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技術論文
Technical Paper

PBF-LB/M 用工具鋼粉末の粉末床品質に及ぼす
粉末せん断特性の影響
山田慎之介＊ 1，山口貢＊ 2，古本達明＊ 2

Effect of Powder Shear Property on PBF-LB/M Powder Bed Qualityof Tool Steels
Shinnosuke YAMADA, Mitsugu YAMAGUCHI and Tatsuaki FURUMOTO
Synopsis
The Additive Manufacturing (AM) die & mold, which has conformal cooling channel manufactured by PBF-LB/M process,will be deliver high performance in terms of improvement of thermal fatigue. In tool steel SKD61 for AM die & mold often occurs
surface crack due to abnormal surface roughness that occur during the build process. In the process, powder bed (PB) quality
influenced by powder properties is one of the key factors to determine the quality of built parts. However, in terms of quantitative
relationship between PB quality and powder flow-ability, there are few reports. In this study, SKD61 powders with different
flow-ability (powder shear properties) due to different particle shapes were prepared and the effect of shear properties on PB
roughness was investigated using the evaluation machine specialized in powder recoat process. As a result, PB roughness has agood correlation with angle of internal friction, PB roughness and PB roughness stability corresponding to powder recoat speed
change showed increase with increasing angle of internal friction. It was found that it is important for PB quality to control angle
of internal friction influenced by particle shapes of mean particle diameter d50 or over.

1．緒言

近年，付加製造技術 (Additive Manufacturing: AM) の一つである 3 次元積層造形技術は新しいモノづくりの形態

量構造部品や一体部品の製造，内部冷却チャンネルの最適化が可能であり，航空宇宙産業や医療部品，金型部品など様々な分野で適用されている 3)．
金型分野では，PBF-LB/M により金型のコアやキャビとして脚光を浴びている ．金属材料を用いた AM 技術

ティの形状に沿った最適なコンフォーマル冷却水管を金の一つとして，熱源にレーザを用いたレーザ式粉末床溶

型内部に設けることで冷却能力を確保し，金型寿命を融結合法 (PBF-LB/M) がある．PBF-LB/M は粉末堆積厚向上させる研究がされている．PBF-LB/M を金型製作へ

1)

さ数十 μm 単位の粉末床に対して，微細レーザを用いて，適用する時，材料粉末としてマルエージング鋼 4) や熱間

選択的に溶融凝固させ，その凝固層を積層させることで工具鋼 5) を用いた報告が多くなされている．熱間工具鋼

造形する方法である 2)．PBF-LB/M はその設計自由度のSKD61 は，炭素含有量が 0.3 ～ 0.6 % と多いため高硬度高さから，複雑なニアネット構造化，最適形状による軽であり，マルエージング鋼と比較して熱伝導率が大き2022年 10月 13日 受付＊ 1 大同特殊鋼㈱技術開発研究所，工博（Dr. Eng., Corporate Research & Development Center, Daido Steel Co., Ltd.)＊ 2 金沢大学 設計製造技術研究所，工博（Dr. Eng., Advanced Manufacturing Technology Institute, Kanazawa University）

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く，低価格でコバルトを含有しない等の利点があるもの

イプのリコータを用いた粉末床の表面粗さを DEM で解の，PBF-LB/M へ適用すると炭素含有量の多さに起因して析し，粉末床の表面粗さがリコータの走査速度が速くな

造形中の急速加熱急速冷却サイクルにより脆性硬化マルテ

ると悪化することを報告している 15)．また Yuasa らは粉ンサイト組織となり，造形プロセスに起因して割れが発生
6)

末床に対してフリンジパターン投影による光学的 3D プ

する等の不具合が生じることが報告されている ．SKD61

ロファイル測定から表面粗さを実験的に測定し，粉末床の適用に関しては，予熱温度を向上させることで造形時の表面粗さがリコータの走査速度増加により悪化するこの割れの原因となる残留応力を低減させる等の対策が検と，また回転抵抗法による動的流動性の低下とともに悪7)討されている ．また機械特性低下につながる造形物の化することを報告している 16)．ただし，PBF-LB/M プロ

ポロシティや，応力集中によるき裂発生の起点となる造セス実機の粉末流動プロセスを考慮した場合，粉体層せ形物表面の粗さを抑制することも重要である 8)．

ん断試験法による粉末流動性 (せん断特性) と粉末床品

一般的な PBF-LB/M プロセスでは，造形品質 (空隙，表面粗さ) を決定する重要なファクタの一つに粉末床の質を関連付けて定量的に評価した報告は少ないのが現状である．

品質がある 9)．粉末床は一般的な PBF-LB/M 装置では造

本研究では，高品質な造形金型を造形するためのアプ

形チャンバの横に併設した供給層から粉末を供給し，リローチとして，工具鋼粉末のせん断特性が粉末床品質にコータで粉末をならすことで形成され，リコータの走査及ぼす影響を明らかにするため，PBF-LB/M プロセスで条件や粉体特性により粉末床の品質は影響を受ける．粉用いられるリコート走査ユニットを模擬した装置を製作

末床品質は，流動性とかさ密度に影響を受け，またそれし，ガス噴霧法および水噴霧法で作製された複数の工具らに影響を及ぼす因子としては，粒度分布 (PSD)，粒子

鋼粉末を用いて，せん断試験法により評価したせん断特形状や最大粒子径が挙げられる ．特に粉末流動性が著性が PBF-LB/M プロセスでの粉末床の様相に及ぼす影

しく悪い場合は，粉末床密度の低下を招き，造形欠陥の響を調査した．

9)

誘発を招くこととなる

10)．

PBF-LB/M での粉末床形成に関しては，近年個別要素

2．金属粉末の流動性評価

法 (Discrete Element Method：DEM) での解析 11) による解明が進められており，リコータのリコートブレード前方で堆積した粉末粒子群が雪崩を伴う流動により，ブレード直下に流動し，粉末床を形成するとされている．またリコート時の粉末流動は，(i) 粒子間の摩擦，(ii) 粒子間のかみ合い，(iii) 付着力 (van der Waals 力，静電気力および液架橋力 ) に影響を受け，特に粒子間の摩擦およびかみ合いは粒子形状に依存するとされている

12)

．した

がって PBF-LB/M プロセスでの粉末床形成に必要な金2.

1

金属粉末の流動性阻害要因

PBF-LB/M プロセスでの粉体流動の阻害要因は主に粉体粒子間に生じる摩擦力と付着力である 12)．Fig. 1 に金属粉末が流動する際に阻害因子となる摩擦力および付着力と代表的な粒子形状の模式図を示す．摩擦力は，自重(粉体圧) もしくは外的に垂直応力が負荷された粉体層ですべり (流動) に必要な力であり，粒度分布や粒子形状

属粉末の流動性指標として，粒子間の摩擦力や付着力をに起因する．粒子形状では，一般的な①球状粒子のほか

正確に評価する必要がある．

に，②サテライト粒子 (粗粒子に微粒子が付着結合した

PBF-LB/M 用金属粉末の流動性評価法としては，安息

角測定法 (ISO-4490) やホールフローメータによる流動性測定法 (ASTM B213/JIS Z2502)，粉体層せん断試験法(ASTM D6773/ JIS Z8835)，回転ディスクの回転抵抗を評価する回転抵抗法や回転ドラム内の粉末雪崩を評価す
る回転ドラム法など様々な手法があるが 2)，粉体層に圧もの) や③凝集結合粒子 (粒径が近い粒子が結合したもの)，④異形状粒子 (粉砕形状粒子) などがあり，特に②～④の粒子形状の場合，粒子間のかみ合いに起因して，すべりに必要なせん断力が大きくなる．付着力は，粒子表面で生じる力であり 17)，van der Waals 力や静電気力，
液架橋力がある．付着力は，分離力として重力の影響を

縮荷重を負荷しながらせん断を行い，得られた垂直応力受けるため，粒径が小さい (自重が小さい) 微粉末ではとせん断応力の関係から摩擦力および付着力を評価可能

影響が大きく，凝集の原因となる一方，粒子径の増加にな粉体層せん断試験法 13) が有効であると考えられる．

伴い粉末自体の自重が大きくなり，その影響は小さくな

粉末床品質の評価方法としては，粉末床粗さや粉末床
密度14)がある．先行研究では，Parteli らがローラ―タる．

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Particle shape

Large particle

Fine particle

61

た粉末と同様の酸素含有量である 18)．かさ密度は，JIS
Z2504 に基づく見掛け密度測定法で測定した．粉体の粒度分布および形状は画像式粒度分布測定装置 (Malvern

Spherical

Panalytical 社 Morphology G3) で評価した．測定粒子は

Bonding Satellite
Agglomerate

Crush

10,000 個とし，円形度は全測定粒子の平均値である平均円形度のほかにメディアン径 d50 付近± 0.1 ％範囲内にある粒子の平均円形度を d50 円形度 (以下，d50 円形

Van der Waals force

-

+ ++
+
+
+
+
+
+
+
+
++ +++++

度と表記) として算出した．Fig. 3 は画像式粒度分布測

+ ++
+
+
+

-

--

- - -----

Friction- - ---

Interlocking

--

-

-

-

Liquid bridge
Electrostaticadhesion force adhesion force
CohesionFig. 1. Obstructive factors of powder flow in PBF-LB/M

2を求めた結果である．Fig. 4 は同装置により観察された粒子画像例であり，Fig. 5 は画像から平均円形度およびd50 円形度を評価した結果である．Fig. 3 より，粒度の違いはあるものの，いずれも d50 は 30 μm 程度と一般

recoat process.※2.

定装置を用いて粉末の体積を基準として累積粒度分布

的な PBF-LB/M プロセスで用いられる粉末粒径であっ

供試粉末

た．Fig. 4 より，本研究で用いた供試粉末では多様な粒供試粉末として，4 種類の粒度分布および形状が異な子形状を呈し，図中 (a) に示すような球状粒子，図中 (b)る SKD61 粉末を準備した．粉末の SEM 画像を Fig. 2～ (d) に示すような複数粒子が凝集結合したもの，図中状粉末であり，粉末 D は水噴霧法により製造された異粒子のうち図中 (b) は粗粒子に微粒子が付着結合したサに示す．粉末 A ～ C はガス噴霧法により製造された球形状粉末である．粉末の酸素量は不活性ガス融解 - 赤外線吸収法で計測した．粉末 A ～ C は 0.02 ～ 0.04 %，粉末 D は 0.15 % であり，ガス噴霧法や水噴霧法で得られ(e) に示すような異形形状のものが見られた．凝集結合

テライト粒子，図中 (c) および (d) は比較的粒径が近い粒子が付着した凝集結合粒子である．Fig. 5 より，いずれの粉末でも円形度は粒径の増加に伴い低下傾向を示し
(a)

Shape

(b)

(c)

(d)

Agglomerate

Spherical

Satellite

Crush

BondingFine particle

30 m

(e)

Particle

30 m
Image
Large
10 μm particle 10 μm

Circularity

30 m

30 m

(c) Powder C(d) Powder D

d50

0

0.43

0.8

Powder A
Powder B
Powder C
Powder D

0.7

Powder A
Powder A
Powder B
Powder B
Powder C
Powder C
Powder D
Powder D

0.6
0.5
0.4

d10
1

20 μm

0.9

40
20

20 μm
0.58

1

Circularity

Culculative frequency %

60

20 μm

0.72

analysis. ※

d90

80

0.90

Fig. 4. Examples of particle shape observed by image

Fig. 2. SEM micrographs of powder. ※
100

0.99

Particle

10
Particle size diameter m

100

Fig. 3. Calculative powder size distribution. ※0.3

1

Mean circularity
d50 circularity
Mean circularity
d50 circularity
Mean circulairty
d50 circularity
Mean circulairty
d50 circularity

10
Particle size diameter μm

Fig. 5. Powder circularity. ※100

電気製鋼 第 93 巻第 2 号 2022 年

62た．一般的には噴霧法で生成された粒子は Fig. 4(a) で見られるような球状粒子同士の衝突による凝集および付着により，凝集結合粒子

19)やサテライト粒子

20)

が生成す

るため，粒径の増加に伴い，円形度が低下する傾向を示
す．ガス噴霧法に比べ水噴霧法のほうが急冷粉砕となる
ため異形状になりやすく，粉末 A に比べ粉末 D は円形
度が低い結果となった．またガス噴霧法同士で比較した
場合，粉末 A に比べ粉末 B および粉末 C は 10 μm 以下

2.

3

せん断特性評価

供試粉末の流動性は Fig. 7(a) に示す回転セルによる粉体層せん断試験法 (Freeman Technology 社 FT4 Powder

Rheometer) を用いた．せん断試験は JIS Z8835 に基づき，
粉体層破壊包絡線を調査した 21)．25 mm × 10 ml の測定

セル容器に供試粉末を充填した後，24 mm のせん断セ

ルを用いて，垂直荷重 9 kPa を付加し予備せん断を実施することで予圧密された粉体層に対して，所定の垂直応での円形度低下と粗粉領域での円形度低下が見られる．

力 σ で加圧しながら，せん断セルを回転させ，横滑り

前者は 10 μm 以下の微粉が凝集していること，後者はが生じたときのせん断応力 τ を評価した．ここで垂直応

微粉が粗粉に付着結合していることによるサテライト粒力 τ は 3 ～ 7 kPa とした．Fig. 7(b) に得られた垂直応力

子増加および粗粉同士の結合による凝集結合粒子の増σ －せん断応力 τ 線図を示す．いずれの粉末でも垂直応加を示唆している．Fig. 6 は各粉末の全体円形度および力 σ とせん断応力 τ には線形関係があり，クーロン粉

d50 円形度を測定した結果である．平均円形度に比べ，d50 円形度のほうが粉末間の大小を明確に示した結果となった．これは，特にガス噴霧粉の場合，Fig. 5 で示した通り，全体円形度は高円形度の微粉側の影響を顕著に体として定義できる．クーロン粉体の場合，(1) 式に示す関係が成立する．
(1)

受けるため，明確な差異は生じにくいと考えられる．一

ここで φ は内部摩擦角，C はせん断付着力である．内方，d50 円形度は凝集結合粒子主体の粗粉側を評価して部摩擦角は粉体層に加圧した際のせん断抵抗の増加度合いるため，ガス噴霧粉でのサテライト粒子および凝集結を角度として示すものであり，せん断付着力は粉体層に合粒子の生成量の大小を形状差異として明確に示してい圧縮応力が負荷されていない状態で粒子間に生じる結合ると考えられる．Table 1 は各粉体特性調査結果をまと力すなわち付着力を示している．本研究では内部摩擦角

めた結果である．本研究で用いた各粉末はかさ密度が異およびせん断付着力を評価した．また本研究ではせんなり，その要因としては Fig. 6 からも分かるように d50

断付着力における静電気力および液架橋力の影響を排

円形度の差異に起因していると推察される．

除するため，供試粉末に対してイオナイザを用いた除電

1

0.94

0.92

0.93

Circularity

0.9を実施し，せん断試験では装置内の環境湿度を制御する

Mean
d50

0.93

0.90

0.84

ことで，25 ℃，3 %RH 以下に統一して試験を実施した．
Table 2 は各粉末のせん断特性評価結果である．内部摩0.82

擦角は d50 円形度が良好な粉末 A が最も低く，一方異0.8形状の粉末 D が最も高い結果となった．また各垂直応

0.7
0.6
0.5

力 σ でのせん断応力 τ も同様の傾向であった．これは0.61

粒子形状によるすべり性の差異に起因していると考えら
れ，d50 円形度が低いほど，流動を阻害するせん断抵抗

A(GA)

B(GA)
C(GA)
Powderが増加し，結果として内部摩擦角が増加したと考えられD(WA)Fig. 6. Difference in mean circularity and d50 circularity. ※Mean circularity
d50 circularity

A

B
C
JIS SKD61
GA
GA
GA+10/-45 +15/-45 +15/-45
4.51
4.46
4.23
d10
18.9
22.2
19.6
d50
28.8
35.7
34.5
d90
44.2
50.6
52.6
28.4
33.0
d90-d10 25.3
0.94
0.93
0.93
0.92
0.90
0.84

も低い値であった．一般に水噴霧粉は噴霧媒体に水を用いることから，不活性ガスを用いるガス噴霧粉よりもTable 1. Powder properties. ※Powder number
Material
Product
Particle size range
Bulk density g/cm3
Particle size distribution μm

る．またせん断付着力は粉末 A ～ C に比べ粉末 D が最

D
WA
-45
3.74
13.3
27.8
48.5
35.2
0.82
0.61

酸化が生じ，また酸化膜の構成物質の差異が生じる 18)．
本研究でも酸素含有量は粉末 A ～ C と粉末 D で大きく異なっており，いずれも酸化膜厚みやナノスケールでの粒子表面の凹凸 (粗さ)，構成物質の差異に伴う Hamaker
定数の差異等により，van der Waals 力に変化が生じたと考えられる．またガス噴霧法により製造された粉末 A～ C でのせん断付着力の差異は，微粉の凝集の影響が考えられる．Fig. 5 から分かるように，粉末 B および C

技術論文＞ PBF-LB/M 用工具鋼粉末の粉末床品質に及ぼす粉末せん断特性の影響

は粉末 A に比べて 10 μm 以下での円形度低下が顕著で

63

Dry air introductionあり，付着性の高い微粉の生成および凝集が多く，せん
断付着力に影響を与えたと考えられる．
5

Shear stress,
Shear cell
Powder(a)Schematic diagram

Shear stress,kPa

Normal stress,

Powder A (GA)
Powder D (WA)4

Evaluation
area(a) Appratus

3(b) Inside

L=200

Recoater2
Angle ofinternal friction, Φ

10

Powder supply
unit

Cohesion, C

0

2
4
Normal stress,

6
kPa

Cross section

8(b)Sample raw data obtained
from Shear cell test(c) Recoater(d) Elastic blade

Fig. 7. Schematic of powder shear cell test. ※Table 2. Powder shear properties. ※Powder number
Angle of internal friction deg
Cohesion kPa
Shear stress, τ kPa σ = 3 kPa
σ = 5 kPa
σ = 7 kPa

A
19.8
0.41
1.48
2.22
2.91

B
21.3
0.47
1.62
2.49
3.17

C
22.4
0.55
1.75
2.62
3.43

D
29.4
0.26
1.96
3.05
4.23

3．金属粉末の粉末床評価
3.

1

リコート評価装置

本研究では，Fig. 8 に示すような商用 PBF-LB/M 装置の粉末供給機構を模擬した試験装置を製作した．本装

置は Fig. 8(b) に示すように粉末を供給するユニットと粉末を評価するエリアで構成されており，Fig. 8(c) に示
すようなリコータを用いて粉末供給エリアから供給された粉末を評価エリア上に設置した SUS プレート (100× 100 mm2) に供給し，粉末を敷き詰める構造になっている．リコートブレードには商用 PBF-LB/M 装置に用いられる Fig. 8 (d) に示すようなゴムブレードを使用した．粉末床の様相を確認するため，Fig. 8(e) に示すよう(e) Schematic diagram

Fig. 8. Schematic of powder recoat machine. ※3.

2

レーザ変位計による微視的粉末
床品質評価

本研究では供試粉末の d50 が 30 μm 程度であることを考慮し，粉末床の様相を正確に測定するため，レーザス
ポット径 2 μm の非接触式レーザ変位計 (KEYCENCE 社

CL-100N) を用いて，粉末床表面のプロファイルを 1 μm
間隔で測定した．Fig. 9 に示すように走査後の粉末床に対して，レーザ変位計を用いて測定された粉末床表面のプロファイルから，JIS B 0601 に示す算術平均粗さ Ra
にて粉末床の粗さ評価を行った．粉末床表面プロファイ

な評価エリア直上に 2100 万画素の観察用 CMOS カメラ

ルから，平均線方向の基準長さ分だけを抜き取り，粉末

明確に観察するため評価エリアの側面に LED バー照明としたときに，(2) 式にて粉末床表面の算術平均粗さ(KEYENCE 社 CA-HF2100C) を設置し，粉末床の荒れをを配置し，粉末床上面からの観察を可能とした．実験
条件として，リコートの厚さは PBF-LB/M プロセスで床面に対して垂直方向に z 軸をとり，粗さ曲線 z = f(x)Ra(以下，粉末床粗さと表記) を算出した．

汎用的に用いられる積層厚を参考に 1 層 50 μm とし 22)，(2)は 50 ~ 300 mm/s で実施した．乾燥空気を導入し，25 ℃，

ここで x は検出位置，検出位置 x での平均線 m から

粉末供給量は 1 層 100 μm とした．リコータの走査速度

3 %RH 以下の環境下に統一し，リコータによる走査テストを実施した．各試験では 100 μm のプレリコートの後，試験を実施した．試験後の粉末床に対して，光学的な撮像画像による観察と後述する粉末床の微視的評価を実施した．

の偏差の絶対値，基準長さ L を 40 mm として，カット
オフ λ c = 8 mm とした．

64

電気製鋼 第 93 巻第 2 号 2022 年

Recoat direction
Recoat speed
100 mm/s

300 mm/s

Powder A

Fig. 9. Evaluation for powder bed roughness. ※Powder D
10 mm

4．実験結果および考察

Fig. 10. Optical images of powder bed. ※Fig. 10 は 粉 末 A お よ び 粉 末 D を 用 い て 走 査 速 度

画像の一例である．Fig. 10 から分かるように，いずれの粉末でも走査速度 100 mm/s に比べ走査速度 300 mm/s
は荒れた様相の粉末床となった．また走査速度 100 mm/

s では粉末 A および粉末 D で外観上大差が無いものの，
走査速度 300 mm/s では粉末 A に比べ粉末 D のほうが粉

末床は荒れた様相を呈していることが分かる．またいずれの観察画像で，発生間隔は異なるものの，走査方向に

30

Powder bed roughness, Ra μm

100 mm/s および 300 mm/s で得られた粉末床の光学観察

25

20
15
10

対して垂直方向での周期的な突起模様が生じている．これはリコート時にリコートブレード直下で圧縮荷重が粉末床に加わるため，ブレード通過後にその反発で突起を響を調べた結果である．Fig. 11 から分かるようにいずれの粉末でも，粉末床粗さは走査速度を増加させることでほぼ線形的に増加する傾向を示した．これは Fig. 10 の光学観察画像で見られた走査速度増加による粉末床の荒れた様相と一致している．粉末床粗さは走査速度増加に伴い増加することが知られており ，また DEM 解析によ16)

り，走査速度増加に伴いリコートブレード前方に形成されるせん断領域の中心が低い位置に移動することで，ブレード直下での粉末質量流量が低下するとされている 23)．
したがって走査速度増加により，粉末床に対する粉末供給量が低下し，充填性が低下することで粉末床粗さが増加したと考えられる．
Fig. 12 は走査速度 100 mm/s および 300 mm/s で走査した際の粉末床粗さに対する内部摩擦角を調査した結果である．Fig. 12 から分かるように粉末床粗さは，いず

0

100
200
300
Recoat speed mm/s

400

30

Powder bed roughness, Ra μm

Fig. 11 は各粉末での粉末床粗さに及ぼす走査速度の影

0

B(GA)
D(WA)

Fig.11. Effect of recoat speed on powder bed roughness. ※形成し，走査速度による影響を受け，突起模様の発生間隔に差異が生じたと考えられる．

Powder
A(GA)
C(GA)

5

R² = 0.77

25

R² = 0.96

20

R² = 0.62

15
R² = 0.94

10

Recoat speed
100mm/s(GA)
300mm/s(GA)

5
0

10

15

100mm/s(WA)300mm/s(WA)

20
25
30
35
Angle of internal friction deg

40

Fig. 12. Effect of angle of internal friction on powder bed
roughness. ※床粗さの相関係数はいずれも 0.9 以上と非常に高い正の相関を示した．また水噴霧粉を含めた場合でも，内部摩擦角と粉末床粗さの相関係数は，走査速度 100 mm/s では 0.62，走査速度 300 mm/s では 0.77 と，走査速度増加に伴い高い正の相関を示した．これは内部摩擦角の増加

れの走査速度でも内部摩擦角が大きくなるにつれ増加しにより，リコートブレード前方での粉体層のせん断抵抗ている．特にガス噴霧粉ではいずれも内部摩擦角と粉末増加およびブレード直下での圧縮応力増加により，ブ技術論文＞ PBF-LB/M 用工具鋼粉末の粉末床品質に及ぼす粉末せん断特性の影響

65

レード直下での粉末流動が妨げられ，十分な粉末床形成見られたと考えられる．ただし，リコート時の圧縮応力に必要な粉末供給量が不足し，粗な粉末床を形成しやすに関しては，リコートブレードの形状および材質に依存

くなると考えられる．

するため，装置に適したせん断応力を調査することが望Fig. 13 はせん断試験法の各垂直応力でのせん断応力と粉末床粗さを走査速度 100 mm/s および 300 mm/s で調ましいと考えられる．
次に走査速度変化に対する粉末床粗さの安定性を評価査した結果である．Fig. 13 (a) および (b) から分かるようするため，Fig. 11 で示した各粉末の走査速度と粉末床に，ガス噴霧粉ではいずれの走査速度でも粉末床粗さと粗さの関係に対して，最小二乗法による回帰直線を求

せん断付着力は相関係数が高く，0.8 以上の高い正の相め，(3) 式に示す回帰直線の傾き (回帰係数) を走査速度関を示したが，水噴霧粉を含めると相関関係は見られなの変化による粉末床粗さの変化率 RaR として定義した．

くなった．垂直応力を負荷した際のせん断応力と粉末床
粗さは，噴霧法を問わずいずれの走査速度でも相関係数が 0.7 以上の正の相関を示し，特に垂直応力 3 kPa および 5 kPa のせん断応力はいずれも噴霧法を問わず相関係
数が 0.8 以上と非常に高い正の相関を示した．これはリコートプロセスでの粉体流動挙動ではリコートブレード
前方の堆積粒子群でのせん断領域の形成

23)

=

∑ =1(
)(
∑ =1( − )2)

(3)

ここで ν は走査速度，n はデータ数，i は i 番目のデー

タである．Fig. 14 は粉末床粗さ変化率 RaR に対する内部摩擦角の影響を調査した結果である．Fig. 14 から分，ブレード

かるように，噴霧法問わず粉末床粗さ変化率は内部摩直下の粉体層では圧縮が生じる 24) ことが DEM 解析で知擦角が大きくになるにつれ，線形的に増加し，内部摩られており，本研究でも同様の傾向と見られ，ブレード

擦角と粉末床粗さ変化率は相関係数 0.9 以上と非常に高直下での圧縮応力発生により質量流量が制限され，粉末

い正の相関を示した．内部摩擦角は粉体層に加圧した

床粗さに影響を及ぼすものと考えられる．ゆえに垂直応

際のすべり性に対する感受性であり，走査速度増加に力を負荷した際のせん断応力と粉末床粗さに相関関係がよる粉体層へのせん断応力および圧縮応力増加に対する粉末床品質の安定性を示す指標であることを示唆している．Fig. 15 は粉末床粗さ変化率 RaR に対する d50

R² = 0.05

16

R² = 0.85

14

るように，噴霧法を問わず粉末床粗さ変化率と d50 円形

R² = 0.72

12度は相関係数 0.89 と高い正の相関を示した．これはメR² = 0.89

10ディアン径 d50 よりも大きい粒径の領域に含まれる凝集R² = 0.86 R² = 0.90 R² = 0.98

8

Normalσ
Normal stressstress inin shearshear cell
cell test,
test, �== 00 kPa(Cohesion)
σσ == 00σσkPa(Cohesion)kPa(Cohesion) GA
GA WAWAkPa(Cohesion)
GA GA
WA WA
== 33 kPaσσ == 33σσkPa
GA
kPa
GA WA
WA
kPa
GA GA
WA WA
== 55 kPaσσ == 55σσkPa
GA
kPa
GA WA
WA
kPa
GA GA
WA WA
== 77 kPaσσ == 77σσkPa
GA
kPa
GA WA
WA
kPa
GA GA
WA WA

6

4
2
0

円形度の影響を調査した結果である．Fig. 15 から分か

R² = 0.84

0

1
2
3
4
Shear stress in shear cell test, τ kPa

5(a) Recoat speed 100 mm/s
Powder bed roughness, Ra μm

30

R² = 0.94

25

R² = 0.13

R² = 0.85
R² = 0.92

R² = 0.90 R² = 0.93 R² = 0.99
NormalNormal stressstress inin shearshear cell
cell test,
test, �σ== 00 kPa(Cohesion)
σσ == 00σσkPa(Cohesion)kPa(Cohesion) GA
GA WAWAkPa(Cohesion)
GA GA
WA WA
== 33 kPaσσ == 33σσkPa
GA
kPa
GA WA
WA
kPa
GA GA
WA WA
== 55 kPaσσ == 55σσkPa
GA
kPa
GA WA
WA
kPa
GA GA
WA WA
== 77 kPaσσ == 77σσkPa
GA
kPa
GA WA
WA
kPa
GA GA
WA WA

10
5
0

0

1
2
3
4
Shear stress in shear cell test, τ kPa

ることが，PBF-LB/M プロセスでの安定した粉末床を形成するために必要であり，そのためには噴霧プロセスの製造条件改善による凝集結合粒子の低減や，プラズマ球状化プロセス等の二次加工による粒子形状改善プロセスが有効と考えられる．
7

R² = 0.942015結合粒子や異形状粒子などの形状が悪い粒子を低減させ5(b) Recoat speed 300 mm/s
Fig. 13. Effect of shear stress on powder bed roughness. ※Change rate of powder bed
roughness, RaR 10-2 μm/mms-1

Powder bed roughness, Ra μm

186

R² = 0.93

54
3

R² = 0.96

2
1

0Powder
GA WA
0

10
20
30
Angle of internal friction deg

40

Fig. 14. Effect of angle of internal friction on change rateof powder bed roughness. ※電気製鋼 第 93 巻第 2 号 2022 年

663）J. Li，C. Duan，M. Zhao and X. Luo：IOP Conf.

Change rate of powder bed
roughness, RaR 10-2 μm/mms-1

7Series: Earth Environmental Science，252（ 2019），

6022306．

5

R² = 0.89

44）J. Piekło and A. Garbacz-Klempka.： Materials，13

R² = 0.68（2020），23，5533．
5）M. Mazur，P. Brincat，M. Leary and M. Brandt：Int. J.

3

Adv. Manuf. Technol.，93（2017）
，881．

2
1

0

6）M. Narvan，K. S. Al-Rubaie and M. Elbestawi：

PowderGA WA
0.5

Materials，12（2019），24，2284．

0.6

0.7
0.8
d50 circularity

0.9

1Fig. 15. Effect of d50 circularity on change rate of powder
bed roughness. ※7）N. Haghdadi，M. Laleh，M. Moyle and S. Primig： J.
Mater. Sci.，56（2021），64．

8）R. Dörfert，J. Zhang，B. Clausen，H. Freiße，
J. Schumacher and F. Vollertsen：Addit. Manuf.，27

5．結言本研究では PBF-LB/M 法での工具鋼粉末を用いた高品質金型造形の一環で良好な粉末床を形成するための定（2019），217．
9 ） A . B . S p i e r i n g s ， M . Vo e g t l i n ， T. B a u e r a n d
K. Wegener：Prog. Addit. Manuf.，1（2016），9．

10）L. Cordova，M. Campos and T. Tinga：JOM，71（2019），1062．

量知見を得る目的で，せん断特性の異なる SKD61 粉末

11）H. Chen，Q. Wei，S. Wen，Z. Li and Y. Shi：Int. J.

擬したリコート装置による粉末床品質の評価を行った．

12）L. Cordova，T. Bor，M. Smit，M. Campos andを用いて商用 PBF-LB/M 装置の粉末供給プロセスを模得られた結果を以下に示す．
(1) 粉末床粗さは，せん断試験法で計測された内部摩擦角と良好な相関性を示し，内部摩擦角が低いほど，粉末床粗さは低くなり，均一な粉末床を形成可能となる．
(2) 粉末床粗さはせん断試験法による垂直応力を負荷した際のせん断応力と良好な相関性を示す．
(3) 粉末の内部摩擦角が低いほど，粉末床粗さ変化率は低くなり，走査速度の変化に対する粉末床粗さは安
定する．
(4) 安定した粉末床品質を得るためには，メディアン径

d50以上の粗粉領域の円形度 (d50円形度)の向上が重要である．そのためには噴霧プロセスの製造条件改善による凝集結合粒子の低減や，粉末二次加工による形状改善プロセスが有効である．

Mach. Tools Manuf.，123（2017），146．

T. Tinga：Addit. Manuf.，32（2020），101082．

13）R. Freeman：Powder Technol.，174（2007），1-2，25．
14）S. E. Brika，M. Letenneur，C. A. Dion and V. Brailovski：Addit. Manuf，31（2020），100929．

15）E. J. R. Parteli and T. Pöschel：Powder Technol.，288（2016），96．
16）K. Yuasa，M. Tagami，M. Yonehara，T. Ikeshoji，
K. Takeshita，H. Aoki and H. Kyogoku：Int. J. Adv.

Manuf. Technol.，115（2021），3919．

17）奥村鉄平，関本光一郎：電気製鋼，89（ 2018），1，
13．

18）S. Hoeges，A. Zwiren and C. Schade：Met. Powder
Rep.，72（2017），2，111．

19）関本光一郎，奥村鉄平，中川知可夫：電気製鋼，88（2017），1，11．
20）D. Beckers，N. Ellendt，U. Fritsching and（文献）1）L. Yang，K. Hsu，B. Baughman，D. Godfrey，
F. M e d i n a ， M. Menon and S. Wiener：Additive

M a n u f a c t u r i n g o f M e t a l s： T h e Te c h n o l o g y,Materials, Design and Production, Springer，2017．

2）H. A. Abdel-Aal.：Additive Manufacturing of Metals:

Fundametals and Testing of 3D and 4D Printing, McGraw
Hill，2021．

V. Uhlenwinke：Adv Powder Technol，31（2020），1，

300．

21）日本工業規格

一面せん断試験による限界状態線（CSL）及び壁面崩壊線（WXL）の測定方法，日本規格協会，（2016）．
22）Kamsky G.V.，Kolomiests A.A. and Popov V.V.：
REVIEW OF THE MAIN PRODUCTS OF

3D-MACHINES FOR METALS, CHARACTERISITICS

技術論文＞ PBF-LB/M 用工具鋼粉末の粉末床品質に及ぼす粉末せん断特性の影響

OF THE ACHINES, AND DIRECTIONS OF

DEVELOPMENT，International Research Journal，8（50）（2016），3，48．
23）W. Nan and M. Ghadiri： Powder Technol.，342（2019），801．
24）Q. Wu，C. Qiao，J. Wang，D. Yao，Y. Wu，W. Fan，

M. Li，and X. An：Addit. Manuf.，49（2022），
102477．

※本論文は「精密工学会誌」88 巻 (2022)10 号，pp.795-

800 に掲載された論文 "PBF-LB/M 用工具鋼粉末の粉末
床品質に及ぼす粉末せん断特性の影響 " の内容を加筆修正し，転載したものである．

山田慎之介

山口

貢

古本達明

67