JFE 技報 No. 39（2017 年 2 月）p. 43-48

低炭素硫黄快削鋼の切削後表面粗さに及ぼす各種因子の影響
Factors Affecting Surface Roughness
of Resulfurized Free Cutting Low Carbon Steel今浪祐太

IMANAMI Yuta

JFE スチール

スチール研究所

棒鋼・線材研究部

主任研究員（係長）冨田邦和

TOMITA Kunikazu

JFE スチール

スチール研究所

棒鋼・線材研究部

主任研究員（部長）・博士（工学）西村公宏

NISHIMURA Kimihiro

JFE スチール

スチール研究所

棒鋼・線材研究部長

要旨
低炭素硫黄快削鋼の切削後面粗さに及ぼす各種因子の影響はこれまで多数報告されている。しかし，それらのほとんどがハイス工具を使用した研究であり，近年主流となりつつある超硬等の工具における研究例は少ない。今回，切削後の面粗さに及ぼす工具材種の影響ならびに材料因子の影響を検討した。その結果，工具材種毎の熱伝導率の相違を受け，切削温度が変化し，構成刃先の生成状態への影響を通じて，工具材種が面粗さに影響する可能性がある。また，材料因子の観点から面粗さを低減するには，超硬およびセラミックス工具のいずれを用いた場合でも，硫化物サイズの増大，硫化物アスペクト比の減少（紡錘状化），降伏比の増大（フェライト微細化）が有効と示された。

Abstract:
Factors affecting surface roughness after cutting low carbon resulfurized free cutting steel have been reported inmany papers in the past. However, most of studies were carried out using high speed steel tools instead of cemented
carbide or ceramics tools which are becoming more popular recently. In this study, effect of tool materials and steel
factors such as sulfides and yield ratio on surface roughness after cutting was studied. As a result, difference ofthermal conductivity among tool materials changes cutting temperature. Change in cutting temperature affects
surface roughness through formation behavior of built-up edge. On the other hand, from the viewpoint of steel
factors, enlarging sulfides, decreasing aspect ratio of sulfides and increasing yield ratio are effective in order toreduce surface roughness with both cemented carbide tools and ceramic tools.

1． はじめに数報告されているが，ハイス工具を使用した研究1）が主であった。しかし現在では，ハイス以外に超硬等の工具も主低炭素硫黄快削鋼（非鉛）および低炭素硫黄複合快削鋼（鉛流となりつつある。そこで，切削後の面粗さに及ぼす工具材含有）は OA 機器等の精密部品に使用されることが多く，製種の影響を検討した。更に，ハイス以外の工具で切削後の品仕様上，切削後の表面粗さが良好なことが要求される。

面粗さに及ぼす材料因子の影響についても調査した。

近年，地球環境問題から快削鋼の非鉛化が強く求められ，低炭素硫黄快削鋼（非鉛）の被削性向上が重要となってきた。

2． 面粗さに及ぼす工具材種の影響

表 1 に切削後の面粗さに影響し得る各種因子を整理した。

2.1

低炭素硫黄快削鋼の面粗さと各種因子の関係はこれまで多表 1 切削後の面粗さに影響する各種因子
Table 1 Factors on surface roughness after cutting

実験方法

表 2 に供試鋼の化学組成を示す。低炭素硫黄快削鋼として JIS 規格の SUM23 を実機溶製し，直径 110 mm の丸棒に熱間圧延した。得られた丸棒の表層から深さ 2 mm の位置

No. Factors

No. Factors

についてビッカース硬度（Vickers hardness, HV）を測定し，

1

Cutting speed

5Tool material

鏡面研磨後に介在物を，3％ナイタール液で腐食後にミクロ

2

Feed rate

6Lubricant

組織を光学顕微鏡観察した。面粗さは表 3 に示す条件で外3Insert nose radius

7

Rigidity of cutting machine

周旋削を行った後，触針式粗さ計にて十点平均粗さ（Rz ）4Rake angle

8

Worked material2）を測定した。工具材種として超硬 K10，超硬 P20，サーメット（TiN），セラミックス（Al2O3）を選択し，試験水準毎に2016 年 7 月 29 日受付

新品の工具を使用することで，工具の摩耗が面粗さに及ぼ－ 43 －Copyright © 2017 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

低炭素硫黄快削鋼の切削後表面粗さに及ぼす各種因子の影響

表 2 供試鋼の化学組成
Table 2

Chemical compositions of steels(Mass%)

SteelCSiMnPS

Al

SUM23

0.08

−

1.2

0.07

0.33

−

S10C

0.08

0.2

0.4

0.02

0.010.024

表 3 旋削試験条件
Table 3Tool shape

Turning test conditions

TNGN160404

Cutting speed 70-200 m/min
Feed rate

0.05 mm/rev

Depth of cut2 mm

LubricantDry⎧ Cemented carbide: K10⎜⎜Cemented carbide: P20Tool ⎜material⎨⎜ Cermet (TiN)⎜⎜⎩ Ceramics (Al2O3)

図 1 速度 70 m/min で切削後の面粗さ
Fig. 1 Surface roughness after turning: Cutting speed at
70 m/min

す影響を排除した。切削後の工具は実体顕微鏡で外観を観察 後，すくい 面 の 走 査 型 電 子 顕 微 鏡（Scanning ElectronMicroscope, SEM） 観 察 お よ び EDX（Energy DispersiveX-ray）分析に供した。比較鋼として，SUM23 よりも工具寿命には劣るが，圧延後硬度が同程度の S10C も同様の試験に供した。

2.2

図 2 速度 100 m/min で切削後の面粗さ

実験結果

Fig. 2 Surface roughness after turning: Cutting speed at
100 m/min

写真 1 に圧延材の組織観察結果を示す。SUM23，S10C ともにフェライト中にパーライトが分散した組織を呈したが，SUM23 では圧延方向に平行なパーライトバンドが認められた。これは S10C と比較して SUM23 は Mn，P，S 量が多くミクロ偏析の影響が強いためと考えられる。介在物については，SUM23 では多数の硫化物が粗大かつ紡錘状に分散しているのに対し，S10C では粗大な硫化物はほぼ認められない。また，両鋼の硬度は約 110 HV と同程度であった。

図 3 速度 200 m/min で切削後の面粗さ
Fig. 3 Surface roughness after turning: Cutting speed at
200 m/min3）

図 1 に 速 度 70 m/min で 切 削 後 の 面 粗 さ を 示 す 。
SUM23 では超硬と比較して，サーメットおよびセラミックスで切削後の面粗さが著しく増大した。一方，図 2 の速度
100 m/min での切削では，工具材種の影響が減少した。更に速度を上げ 200 m/min で切削した場合（図 3），工具材種の影響も更に減少した。
工具材種の影響が最も顕著であった速度 70 m/min で切
写真 1 圧延材の光学顕微鏡観察（a）SUM23 ミクロ組織 （b）S10C ミクロ組織（c）SUM23 介在物（d）S10C 介在物
Photo 1

Optical micrographs of as-rolled steels(a) SUM23 Microstructure(c) SUM23 Inclusions
JFE 技報 No. 39（2017 年 2 月）(b) S10C Microstructure(d) S10C Inclusions

削後の超硬 K10 およびセラミックス工具の外観を写真 2 に3）示す 。超硬 K10 では SUM23，S10C ともにすくい面上に構成刃先が認められた。一方，セラミックスでは SUM23 のみに構成刃先が認められた。写真 3 にセラミックス工具でクイックストップ試験を行い，工具刃先の切屑生成状況を－ 44 －

低炭素硫黄快削鋼の切削後表面粗さに及ぼす各種因子の影響

写真 2 速度 70 m/min で切削後の工具
Photo 2Tools after cutting: Cutting speed at 70 m/min

図 4 面粗さに及ぼす構成刃先の生成および切削温度の影響
Fig. 4 Effect of Built-Up Edge and cutting temperature on
surface roughness

写真 3 ク イックストップ試験で得られた切屑生成状況（工具：セラミックス）（a）SUM23 （b）S10C
Photo 3 Chip formation behavior obtained by Quick Stop test
(Tool: Ceramics) (a) SUM23 (b) S10C

観察した結果を示す。本結果からも SUM23 では加工点近傍に構成刃先が認められるのに対し，S10C では構成刃先が確認されなかった。以上の結果から，セラミックス工具を用い速度 70 m/min で切削した場合，SUM23 では構成刃先の生図 5 面粗さと切削速度の関係（超硬 K10）

成および脱落が高頻度に生じ，その結果，面粗さが増大しFig. 5 Relationship between surface roughness and cuttingspeed with K10たと推察される。

2.3

考察

工具材種は構成刃先の生成挙動への影響を通じ，SUM23および S10C の面粗さに影響したと考えられる。一般に，構4）成刃先の生成は切削温度と密接な関係があるとされる 。この関係が面粗さに及ぼす影響を図 4 に整理した。構成刃先5）は 400℃程度までは生成しないとされる （ステージⅠ）。
400℃以上かつ被削材の再結晶温度以下（ステージⅡ）では，切削温度が上昇するにつれ構成刃先の生成・成長が促進される。一方，再結晶温度よりも高温側（ステージⅢ）では，切削温度が上昇するほど構成刃先の軟化・減少が進行し，更に高温側（ステージⅣ）では構成刃先が認められなくなる。

図 6 面粗さと切削速度の関係（セラミックス）

このような構成刃先の生成消失挙動を受け，切削温度の上Fig. 6 Relationship between surface roughness and cutting
speed with Ceramics

昇に従い，面粗さはステージⅡでは増大傾向，ステージⅢ
では減少傾向を示すと考えられる。一方，ステージⅠおよびⅣでは構成刃先が認められなくなるため，面粗さは減少し，

S10C ともに面粗さが切削速度の上昇に伴って減少しており，切削温度が面粗さに及ぼす影響も小さくなると考えられる。

SUM23，S10C ともステージⅢ相当の切削温度であったと考超硬 K10 およびセラミックスで切削後の面粗さと切削速えられる。一方，セラミックス（図 6）の場合，SUM23 で度の関係を図 5，6 に示す。切削温度は切削速度と正の相関

は切削速度の上昇に伴い面粗さが減少するが，S10C では低を有すると考えられる。超硬 K10（図 5）の場合，SUM23，切削速度（70 m/min）から既に面粗さが小さく，切削速度－ 45 －JFE 技報 No. 39（2017 年 2 月）

低炭素硫黄快削鋼の切削後表面粗さに及ぼす各種因子の影響

表 4 切削温度への影響因子
Table 4

Factors on cutting temperature

No.

Factors

1

Cooling by lubricant

2

Thermal conductivity of worked material

3

Thermal conductivity of tool material

4

Cutting resistance

写真 4 切 削後の工具すくい面分析（工具：セラミックス，速度 70 m/min）Photo 4 Analysis on rake face after cutting (Tool: Ceramics,speed at 70 m/min)もステージⅣ域の高温切削となったと考えられる。
SUM23 の低切削抵抗は，硫化物による微小亀裂の発生・伝播促進効果が主要因と考えられる。切削後の工具すくい面を SEM 観察し Mn および S の分布を EDX で分析した結図 7 熱伝導率の比較
Fig. 7果の一例を写真 4 に示す。
SUM23 の切削後には硫化物（MnS）

Comparison of thermal conductivityの被膜形成が確認された。硫化物は，微小亀裂の発生・伝播促進効果に加え，工具と被削材間に被膜を形成し潤滑性の上 昇に伴う面 粗さの減 少 量が 僅かである。これより，を向上させることで，SUM23 の大幅な切削抵抗低減に寄与

SUM23 はステージⅢ相当の切削温度だが，S10C ではよりした可能性がある。

高温のステージⅣ相当の切削温度であったと考えられる。
切削温度への影響因子を表 4 に整理した。図 7 に被削材

6）3． 面粗さに及ぼす硫化物形態と降伏比の影響と各工具材種の熱伝導率（カタログ値）を示す。SUM23 よ3.1

りも S10C は熱伝導率が小さく，また，工具材種ではセラミッ実験方法

クスの熱伝導率が最も小さい。これより，SUM23 と比較し供試鋼は SUM23（0.08 C-1.2 Mn-0.06 P-0.35 S）とし，真て S10C は蓄熱傾向であり，また，超硬と比較してセラミッ空溶解炉で 150 kg 鋼塊とした後，板厚 100 mm に分塊圧延

クスは蓄熱傾向といえる。図 8 に SUM23 と S10C の速度した。硫化物形態および降伏比（フェライト粒径）を変化さ70 m/min での切削抵抗（主分力）に及ぼす工具材種の影響せるため，種々の温度に再加熱後，累積圧下率 70％（板厚を示す。両鋼は同程度の硬度であるにも関わらず，いずれ30 mm）および 90％（板厚 10 mm）まで圧延した。得られの工具材種においても S10C の切削抵抗は SUM23 と比較した板材から直径 9.5 mm の丸棒を切り出し，表層から深さて約 2 倍大きい。これより，S10C は SUM23 よりも切削時1 mm の位置で硫化物を観察した。その後，画像解析によりの発熱が大きいと考えられる。
このため，蓄熱傾向のセラミッ硫化物のサイズを円相当径で，アスペクト比を長さ / 幅でクスで S10C を切削した場合，低切削速度（70 m/min）で評価した。
サイズは円相当径を，アスペクト比は長さ / 幅を画像解析して求めた。面粗さは直径 9.5 mm の丸棒を表 5 に示す条件で外周旋削した後，触針式粗さ計で Rz を測定した。
降伏比は圧延材より JIS4 号試験片を切り出し，引張試験して求めた。
表 5 旋削試験条件
Table 5Tool shape

Turning test conditions

TNGN160404

Cutting speed 70 m/min
Fig. 8図 8 速度 70 m/min における切削抵抗Feed rate

0.02 mm/rev

Cutting resistance: Cutting speed at 70 m/min

Depth of cut

1 mm

JFE 技報 No. 39（2017 年 2 月）

－ 46 －⎧DryLubricant⎨⎩Wet⎧Cemented carbide P20Tool⎨
material ⎩Ceramics (Al2O3)

低炭素硫黄快削鋼の切削後表面粗さに及ぼす各種因子の影響

3.2

実験結果

写真 5 に圧延材の硫化物観察結果を，図 9 に硫化物サイズとアスペクト比を加熱温度で整理した結果を示す。硫化物サイズは加熱温度と累積圧下率に因らず一定の値を示した。一方，硫化物のアスペクト比は，累積圧下率 70％では加熱温度によらず一定の値を示すものの，累積圧下率 90％の低温（1 000℃）加熱材では顕著に増大し硫化物が伸長していた。図 10 に降伏比と加熱温度の関係を示す。累積圧下率の増加および加熱温度の低温化により降伏比は増大した。
図 11（a）に乾式切削後の面粗さを，図 11（b）に湿式切図 10 降伏比に及ぼす加熱温度の影響

7）

削後の面粗さを示す 。乾式では各条件で面粗さは多様なFig. 10変化を示した。これは種々要因が切削温度に影響を及ぼしEffect of heating temperature on yield ratio

構成刃先の生成状況も多様に変化した結果と考えられる。
乾式と比較し，湿式では総じて面粗さが低下しており，これは潤滑剤の冷却効果を受け，いずれの条件においても切削温度が著しく低温化しステージⅠ域の切削温度となったためと推察される。

図 11 切削後の面粗さ（a）乾式（b）湿式
Fig. 11
写真 5 SUM23 圧延料の硫化物
Photo 53.3

Sulfides in as-rolled SUM23

Surface roughness after turning (a) Dry (b) Wet

硫化物形態と降伏比の影響硫化物形態および降伏比が面粗さに及ぼす影響度を把握すべく重回帰分析を行った結果を表 6 に示す。表には因子の影響度を示す指標である｜ t 値｜の大小を併記した。超硬，セラミックスのいずれでも，また，潤滑剤の有無にもよらず，｜ t 値｜の順は硫化物サイズ＞硫化物アスペクト比＞降伏比となった。本検討範囲では，材料因子の影響順列に及ぼす工具材種の影響は小さいと考えられる。また，各因子係数の正負に着目すると，面粗さを低減するためには，硫化物サイズの増大，硫化物アスペクト比の減少（紡錘状化），降伏比の増大（フェライト微細化）が有効と示された。

4． おわりに
今回，低炭素硫黄快削鋼の切削後面粗さに及ぼす工具材種の影響ならびに材料因子の影響を明らかにした。しかし

図 9 硫化物サイズとアスペクト比に及ぼす加熱温度の影響
Fig. 9 Effect of heating temperature on size and aspect ratio ofsulfides

ながら，表 1 に示したように，面粗さへの影響因子は数多く，これら単独の影響に加え，組み合わせも考慮した評価検討－ 47 －

JFE 技報 No. 39（2017 年 2 月）

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表 6 重回帰分析結果
Table 61）Shiraga, T. CAMP-ISIJ. 1999, vol. 12, p. 961.
2）JIS B 0601. Geometrical Product Specifications（GPS）-Surface texture.

Results of multiple regression analysis
Multiple regression
equation

Order of | t |Rz = 50.3−47.6YR−22.0 α ＋3.9 β

α > β > YR

Tool material Lubricant
P20

参考文献

Dry2013.
3）Murakami, T.; Tomita, K.; Shiraga, T. CAMP-ISIJ. 2008, vol. 21, p. 1227.
4）伊藤哲郎，阿部山尚三，中村貞行．精機学会春季大会学術講演前刷．
1976, p. 137.
5）Abeyama, S.; Nakamura, S. Machinability Testing and Utilization ofCeramics

Dry

Rz = 36.1−4.8YR−45.0 α ＋6.5 β

α > β > YR

P20

Wet

Rz = 10.4−4.9YR−7.8 α ＋0.9 β

α > β > YR

Ceramics

Wet

Rz = 36.8−32.2YR−22.7 α ＋3.4 β

α > β > YR

Machining Data. 1979, ASM, p. 184.
6）日本学術振興会・日本鉄鋼協会．鉄鋼熱計算用数値．1966．
7）Shiraga, T.; Murakami, T.; Tomita, K. CAMP-ISIJ. 2010, vol. 23, p. 1057.

YR: Yield ratio
α : Size of sulfides
β : Aspect ratio of sulfides| t | : Absolute value of t ratioが必要と考えられる。更に，被削性としては面粗さ以外にも工具寿命や切屑処理性も無視できない。この難題に応え，低炭素硫黄快削鋼の被削性を向上させるには，切削現象の本質理解を深化させる必要があり，そのためには，切削温度や切屑についての in-situ モニタリングが重要課題と考え
今浪 祐太

る。

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冨田 邦和

西村 公宏