高硬度材の切削加工における品質工学の適用＊【要後藤卓

三＊＊田野俊昭＊＊＊

大

東卓

央＊＊

旨】

近年のコーティング技術の向上により、高性能な切削工具が存在し、従来は切削加工が不適とされた被削材質、特に高硬度材についても切削加工適用の道が開かれつつある。高硬度材加工への切削加工適用は、金型製造におけるコストダウン、短納期化など大きな効果を生むものである。
そこで、品質工学の手法を取り入れ、マシニングセンタによる高硬度材の切削加工実験を行い、高硬度材の切削加工性について検討を行った。その結果、高硬度材の切削性について一定の知見を得た。

１

緒ングセンタ（以後、MCと略する）による切削加工

言

景気の低迷の長期化など、製造業において前途が不透明な状態が続いている。金型製造業におい実験を行い、品質工学の手法を用いた検討を行った。ても、受注の確保のために、大幅なコスト低減と納期の短縮を余儀なくされている状況にある。こ２

実験方法のような企業間競争を勝ち抜くための手段として、当センターの門形MCを用いて、高硬度材SKD61、金型の直彫り加工技術という高硬度材の切削加工

SKD11（合金工具鋼鋼材、硬度値HRC50、HRC60）が注目されている。のエンドミル加工実験を行い、品質工学の手法をまた近年、金型加工業界、切削工具業界におい取り入れて、切削性の検討を行った。ては、活発に高硬度材の切削加工技術の研究が行評価法としては、三次元座標測定機による寸法われており、切削条件、工具材質、加工機など諸測定、並びに表面粗さ測定機による切削面の表面要素の適性条件の検討がなされている。

粗さ測定を用いた。

本研究では、機械加工関連の中小企業における、高硬度材への切削加工技術のより実用的な適用のまた、工具の損耗状態については、万能測定顕微鏡を用いて観察した。

可能性を探ることを目的に、当センターのマシニ

２．１
＊＊＊
＊＊＊

加工機

「特定中小企業集積活性化促進事業」（共表１に MC の主な仕様を示す。

通技術研究開発事業「金属加工・表面加高硬度材の切削加工においては、工具の振れが工の応用・高度化に関する技術支援」）

工具寿命に多大な影響を及ぼす。そこで、現在使機械電子課主任研究員

用している３種類のミーリングチャックのうち、技一番振れの少ないミーリングチャック（プルス同上師−11−表１
門型MC１に示す。100 ｍｍ×30 ｍｍ×75ｍｍのブロック

MCの主な仕様

からエンドミルによる側面切削で所定の寸法に仕UA-53

最高主軸回転数：10,000（rpm）

最高切削送り速度：3,000（mm/min）

主軸端形式：BT35

移動距離：（X軸）500（mm）

上げた。

２．３（Y軸）350（mm）

図１のａ , ｂ , ｃ , ｄ , ｅ , ｆ , ｇ , ｈそれぞれの頂（Z軸）280（mm）
クローズドループ制御（光学スケール）
ATC装置：24（本）

製造年

：平成３年

位置決め精度：±２μm

計測

点の位置は、頂点近傍の３平面をCNC三次元座標測定機（ライツ製 PMM866）を用いて測定し、３平面の交点として求めた。

運動精度（DBB測定）：５μm（XY、YZ、ZX平面）

表面粗さは、エンドミルの側刃による切削面と底刃による切削面を表面粗さ測定機（テーラーホタッド一体型の特注品）を使用して切削実験をブソン製フォームタリサーフＳ６）を用いて測定行った。

した。表面粗さパラメータは、Ra を用いた。

２．２

テストピース

２．４

加工後のテストピース形状と寸法測定位置を図

図１

信号因子と水準転写性の考え方を適用し、MC による入力デー加工後のテストピース形状と寸法測定位置−12−

タ（切削寸法）を信号因子Ｍとし、入力信号に対用に開発した超硬コーティングエンドミルである。

応した製品寸法を出力ｙとした場合、入力信号Ｍ制御因子は、工具メーカ推奨値並びに昨年の実と出力ｙの間には、ｙ＝βＭの比例関係が成立す験結果１）を考慮して、切削に影響があると考えらる。この場合、比例定数β＝１が目標値となる。表れる６因子を用いた。そして、被削材の材料硬度２に信号因子（図１の各頂点間の距離）とその水を誤差因子とした。
表４にその他の切削条件を示す。

準を示す。

表４
表２

信号因子とその水準
水信号因子

切削方式

準

その他の切削条件

エンドミルによる側面切削

軸方向切込み量 15mm、11mm及び１mm

M1M2…

M8…

M27M28a− ba−c…

b−c…

f−h g−h

寸法(mm) 28.000 101.922…

98.000…

85.866

φ10：30mm
工具突出し量22.091

表面粗さについては、望小特性によりSN比を求

φ12：35mm
φ16：45mm

工具の刃数

Ｅ3社のφ16mmのみ８枚、他の工具は６枚。

クーラント

水溶性切削液めた。

２．６２．５

実験条件の割り付け

表５に実験条件の割り付けを示す。

制御因子、誤差因子と水準

表３に制御因子、誤差因子とその水準を示す。使表５

用したエンドミルは、工具メーカが高硬度材切削

表３制御因子、誤差因子とその水準
水
因

No.

準子
１２３Ａ：切削方向

UPDOWN−制Ｂ：切削速度(m/min)

50125220

御Ｃ：１刃当たりの送り量(mm/tooth)

0.020.040.06

因Ｄ：半径方向切込み量(mm)0.10.30.6

子

Ｅ：工具メーカ

Ｅ1社

Ｅ 2社

Ｅ 3社

Ｆ：工具径(mm)φ10φ12φ16

誤差HRC50 HRC60−

Ｎ：材料硬度因子

１２３４５６７８９101112131415161718(SKD61) (SKD11)※１刃当たりの送り量は、６枚刃の工具のときの値である。
８枚刃の工具の送り速度は、６枚刃の工具の時の送り速度を適用する。
※メーカ推奨値は、
切削方向：DOWN
切削速度：30〜300(m/min)[HRC50]17〜20(m/min)[HRC60]
１刃当たりの送り量：0.05〜0.06(mm/tooth)[HRC50]0.02〜0.04(mm/tooth)[HRC60]半径方向切込み量 ：0.05D0(mm)[HRC50]0.02〜0.025D0(mm)[HRC60]
軸方向切込み量：1.5D0(mm)[HRC50]1.0〜1.5D0(mm)[HRC60]D0：工具径メーカにより推奨値が異なっている。

誤差因子

Ａ111111111222222222

実験条件の割り付け

直交表Ｌ18制 御 因 子ＢＣＤＥ
111112221333211222232331312332313312113212131321212122322313313332113322×
信号因子と誤差因子
信 号 因 子Ｆ
123312231231312123M1M2M3…
M27M28N1101102103…
127128N2201202203…
227228※ ×部は、二つの実験を組み合わせることを示す。

−13−表２に示す制御因子を直交表Ｌ 18 に割り付け、全２乗和外側に信号因子Ｍ 1 〜Ｍ 28 と誤差因子Ｎ 1, Ｎ 2 を割

ＳＴ＝ｙ2101 ＋…＋ｙ2128

り付けて、Ｎ 1, Ｎ 2 についてそれぞれ実験（№ 1 〜線形式

№ 18）を行った。

Ｌ1 ＝Ｍ1 ×ｙ101 ＋…＋Ｍ28 ×ｙ128（f ＝ 28）

有効除数２．７2ｒ＝Ｍ12 ＋…＋Ｍ28

寸法データと計算

寸法を特性値としてゼロ点比例式ｙ＝βＭより、回帰変動動特性の SN 比ηと比例定数βを求める。

Ｓβ＝（Ｌ1）2 ／ｒ

1

誤差変動

材料硬度Ｎを誤差因子とする場合、それぞれの実験№について

Ｓｅ＝ＳＴ―Ｓβ

全２乗和

Ｓβに含まれている誤差分散

ＳT ＝ｙ2101 ＋…＋ｙ2228（自由度 f ＝ 56）（f ＝ 1）（f ＝ 28 − 1）

Ｖｅ＝Ｓｅ／ 27

線形式

SN 比

Ｌ1 ＝Ｍ1 ×ｙ101 ＋…＋Ｍ28 ×ｙ128

η＝ 10 × log［｛（Ｓβ−Ｖｅ）／ｒ｝／Ｖｅ]

Ｌ2 ＝Ｍ1 ×ｙ201 ＋…＋Ｍ28 ×ｙ228

（db）

有効除数

比例定数

2
ｒ＝Ｍ12 ＋…＋Ｍ28

β＝Ｌ1 ／ｒ

回帰変動2／（2 ×ｒ）
Ｓβ＝（Ｌ1 ＋Ｌ2）

（f ＝ 1）２．８

回帰項と誤差因子との交互作用の変動
2Ｓβ× N ＝（Ｌ1 −Ｌ2）／（2 ×ｒ）

エンドミル側刃による切削面の切削方向の表面（f ＝ 1）

誤差変動
Ｓｅ＝ＳT―Ｓβ―Ｓβ× N

表面粗さデータと計算

粗さプロファイルは、工具１回転当たりの送り量に一致した波形になる。そのため、１刃当たりの（f ＝ 56 − 1 − 1）

送り量が大きいとき、基準長さ内に所定の山谷数

誤差分散が取れず、十点平均粗さＲzが測定できない。そこ

Ｖｅ＝Ｓｅ／ 54

で、表面粗さの評価パラメータは、算術平均粗さ調合誤差分散

Ra を用いた。

ＶＮ＝（Ｓｅ＋Ｓβ× N）／（54 ＋ 1）

表面粗さＲaを特性値として望小特性のSN比をSN 比求める。

η＝ 10 × log［｛（Ｓβ−Ｖｅ）／（2 ×ｒ）｝／ＶＮ]

1（db）

材料硬度Ｎを誤差因子とする場合、それぞれの実験№について比例定数

全２乗和

β＝｛（Ｓβ−Ｖｅ）／（2 ×ｒ）｝1/2

ＳＴ＝ｙ2101 ＋…＋ｙ2228
目標値（ゼロ）からの誤差分散

2

材料硬度Ｎを標示因子とする場合のＮ1の例、それぞれの実験№について

ＶＴ＝ＳＴ／ 56
SN 比（望小特性）−14−（f ＝ 56）η＝− 10 × log ＶT（db）

図２のSN比において、有意差が比較的認められる制御因子としては、半径方向切込み量（Ｄ）と2

材料硬度Ｎを標示因子とする場合のＮ1の例、工具メーカ（Ｅ）が挙げられる。

それぞれの実験№について
2

全２乗和
ＳＴ＝ｙ2101 ＋…＋ｙ2128（f ＝ 28）

材料硬度Ｎを標示因子とする場合
材料硬度の違いにより、切削性状に相違が認め目標値（ゼロ）からの誤差分散られる。そこで、材料硬度Ｎを標示因子として、Ｎ1

ＶＴ＝ＳＴ／ 28（HRC50）とＮ 2（HRC60）のそれぞれについて求SN 比（望小特性）

めたSN比と比例定数の要因効果図を図３に示す。

η＝− 10 × log ＶＴ（db）

図２において、工具メーカの制御因子(Ｅ)は有意差が比較的認められた。しかし図３において、３寸法を特性値とした場合意差が認めらない。このことは、高硬度材のなか材料硬度Ｎを誤差因子とする場合でも比較的切削しやすいHRC50程度では、高硬度３．１
1

HRC60には有意差が認められるが、HRC50には有実験結果及び考察

図２に SN 比と比例定数の要因効果図を示す。

材切削用エンドミルであればメーカ等の選択は必

HRC60のときの実験№16は、焼き付けを起こし要ないことを示しており、他方、HRC60程度以上てしまい、切削を完了することができず、寸法測のより難削性の高い高硬度材においては、工具定ができなかった。そこで、欠測値の処理を逐次メーカ選定も重要な問題になってくることを示し

近似法４） を用いて行った。ている。また、HRC50の切削においては、比例定

図２

材料硬度を誤差因子としたときの寸法についての要因効果図−15−

図３

図４

材料硬度を標示因子としたときの寸法についての要因効果図

材料硬度を誤差因子としたときの表面粗さについての要因効果図数が1.0近傍であり、所定の切削寸法が得られてい３．２ることを示している。

1

表面粗さを特性値とした場合

材料硬度Ｎを誤差因子とする場合

SN 比の要因効果図を図４に示す。
−16−

図５

材料硬度を標示因子としたときの表面粗さについての要因効果図

表６

確認実験の結果

材料硬度を誤差因子とした場合
SN比η（db）
推定値
確認実験
初期条件

A2B1C2D2E1F2

最適条件
利得

A2B3(B2)C1D1E1F1

21.88
29.60
7.72

24.76
31.03
6.27

比例定数β推定値
確認実験
1.00100.9998−1.00051.0001−

材料硬度を標示因子とした場合
SN比η（db）
比例定数β推定値
確認実験
推定値
確認実験
（HRC50） A2B1C2D2E1F234.54
33.240.99981.0000
初期条件（HRC60） A2B1C2D2E1F223.2723.88
1.00191.0009（HRC50） A2B3C2(C1)D1E1F238.5636.40
0.99970.9998
最適条件（HRC60） A2B3(B2)C1D1E1F130.4531.780.9995
1.0004（HRC50）
4.02
3.16−−
利得（HRC60）
7.18
7.90−−※（ ）書きは、最適データ。SN比の差が小さいので、切削効率の高い設定とした。
すべての試料の表面粗さＲaは、旧JISによる表現み量を小さくすると、表面粗さが良くなる。しかで▽▽▽（Ra 1.6 μ m 以下）又は、し、側刃による切削では、そのようにはならない。

▽▽▽▽（Ra 0.2 μ m 以下）であり、切削による仕2上げ面としては、悪くない値である。
エンドミルの側刃と底刃では、表面粗さ性状がSN 比の要因効果図を図５に示す。

異なっており、底刃による切削の方が側刃による切削よりも良好な表面粗さになっている。底刃に材料硬度Ｎを標示因子とする場合

材料硬度の違いによる、表面粗さの顕著な相違は認められない。

よる切削では、切削速度を遅くし、半径方向切込−17−３．３定した。なお、HRC60の最適条件は、材料硬度を確認実験

寸法を特性値とした場合の初期条件（Ａ2 Ｂ 1 Ｃ 2 Ｄ 2誤差因子としたときと同じになった。

Ｅ 1 Ｆ 2）と最適条件について確認実験を行った。

表６から、推定値と確認実験の利得は、ほぼ一表６に確認実験の結果を示す。最適条件は、材致する。材料硬度を誤差因子とした場合の確認実

料硬度を誤差因子とした場合と標示因子とした場

験の利得6.3dbは、最適条件で加工すると初期条件合の推定値を求めた。に比べ、ばらつきが標準偏差で1／2.1に減少する

まず、材料硬度を誤差因子としたときの最適条ことを意味している。

件（Ａ 2 Ｂ 3 Ｃ 1 Ｄ 1 Ｅ 1 Ｆ 1）で HRC50 と HRC60 を切削した。ただし、制御因子Ｂ（切削速度）は、３．４

工具摩耗の観察

切削後の底刃の形状写真を写真１、写真２に示

SN比に差が少ないため切削能率の高い第３水準にす。

設定した。
次に、材料硬度を標示因子としたときのHRC50

写真１（材料硬度 HRC50）では、切削後もそれの最適条件（Ａ 2 Ｂ 3 Ｃ 2 Ｄ 1 Ｅ 1 Ｆ 2）で切削した。

ほど刃先が摩滅していないことが分かる（ただし、ただし、制御因子Ｃ（１刃当りの送り量）は、SN

刃先形状は、工具メーカにより異なっている）。そ

比に差が少ないため切削能率の高い第２水準に設れに対し、写真２（材料硬度HRC60）においては、アップカット
切削速度：50（m/min）
送 り 量：0.04（mm/tooth）
切込み量：0.3（mm）
工具メーカ：Ｅ2社
工 具 径：φ12（mm）
切削距離：5.05（m）

アップカット
切削速度：50（m/min）
送 り 量：0.04（mm/tooth）
切込み量：0.3（mm）
工具メーカ：Ｅ2社
工 具 径：φ12（mm）
切削距離：5.05（m）

直交表実験No.２

直交表実験No.２
ダウンカット
切削速度：50（m/min）
送 り 量：0.04（mm/tooth）
切込み量：0.3（mm）
工具メーカ：Ｅ1社
工 具 径：φ12（mm）
切削距離：5.05（m）

確認実験（初期条件）

ダウンカット
切削速度：50（m/min）
送 り 量：0.04（mm/tooth）
切込み量：0.3（mm）
工具メーカ：Ｅ1社
工 具 径：φ12（mm）
切削距離：5.05（m）

確認実験（初期条件）
ダウンカット
切削速度：220（m/min）
送 り 量：0.02（mm/tooth）
切込み量：0.1（mm）
工具メーカ：Ｅ1社
工 具 径：φ10（mm）
切削距離：14.54（m）

確認実験（最適条件）
写真１

切削後の底刃ダウンカット
切削速度：220（m/min）
送 り 量：0.02（mm/tooth）
切込み量：0.1（mm）
工具メーカ：Ｅ1社
工 具 径：φ10（mm）
切削距離：14.54（m）

確認実験（最適条件）
SKD61（HRC50）

写真２
−18−

切削後の底刃SKD11（HRC60）

実験№２のかなり激しい摩滅に比べ、初期条件でと要求される表面粗さ性状とを考慮して切削条件は摩滅が減り、最適条件では、さらに摩滅が減っを設定する必要がある。ていることが分かる。

材料硬度を誤差因子とした場合の最適条件につ

このように、材料硬度HRC50の被削材では、切いて確認実験を行ったところ、利得が初期条件に削条件に関わらず、さほど刃先の摩滅が進行しな対して6.3db向上した。このことは、ばらつきが約いのに対し、材料硬度HRC60の被削材では、切削半分に減少し、目標値が指示値に、より近づきや条件により、刃先の摩滅の進行状態に大きな違いすくなることを示している。

が有ることが分かる。

（謝辞）
４

結

本研究を行うに当たり、御指導いただきました言

高硬度材の切削加工について、品質工学の手法を取り入れた実験を行った。

京都府技術アドバイザー廣瀬省三氏に深く感謝申し上げます。

その結果、寸法を特性値とした場合、ダウンカッ
トで切削速度を速く、１刃当たりの送り量を小さ＜参考文献＞

く、半径方向切込み量を小さく設定して切削すれ

１）上原忍ほか：高硬度材の切削加工に関する研ば、ばらつきの少ない切削ができることが分かった。これらの条件に、経済的な要因を考慮しなが究、本誌、№25（1997）P.51
２）上野憲三ほか：機能性評価による機械設計、ら実際の切削条件を決定する必要がある。また、材料硬度による違いが認められ、HRC60の硬度にな

日本規格協会、（1995）P.187
３）矢野宏ほか：加工品質工学、工業調査会、ると、工具メーカの違いによる有意差が認められた。

（1994）
４）田口玄一、横山巽子ほか：品質工学講座４

表面粗さを特性値とした場合は、エンドミルの（品質設計のための実験計画法）、日本規格

側刃と底刃による切削性状の違いが見られ、底刃協会、（1998）P.258

による切削では、切削速度を遅くし、半径方向切５）和合健ほか：品質工学に基づくエンドミルに込み量を小さくするほど表面粗さは良くなった。

よる焼入鋼切削の最適化、岩手県工業技術セ

しかしこの条件は、切削能率がより悪くなる方向ンター研究報告、第４号（1997）P.13

であり、実際の切削加工においては、経済的効果−19−