技術資料＞ガスアトマイズ法における円環スリット型コンファインドノズルのスリット径とガス圧力が粉末特性におよぼす影響

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技術資料
Technical Data

ガスアトマイズ法における円環スリット型コンファインド
ノズルのスリット径とガス圧力が粉末特性におよぼす影響
関本光一郎＊ 1，山浦圭祐＊ 1，松木隆紀＊ 1，鷲見芳紀＊ 1，井上晋輔＊ 2，森浩一＊ 3

Effect of Slit Diameter of Annular-Slit Confined-Feed Nozzle and Gas
Pressure on Powder Characteristics in Gas Atomization
Koichiro SEKIMOTO, Keisuke YAMAURA, Takanori MATSUKI,
Yoshinori SUMI, Shinsuke INOUE and Koichi MORI
Synopsis
Additive manufacturing (AM) such as laser beam powder bed fusion is a manufacturing process that can provide more designfreedom than conventional processes while reducing material waste. However, the high cost of the spherical powders thatare the raw material for AM is a barrier to its replacing the conventional process. Due to the requirement for specific powder
characteristics such as flowability, bulk density, size distribution, and particle morphology for AM, gas atomization is a major
manufacturing process. Therefore, in order to increase the yield of AM powder to reduce the cost, it is important to optimize
process parameters in gas atomization. However, the effect of atomization parameters, including nozzle design on the particle
morphology, is not adequately known. In this study, the influence of nozzle inner diameter and gas pressure on particle size andcircularity were investigated using two annular-slit confined-feed nozzles with different slit inner diameters.

1．緒言ら，世界的な研究開発と産業用アプリケーションへの適用が進められている 1）．

金属積層造形は，目的とする形状の 3D-CAD データ

原料に粉末を用いる金属積層造形装置のうち，現在のを薄いレイヤーに分割し，レイヤーごとに素材の溶融と主要方式である，熱源にレーザーを使用するパウダー積層を繰り返すことで，ニアネットシェイプの部品を造

ベッドフュージョンにおいては，一般に粉末粒子径がる製造技術である．切削や塑性加工といった従来の製法15-45 μm の微細な粉末が用いられる．また，装置内ででは実現が難しい複雑な構造物を製造できるため，部品粉末の搬送とパウダーベッドへの敷き詰めが繰り返され点数や組立コストの削減を可能とする特徴を持つ．さらるため，原料粉末には高い流動性と充填性を持つ真球形にはオンデマンドの部品製作や，使用する素材と廃棄物状が好まれる 2）．しかし，そのような球状の微粉末は粉の削減といった環境面での利点も期待されていることか

末製造工程での収率が低く，材料コストが積層造形の普2021年 10月 21日 受付＊ 1 大同特殊鋼㈱技術開発研究所（Corporate Research & Development Center, Daido Steel Co., Ltd.）＊ 2 ㈱大同 ITソリューションズ（Daido IT Solutions Co., Ltd.）＊ 3 大阪府立大学大学院 工学研究科，科博（Dr. Sci., Graduate School of Engineering, College of Engineering, OsakaPrefecture University）

電気製鋼 第 92 巻第 2 号 2021 年

及への課題の 1 つとなっている．そのため，従来の加工

1335 mm3）

技術を大きく置き換えていく状況には至っていない ．

Wall

球状の微粉末の主要製法の 1 つとして，溶融金属を高Pressure outlet

速のガスジェットで溶滴に分断し，冷却を経て回収する

Pressure outlet

ガスアトマイズ法が挙げられる．この製法で得られる粉
Area of Fig. 2末の粒度分布，形状，流動性，充填性といった諸特性の最適化には，それらとアトマイズ工程の操業因子の関係

Fig. 1. Geometry of the numerical domain and theを知ることが必要となる．しかし高温の溶融金属と高速

boundary condition (full model).のガス流により生じるアトマイズ現象は複雑なものであり，実験による観察の難しさもあいまって，粉末特性とPressure inlet

Wall

操業因子の関係は完全には解明されていない．
A* A

そのような背景から，アトマイズ現象の解明，粒子形D状とサイズ分布の予測，ガスノズル構造の最適化といった目的で，気体の単相流，あるいは気体と溶融金属の混相流Concentric areas of the melt outlethを対象とした数値流体力学（Computational Fluid Dynamics，CFD）がさまざまな機関で活用されている

500 mm944）～ 7）．

Melt path in the atomization processWallFig. 2. Geometry of the numerical domain and the boundary

そこで本稿では単相流の CFD を活用し，ガスアトマ

condition with a zoomed view of the nozzle exit.

イズ工程の操業因子のうち，リング状のスリットからVer. 13）を使用した．

ガスを噴出するコンファインド型ノズル（Annular-Slit
Conﬁned-Feed nozzle，ASCF）のスリット内径 D と供給ガ

計算対象のガス流れは速度が大きいため，流体の圧スの圧力 PN の 2 つが，生成される粉末のメジアン径 d50

縮性が支配的と考えられる 8）．そこで数値計算の負荷とと円形度 C におよぼす影響を調査した結果を報告する．

安定性を考慮し，気体の運動方程式を Navier–Stokes 式

2．実験方法扱った．計算は非定常陰解法で実施し，総メッシュ数から粘性項を省いた Euler 式とし，理想流体として取りは約 1.2 × 106，タイムステップは 1.0 × 10-5 秒とした．

また 10 000 ステップの計算を行った時点で計算を終了

Table 1 に実験の概要を示す．はじめにノズルから噴出するガスの流れを専用の実験設備で測定し，CFD の精度した．このときガスは流入界面に供給ガス圧力 PN,cal で検証を行った．この検証は設備制約から，Ar ガスを使用供給し，排圧は大気圧とした．

して行った．

ガスの速度が音速の何倍かを示す無次元数のマッハ数

次にスリット内径 D が異なる 2 種類の ASCF を対象に，は，Star-CCM+ ではスカラー値として扱われ，3 次元のCFD と，ガスアトマイザーを用いた粉末の試作を実施し全方向成分を包含する大きさとして表される．後述する

た．この実験には N2 ガスを使用し，試作の結果を CFD実験で得られるマッハ数は流れの中心軸方向の成分に限のガス流れと比較して考察した．

定されるため，本稿では比較に用いるノズル中心軸方向

2.

1のマッハ数の計算値 Mcal を式（1）で算出した．

CFDモデリング（1）

Fig. 1 に CFD モデル全体の計算領域と境界条件を，

ここで Vg,cal はノズル中心軸方向の流れの速度ベクト

Fig. 2 にノズル近傍の形状をそれぞれ示す．計算には商用の流体解析ソフトウェア（Siemens PLM 製 Star-CCM+ル計算値（m/s），Vs,cal は音速計算値（m/s），γ はガスのTable 1. Overview of the experiments and numerical simulations.
Experiment

StepNozzle
diameter
D (mm)Gas

CFD

Schlieren
imaging

Aspiration
test

1st23

Ar〇〇〇

2nd23, 19N2〇

Velocity
mesurement Atomizationof melt(pitot tube)〇〇

技術資料＞ガスアトマイズ法における円環スリット型コンファインドノズルのスリット径とガス圧力が粉末特性におよぼす影響

比熱比，R はガス定数（J/(kg･K)），Tcal はガス温度の計算値（K）をそれぞれ示す．
ノズル直下の空間の圧力を示す吸引圧力の計算値 PA,cal

は Ting らの報告 9）を参考に，ノズルの溶融金属の流出口が位置する同心円領域の静圧を受圧面積の加重平均で除して算出した．また Mcal と PA,cal については計算の終了時点から 50 ステップ分を遡り，おのおのを時間平均した値を使用した．
CFD の ノ ズ ル は Ünal が デ ザ イ ン し た ASCF10） に 近い形状とし，スロート面積 A* =136 mm ，開口断面積比2（出口面積 A/ スロート面積）A/A* =2.14，拡大部の長さh=4.5 mm，スリット内径 D=23 mm とした．

2.

2はノズルのマニホールドに設置した圧力センサ，吸引圧力 PA は溶融金属の供給部に相当する位置に設置した圧力センサで測定した．ノズルから噴出するガスの流れのシュリーレン像は，流れに対して垂直方向に市販のダブルパス型システムシュリーレン装置（カトウ光研㈱製，SS-100）を設置し，カメラで撮影した．

ガスのマッハ数 M は，ノズルの中心軸上にガスの噴出方向と対向するように，総圧管と静圧管の 2 種類のピトー管を交互に取り付け，管を介した流れを圧力センサで計測することで算出した．具体的には総圧管，静圧管を介すことでそれぞれ総圧 Pt，静圧 Ps を得ることができ，式（2），（3）11）を使用して M に換算した．
()

(M<1)
（2）

()

(M>1)（3）ピトー管は，アクチュエータを使用してノズルのガス出口から最大 100 mm の計測位置まで 1 mm 刻みで移動させ，各点における Pt，Ps を測定した．

Pressure transducer(Inlet pressure, PN)
Melt outlet in
the atomization process

Gas outlet

Knife edge

Light beam

Double-pass schileren
Pitot tube

しく D のみを 19 mm に変更したノズルの 2 種類を用いた．5 kg の鉄系合金を高周波誘導炉で溶融し，約 2 000 Kまで加熱した後に，タンディッシュに出鋼した．溶融金属はタンディッシュ底面に取り付けられた，溶融金属供給管の直径 4.0 mm のオリフィスを介してノズルのガス出口近傍に供給され，鉛直下方に噴射する高速のガスジェットによって溶滴に分断された後，冷却を経て粉末として回収された．また，供給ガス圧力 PN を 1.4-3.0 MPa までの範囲で変え，いずれも異なる条件で計 10属の質量流量で除して算出した．
粉末の粒度はメジアン径 d50 で評価し，未分級の状態でふるい分け法によって算出した．また粒子の円形度 Cは粒子画像分析装置（Malvern 製 MorphologiG3）を使用して測定した．測定対象は 10-90 μm の粒子とし，円形度を式（4）で算出後，おのおののセグメントにおける最小／最大の粒径比が約 1.5 となる 10-15 μm，15-25 μm，25-40 μm，40-60 μm，60-90 μm の 5 つのセグメントに分割し，おのおのの円形度の個数平均値 C10-15，C15-25，C25-40，C40-60，C60-90 を求めた．

（4）
ここで S は二値化した粒子の投影断面積（画素数），L は周囲長（画素数）を示す．

3．結果および考察
3.

1

CFDの精度検証（1st step）

Fig. 4 に CFD における流れのガスの密度コンター図を示す．供給ガスの圧力 PN,cal が 4 MPa と 5 MPa の 2 条
件では，リングスリットから噴出するガスの膨張により，リング状のガスジェットに囲まれたノズル直下の空（垂直衝撃波）が形成された．
次に実験で得た各供給ガス圧力 PN におけるシュリーレン像を Fig. 5 に示す．シュリーレン像の明暗は流れの密度勾配に対応する 12）．PN が 4 MPa と 5 MPa の 2 条件
では，CFD と同様に再循環ゾーンが狭くなる様子が観察<100 mm
Mirror

実験には CFD と同一形状のノズルと，A* ，A，h が等間（再循環ゾーン）が狭くなり，同時にマッハディスク

Pressure transducer(Aspiration pressure, PA)

Camera

粉末の試作と評価

Ratio，GMR）は，アトマイズガスの質量流量を溶融金ガス流れの実験的計測

Gas inlet

3回の粉末の試作を行った．ガス／メタル比（Gas MetalFig. 3 に実験装置の模式図を示す．供給ガスの圧力 PNNozzle

2.

95

Pressure transducer(Total pressure, Pt, or static pressure, Ps)

Fig. 3. Schematic image of the experimental setup.

された．一方，マッハディスクは撮影像が不鮮明なため，いずれの PN においても観察されなかった．そこで CFDにおけるマッハディスク形成のしきいとなる，PN,cal が 3MPa と 4 MPa の 2 条件を対象に，流れの中心軸方向のマッハ数分布をより詳細に調査した．

96

電気製鋼 第 92 巻第 2 号 2021 年

Recirculation zone

Recirculation zone

Fig. 6 に CFD における 3 MPa と 4 MPa の条件のマッハ数コンター図を，Fig. 7 に式（1）で求めたノズル中心軸方向のマッハ数 Mcal の分布をそれぞれ示す．Mcal がゼ(a) 2 MPa(b) 3 MPa

Recirculation zone

Recirculation zone

ロとなり，流れ方向が切り替わる点が，3 MPa の条件ではガス噴出口から 43 mm，4 MPa の条件では 50 mm に位置している．また 4 MPa の条件におけるマッハディ
スクは 75 mm から 80 mm の位置に存在した．

(d) 5 MPa(c) 4 MPa
Mach disk

Mach disk

Fig. 4. Numerical contour plots of the gas density at inlet
pressure of (a) 2 MPa, (b) 3 MPa, (c) 4 MPa and(d) 5 MPa.

Fig. 8 にピトー管で実測した流れのマッハ数 M の分布を示す．3 MPa と 4 MPa の条件において，ガス出口からおのおの 42 mm と 47 mm 付近でマッハ数はゼロとなった．この結果は CFD による計算値と近い値となっている．また 4 MPa の条件における 69 mm から 75 mm 位置に，3 MPa の条件にはみられないマッハ数の急激な減少が観察された．このマッハ数の急減少は，CFD にみられたマッハディスクに対応していると推察される．また，ガス出口からマッハ数がゼロになる位置，マッハディス(a) 2 MPa(b) 3 MPa

クが形成する位置までの距離については，誤差 10 % 程度で再現できていると考えられる．一方，3 MPa の流れにおけるマッハ数分布の形状は良い一致を示していない．
次に CFD と実験値の吸引圧力の比較を Fig. 9 に示す．

(c) 4 MPa(d) 5 MPa

Fig. 5. Experimental Schlieren images at inlet pressure of

4 MPa 付近までは PA が減少，それ以降は増加する傾向は共通している．また実験では PN が 3.0 MPa と 3.3 MPaの間で PA の急激な減少がみられた．

Mach number(a) 2 MPa, (b) 3 MPa, (c) 4 MPa and (d) 5 MPa.

両者の絶対値は一致していないが，供給ガス圧力 PN が(b) 4 MPa(a) 3 MPa

3Numerical

2Reverse flow

10(a) 3 MPa

010 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Numerical
Mach mach
Numerical
number, Mcal

Numerical
Mach mach
Numerical
number, Mcal

Fig. 6. Numerical contour plots of Mach number at inlet pressure of (a) 3 MPa and (b) 4 MPa.
3Numerical2

Reverse flow

10

Distance from gas exit (mm)(b) 4 MPa0

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Distance from gas exit (mm)3Experimental

210(a) 3 MPa0

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100Distance from gas exit (mm)Experimental
Mach number, MExperimental
Mach number,MFig. 7. Numerical Mach number profiles along the geometric centerline of the nozzle at inlet pressure of (a) 3 MPa and (b) 4 MPa.
3Experimental

210(b) 4 MPa
010 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Distance from gas exit (mm)Fig. 8. Experimental Mach number profiles along the geometric centerline of the nozzle at inlet pressure of (a) 3 MPa and (b) 4 MPa.

技術資料＞ガスアトマイズ法における円環スリット型コンファインドノズルのスリット径とガス圧力が粉末特性におよぼす影響

達すると，マッハディスクを形成すると同時に再循環ゾーンが狭くなり，PA が急激に減少することが知られている 9）．本実験の PN が 4 MPa 以上の条件においても，シュリーレン像（Fig. 5）から再循環ゾーンが狭くなったことがわかる．また CFD の結果から，マッハディスクの形成が推察される．これらから実験（Fig. 9）にみAspiration pressure
PA (kPa(a))

コンファインドノズルのガス流れは一定以上の PN にられた 3.0 MPa と 3.3 MPa 間における PA の急激な減少

80

Numerical
Experimental

60

Formation ofMach disk

40
200は，PN の増加によって再循環ゾーンが狭くなり，主流と逆向きに流れる循環流の流路が制限され，圧力センサ直下の空間に供給されるガスの量が減少した結果と推察

以上より実施した CFD は実験を完全に再現するものではないが，現象の理解を深めるために活用できるものと考え，3.

3.

2580

Aspiration pressure
PA(kPa(a))

ガス流れの変化が少なくなっていると推察される．

34Inlet pressure, PN (MPa(g))

experiment.の絶対値が一致しない誤差の主要因としては，計算領域変化するため，実験で得られた結果よりも CFD の方が，2gas between the numerical simulation and the

一方，衝撃波の位置を除くマッハ数分布の形状と PA

メッシュを跨ぐ形で衝撃波が発生し，ガス流れが急激に

1Fig. 9. Comparison of aspiration pressure of argon

される．のメッシュの粗さが考えられる．現実には CFD の粗い

97

D=23 mm

60D=19 mm

40200

2 節の考察に使用した．

11.5

6

22.5

3

Inlet pressure, PN (MPa(g))

3.546Fig. 10. Relationships between inlet pressure and粉末の試作（2nd step）

aspiration pressure of nitrogen gas using two

スリット内径 D=23 mm と 19 mm の 2 種類のノズル形

nozzles with different inner diameter of slits in状を対象とし，供給ガス圧力 PN,cal を 0.2 MPa 刻みで変化させて CFD を実施した．CFD で求めた PN,cal と吸引圧力 PA,cal の関係を Fig. 10 に示す．D=23 mm のノズルは2.0-2.2 MPa，D=19 mm のノズルは 1.6-1.8 MPa の間に急激な PA,cal の減少が確認された．

Table 2 にガスアトマイズ実験による粉末の試作条件と結果の一覧を示す．また Fig. 11，Fig. 12，Fig. 13 に供給ガス圧力 PN がガス／メタル比 GMR，メジアン径

the numerical simulation.
d50 および 60-90 μm セグメントの円形度 C60-90 におよぼす影響をそれぞれ示す．また図中の破線は CFD で急激な PA,cal の減少を示した PN,cal の値を示している．

D=23 mm と 19 mm のいずれのノズルも破線で示した

供給ガス圧力付近の値，具体的には前者は 2.1 MPa，後者は 1.9 MPa の PN を境として，より高圧の領域においてはTable 2. Atomization parameters and results.
Mean circularity (-)

Runno.

D(mm)PN(MPa(g))

GMR(-)

d50(μm)C10-15

C15-25

C25-40C40-60C60-90

123

1.4

3.8

38.8

0.93

0.90

0.88

0.85

0.81

2231.8

4.2

37.2

0.93

0.90

0.88

0.82

0.80

3231.9

3.7

38.5

0.94

0.92

0.890.840.79

423

2.1

5.3

31.6

0.95

0.93

0.92

0.87

0.86

5

23

2.5

4.8

33.5

0.95

0.93

0.91

0.88

0.86

6

191.5

3.2

42.0

0.92

0.91

0.86

0.75

0.73

7

191.7

3.2

42.0

0.95

0.92

0.91

0.85

0.76

8

191.9

4.2

36.2

0.97

0.94

0.92

0.88

0.84

9

192.2

3.6

39.0

0.92

0.91

0.87

0.90

0.81

10

193.0

4.7

34.1

0.96

0.92

0.90

0.87

0.82

98

電気製鋼 第 92 巻第 2 号 2021 年

GMR の増加，d50 の減少，C60-90 の増加がみられた．一方，
PN と他セグメントの円形度 C10-15，C15-25，C25-40，C40-60 には相関がみられなかった．また対象とする粒径の大きいセグをそれぞれ示す．GMR と d50 に負の相関，GMR と C60-90に正の相関がみられる．
Fig. 14 の結果は，GMR の増加によりアトマイズ実験にメントほど円形度が小さくなる傾向がみられた（Table 2）．

おけるガスエネルギーの入力が増加したため，d50 が減少

GMR の増加は，再循環ゾーンが狭くなりマッハディスて d50 におよぼす GMR の影響が大きいことが知られる 7）．

Fig. 11 に み ら れ る， 破 線 よ り も 高 い PN に お け る

クの形成が生じる圧力を境として，それより高圧の領域において溶融金属の供給が不連続になり，ガスに対する金属の質量流量が減少する現象13），14）と推察される．

したと考えられる．特に 3 MPa 以下の供給ガス圧力においFig. 15 の結果は，GMR の増加によって粉末の冷却速度が増加 15）し，凝固に至るまでに粒子の変形や凝集が生じづらくなり，円形度 C60-90 が向上したものと推察

また D=19 mm のノズルの方が D=23 mm のノズルよりされる．また 10-60 μm のセグメントにおける円形度とのジェット間の距離（直径）が小さく，ジェットの干渉に大きい微細な粒子は GMR が小さい条件においても十分も小さい PN で PA の急激な減少が生じる理由は，リング状よりマッハディスクが形成しやすいためと推察される．に早くガスとの熱交換が行われて冷却されるため，上記

Inlet pressure, PN(MPa(g))

543(a) D=23 mm
1.0

1.5
2.0
2.5
3.0
Inlet pressure, PN (MPa(g))の差が生じなかったと考えられる．
Gas to metal ratio (-)

Gas to metal ratio (-)

Fig. 14 に GMR と d50，Fig. 15 に GMR と C60-90 の関係
6GMR の間に相関がみられなかった理由は，比表面積が3.56543(b) D=19 mm
1.0

1.5
2.0
2.5
3.0
Inlet pressure, PN (MPa(g))

3.5Mass median diameter,
Mass median diameter,
d50 (μm)

Fig. 11. Effect of inlet pressure on gas to metal ratio in the atomization experiments (dashed line indicates pressure value

Mass median diameter,
d50 (μm)that results in deep aspiration pressure in the numerical simulations).
4442403836343230(a) D=23 mm

1.0

1.0

1.5
2.0
2.5
3.0
Inlet pressure, PN (MPa(g))

3.54442403836343230(b) D=19 mm

1.0

1.0

1.5
2.0
2.5
3.0
Inlet pressure, PN (MPa(g))

3.5Fig. 12. Effect of inlet pressure on median diameter of the atomized powders (dashed line indicates pressure value that
Inlet pressure, PN (MPa(g))

1.0

1.0

0.9

0.9

0.8

0.8

0.7
0.6
45

Inlet pressure, PN(MPa(g))

Mean circularity of 6090 μm particle, C60-90 (-)

Mean circularity of 6090 μm particle, C60-90 (-)

results in deep aspiration pressure in the numerical simulations).

(a) D=23 mm
1.0

1.52.02.53.0
Inlet pressure, PN (MPa(g))

3.50.70.6(b) D=19 mm
1.0

1.5
2.0
2.5
3.0
Inlet pressure, PN (MPa(g))

3.5Fig. 13. Effect of inlet pressure on mean circularity of the 60-90 μm atomized powders (dashed line indicates pressure
value that results in deep aspiration pressure in the numerical simulations).

Mass median diameterd50 (μm)

技術資料＞ガスアトマイズ法における円環スリット型コンファインドノズルのスリット径とガス圧力が粉末特性におよぼす影響

Inlet pressure, PN (MPa(g))452）京極秀樹，池庄司敏孝，米原牧子：近畿大学次世代

D=23 mm
D=19 mm40

基盤技術研究所報告，11（2020），65．

3）NEDO：TSC Foresight，32（2019），1．

4）Daniel Schwenck，Nils Ellendt，Jörg Fischer-Bühner，

3530

Peter Hofmann and Volker Uhlenwinkel： Powder

3.0

3.5

1.0

4.0
4.5
5.0
Gas to metal ratio (-)

5.5

Fig. 14. Relationship between gas to metal ratio andmedian diameter of atomized powders.
Mean circularity of 6090 μm particle, C60-90 (-)

99

Gas to metal ratio (-)1.05）Norbert Vogl，Hans-Jürgen Odenthal，Markus Hüllen，
Max Luh，Ilia Roisman and Cameron Tropea：“Physicaland numerical modeling of close-coupled atomization

processes for metal powder production”，European

Steel Technology and Application Days（ ESTAD）

0.9

Conference，4（2019）．

6）Peng Wang，Jing Li，Xin Wang，Heng-San Liu，

0.8

Bin Fan，Ping Gan，Rui-Feng Guo，Xue-Yuan Ge and

D=23 mm
D=19 mm

0.7
0.6

Metallurgy，60（2017），3，198．

3.0

4.0
5.0
Gas to metal ratio (-)

Miao-Hui Wang：Chin. Phys.，B，30（2021），027502．

6.0

Fig. 15. Relationship between gas to metal ratio and mean
circularity of the 60-90 μm atomized powders.

4.

結言

ガスアトマイズ法による鉄系合金粉末の試作において，リングスリットの内径 D が異なる 2 種類のコンファインド型ガスノズルを使用し，D の値と供給ガスの圧力PN が生成される粉末のメジアン径 d50 と円形度におよぼす影響を調査した結果，以下の結論を得た．
1）P N が特定の値より大きくなると，ガス／メタル比

7）Lianghui Xu，Xianglin Zhou，Jinghao Li，Yunfei Hu，Hang Qi，Wei Wen，Kaiping Du，Yao Ma andYueguang Yu：Processes，8（2020），1027．

8）富田幸雄：計測と制御，18（1979），673．

9）Jason Ting and Iver Anderson：Materials Science andEngineering：A，379（2004），264．

10）Ali Ünal：Materials Science and Technology，4（1988），909．

11 ） 日 本 機 械 学 会 編： 流 体 計 測 法 ， 日 本 機 械 学 会 ，2008，78．

12）遠藤正樹，榊原洋子：計測と制御，52（2013），124．
13）Jason Ting，Michael W Peretti and William B Eisen：
Mater. Sci. Eng. A，326（2002），110．

（GMR）が大きくなり，d50が小さくなる．同時に 60-14）Jason Ting，Jeffery Connor and Stephen Ridder：Mater.

れは GMRの増加によるガスのエネルギー入力と粉末

15）Baolong Zheng，Yaojun Lin，Yizhang Zhou and90 μmの粒子の個数平均円形度 C60-90が増加する．こ冷却速度の増加によるものと推察される．

2）PNと 10-60 μm粒子の個数平均円形度の間に相関はみら

Sci. Eng. A，390（2005），452．

Enrique Lavernia：Metall. Mater. Trans. B，40（2009），
768．

れない．小さい粒子は冷却速度が十分に早いため，実験した条件の範囲では違いが生じなかったと推察される．
3）1）の効果が発現する特定のPN値はスリット内径 Dにより変化し，実験に用いた D=23 mmのノズルでは 2.1MPa，D=19 mmのノズルでは 1.9 MPaとなった．後者のほうが小さいPN値となった要因として，スリット内径が小さいノズルは小さいPN値でガス／メタル比

関本光一郎

山浦圭祐

松木隆紀

鷲見芳紀

井上晋輔

森

GMRの増加を促進する衝撃波（マッハディスク）が形成されるためと推察される．
（文献）1）Ana Vafadar，Ferdinando Guzzomi，Alexander Rassauand Kevin Hayward：Applied Sciences，11（2021），1213．

浩一