技術報告

山口県産業技術センター

研究報告No.32 p1-8 (2020)1

炭素繊維強化プラスチックにおける研削穴あけに関する研究椙本英嗣 *・近藤拓郎 *・原隆仁 *2

A Study on the Drilling by Grinding in Carbon Fiber Reinforced Plastics
Eiji Sugimoto, Takuro Kondo and Ryuji Hara
本研究では炭素繊維強化プラスチックの安価で高品位な穴あけ加工の実現に向けて，一般砥石を用いた研削加工での穴あけについて検討した．その結果既存 CFRP 用切削工具と比較し研削穴あけ工具は優れた加工品位と同等の加工時間，コスト面での優位性を確認した．
１．緒言

炭素繊維強化プラスチック（以下 CFRP）は炭素繊維をエポキシ等の樹脂により含侵硬化させた繊維強化プラスチッ
クである．軽量・高強度な構造部材として注目されており，優れた機械的特性を持つものの，製造にはコストがかかり，性能を優先される航空機や高級車，スポーツ用品等の一部の利用にとどまっている．また CFRP の機械加工における加工性は，すでに様々な検討が行われ 1-3) ，難削材として知られている．特にデラミネーション（層間剝離）やアンカ(a) 汎⽤ドリルでの加⼯例

ットファイバー（切り残し）等の発生が問題となる．図 1に CFRP の汎用ドリルでの加工例と不良の一例を示す．これらは CFRP の母材である各種樹脂材に対して，強化材の炭素繊維の強度が著しく高いことと，炭素繊維による激しい工具摩耗が影響している 4-6) ．このため CFRP の機械加工は主にダイヤモンドコーティング工具によって行われている．
しかしダイヤモンドコーティング工具は高価であり，コスデラミネーション(層間剥離)

切り残し(アンカットファイバー)(b) 不良の⼀例

ト高につながっている．図 2 に炭素繊維の直径と刃先の大きさの関係を示す．炭素繊維の直径はおよそ 7μm であるが7)

浮き・盛り上がり

図1

CFRP の汎用ドリルでの加工例と不良の一例，ダイヤモンドコーティング工具の膜厚は 10～20μm 程度と言われている 8) ．このことから切削工具の切り込みをCFRP極力薄くしても，細い炭素繊維を大きな刃で加工すること切削工具になり，適切に切削することは困難であることが予想される．図 3 に CFRP の研削加工イメージを示す．切削加工に対コーティング
10~20μm

炭素繊維
直径約7μm

して，研削加工は微細な砥粒による加工であり，切り込み刃先も小さく，CFRP の高品位加工には適していると考えられる．
また研削砥石は多刃工具であり工具摩耗の激しい CFRP の加工において，数枚の切れ刃しか有しない切削工具よりも有利であると思われる．しかし CFRP の機械加工に関する研図2

炭素繊維の直径と刃先の大きさの関係

究は切削加工を中心に行われ，研削加工に関連した報告は少ない．柘植らは CFRP の研削穴あけの検討を行い，高品位研削工具な穴加工の可能性について示している 9) ．有澤らはダイヤモンド砥粒の電着工具を用いた CFRP の高能率加工について報告している 10) ．そこで本研究では，より安価で高品位な穴加工を，切削工具と同等の加工時間で実現することをCFRP目指し，一般砥石の軸付き工具を用いて検討を行った．

* 企業支援部加工技術グループ*2 株式会社テイケン

砥粒が摩耗、脱落しても新しい砥粒が出現

図3

CFRP の研削加工イメージ山口県産業技術センター

2研究報告

No.32 (2020)

２．実験装置及び実験方法
２・１

研削穴あけ実験装置

図 4 に研削穴あけ実験装置を示す．加工実験は立形マシニングセンタ(日立精機製 VKC-45)を用いて行った．マシニ

滑り軸受けをベアリング化

滑り軸受け

ングセンタの主軸にはサイドスルーホルダ（大昭和精機製
BBT40-ONBS13N-165）を固定した．工具はパイプ状の軸付き砥石を使用した．砥石は GC 砥石を使用し金属パイプにエポ

大昭和精機製
サイドスルーホルダ

キシ系接着剤で接着した後，ダイヤモンド軸付き砥石によ

図5

り，形状を付加した．サイドスルーホルダに工具を固定し，断面サイドスルーホルダの軸受けの変更概要

圧縮空気を供給することで，工具先端からエアブローしつ80秒程度で22℃に安定

50
ケーシング温度[℃]つ加工実験を行った．加工により生じる切り屑は集塵機により常に集塵した．図 5 にサイドスルーホルダの軸受けの変更概要を示す．サイドスルーホルダは湿式での使用を前提としているため，エアブローによる運用ができない．これは加工液の軸受け部からの漏れを抑えるため滑り軸受け403020100が使用されていることから，エアブローで運用すると発熱0し焼き付いてしまうためである．そこで軸受け部からの発熱が無いように，滑り軸受けをベアリングに変更した．図6 に軸受けを変更したサイドスルーホルダの温度経過を示す．軸受け変更後，サイドスルーホルダに軸受けに起因する発熱が生じていないことを確認した．加工中に被削材に生じるスラスト力は切削動力計(Kistler 製 Type9257B)により測定した．切削動力計はマシニングセンタのテーブル上に固定し，切削動力計上部に工具径よりも 1 ㎜大きい穴をあけたアルミ合金製及びベークライト製のバックプレー
トを固定，被削材はバックプレート上面に固定した．被削材には板厚 3mm の熱硬化性 CFRP 板（茨木工業製 SC014）を使用した．加工中に切削動力計より出力される信号はチャージアンプ(Kistler 製 5080A)を介してノート PC に保存した．また，加工した穴の直径はビデオプローブ式三次元測定機(OGP 製 Smart Scope ZIP300)で測定した．

250

軸受けを変更したサイドスルーホルダの温度経過

２・２

工具先端エアー圧力及び流量測定

図 7 に工具先端エアー圧力，流量測定の概要を示す．被削材には加工途中を模擬したドーナツ状の溝をつけた．その溝に工具をはめ込んだ状態で圧縮空気を供給し，加工中のセンタースルーでのエアブローと同じ状況を再現した．
圧力計は工具とホルダーの間に取り付けることで，工具先端エアー圧力として測定した．また水で湿らせた工具を用いることで，工具から微粒化された液滴が飛散するようにし，その様子を高速度ビデオカメラ(フォトロン製 FASTCAM
APX RS250k model1)で撮影した．図 8 に流速測定時の高速度画像の一例を示す．高速度ビデオカメラのフレームレー
トは 15000fps とした．工具近傍における液滴速度とエアー部を流路とみなし，その最小断面積を流路断面積とし測定した流速からエアーの流量を算出した．

VKC45(⼤昭和精機製
BBT40‐ONBS13N‐165)

ノートPC

圧縮空気

VK
VKC45

研削⽳あけ⼯具集塵
エアブロー

バックプレート
切削動⼒計(Kistler製9257B)

被削材
圧⼒計

テーブル

図4300

離をもとにエアーの流速を求めた．そして工具のスリット

VK
集塵

100
150
200
回転時間[sec]の流速は等しいと仮定し，フレームレートと液滴の移動距

⽴形マシニングセンタ(⽇⽴精機製VKC‐45)

サイドスルーホルダー

図650

チャージアンプ(Kistler製5080A)

⾼速度ビデオカメラ

研削穴あけ実験装置

図7

工具先端エアー圧力，流速測定の概要

炭素繊維強化プラスチックにおける研削穴あけに関する研究

3

度 60 を比較した結果，貫通までの毎ステップにおける最大液滴値の平均値は粒度 120 で 363.5N，粒度 60 で 360.6N であり，顕著な差は確認できなかった．
図 15 に先端角を付加した際のスラスト力を示す．先端角を付加することにより，基本形状の工具よりも深く工具を切り込む必要があるため，加工時間が長くなることが分かる．またスラスト力は加工開始から増加していき，途中で減少に転じる傾向を示した．これは先端角を付加したことで工具と被削材の接触面積が切り込み深さに応じて変化するためである．先端角により貫通時のスラスト力を低減できるため，デラミネーションの低減に有効であると言える．

図8

流速測定時の高速度画像の一例

早送り
加工送り
S：4000rpm
F：50㎜/min

３．実験結果及び考察
３・１

スラスト力低減に効果のある要因調査

CFRP の穴あけにおいてデラミネーションやアンカット

50[μm]ファイバー等の発生を抑えるには加工中に軸方向に生じる50[μm]スラスト力を低減することが重要である 11-12) ．そこで工具・ステップ加工
・工具先端からエアブロー形状の検討を行うにあたり，スラスト力低減に効果のある要因について調査を行った．基本形状の工具を基準とし，砥石の多孔質化，スリットの付加，砥石の粒度，先端角の図9

要因調査の際の加工条件影響について検討を行った．砥石の多孔質化については基本形状の工具と同じ形状で，多数の気孔を有する砥石を使用した工具（以下多孔質工具）を使用した．スリットの付加については基本形状の工具の内径部から底面，外径部にかけて連続するスリットを付加した工具（以下スリット工具）を使用した．図 9 に要因調査の際の加工条件を示す．
要因調査の際の加工条件はどの条件においても適切に加工ができるように設定した．主軸回転数は 4000rpm，主軸送り速度 50mm/min とした．切り屑による目詰まりを防ぐ目的
で，50μm 切り込んだ後，スタート地点に戻り再度 50μm切り込むことを繰り返すステップ加工を行った．また切り屑を除去するため工具先端よりエアブローをしつつ加工を行った．図 10 に研削穴あけを行った穴の例を示す．デラミネーションやアンカットファイバー等もなく非常に優れた加工品位であると言える．
図 11 に基本形状におけるスラスト力を示す．基本形状における加工中のスラスト力は最大でおよそ 700N であった．

図 10

研削穴あけを行った穴の例

図 12 に多孔質工具におけるスラスト力を示す．多孔質工具

貫通におけるスラスト力は最大でおよそ 500N であり，基本形状スラスト力[N]よりも低減できることが分かった．
図 13 にスリット工具におけるスラスト力を示す．スリット工具におけるスラスト力は最大でおよそ 350N であり，多孔質工具よりもさらに低減した．多孔質工具及びスリット工具仕様

工具を用いることでスラスト力を低減できることが分かる．

砥粒：炭化ケイ素#120
ボンド：ビトリファイド
外径：φ16mm
内径：φ8mm

これは切り屑の排出性が向上したことで，目詰まりを低減できたことによる効果であると思われる．特にスリット工具は，スラスト力を大きく低減でき，またスリット本数により切り屑排出性を制御しやすいため有効であると言える．
図 14 に各粒度におけるスラスト力を示す．粒度 120 と粒図 11800700600500400300200100001020304050
加工時間[sec]

基本形状におけるスラスト力6070山口県産業技術センター

スラスト力[N]4

工具仕様
砥粒：炭化ケイ素#120
ボンド：ビトリファイド
外径：φ16mm
内径：φ8mm※多孔質構造３・２8007006005004003002001000No.32 (2020)
スリット本数及び供給エアーについての検討

研削穴あけにおいて適切なスリット本数を調査するため，2 本から 8 本の各種スリット工具を作製した．図 16 にスリット本数検討用工具を示す．切り屑排出性はスリット本数の他に，供給するエアーの影響も受けることが予想される．
そこで，各種スリット工具において，加工時を模擬した工
0

図 12

研究報告

1020304050
加工時間［sec］6070

具先端エアー圧力及び流量測定を行った．そして各スリット工具において，工具先端エアー圧力とエアー流量の加工多孔質工具におけるスラスト力品位との関係性を調査した．表１に各スリット工具の入口

スラスト力[N]及び出口の品位を示す．工具先端エアー圧力が強すぎる場

工具仕様
砥粒：炭化ケイ素#120
ボンド：ビトリファイド
外径：φ16mm
内径：φ8mm※スリットを追加

合，出口側にデラミネーションが発生する傾向を示した．

8007006005004003002001000

また逆に弱すぎると入口側に樹脂の浮きが発生する傾向であった．出口側のデラミネーションはエアー圧力が高すぎ，貫通する直前に板厚の薄くなった被削材をエアーの圧力によって押し抜いたことで生じたと思われる．入口側の浮きは，切り屑排出性の低下及び冷却効果の低下に伴う加工熱0

図 131020304050
加工時間[sec]6070

による樹脂の劣化が原因と思われる．
図 17 に各スリット工具のエアー圧力と流量における加スリット工具におけるスラスト力工品位の関係を示す．加工品位の良はデラミネーションやスラスト力[N]アンカットファイバー等の不良が一切無い状態，可は同じ

工具仕様
砥粒：炭化ケイ素
粒度：120
ボンド：ビトリファイド
外径：φ16mm
内径：φ8mm
スリット：4本

く不良はないが良より若干劣る状態，不可は穴の入口側，毎ステップにおける最大値の平均値：363.5[N]

800
700
600
500
400
300
200
1000

もしくは出口側一方に一部不良が見られた状態，悪は穴の入口側，出口側両方に不良が見られた，もしくは工具が破損した状態である．本実験において良好な加工品位を示したのは青い破線で囲った領域となった．特にスリット 2 本のエアー圧力 0.05MPa，スリット 6 本のエアー圧力 0.02MPa
が良好な結果を示した．スリット本数が多くなると良好な
01020304050
加工時間[sec]6070

ることで，より低圧でも流量を確保しやすくなることと，スラスト力[N](a) 粒度 120

工具仕様
砥粒：炭化ケイ素
粒度：60
ボンド：ビトリファイド
外径：φ16mm
内径：φ8mm
スリット：4本切り屑の通り道が増えることでより効率良く切り屑排出が促されるためであると思われる．砥石強度を向上すれば 8毎ステップにおける最大値の平均値：360.6[N]

800
700
600
500
400
300
200
1000

結果を得られるエアー圧は低くなるが，これは流路が増え本以上のスリットも実現できる可能性は残されているものの，現状では 6 本スリットが妥当であると思われる．

010(b)
図 1420304050
加工時間[sec]

6070

粒度 60

各粒度におけるスラスト力
図 16800700

スラスト力[N]600

工具仕様
砥粒：炭化ケイ素#120
ボンド：ビトリファイド
外径：φ16mm
内径：φ8mm
スリット：4本
先端角：120°

図 15500
400
300
200
100
0010203040 50 60
加工時間[sec]

7080

先端角を付加した際のスラスト力

90100

スリット本数検討用工具

炭素繊維強化プラスチックにおける研削穴あけに関する研究
表1

各スリット工具の入口及び出口の品位３・３

できるものの，１穴あたり 50 秒程度の時間を要する．これ

0.10

0.050.02

加工条件による加工時間短縮への検討

ステップ加工による研削穴あけは良好な加工品位を実現

工具先端エアー圧力[MPa]

0.01

5

スリット２本入口は既存 CFRP 用切削工具の加工時間 7.2 秒に対して非常に遅◎浮き

浮きいものである．そこで，加工条件を検討し，研削穴あけの◎高速化を検討した．図 18 に各加工条件と出口品位を示す．
図 18(a)について，ステップ加工を行わず送り速度

出口◎30mm/min による 1 パス加工を行った．その結果良好な加工◎◎デラミ

品位を得られた．これはスリット等の検討により切り屑排出性を向上できたことによる結果であると言える．しかしスリット４本入口

図 18(b)で示すように送り速度を 50mm/min に上げるとデラ○○

荒れミネーションが発生した．そこで図 18(c)で示すように加○工開始から 2.5mm までをより高速な送り速度 100mm/min で，残りの 0.5mm を送り速度 25mm/min で加工したところ，良好

出口

デラミ
切り残し

◎

な加工品位が得られた．さらに図 18(d)で示すように送り○

デラミ

速度 100mm/min の切り込み深さを 0.2mm 増やし 2.7mm（残り量 0.3mm まで）を高速で加工したが，この条件ではデラスリット６本

入口ミネーションが発生した．図 19 に各加工条件における品位◎浮き◎○と被削材の層との関係を示す．被削材として使用した CFRP
板は 13 層で構成され，1 層あたりの厚みは 0.2～0.3mm である．上記４条件の結果からデラミネーションが発生した

出口◎◎微デラミのは出口側の 2 層に相当する 0.5mm を高速で加工した場合デラミである． CFRP の各層と各層は樹脂の強度のみで保持されており，板厚が薄くなるとスラスト力に耐えられず，層間スリット８本

入口の樹脂が破断しデラミネーションが発生する．つまり出口側 2 層分を加工する際は送り速度を落としスラスト力を極荒れ力かけないように加工する必要があることが分かる．一方
工具破損

工具破損

工具破損

で本被削材においては加工開始から 11 層は板厚があり，ス

出口

デラミ

ラスト力を多少かけても問題ないため，高速で切り込むこ切り残しとが可能であることが分かった．よって加工開始から出口側 3 層目までを高速で切り込み，出口側 2 層(0.5mm)を低速◎:良（不良が一切ない状態） ○:可（不良は無いが良よりも若干劣る） 荒れ：多数の不良ありで加工することで加工品位を維持したまま加工時間の短縮

デラミ：デラミネーションあり 浮き：樹脂の盛り上がりあり 切り残し：アンカットファイバーありが行えることが分かった．
図 20 に形状を検討した研削穴あけ工具と加工条件を示2本

スリット本数:

4本

6本

す．過去の検討結果をもとに形状を検討した研削穴あけ工

8本具を作製した．内径を拡大し除去体積を低減し，スリット

工具先端エアー圧力[MPa]0.10

は 6 本とした．また先端角により出口側のスラスト力を極力低減することを狙った．加工条件は加工開始から 2.5mm0.05
加工品位:良:可0.02

1.0

2.0
23.0

4.0
45.0

6.0

スラスト力は最大で 100N であり，加工時間は 6.6 秒であっ:悪た．スラスト力は基本形状の工具のおよそ 1/7，加工時間7.0

エアー流量[L/min]

図 17

各スリット工具のエアー圧力と流量における加工品位の関係

21 に形状を検討した研削穴あけ工具のスラスト力を示す．

:不可0.010.0を高速で，出口側 0.5mm を低速で加工するようにした．図も 50 秒から 6.6 秒へと大幅に改善できた．また，スラスト力は加工開始から緩やかに増加し，出口に向かい低減していくため，CFRP の加工にとって理想的なスラスト力の変化を得られた．

山口県産業技術センター

6研究報告

No.32 (2020)

出口側

加工送り
S：4000rpm
F：30㎜/min

工具仕様
砥粒：炭化ケイ素
粒度：120
ボンド：ビトリファイド
外径：φ16mm
内径：φ13.6mm
スリット：6本
先端角：90°1mm
加工品位 良3mm

F30

図 20(a) １パス加工

加工送り

スラスト力[N]1mm
デラミネーション

3mm

F50(b) １パス加工

F1000.5mm

F25・工具先端からエアブロー

加工時間6.6秒

0

図 211mm

３・４
加工品位 良1234567
加工時間[sec]

8910

形状を検討した研削穴あけ工具のスラスト力
研削穴あけ工具の加工コストの試算

研削穴あけ工具の加工コストを試算するため，研削穴あF1002.5mm2.5mm

形状を検討した研削穴あけ工具と加工条件

800700600500400300200
1000F50

出口側
加工送り
S：4000rpm
F：100㎜/min
F：25㎜/min

1mmF30出口側
S：4000rpm
F：50㎜/min

加工送り
S：8000rpm
F：100㎜/min
F：25㎜/min

け工具の摩耗試験を行った．また比較対象として既存 CFRP用切削工具でも同様の試験を行った．図 22 に既存 CFRP 用

0.5mm

F25(c) １パス加工F100(2.5mm)→F25(0.5mm)

工具と加工条件を示す．使用した工具は直径 9.55mm の超硬合金にダイヤモンドコーティングを施した切削工具である．
加工条件は工具メーカーの推奨条件とし，回転数 2000rpm，出口側

送り速度 200mm/min とした．また工具の先端角が段階的に加工送り
S：4000rpm
F：100㎜/min
F：25㎜/min

変化する特徴的な形状のため，通常のドリルよりも深く切1mmり込む必要があり，工具先端が被削材底面から 20 ㎜に達すデラミネーションるまで切り込むようにした．図 23 に既存 CFRP 工具で加工2.7mm

F1000.3mm

F25した穴の状態を示す．大規模なデラミネーションは最後まで発生しなかったが，比較的初期から大きなアンカットファイバーが頻発した．図 24 に既存 CFRP 工具の穴直径の推(d) １パス加工F100(2.7mm)→F25(0.3mm)

図 18移を示す．加工初期からしばらく穴直径が多少変動するものの，1500 穴の加工が行えた．アンカットファイバーが頻

各加工条件と出口品位発するものの素晴らしい耐摩耗性があることが分かった．
図 25 に摩耗試験用研削穴あけ工具と加工条件を示す．既存

1層0.2〜0.3mm

CFRP 用切削工具と比較できるようにほぼ同じ直径である
直径 10mm の研削穴あけ工具を作製した．スリットは 6 本でF100CFRP板

F100F30F50は工具強度が不足するため 4 本とした．加工条件は過去の検討結果を参考にしつつ直径に合わせて周速を落とし回転板厚3mm2.5mm

数 6400rpm とした．図 26 に摩耗試験用研削穴あけ工具で加2.7mm工した穴の状態を示す．まれに小さなアンカットファイバ
F250.5mm

F25ーが生じる場合があったが終始優れた品位であった．図 270.3mmに研削穴あけ工具の穴直径の推移を示す．加工初期は初期

13層
品位 良

図 19

デラミネーション

品位 良

デラミネーション

各加工条件における品位と被削材の層との関係摩耗と思われる穴直径の減少がみられるものの，変動は少なく典型的な摩耗曲線を描いているように思われる．110
穴目で工具が破損したが，定常摩耗と思われる状態から突然破損していることから，工具摩耗により少しずつ増加す炭素繊維強化プラスチックにおける研削穴あけに関する研究
る研削抵抗に砥石が耐えられなくなり破断したと思われる．

9.75を示す．初期摩耗が終了したと思われる状態から穴の許容

よそ 50 穴，既存 CFRP 用工具でおよそ 700 穴であった．ま9.70

穴直径[mm]た．その結果それぞれの加工可能数は研削穴あけ工具でお：ｱﾝｶｯﾄﾌｧｲﾊﾞｰ発生

9.80

図 28 に研削穴あけ工具及び既存 CFRP 用工具の加工可能数
誤差として 50μm の範囲に収まる加工数を加工可能数とし

79.65
9.60
9.55
9.50

た研削穴あけ工具は 1 本 1000 円程度で作製できるのに対し，9.45

既存 CFRP 用工具は 1 本 58,000 円である．このことをもと9.40にそれぞれの 1 穴あたりの加工コストを試算すると，既存

0200400600

CFRP 用工具は 82.8 円/穴，研削穴あけ工具は 20 円/穴であ800

10001200

1400

加工数[穴]

図 24

り，加工コストにおいて研削穴あけ工具は既存 CFRP 工具よ既存 CFRP 工具の穴直径の推移り優れる結果となった．研削穴あけ工具の穴精度は安定しているものの，現状では摩耗が早く進行するため，加工現Φ10mm

場では頻繁な工具交換を強いられることになり現実的では

加工送り
S：6400rpm
F：100㎜/min
F：25㎜/minない．しかし砥石の材質を検討するなど工具摩耗を低減できる可能性はまだ多く残されており，CFRP において研削穴あけは有効であると思われる．

A社製 既存CFRP工具
Φ9.55mm

図 251mm

2.5mm

F1000.5mm

F25

摩耗試験用研削穴あけ工具と加工条件：ｱﾝｶｯﾄﾌｧｲﾊﾞｰ
加工送り
S：2000rpm
F：200㎜/min

加工時間7.2秒/穴

1mm

10穴

40穴

70穴

100穴

3mm20mm
図 22F200

既存 CFRP 用切削工具と加工条件：ｱﾝｶｯﾄﾌｧｲﾊﾞｰ

100穴

500穴

図 26

摩耗試験用研削穴あけ工具で加工した穴の状態

10.20
10.15

1000穴

1500穴

穴直径[mm]

10.10
10.05
10.00

110穴目
工具破損

9.95
9.90×9.85

図 23既存 CFRP 工具で加工した穴の状態

9.80
020

図 274060
加工数[穴]

80100

研削穴あけ工具の穴直径の推移

120山口県産業技術センター

810.20

研削穴あけ工具φ10mm

穴直径[mm]No.32 (2020)

５)1 穴あたりの加工コストを試算したところ，既存 CFRP

10.15

用工具は 82.8 円/穴，研削穴あけ工具は 20 円/穴であり，10.10

加工コストにおいて研削穴あけ工具は既存 CFRP 工具よ10.05
許容誤差
50μm

10.00
9.95

り優れる結果となった．
６）研削穴あけ工具は既存 CFRP 用工具と比較し優れた加工

9.90
9.85

品位と同等の加工時間，コスト面での優位性を確認した．

50穴

9.80

約¥1,000/本

020406080
加工数[穴](a) 研削穴あけ工具の加工可能穴数

100120の切削機構に関する研究(第１報)，精密工学会誌

9.75p.1456-1461 (1989)

穴直径[mm]9.709.652) 金枝敏明，高橋正行，CFRP(炭素繊維強化プラスチック)

許容誤差
50μm

9.60の切削機構に関する研究(第２報)，精密工学会誌

9.55
9.50

p.1058-1063 (1990)

9.45
定価¥58,000/本

参考文献
1) 金枝敏明，高橋正行，CFRP(炭素繊維強化プラスチック)

A社製 既存CFRP用工具Φ9.55mm9.80700穴3) 金枝敏明，CFRP(炭素繊維強化プラスチック)の切削機

9.40
0200

400600

800

1000

1200

1400

1600

加工数[穴](b) 既存CFRP用工具の加工可能穴数

図 28

研究報告

研削穴あけ工具及び既存 CFRP 用工具の加工可能数

構に関する研究(第３報)，精密工学会誌 p.491-496(1991)
4) 柳下福蔵，CFRP(炭素繊維強化プラスチック)の切削加工，p.14(2014)

４．結言5) 佐久間敬三，横尾嘉道，瀬戸雅文，強化プラスチック(GFRP・CFRP)の穴あけに関する研究，日本機械学会論本研究では炭素繊維強化プラスチックの安価で高品位

文集(C 編)49 巻 446 号,p.1799-1807(1983-10)

な穴あけ加工の実現に向けて，一般砥石を用いた研削加工

6) 山崎訳，機械と工具(米国 MTTF プロゼクト報告)，での穴あけについて検討した．以下に得られた知見を示す．
１)砥石の多孔質化及びスリットの付加，先端角の付加は研削穴あけのスラスト力低減に効果がある．特にスリットの付加による低減効果が大きい．
２)付加するスリットの本数は 6 本が妥当である．その際の工具先端エアー圧力は 0.02MPa 程度が適している．またエ ア ー 圧 力 は 強 す ぎ る と 出 口 側 に デ ラ ミ ネ ー ションが発生し，弱すぎると入口側に樹脂の盛り上がりが発生する．
３)加工開始から出口側 3 層目までを高速で切り込み，出口側 2 層(0.5mm)を低速で加工することで加工品位を維持したまま加工時間の短縮が行える．
４)形状検討の結果得ら れ た研削 穴あ け 工具を 用いて加工した結果，最大スラスト力 100N，加工時間 6.6 秒を実現 し た ． 基 本 形 状 の 工 具 と 比 較 し ス ラ ス ト 力 はおよそ1/7，加工時間は 50 秒から 6.6 秒へ大幅に改善できた．
また既存 CFRP 用工具の加工時間は 7.2 秒であり，研削穴あけ工具で同等の加工時間を実現できた．

25-1(1981)
7) 村上陽太郎 炭素繊維の製法，構造及び性質(財)大阪科学研究技術センター付属ニューマテリアルセンター，
NMC ニュース No.37,(2005-4)
8) 羽生博之，小田木寛，村上良彦，神谷庄司，坂真澄，
刃先形状の最適化による高性能ダイヤモンドコーティ
ングドリルの開発，精密工学会誌,Vol.68,No.3,
p.415-419(2002)9) 柘植英明，小川大介，佐藤丈士，岐阜県工業技術研究所研究報告 No.1，p.20-23(2013)．
10) 有澤秀彰，赤間知，仁井谷春彦，三菱重工技法 Vol.49
No.3，4-10(2012)．
11) 柳下福蔵，CFRP の切削加工，精密工学会
誌,Vol.82,No.4p.340-345(2016)12) CFRP ドリル貫通過程における工具送り速度と層間剥離抑制，田村昌一，近藤弘康，中野佑一，松村隆，2014
年度精密工学会春季大会学術講演会論文集，
p.317-p318(2014)