(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
炭素の重量百分率［％Ｃ］を０．２０［％］以下、
シリコンの重量百分率［％Ｓｉ］を０．０１〜３．０［％］、
マンガンの重量百分率［％Ｍｎ］を３．０〜１８．０［％］未満、
クロムの重量百分率［％Ｃｒ］を５〜２０．０［％］以下、
アルミニウムの重量百分率［％Ａｌ］を０．００１〜０．１０［％］、
窒素の重量百分率［％Ｎ］を０．０１０〜０．１００［％］、
残部が鉄及び不可避的不純物からなり、
数式１によって計算される積層欠陥エネルギー（ＳＦＥ）（ｍＪ／ｍ２）が、
数式２を満足する鋼から、
［数式１］
ＳＦＥ（ｍＪ／ｍ２）＝２５．７＋２×［％Ｎｉ］＋４１０×［％Ｃ］−０．９×［％Ｃｒ］−７７×［％Ｎ］−１３×［％Ｓｉ］−１．２×［％Ｍｎ］・・（１）
［数式２］
−２０（ｍＪ／ｍ２）  ≦  ＳＦＥ  ≦  ２０（ｍＪ／ｍ２）・・・（２）
第１工程として、９５０〜１２００℃で、１〜５時間、加熱する工程、
第２工程として、加工仕上がり温度７５０〜９５０℃で、熱間加工する工程、
第３工程として、８００〜１１００℃で、１〜６０分間、溶体化熱処理をした後、５００℃から２０℃までの温度領域を、１０〜５０（℃／ｓｅｃ）の冷却速度で急速冷却する工程、
第４工程として、５００〜８００℃で、１〜６０分間、クロム炭化物析出の熱処理した後、５００℃から２０℃までの温度領域を、１０〜５０（℃／ｓｅｃ）の冷却速度で急速冷却する工程、
第５工程として、冷間加工率１〜５０％の冷間加工を施す工程、
を含む工程によって製造されることを特徴とする切削工具。
ここで、数式１において使用されている［％Ｃ］は、クロム炭化物析出処理後の固溶炭素重量百分率であり、［％Ｎｉ］は、ニッケルの重量百分率である。
【請求項２】
Ｘ線回折法によって測定されたイプシロン・マルテンサイト相の体積パーセント［％ε−Ｍｓ相］が、数式３を満足することを特徴とする、請求項１に記載された切削工具。
［数式３］
５［体積％］  ≦  ［％ε−Ｍｓ相］  ≦  ８０［体積％］・・・（３）
【請求項３】
片持ち梁法によって測定した制振性を表す損失係数（η）が、数式４を満足することを特徴とする請求項１に記載された切削工具。
［数式４］
０．００５≦  η  ≦０．１０  ・・・（４）
【請求項４】
防振切削工具の断面積をＳ［ｍｍ２］、長さをＬ［ｍｍ］としたとき、数式５によって算出される形状ファクタＦ［−］から、数式６によって計算される一次共振周波数ｆｎ［Ｈｚ］を、切削時に発生する振動周波数より高い振動周波数に設定した形状ファクタＦに設計することを特徴とする、請求項１乃至３の何れかに記載した切削工具。
［数式５］
Ｆ  ＝  Ｓ／Ｌ２  ［−］  ・・・・・・・・・・（５）
［数式６］
ｆｎ  ＝  ０．５×１０５×Ｆ  ［Ｈｚ］  ・・・（６）
【請求項５】
円板状切削工具の厚さをＤ［ｍｍ］、円板直径をＲ［ｍｍ］としたとき、数式７によって算出される形状ファクタＦＲ［−］から、数式８によって計算される一次共振周波数ｆｎ［Ｈｚ］を、切削時に発生する振動周波数より高い振動周波数になる様に円板状切削工具形状を設計することを特徴とする、請求項１乃至３の何れかに記載した切削工具。
［数式７］
ＦＲ  ＝  Ｄ／Ｒ  ［−］  ・・・・・・・・・・（７）
［数式８］
ｆｎ  ＝  ０．８×１０５×ＦＲ  ［Ｈｚ］・・・・・（８）
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】  本発明は、高強度で優れた振動減衰能を有する制振切削工具及びその製造方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】  切削工具を用いた切削加工、例えば、旋盤加工における内径ボーリング加工や、マシニングセンタによる中繰り加工、エンドミルやフライス加工による深穴部の加工は、工具断面寸法に対して突出し量の大きい長尺ホルダを用い、その先端に切削バイトやフライス工具等を取付けて加工を行う。そのため、工具ホルダが長くなるほど、切削バイト先端での剛性は低下し、びびり振動が発生しやすくなり、表面粗さや寸法精度の悪化、工具の破損或いは切削効率の低下等の悪影響を及ぼす。
厚みの薄い円板状回転切削工具は、切削中に刃先が被切削材に食込んだときに円板の厚み方向の横振動が生じ、その結果、切削面を悪化させ、切削効率を低下させ、切削工具の寿命を低下させることになる。【０００３】  その対策として、切削時のびびりを抑制する手段として、例えば、特許文献１は、制振性材料と超硬合金を複合させて制振性と剛性を発揮させる技術を提案している。また、特許文献２は、工具ホルダの内部に制振用錘を粘弾性物質によって保持する技術を提案している。
ここで、特許文献１及び２に例示される方法は、振動吸収機能を持たせる構造が極めて複雑であり、また、耐久信頼性が不十分であるという問題がある。このことから、理想的な技術として、材料自体が高強度でかつ振動吸収能をもつ制振切削工具が求められている。【０００４】  特許文献３によれば、円板状回転切削工具の台金の円周方向にハンマリング等によりむらのある不均一な残留応力を発生させ、回転中の台金の横方向の剛性や臨界回転数を上昇させる技術が開示されている。特許文献４によれば、円板状回転切削工具の台金に設けられているスリットの配設位置及び配設状態を具体的に特定することにより、高い剛性と高い共振臨界回転数を有する耐久性が高く切削振動が生じ難くする技術が開示されている。
しかしながら、上記のような円板状回転切削工具の台金のハンマリングやスリット構造の工夫のみでは、円板状回転切削工具の振動低減には限界があるので、台金用材料として、材料自体に振動吸収能があり、かつ、機械的性質及び価格の面からの要請を満足する材料が求められている。【０００５】  制振性のある材料としては、鋳鉄、Ｍｎ−Ｃｕ合金、Ｍｇ−Ｚｒ合金、Ｍｇ−Ｎｉ合金、Ａｌ−Ｚｎ合金、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｒ合金、Ｎｉ−Ｔｉ合金、Ｃｕ−Ａｌ−Ｎｉ合金等が知られている。これらの内、鋳鉄やＭｇ系合金は強度が低いという欠点がある。Ｍｎ−Ｃｕ系合金は、強度が低い上に１００℃以上では減衰能が極端に減少する欠点がある。Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｒ合金は、歪によって減衰能が低下するという欠点がある。これらの材料は、振動減衰能は比較的優れているが、高価な元素を多く含んでいるため、合金材料の価格上昇となり、切削工具には強度及び価格の点から不適である。【０００６】  上記の問題を解決するために、例えば、特許文献５によれば、機械的強度が高く、振動減衰能を有する材料として、高強度高減衰能Ｆｅ−Ｃｒ−Ｍｎ合金及びその製造方法が開示されている。この特許には、クロム重量百分率９〜１５％、マンガン重量百分率１８〜２６％、残部鉄からなり、イプシロン・マルテンサイト相が４０％以上である高強度高減衰能Ｆｅ−Ｃｒ−Ｍｎ合金及びその製造方法が開示されている。上記Ｆｅ−Ｃｒ−Ｍｎ合金は、組成的にステンレス鋼をベースとしたものであり、その機械的性質はステンレス鋼とほぼ同等であり、かつ、制振性に優れているので上記の問題点を解決する発明である。【０００７】  しかしながら、特許文献５によって開示された技術によれば、マンガン重量百分率１８〜２６％であると開示されているが、この材料を溶製する場合、マンガン成分が蒸発し易いため添加するマンガン合金の歩留まりが悪く、かつ、マンガンは鋼の溶製時に用いられる耐火物の溶損を著しく増大させるという難点があるので、溶製コストが高くなるために上記の工業的用途が極めて制限されるという問題点がある。そして、マンガン成分が多いと材料自体が極めて硬くなるために熱間加工時の割れ発生や冷間加工時にコストがかかるという問題点がある。【０００８】  一方、本発明者らは、特許文献６に示すように、振動減衰能のある材料として、炭素重量百分率０．０５％以下、マンガン重量百分率１３〜１８％、クロム重量百分率９〜１５％、ニッケル重量百分率０．０１〜６．０％、アルミニウム重量百分率０．０１〜０．０５％、窒素重量百分率０．０１％以下、残部鉄からなる材料を冷間加工によって、マトリックスであるオーステナイト相（以下、「γ−相」という。）中にイプシロン・マルテンサイト相（以下、「ε−Ｍｓ相」という。）を体積百分率１０％以上生成させることを特徴とする高強度高減衰能Ｆｅ−Ｍｎ−Ｃｒ−Ｎｉ合金を提案している。しかしながら、特許文献６においては、冷間加工による方法によって高強度高減衰能合金を推奨しているが、振動減衰能が安定して得られないので、切削工具としては不適である。【０００９】  特許文献６においては、ニッケル重量百分率０．０１〜６．０％添加することによって、マンガン重量百分率１３〜１８％とマ���ガン量を少なくすることができるというものである。この技術は、ニッケル添加によってマンガン成分を低くすることで製造コストを低減するための対策技術ではあるが、高価なニッケルを添加して冷間加工性を向上しようとする対応策である。原料コストの観点に立てば、むしろ、コストが嵩むことともなる技術であり、総合的製造コストの原理原則に立ち返って検討し直すことが必要である。【００１０】  本発明者らは、上記の課題を解決するために検討した結果、熱処理又は冷間加工によってε−Ｍｓ相が生成し易い度合いを示す積層欠陥エネルギーＳＦＥ（ｍＪ／ｍ２）（非特許文献１参照）（以下、「ＳＦＥ」という。）に着目し、ＳＦＥを２０ｍＪ／ｍ２以下に保持した上で、マンガンの効果をシリコンの微量添加によって一部置換えることによってマンガン量の低減ができることを見出し、その効果を実証する知見を得て特許文献７を出願している。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１１】
【特許文献１】特許第４５１２６７７号公報
【特許文献２】特開平１０−１８０７０３号公報
【特許文献３】特開２００５−１１９２０５号公報
【特許文献４】特開２００５−１８６２４０号公報
【特許文献５】特許第３３７８５６５号公報
【特許文献６】特開２００７−３２１２４３号公報
【特許文献７】特開２０１０−０９０４７２号公報
【非特許文献】
【００１２】
【非特許文献１】Ｐｉｃｋｅｒｉｎｇ：Ｐｒｏｃ．Ｃｏｎｆ．Ｓｔａｉｎｌｅｓｓ  Ｓｔｅｅｌｓ，Ｇｏｔｈｅｎｂｕｒｇ，Ｓｅｐｔ．（１９８４）
【発明が解決しようとする課題】
【００１３】  本発明は、高強度で、かつ、材料自体が振動吸収能をもつ制振切削工具を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１４】  以下に、課題を解決するための手段の要点を示す。
（１）本発明者らが一貫して研究してきた高マンガン・ステンレス鋼を基本として、熱誘起又は加工誘起ε−Ｍｓ相を適切に生成させて、高強度で、かつ、材料自体が振動吸収能をもつ制振切削工具を提供する。
（２）切削工具に要求される強度を得るための安価で効果的な手段は、炭素含有量を上げることである。その際、固溶炭素量が多くなると、制振性の発現を阻害するだけでなく、結晶粒界に炭化物が生成し易くなるために靭性を阻害する。これに対して、本発明は、急速冷却と適切な熱処理によってクロム炭化物を結晶粒内に微細に析出させることによって、固溶炭素量を減少させ制振性を改善しかつ高強度と高靭性を得る技術を提供する。
（３）本発明になるε−Ｍｓ相が切削時の振動を効果的に吸収するための制振切削工具の形状を最適化する技術を提供する。
【００１５】本願に係る発明は、［特許請求の範囲］の請求項１乃至５に記載した事項により特定される。
［特許請求の範囲］
［請求項１］
炭素の重量百分率［％Ｃ］を０．２０［％］以下、
シリコンの重量百分率［％Ｓｉ］を０．０１〜３．０［％］、
マンガンの重量百分率［％Ｍｎ］を３．０〜１８．０［％］未満、
クロムの重量百分率［％Ｃｒ］を５〜２０．０［％］以下、
アルミニウムの重量百分率［％Ａｌ］を０．００１〜０．１０［％］、
窒素の重量百分率［％Ｎ］を０．０１０〜０．１００［％］、
残部が鉄及び不可避的不純物からなり、
数式１によって計算される積層欠陥エネルギー（ＳＦＥ）（ｍＪ／ｍ２）が、数式２を満足する鋼から、
［数式１］
ＳＦＥ（ｍＪ／ｍ２）＝２５．７＋２×［％Ｎｉ］＋４１０×［％Ｃ］−０．９×［％Ｃｒ］−７７×［％Ｎ］−１３×［％Ｓｉ］−１．２×［％Ｍｎ］・・（１）
［数式２］
−２０（ｍＪ／ｍ２）  ≦  ＳＦＥ  ≦  ２０（ｍＪ／ｍ２）・・・（２）
第１工程として、９５０〜１２００℃で、１〜５時間、加熱する工程、
第２工程として、加工仕上がり温度７５０〜９５０℃で、熱間加工する工程、
第３工程として、８００〜１１００℃で、１〜６０分間、溶体化熱処理をした後、５００℃から２０℃までの温度領域を、１０〜５０（℃／ｓｅｃ）の冷却速度で急速冷却する工程、
第４工程として、５００〜８００℃で、１〜６０分間、クロム炭化物析出の熱処理した後、５００℃から２０℃までの温度領域を、１０〜５０（℃／ｓｅｃ）の冷却速度で急速冷却する工程、
第５工程として、冷間加工率１〜５０％の冷間加工を施す工程、
を含む工程によって製造されることを特徴とする切削工具。
ここで、数式１において使用されている［％Ｃ］は、クロム炭化物析出処理後の固溶炭素重量百分率であり、［％Ｎｉ］は、ニッケルの重量百分率である。
【請求項２】
Ｘ線回折法によって測定されたイプシロン・マルテンサイト相の体積パーセント［％ε−Ｍｓ相］が、数式３を満足することを特徴とする、請求項１に記載された切削工具。
［数式３］
５［体積％］  ≦  ［％ε−Ｍｓ相］  ≦  ８０［体積％］・・・（３）
【請求項３】
片持ち梁法によって測定した制振性を表す損失係数（η）が、数式４を満足することを特徴とする請求項１に記載された切削工具。
［数式４］
０．００５  ≦  η  ≦  ０．１０  ・・・（４）
【請求項４】
防振切削工具の断面積をＳ［ｍｍ２］、長さをＬ［ｍｍ］としたとき、数式５によって算出される形状ファクタＦ［−］から、数式６によって計算される一次共振周波数ｆｎ［Ｈｚ］を、切削時に発生する振動周波数より高い振動周波数に設定した形状ファクタＦに設計することを特徴とする、請求項１乃至３の何れかに記載した切削工具。
［数式５］
Ｆ  ＝  Ｓ／Ｌ２  ［−］  ・・・・・・・・・・（５）
［数式６］
ｆｎ  ＝  ０．５×１０５×Ｆ  ［Ｈｚ］  ・・・（６）
【請求項５】
円板状切削工具の厚さをＤ［ｍｍ］、円板直径をＲ［ｍｍ］としたとき、数式７によって算出される形状ファクタＦＲ［−］から、数式８によって計算される一次共振周波数ｆｎ［Ｈｚ］を、切削時に発生する振動周波数より高い振動周波数になる様に円板状切削工具形状を設計することを特徴とする、請求項１乃至３の何れかに記載した切削工具。
［数式７］
ＦＲ＝  Ｄ／Ｒ［−］  ・・・・・・・・・・（７）
［数式８］
ｆｎ＝  ０．８×１０５×ＦＲ［Ｈｚ］・・・・・（８）
【発明を実施するための形態】
【００１６】  以下に、本発明に係わる制振切削工具及びその製造方法について具体的に説明する。
図１に、本発明における製造プロセスを示す。
【００１７】  本発明の請求項１及び２において、シリコンの重量百分率を０．０１〜３．０％、マンガンの重量百分率を１８．０％未満としている。
これは、良好な制振性発現能を持ちながら、微量のシリコンを添加することによってマンガン量を低く抑えることができることを開示している。即ち、熱処理或いは冷間加工によってε−Ｍｓ相が生成し易い度合いを示す積層欠陥エネルギーＳＦＥ（ｍＪ／ｍ２）の関係式（数式１及び３）において、マンガンの項は−１．２×［％Ｍｎ］であり、シリコンの項は−１３×［％Ｓｉ］であることから、シリコンはマンガンの約十倍のＳＦＥの低下効果があることを示している。即ち、ＳＦＥを２０ｍＪ／ｍ２以下に保持する上で、微量の０．０１〜３．０％のシリコン添加によってマンガン重量百分率を１８．０％未満と少なく抑えられている。これは、高マンガン鋼において、優れた熱間加工性及び冷間加工性を得るために極めて重要な発明である。即ち、マンガン重量百分率が１８．０％を超えると熱間加工性及び冷間加工性が悪くなり製造コストが上がるためである。好ましくは、マンガン重量百分率は３．０〜１７．０％である。
【００１８】  ここで、積層欠陥エネルギーを２０ｍＪ／ｍ２以下としたのは、急速冷却によるε−Ｍｓ相をより生成し易しくするためであり、この値が２０ｍＪ／ｍ２を超えるとε−Ｍｓ相の生成が不十分となるためであり、好ましくは、１０ｍＪ／ｍ２以下である。更に、シリコンを０．０１重量％以上としたのは、０．０１重量％以下ではシリコン添加効果が見られないためであり、３．０重量％以上はシリコンによる固溶体硬化によって材料が硬くなり過ぎるためであり、好ましくはシリコン重量百分率０．５〜１．５％である。マンガンの下限については、ＳＦＥ（ｍＪ／ｍ２）が２０．０以下であれば必要なε−Ｍｓ相の体積分率を得ることができる。
【００１９】  本発明の請求項１及び２において、クロム重量百分率２０．０％以下としている。これは、本発明の基本となるγ−相の生成に関するものである。
図２に、Ｆｅ−Ｃｒ−Ｍｎ−Ｎｉ鋼の状態図を示した。
図２から明らかなように、クロムが２０．０重量％を超える領域ではオーステナイト相（γ−相）とフェライト相（α−相）の２相が生成するので、クロムを２０．０重量％以下、好ましくは、１５．０％以下とする。
クロムの下限については、積層欠陥エネルギーＳＦＥ（ｍＪ／ｍ２）（数式１又は３）を２０（ｍＪ／ｍ２）以下とする条件を満たす範囲を設定すればよい。これによって、クロムとマンガンの相乗効果によって効果的にγ−相を生成させる領域を広くとることができる。
ここで、特許文献６との比較では、ニッケルのγ−相生成の役割をシリコン、マンガン及びクロムが効果的に果しているので、制振性発現の観点からは高価なニッケルは必ずしも必要なくなっている。即ち、本発明においては、制振性発現以外の必要がない限り、ニッケルの意図的な添加の必要はない。
【００２０】  本発明の請求項２において炭素を０．２０重量％以下とするのは、製造コストを上げずに高強度で優れた制振性を付与するためである。この場合、炭素、特に、固溶炭素が多くなると振動吸収能を阻害するので、特定の熱処理を施すことによって、炭素をクロム炭化物の形にして固溶炭素を低減する技術を開示したものである。以下に、この技術を詳述する。
図３は、５００、６００及び７００℃で熱処理した時の、全炭素重量百分率［％Ｃ］と固溶炭素重量百分率［％Ｃ］の関係を示す。即ち、上記の熱処理をすることによって、各処理温度における固溶限を超える炭素量はクロム炭化物として大きな形状の析出物となり制振性発現への阻害を無くすことができる。
図４は、クロム炭化物を析出する領域を示す温度―時間関係図である。
図４に示すように、８００〜１１００℃の固溶化熱処理の後に急速冷却して、炭素を粒内に微細に残留した後、５００〜８００℃に熱処理してクロム炭化物を結晶粒内に析出させて、しかる後に急速冷却する。図５は、クロム炭化物析出処理した後の顕微鏡写真である。図５−１及び図５−２の比較において、本発明による熱処理をすることにより、結晶粒界にはクロム炭化物の析出が見られない。
【００２１】  炭素と同様の影響を及ぼす窒素は、溶解製造時に大気中より窒素重量百分率０．０１０〜０．１００％程度が不可避的に混入して振動減衰能を低下させるものであるが、アルミニウムを０．００１〜０．１０重量％以下添加して鋼中の窒素をＡｌＮの大きい介在物の形にすることによって制振性発現への阻害を無くするものである。即ち、アルミニウムが０．００１重量％未満であると上記の鋼中窒素と結合するに必要なアルミニウム含有量が不足する場合がり、０．１０重量％を越えると過剰のアルミニウムによって鋼材の表面や内部にアルミナ系の欠陥が発生しやすくなる危険があるためである。
【００２２】本発明の請求項２において、Ｘ線回折法によって測定されたε−Ｍｓ相の体積百分率が５〜８０体積％であることを開示している。これは、本発明の基本的な制振発現の必要条件である金属組織、即ち、ε−Ｍｓ相の定量的表現であり、５体積％未満では制振性が不十分となるためであり、８０体積％を超えるとε−Ｍｓ相が相互に絡みあって逆に制振特性を低下させることが分かったものである。好ましくは、ε−Ｍｓ相の体積百分率が１０〜６０体積％である。
【００２３】本発明の請求項３において、片持ち梁方式によって測定された損失係数（η）が０．００５〜０．１０であることを開示しているが、これは制振性に優れた鋼材としての基本的な条件である。ここで、本発明になる鋼材の振動減衰能は振動歪依存が大きいので、損失係数（η）測定方法は、振動歪みを約１０−４以上にする必要があるため、これを可能にする方法として片持ち梁方式を選択した。
測定値においては、損失係数（η）が０．００５未満であると制振性に優れた鋼としての振動減衰機能が不十分となるためであり、０．１０を超えるための製造条件では鋼材の機械的性質が上記記載の用途に適さなくなるためである。
【００２４】本発明の請求項１において、請求項１に規定される化学組成を有する鋼を、
第１工程として、９５０〜１２００℃で、１〜５時間、加熱する工程、
第２工程として、加工仕上がり温度７５０〜９５０℃で、熱間加工する工程、
第３工程として、８００〜１１００℃で、１〜６０分間、溶体化熱処理をした後、５００℃から２０℃までの温度領域を、１０〜５０（℃／ｓｅｃ）の冷却速度で急速冷却する工程、
第４工程として、５００〜８００℃で、１〜６０分間の、クロム炭化物析出処理した後、５００℃から２０℃までの温度領域を、１０〜５０（℃／ｓｅｃ）の冷却速度で急速冷却する工程、
第５工程として、冷間加工率１〜３０％の冷間加工を施す工程、
を含む工程によって製造された鋼によって構成されることを提案している。
ここで、特に、本発明における重要な工程は、第３工程、第４工程及び第５工程である。
第３工程は、所謂、固溶体化熱処理であり、熱処理温度を８００〜１１００℃としたのは、８００℃未満の温度では冷間加工歪除去及びオーステナイト化が不十分となるためであるために制振性発現が不十分となるためであり、
１１００℃を超えるとオーステナイト結晶粒度が粗大化して機械的性質が不良となるためである。
第４工程は、ε−Ｍｓ相生成を阻害する固溶炭素を図４に示す温度、時間で熱処理することによってクロム炭化物の形にして、固溶炭素を低減させるためであり、本発明の重要な要素になっている。
第３及び４工程において急速冷却する理由は、γ−相からε−Ｍｓ相への相転移に於いて、効果的に熱誘起ε−Ｍｓ相を生成させるためであり、これを１０〜５０℃／ｓｅｃとした。１０℃／ｓｅｃ未満の冷却速度ではε−Ｍｓ相の生成が不十分となる為である。
第５工程において、この鋼を更に１〜３０％以下の冷間加工を施すことによってε−Ｍｓ相の体積％を増大させること又は冷間加工によって鋼の強度を上げる製造方法を開示している。
これは、用途によって必要な制振性や機械的性質或いは硬さを得るために必要に応じて選択することができる。
ここで、冷間加工率を１〜３０％としたのは、冷間加工率が３０％を超えると生成するε−Ｍｓ相の体積％が８０体積％を超えるために、逆に有効なε−Ｍｓ相の振動が阻害されるので制振性が低下するためである。
【００２５】  本発明の請求項７において、本発明になる鋼の組織として適量に制御されて生成したε−Ｍｓ相が外部からの振動を効果的に吸収するためには、本発明の制振切削工具の形状を最適にすることが必要である。即ち、制振切削工具の断面積をＳ［ｍｍ２］、長さをＬ［ｍｍ］としたとき、数式６によって算出される形状ファクタＦ［−］から、数式７によって計算される共振周波数ｆｎ［Ｈｚ］を、切削加工時に発生する振動周波数より高い値となるように形状ファクタＦを設計することによって、最大の制振性能を引出すことができることを提示している。具体的には、実験例４によって詳述する。
【００２６】  本発明の請求項８は、円板状回転切削工具の場合を記載したものである。即ち、円板状切削工具の厚さをＤ［ｍｍ］、半径をＲ［ｍｍ］としたとき、数式８によって算出される形状ファクタＦＲ［−］から、数式９によって計算される共振周波数ｆｎ［Ｈｚ］を、切削加工時に発生する振動周波数より高い値となるように形状ファクタＦを設計することによって、最大の制振性能を引出すことができることを提示している。
【００２７】以下、本発明を実験例によって説明する。
【００２８】［実験例１］
実験例１は板材について行ったものであるが、切削工具に用いられる丸鋼、或いは、形鋼についても適用できる。
実験例１として、表１に示す組成の鋼を溶製した。
ここで、表１に記載されていない元素について説明すると、窒素は、溶製時に不可避的に侵入するもので０．００８〜０．１０％の範囲とした。
リン（Ｐ）及び硫黄（Ｓ）はいずれも０．０１％以下とした。
ニッケル（Ｎｉ）は、意図的には添加しなかった。
これを１０００℃で２時間加熱し、仕上げ温度８５０℃で熱間加工して２．０ｍｍ厚の熱延鋼板とした。熱間圧延時に生成する熱間割れの有無によって熱間加工性を評価した。図６は、熱間圧延時に発生した熱間割れの表面写真であり、この発生を抑制することが必須である。次に、真空中で１０５０℃、１時間の熱処理を行った後に急速冷却した。このとき、５００℃から常温までの冷却速度は２０℃／秒であった。さらに、クロム炭化物の析出処理をする場合は、７００℃で３０分間の熱処理を行った後、水中に急速冷却した。
この材料の積層欠陥エネルギーＳＦＥ（ｍＪ／ｍ２）を数式１又は３によって計算した。クロム炭化物析出処理をした場合の固溶炭素重量百分率［％Ｃ］は、前述の図５の関係から読み取った値を使用した。鋼中のε−Ｍｓ相の体積％をＸ線回折法によって求めた。更に、片持ち梁方式によって損失係数（η）を測定した。損失係数（η）の測定方法は一端をクランプで固定し振動部のサイズは１．０ｍｍ厚×５０ｍｍ幅×１００ｍｍ長であり固定部を３Ｇ（３×９８０ｍｍ／ｓ２）の加速度で衝撃を与え自由減衰時間及び振動周波数を測定して損失係数（η）を求めた。このときの振動歪は１０−４レベルであった。
冷間加工性は、試験用圧延機によって供試用サンプルを試作する際に次の熱処理が必要となるまでの冷間圧延率によって評価した。
冷間加工性評価の具体的な方法と結果については、実験例３に詳述する。
特に、表１において、本発明例１３及び１４は、炭素含有量が０．１１％及び０．１５％と０．１０を超えて高い場合であるが、クロム炭化物析出熱処理を施している。比較例８及び９はクロム炭化物析出処理を行わなかったものである。これによって、高強度を目的として採用する、炭素重量百分率が０．１０〜０．２０％の比較的高い領域でのクロム炭化物析出処理の効果を比較することができる。
総合評価として、優良（◎）、良好（○）及び不可（×）の記号によって表わした。
【００２９】
【表１】
0005212847.tif 000002
【００３０】  以下、表１について詳述する。
本発明例１〜１４は、シリコンを本発明の推奨範囲内である０．５〜１．５重量％を添加した例である。
ここで、本発明例１〜３は、ＳＦＥ値は、１５ｍＪ／ｍ２以下であり、ε−Ｍｓ相体積％は、本発明の請求範囲内であるので損失係数（η）、冷間加工性は極めて良好である。特に、本発明例３においては、シリコンを０，８％添加しているので、クロムが６．０重量％でもＳＦＥの条件を満たせば極めて良好な制振性を示すことが確認できた。
次に、本発明例４〜１４は、ＳＦＥ値が２０ｍＪ／ｍ２以下でありε−Ｍｓ相体積％は本発明の請求範囲内であるので、損失係数（η）良好である。特に、クロムについては、ＳＦＥの条件を満足する範囲である、７．０重量％（本発明例５，７及び９）或いは５．０重量％（本発明例１２）においても良好な制振性発現が確認された。
本発明例１１においては、マンガン含有量が３．０重量％であるが、シリコンを１．５重量％にしているので、ＳＦＥ値は１４．７ｍＪ／ｍ２と発明の範囲内であるので、ε−Ｍｓ相の体積分率、制振性が良好である。
本発明例１３及び１４は、炭素含有量が０．１１％及び０．１５％と高い場合であるが、クロム炭化物析出熱処理を施こしているので、損失係数（η）及び冷間加工性は良好である。これは、前述の図５に示されるように、結晶粒界への炭化物の析出がなく、制振性を阻害する固溶炭素はクロム炭化物として無害化されていることによって理解できる。これに対して、比較例８及び９は、炭素含有量は、０．１５％及び０．２２％と高値であるが、クロム炭化物析出処理をしなかったので、損失係数（η）は不良である。
比較例１及び２については、ＳＦＥ、ε−Ｍｓ相体積％及び損失係数（η）の指標からの判断では、良好（○）であるが、マンガン量が２２．０及び１９．０重量％と高いために材料が硬く熱間割れが発生すること及び冷間加工性の観点から量産出来ないので総合評価は不可とする。冷間加工性については、実験例３の項において詳述する。
比較例３は、シリコン無添加のために制振性が不良である。
比較例４は、シリコン量が過大なので、材料が硬く加工コスト高いので実生産ができない。
比較例５は、マンガン量が不足しているため制振性が不良である。
比較例６は、クロム量が過大のため、母相がγ−相及びα−相の２相域となっているために、ε−Ｍｓ相の生成量が少ないので損失係数（η）も不十分である。
比較例７は、窒素をＡｌＮの形に固定するに必要なＡｌが不足しているために、ε−Ｍｓ相の作用を阻害している。
比較例８及び９は、クロム炭化物析出の熱処理をしなかった例であり、過剰の固溶炭素がε−Ｍｓ相の制振性発揮を阻害している。即ち、本発明例との比較によって、クロム炭化物析出処理による高炭素領域での制振性改善効果が顕著である。比較例９は、炭素量が０．２０重量％を超えているために、さらに制振性が不良である。
【００３１】  更に、表１をグラフ化した図７、８及び９によって詳細に説明する。
図７は、ＳＦＥとε−Ｍｓ相体積％との関係を示すが、比較例６は、クロム組成比２１重量％の場合であり、γ−相及びα−相の２相域となっているために、ε−Ｍｓ相の生成量が少ないので損失係数（η）も不十分である。
図８は、ε−Ｍｓ相体積％と損失係数（η）との関係を示すが、比較例７は、アルミニウムの添加量が過少のために固溶している窒素が損失係数（η）を低下させている為にε−Ｍｓ相体積％と損失係数（η）との関係が外れている。
図９は、マンガン及びシリコン含有量とε−Ｍｓ相体積％との関係を示しているが、比較例のシリコン無添加に対して本発明例はシリコンを０．５．〜１．０重量％の微量添加によってマンガン量が３〜１７重量％であっても必要なε−Ｍｓ相の生成領域を増大することができることを示したものであり本発明の主要な効果を示している。
これらから明らかなように、例えば、本発明例１〜１４は、優れた制振性と冷間加工性に優れた鋼を使用することによって振動吸収に優れた防振切削工具を提供できることが実証された。
【００３２】［実験例２］
実験例２は、本発明の請求項１に関するものである。即ち、損失係数（η）を発現するε−Ｍｓ相を効果的に生成させる製造条件に関するものであり、本発明の主要な要件を実証するものである。実験例２も板材について行ったものであるが、切削工具に用いられる丸鋼又は型鋼についても適用できる。
表１に記載した本発明例１の材料を用いた。これを１０００℃で２時間加熱し、加工仕上げ温度８５０℃で熱間加工して２．０ｍｍ厚の熱延鋼板とした。
これを、冷間圧延により１．１ｍｍ厚の冷延鋼板とした、これを１０５０℃×１ｈｒ、真空中で溶体化熱処理を行った後、表２に示す条件で冷却そして冷間圧延をおこなった。これの機械的性質及び制振性を測定した。
結果を表２に示す。
【００３３】
【表２】
0005212847.tif 000003
【００３４】  表２について詳細に説明する。
試験Ｎｏ．１−１〜１−５は、１０５０℃で溶体化熱処理後に水中に急冷した場合である。
試験Ｎｏ．２−１〜２−５は、１０５０℃で溶体化熱処理後に空冷した場合である。
試験Ｎｏ．１−１及び１−２に示すように、溶体化熱処理後水中急冷のまま又はこれに５％程度の軽い冷間加工を加えたときに、制振性にすぐれた鋼を得ることができる。
試験Ｎｏ．１−３及び１−４は、使用目的によって引張り強度を必要とした場合を想定したものであるが、冷間加工によって当然低下するが制振性は優れている。
このように、熱処理後に急冷することによって、熱誘起ε−Ｍｓ相を生成させる製造方法は様々な用途に対応できる。
ただし、３５％程度の冷間加工を加えると制振性も劣化する。
一方、試験Ｎｏ．２−１〜２−５の場合は、溶体化熱処理後に徐冷した場合であるが、熱処理のまま、或いは、軽加工を加えた程度では制振性の発現が不十分であり、制振性と機械的性質が共に優れる条件を見出すことが出来ない。
このことは、急速冷却処理をすることによって始めて、制振性及び機械的性質共に優れた鋼を安定して製造できることを示している。
【００３５】［実験例３］
実験例３は、本発明の制振性に優れた鋼の冷間加工性の評価に関するものである。実験例３も板材について行ったものであるが、切削工具に用いられるスエジ加工についても同様に考えることができる。
表３は、表１における、本発明例１（Ｍｎ：１７％）、本発明例８（Ｍｎ：８％）、比較例１（Ｍｎ：２２％）及びＳＵＳ３０４（Ｍｎ：１％）のマンガン含有率（Ｍｎ％）の異なる鋼について、試験圧延機（ワークロール径８５ｍｍφの４段圧延機）によって、２．０ｍｍから約０．０３ｍｍ厚までの冷間圧延における中間熱処理回数と次の熱処理が必要となるまでの冷間圧延率を測定したものである。
本発明例１又は８は、２．０ｍｍから約０．０３ｍｍまでに中間熱処理回数は３回であり、次の中間熱処理までの平均冷間圧延率は６３〜７０％である。これはＳＵＳ３０４（比較例１０）と同等であることが確認され、実生産可能との総合評価である。
これに対して、比較例１（Ｍｎ：２２％）は、９回の中間熱処理が必要となり、次の中間熱処理までの平均冷間圧延率は３５％である。これは、実生産における冷間加工のコストが過大となるために実用化が阻害されていることが明白に示されている。
【００３６】
【表３】
0005212847.tif 000004
【００３７】［実験例４］
本発明に係る鋼をその制振性能を効果的に発揮させるには、その制振体の１次共振周波数を、適用する振動環境に適するようにした制振体の構造にする必要がある。そこで、本発明者らは、本発明になる鋼について、図１０に示す実験方法によって、箔、板及び棒の単純な断面積の様々な寸法と１次共振周波数との関係を求めた。図１０は、１次共振周波数を求めるための周波数応答関数の１例である。図１１に形状ファクタＦと１次共振周波数との関係を示す。これによって、下記の実験式（数式９）の関係が導出された。即ち、ｆｎ＝Ｃ×Ｆの関係にあることがわかった。
ただし、数式９における係数（Ｃ）は、本発明に係る制振性に優れた鋼にのみ適用されるものであり、他の材料では別途測定しなければならない。
また上記の関係は、Ｆが０．０００１〜１．０の広い範囲で適用できることが確認された。
【００３８】［数式８］
Ｆ＝Ｓ／Ｌ２              （８）
［数式９］
ｆｎ（Ｈｚ）＝０．５×１０５×Ｆ        （９）
【００３９】［実験例５］
実験例５として、切削加工におけるびびり評価を行った。結果を表４に示す。表４における本発明例Ａは、実験例１の表１の本発明例１を、本発明例Ｂは表１の本発明例１３を用いた。この材料を熱間加工によって１５ｍｍ径として、真空中で９００℃の１時間溶体化熱処理を行った後水冷し、７００℃のクロム炭化物析出処理をし、その後、断面積減少率２０％の冷間スエジ加工を施して、これをボーリングバイトに加工した。ここで、本発明例Ａは炭素重量含有量が０．０５［％］と低い例であり、硬さはＨｖで３５０である。これに対して、本発明例Ｂは、炭素重量含有量を０．１５［％］と高くしたので、硬さはＨｖ４５０である。比較例Ａは、耐びびり性の優れた超硬合金、比較例Ｂは、一般の切削工具支持体として用いられているクロム・モリブデン鋼（ＳＣＭ４４０）である。この時の被削材は、Ｓ４５Ｃ、切削条件としては、Ｖｃ＝７０ｍｍ／ｍｉｎ、加工代ａｐ＝０．２ｍｍである。切削工具は、１０ｍｍ径（Ｄ）であり、突出し長さを３Ｄ、４Ｄ、５Ｄ及び６Ｄに変化させた時のびびり評価を行った。
結果を表４に示すように、本発明例Ａは、突出し長さ４Ｄの条件において、比較例Ｂ（ＳＣＭ４４０）に対して顕著なびびり低減効果があることが確認された。本発明例Ｂは、さらに５Ｄにおいては比較例Ａ（超硬合金）に匹敵する顕著な耐びびり性を示すことが確認できた。この時の共振周波数を形状ファクタＦより推定すると約１ｋＨｚであった。
【００４０】
【表４】
0005212847.tif 000005
【００４１】  切削加工時に発生する共振によってびびりが発生する。該共振周波数は、切削加工条件、被削物、刃物及び切削工具形状が影響して定まるものであり、共振周波数を一該に特定できない。このように不確定要素が多い中で、本発明は、与えられた、或いは、所望の切削加工条件、被削物、刃物によって定まる共振周波数ｆｎ（Ｈｚ）より高く設定すべきｆｎに対して、数式９によって定まる形状ファクタＦ（−）を採用するという指針を与えることができる。
本発明は、材料自体が振動吸収能を有する防振切削工具を提供すると共に、本発明に係る材料を防振切削工具として有効に活用する設計指針を提供するものである。実験例５は、本発明を防振切削工具として有効に活用する設計指針をその一例として示したものであり、請求項４のひとつの適用例である。
【産業上の利用可能性】
【００４２】  本発明は、材料自体が振動吸収能を有する防振切削工具を提供することによって、切削効率を改善しかつ切削品質を向上できる技術を提供できるので、産業上の利用価値が高い。
【図面の簡単な説明】
【００４３】
【図１】  防振切削工具に用いる鋼の製造工程
【図２】  Ｆｅ−Ｍｎ−Ｃｒ−Ｎｉ鋼の状態図
【図３】  クロム炭化物生成熱処理後の固溶炭素重量百分率［％Ｃ］と全炭素重量百分率［％Ｃ］との関係
【図４】  クロム炭化物生成熱処理の方法
【図５】  熱処理条件とクロム炭化物の関係を示す顕微鏡組織
【図６】  熱間割れの表面写真
【図７】  積層欠陥エネルギー（ＳＦＥ）とε−Ｍｓ相体積百分率（％）との関係を示した図
【図８】  ε−Ｍｓ相体積百分率（％）と損失係数（η）との関係を示した図
【図９】  マンガン重量（％）とε−Ｍｓ相体積百分率（％）との関係を示した図
【図１０】  １次共振周波数測定のための実験方法
【図１１】  周波数応答関数の例
【図１２】  形状ファクタＦ及びＦＲと１次共振周波数ｆｎとの関係
【図１】
0005212847.tif 000006
【図２】
0005212847.tif 000007
【図３】
0005212847.tif 000008
【図４】
0005212847.tif 000009
【図５】
0005212847.tif 000010
【図６】
0005212847.tif 000011
【図７】
0005212847.tif 000012
【図８】
0005212847.tif 000013
【図９】
0005212847.tif 000014
【図１０】
0005212847.tif 000015
【図１１】
0005212847.tif 000016
【図１２】
0005212847.tif 000017