CN101080296A - 高质量·高效率加工用cbn切削工具 - Google Patents

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Abstract

本发明以对铁系高硬度难削材进行高速、高效率加工为目的，课题是提供一种高进给切削时也表现出优异的耐缺损性，另外，被削材的加工面的表面粗糙度也良好，能够提高加工面的疲劳寿命或密封性的使用了cBN基烧结体的切削工具。在刀尖刀片(4)的cBN基烧结体(4a)上设有刀尖半径(5)、前倾面(6)、后隙面(7)以及负刃带(9)。另外，在负刃带(9)与后隙面(7)之间形成的切削刃棱线(10)的成为前切削刃的部分相对于前倾面(6)的倾斜角(β′)设定为20°以上、35°以下，进而，切削刃棱线(10)的位置在刀尖半径部的顶点(P)处最大地降低，其降低量从刀尖顶点(P)朝向Q1点和Q2点逐渐减小。

Description

高质量·高效率加工用CBN切削工具
技术领域
本发明涉及利用于铁系高硬度难削材的高速、高功率切削的，由cBN(立方晶型氮化硼)基烧结体形成了切削刃的切削工具，尤其涉及在高进给切削中耐缺损性优异，且能够获得表面粗糙度良好、疲劳寿命或密封性优异的加工面的CBN切削工具。
背景技术
由cBN基烧结体形成了切削刃的CBN切削工具，已被认识到：由于cBN基烧结体的化学稳定性和高硬度，而被评价为是一种具有效率高且能够达到长寿命的优异的材料特性、和大大超过磨削工具的优异的适应性或高环境性，能够将铁系难削材、尤其是淬火钢的磨削加工替换为切削加工的工具。近年来，通过工作设备的高刚性化或cBN基烧结体的材料种类的改良，例如在由钢构成的汽车的传动部件的淬火后的加工中，从进给量f超过0.3mm/rev的粗加工、到十点平均粗糙度(Rz)要求3.2μm的表面粗糙度的精加工，都正在使用CBN切削工具。
近年来，在多品种小批量生产的导入和对环境问题的意识提高的背景下，逐渐要求：能够适用于切削阻力增加的进一步高效率加工或刀尖温度上升的干式加工，且从生产成本降低的观点出发，以最小限度地抑制高价的cBN基烧结体的面积的形状来发挥充分的切削性能的CBN切削工具的开发。
但是，由刀尖半径(Nose R)部、后隙面、前倾面以及平行地沿着切削刃的宽度一定的倒角(chamfer)部构成的现有的CBN切削工具(以下，简称为刀尖半径工具)，对于被削材的旋转方向(主分力方向)的切削负荷，例如下述专利文献1或专利文献2所示，虽然通过增大(一般约为0.1～0.2mm、15°～45°)后隙面和前倾面的棱线部所具有的倒角部13的倒角宽度CW和倒角γ(参照图9)，能够某种程度上地提高耐久性，但对于在高效率加工中的高进给和大切深切削中产生的工具进给方向或背分力方向的切削负荷，有效的提高耐久性的方法很少，就是说以增大刀尖半径为唯一的解决问题方案来进行也不为过。
在将因工具单价比较廉价而广泛普及的cBN基烧结体面积设定为必要最小限度的焊接类型的切削工具中，为了确保焊接强度，刀尖半径的可增加量少，容许的增加量至多达到2.0R(单位mm、以下也相同)左右。因此，即使是尽可能增大了刀尖半径的刀片，例如设为2.0R的刀片，在基于高进给的高效率加工中，也谈不上具有可对应于施加于刀尖的高应力的足够的强度，例如，在以汽车的传动部件为代表的形状复杂的淬火钢的仿形加工或凹槽成形加工(recess forming)中，常常要求在具有0.8R以下的刀尖半径的刀片下的高进给加工。
进而最近，即使在确定加工面的疲劳强度和密封性的最终精加工工序中，替代在加工效率或柔软的适应性的观点上受到制约的磨削加工，能够对被削材的加工面赋予高质量的表面性状的切削工具的开发也成为当务之急。
在现有的刀尖半径工具中，根据仿形刀尖的几何学形状的切削加工的机理，在高效率加工条件下获得良好的表面粗糙度的情况为违背原理的现象，另外，在使用现有的刀尖半径工具的切削加工中，还产生了无法积极地导入使部件的疲劳寿命提高的压缩应力的问题。
作为用于解决这些问题的方法，在下述专利文献3中，开发出对现有的刀尖半径工具的前切削刃附加了擦刷刃(wiper edge)(图10的12)的高效率·高精度加工用的CBN切削工具(以下，简称为擦刷工具(wipertools))。
但是，该擦刷工具即使实施高进给加工，直至理论上与擦刷刃的宽度WW相当的进给量，也可获得良好的表面粗糙度，但在高进给乃至大切深条件下的高效率加工中，对于工具进给方向或背分力方向的切削负荷，只表现出与现有的刀尖半径工具同样的耐久性，切削刃容易缺损。
另外，对于加工面的表面性状，若与现有的刀尖半径工具相比较，则对于被削材的旋转方向的残留应力，在擦刷工具的情况下，由于发挥由工具刀尖形状的仿形而形成的走刀痕迹(feed marks)M(参照图3(a))被擦刷刃反复推压的磨光(burnishing)效果，所以能够缓和因热应力而产生的拉伸应力，若与现有的刀尖半径工具相比较，则存在残留应力有压缩的倾向的情况。
但是，对于工具的进给方向的残留应力，擦刷工具施加的大多是与使用了通常的刀尖半径工具的切削加工同样的残留应力，无法适用于过于苛刻的状况下使用的滑动部件或要求严密的密封性的部件的加工。
专利文献1：实开昭64-34103号公报
专利文献2：特开平8-318411号公报
专利文献3：特开2003-175408号公报
发明内容
本发明以对铁系高硬度难削材进行高速、高效率加工为目的，课题在于提供一种高进给切削时也表现出优异的耐缺损性，另外，被削材的加工面的表面粗糙度也良好，能够提高加工面的疲劳寿命或密封性的使用了cBN基烧结体的CBN切削工具和使用了该工具的车削加工方法。
为了解决上述的课题，在本发明中，提供一种CBN切削工具，是由cBN基烧结体形成参与切削的部位的切削工具，其特征在于，该cBN基烧结体具有：前后隙面、横后隙面、刀尖半径、前倾面、以及形成于刀尖半径部附近的前倾面的负刃带，在所述负刃带与前倾面之间形成的棱线，从所述前后隙面、前倾面以及负刃带三者相交的Q1点，至横后隙面、前倾面以及负刃带三者相交的Q2点，在前后隙面与所述负刃带之间以及在横后隙面与所述负刃带之间分别形成的切削刃棱线的位置，在刀尖半径部的顶点P处，从前倾面最大地降低，其降低量从顶点P朝向所述Q1点和Q2点而逐渐减小，进而，从所述顶点P朝向Q1点的直线P-Q1相对于前倾面的倾斜角β′被设定为20°以上、35°以下。
此外，形成参与切削的部位的cBN基烧结体，以体积计优选含有cBN为45～99.9％。
对于本发明的CBN切削工具的优选方式和优选使用方法在后面详细说明。
本发明还提供一种车削加工方法，其特征在于，将上述的CBN切削工具配置成如下状态，使用状态下的切削刃倾斜角和横前角共同为负，前后隙角、横后隙角、前切削刃角共同为正，进而，从刀尖半径部的顶点到所述Q1点的前切削刃相对于前倾面的下倾角β为20°～35°，形成于负刃带和后隙面之间的切削刃棱线的刀尖顶点P的位置，从与工具的前倾面平行的面且包括被削材的旋转轴的面下倾0.5mm以上、1.5mm以下，更优选为下倾0.7mm以上、1.2mm，在该状态下，将该工具切入被削材，施加0.1mm/rev以上、0.5mm/rev以下，更优选为0.15mm/rev以上、0.5mm/rev以下的进给，来进行外径加工。
本发明的切削工具，在由cBN基烧结体形成的刀尖半径部附近的前倾面设置特殊的负刃带，在刀尖半径部的顶点P的位置从前倾面降低的降低量最大，在刀尖半径部的两侧制作出该降低量随着朝向所述Q1点和Q2点而逐渐减小的切削刃棱线，从而能够形成在使用状态下，对于被削材的旋转方向、工具进给方向的任一方向上均具有消除(vanish)作用的钝角切削刃。
已知的倒角部相对于切削刃棱线平行且宽度也一定。与其不同，本发明的工具的负刃带在前后隙面、横后隙面的任一侧均朝向刀尖半径部的顶点下降，因此，不仅在被削材的旋转方向，在工具进给方向上也能够构成呈钝角的三维的高度位置变化的切削刃，从而能够确保耐高应力的强度。
另外，本发明的切削工具的刀尖，若形成本发明的方法规定的姿势来使用，则在切削主分力作用的方向上观察时，如图2所示，工具前切削刃部的切削刃棱线10的位置比图中点划线所示的现有的刀尖半径工具的切削刃棱线的位置更向内侧移动，例举工具，向图中A方向施加进给来使用时，切削刃棱线10的由图中点划线框包围的区域作为擦刷刃10a而起作用。
图3(a)表示现有的刀尖半径工具的刀尖的进给状况和本发明的工具的刀尖的进给状况。另外，图3(b)放大表示加工的面的走刀痕迹M(十点平均表面粗糙度Rz)。图3(a)、图3(b)的单点划线表示现有的刀尖半径工具的刀尖的轨迹，实线表示本发明的工具的刀尖的轨迹。从此可看出，本发明的切削工具在使用状态下能够创造擦刷刃，相比于无擦刷刃的刀尖半径工具提高了加工面的表面粗糙度。
附图说明
图1(a)是表示本发明的切削工具的一个例子的立体图，(b)是同上的工具的俯视图，(c)是沿(b)的C-C线的侧视图，(d)是沿(b)的D-D线的剖视图，(e)是同上的工具的刀尖部的放大立体图；
图2是从切削主分力作用的方向观察设有负刃带(negative land)的刀尖和未设置负刃带的刀尖的形状的比较图；
图3(a)是表示现有工具和本发明的工具的刀尖的进给轨迹的图，(b)是对现有工具和本发明的工具的走刀痕迹进行比较的图；
图4是表示本发明的工具的其他方式的立体图；
图5是表示本发明的工具的另一方式的立体图；
图6是表示本发明的工具的另一方式的立体图；
图7是本发明的工具的使用姿势的说明图；
图8(a)是表示本发明的工具的使用状态的概略的俯视图，(b)是表示本发明的工具的使用状态的概略的剖面图；
图9(a)是表示对刀尖部施加了倒角的现有的刀尖半径工具的概要的立体图，(b)是同上的工具的刀尖部的放大剖视图；
图10是表示现有的擦刷工具的概要的立体图。
图中，
1-切削工具；2-超硬合金制基材；2a-上表面；2b-下表面；2c-侧面；2d-夹钳(clamp)孔；3-座；4-刀尖刀片；4a-cBN基烧结体；4b-镍铬电热线合金(Vac-metal)；5-刀尖半径；6-前倾面；7-前后隙面；8-横后隙面；9-负刃带(negative land)；9a、9b-向相反的方向倾斜的面；10-切屑刃棱线；11-负刃带和前倾面之间的棱线；12-现有的擦刷刃；13-倒角部；20-被削材。
具体实施方式
以下，基于附图的图1～图7，对本发明的CBN切削工具的实施方式-进行说明。
图1所示的CBN切削工具1，作为菱形的负片型的刀尖更换式刀片而构成。该切削工具1在处于超硬合金制基材2的对角位置的两个锐角角部形成有座3，在座3上焊接安装由cBN基烧结体形成的小片的刀尖刀片4，在该刀尖刀片4上设有刀尖半径5、前倾面6、前后隙面7、横后隙面8以及负刃带9。在左右对称的工具中，根据该工具的使用方法有时替换后隙面7和后隙面8的前、横的关系，但在此，为了便于说明，将7称为前后隙面、8称为横后隙面。
超硬合金制基材2具有：相互平行的上表面2a、下表面2b；与它们的面的各边相交呈直角的四个侧面2c；和贯通上表面2a、下表面2b的中心部的夹钳孔2d。面2a、2b是相同结构的面，二者没有上下的关系，但为了便于说明，在此，将面2a称为上表面、面2b称为下表面。在该超硬合金制基材2的上下面的各锐角角部，焊接安装有由cBN基烧结体4a和超硬合金的镍铬电热线合金(Vac-metal)4b构成的刀尖刀片(也可为仅由cBN基烧结体构成的单层构造的刀尖刀片)4，可将四处的角部使用于切削。构成刀尖刀片4的cBN基烧结体，为了获得淬火钢的高效率切削的良好的性能，采用了以体积计含有cBN为45～99.9％的结构。
设于刀尖刀片4的负刃带9相对于前倾面6和后隙面7、8二者均以钝角相交。另外，该负刃带9设为如下的面：作为前切削刃使用的切削刃棱线10(从顶点P朝向Q1点的直线P-Q1)相对于前倾面6的倾斜角β′为20°以上、35°以下的面，此外，在该负刃带9和前后隙面7之间形成的切削刃棱线(成为前切削刃)10的位置，在刀尖半径部的顶点P降低到最大程度，其降低量从顶点P朝向顶点的两侧的Q1点、Q2点的双方逐渐减小。Q1点为前倾面6、前后隙面7以及负刃带9三者相交的点，Q2点为前倾面6、横后隙面8、负刃带9三者相交的点。形成于负刃带9和前倾面6之间的棱线11从Q1点直至Q2点。
为了使用经济性优异的尽量小的刀尖刀片实现目的的工具，优选刀尖半径5的半径尺寸设定在0.4mm以上、1.6mm以下，刀尖半径部的顶角α设定为55°～90°，从刀尖半径部的顶点P到Q1点的切削刃棱线10(该棱线作为前切削刃而使用)相对于前倾面6的倾斜角β′设定为20°～35°，刀尖半径部的顶角α的二等分点处的负刃带9的面宽度W设定为0.5mm以上、2.0mm以下。
刀尖更换式刀片的刀尖部的顶角在ISO规格下分类为55°、60°、80°以及90°(从上面按顺序依次为ISO分类的D、T、C、S)。在将本发明适用于适合这些规格的刀尖更换式刀片时，可设定刀尖半径5的半径尺寸为0.8mm以上、1.2mm以下，此外，设定所述的倾斜角β′为25°以上、32°以下，设定负刃带9的宽度(顶角α的二等分点处的最大宽度)W为0.5mm以上、1.5mm以下。
刀尖刀片4可为：仅由cBN基烧结体形成的单层构造的小片刀片、或cBN基烧结体和超硬合金等的镍铬电热线合金形成一体的层叠构造的小片刀片的任一个。该超硬合金制基材2对刀尖刀片4的保持并不限定于焊接。只要能够稳定保持，还可利用一体烧结、压入、热装、冷装、基于自我约束(self-gripping)式夹钳机构的固定等。
刀尖刀片4为了确保耐久性，可将cBN基烧结体的厚度t设为0.8mm以上、1.5mm以下，另外，为了既缩小刀片尺寸、降低成本又确保接合强度，将该刀尖刀片4焊接于超硬合金制基材2时的焊接面积最好为2.5mm2以上、5mm2以下。另外，刀尖形状也可采用如图4所示的左右不对称的结构，但与此相比，如图1所示的对称的设计、即以刀尖半径部的顶角α的二等分线为基准而形成对称形状的结构不仅可利用于外周加工，还可利用于端面加工，故优选。
图5、图6表示对称的刀尖形状的其他例子。图5的工具由在刀尖半径部的顶角α的二等分线上交叉的向相反方向倾斜的两个面9a、9b构成负刃带19。面9a、9b以刀尖半径部的顶角α的二等分线CL为基准呈对称形状，在刀尖半径部的顶点P的位置高度最低。图6的工具在俯视观察下，由以刀尖半径部的顶角α的二等分线CL为基准呈对称形状的曲面构成了负刃带29，也可认为是图5的工具的变形例。
在刀尖更换式刀片中，具有如下的刀片，在ISO规格下超硬合金制基材2的厚度t1设定为3.18mm、4.76mm、6.35mm中的任一个(ISO规格的03、04至05)，在该超硬合金制基材2上设有夹钳孔2d(该夹钳孔并非必须)，进而该超硬合金制基材2具有直径Φ＝6.35mm、9.525mm或12.7mm的内接圆尺寸，由cBN基烧结体形成的刀尖(刀尖半径部)的顶角α设定为80°。本发明还可适用于这些刀尖更换式刀片。
此外，在刀尖半径部附近的前倾面设置的负刃带，并不限定于平的面。也可为如图5所示的多个面带有角度以山形折叠的状态连接的负刃带19、或如图6所示的具有曲面的负刃带29。另外，也可为以刀尖半径部的顶角α的二等分线CL为基准的、非对称形状的如图4所示的负刃带39。除此之外，适用本发明的工具也可为使后隙面7相对于前倾面6以90°以下的角度相交的结构或正方形的刀尖更换式刀片等。
在本发明的CBN切削工具中，图7所示的切削刃倾斜角λ和横前角γn都为负，前后隙角αof、横后隙角αos、前切削刃角κf、横切削刃角κs都为正，此外，图8所示的负刃带9的下倾角β为20°～35°，在负刃带9和前后隙面7之间形成的切削刃棱线10的位置在刀尖半径部的顶点P处，配置为下倾量h＝0.5mm以上、1.5mm以下的状态而供给于车削加工。
下倾角β是在工具的使用状态下确定的角度，是指作为前切削刃而使用的棱线(从刀尖半径部的顶点P到Q1点的切削刃棱线10(直线P-Q1))相对于前倾面6的倾斜角。该下倾角β在20°以下不能创造有效的擦刷刃，另外，若超过35°则切削阻力增大，耐缺损性改善的效果降低。
下倾量h是从与工具的前倾面6平行的面且含有被削材20的旋转轴O的面T到切削刃的刀尖顶点部的降低量。在将该下倾量h设为0.5mm以上、1.5mm以下时，共同发挥提高切削刃的耐缺损性和提高加工面的面粗糙度的效果等。此外，通常并不进行这种下倾配置下的车削加工。
该车削加工的工具进给量f最好设定为0.1mm/rev以上、0.5mm/rev以下。更加优选为在图8(b)所示的下倾量h设为0.7mm以上、1.2mm以下，工具进给量f设定为0.15mm/rev以上、0.5mm/rev以下时进行加工为好，若满足该条件则能够更加显著地发挥发明的效果。
以下例举更加详细的实施例。
实施例1
准备表1所示的、由形状不同的cBN基烧结体形成了参与切削的部位的试样编号1～39的CBN切削工具，在下述的条件下进行了切削性能的评价。
cBN基烧结体是在超硬合金制的球磨机中混合由cBN粉末、TiN以及Al构成的结合材粉末，使用超高压装置在5GPa、1500℃的条件下烧结而成，含有体积比为60％的平均粒径3μm的cBN粒子，剩余部分由以TiN为主要成分的Ti化合物和Al的氮化物、硼化物、氧化物等Al化合物、以及微量的W或Co化合物构成。
本实施例中使用的切削工具均具有cBN基烧结体，由钢制刀柄直接接合了厚度为1.8mm、刀尖半径部顶角α为80°、底边长度为4mm的刀尖刀片而成，或者，以将刀尖半径部顶角α为80°的与上述同一规格的cBN基烧结体的刀尖刀片接合于超硬合金制基材(基体金属)而构成的ISO型号分类为：CNMA120404、CNMA120408、CNMA120412、CNMA120416、以及CNMA120420的刀片形状的工具为基底，将多种现有形状的倒角或赋予本发明特征的负刃带装备于刀尖而成。
任一个工具均为将具有cBN基烧结体和超硬合金的镍铬电热线合金的刀尖刀片焊接于钢制刀柄或超硬合金制基材，对该刀尖刀片进行磨削而施加前倾面和刀尖半径之后，磨削设置所述的倒角或负刃带。设置倒角或负刃带前的cBN基烧结体的厚度，各工具均为1.5mm，具有0.8R、1.2R、1.6R、2.0R的刀尖半径的(工具形状的末尾的两位数字表示R尺寸)刀尖刀片底面的焊接面积，分别为3.15mm2、2.90mm2、2.55mm2、2.10mm2。
图8中说明的工具的使用状态的切削刃倾斜角λ、横前角γn、前后隙角、横后隙角、前切削刃角、横切削刃角分别从上依次设为-5°、-5°、5°、5°、5°、-5°，各试样均同一规格。另外，成为前切削刃的棱线的下倾量h、负刃带宽度W、所述棱线的下倾角β设定为表2所示的值，此外，被削材及切削条件如以下所述。
被削材：JIS型号：SCR415H外周加工(DIN型号：15Cr3相当品)、硬度HRc58～60
切削速度：V＝150m/min
切深：d＝0.2mm
进给量：f＝0.3mm/rev
加工方式：圆棒的外径部的连续加工、无冷却剂
表1总体表示评价试验的结果。
[表1]
  试样No   工具形状   下倾角β   负刃带宽度W   下倾量h   直至缺损的切削时间   表面粗糙度Rz   被削材切削面的残留应力(圆周方向)   被削材切削面的残留应力(轴方向)   备注
  No.   °   mm   mm   min   μm   GPa   GPa
  1   CNMA120404   0   -   0   3   20.8   -0.2   -0.2   γ：25°，CW：0.15mm
  2   CNMA120408   0   -   0   9   12.5   -0.2   -0.2   γ：25°，CW：0.15mm
  3   CNMA120408   0   -   0.80   9   12.3   -0.2   -0.2   γ：25°，CW：0.15mm
  4   CNMA120416   0   -   0   11   7.5   -0.3   -0.2   γ：25°，CW：0.15mm
  5   CNMA120420   0   -   0   12   6.5   -0.3   -0.2   γ：25°，CW：0.15mm
  6   CNMA120408   0   -   0   8   10.8   -0.3   -0.2   γ：45°，CW：0.15mm
  7   CNMA120408   0   -   0   10   10.8   -0.3   -0.2   γ：25°，CW：0.4mm
  8   CNMA120408   0   -   0   11   10.9   -0.3   -0.2   γ：35°，CW：0.4mm
  9   CNMA120408   0   -   0   11   11.0   -0.3   -0.2   γ：45°，CW：0.4mm
  10   CNMA120408   0   -   0.80   11   11.5   -0.2   -0.2   γ：45°，CW：0.4mm
  11   CNMA120408   0   -   0   9   2.5   -0.4   -0.3   WW：0.5，γ：25°，CW：0.15mm
  12   CNMA120408   0   -   0   7   2.7   -0.5   -0.3   WW：0.5，γ：45°，CW：0.4mm
  13   CNMA120408   17.5   1.70   0.80   10   10.0   -0.5   -0.4
  14   CNMA120408   20.0   1.50   0.80   15   6.0   -0.6   -0.5
  15   CNMA120408   20.0   0.80   0.80   15   6.0   -0.6   -0.5
  16   CNMA120408   25.0   0.80   0.80   18   5.5   -0.6   -0.5
  17   CNMA120408   35.0   0.80   0.80   20   2.8   -0.7   -0.5
  18   CNMA120408   45.0   0.80   0.80   9   -   -   -   产生振动
  19   CNMA120408   25.0   1.10   0.80   18   5.5   -0.6   -0.5
  20   CNMA120408   25.0   1.50   0.80   18   5.5   -0.6   -0.5
  21   CNMA120408   25.0   2.00   0.80   14   5.5   -0.6   -0.5
  22   CNMA120408   25.0   3.00   0.80   1   -   -   -
  23   CNMA120408   32.0   0.45   0.80   8   10.0   -0.4   -0.4
  24   CNMA120408   32.0   0.50   0.80   13   3.1   -0.6   -0.5
  25   CNMA120408   32.0   0.70   0.70   25   2.4   -0.7   -0.5
  26   CNMA120408   32.0   0.80   0.80   27   2.2   -0.7   -0.5
  27   CNMA120408   32.0   0.95   0.80   25   2.5   -0.6   -0.5
  28   CNMA120408   35.0   0.75   0.80   20   2.8   -0.7   -0.5
  29   CNMA120408   45.0   0.60   0.80   9   -   -   -   产生振动
  30   CNMA120408   32.0   0.80   0   1   -   -   -
  31   CNMA120408   32.0   0.80   0.45   10   9.5   -0.3   -0.3
  32   CNMA120408   32.0   0.80   0.50   18   3.5   -0.5   -0.4
  33   CNMA120408   32.0   0.80   0.70   24   2.5   -0.7   -0.5
  34   CNMA120408   32.0   0.80   1.2   20   2.7   -0.6   -0.5
  35   CNMA120408   32.0   0.80   1.5   20   4.5   -0.5   -0.5
  36   CNMA120408   32.0   0.80   2.0   2   -   -   -
  37   CNMA120404   32.0   0.80   0.80   23   2.3   -0.7   -0.5
  38   CNMA120416   32.0   0.80   0.80   24   2.2   -0.7   -0.5
  39   车刀类型   32.0   0.80   0.80   27   2.2   -0.6   -0.5
※1
·No.1～No.10的工具是将现有形状的cBN基烧结体焊接于刀尖部的刀片(现有的刀尖半径工具)，分别具有0.4R～2.0R的刀尖半径，且在刀尖棱线部具有宽度CW：0.15～0.4mm、倒角角度γ：25°～45°的与刀尖棱线平行的一定宽度的倒角。
·No.11、12是将现有形状的cBN基烧结体使用于刀尖部的焊接刀片(现有的擦刷工具)，具有0.8R的刀尖半径、和与直到No.10的工具同一规格的倒角，在该倒角的基础上还具有擦刷宽度WW：0.5mm的擦刷刃。
·No.1～38是用销锁定(pin lock)方式的夹钳机构，将在参与切削的部分使用了cBN基烧结体的刀尖更换式刀片，固定于一边的尺寸为25mm的角柱状钢制支架的工具。试样No.39是将在参与切削的部分使用了cBN基烧结体的刀尖刀片，直接焊接于一边的尺寸为25mm的角柱状钢制刀柄的工具。从车床转台部到刀尖的突出量所有试样均设为40mm。
·cBN基烧结体的焊接是使用72wt％Ag-25wt％Cu-3wt％Ti的组成的活性焊料而进行的。
※2
·加工面的表面粗糙度(以下，仅简称为表面粗糙度)和加工面的残留应力(以下，仅简称为残留应力)的测定，是在从切削开始5分钟后的时刻，对由未产生缺损的工具加工的面进行的。
·表面粗糙度是按照JIS B0601的十点平均粗糙度(Rz)，在截断0.8μm、基准长度4mm的条件下在被削材的轴方向上进行测定。
·残留应力通过微小部X线应力测定装置和使用了化学处理的蚀刻，测定了离表面20μm的深度的残留应力，表1中的-记号表示残留有压缩应力。
表1总体表示实施例1的试验结果。
-总评-
在设有负刃带的No.13～No.39的工具中，设定所述下倾量h为0.5mm以上、1.5mm以下而使用的本发明的CBN切削工具(No.13～17、19～21、24～28、32～35、37～39)，若与现有的CBN切削工具(No.1～No.12)相比较，则直至缺损的工具寿命、表面粗糙度、残留应力的任一项均优异，下倾量h为0.7～1.2mm而使用的工具达到了特别良好的表面粗糙度。
下倾量h在本发明的规定范围外的No.30、31的工具，由三维变位的棱线创造的擦刷刃和被削材的加工面之间的间隙大，因此，表面粗糙度较差。
根据No.13～17、19～21、24～28、32～35、37～39，在成为前切削刃的棱线的下倾角β在20°以上、35°以下的本发明的CBN切削工具中，特别是下倾角β在25°～35°的工具达到了良好的表面粗糙度。下倾角β为45°的No.18和No.29的工具，切削阻力大、加工变得不稳定，导致切削刃的缺损而寿命变短。
另外，在负刃带的宽度W在0.5mm以上、2.0mm以下的本发明的工具中，负刃带的宽度W为0.5mm～1.5mm的工具(No.14～17、19、20、24～28、32～34、37～39)与No.1～12的现有工具相比较，寿命、表面粗糙度、残留应力均获得了良好的结果。该负刃带的宽度W为3.0mm的试样No.22，从刀尖半径部的顶点P处的切削刃棱线的前倾面的降低量增大，cBN基烧结体的刀尖刀片厚度变薄，由此引起的强度降低导致早期缺损。另外，该负刃带的宽度W为0.45mm的No.23的工具，不能充分确保从所述的切削刃棱线的前倾面的降低量，即使在超过了Q1点的位置也进行切削，所以表面粗糙度降低，切削刃的缺损也比较早期地产生。
此外，cBN基烧结体的厚度越厚越容易确保强度，但其厚度若超过1.5mm则高价的cBN的使用量增加，工具制造时的磨削性也变差，因此，从制造成本的观点出发，希望在1.5mm以下。
本发明的CBN切削工具与No.1～No.12的现有工具相比较残留压缩应力大。其中，被削材切削面的轴方向(工具进给方向)压缩应力的残留尤为显著。推测这是由于：本发明的工具的刀尖形状不同于现有的倒角形状或擦刷形状，在工具进给方向上也发挥了强力的消除作用。
此外，No.1～No.12的现有工具，不仅对由cBN基烧结体构成的刀尖刀片，对超硬合金的基体金属也需要实施倒角或珩磨加工。与此相对，本发明的CBN切削工具，只对刀尖部分进行用于赋予负刃带的抛光或珩磨即可，在生产率和制造成本的方面与现有工具相比也较为有利。
实施例2
准备了表2所示的No.41～No.56的工具。在此所用的工具均为，将一体烧结了底边长度4mm、厚度1.1mm的cBN基烧结体(组成与实施例1的相同)和厚度0.7mm的超硬合金制镍铬电热线合金的刀尖刀片，通过焊接镍铬电热线合金而安装于超硬合金制基材(基体金属)的、以分类为ISO型号CNMA120412、CNMA120416、CNMA120420的顶角α为80°的菱形的刀尖更换式刀片为基底、在该刀片的cBN基烧结体上施加多种倒角或与实施例1同样的平面状负刃带等而成。刀尖刀片相对于超硬合金制基材的焊接是使用Cu 50wt％-Ti25wt％-Zr25wt％的组成的活性焊料进行的。
各工具均是在基材上焊接了刀尖刀片之后，对cBN基烧结体的前倾面和刀尖半径进行磨削加工，之后，进行了用于赋予倒角或负刃带的刀尖加工。赋予倒角或负刃带前的cBN基烧结体的厚度，No.56的工具为0.7mm，其它的工具全部为0.8mm。具有0.8R、1.2R、1.6R、2.0R的四种刀尖半径的工具的刀尖刀片底面的焊接面积，从上依次为3.15mm2、2.90mm2、2.55mm2、2.10mm2。
任一个工具的图7中说明的使用状态下的切削刃倾斜角λ、横前角γn、前后隙角αof、横后隙角αos、前切削刃角κf、横切削刃角κs，分别从上依次设定为-5°、-5°、5°、5°、5°、-5°，成为前切削刃的棱线的下倾量h、负刃带宽度W、所述棱线的下倾角β设定为表2所示的值，此外，被削材及切削条件如以下所述。
被削材：JIS型号：SCR415H端面加工(DIN型号：15Cr3相当品)、硬度HRc58～60
切削速度：V＝120m/min
切深：d＝0.25mm
进给量：f＝0.1～0.6mm/rev
加工方式：圆盘端面部的断续加工、无冷却剂
表2表示评价试验的结果。
[表2]
  试样No.   工具形状   下倾角β   负刃带宽度W   下倾量h   直至断裂缺损的切削个数   表面粗糙度Rz   进给量   备注
  No.   °   mm   mm   个   μm   mm/rev.
  41   CNMA120408   0   -   0   3   11.0   0.3   γ：25°，CW：0.15mm
  42   CNMA120412   0   -   0   9   10.5   0.3   γ：25°，CW：0.15mm
  43   CNMA120412   0   -   0   9   3.6   0.08   γ：25°，CW：0.15mm
  44   CNMA120412   0   -   0   9   5.0   0.15   γ：25°，CW：0.15mm
  45   CNMA120416   0   -   0   7：焊接剥落   8.0   0.3   γ：25°，CW：0.15mm
  46   CNMA120420   0   -   0   3：焊接剥落   7.0   0.3   γ：25°，CW：0.15mm
  47   CNMA120412   0   -   0   0.5   -   0.3   γ：40°，CW：0.15mm
  48   CNMA120412   0   -   0   9   -   0.3   WW：0.5，γ：25°，CW：0.15mm
  49   CNMA120412   26.0   1.0   0.70   -   10.5   0.08   从初期开始产生振动
  50   CNMA120412   26.0   1.0   0.70   28   2.8   0.10
  51   CNMA120412   26.0   1.0   0.70   35   2.9   0.12
  52   CNMA120412   26.0   1.0   0.70   33   3.0   0.15
53 CNMA120412 26.0 1.0 0.70 25 3.5 0.3
  54   CNMA120412   26.0   1.0   0.70   20   3.6   0.5
  55   CNMA120412   26.0   1.0   0.70   6：焊接剥落   3.8   0.6
  56   CNMA120412   26.0   1.0   0.70   20   3.0   0.15
※1
·No.41～No.47的工具是将cBN基烧结体焊接于刀尖部的刀片，分别具有0.8R～2.0R的刀尖半径，且刀尖棱线部具有宽度CW：0.15mm、倒角角度γ：25°的与刀尖棱线平行的一定宽度的倒角(现有的刀尖半径工具)。
·No.48的工具是将cBN基烧结体使用于刀尖部的焊接刀片，具有1.2R的刀尖半径、和与No.41～No.47的工具同一规格的倒角，除了该倒角还具有擦刷宽度WW：0.5mm的擦刷刃(现有的擦刷工具)。
·No.49～No.55的工具是用销锁定方式的夹钳机构，将在参与切削的部分使用了cBN基烧结体的刀尖更换式刀片，与实施例1同样地固定于一边的尺寸为25mm的角柱状钢制支架的工具，从车床转台部到刀尖的突出量，所有试样均设为40mm。
※2
·加工面的表面粗糙度的测定，是在从切削开始加工了两个的时刻，对切削刃未产生缺损的工具进行的。测定值与实施例1同样由Rz表示。
-总评-
在高硬度的淬火钢的切削中，工具的刀尖担负极大的分配力。特别是在如本实施例这样的高进给、大切深条件下的断续切削加工中，大的背分力作为冲击而施加于刀尖，因此，工具的前倾面容易产生断裂(flaking)缺损(贝壳状的缺口)，表2的No.41～No.56的工具产生的缺损均为该断裂缺损。
即使在现有工具中，通过增大刀尖半径，在高进给的高效率切削用途中也能够期待某种程度的寿命，但如果刀尖半径过大，则刀尖刀片的焊接面积减少，因此，若在高进给条件下担负高切削阻力，则焊接部被破坏，产生刀尖刀片的剥落(No.45、46)。
另外，倒角角度γ为40°的No.47的工具，在焊接部脱落之前的切削初期产生切削刃的缺损，成为短寿命。推测到这是因为：由于倒角角度γ过大，所以锋利度变差，切削阻力增加。
No.48的具有擦刷刃的擦刷工具，虽然没有产生刀尖刀片的焊接部的脱落，但与No.41～No.46的工具同样地，产生了断裂缺损。
另一方面，No.50～No.54、56的本发明的工具，即使在进给量0.15mm/rev～0.5mm/rev的大范围的高进给条件下也没有产生焊接的刀尖刀片的脱落，进而还抑制了断裂缺损，另外，与实施例1的结果同样地，通过切削刃的三维变位创造的擦刷刃的效果达到了良好的表面粗糙度。
No.50～No.54、56的本发明的工具不易产生断裂的理由，认为出于如下原因：在大的背分力冲击性地施加于工具刀尖时，对作为脆性材料的cBN基烧结体在主分力方向(前倾面法线方向)上施加拉伸应力，但本发明的工具因负刃带的作用，在主分力方向、工具进给方向的任一方向上，作为切屑生成的反作用而对刀尖施加大的压缩应力，并消除基于所述背分力的拉伸应力。
No.55的工具产生了焊接的刀尖刀片的脱落，与No.50～No.54的工具相比较，表面粗糙度也较差。这是由于进给量为0.6mm/rev时极为苛刻。
No.49的工具因切削初期产生的振动，结果表面粗糙度比现有工具的更差，但推测这是由于在进给量为0.08mm/rev的小的低进给条件下，在本发明的工具形状的情况下容易产生固有振动。因此，本发明的工具适合于进给量设为0.1～0.5mm/rev的加工条件，在0.12～0.5mm/rev条件下的使用更为优选，在重视加工效率的情况下，进一步优选设为0.15～0.5mm/rev。
No.56的工具与No.44的现有工具相比较，耐缺损性提高，表面粗糙度也得到了改善，但cBN基烧结体的厚度为0.8mm，工具刚性更高的No.52的工具相比于No.56的工具，耐缺损性进一步提高。
实施例3
准备了表3所示的No.61～No.71的工具。在此所用的工具，是将一体烧结了与实施例1相同的材种的cBN基烧结体和超硬合金制镍铬电热线合金的刀尖刀片，通过焊接超硬镍铬电热线合金而接合于超硬合金制基材的以ISO型号的D(顶角α＝55°)、T(顶角α＝60°)、C(顶角α＝80°)、以及S(顶角α＝90°)的菱形的刀尖更换式刀片为基底，在该刀片的cBN基烧结体上附加多种倒角、和图1、图5、以及图6所示的形状的负刃带而成。
No.67的工具在加工了刀尖部的负刃带之后，进一步在包括基材的表面上通过PVD法(电弧离子镀arc ion plating)被覆了3μm厚的(Tio.5Alo.5)N的组成的硬质膜。
各工具均是在基材上焊接了刀尖刀片之后，对cBN基烧结体的前倾面和刀尖半径进行磨削加工，之后，进行了用于赋予倒角或负刃带的刀尖加工。赋予倒角或负刃带前的cBN基烧结体的厚度，任一个工具均为1.2mm，刀尖刀片底面的焊接面积为2.90mm2。另外，刀尖刀片相对于超硬合金制基材的焊接是使用与实施例2相同组成的活性焊料而进行的。
各工具的图7中说明的使用状态下的切削刃倾斜角λ、横前角γn、前后隙角αof、横后隙角αos、前切削刃角κf、横切削刃角κs，对于D型号的工具从上依次设定为(-7°、-5°、7°、5°、32°、-3°)，另外，对于T型号的工具设定为(-6°、-6°、6°、6°、15°、-15°)，对于C型号的工具设定为(-5°、-5°、5°、5°、5°、-5°)，对于S型号的工具设定为(-5°、-6°、5°、6°、15°、15°)。另外，各工具的刀尖半径统一为0.8mm。另外，成为前切削刃的棱线的下倾量h、负刃带宽度W、所述棱线的下倾角β设定为表3所示的值，此外，被削材及切削条件如以下所述。
被削材：JIS型号：SCR415H端面加工(DIN型号：15Cr3相当品)、硬度HRc48～60(从表面在深度方向上硬度产生变化(降低)，切深1mm的深度位置的硬度为HRc48)
切削速度：V＝100m/min
切深：d＝1.0mm
进给量：f＝0.2mm/rev
加工方式：外径与端面的面积的比例为1∶1的复合加工(渗碳层除去加工)、外径和端面的边界需要形成为0.8R以下的R面。使用乳胶型稀释20倍的冷却剂
表3表示评价试验的结果。
[表3]
  试样No. 工具形状 负刃带的形状 下倾角β 负刃带宽度W 下倾量h   直至缺损的切削时间   后隙面磨损量   表面粗糙度Rz   切屑长度   备注
  No.   °  mm   mm   min   μm   μm   mm
  61   DNMA150408   -   0  -   0   20   0.090   7.0   300   γ：25°，CW：0.15mm
  62   DNMA150408   平面   29.0  1.10   0.80   60   0.093   3.5   60
  63   TNMA160408   -   0  -   0   18   0.087   8.0   290   γ：25°，CW：0.15mm
  64   TNMA160408   平面   28.0  1.10   0.80   65   0.086   3.5   60
  65   CNMA120408   -   0  -   0   22   0.090   7.2   295   γ：25°，CW：0.15mm
  66   CNMA120408   平面   24.0  1.10   0.80   70   0.090   3.5   50
  67   CNMA120408   平面   24.0  1.10   0.80   100   0.050   3.5   55   PVD被膜
  68   CNMA120408   曲面   24.0  1.10   0.80   75   0.092   3.0   45
  69   CNMA120408   多面   24.0  1.10   0.80   80   0.090   3.0   40
  70   SNMA120408   -   0  -   0   22   0.085   8.0   310   γ：25°，CW：0.15mm
  71   SNMA120408   平面   22.0  1.10   0.80   70   0.085   3.5   60
※1
·NO.61、63、65、70的工具是将现有形状的cBN基烧结体使用于刀尖部的焊接刀片，分别具有0.8R的刀尖半径，且在刀尖棱线部设有宽度CW：0.15mm、倒角角度γ：25°的倒角(现有工具和比较例)。
·NO.67的工具的刀尖各要素与NO.66的工具相同，但在包括基材的表面上通过PVD法被覆有(Ti0.5Al0.5)N的组成的硬质膜。
·表3的各工具与实施例1同样，是用销锁定方式，将在参与切削的部分使用了cBN基烧结体的刀尖更换式的刀片，固定于一边的尺寸为25mm的角柱状钢制支架的工具，从车床转台部到工具刀尖的突出量、所有工具均设为40mm。
※2
·表面粗糙度Rz的测定是在切削开始后15分钟的时刻与实施例1同样地进行的。对于后隙面的磨损量，是在切削开始后15分钟的时刻用实际状态显微镜一边观察一边测定的。另外，对于切屑的长度，是通过回收切削开始后5分钟的时刻的切屑来测定其长度的。
-总评-
在本实施例中，受到被削材的外径和端面的边界部的形状的制约，必须进行具有0.8R以下的刀尖半径的工具的加工，由于是高进给条件下的高效率加工，所以No.61、63、65、70的现有工具产生因进给分力的上升而引起的缺损，寿命变短。
另一方面，No.62、64、66～69、71的本发明的工具均大幅度地提高了耐缺损性。与实施例2同样地，推测为由于负刃带的作用，在主分力方向、工具进给方向的任一个方向上，作为切屑生成的反作用而对刀尖施加大的压缩应力，消除因所述背分力引起的拉伸应力有助于提高耐缺损性。
负刃带是以顶角α的二等分线为基准的对称形状的、且由向相反的方向倾斜的面构成的、使负刃带的中央部向刀尖半径部的顶点侧突出的No.68、No.69的工具，相比于具有平面的负刃带的工具(No.62、64、66、67)，切削性能进一步提高。
另外，根据本发明的工具，由于负刃带的效果，得到如下结果：能够防止在如本实施例那样的大切渗、高进给条件下，在车削加工淬火钢时成为大的问题的较粗的连续的切屑的被削材向夹具缠绕。具体而言，在No.61、63、65、70的现有工具中，与产生了300mm左右的长的切屑相比，在本发明的工具中，切屑均被分割为在60mm以下的处理性优越的长度，对汽车部件等的大量生产(mass-production)中的设备工作率的提高、不良品的降低也具有效果。
在No.66的工具的表面被覆了TiAlN膜的No.67的工具，后隙面磨损量大幅降低，因成为被覆工具而进一步实现长寿命化。
如以上所述，本发明的工具和使用该工具的本发明的车削加工方法，在cBN基烧结体的刀尖半径部附近的前倾面形成使切削刃棱线的位置三维变化的负刃带，车削加工中在被削材的旋转方向、工具进给方向的任一方向上，均可形成具有消除作用的高强度的钝角切削刃，此外，通过将该工具配置为一般考虑不到的下倾角和下倾量的状态，在成为前切削刃的棱线上创造擦刷刃，因此，兼顾了因一般是相排斥的情况而在现有工具中不可能的在高进给条件下的高效率加工和高精度加工，且能够实现稳定的长寿命。另外，通过高精度加工，还具有能够达成提高被削材的加工面的疲劳强度或提高嵌合部的密封性的效果。
此外，本发明的工具若利用于淬火钢的高效率车削加工，则可期待特别明显的效果，但在作为难削材的一种的烧结合金的切削中也可期待优异的效果。

Claims (9)

1.一种高质量·高效率加工用CBN切削工具，是由cBN基烧结体形成参与切削的部位的切削工具，其特征在于，
所述cBN基烧结体具有：前后隙面、横后隙面、刀尖半径、前倾面、以及形成于刀尖半径部附近的前倾面的负刃带，
在所述负刃带与前倾面之间形成的棱线，从所述前后隙面、前倾面以及负刃带三者相交的Q1点，至横后隙面、前倾面以及负刃带三者相交的Q2点，
在前后隙面与所述负刃带之间以及在横后隙面与所述负刃带之间分别形成的切削刃棱线的位置，在刀尖半径部的顶点(P)处，从前倾面最大地降低，其降低量从顶点(P)朝向所述Q1点和Q2点而逐渐减小，
进而，连结所述顶点(P)和所述Q1点的直线P-Q1相对于前倾面的倾斜角(β′)被设定为20°以上、35°以下。
2.根据权利要求1所述的高质量·高效率加工用CBN切削工具，其特征在于，
刀尖半径尺寸设定为0.4mm以上、1.6mm以下，刀尖半径部的顶角(α)设定为55°～90°。
3.根据权利要求1或2所述的高质量·高效率加工用CBN切削工具，其特征在于，
负刃带的宽度(W)设定为0.5mm以上、2.0mm以下。
4.根据权利要求2或3所述的高质量·高效率加工用CBN切削工具，其特征在于，
刀尖半径尺寸设定为0.8mm以上、1.2mm以下，所述负刃带的倾斜角(β′)设定为25°以上、32°以下，所述负刃带的宽度(W)设定为0.5mm以上、1.5mm以下的cBN基烧结体，由超硬合金制基材的角部保持，该保持了cBN基烧结体的角部具有多个，整体作为刀尖更换式刀片而构成。
5.根据权利要求1～4中任一项所述的高质量·高效率加工用CBN切削工具，其特征在于，
刀尖以刀尖半径部的顶角(α)的二等分线为基准而呈对称形状。
6.根据权利要求5所述的高质量·高效率加工用CBN切削工具，其特征在于，
所述负刃带以顶角(α)的二等分线为基准呈对称形状，且是由向相反的方向倾斜的面构成的。
7.一种车削加工方法，其特征在于，
将权利要求1～6中任一项所述的CBN切削工具配置成如下状态，使用状态下的切削刃倾斜角和横前角共同为负，前后隙角、横后隙角、前切削刃角共同为正，进而，从刀尖半径部的顶点到所述Q1点的前切削刃相对于前倾面的下倾角(β)为20°～35°，形成于负刃带和后隙面之间的切削刃棱线的在刀尖顶点(P)的位置，从与工具的前倾面平行的面且包括被削材的旋转轴的面下倾0.5mm以上、1.5mm以下，在该状态下，将该工具切入被削材，施加0.1mm/rev以上、0.5mm/rev以下的进给，来进行切削。
8.根据权利要求7所述的车削加工方法，其特征在于，
切削刃棱线的在刀尖顶点(P)处的下倾量设定为0.7mm以上、1.2mm以下，进而，工具的进给量设定为0.15mm/rev以上、0.5mm/rev以下，来进行外径加工。
9.根据权利要求7或8所述的车削加工方法，其特征在于，
以淬火钢作为被削材来进行该淬火钢的车削加工。
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