名称未設定-2 - hitachi-metals.co.jp · vol. 30 2014 ®は当社の登録商標です。...

CODEN : HIKGE3ISSN 0916-0930

2014VOL. 30

2 日立金属技報 Vol. 30（2014）

　表紙写真は，電子線後方散乱回折装置（EBSD : Electron Backscatter Diffraction）により測定した Alloy718 の結晶粒界像である。青色の境界線は方位差 15°以上で定義した結晶粒界，赤色の境界線はΣ 3の対応粒界（双晶境界）であり，熱間鍛造によって得られた微細結晶粒組織の一例を示している。補足図 Aは，表紙写真の結晶粒界像における結晶粒径の分布を示しており，平均結晶粒径が約 2μmの微細結晶粒組織であることがわかる。微細結晶粒組織は，結晶粒成長を抑制するピンニング粒子として利用されるδ（デルタ）相の析出温度域で熱間加工を施し再結晶を発生させることで得られる。補足写真Bは，結晶粒とδ相を示したSEM（Scanning Electron Microscope；走査型電子顕微鏡）による反射電子像であるが，結晶粒が非常に微細であるため，光学顕微鏡あるいは，SEMによる観察では粒界が明瞭に判別できない。一方で，EBSDでは結晶情報から測定するため微細結晶粒の粒界の判別や結晶粒サイズの分布，粒界性状ごとの定量評価が可能である。　Alloy718 は 1950 年代に開発された鍛造用超合金で，現在でも主に発電用ガスタービンや航空機エンジンの用途に多く使用されている。疲労やクリープ等，用途に応じた強度特性を発揮するためには，熱間加工によって結晶粒サイズをコントロールすることが重要であるため，鍛造シミュレーションによる再結晶組織を予測する技術が研究されている。特に，高い疲労強度を得るためには微細な結晶粒組織が要求されるため，熱間加工プロセスの適正化が重要となる。EBSDによる解析は，微細な再結晶組織を定量評価する上で欠かせない手法である。日立金属は，微細再結晶組織の評価技術と予測技術を熱間加工プロセスの設計に反映させることで航空機・エネルギー産業に貢献していく。

表紙写真説明

【補足図A】EBSDによる結晶粒径の分布

【補足写真B】SEM反射電子像

【表紙写真】EBSDによる結晶粒界像

5 μm

Area Fraction

Grain Size (Diameter) [microns]0.10

0.05

0.10

0.15

1 105 μm

結晶粒

δ相

VOL. 30 2014

®は当社の登録商標です。本文中に記載のデータ，グラフおよび実験結果の記述は，特に明示しないかぎり製品の規格値や保証値ではありません。


2014VOL. 30

目次

■ 巻頭言 6

■ 新製品紹介 52 ～ 73

■ 論　文 8 ～ 51

日本の新たな航空元年に向けて………………………………………………………………………………… 6独立行政法人物質・材料研究機構　特命研究員 - 超耐熱材料　原田　広史

高効率変圧器用アモルファスコア …………………………………………………………………………… 52Ni 系アモルファスろう材 ……………………………………………………………………………………… 53高精度抵抗材料 ………………………………………………………………………………………………… 54実装接合用Cuコア鉛フリーはんだボール …………………………………………………………………… 55刃先交換式４枚刃ボールエンドミル ………………………………………………………………………… 56高硬度鋼加工用高能率ボールエンドミル …………………………………………………………………… 57車載用高温低損失Mn-Zn 系フェライト材料 ………………………………………………………………… 58LTE 基地局用 5 mm角高性能アイソレータ ………………………………………………………………… 59アモルファス積層ブロックコア ……………………………………………………………………………… 60省レアアースリニアモータ …………………………………………………………………………………… 61高強度高靱性ダクタイル鋳鉄製軽量足回り部品 …………………………………………………………… 62超高温用マスフローメーター ………………………………………………………………………………… 63電算室用免震床システム ……………………………………………………………………………………… 64EN規格適合鉄道車両用電線 …………………………………………………………………………………… 65超薄型同軸ケーブル（0.2 mmピッチ対応） ………………………………………………………………… 66連続加硫押出し技術を用いた現像系ローラー ……………………………………………………………… 67HEV/EV 駆動モーター用高 PDIV 平角エナメル線 ………………………………………………………… 68電動パーキングブレーキ（EPB）用ハーネス ……………………………………………………………… 69補機用小型コネクタ …………………………………………………………………………………………… 70HEV/EV 向け電源ハーネス用小型コネクタ ………………………………………………………………… 71ABS センサー用モールドコネクタ …………………………………………………………………………… 72サービスプロバイダー向けイーサネットスイッチ ………………………………………………………… 73

■ 日立金属グループ主な営業品目 ………………………………………………………………………………… 74■ 日立金属グループ 2013年主な技術受賞 ……………………………………………………………………… 76

Ni 基超合金USC141TM の 700℃級 A-USCボイラーチューブへの応用 ………………………………… 8青木宙也・上原利弘・鴨志田宏紀・今野晋也・佐藤恭

排気エンジンバルブ用高強度超耐熱合金の省ニッケル化 ………………………………………………… 14都地昭宏・上原利弘・露無崇志

Nd-Fe-B 焼結磁石の保磁力減少率の配向度依存性と保磁力メカニズム ………………………………… 20北井伸幸・松浦裕・石井倫太郎・棗田充俊・星島順

鋳造 CAEによる鋳型過熱起因のひけ巣予測方法の検討 …………………………………………………… 28新井信裕・中道義弘・林啓次郎

露出型柱脚における地震エネルギー吸収効率の改善 ……………………………………………………… 34増田久美子・高橋秀明・田中秀宣

LC型に対応した通信光可視化コネクタ ……………………………………………………………………… 40鈴木香菜子・小島正嗣・大越幹夫・中谷佳広・佐藤高宏・西川貴雄・鈴木智之・末岡鉄也

25 Gbit/s/ch 伝送用メタルケーブルにおける対内スキュー生成要因の解析 ……………………………… 46杉山剛博・南畝秀樹・深作泉・石川弘・熊倉崇

5日立金属技報 Vol. 30（2014）

■ Products of Hitachi Metals Group ……………………………………………………………………………… 74■ Technical Awards 2013 …………………………………………………………………………………………… 76

■ Foreword 6

■ New Products Guide 52 ～ 73

■ Articles 8 ～ 51

A New Era for the Japanese Aircraft Industry ………………………………………………………………… 6Hiroshi HARADASenior Scientist, High Temperature Materials Researches, National Institute for Materials Science

Amorphous Core for Energy Efficient Transformer…………………………………………………………… 52Ni-Based Amorphous Brazing Materials ……………………………………………………………………… 53High Accuracy Resistance Alloy ……………………………………………………………………………… 54Cu Cored Pb-Free Solder Ball for Solder Jointing …………………………………………………………… 55Indexable 4-Flute Ball End Mill ………………………………………………………………………………… 56High-Efficiency Ball Nose End-Mill for Hardened Steels …………………………………………………… 57Mn-Zn Ferrite with Low Loss at High Temperature for Vehicles …………………………………………… 585 mm Square-Sized High Performance Isolator for LTE Base Stations …………………………………… 59Amorphous Laminated Block Core …………………………………………………………………………… 60Reduced Rare Earth Material Linear Motor ………………………………………………………………… 61Light-Weight Suspension Parts Made of High-Strength and High-Toughness Ductile Cast Iron ……… 62Ultra High -Temperature Mass Flow Meter …………………………………………………………………… 63Earthquake Absorbing Floor System for Data Center ……………………………………………………… 64Rolling Stock Cables Compliant with European Norm ……………………………………………………… 65Woven Coaxial Cable-Micro Thin Type (0.2 mm Pitch) …………………………………………………… 66Rubber Roller Using Continuous Vulcanizing Technology ………………………………………………… 67High PDIV Rectangular Enameled Wire for HEV/EV Inverter-Fed Motors ……………………………… 68Electric Parking Brake Harness ……………………………………………………………………………… 69Small Connector for Car Accessories ………………………………………………………………………… 70High Voltage Compact Connector for HEV/EV ……………………………………………………………… 71Mold Connector for ABS Sensor ……………………………………………………………………………… 72Ethernet Switch for Service Providers ………………………………………………………………………… 73

Application of Ni Based Superalloy USC141TM for Boiler Tubes of 700℃-Class A-USC Power Plants …………… 8Chuya Aoki • Toshihiro Uehara • Hironori Kamoshida • Shinya Imano • Takashi Sato

Reduced Use of Nickel in High-Strength Superalloy for Exhaust Engine Valves ………………………………… 14Akihiro Toji • Toshihiro Uehara • Takashi Tsuyumu

Relation between Nd2Fe14B Grain Alignment and Coercive Force Decrease Ratio in Nd-Fe-B Sintered Magnets … 20Nobuyuki Kitai • Yutaka Matsuura • Rintaro Ishii • Mitsutoshi Natsumeda • Jun Hoshijima

Examination of Method for Shrinkage Prediction by Overheating of the Mold with Casting Simulation …………… 28Nobuhiro Arai • Yoshihiro Nakamichi • Keijiro Hayashi

Improvement of Earthquake Energy Absorption in Exposed-Type Column Bases ………………………………… 34Kumiko Masuda • Hideaki Takahashi • Hidenori Tanaka

Visual Connection Identifier for LC Type Connector ……………………………………………………………… 40Kanako Suzuki • Seiji Kojima • Mikio Ohkoshi • Yoshihiro Nakatani • Takahiro Sato • Takao Nishikawa • Toshiyuki Suzuki • Tetsuya Sueoka

Analysis of the Intra-pair Skew Generation Factor in Copper Cable for 25 Gbit /s/ch Transmission ……………… 46Takahiro Sugiyama • Hideki Nonen • Izumi Fukasaku • Hiroshi Ishikawa • Takashi Kumakura

VOL. 30 2014

INDEX


巻頭言

　昨年2013年は，待望の5万トンプレスが日本エア

ロフォージ社にて稼動開始するという，我が国の重

工業・素材産業界にとってまさに記念すべき年で

あった。ご関係者には改めて心からお祝いを申し

上げるとともに，業界への貢献の正念場を迎えて，

ますますのご活躍をお祈りする次第である。

　今回開発導入されたプレスは正真正銘の5万メト

リック･トン（米国はショート・トン）で，容量にお

いて世界3本指に入り，しかも最新の制御機器等を

備え，総合力では世界一と伺っている。これまで

1万数千トン級までしか有しなかった我が国は，

またとない飛躍のチャンスを得た。たとえば，航空

エンジンや発電用ガスタービンのディスクなどに

代表される耐熱鍛造部材，さらには航空機の脚など

の大型構造用鍛造部材の成形などに絶大な威力を

発揮するものと期待される。私ども物材機構として

も，タービンディスク用鍛造超合金に関して，海外

をリードする国産材料を開発し，素材メーカーと

実用化に向けて研究が本格化しつつあるという状況

であり，絶好のタイミングといえる。

　一方，鋳造材に関しては，科学技術庁金属材料技

術研究所と称した1975年頃から行ってきた超合金研

究開発の成果が，ボーイング787用ロールス・ロイス

社製エンジンTrent1000の単結晶タービン翼として

実用化された。このエンジンは，現在，全日空，英

国航空などにて使用されており，今後，同型機数百

機に用いられると期待されている。これも，通産省

工技院の「ムーンライト計画：高効率ガスタービ

ン」，「高性能結晶制御合金」，さらには文部科学省

「新世紀耐熱材料プロジェクト」などへの関係各社

のご協力あってのことと，当時のご担当者のお顔も

思い浮かべつつ，心より御礼を申し上げる次第であ

る。しかしまた一方で，長年国費を使って得られた

開発合金の実用化が当初想定した国産航空機の国産

エンジンでないことに，開発者の一人として満足し

きれないのも事実である。

　日本の航空技術は，戦後の占領政策によるいわゆ

る“空白の7年間”の間に世界に大きく遅れをとっ

た。しかしその後さらに62年を経た今日，未だ欧米，

特に米・英の技術に大きく差を開けられているのは

たいへん残念なことである。たとえば，民間ジェッ

トエンジン市場における日本のシェアは重工三社

（IHI，川崎重工，三菱重工）合わせて6％程度に

過ぎない。一方，三大OEM（Original Equipment

Manufacturer）と称されるジェネラルエレクトリ

ック（GE）社，プラットアンドホイットニー（P&W）

社，ロールス・ロイス（RR）社が合わせて60％以上

のシェアを有していることに比べるとその差は歴然

日本の新たな航空元年に向けて

独立行政法人物質・材料研究機構特命研究員 - 超耐熱材料

原田　広史


としている。

　振り返れば，戦時中に名機とされた零戦もエンジ

ンは1000馬力程度しかなく，グラマンなど2000馬

力の戦闘機に次第に圧倒されることになるなど，技

術力の差は明らかであった。ご記憶かと思われる

国産機YS-11もエンジンはRR社製であったし，期待

の三菱リージョナルジェットのエンジンも米国P&W

社が提供する。このように航空エンジン技術は，昔

も今も，日本が欧米に肩を並べることのできない数

少ない技術分野として残されてきた。もちろん，近

年の航空エンジン開発は国際共同開発が通例となっ

ており，国内重工メーカーも上記海外OEMのリー

ドする次世代ジェットエンジン開発にリスクシェア・

パートナーシップ（RSP）などの形で参画している。

しかしメリットの大きい高温高圧・中圧タービン

（以下高温タービン）への参入実績はない。

　高温タービンは技術的に最も高度であり，燃費効

率を決定付けるエンジンの心臓部でもある。その技

術情報を日本企業に与えると，エンジン完成品開発

能力を得て，自動車産業のように欧米が憂き目に会

うのではないか，との警戒感は想像以上に強い。ま

た，高温タービン部材は消耗が激しく，修理や部材

供給などアフターマーケットの大部分を占める。消

耗部品販売で20年かけて開発費を回収し収益に転じ

る，いわゆるプリンタービジネスの要ともなってい

る。これらが高温タービンへの参入をOEMが決して

許さない理由であり，ある意味もっともなことでも

ある。

　このような状況で我が国航空エンジン産業が発展

していくには，これまでの枠組みにとらわれず，我

が国の技術力を結集して，エンジンの丸ごと開発を

行うしかないと著者は考えている。サッカーに例え

れば，枠に向かって思い切って蹴る，ということで

あろうか。最近はACミランに移籍した本田選手の

ように，世界の舞台で萎縮せず遠慮なくゴールを狙

う，肝の据わったプレーを見せる選手が増えてきた

ようだ。今や最新装備の5万トンプレスという切り

札を得た日本の航空エンジン産業，素材産業にも大

いに期待したい。

　歴史を見れば時とともに技術は世界をめぐる。航

空機産業もいずれはアジアが主な生産地になるだろ

う。そのとき日本はどういう地位を占めるかが問題

である。残された時間は少ない。2014年が日本の

新たな航空元年になることを期待するものである。


Ni基超合金USC141TMの700℃級A-USCボイラーチューブへの応用Application of Ni Based Superalloy USC141TM for Boiler Tubes of 700ºC-Class A-USC Power Plants

●Key Word：Ni 基超合金 ,　A-USC，ボイラーチューブ●Production Code：USC141 ● R&D Stage：Prototype

＊日立金属株式会社　高級金属カンパニー＊ High-Grade Metals Company, Hitachi Metals, Ltd.＊＊三菱日立パワーシステムズ株式会社＊＊ Mitsubishi Hitachi Power Systems, Ltd.＊＊＊バブコック日立株式会社＊＊＊ Babcock-Hitachi K.K.

1. 緒　言

　地球温暖化の要因である CO2 の排出を抑制するために発電プラントの高効率化が求められている。化石燃料の中でも石炭は埋蔵量が多いが，発電に使用したときの CO2排出量が多いため，石炭火力発電の発電効率向上が重要視されている。蒸気の高温高圧化によって発電効率は向上し，現在では，蒸気条件 600℃，25 MPa 以上のUSC（Ultra-Super-Critical：超々臨界圧）プラントが使用されている。しかし，今後更なる発電効率を目指して蒸気条件 700℃，35 MPa の A-USC（Advanced-Ultra-Super-Critical：先進超々臨界圧）プラントが欧州，米国，日本を中心に開発されている 1）。A-USC プラントでは，蒸気タービンのロータやブレード，ボルトの他，高温高圧蒸気をつくるための

過熱器や再熱器のボイラーチューブ，高温高圧蒸気をタービンに送るためのパイプ等が 700℃以上の高温にさらされるため高温強度が必要になる。そのため，従来約 600℃以下の温度で使用されてきたフェライト系耐熱鋼では高温強度が不足する。高温強度としては特にクリープ破断強度が重要である。700℃級 A-USC への採用には，700℃－105 h で 100 MPa 以上のクリープ破断強度が必要となるため，700℃以上で高温強度の高いFe-Ni 基またはNi 基のオーステナイト系超合金の使用が必須となる。　日立製作所と日立金属は過去にUSCの蒸気タービンの高温化に対応するため，650℃級の蒸気タービンのブレード，ボルト用にγ’（ガンマプライム）析出強化型Ni 基超合金USC141 を開発した 2）。この合金は，固溶化処理として 1,066℃で 4 h 保持したあと空冷し，時効処理として

青木宙也＊

Chuya Aoki上原利弘＊

Toshihiro Uehara鴨志田宏紀＊＊

Hironori Kamoshida

　700℃級 A-USC（Advanced-Ultra-Super-Critical：先進超々臨界圧）発電プラントのボイラーチューブへの使用を目的として, Ni 基超合金 USC141の固溶化処理材におけるクリープ破断特性とクリープ中の組織変化について調査した。固溶化処理材の 700℃，100,000 時間におけるクリープ破断強度は，時効処理材と同様，約 180 MPaと予測した。これはクリープ中に析出強化が作用するためである。この推定クリープ破断強度は，A-USC の 100,000 時間における目標強度 100 MPaを満足している。この結果より，USC141のチューブを試作し，現在，ボイラーチューブとしての認定取得評価を進めている。

The creep rupture properties and microstructural changes during creep tests in solution treated Ni based superalloy USC141 were investigated in order to use this alloy for 700℃ class A-USC boiler tubes. The creep rupture strength at 700℃ for 100,000 hours in solution treated USC141 was estimated as about 180 MPa, which is almost the same as that of solution treated and aged alloys. This happened because precipitation strengthening occurred during the creep test. This predicted creep rupture strength is much higher than the 100,000 hours’ 100 MPa strength required for boiler tubes. As a result, we tried to produce USC141 boiler tubes and are evaluating the various properties required for approval of USC141 boiler tube material.

今野晋也＊＊

Shinya Imano佐藤　恭＊＊＊

Takashi Sato


Ni 基超合金USC141TM の 700℃級 A-USCボイラーチューブへの応用

850℃で 4 h 保持したあと空冷，次いで 760℃で 16 h 保持したあと空冷の 2段時効処理を施すことで，粒界にM23C6，粒内にγ’を析出させた組織形態となる。この合金の特長として，熱膨張係数が小さいこと，マクロ偏析が生じにくいこと 3），時効処理材において優れたクリープ破断強度とクリープ破断延性を兼備していることが挙げられる。図 1（a）（b）は，USC141 の時効処理材の試験温度600，650，700，750，800℃における破断寿命とクリープ破断応力の関係，破断寿命と試験温度のラーソンミラーパラメータ（温度の違いを補償する時間と温度の関数）とクリープ破断応力の関係をそれぞれ示している。ラーソンミラープロットから 700℃－ 105 h におけるクリープ破断強度は推定値で約 180 MPa であるため，A-USC の目標クリープ破断強度 100 MPa 以上を満足するものと考えている。したがって，USC141 はもともと 650℃級の蒸気タービン用途に開発された合金であるが，700℃級A-USC 部材への使用が期待できる 4）。蒸気タービンのブレード，ボルトには時効処理材を使用することで要求特性を満足できるものと予想しているが，ボイラーチューブは溶接施工を

要するため，固溶化処理材での使用が望ましい。USC141の固溶化処理材を 700℃程度で長時間使用した場合，使用温度が時効処理温度に近いため，使用中に時効析出が進行し強化していくと予想しているが実績データがない。そこで，本研究では，USC141 の固溶化処理材について，A-USC のボイラーチューブへの使用の可能性を検討するため，固溶化処理材のクリープ破断特性と組織変化を調査することとした。

2. 実験方法

　表 1に USC141 の主要化学成分を示す。USC141 の鍛造材に固溶化処理として 1,066℃で 4 h 保持したあと空冷し，長手方向に沿って平行部の長さ 30 mm，平行部の直径 6.35 mmの平滑クリープ破断試験片を採取し，試験温度 650，700，750，800℃でクリープ破断試験を実施した。試料のミクロ組織については，SEM（Scanning Electron Microscope：走査型電子顕微鏡），FE-EPMA（Field Emission Electron Probe Micro Analyzer：電解放射型電子プローブマイクロアナライザ），TEM（Transmission Electron Microscope：透過型電子顕微鏡）を用いて調査した。結晶粒度番号（GS#）については，JIS 規格に準じ光学顕微鏡で結晶粒度標準図との比較により求めた。クリープ破断材の粒内γ’の定量評価については，γ’のSEM像から画像解析により円相当径を算出した。なお，光学顕微鏡，SEM像，FE-EPMA反射電子像，FE-EPMA元素マップ画像は紙面上下方向がすべて鍛造負荷方向としている（紙面左右方向は材料の長手方向）。

3. 実験結果および考察

3. 1 初期組織

　図 2（a）（b）に固溶化処理材のFE-EPMA反射電子像を示す。なお，固溶化処理材の結晶粒度番号は光学顕微鏡観察により JIS 規格で GS#5.5 であった。白色と黒色に見える化合物は未固溶炭化物であり，粒界には炭化物等の化合物は析出していないことが確認できる。この組織形態を初期組織としてクリープ破断試験を実施した。

図 1 USC141 の時効材のクリープ破断強度（a）破断寿命とクリープ破断応力の関係（b）ラーソンミラーパラメータとクリープ破断応力の関係Fig. 1 Creep rupture strength of USC141 after aging (a) creep rupture strength as a function of rupture time (b) creep rupture strength as a function of Larson-Miller parameter

図 2 固溶化処理材のFE-EPMA反射電子像　（a）低倍率　（b）高倍率Fig. 2 FE-EPMA, backscattered electron images in solution treated (a) low magnification (b) high magnification

表 1 USC141 の主要化学成分Table 1 Typical chemical composition of USC141

100

1,000

1 10 100 1,000 10,000 100,000

Stress (MPa)

Time to rupture (h)

（T+273）×（20+Log tr）×10－3

T: Test temperature (℃)tr: Time to rupture (h)

17 18 19 20 21 22 23 24 25

700℃－105 h

（a）

100

180

1,000

Stress (MPa)

（b）

: 650℃

: 700℃

: 750℃

: 800℃

: 600℃

: 650℃

: 700℃

: 750℃

: 800℃

: 600℃

（mass%）

C

0.03

Cr

20

Mo

10

Al

1.2

Ti

1.6

Ni

Bal.

（a）（b） Grain boundary

Undissolved carbide10 μm 2 μm

10 日立金属技報 Vol. 30（2014）

3. 2 固溶化処理材のクリープ破断特性　図 3（a）（b）（c）に固溶化処理材の破断寿命とクリープ破断応力の関係，破断寿命と破断伸びの関係，試験温度と破断寿命のラーソンミラーパラメータとクリープ破断応力の関係をそれぞれ示す。時効処理材のデータも併せて示す。図 3（a）より，試験温度 650℃における短時間側のクリープ破断寿命において，固溶化処理材は時効処理材より短い

傾向であるが，試験温度 700℃以上では両者は同程度となる。これは，試験温度 650℃で少なくとも 3,000 h 程度までは，粒内のγ’析出や粒界の炭化物等の化合物析出が途中段階であることが原因と考えられる。図 3（b）より，固溶化処理材のクリープ破断伸びは時効処理材と同様，おおむね 20 % 以上の良好な延性を示している。図 3（a）より試験温度 650℃では，固溶化処理材は時効処理材よりクリープ破断強度が低いが，試験温度 700℃以上においては両者はほぼ同程度であるため，図 3（c）のラーソンミラープロットより，700℃－ 105 h に相当する固溶化処理材のクリープ破断強度は時効処理材と同様，約 180 MPa と予測される。したがって，固溶化処理材においても 700℃級A-USC の目標強度を満足すると推察される。

3. 3 クリープ破断材の粒内組織　図 4（a）（b）（c）に固溶化処理材における試験温度 700，750，800℃のクリープ破断材の粒内γ’の SEM像を示す。γ’のサイズはクリープ破断寿命が長くなるにつれて，また試験温度が高いほど大きい。図 5に示す JMatPro で計算したUSC141 の温度と平衡析出量の関係図から，γ’の固溶温度は約 920℃であり，700，750，800℃はγ’の析出温度域であることがわかる。したがって，図 4（a）（b）（c）で観察されるγ’は試験中に析出したものである。　固溶化処理材の試験温度 700，750，800℃および時効処理材の試験温度 700℃におけるクリープ破断材の粒内γ’の平均粒子半径を画像解析により定量評価した。図 6にクリープ破断寿命の 1/3 乗とγ’の平均粒子半径の相関関係を示す。固溶化処理材におけるクリープ破断材のγ’の平均粒子半径は，クリープ破断寿命の 1/3 乗と直線関係に

（T+273）×（20+Log tr）×10－3

700℃－105 h

17 18 19 20 21 22 23 24 25 T: Test temperature (℃)tr : Time to rupture (h)

（a）

（b）

100

1,000

1 10 100 1,000 10,000 100,000

Stress (MPa)

（c）

100

1,000

Stress (MPa)

Time to rupture (h)

1 10 100 1,000 10,000 100,000 Time to rupture (h)

(ST): Solution treatment(Ag): Aging

　 Ongoing

: 650℃ (ST): 700℃ (ST): 750℃ (ST): 800℃ (ST) : 600℃ (ST) + (Ag) : 650℃ (ST) + (Ag) : 700℃ (ST) + (Ag) : 750℃ (ST) + (Ag) : 800℃ (ST) + (Ag)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Elongation (％)

180





図 3 USC141 の固溶化処理材および時効材のクリープ破断強度（a）破断寿命とクリープ破断応力の関係（b）破断寿命とクリープ破断伸びの関係（c）ラーソンミラーパラメータとクリープ破断応力の関係Fig. 3 Creep rupture strength of USC141 in solution treated and after

aging (a) creep rupture strength as a function of rupture time (b) creep rupture elongation as a function of rupture time (c) creep rupture strength as a function of Larson-Miller parameter

図 4 固溶化処理材のクリープ破断材におけるγ’粒子の SEM 像試験温度（a）700℃　（b）750℃　（c）800℃Fig. 4 SEM Images of γ’ particles after creep rupture test in solution

treated test temperature (a) 700℃ (b) 750℃ (c) 800℃

tr = 5,911.2 htr = 2,765.3 htr = 525.0 h

tr = 1,032.8 h tr = 2,440.1 h tr = 8,180.4 h

tr = 133.1 h tr = 426.0 h tr = 786.2 h

tr: Time to rupture (h) 200 nm

（a）

（b）

（c）



あることから，クリープ破断試験中に析出したγ’が 1/3乗則に従って成長しており，粗大化過程にあることがわかる。一方，時効処理材の試験温度 700℃におけるクリープ破断材も同様に，γ’の平均粒子半径はクリープ破断寿命の 1/3 乗と直線関係にあるが，その傾きは固溶化処理材と比較して小さい。この原因として，試験温度が時効処理温度よりも低いため，時効処理で析出したγ’は試験途中まで安定であると考えられる。時効処理（850℃で 4 h 保持したあと空冷，次いで 760℃で 16 h 保持したあと空冷）は，ラーソンミラー法で 700，750，800℃での保持時間に換算すると，それぞれ 6,350，436，39 h に相当する。つまり，時効処理で析出したγ’は図6中に点線で示すように，試験温度 700，750，800℃において，それぞれ約 6,350 h（18.51/3 h），436 h（7.61/3 h），39 h（3.41/3 h）近辺を境に成長速度が増加すると考えられる。

3. 4 クリープ破断材の粒界組織　図 7は，固溶化処理材の試験温度 700℃におけるクリープ破断材（クリープ破断寿命 tr = 16,385 h）の FE-EPMA反射電子像とC，Cr，Mo，Ti，Al の元素マップ画像を示している。粒界に化合物の存在が確認される。図 2（a）（b）の固溶化処理材では粒界に化合物は観察されなかったため，図 7で観察される粒界化合物はクリープ破断試験中に析出したものと考えられる。反射電子像から粒内および粒界には黒色と白色に見える化合物が観察される。元素マップ画像から黒く見える化合物はC，Cr，Moが濃化していることからM23C6 と判断できる。また，粒界に一部Ti，Al が同一箇所に濃化している部分はγ’相である。その他，反射電子像で白く見える化合物は，Moが濃化して

0

5

10

15

20

25

μγ’

M23C6 M6C

600 700 800 900 1000 1100

Temperature (℃)

Mol (%)

図 5 JmatPro による USC141 の温度と平衡析出量の関係Fig. 5 Equilibrium calculation of USC141 by JMatPro

図 7 固溶化処理材の試験温度 700℃におけるクリープ破断材の FE-EPMA 反射電子像および元素マップ画像Fig. 7 FE-EPMA, backscattered electron image and elemental map images after creep rupture test at 700℃ in solution treated

図 6 固溶化処理材のクリープ破断寿命とγ’平均粒子半径の相関関係

Fig. 6 Correlation between mean radius of γ’ particles and creep rupture life in solution treated

20

40

60

80

100

0 10 20 30

Mean particle radius of γ’ (nm)

Time to rupture1/3 (h1/3)

: 700℃ (ST) : 700℃ (ST) + (Ag): 750℃ (ST) : 800℃ (ST)


C Cr

Mo Ti Al

tr = 16,385 htr: Time to rupture (h)

M23C6

Mo compound

1 μm

BSE

12 日立金属技報 Vol. 30（2014）

いるがCは濃化していないことから炭化物以外のMo化合物が析出しているものと考えられる。　Mo化合物は図 5の平衡計算結果からμ相である可能性が考えられる。図 8（a）にMo化合物の暗視野像と［001］入射の電子回折図形，図 8（b）にシミュレートしたμ相-Fe7W6 の［001］入射の電子回折図形を示す。Mo化合物とμ相 -Fe7W6 の電子回折図形が一致していることがわかる。また，表 2にMo化合物のTEM-EDX分析の結果とJMatPro で計算したμ相の 700℃における平衡組成を示す。TEM-EDX分析結果と平衡計算値はおおむね同程度であることからもMo化合物はμ相であると言える。化学量論組成からMo化合物はμ相－（Ni，Cr）7Mo6 と同定した。以上の結果から，固溶化処理材のクリープ破断試験において，粒界にはM23C6，γ’およびμ相が試験中に析出していることがわかる。

　μ相は hcp 構造でA7B6 型の TCP（Topologically Close-Packed）相として知られている。Moを多く含む既存のNi基合金ではAlloy252 や Alloy41，Alloy625 で観察の報告例があり，hcp 構造のM6Cが成長するに伴いμ相が形成されると報告されている 5）。　高いクリープ強度を発揮するためには，粒内だけを強化しても相対的に粒界が弱化してしまうため，両方を強化しなければならない。USC141 は本来，時効処理で粒内にγ’，粒界にM23C6 を析出させて強化させる設計である。今回，固溶化処理材のクリープ中の組織変化を調査した結果，

図 4，図 7のように粒内にγ’，粒界にM23C6，γ’およびμ相が析出していることが明らかとなった。つまり，粒内はγ’，粒界はM23C6，γ’，μ相によって強化しているものと考えられる。μ相はTCP相であるが，観察例が報告されている Alloy252 や Alloy41，Alloy625 においてクリープ破断寿命の低下は表れていないと報告されている 5）。また，Alloy80A の粒界γ’やNi-20Cr-20W合金の粒界α2-W相において，析出量が増加するにつれてクリープ速度が減少し，粒界析出物の種類とは関係なく粒界が強化される機構が提唱されている 6）。したがって，USC141 においてもμ相の粒界析出はクリープ破断寿命を低下させる効果はないと考えられるが，さらに長時間破断寿命の組織観察を行い，その影響を見極める必要がある。

4. USC141 のボイラーチューブ認定取得評価

　図 3より，固溶化処理材の 700℃－ 105 h に相当するクリープ破断強度は約 180 MPa と予測され，A-USC の目標クリープ破断強度 100 MPa 以上を満足する見込みである。そのため，固溶化処理材でもボイラーチューブへの使用が可能と判断し，チューブの認定評価を開始した。図 9は，USC141 のボイラーチューブ試作材の外観写真を示している。形状や割れ等の問題はなく良好に試作ができていることを確認した。チューブ試作材の曲げ性や溶接性を調査した結果，良好であった。また，クリープ破断試験は進行中であるが，現段階では良好なレベルであることを確認している。

（a）（b）

500 nm

図 8 Mo 化合物の TEM 解析（a）暗視野像および［001］入射電子回折図形（b）μ相 -Fe7W6 の［001］入射電子回折図形（シミュレーション）Fig. 8 TEM analysis of Mo compound (a) dark field image and [001] zone axis SAD pattern (b) [001] zone axis SAD pattern of μ phase-Fe7W6 (simulation)

図 9 USC141 のボイラーチューブ試作材の外観Fig. 9 Appearance of USC141 trial tube

(at%)Evaluation contents

EDX analysis of Mo compound

Equilibrium calculation of μ phaseby JMatPro

Ni

34.5

29.4

Cr

18.0

22.9

Mo

47.5

47.7

表 2 Mo 化合物の TEM-EDX 分析結果と JMatPro による 700℃でのμ相平衡組成（at%）

Table 2 EDX analysis of Mo compound and equilibrium calculation of μ phase by JMatPro

100 mm



5. 結　言

　USC141 の固溶化処理材について，クリープ破断特性と金属組織を調査した結果，以下の結論を得た。（1）固溶化処理材の 700℃－ 105 h における推定クリープ破断強度は，時効処理材と同様，約 180 MPa である。これは 700℃級 A-USC の目標クリープ破断強度である100 MPa 以上を満足しているものと考えられる。

（2）固溶化処理材のクリープ破断試験材の金属組織は，粒内にγ’が析出しており，破断寿命の 1/3 乗則に従って成長している。また，粒界にはM23C6，γ’の他，μ相－（Ni，Cr）7Mo6 が析出している。クリープ破断試験中に粒内にγ’，粒界には炭化物等の化合物が析出するため，固溶化処理材のクリープ破断特性は時効処理材と同等であると考えられる。

鴨志田宏紀Hironori Kamoshida

三菱日立パワーシステムズ株式会社

上原利弘Toshihiro Uehara

日立金属株式会社高級金属カンパニー冶金研究所博士（工学）　技術士（金属部門）

佐藤恭Takashi Sato

バブコック日立株式会社

青木宙也Chuya Aoki

日立金属株式会社高級金属カンパニー冶金研究所

今野晋也Shinya Imano

三菱日立パワーシステムズ株式会社博士（工学）

引用文献

１）福田雅文：特殊鋼 60 巻（2011），6 号，p8.２）大野丈博，上原利弘，都地昭宏，桂木進，今野晋也，土井裕之：CAMP-ISIJ，vol.21（2008），p1026.

３）梶川耕司，佐藤健史，山田人久：鉄と鋼，vol.95（2009），No.8，p21.

４）鴨志田宏紀，佐藤順，今野晋也，土井裕之：耐熱金属材料 123 委員会研究報告 vol.50（2009），No.3，p305.

５） C.T.Sims，N，S，Stoloff，W.C.Hagel:SUPERALLOYSⅡ，p222.

６）アブデル・モネム・エルバタハギ，松尾孝，菊池實：鉄と鋼，第 76 年（1990）第 5 号，p125.

14 日立金属技報 Vol. 30（2014）

排気エンジンバルブ用高強度超耐熱合金の省ニッケル化Reduced Use of Nickel in High-Strength Superalloy for Exhaust Engine Valves

●Key Word：排気バルブ，省ニッケル，高強度●Production Code：NCF5015 ● R&D Stage：Mass-production

＊日立金属株式会社　高級金属カンパニー＊ High-Grade Metals Company, Hitachi Metals, Ltd.＊＊株式会社本田技術研究所＊＊ Honda R&D Co., Ltd.

1. 緒　言

　排気バルブは自動車用エンジンの重要部品であり，燃焼ガスを排出する役割を担う。高温の排気ガスにさらされるため，その温度は高性能ガソリンエンジン車では 800℃以上にもなる。したがって，排気バルブ用材料には高温での強度，耐摩耗性，耐酸化性等が要求される。21-4N（SUH35）が一般材として広く用いられているが，高性能エンジンにおいては 21-4Nの高温強度が十分ではないために，バルブフェース面に耐摩耗合金が盛金されたり，NCF751 などの高い高温強度を有するNi 基超耐熱合金が使用されている。　Ni 基超耐熱合金は，21-4N より大幅に高い高温強度を有するだけでなく耐酸化性にも優れるため，これを用いればバルブフェース面の盛金が不要となること，バルブステムの細軸軽量化が可能であること，などのメリットがある。

しかし，Ni 基超耐熱合金は高価な元素であるNi を多量に含んでいる。例えば，一般的に用いられている NCF751は Ni を約 72％も含んでいるために高価であるという課題がある。2000 年以前，日立金属ではNi 量低減に取り組みNi を約 40％まで低減したNCF4015（40Ni-15Cr）および約 30％まで低減したNCF3015（30Ni-15Cr）を開発した 1）。これらは量産車で実用化されている。　一方，環境問題や省資源ニーズの高まりから，自動車用エンジンの低燃費化，高出力化を目的に，ダウンサイジングおよび直噴ターボ化が進んでいる。そのため，高排気温度化が進み排気エンジンバルブに対する高温での高強度のニーズが高まっている。そこで，前述の超耐熱合金NCF751 と同程度の強度を有しつつ，かつ低コストの材料が必要であると考え，高強度省Ni 超耐熱合金の開発に取り組んだ。

　高性能自動車エンジンに使用される排気バルブ用材料として，高強度および長時間の組織安定性を確保した超耐熱合金の省ニッケル（Ni）化に取り組み，NCF5015 を開発した。本合金は合金設計手法を用いて開発され，従来の Ni 量約 72％の超耐熱合金 NCF751に比較してNi 量を約 55％に低減したにもかかわらず，高い高温強度を有し，さらに高温長時間加熱後も優れた特性を維持している。本合金を用いた排気バルブはすでに量産車に採用されている。

The superalloy NCF5015 was developed to meet the need for exhaust engine valves for high strength, good durability, and low cost. Our original alloy design method was used to reduce the nickel content in nickel based superalloys to approximately 55%. Even with the reduction in nickel content, NCF5015 has a higher high-temperature strength than conventional superalloy NCF751 for exhaust engine valves, and keeps its good properties after long time exposure at high temperature. Engine valves made of this alloy are now being used in the engines of passenger cars.

都地昭宏＊

Akihiro Toji上原利弘＊

Toshihiro Uehara露無崇志＊＊

Takashi Tsuyumu


排気エンジンバルブ用高強度超耐熱合金の省ニッケル化

2. 開発目標

　具体的な開発目標を以下のように定めた。（1） 800℃で 400 時間加熱後に，800℃にて疲労試験を行い，その 107 回疲労強度が 294 MPa 以上であること。

（2） 800℃で 400 時間加熱後に常温での衝撃値が 4.9 ×105 J/m2 以上であること。

（3）熱間高速引張試験での絞りが 60％以上である温度域幅が 200℃以上であること。

（4） NCF751 よりも廉価であること。　ここで，（1）（2）はエンジンの信頼性確保のために高温長時間加熱後の特性目標を設定したものである。

3. 合金設計

3. 1 合金設計手法　合金設計の基本的な考え方として，まずコストを下げるためには高価なNi を極力使用しないことが求められる。しかし，単純にNi 量を減らすだけでは高強度を実現できないため，γ’相の析出量増加による析出強化およびMo添加による固溶強化を強化機構として用いることにし，以下の合金設計手法を用いて成分を設定した。　まず合金を構成する複数の相（ここではマトリックスのγ相，析出強化相のγ’相，炭化物の 3相）の最適と考えられる組成をそれぞれ単独に設計した。次に各相の量比を設定した。そしてそれらの相を各相の量比に従って合成する（この際各相間の平衡関係は無視）ことにより，合金組成を計算した。　次に各相の組成，量を設定した考え方を示す。狙いとした標準組成を基に種々の因子の影響を見るため 7種の実験合金を選定した。これらの合金設計の諸元（各相の組成，量）を表 1に示す。表 1には比較のため，NCF751，NCF4015，NCF3015 についても合わせて示す。

3. 2 マトリックス（γ相）の組成　マトリックスは基本的にFe-Ni-Cr の 3 元系であるので

図 1に示す 800℃におけるFe-Ni-Cr 3 元状態図 2）を基に実験合金の組成を設定した。すなわち，安定なγ相を維持し，かつ低Ni 化を図るために，図中に示すNo.3 を標準組成として設定し，さらに低Ni 側としてNo.1，高 Ni 側としてNo.5 ～ 7 を選んだ。さらに上記マトリックス組成には強度向上のため 4～ 6％のMoを添加した。図 1には比較のためNCF 751，NCF4015，NCF3015 のマトリックス組成の位置付けも示す。

3. 3 析出強化相（γ’相）の組成　開発目標としては 800℃× 400 時間加熱後の特性が要求されているが，一般にこのような高温長時間加熱後には，いわゆる過時効状態となりγ’相の粗大化が進み強度が低下する。特にTi 量が高い場合はNi3（Al，Ti）からなるγ’相がNi3Ti からなるη相に変態し強度が低下する。これを防ぐためにはNCF4015，NCF3015 に用いたように，γ’

表 1 実験合金の合金設計諸元と化学成分Table 1 Design factors and chemical composition for experimental alloys

図 1 800℃における Fe-Ni-Cr 平衡状態図と実験合金および各種バルブ材のマトリクス組成

Fig. 1 Isothermal section of Fe-Ni-Cr system phase diagram at 800℃ and location of matrix composition of experimental and conventional alloys

No.1

No.2

No.3

No.4

No.5

No.6

No.7

NCF3015

NCF4015

NCF751

合金No.

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.4

炭化物（at%）

27

27

30

33

30

30

30

28.5

28.5

23

4

4

4

4

4

5

6

1

1

－

γ’↓Ni↓

γ’↓

標準組成

γ’↑

Ni↑

Ni↑Mo↑

Ni↑Mo↑↑

－

－

－

　γ，γ’，M23C6

　γ，γ’，M23C6

　γ，γ’，M23C6

　γ，γ’，M23C6

　γ，γ’，M23C6

　γ，γ’，M23C6

　γ，γ’，M23C6

－

－

－

γ’（at%）

Al

0.55

0.55

0.55

0.55

0.55

0.55

0.55

0.55

0.55

0.44

C

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.04

Cr

14

14

16

16

16

16

15

15

15

16

Al

1.8

1.8

2.0

2.2

2.0

2.0

2.0

1.9

1.9

1.2

Ti

2.1

2.1

2.4

2.6

2.3

2.3

2.3

2.6

2.3

2.4

Nb

1.2

1.2

1.3

1.4

1.3

1.3

1.3

0.6

1.3

1.0

Mo

3.0

3.0

2.8

2.7

2.8

3.5

4.3

0.7

0.7

－

Ni

44

55

54

54

59

59

59

32

41

（72）

Fe

Bal.

Bal.

Bal.

Bal.

Bal.

Bal.

Bal.

Bal.

Bal.

Bal.

Ti

0.35

0.35

0.35

0.35

0.35

0.35

0.35

0.40

0.35

0.46

Nb

0.1

0.1

0.1

0.1

0.1

0.1

0.1

0.05

0.1

0.1

γ’組成（Ni以外のat％比）設計組成（mass％）標準組成との

比較800℃における

平衡状態図上での計算結果γ内 Mo （mass％）

Cr

10 90

20 80

30 70

40 60

α‘

α‘+σ

σ+α+γ

σ

α

NCF3015NCF4015

α+γ

σ+α

σ+γ

No.3（実験合金の標準組成）

NCF751

α+σ+γ

α‘+γ

α‘

α‘+σ

σ+α+γ

σ

α

NCF3015NCF4015

α+γ

σ+α

σ+γ

No.3（実験合金の標準組成）

NCF751

α+σ+γ

α‘+γ

50

Fe (mass%) Cr (m

ass%)

50

60 40

70 30

80 20

90

10 20 30 40 50

γ

Ni (mass%)60 70 80 90

10

Fe Ni

16 日立金属技報 Vol. 30（2014）

相中のAl の割合を多くして安定なγ’相を形成させることが有効である。またγ’相自体の強度を向上させるためにはNbの添加が有効である 3）。Al の増加はAl2O3 被膜の形成により耐酸化性を向上させるので，上述のNi，Cr量を減少させることによる耐酸化性の低下を補う意味でも有効である。上記観点からγ’相の基本組成をNi3（Al0.55，Ti0.35，Nb0.1）とした（0.55，0.35，0.1 は各元素のγ’相中の原子濃度分率を示す）。

3. 4 析出強化相（γ’相）の量　前述のNi 低減は強度を下げ，またγ’相中のAl 増加は長時間加熱強度は上げるが，短時間強度は下げる。したがって強度低下分を何らかの方法で補う必要があるが，ここでγ’相量の増加に着目した。γ’相の量はNCF751 で計算上 23at％である。これを増加させると高温での変形抵抗が高く熱間加工性が悪くなることが懸念されるが，NCF 3015，NCF4015 のようにマトリックスのFe量が多い場合は熱間加工が十分可能であるので，γ’相はNCF751 よりも多い 30at％を標準として，さらに比較のためにγ’量低下（No.1，2），γ’量増加（No.4）を選定した。　上記の相に炭化物として（Ti，Nb）Cを 0.3at％加えて相合成し，さらにクリープ強度を増加させるため 0.004％のBを加えて合金組成を得た。

4. 実験方法

　表 1に示す組成の 7種の合金を真空 10 ㎏溶解で作製した。これを断面が 30 mm角のバー材に鍛伸し，以下の標準熱処理と長時間加熱処理を行った。　標準熱処理：固溶化処理　1,050℃× 0.5 h，水冷　　　　　　　＋時効処理　750℃× 4 h，空冷　長時間加熱処理：標準熱処理＋ 800℃× 400 h ，空冷　これらの試料につき以下の評価を行った。　硬さは，室温（RT），300℃，600℃，700℃，800℃で測定した。高温硬さはφ 10 mm，高さ 5 mmの試験片を用いて，JIS 法に基づき高温硬度計によりビッカース硬さを測定した。　引張試験は平行部直径 6.35 mm，標点間距離 25.4 mmのつば付き丸棒引張試験片を用いてASTM（America Society for Testing and Materials）法に基づいてRT，800℃で行った。　回転曲げ疲労試験は平行部直径 8 mm，平行部長さ30 mmの丸棒試験片を用い，小野式回転曲げ疲労試験機により JIS 法に基づき，回転数 3,600 rpmにて行った。　シャルピー衝撃試験は 2 mm U ノッチ試験片を用い，JIS 法に従って行った。　熱間加工性の評価として，平行部直径 8 mm，平行部長さ24 mm，標点間距離 20 mmで全長 80 mmの縮小引張試験片を用い，熱間高速引張試験機により，歪み速度 4.2/secで引張試験を行い評価した。


5. 1 ミクロ組織　No.3 試料について標準熱処理後のミクロ組織および800℃× 400 h 加熱後のミクロ組織を図 2に示す。標準熱処理後，長時間加熱後ともに良好な組織であった。今回の試料は，すべて安定γ領域となるように設計しているため，その他の試料においても長時間加熱後も異相の析出は観察されず良好な組織であった。

5. 2 機械的特性　800℃における疲労強度に及ぼす各種因子の影響を図 3に示す。標準熱処理材の回転曲げ疲労強度は，γ’量，Mo量およびNi 量の増加とともに向上した。しかし，Ni 量44％では，疲労強度は非常に低い結果であった。

（a）

（b）

25 μm

25 μm

図 2 合金 No.3 のミクロ組織　（a）標準熱処理　（b）長時間加熱処理Fig. 2 Microstructure of alloy No.3 (a) standard heat treatment (b) long time heat treatment

図 3 高温疲労強度に及ぼす各種因子の影響（標準熱処理）Fig. 3 Effects of several factors on high-temperature fatigue strength

after standard heat treatment

27 30 33 4 5 6 40 50 60

107

106

105

γ’: 27％Mo: 4%

γ’(at%) Ni (mass%)Mo (mass%) inγ

繰り返し数（回）

Number of cycles

γ’: 30％Ni: 59%

Mo: 4％Ni: 54%

Temp. : 800℃σ: 343MPa



　シャルピー衝撃値に及ぼす各種因子の影響を図 4に示す。シャルピー衝撃値は，γ’量を増加させると長時間加熱後で低下した。Mo量増加によりシャルピー衝撃値はわずかに低下する傾向が見られたが，目標値に対しては十分高い値を示した。

5. 3 熱間加工性　熱間高速引張試験の絞りが 60％以上の場合の温度域の幅を指標として，熱間加工性に及ぼす各種因子の影響を図 5に示す。γ’量，Mo量の増加に伴い熱間加工性は低下した。また，Ni 量の増加により，熱間加工性は若干向上した。熱間加工中の材料の温度低下を考慮して，一般に絞り 60％以上である温度域幅が 200℃以上であれば熱間加工可能と言われており，γ’量 30％以上では熱間加工は困難と考えられる。　以上の結果をもとに総合的に判断すると，Ni 量 55％，γ’量 27at％の No.2 が最もバランスがよく有望と思われる。No.2 を有望合金としてさらに詳細な追加検討を行い，最終的にNo.2 合金のMo量を若干増量して 3.7％とした合金を開発合金とした。開発合金名はNCF5015 とした。

6. 開発合金の特性

　開発合金 NCF5015 の特性を従来合金である 21-4N，NCF751 あるいはNCF4015，NCF3015 と比較して以下に示す。各合金の代表成分を表 2に示す。熱処理は各合金とも 4項に述べたとおりである。

6. 1 高温硬さ　高温硬さはバルブフェースの耐摩耗性を示す重要な特性値である。図 6に各合金の高温硬さを示す。すべての温度においてNCF5015 は NCF751 と同等以上の硬さを示しており，十分な耐摩耗性を有していると考えられる。

6. 2 0.2％耐力，引張強さ　各合金の 0.2％耐力を図 7に，引張強さを図 8に示す。NCF5015 の耐力・引張強さはNCF751 と同等以上である。

図 5 熱間加工性に及ぼす各種因子の影響Fig. 5 Effects of several factors on hot workability

図 6 各種バルブ材の高温硬さFig. 6 Hot hardness of valve alloys

図 7 各種バルブ材の 0.2％耐力Fig. 7 0.2% yield strength of valve alloys

図 4 シャルピー衝撃値に及ぼす各種因子の影響（800℃× 400 h 加熱）Fig. 4 Effects of several factors on charpy impact value after

800℃×400 h exposure

27 30 33 4 5 6

20

15

10

5

0

γ’(at%) Mo (mass%) inγ

2Uノッチシャルピー衝撃値（×10

5 J/m2 ）

2U notch charpy impact value

Temp. : room temperature

目標Target

27 30 33 4 5 6 40 50 60

300

200

100

γ’(at%) Ni (mass%)Mo (mass%) inγ

温度域幅（℃）

　Temperature range

絞り60％以上の温度域幅Temperature Range with more than 60％Reduction of Area

γ’: 27％Mo: 4%

γ’: 30％Ni: 59%

Mo: 4％Ni: 54%

表 2 排気バルブ用合金の代表成分Table 2 Normal chemical composition of valve alloys

C0.030.040.030.030.55

合金NCF5015NCF751NCF4015NCF301521-4N

Cr1616151521

Al1.81.21.91.9－

Ti2.12.32.32.6－

Nb1.20.91.30.6－

Mo3.7－0.70.7－

Ni54Bal.41324

FeBal.7Bal.Bal.Bal.

その他

（72Ni）

9Mn, 0.4N

（mass%）

1500 200 400 600 800

200

250

300

350

400硬さ Hardness (HV)

温度 Temperature (℃)

NCF5015NCF751NCF4015NCF301521-4N

0 200 400 600 800 1,000

400

200

600

800

1,000

1,200

1,400

0.2％耐力 0.2％ yield strength (MPa)



18 日立金属技報 Vol. 30（2014）

6. 3 疲労強度　疲労強度はバルブの性能を左右する重要な特性値である。各合金の 800℃における回転曲げ疲労試験の結果を図9に示す。107 回の疲労強度は，NCF5015 が最も高い値を示した。　図 9には開発合金NCF5015 について，800℃× 400 h加熱後に 800℃にて疲労試験を行った結果も合わせて示すが，この加熱を行っても疲労強度はほとんど変化せず，目標値を満足していることがわかる。

6. 4 衝撃値　図 10に各合金の 800℃× 400 h 加熱後の常温における衝撃値を示す。NCF5015 は NCF751 より優れた衝撃値を示しており，目標値に対しても十分満足する値である。

6. 5 熱間加工性　図 11にNCF5015 の熱間高速引張試験結果を示す。一般的に，絞り 60％以上である温度域幅が 200℃以上であれば熱間加工可能と言われている。NCF5015 の絞り値 60％以上の温度範囲は 200℃以上であり，十分な熱間加工性を有する。

7. 実体バルブの評価

　実体バルブにて，単体摺動試験およびエンジンに組み込んで 7,100 rpmで 100 h の耐久試験を行ったが，異常は認められずフェース部の摩耗量も問題ない値であった 4）。また，耐久試験後のミクロ組織においても特に異常は認められなかった。　また，本合金を用いた排気バルブは 2008 年モデルのACCORD等に採用されている。

100104 105 106 107 108

SHT: standard heat treatmentEX: 800℃ × 400 H exposure

150

200

250

300

350

400

450

応力　Stress (MPa)

繰り返し数　Number of cycles

Temp. : 800℃

目標Target

NCF5015 SHTNCF5015 EXNCF751 SHTNCF4015 SHTNCF3015 SHT21-4N SHT

NCF5015 NCF751 NCF4015 NCF3015 21-4N0

2

4

6

8

10

12

14

2Uノッチシャルピー衝撃値（×10

5 J/m2 ）

2U notch charpy impact value

Temp. : room temperature

目標Target

図 9 各種バルブ材の疲労強度Fig. 9 Fatigue strength of valve alloys

図 11 NCF5015 の熱間加工性Fig. 11 Hot workability of NCF5015

図 10 各種バルブ材のシャルピー衝撃値（800℃× 400 h 加熱後）Fig. 10 Charpy impact value of valve alloys after 800℃×400 h

exposure

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

絞りReduction of area （％）

温度 Temperature (℃)800 900 1,000 1,2001,100

図 8 各種バルブ材の引張強さFig. 8 Tensile strength of valve alloys

0 200 400 600 800 1,000

400

200

600

800

1,000

1,200

1,400引張強さ Tensile strength (MPa)





8. 結　言

　高強度かつ長時間の安定性を有しながら，NCF751 よりNi 量を低減させた低コストの排気エンジンバルブ用超耐熱合金の開発に取り組み，以下の結論を得た。（1）コスト低減のため，安定オーステナイト領域中でγ相の Ni 量を NCF751 対比で約 18％低減し，長時間加熱後の組織安定性のためγ’相中のAl 量を増加し，さらに強度向上のためγ’相，Mo の量を増加させることにより，新合金 NCF5015 を開発した。NCF5015 は，従来の NCF751 材に対して 10％以上のコスト低減を図れた。

（2） Ni 量の低減にもかかわらず，NCF5015 は従来のNCF751 に比較して同等以上の高温強度を有し，さらに高温長時間加熱後も優れた特性を維持している。

都地昭宏Akihiro Toji

日立金属株式会社高級金属カンパニー安来工場

露無崇志Takashi Tsuyumu

株式会社本田技術研究所四輪R&Dセンター

上原利弘Toshihiro Uehara

日立金属株式会社高級金属カンパニー冶金研究所博士（工学），技術士（金属部門）

引用文献

１）大野丈博，影山景弘，佐藤光司，佐藤克明，坂勉：日立金属技報 Vol.14（1998）, p.73.

２） V.G.Rivlin：International Metals Reviews, 26 (1981) , p.269.

３） E.W. Ross and C. T. Sims：SuperalloysⅡ , ed. By G. T. Cims et al., John Wiley & Sons, N. Y., (1987) , p.105.

４）富永克彦，清水哲也，植田茂紀，倉田征児，都地昭宏：HONDA R&D Technical Review, Vol.19 (2007) No.2, p.55.

20 日立金属技報 Vol. 30（2014）

Nd-Fe-B 焼結磁石の保磁力減少率の配向度依存性と保磁力メカニズムRelation between Nd2Fe14B Grain Alignment and Coercive Force Decrease Ratio in Nd-Fe-B Sintered Magnets

＊日立金属株式会社　磁性材料カンパニー＊ Magnetic Materials Company, Hitachi Metals, Ltd.

1. 緒　言

　Nd-Fe-B 焼結磁石が 1982 年に発明されてすでに 30 年が経過した 1）。その間，この磁石は多くの電子機器のモーター，アクチュエーター等に使われるようになってきた。省エネルギーや二酸化炭素排出量削減の要求にともない，ハイブリッド自動車（HEV: Hybrid Electric Vehicle）の駆動モーター，発電機や電動パワーステアリング等の自動車用途やエアコン用コンプレッサー等の家電機器用途に使われるモーター，アクチュエーターが急速に増加してきている。2012 年の Nd-Fe-B 焼結磁石の国内生産量は約 1万トンであるが，生産量に占めるモーター，アクチュエーター用磁石の割合は 50％を超えている。　Nd-Fe-B 焼結磁石は高温では保磁力が小さくなるという欠点があり，その対策としてDyを添加することが一般的に行われてきた。上記のモーター，アクチュエーター用途

では，ハードディスク用ボイスコイルモーター（VCM: Voice Coil Motor）や磁気共鳴画像（MRI: Magnetic Resonance Imaging）装置で使用される場合に比べ高温の環境下で使用され，逆磁界もかかることにより大きな保磁力を要求されるため多くのDyを使用している。しかし希土類の価格の高騰や資源の枯渇問題から省Dy技術の開発が求められ，そのため保磁力メカニズムの解明に注目が集まっている。　これまでのNd-Fe-B 焼結磁石の保磁力（HcJ）モデルは，磁性相であるNd2Fe14B 結晶粒の周囲を非磁性と考えられているNd-rich 相が取り巻いているため結晶粒は磁気的に孤立しているとし，結晶粒内には磁壁を止める機構は存在していないという考えに基づいており，HcJ の角度依存性の実験データを基に理論の検証がなされている。Kronmullerらは回転磁化モデル（S-Wモデル : Stoner-Wohlfarth Model）をベースとした，Nd-Fe-B 焼結磁石の主相である

●Key Word：Nd-Fe-B 焼結磁石，保磁力，配向●Production Code：Nd-Fe-B magnet ● R&D Stage：Research

北井伸幸＊

Nobuyuki Kitai松浦　裕＊

Yutaka Matsuura石井倫太郎＊

Rintaro Ishii

　Nd-Fe-B 焼結磁石の保磁力は，Nd2Fe14B 結晶粒の配向度が向上するにしたがい減少する。完全配向した磁石の保磁力を外挿により求めると等方性磁石の保磁力の約 0.7 倍となる。これは保磁力のメカニズムとしては回転磁化モデルより磁壁移動モデルが適切であることを示している。そこで電子線後方散乱回折法（EBSD）によりNd-Fe-B 焼結磁石中の Nd2Fe14B 結晶粒の配向分布を測定し，その結果から磁壁移動モデルに基づき配向度と保磁力減少率を計算した。磁気特性測定による実測値と比較すると，配向度は良く一致したが，保磁力減少率は大きく異なった。この原因について考察した。

It was found that the coercive force of Nd-Fe-B sintered magnets decreases as the Nd2Fe14B grain alignment improves. It was expected that the coercive force of perfectly aligned magnets would reach 0.7 of the coercive force in isotropically aligned magnet. The Magnetic Domain Wall Model is more appropriate than the Stoner-Wohlfarth Model for explaining the coercive force. The alignment distribution of Nd2Fe14B grains in Nd-Fe-B sintered magnet was also measured by electron backscattering diffraction (EBSD). The alignments and the coercive force decrease ratios were calculated using these alignment distributions. These data were compared against the results obtained from the magnetization measurements. The calculated alignments using the alignment distribution functions were close to the values of magnetization measurements. However, it was found that the calculated coercive force decrease ratios were different from the the results obtained from the magnetization measurement. The Authors considered reason for this phenomenon.

棗田充俊＊

Mitsutoshi Natsumeda星島　順＊

Jun Hoshijima


Nd-Fe-B 焼結磁石の保磁力減少率の配向度依存性と保磁力メカニズム

Nd2Fe14B 結晶粒界近傍の結晶磁気異方性の弱い部分に逆磁区が発生し結晶全体に広がるとする核生成モデル（Nucleation model）を提唱している 2）。また Givord らによる熱揺らぎに関係する活性化体積から発生する磁化反転核生成 3），4）と結晶粒内の磁化反転核の侵入，すなわち磁壁の粒内への移動により磁化反転が進むという磁壁移動モデル（D-Mモデル : Magnetic Domain Wall Motion Model）により説明が試みられてきた。しかし，これらのモデルを用いNd2Fe14B 結晶粒の配向分布関数を考慮して計算しても，Nd-Fe-B 焼結磁石のHcJ の角度依存性すら十分な説明ができず，保磁力のメカニズムはいまだ解明されていないのが現状である。　Gao らは Givord らの磁化反転核に近い考えを提案し，Nd-Fe-B 焼結磁石の保磁力の配向度依存性を検討した 5）。しかし彼らは磁石の保磁力をすべての結晶粒の保磁力の平均値と定義しており，保磁力の配向度依存性の説明も十分ではない。　本論文ではNd-Fe-B 焼結磁石の配向度と等方性磁石を基にした保磁力の減少率の関係について報告し，そこから導かれる結果について回転磁化モデルと磁壁移動モデルを用い考察を加えた。また結晶粒の配向分布を実測し，その結果から保磁力減少率を計算し，磁気特性による実測値と比較した。

2. 実験方法

2. 1 試料作成　表 1の Sample1 ～ 3 のように，保磁力レベルの異なる3種類の組成の磁石を粉末冶金法により作成した。まず材料合金をストリップキャスト法により作成し，得られた合金を粉砕して約 4 μmの微粉末とした。この粉末を 0 ～2.39 MA/mまでの磁界中で配向後，成形を行った。成形体は 1,353 K で焼成後，HcJ 向上のため 823 K で熱処理を行った。実験では比較のため，高配向度を達成したNd-Fe-B焼結磁石（Ref. Sample）とフェライト磁石（Ferrite）についても調べた。　配向分布関数から求めた保磁力減少率と磁気測定データを比較するため，Sample4，5 のように，Dyを含まない

ものとDyを含むものとの 2通りの組成の磁石を作成した。同様にまず材料合金をストリップキャスト法により作成し，それを 3～ 5 μmの大きさに粉砕した。その磁粉を 0.14 MA/mと 1.35 MA/mの 2通りの磁界中で配向し，プレス成形してから 1,350 K で焼結した。そして保磁力を増すため熱処理を行った。

2. 2 測定方法　作成した磁石の飽和磁化（Js），残留磁束密度（Br），保磁力（HcJ）は電磁石式B-Hトレーサー，最大磁界 7.96 MA/mのパルス磁界式B-Hトレーサーおよび超伝導VSM（Vibrating Sample Magnetometer）を用い調べた。　粒度分布および方位差分布は電子線後方散乱回折法（EBSD: Electron Backscatter Diffraction）を用いて測定を行った。方位差分布から配向分布を求めた。EBSDデータから計算した配向度と保磁力減少率を，磁気特性測定による実測値と比較した。


3. 1 配向度と保磁力減少率　磁石の飽和磁化を Js とし，残留磁束密度をBr とすると，磁石の配向度αは式（1）のようになる。

BrJs

α= （1）　

　ここで磁石の保磁力を HcJ，等方性磁石の保磁力をHcJ isotropicとし，保磁力減少率βを式（2）のように定義する。

HcJHcJ isotropic

β=　　　　　　－1　×100［%］（　　　　　　　）（2）　

　図 1は Sample1 ～ 3 に加えて，参考として高配向度を達成したNd-Fe-B 焼結磁石（Ref. Sample, α= 0.991）およびフェライト磁石（Ferrite）について保磁力減少率の配向度依存性を示したものである。図から，保磁力減少率は高い配向度（α> 0.95）領域で大きくなり，高配向度領域の

図 1 実験に用いた各種磁石の保磁力減少率の配向度依存性Fig. 1 Alignment dependence of coercive force decrease ratio

表 1 実験に用いた磁石の組成（Nd-Fe-B 焼結磁石の組成は原子組成 atom%，フェライトは化学組成式）

Table 1 Composition and coercive force of magnets used in this experiment (Nd-Fe-B magnet: atom%, ferrite magnet: chemical composition)

Sample 1

Sample No.

Sample 2

Sample 3

Ref. Sample

Ferrite

Sample 4

Sample 5

Composition

Nd14.1B6.1Co1.0Febal.

Nd12.1Dy2.1B6.1Co1.0Febal.


Nd12.37B5.76Febal.

Sr0.76La0.24Fe11.5Obal.

Nd13.7B5.8Co1.0Febal.


－30

－25

－20

－15

－10

－5

00.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

Coercive force decrease ratio β (%)

Alignment α

: Sample 1: Sample 2: Sample 3: Ferrite: Ref.sample

22 日立金属技報 Vol. 30（2014）

保磁力減少率βを完全配向（α=1）に外挿した値は－ 30％になることが分かった 6）～ 9）。実際，高配向度を達成したNd-Fe-B 焼結磁石の保磁力減少率は－ 30％に近い値を示しており，外挿から求めた完全配向磁石の値に近い値が得られた。フェライト磁石についてもNd-Fe-B 焼結磁石と同様に配向度の向上とともにHcJ が減少する傾向が見られたが，より高い配向度を達成することができないため高配向度領域について調べることはできなかった。　図 2はEBSDを用いて得られた Sample 4 の逆極点方位マップ（IPF: Inverse Pole Figure）を示す。逆極点方位マップとは電子ビームで照射している材質表面の点の結晶方位をEBSDにより決定し，その方位をステレオ投影座標上のカラーゲージで表したものを多数の解析点についてマップにしたものである。図 2（d）はそのカラーゲージであり，赤，青，緑はそれぞれ 001，110，100 方向を表し，測定点の方位をその混色を用いて表している。方位が同じ測定点つまりひとつながりの結晶粒は同じ色で描画される。図 2（a）は等方性磁石，図 2（b）は配向磁石の磁化容易面（配向面），図2（c）は配向磁石の磁化困難面の逆極点方位マップである。等方性磁石の配向度αは 0.53，配向磁石の配向度αは 0.95 である。図2（a）は多様な色調をしており，等方性磁石の結晶粒方位はランダムであることが示される。図2（b）は赤色系の色調，図 2（c）は青および緑色系の色調であることから配向磁石の結晶粒の多くは 001 方向を向いており，この磁石はよく配向されていることを示している。

　HcJ の値は結晶粒径にも依存することが知られており10），配向した磁石の粒径に変化がないか調べておく必要がある。上述のEBSDデータより粒径を調べることができる。図 3は粒度分布および平均粒径を示している。これに示されるとおり，等方性磁石と配向磁石の平均粒径には大きな差異は認められない。このことから，配向度向上によるHcJ の減少は保磁力発生のメカニズムそのものに起因していることが強く示唆される。

3. 2 保磁力モデル　図4のように，バルクNd-Fe-B焼結磁石の磁化方向を 0°とし，それに対するNd2Fe14B 結晶粒の c軸つまり容易磁化方向の角度をθとする。外部からの磁界が 0°方向からかかるときの，角度θの結晶粒の保磁力をHcJ（θ）とする。

（a）（b）（c）

35 μm 35 μm 35 μm

（d） 110

100001

図 2 電子線後方散乱回折法（EBSD）による逆極点方位マップ（IPF マップ）（a）等方性磁石（b）配向磁石の容易磁化面（配向面）（c）配向磁石の磁化困難面（d）カラーゲージFig. 2 Inverse pole figure from electron backscattering diffraction (EBSD) (a) isotropically aligned magnet (b) aligned magnet (aligned surface)

(c) aligned magnet (perpendicular to aligned surface) (d) color gauge

図 3 電子線後方散乱回折法（EBSD）より求めた粒度分布および平均粒径（a）等方性磁石（b）配向磁石の容易磁化面（配向面）（c）配向磁石の磁化困難面Fig. 3 Grain diameter distribution and average diameter obtained from EBSD (a) isotropically aligned magnet (b) aligned magnet (aligned surface) (c) aligned magnet (perpendicular to aligned surface)

（a）（b）（c）

0.2

0.1

0.1 1

Grain size (diameter) (μm)

100

Area fraction

0.2

0.1

0.1 1


100

Area fraction

0.2

0.1

0.1 1


100

Area fraction

0°θ

c-axis direction ofNd2Fe14B grain Magnetization

orientation of bulkNd-Fe-B sinteredmagnet

Nd2Fe14B grain

図 4 角度θの定義Fig. 4 Definition of angle θ



図 5は回転磁化モデル，図 6は磁壁移動モデルに基づいた保磁力計算の原理モデルを示している。　Nd2Fe14B 結晶粒が周囲の結晶粒から磁気的に独立しているとしたとき，0°方向の磁界に対しては，回転磁化モデルでは図 5（a）のようにθが 45°のときの保磁力HcJ（θ）が最も低く，45°から増加または減少するにしたがいHcJ（θ）は増加する。一方，磁壁移動モデルでは図 6（a）のようにθが 0°のときHcJ（θ）が最も低く，θが増加するにしたがい 1/cos θの割合でHcJ（θ）は増加する 11）。　ところで等方性磁石の着磁方向の磁化分布，つまりNd2Fe14B 結晶粒の磁化のθが 0°方向成分のθに対する分布はBr 点つまり磁界が 0の場合では sin 2θとなっており，これを積分した値よりBr を求めると Js/2 となる。Br

点における磁化分布は回転磁化モデルと磁壁移動モデルでは同じであるが，HcJ 点つまり全体の磁化が 0のときの磁化分布は回転磁化モデルと磁壁移動モデルでは大きく異なる。　0°方向からの逆向きの磁界を増加させていくと，回転磁化モデルの場合は，HcJ（θ）が最も低いθが 45°の結晶粒から磁化反転が起こり，磁界が強くなるにしたがい 45°より高角度および低角度の結晶粒が順次磁化反転する。θが 45 ± 15°つまり 30°から 60°の範囲にある結晶粒が磁化反転すると着磁方向の磁化と磁化反転した磁化のグラフ上の面積が等しい，つまり磁化の大きさが等しくなり総和が 0となる。このときの磁界の強さがHcJ となる。この状態を図 5（d）に示す。

図 5 回転磁化モデルによる保磁力（a）回転磁化モデルによる Nd2Fe14B 結晶粒の保磁力の角度依存性（b）完全配向磁石（c）配向磁石（d）等方性磁石

Fig. 5 Angular dependence of coercive force based on S-W model (a) angular dependence of Nd2Fe14B crystal particle coercive force based on S-W model (b) perfectly aligned magnet (c) aligned magnet (d) isotropically aligned magnet

図 6 磁壁移動モデルによる保磁力（a）磁壁移動モデルによる Nd2Fe14B 結晶粒の保磁力の角度依存性（b）完全配向磁石（c）配向磁石（d）等方性磁石

Fig. 6 Angular dependence of coercive force based on D-M model (a) angular dependence of Nd2Fe14B crystal particle coercive force based on D-M model (b) perfectly aligned magnet (c) aligned magnet (d) isotropically aligned magnet

0 15 30 45 60 75 90

0 15 30 45 60 75 90

0 15 30 45 60 75 90

P (θ) sin 2θ

P (θ) sin 2θ

P (θ) sin 2θ

－100 －80 －60 －40 －20 0 20 40 60 80

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 15 30 45 60 75 90

HcJ (θ) /HcJ (0)

Angle θ (° )

Angle θ (° )

Angle θ (° )

Angle θ (° )

（a）

（b）

（b）

（c）（d）

（c）

（d）

Magnetizationdirection


Coercive force decrease

ratio β (%)

P (θ) sin 2θ

P (θ) sin 2θ

P (θ) sin 2θ

－100

－80 －60

－40

－20

0

20 40

0.5

1.0

1.5

2.0

0 15 30 45 60 75 90

HcJ (θ) /HcJ (0)

Angle θ (° )

Angle θ (° )

Angle θ (° )

Angle θ (° )

（a）



Coercive force decrease

ratio β (%)

0 15 30 45 60 75 90

0 15 30 45 60 75 90

0 15 30 45 60 75 90

（b）

（c）

（c）

（d）

（b）

（d）

24 日立金属技報 Vol. 30（2014）

　配向を高めるにつれ磁化分布は図 5（c）のようにθの低角度側に寄り，完全配向（α=1）したときの磁化分布は図5（b）のようにθが 0°の位置でのデルタ関数となる。このときの保磁力はθが 0°の結晶粒の保磁力に等しくなる。その値は等方性のときの 1.91 倍となり，実験結果を説明することができない。　磁壁移動モデルではθの小さい結晶粒から磁化の反転が起こり，磁界が強くなるにしたがいθの大きな結晶粒が磁化反転する。θが 0°から 45°の範囲の結晶粒が磁化反転した時に着磁方向の磁化と磁化反転した磁化のグラフ上の面積が等しい，つまり磁化の大きさが等しくなり総和が 0となる。このときの磁界の強さがHcJ となる。この状態を図 6（d）に示す。等方性と完全配向の中間の配向状態は図6（c）のようになり，HcJ は配向の分布形状に依存するが，等方性磁石のHcJ よりも小さい値となる。　図 6（b）のように完全配向（α=1）したときの保磁力はθが 0°の結晶粒の保磁力に等しくなるのは回転磁化モデルと同じである。その値は等方性のときの約 0.71 倍となり，実験結果に近い値が得られる。このことから，磁壁移動モデルはNd-Fe-B 焼結磁石の保磁力メカニズムを反映していると考えられる 8），9）。

3. 3 配向分布による解析　図 7にDy含有量が 0.0％と 2.1％のサンプル（表 1のSample 4 と Sample 5）の EBSD測定によって得られた極点図を，図 8にEBSDから得られた方位差分布およびそれから得られる配向分布を示す。極点図は同心円に近い分布形状を示しており，配向分布は配向磁界が強くなると低角度側にシフトする，すなわち配向が高くなることを示している 12），13）。　先に定義したθより結晶粒の方位差分布関数を f（θ），配向分布関数をP（θ）とすれば，式（3）のような関係になる。

f（θ）∝ P（θ）sin θ （3）　

　図 8に示した配向分布関数 P（θ）は，標準偏差をσとした式（4）で表されるガウス分布に近いことが分かる。

12πσ

θ2

2σ2P（θ）∝　　　　 exp －（　　　　）（4）　

　実測の分布をガウス分布で近似したときのσは配向磁界が 0.14 MA/mのときは 19°で，配向磁界 1.35 MA/mのときは 12°である。その分布を図 8にあわせ示す。

（a）

Max: 9.8

8

0.25

8

0.25

16

0.25

16

0.25

Max: 20.1

Max: 9.7 Max: 21.2

32.000

16.000

8.000

4.000

2.000

1.000

0.500

0.250

（b）

（c）（d）

図 7 EBSD によって得られた極点図（a）Sample 4（Dy0.0％）配向磁界 0.14 MA/m（b）Sample 4（Dy0.0％）配向磁界 1.35 MA/m （c）Sample 5（Dy2.1％）配向磁界 0.14 MA/m（d）Sample 5（Dy2.1％）配向磁界 1.35 MA/mFig. 7 Pole figure using electron backscattering diffraction(EBSD) (a) Sample 4 (Dy: 0.0%) alignment field: 0.14 MA/m (b) Sample 4 (Dy: 0.0%) alignment field: 1.35 MA/m (c) Sample 5 (Dy: 2.1%) alignment field: 0.14 MA/m (d) Sample 5 (Dy: 2.1%) alignment field: 1.35 MA/m



　図 1を詳細に見ると，Dyが含まれる場合と含まれない場合で保磁力減少率に差が見られたが，図 8の配向分布ではDy含有の有無による差は見られなかった。　P（θ）から各結晶粒の磁化のθが 0°の方向に平行な成分の総和を算出でき，配向度αを式（5）により計算することができる。

BrJs

12 0

α=　　 =　　　 P（θ）sin2θdθ∫π2 （5）

　ここでこの磁石の保磁力は磁壁移動モデルにしたがうとすれば式（6）が成り立つ。

HcJ（0）cosθ

HcJ（θ）= （6）

　結晶粒の磁化の総和がバルク体の磁化 Jを与える。式（7）に示すような，配向磁石において角度 0°からθ 1の結晶粒が磁化反転し磁化 Jが 0となるときの磁界HcJ（θ 1）が磁石の保磁力となる。

θ1

12

12

J=　 Js　 P（θ）sin2θdθ－　Js　P（θ）sin2θdθ=0∫π2

0∫θ1

（7）

　等方性磁石の場合θ 1はπ /4 となり，配向磁石ではθ 1

は 0からπ /4 の間の値となる。式（2），（6）と角度θ 1から，保磁力減少率βは式（8）で与えられる。

1/cosθ1

1/cosβ=　　　　　－1=　　　　－1

12cosθ1

π4

（8）

　ただし式（8）はすべての結晶粒が独立して式（6）にしたがうとしている。磁石の配向が高くなるにしたがいθ1は小さくなり，完全配向では 0となる 13）。　図 9に保磁力減少率の配向度依存性について，EBSD測定からの計算値と，磁気特性測定による実測値を示す。破線は配向分布関数 P（θ）がガウス分布である場合の計算値である。計算値と実測値は配向度については良く一致したが，保磁力減少率は大きく異なる結果となった。また図1のデータから予想して描いた関係のグラフ線と，配向分布をガウス分布として計算した線を比べると大きく異なることが分かった。　この計算値と実測値の相違は今回の保磁力減少率の計算はすべての結晶粒が 1/cos θにしたがい磁化反転すると仮定していることから生じていると考えられる。θが大きな結晶粒の粒界に存在するピンニングサイトに磁壁は強くピ

図 8 EBSD によって得られた方位差分布 f（θ）と配向分布 P（θ）およびガウス分布（a）f（θ）配向磁界 0.14 MA/m（b）f（θ）配向磁界 1.35 MA/m （c）P（θ）配向磁界 0.14 MA/m および標準偏差σ =19°のガウス分布（d）P（θ）配向磁界 1.35 MA/m および標準偏差σ =12°のガウス分布Fig. 8 Data based on misorientation distribution figure by EBSD and calculated alignment distribution using EBSD data and Gaussian distribution (a) f (θ) (alignment field:0.14 MA/m) (b) f (θ) (alignment field: 1.35 MA/m) (c) P (θ) (alignment field:0.14 MA/m) and Gaussian distribution with standard deviateσ=19 ° (d) P (θ) (alignment field:1.35 MA/m) and Gaussian distribution with standard deviateσ=12 °

（a）（b）

（c）（d）

5

10

15

20

25

30

35

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

5

10

15

20

25

Fraction (%)

Fraction (%)

Fraction (%)

Fraction (%)

5

10

15

20

25

30 30

5

10

15

20

25

30

35

4040

Angle θ (° )0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Angle θ (° )

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Angle θ (° )0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Angle θ (° )

Sample 4(Dy 0.0%)Sample 5(Dy 2.1%)

Sample 4(Dy 0.0%)Sample 5(Dy 2.1%)

Sample 4(Dy 0.0%)Sample 5(Dy 2.1%)Gaussian(σ=19 °)

Sample 4(Dy 0.0%)Sample 5(Dy 2.1%)Gaussian(σ=12 °)

26 日立金属技報 Vol. 30（2014）

ン止めされているとする。外部からの磁界の影響でそこから磁壁が外れれば磁壁は次のピンニングサイトまで移動するが，そのピンニングサイトのピン止め力が弱ければ磁壁はそこにはとどまらず，また次のピンニングサイトまで移動すると考える。つまり磁壁は弱いピンニングサイトしか持たない結晶粒にはとどまることなく移動すると仮定すると説明できると考える。高い配向の磁石では大きなθの結晶粒の数は少なくなるため強いピンニングサイトの数は少なくなり，保磁力は当初に仮定した 1/cos θにしたがうようになり，それにそって磁化反転するようになると考えられる。このように考えると，磁壁移動モデルは，配向した磁石では磁壁がピンニングサイトから外れた時に複数の結晶粒を飛び越え移動することを考慮したモデルに修正する必要がある。

4. 結　言

　Nd-Fe-B 焼結磁石の保磁力HcJ は配向度の向上とともに減少するという実験結果が得られた。この保磁力の配向度依存性は結晶粒径の違いによるものではなく，HcJ 発生のメカニズムから起こっていることが強く示唆される。回転磁化モデルではこの保磁力の減少は説明できず，磁壁移動モデルならば定性的に説明できる。　磁壁移動モデルと配向分布から求めた計算値と磁気特性による実測値は配向度については良く一致したが，保磁力減少率は大きく異なりDy含有量に依存する結果となった。この差はすべての結晶粒の保磁力が独立して 1/cos θにしたがうとした仮定に起因するのではないかと推測される。強いピンニングサイトにピン止めされた磁壁がピンニング力の弱い複数の結晶粒を飛び越え移動することにより磁化反転が進むと考えると，計算と実測の差を説明できると考えられる。

図 9 EBSD データおよびガウス分布によって予想される保磁力　（実測値は磁気特性測定による）

Fig. 9 Expected coercive force using EBSD data and the gaussian distribution function. (Experimental data in this figure was obtained by magnetic properties measurement)

Alignment α

Coercive force decrease ratio β (%)

－35

－30

－25

－20

－15

－10

－5

00.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

Gaussiandistribution

Experimental data Dy2.1%

Experimental dataDy0.0%

Dy0.0% from EBSD dataDy2.1%

from Gaussian distribution



北井伸幸Nobuyuki Kitai

日立金属株式会社磁性材料カンパニー磁性材料研究所

石井倫太郎Rintaro Ishii


星島　順Jun Hoshijima


松浦　裕Yutaka Matsuura

日立金属株式会社磁性材料カンパニー工学博士

棗田充俊Mitsutoshi Natsumeda


引用文献

１） M. Sagawa, S. Fujimura, M. Togawa, H. Yamamoto and Y. Matsuura: J. Appl. Phys., 55（1984）, 2088.

２） H. Kronmuller, K. D. Dust and G. Martinek: J. Magn. Magn. Mater., 69（1987）, 149.

３） D. Givord, M. Rossignol and V. M. T. S. Barthem: J. Magn. Magn. Mater., 258（2003）, 1.

４） F. Cebollada, M. F. Rossignol, D. Givord, V. Villas-Boas and J. M. Gonzales: Phy. Rev. B, 52（1995）, 13511.

５） R. W. Gao, D. H. Zhang, H. Li and J. C. Zhang: Appl. Phys. A, 67（1998）, 353.

６） D. Harimoto, Y. Matsuura and S. Hosokawa: J. Jpn. Soc. Powder Powder Metallurgy, 53（2006）, 282.

７）播本大祐 , 松浦　裕 : 日立金属技報 , 23（2007）, 69.８）松浦　裕 : 「金属」, 83（2013）, 28.９） Y. Matsuura, J. Hoshijima and R. Ishii: J. Magn. Magn. Mater., 336（2013）, 88.

10）松浦　裕 : 博士論文（1987）, p92.11） E . Kondorski i : Comptes Rendus （Doklady） de l’Academie des Sciences de l’URSS, 15（1937）, 457.

12） Y. Matsuura, N. Kitai, R. Ishii, M. Natsumeda and J. Hoshijima: J. Magn. Magn. Mater., 346（2013）, 1138.

13） N. Kitai, Y. Matsuura, R. Ishii, M. Natsumeda and J. Hoshijima: J. Jpn. Soc. Powder Powder Metallurgy, to be published.

28 日立金属技報 Vol. 30（2014）

鋳造CAEによる鋳型過熱起因のひけ巣予測方法の検討Examination of Method for Shrinkage Prediction by Overheating of the Mold with Casting Simulation

●Key Word：鋳造CAE，ひけ巣，鋳型過熱●Production Code：ハーキュナイト®-S ● R&D Stage：Development

＊日立金属株式会社　高級機能部品カンパニー＊ High-Grade Functional Components Company, Hitachi Metals, Ltd.

新井信裕＊

Nobuhiro Arai中道義弘＊

Yoshihiro Nakamichi林啓次郎＊

Keijiro Hayashi

　ハーキュナイト®-S（耐熱鋳鋼）を材料とする自動車用排気系部品の鋳造工程において，注湯時の鋳型（砂型）過熱が原因でひけ巣が生じていると推測される場合がある。この推測を検証するため，試験片を用いた鋳造実験によってひけ巣の発生状態を調査した。また，鋳型の熱物性値を実測し，解析条件を見直した。この改良した解析条件を用いることで，鋳型過熱が原因のひけ巣の発生が鋳造 CAE で予測できるようになった。さらに，この解析条件を実際の排気系部品のひけ巣予測に採用した結果，ひけ巣予測精度を向上させることができた。

It may be surmised that shrinkage, including that of exhaust system parts (Hercunite®-S), occurred due to overheating of the sand mold during melt pouring. The developmental state of the shrinkage was investigated by the casting experiments using the test pieces to verify this inference. Also, the casting simulation parameters were modified by the measured thermal property of various molds. The casting simulation using these parameters permitted shrinkage prediction by overheating of the mold. In addition, the accuracy of shrinkage prediction by casting simulation for exhaust system parts was improved by appling this improved parameter.

1. 緒　言

　日立金属では，耐熱鋳鋼ハーキュナイト®-S を材料とした砂型鋳造により，自動車用排気系部品を製造している。ハーキュナイト-S は鋳鉄と比較して，液相線温度が高いなど難鋳造材であるため，注ぎ口から製品部までの溶湯の通り道となる湯道を太くし，凝固収縮分の溶湯を補給するための押湯も多く，かつ十分な熱量を持たせるために体積を大きくせざるを得ない。そのため，注入歩留りや鋳造合格率を向上させるために鋳造CAEを活用している。　砂型鋳造品の素材不良は，製品部を溶湯が満たす前に凝固することで生じる湯廻り不良と，溶湯の凝固収縮により空隙が生じるひけ不良に大別される。湯廻り不良は鋳造方案や鋳造条件の影響が大きいため，これらに着目した対策がとられる。ひけ不良は押湯の追加や凝固パターンを考慮した肉厚の適正化などにより対策が講じられ，これら対策の検討には鋳造CAEが活用される。　鋳造CAEは一般的に，量産開始後の不良対策で用いられてきた。このような取り組みでは，対策の立案と確認鋳造を繰り返して目標とする品質への到達を目指すが，限られた期間内に達成できない場合がある。日立金属ではこの

課題を解決するため，製品設計段階で鋳造CAEを活用するシステムを構築し，現在運用している。　このシステムを有効に機能させるためには，鋳造CAEのひけ巣予測精度が重要である。ひけ巣予測に必要となる主なパラメータとして，鋳物の物性値，鋳型の物性値，鋳物と鋳型界面の熱伝達が挙げられる。これらに適切な値を用いて計算することで，高い精度の結果が得られる。鋳物の物性値は過去の研究における実測値や成分系が合致していれば，文献値などからある程度正確な値を引用できる。　一方，鋳型の物性値については，工場ごとに使用している砂の種類や管理値が異なるため，骨材は同一でも物性値が異なる可能性があり，文献値から引用するのは好ましくない。また，湯流れ時に鋳型が過熱されることで，ひけ巣の発生の原因になるとの報告があり 1），2），実際の生産に用いられる鋳型の物性値を実験で把握することが，ひけ巣予測精度の向上には不可欠である。　本報では，鋳型過熱のひけ巣をテストピースで再現するとともに，実体の鋳型物性値を明らかにして鋳造CAEのパラメータに使用することで，ひけ巣予測の精度を向上させた内容について報告する。


鋳造CAEによる鋳型過熱起因のひけ巣予測方法の検討

2. 実験方法

2. 1 テストピース　鋳型過熱によるひけ巣を再現するためのテストピース形状を図 1に示す。形状起因のひけ巣の発生を回避するため，湯口（Sprue）から離れるほど薄くなるようにした。そして，通過湯量によって鋳型の過熱度合いを変え，ひけ巣の差を生じさせるために，湯口から最も離れた鋳物の終端には 2種類の大きさのはかせ（Run-off）と呼ばれる湯溜りを配置できるようにした。また，鋳物からの熱で鋳型が過熱されるように板形状の途中を湾曲させ，この部分を評価部として，はかせ大小によるひけ巣を比較した。

2. 2 鋳造条件およびひけ巣の観察方法　代表的な鋳造条件を表 1に示す。鋳造CAEの結果と比較するため，熱電対で鋳造時の鋳物と鋳型の温度曲線を測定した。測定位置を図 2に示す。テストピース幅方向の中心断面上の 2点とした。　鋳造後は図 1で示した評価部のひけ巣の状態を観察するために，評価部を幅方向の中心線上で切断し，エメリー研磨紙で#80から#1000 まで研磨後，光学顕微鏡で観察した。

2. 3 鋳造 CAEソフトとひけ巣の評価方法　鋳造CAEソフトは CAPCAST＊を使用した。解析方法は，湯流れ計算で充填完了時の鋳物と鋳型の温度を求め，凝固計算の初期値としてひけ巣評価を行う湯流れ連成凝固解析を用いた。ひけ巣の予測方法は①限界固相率法による閉ループ（ホットスポット）の有無，②CAPCAST特有のポロシティ量による 2つの方法とした。　限界固相率法は凝固計算において溶湯の流動限界固相率の時間変化を求め，閉ループ（ホットスポット）が生じると周囲からの溶湯の補給が行われなくなるため，閉ループ内にひけ巣が生じる，とするものである 3）。一般的によく知られ，実用性の高い評価方法の一つである。　ポロシティ量はCAPCAST独自のひけ巣評価方法で，溶湯圧やガス圧，デンドライト間流動を考慮して，ひけ巣発生メカニズムに基づいた計算を行う。ポロシティ量（単位：％）として結果が出力されるので，定量的な評価ができる 4）。このポロシティ量が大きいほど実際のひけ巣も大きくなると評価できる。＊CAPCASTは，株式会社CAPCASTの登録商標です。


3. 1 鋳造結果および鋳造CAE結果の比較3. 1. 1 鋳造結果　鋳造したテストピースの評価部断面を図 3に示す。評価部に生じたひけ巣は，はかせ大の方が広範囲に生じ，かつ大きいことが分かる。

240 (Tabular range)11585

2036

L

W

（a）

（b）

H55

6634

237

180 10.5

95

φ17

30

Run-off

Evaluation portion

Overheated area

Sprue

Run-off sizeSmallLarge

Measurement of run-offW×L×H (mm)50×40×25200×120×60

Casting total weight(kg)1.112.2

図 1 テストピースの形状　（a）平面図　（b）側面図Fig. 1 Shape of a test piece (a) top view (b) side view

図 2 試験片および鋳型の温度測定位置（評価部の拡大図）Fig. 2 The temperature measurement points of the test piece and the

mold (enlarged view of the evaluation portion)

図 3 テストピース評価部の断面（a）はかせ小（b）はかせ大Fig. 3 Sections of the evaluation portion of a test piece (a) run-off: small (b) run-off: large

表 1 鋳造条件Table 1 Casting conditions

Mold

Kind of material

Pouring temperature

Filling timeRun-off (small)

Run-off (large)

Alkaline phenolic mold

18 Cr ferritic cast steel

1,580－1,640℃

2.0 s

13.0 s

Type K-thermocouple Type R

-thermocouple

MoldCasting

2.0

2.0

6.0

（a）

2 mm

（b）

30 日立金属技報 Vol. 30（2014）

　はかせ大小それぞれの鋳造時の温度曲線を図 4に示す。はかせ小に比べて，はかせ大の鋳物部の冷却は遅く，近傍の鋳型温度は高温になっていることが分かる。これらの結果から，通過湯量の増加によって鋳型が高温になり，そのため，この部位の鋳物の凝固が遅れて，ひけ巣の形態が変わったものと考えられる。

3. 1. 2 鋳造 CAE結果との比較　鋳造CAEによるひけ巣解析結果を表 2に示す。解析では，はかせ大小ともにホットスポットが生じておらず，ひけ巣ポテンシャルそのものが予測できていないうえ，ポロシティ量も実際の結果とは逆になっている。

　次に温度曲線について述べる。実測と解析結果の比較を表 3に示す。鋳物の温度では，はかせ大小いずれの条件でも解析結果の方が実測よりも冷却が速く，短時間で凝固が完了している。また，鋳型の温度は解析結果の方が実測よりも低い。　これらの結果から，鋳物と鋳型の温度変化が正確に再現できていないことがひけ巣を予測できていない原因の一つであると推測される。これには解析条件を調整し，それぞれの温度曲線の予測精度を上げることが必要であると考えられる。

Temperature (℃)

1,600

1,500

1,400

1,300

1,200

Temperature (℃)

1,400

1,200

1,000

800

600

400

200

0 10 20

Time (s)

（a）

（b）

30 40 50

0 50 100

Time (s)

150 200

Run-off: small

Run-off: large

Run-off: small

Run-off: large

図 4 テストピースと鋳型の温度曲線（a）鋳物の温度　（b）鋳型の温度Fig. 4 Temperature curve of the test pieces and the molds (a) casting temperature (b) mold temperature

Run-off: small

Nothing

Hotspot

Porosity

Run-off: large

Nothing

5% 4%

表 2 テストピースのひけ巣解析結果Table 2 Results of shrinkage analysis of a test piece

表 3 実測と解析結果でのテストピースと鋳型の温度曲線の比較Table 3 Comparison of temperature curves of the test pieces and the molds between measured value and analysis

Run-off: small

Casting

Mold

Run-off: large

1,200

1,300

1,400

1,500

1,600

0 10 20 30 40 50

Temperature (℃)

Temperature (℃)

Temperature (℃)

Temperature (℃)

Time (s)

1,200

1,300

1,400

1,500

1,600

0 10 20 30 40 50 Time (s)

200

400

600

800

1,000

1,200

1,400

0 50 100 150 200 Time (s)

200

400

600

800

1,000

1,200

1,400

0 50 100 150 200 Time (s)

Measured curve

Analysis curve

Measured curve

Analysis curve

Measured curve

Analysis curve

Measured curve

Analysis curve



3. 2 鋳型砂の物性値の測定3. 2. 1 測定方法　解析条件の見直しが必要な物性値の検討を行った。鋳物の物性値は，実測に基づいた値を解析設定値として用いている。材料成分が変わらなければ，この値に大きな違いは生じない。一方，鋳型の物性値については，工場ごとに用いる砂の種類や添加物，管理値などが異なるため，従来の解析設定値と実際の値は異なる可能性がある。以上のことから，鋳型の物性値に注目し，見直す必要のある物性値の選定と測定方法の検討を進めた。　鋳物の凝固は鋳物の物性値以外に，鋳型の冷却能力にも大きな影響を受ける。鋳型の冷却能力は式（1）で表され，熱拡散度あるいは熱吸収度と呼ばれる 5）。この式から，鋳型の冷却能力は鋳型の密度，比熱，熱伝導率で決まるといえる。

熱拡散度［J/m2･s1/2･K］＝√（ρ ･C･ λ）（1）　　（ただし，ρ：密度，C：比熱，λ：熱伝導率）

　鋳型過熱が原因のひけ巣を鋳造CAEで予測するには，鋳型の冷却能力を正確に再現することが必要であり，そのためには実体に合った物性値が求められる。鋳型の密度は比較的簡単に実測が可能であるため，従来の解析設定値でも実測値を用いていた。一方，比熱や熱伝導率は文献値や砂メーカーのカタログ値などに基づいた値を従来条件として用いてきたが，前述のように実際の値と異なる可能性がある。そこで，鋳型の比熱と熱伝導率を実測して解析設定値の妥当性を確認した。測定試料は工場の量産ラインで実際に用いている，生砂，シェル砂，コールドボックス砂とした。　比熱は示差走査熱量測定（DSC: Differential Scanning Calorimetry）により，測定範囲 50℃～ 800℃，昇温速度20℃ /min，大気中の条件で測定した。また，標準試料にはAl2O3 を用いた。　熱伝導率は図 5に概略を示す測定装置を製作して測定した。装置の構造を簡単に説明する。測定試料（砂型）を熱伝導率既知材（S45C: JIS G 4051，機械構造用炭素鋼）で挟

み込み，周囲を断熱材で囲む。熱伝導率既知材の一方を加熱し，反対側を冷却する。測定試料および熱伝導率既知材の各 2点ずつに熱電対をセットし，温度差を測定するものである。　次に熱伝導率の求め方について述べる。底部の熱伝導率既知材の加熱と，測定試料を挟んだ上部の熱伝導率既知材の冷却を一定時間維持し，定常状態とする。この時の熱伝導率既知材の 2点間における温度勾配（⊿T/⊿ X）から，式（2）を用いて熱流束を求める 6）。ここで，熱伝導率既知材と試料の界面や表面から放熱などの熱損失が無いと仮定した場合，2つの熱伝導率既知材の熱流束は等しくなり，測定試料の熱流束も同一の値になる。すなわち，図 5において，q1，q2，q3 は同一値となる。式（2）から熱伝導率λについて解いた式（3）を用い，各温度における測定試料の熱伝導率を求めた。

熱流束 q [J/m2・s] ＝－λ（⊿T/⊿ X）（2）　　熱伝導率λ＝－ q（⊿X/⊿ T）（3）　　（ただし，⊿T：温度差，⊿X：距離，λ：熱伝導率）

3. 2. 2 比熱の測定結果　DSC測定結果と従来の解析パラメータ設定値の比較を図 6に示す。シェル砂，コールドボックス砂（図中はCBと記載）の比熱は，200℃から徐々に低下し 500℃から600℃で最小となったあと，700℃にかけて増加し横ばいとなる。500℃～ 600℃で比熱が低下しているのは，砂の周りにコーティングされたレジンの燃焼反応によるものである。また，シェルとコールドボックスでピーク位置が異なるのは，レジンの違いによるものと推定する。

　生砂では 100℃付近で比熱の微増が生じた後，横ばいになる。シェルやコールドボックス同様に 500℃付近で一時的な低下が生じた後，もとの値まで上昇し，再び横ばいとなる。100℃付近での比熱の微増は，生砂に含まれる水分の蒸発の影響である。また，量産ラインの循環生砂にはシェルやコールドボックス砂が混入している。このため，生砂においてもレジンの燃焼反応により，500℃付近の比熱の

図 5 熱伝導率測定装置の概略　（a）全体図　（b）温度測定部の詳細Fig. 5 Schematic drawing of apparatus for measurement of thermal

conductivity (a) overall view (b) detail view of temperature measuring part

図 6 比熱の測定結果と従来の解析設定値の比較Fig. 6 Comparison of measurement result of specific heat and

analysis setting value

（a）

Specimen

Heater

Air cooling

Thermo-couples

Spacer

q2

q3

q1

⊿X2

⊿X3

⊿X1

（b）

S45C

S45C

Thermalinsulation

0 200 400 600 800

Specific heat (kJ/kg・℃)

Temperature (℃)

Conventional parameter in analysis

Green sand

Shell sand

CB sand

32 日立金属技報 Vol. 30（2014）

低下が生じているものと推測する。　これらの結果から，これまでの解析において比熱は実測よりも大きい値を用いていたことが分かった。

3. 2. 3 熱伝導率の測定結果　熱伝導率の測定結果を図 7に示す。装置の性能上の制約により，500℃までの結果である。各種砂の熱伝導率は温度によって変化が認められるが，伝熱計算に影響するほど大きな変化ではなかった。この結果から，砂の熱伝導率は従来の解析設定値とほぼ同じ値であると言える。　ここまでの結果から，従来の解析設定値は実際よりも比熱は大きく，熱伝導率は同等であることが分かった。これにより，解析では鋳型の冷却効果が実際よりも高くなることで，実測よりも鋳型温度は低く，鋳物の冷却は速くなる。この推測は表 3の比較結果の傾向と一致している。

3. 3 鋳造 CAE改良条件での比較　鋳型の実測比熱に基づき，解析条件を見直して再計算を行った。条件見直し後（改良条件）の温度曲線と実測の比較を表 4に示す。従来条件（表 3）で解析した鋳物の温度は実測よりも短時間で凝固が完了していたが，改良条件では実測と解析結果が一致している。また，従来条件で解析した鋳型の温度は実測よりも低い結果であったが，改良条件では鋳物の温度と同様に，実測と解析結果が良く一致している。　次に改良条件でのひけ巣解析結果を表 5に示す。従来条件では，はかせ大小いずれの条件でも評価部にホットスポットは生じておらず，ひけ巣を予測できていなかった。しかし，表 5に示す改良条件のホットスポットの結果では，はかせ小での微細なひけ巣は予測できていないが，はかせ大では実際のひけ巣発生部にホットスポットが生じており，ひけ巣の悪化傾向が一致した。また，従来条件での

表 4 実測と解析結果（改良条件）でのテストピースと鋳型の温度曲線の比較Table 4 Comparison of temperature curves of the test pieces and the molds between measured value and analysis (improvement parameter)

Run-off: small

Casting

Mold

Run-off: large

1,200

1,300

1,400

1,500

1,600

0 10 20 30 40 50

Temperature (℃)

Temperature (℃)

Temperature (℃)

Temperature (℃)

Time (s)

1,200

1,300

1,400

1,500

1,600

0 10 20 30 40 50 Time (s)

200

400

600

800

1,000

1,200

1,400

0 50 100 150 200 Time (s)

0 50 100 150 200 Time (s)

200

400

600

800

1,000

1,200

1,400

Measured curve

Analysis curve

Analysis curve Analysis curve

Analysis curve

Measured curve Measured curve

Measured curve

図 7 熱伝導率の測定結果と従来の解析設定値の比較Fig. 7 Comparison of measurement result of thermal conductivity and

analysis setting value

0 100 200 300 400 500

Thermal conductivity (W/m・℃)

Temperature (℃)

Conventional parameter in analysisGreen sand Shell sand CB sand

Run-off: small

Nothing

Hotspot

Porosity

Run-off: large

Occurrence

5% 12%

表 5 改良条件でのひけ巣解析結果Table 5 Results of shrinkage analysis with improvement parameter



ポロシティ量は実際と逆の傾向を示していたが，改良条件におけるポロシティ量は，はかせ大の値が大きくなり，ひけ巣の悪化傾向と一致した。　これらの結果から，鋳型の物性値を実測に合わせた改良条件によって鋳物と鋳型の温度曲線の予測精度が上がり，鋳型過熱によるひけ巣が予測できるようになったと考える。

4. 実製品へ採用した際の効果

　テストピースによる基礎実験でひけ巣予測精度の向上が確認できた解析条件を，日立金属の九州工場で量産している自動車用排気系部品（図 8）に使用し，解析を実施した。改良条件を用いることで，従来条件では予測できていなかったひけ巣不良のうち，40 ～ 50％を予測できるようになった。より高い精度でひけ巣予測が可能になったことで，設計段階でのさらなる活用が期待できる。

5. 結　言

　テストピースによる基礎実験および鋳型の物性値の実測を行い，解析条件の見直しを行った結果，以下の結論を得た。（1）テストピースを用いた鋳造実験で，鋳型が過熱される現象を再現し，これが原因となるひけ巣形態の変化も明らかにした。

（2）鋳型の熱伝導率測定装置を製作し，解析に用いるパラメータの妥当性を検証した。

（3）鋳型の比熱の解析パラメータを実測値に合わせることで，解析と実測の鋳型温度の整合性が向上し，鋳物の冷却曲線の予測精度も向上した。さらに，鋳型過熱が原因のひけ巣の変化が鋳造 CAE でも予測できるようになった。

（4）実製品においても，改良条件を用いることで従来条件では予測できていなかったひけ巣のうち，40 ～ 50％が予測できるようになった。

引用文献

１）大中逸雄，長坂悦敬，福迫達一，大山昌一：鋳物，55，（1983），P758.

２）長坂悦敬，大中逸雄，福迫達一：鋳物，56，（1984），P22.３）大中逸雄：コンピュータ伝熱・凝固解析入門　鋳造プロセスへの応用，丸善，（1985），P213.

４）久保公雄：鋳造工学，83，（2011），P399.５）大中逸雄：コンピュータ伝熱・凝固解析入門　鋳造プロセスへの応用，丸善，（1985），P192.

６）新山英輔：鋳造伝熱工学，アグネ，（2001），P2.

新井信裕Nobuhiro Arai

日立金属株式会社高級機能部品カンパニー素材研究所

林啓次郎Keijiro Hayashi

日立金属株式会社高級機能部品カンパニー九州工場

中道義弘Yoshihiro Nakamichi

日立金属株式会社高級機能部品カンパニー素材研究所

図 8 日立金属で生産している自動車用排気系部品の一例Fig. 8 Photograph of the exhaust system parts for cars produced at

Hitachi Metals, Ltd.

34 日立金属技報 Vol. 30（2014）

露出型柱脚における地震エネルギー吸収効率の改善Improvement of Earthquake Energy Absorption in Exposed-Type Column Bases

●Key Word：露出型柱脚，エネルギー吸収 ● R&D Stage：Development

＊日立機材株式会社＊ Hitachi Metals Techno, Ltd.

1. 緒　言

　日本の鉄骨造建築物において，最も一般的な柱脚工法が露出型柱脚である。これは，1階基礎の鉄筋コンクリートに埋め込まれたアンカーボルトと鉄骨柱に溶接されたベースプレートを用いて，二つの異なる構造躯体を接合する工法であり，他の柱脚工法よりも建築工期を短くできる（図 1）。日立機材は，このような露出型柱脚であるハイベースを市場に供給してきた。　日本の建築物の設計では，震度 6強以上の巨大地震が起こった際，建築物を倒壊させずに建築物全体を塑性化させることによって地震のエネルギーを吸収し，人命を優先させる設計が行われる。建築物と基礎をつなぐ柱脚部は，構造設計者が意図しないかたちで破壊すると，建築物の倒壊

につながるため，構造設計の上で重要な部分である。　しかし，兵庫県南部地震（阪神大震災）では，露出型柱脚の被害が多く見られた。それを受けて，1997 年には露出型柱脚を使用した場合の設計の考え方が法律に示され，2014 年現在でも建築物の確認申請が行われる際の判断基準となっている。　この設計の考え方では，露出型柱脚は地震エネルギーの吸収効率が低いことから，露出型柱脚が取付く階の耐力に余裕を持たせるため，階が必要とする耐力を割増する。ただし，露出型柱脚の地震エネルギーの吸収効率を改善することで，その階が必要とする耐力を小さくすることが可能となり，断面の小さい梁や柱が採用できることから，建築物全体のコスト低減が可能となる。

　鉄骨造建物に広く使用されている露出型柱脚は，耐震のための地震エネルギー吸収が大きくない。そのため，露出型柱脚を使用した建物を設計する場合には，1階の必要とする耐力を通常よりも高く設定しなければならい。そこで日立機材は，一般的な露出型柱脚よりもエネルギー吸収効率の良い露出型柱脚を開発し，実大実験および地震応答解析により性能を確認した。本報では，改良した露出型柱脚の耐力および回転剛性評価方法とエネルギー吸収効率について報告する。

Exposed-type column bases, which is widely used in steel frame buildings, do not have adequate absorption energy for earthquake. The structure calculation for a building that uses exposed-type column bases must be established with a higher ultimate resistant force than other types of column bases. Therefore, we developed exposed-type column bases named HIBASE-NEO which improved about energy absorption, and confirmed their high energy absorption by conducting full-scale experiments and dynamic response analyses. In this report, the energy absorption and the evaluation method for rotational rigidity and strength are discussed.

増田久美子＊

Kumiko Masuda高橋秀明＊

Hideaki Takahashi田中秀宣＊

Hidenori Tanaka


露出型柱脚における地震エネルギー吸収効率の改善

　このような背景から，日立機材は従来の露出型柱脚よりも地震のエネルギー吸収の良い露出型柱脚を開発した。新たな露出型柱脚の性能を確認するため，柱脚実物大曲げせん断実験を実施した。また，地震応答解析により，建築物に用いた場合のエネルギー吸収効率を確認した。本報では，それらについて報告する。

2. 一般的な露出型柱脚と改良露出型柱脚の挙動

　一般に露出型柱脚（以下，柱脚）の特性は，曲げモーメントとそれによる回転変形量（以下，回転角）により表される。一般的な露出型柱脚の挙動を図2に示す。正方向（図中左方向から右方向）に地震力（水平力）が加わると，柱脚部には曲げモーメントが発生し，引張側（Ⅰ側）のアン

カーボルトが伸びて回転変形が生じる。アンカーボルトが降伏点（図 2（a）の B点）に達すると柱脚の回転剛性は低下する。アンカーボルト降伏後に水平力を除荷し曲げモーメントがゼロになると（C点→D点），アンカーボルトには塑性化による残留伸びが残り，ナットとベースプレートの間に隙間ができる。この塑性変形のために，曲げモーメントがゼロでも回転変形が残る。その後，水平力が負方向へ作用しⅡ側のアンカーボルトが降伏（E点）した後，再度水平力が反転すると，先の塑性変形により生じたナットとベースプレートの隙間がゼロになるまで（ナットとベースプレートが接するまで）は曲げモーメントが発生しない（G点→ D点）。G点からD点の間のように力を負担せずに変形のみがすすむ現象をスリップと呼び，このような曲げモーメントと回転角の関係をスリップ型履歴特性という。スリップ型履歴特性を有する柱脚は，エネルギー吸収効率が低い。　本開発では，柱脚のスリップ型履歴特性を改善するために，従来とベースプレートの設計を変更した。　スリップ型履歴特性を有する柱脚は，ベースプレートを降伏させずにアンカーボルトのみを降伏させる設計をしている。新たに開発した柱脚は，ベースプレートを従来より薄くすることにより，アンカーボルトの降伏よりもベースプレートの降伏を先行させる。同回転角において，ベースプレートを降伏させる場合はアンカーボルトとともにベースプレートも変形するため，ベースプレートを降伏させない場合よりもアンカーボルトの塑性変形が小さくなる。そのため，スリップ型の履歴が改善され（以降，改良スリップ型履歴特性と言う），地震エネルギーの吸収率が高くなる（図 3）。

図 1 露出型柱脚の構成Fig. 1 Exposed-type column base composition

図 2 スリップ型履歴特性とメカニズム（a）履歴特性　（b）メカニズムFig. 2 Slip-type hysteresis and mechanism (a) hysteresis (b) mechanism

図 3 改良スリップ型履歴特性とメカニズム（a）履歴特性　（b）メカニズムFig. 3 Improved slip-type hysteresis and mechanism (a) hysteresis (b) mechanism

Steel column

Anchor rod

Anchorage plate

Nut

Washer

Base plate

Nut

Slip

0

Bendingmoment

Rotation

Tension

Compression

Bendingmoment

Rotation

Tension

Compression

（－）

（b）

（a）

（＋）

（Ⅰ）

Horizontal force

Rotation (θ)

Bending moment (M)

A

BC

D

EF

G

（Ⅱ）

Rotation (θ)

Bending moment (M)

0

Bendingmoment

Rotation

Tension

Compression

Bendingmoment

Rotation

Tension

Compression

（－）

（b）

（a）

（＋）

（Ⅰ）

Horizontal force

（Ⅱ）

36 日立金属技報 Vol. 30（2014）

　表 1に試験体一覧を示す。パラメータは，ベースプレート種類，アンカーボルト径，アンカーボルト本数，柱サイズ，柱軸力の有無とした。表 2にベースプレートとアンカーボルトの材料特性を示す。なお，基礎部は実験中に破壊しないよう設計した。

3. 2 実験結果および考察　図 6に柱脚の曲げモーメントと回転角関係の一例を示す。軸力によらず加力の正負反転時にスリップが発生しておらず，履歴特性が改善されていることが確認できた。図

3. 柱脚実物大曲げせん断実験

3. 1 実験方法　改良スリップ型履歴特性を有する柱脚の構造性能の把握を目的として，柱脚実物大曲げせん断実験を実施した。試験体形状の一例を図 4に示す。試験体は柱を鉄骨造，基礎を鉄筋コンクリート造とした，鉄骨造の柱脚を模した形状である。図5に載荷装置を示す。載荷は，油圧ジャッキにより柱上部に柱軸力と水平力を作用させた。柱軸力は一定とし，水平力は，所定の変形まで載荷した後，除荷し，逆方向へ載荷する変位制御の漸増正負交番載荷にて行った。

表 1 試験体一覧Table 1 List of specimens

表 2 材料特性Table 2 Material characteristics

試験体名称

G-50-0836-0G-50-0836-CG-70-1242-0E-25-0430-0E-35-0836-0E-35-0836-C

E-50-1236-0E-50-1236-C

0880

880

880

0□7000□2500

0

＊柱軸力は圧縮で載荷

ベースプレート種類

アンカーボルト（定着長L（mm））

□500

鋼板（SN490B）

柱サイズ（mm）

柱軸力＊（kN）

□350

□500

8-M36（720）

鋳鋼（HCW490b）

8-M36（720）

12-M42（840）4-M30（400）

12-M36（720）

ベースプレート（鋳鋼）

G-70-1242-0

G-50-0836-0G-50-0836-C

E-25-0430-0E-35-0836-0E-35-0836-C

E-50-1236-0E-50-1236-C

M30M36

M42

352

352404

392

355

567566

552

528

530542

528

524

838831

800

材質降伏強度（N/mm2）

試験体,アンカーボルト径

引張強度（N/mm2）

SN490B

SN490B

SN490B

HABHABHAB

HCW490b

HCW490b

アンカーボルト

ベースプレート（鋼板）

－2,000

－1,500

－1,000

－500

0

－4 －3 －2 －1 0 1 2 3 4

500

1,000

1,500

2,000

Bending moment M (kN･m)

Rotation θ (×10－2rad)

＋P

δ1

h

－Pδ

δ2L

N

M=P･h＋N･δθ= (δ1－δ2) /Ｌ)○：Yield time point

G-50-0836-0G-50-0836-C

図 6 曲げモーメント－回転角の関係Fig. 6 Bending moment-rotation relationship

図 4 試験体模式図　（a）俯瞰図　（b）断面図　（c）寸法図Fig. 4 Example of specimen (a) top view (b) sectional view (c) dimensional drawing

図 5 載荷装置Fig. 5 Loading apparatus

3,000

850

950（a）

（b）

（c）

950

1500

200

Axial load （＋）（－）

Horizontal loadAnchoring length

（mm）

E-35 series E-50 series

G-50 series G-70 series

940830800550

940

830

800

550

710620440

710

620

440

410320

410

320

560470290

560

470

290

710620590

360

710

620

590

360

E-25 series

Jack

Jack

Specimen

Axial load Horizontal load



中の○印は実験にてアンカーボルト軸部降伏が測定された時点の曲げモーメントである（eMu）。アンカーボルトは，1.9 ～ 2.3 × 10－2rad で降伏しており，それ以降は塑性変形がすすみ変形が増大した。この挙動はいずれの試験体も共通であった。開発品柱脚のアンカーボルト降伏時曲げ耐力計算値（cMu）は次の（1）式より求められる 1）。

N＋nt・TuNu

（N＋nt・Tu）D2cMu = nt・Tu・Dt＋　　　　　　　1－（　　　　　　）（1）

N ：柱軸力Nu ：柱脚部の終局圧縮軸耐力Tu ：アンカーボルト軸部降伏耐力dt ：ベースプレート中心から引張側アンカーボルト図心

までの距離D : ベースプレート幅nt : 引張側アンカーボルト本数

　（1）式は，アンカーボルト強度や基礎部のコンクリート強度から圧縮力と引張力の応力中心距離を求めて柱脚部の降伏曲げ耐力を算出している。表3には各試験体のアンカーボルト降伏時曲げ耐力の実験値（eMu）と計算値（cMu）の一覧表を示す。eMuの cMuに対する比は 1.02 ～ 1.21 となり，（1）式によるアンカーボルト降伏時曲げ耐力の計算値は，実験値とよく一致した。このことから，（1）式は実際の設計に用いることが可能であると判断できる。　ベースプレート降伏までの弾性限の回転剛性（KBS）は，アンカーボルト定着長や圧縮力と引張力の応力中心距離を考慮した（2）式により求められる。

0.7・α・E・nt・AdL

N・XcT（Xc＋dt）

KBS= 1＋　　　　　・　　　　　　（dc＋Xc）2（　　　　　　）（2）

T ：引張側アンカーボルトの引張力（ベースプレートの降伏を考慮）

Xc ：柱芯から圧縮合力の中心までの距離 α ：ベースプレート変形を考慮した係数（表 4）E ：アンカーボルトのヤング係数Ab ：アンカーボルト軸部断面積L : アンカーボルトの定着長　表 4に各試験体の回転剛性の実験値（eK）および計算値（cK）を示す。cKの eKに対する比は 1.04 ～ 1.35 となり，（2）式を用いて設計が可能である（図 7）。

表 3 アンカーボルト降伏時曲げモーメントの計算値と実験値一覧Table 3 List of calculated and experimental bending moment at yield times of anchor bolt

表 4 回転剛性の計算値と実験値一覧Table 4 List of calculated and experimental rotational rigidity

試験体実験値eMu（kN・m）正載荷負載荷正載荷負載荷正載荷負載荷

計算値cMu（kN・m）

G-70-1242-0 3,002 －3,123 2,816 －2,816 1.07 1.11

G-50-0836-0 1,206 －1,217 1,052 －1,052 1.15 1.16G-50-0836-C 1,350 －1,401 1,267 －1,267 1.07 1.11

E-25-0430-0 273 －－259 －259 1.05E-35-0836-0 912 －980 815 －815 1.12 1.20E-35-0836-C 1,068 －1,085 899 －899 1.19 1.21

E-50-1236-0 1,648 －－1,622 －1,513 1.02E-50-1236-C 1,891 －1,938 1,791 －1,791 1.06 1.08

eMu/cMu

図 7 回転剛性の計算値と実験値Fig. 7 Calculated and experimental rotational rigidity

試験体 α 軸力Ｎ（kN）

実験値eK（×103 kN・m/rad）

0.78 0 153.6 150.9 145.7 1.05 1.04正載荷負載荷正載荷負載荷

G-70-1242-0 0.67 0 578.2 575.7 499.3 1.16 1.15

G-50-0836-0G-50-0836-C 0.78 880 223.0 213.4 179.7 1.24 1.19

E-25-0430-0 0.43 0 28.3 29.1 21.5 1.31 1.35E-35-0836-0 0.72 0 94.0 94.0 70.1 1.34 1.34E-35-0836-C 0.72 880 112.5 124.8 98.1 1.15 1.27E-50-1236-0E-50-1236-C 0.62 880 278.1 271.7 232.3 1.20 1.17

0.62 0 210.9 219.2 180.5 1.17 1.21

計算値cK（×103 kN・m/rad）

eK/cK

0 100 200 300 400 500 600

100

200

300

400

500

600

Experimental rotational rigidity

eK (×10

3 kNm/rad)

Calculated rotational rigiditycK (×103 kNm/rad)

eK=1.2cK

eK=0.8cK

eK=cK

38 日立金属技報 Vol. 30（2014）

4. 地震応答解析

4 .1 解析モデル　改良スリップ型履歴特性をもつ柱脚が建築物に使用された際の耐震性能を確認するため，地震応答解析を行った。パラメータおよび解析モデルの一例を表 5および図 8に示す。パラメータは柱脚の履歴特性，階数および第 1階の階高である。

　解析は非線形地震応答プログラム“NRES”2）により，入力地震波は，エルセントロ（NS），タフト（EW），八戸（EW）の 3種（震動時間 40 秒間）とし，最大速度は 600 mm/s，900 mm/s の 2 種とした。

4. 2 解析結果および考察　図 9に地震応答解析におけるスリップ型履歴特性柱脚と改良スリップ型履歴特性柱脚の柱脚吸収エネルギーの比較を示す。縦軸および横軸は各履歴特性の柱脚の吸収エネ

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

bsWp/bsWp0 (improved slip type)

bsWp/bsWp0 (slip type)

（a）

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0



（b）

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0



（c）

図 9 スリップ型履歴特性柱脚と改良スリップ型履歴特性柱脚の第1 階柱脚吸収エネルギーの比較

（a）2 階モデル　（b）4 階モデル　（c）6 階モデルFig. 9 Comparison of the first-story column base energy absorption of

the improved slip-type column base hysteretic behavior and slip-type column base hysteretic behavior

(a) 2-story series (b) 4-story series (c) 6-story series

表 5 解析パラメータ一覧Table 5 List of dynamic response analysis parameters

2H

シリーズ

2L

4L4H6L6H

上階階高（mm）

4,000

4,0006,000

6,0004,0006,000

4,000

4,000

4,000

スリップ型改良スリップ型（完全弾塑性型）

履歴特性階数

2

4

6

第1階階高（mm）

図 8 解析モデル一例（a）2 階モデル　（b）4 階モデル　（c）6 階モデルFig. 8 Example of analysis model (a) 2-story series (b) 4-story series (c) 6-story series

（a）

（b）

（c）

8,000 8,000

4,0004,000

141.1 kN 282.2 kN 141.1 kN

（mm）

(6,000)

8,000 8,000

4,0004,000

141.1 kN 282.2 kN 141.1 kN

(6,000)

4,0004,000

8,000 8,000

4,0004,000

(6,000)

4,0004,0004,0004,000

141.1 kN 282.2 kN 141.1 kN



ルギー（bsWp）を完全弾塑性履歴特性でモデル化した柱脚の吸収エネルギー（bsWp0）により除し，無次元化している。スリップ型履歴特性柱脚に対する改良スリップ型履歴特性柱脚の柱脚吸収エネルギーの比は 2 階モデルは0.95～79.0 倍（平均 9.9 倍），4階モデルは 1.61～32.8（平均5.0 倍），6階モデルは 0.99 ～ 38.9 倍（平均 5.7 倍）であった。パラメータの変動に関わらず，ほぼすべての解析結果において，改良スリップ型履歴特性柱脚の吸収エネルギーはスリップ型履歴特性柱脚の吸収エネルギーよりも大きくなる。この結果から，実際の建築物において，改良スリップ型履歴特性を有する柱脚を用いた場合，スリップ型履歴特性柱脚よりもエネルギー吸収効率が良く，大地震時における終局時の耐震性能を改善するといえる。

増田久美子Kumiko Masuda

日立機材株式会社テクニカルセンター

田中秀宣Hidenori Tanaka

日立機材株式会社テクニカルセンター博士（工学）

高橋秀明Hideaki Takahashi

日立機材株式会社テクニカルセンター

5. 結　言

　露出型柱脚のベースプレートをアンカーボルトより先行降伏させることによって，スリップ型の履歴特性を改善した改良スリップ型履歴特性を有する露出型柱脚を開発し，以下の知見を得た。（1）柱の降伏曲げ耐力や弾性限回転剛性の評価式の妥当性を確認し，従来の露出型柱脚と同様にあつかえる。

（2）改良スリップ型履歴特性は従来のスリップ型履歴特性よりも 5 倍程度エネルギー吸収効率が良く，建築物の耐震性能を改善できる。

引用文献

１）田中秀宣ら：変動軸力を受ける露出型柱脚の曲げ挙動と復元力特性，鋼構造論文集，第 10 巻第 39 号，pp.39-49，2003.9

２）大崎順彦：建築振動理論，彰国社，1996.11

40 日立金属技報 Vol. 30（2014）

LC型に対応した通信光可視化コネクタVisual Connection Identifier for LC Type Connector

●Key Word：通信光可視化，LC型コネクタ，光判別●Production Code：VCI ● R&D Stage：Development

＊日立金属株式会社電線材料カンパニー＊ Cable Material Company, Hitachi Metals, Ltd.＊＊ NTTコミュニケーションズ株式会社＊＊ NTT Communications Corporation

1. 緒　言

　通信分野では，高速・大容量伝送が可能な光ファイバーが主流となり，さらなる発展が期待されている。これに伴い，特に，データセンターや局舎などの光通信関連設備では，光ファイバーの撤去や更新，増設などの工事が頻繁に行われるようになってきた。　このような光通信関連設備の光ファイバーを伝送する通信光は，可視光ではないため，目視にて確認することができない。そのため，光伝送路の運用状態が容易に把握できず，判定に時間がかかっていた。さらに使用している光伝送路の光コネクタを，誤って抜いてしまうヒューマンエラーなどの懸念もあり，光通信関連設備における未使用の光ファイバーを有効に活用することができないといった問題があった 1），2）。　そこで，著者らは，2008 年から通信状態を目視にて簡

単に確認できる SC（Square Connector）型対応の通信光可視化コネクタを開発し，2011 年に製品化した 3），4）。SC型対応の通信光可視化コネクタは，両端研磨が施されたスタブフェルールにファイバーを切断する溝を設け，溝内に屈折率整合樹脂を充填し，溝部から漏れた光を検知して通信状態の有無を判別するものである。この通信光可視化コネクタを北米，東南アジアなど海外へ拡販するために，汎用のシングルモードファイバーに比べて，光を伝送するコア径が大きいマルチモードファイバー用の，LC（Local Connector）2 心型通信光可視化コネクタを開発した。LCフェルールに 2種類の特性が異なるファイバーを融着して，融着部から通信光の一部を取り出し，受光した光を電気信号に変換し，LED（Light Emission Diode）を光らせることで通信状態を目視にて確認する。　本報告では漏れ光を発生させるための光ファイバーの選定，選定した光ファイバーを用いた LC2心型対応の通信

鈴木香菜子＊

Kanako Suzuki小島正嗣＊

Seiji Kojima大越幹夫＊

Mikio Ohkoshi

　光ファイバーの変更や廃止作業の効率化を目的として，回線の運用状態を簡単に判別でき，北米などで主流の LC2心型に対応した通信光可視化コネクタを開発した。特殊 GI 光ファイバーを使用することにより，損失 0.43 dB，反射減衰量－40 dB 以下を達成した。さらに，実際に使用する10 Gbps の通信信号をBER（Bit Error Rate：ビットエラー率）で評価し，信号劣化の無いことを確かめた。また，LC2 心型コネクタ用の検知器も新たに開発し，通信光検知感度－22.8 dBmと実際に通信で用いられる最低光量－20 dBm 以下で検知できることを確認した。

To address the need for efficient installation work such as removal and, MACs (Moves, Adds and Changes) of optical fiber, we have developed new technologies for the easy recognition of the operating status of optical telecommunication line that allows the installation work to be completed swiftly. We have developed LC duplex optical visual connection identifiers which are a major component in the data center in the USA. With optimized GI optical fiber, an attenuation of 0.43 dB and return loss of less than −40 dB are achieved. Furthermore no degradation of BER as a 10 Gbps data signal is confirmed. Also we have developed a detector for the LC duplex optical visual connection identifier which has excellent performance with −22.8 dBm detection sensitivity and less than the minimum communication optical power of −20 dBm.

中谷佳広＊

Yoshihiro Nakatani佐藤高宏＊

Takahiro Sato

西川貴雄＊＊

Takao Nishikawa鈴木智之＊＊

Toshiyuki Suzuki末岡鉄也＊＊

Tetsuya Sueoka


LC型に対応した通信光可視化コネクタ

光可視化コネクタの損失，反射減衰量等の光学特性，通信信号への影響，および LC2心型コネクタに対応した光判別器の通信感度特性について検討を行った結果について述べる。

2. 通信光可視化コネクタと光判別器の目標性能

　表 1に開発した LC2心型通信光可視化コネクタと光判別器の基本性能目標を示す。コネクタの目標性能は JIS C 5961（光ファイバーコネクタ試験方法）に準拠した値とした。光コネクタ内部に用いるファイバーは，マルチモードファイバーでコア径 50 μｍ，クラッド径 125 μｍの GI（Graded Index）ファイバーとした。光コネクタの接続損失はVCSEL（Vertical Cavity Surface Emitting Laser）光源（λ= 850 nm）使用時で 0.5 dB 以下，反射減衰量は20 dB以上，温度サイクル試験中の損失変動が0.3 dB以下，温度範囲は－40℃～ 85℃である。光判別器は，判別手段は目視で確認できるように LED等による色別判定，寸法は手で持ちやすく作業性に優れていること，電源電圧は3 V，受光レベルは－20 dBm～＋10 dBm，使用温度範囲は－10℃～ 50℃（保存温度範囲－20℃～ 60℃），さらに，SC型通信光可視化コネクタにも使用できることである。

　図 1に SC型通信光可視化コネクタと，開発した LC型通信光可視化コネクタの内部構造を示す。SC型通信光可視化コネクタは，SC用の両端研磨が施された外径 2.5 mmのスタブフェルールにファイバーを切断する溝を設けている。溝内には屈折率整合樹脂を充填しており，溝部から漏れた光の一部を PD（PhotoDiode）で検知して電気信号に変換し，LEDを発光させ通信光の有無を判別する。　開発した LC型通信光可視化コネクタは，LC用の片端研磨が施された外径 1.25 mmのフェルールを用いている。フェルール外径が小さいことから，SC型のように溝を形成することが困難なため，特性が異なる 2種類のファイバー融着部から微小な漏れ光を発生させ，漏れ光の一部を検知している。開発した LC型通信光可視化コネクタはSC型に比べ，接続点が 1カ所少ないことから低損失とな

り，外径が小さいため高密度化を実現することができる。また，漏れ光発生方法が，溝構造から融着構造に変わることで，高信頼性化も可能となる。LC型通信光可視化コネクタの実現に向け，　融着用ファイバーの選定および融着条件の検討を行った。　図 2に LC型通信光可視化コネクタの外観構造を示す。LC2心型コネクタ用光アダプタの構造であり，コネクタの

図 1 通信光可視化コネクタの内部構造　（a）SC 型　（b）LC 型Fig. 1 Structure of visual connection identifiers (a) SC type (b) LC type

図 2 LC 型通信光可視化コネクタの外観構造（a）可視化コネクタ本体　（b）光ファイバーを取り付けた状態Fig. 2 Appearance of visual connection identifiers for LC type (a) body (b) body with optical fiber

表 1 LC2心型コネクタ通信光可視化コネクタと光判別器の目標性能Table 1 Target specifications of visual connection identifier for duplex

LC type and optical distinction開発品項目

接続損失反射減衰量

環境試験　

伝送特性

使用温度範囲判別手段外径寸法電源電圧受光レベル

使用温度範囲

目標性能≦0.5 dB≧40 dB

≦0.3 dB（損失変動）

　コネクタ接続前と変化なきことー40～70℃色（LED）

持ちやすいこと3 V

ー30～＋10 dBm

ー10～50℃

備考

光判別器

通信可視化コネクタ

入射波長λ＝850 nm入射波長λ＝850 nm温度サイクル試験：ー40～85℃/10サイクル高温高湿試験：85℃・85％/100h

BER測定

保存温度範囲：－20～60℃

ーーーーー

（a）

（b）

LED

LED

Circuit (module)PD

SC stub ferrule

Multi mode fiber (GI) Slit (The refractive indexmatching material)

PD

Multi mode fiber (GI)

Circuit (module)

LC ferrule

Fusion splice

（a）

（b）

PD hole

LC adapter

Hole cover

LC plug

42 日立金属技報 Vol. 30（2014）

中央には，漏れ光の一部を検知するための PD挿入用孔を設け，必要な時に開閉できるようカバーを付けている。　図 3に光判別器の外観構造を示す。通信光の一部を受光するための PDと判別結果を表示する LEDを備えている。SC型，LC型いずれの通信光可視化コネクタにも対応するため，PD設置面側には，磁石で簡単に取り外し可能なアタッチメントが取り付けてある。SC型コネクタ測定時はアタッチメントを取り付けた状態でコネクタ側 PD孔に設置し，LC2心型コネクタ型測定時はアタッチメントを取り外して設置する。コネクタ側 PD孔との位置決め機構として，SC 型コネクタの場合は PD 周辺のアタッチメント部に 4本の脚が設けられており，LC2心型コネクタの場合は PD後ろ側に 1カ所凸部が設けられている。通信光有無の判別誤作動を防ぐために，SC型可視化コネクタ測定時にはアタッチメントを取り付け，LC2心型可視化コネクタ測定時にはアタッチメントを取り外さなければ検知感度を測定できないよう，位置決め脚の数を変更し，SC型，LC2心型それぞれのコネクタに対応した形状とした。光判別器の大きさは，W27 mm×H36 mm×D32 mmとした。　また，判別器後部にはボタン電池収容部があり，簡単に電池交換が可能な形状とし，3 V小型ボタン電池で連続使用時間 300 時間を達成している。

3. 光学特性

3. 1 漏れ光発生方法検討　コネクタ部から漏れ光を発生させるためには，低損失化および高密度化，そして高信頼性を実現することが課題であった。そこで，高密度実装可能で信頼性の高い融着による漏れ光発生方法を検討した。通常のGI ファイバーと，ファイバーの各種構造パラメータ（コア径，クラッド径，屈折率，屈折率分布形状など）を変更したGI ファイバー（以下特殊GI ファイバ－と称す）を融着し，融着部の損失を確認した。3種類の構造パラメータを変更した特殊GIファイバーA，B，Cを用い，融着の放電パワーや放電時間，放電距離などを変更して通常GI ファイバーとの融着を実施した。図 4に通常GI ファイバーと特殊GI ファイバーの融着部の損失測定結果を示す。SC型通信光可視化コネクタの損失は平均 0.58 dB である。開発中の LC2心型通信光可視化コネクタの光学特性目標仕様は，接続損失 0.5 dB 以下（λ =850 nm,VCSEL 光源使用）であるため，融着部の損失 0.3 dB である特殊ファイバー Cを用いることと決定した。光検知感度については特殊GI ファイバーA，B，Cいずれを使用した場合でも，目標値－20 dBm以上を満足することを確認している。

3. 2 接続損失・反射減衰量　図 5に通信光可視化コネクタの接続損失，図 6に反射減衰量測定結果を示す。光源は，入射波長 850 nmのVCSEL 光源を用い，接続損失の測定サンプル数は LCコネクタ端末 180 サンプル，反射減衰量の測定サンプル数は40 サンプルで実施した。接続損失は最大 0.43 dB，平均 0.27 dB であり目標値である損失 0.5 dB 以下を満足した。コネクタ内部の光ファイバーの融着条件や特殊光ファイバーのファイバーパラメータを変更することで，さらに低損失化が可能なことを確認している。コネクタ損失と検知感度およびコストを考慮した設計を行った。反射減衰量はすべてのサンプルにおいて 40 dB 以上であることを確認した。

図 3 光判別器の外観構造（a）SC コネクタ測定時（b）LC コネクタ測定時Fig. 3 Appearance of optical distinction (a) SC connector measurement (b) LC connector measurement

図 4 融着部の損失測定結果Fig. 4 Measurement result of optical loss of fusion splice

（a）

（b）

PD

1 pin for positioning adjustment

PD4 pins for positioningadjustment

Magnet

Battery case

LED Attachment(removable)

Special GI FiberA

Special GI FiberB

Special GI FiberC

Optical loss of fusion splice (dB)

1.2

1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0

Target value 0.5 dBor less

Average loss ofSC type connector0.58 dB



3. 3 環境試験　通信光可視化コネクタの環境試験として，温度サイクル試験および高温高湿試験を実施した。温度サイクル試験は，－40℃～ 85℃／ 10 サイクル，高温高湿試験は 85℃，85％RH／ 100 h とし，試験中の損失変動を測定した。サンプル数は LCコネクタ端末 8サンプルで実施した。図７に結果を示す。温度サイクル試験および高温高湿試験いずれも試験中の損失変動 0.17 dB 以下と良好な結果を得た。

3. 4 光検知感度　LC2心型コネクタ用光アダプタを用い，通常の LCコネクタと通信光可視化コネクタを接続し，光検知感度を測定した。その際，通信は 1心のみとし，もう 1心は通信無しの状態とした。なお，光源は波長 850 nmの VCSEL 光源を用い，サンプル数は 40 個で実施した。検知感度は，目標値－20 dBm以上に対して，－22.8 dBmであることを確認した。検知感度は，使用している PDの受光サイズを変更したり，コネクタ用アダプタの材料を光透過率の良いものに変更することで，さらに感度を向上することも可能である。

4. 伝送特性

　図 8に 10 Gbps 伝送実験の測定を示す。10 GbE-SR10準拠（IEEE802.3 ba）のトランシーバー（入射波長850 nm）を用い，可視化コネクタを伝送路に入れない場合と入れた場合の BER を測定した。また，光ファイバーはOM2 のGI ファイバーを使用し，ファイバー長 2 ｍ，100 m の場合について比較した。可視化コネクタのサンプル数は 8個とした。図 9にファイバー長 2 m の時の BER測定結果，図10にファイバー長 100 m の時の BER測定結果を示す。

図 5 接続損失測定結果Fig. 5 Measurement result of insertion loss

図 6 反射減衰量測定結果Fig. 6 Measurement result of return loss

図 8 10 Gbps 伝送実験測定系Fig. 8 Measurement set up for BER of 10 Gbps

図 7 環境試験結果　（a）温度サイクル試験（b）高温高湿試験Fig. 7 Test result of environment (a) temperature cycling test (b) high-humidity temperature test

Frequency

Insertion loss (dB)

50454035302520151050

0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.55

λ= 850 nmN= 180Ave. = 0.27 dBMax. = 0.43 dBMin. = 0.09 dB

Return loss (dB)

14

12

10

8

6

4

2

040 40.2 40.4 40.6 40.8 41 41.2 41.4 41.6 41.8 42 42.2

λ= 850 nmN = 40Ave. = 41.13 dBMax. = 41.85 dBMin. = 40.21 dB

Frequency

85%RH

0

0 20 40 60 80 100

－0.2

100

50

0

－50

100

50

0

－50

－0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

－0.2

－0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

（a）

（b）

10 20

F1 F2 F3 F4 F6 F7 F8 温度（℃）F5

30 40 50 60

Time (h)

Insertion loss change (dB)

Insertion loss change (dB)

Temp. (℃)

Temp. (℃)

F1 F2 F3 F4 F6 F7 F8 温度（℃）F5

Time (h)

12.5G PPG CXP

CXP

Coaxial cable1 m(Differential)

PPG: Pulse Pattern GeneratorED: Error DetectorCXP: 10G be-SR10 Transceiver

12.5G ED

Attenuator

Optical fiber with VCI

44 日立金属技報 Vol. 30（2014）

この結果から，ファイバー長によらず，可視化コネクタを伝送路に導入しても伝送特性に劣化が無いことが分かる。

5. 通信光可視化モジュール

　開発した LC 2心型通信光可視化コネクタを 6個（12 心）用い，片端に 12 心MPOコネクタを取り付け通信光可視化モジュールを作製した。図 11に 19 インチラック搭載のLC2心型通信光可視化モジュールを示す。データセンターや光通信設備で一般的に使用されている 19 インチのラックに形状を合わせ，4個の LC2心型通信光可視化モジュール（48 心）を引き出し型トレイに搭載した。19 インチラックの 1ユニットに引き出しトレイを 2段組み込める構成としており，最大 96 心の LC2心型コネクタを接続することができる。通信光有無を確認する際は，トレイを引き出して確認したいコネクタに光判別器を設置する。引き出し型にすることで，狭いスペースにより多くのコネクタを収納することができ，高密度化・小型化を実現している。

6. 次世代開発品（常時監視モニタリング）

　通信光可視化コネクタの次世代型として，常時監視モニタリングシステムの開発を行っている。図 12に SC型コネクタの常時監視モニタリングシステムを示す。19 インチラックのパッチパネルに 12 コの SC 型通信光可視化コネクタを搭載し，各コネクタに光判別機能を持たせ，通信光有無の情報をパソコンやタブレットで確認するものである。通信回線の運用状態を，データセンターや光通信設備内のメンテナンスセンター，または手持ちのタブレットなどでいつでもどこにいても，リアルタイムで監視することができる。通信回線の常時監視が可能になることで，作業の効率化を図り，故障エリアをすぐに特定してダウンタイムの時間を大幅に短縮することができ，未使用回線への切り替えも早急に対応可能となる。　現在，SCコネクタの多心型（24 心～ 48 心），2心，単心LCコネクタに対応した常時監視モニタリングシステムについても検討を開始している。

1E－5

1E－6

1E－7

5

2

52

1E－8

52

1E－9

52

1E－10

52

1E－1152

1E－12－16 －15 －14 －13 －12 －11

52

Bit Error Rate

Received OMA (dBm)

With VCI

0 m Without VCI2 m2 m2 m2 m2 m2 m2 m2 m

図 9 BER 測定結果（ファイバー長 2 m）Fig. 9 Measurement result of BER ( 2 m optical fiber length)

図11　19 インチラック用通信光可視化モジュールFig. 11 Module of visual connection identifier (19-inch)

図12　SC 型コネクタ常時監視モニタリングシステム（a）タブレットによる確認（b）パソコンによる確認（c）19 インチラックパッチパネルFig. 12 Monitoring system for SC type connector (a) tablet (b) mobile PC (c) 19-inch patch panel

図10　BER 測定結果（ファイバー長 100 m）Fig. 10 Measurement result of BER (100 m optical fiber length)

1E－5

1E－6

1E－7

5

2

52

1E－8

52

1E－9

52

1E－10

52

1E－1152

1E－12－16 －15 －14 －13 －12 －11

52

Bit Error Rate

Received OMA (dBm)

With VCI

0 m Without VCI100 m100 m100 m100 m100 m100 m100 m100 m

100 mm

50 mm

（a）（b）

（c）



7. 結　言

　マルチモードファイバー（GI）に対応した LC2心型通信光可視化コネクタと光判別器を開発し以下の結果を得た。（1）入射波長 850 nm の VCSEL 光源使用時で，接続損失0.43 dB 以下，反射減衰量 40 dB 以上を満足した。

（2）温度サイクル試験，高温高湿試験では損失変動 0.17 dB 以下であることを確認した。

（3）光判別器は検知感度－22.8 dBm 以上となり，使用温度範囲内で問題無く動作し，連続動作 300 時間を達成することを確認した。また，SC 型コネクタ，LC2心型コネクタいずれにも対応できる構造を実現した。

（4）伝送特性の確認試験として 10 Gbps の伝送実験を実施し，BER を測定した結果，通信光可視化コネクタ導入前後で，伝送特性に劣化が無いことを確認した。

（5） 19 インチラックに搭載できる通信光可視化モジュールを作製し，高密度・小型化を可能とした。

　本開発品は，光伝送路の接続点で視覚的に回線状況を判別できるため，今後ますます拡充する光ファイバー通信網の見える化や，設備の有効活用，保守業務の効率化への貢献が期待できる。

引用文献

１） M.Waki, et al . : Study on improving workability with fiber distribution management system by using visible light communication, IEICE General Conference, (2010), B-10-14.

２） T.Kubo , et a l . : Temperature Independent In-Line Monitoring Technique by Using 1.3um-Band Chirped QPM-LM Device, IEICE General Conference, (2010), B-10-27.

３） Sueoka, et al.: Development and Application of Visual Connection Identifier for Optical Line, IWCS, 59 (2010), p.48.

４） Nakatani, et al.: Development of Optical Visual Connection Identifier, IWCS, 59 (2010), p.369.

鈴木香菜子Kanako Suzuki

日立金属株式会社電線材料カンパニー電線事業部

大越幹夫Mikio Ohkoshi


西川貴雄Takao Nishikawa

NTTコミュニケーションズ株式会社

佐藤高宏Takahiro Sato


末岡鉄也Tetsuya Sueoka


小島正嗣Seiji Kojima


中谷佳広Yoshihiro Nakatani


鈴木智之Toshiyuki Suzuki


46 日立金属技報 Vol. 30（2014）

25 Gbit/s/ch 伝送用メタルケーブルにおける対内スキュー生成要因の解析Analysis of the Intra-pair Skew Generation Factor in Copper Cable for 25 Gbit/s/ch Transmission

要因と具体的な対策は，未だ見出されていない。　一方で，高速でも波形劣化の少ない「光伝送」は，その使用範囲を広めつつある。しかし，消費電力とコストの面では，依然，メタルケーブルには及ばないため，数ｍ以下の短距離配線には，メタルケーブルの使用が望まれている。　本報告では，差動伝送用メタルケーブルの「対内スキュー」，特に「rise-time skew」の発生要因について分析した。３次元の電磁界解析から得られた周波数領域の伝送特性を，時間波形である「インパルス応答」と「ステップ応答」に変換し，その波形を用いて，スキュー要因を分析した。最初に，10 Gbit/s/ch 伝送で広く使用されているツイナックスケーブルを分析し，さらに，日立金属で 25 Gbit/s/ch 用に開発された，二芯一括押出構造ケーブル「OMNIBIT® ケーブル 4），5）」についても分析し，スキューの低減効果を確認した。

●Key Word：High-speed transmission，differential copper cable，intra-pair skew● Production Code：OMNIBIT® ● R&D Stage：Research

＊日立金属株式会社　電線材料カンパニー＊ Cable Materials Campany, Hitachi Metals, Ltd.

杉山剛博＊

Takahiro Sugiyama南畝秀樹＊

Hideki Nonen深作　泉＊

Izumi Fukasaku

　メタルケーブルには，10 ps/m 程度の対内スキューばらつきがあり，25 Gbit/s/ch伝送対応への障害となっている。日立金属が開発した新構造のケーブル「OMNIBIT®」は，低スキューを特長としており，次世代用ケーブルとして期待されている。これらケーブルについて，対内スキュー，特に「rise-time skew」が生成される要因を , 数値解析を用いて分析した。その結果，対内スキューは差動モードと同相モードの伝搬時間の差に関係していることを明らかにした。新構造のケーブルは，差動モードと同相モードの伝搬時間差がないため，対内スキューが構造的に大きくなりにくいことが確認された。

Conventional copper cable has an intra-pair skew of about 10 ps/m, which makes it difficult to use copper cable for a 25 Gbit/s/ch interconnect. The new structure cable “OMNIBIT®” features a low skew and is expected to become a next-generation cable. We investigated the factor of intra-pair skew particularly the “rise-time skew” of these cables. As a result, it became clear that the intra-pair skew was related to the differences at propagation time between the differential mode and the common mode. Because the new structure cable did not have the differences in propagation time, it was confirmed that the intra-pair skew of OMNIBIT cable did not easily become as it dose in conventional cable.

石川　弘＊

Hiroshi Ishikawa熊倉　崇＊

Takashi Kumakura

1. 緒　言

　データセンターやクラスタ・コンピュータ等，多くの情報機器を相互接続して運用する装置・設備が性能を大きく向上させている。この性能向上には，機器間配線の大容量・高速化が欠かせない。現在，1チャネル，1秒間あたりの伝送容量は，10 ギガビット（10 Gbit/s/ch）が一般的となり，2015 年頃には，25 ギガビット（25 Gbit/s/ch）伝送が採用され始める見込みである 1）。しかし，高速な信号ほど，信号の波形劣化が顕著となる。銅線を使った差動信号用のメタルケーブルの場合，10 ～ 20 GHz 帯域に現れる急激な減衰域である「サックアウト」と，二芯の伝搬時間差である「対内スキュー」が，25 Gbit/s/ch 伝送の障害となっている 2）。また，対内スキューは，立上り波形の変形をともなう「rise-time skew」としても現れる 3）。しかし，その


25 Gbit/s/ch 伝送用メタルケーブルにおける対内スキュー生成要因の解析

2. 差動伝送とその解析方法

2. 1 差動伝送の概要　高速信号の伝送には，一般的に差動方式が用いられる。二本の芯線に互いが逆符号の信号を入力し，受信側でその差分を合成して波形を得る。二芯において伝搬時間の差 ,「対内スキュー」が生じると，受信端で合成された波形は変形し，信号品質が劣化する。25 Gbit/s/ch 伝送では 1ビットの間隔が 40 ps となるのに対して，従来ケーブルの対内スキューは 1 mあたり 10 ps 程度あり，数mでも無視できない伝搬時間差となって，信号品質を劣化させる 6）。　また，伝送線路には，周波数に依存した減衰特性があり，その影響で符号間干渉等の信号品質劣化を引き起こす。回路技術の進歩により，減衰特性を補償することも可能にはなった 7）が，サックアウトのような急激な減衰特性は補償することができない。　差動線路の特性は，周波数領域である「Sパラメータ」で議論されることが多い。しかし，スキューは時間領域の値であり，Sパラメータとの関連は，直観的には理解しにくい。そこで，フーリエ変換を用いて，Sパラメータを時間領域の波形である「インパルス応答」に変換し，スキューを分析することを考えた 8）。波形の立上り部分の分析には ,「ステップ応答」を用いた。次節にその方法を説明する。

2. 2 解析方法　解析方法を説明する。今回の解析の手順として，最初に，伝送線路（ケーブル）の三次元モデルを作成し，有限要素法による電磁界解析で Sパラメータを求める。次に，得られた Sパラメータをフーリエ変換によってインパルス応答に変換する。伝送線路の各ポート，或いは各差動・同相モードのインパルス応答を比較，分析し，スキュー発生の要因を調べる。各ポート番号は，図 1のとおりに設定する。Sパラメータは，ミックスドモード表現の Sパラメータと，４ポート表現の Sパラメータを使い分けて説明する。

　ミックスドモードの Sパラメータでは，Sdd21（差動通過特性），Scc21（同相通過特性），Scd21（差動同相変換特性）を調べる。送信端（P1）の差動入力に対する，受信端（P2）の各芯 p2，p4 の応答，S2-d1，S4-d1 は，４ポート表現の Sパラメータを使って，次式で求めることができる。

S2-d1 = S21 － S23 （1）　　S4-d1 = S43 － S41 （2）　　

　S21，S43 は，芯線に沿って伝搬する成分であり，S23，S41は芯線間で結合している成分である。S2-d1，S4-d1をインパルス応答（t（Sxx）と表記する）に変換すると以下の式となる。

t（S2-d1） = t（S21）－ t（S23）（3）　　t（S4-d1） = t（S43）－ t（S41）（4）　　

　すなわち，シングルエンドのインパルス応答を単純に合成したものと考えて良い。ステップ応答（s（Sxx）と表記する）も同様の計算が可能である。

3. ツイナックスケーブルの解析

3. 1 ツイナックス構造　一般的な高速用ケーブルであるツイナックスケーブルの構造を図 2に示す。ツイナックス構造は二本の絶縁電線とドレイン線を並行に並べ，その上から導体テープを巻き付けてシールドとする。シールドには，導体テープをらせん状に巻つけたタイプの図 2（a）と，縦添えしたタイプの図 2（b）がある。

　芯線を被覆する絶縁体は，通常，別々に作製される。二本の被覆電線を並行に添え並べたとき，それは同時には作製されたものではないので，絶縁体の外径，比誘電率等にはわずかな「ばらつき」がある。今回の解析にあたっては，絶縁体の誘電率のばらつきを考慮して，解析モデルに誘電率差を 0.5％（アンバランス時）を付与した。また，付与しない場合（バランス時）と比較した。解析モデルのケーブル仕様と，解析条件を表 1にまとめた。

表 1 解析モデル仕様と解析条件Table 1 Cable specification and analysis condition

図 1 S パラメータのポート設定Fig. 1 Port setting of S-parameter

図 2 ツイナックス構造（a）スパイラルシールド（b）縦添えシールドFig. 2 Twinax structure (a) spiral shield (b) longitudinal shield

p1

p3

p2

p4

(Mixed) (Mixed)(Single) (Single)

P1 P2

Drain

Insulator

Spiral shield

ConductorInsulator

Longitudinal shield

Conductor

Drain

（a）（b）

項目仕様，条件

バランス時アンバランス時

芯線外径 0.254 mm（単線，Cu）

絶縁体

外径 0.77 mm×2本

比誘電率

（右左比）

1.85/ 1.85 1.85/ 1.86

シールド構造スパイラル／縦添え

ケーブル長 3 m

解析周波数 0.1～50 GHz

（0.0％）（0.5％）

48 日立金属技報 Vol. 30（2014）

3. 2 縦添えシールド・ツイナックス構造の解析3. 2. 1 バランス時（誘電率差 0％）　最初に縦添えシールドで，絶縁体に誘電率差がない場合（0％）について解析した。電磁界解析で得られた Sパラメータを図 3に示す。Sパラメータから計算したインパルス応答とステップ応答を図 4に示す。解析結果から，次のことが確認できる。

（1）差動通過特性（Sdd21）にはサックアウトがない。（2）同相通過特性（Scc21）は差動（Sdd21）とほぼ同じ。（3）差動同相変換量（Scd21）は小さい（－50dB 以下）。（4）差動モード t（Sdd21），と同相モード t（Scc21）のインパルス応答には，伝搬時間差がある。

（5） t（S21），t（S43）両方に「二つのピーク」がある。（6）上記二つのピーク位置（時間軸）は，それぞれ，同相のインパルス応答 t（Scc21）のピークと，差動のインパルス応答 t（Sdd21）のピークと一致する。

（7） t（S21）の最初のピークは，t（S23）のピークと一致しており，合成した波形 t（S2-d1）では最初のピークが打ち消されており，波形の乱れが確認できない。

　図 4の差動モードと同相モードの伝搬時間差は，各モー

ドに対する実効誘電率が異なることに起因する。ツイナックスケーブルには，図 5（a）に示すように，絶縁電線とシールドの間に「隙間（空気部分）」がある。図 5（b）（c）に示すように，同相モードの電界は，差動モードに比べて，隙間部分を占める割合が多い。隙間部分の比誘電率は絶縁体部分より低いので，同相モードの実効誘電率は差動モードより低下する。その結果，同相モードの伝搬時間は差動モードよりも短くなる。

t（S21），t（S43）において最初のピークは，同相モード成分であり，二つめのピークは差動モード成分である。しかし，t（S23），t（S41）によって，同相モード成分が打ち消され，t（S2-d1），t（S4-d1）には差動成分のみが残る。このように，誘電率差がなく，二芯のバランスが取れていれば，全く波形の乱れがない信号として，受信端で合成される。ステップ応答においても，波形の乱れは見られない。

3. 2. 2 アンバランス時（誘電率差 0.5％）　次に，縦添えシールドで，二つの絶縁体に誘電率差 0.5％を付けた場合について解析した。誘電率差 0.5％は，同軸線二本による疑似差動線路で概算すると，約 12 ps/mの対内スキューに相当する。解析で得られた結果を図 6，

Sdd21Scc21

Scd21

Frequency (GHz)

0－100

－80

－60

－40

－20

0

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

S-parameter (dB)

図 3 バランス時のミックスドモード・SパラメータFig. 3 Mixed mode S parameter in the case where the balanced

twinax cable図 5 ツイナックスケーブルの断面と電界分布（a）断面（b）差動モードの電界分布（c）同相モードの電界分布Fig. 5 Cross-section and electric field distributions of twinax cable (a) cross-section (b) electric field distribution of differential mode

(c) electric field distribution of common mode

図 6 アンバランス時のミックスドモード・SパラメータFig. 6 Mixed mode S parameter in the case where the unbalanced

twinax cable has a longitudinal shield

図 4 バランス時のインパルス応答・ステップ応答Fig. 4 Impulse response and step response in the case where the

balanced twinax cable

t (Sdd21)t (Scc21)

t (Scd21)

t (S2-d1)

t (S21)

t (S4-d1)

t (S43)

－t (S23) －t (S41)

s (S2-d1)s (S4-d1)

Time (nsec)

Magnitude

13.0 13.2 13.4 13.6 13.8 14.0

Shield

Conductor

Space (air)

7.5e＋36.8e＋36.4e＋35.9e＋35.5e＋35.0e＋34.5e＋34.1e＋33.6e＋33.2e＋32.7e＋32.2e＋31.8e＋31.3e＋39.1e＋24.5e＋20.0e＋0

Insurator

Drain wire（a）

（b）（c）

Differential mode

cross-sectionElectric field(V/m)

Common mode

Frequency (GHz)

0－100

－80

－60

－40

－20

0

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

S-parameter (dB)

Sdd21Scc21

Scd21



図 7に示す。解析結果から，次のことが確認できる。（1）差動同相変換量（Scd21）は－20 dB と大きい。（2） t（S21）と t（S43）の波形で，各ピークの波高値が異なる。

（3） t（S21）の最初のピークは，t（S23）のピークと一致していない。合成波形 t（S2-d1），t（S4-d1）の最初のピークは打ち消されることなく，同相モード成分が残存する。

（4）ステップ応答 s（S2-d1），s（S4-d1）では，残存する同相成分によって，波形の立上り部分に乱れが生じる。

　図 7に示すように，誘電率差があることで，バランス時には打ち消されていた同相成分が残存し，その結果，t（S2-d1），t（S4-d1）に同相成分が混在した波形となる。同相成分は差動成分より短い時間で伝搬するため，差動成分が到達する前の位置（時間）に現れる。ステップ応答においては，同相成分が，差動成分よりも早い時間，すなわち，波形の立上り部分に影響を与え，波形の乱れとなっている。これが「rise-time skew」の原因となっていることが分かる。ツイナックスケーブルでは，「隙間」があるので「差動モードと同相モードの伝搬時間の差」が構造的に避けられない。これに，わずかな「差動アンバランス」が加わることによって，対内スキュー，特に「rise-time skew」が発生する。　また，図 4，図 6に示すとおり，縦添えシールドでは，サックアウトを解消する反面，同相と差動の減衰特性がほぼ同じ特性となっている。一旦，生成された同相成分は，減衰されることなく，受信端に伝播することになり，これも対内スキューの要因となっている。

3. 3 スパイラルシールド・ツイナックス構造の解析　次に，スパイラルシールドのツイナックスケーブルについて解析する。前節と同様，絶縁体には 0.5％の比誘電率差によるアンバランスを設けている。解析する構造には周期構造があり，全体を電磁界解析することが難しいので，

30 mmの解析モデルを一旦計算し，それを 100 個連結することで計算した。解析結果を図 8，図 9に示す。　図 8の差動モードの減衰特性には，12 GHz 付近にサックアウトがある。また，同相モードの減衰特性では 1～10 GHz の減衰が大きい。これらの減衰特性は，縦添えシールドには見られないので，シールド周期構造の影響であることが分かる。25 Gbit/s 信号の基本波は 12.5 GHz なので，スパイラルシールドは，使うことができない。　図 9において，同相モード t（Scc21）の波形が，差動モード t（Sdd21）の波形よりも早く到達しているが，その振幅は小さい。図 8に示すとおり，同相モードは，シールドの周期構造の影響で伝搬とともに減衰するため，対内スキューが発生しても減衰する。ステップ応答においても，波形の乱れは小さい。このように，スパイラルシールドでは，ケーブルのアンバランスがあっても，シールドによる同相モードの減衰効果によって，対内スキューが抑制される。

図 8 スパイラルシールドのミックスドモード・SパラメータFig. 8 Mixed mode S parameter in the case where the unbalanced

twinax cable has a spiral shield

図 7 アンバランス時のインパルス応答・ステップ応答Fig. 7 Impulse response and step response in the case where the

unbalanced twinax cable has a longitudinal shield

図 9 スパイラルシールドのインパルス応答とステップ応答Fig. 9 Impulse response and step response in the case where the

unbalanced twinax cable has a spiral shield

Time (nsec)

Magnitude

13.0 13.2 13.4 13.6 13.8 14.0

t (Sdd21)t (Scc21)

t (Scd21)

t (S2-d1)

t (S21)

t (S4-d1)

t (S43)

－t (S23) －t (S41)

s (S2-d1)s (S4-d1)

Frequency (GHz)

0－100

－80

－60

－40

－20

0

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

S-parameter (dB)

Sdd21

Scc21

Scd21

Time (nsec)

Magnitude

14.0 14.2 14.4 14.6 14.8 15.0

t (Sdd21)t (Scc21)

t (Scd21)

t (S2-d1)

t (S21)

t (S4-d1)

t (S43)

－t (S23) －t (S41)

s (S2-d1)s (S4-d1)

50 日立金属技報 Vol. 30（2014）

4. 二芯一括押出構造ケーブルの解析

4. 1 二芯一括押出構造　メタルケーブルによる 25 Gbit/s/ch 伝送を可能にするため，日立金属では独自ケーブル構造を持つOMNIBITケーブルを開発した。サックアウトによる減衰量増加を避けるため，縦添えシールドを採用し，且つ，対内スキューを低減するために，二芯一括押出構造を採用している。開発されたケーブル構造を図 10に示す。

　二芯一括押出ケーブルは，二本の絶縁電線をひとつの絶縁体で被覆し，これを導体テープでシールドする。シールドは，サックアウトを回避するため，縦添えシールドを用いる。この構造では，ひとつの絶縁体を一回で被覆するため，二芯での誘電率差はほとんどなく，二芯の間隔を自由に設定できる。対内スキューの低減に最適化するため，芯線の結合率を 20％としている。従来のツイナックスケーブルは 6％であり，結合率を 20％にすることで，スキューを 40％低減できることが，電磁界解析によって確認されている 9）。　今回，長径方向に二芯のセンターが 0.05 mmシフトして，差動のアンバランスが生じたとして仮定し，対内スキュー，および，差動同相変換量に及ぼす影響を解析した。解析に用いたモデルと条件を表 2に示す。

4. 2 解析結果　二芯一括押出構造のケーブルについて同様の解析を実施した。解析結果を図 11，図 12に示す。

　解析結果から，次のことが分かる。（1）差動と同相の通過特性はほぼ同じ特性で，減衰量が変わらない。

（2）差動同相変換量は（Scd21）は小さい。（3）差動モードと同相モードのインパルス応答に，伝搬時間差がない。

（4） t（S21），t（S43）に，ツイナックス構造のような，二つのピークがない。

（5）結合成分の t（S23），t（S41）がツイナックス構造に比べて小さい。

（6）合成波形の t（S2-d1），t（S4-d1）ともに，ピークの波高値の違いはわずかにあっても，伝搬時間差になるような波形が見られない。　図 11の結果から，同相モードの減衰効果はないことが分かる。しかし，図 12に示すように，二芯一括押出構造では，同相モードと差動モードとの伝搬時間差がない。これは，二芯一括押出構造では，ツイナックス構造のような空隙がなく，シールド内の伝送路が一様な誘電率で満たさ

Insulator

Longitudinal shield

Conductor

図 10 OMNIBIT® ケーブル（二芯一括押出構造）Fig. 10 OMNIBIT® Cable (structure of the one batch extruded insulator

covering two conductor type)

図 11 二芯一括押出構造のミックスドモード・SパラメータFig. 11 Mixed mode S parameter at the structure of the one batch

extruded insulator covering two conductor type

図 12 二芯一括押出構造のインパルス応答とステップ応答Fig. 12 Impulse response and step response at the structure of the

one batch extruded insulator covering two conductor type

項目仕様，条件

0.254 mm（単線，Cu）

芯線

外径

0.542 mm

絶縁体

ピッチ

（0.050 mm）

外径

センターずれ

比誘電率

1.92 mm（長径）／0.96 mm（短径）

シールド構造縦添え（Cu）

ケーブル長 3 m

解析周波数 0.1～50 GHz

2.1

表 2 OMNIBIT® の解析モデル仕様と解析条件Table 2 Cable specification and analysis conditions for OMNIBIT®

Frequency (GHz)

0－100

－80

－60

－40

－20

0

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

S-parameter (dB) Sdd21 Scc21

Scd21

Time (nsec)

Magnitude

14.0 14.2 14.4 14.6 14.8 15.0

t (Sdd21)t (Scc21)

t (Scd21)

t (S2-d1)

t (S21)

t (S4-d1)

t (S43)

－t (S23) －t (S41)

s (S2-d1)s (S4-d1)



れており，同相モードと差動モードに実効誘電率の差が生じないことに起因している。その結果，t（S21），t（S43）にはツイナックス構造のようなピークが二つに分かれる現象が発生しない。また，アンバランスがあっても，インパルス応答の波形がほとんど乱れない。ステップ応答においても，波形の立上り部分が，ほとんど波形がないことが分かる。　この解析結果から，二芯一括押出構造のケーブルでは，「差動モードと同相モードの伝搬時間の差」が構造的に生じることがないため，わずかな「差動アンバランス」が加わっても，対内スキュー，特に「rise-time skew」が発生しにくい，ということが確認できた。

5. 結　言

　25 Gbit/s/ch 伝送用のメタルケーブルの対内スキューを低減する検討として，従来ケーブル構造と日立金属が開発する二芯一括押出構造についての伝送特性の解析・比較を行った。電磁界解析で求めた伝送特性をインパルス応答とステップ応答に変換，これを分析したところ，以下のことが分かった。（1）縦添えシールドを使用すると，サックアウトは回避できる。

（2）ツイナックス構造に縦添えシールドを使用すると，サックアウトは回避できるが，同相モードの減衰量が小さいこと，および，差動モードと同相モードに伝搬時間差があることによって，わずかなアンバランスでも対内スキュー，および差動同相変換量が増大する。

（3）上記，差動モードと同相モードの伝搬時間差に関係する対内スキューは，立ち上がり波形の変形をともなっており，「rise-time skew」の原因となっている。

（4）二芯一括押出構造では，差動モードと同相モードの伝搬時間差がないため，縦添えシールドを使用しても，対内スキュー，および差動同相変換量の増大が少ない。

　メタルケーブルによる 25 Gbit/s/ch 伝送には，サックアウトの回避は必須である。本検討で，従来のツイナックス構造は，縦添えシールドを使用した場合に，対内スキューがばらつきやすく，その低減が困難となることが分かった。　一方で，二芯一括押出構造は，縦添えシールドを使用しても，対内スキューがばらつき難い。サックアウトの解消と，対内スキューの低減が両立できるので，25 Gbit/s/ch伝送ケーブルとして有効であることが明らかになった。

引用文献

１） H.Frazier, et al. : IEEE802 Plenary, Dallas, TX, Nov 2010 “100GbE Backplane/Cu Cable CFI ”.

２） De Araujo, D.N., et al.: Full-Wave, TwinAx, Differential Cable Modeling, 2008 Electronic Components and Technology Conf. （Publ.2008）, p1684

３） T,Sugiyama et al . : High-speed transmission copper cable for 25Gbit/s/lane, Proc. 3rd IEEE Components, Packaging, Manufacturing Technology Symposium Japan, 2013 （Publ.2013）, p57

４）杉山剛博他 : 工学技術研究誌日立電線 , 31（2012）, p.21５）加賀雅文他 : 工学技術研究誌日立電線 , 32（2013）, p.23６） R.Olsar: Maxim Engineering journal,Vol.64（2008）, p3７）野田敦人 :エレクトロニクス実装学会超高速高周波エレクトロニクス実装研究会平成 17 年第 3 回公開研究会論文集 , Vol.5, No.3（2005）, p.25

８）杉山剛博他 :エレクトロニクス実装学会超高速高周波エレクトロニクス実装研究会平成 24 年第 4 回公開研究会論文集 , Vol.12, No.4（2012）, p.9

９）杉山剛博他：エレクトロニクス実装学会講演大会論文集，26th（2012）, p.8A-12.

杉山剛博Takahiro Sugiyama

日立金属株式会社電線材料カンパニー電線材料研究所

深作泉Izumi Fukasaku

日立金属株式会社電線材料カンパニー電線材料研究所

南畝秀樹Hideki Nonen


石川弘Hiroshi Ishikawa

日立金属株式会社電線材料カンパニー電線材料研究所博士（工学）

熊倉崇Takashi Kumakura


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52 日立金属技報 Vol. 30（2014）

高効率変圧器用アモルファスコアAmorphous Core for Energy Efficient Transformer

Amorphous transformer core：AMTC series

　変圧器の損失は負荷に依存しない待機電力に相当する無負荷損（鉄損）と負荷の二乗に比例する負荷損（銅損）があり，無負荷損の低減には低鉄損の磁性材料を用いる必要がある。　日立金属は高効率変圧器のコア用磁性材料としてアモルファス合金Metglas® 2605HB1Mを製品化している。アモルファス合金をコアに用いるアモルファス変圧器は，方向性電磁鋼板をコアに用いた変圧器と比較して無負荷損を約 1/3 に抑えることが可能であり，米国，中国，インド，日本などで採用が進んでいる。　しかし，アモルファス合金は方向

性電磁鋼板と比較して，その板厚が約 1/10，硬度が約 3倍，かつ 1/2 以下の温度で磁場中熱処理が必要である。このため，アモルファス変圧器の製造には専用のコア製造設備の導入が必要でアモルファス変圧器普及のための障害のひとつとなっていた。　この課題の解決に向け，日立金属はアモルファスコアAMTCシリーズの生産・供給を開始した。図1にその外観写真を示す。単相2脚，単相3 脚，3相 3 脚，3相 5 脚コアの生産が可能で，2,500 kVA（油入り），1,500 kVA（乾式）の容量まで提供可能である。表 1，図 2，図 3に 2605HB1M

および方向性電磁鋼板を用いた単相モデルコアの鉄損と皮相電力の動作磁束密度依存性を示す。これらによりアモルファスコアAMTCシリーズは方向性電磁鋼板と比較してすべての動作磁束密度で鉄損が小さく，1.5 T より低い動作磁束密度で皮相電力が小さいことが分かる。　アモルファスコアAMTCシリーズの供給により，アモルファス変圧器を製造した経験のないメーカーもアモルファス変圧器の製造が容易になり，高効率なアモルファス変圧器の普及が進むことが期待される。

（高級金属カンパニー）

図 1 アモルファスコアAMTCシリーズの外観Fig. 1 Amorphous core AMTC series

図 2 Metglas® 2605HB1M，方向性電磁鋼板を用いた単相モデルコアの鉄損と動作磁束密度依存性（日立金属評価）

Fig. 2 Core loss vs. induction for single phase core based on Metglas® 2605HB1M and grain-oriented electrical steel (measured by Hitachi Metals, Ltd.)

150 mm

00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0

1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7

Core loss (W/kg)

Induction (T)

Metglas®2605HB1M

50 Hz

方向性電磁鋼板

HB1M 方向性電磁鋼板 HB1M 方向性電磁鋼板1.0 0.10 0.27 0.12 0.361.1 0.12 0.32 0.15 0.421.2 0.14 0.38 0.19 0.491.3 0.16 0.45 0.24 0.581.35 0.17 0.49 0.28 0.631.4 0.19 0.53 0.35 0.681.45 0.20 0.57 0.47 0.741.5 0.22 0.62 0.71 0.821.55 0.25 0.67 1.29 0.921.6 0.73 1.061.7 0.87 1.87

鉄損（W/kg）皮相電力（VA/kg）動作磁束密度（T）

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7

Apparatus power (VA/kg)

Induction (T)

Metglas®2605HB1M

50 Hz

方向性電磁鋼板

表 1 Metglas® 2605HB1Mと方向性電磁鋼板を用いた単相モデルコアの各動作磁束密度における鉄損と皮相電力

Table 1 Core loss and apparatus power for single phase model core based on Metglas® 2605HB1M and grain-oriented electrical steel

図 3 Metglas® 2605HB1M，方向性電磁鋼板を用いた単相モデルコアの皮相電力と動作磁束密度依存性（日立金属評価）

Fig. 3 Apparatus power vs. induction for single phase core based on Metglas® 2605HB1M and grain-oriented electrical steel (measured by Hitachi Metals, Ltd.)

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Ni系アモルファスろう材Ni-Based Amorphous Brazing Materials

Brazing material ：MBF series

　金属の接合法の一つであるろう付けは，溶融したろう材が狭い隙間に入るので，複雑な形状で多数の接合部を持つ部材の接合が同時にできるためさまざまな分野で使用されている。　Ni 系ろう材は，Niや Crを主成分にB（ホウ素）やP（リン）を添加して融点を下げた材料であり，高温強度が高く耐食性に優れるため，ステンレス鋼等のろう付けに使用されている。Ni系ろう材はもろく，圧延加工が困難であるため，粉末に有機バインダーを混ぜたペーストろうとして使われるのが一般的である。このため，ろう付け時に蒸発した有機バインダーで炉が汚染されたり，粉末粒径が

大きいため均一塗布には多量のろうが必要になる等の課題があり，箔状のNi 系ろう材の実現が望まれていた。　日立金属は 2013 年現在，アモルファス材では世界最大の生産能力を有し , これまで培った超急冷技術を活かし，従来製法では実現困難であった良好な延性を有する箔状（典型的な板厚：38.1 μ m）のNi 系ろう材MBF（Metglas® Brazing Foil）シリーズを開発した。表 1にMBFの製品ラインアップを示す。米国規格相当品の他，独自開発品も取り揃えており，独自の材料設計技術を駆使した新規ろう材開発も継続的に進めている。MBFはアモルファス構

造を有するため図 1に示すようにプレスや曲げ加工ができるのが最大の特長である。これにより精密部品の自動組立が可能で，併せて 38.1 μ mの箔材のため使用量を最少限に抑えることができ，トータルコスト削減に寄与する。その他，最大幅215.9 mm，最大厚 76.2 μ mの箔材が供給できるため（図 2），大型･大面積の用途にも対応できる。　自動車分野では，環境に厳しい欧州をはじめ日米でも，低燃費化，クリーン環境等の要求が高まってきている。MBFは環境適合製品として，図 3に示す各種用途での需要の伸びが期待できる。（高級金属カンパニー）

図 1 曲げ加工およびプレス加工されたMBFFig. 1 Preformed MBF

図 3 MBFの用途　（a）排ガス再循環装置　（b）熱交換器　（c）メタル担体Fig. 3 Application for MBF (a) exhaust gas recirculation (b) heat exchanger (c) metallic catalytic substrate

図 2 MBFの外観Fig. 2 Appearance of MBF

Cr Fe Si C＊2 B P Mo NiMBF15 13.0 4.2 4.5 0.03 2.8 Bal 965 1,103 1,135MBF20 AWS BNi-2 / AMS 4777 7.0 3.0 4.5 0.06 3.2 Bal 969 1,024 1,055MBF30 AWS BNi-3 / AMS 4778 4.5 0.06 3.2 Bal 984 1,054 1,085MBF50 AWS BNi-5a 19.0 7.3 0.08 1.5 Bal 1,052 1,144 1,170MBF51 AWS BNi-5b 15.0 7.3 0.06 1.4 Bal 1,030 1,126 1,195MBF53 15.0 7.3 0.06 1.4 5.0 Bal 1,045 1,127 1,195MBF60 AWS BNi-6 0.1 11.0 Bal 883 921 950MBF64 17.5 4.0 3.0 0.8 5.0 1.0 Bal 913 978 1,010MBF67 25.0 <1 1.5 0.5 6.0 1.5 Bal 890 970 1,000MBF80 AWS BNi-9 15.0 0.06 4.0 Bal 1,048 1,091 1,120＊1: AWS (American Welding Society), AMS (Aerospace Material Specifications) ＊2 : 最大含有量

公称組成（mass%）合金名米国 AWS / AMS規格＊1 固相線

（℃）液相線（℃）

ろう付け温度（℃）

100 mm

100 mm

100 mm

100 mm

（a）

（b）（c）

表 1 MBF の製品ラインアップTable 1 Product line-up for MBF

100 mm 10 mm

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54 日立金属技報 Vol. 30（2014）

高精度抵抗材料High Accuracy Resistance Alloy

Resistance alloy ：MC-1, MC-2

　金属材料は，一般的に図 1に示す純銅（Cu）のように，温度変化に伴い電気抵抗が変化する特性を有する。金属材料の中でも抵抗の温度係数（TCR: Temperature Coefficient of Resistance）が小さいものは，抵抗材料と呼ばれている。　抵抗材料は，スマートフォンなどの情報機器や自動車などに搭載され，充放電電流の測定による電池容量の管理や，過電流などの電流検出などに使用されている。　NEOMAXマテリアルは，Ni-Cu系の低電気抵抗材料とNi-Cr 系の高

電気抵抗，低TCR材料を販売してきたが，2010 年代以降，自動車における電装化の急速な進行，またハイブリット車や電気自動車の躍進により，大電流を流す用途で正確に電流を測定する必要が高まった。　そこで，NEOMAXマテリアルは，低電気抵抗，低TCRである高精度抵抗材料（MCシリーズ）を開発，量産化した（図 2）（表 1）。1．特　長（1）体積抵抗率大電流を流してもジュール発熱が抑えられるよう，MC-1が 44×10－8

Ω・m，MC-2 が 29 × 10－ 8 Ω・mと，低い体積抵抗率を実現した。

（2） TCR TCRは±10 ppm/Kであり，これまで量産化していた当社従来品と比較して，最も低い値である。これにより，環境の温度変化に対して精度良く電流が測定できる。

（3）対銅熱起電力基板の銅配線や銅線などに接続しても，熱起電力（EMF: Electromotive force）が小さく，信頼性の高い測定が可能である。（株式会社NEOMAXマテリアル）

35

30

25

20

15

10

5

0

－50 20 40 60 80 100

Electrical resistance

change ratio (%)

Temperature (℃)

MC－1MC－2CuNC－130

MC Line

図 1 金属材料の温度と抵抗変化率の関係Fig. 1 Relationship between temperature and electrical resistance

change ratio of metal material

表 1 抵抗材料のラインアップTable 1 Line-up of resistance alloys

図 2 抵抗材料の体積抵抗率と TCRの関係Fig. 2 Relationship between electrical resistivity and TCR of

resistance alloys

0 20 40 60 80 100 120 140

Electrical resistivity (x10－8 Ω・m)

1,600

1,400

1,200

1,000

800

600

400

200TCR (23～100℃) (ppm/K)

Ni-CrSystem

MC Line

Ni-CuSystem

System Material code

MC－1MC－2NC－105NC－110NC－115NC－120NC－130NC－140NC－150CTMENRH－1NRH－50

12Mn－3Ni－Cu7Mn－2.3Sn－Cu

2Ni－Cu6Ni－Cu10Ni－Cu14Ni－Cu23Ni－Cu33Ni－Cu44Ni－Cu9.5Cr－Ni20Cr－Ni

20Cr－3AI－2Cu－Ni

4429510152030404969108130

±10 (20℃～55℃)±10 (20℃～55℃)

－1 －1 －13 －18 －25

－32

－40 ＋20.5＋5 ＋2.5

Chemical component(mass%)

Electrical resistivity(×10－8 Ω・m)

TCR(23～100℃) (ppm/K)

Thermal EMF against Cu(0～100℃) (μV/K)

MC Line

Ni-Cu

Ni-Cr

1,500700500400200100±8035050

±25

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実装接合用Cuコア鉛フリーはんだボールCu Cored Pb-Free Solder Ball for Solder Jointing

Cu cored Pb-free solder ball：CNSA3A5C, CNSAC

図 1 Cu コアはんだボール　（a）外観 SEM像　（b）断面写真Fig. 1 Cu cored solder balls (a) SEM image (b) cross section view

図 3 Cu コアボール粒径分布Fig. 3 Particle size destribution of Cu ball

　タブレット端末に代表されるように電子機器の小型化，高機能化が進み，POP（Package on Package）やMCP（Multi Chip Package）などの3次元実装対応技術の重要性が増している。一方で積層パッケージの自重により，はんだボールが潰れショートが発生したり，平坦性が損なわれるなどの課題も生じている。　日立金属ナノテックが開発した鉛フリーCuコアはんだボールは，これら高次元実装用はんだ接続材料に求められる課題に対応した材料である。外観および断面を図 1に示す。Cuコアボールが中心に配置され，周囲にはNi めっきと Sn-3.0Ag-0.5 Cu

めっきが均一に施されており滑らかな表面状態を有する。図 2に示すような上下両面実装において，Cuコアがスペーサーとなり基板とパッケージ間の高さ寸法，いわゆるスタンドオフ高さを一定に制御することができる。はんだめっきは，組成制御が難しいとされる 3元めっき（Sn-3.0Ag-0.5Cu）技術を確立し，従来のはんだボールと同じ実装条件で搭載することが可能となった。高次元実装の信頼性が大幅に向上するため，狭ピッチ実装やチップ内蔵型パッケージへの実用化が進んでいる。　図3に直径 180 μmのCuコアボール粒径分布測定結果を示す。均一な

Cuコアの粒径でスタンドオフ高さを図 2のように制御できる。　コアおよびめっき引き受け材質とサイズを表 1に示す。Cuコアは 40～1,500 μ mで対応可能である。めっき膜厚は0.1～ 50 μmの範囲で加工でき，3元系 Sn-Ag-Cu はんだに加え，2元系 Sn-Ag はんだや低融点はんだ Sn-58Bi などもラインアップしている。日立金属ナノテックではCuコアボール造粒からめっき加工まで一貫したプロセスにより短納期・高品質にて対応している。

（株式会社日立金属ナノテック）

100 μm 100 μm

（a）（b）

図 2 はんだボールとCuコアはんだボール実装後の断面Fig. 2 Cross section view of solder and Cu cored solder bumps

Solder ball Cu cored solder ball

Substrate

Si chip

Plastic mold

Cu ball

200 μm

0

100

200

300

400

500

170 172 174 176 178 180 182 184 186 188 190

Frequency (pieces)

Diameter (µm)

N = 500pieces

Diameteraverage179.9 μm

Standarddeviation0.4 μm

0

100

200

300

400

500

170 172 174 176 178 180 182 184 186 188 190

Frequency (pieces)

Diameter (µm)

N = 500pieces

Diameteraverage179.9 μm

Standarddeviation0.4 μm

表 1 Cu コアはんだボール仕様Table 1 Specification of Cu cored solder

材質

コア

下地めっき

はんだめっき

Ni

Sn-Ag-CuSn-AgSn-CuSn-BiSn

Cu 40～1,500

0.1 ～ 5

1 ～ 50

粒径・膜厚（μm）

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56 日立金属技報 Vol. 30（2014）

刃先交換式 4枚刃ボールエンドミルIndexable 4-Flute Ball End Mill

Ball end mill：Ball Precision Multi Flutes ABP4F type

　自動車業界をはじめとした大物金型加工の現場では，リードタイム短縮や高品質化を目的として，工作機械による高精度加工や高速機械を用いた高速加工への取り組みに関心が高まっている。　工作機械においては，門型マシニングセンターやガントリータイプの大型工作機械でも主軸の最高回転数（nmax）が 20,000 ～ 24,000 min－ 1，送り速度（vf）は 20 m/min 以上という高速仕様が製品化されている。　日立ツールは，このようなユーザーニーズや工作機械などの技術動向を踏まえ，独自のインサート固定方法の考案により，仕上げ用の刃先

交換式 4枚刃ボールエンドミルを開発した（図 1）。これにより，従来の2枚刃タイプのボールエンドミルよりも高速切削領域をカバーすることが可能になった。　基本構造を図 2に示す。インサートとホルダーを締結するための親刃インサート固定用の穴を斜めにすることでボディ先端部に子刃インサート 2個分のチップ座スペースを設けることができる。これにより親刃と子刃インサート 3個を用いて 4枚刃を実現している。また，親刃インサートの先端部に切り欠き部を設け，子刃の先端部が親刃に干渉せず先端のチゼル部（切れ刃稜線がボールエ

ンドミルの先端で交わる箇所）中心付近まで切れ刃を設けられるようにしている。インサートのコーティングには鋳物の加工に適した PVD（Physical Vapor Deposition）コーティングである「ATH10E」を採用した。　プレス金型で多く使用されるダクタイル鋳鉄FCD600 を被削材として開発工具（4枚刃）と従来工具（2枚刃）との比較テストを行った結果，従来品に比べて加工能率 2倍（図3），寿命 2倍の性能（図 4）を確認した。

（日立ツール株式会社）

図 1 アルファボールプレシジョンマルチフルートABP4F 形Fig. 1 Ball Precision Multi Flutes ABP4F type

図 3 平面加工における加工能率比較Fig. 3 Performance comparison when cutting flat surfaces

図 2 基本構造Fig. 2 Structure

図 4 立壁加工における寿命比較Fig. 4 Tool life comparison when cutting vertical walls

20 mm

0

1

2

ABP4F 2－fluteProcessing performance

(multiple) Feed rate (vf) = 8,000 mm/minCutting time (T) = 20 h 50 min

Feed rate (vf) = 16,000 mm/minCutting time (T) = 10 h 25 min

【Cutting conditions】Work material: FCD600, Dry cuttingCutter: ABP4F30S32WL120 (diameter = 30 mm)Cutting speed (vc) = 1,130 m/min, Per-tooth feed rate (fz) = 0.33 mm/tAxial depth of cut (ap) = 0.1mm, Pick feed (pf) = 0.5 mmCutting length (L) = 10 km

Main insert Sub insert

Notch Tip

Hole

Chisel

Clamp screw

Insert pocket space

Cross section

0

1,000

2,000

ABP4F 2－flute

Cutting length (L)

Feed rate (vf) = 8,000 mm/minCutting length (L) = 1,000 m

Feed rate (vf) = 16,000 mm/minCutting length (L) = 2,000 m

【Cutting conditions】Work material: FCD600, Dry cuttingCutter: ABP4F30S32WL120 (diameter = 30 mm)Cutting speed (vc) = 1,130 m/min, Per-tooth feed rate (fz) = 0.33 mm/tAxial depth of cut (ap) = 0.1mm, Pick feed (pf) = 0.5 mmReach tool life standard: Abraded relief surface (VBmax) = 0.2 mm

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高硬度鋼加工用高能率ボールエンドミルHigh-Efficiency Ball Nose End-Mill for Hardened Steels

End-mill ：EHHB-ATH

図 1 エポックハイハードボール（a）外観（b）刃先Fig. 1 Epoch high hard ball (a) appearance (b) cutting edge

図 3 粉末ハイスの底面加工（HAP40：HRC 64）（a）EHHB-ATH（b）従来品Fig. 3 Sintered HSS bottom cutting (HAP40: HRC 64) (a) EHHB-ATH (b) Conventional

　金型の長寿命化が求められており，金型材の高硬度化が進んでいる。一方で，金型製作の短納期化のための高硬度鋼の直彫り加工の要望も高まっている。日立ツールではHRC 60 を超えるような鋼材でも高能率な直彫り加工を実現できるエポックハイハードボール（EHHB-ATH）を開発した。以下にその特長と加工事例を示す。　図1はエポックハイハードボールのアイテム群であるが，工具刃径1 mmから 12 mmまでのラインナップを持たせて多種多様な加工に対応している。　一般的にボールエンドミル加工に

おいては，工具中心部は切削速度ゼロとなるために切削性が悪く，チッピングなどの異常損傷が発生しやすい。そこでエポックハイハードボールは図 2に示すような工具先端部に微小エンド刃を設けることで，工具中心付近の切削性を向上させた。またボール中心部の剛性を向上させることで，当社従来品よりも高切込みで加工できるようになり，大幅な加工能率向上を実現した。　その他のエポックハイハードボールの特長を示す。（1）耐摩耗性に優れたATHコーティングの採用による高硬度鋼加工での長寿命化の実現

（2）不等分割の採用による振動抑制（3）広いチップポケットの採用による切り屑排出性の向上

（4）側面切削に対応した強ねじれ外周切れ刃の採用　エポックハイハードボールを従来品と比較した加工事例を図 3および図 4に示す。いずれの加工事例でも従来品と比較して 2倍以上の寿命となった。　以上の通り，エポックハイハードボールは高硬度鋼において高能率かつ長寿命な加工を可能としている。

（日立ツール株式会社）

10 mm

（a）（b）

5 mm

図 2 先端特殊形状Fig. 2 Special tip shape

最下接触点（4点サポート）

微小エンド刃

側面視

先端部拡大

先端部

0.1 mm

（a）（b）

0.2 mm0.2 mm

正常摩耗チッピング発生

加工距離 40 m 加工距離 20 m

[Cutting conditions]Work material: HAP40 (HRC 64), Dry cutting (air-blow)Tool: EHHB4080-ATH (R4)Revolution speed (n) = 3,600 min－1, Feed rate (vf) = 1,220 mm/minAxial depth of cut (ap) = 0.5 mmRadial depth of cut (ae) = 1.5 mm

図 4 冷間工具鋼の高能率等高線加工（SLD：HRC 60）（a）EHHB-ATH（b）従来品Fig. 4 Cold tool steel high-efficiency contouring example (SLD:

HRC 60) (a) EHHB-ATH (b) Conventional

（a）（b）

0.4 mm0.4 mm正常摩耗チッピング発生

加工距離 375 m 加工距離 250 m

[Cutting conditions]Work material: SLD (HRC 60), Dry cutting (air-blow)Tool: EHHB4080-ATH (R4)Revolution speed (n) = 6,400 min－1, Feed rate (vf) = 2,050 mm/minAxial depth of cut (ap) = 0.3 mm, Radial depth of cut (ae) = 0.3 mm

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58 日立金属技報 Vol. 30（2014）

車載用高温低損失Mn-Zn 系フェライト材料Mn-Zn Ferrite with Low Loss at High Temperature for Vehicles

Ferrite material：MB20D

図 1 トランス用各種フェライトコアFig. 1 Ferrite cores for transformers

図 3 飽和磁束密度の温度特性Fig. 3 Temperature dependence of saturation magnetic flux

density (Bs)

　車載用磁性コアにはMn-Zn 系のフェライト材が使われており，小型・高性能で信頼性の高い材料が求められている。中でも，より一層の信頼性向上のためには，高温特性の向上が必要である。　日立金属はこの課題に対し，車載トランス用のコア材として，高い飽和磁束密度（Bs）を有し，かつ高温側まで損失（Pcv）を低減したフェライト材「MB20D」を開発した（図 1）。　「MB20D」の開発には，主組成の配合と高温特性の改善を可能とする微量成分の探索・適正化，並びに損失の原因となるヒステリシス損失と渦電流損失の解析による焼成プロセ

スの適正化（組織制御）を行い，高い飽和磁束密度と低損失化を両立することを可能とした（図 2）。1．特　長　新材料「MB20D」は，日立金属従来の高飽和磁束密度低損失フェライト材（民生用，車載用）と比べ，以下の特長を有する。（1）同等以上の飽和磁束密度（Bs）を有し，特に高温側でのBs 特性を大幅に改善（日立金属従来品ML33D対比 25％）（図 3）。

（2）高温側（130℃近傍）の損失（Pcv）を大幅に改善（ML33D対比 30％）し，高い信頼性を必要とする車載用トランス用途に対応（図 4）。

　新材料「MB20D」の使用により，トランスの小型軽量化・高効率化，低消費電力化への寄与が期待できる。2．用　途　車載用各種トランス，民生用各種トランス，チョークコイル等　日立金属は車載用ですでに上市している高飽和磁束密度高温低損失フェライトMB19D材，広温度域低損失フェライトML33D材と併せ車載用材料の拡充を今後も継続していく予定である。

（磁性材料カンパニー）

図 4 磁心損失の温度特性Fig. 4 Temperature dependence of core loss (Pcv)

20 mm

図 2 飽和磁束密度と磁心損失の関係Fig. 2 Relationship between saturation magnetic flux density (Bs)

and core loss (Pcv)

250

300

350

400

450

300 350 400 450 500 550 600

Saturation magnetic flux density (Bs)

at 130℃

Core loss (Pcv) at 130℃

New material

Conventional materialsfor consumers

Conventional materialsfor vehicles

200

400

600

800

1,000

0 20 40 60 80 100 120 140 160

ML33DConventional material

MB19DConventional material

MB20DNew material

Core loss, Pcv (kW/m

3)

Temperature (℃)

300

350

400

450

500

550

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Saturetion magnetic flux density, Bs (mT)

Temperature (℃)

MB20DNew material

MB19DConventional material

ML33DConventional material

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LTE基地局用 5 mm角高性能アイソレータ5 mm Square-Sized High Performance Isolator for LTE Base Stations

Isolator ：ESI-5CM series

　移動体通信システムとしてはこれまでW-CDMA（Wideband Code Division Multiple Access）や CDMA 2000（Code Division Multiple Access 2000）に代表される第 3世代（3G）と呼ばれるシステムが主流であったが，2012 年より 3Gシステムよりさらに高速・大容量通信を可能としたLTE＊（Long Term Evolution）通信方式のサービスが開始され，全世界で急速に普及している。　3G基地局では取扱い電力が最大で数百W仕様のマクロセル基地局が主流であったが，LTEではスモールセルと呼ばれる最大で数十W程度の小型基地局を多数配置することで広範囲のエリアをカバーしてい

る。基地局に用いられるアイソレータは送信 PA（Power Amplifier）の後段に配置され，PAへの外部環境変化による影響を緩和し，高品質の信号を安定した動作で送信させる役割を担っており，スモールセル基地局の最終段や前段 PAとの段間には数十W仕様の小型アイソレータが多数使用されている。アイソレータに要求されるのは低挿入損失・高アイソレーション（逆方向損失）・低コストのほか，LTE用途では特に低相互変調歪の要求が強い。　日立金属はこれらの技術課題に対応するため，低飽和磁化で低強磁性共鳴半値幅を特長とするガーネット新材料を開発し，相互変調歪低減に

有効な高磁界動作用の磁気回路および高Q（低損失）Capacitor 材料を組み合わせて高周波回路を最適化し，LTEに割り当てられている各周波数帯に対応する 5 mm角製品（商品名：ESI-5CMシリーズ）を開発した（図 1）。図 2に製品の分解構造図を示す。再現性の高い実績値として， LTE Band41 の 2.6 GHz 帯 /帯域幅194 MHz で挿入損失 0.35 dB，アイソレーション 17 dB，相互変調歪－70 dBc（室温にて 1Wを 2波入力時）を達成した（表 1）（図 3）。

（磁性材料カンパニー）＊LTE：欧州電気通信標準協会登録商標

図 1 開発品の外観写真Fig. 1 Appearance of developed isolator

図 2 開発品の分解構造図Fig. 2 Configuration of developed isolator

表 1 ESI-5CM シリーズ品の主な特性一覧Table 1 Specification of ESI-5CM series

5 mm 5 mm

Upper case

Magnet

Center conductor

Capacitor

Lower case

Resin Case

Garnet

Resistor

Item/Model

LTE bandFrequency (GHz)Bandwidth (MHz)Insertion loss (dB) typIsolation (dB) typV.S.W.R.＊1 [IN] typV.S.W.R.＊1 [OUT] typIMD＊2 (1W x2tones) (dBc) typ

412.61940.35171.41.4－70

12.1600.35181.31.3－70

21.9600.35181.31.3－75

ESI-5CM series

＊1： V.S.W.R. : Voltage Standing Wave Ratio＊2： IMD: Inter Modulation Distortion

図 3 電気特性一例（LTEバンド 41） Fig. 3 Electrical characteristics of LTE band 41 (example) (a) insertion loss (b) isolation

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0

10

20

30

40

502,400 2,500 2,600 2,700 2,800 2,400 2,500 2,600 2,700 2,800

Frequency (MHz) Frequency (MHz)

Insertion loss (dB)

Isolation (dB)

（a）（b）

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60 日立金属技報 Vol. 30（2014）

アモルファス積層ブロックコアAmorphous Laminated Block Core

Amorphous block core：AMBC series

　太陽光発電では，効率向上のために，インバータ内に用いられるリアクトル部品の損失低減が期待されている。日立金属は，リアクトルを構成する部品であるアモルファス積層ブロックコアを開発した（図 1）。　アモルファス金属Metglas® は，低コアロス，高磁束密度材料として知られている。アモルファス積層ブロックコア（以下ブロックコア）は，Metglas 2605SA1 および 2605HB1Mを用い，任意の長さに切断したアモルファスリボンを積層，樹脂含浸してブロック形状に構成したものである。その寸法を表 1に示す。

　このブロックコアおよびアモルファスカットコア（角形状に巻回したアモルファスリボンを接着固定してから切断したコア。以下AMCC），板厚の異なる 2種類の電磁鋼板（Oriented 3% Si-Fe, 6.5% Si-Fe）を用いたリアクトルのコアロス周波数特性を図 2に示す。ブロックコアは，AMCCと同様に電磁鋼板よりも低コアロスを示している。　図 3には，ギャップロスの周波数特性を示す。リアクトルは，飽和しにくくするために，ギャップを設けて使用されることが一般的である。　ギャップ部周辺では，フリンジング

磁束と呼ぶ磁束の広がりが起こり，アモルファス金属の平板な面に鎖交する。この鎖交磁束から渦電流が発生し，ギャップロスとなる。ギャップ長が2倍になるとギャップロスは，3倍程度になるが，ギャップ長を変えずにギャップ数を増やすと，2倍程度の増加に抑えられる。カットコアは，ギャップ数が 2カ所であるのに対してブロックコアは，ギャップを4カ所に分散しているため，1カ所あたりのギャップロスの発生が抑えられる。したがって全体としても，ギャップの影響が抑えられ，効率改善に寄与できる。

（磁性材料カンパニー）

図 3 ギャップロスの比較Fig. 3 Comparison of gap loss

100

1 10 100

Oriented 3%Si-Fe(t=0.23 mm)

6.5%Si-Fe (t=0.1 mm)

Amorphous cut core

Amorphous Iaminated block coreAmorphous Iaminated block core

Frequency (kHz)

Core loss (W/kg)

Bm=0.1 T, Gap=0 mm

0.1

1

10

50 mm

図 1 アモルファス積層ブロックコアFig. 1 Amorphous laminated block core

図 2 コアロス周波数特性Fig. 2 Core loss characteristics

表 1 ブロックコア寸法Table. 1 Block core dimensions

L

H

W

Length L　 (mm)

Min

10

20

10

Max

300

100

100

Tolerance

±0.5

±0.2

±0.2

Width W　 (mm)

Height H　 (mm)

Cut core (1cut)

Block core (4 blocks)

Amorphouscut coreAmorphouscut core

Amorphous laminatedblock coreAmorphous laminatedblock core

Frequency=10 kHz , Bm=0.1 T

10

5

0 2 4 6 8 10

Total GAP length (mm)

Core loss + gap loss (W)

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省レアアースリニアモータReduced Rare Earth Material Linear MotorLinear motor module ：ALTO-MAXTM　ALT-270B/ALT-400S

　NEOMAXエンジニアリングは ,省レアアースのリニアモータALTO-MAXTM

を開発した（図 1）。　多くのリニアモータは，固定子全長にわたり永久磁石を配置する構造をとっているが，省資源の観点から磁石使用量の削減ニーズが高まっている。開発品は，可動子側に磁石と励磁コイルを集中配置させたことにより磁石使用量を大幅に削減した（図 2）。　従来，凸形状をもつ強磁性体のみで固定子を構成したリニアモータ方

式は，凸極の配置ピッチを 10 mm未満の狭ピッチ化することで推力を確保する。しかし，配置ピッチを狭くすると，高速駆動時に駆動電流の交番周波数の高周波化を招き，リニアモータ自体の鉄損が増大するという課題があった。そのため，本方式は専ら低速用途（2 m/s）に限定使用されてきた。　本開発品は，磁気回路構成の検討により，凸極の配置ピッチを 20 mm以上の大ピッチに保ったまま，推力特性の向上を図り従来構造では困難

であった最高速度 3 m/s，最大加速度29.8 m/s2を実現した（表1），（図3）。　さらに開発品のもうひとつの特長は，一つの励磁コイルで多数の凸極を一括励磁する構造を使用しているため励磁コイル巻線の低抵抗化が容易である。一括励磁方式は特に最大推力 1000 N 以下の小・中容量領域において有効であり，コアレス方式はもとより，従来の有鉄心リニアモータと比較しても，良好な温度特性を持っている（図 4）。（NEOMAXエンジニアリング株式会社）

図 4 温度特性Fig. 4 Thermal characteristics

図 3 速度特性（ALT-400S）Fig.3 Velocity characteristics (ALT-400S)

（a）

（b）

磁極ピッチMagnetic pole pitch

（固定子凸極）(Teeth)

Fe ZSL28

可動子Mover

磁性ヨークYoke

永久磁石Magnet

Ｕ相Phase U

Ｖ相Phase V

Ｗ相Phase W

（固定子凸極）(Teeth)コイル

Coil

図 2 リニアモータの構造比較（a）従来方式（b）ALTO-MAXTM

Fig. 2 Structure comparison of linear motor (a) conventional type (b) ALTO-MAXTM

コイル表面温度上昇（K）

The temperature rise of coil (K) 80

70

60

50

40

30

20

10

0 10 20 30 40 50 60 70

時間 Time (min.)

ALT-270

Coreless linear motor

Conventional cored linear motor

図 1 ALTO-MAXTM の外観Fig. 1 Appearence of ALTO-MAXTM

100 mm

表 1 主要仕様Table 1 Principal specifications

Velocity (mm/sec)

Command force (N)

3,500 1,200

1,000

800

600

400

200

－200

－400

0

3,000

2,500

1,500

500

00.4 0.5 0.6 0.7 0.8

1,000

2,000

Command force

Actual velocity

【Conditions】Payload 7kg, Maximum Velocity 3 m/s,Maximum acceleration 29.8 m/s2

Time (sec)

項目 Category （単位 Unit）定格推力 Rated thrust （N）最大推力 Maximum thrust （N）最大速度 Maximum velocity （m/s）定格電流 Rated current （Arms）最大電流 Maximum current （Arms）電機子長 Armature length （mm）電機子質量 Armature weight （kg）磁極ピッチ Magnetic pole pitch （mm）断面寸法 Section size （mm）

ALT-270B27065036.6171602.430

140×47

ALT-400S400900312302003.848

135×62

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62 日立金属技報 Vol. 30（2014）

高強度高靱性ダクタイル鋳鉄製軽量足回り部品Light-Weight Suspension Parts Made of High-Strength and High-Toughness Ductile Cast Iron

Automotive suspension parts made of NMS®600CM

　自動車の足回り部品は，車体を支持する強度と衝突時の衝撃に耐える靱性を兼ね備え，かつ軽量であることが望まれる。　日立金属は，こうしたニーズに応じた材料開発を行っており，2005 年には一般鋳鉄材FCD370（旧 JIS）に対し靱性を高めたNMS®380CMを実用化した。さらに高まる軽量化ニーズに対応すべく，2008 年には材料強度を向上させたNMS®600CMを開発した。　NMS600CM は，NMS380CM をベースに，Si，Mn，Cuなどの成分制御と熱処理により，強度の向上とともに良好な曲げ変形性や耐衝撃性を実現した材料である（図 1，図 2）。

　2009 年よりNMS600CMを使用した足回り部品の開発を推進し，材料強度特性，部品の機能およびレイアウトに応じた形状設計を行い，大幅な軽量化を達成して実用化している。　初めに小型トラックのフロントサスペンションに装着されるロアアームに使用し，NMS380CM対比 25%の軽量化を図り，2010 年に量産を開始した（図 3（a））。　さらに 2011 年には，乗用車のリヤサスペンション用アッパーアームにも使用を拡大した。NMS600CMを使用した軽量化品では，当社HNM®

450（JIS FCD450 相当材）による従来品に対し，強度要求仕様が約 1.3倍に引き上げられたにもかかわら

ず，14%の軽量化を実現した（図 3（b））。図 4の台上試験結果に示すように，軽量化品の実体強度は，厳しくなった強度要求仕様を満足し，かつ当社従来品以上の曲げ変形特性を有している。　本アームは最小肉厚 4 mmの薄肉鋳物であるため，湯境（溶湯合流部で完全に融和せずに残る境目）やチル（急冷により生じる硬く脆い組織）などの発生懸念に対し，開発段階から鋳造条件や鋳造方案などの製造条件を十分に検討して量産化した。　日立金属は，さらなる高強度高靱性材の開発を進め，足回り部品の軽量化に貢献していく。

（高級機能部品カンパニー）

（a）

25％軽量化

14％軽量化

NMS®380CM15.0 kg

HNM®4502.1 kg

NMS®600CM11.2 kg

NMS®600CM1.8 kg

（b）

50 mm

200 mm

図 1 NMS®600CMの曲げ荷重と変形特性Fig. 1 Characteristic of bending load and deformation of

NMS®600CM

図 2 NMS®600CM材の衝撃値（鋳肌平滑試験片）Fig. 2 Impact value of NMS®600CM of specimens with a casting

surface

図 3 NMS®600CMによる軽量化サスペンションアーム量産事例（a）小型トラック用ロアアーム　（b）乗用車用アッパーアームFig. 3 Examples of commercialization of weight-reduced

suspension arm made of NMS®600CM (a) lower arm for light duty truck (b) upper arm for passenger car

荷重Load (arb. unit)

変位 Displacement (arb.unit)

14% 軽量化品（NMS®600CM）軽量化品

強度要求仕様

従来品強度要求仕様

当社従来品（HNM®450）

衝撃値（×10

3 Ｊ/m

2 ）

試験片温度（K）

FCD370

NMS®380CM

200 250 3000

200

400

600

800

1,000

1,200

NMS®600CM

10鋳肌55

10荷重方向

（mm）

0 5 10 15 20 25 30 35

最大曲げ荷重（kN）

FCD370 NMS®380CM5

10

15

20

25

曲げ変位（mm）

NMS®600CM 150

（mm）

図 4 乗用車用アッパーアームの台上試験による荷重―変位（当社従来品とNMS®600CMを使用した軽量化品）

Fig. 4 Load-displacement by bench test of upper arm for passenger car (existing product of our company vs weight-reduced product made of NMS®600CM)

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超高温用マスフローメーターUltra High-Temperature Mass Flow Meter

Mass flow meter ：FMT1870F M-8VL（T280）

　半導体製造プロセスにおいて，LSIチップを積み重ねて高集積化する 3次元実装技術が注目を集めている。LSI の 3 次元実装には，LSI 間のワイヤボンディングスペースが不要なシリコン貫通電極（TSV: Through Silicon Via）技術が不可欠で，TSV加工プロセスには高温の絶縁膜原料昇華ガスの流量を測定する超高温用マスフローメーターが必要となる。　日立金属は半導体製造装置メーカーからの要求に応えるため，当社従来品のマスフローメーターの構成部材を高耐熱性材料へ変更し，且つセンサー動作時の発熱量低減を図る

ことにより，従来品使用環境温度上限の 250℃より 30℃高い 280℃環境下においても使用可能なマスフローメーターを開発した。外観を図1に，基本仕様を表 1に示す。特　長（1）流量センサーに使用しているセンサーワイヤー被覆を従来のポリアミドイミド樹脂（PAI）から，より耐熱性の高いポリイミド樹脂（PI）に変更した。ワイヤー被覆としての高温絶縁寿命の比較を図 2に示す。

（2）流量センサーの駆動回路を改良して通電によるセンサーの発熱量を低減して，センサー動作時の温度

上昇を従来設計の 50℃から 40℃以下に低減した。これらの改良により，280℃環境下でもセンサー動作時の温度を320℃以下にすることが可能になった。　また，センサー全体の高温絶縁寿命試験において，320℃で 3年の絶縁寿命が見込まれることから，使用環境温度 280℃でも約 3年の絶縁寿命が期待できる（図 3）。　上記（1），（2）の改良を行った流量センサーを搭載したマスフローメーターを開発した。

（高級機能部品カンパニー）

図 3 配管表面PI 絶縁被膜の高温絶縁寿命およびセンサー動作温度

Fig. 3 Life of PI coating on sensor tube and sensor operating temperature

300

1.8 1.75 1.7 1.65 1.6 1.55

Reciprocal operating absolute temperature (1,000/K)

Operating temperature (℃)

Life to breakdown (h)

1.5 1.45 1.4

1

10

100

1,000

10,000

320 340 360 380 400 420 440

Developed PI coated wire: coating thickness of 5μm (newly applied sensor wire)Conventional PAI coated wire: coating of 4μm

図 1 超高温用マスフローメーターFig. 1 Ultra high-temperature mass flow meter

図 2 センサーワイヤー被覆の高温絶縁寿命評価結果Fig. 2 Evaluation results for life of sensor wire coatings

300

Reciprocal operating absolute temperature (1,000/K)

Operating temperature (℃)

Life to breakdown (h)

Target life of 3 years

1

10

100

1,000

10,000

100,000

320 340 360 380 400 420 440

Life of PI insulation coating

Relaxed sensor operating temperature

(320℃)

1.8 1.75 1.7 1.65 1.6 1.55 1.5 1.45 1.4

20 mm

表 1 開発品の基本仕様Table 1 Basic specifications of the developed product

項目使用環境温度範囲精度保証温度範囲

流量精度直線性

繰り返し性動作差圧

ゼロシフト量温度ドリフト

耐圧

仕様5～ 280℃270 ～ 280℃測定レンジの±2%以内測定レンジの±1%以内測定レンジの±0.2% 以内0.2 kPa 以上測定レンジの±1.0% ／月以内測定レンジの±0.05% ／℃以内1.0 MPa (Gauge)

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64 日立金属技報 Vol. 30（2014）

電算室用免震床システムEarthquake Absorbing Floor System for Data Center

Earthquake absorbing floor system : SKID Ⅱ

　日立機材は電算室用免震床システム「スキッドⅡ」を開発した。　2011 年の東日本大震災以降，企業の事業継続性が重要視され，電算室を中心に地震に遭遇しても安定してサーバーが稼働できる免震装置が注目されている。免震床はその免震装置のひとつである。　免震床は免震機構の上にフリーアクセスフロアを設置した構造であり，ベアリングが鋼板上を滑ることで，建物の揺れを免震床上のサーバーに伝達しないシステムである。　図 1に製品構成を示す。免震装置の構成は下地鋼板，ベアリング，鉄骨フレーム，オイルダンパー（減

衰装置），コイルばね（復元装置）から成る。施工方法は，建物の床上に下地鋼板を固定し，鋼板上にベアリングを設置，次にベアリングの上に鉄骨フレームを組む。地震の揺れを減衰する機能はオイルダンパー，地震後に免震床を設置した位置に戻す機能はコイルばねが担う。オイルダンパーとコイルばねは鉄骨フレームに取付け，フリーアクセスフロアは本フレーム上に設置する。　図 2に新型ベアリングの構造を示す。新型ベアリングは外輪（S55C調質鋼）と内輪（SUJ2）の間に鋼球（SUJ2）を複数内蔵した構造である。　これにより従来型に対して摩擦係

数が低減，耐荷重性能が向上した。　スキッドⅡは当社従来型の免震床に比べ単位面積当たりの耐荷重性能が約 1.5 倍，摩擦係数約 0.4 倍となった。また，部品点数の削減により，コストを従来比約 15%削減した。　免震性能は 3次元振動台試験機を利用した振動試験により確認した。図 3に試験機により発生させた地震波の加速度と免震床に発生した応答加速度を示す。各地震波の揺れに対し免震床に発生する応答加速度は200 gal 以下に低減されている。

（日立機材株式会社）

図 3 振動台試験結果Fig. 3 Results of vibration test

鋼球（φ15.9）

φ79

28

外輪

内輪鋼球（φ4）

55

95 （a）

（b）

（単位：mm）

図 2 ベアリングの構造（a）従来型　（b）新型Fig. 2 Structure of bearing (a) conventional (b) new type

El centro 波（インペリアルヴァレー地震）

JMA 神戸波（兵庫県南部沖地震）

200

－200

200

－200

－1,000

－500

0

500

1,000

－1,000

－500

0

500

1,000

0 10 20 30 40 50

0 10 20 30 40 50

加速度（gal）

加速度（gal）

時間（sec.）

入力加速度

応答加速度（免震部）

固定部

緩衝板

免震部

サーバーラック固定部緩衝板

オイルダンパーベアリング

コイルばね

免震部

下地鋼板

鉄骨フレーム

固定部

緩衝板

（a）（b）

免震部

サーバーラック固定部緩衝板

オイルダンパーベアリング

コイルばね

免震部

下地鋼板

鉄骨フレーム

1,000 mm

1,000 mm 図 1 免震床スキッドⅡの製品構成　（a）製品外観イメージ　（b）要部詳細図Fig. 1 Product structure of earthquake absorbing floor system SKID Ⅱ (a) appearance of product (b) detailed figure of main parts

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EN規格適合鉄道車両用電線Rolling Stock Cables Compliant with European Norm

Rolling stock cable：POLYENEX®

図 2 機械的特性の比較（EN50306-2）Fig. 2 Comparison of mechanical property

図 1 EN規格電線 POLYENEX® の外観Fig. 1 Appearance of EN cables POLYENEX®

図 3 発煙特性の比較（EN50382-2）Fig. 3 Comparison of smoke emission (light transmittance)

表 1 EN規格電線 POLYENEX® のラインアップTable 1 Line up of POLYENEX®, cables compliant with European Norm

Family Standard Construction Rating voltage Maximum continuousoperating temperatureEN50306-2(300 V) 300/500 V

EN50306-3,4(300 V) 300/500 V

0.6/1 kV

1.8/3 kV

3.6/6 kV

EN50264-3-2(0.6 kV) 0.6/1 kV 120℃

1.8/3 kV

3.6/6 kV

制御用

Controlcables

動力用

Powercables

EN50264-3-1(0.6/1.8/3 kV)

EN50382-2(1.8/3.6 kV)

120℃

150℃

125℃

10 mm

0

100

200

300

400

500

EN50306-2 Conventional productsLoad for dynamic cut-through (N/mm)

Not less than 280 N/mm

　巨大市場である中国をはじめとするアジア市場では，鉄道車両にEN規格（European Norm）と呼ばれる地域統一規格の適用が広がっている。この動きを受け，日立金属は EN規格に適合する鉄道車両用電線「POLYENEX®」を開発した（図1）。　EN規格には，電気・機械特性の他，難燃，発煙，毒性など人体への影響に配慮した火災安全性の要求があるが，絶縁体と絶縁保護のためのシース材料の開発において，日立金属独自の配合技術を活用し，要求特性を両立させた。

　POLYENEXのラインアップには，制御用と動力用がある（表1）。制御用の絶縁体は薄い（0.25-0.40 mm）ため，耐摩耗性や耐外傷性など高い機械的特性を求められる。そこで，絶縁材料にエンジニアリングプラスチック材料を使用し，当社国内仕様に比べて，約 3倍の高い機械的特性を実現した（図 2）。　動力用電線には120℃と150℃耐熱品がある。120℃品には，絶縁体に安価な架橋ポリオレフィン材料を採用した。厳しい要求の耐油・耐燃料特性に対し，ポリマーと充填剤との密着

性を向上させる技術を用いることで要求特性を満足させた。　またシリコーン（Si-O-Si）ゴムを使用した150℃品は，厳しい発煙特性が求められるため，新規シリコーンゴムの開発とゴムの架橋を制御し低発煙性を確保した（図 3）。　本製品は，海外の車両ビジネスが2017年まで年成長 2.3%（UNIFE：WORLD RAIL MARKET STUDY,（2012）参照）で伸びることが予想される中，アジア市場における鉄道車両用電線の主力を担うと期待される。

（電線材料カンパニー）

0

20

40

60

80

100

EN50382-2 Conventional products

Light transmittance (％)

Not less than 70%

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66 日立金属技報 Vol. 30（2014）

超薄型同軸ケーブル（0.2 mmピッチ対応）Woven Coaxial Cable-Micro Thin Type (0.2 mm Pitch)

Woven coaxial cable：FCBAND®-FLP type

図 1 FCBAND® 同軸ケーブル（a）外観（64芯同軸タイプ）（b）概念図　（C）拡大写真　（d）断面写真Fig. 1 FCBAND® coaxial cable (a) appearance (64 coaxial type) (b) concept illustration (c) enlargement (d) cross-section

　超音波診断装置のプローブヘッド部は，多機能化とともに構成部品の薄型化や小型化が進んでいる。　それに伴い，用いられる内部配線材も細径化が求められており，さらに安定した伝送特性や，耐屈曲性も求められている。　プローブヘッド部内部配線材としては，一般にFPC（Flexible Printed Circuits）や数十芯の細径同軸ケーブルが用いられている。しかし，FPCは耐ノイズ特性と耐屈曲性を両立させることが難しい。他方，細径同軸ケーブルは，数十芯の端末を加工する際に長さの誤差が生じるため，屈曲性

が安定しないといった課題がある。　これらの課題を克服するため，FCBAND® 同軸ケーブルを開発した。図 1にその構造を，表 1に特性をそれぞれ示す。　FCBANDケーブルは，細径同軸ケーブルをポリウレタン繊維で平型形状に織り合わせている。このため加工長の誤差を抑えることが可能であり，さらに 0.2 mmピッチに整列させ接続作業性を向上させた。　また，耐ノイズ特性を向上させるため，細径同軸ケーブルを採用し，平型形状でも安定した信号伝送を可能とした。

　さらに，耐屈曲性を高めるため ,一般の繊維より伸縮性の高いポリウレタン繊維を採用し，1,000 万回以上の±90°繰り返し曲げ試験（試験条件：曲げ半径6 mm，無荷重，速度30回／分）に耐えうる製品とした。　FCBANDケーブルは，平型形状構造でありながら，細径同軸ケーブルの耐ノイズ性と耐屈曲性を併せ持つ製品であり，今後，図 2に示すように医療機器等をはじめとする，あらゆる小型電子機器に，伝送特性の安定した耐屈曲の超薄型内部配線としての採用が期待できる。


表 1 64 芯 FCBAND® の特性Table 1 64 coaxial FCBAND® properties

10 mm

Thickness 0.2 mm

0.185 mm

46AWG-microcoaxial cable

Polyurethane fiber（b）（a）

（c）（d）

Jacket

InsulationConductor

ShieldThickness Nom. 0.20 mmWidth Nom. 12.8 mmPitch 0.200±0.015 mm

64 coaxial type FCBAND®

Width 12.8 mm

Pitch 0.2 mm

0.5 mm

Item Specified value

Conductor resistance (at 20℃) Nom. 14.5 Ω/m

Characteristic impedance (at 10 MHz) Nom. 50 Ω

Capacitance (at 1 kHz) Nom. 120 pF/m

Attenuation (at 10 MHz) Nom. 1.0 dB/m

±90°Bending cycle test＊ Min. 1X107 cycles

＊ Bending radius = 6 mm, speed = 30 cycles/min, no-load図 2 プローブヘッドへの提案例（a）超音波診断装置（b）プローブケーブルFig. 2 Proposed case for probe head (a) diagnostic ultrasound system (b) probe cable

（b）（a）

100 mm

Probe head

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連続加硫押出し技術を用いた現像系ローラーRubber Roller Using Continuous Vulcanizing Technology

Rollers for photocopy machine

図 2 電子写真のプロセスFig. 2 Electrophotographic process

図 1 現像系ローラー外観Fig. 1 Rollers for photocopy machine

図 3 連続加硫設備Fig. 3 Continuous vulcanizing equipment

　デジタルコピー機の高解像度化や新興国への市場拡大に対応するために連続加硫押出し技術を用いて，抵抗安定性，低コストの現像系ローラーを開発した。図 1に各ローラーの外観を，表 1に仕様を示す。　デジタルコピー機は，静電気を利用した電子写真方式が主流であり，図 2に示す帯電，露光，現像，転写，定着，クリーニングの 6つのプロセスを通して画像をコピーする。各プロセスとも多くの方式が存在しているが，帯電，転写プロセスでは，オゾン発生という環境問題を背景に ,非接触のコロナ放電式からローラーを接触配置させた接触ローラー方式

に移行してきている。　現像系ローラーは金属からなる「芯金」，中抵抗（log Ω 5 ～ 9 程度）ゴムからなる「導電層」から構成される。従来のプレスや加硫缶を用いるバッチ方式で加硫してローラーを製造すると，端部と中央部で圧力や熱伝導に差が生じるため電気抵抗値や加硫度にバラツキが生じるなど課題が多い。そこでバッチ方式から連続加硫押出し方式（図 3）へと製造方法を変更することで，プレス成型で生じるバリ部分の抵抗ムラをなくし，軸方向の抵抗や加硫度のバラツキを改善した。また缶加硫におけるゴムチューブの両端カットのロスや

バッチ作業をなくしたことで，材料費および人件費を削減できた。　材料には，環境変動の小さい電子伝導材料と，電圧依存性が少なく均一な抵抗が得られるイオン導電性材料をブレンドしたハイブリッド型材料を用いた。また，連続加硫押出し方式に合わせて，加硫と搬送速度のバランスをとった。さらに感光体や媒体への汚染抑制とニップ量（接触幅）が安定して形成するための低硬度調整など，配合を最適化することで，一般的な現像系ローラーに比べコスト削減と 1/2 以下の抵抗ムラを実現した。


表 1 現像系ローラーの仕様Table 1 Specifications of rollers for photocopy machine

Outer diameter （φmm）

Specifications

Impedance （logΩ）

Unevenness of impedance （logΩ）

Voltage dependence （logΩ）

Surface roughness （μm）

Friction coefficient

Charging roller Transfer roller

Hardness （°）

9～14 12～35

HA60～75 HC25～60

5.0～7.0 6.5～8.5

＜0.2 ＜0.2

＜0.02 ＜0.02

2.0～10.0 ―

0.3～1.0 0.8～1.5

Photoconductordrum

Cleaning roller Developingroller

Charging roller

Transfer roller

Fixing roller

Pressure roller

50 mm

Extruder Vulcanization tunnels Coolingtank

Take-offmachine Cutter

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68 日立金属技報 Vol. 30（2014）

HEV/EV 駆動モーター用高PDIV 平角エナメル線High PDIV Rectangular Enameled Wire for HEV/EV Inverter-Fed Motors

Enameled wire：High PDIV rectangular enameled wire

図 2 高PDIV 平角エナメル線の構造Fig. 2 Structure of high PDIV rectangular enameled wire

図 1 部分放電発生と皮膜の侵食Fig. 1 Generation of partial discharge between wires

図 3 熱劣化後の絶縁破壊電圧（240℃）Fig. 3 Characteristic of thermal degradation at 240ºC

　ハイブリッド自動車（HEV）や電気自動車（EV）の駆動用モーターは，小型化・高効率化のため高電圧でインバータ制御される。このため過大なサージ電圧が発生する。サージ電圧が部分放電開始電圧（PDIV: Partial Discharge Inception Voltage）以下では，モーターのコイルに用いられるエナメル線に部分放電は発生せず絶縁破壊は生じないが，PDIVを超えた場合，部分放電により絶縁破壊に至る（図1）。部分放電抑制には，皮膜の厚膜化，低誘電率化を図りPDIVを高くすることが有効である。　また，駆動モーター用のエナメル線は伸長後の曲げ加工や高温環境下での使用が想定されるため，従来の一般的なモーターに広く用いられて

きたポリアミドイミドエナメル線（AIW）に比べ高い信頼性，加工性，耐熱性などが求められている。　日立金属では，これら課題に対して，樹脂骨格を変性し，極性低減により低誘電率化を図った耐熱・低誘電率材料を開発，それを被覆した高PDIV平角エナメル線を製品化し，HEV/EV駆動モーター向けに提供を開始した（図 2）。　製品の特性例を表1に示す。本製品はAIWに比べ皮膜の低誘電率化によりPDIVを高くすることができた（13％アップ）。また，エナメル線では困難であった皮膜の厚膜化を実現し，皮膜厚100 μmではPDIVが 1,450 Vp（46％アップ）まで上がった（当社比）。　可とう性は，30％伸長後のエッジ

ワイズ試験において 1d（d=width）で皮膜割れがなく，AIWに比べ大幅に向上した。これにより過酷な加工にも耐え，モーターの小型化に貢献できる。　耐熱性は，温度指数 240℃，耐軟化温度は 500℃以上と高く，高い耐熱性を有している。240℃雰囲気で熱劣化した後の絶縁破壊電圧は，1,000 時間加熱後も高い残率を示し，優れた耐熱性を有している（図 3）。　本製品は，コイルの断面に占める導体の割合が高く，性能向上に寄与する平角導体に，耐熱・低誘電率材料を被覆した高PDIV平角エナメル線であり，モーターの信頼性向上とともに，小型・高効率化への貢献が期待できる。（電線材料カンパニー）

表 1 高PDIV 平角エナメル線の特性例Table 1 General characteristic example of high PDIV rectangular

enameled wire

Partial discharge

Time

Voltage

Partial discharge free

Partialdischarge

Erosion caused bypartial discharge

General enameled coating

ConductorConductorConductorConductorPDIV

SamplesItems

High PDIVenameled wire

General enameled wire（AIW）

Film thickness 100 50 50

Partial dischargeinception voltage

1,450（46% up）

1,120（13% up） 990

1d 1dFlexibility＊

No elongation

30 % elongation 1d 3d

Cut through ≧500 430

Temp. index 240 220＊Edgewise bending: 180 degrees, d＝width

（μm）

（Vp）

（℃）

（℃）

Conductor

Heat-resistance andlow dielectric constant material

60

70

80

90

100

0 200 400 600 800 1000Remaining rate of breakdown voltage (%)

Thermal degradation time (h)

High PDIV enameled wire

General enameled wire (AIW)

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電動パーキングブレーキ（EPB）用ハーネスElectric Parking Brake Harness

Harness：EPB harness

図 3 ケーブル屈曲寿命特性のイメージFig. 3 Image of cable bending life property

　日立金属は，電動パーキングブレーキ（EPB: Electric Parking Brake）システムに使用するEPBハーネスを製品化した。　EPBシステムは既存のワイヤー式に置き換わる電気式のパーキングブレーキであり，EPBハーネスは，図 1に示すように，ホイールハウス内のキャリパーと車体側のブレーキ制御部を電気的に接続し，キャリパー駆動用の電源を供給するハーネスである。その構成は，ケーブル，キャリパーや車体側制御部との電気的接続を行うコネクタ，ブラケット，ケーブルを車体にソフトマウントするグロメット，ハーネスを保護する

プロテクター等のアクセサリから成る（図 2）。特にケーブルは，耐屈曲揺動性に優れ，泥水や小石などが高頻度で当たる過酷な環境下で使用可能な特性を有する（表 1）。　開発には，ブレーキホースやABS（Anti-lock Brake System）ハーネスで培った自動車の足回り用部品の評価技術とケーブルの屈曲シミュレーションによる寿命予測やロボット配索をはじめとする高精度のレイアウト解析技術を活用した。実車に適応した過不足のない仕様を各カーメーカーごとに提案することで，顧客のニーズにきめ細かく適合させ，高信頼性を有するEPBハーネスの

仕様を実現している。揺動耐久試験においては，幅広い実車相当レイアウト，温度や耐久条件に対応でき，カーメーカーによる厳しいレイアウト要求に耐えうるかをタイムリーに確認できる。　図 3は屈曲時にケーブルに加わるひずみ振幅と断線までの寿命をイメージしたグラフである。基礎的な屈曲試験データから得られたこのグラフに，実車レイアウトから読み取ったケーブルひずみ振幅を対比させ実車での寿命の予想，またケーブルの設計に反映している。


図 2 EPBハーネスの外観Fig. 2 Appearance of EPB harness

図 1 使用箇所イメージFig. 1 Image of the application

表 1 EPBハーネスの要求特性および設計上の特色Table 1 The demand characteristic and design feature of EPB harness

No. 項　　目要求特性設計上の特色

1 揺動屈曲性

常温；500万回以上低温（－35℃）；50万回以上

・導体構成（素線径，撚り構成の最適化）

2 使用温度－35～+90℃ ・耐寒シース＊の採用，　絶縁体材料の最適化

3 使用電圧最大16 V ・適切なケーブルの選定

4 石跳ね対策

石跳ねによりハーネスにダメージがないこと。

・シースに熱可塑性ポリウレタンの採用・プロテクタホースによる保護

5 高圧洗浄対策

絶縁体やワイヤーシールを高圧水から保護・プロテクタによる保護

6 車体への固定

グロメットの移動荷重：98 N以上

・グロメット材質および形状の最適化

＊シース：外被

サスペンションアーム

タイヤ

スプリング電子制御ユニット

キャリパー

EPBハーネス

荷重曲げ半径

W

a

b c

±90°屈曲試験

寿命（回）／Life (times)

ひずみ振幅

Distortion amplitude

1.E＋02 1.E＋03 1.E＋04 1.E＋05 1.E＋06 1.E＋07

100 mm

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70 日立金属技報 Vol. 30（2014）

補機用小型コネクタSmall Connector for Car Accessories

Connector ： 187 shield connector

　補機用小型コネクタは，ハイブリッド自動車（HEV）・電気自動車（EV）のバッテリーとエアコン用コンプレッサー等の機器との接続に使用される。HEV・EV機器の作動電圧は 200 V ～ 300 V と高圧であり，電磁ノイズの発生源となる。ノイズの遮蔽として編組（網組み銅線）を被せたケーブル，コネクタ内にはシールド部材が必要となる。また，エンジンルーム内など，高温域で使用することを前提としており，耐熱性も必要とされている。　そこで日立金属はこうしたコネクタの課題に対応するため，各部の材料を見直した補機用高電圧コネクタ

を開発した（図1（a））。当社従来の補機用コネクタは耐熱温度120℃としており，材料にはPBT（polybutylene terephthalate）を使用している（図 1（b））。温度上限を 120℃としているため，端子サイズを大きくすることで通電による端子の温度上昇を抑えている。今回開発したコネクタは，耐熱温度を150℃とするため，材料にPA6T（polyamide 6T）- GF30%（ガラス含有 30%）の強化材を使用している。コネクタ材料にPA6Tを使用することで耐熱温度を上げ，端子サイズを小さくし，コネクタのサイズを小型化することができた。また，コネクタ内のシールド部材も 150℃

の高温下にさらされた状態においても使用可能とするため，銅合金を採用しシールドケーブルとの接続に必要なバネ性を維持できるものとした。　表 1に開発したコネクタと従来品の基本仕様を示す。基本仕様を維持し，150℃までの使用に耐えるものとすることにより，エンジンに近い位置での使用も可能となり，小型化と車両にレイアウトする際の自由度を向上することができた。　本開発品は，2013 年の 2月より上市している。


20 mm 20 mm

（a）（b）

図 1 （a）開発品コネクタ（b）従来品Fig. 1 (a) developed connector (b) current connector

表 1 基本仕様Table 1 Basic specifications

定格電圧

定格電流

サイズ

構造

防水規格

ケーブルサイズ

端子

使用温度範囲

耐振動性能

付加機能

開発品仕様

600 V

20 A

W 39 × H 34 × L 100 mm

2極電磁シールドコネクタ

初期98 kPa　耐久後49 kPa

3 sq（単極シールド）

187タブ端子

－40℃～150℃

Sin/15 G/20～400 Hz

CPA機構付きタッチプロテクション付き

従来品仕様

600 V

20 A

W 57 × H 39 × L 120 mm

2極電磁シールドコネクタ

初期98 kPa　耐久後49 kPa

3 sq（単極シールド）

250タブ端子

－40℃～120℃

Sin/15 G/20～400 Hz

CPA機構付きタッチプロテクション付き

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HEV/EV 向け電源ハーネス用小型コネクタHigh Voltage Compact Connector for HEV/EV

Connector

　ハイブリッド自動車（HEV）や，充電が可能なプラグインハイブリッド自動車（PHV），電気エネルギーのみで走行する電気自動車（EV）などの次世代自動車の駆動システムは，モーターおよびインバータ，バッテリーと，これらの機器をつなぐ電源ハーネスで構成されている。モーター，インバータなどの機器は小型化が進んでおり，それに取り付けられる電源ハーネスの端末部であるコネクタも小型化が求められている。日立金属では，これらの要望に対し，独自の構造を採用することで，HEV，PHV，EV向け電源ハーネスにおいては世界最小クラスとなる小

型コネクタを開発した（2013 年 10月現在）。　本コネクタの特長は端子構造にある。当社従来品のコネクタは，図 1（a）のようなばねが内蔵された各々のメス端子にオス端子を挿入する構造が多く採用されているが，今回開発した電源ハーネス用小型コネクタは，図 1（b）に示すようにメス端子，オス端子ともに平型形状とし，ひとつのばねで複数の端子に面圧を一括で加える構造とした。独自のシンプルな構造を採用することで，当社従来品と比べてコネクタ部の体積を 4割以上も縮小した。　主な仕様を表 1に示す。コネク

タの接続後にばね力を加える構造をとっており，接続を容易にできると同時に，ばね力を向上させることが可能となった。これにより，高い耐振動性（ISO16750-3 規格：耐振動性181 m/s2）を確保し，自動車の厳しい振動においても，安定した電気性能を維持することが可能となっている。　また，オス側コネクタとモーターやインバータなどの機器との接続形態を選択できるよう，ケーブル引き出しタイプとバスバーを用いた端子台タイプの 2種類をラインアップしている（図 2）。


図 2 電源ハーネス用小型コネクタ（a）ケーブル引き出しタイプ（b）端子台タイプFig. 2 High voltage compact connector (a) cable connection type (b) terminal block type

図 1 コネクタの端子構造（a）従来品（b）開発品Fig. 1 Terminal structure of connector (a) conventional structure (b) developed structure

表 1 小型コネクタの主な仕様Table 1 Characteristics of compact connector

項目 Items 仕様 Specifications

適応ケーブルサイズApplicable cable size 15～25 mm2

電圧 Voltage 650 V

使用温度範囲Ambient temperature

－40℃～150℃（通電による発熱を含むInclude heating by applying current）

防水性 Waterproof

耐振動性能Vibration proof Random181 m/s2 20～2,000 Hz

98.0 kPa

押圧部材Pressing parts ばね

Spring

ハウジングHousing

オス端子Male terminal

断面構造 Cross section

オス端子Male terminal

絶縁スペーサーInsulating spacer

メス端子Female terminal

メス端子Female terminal

（a）

（b）

ハウジングHousing

（a）（b）

50 mm 50 mm

新製品紹介

72 日立金属技報 Vol. 30（2014）

ABSセンサー用モールドコネクタMold Connector for ABS Sensor

Mold Connector

　ABS（Antilock Brake System）センサーは，車輪の回転数を測定するため，車輪の裏側に取り付けられている。車輪の周囲は，泥水の影響を受けるため，ABSセンサー部のみならず，信号を伝達するためのコネクタやケーブルにも防水性が必要とされている。　図 1に今回開発したABSセンサー用のモールドコネクタを示す。図 2に当社従来品の防水コネクタの取付部を示す。従来の防水コネクタは，市販品を使用しており，加工上，ケーブル外皮を剥く必要があるため，絶縁体が剥き出しとなる。外皮と絶縁体の隙間があらわになるた

め，その隙間からセンサー内部に，水が浸入し，センサーをショートさせる危険性がある。そこで，水侵入に対しては，隙間を埋めるために，接着剤付の熱収縮チューブを取り付けて，防いでいる。　また，ABSセンサーは，地面に近い位置にあるため，タイヤで跳ねられた石が，絶縁体に当たり断線することがある。今回開発した防水コネクタは，ケーブル外皮に直接樹脂を成形することで，絶縁体ごとモールドした。それにより，飛び石での絶縁体の断線や外皮と絶縁体間の水侵入を同時に防ぐことができる。防水のメカニズムは，ケーブルの外皮

にウレタン，成形の材料は，市販コネクタと同じ PBT（polybutylene terephthalate）を使用し，成形時の射出熱により，ケーブル外皮表面を溶かし変形させる。成形後のPBTの成形収縮により，外皮に面圧を与える。外皮を溶かす長さを適正にすることで，沿面距離を取り，気密性を確保している。表 1に開発したコネクタの信頼性評価の結果を示す。　本開発品は，2013 年の 10 月より上市している。図 3に開発品と従来品の原価比較を示す。部品点数，加工時間が少なくなることから，原価低減にも繋がっている。


図 1 開発品　ABSセンサー用モールドコネクタFig. 1 Mold connector for ABS sensor

20 mm

図 2 従来の ABSセンサー用防水コネクタ取付部の課題Fig. 2 Problem of current water proof connector attachment

for ABS sensor

20 mm

コネクタ取付部熱収縮チューブ

絶縁体（外皮なし）

0

20

40

60

80

100 （%）

開発品従来品

加工費材料費

図 3 従来品と開発品の原価比較Fig. 3 Comparison of costs of current and

development products

表 1 信頼性評価結果Table 1 Reliability assessment result

試験項目試験条件結果フレッティングコロージョン

熱衝撃試験

耐こじり性

耐振性

総合電流サイクル

耐薬品性

耐水性繰り返し挿抜性

耐落下衝撃

周波数 1 Hz，振幅 50 μm，電流 10 mA，開放電圧 20 mV 10 万サイクル

ー 40⇔120℃（各 30分）　100サイクル2段階で挿抜し，その時 78 N でこじる10 サイクル

100 mA通電し，ー 40⇒120℃　16 hr10 ～ 1,000 Hz 2 ～ 42 Ｇ　スイープ

挿抜×10 回⇒こじり×5 回⇒振動⇒125℃×120 hr ⇒電流サイクル

バッテリー液，ガソリン，ウインドウォッシャー，ブレーキ液，エンジンオイル等

125℃×30 分⇒100 V　常温 5％塩水×5 分ー 40℃×5 回（5個）　常温×20 回（5個）

0℃に 1 hr 放置後　コンクリートに 1 mの高さから落下 5方向

瞬断無し

外観異常・気密漏れ無し

接触抵抗上昇 5 mΩ以下




外観異常・気密漏れ無し接触抵抗上昇 5 mΩ以下


新製品紹介


（a）

（b）

100 mm

サービスプロバイダー向けイーサネットスイッチEthernet Switch for Service Providers

Ethernet switch：Apresia12000-48X-PSR, Apresia12000-48GX-PSR

図 3 CCM-FLR 機能概要Fig. 3 Summary of CCM-FLR function

図 2 Apresia12000 シリーズ適用箇所（通信事業者イーサネット網の例）Fig. 2 Network architecture with Apresia12000 series

図 1 Apresia12000 シリーズ外観写真（a）Apresia12000-48X-PSR （b）Apresia12000-48GX-PSRFig. 1 Appearance of Apresia12000 series

　日立金属は 2013 年 3 月にサービスプロバイダー向けイーサネット＊1

スイッチ「Apresia12000 シリーズ」を主に広域イーサネットサービスにおけるユーザ接続（エッジ）部分への使用を目的に製品化した（図 1）。　通信事業者においては，2007 年の本格的なスマートフォンの展開以降，携帯端末の利用形態が音声中心からデータ通信中心に変わり，携帯網のデータトラフィックが増加している。対策の一環として携帯通信網の高速化が図られ，LTE＊2（Long Term Evolution）サービスが登場した。これにより，モバイルバックホール（モバイル用途のネットワーク回線）のトラフィック量はさらに急増し，

ネットワーク増強が急務となっている。　「Apresia12000 シリーズ」は広帯域化された従来の企業VPN（Virtual Private Network）向け広域イーサネットに加え，モバイルバックホールの携帯端末基地局からのデータを集約する役割も担っている（図 2）。1．特　長（1） VPNなどの端末増加時のMAC（Media Access Control）アドレス学習負荷低減を目的としたMACカプセル化伝送技術（PBB：Provider Backbone Bridges/EoE：Ethernet＊ 3 over Ethernet）の搭載

（2）ネットワークの障害監視や拠点間の接続確認などの保守管理を目

的としたEthernet OAM（Operation Administration Maintenance）機能の搭載

（3）伝送装置メディアコンバータとの連携機能 CCM-FLR（Continuity Check Messages-Fast Link Relay）の搭載（図 3）

（4）回線断を伴わない無瞬断バージョンアップ機能の搭載2．仕　様　Apresia12000 シリーズの仕様を表 1に示す。＊1 イーサネットは，富士ゼロックス株式会社

の登録商標です。＊2 LTE は，欧州電気通信標準協会登録商標

です。＊3 Ethernet は，米国ゼロックス社の製品名称

です。（電線材料カンパニー）

表 1 Apresia12000 シリーズ仕様一覧Table 1 Specification of Apresia12000 series

企業VPN

企業VPN

モバイルアクセス網

モバイルアクセス網

企業VPN，モバイルアクセス網に接続されたメディアコンバータからApresia12000へ直収される。

公衆網

Internet網

コア部集約スイッチ

エッジ部Apresia12000

メディアコンバータ

項目 Apresia12000-48X-PSR＊1 Apresia12000-48GX-PSR＊1

アップリンクポート 1G/10G bps×2 port 1G/10G bps×2 port

アクセスポート 10M/100M/1000M (－T) bps×48 port 1G bps×48 port

スイッチ容量＊2

サイズ（mm） W436×D400×H43.8 W436×D420×H43.8

概算質量＊3 5.5 kg以下 6 kg以下

消費電力 145 W以下 185 W以下＊1：PSR: Power Supply Redundant＊2：スイッチ内のポート間における1秒間に転送できるデータ容量（処理能力）を示す＊3：電源ユニット含まず

136G bps

Syslog,Trapを発出

Userポート断

当社製メディアコンバータGMC-2101

電源断

CCM（Userポート断／電源断）

Apreisa12000-48GX-PSR

ネットワーク監視装置

法人回線／基地局装置

Ether-CCM

本機能は当社製メディアコンバータGMC側でUserポート断もしくは電源断が発生した際に，EthernetOAMで定義されているCCMメッセージに当該情報を載せてApresia12000宛に通知する。受信後,Apresia12000は監視装置に対してsyslog,trapメッセージを発出する。これによりGMC側の障害を検出することが可能となる。

断

法人回線／

74 日立金属技報 Vol. 30（2014）

日立金属グループ主な営業品目日高級金属製品

磁性材料

高級機能部品

電線材料

● 高級特殊鋼● ロール● 切削工具● アモルファス金属材料

● マグネット● ソフトフェライト他● 軟磁性材料・応用品

● 自動車用高級鋳物部品● 配管機器● 建築部材

● 電線● 自動車部品● 情報デバイス● 金属材料

●ダイカスト金型用鋼「DAC-MAGIC®」昇温・冷却のヒートサイクルに耐えうる高温強度とねばり強さを兼ね備えたダイカスト用金型用鋼です。

●マグネット世界トップブランドの希土類磁石「NEOMAX®」をはじめ，フェライト磁石など，高性能なマグネットをさまざまな産業分野に幅広くお届けしています。

●耐熱鋳造部品「ハーキュナイト®」シリーズエキゾーストマニホールドやタービンハウジングなど，耐熱性・耐酸化性が求められる自動車の排気系部品に使用，自動車の環境性能向上に貢献しています。

●鉄道車両用電線・ケーブル新幹線をはじめ，国内外の数多くの鉄道車両の運転室内や床下，車体間の配線材などとして電気や信号を伝達し，鉄道インフラを支えています。

●ピストンリング材エンジンの性能向上に貢献する高機能ピストンリング材を，異形状に加工して提供しています。

●高靭性ダクタイル鋳鉄「HNM®」シリーズ高い低温靭性と寸法精度に優れた鋳鉄部品です。CAEによるシミュレーション技術を駆使したニアネットシェイプで自動車の足回りの薄肉・軽量化に貢献しています。

●超音波診断装置用プローブケーブル軽量で耐屈曲性や可とう性に優れ，高い電気特性も兼ね備えており，取り扱いやすさと画像の高精細化を実現し，医療機器の発展に貢献しています。

フェライト焼結磁石「NMF®シリーズ」希土類磁石「NEOMAX®」


●アモルファス金属材料「Metglas®」変圧器等の低損失化により，電力の省エネルギーを実現し，CO2排出削減に寄与する軟磁性材料です。

●鉄骨建築接合部材「HIBASE®」鉄骨建築物の柱脚部に使用され，優れた耐震性と施工の短縮が可能な製品をお届けしています。

●イーサネットスイッチ「APRESIA®」通信事業者向けとして広域イーサネット網や携帯電話通信網に，民間・公共向けにはLANシステム構築用の多彩な製品で情報通信インフラを支えています。

＊イーサネットは，富士ゼロックス（株）の登録商標です。

●ソフトフェライト他軟磁性材料・応用品ソフトフェライトは酸化鉄を主原料とする軟磁性材料です。家庭製品から産業用，IT機器や車載用等，さまざまな製品に使用されています。

●鉄鋼圧延用ロール高熱の鋼塊・鉄塊を押し延ばす圧延ロールです。鉄鋼用，非鉄金属用，非金属用など，さまざまな圧延用ロールをお届けしています。

●ナノ結晶軟磁性材料「ファインメット®」日立金属が開発したナノ結晶軟磁性材料「ファインメット®」の応用品として電磁波ノイズ対策製品，パワーエレクトロニクス製品等をお届けしています。

●高意匠アルミホイール「SCUBA®」鋳造技術と高精度のCAEを駆使し，高強度，高剛性，軽量化に加え，デザイン性も実現したアルミホイールです。

●高効率モーター用エナメル線ハイブリッド自動車の駆動モーターや産業用のサーボモーター等に採用されており，環境負荷低減や省エネルギーに貢献しています。

●切削工具金型から部品まで，幅広い分野の加工に使用される「環境配慮型」の高能率切削工具を提供しています。

●アモルファスカットコア太陽光発電用インバータ，風力発電用コンバータなどの電力変換装置用リアクトルとして用いることにより，電力変換効率の向上に大きく貢献しています。

●ガス用ポリエチレン配管システム腐食がなく，施工性・耐震性にも優れたポリエチレン製配管および継手をお届けしています。

●ハイブリッド自動車用電源ハーネスハイブリッド自動車のバッテリー，インバータ，モーター間をつなぐ電源ハーネス。優れた耐熱性・耐油性・可とう性と高電圧・大電流に対応する高い信頼性を備えています。

76 日立金属技報 Vol. 30（2014）

日立金属グループ　2013年　主な技術受賞

■ 日刊工業新聞社　2013年十大新製品賞　 2014.1従来のアモルファスに比べ，鋳造性の問題を改善し，高い磁束密度を維持しながら，低鉄損化，低励磁電力化が可能となり，アモルファス変圧器の小型化と低騒音化に貢献。

○受賞案件：高効率変圧器用高Bsアモルファス合金「Metglas® 2605HB1M」○受賞者：日立金属株式会社

表彰式 Metglas® 2605HB1M 変圧器用アモルファスコア

■ 日刊工業新聞社第 42回日本産業技術大賞文部科学大臣賞　2013. 4 ○受賞案件：X線自由電子レーザー施設SACLAの整備と供用開始 ○受賞者：日立金属（他9社）

■ 一般社団法人エレクトロニクス実装学会平成25年表彰エレクトロニクス実装学会論文賞　2013. 5 ○受賞案件：エレクトロマイグレーション計算と放射光X線CT観察によるフリップチップはんだ接続部のボイド成長解析 ○受賞者：千綿伸彦，藤吉優　（他1社）

■ 一般社団法人エレクトロニクス実装学会マイクロエレクトロニクスシンポジウム（MES）2012 ベストペーパー賞　2013. 9 ○受賞案件：クラッド材を用いた高温Pbフリー接合材 ○受賞者：小田祐一，黒木一真（他1社）

■ 日刊工業新聞社 2013年“超”モノづくり部品大賞　機械部品賞　2013.10 ○受賞案件：エポックハイハードボール ○受賞者：日立ツール株式会社

■ 超硬工具協会平成25年度超硬工具協会賞　技術功績賞　2013.10 ○受賞案件：高硬度鋼用高能率多刃ボールエンドミルの開発 ○受賞者：堺真二郎，居原田有輝，佐藤亮介（日立ツール）

■ 超硬工具協会平成25年度超硬工具協会賞　技術功績賞　2013.10 ○受賞案件：多機能正面フライスの開発 ○受賞者：日畑忠弘，村尚則，村田智洋（日立ツール）

■ 公益社団法人発明協会平成25年度関東地方発明表彰　茨城県知事賞　2013.11 ○受賞案件：耐部分放電性エナメル線用塗料とその応用製品 ○受賞者：菊池英行

SACLA に使われたNEOMAXエンジニアリング（株）製真空封止アンジュレータ

高機能クラッド材

高硬度鋼用高能率多刃ボールエンドミル（エポックハイハードボール）

多機能正面フライス

エナメル線

日立金属技報　Vol. 30

発　行　日 2014 年 3 月

発　行　元日立金属株式会社

〒 105-8614 東京都港区芝浦一丁目 2 番 1 号（シーバンスN館）

電話（03）5765－4000（ダイヤルイン案内）　　 0800－500－5055（フリーコール）

E-mail：[email protected]

発　行　人中西　寛紀

編　　　集日立金属株式会社開発センター　株式会社東京映画社

本誌の内容は，ホームページにも掲載されております。　　http://www.hitachi-metals.co.jp/rad/rad02.html

禁無断転載

Printed in Japan 2014－3（H）

名称未設定-2 - hitachi-metals.co.jp · vol. 30 2014 ®は当社の登録商標です。...

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