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広島県立西部工業技術センター 生産技術アカデミー　山下弘之

１．　試験の概要

ス テンレス鋼の穴加工は企業においては依然難しいとされる加工技術であり，これに対し工具メーカ各社は専用ドリルを多数提案・販売している。その中で広島県 呉市にある工具メーカ（A社）が独自の刃先形状を考案し通常のハイスドリルに適用して販売している。現在は主に日曜大工用品店向けの汎用ドリルということ で販売を行っているが，今後は一般工場向けへ販売拡大を目指している。

そこで今回の共同加工試験では，昨年度に引き続き当該工具と他社 製工具との加工特性比較を中心に加工試験を行った。加工試験では，品質工学の機能性評価を適用し電力量と加工時間の関係を基本機能としたＳＮ比および感度 により比較を行った結果，２つの工具で違いが見られた。

２．　使用したドリルの比較

写真1に今回使用したドリルを示す。昨年度は直径6.5mmのドリルを使用したが，今年度は配布ドリルと同径の直径6mmのドリルとした。ドリル刃先形状に対する考察は昨年と同様。①は図^1）に示すように逃げ面が平面研削部から連続的に変化する形式で，シンニングを施した刃先形状を有している。チゼル角は115°程度でチゼル部刃長も1mm程度である。②は逃げ面にスリーレーキと呼ばれる加工を施したチゼル部形状となっている。

①Ａ社製ハイス：特許出願済み

②B社製TiCNコーテッド粉末ハイス

写真1　使用ドリルの刃先形状

３．　使用機器

加工機　　　：　大阪機工PCV-40Ⅱ

使用ドリル　：　①Ａ社　ハイス　φ6.0mm

　　　　　　　　②Ｂ社　TiCNコーテッド粉末ハイス　φ6.0mm

工具観察　　：　マイクロスコープDH-2700

主軸電力測定　：　日置電気電力計3193

切削抵抗測定　：　キスラー9257B三成分動力計（Z方向(スラスト荷重)のみ測定）

４．　試験方法

４．１　検討項目および試験条件

　昨年度は工具寿命試験を行わず，以下の加工時の特性を①②③の工具について比較・検討した。

①主軸消費電力，切削抵抗（スラスト荷重）の比較

②加工時の加工部周辺の温度状態の比較（赤外線熱画像装置により測定）

③穴内面の表面粗さの比較（切り屑等による損傷部は除く）

今年度は，品質工学の機能性評価を適用し，以下の考え方で３種類の工具比較を実施することとした。

ド リル性能評価は，加工可能穴個数(寿命)，加工後の穴精度（加工精度），加工時間（加工能率）などの観点で評価が行われている。ただ寿命試験は材料や工具 に加え時間がかかるなどの問題があり，もっと簡便な評価方法が必要である。そこで昨年度評価した加工時の主軸電力を取り上げ，これに品質工学の機能性評価 を適用することとした。項目は以下の通り。

①新品時の切削特性の評価　　　　　　　　　　②工具摩耗を含めた切削特性評価

③ドリル素材の影響(ドリル素材を同じとした場合の特性比較)　　　④コーティングの影響

試験条件は表1に示す。昨年の結果から切削速度,送り速度を設定した。被削材はフェライト系ステンレス鋼(ＳＵＳ４３０)。

表１　ドリル加工条件

　　　　　　　　　ドリル加工時の切削速度と送り速度の組み合わせは４通り

（①10m/minと0.08mm/rev，②10m/minと0.12mm/rev，

③15m/minと0.08mm/rev，④15m/minと0.12mm/rev）

４．２　解析方法

ド リルの機能を考えた場合，少ない消費電力で穴加工が安定して行えることが重要である。また回転数や送り速度などの加工条件もその設定範囲が広い方がドリル を利用する上では有利である。図1に切削時の主軸電力の変化を示す。ドリル先端部が材料に食い込んでいくにつれ電力，荷重が上昇し，材料中を加工する際は ほぼ一定の値を示す定常状態となり，最後に材料から抜け出る際には徐々に電力，荷重が小さくなる。安定した加工であれば材料中を加工する電力は一定で，そ の累積電力は時間に比例して大きくなる。そこで材料中を加工する領域を対象に，累積電力と累積時間の比例関係から品質工学のゼロ点比例式による解析でＳＮ 比および感度を求め，これをもとに安定性および所要電力について評価することとした。²⁾ すなわち加工時の電力変動がなく安定 しており，また電力消費が少ないことが理想として解析を行った。図１に示すように材料中を加工する際の電力変動を１０区間にわける。また加工前後の無負荷 時の電力変動をそれぞれ５区間，合わせて１０区間に分け，時間に対する累積電力量を計算する。累積時間を信号因子，累積電力を特性値として表２，３のよう に整理する。この際，電力変動の最大・最小，工具摩耗の有無は誤差因子として扱った。これに対し加工条件の切削速度，送り速度は一定状態で加工するのが普 通であり，今回はその影響を見る因子として扱ったのでＳＮ比を求める際は誤差と扱わないものとした。

図１　加工時の電力波形の変化の様子

表２　実験データ形式(摩耗の有無を含めない場合)

表３　実験データ形式(摩耗の有無を含めた場合)

注）４通りの送り速度と切削速度の組み合わせにより，板厚20mmを加工する時間が違うことから信号因子：M1,M2,M3･････,M9,M10は，送り速度と切削速度の組み合わせ毎に４通りある。

注）累積時間と累積電力量は平方根とする。

５．　試験結果および評価

５．１　新品時の切削特性評価

Ａ 社製ハイス，Ｂ社製TiCNコーテッド粉末ハイスにより，表１の条件でＳＵＳ４３０に1穴の加工を行い，その際の主軸電力を測定した。加工時の所要電力は マシニングセンター主軸の制御用インバータから電動機に供給される三相電源から求めた。またドリルは１条件毎に新しいものを使用した。図２に測定した２つ のドリルの電力波形の一部を示す。この電力波形を基に時間毎に累積電力量を求め，表４に示すように整理しＳＮ比および感度を求めた。ハイスの場合の計算手 順を以下に示す。

（Ａ社　上：条件①(0.08mm/rev,10m/min)　　　　　　　　　　（Ｂ社　上：条件①(0.08mm/rev,10m/min)

　　　　　　下：条件③(0.12mm/rev,10m/min))　　　　　　　　　　　　　　下：条件③(0.12mm/rev,10m/min))

図２　穴加工時の電力波形

表４　　試験データ（ハイスの場合）

注）４通りの送り速度と切削速度の組み合わせにより，板厚20mmを加工する時間が違うことから信号因子：M1,M2,M3･････,M9,M10は，送り速度と切削速度の組み合わせ毎に４通りある。

注）累積時間と累積電力量は平方根とする。

（ＳＮ比および感度の計算手順：摩耗の有無を含めない計算：ハイスの場合）

全二乗和　　St＝ｗ11²＋w12²＋w13²＋･･･････＋w168²＋w169²+w1610² (自由度１６０)

　　　　　　　＝0.4948²+0.7003²+0.8579²+･･････+1.6542²+1.7749²+1.8949²＝255.6888

線形式　　　L1＝w11×M11+w12×M12＋･････＋w19×M19＋w110×M110

　　　　　　　＝0.4948×0.4948+0.7003×2.2803+････+4.8373×1.4774+5.0990×1.5564=43.7623

L2＝w21×M21+w22×M22＋･････＋w29×M29＋w210×M210=38.0956

　　　　　　　　　　　　　　　　：　　　　　　　　　　　　：

L15＝w151×M151+w152×M152＋･･･＋w159×M159＋w1510×M1510＝35.8312

L16＝w161×M161+w162×M162＋･･･＋w169×M169＋w1610×M1610=34.2973

　有効序数　　　　　r1～16 r1＝M11²+M12²+M13²+････+M19²+M110²

r1,2,9,10＝R1＝1.6124²+2.2803²+2.7928²+･･････+4.5607²+4.8373²+5.0990²＝143.0

r3,4,11,12＝R2＝1.3228²+1.8708²+2.2912²+･･････+3.7416²+3.9686²+4.1833²＝96.25

r5,6,13,14＝R3＝1.3228²+1.8708²+2.2912²+･･････+3.7416²+3.9686²+4.1833²＝96.25

r7,8,15,16＝R4＝1.0723²+1.5165²+1.8574²+･･････+3.0331²+3.2171²+3.3911²＝63.25

比例項の変動　　Ｓ_β＝(L1+L2+L3＋･･･+L15+L16)²／４(R1＋R2+R3+R4) ＝242.0107 (自由度1)

電力量の最大・最小の違いによる変動

Ｓ_Ｎ×β＝((L1+L3+･･+L13+L15)²＋(L2+L4+･･+L14+L16)²)／２(R1+R2+R3+R4)－Ｓ_β＝0.4529 (自由度1)

切削速度の違いによる変動

　Ｓ_Q×β＝ ((L1+L2+L5+L6+L9+L10+L13+L14)²／４(R1+ R3)

＋(L3+L4+L7+L8+L11+L12+L15+L16)²)／４(R2+R4)－Ｓ_β＝1.8253 (自由度1)

送り速度の違いによる変動

　Ｓ_M×β＝((L1+L2+L7+L8+L17+L18+L23+L24)²／４(R1+R2)

＋(L9+L10+L15+L16+L25+L26+L31+L32)²)／４(R3+R4)－Ｓ_β＝0.1256 (自由度1)

無負荷・切削時の違いによる変動

　Ｓ_M‘×β＝((L1+L2+L3+L4+L13+L14+L15+L16)²／２(R1+R2+R3+R4)

＋(L17+L18+L19+L20+L29+L30+L31+L32)²)／２(R1+R2+R3+R4)－Ｓ_β＝10.9573 (自由度1)

誤差変動　　　Ｓｅ＝St－Ｓ_β－Ｓ_Ｎ×β－Ｓ_Q×β－Ｓ_M×β－Ｓ_M‘×β＝0.3170 (自由度155)

誤差分散　　　Ｖｅ＝Ｓｅ／１５５＝0.0020

プールした誤差変動　　　ＳN＝Ｓｅ＋Ｓ_Ｎ×β＝0.7699

プールした誤差分散　　　ＶＮ＝ＳＮ／１５６＝0.0049

ＳＮ比　　　　　　　　　＝１０Log（（Ｓ_β－Ｖｅ）／VN／４(R1＋R2+R3+R4)）＝14.878

感度　　　　　　　　　　＝１０Log（（Ｓ_β－Ｖｅ）／４(R1＋R2+R3+R4)）＝－8.189

上記と同様の計算をTiCNコーテッド粉末ハイスも行い，求めた両ドリルのＳＮ比および感度を表５に示す。

表５　ＳＮ比，感度の比較(摩耗の有無を含めない場合)

ハ イスとTiCNコーテッド粉末ハイスのＳＮ比の差は１．７５４で，これを実数に直すと１０(ＳＮ比の利得/10)＝１．４９７となり，ハイスの方が約 ５０％電力的に安定していた。また感度の差は－０．１８８で，同様に１０(感度の利得/10)＝０．９５７となり，ハイスの消費電力量が約４．３％少なく なっている。図１の電力波形からも全体的にハイスの電力が少ないことがわかる。表６を見るとハイスの方が切削速度（ドリル回転数）や送り速度による変化が 少ないことがわかる。これは現状ハンドドリルなどでの利用が主であるハイスとしては有利な特徴と言える。２つのドリルの違いは刃形以外にはドリル素材， コーティングの有無があるが，摩耗のない状態での比較であり，ドリル素材等の影響は少ないことから，この違いはドリル刃形の違いによると考えられる。ハイ スは逃げ面を平面研削部から連続的に変化させることで切削性，刃先強度を上げ，またチゼルにシンニングを施すことで食い付き性の向上を狙っておりその効果 が表れていると思われる。

表６　工具摩耗を含めない場合の分散分析表

５．２　摩耗の有無を含めた特性評価

５．１ では摩耗の無い新しい工具での比較を行ったが，次は工具摩耗の影響を考慮した評価を行う。そこで２つのドリルでSUS４３０に２０穴の穴加工を行い，摩耗 がある程度生じた状態のドリルを使い，同様の評価を行うこととした。表１の４条件で穴加工を行い，その際の電力波形を測定し，このデータを摩耗有りのデー タ，

表７　実験データ(ハイスの場合)

５．１項のデータを摩耗無しのデータとして，表７に示す通りデータ整理を行いＳＮ比および感度を求めた。ハイスの場合の計算手順を以下に示す。

（ＳＮ比および感度の計算手順：摩耗の有無を含めた計算：ハイスの場合）

全二乗和　　St＝ｗ11²＋w12²＋w13²＋･･･････＋w328²＋w329²+w3210² (自由度３２０)

　　　　　　　＝0.4948²+0.7003²+0.8579²+･･････+1.7827²+1.9106²+2.0343²＝543.52436

線形式　　　L1＝w11×M11+w12×M12＋･････＋w19×M19＋w110×M110

　　　　　　　＝0.4948×0.4948+0.7003×2.2803+････+4.8373×1.4774+5.0990×1.5564=43.7623

L2＝w21×M21+w22×M22＋･････＋w29×M29＋w210×M210＝38.0956

L3＝w31×M31+w32×M32＋･････＋w39×M39＋w310×M310＝43.1919

　　　　　　　　　　　　　　　　：　　　　　　　　　　　　：

L31＝w301×M301+w302×M302＋･････＋w309×M309＋w3010×M3010＝34.2973

L31＝w311×M311+w312×M312＋･････＋w319×M319＋w3110×M3110＝38.8537

L32＝w321×M321+w322×M322＋･････＋w329×M329＋w3210×M3210＝37.1044

　有効序数　　　　　r1～32 r1＝M11²+M12²+M13²+････+M19²+M110²

r1,2,3,4,17,18,19,20＝R1＝1.6124²+2.2803²+2.7928²+･･････+4.5607²+4.8373²+5.0990²＝143.0

r5,6,7,8,21,22,23,24＝R2＝1.3228²+1.8708²+2.2912²+･･････+3.7416²+3.9686²+4.1833²＝96.25

r9,10,11,12,25,26,27,28＝R3＝1.3228²+1.8708²+2.2912²+･･････+3.7416²+3.9686²+4.1833²＝96.25

r13,14,15,16,29,30,31,32＝R4＝1.0723²+1.5165²+1.8574²+･･････+3.0331²+3.2171²+3.3911²＝63.25

比例項の変動　Ｓ_β＝(L1+L2+L3＋･･･+L30+L31+L32)²／８(R1＋R2+R3+R4) ＝507.7360 (自由度1)

電力量の最大・最小の違いによる変動

Ｓ_Ｎ×β＝((L1+L3+･･+L29+L31)²＋(L2+L4+･･･+L30+L32)²)／４(R1+R2+R3+R4)－Ｓ_β＝1.1052 (自由度1)

摩耗の有無による変動

Ｓ_Ｎ‘×β＝((L1+L2+･･･+L29+L30)²＋(L3+L4+･･･+L31+L32)²)／４(R1+R2+R3+R4)－Ｓ_β＝0.2836 (自由度1)

切削速度の違いによる変動

　Ｓ_Q×β＝ ((L1+L2+L3+L4+･･･+L25+L26+L27+L28)²／８(R1+ R3)

＋(L5+L6+L7+L8･････+L29+L30+L31+L32)²)／８(R2+R4)－Ｓ_β＝4.1288 (自由度1)

送り速度の違いによる変動

　Ｓ_M×β＝ ((L1+L2+･･･+L7+L8+L17+L18+･･･+L23+L24)²／８(R1+R2)

＋(L9+L10+･･･+L15+L16+L25+L26+･･･+L31+L32)²)／８(R3+R4)－Ｓ_β＝0.4455 (自由度1)

無負荷・切削時の違いによる変動

　Ｓ_M‘×β＝((L1+L2+L3+L4+･･･+L13+L14+L15+L16)²／4(R1+R2+R3+R4)

＋(L17+L18+L19+L20･･･+L29+L30+L31+L32)²)／４(R1+R2+R3+R4)－Ｓ_β＝28.2915 (自由度1)

誤差変動　　　Ｓｅ＝St－Ｓ_β－Ｓ_Ｎ×β－Ｓ_Ｎ‘×β－Ｓ_Q×β－Ｓ_M×β－Ｓ_M‘×β＝1.8173 (自由度314)

誤差分散　　　Ｖｅ＝Ｓｅ／３１４＝0.0058

プールした誤差変動　　　ＳN＝Ｓｅ＋Ｓ_Ｎ×β＋Ｓ_Ｎ‘×β＝3.2061

プールした誤差分散　　　ＶＮ＝ＳＮ／３１６＝0.0101

ＳＮ比　　　　　　　　　＝１０Log（（Ｓ_β－Ｖｅ）／VN／８(R1＋R2+R3+R4)）＝11.9555

感度　　　　　　　　　　＝１０Log（（Ｓ_β－Ｖｅ）／８(R1＋R2+R3+R4)）＝－7.9816

上記と同様の計算をTiCNコーテッド粉末ハイスも行い，求めた両ドリルのＳＮ比および感度を表８に示す。

表８　ＳＮ比，感度の比較(摩耗の有無を含めた場合)

　 表に示す通り５．１項に比べＳＮ比が逆転しており，ハイスがTiCNコーテッド粉末ハイスに比べ１．１３１dBもＳＮ比が悪くなっておりバラツキが増大す る結果となった。感度もハイスがわずかに大きくなり，図３に示すようにハイスで主軸電力の変動が大きくなった。試験後のドリル刃先を写真１に示す。２つの ドリルともに刃先の外周コーナ部に小さな折損が見られ，また切れ刃にはほぼ定常的な摩耗が見られる。ハイスがチゼルのシンニング部で欠損が見られるのに対 し，TiCNコーテッド粉末ハイスはスリーレーキ形状のチゼル部を持つため，摩耗は見られるものの大きな欠損が生じていないことが分かる。シンニングはチ ゼル刃長を短くする一方、チゼル刃にある程度のすくい角を与え，加工時の食い付き性や求心性を改善し，ドリルの芯部に働く大きなスラスト抵抗を減ずる処理³⁾で ある。しかしチゼル刃がある程度のすくい角を持つため刃先強度が弱くなり切削負荷に対し欠損を生じ易くなる危険性を持つことになる。これに対しTiCN コーテッド粉末ハイスのスリーレーキ形状のチゼル刃は大きな負のすくい角を持ち刃先強度が大きいため欠損等が生じにくいと考えられる。スリーレーキ形状は 一般的にチゼル部を小さくする（なくす）ことでスラスト荷重が減少する効果を持つ。その反面トルクが大きくなるので，TiCNコーテッド粉末ハイスの主軸 電力が全体的に大きくなっていると考えられる。

以 上ことから，外周コーナ部や切れ刃での摩耗状態に差がないことから，チゼルのシンニング部で摩耗や欠損が生じたため，ハイスは初期の性能が大きく低下した ものと考えられる。また写真２からもわかるように初期段階からハイスのドリルは刃先形状や表面の状態が悪い。初期では問題とならないこれらのバラツキが摩 耗や欠損が生じた際には性能への影響が大きいと予想される。状態の悪さはドリル刃先を加工する際の加工機の精度や砥石等の問題であり今後の改善課題でと考 える。

		Ａ社(ハイス)

　摩耗無し　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　摩耗有り

図３　摩耗の有無による電力波形の変化（条件④）

	Ａ社
		Ｂ社

写真２　ドリル刃先の摩耗状態

５．３　ドリル素材の影響（Ｂ社素材(粉末ハイス)とした場合の特性評価）

　 ５．２項でＳＮ比が逆転する結果となった。その原因としてチゼル部の損傷の大きさが安定性に悪影響を及ぼしていると考えられた。２つのドリルでドリル刃先 の形状以外に工具摩耗や欠損の違いに及ぼす因子として，使用しているドリル素材の違い(粉末ハイスと通常のハイス)，表面への硬質薄膜コーティングの有無 の違いがある。そこでドリル素材の違いを無くすためＢ社(TiCNコーテッド粉末ハイス)ドリルにA社製ハイスの刃先形状を研削加工したドリルを使い試験 を行うこととした。Ｂ社素材のA社製ハイスでＳＵＳ４３０に２０穴の加工を行い，摩耗が進んだ状態で，表１に示す条件で加工時の電力波形を測定した。これ を摩耗有りのデータとして，５．２項と同様の解析を行いＳＮ比および感度を求めた。表９に示す通りハイスのＳＮ比および感度が改善され，TiCNコーテッ ド粉末ハイスと同等となった。また図４に示すように主軸電力の変動も少なくなっている。写真３に試験前後のドリル刃先を示す。５．２項で見られたチゼルの シンニングでの欠損が見られず摩耗はあるもののまだ良好な切れ刃を維持している。ドリル素材がTiCNコーテッド粉末ハイスと同じとなり，素材の耐摩耗 性・欠損性が向上した効果と考えられる。ただ摩耗無からのＳＮ比の低下がハイスでは大きい。シンニング処理による初期の切削性能向上があるが、摩耗等の進 展による性能低下が大きいことが生じている。シンニング形状の工夫による初期性能と耐久性とのバランスをとる検討が必要と考えられる。

表９　ＳＮ比および感度の比較(ドリル素材を同じとした場合)

表１０　工具摩耗も含めたＳＮ比の分散分析表

　Ａ社　　　　　　　　　　　　　　　　　　　Ｂ社素材使用

図４　素材の変更による電力波形の変化(条件④)

写真３　チゼル部の摩耗状態

５．４　コーティングの有無の影響

２ つのドリルのもう一つの違いである表面への硬質薄膜コーティングの有無について検討した。A社製ハイスのドリル表面にTiＮ膜(厚さ１μm程度)をコー ティングしたドリルを作成し，加工試験を行い同様の評価を行った。TiN薄膜はイオンプレーティング法で製膜した。製膜条件は右の通り。評価は５．１項と 同じ摩耗の無い新しいドリルでの評価とした。表１に示す条件で４つの穴加工を行い加工時の電力波形を測定し，ＳＮ比および感度を求めた。その結果を表１１ に示す。

表１１　ＳＮ比，感度の比較(摩耗の有無を含めた場合)

表 １１に示す通り今回の試験ではコーティングを施すことでわずかだがＳＮ比が低下することとなった。また感度は大きくなり，コーティングの有無の差 は，－０．２４３６となった。これを実数に直すと１０(感度の利得/10)＝１．０５８となり，コーティングにより消費電力量が約６％増加することとなっ た。ＳＮ比の低下，主軸電力量が増加した原因について，

　①膜の有無による粗さの違い，②コーティング層の摩擦係数が大きくなった，③刃先などの形状変化

が 考えられる。しかし、刃先の表面粗さを測定したがほとんど変化がなく、またTiＮ層は摩擦係数が小さいことから，①②が原因とは考えられない。そこでコー ティング後の刃先形状の変化を検討した。写真４に示す通り若干のダレが見られ膜品質の影響が原因の一つと考えられる。

写真４　摩耗の有無による電力波形の変化

６．　まとめ

　２種類のドリルの比較を品質工学の機能性評価により行った結果，

①ドリルの加工特性を電力，スラスト荷重で比較したところ，加工初期ではA社製ハイスが加工時の電力が安定しており，刃先形状の効果が見られた。

②摩耗を含めた評価ではＢ社製TiCNコーテッド粉末ハイスが良好となった。ハイスの性能悪化はチゼル部のシンニングに生じた損傷の影響が大きいと考えられる。

③ドリル素材の改善により耐摩耗・欠損性を向上させることでハイスの性能改善が見られた。今後はチゼル部のシンニング処理の改善が課題。

④TiＮ膜のコーティング処理により消費電力が増加した。膜品質の影響がその原因のひとつと思われる。

７．　参考文献

１）A社製品紹介CD-ROMカタログ。

２）平井，他，品質工学，4，10，(2002)，53～59。

３）藤村，実用切削加工法第34版，434，3448。

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Bewise Inc. talaşlı imalat sanayinde en fazla kullanılan ve üç eksende (x,y,z) talaş kaldırabilen freze takımlarından olan Parmak Freze imalatçısıdır. Çok geniş ürün yelpazesine sahip olan firmanın başlıca ürünlerini Karbür Parmak Frezeler, Kalıpçı Frezeleri, Kaba Talaş Frezeleri, Konik Alın Frezeler, Köşe Radyüs Frezeler, İki Ağızlı Kısa ve Uzun Küresel Frezeler, İç Bükey Frezeler vb. şeklinde sıralayabiliriz.

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