光熱駆動マイクロアクチュエータの基礎検討

高山佳典

和歌山大学大学院システム工学研究科 センシング科学クラスタ

スマートセンシンググループ

概要 近年、半導体プロセス技術の発達により微細な 3次元構造の形成・加工が可能となり、システムの省エネルギー化・集積化・高性能化を目指し、各種産業分野においてデバイスの小型化が進められている。また医療分野においても治

療時の患者への身体的な負担の低減やさらなる微小領域での治療を目指し、マイクロマシンの実現が求められている。

これらを実現するためにはアクチュエータやセンサーのマイクロ化、またマイクロ領域での通信システム・エネルギ

ー供給システム・制御システムなどの構築が必要である。そこで本研究ではこれらの構成要素の中で動力を発生する

基幹メカトロ部品であるアクチュエータのマイクロ化に注目した。現在、マイクロアクチュエータの動作原理として

静電型・圧電型・電磁型が主流であるが、マイクロマシンを駆動するアクチュエータに求められる特性を全て満たす

動作原理は現実にはまだ存在せず、目的にあったアクチュエータを用いることが現状である。そこで本研究では、光

加熱による感温磁性材料の磁気特性変化を利用した熱・磁気型の光熱駆動アクチュエータのマイクロ化を検討した。

そこでまずマクロモデルにおいて光熱駆動方式の原理的な現象確認のために磁気－伝熱現象をシミュレーション解

析し、実験結果と対比しつつ、定量的な設計手法の確立を検討した。そして光熱駆動マイクロアクチュエータの設計

には時間変化を考慮した伝熱特性の評価が必要であると考え、新たに三次元 TDFD伝熱解析プログラムを作製し、カンチレバー形式のマイクロアクチュエータの伝熱特性を評価した。その結果、光熱駆動マイクロアクチュエータは加

熱源であるパルスレーザーのピーク値を上昇させパルス幅を短くし、目的とする加熱部分からの熱拡散によるエネル

ギー分散が生じる前にエネルギー集中させることで、線形駆動・高速応答・低エネルギー動作が可能であり、放熱板

の形状を最適化することでさらに放熱速度の上昇し、動作速度が向上すると考えられる。また FEM磁場解析の結果、パルスレーザー加熱によって磁極によって自己保持された接極子の接触部近傍の磁化を消失することで、光熱駆動マ

イクロアクチュエータはエネルギー供給なしに状態保持を行うスイッチング動作が可能であることが確認された。 以上のことから、光熱駆動方式は光によってワイアレスでエネルギー供給と遠隔操作を同時に非接触で行うことが

可能であり、集積化に伴う微細配線の実装上の問題やマイクロマシンの有用な応用領域である医療環境でのショー

ト・絶縁不良といった安全面での問題の解決に有用な技術であると考えられる。またマイクロ化に伴い低エネルギー

動作・高速応答が可能であり、マイクロアクチュエータの新たな駆動方式として大いに可能性があると考えられる。

1章 序論

1.1 研究背景 近年、半導体プロセス技術の発達により微細な 3次元構造の形成・加工が可能となり、システムの省エネルギ

ー化・集積化・高性能化を目指し、デバイスの小型化が

進められている。現在、マイクロセンサ・インクジェッ

トプリンタヘッド・ハードディスクドライブヘッド・

DNA チップなどのマイクロデバイスが実用化されており、各種産業分野においてさらなるデバイスの小型化が

求められている。また医療分野においても治療時の患者

への身体的な負担の低減やさらなる微小領域での治療

を目指し、マイクロサージェリーや血管内視鏡、また薬

剤配送システムに応用可能なマイクロマシンの実現が

求められている。しかし各種産業分野におけるマイクロ

デバイスや医療分野におけるマイクロマシンを実現す

るには動力を発生するエネルギー変換機構であるアク

チュエータや情報取得のためのセンサのマイクロ化、ま

たマイクロな領域での通信システム・エネルギー供給シ

ステム・制御システムなどの構築が必要である。 そこで本研究ではこれらの構成要素の中で動力を発生

する基幹メカトロ部品であるアクチュエータのマイク

ロ化について検討を行った。 アクチュエータに要求される基本性能は、単位体積・

質量あたりの発生力が大きく、応答速度が速く、制御性

が良いことである。この性能はマイクロ化しても変わる

ことは無いが、マイクロマシンを駆動するアクチュエー

タでは、さらにその使用環境からも要求される機能が考

えられる。第一に、微小な構造体を構成することから、

複雑な加工・形状を組み合わせることが困難であり、単

純な機構・構造であることが要求される。これは、多く

の部品を組み合わせて最適化をはかる内燃機関や、多く

のノズルを必要とするタービンのような構造が原理的

に小型化しにくいことを意味する。 また、構造が単純なマイクロマシンの応用の特徴とし

て、多数のマイクロデバイスを並列に駆動することで従

来に無い機能性を実現することが期待されるが、この場

合にはエネルギー供給の実現が構造の複雑化を招きか

ねない。したがって個々のデバイスに対する駆動エネル

ギー供給は極力単純な経路・配線であることが望ましい。 さらにマイクロマシンが、使用される環境に適合するこ

とが不可欠であり、生体内や水中で動作する場合には、

電気絶縁が容易に出来ることも要求される。 このような特性を満たす動作原理は現実にはまだ存在

せず、それぞれの目的にあったアクチュエータを用いる

ことが現状である。 現在、マイクロアクチュエータの駆動原理として静電

型・圧電型・電磁型が主流である。研究すべき課題を明

確とするために現状のアクチュエータを要求条件の観

点から比較すると Table.1のように表すことができる。 Table.1 アクチュエータ特性比較 静電型 圧電型 電磁型

発生力 × ◎ ○ 応答速度 ○ ◎ ○

制御性 × × ○ 変位量 △ × ○

低電圧動作 × × ○

低消費電力 ○ △ ×

微細加工性 ○ × ×

スケール効果 L² L² L³ 電位差を持つ電極間の静電引力を利用する静電アク

チュエータは応答速度が比較的に速く、平面的な構造に

より製作可能なため，半導体プロセスの適用が容易であ

る。また他の方式と比べ、マクロな領域での発生力は小

さいが、単位質量当りの静電力が寸法に反比例して増加

することから小型化に適しており、原理的には印加電圧

の 2乗に比例した力発生がある。しかし精度よく極板間距離を制御しなければ高精度な位置決めができないこ

とや変位量を大きくとれない問題がある。また駆動に高

電圧(数十V以上)が必要であることは制御やエネルギー

供給の面で非常に不利な要因であり、低電圧動作が課題

である。 圧電セラミックスのピエゾ効果を利用する圧電アク

チュエータは、他の方式に比べ高分解能、高速応答、ま

た発生力が大きい。しかし変位量は小さく、駆動に高電

圧（数百 V）が必要であり、発熱により誘電分極がとけ圧電定数が低下する問題やヒステリシス現象やクリー

プ現象といった性質があるため、フィードバック制御に

より印加電圧を適正に制御しなければ、高精度な位置決

めはできないことや消費電力が大きくなる問題がある。

またマイクロ化に際し圧電材料である PZT(ジルコル酸チタン酸鉛)を薄膜化する必要があり、薄膜形成法としてスパッタリングやゾルゲル法によるコーティングを

利用する方法と PZT のバルク材を機械的に研磨する方法がある。前者の場合、バルク材料に比べ特性が低下す

ることや特性を向上させるためにアニールが必要であ

り、このときに発生する熱応力によって基板との剥離が

起き易い。また後者の場合では研磨した薄膜と基板を張

り付けることが技術的に困難であり、接着層が大きな緩

衝作用を持ちアクチュエータの特性を著しく悪化させ

る問題がある。 電磁石による磁極の吸引力を利用する電磁アクチュ

エータは応答速度が比較的速く、静電型や圧電型のよう

に複雑な制御や駆動に高電圧を必要としない。また変位

量は大きく、発生力も静電型に比べ大きいが、電磁力は

スケールの 3乗に比例することから、マイクロ化に伴い発生力は極端に小さくなる。また起磁力を発生するコイ

ルの小型化が困難であり、配置スペースの問題やプロセ

スの困難性がある。また小型化に伴いコイルの巻数や断

面積が減少することから起磁力を得るには高電流が必

要であり、電流密度の増加がシステムの抵抗による熱損

失の増加を招き、マイクロ化に不向きである。さらに電

流駆動であることから、他の方式に比べ消費電力が大き

い問題もある。 また静電・電磁・圧電アクチュエータに共通した問題

点として集積化に伴う微細配線の実装上の問題やマイ

クロマシンの有用な応用領域である医療環境でのショ

ート・絶縁不良といった安全面での問題も考えられる。 以上のことから、静電型・圧電型・電磁型のアクチュエ

ータはそれぞれ長所を有するが、マイクロデバイス・マ

イクロマシンに適用させるには克服すべき課題が多々

あり、新たな動作原理のアクチュエータの可能性を検討

する必要があると考えられる。

1.2 研究目的

従来のアクチュエータの問題点の一つに、マイクロア

クチュエータを動作させるためにデバイス以上に微細

な加工が必要なエネルギー供給線や制御信号線を必要

とすることがある。この微細配線の実装は、マイクロマ

シンの特徴である微細なデバイスを多数並列に配置し

て多機能を実現する上での大きな問題点である。

給電線を用いずにエネルギー供給する手段として、マ

イクロタービンなど、風圧などの環境媒質の機械エネル

ギーを外部から与える方法、太陽電池を内在させて光に

より発電し、それを駆動源とする方法、熱線照射によっ

てデバイスの一部を加熱し、熱膨張を利用するバイメタ

ル駆動などが考えられる。しかし、高速流体を用いる方

法では実際にはノズルなどのマイクロ部品が必要であ

ること、太陽電池を用いる方法では、昇圧など、さらに

回路部品を必要とし、構成規模が大きくなること、バイ

メタル効果では光照射により選択的な動作が可能では

あるが、一定の往復運動以外には使えないことなど、従

来のアクチュエータと比べ、大幅な利点があるわけでは

ない。

そこで本研究では、新たな動作原理として光加熱によ

る感温磁性材料の磁気特性変化を利用した熱・磁気型⁽¹⁾

の光熱駆動アクチュエータのマイクロ化を検討した。光

照射によってアクチュエータを駆動させることができ

れば、ワイアレスでエネルギー供給と遠隔操作を同時に

非接触で行うことが可能となり、簡単な構成の駆動装置

を作ることができ、集積化に伴う微細配線の実装上の問

題やマイクロマシンの有用な応用領域である医療環境

でのショート・絶縁不良といった安全面での問題の解決

の一手になると考えられる。また永久磁石を用いた磁気

駆動型であることから設計によっては自己保持機能を

付与することも可能である。 光熱駆動アクチュエータは Fig.1に示すように永久磁石を用いた磁気回路と感温磁性材料を用いた接極子か

ら構成され、シンプルな構造であり小型化に適すると考

えられる。また永久磁石の磁気力と光加熱による感温磁

性材料の磁気特性変化によって駆動することから、静電

型・圧電型のように駆動に高電圧を必要とせず、光を用

いたワイアレス制御が可能である。また小型化に伴い熱

時定数・熱容量が小さくなることから、感温磁性材料の

一部を局所的に加熱することで、熱的性質の局所的な変

化を高速に発生することが可能であり、高速応答や低エ

ネルギー動作が期待され、マイクロアクチュエータの駆

動原理に適していると考えられる。

また目的とするマイクロマシンにおける駆動方式の

確認には綿密な検討が不可欠であると考えられる。そこ

でまずマクロモデルにおいて光熱駆動方式の原理的な

現象確認を、材料入手が容易で、構造が単純であり、動

作が把握しやすい小型のモーター形式[Fig.1(a)]で行い、不可視現象である磁気現象と伝熱現象をシミュレーシ

ョン解析し、実験結果と対比しつつ定量的な設計手法の

確立を検討した。その後、マイクロマシン駆動設計にお

ける問題点を抽出し、その可能性を追求した。

(a) 回転運動型

(b) 往復運動型

Fig.1 光熱駆動アクチュエータ

2章 マクロモデルでの特性評価 本研究を進めるにあたり、まず動作原理の確認と物理

現象の把握のために、マクロモデルにおいて回転運動型

の光熱駆動アクチュエータの特性評価を行った。 光熱駆動方式は熱・磁気を利用したアクチュエータで

あることから、伝熱現象と磁気現象の特性評価が不可欠

である。しかしこれらの現象は不可視現象であり、特性

評価を行うには可視化する必要がある。そこで解析する

連続領域をさまざまな多角形、多面体に分割し、その各

領域の中で微分方程式を変分原理を用いて解く方法で

あり、２次元・３次元のさまざまな形状の領域に適用で

き、高精度の計算が可能な有限要素法(FEM)を用いて伝熱特性・磁気特性の評価を行った。そして解析結果と実

験結果を対比しつつ定量的な設計手法の確立を検討し

た。

2.1 素子構成と動作原理 光熱駆動アクチュエータの駆動力を発生させるには

空間の磁気エネルギー HMU T の勾配 を人

為的に形成すればよい。そこで本研究では Fig.2(a)に示すように温度上昇に伴って磁化が減少し、キュリー温度

に達すると磁化が消失する性質を持つ感温磁性材料の

磁気特性変化を利用することにした。 マクロモデルでは Fig.2(b)に示す回転運動型のアクチュエータを考案した。このアクチュエータは遠隔に配置

された光源からの光をレンズによって集光照射し、感温

磁性材料の一部をキュリー温度まで加熱し磁化を消失

させ、Fig.2(c)に示すように外部磁場を印加する永久磁石を用いた磁気回路のギャップ間において感温磁性材

料に磁化の偏りを形成させる。その結果、磁気回路のギ

ャップ間に磁気エネルギーの勾配が形成され駆動力が

発生する。

Fig.2(a) M-T曲線

Fig.2(b) 素子構成

Fig.2(c) 動作原理(マクロモデル)

xU

0

2.2 FEM伝熱解析 光熱駆動アクチュエータは光加熱による感温磁性材

料の磁気特性変化を利用したアクチュエータであるこ

とから伝熱現象の把握が不可欠である。そこで加熱源か

ら集光照射した熱量は材料の熱伝導により拡散し、非照

射部から空気放熱すると考え FEM 伝熱解析を行った。

その結果、Fig.3(a)のように空気放熱のみではフェライトに有効な温度勾配が形成されず、アクチュエータが駆

動しないことが確認された。そこで回転軸の先端にヒー

トシンクを設置し、回転軸を通してヒートシンク側に熱

が逃げるケースを想定し解析を行った。その結果、

Fig.3(b)に示すように有効な温度勾配が得られ、マクロな領域では光熱駆動アクチュエータは放熱機構を設置

しなければ駆動しないことが確認された。 解析条件は以下の通りである. 環境温度：25℃ 熱伝導率 [W/mm・K]： 回転軸（真鍮）：0.08 [W/mm・K] フェライト：0.005 [W/mm・K] 加熱領域への照射出力 [W]： ヒートシンク有：1.3 [W] ヒートシンク無：0.16 [W]

Fig.3 伝熱解析結果

2.3 FEM磁場解析

FEM 伝熱解析の結果、光照射により有効な温度勾配

を形成することが可能であることが確認された。続いて

FEM 磁場解析によってアクチュエータの駆動力算出を

行った。解析モデルは感温磁性材料に Fig.4に示す磁気特性を持つフェライトを用い、光加熱によりフェライト

の一部の磁化が消失している状態に磁気回路(永久磁石＋ヨーク)によって外部磁場を印加したケースを想定した。解析の結果、Fig.5 に示すように磁気回路のギャップ間に磁束密度勾配が生じ、磁気エネルギー勾配が形成

されていることが確認された。また磁気回路による印加

磁場＝72[kA/m]の条件下で 40[mN]の駆動力が想定され、中心保持機構であるベアリングの摩擦を考慮しても

十分連続回転が可能であると考えられる。 解析条件は以下の通りである 真空部: 比透磁率＝1 永久磁石: 比透磁率＝1 保磁力＝100[kA/m] 無限境界部: 比透磁率＝1 ヨーク(Fe): Ms＝2[T] 比透磁率＝5000 フェライト: 寸法 3×6×3 [mm]

Fig.4 BH特性(フェライト)

Fig.5 磁場解析結果

2.4 モデル実験

FEM 伝熱・磁場解析から定性的に駆動力の発生が確

認された。そこで Fig.6に示すモデルを構成し駆動実験を行った。このモデル実験で作製したアクチュエータは

解析モデルとほぼ同寸法であり、感温磁性材料には飽和

磁化 0.4[T]、キュリー温度が 72[℃]、外径 7[mm]、厚み4.2[mm]のフェライトを用いた。また磁気回路はフェライト磁石と鉄製のヨークで構成し、中心保持機構にはベ

アリングを用いた。そして加熱光源には 40[W]の白熱電球を用い、レンズで集光照射しフェライトを部分的に加

熱した。 解析結果とモデル実験結果の比較を Table.2 に示す。 解析では光源による加熱領域での加熱出力が 1.35[W]、磁気回路による印加磁場 70[kA/m]の条件下で 40[mN]の駆動力が想定されたのに対し、実験では加熱光源の

40[W]入力に対し、光への変換効率を 20%、レンズによる有効利用角を 0.5π、フェライトの吸収係数を 0.8として 1.6[W]の加熱出力が想定され、印加磁場 72[kA/m]の条件下で 40～45[mN]の起動トルクが確認された。またベアリングの静止摩擦は 5[mN]であった。 以上のことから光熱駆動アクチュエータは光加熱に

よって感温磁性材料の磁化量を熱制御することが可能

であり、ワイアレスでエネルギー供給と遠隔操作を同時

に非接触で行うことが可能であると確認された。

Table.2 解析結果と実験結果の比較

Fig.6 モデル実験

2.5 マクロモデルにおける問題点

FEM 伝熱・磁場解析とモデル実験から定量的に駆動

力の発生が確認されたが、以下の問題点が発生した。 １)アクチュエータの回転速度が遅い→90[rpm] ２)初期駆動に時間が掛かる ３)連続回転ではなくステップ回転である→非線形駆動 これらの現象の原因としては感温磁性材料部の加熱

と放熱のサイクルが連続的でないことや有効な温度勾

配の形成されていないこと、また光源から加熱領域に十

分なエネルギーが出力されていないことなどが考えら

れるが、理論的にこれらの現象を解明し、定量的な設計

手法を確立するためには時間変化を考慮した光加熱に

よる伝熱現象の評価を行う必要がある。しかしアクチュ

エータの伝熱特性を実際に測定することは困難であり、

シミュレーションによって評価することが考えられる。

しかしエネルギー最小の原理を用いる FEM解析では定常解しか評価できず、温度分布の時間変化といった時間

変化を考慮した伝熱特性は評価できない問題がある。そ

こでこれらの問題点を解決するために新たに三次元伝

熱解析プログラムの作製を行った。

Analysis Experiment Heating power 1.35 [W] 1.6 [W]

Magnetic field 70 [kA/m] 72 [kA/m] Driving force 40 [mN] 40～45 [mN]

start torque 5[mN]

starting friction

3章 TDFD伝熱解析プログラム

三次元伝熱解析プログラムの作製にあたり拡散方程

式の数値解法のひとつである時間差分を考慮した有限

差分法（TDFD）を用いることにした。拡散方程式は温度場を支配する偏微分方程式であり、保存則から導かれ

る。また差分法の手法としては陽解法と陰解法があり、

この２種類から最適な手法を選ぶ必要がある。 陽解法は隣接する要素の前の時間ステップの温度か

ら新たな時間ステップの温度を求める手法である。注意

点としては陽解法には安定条件があり、熱流量を示す相

対パラメータであるPが 0.5より大きくなると隣接要素を超えた熱エネルギーが無視できなくなることから、時

間経過にともなって温度が振動する現象が生じるので、

安定条件を満たすパラメータ設定が必要である。また陽

解法では、Fig.7(a)に示すように逐次的に温度を求めることができるので、未知数の増加が、著しい計算量・記

憶容量の増加を招くことがない。一方陰解法では、

Fig.7(b)に示すように、すべての要素の温度情報から新たな時刻の温度を求めているため、熱エネルギーの移動

が要素を超えるような条件でも解が求められる。このよ

うに解の安定性では陰解法が優れているが、陰解法では

連立方程式を解く必要があり、未知数が増加すると計算

が容易ではなくなる問題点がある。 以上のことから安定性では陰解法の方が優れている

が、未知数が多い三次元構造体の伝熱解析では計算量・

記憶容量の増加を招かない陽解法が適していると考え、

陽解法を用いて差分化を行った。 熱拡散方程式の数値解(陽解法)

xu

tu

2

2

(3.1)

差分化

xuuuuu m

i

m

i

m

i

m

i

m

i

t 211

1 2 (3.2)

,...2,1,0:1,...,2,1 mni

xtP 2 安定条件 P＜0.5 (3.3)

uuuu m

i

m

i

m

i

m

i PP 2111

1 (3.4)

(a) 陽解法

(b) 陰解法

Fig.7 熱拡散方程式の数値解の相互関係

3.1 TDFD伝熱解析プログラム第１案 まずプログラム第１案では熱伝導の基礎式(3.5)から陽解法を用いて差分方程式を算出し、プログラムを作製

した。次に整合性を確認するために FEM伝熱解析によって計算した定常解と作製したプログラムによって計

算した定常解の比較を行った。しかし FEM解析による定常解と整合性は確認されず、作製したプログラムでは

温度がほとんど上昇しない問題が発生した。この件に関

して検討を行った結果、三次元構造体の伝熱解析では、

異なる材質間の界面が生じており、本来、熱伝導の基礎

式は材質が一様なモデルに適用される方程式であるこ

とから、今回のように異なる材質間の界面が生じる場合

には適用できないのではないかと考察した。一例を挙げ

るとFig.8に示すように element1(Cu)と element2(Air)が隣接している場合であれば、Cuの熱拡散率は 1.16E-4であるのに対して、Airの熱拡散率は 2.20E-5であることから、熱流量を示す相対パラメータである Pは熱拡散率に依存するため、Cuは Airに比べ１桁 Pが大きくなる。また熱伝導の基礎式は材質が一様なモデルに適用さ

れる方程式であることから、element1(Cu)において次の時間ステップの温度計算を行うと、element2(Air)がプログラム上ではあたかも Cuのように振舞うことになる。また逆に element2 において温度計算を行うと、element1 が Air であるとプログラムは判断してしまうことになる。つまり element1 から element2へ流出する熱量に対し、element2から element1へ流入するする熱量が小さくなり、流出熱量と流入熱量が異なることか

ら計算上熱量がロストしてしまい、作製したプログラム

では温度がほとんど上昇しなかったと考えられる。

Fig.8 検討モデル

三次元熱拡散方程式 (3.5) 差分化 (3.6)

(3.7) (3.8) (3.9) P = P 1+P 2+P 3 安定条件：P ≤ 0.5 (3.10) 差分方程式 (3.11) u: 温度 α: 熱拡散率 C: 比熱 ρ: 密度 Q: 単位体積あたりの熱量

CQu

zu

yu

xtu

2

2

2

2

2

2

CQ

z

uuu

y

uuu

x

uuu

tuu

mkji

mkji

mkji

mkji

mkji

mkji

mkji

mkji

mkji

mkji

mkji

21,,,,1,,

2,1,,,,1,

2,,1,,,,1

,,1,,

2

2

2

,2,1,0:1,,2,11,,2,1:1,,2,1

mnknjni

x

tP 21

y

tP 22

z

tP 23

CtQ

uPuuP

uuPuuPum

kjim

kjim

kji

mkji

mkji

mkji

mkji

mkji

,,1,,1,,3

,1,,1,2,,1,,111,,

21

3.2 TDFD伝熱解析プログラム第 2案

3.1 で述べたように異なる材質間の界面問題を解決する必要がある。そこで熱拡散率αに着眼した。熱拡散率

は同一の材質間での熱拡散の割合を示すものであり、界

面を生じる三次元構造体の伝熱解析にはこのパラメー

タは適用できないと考えた。 (3.12) 熱拡散率αは熱伝導率 λ・比熱 C・密度 ρから求められる。そこで Fig.9のような熱伝導モデルを構成し、熱拡散率を熱伝導率、比熱、密度の３つのパラメータに分割

し、エネルギー保存則から微分方程式を導出した。例と

して Fig.9に示すMaterial 2について考えると、熱容量は Material 2 の比熱、密度から算出される。しかし熱伝導率に関しては左右に隣接する Material 1,3 の熱伝導率が関係してくると考えた。つまり Material 2 の熱伝導率がいくら大きい場合であっても、Material 1,3の熱伝導率が小さければ、界面における熱流束はMaterial 1,3 の熱伝導率に依存するはずである。以上のことを踏まえてシステムの再構成を行った。算出した差分方程式

を以下に示す。

Fig.9 熱伝導モデル

(3.13)

(3.14)

λx3は要素 kと要素 k+1、λx1は要素 kと要素 k-1を比べ小さい方を用いる

(3.15)

λy3は要素 jと要素 j+1、λy1は要素 jと要素 j-1を比べ小さい方を用いる

(3.16)

λz3は要素 iと要素 i+1、λz1は要素 iと要素 i-1を比べ小さい方を用いる (3.17)

λx1≧λx3→λx2=λx1 λx3≧λx1→λx2=λx3

(3.18)

λy1≧λy3→λy2=λy1 λy3≧λy1→λy2=λy3 (3.19)

λz1≧λz3→λz2=λz1 λz3≧λz1→λz2=λz3

C

cuPPPuijk

m

ijkzyxm

ijk

tQ

,,

,,,, 211

uPPuPP m

ijkxx

m

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,,'

11

uPPuPP m

ijkyym

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11

uPPuPP m

ijkzzm

ijkzz 11 ,,'

,,'

xcPijk

xxx

t2

,,

13'

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yyy

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,,

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13'

xcPijk

xx

t2

,,

2

ycPijk

yy

t2

,,

2

zcPijk

zz

t2

,,

2

3.3 FEM伝熱解析との整合性の確認

3.2で述べたTDFD伝熱解析プログラムによる定常解と FEM 伝熱解析の定常解の比較を行った(Fig.10)。比較の結果、温度分布に 2～3[℃]の違いは生じているが、熱の拡散状態など、ほぼ同等の結果が得られ、FEM と

の整合性が確認された。

Fig.10(a) 伝熱解析結果(FEM)

Fig.10(b) 空気層への熱拡散(FEM)

Fig.10(c) 伝熱解析結果(TDFD)

3.4 TDFD伝熱解析プログラムによる考察

TDFD 伝熱解析プログラムによるマクロモデルでの問題点[2.5]の考察結果を以下に示す。

１)モデル実験の光学系では目的の加熱領域のみを加熱することができず、ヒートシンクも加熱され、常時加

熱されていることから、素子全体が温度上昇し、放熱速

度が低下し、加熱と放熱のサイクル速度である動作速度

が遅いと考えられる。 ２)発生する駆動力の大きさは感温磁性材料の温度勾配による磁化の変化量で決まるが、目的の加熱領域外も

加熱しているので、発生する駆動力がベアリングの静止

摩擦を超えることができる有効な温度勾配が形成され

にくく、初期駆動に時間が掛かると考えられる。 ３)目的とする加熱領域での加熱出力が低いことから、加熱領域の温度上昇が遅く、それに伴いパルス的なトル

ク発生となり非線形駆動すると考えられる。 以上のことから、有効な温度勾配を形成し、動作速度

を速め、線形駆動にするためには、低出力で常時加熱す

るのではなく、集光スポットを狭め、高出力で加熱時間

の短いパルス加熱が適していると考えられる。

Fig.11 TDFD伝熱解析考察

4章 マイクロアクチュエータ設計 マクロモデルにおいて光加熱によって感温磁性材料

の磁化量が熱制御可能であると確認された。続いてアク

チュエータのマイクロ化を検討した。光熱駆動方式は小

型化することで、熱時定数・熱容量が小さくなることか

ら、高速応答や低エネルギー動作が期待される。また光

を用いてワイアレスでエネルギー供給と遠隔操作を同

時に非接触で行うことが可能であり、永久磁石方式の特

徴である自己保持機能を付与することが可能である。そ

こで本研究ではこれらの物理現象を2つの安定状態をとることで光の方向を変える光スイッチなどへの応用を

考え、FEM・TDFD 解析を用いて往復運動型の光熱駆動マイクロアクチュエータの設計・特性評価を行った。 設計項目としては ・材料設計 ・伝熱設計 ・磁気設計 を考え、この３つの設計項目についてそれぞれ以下の内

容について検討を行った。 材料設計 ・マイクロアクチュエータの接極子に用いる感温磁性材

料の選定 ・磁性薄膜の成膜方法の選定 ・蛍光 X線分析・ICP/AES分析によって組成比評価 ・磁気天秤による磁気特性評価 伝熱設計 ・作成した三次元 TDFD 伝熱解析プログラムによる時間変化を考慮したマクロアクチュエータの伝熱特性

評価 磁気設計 ・FEM磁場解析による磁気回路の設計 ・マイクロアクチュエータの駆動力評価

4.1 素子構成と動作原理

Fig.12(a) 素子構成

Fig.12(b) 動作原理 マイクロアクチュエータは Fig.12(a)に示すように磁気回路(永久磁石＋ヨーク)と接極子に感温磁性材料を用いたカンチレバーから構成される。Fig.12(b)のように接極子が片側のヨークに接触し、磁気力によって自己保持

されている初期状態から、レーザー加熱により接触部近

傍の磁化を消失し、ヨークと接極子のギャップを等価的

に変化させる。その結果、磁気エネルギー勾配が形成さ

れ、発生する磁気力の差分によって駆動力が発生する。

4.2 感温磁性材料の選定 光熱駆動マイクロアクチュエータは光加熱による感

温磁性材料の磁気特性変化を利用したアクチュエータ

であることから、感温磁性材料の磁化－温度特性によっ

て動作特性が大幅に変化する可能性がある。そのため感

温磁性材料の選定はマイクロアクチュエータの設計に

おいて非常に重要である。また光熱駆動方式は感温磁性

材料を部分的に加熱し、磁化量を変化させることで駆動

力が発生し、駆動力の大きさは磁化の変化量に依存する。

また最大駆動力は一部をキュリー温度まで加熱するこ

とで発生することから、キュリー温度まで加熱するのに

必要なエネルギーに対する磁化の変化量を性能指数と

して考え、性能指数の高いものを何種類かピックアップ

した。ここで Ni は橋本らの研究⁽²⁾との比較のためにいれている。 まずマイクロアクチュエータを作製する上では、薄膜

加工が不可欠であり、マクロモデルで用いたフェライト

は薄膜加工が困難であることから不採用とした。また

Fe・Ni・Crの 3元素の合金は性能指数は最も高いが、組成比調整が難しいと考え不採用とした。 現在、マイクロマシン作製技術として Siと SiO2を用

いたシリコンプロセス技術が主流である。しかし Si だけでなく多様な金属を用い、それぞれの金属の機械特性

や磁気特性などの材料特性を組み合わせ、マイクロアク

チュエータの動特性などを自由に設計することやマイ

クロアクチュエータに中空構造を持たせるためには有

機溶剤によって除去できるプラスチックやレジスト基

板上に成膜できることが求められる。そのためには磁性

薄膜を低温成膜する必要がある。そこで本研究室におい

て低温で成膜を行っても磁気特性が得られている Fe－Niの２元素の合金を採用することにした。

Fig.13 性能指数

ここで Fe－Ni合金は Ni０～30%を含む Fe側の相と

Ni40～100%の Ni 側の相に分類される。前者は低温で体心立方格子をもち、高温で面心立方格子に変態するが、

この変態点は鋭くなく、一般にかなりの温度差を示す。

また飽和磁化の値もこれに伴って一般に熱的非可逆性

を示し、非可逆合金(irreversible alloy)と呼ばれている。また Ni40～100%の範囲では一様に面心立方格子の固溶体をつくり、可逆合金(reversible alloy)とよばれている。そして非可逆合金と可逆合金の境目（約 Fe－30％Ni）で飽和磁化の値が急激に減少し、同時にキュリー温度がここで著しく下がる性質をもつことから、Fe－Ni合金のなかでも常温付近で温度上昇によって著しく磁

化が減少し、キュリー温度が 100[℃]近傍である Fe－30Ni 合金が光熱駆動アクチュエータに用いる感温磁性材料に適すると考え、採用を決定した。

Fig.14 Fe－Ni合金(飽和磁化) (IEEE PRESS Ferromagnetism BOZORTH p109より引用)

4.2.1 磁性薄膜の成膜方法 薄膜を成膜する手法としては蒸着・スパッタ・化学気

相成長(CVD)などがあり、その中から最適な手法を選ばなければならないが、当大学には蒸着装置・イオンビー

ムスパッタ装置・マグネトロンスパッタ装置しかないた

め、この中から最適な手法を選ぶ必要がある。蒸着法の

場合、蒸着時のエネルギーが低いことから、接着強度が

低く基板上から剥離が起きやすい。一方スパッタは蒸着

に比べエネルギーが非常に高く剥離は起き難い。またス

パッタの方が均一な膜ができることや合金・化合物のタ

ーゲットの組成比をほぼ保ったまま成膜できるという

ことからスパッタの方が成膜方法として最適である。次

にイオンビームスパッタとマグネトロンスパッタの比

較ではイオンビームスパッタはイオン源が分離してい

るので低温での成膜が可能だが、マグネトロンスパッタ

では基板が非常に高温となる。ここで本研究では Fe-Ni磁性薄膜を低温成膜する必要があることから、イオンビ

ームスパッタを用いて膜形成を行うことにした。Fig.14にイオンビームスパッタの概略図を示す。 イオンビームスパッタとは、真空中に不活性ガス(主に Ar)を導入しながら、基板とターゲット(製膜させる物質 Fe-Ni等)間に高電圧を印加し、イオン化した Arをターゲットに衝突させて弾き飛ばされたターゲット物質

を基板上に製膜する方法である。またイオン源が分離し

ているので低温でのスパッタが可能である。そこで FeのターゲットにNiチップを配置し、Niチップの占める面積比を調整するチップ法を用いて、目標とする

Fe-30Ni磁性薄膜の成膜を行った。

Table.3 スパッタ条件 到達出力 2E-6 [Torr] 出力 20 [W]

ビーム電圧 / 電流 500 [V] / 50 [mA] 加速電圧 125 [V]

アノード電圧 40 [V] カソード電流 14 [A]

ニュートラライザ電流 3.5 [A] Arガス圧 2E-4 [Torr]

スパッタ時間 5 [hour]

Fig.15 イオンビームスパッタ装置

Fig.16 スパッタ原理

Fig.17 チップ法

4.2.2 Fe-Ni磁性薄膜の組成比評価 Fe-Ni磁性薄膜をチップ法を用いてイオンビームスパッタで成膜するにあたり、Feに比べNiはスパッタレートが高く、イオンビームの照射密度分布やチップの配置位

置、装置特性によるスパッタ特性の変化によって組成比

どの程度の影響がでてくるか想定することは困難であ

る。そこで目標の Fe-30Niに対し、以下の面積比で磁性薄膜を成膜し、組成比の評価を行った。また本大学では

組成分析ができる装置がないことから、NTT アドバンステクノロジ株式会社に成膜した Fe-Ni 磁性薄膜の組成分析を依頼した。

Table.4 磁性薄膜面積比 [%]

試料 Fe Ni 磁性薄膜 A 73.1 25.9

磁性薄膜 B 71.6 28.4 磁性薄膜 C 69.2 30.8

分析方法 １) 蛍光 X線分析(Fe-Kα、Ni-Kαピーク強度測定)

Table.5 蛍光 X線測定条件 装置名 リガク製 3270

ターゲット Rh 雰囲気 真空 照射面積 １０ｍｍΦ

分析対象 Fe-Kα、Ni-Kα ２) 試料前処理(硝酸、塩酸溶解) 試料前処理のフローを以下に示す 試料(面積測定) ↓ 硝酸・塩酸 加熱溶解

↓ 定容

↓ ICP/AES分析

３) ICP/AES分析(Fe、Ni定量)

Table.6 ICP/AES測定条件 装置名 セイコーインスツルメンツ社製

SPS-1700

元素 測定波長[nm] Fe 259.940

Ni 221.647 組成比分析の結果、Fig.18に示すように面積比に対し、組成比が 10%程度ずれていることが確認された。原因としてはFeとNiのスパッタレートの差やチップ法でスパッタしているので、ビーム密度分布によって合金組成が

大幅にずれていると考えられる。しかし面積比と組成比

には相関があり、Ni の面積比を 21.2%に調整すれば、Niの組成比を 30%に調整できると考えられる。

Table.7 蛍光 X線分析結果 [kcps]

試料 Fe Ni 磁性薄膜 A 3977 2661

磁性薄膜 B 8184 6340 磁性薄膜 C 5660 5244

Table.8 ICP/AES分析結果 [%]

試料 Fe Ni 磁性薄膜 A 63.6 36.4

磁性薄膜 B 60.1 39.9 磁性薄膜 C 55.7 44.3

Fig.18 面積比と組成比の関係

4.2.3 Fe-Ni磁性薄膜の組成比評価２ 上記の分析結果を受けて、引き続きチップ法を用いて

Table.9に示す面積比で Fe-Ni磁性薄膜の成膜を行った。また組成分析に関しては前回と同様に NTT アドバンステクノロジ株式会社に依頼した。

Table.9 磁性薄膜面積比 [%] 試料 Fe Ni

磁性薄膜 D 79.0 21.0

磁性薄膜 E 77.8 22.2 Table.10 磁性薄膜予想組成比 [%]

試料 Fe Ni

磁性薄膜 D 70.6 29.4 磁性薄膜 E 68.9 31.1

Table.11 組成分析結果 [%]

試料 Fe Ni

磁性薄膜 D 74.0 26.0 磁性薄膜 E 71.0 29.0

前回の測定結果から磁性薄膜 D・E は Table.10 に示す組成比になると予想した。しかし組成分析の結果、

Table.11に示すように、Niの組成比をほぼ 30%にすることはできたが予想と誤差が生じた。前回の測定結果を

考慮した予想組成比と誤差が生じた原因としては Ni チップの配置位置やビーム密度分布が影響を与えている

と考えられるので、組成比調整の精度を上げるには、こ

れらの内容についてさらに検討していく必要があると

考えられる。

4.2.4 Fe-Ni磁性薄膜の磁化－温度特性 光熱駆動は光加熱による感温磁性材料の磁気特性変

化を利用した駆動方式であることから、成膜した磁性薄

膜の磁化－温度特性の評価が不可欠である。しかし、本

大学には磁化－温度特性の評価できる設備がないこと

から、株式会社NEOMAXに磁気天秤法による特性評価を依頼した。磁性薄膜 B は組成分析の結果、Niの組成比がほぼ 40%であり文献値ではキュリー温度が 350[℃]近傍であるが、測定の結果、Fig.19に示すように温度上昇に伴って磁化は減少しているが、500[℃]でも完全に磁化が消失していないことが確認された。原因として低

温(80℃)で成膜を行っているので、結晶成長が不十分であり、合金化されていない部分があると考えられる。

Fig.19 磁化―温度特性

また磁性薄膜E(Fe－29Ni)は、Niの組成比がほぼ30%であることから、キュリー温度は 100[℃]近傍であると予想していたが、測定の結果キュリー温度が 200[℃]を超えていた。原因としては結晶成長が不十分なことや

Fig.14に示すように Fe－Ni合金の磁気特性の変極点である Fe-30Niから組成が 1%ずれていることで予想の磁気特性が発現していないことが考えられる。対策として

は組成比調整の高精度化やイオンアシスト・アニーリン

グによる磁気特性の改善が考えられ、今後の課題である。

4.3 マイクロモデルでの伝熱特性評価 マイクロモデルではマクロモデルの結果を考慮し、加

熱源にパルスレーザーを用いることにした。そして作製

した TDFD 伝熱解析プログラムによって時間変化を考慮した伝熱特性の評価を行った。この解析ではパルスレ

ーザーによる加熱領域への照射出力を変化させること

で、マイクロアクチュエータの応答速度、消費エネルギ

ー、放熱時間にどのような変化が生じるか評価すること

を目標とした。また高速の繰り返し動作のためには放熱

特性が重要である。そこで Fig.20 に示すように放熱板を設置しない Fe-30Niの単層構造と放熱板(Cu、Al)を設置した２層構造の伝熱特性の比較も行った。

Fig.20(a) 単層構造

Fig.20(b) 2層構造

Table.12. 解析条件 (環境温度 25[℃])

熱伝導率 [W/m・K]

密度 [kg/m³]

比熱 [J/kg・K]

Fe-30Ni 13 8100 410

Cu 398 8900 385

Al 237 2688 905

4.3.1 伝熱解析結果 伝熱解析では Fig.21 に示すようにパルスレーザー加熱により加熱領域内の全要素の温度がキュリー温度で

ある 100[℃]を超える時間を応答時間 Trとし、キュリー温度まで温度上昇させるのに必要なエネルギーを消費

エネルギーとした。また繰り返し動作するには、レーザ

ー加熱され磁化の消失した感温磁性材料の磁化が回復

しなければならない。そこで放熱によって 90%まで磁化が回復する温度が 60[℃]であることから、感温磁性材料の温度が 60[℃]まで放熱される時間を放熱時間 Tf とした。つまり Trと Tfとアクチュエータの移動時間の合計時間がこのマイクロアクチュエータの一度のスイッチ

ング動作に掛かる時間であり、このサイクルを繰り返す

ことで、連続したスイッチング動作を行う。

Fig.21 動作説明

Fig.22(a) 加熱出力と応答時間の関係

Fig.22(b) 加熱出力と消費エネルギーの関係

Fig.22(c) 加熱出力と放熱時間の関係

Fig.22(d) 応答時間と消費エネルギーの関係

(a) 加熱終了時 (加熱出力 0.115mW 加熱時間 9.845msec)

(b) 加熱終了時

(加熱出力 6.9mW 加熱時間 0.045msec)

(c) 放熱終了時 (加熱出力 6.9mW 放熱時間 2.3msec)

Fig.23 ２層構造(放熱板 Cu)解析結果

4.3.2 伝熱解析考察 伝熱解析結果から以下のことが確認された。 １）パルスレーザーのピーク値を上昇させ、パルス幅を

短くし加熱することで応答速度が上昇し、さらに消費

エネルギーが減少することが確認された。また加熱領

域にある一定の出力以上でレーザー加熱することで、

消費エネルギーは最小となり飽和することが確認さ

れた。つまり、この結果はある一定の出力以上でレー

ザー加熱を行えば、消費エネルギーが変化することな

く、応答速度・エネルギー効率が上昇していくことを

示している。 ２）アクチュエータの動作速度は加熱と放熱のサイクル

の速度で決定され、放熱時間は放熱板を設置すること

で短縮されたが、加熱時には放熱作用が応答速度を低

下させることが考えられた。しかしこの問題もある一

定の出力以上でレーザー加熱することで、加熱時の放

熱作用は無視できることが確認された。つまり Fe－30Ni の単層構造よりも放熱板を設置した 2 層構造にすることで動作速度が上昇することが確認された。 ３）Fig.17に示すようにパルスレーザーによって低出力

(0.115mW)で長時間(9.845msec)加熱するのではなく、高出力(6.9mW)で瞬間的(0.045msec)に加熱することで加熱時における接極子の非加熱部への熱拡散が無

視できることが確認された。 以上のことから、光熱駆動マイクロアクチュエータは

Fig.24 に示すようにパルスレーザーのピーク値を上昇させ、パルス幅を短くし加熱することで高速応答・低エ

ネルギー動作が可能であり、放熱板の形状を最適化する

ことでさらに放熱速度の上昇し、動作速度が上昇するこ

とが期待される。

Fig.24 動作速度とエネルギー効率

4.3.3 放熱構造の最適化

TDFD伝熱解析の結果、光熱駆動マイクロアクチュエータはパルスレーザーのピーク値を上昇させ、パルス幅

を短くし加熱することで、高速応答・低エネルギー動作

が可能であり、放熱板の設置が放熱時間の短縮に大きな

効果を発揮することが確認され、放熱板の形状を最適化

することでさらに動作速度が向上すると考えられる。そ

こでFig.22(b)に示すように消費エネルギーが飽和値（最小値）をとり、加熱時の放熱板による放熱作用を無視す

ることができる加熱出力 6.9[mW]の条件下で放熱構造の最適化を検討した。 検討項目として １)放熱板(Al、Cu)の質量差による動作時間への影響 ２)放熱構造の最適化 の 2点を考えた。ここで条件として、次のセクションで詳しく述べるが、接極子に作用する駆動力は FEM解析解の平均値である 0.345[μN]とする。また接極子の変位量を 10[μm]、動作時間はアクチュエータの応答時間、移動時間、放熱時間を合計した時間とする。 １) 放熱板の質量差による動作時間への影響

Table.13 に示すようにアクチュエータの動作時間に最も影響を与えるのは放熱時間であり、Cuは Alの 3倍程度の質量があるが、質量差が影響を及ぼす移動時間に

関しては、放熱時間に対して２桁小さいことから、マイ

クロアクチュエータの動作時間に対して放熱板の材質

の違いによる質量差の影響は小さく、放熱板の材質とし

ては熱伝導率が大きい Cuの方が適していると確認された。

Table.13 放熱材質の差

Cu Al 質量 [kg] 1.94E-11 6.45E-12

応答時間 [sec] 4.50E-5 4.50E-5 移動時間 [sec] 4.86E-5 3.88E-5

放熱時間 [sec] 2.30E-3 5.10E-3 動作時間 [sec] 2.35E-3 5.18E-3

熱伝導率 [W/mK] 398 237

2) 放熱構造の最適化

1) 放熱構造 A

2) 放熱構造 B

3) 放熱構造 C

4) 放熱構造 D Fig.25 放熱構造(材質 Cu)

Table.14 放熱構造 A

放熱板質量 [kg] 1.94E-11 先端部全体質量 [kg] 4.10E-11

加速度 [m/s²] 8.40E+3 応答＋放熱時間 [sec] 2.35E-3

移動時間 [sec] 4.88E-5 動作時間 [sec] 2.40E-3

Table.15 放熱構造 B

放熱板質量 [kg] 2.91E-11

先端部全体質量 [kg] 5.04E-11 加速度 [m/s²] 6.85E+3

応答＋放熱時間 [sec] 1.80E-3 移動時間 [sec] 5.40E-5

動作時間 [sec] 1.85E-3

Table.16 放熱構造 C 放熱板質量 [kg] 2.88E-11 先端部全体質量 [kg] 5.02E-11

加速度 [m/s²] 6.87E+3 応答＋放熱時間 [sec] 1.80E-3

移動時間 [sec] 5.40E-5 動作時間 [sec] 1.85E-3

Table.17 放熱構造D

放熱板質量 [kg] 3.85E-11 先端部全体質量 [kg] 5.99E-11 加速度 [m/s²] 5.76E+3

応答＋放熱時間 [sec] 1.10E-3 移動時間 [sec] 5.89E-5

動作時間 [sec] 1.16E-3

このTDFD伝熱解析では放熱板の材質にCuを用いている。解析の結果、光熱駆動マイクロアクチュエータは

パルスレーザーの加熱領域への照射出力が 6.9[mW]の条件下では、放熱板の形状変化による加熱時の放熱作用

は無視され、放熱構造 A)～D)の全てにおいて応答時間は 45[μsec]であった。また放熱構造を最適化することで１[kHz]程度の繰り返し動作が可能であると考えられる。

4.4 FEM磁場解析による磁気力の算出

TDFD伝熱解析の結果、光熱駆動マイクロアクチュエータはレーザー加熱によって低エネルギーで動作制御

が可能であり、放熱板(Cu)を設置することで動作速度が上昇することが確認された。次に FEM磁場解析により、接極子に作用する磁気力の算出を行った。Fig.26に解析モデルを示す。この解析モデルでは永久磁石にNd-Fe-B磁石を使用し、ヨークと接極子には Fe-30Niを用い、カンチレバーの梁と放熱板の材質には Cu を用いている。また解析モデルはマクロモデルと同様にレーザー加熱

により感温磁性材料である Fe-30Ni の一部の磁化が消失している状態[Fig.26(b)]に磁気回路(永久磁石＋ヨーク)によって磁場を印加したケースを想定した。

Fig.26(a) 解析モデル

Fig.26(b) 解析モデル(接極子)

解析条件 Fe-30Ni: 比透磁率 μr=1500 飽和磁化 Bs=0.45 [T] Nd-Fe-B: 比透磁率 μr=1 保持力Hc=800 [kA/m] Cu: ヤング率 E=116 [GPa]

4.4.1 マイクロアクチュエータの動作確認 接極子に作用する駆動力は磁気回路による磁気力と

カンチレバーの梁のばね力の合力であると考え、梁のば

ね力を以下の式から算出した。

F=－kx=－Etw³x / 4l³ (4.1) ｋはばね定数、Eはヤング率、l、w、tは梁の長さ(100μm)、幅(1μm)、厚み(2μm)である。また Fig.27(a)に示すように、接極子の中心位置を原点として、中心位置から正側

の変位をプラス、負側の変位をマイナスと表記する。

Fig.27(b)に磁場解析によって算出した磁気力とカンチレバーのばね力と、それらの合力である駆動力の関係を

示す。

Fig.27(a) 変位定義

Fig.27(b) 動作確認

4.4.2 FEM磁場解析考察 解析結果から、接極子の変位が－5[μm]つまり接極子が左側のヨークに接触した自己保持状態にあるときに

レーザーによって接触部近傍を加熱すると、加熱部の磁

化が消失し、接極子とヨークのギャップが等価的に変化

する。その結果、プラス方向に磁気力が発生する。また

梁は変位した状態であるので、ばねの復元力によって中

心位置に戻ろうとプラス方向にばね力が発生する。この

２つの合力が初期駆動力となる。ここで磁気力は接極子

がプラス方向に変位するに従い増加するが、ばね力は－

5[μm]から中心位置までは復元力によってプラス方向に作用し、接極子に作用する駆動力を増加させるが、中心

位置からプラス方向に変位すると、ばね力は逆にマイナ

ス方向に作用し、接極子に作用する駆動力を低下させる。

しかし解析の結果、中心位置よりプラス側においてばね

力に比べ、磁気力は十分に大きく、常にプラス方向に駆

動力が発生することが確認された。以上のことから、

Fig.28 に示すように接極子の接触部近傍の磁化を消失することで、接極子はマイナス側からプラス側に移動し

自己保持状態になり、エネルギー供給なしに状態保持を

行うスイッチング動作が可能であるといえる。

Fig.28 スイッチング動作

5章 結言 本研究では、各種産業分野におけるマイクロデバイス

や医療分野におけるマイクロマシンを実現するために、

アクチュエータの新たな動作原理として光加熱による

感温磁性材料の磁気特性変化を利用した熱・磁気型の光

熱駆動方式の可能性を検討した。 まず光熱駆動方式の原理的な現象確認のために、マク

ロモデルにおいて FEM解析と実験からモーター形式のアクチュエータの特性評価を行った。その結果、光照射

によって感温磁性材料の磁化量を熱制御することが可

能であり、永久磁石による空間磁場と感温磁性材料を組

み合わせて発生力を制御する光熱駆動アクチュエータ

はエネルギー供給と遠隔操作を同時に非接触で行うこ

とが可能なアクチュエータであると確認された。しかし

マクロモデルでの実験結果からは、初期駆動に時間が掛

かることや動作速度が遅いこと、また連続回転ではなく

ステップ回転であり、非線形駆動であるなどの現象が明

らかになった。これらの現象は、磁化を制御するための

材質内での熱分布が関与していると考えられ、定量的な

設計手法を確立するには、時間変化を考慮した伝熱特性

の評価が必要であると推論された。しかしエネルギー最

小の原理を用いる FEM解析では伝熱特性の時間変化を評価することができないことから、新たに三次元 TDFD伝熱解析プログラムを作製し、カンチレバー形式のマイ

クロアクチュエータの伝熱特性を評価した。その結果、

光熱駆動マイクロアクチュエータは加熱源であるパル

スレーザーのピーク値を上昇させパルス幅を短くし、目

的とする加熱部分からの熱拡散によるエネルギー分散

が生じる前にエネルギー集中させることで、線形駆動・

高速応答・低エネルギー動作が可能であり、放熱板の形

状を最適化することでさらに放熱速度の上昇し、動作速

度が向上すると考えられる。また FEM磁場解析の結果、パルスレーザー加熱によって磁極によって自己保持さ

れた接極子の接触部近傍の磁化を消失することで、光熱

駆動マイクロアクチュエータはエネルギー供給なしに

状態保持を行うスイッチング動作が可能であることが

確認された。 以上のことから、光熱駆動方式は光によってワイアレ

スでエネルギー供給と遠隔操作を同時に非接触で行う

ことが可能であり、簡単な構成の駆動装置を作ることが

できることから、マイクロ化に適しており集積化に伴う

微細配線の実装上の問題やマイクロマシンの有用な応

用領域である医療環境でのショート・絶縁不良といった

安全面での問題の解決に有用な技術であると考えられ

る。またマイクロ化に伴い低エネルギー動作・高速応答

が可能であり、マイクロアクチュエータの新たな駆動方

式として大いに可能性があると考えられる。 また、本方式は永久磁石方式の特徴である自己保持機

能を付与することも可能であり、システム設計によって

線形制御動作のみならず、自己保持によるその場停止な

ど、新たな機能を実現できる可能性もある。その場停止

は、例えば携帯電話用のカメラのズーム調節や交換機用

スイッチなどの切り替え状態の低エネルギー保持が要

求される分野で強く求められており、その実現を促進す

る上で本方式は有力な技術であると考えられる。 本方式の性能向上にはマイクロマシンに適した感温

磁性材料を加工することが不可欠であり、今後の課題と

しては、イオンビームスパッタによって低温成膜した磁

性薄膜の磁気特性の改善や組成比調整などの成膜方法

の最適化が挙げられる。

謝辞 本研究を進めるにあたり終始ご指導ご鞭撻下さった

越本泰弘教授、並びに実験装置の作製においてご協力頂

いた白神清民技官に深く感謝致します。また研究を進め

る中で、貴重な助言をして頂いたスマートセンシンググ

ループの皆様に心から感謝致します。本当にありがとう

ございました。今後もスマートセンシンググループのさ

らなるご活躍ご発展を心よりお祈り申し上げます。

参考文献 [1] 村上孝一:Some Experiments and Considerations

on the Behavior of Thermomagnetic Motors : Intermag conference p387(1972)

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付録 １次元 TDFD伝熱解析結果 2次元 TDFD伝熱解析結果