超硬工具のクレータ摩耗の進展と切削抵抗変化について
矢吹帰一＊高本洋祐＊
（昭和49年9月30日受理）
A study on the development of carbide tool crater wear and the change in cutting forces
Kiichi YABuKi and Yousuke KouMoTo
（Received September 30， 1974）
This investigation aims at the application to the adaptive control （AC） paying attention to tool life caused by crater on rake surface of the tool．
As a method of detection of the deveiopment of crater wear in process， relations between the shape of crater obtained from crater contour maps and the change in cutting forces were investigated experimentally．
Results obtained are as follows
1） The situation of the development of crater wear corresponds to the change in the feed force．
2） The length （L） of the contact with chip at crater and KT／KM corresponding to the mechanical strength of the tool edge， are proportional to the increse i皿the feed force．
1． 緒 言
工具寿命に注目した適応制御を進める場合には工具損傷 をインプロセスで検出することが必要になってくる。
従来，このような制御は主として工具の横逃げ面摩耗に 着目して実験，研究σ）・（2）されている。しかし切削条件に よっては横逃げ面摩耗が工具寿命の決定的な要因とはなら ないで，クレータ摩耗が工具寿命に大きな影響を与えるこ とがある。従ってクレータ摩耗の進展状況をインプロセス で知ることができれば，より確実な制御が期待できる。
そこで本研究ではクレータの進展の状況をインプロセス で知る一手段として，クレータの進展状況を詳細に観察す るとともに工具損傷と比較的よい相関々係のある切削抵抗 の3分力を測定し，両者の関連性について考察し，インプ ロセス測定への可能性を調べたものである。
2．実 験 方 法
Table 1 Chemi￠al composition of the work material （％）
work 1 c
S55C O． 56
si IMnj p
O．24 o．s21 o．022 1
s 1 cu 1 Ni 1 cr
O．018 O．2 O．1 O．2
切削実験は無段変速装置付普通旋盤を用いて円筒外径削 り（乾式三次元切削）を行なった。
．被削材は焼ならしした炭素鋼S55Cで表1にその化学成
＊機械工学科
分を示す。工具にはP20スn一アウェイティップ（SNP 432）を用い，工具形状は（一5。，一5。，5。，5。，15。，
15。，O．8mm）である。なおバイトはクランプ式バイトで押 え金具がチップブレーカーとなり得るが本実験ではチップ ブレーーカーが働らかないように押え金具の位置を決めた。
切削条件は，切削速度Vを100，150，200，250mfminの 4種類とし，送りfを0．1，0．2mmfrevとし，一部に0．05 mm／revも使用した。切込みdは1．Omm 一定である。
工具損傷の測定は切削時間1分30秒ごと，または3分ご とに行ない，工具顕微鏡で横逃げ面摩耗γBを，表面あら さ計ですくい面摩耗を測定した。すくい面摩耗について は，その進展の状況を観察するため表面あらさ計で横切匁 に直角に0．1mmのピッチで測定してその等高線図を作成 し，クレータ形状，クレータ申心の移動などを調べた。
なお切削抵抗は機械試験所型切削動力計 （1（SA300）
を用いて3分力を検出したのち，ペン書きオッシログラフ に自記記録させた。
3． 実験結果と考察 3．1構成匁先の問題および工具寿命線図
構成匁先（B．U．E．）や凝着による切削抵抗等への影 響を避けるため，本実験条件におけるB．U．E．発生の有 無や凝着性の難易を切削速度と切削抵抗の関係から検討し た。（3）Fig．1にその結果を示す。図からV≒130m／minまで
﹈EEm．O
f＝0．1mm／rev f＝O・2 mmlrev
4S min 1． A tQ（i ）
＼鮒⊃
v
3min
O一（A）
︐
N t s
x N
x． lro
70@60 50
︵9活．f．﹃ Q O O4 ︵J 2Φu﹂oL9；50
0
Feed ： f＝O．1 mm／ rev Depth of Cut ： d＝1．Omrn Work ： S55C
Toot：P20
Fl二Principq｛force
F2二Feed force
Fs：Thrust force oO 50 too 150 200 250
Cutting 5peed V （mpm）
Fig．1 Effect of bui1t up edge for cutting force
Φ9Φ2ヨ8で⊂田
12min
文？脚
s
g9 min
0
20min
＼ミξ）
Nx
B．U．E．や凝着物の影響が認められるが，それ以上の切 削速度では影響がほとんどないことがわかる。従ってV＝
100mfminの場合はB．U．E．や凝着物の影響があることを 考慮しておく必要がある。
00 0 00 0 3 2︵∈α∈︶﹀．R㎝9考O
15min
OQ O OO O ◎﹂ 2︵∈αε﹀．Ro9一ξり
VB・05mm
?≠O．！rmryre
一5： eigBli mti ML ri ev
十 f＝
3 5 10 20 3040 2 5 10 20 3040
Too［ life T（min） Too［ life T（min）
Fig．2 Tool life curves for S55C cutting Depth of cut d＝1．Omm
Value of wear for tool life VB−O．5mm KT−O．02mm
次に工具の寿命線図をFig．2に示す。各点ともほぼ一直 線上に載り安定した摩耗状態であることがわかる。f＝o．2 mm／revについては， VBが小さいにもかかわらず早い時期 に大きな欠けを生じ切削不能となったものもあり，クレー タ深さ基準のみのものを示した。
3．2クレータ進展の状況と切削抵抗の変化
クレータ進展の状況は切削条件によって強く影響される と考えられる。Fig．3に送りf＝0．1，0．2mmfrev（切削速 度V ＝ 200m／min）におけるクレータ進展状況の例を示す。
Lead ing cutting edge L9：一Ss mm
灘『響．
Section O．8mm from end cutting edge
Fig．3 Examples of the development of carbide tool crater wear
Cutt血g speed V 一200m／皿in Depth of cut d＝＝1．Omm
図のようにクレータは横切匁，飛切匁に沿って生じ，切削 時間の経過とともに横切刃から離れる方向に拡がってい
く。しかし前切刃からの距離は殆ど変化しない。また切削 時間の経過に従い，クレータ深さも増大していき，クレー
タ中心も横切匁から離れていく。送りが小さければ切れ匁 先端部に切削抵抗が加わり，クレータは切れ匁稜近くに生 じ，送りが大きくなれば切削抵抗の着力点が切れ匁稜より 後退し，切れ匁稜の部分に堤防を生ずることが認められ
る。
切削速度の増加によるクレータ深さKTの増大はFig．Ka）
の変化から推測しても解るように同一切削量で較べても切 削速度大なるほどクレータ深さ大となり，切削温度の影響 大と考えられる。なお，切削速度のクレータ幅への影響は 少なかった。送りの増大はFig・3およびFig・5（b）のクレ ータ深さの変化から解るように，クレータ形状，すなわち クレータの深さと幅，クレータの断面形状に支配的な影響 を及ぼすことが認められる。これらのことはS． M．Wu＆
R．N． Meyerの実験結果（4）とよく合致している。
以上のようなクレータ進展の状況が切削抵抗とどのよう な関係になるかを切削抵抗測定，クレータ形状の観察を主 体に検討した。なお，工具損傷部の細部寸法を記号で示し たものがFig．4である。
K
口D
＞
︑一︑ Z Y
L Toot
eig．4 Size of each part of tool failure （Section O．8mm from end cutting edge）
Fig・ 5（a），（b）は各切削条件での切削時間の経過に対する 切削抵抗Fl， F2， F3，クレータ深さKT，横逃げ面摩耗VB の変化を示したものである。（a）は送り，切込みを一定にし 切削速度を変化させた場合で，クレータの進展にかなりの 違いがあるにもかかわらず切削抵抗の変化の状態はいつれ もほぼ同一傾向であり，切削抵抗の変化からクレータ進展 の状況を見出すことはできない。（b）は切削速度，切込みを 一定にし送りを変化させた場合である。この時γBは殆ど 同じ進行を示すが，前述のようにクレータには，送りの影 響が強く現われる。実験の結果（a）の切削条件でのクレータ 進展の状況は（b）のf＝0．1mm／revの場合に含まれるので，
（b）の場合を中心に考察していく。各条件での切削抵抗は背 分力に較べて，主分九送り分力の変化が顕著であり，そ れ故，クレータの進展を知る手掛りとして主分力と送り分 力に着目するのが妥当と考えられる。
そこで，この2つの分力について，VBの影響を除去し た切削抵抗の変化を調べるため人為的にVBを付けた工具 で切削した時の切削抵抗と実際の場合のそれとを比較し
Feed f＝0」mmlrev
（
Depth of cut d＝tO mm
2︶
50 辱
ｧ40 Cutting spd． 十十 V＝100m
@150
十 200
40︵
一一Z一一 250
xo︶劇 一
ρ
0
︵030ど
愈
）己
（ 0Eε
0．04玄 ノ@f
@
0 f
︵ε∈0．4︶o口
ρ
@ ρ が
@μが
〉 ．0 0
5 10 15 20 25
Cutting time （min）
（a）
︵2︶
ぼ
︵2︶遣
100
50
30 50
9utting ＄pd． V＝2qOmprh
＿P緊3鼎／9冒Omm 面6謬峨 【㌔・
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A O． 08
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毒 Aトを
●L．げ s
W ◎〜
5 10 15 20
Cutting time （min）
（b）
Fig．5 Relations among cutting forces， KT， VB and cutting time Fl ： Principal force
F3： Thrust force VB ：Flank wear
F2 ： Feed force KT ： Crater depth
α8硅
5
0．4 m
＞o
0000 0987
（0︵璽溢8﹂εuΦΦLｬご8﹂2一σ9り⊂＝に 54321654321 OOOOOOO000000
Gutting speed V＝200m−min Depth of cut d＝1，0 mm
かゴくコ
＿＿＿一〇一 〇一一 f＝O，2mrn／rev
f＝0」
＿or 一 一◎ノ ノ〜
』 ひ う
二・・t・ql・VB f＝α05
一一一@artificiα1 VB f＝O．2 mm一 rev
：＿＿＿一一一一D一一一一 f＝O．1
＿一〇一一一一uδ
JA
@ ぴ f＝O．05
O O．1 O．2 O．3 O．4 O，5 O．6 O．7 VB（m rn）
Fig．6 VB vs cutting force
た。その結果をFig・6に示す。主分力については，両者の 増加傾向は各送りで殆ど同じであり，主分力にはyBの影 響が強いことを示している。送り分力については送りの小
さい時は両者は殆ど一致するが，送りの増加とともに両者 の勾配に差が生じ，その差が大きくなっていくのが認めら れる。このことはクレータ進展の状況が送り分力によく表 われることを示唆しているものと考えられる。
dF2＝＝AF21十dF22 ＝ （Ffi＋Ff2） cos a
となる。ここでαの変化は超硬の場合0。からせいぜい10。
位の範囲（本実験で測定したαの最大値は，V＝200．／min，
f＝・ O． 2mm／， evの時の工具が破損する直前でα÷12。であ り，また文献（5）のデータによれば，工具破損時のαは
AF12
fP一一一一一・一一一一一二二唱．．Q Ff2
︐
ct
IQ
．
ユOO
90
i，X，AF21
AF22
0 8
0 7
0 6
︵翌︶f︑r 0 5
Φり﹂2
0 4
Q 3
2ヨ8
20 10
o f＝O．05mm／rev
． f＝O．1 e f＝O．2
．
e e e
Fl
e e1
．．
e
eo
e
F2
e
o
O O．2 O．4 06 O．8 1．0 12 1．4 L＝ 1 ［2 （mm ）
Fig．8 Relations between cutting force and the length of contact with chip at crater surface
（Cutting speed V−200m／minDepth of cut d−1．Omm）
∠円1 i Ffi
丁oot PO＝〔1 QO＝〔2
Fig・7 Frictional force Ff1， Ff2 acti皿g on crater surface dFll， dF12：Component in cutting direction AF214F22＝ComPonent in feed direction いま，クレータ斜面における摩擦力の切削方向および送
り方向の分力を考える。クレータ断面はFig・3のクレータ 断面から考えてFig・7のように近似でき，簡単化のため二 次元的に考えると，切削方向は互いに打消す向きに作用す るが，送り方向には，送り分力を増加させることになる。
この送り分力の増加量はクレータにおける摩擦力とクレー タ斜面の傾斜に影響されるb
すなわち送り分力の増加dF2は，
1．4
2 0 8 6L t O O
︵Eε︶﹂￡2Φ︸ ム7 2 0 0ぢ9⊂OO
Cutting spd． V＝2QOmtmin Depth 盾?@cut d＝1．0 mm ，
xse
◎｝評・
Kt．
e モ；oA
f＝O．05
O O．1 O，2 O．3 O．4 O．5 O．6 O．7 VB （M M）
Fig．9 Relations between flank wear VB and contact length L
10。未満の値となっている）であるから，．．cosαの値が1．0
〜0．98でほぼ一定値と見なすことができる。従って∠F2は クレータ斜面での摩擦力（＝μN）にほぼ比例することにな る。摩擦係数μ，垂直力Nの変化を詳しく知ることはでき ないが，いまクレータにおける接触長さしで主分力，送り 分力を整理してみるとFig．8のようになる。図から送り分 力はしとほぼ比例の関係にあることが認められ，従って摩 擦力もしの増大につれ，ほぼ比例的に増大していくものと 考えられる。
なお主分力に関してはクレータ部分での増加は余りない と考えられるから本図の現象はむしろFig・9に示すように VBとしが各条件でほぼ比例関係にあったためと考えられ
る。
以上の考察により送り分力の変化から接触長さが推測で き，接触長さの変化からクレータの進展状況を把握できる 可能性がある。
次にFig・4におけるKT／KMは工具匁先の機械的強度に 瑚応ずるものであり，クレータ摩耗が寿命基準の対象とな る場合，単にKTのみで判定するよりKT／KMで判定する 方がより合理的であると考えられる。またこれまでにも工 具が破損する時のクレータ角（＝2tarl KT／KM）に，
切削条件の如何にかかわらず，ある限界値の存在を示す報 告（5）もあり，KT／KMと切削抵抗との関連性を検討した。
110 di 100
5 go
ご 80
8 70 葦6Q
一． 50
g a6
2 30 産 20 10 6 0 g s6 ny 40 2v S6 9 20
8． io ．o 6
2vaS9 ：0930 ．s 6郵8
0 2 4 6 8 10 12 14xTo一 K丁／KM
Fig．10 Relations between KT／KM and cutting forces （Depth of cut d−1．Omm）
V＝200m／min
●●
＿，三イ・＿
＿」卜〇一一 P／9一† o
●
！■9
o
斗一f＝O．05mm／rev
一＋一f＝Q．1 一Φ一1＝O．2
●
●
@ ●
@ 」レ亀」じ一一
@ 」レ魯一
齠h6一
＿2一●●■「一一 ●
●
●
黶I鴇ご
」レ＿』 ノκ〜 ●
o
Fig．10にKT／KMと切削抵抗の関係を示す。いつれの送 りでも3分力はKT／KMの増加とともに増加していくこと
が認められる。KT／KMはほぼ工具のすくい角に対応する もので，これが大きくなってゆけば通常切削抵抗は減少す るが，この場合は逆に増加している。このことは主分力に 関しては，切削中の工具の切れ匁稜が比較的安定した状態 にあったことから推察すれば，クレータによる工具すくい 角の増大による切削抵抗の減少よりも逃げ面摩耗による抵 抗増大の方がより大きいと考えられる。次に送り分力につ いてはKT／KMとほぼ直線関係が認められる。この理由は 前述のようにクレータにおける摩擦力の送り方向分力がほ ぼ接触長さしに比例し，しかもしとKT／KMとはFig．11に 示す如く比例の関係が認あられるので，結局送り方向分力 すなわち送り分力の増加量がKT／KMに比例したと考えら
れる。
︵∈E︶￡9Φ一〇幕葛り 0 5
Cutting spd． V＝200 m／min Depth of cut d＝ 1．0 mm
1てeV ユ①①｛多（）
O−2 4 6 8 10 12 14xid2 KT／KM
Fig．11 Relations between KT／KM and contact length L 以上の考察から工具匁先の形状KT／KMの把握には送り 分力に着目するのが妥当と考えられる。
4． 結 言
工具すくい面の情報をインプロセスで得るために実験検 討した結果を要約すると次のようになる。
i）すくい面の状況すなわちクレータの進展状況は送り 分力の変化とよく対応する。
ii）クレータにおける切屑との接触長さしおよび工具匁先 の形状あるいは機械的強度に関連したKT／KMは，それ ぞれ送り分力の増加と比例関係にある。
終りに本実験に熱心に協力頂いた本校卒業生，岡田清，
奥田茂之，長谷川一の諸君に厚：くお礼申し上げる。
参 考 文 献
1）竹山，小尾：精密機械VoL38， No．10（1972）6〜13 2）竹山，他＝日本機械学会誌Vol・37，No．619（1970）67〜79 3）大越：精密機械Vol．35， No・6（1969）8〜15
4） S． M． Wu and R． N． Meyer ： lnt． Jour． M．T．D．R Vol 7
（1967） 123N153
5） E． Bickel ： Microtecnic， Vol．9 No．2 （1955−4），53
