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サーメット (cermet ) は、金属の炭化物や窒化物など硬質化合物の粉末を金属を結合材として焼結した複合材料で、定義上は超硬合金と呼ばれる炭化タングステン(WC)を主成分としたものも含まれるが、これを別のものとして扱うことが多い。名称はceramics( セラミックス )とmetal( 金属 )からの造語である。これは、1959年にセラミックスよりはねばさの点が少し大きい工具材料として開発された。

全般的に、サーメットは耐熱性や耐摩耗性が高いが、その反面、脆く欠け易い。主に切削工具の材料として使われるほか、化学プラントの機械の部品や、高温用のノズルなどにも用いられている。

サーメットの組成(wt%) の1例としては、TiC-20TiN-15WC-10Mo₂C-5Ni が挙げられる。

[編集] 切削工具材質としてのサーメット

切削工具材質には、主に炭化チタン(TiC)や炭窒化チタン(TiCN)などのチタン化合物をニッケル(Ni)やコバルト(Co)で結合したものが多く用いられる。こうしたチタン系のサーメットは、超硬合金と比べて鉄との親和性が低く、鋼の仕上げ切削に於いてとくに有効とされる。 この他に硬質化合物としては炭化ニオブ(NbC)なども用いられる。

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倉　田　久　敬
　　　3．工具寿命
　　3. 1　工具摩耗の特徴
　工具が寿命に達したということは，工具の切刃が摩
耗したことであり，寿命のとり方により種々の段階の
摩耗が存在する。寿命の判定項目には，3. 3 の項で述
べるように 3通りの項目があるが，工具の摩耗がもっ
とも基本になるもので，ほかは工具が摩耗したために
発生する2次的な現象と考えられる。
　木材切削での工具の摩耗は極めて復雑な現象で，こ
の問題を摩耗の機構にまでたちいって研究した報告は
皆無にひとしい。しかし金属切削の分野においては相
当数の報告がみられ，これらによると工具摩耗の特徴
として
　1） 工具と被削材の接触圧力が非常に高い
　2） 接触部分は切削熱によって非常に高温になる
　3） 接触面はたえず新しい面が成生されるので，
　　工具は酸化されていない被削面と接する
の3項目が一般的に考えられている18）。
　接触圧加こついては竹山19）は, 工具すくい面上の接
線応力は，ほぼ被削材の降伏応力に等しく，法線応力
も降伏応力またはそれ以上の値であるとしている。木
材の場割こは降伏応力が朋確でなく，また異方性であ
るため切削方向によって接触圧力が変化することにな
るが，相当に高いものと考えられる。
　切削熱による工具の温度上昇については，金属切削
では 1000℃に達するとの報告20）もあり，木材切削に
おいても数100℃以上になる21）と考えられている。
工具と被削材の接触面が処女面であるということに
ついては，金属切削の場合には工具と被削材が互に拡
散，合金化をおこすことが考えられ，また切屑と工具
が溶着することが考えられるため重要な事項となるが
木材切削に関してはさして重要な問題とはならないよ
うに考えられる。
　以上 3項目のうち，木材切削について比較的重要と
考えられる工具温度の上昇については，温度上昇のた
めに工具金属が変質することが考えられ，これが 2次
的に工具の摩耗に関係しているだろうと推察される。
3. 2 工具摩耗の原因
　木材切削における工具摩耗の原因として杉原4）は
　1） 切屑および被削材面との摩擦による摩減
　2） 切削抵抗による切刃先の微少な欠損
　3） 切削および摩擦の結果生じた熱による，切刃先
　　の温度上昇による工具材質の変化
　4） 摩擦による帯電と樹液中に存在する酸およびア
　　ルカリによる電気化学的な腐食
をあげている。
　木材のように軟かい被削材（ブリネル硬度 1～10）
を，たとえば高速度鋼のように硬い金属（ロックウェ
ル C硬度約60)で切削して,あんがいに早く寿命には達
するのはなぜかという疑問が一般にあるが，これには
3つの理由があげられると思う。第 1 は木材は軟かい
というが，木材組織の中にはシリカ，チロース，樹脂
の硬化したものなど硬度の高い含有物が存在し，これ
が機械的に工具を摩耗させる。第 2は木材切削は一般
に高速切削であるために時間的には短時間で摩耗して
いるが，実際の切削距離は非常に大となり，1 例によ
ると実切削長は20kmに達している13）。第 3は木材切
削では非常に鋭利な切刃先が要求され，工具のわずか
な摩耗でも実際の切削作業に耐えられなくなる。この
ことは一般に許容される摩耗量のちがいとなって現れ
る。木材切削と金属切削では工具摩耗の形態が異なる
ため，同一の方法で摩耗量を測定することはできない
が，概略の比較として木材切削では 3. 4の項で述べる
ｌの大きさにして約0.02mm22）（被削材，工具材質に
よって多少異なる）が限度であるのに対して，金属切
削ではクレーター摩耗深さにして約 0.1mm 23）に達す
るまで許容されている。
　切削抵抗によって切刃先に微少な欠損が生じること
については，詳細な報告がないが納得されることであ
ると思う。
　工具刃先の温度上昇については，木材切削が高速切
　木材の被削性　（1）は北林産試月報又は木材の研究と普及，9月号，16頁（1968）に掲載。
　木　材　の　被　削　性　（2）
削であるため測定が困難であり，わずかな報告24）をみ
るにすぎないが，最近赤外輻射顕微鏡の利用による測
定 25）26）が試みられ成果が期待されている。ただ温度
上昇により，実際の作業中に工具や被削材が工具摩耗
に関してどのような変化を示すかについては，いまだ
充分な研究がなされていない。
　樹液による電気化学的な腐食に関しては, E．KIv－
IMMA による興味ある報告 27）があり, また大迫28）は食
塩水による各種工具鋼の腐食について試験を行なって
いる。
　　3. 3　工具寿命の判定法
　工具寿命とは使用状態に仕上っている工具で，一定
の被削材を一定の切削条件で切削した場合，切削開始
から切削できなくなるまでの時間，またはその間に切
削した被削材の量をいう。しかし工具が切削不能にな
ったかどうかの判定の難易は，工具材質，被削材質,
切削法のちがいによって差がある。たとえば帯鋸によ
る切削では，ある時点で急に挽曲りを生じるようにな
り，この時点で寿命に達したと考えると判定は容易で
ある。他方，高速度鋼鉋刃によるプレーナー切削では
いつのまにか切れなくなっており，切削不能におちい
った時点を明確につかまえることが困難である。
　また工具が完全に切削不能になってからでは，その
再研磨に時間と費用がかかりすぎることになる。そこ
で経済的な工具寿命の概念が生じる。これについては
3. 6の項で述べる。
　工具寿命の判定には次のような項目が考えられる。
　1） 切削工具の摩耗量
　2） 切削抵抗の変化
　3） 被削材の寸法精度の低下または被削材面の性状
　　の劣化
　工具の摩耗量は寿命に 1次的な関係を有するもので
あり，その他の判定項目はすべて工具摩耗から派生す
る 2次的な現象と考えられる。金属切削の場合はフラ
ンク摩耗（にげ面摩耗）またはクレーター摩耗（すく
い面摩耗）が一定値に達した場合に寿命に達したとす
る方法が多く採用されているが，木材切削の場合では
鋸の摩耗に関して以外はあまり用いられない。特に平
面切削の場合は，後述するように，摩耗量の測定自体
に困難さが伴なうためにあまり採用されない。また工
具にチッピングまたは破損等が発生したときをもって
寿命に達したとする方法もあるが，実際の切削作業で
は被削面に残る欠跡の許容限度が明確でなかったりす
るため採用されず，切削試験においてもチッピング等
は偶発的に発生することが多いため用いられない。
　切削抵抗の変化については，金属切削の場合，工具
鋼、高速度鋼の工具で切削を継続してゆくと，ある時
点で急に切削抵抗が増加するといわれる。これは主分
力よりも背分力，横分力において顕著である。木材切
削においても同様の傾向が認められるとの説もある
が，まだ充分な研究がなされていない。切削抵抗を直
接に測定する方法ではないが，一定送り力で切削をお
こない、一定材長の被削材を切削するのに要する時間
を測定する方法がある29）。いずれにしてもこれらの方
法は実験室で精密な切削試験をおこなう場合にはよい
が，工場での作業には不向きである。
　工具が摩耗してくると刃先が所定の切込量だけ切込
まなくなり，切削後の寸法にバラツキが発生し，同時
に被削面の性状が悪化してくる。寸法精度または被削
面性状の低下は，木材の平面切削での寿命判定に一般
に用いられているが，被削面性状の変化は普通漸進的
であるため，寿命判定の精度がにぶいという欠点があ
る。しかし現場での作業ではもっとも採用しやすい方
法である｡ また帯鋸による切削では，先にも述べたよ
うに挽曲りが発生した時点を寿命としている。これは
鋸の摩耗により切削抵抗が増大し，この抵抗のため鋸
歯が挫屈を起して挽曲がりを生じるものである。
　　3. 4　工具摩耗の経過
　工具寿命と 1次的関係にある工具摩耗について詳述
する。木材切削における工具摩耗の測定法は次のよう
な方法がある。
　1） 刃先後退量の測定30）
　2） 摩耗巾の測定31）
　3） 刃先形状の変化の測定32）33）
　摩耗による刃先の後退量の測定は，一般に第8図の
ように工具刃先からある距離だけはなれた場所に印
をつけておき，この距離の減少量をもって刃先の後退
量とする｡ 印をつける面によってすくい面後退量とに
　木　材　の　被　削　性　　（2）
　第8図　摩粍した鉋刃先の模式図
げ面後退量があり，両者は一般に異なった値を示す。
通常は測定方法の難易によって，すくい面後退量を測
定することが多い。後退量の測定はこのような方法だ
けでなく，このあとに述べる刃先断面のプロフィルを
得る方法によっても測定しうる。また鋸の場合は，歯
背側からセロハン紙を押しつけて歯形をとることによ
って，後退量を推定する方法が用いられている。
　摩耗巾の測定は，金属切削では一般に用いられてい
る方法であり，普通フランク摩耗巾を測定している。
木材切削では，第8図 のように摩耗の形態が金属切削
と異なるため一般には採用されていないが，測定した
報告も多少ある。
　刃先形状の変化には，刃先線の真直度の変化と断面
プロフィルの変化がある。刃先線の変化－すなわち刃
先線の乱れ－については，あまり報告 31）14）がないの
で詳細にはわからないが，切削開始後はじめは乱れが
除々に大きくなり，ある時点で最大となり，それをす
ぎると反対に小さくなってゆき，ついには一定値にお
ちつくように思われる。
　刃先断面の変化の測定－すなわち断面プロフィルの
変化の測定－は，もっとも基本的な方法で，ほかの方
法で得られる情報のほとんどは，断面プロフィルを得
ることによって手にいれることができる。断面プロフ
イルを得る方法には，工具をはじめから 2つに割って
おき，これを特殊な治具に納めて使用し，のちそれを
治具からとりだして側面から観察する方法31），断面の
形状を合成樹脂，低温溶融合金等で型取りし，これか
らプロフィルを得る方法 33）34）35），光切断によってプ
ロフィルを得る方法36）等がある。しかしいずれの方法
によるにしても，摩耗量がわずかであるために，正確
に測定するには相当の困難さが伴なう。
　そのほか，鋸の場合には，一般にアサリ巾の減少量
をマイクロメーターによって測定する方法がとられて
いる37）。
　工具の摩耗に関しては従来から多くの研究がなされ
ており, 鉋削にかぎっても相当数 30）31）32）33）35）38）39）42）43）
にのぼる。第 9 図 33）はプレーナ鉋刃の摩耗によるプ
ロフィルの変化を示したものである。これをみても
わかるように木材切削の場合，摩耗による刃先の丸
　第10図　切削材長に伴なう摩粍刃先の後退量
　木　材　の　被　削　性　（2）
身の変化については，単純に刃先の丸身の曲率半径が
増加しているわけではない。磨耗の経過については,
切削開始後しばらくは初期摩耗と呼ばれる急激な摩耗
示すが，それ以後はゆるやかに経過し寿命に達する。
第10図33）はこの状態を示している。切削法，工具材質
によっては，ある時点で突然に明らかな変化を示し,
切削不能におちいる場合があるといわれる40）が，鉋刃
の摩耗についてはそのような例はみられない。第9図
に示す摩耗経過についての刃先点の後退は，摩耗の解
析方法が確立されていないため一概には断定できない
が，一般に刃先角の 2等分線よりもすくい面側にかた
よった位置に存在することは明らかであり，したがっ
て鉋刃の寿命を決定するのは，にげ面の摩耗である
と思われる。
　　3. 5　工具寿命に影響する因子
　1） 被削材の材質
　一般に比重の大きい材または硬い材を切削するほど
工具が早く摩耗するといえる。しかし被削面の性状で
寿命を決定するならば，かならずしも硬材の方が早く
寿命に達するとはいえず，むしろ寿命が長い場合もあ
りうる35）。そのほか，シリカ等を含んだ材は工具を早
く摩耗させることが知られているが，統一的な研究に
とぼしく，被削材と工具寿命の関係は明らかでない。
　2） 工具条件
　工具材質が寿命に 1次的な関係を有することは明ら
かであり，一般に工具材質の硬度が大きいほど，また
高温での硬度低下が少ないほど寿命が長い。第3表 33）
は工具鋼，高速度鋼，超硬合金による寿命の差を示し
た1例である。
　また工具材質の 2次的な影響として，各工具材質の
工具を研磨した場合の刃先の状態によっても寿命がこ
となる。また同一材質の工具でも研磨方法が寿命に影
響することが認められている41）。
　　3）切削条件
　切削角を一定にした場合の刃先角の影響については
刃先角が大きいほど欠損，摩耗に対する抵抗が大とな
るが，あまり大きくなると切削機構が変化して，切削
抵抗が大となって早く摩耗することになる。結局，寿
命に対する刃先角の影響はこの両者の総合されたもの
となる。1 例をあげれば 第11図 42）のようになり，25°
　第11図　刃先角と工具の摩耗量
第12図　切削角が鉋刃の寿命におよぼす影響
から30℃までは急激に変化するが，
それ以後はほとんど変化しない。
　刃先角を一定にした場合の切削角
の影響については切削角を大きくす
ると切削機構の変化のため切削抵抗
が増大して摩耗を早め，またあまり
　木　材　の　被　削　性　（2）
少さくするとにげ角の減少をもたらし，にげ面摩耗が
早くなる。第12図43）はその例で,切削角40～45°の間
にもっとも寿命の長い点があることを示している。
　切削速度が早くなると，それだけ単位時間あたりの
仕事量が増大し，また工具の発熱も大きくなり，寿命
が短かくなることは明らかである。金属切削では，切
削速度と寿命の間の関係式が求められているが，木材
切削に関しては研究がなされていない。
　切込量の影響については，切込量がある限度より小
さい場合は比切削抵抗が大きく，また工具が所定量だ
けすぐに切込むことができずに材を圧するため，早く
摩耗する。切込量がある程度厚くなると，切削機構が
変化し摩耗が減少するが，さらに厚くなると切削抵抗
が増大してふたたび摩耗が大きくなる｡第13図43）はこ
の状態を示している。
　第13図　切込量が鉋刃の寿命に及ぼす影響
　木材は異方性の材料であるため，被削材に対する切
削方向が異なると寿命にちがいが生じることは推察さ
れるが，研究した例は少ない。
　 3. 6　 工具の経済寿命の決定
　金属切削の分野で使われる工具の経済寿命 44）45）に
ついて簡単に述べる。
　いま，単位切削量あたりの加工費をKとすると，こ
れは
で表される。
　また
　　Yは機械の単位時間あたりの工場経費（工具関係
　　 を除く）　（円／min）
　　Xは 1 回の再研磨あたりの工具費（工具購入費と
　　 再研磨費）　（円／回）
　　t　は工具交換時間　（min）
　　Aは切削断面積　（mm2）
　　Tは工具寿命　　（min）
　　Vは切削速度　　（mm／min）
を表わす。
　工具寿命 T と切削速度 V の間には
　　　　　V T n　＝c‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥（3）
の関係があり，n，c は定数で，n は通常 5～10 の値
をとる。
　ここで (1) 式から，単位切削量あたりの加工費Kを
最少にする切削速度 V min k が得られ,またそのときの
寿命 T min k が得られる。
　すなわち (1) 式を V で微分し，それを 0 とおくと
が得られる。
　同様にして，(2) 式から加工費に重点をおかないと
きの，最大生産量を与えるための切削速度 Ⅴmax prod
とそのときの工具寿命 T max prod が得られ
となる。
　木材切削では，(3) 式が決定されていないため，以
上のような経済寿命の計算ができない状態にあり, 今
後この方面の研究を進める必要がある。
　　3. 7　 木材切削での工具寿命の値
鉋削について第4表35），第5表22）に工具寿命の例を示
した。
　木　材　の　被　削　性　（2）
　工具寿命に関する研究は，一般に膨大な量
の試験材と多大な時間を必要とし，また試験
が長期間にわたることが多いためその管理が
重要な問題となる。したがってなかなか実施
しがたく，木材切削においては統一的な研究
がみあたらない。しかし木材切削の分野への
自動化機械，高能率機械の導入のためには，
解決しなけれはならない問題である。
－林産試　加工科－

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佐本芳正＊
Precision Machining of Hardened Bearing Steel Using
Boron Nitride Cutting Tool
by Yoshimasa SAMOTO
［要旨］
CBN切削工具を用い，ロックウェル硬さ63HRCの高炭素クロム軸受鋼SUJ2を精密切削した．その工
具摩耗，及び加工物の加工精度について調べた．その結果，次のことが明かになった．(1) CBN切
削工具の逃げ面摩耗部には，切削方向に細長い溝状の条痕が数多く観察された．また，切削工具の
チャンファ－の位置には，クレ－タ摩耗が大きく成長していた．それら摩耗部には，加工物SUJ2の成
分であるFeとSiが凝着していた．(2) 今回の切削によって，加工物の焼入変形を削り取り，その焼入
変形を修正できた．また，切削距離が増大して工具摩耗が進行するにつれて，加工物の表面粗さと真
円度は悪化したり好転した．
１ ． はじめに
CBN（立方晶窒化ホウ素）切削工具の使用による高硬
度金属の切削をより一層実用化するには，研削加工と
同等の表面品位を得る必要がある．
本研究では，焼入れ焼戻しされた高炭素クロム軸受
鋼をCBN切削工具により精密切削し，その工具の摩耗形
態と摩耗機構を調べた．また，切削距離の増加による
加工物の加工精度の変化について，切削工具摩耗の観
察結果に基づいて考察した．
２ ． 実験方法
切削実験に用いる加工物は，球状化焼なましされた
熱間圧延丸鋼を，サ－メット切削工具により粗切削し
てφ80mm×150mmの寸法とした．加工物の材質は転がり
軸受に使用される高炭素クロム軸受鋼SUJ2（ JIS G
4805）である．加工物を硬化させるために，バッチ式
の雰囲気炉で加工物の表面光輝状態を保持できる油焼
入れ焼戻しを，850℃からの急冷と160℃の再加熱によ
り行なった．この熱処理によってロックウェル硬さ63
HRCに硬化した加工物を，切削速度127m/min.，切込み
＊ 機械電子グループ
0.1mm，送り0.2mm/rev.，乾式切削により，CBN切削工
具と普通旋盤（大隈鐵工所，LS450×550）を用いて切
削した．今回の実験は，逃げ面摩耗が急速に増加する
切削時間の初期と終期は対象とせず，主に逃げ面摩耗
が比較的ゆるやかに増加する定常摩耗の期間において
実施した．加工物の加工精度は表面粗さ測定機（ミツ
トヨ，SV-424）と真円度測定機（小坂研究所，EC-4 )
により，逃げ面摩耗幅は工場顕微鏡（日本光学工業，
20）により測定し，工具摩耗の観察と写真撮影は走査
型電子顕微鏡（エリオニクス，ESA-2000）により行な
った．
３． 実験結果と考察
３ ．１ C B N 切削工具の摩耗形態， 摩耗機構
切削工具の摩耗形態は，切削工具逃げ面が加工物仕
上げ面と激しく摩擦することによって生じる逃げ面摩
耗，そして切削工具すくい面が切りくずと激しく摩擦
することによって生じるすくい面摩耗とに大別される．
写真１に，切削工具摩耗のSEM写真を示す．CBN切削
工具のスロ－アウェイチップは，切刃傾き角-5°，横
すくい角-5°，前逃げ角5°，横逃げ角5°，前切れ刃
角5°，横切れ刃角-5°，コ－ナ半径0.8mm，ネガラン
ド角度-25°，ネガランド幅0.15mmを持つ．切削の切込
みが0.1mmであるため横切れ刃は切削に関与せず，前切
れ刃のコ－ナのみで切削が行なわれた．
切削距離2.5 km
逃げ面摩耗幅0.127 mm
写真１ CBN切削工具摩耗のSEM写真
切削工具逃げ面が工作物仕上げ面と接触しないよう
前逃げ角5°がつけられているが，工作物の弾性変形や
切れ刃の丸みなどにより，実際は接触を起こし摩擦が
生じる．切削中の切削工具逃げ面は，工作物仕上げ面
と高温，高圧の状況下で摩擦するため，切削距離の増
加とともに切削工具逃げ面の摩耗が進行した．逃げ面
摩耗幅は，切削距離が3kmまでは比較的ゆるやかに増加
した．切削距離が3kmから3.5kmにかけては，逃げ面摩
耗幅が0.144mmから0.353mmへ大きく増加し，切削工具
の寿命が近づいたと考えられる． SEM写真から，切削
工具にチッピングや欠損が含まれない摩耗だけで構成
される正常摩耗であることがわかる．逃げ面摩耗部に
は，大きな凝着物は認められず，切削方向に細長い溝
状の条痕が数多く観察された．一方，すくい面摩耗は
切削工具のチャンファ－の位置に発生し，噴火口に似
たくぼみがみられクレ－タ摩耗が大きく成長していた．
また，前切れ刃逃げ面の切削部と非切削部との境界に，
大きな温度勾配，圧力勾配などが原因となって生じる
細長い溝状の境界摩耗が観察された．横切れ刃逃げ面
の切削部と非切削部との境界には，境界摩耗は観察さ
れなかった．
今回の切削において，切りくずは長い流れ形切りく
ず（連続形切りくず）を生じ，切削距離が1.0kmの切り
くずの厚さは138μmであった．切削実験における工具近
辺の切りくずの色は，切削距離が1.5kmまでは赤くなか
ったが，切削距離が2.0kmを越えるころから少し暗赤色
を呈してきた．切削距離が3.5kmでは，切りくずの色は
さらに暗赤色を呈していた．切削距離が大きくなると，
工具近辺の切りくずの色が次第に暗赤色になり，切削
温度が上昇したと考えられる．
図１に，X線回折装置によるCBN焼結体の成分分析結
果を示す．CBN焼結体は硬質主成分であるCBN粒子とセ
ラミックス系結合材であるTiN，TiB２ ，AlN，Al２O３ か
ら構成されている．
図１ CBN焼結体のX線回折パターン
切削工具逃げ面摩耗部をエネルギ－分散型X線分析装
置（EDX分析装置）により面分析して化学成分を調べた．
面分析は，摩耗部の30μm平方を３箇所について行い，
それらの平均値をとった．切削距離0.0kmつまり未使用
のCBN切削工具においては，重量濃度でAlが13%，Tiが
77%，Wが10%検出された．AlとTiはCBN粒子の結合材成
分であり，Wは切削工具の製造工程で付着したものであ
る．CBN焼結体は，超硬合金のベ－ス上にろう付により
固定されており，そのCBN焼結体をダイヤモンド砥石で
刃付研磨するとき，超硬合金の主成分であるWCがCBN焼
結体に付着したものと思われる．切削距離が1.0kmから
3.0kmでは，CBN焼結体成分のTi，Al以外にFe，Siが切
削工具の逃げ面摩耗部に検出された．その重量濃度は
10%以下であった．加工物SUJ2の化学成分はFe，C，Si，
Mn，P，S，Cr，Ni，Cu，Moと非金属介在物である．こ
のことより，加工物SUJ2の成分であるFeとSiが切削工
具の摩耗部に凝着していることがわかった．
切削工具クレ－タ摩耗部をEDX分析したところ，工具
逃げ面摩耗部と同様に，Al，Ti，W，Fe，Siが検出され
た．加工物SUJ2の主成分であるFeが，切削距離2.0kmで
は重量濃度55%と多量に凝着していた．
図２に，切削工具の摩耗機構の模式図を示す．切削
工具の摩耗機構は，機械的要因に基づくもの，熱的要
因に基づくものに分類される．その摩耗機構は，逃げ
面摩耗とすくい面摩耗とでは異なる．そこで，以上の
実験結果を念頭に置き，ホーリングと中山の文献１ ） ２ ）
を参考にして，切削工具の摩耗機構について次のよう
に考えた．
図２ 切削工具の摩耗機構
逃げ面摩耗は熱の影響が比較的少なく，機械的な摩
擦により少しづつ逃げ面が削り取られ，畑をすきで引
っ掻いたような細長い溝状の条痕が切削方向に生じる．
加工物に含まれる非金属介在物や析出物のなかには，
硬質物質が存在する．これらは，Al２0３，Si0２ などの
酸化物，SiC，Fe３ Cなどの炭化物であり，一種の硬いセ
ラミックスである．図２(a)に示すように，それら加工
工中の硬質物質が加工物と切削工具の２表面間に存在
して研磨剤的な役割を果たし，逃げ面を削り取ること
によって細長い溝状の逃げ面摩耗が生じる．また図２
(b)に示すように，加工物仕上げ面と切削工具逃げ面の
２表面が摩擦するとき，表面の突起は塑性的に変形し
表面は互いに凝着する．次いで，その凝着物は剪断力
によって脱落する．そして，再び新たな２表面が凝着
と脱落を繰り返すことによって，逃げ面摩耗が進行す
る．
すくい面摩耗は機械的要因に基づくものよりも，溶
着や拡散といった熱的要因に基づいて生じる．切削工
具のすくい面は切削工具刃部のなかで最も切削温度が
高くなり，600℃を越えることもめずらしくない．図２
(b)，(c)に示すように，切削工具すくい面の一部が熱
的要因によって切りくずに凝着し，そのすくい面の一
部が切りくずとともにつぎつぎと持ち去られることに
より，すくい面摩耗が進行していく．
３ ．２ 加工物の加工精度
加工物の焼入れ前の表面粗さは5μmRy，真円度は9μm
である．加工物の焼入れ焼戻し後の表面粗さは6μmRy，
真円度は18μmである．焼入れ焼戻しによる加工物の表
面粗さの低下はみられなかった．それは，雰囲気炉を
用いて加工物の表面光輝状態が保持できる油焼入れ焼
戻しを行なったからである．しかし，焼入れ焼戻しに
より加工物は9μmの焼入変形を生じた．
図３に，CBN切削工具により加工物を切削したときの，
切削距離の増加に対する加工物の表面粗さと真円度の
値の変化を示す．切削距離が0.0kmでの真円度の値は1
8.0μmであり，切削距離が0.5kmでの真円度の値は2.5
μmである．このことは，CBN切削工具による焼入鋼切削
により加工物の焼入変形を削り取り，その焼入変形を
修正できたことを示している．切削距離が1.5kmから
3.0kmへ増加するとともに，表面粗さRyは4.3μmから
2.0μmへ減少した．このような現象がみられた第一の理
由は，切削工具先端が摩耗することによってコ－ナ半
径が増大したためと考えられる．第二の理由は，切削
工具前切れ刃の逃げ面と加工物とのバニシング作用に
よって表面粗さが向上したと考えられる．なお，切削
距離が0.5kmより大きい範囲において，加工物の真円度
の値は加工物の表面粗さの値に比べて大きい傾向がみ
られた．それは，工作機械主軸の回転振れと工作機械
刃物台の剛性不足によると考えられる．
図３ 加工物の加工精度
実際の切削では，切削工具に切刃傾き角-5°，横す
くい角-5°が設定されている．そこで，切削工具と加
工物との位置関係を実切削と同一に保ち，工場顕微鏡
により切削工具のコ－ナの輪郭を測定した．その測定
結果より，加工物仕上げ面の理論粗さは，3.5μmRyとな
る．この理論粗さに対し，実際に切削加工された加工
物仕上げ面の送り方向の表面粗さは，切削距離が0.5
kmから3.5kmの範囲において2.0～6.1μmRyであった．
４ ． まとめ
CBN切削工具を用い，焼入れ焼戻しによってロックウ
ェル硬さ63HRCに硬化した高炭素クロム軸受鋼SUJ2を精
密切削した．その工具摩耗及び加工物の加工精度につ
いて調べた．その結果，次のことが明かになった．
(1) CBN切削工具の逃げ面摩耗部には，切削方向に細
長い溝状の条痕が数多く観察された．また，切削
工具のチャンファ－の位置には，クレ－タ摩耗が
大きく成長していた．それら逃げ面摩耗部とクレ
－タ摩耗部をEDX分析したところ，加工物SUJ2の成
分であるFeとSiが凝着していた．
(2) CBN切削工具を用いた精密切削を行ことによって，
加工物の焼入変形を削り取り，その焼入変形を修
正できた．また，切削距離が増大して工具摩耗が
進行するにつれて，加工物の表面粗さと真円度は
悪化したり好転した。
本研究は平成１０年度高等研究機関派遣事業として
行われた．
謝辞
本研究の遂行にあたり，御指導を賜りました三重大
学工学部機械工学科の五十君清司教授，鈴木実平助教
授，中西栄徳助手，並びに，実験実施に御援助をいた
だきました中川浩希技官，そして，実験実施に協力を
いただきました学部生の武馬立人君に深く感謝致しま
す．
参考文献
1）Ｊ．ホ－リング：“トライボロジ”．近代科学社
p.91(1984)
2）中山一雄：“切削加工論”．コロナ社．p.159
(1978)

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米子工業高等専門学校技術教育支援センター 六宮 光郎
概 要
近年，環境意識の高まりから環境負荷低減への取組みとして，セミドライ加工が試みられ成果も報告されてい
る．本報では，SKD11（HRC60）とインコネル713 についてセミドライ旋削加工を行ったのでその結果について述
べる．
１． はじめに
切削油剤は，高精度・高品位や高能率のために重要
な役割を果たしてきた．また，高硬度材や難削剤の加
工要求の高まりからその必要性も増してきた．
しかし，作業者への健康問題，廃液処理経費や処理
後のダイオキシン発生等による自然環境への配慮な
どから、2000 年12 月には塩素系極圧添加剤を含む切
削油剤がJIS 規格から除外され，ドライ・セミドライ
加工の試みや，工具，切削油剤の改善などの取組みが
試みられている．
本報では，SKD11 とインコネル713（Ni 基耐熱合金）
について，切削油剤の使用を極力抑えミスト噴霧する
MQL（Minimum Quantity Lubrication）による旋削を
行い，乾式，湿式，エアブロー，冷風との比較・検討
し今後の課題について述べる．
２．実験方法
２．１冷風及びＭＱＬ供給の方法
切削点に供給する冷風は，コンプレッサからの圧縮空
気を冷凍式エアドライヤとヒートレスエアドライヤ
で露点を下げ，ゼェトクーラ内で断熱膨張した低温空
気を切削点に供給した．冷風温度は出口近傍で－２
０℃吹き出しノズル内面に霜の付着も無く，安定した
風量の冷風を供給できる．冷却のための噴射方向は工
具背面からを基本にした．
MQL の噴射方向は，工具背面から横逃げ面，前逃げ
面に２本のノズルで噴射した．切削油は植物性油を用
い給油量は６ml/h のミストとした．
２．２各種冷却剤，切削工具仕様
表１に冷却剤仕様を，表２に被削材と使用チップを
表３に切削条件を示す．
表１ 冷却方法
エアー 室温 450NL／min
冷風 -20℃ 113NL／min
湿式
切削油(ｴﾏ
ﾙｼﾞｮﾝ系)
20 倍液
17 L／min
MQL
植物性油
6ml/h
180NL／min
ミスト
表２ 工具仕様
被削材 工具ホルダ 工具チップ
SKD11
(HRC60)
-5 -6 -5- 6 15 15
NB90S 0.8R
ｱﾙﾐﾅ系
炭化物ｾﾗﾐｯｸ
インコネ
ル
713
-5 -6 -5 -6 15 15
WX120 0.8R
ｳｨｽｶ
強化ｾﾗﾐｯｸ
表３切削条件
被削材
切削速
度
m/min
切込
み
mm
送り
mm/rev
冷却
方法
SKD11 160 0.5 0.1
インコネ
ル713
80
120
0.5
0.25
0.1
乾式
ｴｱﾌﾞﾛｰ
冷風
湿式
MQL
３．実験結果
３．１ ＳＫＤ１１について
SKD11 は高硬度と耐摩耗性にすぐれた材料であり主
に金型等に使用されことはよく知られているが，切削
温度が高く，背分力や送分力が大きくなることから工
具摩耗，損傷が著しい難削材とされている．
SKD11(HRC60)を切削した場合の摩耗形態は，切削開
始後しばらくアブレッシブな摩耗が進行し，やがて横
逃げ面やすくい面にチッピングが発生する．その後急
激な摩耗が進行しフレーキング等大きな破損に発展
する．このことは，いずれの冷却方法でも同様であり，
高硬度材切削での特徴を示したものとなった．
図１はSKD11 を各種冷却方法の違いによる工具摩耗
幅の推移を示したものである．大きく欠損にいたるチ
ッピング，フレーキングの早期発生を防ぐためにも，
アブレッシブ摩耗の進行を抑えることが，工具寿命の
改善につながると考えられる．
図１からも工具摩耗において湿式が最も優れ，ＭＱ
Ｌとエアブローはほぼ同じ摩耗経過を示した．冷風と
エアブローでは，冷風の約４倍の風量があるエアブロ
ーがやや優った．このことはエアブローが冷風より冷
却効果に優ったと推察することができる．
0
0.1
0.2
0.3
0 5 10 15 20 25
切削時間(min)
摩耗幅(mm)
乾式
ｴｱﾌﾞﾛｰ
冷風
湿式
MQL
V=160m/min t=0.5mm f=0.1mm/rev
図１ 工具摩耗
図２はＭＱＬと冷風切削での切削時間と仕上げ面
あらさ（Ra）の関係を示す．ＭＱＬが冷風に対しやや
優る結果となった．
0.6
0.8
1.0
1.2
0 5 10 15
切削時間　min
仕上げ面あらさRa(μ)
冷風
ＭＱＬ
V=160m/min t=0.5mm f=0.1mm/rev
図２ 切削時間と仕上げ面あらさ
写真１，写真２は，図２に示す冷風とＭＱＬ切削の
工具刃先と仕上げ面あらさを示す．
仕上げ面形状に，最も影響を及ぼすと思われる工具
前逃げ面の摩耗は，仕上げ面のTool マークによくあ
らわれているが，あらさの測定値とは一致していない．
３．２ インコネル713 について
Ni 基超耐熱合金は熱伝導率が小さく切削温度が高
くなる．また凝着性が大で工具との親和性が大きい特
徴がある．表４にインコネル713 の成分表を示す．
表４ Inconel 713 の成分（％）
Ni Cr Al Mo Ti C Zr B Nb+Ta
bal 12.5 6.1 4.2 0.8 0.12 0.1 0.012 2.2
３．２．１ 工具摩耗の特徴
インコネル713 を切削した場合，境界摩耗が大きく
現れることは知られているが，本実験でも特に横逃げ
面に著しくあらわれた．
３．２．２ 前逃げ面摩耗と仕上げ面あらさ
仕上げ面あらさに最も影響すると考えられる前逃
げ面でも，境界摩耗が大きく現れ，ノーズ部に近ずく
にしたがって減少する摩耗を示した．
従って平均摩耗幅の測定は，現場測定には不向きな
ことから，前逃げ面最大摩耗幅(Vbmax)で整理した．
写真３は切削速度120m/min t=0.5mm s=0.1mm/rev
で切削した時の仕上げ面付着物の状態を示す．冷却方
法によりかなりの差があり，乾式，エアブロー，冷風
では，仕上げ面に付着物が多く仕上げ面を悪化させる
原因となっている．
写真３ インコネル713 の仕上げ面あらさ
ＭＱＬや湿式では，付着物が無いことから，切削油
の潤滑作用が付着物の発生を抑えていることがわか
る．図３.1，図３.2 は，切削速度120m/min の仕上げ
面あらさと工具摩耗を示す． 同様に図４.1，図４.2，
は切削速度80m/min の時の仕上げ面あらさと工具摩耗
を示す．
V=120 m/min t=0.5mm s=0.1mm/rev
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 100 200 300 400
切削時間(sec)
仕上げ面あらさRa(μm)
乾式
ｴｱﾌﾞﾛｰ
冷風
湿式
MQL
V=120m/min t=0.5mm s=0.1mm/rev
図３．１ 仕上げ面あらさ
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
0 100 200 300 400
切削時間(sec)
摩耗幅(mm)
乾式
ｴｱﾌﾞﾛｰ
冷風
湿式
MQL
V=120m/min t=0.5mm s=0.1mm/rev
図３.２工具摩耗
0
1
2
3
4
5
6
7
8
0 200 400 600
切削時間(sec)
仕上げ面あらさRa(μm)
乾式
ｴｱﾌﾞﾛｰ
冷風
湿式
MQL
V=80m/min t=0.25mm f=0.1mm/rev
図４．１ 仕上げ面あらさ
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0 200 400 600
切削時間(sec)
摩耗幅(mm)
乾式
ｴｱﾌﾞﾛｰ
冷風
湿式
MQL
V=80m/min t=0.25mm f=0.1mm/rev
図４．２ 工具摩耗
切削初期から安定し，良好な仕上げ面あらさと工
具摩耗を示したのが湿式であり，切削条件が過酷にな
るに従いその差が大きくなる傾向にある．切削速度
120m/min では，ＭＱＬと湿式の工具摩耗に差があるも
ものの，他の冷却方法とは明らかに異なることを示し
た．切削速度80m/min では，ＭＱＬと湿式の仕上げ面
あらさがほぼ同じ値で推移し，冷風，エアブロー，乾
式とは大きく異なることを示した．このことは，写真
３の仕上げ面付着物の有無からも明らかである．
４．おわりに
４．１ SKD11 について
アブレッシブな摩耗進行を緩和し，フレーキング，
チッピングの発生を遅らせる方法として，工具刃先の
冷却が重要であり，多くの風量を噴射したエアブロ－
と，微量の切削油を噴霧するＭＱＬとが，同程度の工
具摩耗経過を示した．
ＭＱＬは湿式にはおよばなかったが，ＭＱＬの最適
条件の検討が今後も必要である．
４．２ インコネル７１３について
ＭＱＬは工具寿命・仕上げ面あらさにおいて，一部
ではあるが湿式に近い結果も得られた．微量の切削油
が潤滑作用に貢献し，摩耗や仕上げ面付着物の抑制に
効果を示したと考えられる．さらに油量や噴射方向な
ど考慮する必要がある．
参考文献
［1］例えば槇山正 ”セミドライ加工” 機械技術11 月
臨時増刊号78-79, 2001，Vol,49，No,12
［2］六宮光郎 ”低温空気による冷却切削 ”米子工業高
等専門学校研究報告 29-34, 1999，No.35
［3］田辺郁男ほか ”環境にやさしい気化熱冷却を用いた
旋削加工 ”日本機械学会論文集（ｃ）330-334,
2000-3，Vol,66 No,643

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弊社は専門なエンド・ミルの製造メーカーで、客先に色んな分野のニーズ、

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弊社の製品の供給調達機能は：

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BW специализируется в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым высокотехнологичным карбидовым материалом для поставки режущих / фрезеровочных инструментов для почвы, воздушного пространства и электронной индустрии. В нашу основную продукцию входит твердый карбид / быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC картонорезальные машины, фрезы для гравирования, режущие пилы, фрезеры-расширители, фрезеры-расширители с резцом, дрели, резаки форм для шлицевого вала / звездочки роликовой цепи, и специальные нано инструменты. Пожалуйста, посетите сайт www.tool-tool.com для получения большей информации.

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［要　　旨］
　木材加工において、工具材料に従来から用いられている安価な金属材料（SKH51）を選定し、表面処理
を施すことにより工具寿命をのばすことを目的として実験を行った。その結果、スギ材切削においては窒
化処理刃を用いることにより切刃寿命を大幅に延ばせることがわかった。一方、MDF 材切削においては
CrN 被覆刃が耐摩耗性に優れ、刃先寿命の向上についての可能性が得られた。
とにより工具寿命をのばすことを目的としてた。
２　実験方法
２．１　切刃条件及び供試材
　実験に用いた切刃の形状を図１に示す。基にな
る金属は高速度工具鋼（SKH51）である。焼入・焼
戻しをした後の切刃（以下、焼入焼戻し刃と記す）
の平均硬さHv 948、焼入焼戻しを行った後にガス
軟窒化処理を行った刃（以下、窒化処理刃と記す）
の平均硬さはHv 1158、焼入焼戻しを行った後に
切刃表面に対しIVD法により窒化クロム膜を作成
した刃（以下、CrN被覆刃と記す）の平均硬さHv
1603の三種類を作成した（表１参照）。用いた被削
材は軟材のため仕上がり表面にヒゲが発生しやす
＊１　木材加工工具刃先材料に関する研究（Ⅰ）
＊２　材料技術課　技師
＊３　同課　　　　主任研究員
１　緒言
　国内の工芸品製造業は、名目賃金の上昇、円高
の進行により、安価となった海外からの工芸品の
輸入により非常に激しい価格競争さらされている。
とりわけ、木製品加工業においては、バブル経済
崩壊後の販売価格の下落により、更に高度な加工
品をより安くが求められている。その中で、木工
品の生産においては、生産工程の外段取り化や工
具寿命の延長により工具コストや人件費の低減が
必要となってくる。
　この環境下で工具メーカでは工具の長寿命化を
目指し、工具材料を高速度工具鋼、ステライト、超
硬そしてダイヤモンドコーティング超硬１）と硬度
を上げてきたが、それに伴い工具の価格を指数的
に上昇させてきた。現在では、これが中小木材加
工業の生産コストを上昇させる一因となっている。
　そこで本研究では、工具材料に従来から用いら
れ、安価な金属材料を選定し表面処理を施す２）こ
図１　試作した切刃形状
－51－
いスギと近年需要が拡大しているMDFを用いた。
被削材の諸元を表２に示す。
２．２　実験条件
　切削を行う条件を表３に示す。切削は試作した
切刃を替刃式ルータビット（兼房（株）製）に取
り付けて行った。用いた実験機はＮＣルータ
（MC22-1 型、（株）菊川鉄工所製）である。
３　実験結果及び考察
３．１　刃先の摩耗量
　スギを試作した切刃で切削した時の刃先の摩耗
量を表面粗さ計（ホームタリサーフs6、テーラー
表２　被削材の諸元
比重含水率（％） 平均年輪幅（mm）
スギ0.45 8.6 1.5
MDF 0.53 8.4 －
表３　切削条件
主軸回転数18000rpm
切刃外径10.0mm
切刃枚数１枚
送り速度1000mm/min
半径方向切込量2.0mm
軸方向切込量2.0mm
図３　窒化処理刃の切削に伴う刃先形状の変化
（被削材：スギ）
図４　CrN被覆刃の切削に伴う刃先形状の変化
（被削材：スギ）
図５　スギ切削における刃先摩耗量変化
図２　焼入刃の切削に伴う刃先形状の変化
（被削材：スギ）
表１　切刃条件
実験番号処　理　条　件硬さ（Hv） 被削材
RUN１－１ 焼入、焼き戻し948 スギ
RUN１－２ 焼入、焼き戻し948 MDF
RUN２－１ 焼入、焼き戻し後表面をガス窒化処理1158 スギ
RUN２－２ 焼入、焼き戻し後表面をガス窒化処理1158 MDF
RUN３－１ 焼入、焼き戻し後表面をCrN膜を形成1603 スギ
RUN３－２ 焼入、焼き戻し後表面をCrN膜を形成1603 MDF
－52－
ホブソン（株）製）を用いて計測した。結果を図
２、３、４に示す。また、切刃の切削距離と刃先
平均摩耗量との関係を図５に示す。
　軟材であるスギ材において、焼入焼戻し刃程度
の硬さの刃で切削した場合には切削距離の増大と
ともに刃先の摩耗量が増大する。特に端面の仕上
がり性状に影響を与える初期の形状変化は、切削
距離が337 ｍ以内で進んでいる。一方、窒化処理
刃やCrN被覆刃においては、切削距離が増加して
も刃先の摩耗は見られない。
　MDF材を各種切刃を用いて切削した場合の刃先
摩耗量についての結果を、図６、７、８に示す。ま
た、切刃の切削距離と刃先平均摩耗量との関係を
図９に示す。焼入焼戻し刃及び窒化処理刃を用い
た切削においては4382mを切削するうちに刃先の
摩耗が進み、その後の切削においては摩耗はあま
り進まない。一方、CrN 被覆刃を用いた切削にお
いては、切刃の摩耗は4382mから8138m切削する
間に進み、その後11268mまで切削する間に更に刃
先摩耗が増大した。CrN 被覆刃は焼入焼戻し刃及
び窒化処理刃よりMDF 切削においては耐摩耗性
は高い。
３．２　刃先の形状変化
　スギ、MDF材を切削した各種切刃の摩耗状態に
ついて図10、11に示す。スギ材の切削においては
焼入焼戻し刃に比べて窒化処理刃やCrN被覆刃は
刃先の摩耗は少ない。表面には、いずれも摩耗痕
がみられないため刃先の摩耗は母材のチッピング
によるものが主体と考える。そのため、応力集中
をさける刃先形状を検討すれば刃先寿命の向上が
期待できる。
　MDF 切削においては、いずれも母材のSHK 材
がえぐり取られるようにして切屑の排出方向に摩
耗している。しかも、前述の様に切削初期におい
図６　焼入刃の切削に伴う刃先形状の変化
（被削材：MDF）
図７　窒化処理刃の切削に伴う刃先形状の変化
（被削材：MDF）
図８　CrN被覆刃の切削に伴う刃先形状の変化
（被削材：MDF）
図９　MDF切削における刃先摩耗量変化
－53－
図10　切刃の摩耗状況（スギ）
－54－
図11　切刃の摩耗状況（MDF）
－55－
て摩耗が進行している。焼入焼戻し刃及び窒化処
理刃は更なる耐摩耗性の向上は難しいと考える。
一方、CrN被覆刃では、すくい面に切削痕がなく、
チッピング等により母材のSKH材が露出した面か
らの摩耗と考えられる。そのため、今後のCrN被
覆膜の密着性向上や母材のじん性向上により切刃
の長寿命化が計れると考える。
３．３　切削端面性状
　スギ、MDF材の切削面性状について、一部を図
12に示す。また、切削面性状について定性的に評
価した結果を表4 に示す。
　スギ材切削において焼入焼戻し刃を用いた場合、
切削距離948m の段階で切削端面にヒゲが生じて
いるが、窒化処理刃CrN被覆刃を用いた場合、い
ずれも良好な切削を維持している。
　MDF 材切削において、切削距離8138 ｍの段階
で焼入焼戻し刃及び窒化処理刃の両刃においては
ヒゲが生じ始め、切削距離11268mの時点ではすべ
ての切刃での切削面性状にヒゲが生じた。
図12　切削端面性状
表４　切刃の種類による切削端面の良否
被削材切削距離焼入・焼戻し刃窒化処理刃CrN膜付着刃
スギ337m ○ ○ ○
652m △ ○ ○
948m × ○ ○
MDF 4382m △ △ △
8138m × △ △
11268m × × ×
　　○：良好な仕上がり端面
　　△：やや不良な仕上がり端面
　　×：不良な仕上がり端面
－56－
４　結言
　切刃材料の母材に高速度工具鋼（SKH51）を用
いて、表面処理を施し切刃寿命の向上について検
討した。以下に得られた結論をまとめる。
①　被削材がスギの場合、刃先摩耗量はCrN被覆
刃が最も少なく、続いて窒化処理刃、刃焼入焼
戻し刃の順となった。切刃温度が最高でも300℃
以下３）と考えると窒化処理刃を用いることによ
り切刃寿命を大幅に延ばせることがわかった。
②　スギ材切削において、CrN被覆刃及び窒化処
理刃を用いて切削した場合には良好な切削端面
が得られる。
③　スギ材切削において刃先に摩擦痕がみられな
いことから、刃先の摩耗は応力集中によるチッ
ピングと考えられる。そのため、表面処理を施
す母材形状及びじん性の向上を検討することに
より応力集中を緩和できる耐チッピング性を向
上させることできると考える。
④　MDF切削において、焼入焼戻し刃及び窒化処
理刃を用いた場合切削初期に刃先が著しく摩耗
する。一方、CrN 被覆刃を用いた場合は初期摩
耗はほとんどみられない。切削距離が11268mに
達するといずれの刃も著しく摩耗した。
⑤　MDF切削において、CrN被覆刃のすくい面に
は摩耗痕がほとんど見られず、今後母材形状の
検討及び被覆生成条件の検討により切刃寿命の
向上が見込める。
謝辞
　刃先摩耗量測定に際し、測定方法等に関して
数々の助言をしていただいた機械電子課の後藤主
任研究員、鎌田主任、田野技師にこの場を借りて
お礼申し上げます。
（参考文献）
１）盛田貴雄他、木材工業、Vol.52, No.4, p.194-198
（1997）
２）加藤忠太郎他、木材学会誌、Vol.36, No.8,
p.615-623（1990）
３）坂之上悦典他、第49回日本木材学会大会研究
発表要旨集、p.154（1999）

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１．目的
ステンレス鋼は，強度，耐食性等の優れた性質を
有しており，様々な分野で使用されている．しかし，
ステンレス鋼は加工硬化が大きい，熱伝導性が低く
切削熱が逃げにくい，靭性が高く溶着しやすい等の
ことから難削材の一つとされている．
そこで，ステンレス鋼(SUS304)のエンドミルを用
いた側面切削を行い工具摩耗と表面粗さを調べ，切
削条件の違いによる切削性能の比較を行った．
２．実験方法および実験条件
被削材をステンレス鋼(SUS304)，工具材種はφ
8.0mm TiAlN コーテッド超硬を用いた．切削速度を
75.4mm/min，一刃当たりの送りを0.08mm/tooth，半
径方向切り込みを0.5mm，軸方向切り込みを10.0mm
とした．切削方向はダウンカットとし，冷却方法を，
冷却無し，エアブロー，水溶性切削油剤，オイルミ
ストと変化させた．切削終了条件は15m もしくは逃
げ面摩耗量0.2mm とし，1m 加工する毎にエンドミ
ルの逃げ面摩耗幅を測定した．また，加工終了後の
軸方向の表面粗さおよび被削材上面のビッカース硬
さの評価を行った．
３．結果
図1 に工具摩耗進行線図を示す．冷却無しの場合
はそれ以外の冷却条件より逃げ面磨耗が大きくなっ
ており，9m 切削時点でチッピングが発生した．冷
却無し以外の条件では，工具の摩耗は安定して推移
しており，明確な差異は見られない．図2 に加工終
了後の算術平均粗さRa，最大高さ粗さRz を示す．
水溶性切削油剤を用いた場合Ra，Rz ともに大きく
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 5 10 15
切削距離 (m)
逃げ面磨耗 (μm)
オイルミスト
エアブロー
水溶性切削油剤
冷却無し
チッピング
図1. 工具摩耗進行線図
なっている．これは切削油剤の使用による冷却効果
で熱応力が高まり工具に熱クラックが発生したため
だと考えられるが，正確にはわかっておらず，今後
の検討課題とする．それ以外の条件での表面粗さに
明確な差はみられない．また，図3 に切削面からの
距離に対する被削材上面のビッカース硬さを示す．
冷却方法によらず，切削面から約0.1mm までビッカ
ース硬さが大きくなっており，加工硬化層が約0.1mm
存在していると考えられる.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
Ra Rz
表面粗さ (μm)
オイルミスト
エアブロー
水溶性切削油剤
冷却無し
図2. 冷却方法による表面粗さへの影響
300
400
500
600
700
800
900
0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12
切削面からの距離 (mm)
ビッカース硬さ (HV)
オイルミスト
エアブロー
水溶性切削油剤
冷却無し
図3. 切削面からの距離とビッカース硬さの関係
４．まとめ
ステンレス鋼(SUS304)のエンドミル側面切削では，
切削油剤を用いずにエアブローによる乾式加工が可
能である．また，加工硬化層が約0.1mm 存在してい
るため径方向の切り込みは0.1mm以上にすることが
望ましい．

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超硬材料车刀包括金刚石车刀和立方氮化硼车刀.金刚石车刀可分为三大类:天然单晶金刚石车刀、人造聚晶金刚石车刀和聚晶金刚石复合刀片车刀。金刚石的固有有特性使得金刚石刀具的切削刃钝圆半径可以磨的非常小（一般为0.1μm-0.6μm,特殊精心研磨的最小可达几个纳米)刀具表面粗糙度也非常小,因而刀刃非常锋利又不易产生积屑瘤,因此金刚石是高速、精密和超精密镜面切削刀具最理想的材料。

金刚石车刀主要用于有色金属及其合金（铝、铜）、巴氏合金、非电解镍、塑料、单晶锗、单晶硅、奶酸钾等材料的超精密切削，加工表面粗糙度可达R_S≤0.01μm。单晶天然金刚石具有各向异性（即不同晶面上强度、硬度和耐磨性差异很大，可在100倍—500倍范围内变化，故制造时应考虑刃磨方向），因此在设计与制造刀具时要进行定向。人造聚晶金刚石和聚晶金刚石复合刀片车刀材料本身为各向异性，强度和抗冲击能力比单晶金刚石车刀高，可用于加工高硬度耐磨难加工有色金属及非金属材料，如高硅铝合金、强化塑料、耐火材料、陶瓷、硬质合金、玻璃、耐磨硬橡胶等。用聚晶金刚石车刀精车硅铝合金，刀具寿命比硬质刀具高50—100倍以上。但金刚石刀具不适宜加工铁族金属材料，因为金刚石的碳和铁有很强的化学亲和力，高温时金刚石中的碳元素会很快扩散到铁中而失去其切削能力。

立方氮化硼车刀有聚晶烧结体和复合刀片两种，主要用于各种淬火钢（50—68HRC）、耐磨铸铁、镍基和钻基合金、喷涂材料、钛合金等高硬度及难加工材料的半精加工及精加工。立方氮化硼车刀一般不适合加工塑性大的钢铁金属和镍基合金，也不适合加工铝合金及铜合金，因易产生积屑瘤。此外，立方氮化硼车刀也不宜于低速切削，通常采用负前角高速切削，以发挥刀具材料的高温硬度优势。

金刚石车刀与立方氮化硼车刀的切削用量与几何参数选择

金刚石车刀的主要几何角度有前角和后角。单晶金刚石脆性大，因此单晶金刚石车刀具有前角和后角都取值较小。后角一般取5°—8°，前角根据加工的材料不同而不同，一般取负值以保证刀尖的强度。单晶金刚石车刀的主偏角一般取k_r=30°～90°,多采用45°。

单晶金刚石车刀的进给量一般较小，通常粗加工，f=(0.01～0.02)mm/r；精加工，f=(0.002~0.01)mm/r,对直线刃金刚石车刀，进给量与修光刃带长度有关。加工刚性高的零件，刃带可取大些，进给量可加大；反之，取小值。

单晶金刚石车刀的切削深度（背吃刀量）也很小，粗切时，a_p=0.01mm～0.02mm；精切时，a_p=0.002mm～0.003mm。

单晶金刚石车刀的切削速度可高达（1000～2000）m/min,因此，单晶金刚石车刀的切削速度的选取取决于所使用的超精密机床的动态特性，一般应选择使振动为最小的切削速度。

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