③について，従来モデルではバルブハウジング加
工上のネックとなっていた，コンペスプールに減衰効果を持たせるための絞り加工（斜め加工）を実施― 46 ―

KYB技報第62号

2021―４していた．今回，別部品にて構成することで斜め加工を廃止し加工性を向上させ，加工コストの低減をとで，スタンバイ時でもポンプ（P）ポートから供給された油は，すべてのセクションを通過し，タン図った．

ク（T）ポートよりタンクへ戻る回路（ヒート回路）を構成している．これにより，バルブ全体の物温が上昇し易くなることで，暖気性能を向上させた．

３

開発モデルの概要

3. 1 構成
従来モデルと開発モデルの回路図を図 ４ にて比較

⑵低温時操作性向上
従来モデルでは，メインスプール中立時に図 ４ の回路図に示したLS油路がメインスプールを介して，する．従来モデルに対して性能向上のために⑴⑵の改良を行った．
⑴暖気性能向上

タンクと導通する構成としているため，LSドレン
絞りを設定してないが，開発モデルでは，これを追加し，常時LS油路をタンクに接続（捨て絞り構造）

アンロードバルブのレイアウトを変更している．
従来モデルでは，アンロードバルブをインレットに配置していたが，アウトレットに配置を変更することする構成とした．これにより，LS油路の暖気性能が向上し，特に低温時のハンチングが起こりにくい構造とすることで操作性を向上させた．

図４

回路比較

3. 2 高温時の作業速度低下改善
従来モデルのLS油路の高圧選択機能はバルブハ
ウジングの合わせ面にシャトルプレート構造（メタが大きくなってしまう．この漏れによりLS圧力が低下すると，ポンプにフィードバックされる圧力も低下する．このことで，一定差圧に保とうとするロー

ルシール方式）を採用していた．また，LS油路の合わせ面もメタルシール構造となっている（図 ５ ）ため，シャトルプレート及びバルブハウジングのドセンシングシステム上の特徴から，ポンプからの吐出量，つまりアクチュエータへ供給される制御流量が低下してしまい，作業速度が低下する課題がシール部平面度や表面粗度の出来栄えによりLS圧力の内部漏れが発生しやすい構造であった．油温が高温となり，油の粘度が下がると，LS圧力の漏れあった．
開発モデルでは，高圧選択機能をコンペスプール
内のシャトルポペット構造に変更することで，シー― 47 ―

小型油圧ショベル用コントロールバルブKVSX-12Cの開発

ト性を向上させ，漏れ量を低減させた．またLS油路の合わせ面をOリングシール構造にすることで，

3. 3 圧力損失低減
図 ５ ，及び図 ６ に示した通り，従来モデルでは，

平面度や表面粗度の出来栄えによらず，漏れない構造に変更した（図 ６ ）．シート性の向上，及び合わ
せ面のシール構造変更により，LS油路の漏れは低コンペスプール外径をφ12としていたが，開発モデ
ルではφ14に拡大した．そのことで最大開口面積を拡大し，圧力損失低減を図った．

減され，油温上昇に伴う制御流量の低下率は，従来モデル約6.8％に対し，開発モデルでは約1.5％に改善できた．

50L/minの油をアクチュエータへ供給する場合，従来モデルではコンペスプール通過にて約0.27MPaの圧力損失が発生していた．開発モデルでは開口面積の拡大により，発生する圧力損失は約0.16MPaとなり，約0.1MPa低減させることができた．
ロードセンシングシステムでは，LS制御差圧が一定になるようポンプの吐出流量を制御しているため，この圧力損失低減により，従来モデルを使用していた時と同等の制御差圧にて，作業速度UPが可能である．また，圧力損失を低減させた分，LS制
御差圧を下げることも可能であり，省エネ性を向上させた．
尚，コンペスプール径拡大に伴い，バルブハウジ
ング幅の拡大が見込まれたが，フロントローディン
グとして，応力解析による形状の最適化を行うこと
により，従来モデルと同サイズのまま品質目標を満足することができた（図 ７ ）．これにより，車体搭載性については従来モデルと同等のまま，性能向上を図ることができた．

図５

従来モデルセクション構造

図７

応力解析結果3. 4 加工コスト低減
従来モデルでは，コンペスプールに減衰効果を持たせるため，バルブハウジングに斜めのキリ穴加工を実施し，絞りを設けている（図 ５ ）．斜め加工の際，加工工程の変更が生じることから，加工コスト増加の要因となっていた．また，絞り量によってキリ穴
径を変更する必要があり，絞り量の仕様毎にバルブ
ハウジングを設定する必要があった．
開発モデルでは，この絞りが設けられたプラグを

図６

開発モデルセクション構造

コンペスプールに組付けることで，斜め加工を廃止
し加工コスト低減を図った（図 ６ ）．また，絞り加工をプラグに配置したことにより，絞り径の仕様毎― 48 ―

KYB技報第62号

2021―４にバルブハウジングの設定が不要となり，加工共通化が可能となった．尚，前述のシャトルプレート構

ブの概要について説明した．要求される機能に加え，従来モデルからの課題も改善することができた．

造の場合には，バルブハウジングにシャトルプレー
ト挿入部を加工する必要があったが，シャトルポ
ペット構造への変更により，この加工部を削減する

ロードセンシングシステムは自動化に向け電子制御に対応しやすいシステムであり，今後も市場要求が高まることが予測される．市場要求は常に変化しことができ，加工コストの低減を図ることができた． ており，今後もこの変化に遅れることなく，市場要求を先取りし，競争力の強い製品開発に尽力してい
きたい．

４

おわりに

２ ～ ４ トンクラスの小型油圧ショベル用ロードセ
ンシングシステム向けに開発したコントロールバル著

最後に，本製品の開発にあたり，ご支援頂きました関係部署の方々に，この場を借りて厚く御礼申し
上げます．

者 

福島

亮

2011年 入 社．KYB-YS設 計 部HC
設計課．ハイドロリックコンポー
ネンツ事業本部技術統轄部上田油機技術部バルブ設計室を経て現職．
コントロールバルブの設計に従事．

― 49 ―

KYBブラジル生産拠点設立20周年

紹介

KYBブラジル生産拠点設立20周年
芳

１

仲

洋

己

は 韓 国MANDO社（以 下MANDO） と 折 半 出 資の 合 弁 会 社（Joint Venture， 以 下JV） と し て，

はじめに

KYBは世界24カ所に生産工場を持っている．その中でも最も南に位置し，日本から最も遠い生産拠

KYB-Mando do Brasil Fabricante de Autopecas
S.A（以下，旧KMB）が2011年に設立された．

点がブラジルにあるKYB Manufacturing do Brasil
Fabricante de Autopecas S.A.（以下KMB）である．
KMBはショックアブソーバ（ 以下SA）のカー
メーカー向け及びアフターマーケット向け生産を行っており，今後拡大する南米市場の重要な拠点として日々生産活動を行っている．
2020年にKMBが設立20周年を迎え，その歴史を簡単に振り返ると共に，私が現地に駐在した期間の経験，体験を紹介する．
図1

２

KMBの歴史KMBのロケーション（Google MAPより）

2. 1 設立
KMBの前身は2000年にさかのぼる．当時，ヨーロ ッ パ で 技 術 提 携 し て い たArvinMeritor（以 下
アービン社）と共同出資（出資比率：アービン社
75%，KYB25%）したArvin-Kayaba do Brasilが設立され2002年から生産を開始した．

2. 3 合弁解消
旧KMB設立後，日系メーカのブラジルホンダ（以下HAB）などの客先を増やし生産は増加したが，品質問題も多発し，また生産コストに対する販売価格が低いために，経常的にも厳しい状況だった．
コンペティタでもあるMANDOとの共同操業は，情報共有が難しく，合弁の効果が出しにくい状況で場所はブラジル南部のパラナ州，ファゼンダ リ
オ グランデという町の工業団地の中である．パラあった．
そうした中で2018年 6 月にMANDOとのJVを解ナ州の州都クリティバに隣接する町で，ブラジルの代表都市であるサンパウロやリオデジャネイロから
飛行機で約 1 時間の距離にある（図 1 ）．
当時のお客様であったRenault（以下ルノー）は消し再度KYB100%のKMBが誕生した．私もKMBが誕生する瞬間に立ち会う事ができた．当日はホテルの一室で調印式があり，その後KMBの工場に向かった．正面建屋のKYB-MANDOと書かれていた隣町にあり，車で約30分というロケーションである．
2. 2 KYB100%子会社化～韓国MANDO社との合弁

看板がMANDOの部分のみ下ろされていた．そこには「MANDO」の文字が跡としてくっきり残ってお2004年にアービン社が撤退し，KYB100%の子会社となりKAYABA Manufacturing do Brasil（以下KMBR）となる．
その後，ISO14001等を取得，OEMもルノー向け

り（写真 1 ），合弁会社であった約 7 年という時間
が決して短いものではなかったと思わせられた．
新たに生まれ変わり，KYBの拠点として早期に再起を図る，と身が引き締まった事を思い出す．

に加えて日系メーカであるトヨタ向けの生産も開始
し，順調に生産を増やしていった．

また，工場入口には「SOMOS TODOS KYB」（私達はKYBの一員です）との看板と共にKMB社員全更なる南米市場の生産拡大を見据えて，KMBR

員の期待と希望が伝わってきた（写真 2 ）．

― 50 ―

KYB技報第62号

2021―４
注1）Hydraulic Rebound Stop の略

写真 3

写真 1

カローラ初回出荷時の関係者記念写真

この時，ブラジルではコロナ禍の深刻な時期であ っ た た め， 大 規 模 に 全 従 業 員 が 集 ま っ て パ ー

MANDOの跡がくっきり残った正面建屋

ティーをすることはできなかったので，従業員全員にケーキやお菓子，記念品を配布し，各家庭で個々にお祝いをする形をとった（写真 4 ，写真 5 ）．
現 在， 従 業 員 数 はKYB100%子 会 社 化 と な っ た
2018年 6 月時と比較し約半減している．

写真 2

2. 4

工場入口の「SOMOS TODOS KYB」の看板

20周年イベントから現在

私がKMBに赴任したのは2018年11月からで，特に品質に関する問題点についての解決，改善と現地スタッフへの指導を主業務としていた．当初は様々な問題が山積していたが，KYB岐阜北工場SA部門
からの支援や現地スタッフの頑張りもあって，徐々写真 4

従業員全員に配布したケーキとお菓子に品質問題が解決されていった．
また，トヨタ向けのカローラの新規受注があり，
特にHRS注1）がトヨタ向け世界初だったこともあり，細かな問題は抱えながらも，KMBスタッフ全員で一つ一つ問題を解決しながら量産を開始することができた．初回出荷イベントを行い，関係者が全員集まって記念撮影をし，皆で喜びを分かち合った（写
真3）
．
また，
2020年 6 月～ 8 月の期間で，初めて 3 ヵ
月連続ラインクレーム「 0 」を達成し，KMB全員でお祝いをした時も感慨深いものがあった．
会社存続のための大規模レイオフなどの痛みを伴う改革を進めながら，2020年 9 月に設立20周年を迎える事が出来た．
― 51 ―

写真 5

配布した記念品

KYBブラジル生産拠点設立20周年

しかし，少数精鋭で海外拠点の品質№ 1 と安定経営を目指し，スタッフ全員一丸となって頑張ってくれることを期待していると共に，必ずできると信じている．

３

ブラジル駐在での生活皆さんはブラジルと聞くとどのようなイメージをお持ちだろうか？ブラジルという国を知らない人はいないと思うが，実際に行った事がある人はかなり少ないと思われる．
日本からサンパウロまで移動時間は，行きは 2 日掛かり，帰りは日付変更線の関係もあり 3 日掛かる．
飛行機に乗っている時間だけでも約24時間と，移動するだけでも相当疲労が溜まる．
ここから，自分が駐在して分かった様々な驚き，
習慣などについて記す．
3. 1 日常生活
衣食住に関しては，大きく日本と変わらない部分が多い．しかし，基本的に輸入品は異常なほど高価でおいそれと買えるものではなかった．
衣⇒さすがに日本のメーカが多くある訳ではないが，日本のスポーツメーカのシャツなどはショッピ
ングセンターに売られている．靴なども馴染みのあるメーカの物が手に入る．
住⇒海外はほとんど同じであるが，基本土足です
べての部屋を移動する．面白いのは基本的に各部屋
あるいは共同スペースにシュラスコ（ブラジル風
バーベキュー）ができる設備を設けていることである．とにかくブラジル人はシュラスコ好きで，イベ

写真 6

クリティバにある居酒屋の入り口

ントがあればシュラスコパーティーもセットというのが基本であるらしい．
食⇒クリティバはブラジルでも南部にあるため，
ヨーロッパ移民が多くイタリアンレストランやフレ

写真 7ンチもあり，
ブラジルローカルのフェジョアーダ（豆と肉などを煮た物）のお店も多く，選ぶのには困らがオープンし，日本と比較すると約 3 ～ 4 倍程度高価ではあるが日本製の日用品も容易に手に入り大いない．
ブラジルは日本人移民文化が根付いており，日本
食レストランも多い．ラーメン屋，カレー屋，すし屋などもある．更には居酒屋もあり，私はよく出張に助かった（写真 7 ）．
3. 2 ブラジル人との付き合い
私の印象では，ブラジルの人たちはまじめな人が多い．とにかく一度納得すれば真面目に業務も進め

者と一緒に週末は居酒屋に行って焼き鳥などの日本食を食べた（写真 6 ）．
私は自炊もしていたが，ウルグアイ米は日本米とるし，分からない事は分かるまで聞いてくる．これは旺盛な好奇心を持っているためであろう．
あいさつは日本以上に大切な行為である．私も出ほとんど変わらず，お米を炊いて，スーパーで売っている白菜やはんぺんなどを使って煮物を作ったりした．日本食材も高価ではあるが，売っているので社時には現地スタッフとは必ず挨拶と握手を交わした．このコミュニケーションが仕事を円滑に進める
重要なアイテムだったと感じている．

困ることはほぼ無かった．
更には，クリティバに日本の大手100円ショップ

彼らは家族をとにかく大事にしている．子供はもちろんであるが両親，祖父母までもクリスマスなどの― 52 ―

ショッピングモール内の大手100円ショップ

KYB技報第62号

イベントではほぼ全員集まってパーティーと相成る．
人懐っこい性格も特徴であろう．初めて会った同士でも30分も経てば一緒に酒を酌み交わし，楽しく会話をする．
又，彼らは日本並びに日本人のことを尊敬している．先祖からのブラジルへの移民によるブラジル開拓が教育されているのであろう．また，クリティバ
はサンパウロ，リオデジャネイロに次いでブラジル
3 番目に日系ブラジル人が多い町であり，自分の住んでいたアパートの近くには「PLAZA do JAPON日本公園」なる公園もあったくらいである．三重の塔が建ち，日本庭園もある（写真 8 ）．

2021―４

４

おわりに

2021年 1 月現在のブラジルの状況は新型コロナウ
イルスによってアメリカ，インドに次ぐ世界最悪レベルの感染者数であり，今後の経済活動についても不透明感があるのも否めない．
しかし，ブラジル市販拠点であるComercial de
Autopecas KYB do Brasil Ltda（KBR）での売り上げも順調に増加していることもあり，今後も有望な市場であると考えられる．
KMBの今後の継続した成長を期待すると共に，必ず成し遂げると信じている．常に前向きで貪欲な彼らだから．
最後に，駐在期間を支えてくれた日本のKYB関係者の方々や現地駐在員の皆様，そしてKMB全ス
タッフに感謝を申し上げます．

写真 8

著

PLAZA do JAPON 日本庭園の外観

者 

芳仲

洋己

2009年入社．オートモーティブコ
ンポーネンツ事業本部岐阜北工場
SA品 質 保 証 部 所 属．2018年11月
よりKMB駐在を経て2020年3月より現職．

― 53 ―

中国無錫駐在記

随筆
中国無錫駐在記
北村康

弘

いかと毎回驚いていたものである．そのうち「また１ ．はじめに中国江蘇省無錫市に，KYBグループの中国拠点の一つで，主に二輪車用サスペンションを製造しているWuxi KYB Top Absorber Co., Ltd（以下KWT）がある．そのKWTに，2016年 ４ 月から ３ 年 ８ ヶ月の間，技術主幹として駐在し，製品開発と拡販に務めた奮闘記を記す．
二輪車向けサスペンションの開発に従事して初めての海外駐在であり，技術者として他に得難い大変に貴重な経験を積ませていただいた．これから世界に打って出る若手技術者の参考になれば幸いである．

２ ．無錫についてはじまったか」などと気にならなくなってくれば，無錫の生活に馴染んだ証拠かもしれない．
無錫は三国志に登場する呉の発祥の地でもある．
紀元前の殷，周の時代から錫の産地として栄えたが，人々が青銅器に使う錫を争って掘り尽くしたことか
ら無錫と呼ばれるようになったという．お土産としては，泥人形と呼ばれる素朴な人形が有名である．
農民たちが生き抜いていくために，泥を練って暖炉や日干しで固めて彩色を施し，食べ物と交換したという．中国各地にみられるが，特に無錫は400年の歴史を持つそうであり，帰任する駐在員に記念品として泥人形を渡すのがKWTの慣わしである．

無錫市は上海の北西約130㎞に位置し，上海虹橋
空港からは車で高速道路を使って １ 時間半から ２ 時間程度の距離にある．列車で上海から無錫へ行くには，上海駅や上海虹橋駅から出ている高速鉄道が便利であり，片道50分ほどで到着する．駅付近の長距
離バスターミナルからは無錫行きの高速バスも運行しており，交通の不便は感じない．日本の空港を朝出発すれば，KWTにはその日の午後には到着できる，駐在員としては大変ありがたい立地にあった．
無錫市の面積は4,788㎢，湖や運河が多い水の都である．市内には隋の時代から作られてきた大運河が今も流れており，船舶がゆったりと行き交っている．
総人口は600万人を超え，規模的には日本の政令指定都市のある県をイメージしていただければよいと思う．工業の街としても有名で，多くの日系企業が開発区を中心に工場を構えており，日本人駐在員も多かったが，最近は減少傾向と聞いている．

写真 １

無錫の泥人形３ ．無錫の生活

無錫の食として思い出すのは，豚の骨付き肉を甘く煮込んだ無錫排骨と呼ばれる料理で，いわゆる「豚市街には高層ビルやマンションが林立し，大都会の景観を呈する．街を行き交う人々には活気があり， の角煮」に近い味付けであり，私の大好物であった．
ほかにも太湖で採れる銀魚（シラウオの一種）料理も
当時中国の経済成長を強く感じたものだ．
有名であり，総じて甘口の味付けなので，辛い中国料
言語は中国標準の北京語以外に，地元同士であれ理が苦手な日本人の口にも合う優しい料理である．
ば無錫語が使われている．日本人が聞くと，とても荒っぽく聞こえ，赴任当初は喧嘩しているのではな― 54 ―

中国では，暑い夏に気の合う仲間たちでビールをKYB技報第62号

2021―４

飲みながらザリガニを食べるのが定番だ．最初は怯んだものの，一口食べれば手が止まらず，お皿一杯

グイ飲むと，記憶が無くなり大変なことになるので，初めての方は注意されたし．

のザリガニを皆で平らげたものだ．上級者は頭やハサミの中の身も上手に食べるが，日本人には少々厳しいかもしれない．

食の話は切りがないので，次は住の話をしたい．
住まいは無錫市中心から少し離れた郊外の地区にあり，日本人の多くがこの周辺に居住していた．周辺

寒い冬には火鍋がお勧めだ．大きな鍋の中にスープを注ぎ，その中に食材を入れて数分煮た後，自分でトッピングして好みに合わせたタレを付けて口にの治安もよく，近くのスーパーで日本からの輸入食材も入手できる環境にあった．また歩いて20分ほどの距離に中国では「広場」とよばれている飲食街が運ぶ．スープには香辛料がたっぷりと入り，とても辛い．翌日にお腹の調子を悪くしたものだが，慣れてくるとこれが非常に美味しい．日本でも最近は火鍋料理店が増えていると聞く．機会があれば行ってみたい．

あった．仕事終わりに寄って夕食をとりながら一杯やることもでき，海外駐在としては恵まれた環境にあったと思う．ちなみにこの広場は，昭和の雰囲気を感じる大変味わい深い飲食街であり，KWT駐在
経験者にはお馴染みの場所である．規模は大きく，もしかしたら中国で最も日本料理店が密集する飲食街だったのかもしれない．仕事がうまくいかず途方に暮れた時に，日本を感じ心癒せる場所でもあった．
お世話になった皆様に感謝申し上げたい．

写真 ２

ザリガニ料理

写真 ４

広場の風景

移動に関し，当時の主な足はタクシーか路線バスであった．路線バスは，乗りこなせば効率よく動く
ことはできるが，路線図と路線番号がややこしいので上級者向きかもしれない．初めての方にはタクシーの利用をお勧めする．当時初乗り10元（150円程度）で，行く先さえ身振り手振りで伝えることができれば，どこでも連れていってくれる．最近は携

お酒は白酒（バイチュウ）が有名だ．原料はトウ

帯端末を利用した配車アプリが盛んに用いられ始めており，今後はこれらを使いこなす必要がありそうだ．
支払いはSNSを用いた電子決済が行き渡っている．

モロコシやジャガイモ，米などの穀物が主の，中国発祥の蒸留酒である．アルコール度数は50度前後の強いお酒であり，独特の香りを持つので日本食には露店の店先にもQRコードが表示されており，携帯電話さえあれば普段の生活は事足りる．大変便利に利用させていただいたものだが，日本に帰ってきてか

ちょっと合わないかもしれないが，こってりとした中国料理とは相性が良く，当時美味しくいただいた
ものだ．乾杯の音頭に乗せられて調子に乗ってグイ

らは札入れと小銭入れを持つ生活に戻ってしまった．
春の無錫は見事な桜が街を彩る．地元の方たちは，
世界 ３ 大桜の名所というが，残りの ２ つが何処なの

写真 ３

火鍋

― 55 ―

中国無錫駐在記

か，不思議と教えてくれる方はいない．日本のお花見と異なるのは，夜桜が電飾で見事にライトアップ

向けのサスペンションは，欧州のサスペンション
メーカから輸入している場合が多く，国内二輪車されている点である．いかにも中国らしい演出であり，日本人からすると風情が無いような感を受けるが，実際に夜のライトアップされた桜を見ると，幻メーカからは，これら大型車両向けサスペンションの中国国産化が待望されていた．

想的で素晴らしいものである．機会があれば是非体験いただきたい．

KWTがこの市場に挑戦する環境が，まさに整いつつあったのである．

写真 ６
写真 ５

重慶モータショウ

無錫の夜桜

５ ．中国における開発

４ ．中国の二輪車事情
中国と聞いて，北京市の見渡す限りの自転車を思い浮かべる方はもう少ないと思う．現在，沿岸地域
では，環境規制対応でエンジン付き二輪車の通行が禁止されており，代わりに市民の足として電動スクータが普及し，道路にあふれかえっている．最高速度は40㎞/h程度のものから，80㎞/hを超えるような高性能の車両まで様々なメーカから販売されており，安いものは2,000元（約 ３ 万円）程度で家電のようにスーパーで販売されている．赴任当初は音もなく背後から近づく電動バイクに何度も肝を冷やしたものだが，政府の指導もあり，ヘルメット着用ルール等の整備が進み，利用者の意識は向上している．
一方，起伏の激しい内陸地域では，非力な電動二輪車は役に立たず，今もエンジン付き二輪車が利用されている．大きなものでも排気量は250㏄程度までで，大型バイクを見かけることは少なかったが，最近はこれら大型バイクへの需要が高まっており，国内で催されるモータショウでも，大手メーカから勃興する新興メーカまで，様々なメーカが大型バイ
クやその用品を出展しており，訪れるユーザの視線を釘づけにしていた．
この市場を狙った新興の二輪車メーカが中国各地で勃興し，非常に活気のある，且つ魅力的な市場が形成され始めていた．当時，これらの国産大型車両

二輪車用のサスペンション部品の中で，KWTで生 産 し て い る の は 前 輪 側 に 装 着 さ れ る フ ロント
フォーク（FF）と，後輪側に装着されるリヤクッショ
ンユニット（RCU）の ２ 品である．特にFFは，路面からの衝撃を吸収し乗り心地を良くする機能の他に，前輪を把持し，操舵入力を前輪に伝える機能や，衝突時の衝撃を吸収するバンパーの役割も求められ，車体の一部として強度・剛性を担う重要な機能部品である．したがって開発は車体開発と同時に進める必要があり，車両メーカと相互に深い関わり合いを持ちながら開発は進んでいく．
日本では，車両メーカと，我々サスペンション部
品メーカの間で，長年の開発により役割が決まって
おり，双方で実施すべき事は明確に定められている．
その中で，操縦安定性や乗り心地の仕上げのためのチューニングは，なかなか机上で決定する事は出来ず，車両メーカの評価ライダの実走行による官能評
価結果を技術用語に落とし込み，減衰力や摺動性等の特性の作り込みで最適化を図っている．
これらの一連の開発を，大型車両開発経験の少ない中国の車両メーカとどのように進めていくかがKWT技術部門の大きな課題であった．
先ずは強度面について，車体諸元に基づき適切なサイズや材質の提案が必要であったが，これに関しては双方の経験や基準に基づき，適切な仕様に落と― 56 ―

KYB技報第62号

2021―４

し込むことは比較的容易であった．
時に問題となるのが表面処理に関する仕様であっライダを招聘し，中国のお客様と一緒に車両を乗り合わせ，課題の抽出と問題解決を図る，いわゆるジョ

た．色調や耐候性，耐食性について，すり合わせ不足で失敗する事も当初多かったものの，お客様要求の正確な理解ができさえすれば，KYBグループのイントテストを中国で決行することを決意した．

経験・ノウハウから適切な仕様を提案する事は，大きな問題なくできたと思う．
苦しんだのは，操縦安定性や乗り心地のチューニン

想いは固まったが，実行するには，当然ながら関係する皆様の理解と協力を得る必要がある．

グであった．そもそも無錫では電動スクータしか走行できないので，ギヤ付きの大型二輪車に乗ったことが無いKWT技術スタッフによる聞き取りでは，ライダの感じている不具合を技術用語に落とし込むことができず，その結果，どのような方向に特性を持っていけばよいのか，適切な判断ができない状態に陥っていた．
評価ライダも， ２ 台の車両を乗り合わせて相対評価し，どちらが好みなのかは判断できるが，絶対的な評価基準を持ち合わせていない事が多く，どこまで作り込めばよいのか，判断に苦しむ場面も多く見られた．
そんな時は日本で経験のある駐在員の出番なのであるが，当初はなかなか客先ライダの求めるところを適切に把握する事ができず，何度もコメントをいただくも，ライダを納得させる改善仕様を提案できない苦しい状況が続いていた．言葉の壁も多少はあったと思うが，決してそれだけではなく，こうい
う時にはこうすればよい，という共通の認識を構築できていなかったことが，いたずらにテストサンプ
ルや工数を増やしてしまう原因であったと今は思う．
この問題を打破する為，社内でライダの感じる
フィーリングとサスペンションの相関性について，
スタッフと勉強会を行うと同時に，社内の空きス
ペースで車両の乗り合わせを行い，ライダ操作に対する二輪車の挙動について，簡単ながらも体感する機会を設けた．初歩的なレベルではあったが，基本的な理解の下地は形成できたと思っている．
本来であれば，これらをマニュアルに落とし込み，仕組みを整備すべきであるが，お客様は待ってはく
れない．否応なく実戦による経験値向上が始まり，発生する事象に対し，改善の方向性を皆で議論し，提案仕様に織り込んでいった．

６ ．中国ジョイントテスト

先ずは企画書を作成し，ジョイントテストの必要性と，それにより期待される効果（評価レベル向上とアピール，新規受注）を明確にした．これを元に熱い気持ちを込めて提案し，社内トップの了承を得ることができた．
その後，日本のKYBモータサイクルサスペンション株式会社（KMS）に評価ライダの招聘を申し入れ，業務多忙の中も快く受け入れてくれたKMSの皆様に心から感謝している．
次に，お客様へのプレゼンテーションを行った．
ここはKWT営業部門の力の発揮どころである．担
当者が一斉にお客様の下に走り，企画を説明，お客様の快諾を得ることができた．お客様には今回の積極的な提案を非常に好意的に受け止めていただき，大変ありがたく思っている．
土俵が整い，早速具体的な準備にとりかかった．
中国沿岸の華東地区，及び内陸の重慶地区のお客様を巡る総行程2,000㎞のジョイントテストを安全且つ効率的に実施するために， ２ 週間に及ぶ詳細計画を立案した．20人以上のスタッフが関わる計画であり，目的と成果のイメージを共有化するため，何度も打ち合わせを繰り返し，計画を詰めていった．
日本から招聘したKMSの評価ライダは ２ 名，先ずは安全確保が第一である．万が一の転倒時でもラ
イダの安全を守れるよう，日本と同様の安全装具で臨み，十分な休養がとれるよう旅程を調整した．
また，安全のため評価コースとしてサーキットを各地区で貸し切り，専有で評価できる状況を整えた．
現地でのサンプル分解や仕様変更に備え，中国鎮
江地区のKYBグループから減衰力試験機を装備するフルサイズトレーラーを借用し，全行程への同行を計画した．
いよいよ本番，準備万端で臨んだジョイントテスト
これらの効果もあり，ある程度のチューニングは，は，結果として大成功に終わった．残念ながら機密
客先ライダからのコメントに基づき対応できるレベ事項のため詳細をお伝えすることはかなわないが，おルに到達したが，まだまだ不十分であり，お客様の客様のライダとKMSライダが，同じ車両をお乗り合
大満足を得るには至らなかった．また，実車評価がわせ直接交流できたことにより，今までよく理解でき
進むにあたり，お客様でもどこまで作り込めばよいていなかった事象が明確になり，それらへの対策効
果も検証する事ができた．チューニングにおいて一番当たっていた．ここから １ 段階上にステップアップ
するためにはどうしたらよいか．先輩に相談し，考え， 大事なコミュニケーションは大幅に向上したと感じている．お客様にも大変好評であり，KYBグループの一つの挑戦をしてみる判断に至った．日本から評価
か判断に苦しんでいる場面がみられ，再び壁に突き― 57 ―

中国無錫駐在記

底力を感じていただけたのではないかと思っている．
走行後には双方の技術スタッフを交えて様々な議論をすることができ，KWT技術スタッフのモチベー
ションは大きく向上した．スタッフの目が生き生きとしていたことを帰国した今も鮮明に覚えている．

７ ．おわりに
現在，おかげさまでKWTの中国国内販売は好調である．中国二輪車用部品会社十傑に選ばれたとも聞いており，本活動が貢献しているとすれば大変嬉しく思う．まさに技術者冥利につきる思いである．
写真 ９ は，ジョイントテスト全行程を終了した後の打ち上げで，KWTとKMSの仲間が国を越えてお互いを称えあい，喜びを分かち合っている写真である．筆者の勇気の源になっている写真であり，このような場に立ち会えたことを誇りに思う．
ご協力いただいたお客様をはじめ，海外で学ぶ機会を与えてくれた皆様，挑戦を認めてくれた上司，
現地で力を合わせたスタッフにあらためて感謝申し上げます．モータサイクル事業の発展を願って．
謝謝大家！（皆様ありがとう！）

写真 ７

チューニング用車両

写真 ９

写真 ８

著

走行評価

者 

北村

康弘

1996年入社，オートモーティブコ
ンポーネンツ事業本部モータサイ
クル事業部事業企画部部長．KYB
モータサイクルサスペンション株
式 会 社 で 設 計 業 務 を 担 当 後，
Wuxi KYB Top Absorb-er
Co.,Ltd駐在を経て現職．

― 58 ―

国を越えてお互いを称えあう仲間たち

KYB技報第62号

2021―４

説解

語

用「熱回路網法の伝熱モデル」「電子回路の熱解析」（p. 25）に記載

基盤技術研究所 電子技術研究室 河 野 智 行
基盤技術研究所 電子技術研究室 関 根 信 之
基盤技術研究所 電子技術研究室 伊 藤 賢 佑
KYB技報編集委員 椛 澤 亮 一

1

2

はじめに

本解説では熱設計手法の １ つである熱回路網法の伝熱モデルについて説明します．熱回路網法とは，熱伝導と電気伝導の類似性に着目して，表 １ に示す
ように伝熱経路を熱抵抗と熱容量で構成される熱回路に置き換えて，温度や熱流量を算出して熱設計を行う手法です．
表1

単位

温度

K

熱流量
熱抵抗
熱容量

温度Tの気体の中の １ 個の原子の運動エネルギー
Eは質量をm，平均の速さvとするとエネルギー等分配の法則により式⑴で表されます．
1
3
E＝ mv 2＝ kT
2
2⑴

kはボルツマン定数と呼ばれる物理定数で値は1.38×10－23J/Kです．室温（26.85℃）のときの原子１ 個が持つエネルギーはT＝300Kとして式⑵の値になります．
3
E＝ kT＝6.21×10－21⑵2伝導物理量の対応関係

熱

温度と原子の運動と熱容量

電気

単位

→

電圧

V

W
（＝J/s）

→

電流

A

K/W

→

抵抗

Ω
（＝V/A）

J/K

→

容量

F
（＝A・s/V）

熱の移動形態は三種類あり，固体内の移動を「熱伝導」，電磁波による移動を「熱放射」，固体から流体への移動を「熱伝達（対流）」といいます．熱自体は分子や原子の運動エネルギーであるため，熱の伝わり方のモデルを作るためには，電子部品の材料を知り，原子/電子のスケールで熱の物理的な振る舞いを把握する必要があります．一方で製品設計に必要なのは厳密な物性理論に基づいた正確なモデル
ではなく，発熱温度を概算するための簡略化したモデルで十分です．材料と形状を考慮した適切な回路モデルを作成すれば，電子回路シミュレータを使って短時間で発熱温度を計算することができます．実際の温度に近い結果を得るために，回路モデルをどう構築するかがノウハウとなります．以下の解説では，可能な限り正確な表現を心掛けていますが，モデルとしての分かり易さをより優先しています．

例えば銅の場合，原子の質量mは1.06×10－25kgなので，式⑵のエネルギー値から，原子の平均の速さ
vは式⑶に示す342m/sになります．
v＝


2E
＝342
m

⑶

次に室温における10円玉を考えます（図 １ ）．構
成している銅原子は式⑶で示す平均の速さに相当す
る運動エネルギーをもっていますが，隣接している
銅原子と金属結合で拘束されているため，原子は限られた範囲で振動するようになります．このとき10円玉には温度に比例した運動エネルギーが蓄積されていると考えることができます．これは熱を蓄える
容量のような働きをします．各原子の運動エネル
ギーの合計Uは温度Tに比例し式⑷で表せます．比
例係数Cは熱容量で物体の温度を １ K上昇させるのに必要な熱量と定義されます．単位は［J/K］です．

― 59 ―

U＝CT

⑷

「熱回路網法の伝熱モデル」

図3

原子の中心からの距離と働く力

引力と斥力でエネルギーを徐々に伝えるために伝搬には時間差が生じます．これは熱の伝導を妨げる働きをします．これを熱抵抗θと置くと，熱流量Pとそれによる温度変化ΔTの関係は式⑸で表すことができます．
⑸

ΔT＝θP

図1

3

この関係を電気回路に置き換えると先の静電容量と併せて図 ４ のような多段のフィルタ回路になります．

10円玉を構成する銅原子の運動

原子同士の振動と熱抵抗

次に固体の原子同士をつなぎ合わせる力を考えます（図 ２ ）．

図4

原子の熱伝導モデル

原子 ２ 個のモデルから更に原子数を増やしたときに，伝熱量Pが隣接する原子に順々に伝わるイメー
ジを図 ５ に示します．

図2

原子の中心からの距離と働く力

原子同士（ここではイオンは除外します）が，ある程度離れていると引力（ファンデルワールス力）
が働きます．ここから原子に近づいていくと，引力から斥力に代わる距離（ファンデルワールス距離）があり，更に近づくと，お互いの電子を共有して，原子同士を一定の距離に保つ共有結合距離になります．
更に近づけようとすると剛体のように強力に反発する原子半径に至ります．この原子間に働く力により隣接する原子同士で振動エネルギーを伝えます（図 ３ ）．

― 60 ―

図5

複数の原子の熱伝搬モデル

KYB技報

4第62号

2021―４5

固体の熱伝導のモデル化

自由電子の熱伝導モデル

固体の熱伝導モデルは，原子に相当するモデルをつなぎ合わせればできあがりますが，これでは計算負荷が大きいため，同様な振る舞いをするモデルに固体の熱伝導は格子振動による伝搬のほか，金属では自由電子の働きが加わります．金属は放熱板や基板など放熱材としてよく使用されますので，熱伝変形します．
図 ６ はその一例で，原子は熱流量Pを受け取ると，導モデルとしては欠かせない要素です．
図 ７ に示す，断面積S，長さl，熱伝導率λの四角

隣の原子に熱を伝えます．これはバケツリレーのような動作で，原子 １ 個を熱回路に置き換えるとT型
ローパスフィルタ（LPF）で置き換えられます.これが複数つなぎ合わさって，熱回路網ができあがります．

柱の金属の両端の熱抵抗θは式⑻で定義されます．
また，温度変化は熱抵抗と熱流量Pから式⑼で表されます．

熱流量Pを受け取る最初の抵抗は，最初の原子の温度T1から計算すると省略することができます．また原子同士をつないでいる ２ つの抵抗を １ つにまとめることができます．
更にｎ段ある原子のLPFは，条件が整うと １ 次のLPFで近似することができます.

図7

θ＝


金属の熱伝導モデル

l
Sλ

⑻

T
 1－Ta＝θP＝

l
P
Sλ

⑼

金属の電気伝導率と熱伝導率は図 ８ に示す通り相関係数99.6％と関係が深く，ウィーデマン・フラン
ツの法則として知られています．これは金属の熱伝導における自由電子の寄与率の高さを示しています．

図6

固体の熱伝導モデルの簡略化

入力側の熱流量をP，温度をT1，出力側の温度がTaのとき，式⑹で示す抵抗θと容量Cで構成される １
次LPFが得られます．
θ
T1－Ta
1
＝
＝
1 sCθ＋1
 P
sC＋
θ

⑹

定常状態（s→ ０ ）では熱容量Cの影響は無視でき，式⑺として計算が可能です．
T1－Ta＝θP

⑺

構成要素の材料や形状から適切な次数のLPFに置き換えるところがノウハウとなります．

― 61 ―

図8

金属の熱伝導率と電気伝導率の関係

「熱回路網法の伝熱モデル」

6

7

熱放射のモデル化

熱伝達（対流）のモデル化

熱放射は物体から熱エネルギーが電磁波として放熱伝達は温度の高い部分から低い部分へ熱が移動出される現象で，シュテファン＝ボルツマンの法則する現象で，発熱した電子部品の冷却のため大気ににより温度の四乗に比例した熱流量が放出されます． 熱を逃がす際の放熱形態です．
固体の表面で発生するため大気と接している面では重要な放熱形態です．

電子部品は固体が多いため，固体と気体の熱伝達を考えます．発熱した固体表面は原子が熱的振動をしていますので，ここに気体が触れると熱的振動を受け取り気体の温度が上がります．そしてエネル
ギーを渡した固体表面は熱的振動が減り温度が下がります．これを多くの分子で繰り返すことで冷却します（図11）．

図9

熱放射のイメージ

図 ９ に示すように表面積S1，表面温度T １ ，放射率ε1，の部品から表面積Sa，温度Ta，放射率εaの外壁の周囲大気に放射される熱流量は式⑽になります．放
射率ε1およびεaは ０ から １ の範囲の補正係数で，固体表面の材料や表面の粗さ等により決まります．σはシュテファン＝ボルツマン定数で値は5.67×10－8W/（㎡・K4）です． Sa≫S1の時，すなわち遠方へ熱が伝わっていく場合は式⑾に近似することができ，個体の表面温度は式⑿になります．
この関係を電気回路に置き換えると図10のように定電圧源と抵抗で表せます．
σ
4
4
P＝
S（T
1
1 －Ta ）
1
S
1 1

⑽
＋
－1
ε1 Sa εa

図11

個体の表面温度T1，周囲大気の温度をTa，固体の表

面積S，熱伝達率をhと置くと、熱流量は式⒀に示す
ニュートンの冷却測により，式⒁の関係で表されます．
P＝hS（T1－Ta）


（ ）
4

4

P＝ε1 σS（T1１ －Ta ）⑾

1P
T1－Ta＝θP＝2
2
ε1σS（T（T1＋Ta）
1
1 ＋Ta ）⑿

熱伝達のイメージT 1－Ta＝θP＝

⒀

1
P
hS

⒁

熱伝達率は固体表面と大気間の温度差が １ Kの時に，単位時間，単位面積あたり移動する熱量です．
５ ～10W/（K・㎡）の実用値が一般的に用いられますが，密閉空間においては，これ以下の値を用いることもあります．
熱伝導モデルは，熱放射と同じ図10に示す定電圧
源と抵抗に置き換えられます．
参

考

文

献

1 ）久保田浪之介：「伝熱学」基礎のきそ，日刊工業新聞社，（2009年）2 ）谷下市松：大学演習

工業熱力学，裳華房，（1968年）３ ）国 峰尚樹：エレクトロニクスのための熱設計完全入門，

図10

熱放射・熱伝達モデル

日刊工業新聞社，（1997年）― 62 ―

KYB技報2021―４

説

解

語

用

第62号

「電動リニアアクチュエータ」「油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作」（p. ８ ）に記載

基盤技術研究所

1

情報技術研究室

佐

藤

浩

介

たは運動エネルギーを各エネルギー形態に変換する機器」となります．

アクチュエータ
1）

JISの定義 によるとアクチュエータは「流体エネ ル ギ ー を 機 械 的 エ ネ ル ギ ー に 変 換 す る 機 器．
例 モータ，シリンダ」と記載されており，この定義からアクチュエータは一種のエネルギー変換器といえます．JISの定義は流体機器に限定されているため，この定義を拡張化するとアクチュエータとは「流体，電気，熱などのエネルギー形態を回転，直動，振動などの運動エネルギーに変換する機器，ま図1

図 １ は横軸をエネルギー形態，縦軸を運動エネル
ギーとして各種のアクチュエータを整理したものです．横軸，縦軸近傍の矢印はエネルギーの流れ方向を表しており，エネルギー形態から運動エネルギーの順方向は力行作動（電気エネルギーの場合），メー
タイン作動（流体エネルギーの場合），逆方向は回生作動（電気），メータアウト作動（流体）と呼ばれています．厳密には，油圧シリンダ，リニアモータなどは順，逆の両方向可能なエネルギー変換器です．

アクチュエータのオーバービュー― 63 ―

「電動リニアアクチュエータ」

2

電動リニアアクチュエータ

電動リニアアクチュエータは図 １ の緑色の枠線で示す範囲で，電動リニアアクチュエータとは「電気エネルギーを直動運動エネルギーに変換する機器，
または直動運動エネルギーを電気エネルギーに変換する機器」となります．また，電動リニアアクチュ
エータと電動アクチュエータは同義語であり，当該記事では「電動アクチュエータ」に統一しています．
電動リニアアクチュエータの構成は「電動機＋ボールスクリュー」と「リニアモータ＋摺動機構」の ２ 種類があり，図 ２ は電動リニアアクチュエータの構成をエネルギー変換の視点で表しています．リ
ニアモータの長所はエネルギー変換が １ 回で済み，潜在的にエネルギー効率が高いことです．一方，リ
ニアモータの短所はあるストロークの瞬間では推力に寄与しない磁気部分が存在することです（図 ３ ）．
ちなみに回転型である電動機は常時すべての磁気部分がトルクに寄与しています．
電動リニアアクチュエータとリニアモータの関係
は図 ４ に示す通りで，電動リニアアクチュエータがリニアモータを包含する関係です．特に，油圧シリンダ，油圧ダンパと置き換えるには図 ４ の摺動機構に相当するストラット機能が重要となります．

図2

図4

電動リニアアクチュエータとリニアモータ

3

アクチュエータとIoT

近年，多くのモノと人をインターネットに接続し，新しい付加価値を生み出すIoT（Internet of Things）
が世界的な広がりを見せています．IoTはアプリケー
ション，クラウド，セキュリティ，ネットワーク，センサ，アクチュエータから構成され2），これらのうちアクチュエータはIoTの手足として役割を担っています．
IoTと相性が良い電動リニアアクチュエータは益々重要になってきます．
参

文

献

１）
「油圧・空気圧システム及び機器－用語」JIS B 0142:2011
２）「IoTエンジニア養成読本」片山暁雄 他，技術評論社

電動リニアアクチュエータの構成

図3

考

リニアモータ― 64 ―

KYB技報2021―４

説

解

語

用

第62号

「オープンセンタシステムとクローズドセンタシステム」「小型油圧ショベル用コントロールバルブKVSX-12Cの開発」（p. 46）に記載

HC事業本部

1

上田技術部バルブ設計室

福

島

亮

1. 2 オープンセンタシステムの特徴
ポンプの吐出流量が一定であるとき，アクチェー

オープンセンタシステム

1. 1 オープンセンタシステムとは
オープンセンタシステムは，ブリードオフ回路，
メータイン回路，メータアウト回路から構成されるシステムである（図 １ ）．ブリードオフ回路とは，ポンプからタンクへの油の流れを制御する回路，
メータイン回路とは，ポンプからアクチェータへの油の流れを制御する回路，メータアウト回路とは，アクチュエータからタンクへの油の流れを制御する回路である．

タ負荷圧力変動によって，ブリードオフ回路とメー
タイン回路の分流比率が変化するため，アクチュ
エータへの供給流量が変化する．つまり，一定の操作レバー位置を保持した状態でも，アクチュエータ
負荷圧力変動によって，アクチュエータ作動速度が変化してしまう（図 ２ ）．

図2

操作レバー量と作動速度の関係

これは，オリフィス絞りの流量式 Q＝CA ΔP（Q：
流量，C：流量係数，A：絞り面積，ΔP：差圧）で

図1示され，ΔPはメータイン絞りの前後差圧であり，アクチュエータ負荷圧力変動に追従するため，アクチュエータへの供給流量Qが変化する．
尚，自動車の運転で例えると，アクセルペダルを

オープンセンタシステム回路

スプール中立位置のとき，ブリードオフ回路が開いており，メータイン回路とメータアウト回路が閉じているため，アクチュエータが作動しない．
操作レバーなどでスプールを切り替えると，ブリードオフ回路が閉じて，メータイン回路とメータ
アウト回路が開くことで，アクチュエータが作動する．

一定に保っていても，坂道では速度が低下するといったことが挙げられる．
1. 3 オープンセンタシステムの種類
ミニショベルでは，常に一定流量を吐出する固定容量ポンプとの組合せが主流であるが，中型ショベ
ルでは，入力信号に応じた任意流量を吐出する可変容量ポンプとの組合せが主流である．可変容量ポン― 65 ―

「オープンセンタシステムとクローズドセンタシステム」

プとの組合せの場合，ブリードオフ回路下流に絞りを設け，下流圧力をポンプにフィードバックし，吐出流量を制御するネガティブコントロールと，ス
プール操作量に応じた信号（圧力や電流値など）をポンプにフィードバックし，吐出流量を制御するポ
ジティブコントロールがある．
共に，操作量に応じてポンプ吐出流量を必要最小限に抑えた省エネシステムである．

2

して定義される．
2. 2 ロードセンシングシステムの特徴
アクチェータ負荷圧力が変動しても，アクチュ
エータへの供給流量が変化しない．つまり，一定の操作レバー位置を保持した状態でも，アクチュエー
タ負荷圧力変動によって，アクチュエータ速度が変化しない（図 ４ ）．

クローズドセンタシステム

2. 1 クローズドセンタシステムとはクローズドセンタシステムの代表回路として，
ロードセンシングシステムがある．
ロードセンシングシステムは，オープンセンタシ
ステムと違い，ブリードオフ回路が無く，主にメータイン回路とメータアウト回路から構成され，可変容量ポンプとの組合せで構成されるシステムである（図 ３ ）．

図4

操作レバー量と作動速度の関係

これは，オリフィス絞りの流量式 Q＝CA ΔP で示され，ΔPはメータイン絞りの前後差圧であり，
ロードセンシングシステムではΔPが一定になるため，流量Qが変化しない．
2. 3 ロードセンシングシステムの動向
ロードセンシングシステムは，操作量に応じてポンプ吐出流量を必要最小限に抑えた省エネシステム
であり，ミニショベルを中心に需要が増えている．
また，アクチュエータ負荷圧力変動に影響せず，操作量に応じた流量が安定して得られることから，ショベルに関わらず，近年では自動化用油圧システ
ムとしても需要が増えている．
図3

ロードセンシングシステム回路

スプール中立位置のとき，メータイン回路とメー
タアウト回路が閉じているため，アクチュエータが作動しない．その際，ポンプの吐出流量は，スタン
バイ流量となっており，アンロード弁などを経由してタンクへ流れている．
操作レバーなどでスプールを切り替えると，アン
ロード弁が閉じて，メータイン回路とメータアウト
回路が開き，アクチュエータへ作動する．その際，メータイン絞りの前後差圧ΔPが一定になるように，
アクチュエータ負荷圧力をポンプにフィードバック
し，吐出流量を制御する．このΔPはLS制御差圧と― 66 ―

編集後記
私は生産技術開発に携わっている関係上，記事集めも生産技術関連が中心である．しかし生産技
術はノウハウの塊のため，記事にしたくてもできないことが多く，いつも記事集めには苦労する．
私が編集員になってから今回で 5 巻目であるが，生産技術関連の記事は 1 割程度しかなく，本巻でもゼロ件である．技術者であれば自ら開発した技術をアピールしたいものだが，それがなかなか叶わない．生産技術関連のノウハウを隠しつつ，開発技術をアピールする，そこが編集員の腕の見せどころかもしれない．
（川添委員）
少し前には想像してなかった，これからCOVID-19とうまく付き合っていく．生活様式や行動意識の変容・変革をネガティブに捉えると，ついつい暗い気持ちになりがちだ．あの頃は……と懐古するわけではないが数年前の本誌を見返すと，変える・変わるを恐れず，今に繋がること，これからに繋げることを紡いでいくのが使命だと叱咤激励が込められている気がした．
とは言え私のように構えずに，本誌はアーカイブ含めてWebでもご覧いただけるので，ブラウジングで気軽に眺めていただければ幸いである．
（太田委員）
KYB技報に目を通すと，実に様々な分野で研究，開発がされていることがよくわかる．編集担
当記事は，自分の専門外であることも多く，内容を理解したうえで編集するのには苦労する．私事だが本記を執筆中，昨年受験した，ある資格試験の合格通知が届いた．
今まで私が専門としてきた分野とは異なり，ほぼ素人の状態であったが約 3 ヶ月の自己学習で見事，一発合格．今回，専門外の分野にチャレンジした事は，今後の編集作業や自身の新たな研究，
開発への取り組みでも生かせるのではないだろうか．
（岡田委員）

編
◎伊藤
椛澤
川添
周防
星野
丸山
川島
太田
宮谷
野口

隆
亮一
敏行
士朗
公輔
政一
茂
康洋
修
洋一

集

技術本部基盤技術研究所
技術本部基盤技術研究所
技術本部生産技術研究所
技術本部知的財産部
HC事業本部相模油機技術部
航空機器事業部技術部
特捜車両事業部熊谷工場技術部
AC事業本部製品企画開発部
AC事業本部電子技術部
AC事業本部PS事業部生産技術部

委

員

岡田 潔
KYBモーターサイクルサスペンション㈱生産技術部
中野 智和 HC事業本部岐阜南油機技術部
松村 亮一 経営企画本部経営企画部
岡村 和徳 KYBステージエンジニアリング㈱技術部
宮嶋 勝昭 KYBエンジニアリングアンドサービス㈱技術部
河野 義彦 ㈱タカコ技術本部開発部
小林 弘孝 KYB-YS㈱設計部○宮 能治
技術本部技術企画部○大林 義博 技術本部技術企画部〇村山 栄司 技術本部技術企画部◎編集委員長○編集事務局
HC事業本部：ハイドロリックコンポーネンツ事業本部
AC事業本部：オートモーティブコンポーネンツ事業本部

発
行
編集発行人
発 行 所

KYB技報 第62号
〔禁無断転載〕 〔非売品〕
2021年 4 月 1 日
KYB技報編集委員会
KYB株式会社（2015年10月 1 日よりカヤバ工業株式会社は
商号をKYB株式会社に変更いたしました）

印

刷

所

〒105―6111
東京都港区浜松町二丁目 4 番 1 号
世界貿易センタービル
電話 0 3 ― 3 4 3 5 ― 6 4 5 1
FAX 0 3 ― 3 4 3 6 ― 6 7 5 9
勝美印刷株式会社／東京・白山

ホームページへの掲載のお知らせ
日頃，KYB技報をご愛読いただきありがとうございます．第50号（2015年４月発行）から，より多くの方々にご覧いただくことを目的とし，弊社ホームページへの掲載を行っております．
是非ご利用下さい．
なお，冊子の発行は従来通り行ないますので，
こちらもあわせてご利用下さい．
〈KYBのホームページアドレス〉
http://www.kyb.co.jp/（ト ップ画面からKYB技報バナーをクリックして下さい）