補助事業名「2021年度超音波加振を用いた連続繊
維強化プラスチックスの高速3Dプリンティングに関する研究補助事業」成果報告書

この事業は，競輪の補助を受けて実施した事業です．

目次
第1章

緒言

2

1.1

研究背景 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2

1.2

3D プリント技術の現在 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3

1.2.1

溶融積層造形（FDM：Fused Deposition Modeling）方式 . . . . . . .

3

1.2.2

光造形（SLA：Stereolithography）方式 . . . . . . . . . . . . . . . .

4

1.2.3

材料噴射（Material Jetting）方式. . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4

1.2.4

選択的レーザー焼結（SLS：Selective Laser Sintering）方式 . . . . .

4

1.3

3D プリントへの強化材の添加 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6

1.4

連続繊維強化複合材 3D プリントの課題と応用 . . . . . . . . . . . . . . . . 12

1.5

研究目的 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

第2章

2.1

2.2

2.3

実験方法

19

3D プリンター概要 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
2.1.1

造形環境 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

2.1.2

FDM3D プリンター改良 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

使用材料 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

2.2.1

DSC 測定 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

2.2.2

繊維束サイジング剤除去 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

試験片造形

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

2.3.1

試験片造形経路 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

2.3.2

NeatPLA・NeatPA12 試験片造形 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

2.3.3

CF/PLA 試験片造形（単一パラメータの影響調査） . . . . . . . . . 28

2.3.4

CF/PLA 試験片造形（パラメータ間相互作用調査） . . . . . . . . . 31

2.3.5

CF/PA12 試験片造形 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

2.4

断面観察 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

2.5引張試験 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

2.6

応答曲面法

第3章

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

実験結果・考察39

3.1

樹脂フィラメント DSC 測定 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

3.2

強化繊維添加による機械的特性への影響 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

3.3

3.2.1

neat PLA と CF/PLA との比較 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

3.2.2

neat PA12 と CF/PA12 との比較 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

CF/PLA 試験片におけるプロセスパラメータの影響
3.3.1. . . . . . . . . . . . . 43

ノズル変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

3.4

3.5

第4章

3.3.2

造形温度 T 変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

3.3.3

造形速度 v 変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

3.3.4

フィラメント送り速度 f 変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

3.3.5

層厚さ h 変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

3.3.6

繊維束内の繊維数変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

3.3.7

造形ライン間隔 w 変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

3.3.8

サイジング剤除去による影響. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66

CF/PLA 試験片におけるパラメータ相互作用調査 . . . . . . . . . . . . . . . 68
3.4.1

引張試験結果 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

3.4.2

AE 測定結果 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

3.4.3

数学的モデル作成 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79

3.4.4

応答曲面（引張強度-プロセスパラメータ） . . . . . . . . . . . . . . 82

3.4.5

応答曲面（引張弾性率-プロセスパラメータ） . . . . . . . . . . . . 89

3.4.6

応答曲面（AE Hit/破断変位-プロセスパラメータ） . . . . . . . . . . 96

3.4.7

最適パラメータの提案 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104

CF/PA12 試験片におけるプロセスパラメータの影響 . . . . . . . . . . . . . 106
3.5.1

造形温度 T 変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106

3.5.2

造形速度 v 変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107

3.5.3

フィラメント送り速度 f 変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108

3.5.4

層厚さ h 変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

3.5.5

繊維束内の繊維数変更 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110

ノズル内樹脂流動解析

111

4.1

モデル作成

4.2

解析条件 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112

4.3

解析結果 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111

第5章

結言

116

第6章

Appendix

121

6.1

6.2

繊維強化複合材フィラメント作製 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121

6.1.1

フィラメント作製方法 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121

6.1.2

評価方法 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124

6.1.3

フィラメント断面観察結果 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125

6.1.4

フィラメント引張試験結果 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129

リング引張試験 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130

6.2.1

試験片作製 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130

6.2.2

試験方法 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131

6.2.3

実験結果 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132

6.3

造形経路 G-code . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133

第 1 章 緒言
1.1

研究背景

3D プリント技術に代表されるような付加製造（Additive Manufacturing : AM）技術は，次世代の加工・製造技術として様々な分野での注目が高まっている．AM とは 3D モデル
からオブジェクトを作製するため層ごとに材料を結合してゆくプロセスを指し，既存の製造技術では実現困難な形状の設計が可能である．
現在 3D プリンターは様々な業界で採用が拡大し，その市場規模は Figure 1.1 [1] に示すように 2014 年から 2018 年の 4 年間で 12.6%増加しており，今後も増加し続けると予測されている．このように市場が拡大し続ける要因としては，3D プリンターの他の製造法にはない特徴が挙げられる．大きな長所として，3 次元モデリングによる設計から直接試作品を生産できることが挙げられ，これにより開発リードタイムの大幅な短縮が可能となる．また，金型を必要としない造形方式であることから，少量生産時のコスト低減や個々のニーズに合わせた製品生産が可能となる．しかし，3D プリントでは他の製造方法と比較すると造形物の寸法精度や機械的特性が低い．そのため，現状では試作品や治具などへの使用にとどまっており，さらなる適用範囲の拡大が求められている．
近年，造形物の機械的特性および機能性改善方法として，一般的に普及が進んでいる樹
脂材料ではなく金属材料を使用した 3D プリンターの開発が進んでいる．この金属 3D プ
リンターは航空機部品や金型などの製造に導入され始めているが，設備の導入コストや原料の金属粉体が高価であることから，普及が進んでいるとは言い難い．そこで，設備・材
料コストが低い既存の樹脂 3D プリンターに対し，強化材を添加することで特性を向上させる研究が進められている．本技術の確立がなされることで，造形物の強度や剛性を飛躍的に向上させることが可能であり，様々な産業分野における多品種少量生産用途などへの適用が期待できる．

2

Figure 1.1 Global 3D printing revenues among large public companies (Unit : US$ billion, 2014-2020).

1.2

3D プリント技術の現在

3D プリント技術は 1984 年に 3D Systems の創業者である Charles Hull によって最初に記
述 [2] され，現在に至るまで様々な造形方式が開発されている．それぞれの技術には，造形可能材料の種類や造形精度など様々なメリット・デメリットが存在する．本節では，現在主に使用されている樹脂材料の 3D プリント技術について示す．

1.2.1 溶融積層造形（FDM：Fused Deposition Modeling）方式
FDM 方式は，樹脂材料による 3D プリントにおいて最も一般的に使用されている技術であり，造形材料にはポリ乳酸（Poly(lactic acid) ：PLA）や ABS 樹脂（Acrylonitrile Buta-

diene Styrene : ABS）などをフィラメント状に加工したものが用いられる．方式としては，
Figure 1.2 (a) に示すように，フィラメントを溶融させ，ノズルから押し出し積層していく
ことで造形を行うものである．メリットとして材料コストや造形設備が安価であることが挙げられるが，材料がフィラメント状でならなければならないことや，使用可能な樹脂が適切な溶融粘度を有するものに限定されるといったデメリットも存在する．

3

1.2.2

光造形（SLA：Stereolithography）方式

SLA 方式の造形材料には UV レーザーで硬化可能なアクリル系やエポキシ系の光硬化性樹脂が使用される．方式としては，Figure 1.2 (b) に示すように，樹脂層内に UV レーザーを照射し樹脂を硬化させ，プラットフォームを下降させていくことで 3 次元構造物の造形を行うものである．メリットとして表面性状や寸法精度に優れた高品質の造形が可能であるという点が挙げられるが，デメリットとして造形設備が高価である点が挙げられる．

1.2.3

材料噴射（Material Jetting）方式

材料噴射方式の造形材料には UV レーザーで硬化可能な光硬化性樹脂が使用される．方式としては，Figure 1.2 (c) に示すように，ノズルから液体の光硬化性樹脂を噴射し，UV
ライトを照射することで硬化させ積層することで造形を行うものである．メリットとしてUV 効果が可能である様々な種類の材料を使用できることが挙げられるが，造形時にサポー
ト剤を多く必要とするためコストが高くなるというデメリットも存在する．

1.2.4 選択的レーザー焼結（SLS：Selective Laser Sintering）方式
SLM 方式は粉末状の材料を使用する造形方式であり，主な造形対象材料としてポリカプ
トラクトン（PCL）やポリアミド（PA）などが使用されている．方式としては，Figure 1.2(d) に示すように，ローラーを使用して粉末をプラットフォーム上に広げ，レーザーを照射することによって焼結する．焼結後プラットフォームを降下させ，再度同様の手順を繰り返すことで造形を行うものである．メリットとして層間の結合強度が高い部品が作製できることやサポート材が不要であることが挙げられるが，表面性状が良い状態の造形物が得られないといったデメリットも存在する．

4

Figure 1.2 Schematic of 3D printing method method.

5

1.3

3D プリントへの強化材の添加

3D プリントされた造形物の機械的特性・機能性向上のため，造形材料である熱可塑性樹脂に強化材料を添加する研究が多く行われてきた．強化材としては粒子・繊維・ナノ材
料など，様々な種類のものが存在し，いずれにおいても有用な結果が多数報告されている．
粒子材料による造形物の特性向上に関しては，低コストであることなどを背景に多くの研究が行われている．しかし，粒子により複合材料の機能性を向上させる研究は多く行われている [3–6] が，機械的特性向上に着目した研究は少ない．Chung ら [7] は，材料樹脂であるナイロン 11 に 0-30 wt%のガラスビーズを添加した際の特性の変化について調査を行った．試験片は SLS 方式の 3D プリンターを使用し作製され，機械的特性の評価として
引張・圧縮試験を実施している．その結果，ガラスビーズの添加により引張・圧縮弾性率の向上が確認され，添加量の増加に従い増加率が向上すると報告した．Nikzad ら [8] は，強化材として金属粒子を添加した ABS 樹脂フィラメントを作製し，FDM 方式の 3D プリ
ンターで造形を行った．金属粒子としては銅および鉄が使用され，機械的特性の評価のため引張試験を実施している．結果として，金属粒子の添加により造形物の引張弾性率が向上したと報告している．ここに示したように，粒子強化材添加による機械的特性向上例は存在するものの，樹脂単体と比較して飛躍的に向上したという例は報告されていない．
繊維材料による造形物の特性向上の研究について，繊維含有率，引張強度および樹脂単体と比較したときの強度向上率をまとめた表を Table 1.1 に示す．ガラス繊維や炭素繊維の添加により，樹脂単体と比較して機械的特性が顕著に向上していることが確認できる．強化繊維の形状には短繊維と連続繊維の 2 種類が存在するが，低コストであり添加が容易であることから短繊維を使用した研究が多くなされている [9–14]．

Zhong ら [9] は，FDM 方式の 3D プリンターで使用される ABS フィラメントの強度および剛性の向上のため，短ガラス繊維の添加を行った．結果として，ABS フィラメントへのガラス繊維の添加は，柔軟性および取り扱い性の低下を引き起こすものの，強度・剛性を有意に改善したと報告している．また，同時に可塑剤および相溶加材を添加することで，さらに大きく改善することができると述べている．Tekinalp ら [10] は，3D プリント用造形材料として短繊維強化 ABS を使用して造形を行った．強化繊維添加の結果として，引張強度・弾性率はそれぞれ 115%・700%向上したと報告している．さらに，3D プリント
造形材料と従来の圧縮成形との比較を行っている．3D プリントサンプルは造形方向に高い繊維配向性を示しており，空隙率は高いものの圧縮成形サンプルと同程度の引張強度・弾性率を示したとも報告している．Ning ら [11] は，FDM 造形部品の機械的特性改善のため，短炭素繊維を添加したフィラメントを作製し，造形した試験片に対し引張および曲げ特性の評価を行った．結果として，短繊維の添加により引張強度・弾性率は改善したが，靭性・降伏強度および延性が減少したと報告している．最大引張強度は 5 wt%添加時，最大引張弾性率は 7.5 wt%添加時にそれぞれ確認され，繊維長 100 µm から 150 µm に変更することで特性が向上したとも述べている．
しかし，短繊維の添加は樹脂単体と比較すると大幅な機械的特性の改善が期待できるが6

限定的であり，構造部材など高負荷荷重が予測される部品の造形には適していない．そのため，近年ではさらに高い強化効果を見込んで，連続繊維を強化材として使用する研究例も増えつつある．特に Markforged 社は連続繊維強化複合材料を造形できる MarkOne®3D
プリンター（Figure 1.3）を開発し販売を開始した．現在では，MarkOne3D プリンターを改良した MarkTwo，更なる広造形空間を備えた MarkX などの販売を行っている．連続繊維を使用した 3D プリンターの造形方式は Figure 1.4(a) のような予備含浸させたプリプレ
グフィラメントを使用し造形する方法，Figure 1.4(b) のドライの繊維束と樹脂フィラメン
トを別々に送り出しヒートヘッド内で混合する方法（その場樹脂含浸法），Figure 1.4(c) の造形物に直接繊維を埋め込む方法の 3 種類が存在しており，それぞれにメリット・デメリッ
トが存在する．予備含浸フィラメントを押し出す方法は，あらかじめ樹脂を含浸させるた
め，繊維-母材界面の結合が比較的良好であり，樹脂含浸率の良好な造形物が得られやす
い．しかし，フィラメント製造時に繊維体積含有率が決定されてしまうことから，3D プリント時の制御が不可能である．その場樹脂含浸方式は繊維束と樹脂を別々に送り出すことから繊維体積含有率の制御が可能であり，予備含浸工程が必要ないことから造形時間が短
く，設備コストも低い．しかし，樹脂含浸はヒートヘッド内のみで行われることから，繊維束への樹脂含浸性が低いことがデメリットとして挙げられている．造形物に直接繊維を埋め込む方法は，最も簡便な方法であるものの，繊維-母材間の界面強度は低く，樹脂含浸性も良好とはいえない．MarkOne3D プリンターでは予備含浸フィラメントを押し出す方法が採用されており，Markforged 社が予備含浸フィラメントの販売を行っている．Table 1.2に連続繊維を使用し複合材料の作製を行っている研究について，造形材料，造形方式および機械的特性試験結果の一覧を示す．
予備含浸フィラメントを押し出す方法を使用した複合材料 3D プリンターの研究においては MarkOne を研究対象としているものが多く報告されている．Justo ら [16] は，MarkOne3D
プリンターを使用してナイロンベースの連続繊維強化複合材料を造形し，造形物に対し機械的特性の評価を行った．結果として，通常の 3D プリント部品と比較して機械的特性は数倍に向上するものの，空隙率の高さなどから一般的なプリプレグ材のオートクレーブ製
造部品との競合は不可能であると報告している．しかし，今後の課題解決によっては非常に有用な部品製造手段になりうるとも述べており，そのためには複雑形状の部品特性や空隙率低下方法などの検討が必要となってくると結論付けている．Blok ら [17] は，複合材料

3D プリント技術の調査として，短繊維および連続繊維材料の比較を行った．短繊維複合
フィラメントを使用した造形では，連続繊維フィラメント使用時と比較して造形自由度の面で優れているが，機械的特性に関しては連続繊維強化複合材より強度・剛性が一桁低いという結果になったと報告している．課題解決のため，Blok らは今後更に長い繊維長を持
つ短繊維を使用した 3D プリント複合材について調査を行っていくと述べた．また，自身で予備含浸フィラメントの作製を行っている研究も何件か報告されている．Hu ら [20] は，

3D プリンターによる連続炭素繊維強化複合材料部品造形のための新規方法として，連続炭素繊維プリプレグフィラメントを製造する方法を提案した．また造形部品に対するプロ
セスパラメータの影響調査も行っており，機械的特性を曲げ試験により評価している．結7

果より，造形時の層厚さは強度・弾性率に与える影響が大きく，造形温度および造形速度は影響が小さいと報告している．また Hu らが提案した造形プロセスが，連続炭素繊維強化複合部品造形のための有望な技術であると結論付けている．
その場樹脂含浸方式を使用した複合材料 3D プリンターに関しては，既存の 3D プリン
ターを改良もしくは新たに作製しているものが多い．Matsuzaki ら [23] は，FDM 方式の3D プリンターを用いて連続繊維束と PLA フィラメントを同時に送り出すことで複合材料の造形を行った．繊維には炭素繊維およびジュート繊維が使用され，それぞれの機械的特性を引張試験を行うことで評価している．結果として，炭素繊維およびジュート繊維の添加により引張強度は，PLA 単体と比較してそれぞれ 435%と 134%であったと報告している．Yang ら [18] は，プリンターヘッド内で繊維束に樹脂を含浸させるその場樹脂含浸方式を使用して炭素繊維強化 ABS 複合材料の造形を行い，造形した試料に対して引張試験・

3 点曲げ試験・層間せん断試験を実施した．その結果，引張試験・3 点曲げ試験においては ABS 単体と比較して機械的特性の大幅な向上が確認されたが，層間せん断試験によって測定されたせん断強度に関しては非常に低いと報告している．Yang らは，この結果には 3D プリント技術特有のラインごとの造形プロセスが影響しており，改善にはパラメー
タの変更による十分な加熱と樹脂含浸時間が必要であると述べている．
造形物に直接繊維を埋め込む方法は簡便な方法であるが，この方式で研究を行っている
例は他の方式と比較し少ない．Mori ら [24] は，連続繊維強化複合材料を，FDM 方式 3D
プリンターで造形したプレートの間に繊維束を挟み，加熱するという方法で作製している．
また，作製した試験片に対し引張試験および疲労試験を行っており，樹脂単体と比較して特性が向上したと報告している．Yao ら [25] は，FDM 方式における PLA 試験片造形時に連続炭素繊維束を埋め込むという方法で複合材料部品の作製を行っている．得られた試験片に対し引張および曲げ試験を行い，結果として 70 ％の引張強度増加および 18.7 ％の曲げ強度増加が確認されたと報告している．

8

9

Matrix

ABS

ABS

ABS

ABS

PA12

PA6

Study

Zhong et al.

Tekinalp et al.

Ning et al.

Love et al.

Liao et al.

Karsli et al.

Short Carbon Fiber

Short Carbon Fiber

Short Carbon Fiber

Short Carbon Fiber

Short Carbon Fiber

Short Glass Fiber

Reinforcement

FDM

FDM

FDM

FDM

FDM

FDM

Molding techniqe

20 wt%

10 wt%

13 wt%

5 wt%

40 wt%

18 wt%

Fiber loading

88

93.8

70.7

42

70

58.6

Tensile strength [MPa]Table 1.1 List of previous research on 3D printing of short fiber reinforced composites.

176

102.2

194

24

115

140

Improvement [%]

[14]

[13]

[12]

[11]

[10]

[9]

Ref. No.

Figure 1.3 Photograph of MarkOne®3D printer.

(a) Pre-Impregnated Method(b) In-Situ Resin Impregnating Method(c) Embedding after 3D Printing
Figure 1.4 Schematic of molding method of continuous fiber reinforced composites.

10

11

ABS

PLA

PLA

PLA

PA6

PLA

Yang et al.

Tian et al.

Hu et al.

Li et al.

Liu et al.

Matuzaki et al.

Nylon

Justo et al.

Nylon

PLA

Tian et al.

Blok et al.

MatrixStudy

Carbon Fiber Tow

1K Carbon Fiber Tow

1K Carbon Fiber Tow

1K Carbon Fiber Tow

1K Carbon Fiber Tow

1K Carbon Fiber Tow

Carbon Fiber Tow

Carbon Fiber Tow

1K Carbon Fiber Tow

Reinforcement

In-situ Resin Impregnation

In-situ Resin Impregnation

In-situ Resin Impregnation

Used pre-impregnation filamentIn-situ Resin Impregnation

In-situ Resin Impregnation

Used pre-impregnation filament

Used pre-impregnation filamentIn-situ Resin Impregnation

Molding techniqe

256 MPa

-

91MPa

-

256 MPa

147 MPa

986 MPa

701 MPa-

strength20.6 GPa---

20.6 GPa

4.19 GPa

62.5 GPa

68.1 GPa-

modulusTensile-505 MPa

156 MPa

542 MPa

263 MPa

127 MPa

485 MPa-

335 MPa

strength-

47 GPa-40.1 GPa

13.3 GPa

7.72 GPa

41.6 GPa-

30 GPamodulus

FlexuralRemodeling process

Mark One 3D printerMark One 3D printer

Other

Sizing agent(PA845H)

Poly(lactic acid) sizing agent

Table 1.2 List of previous research on 3D printing of continuous fiber reinforced composites.

[23]

[22]

[21]

[20]

[19]

[18]

[17]

[16]

[15]

Ref. No.

1.4

連続繊維強化複合材 3D プリントの課題と応用

1.3 節でも述べたように，連続繊維を強化材として使用することで，他の方法と比較して機械的特性が大きく向上することが報告されている．しかし，一定の強化効果は得られるものの，造形物の繊維体積含有率が低いことや，繊維束への樹脂含浸が十分でなく繊維母材界面強度が低いことなどが課題として挙げられており，この問題に対して様々な改善手法の提案が行われている．

Tian ら [15] は，造形した炭素繊維強化ポリ乳酸複合材料（CF/PLA）の機械的特性や繊維母材界面に対するプロセスパラメータの影響について調査を行った．結果として，Figure 1.5に示すように樹脂溶融装置温度 T ・層厚さ L・ハッチ間隔 H を変更することにより界面性状は大きく変化し，T 高温・L 小・H 小のときに機械的特性が大きく向上したと報告している．ここから Tian らは，従来の成形プロセスで重要であった温度と成形圧力は，3D
プリンターによる CF/PLA 造形の際にも重要であり，これらを変化させるパラメーターの制御により，機械的特性や繊維体積含有率・界面強度などを改善することができると結論付けている．Li ら [21] は，3D プリンターにより造形した炭素繊維とポリ乳酸間の界面強度向上のため，造形前炭素繊維束に対し PLA サイジング剤による表面処理を行った．結果として，繊維間のボイド量が減少し，繊維が PLA 樹脂によって被覆されている様子が観察できたと述べており，処理を行った炭素繊維を使用した複合材は，未処理繊維束を使用したものと比較して引張強度は 13.8%，曲げ強度が 164%向上したと報告している．Liu
ら [22] は，市販の炭素繊維に使用されているサイジング剤に熱可塑性樹脂との相溶性がないことから，3D プリントプロセスにおいて樹脂含浸率および界面結合力を低下させる要因となっており，改善のため熱可塑性サイジング剤の導入が必要であると述べている．
また，実際にポリアミド分散サイジング剤 (PA845H) による表面処理を施しており，処理繊維束を使用した試験片に対し曲げ試験により機械的特性の評価を行っている．結果として，Figure 1.6 に示すように未処理繊維束使用時には繊維束が PA6 マトリックスに囲まれているのみだったのに対し，処理繊維束使用時には母材樹脂により互いに結合している様子が観察できる．曲げ強度に関しても処理により 15%向上しており，繊維束へのサイジン
グプロセス導入により良好な界面特性が得られると結論付けている．
さらに，この連続繊維強化複合材料の 3D プリント技術を使用し，様々な形状部品の作製や新たな技術の開発を行っている研究もいくつか存在する．Yang ら [18] は，繊維強化複合材料 3D プリントプロセスによる航空機部品や自転車のフレームなどの複合材部品製造への適用に大きな可能性があると述べており，実際に Figure 1.7 に示すような回転体の造形を行っている．これらの部品は低コスト・短時間で造形することができ，従来の製造法では困難な複雑な曲面を作成できると報告している．また，課題として層間結合強度が低いことや繊維束のうねりが発生することなどを挙げており，これらの解決のためにプリントプロセスや造形物の界面に関する研究が必要であるとも述べている．Tian ら [15] は，

3D プリンターを使用して Figure 1.8 に示すような円筒形の炭素繊維強化ポリ乳酸複合材
料部品造形を行った．この結果として，曲率半径の大きなパーツ造形時に繊維束が造形ラ

12

インより内側にずれるという現象が発生したと報告しており，これらの繊維ずれの影響に関しては今後の研究で調査を行っていくと述べている．また，造形された部品の平均密度は約 1.2 g/cm3 より，十分に軽量構造物の造形が可能であると結論付けている．Sugiyama
ら [26] は，連続炭素繊維 3D プリンターを使用し，Figure 1.9 に示すような様々なコア形状を有するサンドイッチ構造の造形を行った．また，コア形状による機械的特性の変化を

3 点曲げにより評価しており，結果としてひし形形状を持つサンドイッチ構造が最も優れていたと報告している．Liu ら [27] は，連続繊維強化複合材料の 3D プリントを用いて，

Figure 1.10 に示すような格子トラスのコア構造造形を行っている．本構造は Liu らが新たに提案している free-hanging 3D プリント技術により作製されており，圧縮強度は熱可塑性樹脂単体のものより 224%向上したと報告している．Zhang ら [28] は，連続繊維強化複合材
料の 3D プリントのための新たな設計手法として繊維の曲線配向に関するコンセプトの提案を行った．有限要素解析を使用し，一方向繊維配向と曲線繊維配向に対して円孔が存在する場合の解析を実施した結果，繊維とマトリックスの両方における応力集中が曲線繊維配向によって著しく減少し、複合材の剛性が改善されたことを報告している．Rakhshbahar
ら [29] は，新たな複合材製造手法として自動繊維配置（Automatic Fiber Placement：AFP）
における空隙を連続繊維強化複合材料 3D プリンターで補填する方法を提案し，4 点曲げ試験・層間せん断強度試験・引張試験によって評価を行った．結果として，3D プリンターにより空隙を補填することで機械的特性は向上し，空隙の発生していない試験片とほとん
ど変わらない結果となったと報告している．ここから，新規製造手法により高品質の部品の製造が可能であり，3D プリンターは AFP プロセスの補填として有用であったと述べている．
このように，3D プリンターを使用した連続繊維強化複合材料造形に関しては，強度評
価や実際の造形物作製まで，様々な研究例が報告されている．しかし，他の成形方法で作製したものと比較すると，繊維体積含有率や樹脂含浸率が低いという課題は解決されていない．そのため，繊維強化複合材料 3D プリンターの実用化に向けては，更なる繊維体積
含有率や樹脂含浸率の改善が求められている．

13

Figure 1.5 Microstructures of fractured cross section of 3D printed CF/PLA composites with changing
temperature of liquifier, layer thichness and hatch spacing [15].

14Figure 1.6 Microstructures and fracture patterns of 3D printed sizing CF/PLA and removed sizing
CF/PLA [22].

Figure 1.7 Photograph of CF/ABS components Molding by 3D printing process [18].

15Figure 1.8 Photograph of CF/PLA components Molding by 3D printing process [15].

Figure 1.9 Photograph of (a) various printed core shapes of sandwich structures and (b) enlarged coreshapes [26].

16Figure 1.10 Photograph of 3D printed CF/PLA lattice truss core structures of diﬀerent topologies [27].

17

1.5

研究目的

本研究では，種々の強化材のなかでも特に高い強化効果が期待できる連続炭素繊維に着目し，FDM 方式の 3D プリンターを使用して連続炭素繊維強化複合材料の造形を行う．造形方式については，1.4 節で述べたように繊維体積含有率を制御でき，中間材料製造の必要がないといったメリットを有するその場樹脂含浸法を採用する．連続繊維強化複合材 3D
プリントの課題の 1 つとして，造形物の繊維体積含有率が低いことが挙げられているが，これはほとんどの研究において造形が容易という点から 1000 本の繊維を 1 束にした 1K 繊
維束が使用されていることが要因である．また，1K 繊維束は生産量が少ないことから，価格も高い．そこで本研究では，価格が低く繊維本数の多い 3K 繊維束に注目し，こちらを強化材として採用する．また，もう一つの課題であった樹脂含浸性については，Tian ら [15]が行っていたようなプロセスパラメータの影響を調査することで改善を試みる．本研究では，Tian らが行っていたような単一パラメータの影響調査に加えて，いくつかのパラメータの相互作用についても調査し，より詳細な検討を行った．検討するパラメータは，3D プ
リンターのパラメータとして造形温度・造形速度・フィラメント送り速度・層厚さ・ライン間隔の 5 つであり，その他の影響因子としてノズル形状・繊維数・サイジング剤の有無も検討した．さらに，実験的調査のみではなくパラメータの影響について解析的な調査も行った．目視では確認できないノズル内の樹脂流動挙動に注目し，プロセスパラメータの変化がノズル内圧力に与える影響について解析を行った．これらのアプローチから，本研
究では連続炭素繊維強化複合材料の 3D プリントにおける機械的特性および樹脂含浸性を調査し，最適なパラメータについての提案を行うことを目的とする．

18

第 2 章 実験方法
2.1

3D プリンター概要

本研究では市販の FDM3D プリンターに改良を施すことで連続繊維強化複合材料の造形を行った．以下に造形に使用したハード・ソフトウェア環境および FDM3D プリンター改
良の詳細を示す．

2.1.1 造形環境
Figure 2.1 に使用した造形環境（FDM3D プリンター＋強化繊維）の外観写真を示す．本
研究で使用した 3D プリンターは PRN3D-A4（MICROFACTORY）であり，造形物の 3Dモデル作成には SOLIDWORKS2017，3D プリンタークライアントソフトに Repetier-Host（Repetier Software），G-code 生成ソフトに Slic3D を使用した．PRN3D-A4 の最大造形サ
イズは 300 × 210 × 200 mm であり，インターフェースは RepRap に準拠している．

Figure 2.1 Photograph of FDM 3D printer and carbon fiber tow.

19

2.1.2

FDM3D プリンター改良

市販の FDM3D プリンターにより連続繊維強化複合材料の造形を行うため，以下に示す
ような改良を施した．
（1）プリンターヘッドパーツ（ヒートシンク and バレル）の内径拡大（2）真鍮ノズル内径拡大（3）先端材質を変更した新規ノズル（ジルコニアノズル）の作製（4）繊維束供給パーツの追加（1）プリンターヘッドパーツ（ヒートシンク and バレル）の内径拡大：Figure 2.2 に示すような既存のヒートシンクおよびバレルは樹脂フィラメント 1 本（1.75 mm）を通すように設計されており，加工前の最小内径はヒートシンクが 2 mm，バレルが 2 mm（金属製
バレル内径 3 mm 内に外径 3 mm・内径 2 mm の PTFE チューブが挿入）であった．加工前の状態で繊維束を挿入し造形を行うと，外壁との摩擦により繊維束が損傷し造形を行うことが不可能であった．このため，本研究では Figure 2.3 に示すように，ヒートシンクおよびバレルの内径を 4 mm に拡大し，壁面摩擦軽減のため外径 4 mm・内径 3 mm の PTFE
チューブを挿入した．
（2）真鍮ノズル内径拡大：RepRap3D プリンターで標準的に使用される真鍮ノズルの内径が 0.4 mm であり，未加工の状態では繊維束を通すことが不可能であるため，Figure 2.4 に示すように内径 1.0 mm に加工を行った．
（3）先端材質を変更した新規ノズル（ジルコニアノズル）の作製：上述した真鍮ノズルは先端が鋭利であり造形中に繊維束が損傷するという問題が発生した．そこで本研究ではFigure 2.5 に示すような先端に R 加工を施したノズルを新たに作製し造形を行った．先端の材質は炭素繊維束との摩擦による摩耗防止のためジルコニアを採用している．本ノズル
は，先端のジルコニア部を真鍮製のふたで押さえつけ，ボルトで締結することで，樹脂フィ
ラメント送り出しにより内圧が上昇しても，先端が押し出されることがない構造となっている．
（4）繊維束供給パーツの追加：連続繊維束供給のため，Figure 2.1 に示すように繊維束を巻き付けたボビンを設置した．本研究 3D プリンターの繊維束供給に使用する力は造形面‐造形物間の接着力であり，これにより造形終了まで途切れることなく繊維束を供給することができる．

20

Figure 2.2 Exploded view of the heat head.

21

Figure 2.3 Schematic view of heat sink of 3D printer for CFRP molding．(Inner diameter d=2.0 mm and
4.0 mm with PTFE tube) .

Figure 2.4 Photograph of nozzle of 3D printer for CFRP molding (Outlet diameter d=0.4 mm and 1.0
mm).

22

Figure 2.5 Schematic view of zirconia nozzle.

23

2.2

使用材料

本研究では母材樹脂として FDM3D プリンターで最も一般的に用いられるポリ乳酸（Poly(lactic acid) ：PLA）フィラメント（MICROFACTORY），およびその比較材料として

PA12 フィラメント (CoLiDo) を使用した．樹脂フィラメントの写真を Figure 2.6 に示す．強化繊維としては大幅な機械的特性の向上が期待できる 1K 連続炭素繊維（T300B-1000 50B，
東レ）および 3K 連続炭素繊維（T300B-3000 40B，東レ）を使用した．ここで 1K とは繊維 1000 本をまとめた束，3K とは繊維 3000 本をまとめた束のことを指す．繊維束単体での引張強度・弾性率は，1K・3K どちらの繊維束も 3530MPa・230 GPa となっている．

(a) PLAfilament(b) PA12filament

Figure 2.6 Photograph of thermoplastic resin filament.

2.2.1

DSC 測定本研究で使用する FDM3D プリンターは，樹脂フィラメントを加熱・溶融し吐出することで造形を行う．そのため，プロセスパラメータの 1 つであるヒートヘッド温度に対応する樹脂の熱的特性は，造形時に非常に重要となる．そこで母材樹脂である PLA と PA12 の融点および熱分解温度を示差走査熱量測定（Diﬀerential Scanning Calorimetry : DSC）により決定した．DSC 装置には DSC-60（島津製作所）を用い，測定は常温から昇温速度 10℃/min で 300 ℃まで昇温することで行った．資料は約 4 mg になるように切断した樹脂フィ
ラメントをアルミニウムセル内に封入することで作製した．

2.2.2

繊維束サイジング剤除去

現在一般に販売されている炭素繊維束にはサイジング剤が塗布されていることが多い．
これは繊維一本一本が非常に細いことから，主に繊維束の取り扱いを容易にするため塗布24

されている．それ以外にも繊維-母材間の界面結合強化という目的も兼ねており，サイジン
グ剤は母材樹脂との相性を考慮して開発されている．現在の炭素繊維強化プラスチックス
は熱硬化性樹脂を母材としたものがほとんどであるため，サイジング剤の主成分としてエ
ポキシ樹脂を使用したものが多く普及している．この熱硬化性樹脂用のサイジング剤は，溶融粘度の高い熱可塑性樹脂との相性が悪いことが報告されており，熱硬化性樹脂との親和性を向上させるため，再度サイジング処理を行っている研究も存在する [21] [22]．そこ
で本研究では，3D プリンターによる繊維強化プラスチックスの機械的特性および樹脂含浸性に及ぼすサイジング剤の影響を調査するため，サイジング剤を除去した繊維を使用して試験片の造形を行った．
本研究では，サイジング剤除去方法として有機溶剤（アセトン）に浸漬する方法を用いた．Figure 2.7 に示すように，金属製の円筒（Bobbin）にサイジング剤が塗布された状態の繊維束を巻き付け，浸漬中にほどけないように金属製のワイヤーで固定した．これをメスシリンダーに満たしたアセトン中に浸漬し，１日ごとにアセトンを交換し７日間以上浸漬することでサイジング剤の除去を行った．
本研究においてサイジング剤除去繊維束を用いて造形した試験片名には RS(Remove Siz-ing) と記す．

Figure 2.7 Schematic view of sizing removed method.

25

2.3

試験片造形

2.3.1

試験片造形経路

本研究において作成した造形経路を Figure 2.8 に示す．本造形経路は連続繊維強化複合材試験片造形ため作成したものであり，連続的に繊維束を供給するため試験片形状を一筆で描けるよう設計している．Figure 2.8 の Start Point より造形が開始され，End Point まで移動することで 1 層の造形が完了する．そこから層厚さの分だけプリンタヘッドを上昇させ 1 層目で造形した経路を逆方向に辿ることで連続的に造形を行った．(a) Line I，(b) LineII に関しては 3K 炭素繊維束造形時に使用した経路であり，(c) の Line III は 1K 炭素繊維造形時に使用した経路である．このように経路を変更するのは，異なる繊維数（1K，3K）において試験片の繊維体積含有率を統一するためである．

Figure 2.8 Schematic view of printing track for first layer.

26

2.3.2

NeatPLA・NeatPA12 試験片造形

強化繊維添加試験片との比較を行うため，樹脂単体試験片の造形を行った．造形に使用した経路は Figure 2.8(a) Line I であり，造形に使用した各種パラメータは Table 2.1 に示す通りである．

Table 2.1 Process parameters of molding neat PLA Specimen for 3D printer.

Nozzle Diameter [mm]Filament Diameter [mm]Extruder Temperature [℃]Heat Bed Temperature [℃]
Print Speed [mm/min]
Layer Thickness [mm]Line Width [mm]Lamination Number [-]Filament Extrusion Speed [mm/min]

27

PLA
1.5
1.75
190
60
600
0.25
1.8
4, 8
19

PA12
1.5
1.75
250
110
600
0.25
1.8
8
18

2.3.3

CF/PLA 試験片造形（単一パラメータの影響調査）

FDM3D プリンターを用いて，ドライの連続炭素繊維束と PLA 樹脂フィラメントを同時に送り出すことで，その場樹脂含浸方式による CF/PLA 試験片の造形を行った．造形経路には 3K 炭素繊維束使用時に Figure 2.8(a) Line I，1K 炭素繊維束使用時には (c) の LineIII
を使用している．本研究では，造形物の機械的特性に影響を及ぼす因子として，Figure 2.9に示すような 3D プリンターのプロセスパラメータに着目した．特に影響が大きいと考えられるパラメータとして造形温度 T ，造形速度 v ，フィラメント送り速度 f ，層厚さ h，造形ライン間隔 w の 5 種類が挙げられ，それぞれの影響を調査するためパラメータを変更して試験片を造形した．パラメータの設定は，造形温度 T が 190 ℃から 220 ℃までの 10 ℃ごと，造形速度 v が 100 mm/min から 300 mm/min までの 100 mm/min 刻み，フィラメン
ト送り速度 f は 18 mm/min から 20 mm/min までの 1 mm/min ごと，層厚さ h は 0.25 mmと 0.5 mm の 2 種類，造形ライン間隔 w は 0.6 mm と 1.8 mm の 2 種類としており，1 つのパラメータを変更しその他のパラメータを固定することで造形を行った．
また，その他造形物に影響を与える因子として，ノズル材質，繊維束内の繊維数，繊維束サイジング剤の有無を挙げ，それぞれ変更した際の影響の調査も行った．ノズル材質に関しては 2.1.2 節で述べたように真鍮ノズルとジルコニアノズルの 2 種類を使用した．繊
維数に関しては 1K および 3K 繊維束の 2 種類を使用し，サイジング剤については未処理の繊維束と 2.2.2 節に示すような処理を施した繊維束の 2 種類を使用している．
試験片作製に使用した各種プロセスパラメータを Table 2.2 および Table 2.3 に示す．ここで Table 2.2 には今回の試験片造形時に変更を行わなかったパラメータを，Table 2.3 には変更を行った各種パラメータを示す．試験片名に関しては CP_変更因子のように記述する．
（Ex. 造形温度 T 変更，T =190 ℃：CP_T190）

28

Figure 2.9 Schematic view of Process parameters of continuous carbon fiber 3D printing.

Table 2.2 Parameters of molding CF/PLA Specimen for 3D printer.

Nozzle Diameter [mm]Filament Diameter [mm]Heat Bed Temperature [℃]
Lamination Number [-]

29

1.5
1.75
60
8

30

Specimen
CP_T190
CP_T200
CP_T210
CP_T220CP_v100
CP_v200
CP_v300
CP_f18CP_f19CP_f20
CP_h0.25
CP_h0.5
CP_w0.6
CP_w1.8
CP_bn_4ply
CP_zn_4ply
CP_1K_T190
CP_1K_T200
CP_1K_T210
CP_1K_T220
CP_RS

Zirconia

Brass
Zirconia

Zirconia

Nozzle

3K

1K

3K

1K

3K

Tow Number

RemovedNo removed

Sizing

190
200
210
220
190

190

Modeling Temperature T [℃]
190
200
210
220

60

100

60

100

100
200
300

60

Print Speed v [mm/min]

19

8

19

8

19

18
19
20

19

Filament Extrusion Speed f [mm/min]

0.25

0.5

0.25

0.25
0.5

0.25

Layer Thickness h [mm]

1.8

0.6

1.8

0.6
1.8

1.8

Line Width w [mm]Table 2.3 Process parameters of extruder temperature T , print speed v, filament extrusion speed f , layer thickness h and line width w of molding CF/PLA
specimen.

2.3.4

CF/PLA 試験片造形（パラメータ間相互作用調査）

本研究では単一パラメータのみの変更による影響調査に加えて，パラメータ間の相互作用に関する調査も行った．ここでは造形温度 T ，造形速度 v ，フィラメント送り速度 f の 3
つのパラメータに特に注目し，Table 2.4 に示すようにパラメータを設定することで 36 条
件の試験片を造形した．また Table 2.5 に変更を行わなかったその他パラメータの値を示す．造形経路には Figure 2.8(b) Line II を使用している．

Table 2.4 Process parameters of extruder temperature T , print speed v, filament extrusion speed f forinvestigated parameter interaction.
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36

Print Speed v [mm/min]

Filament Extrusion Speed f [mm/min]

18

100

19

20

18

200

19

20

18

300

19

20

31

Modeling Temperature T [℃]
190
200
210
220
190
200
210
220
190
200
210
220
190
200
210
220
190
200
210
220
190
200
210
220
190
200
210
220
190
200
210
220
190
200
210
220

Table 2.5 Parameters of molding CF/PLA Specimen for investigated parameter interaction.

Nozzle Diameter [mm]Filament Diameter [mm]Heat Bed Temperature [℃]
Layer Thickness [mm]Line Width [mm]Lamination Number [-]

2.3.5

1.5
1.75
60
0.25
1.8
8

CF/PA12 試験片造形

FDM3D プリンターを用いて，ドライの連続炭素繊維束と PA12 樹脂フィラメントを同時に送り出すことで，その場樹脂含浸方式による CF/PA12 試験片の造形を行った．造形
経路には Figure 2.8(b) Line II を使用している．CF/PLA 試験片造形時と同様に造形温度 T ，造形速度 v ，フィラメント送り速度 f ，層厚さ h の 4 種類のパラメータに注目し造形を行う．パラメータの設定は，造形温度 T が 250 ℃から 290 ℃までの 10 ℃ごと，造形速度 v
が 100 と 150 mm/min の 2 種類，フィラメント送り速度 f は 17 mm/min から 18 mm/min までの 0.5 mm/min ごと，層厚さ h は 0.25 mm と 0.3 mm の 2 種類としており，CF/PLA と同様に 1 つのパラメータを変更しその他のパラメータを固定することで造形を行っている．
また，その他にも繊維束内繊維数の影響を調査するため，1K および 3K 繊維束の 2 種類を使用して造形を行った．

CF/PA12 試験片作製に使用した各種プロセスパラメータを Table 2.6 および Table 2.7 に示
す．ここで Table 2.6 には今回の試験片造形時に変更を行わなかったパラメータを，Table 2.7には変更を行った各種パラメータを示す．試験片名に関しては CPA_変更因子のように記述する．
（Ex. 造形温度 T 変更，T =250 ℃：CPA_T250）

Table 2.6 Parameters of molding CF/PA12 Specimen for 3D printer.

Nozzle Diameter [mm]Filament Diameter [mm]Heat Bed Temperature [℃]
Lamination Number [-]

32

1.5
1.75
110
8

33

Specimen
CPA_T250
CPA_T260
CPA_T270
CPA_T280
CPA_T290
CPA_v100
CPA_v150
CPA_f17
CPA_f17.5
CPA_f18
CPA_h0.25
CPA_h0.3
CPA_1K

1K

3K

Tow Number

250

Modeling Temperature T [℃]
250
260
270
280
290

100

100
150

100

Print Speed v [mm/min]

8

17

17
17.5
18

17

Filament Extrusion Speed f [mm/min]

0.25
0.3
0.25

0.3

Layer Thickness h [mm]Table 2.7 Process parameters of extruder temperature T , print speed v, filament extrusion speed f and layer thickness h of molding CF/PA12 specimen.

2.4

断面観察

造形した CF/PLA 試験片の樹脂含浸状態を確認するため断面観察を行った．本研究で使用する試験片は，造形時の状態では断面観察が困難なため，エポキシ樹脂を用いて樹脂埋めを行った．方法としては，アルミニウム板などを用いて簡易容器を作製し，内部に試験片を固定後樹脂を流し入れる．樹脂埋め用樹脂には，主剤としてエポキシ樹脂（エピコー
ト 828，三菱化学）に対し硬化剤としてトリエチレンテトラミンを重量比 100：11 で混合したものを使用した．樹脂流入後 12 時間以上室温で硬化させ，樹脂硬化後ダイヤモンドブ
レードキンバレー（マルトー）を用いて切断した．切断後の断面に対しエメリーペーパー（#400-2000）による研磨を行い，その後，バフ盤とアルミナスラリー（アルミナ粒径：< 0.3µm）を用いて鏡面研磨を施した．断面観察には光学顕微鏡（VH-Z100R，KEYENCE）を用い，得られた繊維束断面写真より，樹脂含浸率を測定した．測定方法としては Figure 2.10に示すように，撮影した断面写真を画像処理ソフトを用いて含浸領域を白，未含浸領域を黒に二値化する．それぞれの領域のピクセル数をカウントし，式 2.1 に代入することで樹
脂含浸率を算出した．

I=

NW
NW + NB(2.1)

ここで，I ：樹脂含浸率，NW ：含浸領域（白）のピクセル数，NB ：未含浸領域（黒）のピクセル数である．
また，本研究では造形時繊維束にどれだけ圧力を負荷したかを調べるため，造形後繊維束のアスペクト比の測定を行った．測定には ImageJ を使用し，得られた繊維束断面写真
から幅方向の長さおよび厚さ方向の長さを計測することで算出している．

Figure 2.10 Schematic view of impregnation ratio measurement.

34

2.5

引張試験

本研究では作製した試験片の機械的特性評価のため引張試験を行った．本節では引張試
験の実験概要を示す．

Figure 2.11 に示すように，3D プリンターで造形を行った試験片の両端部から 15 mm を
ダイヤモンドブレードキンバレー（マルトー）を使用し切り落とすことで引張試験片とした．これは造形後の試験片の両端部が繊維の折り返しにより凹凸が激しいためである．応
力集中緩和のため切断後の試験片両端部に長さ 30 mm・幅は経路 Line I に関しては 15 mm，
経路 Line II，Line III に関しては 9 mm・厚さ 1 mm のアルミニウム合金製のタブをエポキ
シ系接着剤を用い接着した．タブの接着面は接着力を向上させるため試験片表面およびタブ接着面を#400 のエメリー紙で研磨し, 貼付後はタブ部をクリップで固定，真空内にて 24
時間以上静置し接着剤を硬化させた．
引張試験は 10 kN のロードセルを取り付けた万能試験機（AGS-X 10kN，島津製作所）
を使用し，クロスヘッドスピードを 1 mm/min として行い，試験片が破断もしくは荷重の急激な低下が生じた時点で試験を終了した．引張試験装置および AE 測定装置の概略図を

Figure 2.12 に示す．各試験片にはひずみ挙動を測定するため，平行部中央にひずみゲージ（KFGS-1，共和電業）を接着した．接着には常温硬化型瞬間接着剤（CC-33A，共和電業）
を使用している．なお，本研究の 3D プリンターにより造形した試験片は，造形時の上面が非常に荒いため，ひずみゲージは下面にのみ接着した．
本実験では引張試験と並行して試験片の損傷挙動調査のため AE（Acoustic Emission）測定を行った．AE 測定には 100 kHz - 2 MHz の周波数特性を持つ AE センサー（AE-900M），
ディジタル AE 解析システム（PCI-2 4ch システム，Physical Acoustics Corporation），AE
ローノイズプリアンプ（2/4/6 PREAMPFILTER，MISTRAS）をそれぞれ使用した．AE セ
ンサーは Figure 2.13 に示すように，標点間距離が 60，40 mm となるよう試験片表面に 2個接着した．試験条件としてセンサーのしきい値を 35dB，プリアンプのゲインを 40dB とした．Figure 2.14 に測定した弾性波の各パラメータの定義を示す．AE 波は，振幅がしきい値を越えた時間から HDT の終了をもって 1HIT とし，検出開始から再びしきい値を下回るまでの時間を持続時間 (Duration) と定義する．また，その 1AE 事象における振幅の最大値を AE 波の振幅 (Amplitude) とし，検出開始時から最大振幅に至るまでの時間を立ち
上がり時間 (Rise Time) とする．カウント数は，HIT 時に振幅がしきい値を上回った回数を表す．AE エネルギーは，1AE 事象における振幅と時間の関係における包絡線面積 [V・s] と定義する．AE 波は，振幅がしきい値を越えた瞬間から再度下回るまでを 1 HIT (1 AE事象) と定義とする．本研究では，特に Hit 数を使用することで造形物の造形精度・品質に関する評価を行った．

35

Figure 2.11 Schematic view of cutting molded specimen.

Figure 2.12 Schematic view of tensile test and AE measurement.

36

(a) Using modeling line of Line I(b) Using modeling line of Line II and Line III
Figure 2.13 Schematic view of tensile test specimen.

Figure 2.14 Schematic view of Definition of AE parameters.

37

2.6

応答曲面法

Table 2.4 に示したような３種のパラメータを変化させた試験片に対し引張試験を行った．
得られた結果を用い，応答曲面法によりプロセスパラメータと引張強度・弾性率・AE Hitの関係を調査した [20]．今回は式 2.2 に示すような 2 次回帰モデルを使用し，因子（プロセスパラメータ：v, f , T ）と応答（引張強度・弾性率・AE Hit/破断変位）に対する数学的モデルを作成した．ここで AE Hit に関しては，試験片毎の実験時間による Hit 増減の影響を打ち消すため，破断時の変位によって除したものを応答として使用している．

Y = a0 +k∑
i=1

ai Xi +k∑i=1

aii Xii2 +k∑aij Xi Xj

(2.2)

i<j

ここで，Y ：応答・Xi Xj ：変数・ai ai iai ii：項の係数・k：変数の総数 である．今回はk = 3（変数：v, f , T ）として使用する．作成した数学モデルより，ある 1 つのパラメー
タを固定した際の他 2 つのパラメータに対する応答を 3 次元空間に描画した．回帰分析には Addinsoft が提供するデータ分析ソフトウェア XLSTAT ANOVA を使用した．また３次元曲面グラフの描画には 3 次元グラフ作成ソフト Graph-R を使用している．

38

第 3 章 実験結果・考察
3.1

樹脂フィラメント DSC 測定

DSC 測定により，樹脂フィラメントの成形可能温度域について調査を行った．Figure 3.1，
Figure 3.2 に DSC 測定によって得られた PLA，PA12 の温度-熱量曲線をそれぞれ示す．
Figure 3.1 より，吸熱反応のピークが 155 ℃付近に存在しており，160 ℃程度でベース曲
線に戻っている．その後昇温を続けると，270 ℃付近から徐々に吸熱量の増分が減少していることが確認された．この結果から，本研究で使用した PLA フィラメントの融点が 155℃であり，270 ℃付近から熱分解が生じるということがわかる．ここから，PLA フィラメ
ント造形時の推奨値である造形温度 T =190 ℃-220 ℃において，樹脂に与える影響は少な
いと結論付けられたため，本研究では推奨値を造形温度として選択した．

Figure 3.2 より，吸熱反応のピークが 180 ℃付近に存在しており，185 ℃程度でベース曲線に戻っている．その後昇温を続けると，250 ℃付近から徐々に吸熱量の増分が減少していることが確認された．この結果から，本研究で使用した PA12 フィラメントの融点が180 ℃であり，250 ℃付近から熱分解が生じるということがわかる．しかし，PA12 フィラ
メント造形時の推奨温度域は 240 ℃-260 ℃であり，今回測定された熱分解温度に近い値である．このような設定がなされている要因として，FDM 造形の特性上樹脂が高温のノズル内に滞留する時間が短く十分に熱伝達が行われない可能性があることや，PA12 の溶
融粘度が PLA などと比較して高く高温の造形でないと吐出不良の懸念があるためである
ことが考えられる．また，本研究においては常温の繊維束を同時に送り出すため，さらなる温度低下を引き起こす可能性がある．これらを踏まえて本研究では，造形温度域を 250℃-290 ℃と高めに設定し，高温域における樹脂への影響も併せて調査した．

39

Figure 3.1 Result of DSC measurement for PLA filament.

Figure 3.2 Result of DSC measurement for PA12 filament.

40

3.2

強化繊維添加による機械的特性への影響

3.2.1

neat PLA と CF/PLA との比較

Figure 3.3 に PLA 樹脂単体の試験片と強化材として 3K の連続炭素繊維束を使用した
CF/PLA 試験片との機械的特性の比較を示す．CF/PLA の結果には，neat PLA 試験片と造形温度，層厚さなど種々のパラメータが等しい CP_T190 試験片を使用している．結果として，CF/PLA 試験片の引張強度は 311 MPa，引張弾性率は 36 GPa であり，neat PLA 試
験片と比較して引張強度・弾性率はそれぞれ 522%・873%向上した．本研究と同様にその場樹脂含浸方式を使用して CF/PLA 試験片の造形を行っている研究としては，Li ら [21]が引張強度 80 MPa，Matsuzaki ら [23] が 161 MPa であったと報告しており，今回造形を行った試験片は先行研究のものと比較して，より高い強度を達成することができた．しかし，本研究において作製した CF/PLA 試験片の繊維体積含有率 Vf は造形経路長と設計寸法より概算すると Vf = 16.6% であった．これは現在製品として使用されている CFRP の

Vf と比較すると非常に低い値であり，今後改善が必要である．

Figure 3.3 Result of tensile testing for neat PLA and CF/PLA specimen molding by 3D Printer.

41

3.2.2neat PA12 と CF/PA12 との比較

Figure 3.4 に PA12 樹脂単体の試験片と強化材として 3K の連続炭素繊維束を使用した
CF/PA12 試験片との機械的特性の比較を示す．CF/PA12 の結果には，neat PA12 試験片と造形温度，層厚さなど種々のパラメータが等しい CPA_T250 試験片を使用している．結果
として，CF/PLA 試験片の引張強度は 266 MPa，引張弾性率は 35 GPa であり，neat PA12
試験片と比較して引張強度・弾性率はそれぞれ 660%・2592%向上した．しかし，前項に記述した CF/PLA 試験片と比較すると，引張強度はより低いという結果となった．これは，PA12 の溶融粘度が高く，PLA と比較して良好な含浸状態を得ることが難しいことが要因の一つと推察される．また，強化繊維添加による副次的な効果として PA12 試験片の反りの低減が確認された．neat PA12 造形時にはヒートベッドからの離型後，試験片の冷却に伴い反りが発生していたが，連続炭素繊維の添加により反りの発生が抑制されていた．Hawang
ら [30] は金属粒子の添加により，造形物のゆがみが低減したと報告していたが，本研究において連続繊維添加によっても同様の効果を確認した．

Figure 3.4 Result of tensile testing for neat PA12 and CF/PA12 specimen molding by 3D Printer.

42

3.3

CF/PLA 試験片におけるプロセスパラメータの影響

3.3.1

ノズル変更

造形後試験片への影響因子としてノズル材質および形状に着目し，新たにジルコニアノ
ズルの作製を行った．本項では FDM3D プリンターで通常用いられる真鍮製ノズル（Brass

Nozzle : bn）を加工したものとジルコニアノズル（Zirconia Nozzle : zn）について双方で造形し，得られた試験片で行った断面観察および機械的特性比較の結果を示す．

Figure 3.5(a)-(c) に CP_bn_4ply，CP_zn_4ply，CP_zn_8ply の造形後断面観察写真をそれぞれ示す．Figure 3.5(a) と (b) を比較すると，ノズルの変更による 4 層試験片の断面は，大きく変化しないことがわかる．これは，造形時のノズル-造形面間による圧力負荷が十分でないため，ノズル変更の効果が小さくなったことが要因であると考えられる．また，

Figure 3.6 に示した 1 繊維束の拡大写真より，真鍮ノズル・ジルコニアノズルどちらの繊維束の内部にも巨大な未含浸領域が確認できる．ここからも，造形時の圧力負荷が不十分であることが示唆される．また，ジルコニアノズルを使用することで Figure 3.5(c) に示すような同寸法形状における 8 層試験片の造形が可能である．しかし，真鍮ノズルを用いた造形では，繊維束の損傷・破断が発生してしまうことから，同寸法形状での 4 層以上の試
験片造形は行えなかった．積層数増加によって，ノズル-造形面間の距離が短くなることで繊維束に負荷される圧力が大きくなり，損傷が発生したと考えられる．また，ノズルの先端形状の影響も大きいと考えられ，真鍮ノズルの鋭利な先端との摩擦により繊維損傷が発生する．

Figure 3.7 に引張試験により得られた強度・弾性率および断面観察より算出した樹脂含浸率の結果を示す．これより，4 層試験片においてはノズル変更による強度・弾性率の大幅な向上は確認されなかった．しかし，ジルコニアノズルでは同寸法で８層の試験片が造形可能であることから，本研究で新たに作製したジルコニアノズルの導入は連続繊維強化
複合材料の特性向上に有用であると言える．

43

(a) brass nozzle(b) zirconia nozzle, 4 plies
Figure 3.5 Photomicrograph of cross section CF/PLA specimen molding by 3D printer. Changing 3D
print nozzle.

44

(c) zirconia nozzle, 8 plies
Figure 3.5 Continued.

45

(a) brass nozzle(c) zirconia nozzle, 4 plies(c) zirconia nozzle, 8 plies
Figure 3.6 Photomicrograph of cross section of one fiber tow for CF/PLA specimen. Changing 3D print
nozzle.

Figure 3.7 Results of tensile testing and impregnation ratio for CF/PLA specimen molding by 3D Printer.
Eﬀect of Changing 3D print nozzle.

46

3.3.2

造形温度 T 変更

造形温度 T は 3D プリンターに取り付けられた樹脂溶融用ヒーターの設定温度であり，造形時の樹脂の溶融粘度に影響するパラメータである．本研究では T を 190 ℃-220 ℃までの 10 ℃刻み，４条件で試験片の造形を行い，断面観察および引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.8(a)-(d) に断面観察により得られた試験片断面の顕微鏡画像を示す．Figure 3.9には，各断面における繊維束一本の拡大写真を示す．これより，造形温度 T 変更による断面性状の明確な変化は確認できなかった．いずれの試験片においても繊維束の中心に空孔が存在し，内部に存在する繊維には樹脂は含浸しておらず，未含浸繊維を被覆するように含浸した繊維が周りに存在していることがわかる．

Figure 3.10 に，T 変更試験片の引張試験により得られた強度・弾性率および断面観察より算出した樹脂含浸率の結果を示す．樹脂含浸率の結果を見ると，断面観察による結果と同様造形温度 T 変更により明確な変化は現れなかった．この要因として，ノズル内圧および先端部での押し付け圧力不足が考えられる．温度 T の増加により溶融粘度は低下する
ものの，樹脂含浸の駆動力となる押し付け圧力が不足しているため良好な含浸状態を得るに至らない．またもう一つの要因として，繊維束の挿入による樹脂温度の低下が考えられる．現在の方式では常温の炭素繊維束を樹脂フィラメントと同時に送り出しているため，繊維束周りの樹脂温度は設計温度よりも低くなっている可能性がある．改善のためには設
定温度を上げる，もしくは炭素繊維束を予備加熱して送り出す方法の２種類が有効であると推察する．
また，引張強度・弾性率に関しても樹脂含浸率同様，造形温度 T による顕著な変化は確認できなかった．しかしながら，210 ℃，220 ℃で造形した試験片に関しては，引張強度がわずかに減少傾向にあることが確認できる．このように，樹脂の溶融粘度低下が機械的特性につながらないことは，造形時における繊維束への負荷圧力が低いことに起因すると考えられるため，他のパラメータの変更も含めた影響を調査する必要があると言える．そのため，以下 3.4 節にて造形速度 v ，フィラメント送り速度 f との相互作用について検証を行っている．

47

(a) T =190 ℃(b) T =200 ℃
Figure 3.8 Photomicrograph of cross section CF/PLA specimen molding by 3D printer. Changing extruder temperature T .

48

(c) T =210 ℃(b) T =220 ℃
Figure 3.8 Continued.

49

(a) T =190 ℃(b) T =200 ℃(c) T =210 ℃(d) T =220 ℃
Figure 3.9 Photomicrograph of cross section of one fiber tow for CF/PLA specimen. Changing extruder
temperature T .

Figure 3.10 Results of tensile testing and impregnation ratio for CF/PLA specimen molding by 3D Printer.
Eﬀect of extruder temperature T .

50

3.3.3

造形速度 v 変更

造形速度 v は造形時におけるプリンターヘッドの移動速度であり，造形時間に影響するパラメータである．本研究ではジルコニアノズルの使用により，繊維束を挿入して v=300

mm/min までの造形に成功した．しかし，v=400 mm/min 以上では繊維束とノズルおよび造形面との摩擦が増加し，繊維の損傷が発生するため，造形を行うことはできなかった．
そのため，v を 100-300 mm/min までの 100 mm/min 刻み，3 条件で試験片の造形を行い，断面観察および引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.11(a)-(c) に断面観察により得られた試験片断面の顕微鏡画像を示す．Figure 3.12には，各断面における繊維束一本の拡大写真を示す．ここから，いずれの試験片においても繊維束の中心に空孔が存在し，内部に存在する繊維束には樹脂は含浸しておらず，未含
浸繊維束を被覆するように含浸した繊維が周りに存在している．樹脂リッチ部のボイドに着目すると，CP_v100 試験片ではボイドがほとんど確認されないのに対し，CP_v200，

CP_v300 では樹脂リッチ部の造形ライン間と思われるところにボイドが散見される．これは，造形速度増加による押し付け時間の減少や，樹脂フィラメントがノズル内に滞留する時間が短くなったことによる溶融粘度の増加が要因として考えられる．

Figure 3.13 に各造形速度における繊維束への樹脂含浸率と繊維束アスペクト比の関係を示す．ここから，造形速度が遅いほど繊維束アスペクト比が増加しており，扁平化していることが分かる．この要因としては，速度増加による造形時の押し付け時間の減少による影響が考えられ，上述した造形ライン間のボイドの発生や樹脂含浸率の減少にも影響していると推察する．また，v=300 mm/min に関してはアスペクト比のばらつきが顕著に増加した．これは速度増加による繊維束形状の不均一化および押し付け圧力の低下が原因と考えられる．強化繊維を伴った更なる高速造形では，さらに顕著な影響を及ぼす可能性があると推察されるため造形温度変更の際には注意をはらう必要がある．

Figure 3.14 に引張試験で得られた引張弾性率，引張強度および樹脂含浸率を示す．これより，速度変更による引張強度の顕著な変化は確認できなかった．樹脂含浸率変化の影響が現れなかった要因として，樹脂含浸率の低さが挙げられる．今回作製した試験片における樹脂含浸率は最大でも約 60%程度と低く，強化効果が十分に発揮されていない．今後高樹脂含浸率の造形に成功した際には，結果に大きく影響してくる可能性が考えられる．

51

(a) v=100 mm/min(b) v=200 mm/min
Figure 3.11 Photomicrograph of cross section CF/PLA specimen molding by 3D printer. Changing print
speed v.

52

(c) v=300 mm/min
Figure 3.11 Continued.

(a) v=100 mm/min(b) v=200 mm/min(c) v=300 mm/min
Figure 3.12 Photomicrograph of cross section of one fiber tow for CF/PLA specimen. Changing print
speed v.

53

Figure 3.13 Result of impregnation rate for CF/PLA specimen molding by 3D printer. Typical relationshipbetween impregnation ratio and aspect ratio. Changing print speed v.

Figure 3.14 Results of tensile testing and impregnation ratio for CF/PLA specimen molding by 3D Printer.
Eﬀect of print speed v.

54

3.3.4

フィラメント送り速度 f 変更

フィラメント送り速度 f は造形時の樹脂フィラメントの供給速度であり，造形物の寸法
および繊維体積含有率に影響するパラメータである．本研究では，f =18-20 mm/min の範囲において CF/PLA 試験片の造形に成功した．f が 18 mm/min 以下では樹脂不足による造形ライン間の結合不良が発生し，f が 20 mm/min 以上では樹脂供給過多による繊維-ノズ
ル間の摩擦増加で繊維損傷が発生したためどちらも造形を行うことができなかった．そのため，f を 18-20 mm/min までの 1 mm/min 刻み，3 条件で試験片の造形を行い，断面観察
および引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.15(a)-(c) に断面観察により得られた試験片断面の顕微鏡画像を示す．Figure 3.16には，各断面における繊維束一本の拡大写真を示す．これより，いずれの試験片においても繊維束の中心に空孔が存在し，内部に存在する繊維束には樹脂は含浸しておらず，未含
浸繊維束を被覆するように含浸した繊維が周りに存在している．また，CP_f18 では樹脂リッチ部においてボイドが確認できる．これは樹脂フィラメント送り速度が低下したことにより，造形ライン間の樹脂量が少なくなり発生したものと推察される．

Figure 3.17 に各造形速度における繊維束への樹脂含浸率と繊維束アスペクト比の関係を示す．ここから，フィラメント送り速度が増加するほど，繊維束アスペクト比が減少していることが分かる．フィラメント送り速度の増加により，樹脂量が増加し，繊維束への負荷圧力が大きくなるため扁平化が促進されると推察していたがそれに反する結果となった．
この要因としては，樹脂量の増加による繊維束の広がりの抑制が考えられる．また，樹脂含浸率に注目すると，フィラメント送り速度が増加するほど繊維束への樹脂含浸率が増加していることがわかる．これは，樹脂量の増加によるノズル内圧の増加およびノズル-造形面間の距離が短くなったことに起因する繊維束への負荷圧力の増加が要因として考えられる．

Figure 3.14 に引張試験で得られた引張弾性率，引張強度および樹脂含浸率を示す．結果より，f18 と f19 を見ると樹脂含浸率の増加により，引張強度が向上していることが分かる．しかし，f19 から f20 では樹脂含浸率が増加しているにも関わらず引張強度の向上は確認されなかった．これは樹脂量増加による繊維体積含有率の減少と，押し付け圧力の急増による繊維のほつれや損傷発生が原因として挙げられ，樹脂含浸率向上の影響と打ち消し合ったものと考えている．

55

(a) f =18 mm/min(b) f =19 mm/min
Figure 3.15 Photomicrograph of cross section CF/PLA specimen molding by 3D printer. Changing
filament extrusion speed f .

56

(c) f =20 mm/min
Figure 3.15 Continued.

(a) f =18 mm/min(b) f =19 mm/min(c) f =20 mm/min
Figure 3.16 Photomicrograph of cross section of one fiber tow for CF/PLA specimen. Changing filament
extrusion speed f .

57

Figure 3.17 Result of impregnation ratio for CF/PLA specimen molding by 3D printer. Changing filament
extrusion speed f .

Figure 3.18 Results of tensile testing and impregnation ratio for CF/PLA specimen molding by 3D Printer.
Eﬀect of filament extrusion speed f .

58

3.3.5

層厚さ h 変更

層厚さ h は造形時のノズル-造形面間の距離であり，造形時間や繊維体積含有率に影響するパラメータである．本研究では，h=0.25 mm 以上での CF/PLA 試験片の造形に成功している．h が 0.25 mm 以下では，ノズル-造形面間の距離が短く，繊維束に負荷される圧力が過大となり損傷が発生する．そのため，h を 0.25，0.5 mm の 2 条件で試験片の造形を行い，断面観察および引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.19(a)，(b) に断面観察により得られた試験片断面の顕微鏡画像を示す．これより，h の低下により繊維体積含有率の大幅な増加が見て取れる．また，CP_h0.5 においては発生していた樹脂リッチ部におけるボイドも，h=0.25 mm に低下させることで押し付け圧力が増加し，確認されなくなっている．

Figure 3.20 に引張試験で得られた引張弾性率，引張強度および樹脂含浸率を示す．結果
より，h 減少により樹脂含浸率および引張強度・弾性率はどちらも向上している．これは，押し付け圧力の増加と繊維体積含有率向上の影響であり，より低い層厚さ h で造形を行う
ことで更なる機械的特性の向上が期待できる．しかし，冒頭に述べた造形不良や造形時間の長期化などの問題もあるため一概に低下させればよいとは言えない．今回造形を行った

CP_h0.5 と CP_h0.25 では h0.25 の方が造形時間は 2 倍かかっている．このようにパラメー
タの選定によっては 3D プリンターの長所を打ち消してしまうことになるため，造形物の用途に応じて最適な値を決定する必要がある．

(a) h=0.5 mm
Figure 3.19 Photomicrograph of cross section CF/PLA specimen molding by 3D printer. Changing layer
thickness h.

59

(b) h=0.25
Figure 3.19 Continued.

Figure 3.20 Results of tensile testing and impregnation ratio for CF/PLA specimen molding by 3D Printer.
Eﬀect of layer thickness h.

60

3.3.6

繊維束内の繊維数変更

本研究では強化繊維として従来の研究で多く使用されてきた 1K 炭素繊維束ではなく，繊維数の多い 3K の炭素繊維束を使用している．この繊維束 1 本あたりに含まれる繊維の本数が造形物に与える影響の調査のため，それぞれの強化繊維を使用して試験片の造形を行い，断面観察および引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.21(a)，(b) に断面観察により得られた試験片断面の顕微鏡画像を示す．試験片は断面当たりの繊維本数が同じになるように設計しているが，断面写真を見ると繊維の配置が大きく異なることがわかる．1K 繊維束を使用した試験片では，繊維束同士のオーバーラップが発生しているのに対し，3K 繊維束を使用した試験片では，繊維束同士の間に樹脂リッチ領域が存在している．

Figure 3.22 に引張試験で得られた引張弾性率，引張強度および樹脂含浸率を示す．ここで実線のマーカーは 1K 試験片での結果であり破線のマーカーは 3K 試験片の結果を示す．
引張強度に注目すると，1K 繊維束を使用した試験片ではどの温度条件においても 3 Ｋ繊
維束を使用した試験片と比較して，強度が向上していることが分かる．これは 1 繊維束当たりの繊維本数が少ないため良好な含浸状態を得やすいことが理由として挙げられる．また，3K 試験片では低下傾向が確認された T = 210 ℃以上でも強度の低下は確認されなかった．この要因としては，断面観察で見られたライン間の樹脂リッチ部の有無が影響を及ぼしているのではないかと推察する．繊維束間に樹脂リッチ部が存在していることから，温度変化による樹脂への影響が大きく結果に表れたものと考えられる．結果として 1K 炭素
繊維を使用することで 3K 炭素繊維束を使用したものと比較し強度が高い試験片を得ることができた．しかし，造形時間に着目すると，同様の大きさの試験片を造形する際にかかる時間は約 3 倍とかなり長期化する．今後実用化に向けてはこの造形時間との兼ね合いも検討してゆく必要があると考える．

61

(a) 1K carbon fiber tow(b) 3K carbon fiber tow
Figure 3.21 Photomicrograph of cross section CF/PLA specimen molding by 3D printer. 1K carbon fiberand 3K carbon fiber.

62

Figure 3.22 Result of tensile testing for CF/PLA specimen molding by 3D printer. 1K carbon fiber vs 3K
carbon fiber.

63

3.3.7

造形ライン間隔 w 変更

造形ライン間隔 w は隣接する造形ライン間の距離であり，層厚さと同様に造形時間や繊維体積含有率に影響するパラメータである．造形ライン間隔 w の検討には強化繊維として 1K 炭素繊維を使用した．本研究では，w=0.6，1.8 mm の 2 条件で試験片の造形を行い，断面観察および引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.23(a)，(b) に断面観察により得られた試験片断面の顕微鏡画像を示す．これより，造形ライン間隔を w1.8 から w0.6 に減少させることで，繊維体積含有率が増加し試験
片中のボイドが減少していることが確認できる．

Figure 3.24 に引張試験で得られた引張弾性率，引張強度および樹脂含浸率を示す．造形
ライン間隔の減少により引張強度・弾性率は大きく向上した．これは，繊維体積含有率の向上が大きな要因であり，更に狭くすることで更なる機械的特性の向上が期待できる．しかし造形ライン間隔 w も層厚さ h と同様に造形時間に直接関わるパラメータであるので，造形物の用途に応じて最適な値を決定する必要があると考える．

(a) w=0.6 mm
Figure 3.23 Photomicrograph of cross section CF/PLA specimen molding by 3D printer. Changing line
width w.

64

(b) w=1.8 mm
Figure 3.23 Continued.

Figure 3.24 Results of tensile testing and impregnation ratio for CF/PLA specimen molding by 3D Printer.
Eﬀect of line width w.

65

3.3.8

サイジング剤除去による影響

サイジング剤を除去した繊維束を使用して試験片の造形を行い，断面観察および引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.25，3.26 に断面観察により得られた試験片断面および繊維束単体の顕微鏡画像
をそれぞれ示す．Figure 3.8(a) に示したサイジング剤有試験片と比較しても，大きな変化は確認されなかった．依然として繊維束の中心に空孔が存在し，内部に存在する繊維には樹脂は含浸しておらず，未含浸繊維を被覆するように含浸した繊維が周りに存在している．

Figure 3.27 に引張試験により得られた引張弾性率，引張強度および樹脂含浸率を示す．樹
脂含浸率の結果を見ると，サイジング剤の除去により樹脂含浸率が向上すると考えていたが，明確な変化は確認されなかった．要因として，繊維束への樹脂含浸の駆動力となる負荷圧力が不十分であったことが考えられる．また，引張強度に関してはサイジング剤を除去することにより低下していることがわかる．低下の原因としては，サイジング剤除去工
程での繊維束損傷や造形時の摩擦による繊維のほつれなどが挙げられる．サイジング剤除去により繊維束の取り扱い性が格段に悪くなるため，新たに熱可塑性樹脂と相性の良いサ
イジング剤を塗布する研究も報告されている [21, 22]．

Figure 3.25 Photomicrograph of cross section CF/PLA specimen molding by 3D printer. Removed sizing
specimen.

66

Figure 3.26 Photomicrograph of cross section of one fiber tow for CF/PLA specimen. Removed sizing
specimen.

Figure 3.27 Results of tensile testing and impregnation ratio for CF/PLA specimen molding by 3D Printer.
Eﬀect of sizing agent.(RS:Remove Sizing)

67

3.4

CF/PLA 試験片におけるパラメータ相互作用調査

3.4.1

引張試験結果Figure 3.28 に Table 2.4 の各条件で造形した試験片における引張弾性率-引張強度のプロットを示す．ここでは，造形速度 v の変化をプロット形状，フィラメント送り速度 f をプロッ
トの枠線の色，造形温度 T をプロット内部の色で表現している．傾向を見ると，造形速度 v に関しては v300 を示す三角形のプロットが全て引張弾性率 34 GPa 以下という結果となっており，速くなるほど弾性率が減少していることが分かる．これは，造形速度 v が上昇したことによる造形時繊維束の損傷発生や，樹脂吐出不良によるボイドの発生などが主な要因として考えられる．またそのほかにも，v 増加による繊維束のノズル内滞留時間の低下，つまりは樹脂含浸率の低下の影響も考えられる．
フィラメント送り速度 f に関してみると，f の値の変化を示すプロットの枠線の色が濃くなる，すなわち f が速くなるに従い引張強度が向上する傾向にあることが見て取れる．
この要因としては，樹脂量増加によるノズル-造形面間押し付け圧力の増加，またそれに伴う樹脂含浸率の向上が考えられる．この樹脂含浸率向上は，3.3.4 節に示した f のみを調査した際の結果より明らかになっている．
造形温度 T に関して見ると，T の値の変化を示すプロット内部の色が濃くなる，すなわ
ち造形温度上昇に伴って引張弾性率・強度のどちらもが増加傾向にあることが分かる．この要因としては，T 上昇による PLA の溶融粘度の低下が挙げられる．溶融粘度の低下により，ノズル-造形面間圧力による樹脂含浸率の向上・ボイドの減少が発生したためだと推
察される．

68

Figure 3.28 Result of tensile test for CF/PLA specimen molding by 3D printer. Typical relationshipbetween tensile strength and elastic modulus.

693.4.2

AE 測定結果

パラメータ相互作用調査で得られた AE 測定の結果を示す．本研究では，実験を行った 36 条件の中でも，Figure3.29 に示すような特に大きな変化があると期待される設計空間の端点の結果を示す．すなわち，CP-v100-f18-T190，CP-v100-f18-T220，CP-v100-f20-

T190，CP-v100-f20-T220，CP-v300-f18-T190，CP-v300-f18-T220，CP-v300-f20-T190，CPv300-f20-T220 の 8 種類である．AE 測定の結果として各条件における応力-ひずみ挙動，振幅（Amplitude），累積 AE Hit 数（Cumulative AE Hit），累積 AE エネルギー（Cumulative

AE Energy），持続時間（Duration），立ち上がり時間（Rise Time）の値を示す．
応力-ひずみ挙動に関しては，試験開始から破断時まで線形的に増加している．AE 挙動に関しては，ひずみ 0.1%付近から AE 波が発生が開始され，破断時まで断続的に観測されている．AE Hit 数はひずみの増加に比例して増加しており，特定の位置での急増などの特異的な挙動は確認されなかった．

Figure3.30-3.33 と 3.34-3.37 を比較すると，v300 の際に v100 と比較して持続時間，立ち上がり時間の長い AE 波がいくつか観測されているものの，AE 挙動の明確な変化が現れたとは言い難い結果となった．それ以外のパラメータの変更に関しても，全ての AE パラ
メータで大きな差異は確認されなかった．また，Figure3.37 に今回 AE 測定の結果を示した試験片の破断後の写真を示す．これより，全ての試験片で造形ライン内部に存在する未含浸繊維が引き抜かれている様子が確認できる．
これらの結果より，破壊挙動は本研究において変更したパラメータに依存せずいずれの試験片でもほぼ同様であると考えられる．

Figure 3.29 Result of change rate of response. Eﬀect of filament extrusion speed f .

70

(a) Amplitude(b) Duration(c) Rise Time
Figure 3.30 Results of tensile test and AE measurement for CF/PLA specimen molding by 3D printer.
Specimen CP_v100_f18_T190 (Node number : 1).

71

(a) Amplitude(b) Duration(c) Rise Time
Figure 3.31 Results of tensile test and AE measurement for CF/PLA specimen molding by 3D printer.
Specimen CP_v100_f18_T220 (Node number : 2).

72

(a) Amplitude(b) Duration(c) Rise Time
Figure 3.32 Results of tensile test and AE measurement for CF/PLA specimen molding by 3D printer.
Specimen CP_v100_f20_T190 (Node number : 3).

73

(a) Amplitude(b) Duration(c) Rise Time
Figure 3.33 Results of tensile test and AE measurement for CF/PLA specimen molding by 3D printer.
Specimen CP_v100_f20_T220 (Node number : 4).

74

(a) Amplitude(b) Duration(c) Rise Time
Figure 3.34 Results of tensile test and AE measurement for CF/PLA specimen molding by 3D printer.
Specimen CP_v300_f18_T190 (Node number : 5).

75

(a) Amplitude(b) Duration(c) Rise Time
Figure 3.35 Results of tensile test and AE measurement for CF/PLA specimen molding by 3D printer.
Specimen CP_v300_f18_T220 (Node number : 6).

76

(a) Amplitude(b) Duration(c) Rise Time
Figure 3.36 Results of tensile test and AE measurement for CF/PLA specimen molding by 3D printer.
Specimen CP_v300_f20_T190 (Node number : 7).

77

(a) Amplitude(b) Duration(c) Rise Time
Figure 3.37 Results of tensile test and AE measurement for CF/PLA specimen molding by 3D printer.
Specimen CP_v300_f20_T220 (Node number : 8).

78

数学的モデル作成

3.4.3

引張試験により得られた結果を用い，2 次回帰モデルを使用することで，因子（プロセスパラメータ：v, f ,T ）と応答（引張強度・弾性率・AE Hit 数/破断変位）に対する数学的モデルを作成した．式 3.1-3.3 に今回作製したプロセスパラメータと応答間の数学モデルを示す．

Yσ = − 297.4 + 0.841v − 67.20f + 10.36T + 1.87 × 10−4 v 2 + 2.92f 2− 1.29 × 10−2 T 2 − 1.66 × 10−2 vf − 0.184f T − 3.16 × 10−3 T v

YE = 288.9 + 3.33 × 10−2 v + 17.21f − 0.779T − 1.78 × 10−4 v 2 + 0.212f 2+ 2.60 × 10−4 T 2 − 3.91 × 10−4 vf + 3.68 × 10−2 f T + 9.96 ∗ 10−4 T v

YHit/Disp. = 11081 + 4361v + 1648f − 41.85T + 1.07 × 10−2 v 2 − 35.70f 2+ 0.127T 2 − 0.428vf − 0.806f T + 1.16 × 10−3 T v

(3.1)

(3.2)

(3.3)

Table 3.1 に本研究で作製した数学的モデルの決定係数 R2 ，F 値，P 値の値をそれぞれ示す．
応答に引張強度をとった式 3.1 に示す数学モデルの決定係数は R2 = 0.578 であった．これは，回帰分析に使用した 3 つのパラメータ（造形速度 v, フィラメント送り速度 f , 造形
温度 T ）により引張強度の 58%を説明可能であることを示している．また，モデルの F 値
は 3.954，有意確率 P は 0.003 と有意水準 0.05 より低い値をとるため，本モデルは有意といえる．Table 3.2 に引張強度応答モデルにおけるそれぞれの説明変数の標準化係数と P 値を示す．ここから，全ての説明変数の P 値が有意水準 0.05 を上回っているため，5%水準
で応答に有意な影響を与えていることが示された．
応答に引張弾性率をとった式 3.2 に示す数学モデルの決定係数は R2 = 0.858 であった．
これは，回帰分析に使用した３つのパラメータ（v, f ,T ）により引張強度の 86%を説明可
能であることを示している．また，モデルの F 値は 17.50，有意確率 P は 0.0001 と有意水
準 0.05 より低い値をとるため，本モデルは有意といえる．Table 3.3 に引張強度応答モデ
ルにおけるそれぞれの説明変数の標準化係数と P 値を示す．ここから，v 2 以外の説明変数の P 値が有意水準 0.05 を上回っているため，v 2 以外の説明変数は 5%水準で応答に有意な影響を与えていることが示された．
応答に引張弾性率をとった式 3.2 に示す数学モデルの決定係数は R2 = 0.700 であった．
これは，回帰分析に使用した３つのパラメータ（v, f ,T ）により引張強度の 70%を説明可
能であることを示している．また，モデルの F 値は 6.745，有意確率 P は 0.0001 と有意水

79

準 0.05 より低い値をとるため，本モデルは有意といえる．Table 3.4 に引張強度応答モデ
ルにおけるそれぞれの説明変数の標準化係数と P 値を示す．ここから，v 2 と f T 以外の説
明変数の P 値が有意水準 0.05 を上回っているため，v 2 と f T 以外の説明変数は 5%水準で応答に有意な影響を与えていることが示された．

Table 3.1 Result of Coeﬃcient of determination R2 , F value and P value.

ResponseYσ
YE
YHit/Disp.

Coeﬃcient of determination R2
0.578
0.858
0.700

F value
3.954
17.50
6.745

P value
0.003
0.00010.0001

Table 3.2 Result of standardizing coeﬃcient and P value for explanatory variable by strength responsemodel.

Explanatory
Variable
v
f
T
v2
f2
T2
vf
fT
Tv

Standardizing
Coeﬃcient
4.259-3.402
7.183
0.382
5.627
-3.666-1.603-3.081-3.30980

P value
0.282
0.699
0.284
0.672
0.508
0.536
0.596
0.422
0.173

Table 3.3 Result of standardizing coeﬃcient and P value for explanatory variable by elastic modulus
response model.

Explanatory
Variable
v
f
T
v2
f2
T2
vf
fT
Tv

Standardizing
Coeﬃcient
0.938-4.852-3.006-2.0302.271
0.411-0.211
3.438
0.581

P value
0.680
0.345
0.436
0.001
0.644
0.904
0.904
0.128
0.674

Table 3.4 Result of standardizing coeﬃcient and P value for explanatory variable by Hit / displacement
response model.

Explanatory
Variable
v
f
T
v2
f2
T2
vf
fT
Tv

Standardizing
Coeﬃcient
3.888
3.573
-1.1642.806-0.971
3.303-5.509-2.942-0.59581

P value
0.245
0.631
0.835
0.001
0.892
0.508
0.038
0.364
0.767

3.4.4応答曲面（引張強度-プロセスパラメータ）

Figure 3.38-3.40 に式 3.1 を使用して作成した引張強度に関する応答曲面を示す．Figure 3.38 に造形速度 v=100，200，300 mm/min を定数とし，フィラメント送り速度 f および造形温度 T を変数とした際の応答曲面を示す．同様に Figure 3.39 に T =190，200，210，

220 ℃を定数，v および f を変数とした応答曲面，Figure 3.40 に f =18，19，20 mm/min を定数，v および T を変数とした応答曲面をそれぞれ示す．また，本研究において実際に試験を行ったパラメータの範囲は v が 100-300 mm/min，f が 18-20 mm/min，T が 190-220℃であるが，数学的モデルを使用することで予測値として v が 20-400 mm/min，f が 17-21

mm/min，T が 170-250 ℃までの範囲を結果として表示している．これは後述する 3.4.5 節
および 3.4.6 節でも同様である．
応答曲面より，造形物の引張強度に最も大きく影響を及ぼしているパラメータは，造形
温度 T であることが分かる．Figure 3.38 および Figure 3.40 を見ると，ほぼすべての範囲
において T が増加することで引張強度が向上していることが確認できる．これは溶融粘度低下による樹脂含浸率の改善およびボイドの減少，層・ライン間結合強度の向上などが理由として挙げられる．Figure 3.39 を見ると，その他のパラメータ f ，v に関しては，それのみでは引張強度に大きな影響を与えないことが分かる．しかし，Figure 3.40 を見ると低造形速度かつ高造形温度において引張強度が大幅に向上していることが見て取れる．これは T と v 間の相互作用が要因である．すなわち，T 上昇による溶融粘度の低下と v 減少による繊維束のノズル内部滞留時間増加の影響が同時に作用したため樹脂含浸率が改善し，このように強度が向上したと推察する．また，Figure 3.38 より，低フィラメント送り速度
かつ低造形温度において引張強度の大幅な低下が確認できる．これも f と T 間の相互作用が要因であると言える．T 低下による溶融粘度の増加と f 低下に伴う樹脂不足による繊維束への圧力負荷減少が同時に作用したため，樹脂含浸不足や試験片内のボイドなど様々な欠陥が発生すると予測されるため，このように強度が低下したと推察する．その他パラメータ間には T -v 間で見られたような相互作用は確認されなかった．
結果として，CF/PLA 試験片の引張強度向上のためには低造形速度，高フィラメント送り速度かつ高造形温度が有効であることが示された．また，今回実験を行った範囲において最も良好な引張強度を示したパラメータの組は，v=100 mm/min，f =20 mm/min，T =220
℃である．

82

(a) Constant : v=100 mm/min(b) Constant : T =200 ℃
Figure 3.38 Response surface of relationship between tensile strength and process parameters (Variable: f and T ).

83

(c) Constant : f =20 mm/min
Figure 3.38 Continued.

84

(a) Constant : v=100 mm/min(b) Constant : T =200 ℃
Figure 3.39 Response surface of relationship between tensile strength and process parameters (Variable: f and T ).

85

(c) Constant : f =20 mm/min(d) Constant : f =20 mm/min
Figure 3.39 Continued.

86

(a) Constant : v=100 mm/min(b) Constant : T =200 ℃
Figure 3.40 Response surface of relationship between tensile strength and process parameters (Variable: v and T ).

87v

(c) Constant : f =20 mm/min
Figure 3.40 Continued.

88

3.4.5応答曲面（引張弾性率-プロセスパラメータ）

Figure 3.41-3.43 に式 3.2 を使用して作成した引張弾性率に関する応答曲面を示す．Figure 3.41 に造形速度 v=100，200，300 mm/min を定数とし，フィラメント送り速度 f および造形温度 T を変数とした際の応答曲面を示す．同様に Figure 3.42 に T =190，200，210，

220 ℃を定数，v および f を変数とした応答曲面，Figure 3.43 に f =18，19，20 mm/min を定数，v および T を変数とした応答曲面をそれぞれ示す．
応答曲面を見ると，造形物の引張弾性率に大きく影響を及ぼすパラメータは，造形速度v であることが分かる．Figure 3.42，Figure 3.43 より，v が高速になるにつれ造形物の弾性率は低下していることが確認できる．これは，高速度造形による繊維束への損傷や，繊維束のノズル内部滞留時間減少による樹脂含浸率の低下などが要因として考えられる．その他のパラメータに関しても弾性率に影響を及ぼしており，フィラメント送り速度 f については低速度域において弾性率の向上が確認できる．これは樹脂量低下による造形物の繊維体積含有率向上が影響していると考えられる．また造形温度 T に関しては，大きく影響していないものの高温側で弾性率が増加している．また，Figure 3.42 を見ると，v=100

mm/min かつ低 f 時に引張弾性率はより高い値を示していることがわかる．これは，適切な速度で造形を行うことによる試験片品質の向上と繊維体積含有率の増加が相互に作用しあった結果であると考えられる．Figure 3.43 においても v=100 mm/min かつ高 T 時に引張弾性率はより高い値を示しており，先ほどと同様パラメータ同士が相互に作用しあった結果であると推察できる．さらに Figure 3.43 においては，高速度かつ低温造形時に弾性率が低下している．これは，高溶融粘度かつ高速度造形では繊維束への良好な樹脂含浸は期待できず，繊維束の損傷も発生すると予測されることから，このような結果になったと推察される．
結果として，CF/PLA 試験片の引張弾性率向上のためには造形速度 v=100 mm/min 付近，
低フィラメント送り速度かつ高造形温度が有効であることが示された．また，今回実験を行った範囲において最も良好な引張強度を示したパラメータの組は，v=100 mm/min，f =18mm/min，T =220 ℃である．

89

(a) Constant : v=100 mm/min(b) Constant : T =200 ℃
Figure 3.41 Response surface of relationship between tensile strength and process parameters (Variable: f and T ).

90

(c) Constant : f =20 mm/min
Figure 3.41 Continued.

91

(a) Constant : v=100 mm/min(b) Constant : T =200 ℃
Figure 3.42 Response surface of relationship between tensile strength and process parameters (Variable: f and T ).

92

(c) Constant : f =20 mm/min(d) Constant : f =20 mm/min
Figure 3.42 Continued.

93

(a) Constant : v=100 mm/min(b) Constant : T =200 ℃
Figure 3.43 Response surface of relationship between tensile strength and process parameters (print speedv, filament extrusion speed f and extruder temperature T ).

94v

(c) Constant : f =20 mm/min
Figure 3.43 Continued.

95

3.4.6応答曲面（AE Hit/破断変位-プロセスパラメータ）

Figure 3.44-3.46 に式 3.3 を使用して作成した引張強度に関する応答曲面を示す．Figure 3.44 に造形速度 v=100，200，300 mm/min を定数とし，フィラメント送り速度 f および造形温度 T を変数とした際の応答曲面を示す．同様に Figure 3.45 に T =190，200，210，

220 ℃を定数，v および f を変数とした応答曲面，Figure 3.46 に f =18，19，20 mm/min を定数，v および T を変数とした応答曲面をそれぞれ示す．

Figure 3.30-3.37 より Hit 数は変位の増加に比例して増加しており，試験中の Hit 数の急増は確認されなかった．これを踏まえて，今回は AE パラメータの応答として，試験片毎の実験時間による Hit 増減の影響を打ち消すため，Hit 数を破断時の変位によって除したものを示す．応答曲面より Hit 数/破断変位の値は，造形速度 v とフィラメント送り速度 f が速く，造形温度 T が低いときに大きくなる傾向があると分かる．今回示したこの Hit 数/強度
は，Figure 3.47 に示すように引張強度と負の相関を示すため，最適なパラメータの選定には，値が低くなるように設計する必要があると考えられる．各応答曲面において応答の値が最も低くなったパラメータは，Figure 3.44 では低 f かつ T =210-220 ℃付近，Figure 3.45
では低 f かつ v=100 mm/min 付近，また Figure 3.46 では v=100 mm/min 付近かつ T =220
℃付近であった．すなわち，より繊維体積含有率が高く，遅すぎず速すぎないある程度の速度で，樹脂に影響を与えない温度域の中でできるだけ高い温度を使用して造形を行うことで，欠陥の少ない高品質の試験片を造形できる可能性が示された．
結果として，CF/PLA 試験片の Hit 数/破断変 T 位の値を小さくするためには造形速度v=100 mm/min 付近，低フィラメント送り速度かつ高造形温度が有効であることが示された．また，今回実験を行った範囲において最も良好な Hit 数/破断変位の値を示したパラメータの組は，v=100 mm/min，f =18 mm/min，T =220 ℃である．

96

(a) Variable : f and T , Constant : v=100 mm/min(b) Variable : v and f , Constant : T =200 ℃
Figure 3.44 Response surface of relationship between tensile strength and process parameters (Variable: f and T ).

97

(c) Variable : v and T , Constant : f =20 mm/min
Figure 3.44 Continued.

98

(a) Variable : f and T , Constant : v=100 mm/min(b) Variable : v and f , Constant : T =200 ℃
Figure 3.45 Response surface of relationship between tensile strength and process parameters (Variable: f and T ).

99

(c) Variable : v and T , Constant : f =20 mm/min(d) Variable : v and T , Constant : f =20 mm/min
Figure 3.45 Continued.

100

(a) , Constant : v=100 mm/min(b) Variable : v and f , Constant : T =200 ℃
Figure 3.46 Response surface of relationship between tensile strength and process parameters (Variable: f and T ).

101v

(c) Variable : v and T , Constant : f =20 mm/min
Figure 3.46 Continued.

102

Figure 3.47 Result of tensile test for CF/PLA specimen molding by 3D printer. Typical relationshipbetween Hit / displacement and tensile strength.

103

3.4.7

最適パラメータの提案

今回得られた各応答に対する実験範囲での最適なパラメータの組み合わせは以下のとおりである．
・引張強度 | v=100 mm/min，f =20 mm/min，T =220 ℃
・引張弾性率 | v=100 mm/min，f =18 mm/min，T =220 ℃
・AE Hit 数/破断変位 | v=100 mm/min，f =18 mm/min，T =220 ℃
造形速度 v および造形温度 T に関しては，全ての結果において v=100 mm/min，T =220 ℃
において最も良い値を示した．フィラメント送り速度 f に関しては引張強度でのみ f =20mm/min が良いという結果が示されており，他の結果においては f =18 mm/min が最適値として選定されている．しかし，応答曲面を見ても，引張強度に対する f の影響はそれほど大きくないことが分かる．Figure 3.48 に f18 時の値を 100%とした際の f 変化による応答の変化率を示す．ここで，その他のパラメーターは最適値である v=100 mm/min，T =220℃となっている．これより実線で示された引張強度の値は，フィラメント送り速度の変化による影響をほとんど受けていないことがわかる．実際の実験値を見ても f =18 mm/min
で 357 MPa， f =20 mm/min で 364 MPa と差は 2%程度であったため，今回は他の特性が優れた f =18 mm/min を提案する．よって最終的に本研究が提案する本装置を使用した際の最適パラメーターは v=100 mm/min，f =18 mm/min，T =220 ℃である．
また，本研究で得られた CF/PLA 造形に最適と考えられる 5 種類のパラメータの傾向を以下に示す．
・造形温度 T | 高温（樹脂の熱分解開始温度を超えない範囲）
・造形速度 v | v=100 mm/min 程度
・フィラメント送り速度 f | 低速（造形可能な範囲内）
・層厚さ h | 小（造形可能な範囲内）
・造形ライン間隔 w | 小（造形可能な範囲内）

104

Figure 3.48 Result of change rate of response. Eﬀect of filament extrusion speed f .

105

3.5

CF/PA12 試験片におけるプロセスパラメータの影響

3.5.1

造形温度 T 変更

本研究では T を 250 ℃-290 ℃までの 10 ℃刻み，5 条件で CF/PA12 試験片の造形を行い，引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.49 に引張試験より得られた試験片の引張強度，弾性率をそれぞれ示す．これより T =290 ℃でわずかに引張強度の向上が確認できるが，全体的に大きな影響は確認されなかった．高温側で強度がわずかに向上している要因としては，樹脂温度上昇により，溶融粘度が低下し繊維束への樹脂含浸が促進されたことや，試験片内のボイドが減少したことなどが考えられる．また，強度の向上が微小量にとどまった理由としては，3.1 節で述べたように，高温による樹脂の熱分解の影響が挙げられる．つまり，高温域において溶融
粘度は低下するものの，樹脂の熱分解が開始されるため，これらの影響が打ち消し合い機
械的特性に変化があらわれなかったと推察する．

Figure 3.49 Result of tensile testing for CF/PA12 specimen molding by 3D Printer. Changing extruder
temperature T .

106

3.5.2

造形速度 v 変更

本研究では v を 100，150 mm/min の 2 条件で CF/PA12 試験片の造形を行い，引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.50 に今回の実験で得られた v 変更試験片の引張強度を示す．結果より，造形速度の増加により引張強度の減少が確認された．この要因として，v=150mm/min の試験片は造形可能なものの，v=100 mm/min で造形した試験片と比べて表面の凹凸や繊維束のほつれが目立つ試験片であったことが挙げられる．また溶融粘度が高いことから，PLA 樹脂
では可能であった v = 200 mm/min での造形も行うことはできなかった．ここから，溶融粘度の高い樹脂を使用し繊維強化複合材料を造形する際は低速度域での造形が必要であり，使用樹脂によって造形可能速度域が異なることが示された．

Figure 3.50 Result of tensile testing for CF/PA12 specimen molding by 3D Printer. Changing print speedv.

107

3.5.3

フィラメント送り速度 f 変更

本研究では f を 17 から 18 mm/min までの 0.5 mm/min 刻み，3 条件で CF/PA12 試験片の造形を行い，引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.51 に引張試験より得られた試験片の引張強度，弾性率をそれぞれ示す．結果より，フィラメント送り速度の増加に伴い，引張強度が低下していることが分かる．これは吐出樹脂量増加による試験片の繊維体積含有率 Vf の減少と，押し付け圧力の増加による繊維のほつれや損傷が原因として挙げられる．3.3.4 節で述べた CF/PLA 試験片でのフィラメント送り速度の調査では，f 増加により樹脂含浸率が向上しており，ある一定値まで引張強度の改善が確認された．しかし，CF/PA12 試験片においてそのような傾向が確認されなかった．この要因としては，PA12 樹脂の溶融粘度が高く，樹脂含浸には高い押し付け
圧力が必要となることが挙げられる．改善には溶融粘度に影響するパラメータである造形
温度との相互作用について検討する必要がある．

Figure 3.51 Result of tensile testing for CF/PA12 specimen molding by 3D Printer. Changing filament
extrusion speed f .

108

3.5.4

層厚さ h 変更

本研究では h = 0.25，0.3 mm/min の 2 条件で CF/PA12 試験片の造形を行い，引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.52 に引張試験より得られた試験片の引張強度，弾性率をそれぞれ示す．結果より，層厚さの減少に伴い，引張強度の大幅な向上が確認された．この要因としては，層厚さの減少による層間およびライン間空隙率の低下と押し付け圧力増加による樹脂含浸率向上の 2 つが挙げられる．しかし，層厚さの減少による弊害も存在する．その一つに，造形
時の繊維束損傷が挙げられる．今回引張試験を行った 2 種に関しては大きく影響しなかったが，h=0.25 mm 以下の条件で造形を行った際，繊維束が造形途中で破断し，造形が不可能であった．これは，ノズル先端-造形面間の距離が小さくなり，ノズル内圧が向上，繊維束が過度に側壁に押し付けられることで発生する．また，層厚さの減少は成形時間の長時間化にもつながるため，造形物の用途に応じて最適な値を決定する必要がある．

Figure 3.52 Result of tensile testing for CF/PA12 specimen molding by 3D Printer. Changing layer
thickness h.

109

3.5.5

繊維束内の繊維数変更

繊維束内の繊維本数が機械的特性に与える影響を調査するため，1K と 3K の２種類の繊維束を使用して CF/PA12 試験片の造形を行い，引張試験を行った．得られた結果を以下に示す．

Figure 3.53 に引張試験より得られた試験片の引張強度，弾性率をそれぞれ示す．結果より，3K 繊維束を使用した試験片の引張強度は，1K 繊維束を使用したものより高くなっている．これは CF/PLA 試験片で得られたものとは逆の結果となった．PA12 フィラメント
は PLA フィラメントと比較し溶融温度が高く，造形面への定着性が悪いことが知られている．これらの影響による層間結合強度の低下や造形精度の低下が考えられ，1K 試験片はライン間界面数が 3K 試験片と比較して多いことから，強度が低くなったと推察される．

Figure 3.53 Result of tensile testing for CF/PA12 specimen molding by 3D Printer. 1K vs 3K carbon
fiber.

110

第 4 章 ノズル内樹脂流動解析
連続炭素繊維強化複合材料の 3D プリンティングに使用する最適なパラメータの決定のため，汎用有限体積法熱流体解析ソフト ANSYS17.2 CFX を用いて，造形時のノズル内樹脂挙動の解析を行った．

4.1

モデル作成

使用した解析モデルの断面図を Figure 4.1 に示す．モデル作成には 3 次元モデリングソ
フトウェア Space Claim，モデルのメッシングにはメッシュ作成ソフト ANSYS Meshing を使用した．外側のノズルモデルは本研究で新たに作製したジルコニアノズルをモデル化したものである．本解析では連続炭素繊維強化複合材料造形時の状況に近づけるため，3K繊維束を模擬した直径 0.33 mm の円筒を，Figure 4.1 に示すように中心線より 8 度傾けて配置することで造形時の状況を再現した．

Figure 4.1 Cross-sectional view of the zirconia nozzle model.

111

4.2

解析条件

樹脂にはポリアミド（PA6）を想定し物性値を定義した．使用したポリアミドの物性値
を Table 4.1 に示す．また，強化繊維には 3K の炭素繊維束を模擬した円柱を使用しており，こちらは剛体として定義した．モデルに定義した境界条件を Figure 4.2 に示す．ここでは，ノズル上部からのフィラメント送り出しによる樹脂流入を想定し，樹脂流入速度 f をノズ
ル入口に定義した．さらに，ノズル出口に解放状態として大気圧 Patm = 0.101 MPa を定義している．また，強化繊維の送り出しによる，樹脂の挙動および内圧の変化を調査する
ため，繊維束周りには壁条件として出口方向に造形速度 v を定義した．パラメータとして定義した値を Table 4.2 に示す．

Table 4.1 Material properties of polyamide 6.

Density [g/cm3 ]Viscosity [Pa・s]

1.4
323

Figure 4.2 Defined boundary conditions in the nozzle model.

112

Table 4.2 Analysis condition of changing filament extrusion speed f and print speed v.

f17
f18
f19
f20(=v100)
v200
v300
v400

4.3

f [mm/min]
17
18
19
20
20

v [mm/min]
100
100
200
300
400

解析結果

Figure 4.3 に解析結果として得られたノズル内圧力コンター図を示す．今回得られた結果
では，パラメータの変更による圧力コンター図の変化が確認されなかったため，代表としてフィラメント送り速度 f =17 mm/min，造形速度 v=100 mm/min の結果を示す．Figure 4.3
を見ると，ノズル内径減少部分および，吐出部付近で繊維束への負荷圧力の増加が確認できる．また，内圧の変化はノズル出口付近のみである．強化繊維への樹脂含浸をさらに促進させるためには，ノズル内部での圧力負荷が重要になると考えられるため，ノズル形状の見直しなど更なる対策を検討する必要がある．

Figure 4.4 に樹脂フィラメント送り速度 f を変更した際の繊維束への負荷圧力の最大値を示す．結果より，送り速度 f が増加するほど繊維束に負荷できる圧力が増加することが分かった．これは，流入する樹脂がピストンのように作用し，ノズル内圧が向上したことが要因として考えられる．また，本解析により得られた結果は，3.3.3 節で示した樹脂含浸率の結果と同様の傾向を示しており，繊維束への負荷圧力の傾向を良好に予測しているといえる．しかし，フィラメント送り速度を過度に増加させると，造形物の繊維体積含有率が減少し，試験片の機械的特性に影響を及ぼす．また，遅すぎると造形中の樹脂途切れ
やノズル内部でのつまりの原因となると考えられる．そのため，強化繊維を添加する際のフィラメント送り速度 f には，これらの影響を考慮した適切な値を設計することが重要となる．

Figure 4.5 にプリント速度 v を変更した際の繊維束への負荷圧力の結果を示す．結果より，プリント速度 v 変更によって繊維束への負荷圧力に変化は見られなかった．3.3.3 節で示した引張強度および樹脂含浸率の傾向と一致している．
また，本研究においてはノズル出口条件を大気開放として定義しているが，実際の造形
時にはノズル先端と造形面間の距離が非常に近いため，本解析で提示した値よりもノズル
内圧は大きくなると推察される．さらに詳細な造形を行うためには，前述したノズル先端‐造形面間の距離や，造形時の移動なども考慮に入れる必要がある．しかし，本研究で示113した簡便なモデルにおいても，内圧の傾向は実実験で得られた樹脂含浸率の結果と一致しており，パラメータ変更よる傾向予測には使用可能であると結論付けられる．

Figure 4.3 Result of distribution of pressure in the new nozzle model. (v=100 mm/min, f =17 mm/min)114

Figure 4.4 Result of resin flow analysis changing filament extrusion speed f .

Figure 4.5 Result of resin flow analysis changing print speed v.

115

第 5 章 結言
本研究では，FDM3D プリンターを使用して樹脂フィラメントと 3K の連続炭素繊維を同時に送り出すことで造形を行った．造形試験片に対し引張試験及び樹脂含浸率測定を行うことで機械的特性に及ぼすプロセスパラメータの影響調査を行った．特に影響が大きいと考えられるパラメータとして造形温度 T ・造形速度 v ・フィラメント送り速度 f ・層厚
さ h・造形ライン間隔 w の 5 種類，その他造形物に影響を与える因子として，ノズル・繊
維束糸目付・繊維束サイジング剤の有無を挙げ，それぞれを変更した際の影響の調査を行うことで，以下の結果を得た．

連続炭素繊維束の影響
連続炭素繊維束による強化効果により，neat PLA 試験片と比較して引張強度・弾性率はそれぞれ 522%・873%，neat PA12 試験片と比較して 660%・2592%の向上が確認された．
このことから，連続炭素繊維の添加は，樹脂 3D プリンターによる造形物の機械的特性を飛躍的に向上させることが示された．

プロセスパラメータの影響
CF/PLA 試験片
単一パラメータの影響およびパラメータ間の相互作用を調査することで，炭素繊維強化
ポリ乳酸複合材料の 3D プリントにおける最適なプロセスパラメータの傾向は以下のように示された．
造形温度 T | 高温（樹脂の熱分解開始温度を超えない範囲）
造形速度 v | v=100 mm/min 程度
フィラメント送り速度 f | 低速（造形可能な範囲内）
層厚さ h | 小（造形可能な範囲内）
造形ライン間隔 w | 小（造形可能な範囲内）

CF/PA12 試験片パラメータの影響を調査することで，炭素繊維強化ポリアミド 12 複合材料の 3D プリン
トにおける最適なプロセスパラメータの傾向は以下のように示された．
造形温度 T | 高温（樹脂の熱分解開始温度が発生しない範囲）
造形速度 v | 低速
フィラメント送り速度 f | 低速（造形可能な範囲内）
層厚さ h | 小（造形可能な範囲内）

116

ノズル変更による影響
FDM3D プリンターで主に使用される真鍮ノズルと本研究において新たに作製したジル
コニアノズルの比較を行った．結果として，ジルコニアノズルを使用することによって，真鍮ノズルでは造形が不可能であった 8 層試験片の造形に成功した．造形物繊維体積含有率の飛躍的な向上が期待できることから，本論で作製したジルコニアノズルは，連続繊維強化複合材料の造形において有用であることが示された．

繊維束内の繊維数による影響
CF/PLA 試験片においては繊維数増加により引張強度が減少したが，CF/PA12 試験片においては繊維数増加により引張強度は増加した．このように引張強度に対する影響は存在するものの，3K 炭素繊維束を使用した試験片造形が可能であることが示された．

サイジング剤の影響
CF/PLA 試験片において，サイジング剤の有無は造形物の機械的特性および樹脂含浸率に影響を及ぼさないことが示された．これは，3D プリントプロセスにおける造形時負荷圧力の低さが影響していると考えられる．

ノズル内樹脂流動解析
解析結果として，フィラメント送り速度が造形時のノズル内圧に影響することが示された．また，今回解析したパラメータの結果は，実験より得られた結果の傾向と一致しており，パラメータ変更よる傾向予測には使用可能であると考えられる．

今後の課題
本研究において，その場樹脂含浸方式を使用し，3K 炭素繊維束を強化材とした複合材
料の造形が可能であることを示した．これにより，樹脂 3D プリンターの適用範囲の更なる拡大が期待できる．一方で，連続炭素繊維の 3D プリントには，本研究でも確認された
ように繊維束への樹脂含浸率の低さが大きな課題として挙げられている．今回，プロセス
パラメータの最適化を行うことで，使用する樹脂と繊維に対応する最適なパラメータを使用することで，機械的特性や樹脂含浸率の一定の向上は確認できた．更なる樹脂含浸率向上のためには，材料側では Li ら [21] や Liu ら [22] が行っているような繊維束自体の改質が必要であり，3D プリンター側では更なる高成形圧力負荷のための機構の開発が必要であると考えている．

117

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120

第 6 章 Appendix
6.1

繊維強化複合材フィラメント作製

6.1.1

フィラメント作製方法

3D プリンターによる連続繊維強化複合材料作製の事前実験としてノズル内部でのその場含浸調査のため，繊維強化複合材フィラメントの作製を行った．そのため本研究では，
実際のノズルを模擬した治具を作製した．Figure 6.1 に作製したノズル治具の断面形状を示す．本ノズル治具の使用材料は SUS303 であり，製作および使用後の処理の簡易化のため，上下に分割可能な形状とした．作製したノズルの出口テーパー角度はθ=90 [deg.] である．
フィラメント作製用材料としては，母材樹脂にポリアミド 66（PA66：polyamide 66）ペレット，強化繊維に 3K の炭素繊維束（T300B-3000，東レ）を使用した．フィラメント造
形前の処理として，ペレットの乾燥と繊維束のサイジング剤除去を行った．ペレットの乾燥は造形時の焦げ付き予防のため，造形前に PA66 ペレットを 80 ℃に加熱したオーブン内に 12 時間以上静置することで行った．サイジング剤除去は 2.2.2 節で示した方法と同様の手順で行った．
作製したノズル治具を用いた繊維強化フィラメント造形方法の概略図を Figure 6.2 および 6.3 に示す．本研究では，フィラメント作製時のその場樹脂含浸挙動に及ぼす造形速度
および繊維束への荷重負荷の影響を調査するため，Figure 6.2 および 6.3 に示すような 2 種
類のセッティングを使用しフィラメントの作製を行った．作製方法としては，まずノズル
内に PA66 ペレットを充填させる．次に，ノズルに取り付けたカートリッジヒータによりノズルを T =290 ℃まで加熱し，PA66 ペレットを溶融させる．この時，段階的に温度を上昇させることで，ペレットの温度にむらができないようにした．その後，繊維束をボビンからノズルと平行になるように送り出すことでフィラメントの作製を行う．この繊維束送り出し方法はセッティングにより異なり，Figure 6.2 に示す造形速度変更時には，先端をクランプで固定し引っ張ることでノズル出口付近で圧力が負荷され，樹脂を含浸させる．
今回，造形速度 v の調整のため，万能試験機（AUTOGRAPH AGS-X，島津製作所）を用いた．これにより，造形速度 v を v=100mm/min から 1000 mm/min まで 100 mm/min 刻みで変更した 10 条件で炭素繊維強化複合材フィラメントを作製した．また，Figure 6.3 に示すような繊維束への負荷荷重変更時には，フィラメント先端に重りを固定し落下させることでノズル出口付近で圧力が付加され，樹脂含浸の駆動力となる．今回，負荷荷重調整のため，重りの重さ m を 45 g，84 g，167 g，250 g の 4 種類用意し，これらを使用してフィラメント作製を行った．

121

Figure 6.1 Schematic view of cross-sectional view of the nozzle jig.

Figure 6.2 Schematic view of method for manufacturing continuous carbon fiber composite filament.

122

Figure 6.3 Schematic view of method for manufacturing continuous carbon fiber composite filament withweight.

123

6.1.2

評価方法

造形したフィラメントの評価として，造形速度 v 変更フィラメントには断面観察，負荷
荷重変更フィラメントには断面観察および引張試験を行った．
断面観察は造形したフィラメントの樹脂含浸状態確認のため行った．フィラメントの状
態では断面観察が困難なため，ホットプレス機（IMC-1837，井元製作所）を用いて高密度ポリエチレン（HDPE：High Density Polyethylene）中に樹脂埋めを行った．樹脂埋め後に小型万能切断機（マルトー）を用いて切断した．切断後の断面に対しエメリーペーパー（#400-2000）による研磨を行い，その後，バフ盤とアルミナスラリー（アルミナ粒径：<

0.3 µm）を用いて鏡面研磨を施した．断面観察には光学顕微鏡（VH-Z100R，KEYENCE）
を用いた．
また，造形したフィラメントの強度発現率の調査のため，引張試験も行った．引張試験は 10 kN のロードセルを取付けた万能試験機（AUTOGRAPH AGS-X，島津製作所）を用い，クロスヘッドスピードを 0.5 mm/min とした．引張試験に使用した試験片の概略図を

Figure 6.4 に示す．試験中、つかみ部での滑りを防止するため，クランプ-試験片間にエメ
リーペーパー（#180）を挟んだ．

Figure 6.4 Schematic view of tensile test specimen for continuous carbon fiber composite filament.

124

6.1.3

フィラメント断面観察結果

Figure 6.5 に今回造形した v=100 mm/min，1000 mm/min での炭素繊維強化複合材フィラ
メントの写真を示す．フィラメントは PA66 樹脂で被覆されており，樹脂層の中に炭素繊維束が入っている．今回の造形でパラメータとしたプリント速度 v の影響が大きく表れたのは，得られたフィラメントの形状である．プリント速度が遅いと (a) に示すような曲線形状となってしまい，プリント速度が速いと (b) に示すような直線形状のフィラメントとなる．これは，繊維束にかかる張力の影響であり，今回設計した試験装置ではプリント速
度が遅いとき，造形中の繊維束に十分な張力が負荷されていないことが示された．

Figure 6.6(a)-(j) に作製したフィラメントの断面写真を示す．これより，いずれの試験片においても繊維束の中心に空孔が存在し，内部に存在する繊維束には樹脂は含浸しておらず，未含浸繊維束を被覆するように含浸した繊維が周りに存在している．また，どの条
件でもボイドが多く確認でき，含浸状態が良好であるとは言えない．Figure 6.6(a)-(j) すべての条件で確認された事象として，樹脂リッチ領域が繊維束の片側に寄っていることが挙げられる．この原因としては，繊維束は横方向から引張られていることによりノズルの細い円筒部（出口付近）を通るときに繊維束が片側に寄って送り出されていることが考えられる．

Figure 6.7(a)-(d) に垂直引き抜き造形により得られた m=45 g，84 g，167 g，250 g でのフィラメント断面の顕微鏡写真をそれぞれ示す．(a)-(d) のいずれの条件でも繊維束が中心にあり，その周囲を樹脂が被覆している状態であるのが見て取れる．また，m=84 g で造形したフィラメントでは，今回造形した他の条件のものと比較してより多くの繊維に樹脂が含浸していることがわかる．これより，重り重量を増加させればするほど樹脂含浸率が改善するというわけではないと推察される．そのため，より良好なその場樹脂含浸の実現のためには，最も効率よく樹脂を含浸させることができる造形速度および負荷荷重を調査することが必要であると推察される．
今回作製したフィラメントはどれも樹脂含浸は良好であるとは言えない．炭素繊維束を被膜している樹脂を繊維束内に含浸させるためには，出口付近でより高圧力を負荷する方法を検討する必要があると考えられる．

Figure 6.5 Appearance of continuous carbon fiber composite filament. (Printing condition : v=100
mm/min,1000 mm/min)125

(a) v=100 mm/min(b) v=200 mm/min(c) v=300 mm/min(d) v=400 mm/min(e) v=500 mm/min(f) v=600 mm/min

Figure 6.6 Photomicrograph showing of cross section of continuous carbon fiber composite filament.
(Printing condition : v=100 mm/min-1000 mm/min)126

(g) v=700 mm/min(h) v=800 mm/min(i) v=900 mm/min(j) v=1000 mm/min
Figure 6.6 Continued.

127

(a) m=45 g(b) m=84 g(a) m=167 g(b) m=250 g

Figure 6.7 Photomicrograph showing of cross section of continuous carbon fiber composite filament．
(Printing condition : m=45 g, 84 g, 167 g, 250 g)

128

6.1.4

フィラメント引張試験結果

引張試験により得られたフィラメントの引張強度および破断時の変位を Table 6.1 に示す．引張強度は破断時の荷重を炭素繊維束 T300B-3000 の断面積（直径 7 µm の繊維 3000
本，断面積 A=0.115 mm2 ）で除した値を使用した．また，フィラメントの引張強度を炭素
繊維束の引張強度（=3530 MPa）で除すことにより，今回作製した炭素繊維強化樹脂フィ
ラメントの強度発現率の算出を行った．

Table6.1 より，使用した重りの重さの変化による引張強度の顕著な変化は見られなかった．また，強度発現率を見ると全体として 23%-29%と非常に低い値となり，ここからも繊維束に樹脂が十分に含浸していないと推察される．

Table 6.1 Result of mechanical property for continuous carbon fiber composite filament.

Tensile Strength [MPa]m=45 gm=84 gm=167 gm=250 g

1028
824
812
1025

Fracture
Displacement [mm]
0.50
0.40
0.32
0.52

129

Strength Achievement
Ratio [%]
29.1
23.3
23.0
29.0

6.2

リング引張試験

6.2.1

試験片作製

FDM3D プリンターを用いて，ドライの 3K 連続炭素繊維束と PLA 樹脂フィラメントを同時に送り出すことで，その場樹脂含浸方式による CF/PLA 円筒形状試験片の造形を行った．試験片は Figure 6.8 に示すように，一層を造形したのち厚さ方向に層厚さ分上昇させ，同様の経路を造形することで作製した．試験片作製に使用した各種プロセスパラメータをTable 6.2 に示す．また，Figure 6.9 に造形した円筒試験片の写真を示す．

Figure 6.8 Schematic view of ring tensile test.

Table 6.2 Parameters of molding CF/PLA Specimen for investigated parameter interaction.

Print Speed [mm/min]
Filament Extrusion Speed [mm/min]
Modeling Temperature [℃]Nozzle Diameter [mm]Filament Diameter [mm]Heat Bed Temperature [℃]
Layer Thickness [mm]Lamination Number [-]

60
18
220
1.5
1.75
60
0.3
15

Figure 6.9 Schematic view of ring tensile test.

1306.2.2

試験方法

リング引張試験の概略図を Figure 6.10 に示す．引張試験は 10 kN のロードセルを取り付けた万能試験機（AGS-X 10kN，島津製作所）を使用し，クロスヘッドスピードを 1 mm/min
として行い，試験片が破断もしくは荷重の急激な低下が生じた時点で試験を終了した．リ
ング引張試験用の治具には，φ 50 mm の円筒を二つ割りすることで作製した半円筒治具を使用し，Figure 6.10 に示すようにセッティングして行った．

Figure 6.10 Schematic view of ring tensile test.

1316.2.3

実験結果

今回実験を行った 5 つの試験片の破壊応力の平均値は 168MPa であった．
（応力の値は，実験により得られた破断荷重を円筒断面積の 2 倍で除すことで算出している．
）これは，本研究で報告した板状試験片の破断応力（=311MPa）のおよそ半分の値である．これは，リング試験片では繊維の配向方向が円周方向であり，荷重方向に配向していなかったことが要因として考えられる．また，破断後試験片の写真を Figure 6.11 に示す．これより，破断面から見含浸繊維束を多く確認することができ，繊維束内部への含浸が不十分であることがわかる．さらに，円筒内壁では未含浸繊維束の露出も散見されるため，今後更なる造形
パラメータおよび精度の改善が必要であると考える．しかし，3D プリンターを使用した

CF/PLA 円筒部品の作製には成功したため，今後改良を加えることで更なる複雑形状の造形も可能となると考えている．

Figure 6.11 Schematic view of ring tensile test.

132

6.3

造形経路 G-code

以下に本研究で使用した試験片形状造形用の G-code を示す．ここでは，パラメータ相互作用調査時の試験片番号 1（CP-v100-f18-T190）について示す．各行のセミコロン以降にはその行の説明を記す．ここで，ライン間の移動（180 deg. 折り返し地点）の際に造形
速度を 10 mm/min まで低下させている理由としては，高速度で折り返しを行うと造形面への定着がなされず，造形が失敗する要因となるためである．

M107
M190 S60 ; ヒートベッド温度を 60 ℃に設定
M104 S190 ; ヒーターを 190 ℃に設定
G28 ; 軸のゼロ点合わせ
G92 E0
M109 S190 ; ヒーターが 190 ℃になるまで待機
G21 ; 単位系を mm に設定
G90
M82
G92 E0G1 Z1.000 F300.000
G1 X250.649 Y74.379 F400.000 ; 指定の座標位置まで移動
G1 Z0.200 F300.000 ; 厚さ方向の移動
G1 X224.649 Y74.379 E12.000 F100.000
G92 E0 ; 以下から試験片形状の造形開始
G1 X75.351 Y74.379 E27 F100.000 ; E:フィラメント送り量 [mm]，F:移動速度 [mm/min]
G1 X75.351 Y76.270 E27.4 F10.000 ; 折り返し時造形速度 10mm/min
G1 X224.649 Y76.270 E54.4 F100.000
G1 X224.649 Y78.162 E54.8 F10.000
G1 X75.351 Y78.162 E81.8 F100.000
G1 X75.351 Y80.054 E82.2 F10.000
G1 X224.649 Y80.054 E109.2 F100.000
G1 Z0.450 F10.000 ; 以下 2 層目
G92 E0G1 X75.351 Y80.054 E27 F100.000
G1 X75.351 Y78.162 E27.4 F10.000
G1 X224.649 Y78.162 E54.4 F100.000
G1 X224.649 Y76.270 E54.8 F10.000
G1 X75.351 Y76.270 E81.8 F100.000
G1 X75.351 Y74.379 E82.2 F10.000
133

G1 X224.649 Y74.379 E109.2 F100.000
G1 Z0.700 F10.000 ; 以下 3 層目
G92 E0G1 X75.351 Y74.379 E27 F100.000
G1 X75.351 Y76.270 E27.4 F10.000
G1 X224.649 Y76.270 E54.4 F100.000
G1 X224.649 Y78.162 E54.8 F10.000
G1 X75.351 Y78.162 E81.8 F100.000
G1 X75.351 Y80.054 E82.2 F10.000
G1 X224.649 Y80.054 E109.2 F100.000
G1 Z0.950 F10.000 ; 以下 4 層目
G92 E0G1 X75.351 Y80.054 E27 F100.000
G1 X75.351 Y78.162 E27.4 F10.000
G1 X224.649 Y78.162 E54.4 F100.000
G1 X224.649 Y76.270 E54.8 F10.000
G1 X75.351 Y76.270 E81.8 F100.000
G1 X75.351 Y74.379 E82.2 F10.000
G1 X224.649 Y74.379 E109.2 F100.000
G1 Z1.200 F10.000 ; 以下 5 層目
G92 E0G1 X75.351 Y74.379 E27 F100.000
G1 X75.351 Y76.270 E27.4 F10.000
G1 X224.649 Y76.270 E54.4 F100.000
G1 X224.649 Y78.162 E54.8 F10.000
G1 X75.351 Y78.162 E81.8 F100.000
G1 X75.351 Y80.054 E82.2 F10.000
G1 X224.649 Y80.054 E109.2 F100.000
G1 Z1.450 F10.000 ; 以下 6 層目
G92 E0G1 X75.351 Y80.054 E27 F100.000
G1 X75.351 Y78.162 E27.4 F10.000
G1 X224.649 Y78.162 E54.4 F100.000
G1 X224.649 Y76.270 E54.8 F10.000
G1 X75.351 Y76.270 E81.8 F100.000
G1 X75.351 Y74.379 E82.2 F10.000
G1 X224.649 Y74.379 E109.2 F100.000
G1 Z1.700 F10.000 ; 以下 7 層目
134

G92 E0G1 X75.351 Y74.379 E27 F100.000
G1 X75.351 Y76.270 E27.4 F10.000
G1 X224.649 Y76.270 E54.4 F100.000
G1 X224.649 Y78.162 E54.8 F10.000
G1 X75.351 Y78.162 E81.8 F100.000
G1 X75.351 Y80.054 E82.2 F10.000
G1 X224.649 Y80.054 E109.2 F100.000
G1 Z1.950 F10.000 ; 以下 8 層目
G92 E0G1 X75.351 Y80.054 E27 F100.000
G1 X75.351 Y78.162 E27.4 F10.000
G1 X224.649 Y78.162 E54.4 F100.000
G1 X224.649 Y76.270 E54.8 F10.000
G1 X75.351 Y76.270 E81.8 F100.000
G1 X75.351 Y74.379 E82.2 F10.000
G1 X224.649 Y74.379 E109.2 F100.000
G92 E0 ; 試験片形状の造形終了
G91
G1 X30 F300
G1 Z20 F300
G04 P6000
M84
G90

135