大分工業高等専門学校紀要

第 44 号(平成 19 年 11 月)

ドライ切削フライツールによる切削力とクレータ摩耗

足立

圭1・小野

圭介2・福永圭悟3

1機械･環境システム工学専攻，2機械工学科 H18年度卒業生，3大分工業高等専門学校

刃数4枚の TiAlN コーティング高速度鋼製フライツールを用い，切削力とクレータ摩耗状態の関係を調査してサイクルタイム短縮のための問題点を明らかにした．ドライカット，一刃当たりの送り量Sz＝0.011～0.269mm/刃，切り込み3.9mmの切削条件の下，(1) 切削長と切削力，(2) 切削方法の違いによる切削力，(3) クレータ摩耗状態について検討した．一刃当たりの送り量Szを小さく取ると，刃先先端に，深く，幅の狭いクレータ摩耗が発生すること等がわかった.以上から，すくい面に発生する最大クレータ深さは，切削力の大きさによる影響より被削材を切り終えるまでの切削回数に強く依存し，切削力より切削回数を減少させることについて考慮したほうがサイクルタイム短縮に期待できることがわかった．

キーワード : フライツール，切削力， TiAlN コーティング，クレータ摩耗

１．緒言

2．実験方法(1)研究背景(1)フライツール諸言と被削材

自然環境保護とコスト削減のために切削油を使用しな

本研究では，歯車のホブ切り加工を想定し，フライス盤

いドライホブ切りが注目を浴びている．ドライホブ切りででのフライツール切削に置き換え実験を行った．従来，クは超鋼合金製ホブによる研究報告があり，そこではチッピ

レータ摩耗の測定には刃数が 1 枚のフライツールを用いング発生時期の予測が難しく，切り刃の欠損につながる危る場合が多く，実験結果にばらつきが生じることが懸念さ(1)

険性があることが指摘されている ．そこでじん性に富み，れる．本実験では，刃数を増やすことによる実験精度の向

超硬合金製ホブよりも安価なコーティング高速度鋼製ホ

上を狙い，刃数 4 枚のフライツールを使用した．主要寸法(2)，(3). ホブのすくい面のコーティング

は刃数z=4，外径D=70mm，モジュールmn =1.75，刃幅

は，刃付けにより除去されて使用される場合が多く，そのb=5.5mm，刃厚h=13.9mm，すくい角 0°で， TiAlN コーテ

ため切り粉との擦過によりクレータ摩耗が発生する．ドラィングを施した高速度鋼製フライツール(図-1)を使用した．

イホブ切り加工において，クレータ摩耗は工具寿命の判断

フライツール材質は高速度鋼ASP 2030， FAX 38 および基準となり,切削力はホブ切れ刃のクレータ摩耗など工具

SKH 55 であり，表-1 に化学成分を示す．

ブが見直されている寿命に影響を及ぼす．また，生産現場では製造工程のサイ
クルタイム短縮が望まれており，その実現のためには工具の切削力及び摩耗状態を把握することが重要となる．
(2)実験目的製造工程におけるサイクルタイム短縮を実現するためには，工具寿命を長くすることや切削速度を速くすることが考えられる．本研究の目的は，刃数 4 枚の TiAlN コー
ティング高速度鋼製フライツールを用い，切削力とクレー
タ摩耗状態の関係を調査し,サイクルタイム短縮の実現のための問題点を明らかにすることである．本研究では，(1)
切削長と切削力，(2) 切削方法の違い(アップカット又はダ
ウンカット)による切削力，(3) クレータ摩耗状態，につい
て調べる．

－7－

図-1

フライツール主要寸法

表-1

フライツール母材の化学成分

Material

Chemical composition [Wt %]
C

W

Mo

V

Co

ASP 2030

1.28

6.40

5.00

3.10

8.50

FAX 38

1.30

6.00

5.00

3.10

8.00

SKH 55

0.90

6.00

5.50

2.00

5.00

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図-1において，ホブのすくい面のコーティングは，通常，(3)切削力測定
歪ゲージによる切削力測定法について説明する．図-3

刃付けにより除去された状態で使用される場合が多いた
め，すくい面のみ TiAlN コーティングを施していない．

に切削力測定のための模式図，および図 4 にオシロスコー

被削材は直径 60～90mm，長さ 400，500mm の市販 JIS

プにより検出した歪ゲージの出力電圧例を示す．切削力FG4051 機械構造用炭素鋼鋼材 S45C である．一溝切削毎にの測定には表-1 に示すASP 2030 フライツールを用いた．

被削材を 9°回転させ，被削材一本につき最大 40 溝の切削

切削力測定は，対角線上の切り刃A，Bのすくい面基部にを行った．切削実験には，日立製作所製 ML 形万能横フ貼り付けた歪ゲージにより行う．そして，切り刃A，Bのライス盤を用いた．

切削力の平均値をとり実験精度の向上を狙った．測定対象
物は回転体であるため，黄銅製スリップリングを用い(リングとフライスアーバー間は絶縁)，ストレインメータで(2)切削条件
図-2 に切削実験の模式図を示す．サイクルタイム短縮の電圧を増幅させ，切削に伴う出力電圧をオシロスコープに実現のための問題点を調査するため，フライスアーバー回出力させた．式(1)に示すように，ストレインメータでは歪転速度N，テーブル送り速度f，およびフライツールの刃数量が出力電圧(mV)の 1000 分の 1 となるよう設定している．

zによって決まるパラメータである一刃当たりの送り量式(1)より図-4 に示す最大出力電圧Vmaxから歪ゲージ歪量

Sz(=f/N・z)を変化させ切削実験を行った．刃先の切削速度ε を求め，式(2)を用いて切削力Fを求めた(刃先から歪ゲ

v=87～255m/min(N =385～1160r/min)，f=16～732mm/min，ージ中心までの距離=11mm，刃幅b=5.5mm，刃厚h=13.9mm，Sz=0.011～0.269mm/刃の範囲で切削条件を設定した．サイ

歪ゲージ縦弾性係数E=20.6GPa)．切削力の測定には，NEC

クルタイム短縮のための問題点を明確に判断できるよう，

三栄株式会社製歪ゲージ(ゲージ長 1mm，ゲージ率 2.0，抵切削力の増減や摩耗状態の変化を拡大させることを狙い，

抗 120Ω)を使用した．

Sz値は実際使用されている値よりも大きく設定している．
各実験条件においてドライカット，切り込み深さc(4)クレータ摩耗状態の観察例=(2.25mn)=3.9mmは共通とし，切削中は切り粉除去のためクレータ摩耗状態の測定実験には，表-1 に示すFAX 38，
SKH 55 フライツールを用いた．各実験条件下で，各 4 枚

切削部後方から，切削部に向け圧縮エアーを当てる．
切削力とクレータ摩耗状態の関係を明らかにするため，の切り刃におけるすくい面クレータ摩耗状態(Rz :最大クレ3 種類の実験条件を設定し，それぞれについて検討した．

ータ深さ，t :クレータ位置，w :クレータ幅)を観察した．

実験条件を以下に示す．
(1) 切削長と切削力：切削速度v＝150m/min一定とし，送り速度f=396，540，732mm/min，一刃当たりの送り量Sz=0.146，0.199，0.259mm/刃の 3 条件，アップカッ
ト，切削長L=18mの条件で実験を行う．
(2) 切削方法の違い(アップカット又はダウンカット)による切削力：切削速度v=84.7～255m/min，送り速度
f=16.0～732mm/min，一刃当たりの送り量Sz=0.011～
0.269mm/刃，アップカット又はダウンカットの条件
で実験を行う．フライツール切り刃摩耗による切削力
Fの変化を避けるため，各実験条件での切削長Lを
L=0.03mとする．
(3) クレータ摩耗状態：切削速度v=150～255m/min，送り速度f=540～732mm/min，一刃当たりの送り量Sz=0.085～0.27mm/刃，アップカット，切削長L=10mの

図-3

歪ゲージによる切削力測定法

条件で実験を行い，クレータ摩耗の測定を行う．

図-4

出力電圧例(v=150m/min，f=540mm/min，
Sz=0.1985mm/刃)

図-2 実験模式図(アップカット)－8－大分工業高等専門学校紀要

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特に，Rzは工具寿命の判断基準となり，クレータ摩耗が設定した深さを超えた場合，すくい面の再研削が必要になる．
図-5 は，すくい面上の測定位置①～③における引っかき摩耗試験による測定結果の一例である．測定位置①③は，すくい面の中心である測定位置②を基準とし，左右 0.3mmの地点とした．測定位置②において，Rzは①と③に比べ深く，wは広くなっている．しかし，4 枚の切り刃でクレー
タ摩耗状態にはばらつきが生じるため，実験結果に表すデータ(図-10～12)は，各 4 枚の切り刃におけるクレータ摩耗
状態の平均値をとっている．
(5)すくい面と被削材との接触面積
図-6 にフライツールすくい面と被削材との接触面解析
図を示す．3D-CAD の干渉機能を用い，フライツールすく

図-5

い面が被削材と接触する接触面積の解析を行った．接触面積とは図 6-(a)に示す切削時に被削材と切り刃の先端が接クレータ摩耗測定

(FAX38，v=150m/min，f=732mm/min，Sz =0.269mm/刃)

触するすくい面上の面積(黒色)である．
3D-CAD の 干 渉 機 能 と は フ ラ イ ツ ー ル と 被 削 材 が3D-CAD上で立体的に重なった部分を体積で表す機能である．まず，3D-CAD上で直径 70mmの被削材と，図 1 に示す寸法をもつフライツールのソリッドモデルを作成した．
次にフライスアーバーを回転軸とし，切り込み深さがc=3.9mmとなるように，ソリッドモデルを図面上に配置した．図 6-(b)に，接触面解析に用いる被削材とフライツー
ルのソリッドモデルを示す．解析を行う前に，図-6(c)に示
すように被削材に溝(Previous cutting trace)をつけ，ワーク(a) 接触面積と干渉体積を一刃当たりの送り量Sz分だけ送り方向(Feed)へ移動させる．切削方法はアップカットとし，フライツールを切削開始θ＝0°から切削が終了する角度まで回転させ干渉解析を行う．フライツールと被削材が立体的に重なっている部分
を干渉体積(Cutting volume)とする．本研究ではSzが最大で0.269mm/刃と小さいことから，切り刃の軌跡は円弧とした．
なお，溝加工であるため切り刃の側面部も被削材に接触している．
接触面解析の流れとして，まず 3D-CAD から図-6(a)(c)に示す干渉体積を得る．本研究では辺の長さ a，H の長方
形 に 近 似 し て 接 触 面 積 を 求 め る ． 刃 厚 h=13.9mm を(b)

ソリッドモデルθ=20°，Sz =0.1mm/刃

h→0.01mm (H→0.01mm)と薄くすることにより，干渉体積の形状は近似的に a≒b となり，辺の長さ a，H を有する
長方形となる．さらに干渉体積を H=0.01mm で除することにより，すくい面における被削材との接触面積 A を求める
ことができる．図 6-(c)において H が 3mm 程度であるため，
本近似法は有効であると考えられる．
(c) 解析詳細図
図-6－9－接触面解析図大分工業高等専門学校紀要

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3．実験結果(1)切削長と切削力
図-7 に切削長Lと切削力Fの関係を示す．図-7(a)は切削
条件v=150m/min，f=396mm/min，Sz =0.146mm/刃，対角線上の切り刃A，Bにおける切削力を示した例である．切り刃AとBで測定された切削力の値が異なっていることがわ

Cutting force F, N

1400
1200
1000
800
600
B la d e A
B la d e B
A v e ra g e

400かる．またL=2.25m，9m，11.25mで切り刃A，Bの切削力

200の大小関係が入れ替わっている．これはすくい面観察後，

0

L=1.35m
0

2

4

フライツールをフライスアーバーに再び取り付ける際に生じた取り付け誤差などによるものと考えられ，工具の取6810 12 14
C u ttin g le n g th L , m

1618(a) 切り刃 A と切り刃 B の切削力

り付けが切削力に及ぼす影響は大きいことがわかる．同様
1600

り刃A，Bで切削力の値は異なることを確認した．そこで，切り刃A，Bで検出された切削力を平均し，切削長の増加に伴う切削力変動の傾向を観察する．
以下，切り刃A，Bの切削力を平均した値を切削力Fとし

1400
1200
1000
800
600
S z = 0 .2 6 9 m m /b la d e
S z = 0 .1 9 9 m m /b la d e
S z = 0 .1 4 6 m m /b la d e

400て考察する．例として，図-7(a)のL=1.35mにおける切り刃

200

A，Bの切削力はそれぞれFA=1063N，切り刃BのFB=908N

0

B

0

2

4

であり，切り刃A，Bを平均した切削力はF=986Nであった．

6
8
10 12 14
C u ttin g le n g th L , m

図 7-(b)は切削長Lと切削力Fとの関係である．Sz 値の増加16(b)平均切削力に伴いFが増加していることがわかる．またFの全体的なL-F の関係

図-7

傾向として，Lが長くなるほど，Fは減少していることがわかる．例えば図 7-(b)のSz =0.146mm/刃において，L=1.35m

v=150m/min，f=396mm/min

ではF=986Nであったが，L=18mではF=805Nとなり，F は

1400

180N程度減少している．Lの増加に伴い最もFの減少量がUp cut1200

大きい条件は，Sz =0.146mm/刃であった．これはSzが小さ

1000

い程，被削材を切り終えるまでに要する切削回数が多くな

800
600

りクレータ摩耗がより多く進行したためと考えられる．F

400が減少した理由としては，クレータ摩耗により切り刃先端

200にすくい角が生じ，切り屑せん断角が小さくなったためとCu

考えられる．

18

50

tt in

100

gs

150

pee

(2)切削方法の違い(アップカット又はダウンカット)によ

200

d v,

る切削力

600

400
250

m/

300

m in

200
0

Fe

s
ed

pe

0
800

ed

m
f, m

Cutting force F, N

v=150m/min，f＝732mm/min，Sz =0.269mm/刃の場合でも切Cutting force F, Nにv=150m/min，f=540mm/min，Sz =0.199mm/刃の場合，/min(a) アップカット

図-8 は切削長 L=0.03m における切削速度 v，送り速度 f，および切削力 F の関係を示したものである．図-8 の(a)はDown cut1200

削条件は v=87～255m/min，f=16～732mm/min である．F

1000

は v の増加に伴い減少し，f の増加に伴い増加する傾向を

800
600

もつ．F と f の関係に着目すると，v の減少に伴い f- F の400

近似直線の傾きが増加するため，v が遅いほど f に対する

200

F の増加量が大きいといえる．同様に F と v の関係に着目
すると，f が速いほど v に対する F の増加量が大きいことがわかる．図 8-(a)のデータ点の一例として v=150m/min，
f=396mm/min の場合 F=963N であったが，同条件の図-7(a)においては，L は 1.3m 程長いが F =986N であるので妥当な切削力の値が得られ，実験の再現性があるといえる．

50

C ut

100

tin g

150

spee

200

d v, m

400
250

/m in

0

Fe

ed

(b) ダウンカット
図-8

－10－

300

200

v-f-F の関係

s

Cutting force F, N

1400

アップカット，(b)はダウンカットについて示している．切n0800 /mi
600
m

e
pe

d f,

m

(平成 19 年 11 月)

図-8 にv-f-Fの関係を示したが，次にvおよびfを一刃当たりの送り量Szに置き換えFとの関係を見る．図-9 にSzとFの関係を示す．アップカット，ダウンカットにおいて，図-7(b)で見られたようにSz の増加に伴いFが増加し，アップカッ
トのSz-F間には比例関係が見られる．ダウンカットではフライス盤の都合上Sz>0.08mm/刃の切削力データを得るこDepth of crater wear
Rz ,mm

第 44 号

0.8
0.6
0.4
0.2
0

Depth of crater wear
Rz ,mm

大分工業高等専門学校紀要

0.8
0.6
0.4
0.2
0

(a) FAX 38

0とができなかったが，データ点を直線近似した場合，図-9(a)よりダウンカットはアップカットよりも近似直線の傾きが 1.8 倍程度(≒7748/4282)大きかった．
図-9(b)は，図-9(a)に示したアップカットとダウンカットの切削力Fの比を取ったものである．図-9(b)よりSz≒0.05 を境界とし，Sz<0.05mm/刃ではアップカットはダウンカット
よりもFが大きい．しかし，Sz>0.05mm/刃では両者の関係

①and③

②

0.1
0.2
Feed per blade Sz ,mm/ blade

②

0.3

①and③

(b) SKH 55

0が入れ替わりFは小さくなることがわかる．このことは，

0.1
0.2
Feed per blade Sz ,mm/blade

0.3

図-10 Sz-Rzの関係

遅いフライスアーバー回転速度N，あるいは速い送り速度fでは，アップカットの方が切り刃に作用するFが小さいた
ダウンカットと比べ Szを大きくとれることを意味している．
(3)クレータ摩耗状態
図-10～12 は，切削長さL=10mの場合の一刃当たりの送Position of crater
wear
t ,mm

め，切削力の観点からはアップカットの方が優位であり，

②

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

(a) FAX 38

0

り量Szとクレータ摩耗状態との関係である．各図において

②

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

0.2

0.3

①and③

(b) SKH 55

0

1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0

0.1
0.2
Feed per blade Sz ,mm/blade

0.3

0.1
0.2
Feed per blade Sz ,mm/blade

0 .3(a) Sz –Fの関係
6

Width of crater wear
w ,mm

Down cut
Up cut

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

Width of crater wear
w ,mm

図-11 Sz-tの関係

0

Up cut/Down cut

Cutting force F ,N

摩耗測定位置は図-5 に示す①②③の 3 ヵ所であるが，Position of crater
wear
t ,mm

枚の切り刃における測定値の平均値である．またクレータ

0.1

Feed per blade Sz ,mm/blade(a)はFAX 38 フライツール，(b)はSKH 55 フライツールである(以下FAX38 およびSKH55 と省略)．各データ点は 4

①and③

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

②

(a) FAX 38

0

5
4

図-9

3

切削方法-F の関係

2
1
0
0

0.02
0.04
0.06
0.08
Feed per blade Sz ,mm/blade

0.1(b) 切削力の比(b) 切削力の比

図-9

①and③

0.1
0.2
Feed per blade Sz, mm/blade
②

①and③

(b) SKH 55

0

0.1
0.2
Feed per blade Sz ,mm/blade

図-12 Sz-wの関係

切削方法-F の関係

－11－

0.3

0.3

大分工業高等専門学校紀要

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両端部①③におけるクレータ摩耗状態は，ほぼ同じであっ時に検出した歪ゲージの出力電圧(切削力F )の変化傾向たため両者の平均をとり図-10～12 に示している．

(最大出力電圧Vmaxを示す時の回転角 18°，被削材を切り終

図中の実線は中央部②，点線は両端部①③におけるデータ

わる回転角 27°)は，図-13(a)に示した 3D-CADによるθ-Aの点の近似直線を示す．データ点の一例としてFAX38，Sz

解析結果と良く一致する．また，図-13(b)よりAはSzと同様=0.269mm/刃，測定位置②での 4 枚の切り刃における測定に切削力Fと比例関係を持つことから，図-13(a)はアップカ

結果を示す．図-10(a)より，Rzは 0.13mmであるが，平均前ットにおける切削力の理論的形状に等しいと考えられる．

の各切り刃のRzはそれぞれ 0.17(図-5 参照)，0.12，0.13，

つまり，切削力はすくい面上における被削材との接触面積0.10mmであった．図-11(a)より，t は 0.24mmであるが，平に関係があり，接触面解析をすることにより切削力の挙動

均前の各切り刃のtはそれぞれ 0.25(図-5 参照)，0.2，0.2，の予測が可能であると考えられる．

0.3mmであった．また図 12-(a)より，wは 0.39mmであるが，平均前の各切り刃のwはそれぞれ 0.35(図-5 参照)，
0.35，
0.35，

切り刃先端部に作用する応力について検討した結果を
図-14 に示す．

0.5mmであった．各データには多少のばらつきはあるが，信頼性が向上しているといえる．
図-10 にSzと図-5 に示す最大クレータ深さRzの関係を示す．図-10 から材料成分によらず，RzはSzの増加に伴い減少することがわかる．図-10 において直線の傾きがFAX 38の方が大きいため，FAX 38 はSKH 55 よりもSzの増加に対

Sz=0.27
Sz=0.1

0.3

Cutting area A ，mm 2

切り刃 4 枚のフライツールを用いたことで，測定データの

0.1
0
0

タ位置tの関係を示す．図-11 から材料成分によらず中央部

FAX 38 の方が大きいため，FAX 38 はSKH 55 よりもSzの増加に対するtの増加量が大きい．図-12 にSzと図-5 に示すク
レータ幅wの関係を示す．図-12 から材料成分によらずSzのCutting area A ，mm 2て発生することがわかる．図-11 において直線の傾きが

30

10
20
Rotation angle θ ，deg(a)θ-A の関係(解析結果)②のtは両端部①③のtよりも小さいことがわかる．従って，Sz が大きいほどクレータ摩耗位置が切り刃先端から離れSz=0.15
Sz=0.01

0.2

するRzの減少量が大きい．図-11 にSzと図-5 に示すクレー

摩耗発生場所が切り刃先端寄りであることがわかる．また，

Sz=0.2Sz=0.05

0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0

A = 0.88Sz - 0.0013

θ=18°
0

0.1

0.2

増加に伴いwも増加し，幅の広いクレータ摩耗がすくい面

Feed per blade Sz ，mm/bladeに発生することがわかる． 図-12 において近似直線の傾き(b)Sz-A の関係

がFAX 38 の方が大きいため，FAX 38 はSKH 55 よりもSzの図-13 接触面解析結果

く，そして摩耗幅wは狭くなり，チッピングに対する危険性が高くなると考えられる．
(4)接触面積と切削力およびクレータ摩耗状態
3D-CADによる接触面解析結果を図-13 に示す．図-13(a)Cutting force F ，N増加に対するwの増加量が大きい．結果，Szを小さい場合，
クレータ摩耗の深さRzは深く，発生場所tは切り刃先端に近

1500
1000
Sz=0.269
Sz=0.199
Sz=0.146500
00

接触面積Aの関係，(b)にAが最大値を示す角度θ=18°におけ

1020Rotation angle θ ，deg

るSz-Aの関係を示す．図-13(a)中にはSz =0.01～0.27mm/刃の(a) θ-F の関係(実験結果)

また，図-13(a)よりアップカットでは切削が進むにつれて切り屑厚さが厚くなる(A は θと共に増加)とことが確認できる．ダウンカットでは切削が進むにつれて切り屑厚さが薄くなり，図中では右から左へ進む．全ての条件でθ=0°から切削が開始されθ≒18°で最大となり，θ≒27°でフライ

Cutting stress

きいほど切り屑厚さも厚くなるためAは全体的に大きい．

σ ，GPaに切り込み深さc=3.9mm時のフライスアーバー回転角θと6 本の曲線があるが，Aの変化傾向は類似しており，Szが大

30

10
8
6
4

Sz=0.269
Sz=0.199
Sz=0.146

2
0
0

10
20
Rotation angle θ ，deg

ツールが被削材を切り終わっている．

(b)θ-σ の関係

Aと切削力Fの関係について検討する．図-4 より，切削
図-14

－12－

0.3

Sz -σ の関係

30

大分工業高等専門学校紀要

第 44 号(平成 19 年 11 月)

図-14(a)は 3.(1)節の図-7(b)，L=1.35mにおけるθとFの関この理由として，Szが増加すると切り刃先端に作用する応係を示している．このθ-Fの形状は切削力の理論的形状で力が減少するという図-14(b)，図-15 の実験結果が挙げられあるため，Fを図-13(a)のAで除すことにより，切削時に切る．Szが小さい切削条件下では，Szが大きい切削条件下とり刃先端にかかる応力σ(=F/A)が得られる．図-14(b)にθ-σ

比べ被削材を切り終えるまでの切削回数が多く，被削材との関係を示す．図中には 3 本の曲線があるが，いずれも曲切り刃先端が接触する面積が小さい．更に，切り刃先端の線形状は矩形を示し，σの大きさはSzごとにほぼ一定値を接触面に大きな応力が作用するため，これらを総合的に考示している．また，Szの小さい条件ほどσは大きな値を示察した結果，Szが小さい切削条件下では発生するクレータ

し，切削時に切り刃先端にかかる応力が大きい．

摩耗は深くなると考えられる．以上から，すくい面に発生

更に，図-9(a) Sz –Fの関係および本節の図-13(b) Sz-Aの関するRzは，Fの大きさによる影響より被削材を切り終える係を利用し，図-15 にSz -σの関係を示す．切削方法によらまでの切削回数に強く依存すると考えられる．また 3.(2)ず，Szの小さい条件ほどσは大きな値を示し，切削時に切節の図-9(b)よりSz>0.05mm/刃ではアップカットの方がダり刃先端の応力が大きく，Szの増加と共にσの減少量は少ウンカットよりもFが小さい．そのため図-15 より切り刃なくなっている．これは応力の場合，被削材と切り刃先端

先端への応力を考慮した場合，アップカットはダウンカッの接触面積の影響が切削力に比べ大きいためである．

トよりSzを高めやすいと考えられる．

次に，Aとクレータ摩耗状態(t :クレータ位置，w :クレーサイクルタイム短縮のため工具の寿命を長くするといタ幅)について検討する．本節図-13(b)において，Szの増加

う観点から，最大クレータ深さRz値を小さく抑えるためにに伴いAが比例的に増加し，被削材と接触する切り刃先端

は，Szを大きくとる必要がある．また切り刃先端の損傷対の面積が増加することを示した．これは 3.(3)節に示した切策としても，Szを大きくとることで切り刃先端から離れたり刃先端から離れた位置に幅の広いクレータ摩耗が発生

位置に幅の広いクレータ摩耗が発生するので，チッピングの危険性を低減できると考えられる．そしてSzの減少に伴するという実験結果を説明できる．

いRzが増加する，およびSzの減少に伴い切り刃先端に作用する応力が増加することから，すくい面に発生するRzの大(5)切削力とクレータ摩耗状態に関する考察
切削力の増減や摩耗状態の変化を拡大させることを狙

きさは，Fの大きさによる影響より被削材を切り終えるまい，一刃当たりの送り量Szを実際使用されている値より大での切削回数に強く依存すると考えられるので，切削力よきく設定したことにより，本研究では小さな切削力の増減

り切削回数を減少させることについて考慮するほうが工や微小な摩耗状態の変化を確認することができた．以下，Sz，切削力F，最大クレータ深さRz ，クレータ位置t，クレ

具の長寿命化に期待できる．ただしSzを高めるということ

ータ幅w，接触面積A，切削時に切り刃先端に作用する応力

し切り刃先端における負荷が増えるためフライツール自σのパラメータを用い概観し，考察する．

体の母材強度が必要となると思われる．

に対し上記のような利点は存在するが, Fが比例的に増加

3.(2)節の図-9(a)，3.(3)節の図-10～12，および 3.(4)節のこうした切削条件の配慮により工具寿命を長くするこ

図-13(b)より，Szの増加に伴いRzは減少し，F，t，w，Aはとができ,結果として製造工程におけるサイクルタイムの増加した．すなわち切削条件を 1 回の切削で切り刃が被削短縮につながるものと思われる．

材を多く削るように設定すると，すくい面に発生するクレータ摩耗の深さは浅くなる．更に，Szの増加に伴い，切り刃先端と被削材との接触面積が広くなり，幅の広いクレー4．結言

タ摩耗が切り刃先端から離れた位置に発生することがわ
かる．当初Szと共にFは増加するので，被削材とすくい面

本研究では， TiAlN 高速度鋼製フライツール(刃数 4，との接触状態が厳しくなり，クレータ摩耗の深さRzの増加

モジュール 1.75，外径 70mm，すくい角 0°)においてドラにつながると予想していた．だが予想に反しRz は減少傾

イ加工を行う際，サイクルタイム短縮の問題点を明らかに向を示し，クレータ摩耗は浅くなる傾向にあった．

することを目的とし，切削力Fおよびクレータ摩耗状態(Rz

σ ，GPa20

Cutting stress:最大クレータ深さ，t :クレータ位置，w :クレータ幅)につ10いて調査した．切削条件は，ドライカット，アップカット
Up ｃutDown cut15

又はダウンカット，切削速度 87～255m/min，送り速度 16～732mm/min，一刃当たりの送り量Sz=0.011～0.269mm/刃，
切込み深さ 3.9mm一定，切削長 10，18mとした．得られた

5

結果を以下に示す．

0
0

0.1
0.2
Feed per blade Sz ，mm/blade

図-15

0.3

Sz -σ の関係

－13－

大分工業高等専門学校紀要

第 44 号(平成 19 年 11 月)(1) クレータ摩耗により切り刃先端にすくい角が生じ，(6) すくい面に発生するRzの大きさは，Fの大きさによ切り屑せん断角が小さくなるため，切削長が長くなる

る影響より被削材を切り終えるまでの切削回数に強につれ F は減少すると考えられる．

く依存すると考えられるので，切削力より切削回数を(2) 切 削 方 法 に よ ら ず Sz と F は 比 例 関 係 に あ る ．

減少させることについて考慮したほうがサイクルタ

Sz<0.05mm/刃ではアップカットの方がダウンカット

イム短縮に期待できる．

よりFが大きい．Sz>0.05mm/刃では，ダウンカットの方がアップカットよりFが大きい．
(3) 本実験条件範囲内では，FAX 38 の方がSKH 55 より

参考文献(1) 櫻木功，学位論文(九州大学)，超硬ホブによる高能もSzの増加に対しクレータ摩耗状態(Rz ，t ，w)が大率歯切り法の開発，(2005)pp.65-68.

きく変化する．
(4) フライツールすくい面と被削材との理論的接触面積(2) 滝水敏佐，高速度鋼，日刊工業新聞社(1963)pp.31-41.

形状 A と F に対する変化傾向はほぼ一致するので，(3) 足立圭，第 38 回卒業研究発表講演会論文集，(社)日理論的接触面積形状から切削時の F の挙動予測が可

本機械学会(2007)pp.303-304.

能であると考えられる．
(5) サイクルタイム短縮のため， Rzを小さく抑えるた
めにはSzを大きくとる必要がある．また刃先の損傷対謝辞策としても，Szを大きくとることで切り刃先端から離最後に，本研究にご協力頂いた九州精密工業株式会社，

れた位置に幅の広いクレータ摩耗が発生するので，チおよび，2007 年 3 月に大分高専を退官された藤井定技官

ッピングの危険性を低減できると考えられる．

に厚く感謝致します．
（2007.9.28 受付）－14－