Repository of NNCT (Nagano National College of Technology)

柳澤, 吉保

草刈, 智一

寒川, 典昭

山崎, 基弘

Japanese

一雨降水のパターン分析と時系列解析

遠藤, 典男

小林, 大祐

中村, 紅実

小林, 清

長野工業高等専門学校紀要第 45 号(2011) 1-3 
1 
 
緊張力を作用させたシートによるＲＣはりのせん断補強効果  
 
遠藤典男＊１・小林大祐＊２・中村紅実＊３・小林清＊４  
 
 
Consideration for Shear Reinforcement Effects  
of RC-beams by Stretching Sheets 
 
ENDOH Norio，KOBAYASHI Daisuke，NAKAMURA Kumi,  
and KOBAYASHI Kiyoshi 
 
 
In this research, in order to improve shear strength, making reinforcement sheets 
stretches by proposing jigs to the across direction of a beam-axis after bonding fiber 
reinforcement sheets to bottom of beam. When reinforcement sheets stretching, rotation 
moment are acted on parts of jigs. So, sheets are not able to stretch enough. Therefore 
current jigs add to jig of preventing rotation. 
RC-beams, which are not exists on shear strength, were reinforced proposing methods 
in various number of sheets and acting of torque. These RC-beams were carried out 
bending test, as a result of that, shear strength were 30～40% improved. 
 
 
キーワード：長繊維補強，せん断補強  
 
１．緒  言 
近年，既設構造物の長寿命化が社会的なニーズに
なっており，構造物管理者により維持管理，保守補
修に対する計画が策定されつつある．また，設計指
針の変更に伴い，耐力の不足した構造物に対しても，
種々な補強工法が提案され，実用化されるに至り，
新工法での施工実績も多くなりつつある． 
ここで曲げ耐力の不足した RC 部材に対する補強
方法は，種々提案され 1,2)既に多くの施工実績もある．
これに対し，せん断耐力の不足した RC 部材に対し
ては，コンクリート増し打ちと，鋼板貼り付けによ
る補強が有効と言われているが，前者は自重が増大
するため下部構造や基礎地盤の性状により適用不能
な場合もあり，また後者は被補強部材と補強材を一
体化させるための接着材が，主として雨水により劣
化するなどの問題点を抱えている． 
このような背景から本研究では，RC 構造物に対
する補強工法として，近年施工実績も多い連続繊維
シート補強工法に注目し，補強用シートを補強部材
に接着後，部材軸直角方向に緊張させることにより，
せん断力に対する補強効果向上を目指すものである．
現在施工されている連続繊維シートによる補強工法
は，主として引張力が作用する部材面に補強シート
を接着することにより，曲げ耐力の向上を期待する
ものである．また，施工後の荷重変動も小さく，さ
らに重機なしの施工が可能であり狭い空間での施工
に適するという利点もある．このような観点から，
本研究で提案する補強工法は，引張力が作用する部
材底面へ接着することにより曲げ耐力の向上を計る
とともに，部材軸直角方向の緊張力を補強シートに
作用させることにより，断面拘束効果が得られるこ
とになり，この効果よりせん断力に対する耐力も向
上すると考えられる．また，上述の補強手法を実現
させるため，簡単な治具の提案 3)を行うとともに，
補強シートに作用させる緊張力の制御手法を提案し
ている． 
さらに，提起する補強手法の有効性を検証するた
め，せん断破壊の先行する RC はりを試験体とした曲
げ試験を行い，せん断補強効果を検証した． 
*1  環境都市工学科教授  
*2  平成 22 年度特別研究生(現立科町役場) 
*3  平成 22 年度卒業研究生(現長野高専専攻科) 
*4 技術支援部第二技術班 
  原稿受付 2011 年 5 月 20 日 
遠藤典男・小林大祐・中村紅実・小林清 
2 
２．試験体の作製 
２－１ 使用材料および配合 
試験体作成にため使用した骨材の物性値を表 1 に，
アラミド繊維の物性値を表２に示す．骨材は千曲川
水系の川砂利，川砂を用いた．また，混和剤として
スルホン酸系の標準形 AE 減水剤を使用した． 
補強用の高強度繊維シートは，㈱前田工繊製の 2
方向平織り FF シートである CT714 を用い，また部
材への接着としてエポキシ樹脂を用いた．ここで，
本文で提案する補強手法において補強用シートへは，
部材軸方向には曲げによる引張力が，軸直角方向に
は緊張力を作用させることを想定しており，RC は
り底面では 2 軸応力状態が発生すると考え，2 方向
織りの繊維シートを用いた． 
試験体作成に用いたコンクリートの配合を表 3 に
示す．本配合では，目標スランプを 18 とし，設計
基準強度 ck' を 32 N/mm2とした．なお，スランプ
の実測地は 18，空気量の実測地は 4.5%，圧縮強度
は 40 N/mm2であった． 
２－２ ＲＣはりの概要と耐力算出 
 曲げ試験体および載荷条件（4 点曲げ試験）の概
略図を図 1 に示す．試験体は部材長 400mm，断面
寸法 100mm×100mm，スパン長 300mm，有効高
さ d を 80mm とした．引張鉄筋（主鉄筋）として断
面中央に D10（材質 SD295）の鉄筋を 1 本配置し
た（As=71mm2）．また，φ6（材質 SR235）の閉合
系スターラップを図示するような間隔で配置した． 
 
 以上の条件からシート補強を行わない場合の曲げ
耐力：Pub，せん断耐力：Pusを算出すると 
Pub=2･Mu／lp=2×1.39／0.1=27.80 kN 
Pus =2(Vcd+ Vsd)=2×(6.71+6.35)=26.12 kN 
となる．ここで，Mu は終局曲げモーメントであり，
lp は支点から載荷点までの距離である．また，Vcd
はコンクリートの受け持つせん断力であり，Vsd は
スターラップが受け持つせん断力である． 
 上述の計算結果から，対象とする試験体は曲げ試
験によりせん断破壊することになる．したがって，
提起した補強方法の有無により，せん断に対する補
強効果が検証される． 
 
表１ 骨材の物性値 
 細骨材 粗骨材 
表乾密度      [g/cm3] 2.60 2.62 
絶乾密度      [g/cm3]  2.56 2.57 
吸水率        [%] 2.4  0.8  
単位容積質量  [kg/ℓ] 1.63 1.78 
実積率        [%] 62.7  67.9  
粗粒率 2.4  6.4  
 
表２ アラミド繊維の材料特性 
構 造 2方向平織り 
保障耐力        [kN/m]   100      
目付け量        [g/m2]    180      
引張強度        [N/mm2]   2060      
引張弾性係数    [N/mm2]   1.18×105   
設計厚さ        [mm]   0.062    
 
表３ 配合 
粗骨材 
最大寸法 
[mm] 
スランプ 
[cm] 
水セメント比 
W/C [%] 
空気量 
[%] 
細骨材率 
s/a [%] 
単位量[kg/m3] 
水 
W 
セメント
C 
細骨材 
S 
粗骨材 
G 
混和剤
A 
20 18 47 4 44 155 330 821 1008 3 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 1 試験体概要 
 
φ6(SR295A)
D10(SD295A)
160 
300 
400 
50 50
P/2 P/2 
100 100 100
70 
20 20 60
100
20
 
10
0 
60
 
20
 
As=71ｍｍ2 
緊張力を作用させたシートによる RC はりのせん断補強果 
3 
図２に補強シートへの引張力を導入する方法の概
略を示す．シートに引張力を導入する方法に関して
は，参考文献３）で詳述しているため，ここでは省
略するが，ボルトに作用させるトルクをトルクレン
チで制御することにより，シートに所定の引張応力
を作用させている．なお，はり上部に設置する鋼板
の断面は 5mm×25mm（長さ 150mm）であり，こ
こへ 8mm×20mm の長方形の孔を開け，また補強
シートを接着した鋼棒は，断面 12mm×16mm（長
さ 340mm）であり，ここへφ6mm の孔を開け，双
方の孔へ M6 のボルトを挿通し，後述する所定のト
ルクを導入した．一方，既往の研究で，シートに引
張力を導入するためのボルト軸と，シートの位置に
偏心が生じている．これにより，鋼棒に回転モーメ
ントが発生し，鋼棒が回転することでボルトに作用
させたトルクを補強シートに確実に伝達させること
ができなかった．本問題に対処するため，図 2 に示
すアングル材（断面寸法 15mm×15mm，長さ
30mm）にφ7mm の孔を開け，鋼棒にもφ7mm の
孔を開け，両者を図 3 に示す位置に M6 ボルトで定
着することにより鋼棒の回転を抑制した． 
２－３ 補強シートの形状との緊張力同定 
 図 3 に治具の設置位置と補強シートの形状を示す．
断面，スパンとも小さな RC はりを試験対象として
いるため，支点と同一断面内に治具を設置した．ま
た，補強シートは既存の単純支持 RC はりを補強す
る場合には，支点上に接着することは不可能であり，
実施工ではスパンよりも短くなると考えられる．こ
のため，本試験でも補強シートの長さをスパンより
僅かに短い 280mm とした．曲げ実験を実施するに
当たり，補強シートに作用させる応力を決定するた
め，作用トルクの変化に伴うはり側面の補強シート
に作用する引張応力を計測した．図３に示す治具設
置位置において，ボルトに作用させるトルクを順次
大きくした場合の，補強シートに作用する応力を図
4 に示す．同図の横軸は，図３に示すひずみゲージ
の番号であり，補強シートに作用する応力は，計測
されたひずみに表 2 に示す引張弾性係数を乗じて算
出した．同表の補強シートの保障耐力が 100 kN/m
（≒1600 N/mm2）であり，また治具の設置間隔等
を鑑みて，曲げ実験時に作用させるトルクの値を 5 
N･m と 8 N･m とした． 
２－４ 試験体の種類 
 前節の結果より，提起する手法により補強する試
験体を 2 種類－作用させるトルクの値が 5 N･m と
8 N･m－とし，補強効果を検証するために，補強を
行なわない RC はり，および補強シートを RC はり 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図２ 補強シートへの引張力導入 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図３ 治具の設置位置と補強シートの形状 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図４ 作用トルクと補強シートの応力 
 
底部のみに接着した．以下に試験体番号と試験体の
種類を記す． 
試験体 1：無補強の RC はり 
試験体 2：補強シート接着のみ 
試験体 3：ボルトに 5N･m のトルク導入 
試験体 4：ボルトに 8N･m のトルク導入 
３．曲げ試験結果 
図５に曲げ試験概要（試験体 4）を示す．同図に
おいて補強シートを接着した鋼棒が，ボルトに作用
させたトルク，およびシートに作用した緊張力によ
り弾性変形しており，補強シートに作用させた緊張
力の一部が損失していると考えられる．なお，図４
で示される，ボルトに作用させるトルクと補強シー
トに作用する緊張力の関係を計測する際にも，鋼棒
 
ＲＣはり断面 
鋼板 ボルト 
鋼棒 
ナット
エポキシ樹脂 アラミド繊維シート 
アングル材 
偏心 
引張力 引張力 
ゲージ 2 ゲージ 3 ゲージ 1 
300 
℄
100 100 
ひずみ 
ゲージ 
40
 
280 
50
80
m
m
 
10 
アングル材 
25
ゲージ 1 ゲージ 2 ゲージ 3 
遠藤典男・小林大祐・中村紅実・小林清 
4 
の弾性変形を確認しており，補強シートには同図で
示される緊張力が作用している． 
図６に各試験体の耐荷力を示す．実験を行った結
果，補強の有無に関わらず，全ての試験体は支点に
近い位置でせん断破壊した．補強を行わない試験体
１，およびＲＣはり底部のみに補強シートを接着し
た試験体２の耐荷力は 40kN 程度であった．一方，本
文で提起した補強シートに緊張力を作用させた試験
体 3,4 の耐荷力は，各々52.7kN，57.0kN であり，試
験体 1の耐荷力に比し 30%～40%程度増加した．提起
する補強手法により，せん断破壊を抑制するほどの
補強効果は得られなかったが，せん断耐力の向上は
検証できた．なお，補強シートに作用させる緊張力
と耐荷力の増加割合は，比例関係にはないが，緊張
力を大きくすることで耐荷力も漸増していることが
わかる．  
図７に荷重と鉛直変位の関係を示す．図中のグラ
フの傾きが変化した点が，ひび割れ発生点と考えら
れる．同図において全ての試験体で，20kN 以下で荷
重－変位関係傾きが変化しており，この間でひび割
れが発生したと考えられる．また，20kN 以上の荷重
が作用した場合，同一荷重に対する鉛直変位は，試
験体 1に比し試験体 3,4 は小さくなっており，ひび
割れ発生後の剛性も大きくなったと考えられる．ま
た試験体 1,2,3 では，最大荷重を示した後，載荷中
は減少したため，変位と応力の計測を中止した．こ
れに対し，試験体 4では荷重がピークに達した後，
一時的な減少が見られたが，再載荷を行うことによ
り最大荷重は先のピークの値よりも大きくなった．
これは，RC はりにせん断ひび割れが発生した場所に
おいても，補強シートに緊張力を作用させたことに
よる断面拘束効果により，ある程度の剛性が存在し
ていると考えられる． 
４．結  論 
 本研究で得られた知見を以下に記す． 
補強シートを RC はり底部に接着した後に，はり軸
直角方向に緊張力を作用させた試験体の耐力は，非
補強の試験体に比し 30～40%向上した．せん断破壊
が先行する試験体であることを鑑みるに，補強シー
トにはり軸直角方向の緊張力を導入することで，せ
ん断耐力の向上が期待できる．補強シートに導入す
る引張力の大きさと，せん断耐力との関係は，比例
関係にはないと考えられるが，引張力が大きくなる
に従い，せん断耐力も漸増する． 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図５ 曲げ試験概要 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図６ 試験体の耐力 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図７ 荷重－鉛直変位関係 
参 考 文 献 
１）土木学会：連続繊維シートを用いたコンクリー 
ト構造物の補修補強指針，丸善(2000.7) 
２）高橋 茂治・福山 洋・鈴木 英之・中村 洋行： 
定着金物を用いた連続繊維シートによる劣化ス
ラブの補強効果，コンクリート工学年次論文集，
Vol.30，No.3(2008.7) 
３）遠藤典男・小林信太郎・小林清：緊張力を作用
させたシートによるＲＣ梁の補強効果に関する
考察，長野高専紀要第 44 号，1-5(2010.6) 


緊張力を作用させたシートによるRCはりのせん断補強果

森山, 実

春日, 貴志

小林, 裕介

中山, 英俊

秋山, 正弘

大澤, 幸造

堀, 純也

遠藤, 登

山崎, 保範

和田, 一秀

市川, 敬夫

加藤, 正幸

大久保, 雄也

ロボコンプロジェクト2010活動報告

板屋, 智之

                                                                     さ 45 (2011) 1-7 
1 
 
 
4,7-  
 
 
 
 
 
Preparation of Liquid Crystalline Silver Complex Composed of  
4,7-Phenathorine and Dendritic Silver Compound with Alkyl Chains 
 
ITAYA Tomoyuki 
 
 
The silver ion-based metallomesogen was prepared by the reaction of 4,7-phenanthorine 
(Phen) with silver 3,4,5-tris(n-dodecyloxy)benzoate (AgTDB) in chloroform.  The 
complexation of Phen with AgTDB gave rise to a silver ion-based liquid crystalline 
complex.  The complex exhibits a thermotropic columnar mesophase.  In this study, the 
characterization and liquid crystalline behavior of the complex were discussed. 
 
, ,  
 
 
 
 
(metallomesogen) , 
㈻
ぞ , 
, 
1), 2). 
, 
┊
3). 
, , , 
, 
. , 
, 
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, , 
, 
├
,  
*1   
2011 5 20  
4),5). , 
, 
, 
ぜ
6). , 
. 
 
 
  
 4,7- (Phen)  
   (AgTDB)  
 
N N
+ O
O
O
COO-
2
N N
O
O O
COO-
O O
O
COO-
: Ag+
Phen 
AgTDB 
 
2 
, 4,7-
, 
. 
 
 
4,7- (Phen)
( )
, 3,4,5-(n-
) (AgTDB) Percec et al. 
7) 3,4,5-(n-
)
NaOH
, AgNO3
. 
Phen AgTDB
1:1 .
, 
Phen AgTDB , 
.
FT-IR FT-IR230
ゝ 1H-NMR
JEOL JNM-EX400 ふ
DFC280
DMC CalCTec
DSC
PyrisDSC 10Υ/min
  
 
 
Phen AgTDB
Phen AgTDB , 
. 
よ , よ . , Phen
AgTDB
Phen AgTDB
, . 
, FT-IR, 1H-NMR
. 
FT-IR , 1488 cm-1 ふ
Phen
, 1496 cm-1 . 
, 1521 cm-1 ふ AgTDB
1535 cm-1
. , 
. 
Phen Phen AgTDB
1H-NMR . Phen
NMR
. Phen AgTDB
Phen
(a) (b)
ふ . , (a)
. 
, Phen AgTDB
, 
Phen:AgTDB=1:2 . 
, . 
, Phen AgTDB
, 1700
, 1743
. 
, Phen AgTDB 
, Phen
AgTDB , 
. 
 
 Phen Phen AgTDB  
 1H-NMR  
 ( ): Phen, ( ): Phen AgTDB  
 
4,7-  
3 
Phen AgTDB
Phen AgTDB ┞ DSC
ふ . 
┞ . 
, 74Υ ┞
, 144Υ
. 150Υ , 
, 146Υ ┞ . 
┞ ┞
. 
Phen AgTDB 130Υ
┷ . 
, 
┷ . Phen
AgTDB , 
┞ . 
, Phen AgTDB
. 
, 74Υ
, 
, 8)
. 
レ
, , X
. 
, , 
, , 
, ぞ
, 
㈻ ぞ
┘
. 
 
Phen AgTDB ┞  
   
   Cr: M:  
    I:  
 
 
Phen AgTDB  
┷ 130Υ  
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Phen AgTDB  
┷ 130Υ  
 
 
Phen AgTDB  
 
Phase  Phase  
T(Υ) H(kJ/mol)  
Cr  
73.5 [137] 
M I 
144 [6.2] 
146 [-4.8] 
N N
O
O O
COO-
O O
O
CO
O
-
 
4 
 
 
 
4,7- (Phen)
(AgTDB)
, 
.  
(1) Phen AgTDB
, Phen AgTDB
. 
(2) 
. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
1) ば: , No.22 , 
 10 ,  (1994). 
2) ば, :  (EKISHO), Vol.12, 
No.4, 231-246 (2008). 
3) , : , ∟, 
   (2009). 
4) :  (Kobunshi 
   Ronbunshu), Vol. 61, No.5, 323-328 (2004). 
5) T. Itaya, M. Ichihara, M. Sugibayashi, H-W.  
   Lin, K. Ohta: Mol. Cryst. Liq. Cryst., Vol. 474,  
   29-41 (2007). 
6) T. Itaya, M. Ichihara, M. Sugibayashi, H-W.  
   Lin, K. Ohta: Mol. Cryst. Liq. Cryst., Vol. 503,  
   69-80 (2009). 
7) V. Percec, D. Schlueter, J. C. Ronda, G.  
   Johansson: Macromolecules, Vol. 29, 
   1464-1472 (1996). 
8) E. Terazzi, S. Torelli, G. Bernardielli, J-P.  
   Rivera, J-M. Benech, C. Bourgogne, B.  
   Donnio, D. Guillon, D. Imbert, J-C. G. Bunzli,  
   A. Pinto, D. Jeannerat, C. Pignet: 
   J. Am. Chem. Soc., Vol.127, 888-903 (2005). 
 


4,7-フェナントロリンとアルキル鎖を有する分岐型銀化合物からなる液晶性銀錯体の合成

渡辺, 誠一

キャリア教育を取り入れた3年生特別研修の実施

長坂, 明彦

宮脇, 崇

押田, 京一

川村, 渉

百瀬, 成空

柳澤, 憲史

長野工業高等専門学校紀要第 45 号(2011) 1-2  
1 
表１ VGCF の代表特性 
PTFE-VGCF コンポジットの機械的性質に及ぼす VGCF 量の影響＊ 
 
長坂明彦⋆1・宮脇崇⋆2・押田京一⋆3・川村渉⋆4・百瀬成空⋆5・柳澤憲史⋆6 
 
 
Effect of VGCF Content on Mechanical Properties in PTFE-VGCF Composite 
 
NAGASAKA Akihiko, MIYAWAKI Takashi, OSHIDA Kyoichi, KAWAMURA Wataru,MOMOSE Noritaka and 
YANAGISAWA Kenji 
 
 
Effect of Vapor Grown Carbon Fiber (VGCF) content on mechanical properties in Polytetrafluoroethylene (PTFE) -VGCF 
composite was investigated. The resin powder of PTFE was used as a matrix of 50 μm in diameter, and carbon nano material of 
VGCF was used as filler. Composite of PTFE resin and VGCF were mixed by blender mill. The VGCF addition was used from 
0 wt% to 3 wt%. Tensile test was performed on an Instron type of tensile testing machine at a crosshead speed of 10 mm/min 
(strain rate: 6×10－3 /s), using smooth and V-notched type tensile specimens. Dynamic hardness and elastic modulus were 
measured with dynamic ultra micro hardness tester. 
 
キーワード ：PTFE，VGCF，コンポジット，機械的性質 
 
１．はじめに 
 4 フッ化樹脂（polytetrafluoroethylene : PTFE）1)は，
耐薬品性，耐熱性，絶縁特性および耐候性等に優れ，
工業的な利用も多い．一方，気相成長炭素繊維（Vapor 
Grown Carbon Fiber : VGCF）2)-11)は導電性，熱伝導性
および強度等に優れた特性を有し，電極等の広い範囲
で利用されている．しかしながら，PTFE と VGCF の
コンポジットの機械的性質に関する報告は十分に行
われていない． 
そこで本研究では，PTFE の機械的性質の改善を目
的として，カーボンナノ材料との混合分散により作製
したコンポジットの機械的特性に及ぼすカーボンナ
ノ材料の添加率の影響を3種類のVGCFを用いて実験
的に調査した．また，PTFE-VGCF コンポジットの切
欠きによる影響も調査した. 
 
*  2011 年 3 月 5 日 日本機械学会にて一部発表 
*1 機械工学科教授 
*2 生産環境システム専攻 学生 
*3 電子情報工学科教授 
*4 株式会社 日本機材 
*5  電気電子工学科助教 
*6 機械工学科助教 
   原稿受付 2011 年 5 月 20 日 
２．実験方法 
表 1 に VGCF の代表特性を示す．母材として，PTFE
の樹脂粉末（ダイキン，平均粒径；50μｍ），添加する
カーボンナノ材料として，ベースとなる VGCF(R)，
易分散性を有する VGCF(R)-S，および量産用である
VGCF(R)-X の 3 種類を用いた． 
 混合量はPTFEとVGCF を合わせて 10g一定とし，
母材との添加の割合は，各 0～3wt%とした． 
混合にはブレンダーミル法を用いた．高速回転のブ
レンダーミルにより，回転数 25000rpm，混合時間 30s
で行った． 
図 1 に試験片形状を示す．試験片作製には，混合後
それぞれの金型に板厚 2mm の試験片を作製するのに
必要となる平滑試験片（図 1(a)）の作製用金型には 2.41
ｇの混合粉末を，60°V 型切欠き試験片（図 1 (b)） 
 
 
VGCF R X S 
直径(nm) 150 15 80 
長さ(μm) 10 3 10 
アスペクト比 67 200 125 
かさ密度（g/cm3） 0.04 0.08 0.02 
 
長坂明彦・宮脇崇・押田京一・川村渉・百瀬成空・柳澤憲史 
 
 
2 
図 1 試験片形状 
の作製用金型には 3.43ｇの混合粉末を注入し，図 2 に
示す万能試験機を用いて，成形荷重 49.1kN，成形時間
90s で圧縮による予備成形をした．その後焼成し，平
滑試験片と切欠き試験片を作製した． 
引張試験には，小型インストロン型引張試験機を用
い，クロスヘッド速度 10mm/min（ひずみ速度 6×10-3/s）
で行った． 
硬さ試験には，ダイナミック超微小硬度計を用い，
押込み硬さ圧子押込み試験でビッカース圧子を用い，
ダイナミック硬さ（押込み硬さ）DHV および弾性率 E
を評価した．ここで DHV は，負荷中における試験力
P [mN]と押込み深さ h [μm]で(1)式より評価した． 
2
3.858
 ＝
h
P
DHV  (1) 
 熱伝導試験には，レーザーフラッシュ法を用いて熱
伝導率λを測定した. 
導電性試験には板厚 t＝2.0mm の試験片を用い四探
針法を行い，電気抵抗率ρを求めた. 電気抵抗率ρは
電圧 V[mV]，電流 I[mA]，補正係数 RCF=4.532 として
(2)式で評価した． 
ρ =
𝑉
𝐼
𝑡・𝑅𝐶𝐹  (2) 
図 3 にコンポジット表面の液滴を示す．濡れ性評価試
験はコンポジット上に 2.5μℓの蒸留水を滴下し CCD
カメラにより,液滴高さH[mm],液滴底面の径D[mm]を
測定し，濡れ角θを(3)式より評価した. 
𝜃 = 2 tan−1
2𝐻
𝐷
 (3) 
 
３．実験結果および考察 
図 4 に VGCF(R)の SEM 写真を示す． VGCF はア
スペクト比の大きい材料であることがわかる（表１）． 
図 5 に平滑試験片における引張強さ TS と VGCF 添
加率の関係を示す．各々の 1wt%コンポジットにおい
て，VGCF を添加することで，TS が母材と比べ低下す
る．これは PTFE 中の VGCF が不純物として振る舞い
をみせたためだと考えられる．各 VGCF において，
VGCF(R)-X の添加が最も TS を低下させ，3wt% で
VGCF(R)-S に比較して，20%程度低下する．VGCF(R)
と VGCF(R)-X の添加においては，VGCF 添加率が増
加するにつれて TS は低下する傾向が見られる． 
VGCF(R)-S の添加では 1〜3wt%の添加範囲で，TS は
ほぼ一定に維持される．  
図 6 に降伏応力 YS と VGCF 添加率の関係を示す． 
VGCF の種類や添加率による YS の差異は小さく，添
加率が増加しても YS は維持される．すなわち，初期 
(a) 
 
 
 
 
 
(b)         
 
 
      
 
        
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 2  万能試験機 
 
 
 
 
  
  
 
 
 
図 3  コンポジット表面の液滴 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 4  VGCF(R)の SEM 写真 
1μm 
圧板 
圧板 
金型 
30mm 
D 
H
 
100μm 
PTFE-VGCF コンポジットの機械的性質に及ぼす VGCF 量の影響 
3 
 
0 1 2 3
T
E
l 
(%
) 
VGCF content (wt%) 
降伏変形は VGCF の種類および添加率が大きく依存
しないことが考えられる． 
図 7 に全伸び TEl と VGCF 添加率の関係を示す．
VGCF(R)-X において，添加率が増加するにつれて 
TEl が小さくなる傾向を示すが， VGCF(R) と
VGCF(R)-S においては，TEl は維持される．   
図 8 に切欠き試験片における引張強さ TS と VGCF
添加率の関係を示す． TS は VGCF の添加率の増加に
伴い，若干低下する傾向がみられる．しかし VGCF
の種類による TS の明瞭な差は見られない．これより
VGCF の種類および添加率は，応力集中の支配的な因
子でないことが考えられる．また，平滑試験片に比べ，
切欠き試験片は切欠き底に応力集中が発生すること
で，切欠き弱化により平滑試験片と比較して，TS が
低下した（0wt％で約 23％低下）． 
図 9 に PTFE-VGCF コンポジットのダイナミック硬
さDHVおよび弾性率EとVGCF添加率の関係を示す．
図 9(a)は DHV と VGCF 添加率の関係，図 8(b)は E と
VGCF 添加率の関係である．図 9(a)において，DHV-1
は負荷時の押込み硬さ（塑性変形＋弾性変形），DHV-2
は除荷後の押込み硬さ（塑性変形）を意味する．ダイ
ナミック硬さ DHV は，VGCF 添加率 3wt%まで維持さ
れる．差分量（DHV-1 － DHV-2）は VGCF3wt%まで
変化はなく，VGCF 量による弾性変形の程度は変わら
ない．一方，弾性率 E は母材の E と比較して，高くな
る傾向を示す（図 9(b)）. 
図 10 に PTFE-VGCF(R)-S コンポジットの熱伝導率
λと VGCF(R)-S 添加率の関係を示す.VGCF(R)-S を添
加することによってλは高くなる傾向を示す（3wt%
と 0wt%を比較して約 67%の増加）．このことは
VGCF(R)-S の添加率がλの向上に寄与したことに因
ると考えられる． 
表 2 に PTFE-VGCF コンポジットの体積抵抗率ρと
VGCF 添加率の関係を示す. VGCF(R)-S の 2wt%以上
の添加により導電性が発現する.また帯電性不導体の
指標により，ρが 108Ωm より小さいことより帯電性
が発現しなかった．これは導電性および分散性に優れ
る VGCF(R)-S が母材内に分散し，導電性のネットワ
ークを構築したことに因ると考えられる . 一方，
VGCF(R)-X では分散性が低いため，コンポジット内
に導電性のネットワークが構築されず，導電性を示さ
なかったことと考えられる． 
図 11 に各コンポジットにおける濡れ角θを示す．
VGCF の種類や添加量に依存することなく，θに変化
は見られない. このことより，VGCF 添加における
PTFE の撥水性は維持される. VGCF の種類および添 
 
 
  
 
  
 
 
 
 
 
図 5  平滑試験片における PTFE-VGCF コンポジットの引張
強さ TS と VGCF 添加率の関係 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 6  平滑試験片における PTFE-VGCF コンポジットの降伏
強さ YS と VGCF 添加率の関係 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 7  平滑試験片における PTFE-VGCF コンポジットの全伸
び TEl と VGCF 添加率の関係 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 8  切欠き試験片における PTFE-VGCF コンポジットの引
張強さ TS と VGCF 添加率の関係 
 
0 1 2 3
T
S
 (
M
P
a)
 
VGCF content (wt%) 
0 1 2 3
Y
S
 (
M
P
a)
 
VGCF content (wt%) 
R X 
S 
R 
X 
S 
X 
R S 
R X S 
30 
25 
20 
15 
10 
5 
0 
30 
25 
20 
15 
10 
5 
0 
0 1 2 3
T
S
 (
M
P
a)
 
VGCF content (wt%) 
30 
25 
20 
15 
10 
5 
0 
700 
600 
500 
400 
300 
200 
100 
0 
 
長坂明彦・宮脇崇・押田京一・川村渉・百瀬成空・柳澤憲史 
 
 
4 
100 μm 
1 μm 
VGCF 
PTFE 
0 
1 
2 
3 
0 1 2 3 4
E
(G
P
a)
 
VGCF content (wt%) 
0 
2 
4 
6 
8 
10 
12 
D
H
V
 
DHV-1 
DHV-2 
0wt% X-3wt% S-3wt%
θ
（
°
）
 
加率は，撥水性に対する支配的な因子でないことが示
唆される． 
 図 12 に PTFE-VGCF3wt%コンポジットの試験片表
面の SEM 写真を示す. VGCF(R)-X は母材と混合せず
に塊となっている箇所が存在するが（図 12(a)，(c)），
VGCF(R)-S にはそのような箇所が特に確認できず（図
12(b)，(d)），VGCF 易分散性の相違を裏づけた. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 9 PTFE-VGCF コンポジットの（a）ダイナミック     
  硬さ DHV および（b）押込み弾性率 E と VGCF 添加率
の関係 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
                           
 
図 10 PTFE-VGCF(R)-Sコンポジットの熱伝導率 λと VGCF
添加率の関係 
  
表 2  PTFE-VGCF コンポジットの体積抵抗率 ρ と VGCF 添
加率の関係（Ωm） 
VGCF  R  X  S 
0wt%          絶縁(>1016) 
1wt% 絶縁 絶縁 絶縁 
2wt% 絶縁 絶縁 1.82 
3wt% 絶縁 計測不能   0.35 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 11  PTFE-VGCF コンポジットの濡れ角 θ 
 
 
 
 
 
 
 
 
  
    
 
 
 
 
 
 
 
 
 
0 
0.1 
0.2 
0.3 
0.4 
0 1 2 3 4
λ
  
(W
/m
K
) 
 
VGCF content (wt%) 
100 μm 
図 12 PTFE-VGCF コンポジットの表面の SEM 写真 
( (a) (c) : VGCF(R)-X , (b) (c) : VGCF(R)-S) 
(a) 
(d) (c) 
(b) 
1 μm 
PTFE+VGCF 
S 
X 
X S 
150 
120 
90 
60 
30 
0 
S 
X 
PTFE-VGCF コンポジットの機械的性質に及ぼす VGCF 量の影響 
5 
 
４．まとめ 
  PTFE-VGCF コンポジットの機械的特性を調査した．
結果は以下のとおりである． 
1) 初期降伏変形は VGCF の種類および添加率が大き
く依存しなかった．また VGCF(R)-S の添加により引
張強さ TS は低下するが，全伸び TEl が維持された． 
2) PTFE-VGCF コンポジットは切欠き弱化した． 
3)熱伝統率λは VGCF(R)-S の添加により増大した． 
4)VGCF(R)-S を 2wt%以上添加することにより導電性
が発現し,帯電性が消失した.  
5)PTFE-VGCF コンポジットの撥水性は維持された． 
謝辞 
 最後に，本研究をご支援いただきました文部科学省 
地域科学技術振興事業費補助事業 地域イノベーシ
ョンクラスタープログラムに対し，深く感謝の意を表
します． 
参考文献 
1) 三井・デュポン フロロケミカル株式会社，テフロ
ン実用ハンドブック(1989)，三井・デュポン フロロケ
ミカル株式会社 
2)  M. Endo, TANSO 2001[No.200], 202-205[in 
Japanese]. 
3) M. Endo, Grow carbon fibers in the vapor phase, 
CHEMTECH (1988) 568-576. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
4)  M. Endo, Y. A. Kim, T. Hayashi, K. Nishimura, T. 
Matusita, K. Miyashita and M. S. Dresselhaus: Carbon 39  
(2001) 1287-1297. 
5)  T. Takeda, R. Takahata, Y. J. Kim, K. Koshiba, K. 
Ishii, T. Kasai and M. Endo: TANSO 2001[No.196] (2001) 
14-18. 
6)  K. Emoto, E. Yasuhara, K. Katou and N. Otake, 
Journal of the Japan Society of Mechanical Engineers (C) 
69[680] (2003) 1145-1152. 
7)  M. Arai, T. Kuwabara, S. Hayashibe, Y. Takahashi, M. 
Endo and K. Sugimoto, Journal of the Japan Society of 
Mechanical Engineers (A) 70[700] (2004) 1791-1797. 
8)  Y. Hotta, S. Song, A. Futamura and K. Sugimoto, The  
34th Meeting of the Japan Society of Mechanical 
Engineers (2005) 147-148. 
9) S. Hayashibe, H. Tanaka, M. Arai, K. Sugimoto and 
M. Endo, The 42nd Annual Meeting of the Japan Society 
of Mechanical Engineers [047-1] (2005) 33-34. 
10) A. Nagasaka, T. Nakazawa, K. Oshida, H. Kuriyama, 
K. Kitahara and S. Taguchi: TANSO 2006[No.223] (2006) 
191-193. 
11) S. Song, T. Meguro, K. Sugimoto, A. Futamura, M. 
Hanaoka, Journal of the Japan Society for Precisionl 
Engineeing, Vol.73, No.4, (2007) 450-454 


PTFE-VGCFコンポジットの機械的性質に及ぼすVGCF量の影響

oai:nagano-nct.repo.nii.ac.jp:00000001departmental bulletin pape

松島, 拓也

長谷部, 峻

村上, 俊夫

北條, 智彦

長野工業高等専門学校紀要第 45号(2011) 1-1 
1 
                                   
0.2%C-TRIP 鋼板のバーリングに及ぼす加工条件の影響* 
 
長坂明彦＊１・松島拓也＊２・長谷部峻＊３・村上俊夫＊４・北條智彦＊５  
        
 
Effect of Working Condition on Burring in 0.2%C-TRIP Sheet Steels  
 
NAGASAKA Akihiko, MATSUSHIMA Takuya, HASEBE Shun,  
MURAKAMI Toshio and HOJO Tomohiko  
 
Effect of thermal drilling condition on burring of 0.2C-(1.0-2.5)Si-(1.0-2.0)Mn (mass%) ultra high 
strength TRIP-aided sheet steels with polygonal ferrite matrix (TDP steels) was investigated for 
automotive applications. The combined rotational and downward force of the thermal drilling tool bit 
created friction heat. The height of the bushing was roughly 3 to 4 times the initial sheet thickness. The 
bushings are ideal for thread applications, as the strength of threads was significantly increased. We 
found that the burring and tapping contributed to the improvement of the tensile strength of 980 MPa 
class TDP steel. 
 
キーワード：TRIP 鋼板，バーリング，タッピング，フロードリル  
        
 
１．緒言 
 
 近年，電気自動車の各種メンバー類には優れた
プレス成形性を有する高強度低合金 TRIP 鋼板の適
用が期待されている．これまでに，TRIP 鋼板のバー
リングに関する研究報告 1)－2)がなされてきたが，
TRIP 鋼板のバーリングの影響に関する報告は十分
ではない． 
そこで本研究では，TRIP 鋼板のバーリングの改善
（ナットレス）を目的として，母相組織をポリゴナル
フェライトとした TRIP（TDP）鋼板のバーリング・
タッピングに及ぼす加工条件の影響を調査した． 
*   2011年 3月 5 日 日本機械学会北陸信越支部第 48 期
総会・講演会にて一部発表. 
*1  機械工学科教授  
*2  長野工業高等専門学校専攻科学生 
（平成 21 年度電子制御工学科卒業） 
*3 長野工業高等専門学校専攻科学生 
（平成 22 年度機械工学科卒業） 
*4 株式会社 神戸製鋼所 
*5 津山工業高等専門学校 
  原稿受付 2011年 5月 20日 
 
 
２．実験方法 
 
表 1 に供試鋼の化学組成を示す．供試鋼には冷延
鋼板（板厚：1.2mm）を用いた．以後，これらの鋼
を TDP-A～TDP-G 鋼と呼ぶ 1) ．比較として，フェ
ライト・マルテンサイト複合組織鋼（MDP 鋼）も用
いた 1)． 
図 1 にバーリング試験装置を示す．試験機には 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
steel C Si Mn P S Al 
TDP-A 0.21 1.51 1.00 0.015 0.0013 0.041 
TDP-B 0.20 1.51 1.51 0.015 0.0012 0.041 
TDP-C 0.20 1.49 1.99 0.015 0.0015 0.039 
TDP-E 0.20 1.00 1.50 0.014 0.0013 0.038 
TDP-F 0.18 2.00 1.50 0.015 0.0013 0.037 
TDP-G 0.19 2.48 1.49 0.014 0.0013 0.036 
MDP 0.14 0.21 1.74 0.010 0.0030 0.030 
表 1 供試鋼の化学組成（mass%） 
図 1 バーリング試験装置 
10 mm 
Flow drill 
Specimen 
長坂明彦・松島拓也・長谷部峻・村上俊夫・北條智彦 
 
 
2 
-10
0
10
20
30
40
50
60
20 30 40 50 60 70
S
, 
T
 (
%
)
t (s)
TS
S
max
T
max
15
16
17
18
19
20
M6 long M5 long
Flow drill
M6 short
w
 (
m
m
)
fγ0: initial volume fraction of the retained austenite, Cγ0: carbon 
concentration in the retained austenite, TS: tensile strength, TEl: total 
elongation, TS×TEl: strength-ductility balance． 
 
MC を使用した．バーリングには円板状試験片（直
径 50mm）を用い，M6 ロング，M6 ショート，M5
ロング（フロードリルの直径 D=5.0，5.3，4.2mm）
の 3 種類のフロードリルを装着し，切削送り速度 F
＝5～10mm/min，回転数 n＝2500～3500rpm で行った．
また，バーリング後，M6 のタッピング（ハンドタ
ップ，F＝10～40mm/min，n＝10～40rpm）を行い，
必要に応じ，Z 軸ロードメータ（スラスト相当）S
およびスピンドルロードメータ（トルク相当）T の
測定を行った． 
 
３．結果および考察 
 
図 2 にミクロ組織を示す．また，表 2 に供試鋼の
残留オーステナイト特性 3)－4)および機械的特性を示
す．母材のポリゴナルフェライト（αf）に残留オー
ステナイト（γR）とベイナイト（αb）から成る第 2
相がネットワーク状に存在する（図 2）．  
図 3 にバーリング後の外観を示す（TDP-F 鋼，F
＝10mm/min，n＝3500rpm，D= 5.3mm）．ここで，熱
影響幅wは試験片表面の圧延方向とその直角方向を
測り，その平均値とした． 
図 4 にフロードリルと熱影響幅 wの関係を示す． 
M6 ロングおよび M6 ショートの熱影響幅 w に大き
な差は見られない．一方，M6 ロングおよび M6 シ
ョートと M5 ロングを比較すると，M5 ロングの方
が熱影響幅 wは相対的に小さくなる．これは M5 ロ
ングが M6 ロングおよび M6 ショートと比べ，加工
幅（ドリルによる加工面積）が小さいことに因ると
考えられる． 
図 5 にバーリングのロードメータと時間 tの関係
を示す（TDP-F 鋼，F＝10mm/min，n＝3500rpm，D= 
5.3mm）．スラスト Sはバーリングの加工時間に伴い
低下し，最大スラスト Smaxとなり，その後上昇する．
一方，トルク Tは Sより遅れて最大トルク Tmaxとな
り，その後低下する．  
図 6 にフランジ部摸式図を示す．Hはバーリング
高さを示す．フランジ部肉厚を計測するために，試
験片の裏面での肉厚を x1，裏面から 1mm 間隔に x2，
x3 とした． 
図 7 にフロードリルとバーリング高さ Hの関係
を示す（TDP-F 鋼，F＝10mm/min，n＝3500rpm）．
M6 ロングと比べ，M6 ショートでの Hが大きくなっ
た．これは供試鋼の板厚が 1.2mm と薄いため，テー
パ形状になっている M6 ショートの方がバーリング
によるフランジ部の肉厚を稼ぐことができたためだ 
と考えられる． 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
steel 
fγ0 
 
Cγ0 
(mass%) 
TS 
(MPa) 
TEl 
(%) 
TS×TEl 
(GPa%) 
TDP-A 0.058 1.51 742 32.3 24.0 
TDP-B 0.090 1.38 825 36.0 29.7 
TDP-C 0.137 1.26 984 22.9 22.5 
TDP-E 0.076 1.41 767 29.0 22.2 
TDP-F 0.085 1.31 911 31.9 29.1 
TDP-G 0.103 1.29 966 28.8 27.8 
MDP - - 783 13.1 10.3 
5µm 
図 3 バーリング後の外観（w：熱影響幅） 
図 5 バーリングのスラスト Sとトルク T（M6 ショート） 
図 4 熱影響幅 w 
図 2 ミクロ組織（αf:フェライト，γR：残留オーステナイ
ト，αb：ベイナイト） 
表 2 残留オーステナイト特性および供試鋼の機械的特性 
αf 
γR 
αb 
w 
5mm 
0.2%C-TRIP鋼板のバーリングに及ぼす加工条件の影響 
3 
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
M6 long M5 long
Flow drill
M6 short
x
 (
m
m
)
x1
x2
x3
0
1
2
3
4
5
6
M6 long M5 long
Flow drill
M6 short
H
 (
m
m
)
図 8 にフランジ部肉厚 xと各フロードリルの関係
を示す．M6 ロングと M6 ショートを比較するとフ    
ランジ部肉厚 x1，x2においてはほとんど差が見られ
ないが，x3において M6 ショートの方が多少大きく
なっている．一方，M5 ロングと M6 を比較すると
肉厚は x1，x2，x3の全てにおいて M5 は小さくなっ
ている．これはフロードリルのドリル径による塑性
流動量の違いに因ると考えられる． 
図 9 にフランジ部硬さの模式図を示す．板厚の中
心線上でバーリング端面から 0.3mm の場所を基点
⑦とし，バーリング下方向と母材方向に 0.3mm 間隔
で，合計 12 箇所においてビッカース硬さ試験（荷
重：0.98N，保持時間：5s）を行った． 
図 10にフロードリルのビッカース硬さHV分布を
示す（図 10(a)：M6 ショート，図 10(b)：M6 ロング，
図 10(c)：M5 ロング）．各 HV分布より，6 番付近か
ら HVが高くなることがわかる．これはバーリング
による加工硬化および TRIP 効果に因ると考えられ
る．また，各フロードリルを比較すると，M6 ロン
グ，M5 ロングのフランジ部の HVが最高 350 程度な
のに対し，M6 ショートは約 380 程度ある．このこ
とから，M6 ショートが最も加工硬化および TRIP 効
果の影響が大きく，フランジ部が硬くなったと考え
られる． 
図 11 にタッピング後の外観を示す（TDP-F 鋼，F
＝10mm/min，n＝3500rpm，D= 5.3mm）．また，図
12 にカットモデルを示す（TDP-F 鋼，F＝10mm/min，
n＝3500rpm，D= 5.3mm）． 
図 13 にタッピングのロードメータと時間 t の関
係を示す（TDP-F 鋼，F＝20mm/min，n＝20rpm，
M6×1）．タッピングの S は，ほぼ一定で，T のみが
図 5 と同様に Tmaxとなり，その後低下する．M6 シ
ョート（D＝5.3mm）のフロードリルを用いること
で，MC によるバーリング後のタッピングが可能と
なった．なお，ハンドタップを用いることで，3 種
類のフロードリルでタッピングが可能となった． 
図 14 にバーリング後の断面 SEM 写真を示す．(a)
は端面を，(b)は端面から 0.3mm 内部である．端面付
近には，打抜きに発生するボイドは見られない（図
14(a)）．0.3mm 内部での塑性流れが大きいことがわ
かる（図 14(b)）． 
 
４．結言 
(1)TDP 鋼のバーリング後の M6 ショートのタッピ
ングは，MC によりナットレスが可能となった． 
(2)ハンドタップを用いることで，3 種類のフロード 
リルでタッピングが可能となった． 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
1.2 
1.0 
x1 
x2 
1.0 x3 
H 
図 7 バーリング高さ H 
図 6 フランジ部肉厚の模式図 
図 9 フランジ部硬さの模式図 
1.2 
・・・ 
0.3 
1.5 0.3 
・
 
⑧ 
⑦ 
⑫ 
① ⑥ 
1.2 
0.3 
図 8 フランジ部肉厚 x 
長坂明彦・松島拓也・長谷部峻・村上俊夫・北條智彦 
 
 
4 
-10
0
10
20
30
40
50
60
160 170 180 190 200 210 220
S
, 
T
 (
%
)
t (s)
T
S
T
max200
250
300
350
400
(a)
200
250
300
350
400
H
V
(b)
200
250
300
350
400
No.
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
(c)
最後に，本研究に際しご支援をいただきました天
田金属機械振興財団に御礼申し上げます． 
 
参 考 文 献 
 
1) A. Nagasaka, S. Hasebe, A. Nakamura, T. Matsushima, 
K. Sugimoto and T. Murakami : Proc. of SHSS2010, 
CD-ROM, (2010). 
2) A. NAGASAKA, Y. KUBOTA, K. SUGIMOTO, A. 
MIO, T. HOJO, K. MAKII, M. KAWAJIRI and M. 
KITAYAMA: ISIJ International, Vol. 50 (2010), 1441. 
3) H. Maruyama: J. Jpn. Soc. Heat Treat., 17 (1977), 
198. 
4) 西山善次：マルテンサイト変態，丸善株式会社， 
(1979), 13． 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 10 フランジ部の HV分布 
（(a)M6 ショート，(b)M6 ロング，(c)M5 ロング） 
 
図 11 タッピング後の外観 
5mm 
 
図 12 タッピングのカットモデル 
図 13 タッピングのスラスト Sとトルク T（M6 ショート） 
図 14 バーリング後の断面 SEM写真 
（(a)端面，(b) 内部 0.3mm） 
(a) 
d
ri
ll
in
g 
5µm 
(b) 
5mm 


0.2%C-TRIP鋼板のバーリングに及ぼす加工条件の影響

久保田, 和男

宋朝における地方への赦書の伝達について

柄澤, 孝一

大平, 祐介

小林, 良太郎

長野工業高等専門学校紀要第 45 号(2011)  2-2 
1 
                       
演算増幅回路製作を通した半導体・集積回路工学教育の実践 
  
秋山正弘＊1 柄澤孝一＊1 大平祐介＊2 小林良太郎＊3 
 
 
Practice of the semiconductor and integrated circuit engineering education through manufacture 
of operational amplifier circuits 
  
AKIYAMA Masahiro, KARASAWA Koichi, OOHIRA Yusuke, 
and KOBAYASHI Ryotaro 
  
 
キーワード：演算増幅回路製作，半導体，集積回路，演算増幅回路製作同好会  
 
１．はじめに 
   
1990 年頃日本は「電子立国日本」と呼ばれ，世界
の半導体素子の５０％を超える生産が行われてきた
1)．２０年経過した今も生産量は尐なくなったもの
の世界第３位の売り上げを誇るルネサスエレクトロ
ンや世界第４位の売り上げを誇る東芝など数多くの
企業が半導体素子・集積回路を生産している 2)．ま
た，東日本大震災後の世界的な半導体素子・集積回
路不足を通して日本の半導体素子・集積回路が世界
的に必要不可欠である事が証明された 3)． 
さて，長野高専・電気電子工学科では，これらの
企業で必要となる半導体・集積回路の知識・技術を
身に付けた学生が育つよう教育を行っている．具体
的な科目名は「半導体工学」「電気電子材料」「情報
機器」である．また，実験実習には「電子デバイス
実験」がある．この実習では半導体素子の設計手法・
製造プロセス・評価方法を学ぶ．しかし，これらの
カリキュラムで学んだ知識・技術を企業で活用する
には課題が残る．電子デバイス実験では，単純で解
りやすい半導体素子の理解は深められるが，多くの
企業で扱っている集積回路を理解するには３つの点
で教育内容が不足している．１つ目は「集積回路用
CMOS プロセス」である．CMOS プロセスには数
百もの工程数が存在する．それらのプロセスは半導
体素子単体のものとは大きく違っており集積回路用 
 
＊1  電気電子工学科准教授 
＊2  技術室 第二技術班 
＊3  豊橋技大 情報・知能工学系 
  原稿受付 2011 年 5 月 20 日 
プロセスを考慮した設計を行う実習内容が不足して
いる．具体的には，集積回路は必ず素子分離，素子
形成，配線形成の３つの工程に分けられ，それぞれ
のプロセスを深く理解する必要がある．２つ目は「微
細化」である．集積回路の集積度を上げる為には素
子の微細化が必要不可欠となる．微細な素子は動作
が高速になる反面，耐電圧が低く設計が難しくなる．
３つ目は「集積度」である．集積度が上がると回路
設計を間違うと動作電流による偏った熱分布を持つ
事になる．また，素子同士が互いに影響を与えない
ように配慮する必要がある．これらの教育・実習内
容を補うために新しい実験実習が必要となる．そこ
で我々は，演算増幅回路設計・製作・評価を通した
集積回路教育を検討した． 
 
２．集積回路試作サービス 
 
 我々は大規模集積システム設計教育研究センター
（VDEC）を利用した演算増幅回路設計・製作を考え
た．VDECは集積回路設計ソフト，また集積回路試作
サービスを提供してくれる 4)．VDEC はマルチプロジ
ェクトレチクル方式をとっており集積回路のチップ
サイズ，また製造プロセスをある程度自由に選ぶ事
ができる．例えば，最新の製造プロセスでは「製造
プロセス：CMOS，最小サイズ：65nm，PolySi：１層，
メタル配線：１２層，電源電圧：1.0-1.2[V]」があ
る．我々が利用した製造プロセスは「製造プロセス：
CMOS，最小サイズ：180nm，PolySi：１層，メタル配
線：５層，電源電圧：1.8 [V]，トリプルウェル，ア
ナログ回路向け」である．この製造プロセスを選ん
だ理由は，プロセスがアナログ回路向けであった事
である．我々が目標とする演算増幅回路もアナログ
秋山正弘・柄澤孝一・大平祐介・小林良太郎 
2 
 
回路である．また年間試作回数が最も多く，数多く
のユーザが参加しており，ユーザから提供された情
報が数多くあるのも理由の１つである．これらの設
計ソフト，製造プロセス，微細化，集積度は，企業
で利用されているものと同じであり，理想的な集積
回路教育となる．図１に VDECを通した演算増幅回路
設計・製作イメージを示す．高専は VDEC から CAD
ソフトを提供してもらい集積回路のシミュレーショ
ン①，レイアウト設計を行う②．完成したデータは
VDECへ送信する③．VDECは全高専・大学のデータを
取りまとめた後，半導体メーカへまとめたデータを
送信する④．半導体メーカで完成した集積回路は高
専へ届けられる⑤． 
 
３．演算増幅回路 
 
 また，演算増幅回路を選んだ理由は，本回路を構
成する回路要素（差動増幅回路，カレント・ミラー
回路，バイアス回路，出力回路など）が，他の回路
を学ぶ上でも重要な基本回路となるからである 5)．
以下に，演算増幅回路設計・製作・評価を３つに分
けて説明する． 
３―１ 演算増幅回路設計 
演算増幅回路設計は，シミュレーションによる回
路設計とレイアウトによる回路設計の２つに分けら
れる．使用ソフトは Cadence社の Virtuoso Ver. 5.1
である．シミュレーションでは利用する半導体素子
毎にモデルパラメータを定義する必要があるが，そ
れらも VDEC よりある程度のモデルが提供されてい
る．またシミュレータは hspice を用いている． 
今回設計したオペアンプは８個の P型 MOS-FETと
６個の N 型 MOS-FET，および２つの抵抗と 1 つのコ
ンデンサにより構成された CMOS 型のオペアンプで
ある 6,7)．回路は大別して以下の４つに分けられてい
る． 
・スタートアップ回路：バイアス回路を動作させる 
・バイアス回路：回路全体に安定した電源を供給 
・差動増幅段： ２つの入力の差を増幅する 
・出力段：出力のゲインとドライブ能力を高める 
本実験実習で設計するオペアンプの仕様および目
標は以下のように設定した． 
・電源電圧：Vpp 3.3 [V] 
・GB 積  ：5 [MHz]  
図２に演算増幅回路図を示す． 
シミュレーションでは，次の評価を行った． 
・GB 積の評価 
入力信号：Vpp 0.2V,1kHz の正弦波を印加 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図１ VDECを通した演算増幅回路設計・製作イメージ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図 2 演算増幅回路図 
 
表１ GB積のシミュレーション結果 
  電源電圧 GB積（増幅度×遮断周波数） 
仕 
Vpp 3.3V 5Mz 以上 
様 
結 
Vpp 3.3V 5.010 倍×1.242MHz = 6.22MHz 
果 
 
表２ 波形の頭打ちのシミュレーション結果 
入力電圧 Vpp 0.2～1.0V 
上側の頭打ち 1.6V 
下側の頭打ち －1.2V 
 
測定回路：非反転増幅回路(増幅度=5 倍) 
評価対象：GB 積（増幅度，遮断周波数） 
・波形の頭打ちの評価 
入力信号：正弦波を印加（0.2V 刻みで増加） 
測定回路：非反転増幅回路(増幅度=5 倍) 
評価対象：出力波形の頭打ち 
シミュレーション結果を表 1，表 2にそれぞれ示す．
表１より仕様を満たす回路設計（シミュレーション）
ができたと考えられる． 
レイアウトではシミュレーションで設計した内容
を実現できるよう各マスクを設計する．各マスクに
は厳しいデザインルールが用意されている．これら
のルールは製造プロセスにより決定されている．例
① 
② 
④ 
③ 
⑤ 
演算増幅回路製作を通した半導体・集積回路工学教育の実践 
3 
えば，配線の太さや間隔が定められている．このル
ール厳守している事を確認する作業が DRC（Design 
Rule Check）と呼ばれる．DRC が終わるとレイアウ
トとシミュレーションでの回路が一致している事を
確認する作業がある．これを LVS（Layout Versus 
Schematic）と呼ぶ．また，レイアウトは MOS-FET
個々のバラつき，回路の発熱や外部の温度変化等を
考慮して設計を行う必要がある．対策として，レイ
アウトに対称性を持たせる事で部品のバラつきや，
温度変化による影響を最小限に抑える事ができる．
また，ノイズ対策として，実際に配置する部品とま
ったく同じものを，その周囲に配置するダミーとい
った手法もある． 
これらの作業は夏休みの期間中に 2週間にわたり
行われた．対象学生は演算増幅回路製作同好会の同
好会員である．彼らは電気電子工学科 5年生である．
彼らにより生成されたレイアウトを図３に示す． 
３―２ 演算増幅回路製作 
演算増幅回路製作は，回路設計時に生成したレイ
アウト情報を VDEC に送付し，VDEC に依頼する事に
より，VDECの提携企業が試作を行ってくれる．試作
に必要となる期間はプロセスにより異なるが我々が
お願いしたプロセスでは３カ月間であった．製作過
程を学生が体験する事はできないが，製作過程を理
解していないと，レイアウトができないため，各学
生には事前に十分な指導を行っている．試作された
演算増幅回路のパッケージ写真を図４に示す．また
パッケージ内部のチップ写真を図５に示す．そして，
演算増幅器に相当する拡大写真を図６に示す． 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図３ 演算増幅回路設計レイアウト 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図４ 演算増幅回路のパッケージ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図５ 演算増幅回路パッケージ内部のチップ 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
図６ 演算増幅回路チップの拡大 
 
 
秋山正弘・柄澤孝一・大平祐介・小林良太郎 
4 
 
３―３ 演算増幅回路評価 
演算増幅回路評価は，大きく３つに分かれる．１
つ目は，回路を構成する素子の基本特性，２つ目は，
基本構成回路の特性評価（差動増幅回路，カレント・
ミラー回路，バイアス回路等），３つ目は演算増幅回
路全体の動作評価となる．それぞれを評価した結果
を表３に示す．測定の結果正常に動作していない物，
値が大きくずれているものがあった．これらは寄生
容量や意図しない pn接合が原因だと思われる．また
オペアンプに関しては，大きくノイズの乗った波形
にはなるものの反転増幅回路，非反転増幅回路での
動作を確認することができた．このノイズは，スタ
ートアップ回路の発振，動作点のズレが原因と思わ
れる． 
 
４．まとめ 
 
 演算増幅回路の設計・製作・評価には多くの時間
が必要となったが，目的である「演算増幅回路設計・
製作・評価を通した集積回路教育」を実践する事が
できた．また本教育を通して課題であった「プロセ
ス」「微細化」「集積度」についての教育を十分行う
事ができ，集積回路を扱う企業へ就職を希望する学
生に対しても十分な知識・技術を身につけさせる事
ができた．これより集積回路工学の教育として理想
的な実験実習であったと考えている．また，他高専
では半導体素子や集積回路への理解を深めるため
様々なツールを利用している 8-12)．このようなカリ
キュラムも今後考えていきたい． 
 
５．謝辞 
 
 今回の実験実習を行うにあたり，平成 22年度・豊
橋技術科学大学・高専連携教育研究プロジェクト（課
題名：ものづくりを重視した総合的実践的な情報教
育システムの構築，及び，高専本科生向け短期集中
型情報教育カリキュラムの構築）の経費より支出し
ていただきました．ここに記し，深く感謝いたしま
す．なお，本研究は東京大学大規模集積システム設
計教育研究センターを通し, 日本ケイデンス株式会
社の協力で行われたものである. 
 
 
 
 
 
 
 
表３ 構成要素・基本構成回路およびオペアンプの測定
結果 
  設計値 測定結果 
抵抗 4 kΩ 4.019 kΩ 
コンデンサ 0.2 pF 7.705 pF 
NMOS-FET Vth ：0.508V Vth ：0.742V 
PMOS-FET Vth ：-0.826V 正常に動作せず 
バイアス回路 239.5 mV 288.0 mV（平均） 
オペアンプ GB積≧5MHz GB積≧2.56MHz 
ディスクリート版 GB積≧5MHz GB積 = 16kHz 
 
 
参考文献 
 
1） 電子立国 日本の自变伝 第 1 回，NHK エンタ
ープライズ(2009) 
2）日経業界地図，日本経済新聞社，p.58(2011) 
3）日刊工業新聞(2011.3.25) 
4）浅田邦博，VDEC IP プロジェクトの現状と今後
の展望， Information Processing Society of 
Japan，Vol.103，p.1(2001) 
5）吉澤浩和，CMOS OP アンプ回路実務設計の基礎，
CQ出版，p.10(2001) 
6）吉田晴彦，CMOSアナログ IC回路の実務設計，CQ
出版社，pp.136-147 (2010) 
7）谷口研二，CMOSアナログ IC回路入門，CQ出版社，
pp.109-126 (2005) 
8）知念幸勇，総合的な LSI回路集合教育システムの 
構築，論文集「高専教育」，第 30号， 
pp.323-327(2007.3) 
9）原田寛治，OHPシートを用いたフォトマスクの作 
製，論文集「高専教育」，第 31号， 
pp.85-88(2008.3) 
10）臼井敏男，半導体デバイス教育の遠隔操作実験 
教材開発，論文集「高専教育」，第 22号， 
pp.85-88(1999.3) 
11）宮井幸男，集積回路技術の実験実習教育，，論文 
集「高専教育」，第 19号，pp.146-149(1996.3) 
12）葉山清輝，スパッタ法を用いた効率的半導体デ 
バイス実験の実現，論文集「高専教育」，第 21 
号，pp.137-142(1998.3) 
 
 


演算増幅回路製作を通した半導体・集積回路工学教育の実践

中林, 克洋

長野工業高等専門学校紀要第 44 号(2010) 1-3 
超高張力 TRIP 鋼板のバーリングに及ぼす加工条件の影響* 
 
長坂明彦*1・松島拓也*2・中林克洋*3・村上俊夫*4 
 
 
Effect of working Condition on Burring in TRIP Sheet Steels 
 
 NAGASAKA Akihiko，MATUSHIMA Takuya,  
NAKABAYASHI Katsuhiro and MURAKAMI Toshio  
 
Effect of working condition on burring of 0.2C-(1.0-2.5)Si-(1.0-2.0)Mn (mass%) ultra high-strength TRIP-aided sheet 
steels (TRIP steels) having different retained austenite parameters was investigated for automotive applications. Thermal 
drilling is a process that uses friction to produce bushings in steel tubing and sheet. The combined rotational and downward 
force of the thermal drilling tool bit creates friction heat. The height of the bushing was roughly 3 to 4 times the initial sheet 
thickness. The bushings are ideal for thread applications, as the strength of threads was significantly increased. Hole notches of 
5 mm diameter were produced by mechanical punching for hole-expanding test. The stretch-flangeability was evaluated using 
hole-expanding ratio. The hole-expanding ratio of burring were completed in TRIP steels. The higher tensile strength, the 
lower hole-expanding ratio of mechanical punching. In TRIP steels, the burring resulted in much higher stretch-flangeability 
than the mechanical punching. We found that the burring contributed to the improvement of the tensile strength of 980 MPa 
class TRIP steel and the relation between the combined rotational and downward force of the burring. 
     
キーワード：TRIP 鋼板,バーリング，加工条件  
  
Si 量および Mn 量をそれぞれ変化させた TRIP 鋼板
（板厚 t=1.2mm）を用いる．TDP 鋼には，2 相域焼き
なまし後，オーステナンパ処理を施す．以降これらを
TDP-A 鋼～TDP-G 鋼と呼ぶ．比較として，フェライ
ト・マルテンサイト複合組織鋼（MDP 鋼）を用いた． 
1. 緒言 
 
 近年，乗用車の各種メンバー類には優れたプレス成
形性を有する高強度低合金 TRIP1)鋼板の適用が期待さ
れている．これまでに，超高張力 TRIP 鋼板に関する
研究報告がなされてきたが 2-14)，TRIP 鋼板のバーリン
グに及ぼす加工条件の影響に関する報告はほとんど
ない 15)． 
図 1 にバーリング試験装置を示す．試験機には NC
フライス盤を使用する．バーリングには円盤状試験片
（50mm）を用い，直径 5mmのフロードリルを装着し，
切削送り速度 F=5~30mm/min，回転数 2500rpm 一行っ
た． 
そこで本研究では，TRIP 鋼板のバーリングの改善
（ナットレス）を目的として，TRIP 鋼（TDP 鋼）の
バーリングに及ぼす加工条件の影響を調査した． また，必要に応じ，Z 軸ロードメータ（スラスト相
当）S およびスピンドルロードメータ（トルク相当）T
の測定を行った．また走査型電子顕微鏡観察および硬
さ測定を行った． 
 
2. 実験方法 
 
 表 1 に供試鋼の化学組成を示す．供試鋼には C 量， 
  
*  2010 年 3 月 30 日 日本鉄鋼協会第 159 回春季講演大
会にて一部発表. 
*1 機械工学科教授 
*2 生産環境システム専攻 学生 
 （平成 21 年度電子制御工学科卒業） 
*3 平成 21 年度機械工学科卒業 
*4 株式会社 神戸製鋼所 
原稿受付 2010 年 5 月 20 日 
 表１ 供試鋼の化学組組成（mass%） 
 
 
 
 
 
 
 
1 
 
長坂明彦・松島拓也・中林克洋・村上俊夫 
３． 実験結果および考察  
  
表2に供試鋼の機械的特性を示す．TDP 鋼は，Si お
よびMn 添加量に伴い，引張強さTS，残留オーステナ
イトγR の初期体積率fγ0
16）およびγR 中の初期炭素
濃度Cγ0
17)は変化するが，全伸びTEl はMDP 鋼と比べ，
大きな伸びを示す．また，プレス成形性の指標である
強度・延性バランスTS×TELは，25GPa%程度と高いバ
ランスを示す． 
 
 
 
 
 
 図１ バーリング試験装置 
 
図2にバーリング後の試験片を示す．ここで，バー
リングによる熱影響幅dは表面の圧延方向とその直角
方向の平均とした． 
 
 
0
5
10
15
20
TDP-C C C C A A
steel
A
F=5mm/min
10
15
30
d 
(m
m
)
-20
0
20
40
60
80
0 2 4 6 8 10 12 1
S,
 T
 (%
)
time (s)
T
4
S
tS
S m
ax
T m
ax
図 3 に熱影響幅 d の関係を示す．TDP-C 鋼と TDP-A
鋼において，送り速度 F が速くなるにしたがい，熱影 
響幅 d は小さくなる傾向を示す．また，引張強さ TS
の強度レベルが相対的に高い TDP-C 鋼において，フロ
ードリルの加工熱による熱影響幅 d は大きくなる傾向
を示した．         
 図 4にロードメータと時間 tの関係の模式図を示す． 
（TDP-C 鋼）．スラスト S はバーリング加工に伴い低
下し，その後上昇する．この時，F が速いほど低下，
上昇に要する時間が短くなる傾向がある．一方，トル
ク T はスラスト S より遅れて最大となり，その後低下
する． 
 図 5 に最大スラスト Smaxおよび最大トルク Tmaxの関
係を示す．TDP-C 鋼と TDP-A 鋼において，送り速度 F
が速くなるにしたがい，ともに増加する傾向がある．
ここで，TDP-C 鋼の Smax は F＝30mm/min でほぼ一定
となる． 
図 6 にスラストのピークまでの時間 tS を示す．また，
図 7 にバーリング全加工時間 TB の関係を示す．TDP-C
鋼と TDP-A 鋼において，送り速度を F=5~15mm/min
と変化させることで同様に tS 及び TB は短くなる．さ
らに，送り速度を F=30，50，90mm/min と段階的に変
化させることで tS 及び TB が大幅に短縮でき，短時間
でのバーリングは，送り速度 F を段階的に変化させる
ことで可能となる． 
 図 8 および図 9 にバーリング後の模式図およびその
断面を示す．バーリング端面から 0.3mm 等間隔にビッ
カース硬さ試験（荷重：0.98N，保持時間：5s）を行っ
た．ここで，H をバーリング高さとする．図 9(a)はカ
ットモデル， 図 9(b)バーリング断面，図 9(c)タッピン
グ断面である． 
図 10にバーリング高さHを示す．TDP鋼において，
バーリング高さ H は 4.5mm 前後と板厚 t の 4 倍程度に
成形された．また，M6 のタッピングを行った場合，3
～4 山加工することができた（図 9(a)）． 
図 11にバーリング断面のビッカース硬さHV分布を
示す．TDP-C 鋼において，HV 分布より，バーリン 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
   
 
  
  
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
            
5 mm 
ｄ 
図２ バーリング後の試験片 
表２ 供試鋼の機械的特性 
TS: tensile strength, TEl: total elomgation, TS×TEl: strength-ductility 
balance, fγ0: initial volume fraction of the retained austenite and Cγ0: 
carbon concentration in the retained austenite. 
図３ 熱影響幅 d の関係 
図４ スラスト S およびトルク T の模式図 
2 
 
超高張力 TRIP 鋼板のバーリングに及ぼす加工条件の影響 
0
10
20
30
40
50
60
S m
ax
 (%
)
F=5mm/min
10
15 30 (a)
 グの下方にしたがい HV が高くなることで，加工硬化
が大きくなることがわかる．ここで，No.1～4 までの
硬さの平均値を母材硬さ HV0，No.9～12 のそれを変形
後の硬さ HV max とし，HV0と HV max との差を硬さ増
分 ΔHV とする． 
 
 
 
 
図 12 に TDP 鋼の硬さ増分 ΔHV を示す．ここで ΔHV
は， HV0と HV max との差とする．TDP-A～TDP-F 鋼
において， Si および Mn 量の増加に伴い，ΔHV は増
加する．とくに，TDP-A～TDP-C 鋼の ΔHV の増加は
Cγ0（γR の質）の低下が一因であると考えられる． 
 
 
 
0
2
4
6
8
10
12
14
T m
ax
 (%
)
TDP-C C C C A A
steel
A
F=5mm/min
10 15
30 (b) 
 
  
 ４．結言 
  
(1) TRIP 鋼板のバーリングは，送り速度 F および引張
強さ TS により熱影響幅 d に影響を及ぼした． 
 
 
(2) 短時間でのバーリングは，送り速度 F を段階的に
変化させることで可能となった． 
 
 
0
5
10
15
20
25
30
t S
 (s
)
TDP-C C C A A A
図５ 最大スラスト Smaxおよび最大トルク Tmax 
  
       参 考 文 献 F=5mm/min
10
15
 
 
 
1) V. F. Zackay, E. R. Parker, D. Fahr and R. Busch: 
Trans. Am. Soc. Met., 60 (1967), 252. 
 
 
2) O. Matsumura, Y. Sakuma and H. Takechi: Trans. Iron 
Steel Inst. Jpn., 27 (1987), 570. 
 
 
3)  K. Sugimoto, M. Kobayashi and S. Hashimoto: 
Metall. Trans. A, 23A (1992), 3085. 
steel
 
 
4) K. Sugimoto, N. Usui, M. Kobayashi and S. Hasimoto: 
ISIJ Int., 32 (1992), 1311. 
0
20
40
60
80
100
120
T B
 (s
)
TDP-C C C C A
steel
A
F=5mm/min
10
15
30
 図６ ピークまでの時間 tS 
 
5) K. Sugimoto, M. Misu, M. Kobayasi and H. 
Shirasawa: ISIJ Int., 33 (1993), 775. 
 
 
6)  O. Matsumura, Y. Sakuma, Y, Ishii and J. Zhao: ISIJ 
Int., 32 (1992), 1110. 
 
 
7) S. Hiwatashi, M. Takahashi, T. Katayama and M. 
Usuda: J. Jpn. Soc. Technol. Plast., 35 (1994), 1109. 
 
 
8)  K. Sugimoto, M. Kobayashi, A. Nagasaka and S. 
Hashimoto: ISIJ Int., 35 (1995), 1407. 
 
A 
9)  Y. Hirose, S. Nakai, H. Fukuyama, S. Sudoh and K. 
Ueno: J. Jpn. Soc. Technol. Plast., 35 (1994), 1071. 
 
図７ バーリング全加工時間 TB  
10) A. Nagasaka, K. Sugimoto, M. Kobayashi and S. 
Hashimoto: Tetsu-to-Hagane, 83 (1997), 335. 
 
 
11) A. Nagasaka, K. Sugimoto, M. Kobayashi and H. 
Shirasawa: Tetsu-to-hagane, 84 (1998), 218. 
 
 
12) A. Nagasaka, K. Sugimoto, M. Kobayashi and: S.  
 
Hashimoto, Tetsu-to-hagane, 85 (1999), 552. 
 
13) A. Nagasaka, K. Sugimoto, A. Koyama, S. 
Hashimoto, T. Kashima, T. Hojo and A. Mio: J. Jpn. Soc. 
Heat Treat., 46 (2006), 25. 
 
 
 
14) A. Nagasaka, Y. Kubota, K. Sugimoto, A. Mio, T. 
Hojo, K. Makii, M. Kawajiri, M. Kitayama: 
 
 図８ バーリング断面の模式図 
（
3 
 
長坂明彦・松島拓也・中林克洋・村上俊夫
4 
 
 
. Tetsu-to-hagane, 94 (2008), 351.  
 
0
20
40
60
80
100
Δ
H
V
TDP-A
Steel
B C BE F
200
250
300
350
400
450
H
V
4321 5 6
No.
7 8 12119 10
HV0 HVmax
15) A. Nagasaka,  K. Sugimoto and T. Murakami: 
CAMP-ISIJ , 22 (2009), 274.  
16) H. Maruyama: J. Jpn. Soc. Heat Treat., 17 (1977), 
198. 
 
 
 17) 西山善次：マルテンサイト変態 基本編，丸善，
東京，(1971)，13．  
  
  
 
0
1
2
3
4
5
6
H
 (m
m
)
TDP-A   B       C                 E       B       F
Steel
 図 10 バーリング高さ H 
  
  
  
  
  
  
  
  5 mm 
  
(a) カットモデル   
  
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
5 mm 
図９ バーリングおよびタッピング後の断面 
5 mm 
図 11 バーリング断面のビッカース硬さ HV 分布 
（TDP-C 鋼，HV0：母材硬さ，HV max：変形後の硬さ）
(b) バーリング断面 
図 12 TDP 鋼の硬さ増分ΔHV 
(c) タッピング断面 


超高張力TRIP鋼板のバーリングに及ぼす加工条件の影響

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