JP2002361503A - 切削工具 - Google Patents
切削工具Info
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- JP2002361503A JP2002361503A JP2001171373A JP2001171373A JP2002361503A JP 2002361503 A JP2002361503 A JP 2002361503A JP 2001171373 A JP2001171373 A JP 2001171373A JP 2001171373 A JP2001171373 A JP 2001171373A JP 2002361503 A JP2002361503 A JP 2002361503A
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- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
- Physical Vapour Deposition (AREA)
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 湿式、乾式に限らず刃先部の摩耗、チッピン
グの少ない材料の切削工具を提供。 【解決手段】 高速度工具鋼製の切刃を有する切削工具
において、高速度工具鋼は、重量％で、Ｃ：０．６〜
１．８％，Ｓｉ：１．２％以下，Ｍｎ：０．５％以下，
Ｃｒ：３．５〜５．０％，Ｍｏ：１０％以下，Ｗ：２１
％以下，Ｖ：２〜４％を含み、さらに重量％で、Ｃｏ：
０．０１〜４％に制限され、残余がＦｅ及び不可避不純
物よりなり、刃先部鋼中のＭＣ型炭化物粒のうち最大の
炭化物粒の粒子断面の面積を円の面積として置き換えた
場合の円の直径である等価円直径のうちの最大の等価円
直径である最大等価円直径が４〜１０μｍであって、か
つ、等価円直径が４μｍ以上の前記ＭＣ型炭化物粒の粒
子断面の長径短径比が０．３以上である。
グの少ない材料の切削工具を提供。 【解決手段】 高速度工具鋼製の切刃を有する切削工具
において、高速度工具鋼は、重量％で、Ｃ：０．６〜
１．８％，Ｓｉ：１．２％以下，Ｍｎ：０．５％以下，
Ｃｒ：３．５〜５．０％，Ｍｏ：１０％以下，Ｗ：２１
％以下，Ｖ：２〜４％を含み、さらに重量％で、Ｃｏ：
０．０１〜４％に制限され、残余がＦｅ及び不可避不純
物よりなり、刃先部鋼中のＭＣ型炭化物粒のうち最大の
炭化物粒の粒子断面の面積を円の面積として置き換えた
場合の円の直径である等価円直径のうちの最大の等価円
直径である最大等価円直径が４〜１０μｍであって、か
つ、等価円直径が４μｍ以上の前記ＭＣ型炭化物粒の粒
子断面の長径短径比が０．３以上である。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】硬質のＭＣ型炭化物を含む高
速度工具鋼を刃先部に用いたホブ、ドリル等の切削工具
に関する。
速度工具鋼を刃先部に用いたホブ、ドリル等の切削工具
に関する。
【０００２】
【従来の技術】ホブ、ドリルに代表される切削工具用材
料としては、高速度工具鋼及び超硬合金が一般的であ
る。切削工具用の高速度工具鋼として、高硬度、耐摩耗
性、耐熱性を持たせるため、Ｖを２％以上含有させたも
のが開発されている。一方、超硬合金は非常に硬質では
あるが反面脆いため、高速度工具鋼に比較し、耐摩耗性
や耐熱性は非常に優れるが、被研削性や耐衝撃性は劣
り、さらに材料費、加工費とも高価なため、品質の信頼
性、経済性の面で実際の使用範囲は限定される。そのた
め、とりわけ、断続切削を行うホブにおいては、ほとん
どのものが高速度工具鋼製であり、一部のみが超硬合金
製となっている。
料としては、高速度工具鋼及び超硬合金が一般的であ
る。切削工具用の高速度工具鋼として、高硬度、耐摩耗
性、耐熱性を持たせるため、Ｖを２％以上含有させたも
のが開発されている。一方、超硬合金は非常に硬質では
あるが反面脆いため、高速度工具鋼に比較し、耐摩耗性
や耐熱性は非常に優れるが、被研削性や耐衝撃性は劣
り、さらに材料費、加工費とも高価なため、品質の信頼
性、経済性の面で実際の使用範囲は限定される。そのた
め、とりわけ、断続切削を行うホブにおいては、ほとん
どのものが高速度工具鋼製であり、一部のみが超硬合金
製となっている。
【０００３】かかる切削工具用として、高速度工具鋼
は、Ｖを主成分とする硬質のＭＣ型炭化物を富化するた
め、Ｖを通常２％以上含有している。しかし、従来の溶
製高速度工具鋼では、Ｖが３％以上ではＶ含有量が多い
ほど、このＭＣ型炭化物は粗大化や細長い角形化をし易
く、被研削性が悪化するばかりでなく、靱性が低下し、
ＭＣ型炭化物を破壊起点とした刃先部のチッピング、破
損を生じ易いという問題があった。また、粉末高速度工
具鋼では、Ｖ量を増しＭＣ型炭化物を富化しやすい製法
上の利点を持つものの、そのサイズが微細になり過ぎ、
その結果、耐摩耗性が不足し、刃先の大きな摩耗を生じ
易く、材料が高価な割に工具寿命が短かいという問題が
あった。
は、Ｖを主成分とする硬質のＭＣ型炭化物を富化するた
め、Ｖを通常２％以上含有している。しかし、従来の溶
製高速度工具鋼では、Ｖが３％以上ではＶ含有量が多い
ほど、このＭＣ型炭化物は粗大化や細長い角形化をし易
く、被研削性が悪化するばかりでなく、靱性が低下し、
ＭＣ型炭化物を破壊起点とした刃先部のチッピング、破
損を生じ易いという問題があった。また、粉末高速度工
具鋼では、Ｖ量を増しＭＣ型炭化物を富化しやすい製法
上の利点を持つものの、そのサイズが微細になり過ぎ、
その結果、耐摩耗性が不足し、刃先の大きな摩耗を生じ
易く、材料が高価な割に工具寿命が短かいという問題が
あった。
【０００４】また、湿式加工用ホブの場合は、初期は刃
先部の全面がＰＶＤによるチタン系もしくはチタン−合
金系セラミックコーティングを施されているが、再研削
後はすくい面のコーティングは完全に除去された状態と
なるため、高速度工具鋼自体の耐熱性、耐摩耗性が要求
される。さらに、切削油不要の乾式加工用ホブでは、摩
耗、チッピング、破損を防止するためには、硬質で、断
続切削の衝撃に耐え得る靱性、さらに耐熱性に優れた材
料と、耐摩耗性、耐熱性、耐酸化性および潤滑性に優れ
たコーティング膜が必要であり、尚かつ、コーティング
膜との相性の良い材料が要求されている。
先部の全面がＰＶＤによるチタン系もしくはチタン−合
金系セラミックコーティングを施されているが、再研削
後はすくい面のコーティングは完全に除去された状態と
なるため、高速度工具鋼自体の耐熱性、耐摩耗性が要求
される。さらに、切削油不要の乾式加工用ホブでは、摩
耗、チッピング、破損を防止するためには、硬質で、断
続切削の衝撃に耐え得る靱性、さらに耐熱性に優れた材
料と、耐摩耗性、耐熱性、耐酸化性および潤滑性に優れ
たコーティング膜が必要であり、尚かつ、コーティング
膜との相性の良い材料が要求されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】そこで、本出願人が先
に発明した特開２０００−８４７０４号公報において、
硬質ＭＣ炭化物を微細分散させた溶製ハイスを用いた切
削工具を提案した。しかしながら、切削加工条件がより
過酷化していく中で、このハイス工具においてはマイク
ロチッピングをともなう摩耗が比較的大きいという問題
があった。本発明の課題は係る問題点に鑑みて、さらに
優れた耐チッピング性を有する切削工具を提供すること
である。
に発明した特開２０００−８４７０４号公報において、
硬質ＭＣ炭化物を微細分散させた溶製ハイスを用いた切
削工具を提案した。しかしながら、切削加工条件がより
過酷化していく中で、このハイス工具においてはマイク
ロチッピングをともなう摩耗が比較的大きいという問題
があった。本発明の課題は係る問題点に鑑みて、さらに
優れた耐チッピング性を有する切削工具を提供すること
である。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明者等は、種々の高
速度工具鋼を用いたソリッドホブ、ドリルを対象に実験
を行った結果、刃先部の被研削性、靱性、耐摩耗性を兼
ね備え、とりわけ耐チッピング性に優れた切削工具を得
るためには、硬質のＭＣ型炭化物の面積率を適正範囲に
限定し、かつ、ＭＣ型炭化物の形状を球形に近づけるよ
う長径短径比をできる限り大きな値に限定することだけ
でなく、ＭＣ型炭化物を４〜１０μｍのサイズに限定す
ることが重要であることをあらたに知得した。即ち、
Ｖ：２〜４％を含む高速度工具鋼中の等価円直径が４μ
ｍ以上のＭＣ型炭化物の鍛造、圧延軸と平行する断面で
の面積率が３〜８％であり、かつ、ＭＣ型炭化物の長径
短径比を０．３以上にするだけでなく、ＭＣ型炭化物の
最大等価円直径を４〜１０μｍとすることが必要である
ことを知得した。
速度工具鋼を用いたソリッドホブ、ドリルを対象に実験
を行った結果、刃先部の被研削性、靱性、耐摩耗性を兼
ね備え、とりわけ耐チッピング性に優れた切削工具を得
るためには、硬質のＭＣ型炭化物の面積率を適正範囲に
限定し、かつ、ＭＣ型炭化物の形状を球形に近づけるよ
う長径短径比をできる限り大きな値に限定することだけ
でなく、ＭＣ型炭化物を４〜１０μｍのサイズに限定す
ることが重要であることをあらたに知得した。即ち、
Ｖ：２〜４％を含む高速度工具鋼中の等価円直径が４μ
ｍ以上のＭＣ型炭化物の鍛造、圧延軸と平行する断面で
の面積率が３〜８％であり、かつ、ＭＣ型炭化物の長径
短径比を０．３以上にするだけでなく、ＭＣ型炭化物の
最大等価円直径を４〜１０μｍとすることが必要である
ことを知得した。
【０００７】さらに、前述した特開２０００−８４７０
４号公報ではＣｏの量を４〜１０％の範囲であったが、
このようなＭＣ型炭化物の最大等価円直径を効果的に４
〜１０μｍに制限するためには、Ｃｏを０．０１〜４％
に制限する必要があることを合わせて知得した。
４号公報ではＣｏの量を４〜１０％の範囲であったが、
このようなＭＣ型炭化物の最大等価円直径を効果的に４
〜１０μｍに制限するためには、Ｃｏを０．０１〜４％
に制限する必要があることを合わせて知得した。
【０００８】また、この切削工具用鋼は、ＰＶＤによる
チタン−合金系セラミックコーティングの複合膜との相
性が良く、湿式加工よりも乾式加工において、さらに優
れた耐チッピング性を有することを確認した。なお、Ｍ
Ｃ型炭化物の等価円直径とは、ＭＣ型炭化物の粒子断面
の面積を円の面積として置き換えた場合の円の直径をい
う。また、ＭＣ型炭化物の最大等価円直径とは、ＭＣ型
炭化物のうち最大の炭化物の等価円直径をいう。
チタン−合金系セラミックコーティングの複合膜との相
性が良く、湿式加工よりも乾式加工において、さらに優
れた耐チッピング性を有することを確認した。なお、Ｍ
Ｃ型炭化物の等価円直径とは、ＭＣ型炭化物の粒子断面
の面積を円の面積として置き換えた場合の円の直径をい
う。また、ＭＣ型炭化物の最大等価円直径とは、ＭＣ型
炭化物のうち最大の炭化物の等価円直径をいう。
【０００９】かかる知得に基づいて本発明の第１発明に
おいては、高速度工具鋼製の切刃を有する切削工具にお
いて、前記高速度工具鋼は、重量％で、Ｃ：０．６〜
１．８％，Ｓｉ：１．２％以下，Ｍｎ：０．５％以下，
Ｃｒ：３．５〜５．０ ％，Ｍｏ：１０％以下，Ｗ：２
１％以下，を含み、さらに重量％で、Ｖ：２〜４％，特
にＣｏ：０．０１〜４％を含み、残余がＦｅ及び不可避
不純物よりなり、刃先部鋼中のＭＣ型炭化物粒のうち最
大の炭化物粒の粒子断面の面積を円の面積として置き換
えた場合の円の直径である等価円直径のうちの最大の等
価円直径である最大等価円直径が４〜１０μｍであっ
て、かつ、等価円直径が４μｍ以上の前記ＭＣ型炭化物
粒の粒子断面の長径短径比が０．３以上であることを特
徴とする切削工具を提供することによって上記課題を解
決した。
おいては、高速度工具鋼製の切刃を有する切削工具にお
いて、前記高速度工具鋼は、重量％で、Ｃ：０．６〜
１．８％，Ｓｉ：１．２％以下，Ｍｎ：０．５％以下，
Ｃｒ：３．５〜５．０ ％，Ｍｏ：１０％以下，Ｗ：２
１％以下，を含み、さらに重量％で、Ｖ：２〜４％，特
にＣｏ：０．０１〜４％を含み、残余がＦｅ及び不可避
不純物よりなり、刃先部鋼中のＭＣ型炭化物粒のうち最
大の炭化物粒の粒子断面の面積を円の面積として置き換
えた場合の円の直径である等価円直径のうちの最大の等
価円直径である最大等価円直径が４〜１０μｍであっ
て、かつ、等価円直径が４μｍ以上の前記ＭＣ型炭化物
粒の粒子断面の長径短径比が０．３以上であることを特
徴とする切削工具を提供することによって上記課題を解
決した。
【００１０】好ましくは、等価円直径が４μｍ以上のＭ
Ｃ型炭化物粒の鍛造、圧延軸と平行する粒子断面での面
積率が３〜８％であることを特徴とする切削工具として
もよい。尚、ＭＣ型炭化物粒の鍛造、圧延軸と平行する
粒子断面とは、例えば高速度工具鋼の丸鋼又は角鋼につ
いていえば、丸鋼又は角鋼の軸方向即ち長手方向に沿っ
て切断した粒子断面である。実際の光学画像測定マイク
ロスコープでは、面積率は、マイクロスコープのスクリ
ーンに現れる、等価円直径が４μｍ以上の各ＭＣ型炭化
物粒の粒子断面の面積を全部加算した値を、スクリーン
自身の面積で割った値となる。さらに、切削工具の少な
くとも刃先表面に、ＰＶＤによるチタン系もしくはチタ
ン−合金系セラミックコーティングの一種または二種以
上の複合膜を施すことにより、より耐摩耗性、耐チッピ
ング性が向上する。又、かかる切削工具は乾式加工によ
り適している。
Ｃ型炭化物粒の鍛造、圧延軸と平行する粒子断面での面
積率が３〜８％であることを特徴とする切削工具として
もよい。尚、ＭＣ型炭化物粒の鍛造、圧延軸と平行する
粒子断面とは、例えば高速度工具鋼の丸鋼又は角鋼につ
いていえば、丸鋼又は角鋼の軸方向即ち長手方向に沿っ
て切断した粒子断面である。実際の光学画像測定マイク
ロスコープでは、面積率は、マイクロスコープのスクリ
ーンに現れる、等価円直径が４μｍ以上の各ＭＣ型炭化
物粒の粒子断面の面積を全部加算した値を、スクリーン
自身の面積で割った値となる。さらに、切削工具の少な
くとも刃先表面に、ＰＶＤによるチタン系もしくはチタ
ン−合金系セラミックコーティングの一種または二種以
上の複合膜を施すことにより、より耐摩耗性、耐チッピ
ング性が向上する。又、かかる切削工具は乾式加工によ
り適している。
【００１１】さらに好ましくは、前記高速度工具鋼は、
エレクトロスラグ再溶解法により、不活性雰囲気による
Ｏ2、Ｎ2を含むガス成分の溶鋼への侵入を防止し、かつ
溶解条件：溶解速度；４００〜８００ｋｇ／ｈ、鋼塊外
径を電極外径で割った比率を１．２〜１．７、に保持
し、前記ＭＣ型炭化物粒のサイズを制御して製造され
る。
エレクトロスラグ再溶解法により、不活性雰囲気による
Ｏ2、Ｎ2を含むガス成分の溶鋼への侵入を防止し、かつ
溶解条件：溶解速度；４００〜８００ｋｇ／ｈ、鋼塊外
径を電極外径で割った比率を１．２〜１．７、に保持
し、前記ＭＣ型炭化物粒のサイズを制御して製造され
る。
【００１２】（作用）以下に、本発明切削工具の刃先部
における高速度工具鋼中のＭＣ型炭化物の最大等価円直
径、鍛造、圧延軸と平行する断面でのＭＣ型炭化物の面
積率および長径短径比を上記に限定した理由を述べる。
刃先部鋼中のＭＣ型炭化物の最大等価円直径が４μｍ未
満の粉末高速度工具鋼を用いた切削工具では、凝着摩耗
や酸化摩耗によりＭＣ型炭化物が素地と共に除去され易
いため、摩耗し易く工具寿命が短い。
における高速度工具鋼中のＭＣ型炭化物の最大等価円直
径、鍛造、圧延軸と平行する断面でのＭＣ型炭化物の面
積率および長径短径比を上記に限定した理由を述べる。
刃先部鋼中のＭＣ型炭化物の最大等価円直径が４μｍ未
満の粉末高速度工具鋼を用いた切削工具では、凝着摩耗
や酸化摩耗によりＭＣ型炭化物が素地と共に除去され易
いため、摩耗し易く工具寿命が短い。
【００１３】一方、刃先部鋼中のＭＣ型炭化物の最大等
価円直径が１０μｍを超え、また、刃先部鋼中の等価円
直径が４μｍ以上のＭＣ型炭化物の面積率が８％を超え
ると、非常に脆くなり、ＭＣ型炭化物を破壊起点とした
チッピングを起こし易くなる。特に、ＭＣ型炭化物の形
状が長径短径比で０．３未満の粗大で細長い角形を呈す
る場合は、研削加工し難い上に、さらにチッピングを起
こし易くなり、工具破損の原因となる。一方、ＭＣ型炭
化物の面積率が３％未満の場合は非常に摩耗し易くな
り、工具寿命が短くなる。したがって、刃先部鋼中のＭ
Ｃ型炭化物の最大等価円直径を４〜１０μｍとし、等価
円直径が４μｍ以上のＭＣ型炭化物の鍛造、圧延軸と平
行する断面での面積率を３〜８％に限定し、かつ、長径
短径比を０．３以上に限定した。この作用については、
溶製高速度工具鋼、粉末高速度工具鋼を問わず全ての高
速度工具鋼で同様に得られる。
価円直径が１０μｍを超え、また、刃先部鋼中の等価円
直径が４μｍ以上のＭＣ型炭化物の面積率が８％を超え
ると、非常に脆くなり、ＭＣ型炭化物を破壊起点とした
チッピングを起こし易くなる。特に、ＭＣ型炭化物の形
状が長径短径比で０．３未満の粗大で細長い角形を呈す
る場合は、研削加工し難い上に、さらにチッピングを起
こし易くなり、工具破損の原因となる。一方、ＭＣ型炭
化物の面積率が３％未満の場合は非常に摩耗し易くな
り、工具寿命が短くなる。したがって、刃先部鋼中のＭ
Ｃ型炭化物の最大等価円直径を４〜１０μｍとし、等価
円直径が４μｍ以上のＭＣ型炭化物の鍛造、圧延軸と平
行する断面での面積率を３〜８％に限定し、かつ、長径
短径比を０．３以上に限定した。この作用については、
溶製高速度工具鋼、粉末高速度工具鋼を問わず全ての高
速度工具鋼で同様に得られる。
【００１４】特に、Ｃｏ重量比を０．０１〜４％に限定
した理由は、Ｃｏが多いほど鋼の耐熱性は向上し、切削
工具材料としての耐熱性を持たせるというメリットはあ
るものの、４％より大きいとＭＣ炭化物サイズが比較的
大きくなり、かつＣｏの多く固溶したマトリックス自体
の靱性低下をもたらすことにより、チッピングや割れ等
の工具破損を起こし易くなるという知見が得られたため
である。さらには、乾式加工においては、切り屑が凝着
し刃先を覆うことにより、切削熱のほとんどが切り屑に
流れることで，工具自体への伝達を妨げ、工具の高温軟
化を抑制するといった作用が見込まれるため、Ｃｏを４
％を越えてまで含有させる必要性はないといえる。
した理由は、Ｃｏが多いほど鋼の耐熱性は向上し、切削
工具材料としての耐熱性を持たせるというメリットはあ
るものの、４％より大きいとＭＣ炭化物サイズが比較的
大きくなり、かつＣｏの多く固溶したマトリックス自体
の靱性低下をもたらすことにより、チッピングや割れ等
の工具破損を起こし易くなるという知見が得られたため
である。さらには、乾式加工においては、切り屑が凝着
し刃先を覆うことにより、切削熱のほとんどが切り屑に
流れることで，工具自体への伝達を妨げ、工具の高温軟
化を抑制するといった作用が見込まれるため、Ｃｏを４
％を越えてまで含有させる必要性はないといえる。
【００１５】ＣはＭＣ型炭化物を形成し、耐摩耗性を改
善する。しかしＣの量があまりに多いと靱性が低下す
る。そこで、Ｃの重量比を０．６〜１．８％に限定し
た。Ｓｉ及びＭｎは脱酸剤として添加するが、Ｓｉ及び
Ｍｎの量があまりに多いと靱性が低下する。そこで、Ｓ
ｉ及びＭｎの重量比をＳｉ：１．２％以下、Ｍｎ：０．
５％以下に限定した。Ｃｒは焼入れ性を高めるため３．
５〜５．０％添加される。Ｃｒが３．５％より少ないと
上記効果がないし、５．０％を超えると全体の靭性を低
下させる。Ｍｏ：１０％以下、Ｗ：２１％以下とした
が、Ｍｏ及びＷはＭ6Ｃ型炭化物を形成し耐摩耗性を改
善する。しかしＭｏ及びＷの量があまりに多いと靱性が
低下する。
善する。しかしＣの量があまりに多いと靱性が低下す
る。そこで、Ｃの重量比を０．６〜１．８％に限定し
た。Ｓｉ及びＭｎは脱酸剤として添加するが、Ｓｉ及び
Ｍｎの量があまりに多いと靱性が低下する。そこで、Ｓ
ｉ及びＭｎの重量比をＳｉ：１．２％以下、Ｍｎ：０．
５％以下に限定した。Ｃｒは焼入れ性を高めるため３．
５〜５．０％添加される。Ｃｒが３．５％より少ないと
上記効果がないし、５．０％を超えると全体の靭性を低
下させる。Ｍｏ：１０％以下、Ｗ：２１％以下とした
が、Ｍｏ及びＷはＭ6Ｃ型炭化物を形成し耐摩耗性を改
善する。しかしＭｏ及びＷの量があまりに多いと靱性が
低下する。
【００１６】
【実施例】次に本発明の実施例について説明する。表１
は本発明鋼５，６、比較鋼１乃至４にて製作したソリッ
ドホブ、ドリルの化学成分及びＭＣ型炭化物の、最大等
価円直径（μｍ）、等価円直径４μｍ以上の面積率（鍛
造、圧延軸と平行する断面での面積率％）、等価円直径
が４μｍ以上のＭＣ型炭化物の最小長径短径比を示した
ものである。実際の光学画像測定マイクロスコープで
は、ＭＣ型炭化物の、最大等価円直径（μｍ）、面積率
及び最小長径短径比を顕微鏡画像で測定した。また、本
発明高速度工具鋼は、エレクトロスラグ再溶解法によ
り、不活性雰囲気によるＯ2、Ｎ2を含むガス成分の溶鋼
への侵入を防止し、かつ溶解条件：溶解速度；４００〜
８００ｋｇ／ｈ、鋼塊外径を電極外径で割った比率を
１．２〜１．７、に保持し、前記ＭＣ型炭化物粒のサイ
ズを制御して製造した。
は本発明鋼５，６、比較鋼１乃至４にて製作したソリッ
ドホブ、ドリルの化学成分及びＭＣ型炭化物の、最大等
価円直径（μｍ）、等価円直径４μｍ以上の面積率（鍛
造、圧延軸と平行する断面での面積率％）、等価円直径
が４μｍ以上のＭＣ型炭化物の最小長径短径比を示した
ものである。実際の光学画像測定マイクロスコープで
は、ＭＣ型炭化物の、最大等価円直径（μｍ）、面積率
及び最小長径短径比を顕微鏡画像で測定した。また、本
発明高速度工具鋼は、エレクトロスラグ再溶解法によ
り、不活性雰囲気によるＯ2、Ｎ2を含むガス成分の溶鋼
への侵入を防止し、かつ溶解条件：溶解速度；４００〜
８００ｋｇ／ｈ、鋼塊外径を電極外径で割った比率を
１．２〜１．７、に保持し、前記ＭＣ型炭化物粒のサイ
ズを制御して製造した。
【００１７】
【表１】
【００１８】表２は本発明鋼５，６、比較鋼１乃至４の
各鋼種を用いた試験片の焼入焼もどし硬さと抗折力を示
したものである。抗折力は試験片サイズ５×１０×７５
ｍｍ，標点距離６０ｍｍの中央一点荷重方式で求めた。
発明鋼５，６の抗折力は、比較鋼１，３，４の各鋼種に
比べ高い値を示し，粉末鋼である比較鋼２にも迫る靱性
を示した。表３は表１の材料を用いた切削工具の切削試
験結果を最大摩耗量で示したものである。表３中、実施
例１は湿式ホブ切削試験結果、実施例２は乾式ホブ切削
試験結果、実施例３はドリル切削試験結果（湿式）であ
る
各鋼種を用いた試験片の焼入焼もどし硬さと抗折力を示
したものである。抗折力は試験片サイズ５×１０×７５
ｍｍ，標点距離６０ｍｍの中央一点荷重方式で求めた。
発明鋼５，６の抗折力は、比較鋼１，３，４の各鋼種に
比べ高い値を示し，粉末鋼である比較鋼２にも迫る靱性
を示した。表３は表１の材料を用いた切削工具の切削試
験結果を最大摩耗量で示したものである。表３中、実施
例１は湿式ホブ切削試験結果、実施例２は乾式ホブ切削
試験結果、実施例３はドリル切削試験結果（湿式）であ
る
【００１９】
【表２】
【００２０】
【表３】
【００２１】図１は，発明鋼５，比較鋼１，２，３のＭ
Ｃ炭化物の等価円直径のサイズ分布を示したものであ
る。発明鋼５に示すように、本発明では特に、ＭＣ型炭
化物の最大等価円直径を効果的に４〜１０μｍに制限す
るために、Ｃｏを０．０１〜４％に制限した。その結
果、図１に示すように、発明鋼５は比較鋼１，２，３に
比べ異なるＭＣ炭化物サイズ分布、即ちＭＣ型炭化物の
最大等価円直径が４〜１０μｍとなるのに適した分布を
していることがわかる。
Ｃ炭化物の等価円直径のサイズ分布を示したものであ
る。発明鋼５に示すように、本発明では特に、ＭＣ型炭
化物の最大等価円直径を効果的に４〜１０μｍに制限す
るために、Ｃｏを０．０１〜４％に制限した。その結
果、図１に示すように、発明鋼５は比較鋼１，２，３に
比べ異なるＭＣ炭化物サイズ分布、即ちＭＣ型炭化物の
最大等価円直径が４〜１０μｍとなるのに適した分布を
していることがわかる。
【００２２】（実施例１）第一の実施例においては、表
１の５，６に示す本発明鋼及び、１乃至４に示す比較鋼
にてソリッドホブを製作し、湿式加工による切削試験を
下記条件にて行った後、刃先部の摩耗量を計測した。 ・工具形状：ソリッドホブ（外径：φ１０５、コーティ
ング：チタン系膜（すくい面は除去）） ・被削材 ：ＳＣＭ４２０Ｈ（硬さ：ＨＶ１７０） ・切削速度：１３０ｍ／ｍｉｎ ・切込深さ：７．９９５ｍｍ ・送り ：２．２ｍｍ／ｒｅｖ ・切削長 ：２５ｍ ・湿式 結果を表３の左欄の実施例１、図２および図３に示す。
図２はソリッドホブの湿式加工における刃先部の最大逃
げ面摩耗量、図３は最大クレータ摩耗量をＭＣ型炭化物
の最大等価円直径（μｍ）をパラメータとして示したも
のである。なお、湿式加工用ホブのすくい面は再研削後
のコーティングなしの状況と同じとするため、最初から
すくい面のコーティングを除去した。
１の５，６に示す本発明鋼及び、１乃至４に示す比較鋼
にてソリッドホブを製作し、湿式加工による切削試験を
下記条件にて行った後、刃先部の摩耗量を計測した。 ・工具形状：ソリッドホブ（外径：φ１０５、コーティ
ング：チタン系膜（すくい面は除去）） ・被削材 ：ＳＣＭ４２０Ｈ（硬さ：ＨＶ１７０） ・切削速度：１３０ｍ／ｍｉｎ ・切込深さ：７．９９５ｍｍ ・送り ：２．２ｍｍ／ｒｅｖ ・切削長 ：２５ｍ ・湿式 結果を表３の左欄の実施例１、図２および図３に示す。
図２はソリッドホブの湿式加工における刃先部の最大逃
げ面摩耗量、図３は最大クレータ摩耗量をＭＣ型炭化物
の最大等価円直径（μｍ）をパラメータとして示したも
のである。なお、湿式加工用ホブのすくい面は再研削後
のコーティングなしの状況と同じとするため、最初から
すくい面のコーティングを除去した。
【００２３】図２は、最大逃げ面摩耗量を各鋼中のＭＣ
型炭化物の最大等価円直径（μｍ）との関係として示し
たものであるが、その関係線図はおよそ７μｍを底とし
たＵ字型形状であり、４〜１０μｍの間ではほぼ安定し
て摩耗量が少ない。例えば、本発明鋼５は従来の溶製高
速度工具鋼である比較鋼１に比べて４．１倍、比較鋼３
に比べ１．３倍、粉末高速度工具鋼である比較鋼２に比
べ１．４倍優れている。尚、比較鋼１〜４の摩耗のほと
んどは、刃先のマイクロチッピングによるものであっ
た。図３は、最大クレータ摩耗量をＭＣ型炭化物の最大
等価円直径（μｍ）との関係として示したものである
が、その関係線図もまた７μｍを底としたＵ字型形状で
あり、４〜１０μｍの間ではほぼ安定して摩耗量が少な
い。例えば、本発明鋼５は溶製高速度工具鋼である比較
鋼１に比べ４．５倍、比較鋼３に比べ１．４倍、粉末高
速度工具鋼である比較鋼２に比べ１．５倍優れている。
尚、比較鋼１〜４の摩耗は、刃先のチッピングによるも
のであった。
型炭化物の最大等価円直径（μｍ）との関係として示し
たものであるが、その関係線図はおよそ７μｍを底とし
たＵ字型形状であり、４〜１０μｍの間ではほぼ安定し
て摩耗量が少ない。例えば、本発明鋼５は従来の溶製高
速度工具鋼である比較鋼１に比べて４．１倍、比較鋼３
に比べ１．３倍、粉末高速度工具鋼である比較鋼２に比
べ１．４倍優れている。尚、比較鋼１〜４の摩耗のほと
んどは、刃先のマイクロチッピングによるものであっ
た。図３は、最大クレータ摩耗量をＭＣ型炭化物の最大
等価円直径（μｍ）との関係として示したものである
が、その関係線図もまた７μｍを底としたＵ字型形状で
あり、４〜１０μｍの間ではほぼ安定して摩耗量が少な
い。例えば、本発明鋼５は溶製高速度工具鋼である比較
鋼１に比べ４．５倍、比較鋼３に比べ１．４倍、粉末高
速度工具鋼である比較鋼２に比べ１．５倍優れている。
尚、比較鋼１〜４の摩耗は、刃先のチッピングによるも
のであった。
【００２４】（実施例２）第二の実施例においては、表
１に示す本発明鋼５，６、比較鋼１〜４を加工、熱処
理、研削後、ＰＶＤによるチタン−合金系複合多層膜を
施してソリッドホブを製作し、乾式加工による切削試験
を下記条件にて行った後、刃先部の摩耗量を計測した。 ・工具形状：ソリッドホブ（外径：φ１０５、コーティ
ング：チタン−合金系複合多層膜（すくい面は除去）） ・被削材 ：ＳＣＭ４２０Ｈ（硬さ：ＨＶ１７０） ・切削速度：２００ｍ／ｍｉｎ ・切込深さ：７．９９５ｍｍ ・送り ：２．２ｍｍ／ｒｅｖ ・切削長 ：２５２ｍ ・乾式 結果を表３の中欄の実施例２、図４および図５に示す。
図４はソリッドホブの乾式加工における刃先部の最大逃
げ面摩耗量をＭＣ型炭化物の最大等価円直径をパラメー
タとして示したものである。図５は同刃先部の最大クレ
ータ摩耗量をＭＣ型炭化物の最大等価円直径をパラメー
タとして示したものである。なお、乾式加工用ホブのす
くい面は再研削後のコーティングなしの状況と同じとす
るため、最初からすくい面のコーティングを除去した。
１に示す本発明鋼５，６、比較鋼１〜４を加工、熱処
理、研削後、ＰＶＤによるチタン−合金系複合多層膜を
施してソリッドホブを製作し、乾式加工による切削試験
を下記条件にて行った後、刃先部の摩耗量を計測した。 ・工具形状：ソリッドホブ（外径：φ１０５、コーティ
ング：チタン−合金系複合多層膜（すくい面は除去）） ・被削材 ：ＳＣＭ４２０Ｈ（硬さ：ＨＶ１７０） ・切削速度：２００ｍ／ｍｉｎ ・切込深さ：７．９９５ｍｍ ・送り ：２．２ｍｍ／ｒｅｖ ・切削長 ：２５２ｍ ・乾式 結果を表３の中欄の実施例２、図４および図５に示す。
図４はソリッドホブの乾式加工における刃先部の最大逃
げ面摩耗量をＭＣ型炭化物の最大等価円直径をパラメー
タとして示したものである。図５は同刃先部の最大クレ
ータ摩耗量をＭＣ型炭化物の最大等価円直径をパラメー
タとして示したものである。なお、乾式加工用ホブのす
くい面は再研削後のコーティングなしの状況と同じとす
るため、最初からすくい面のコーティングを除去した。
【００２５】図４は、最大逃げ面摩耗量を各鋼中のＭＣ
型炭化物の最大等価円直径との関係として示したもので
あるが、その関係線図もまた７％を底としたＵ字型形状
であり、４〜１０％の間ではほぼ安定して摩耗量が少な
い。例えば、本発明鋼５は、従来の溶製高速度工具鋼で
ある比較鋼１に比べ７倍、比較鋼３に比べ２倍、粉末高
速度工具鋼である比較鋼２に比べ２．４倍優れている。
さらに、実施例１の図２と比較すると、乾式加工の方が
より効果が大きい。図５は、最大クレータ摩耗量を各鋼
中のＭＣ型炭化物の最大等価円直径との関係として示し
たものであるが、その関係線図もまた７％を底としたＵ
字型形状であり、４〜１０％の間ではほぼ安定して摩耗
量が少ない。例えば、本発明鋼５は従来の溶製高速度工
具鋼である比較鋼１に比べ６．７倍、比較鋼３に比べ３
倍、粉末高速度工具鋼である比較鋼２に比べ３．５倍優
れている。さらに、実施例１の図３と比較すると、乾式
加工の方がより効果が大きい。
型炭化物の最大等価円直径との関係として示したもので
あるが、その関係線図もまた７％を底としたＵ字型形状
であり、４〜１０％の間ではほぼ安定して摩耗量が少な
い。例えば、本発明鋼５は、従来の溶製高速度工具鋼で
ある比較鋼１に比べ７倍、比較鋼３に比べ２倍、粉末高
速度工具鋼である比較鋼２に比べ２．４倍優れている。
さらに、実施例１の図２と比較すると、乾式加工の方が
より効果が大きい。図５は、最大クレータ摩耗量を各鋼
中のＭＣ型炭化物の最大等価円直径との関係として示し
たものであるが、その関係線図もまた７％を底としたＵ
字型形状であり、４〜１０％の間ではほぼ安定して摩耗
量が少ない。例えば、本発明鋼５は従来の溶製高速度工
具鋼である比較鋼１に比べ６．７倍、比較鋼３に比べ３
倍、粉末高速度工具鋼である比較鋼２に比べ３．５倍優
れている。さらに、実施例１の図３と比較すると、乾式
加工の方がより効果が大きい。
【００２６】（実施例３）第三の実施例においては、表
１に示す本発明鋼５，６、比較鋼１〜４にてドリルを製
作し、湿式加工による切削試験を下記条件にて行い、穴
あけ個数を調査した。 ・工具形状：ドリル（外径：φ６） ・被削材 ：ＳＮＣ８３６（硬さ：ＨＢ２８６） ・切削速度：３７．７ｍ／ｍｉｎ ・送り ：０．１０ｍｍ／ｒｅｖ ・穴深さ ：２０ｍｍ ・湿式 結果を表３の右欄，図６に示す。図６はドリルの湿式加
工における穴あけ個数をＭＣ型炭化物の最大等価円直径
（μｍ）をパラメータとして示したものである。なお、
実施例では刃先部コーティングの状態で切削試験を行っ
た。
１に示す本発明鋼５，６、比較鋼１〜４にてドリルを製
作し、湿式加工による切削試験を下記条件にて行い、穴
あけ個数を調査した。 ・工具形状：ドリル（外径：φ６） ・被削材 ：ＳＮＣ８３６（硬さ：ＨＢ２８６） ・切削速度：３７．７ｍ／ｍｉｎ ・送り ：０．１０ｍｍ／ｒｅｖ ・穴深さ ：２０ｍｍ ・湿式 結果を表３の右欄，図６に示す。図６はドリルの湿式加
工における穴あけ個数をＭＣ型炭化物の最大等価円直径
（μｍ）をパラメータとして示したものである。なお、
実施例では刃先部コーティングの状態で切削試験を行っ
た。
【００２７】図６は、穴あけ個数を各鋼中のＭＣ型炭化
物の最大等価円直径との関係として示したものである
が、その関係線図は７μｍを頂点とした逆Ｕ字型形状で
あり、４〜１０％の間ではほぼ安定して穴あけ個数が大
きい。例えば、本発明鋼５は従来の溶製高速度工具鋼で
ある比較鋼１に比べ１．９倍、粉末高速度工具鋼である
比較鋼２に比べ１．３倍優れている。
物の最大等価円直径との関係として示したものである
が、その関係線図は７μｍを頂点とした逆Ｕ字型形状で
あり、４〜１０％の間ではほぼ安定して穴あけ個数が大
きい。例えば、本発明鋼５は従来の溶製高速度工具鋼で
ある比較鋼１に比べ１．９倍、粉末高速度工具鋼である
比較鋼２に比べ１．３倍優れている。
【００２８】
【発明の効果】以上述べた通り、本発明においては、材
料である高速度工具鋼が重量比でＶが２〜４％、特に、
Ｃｏが０．０１〜４％を含み、刃先部鋼中のＭＣ型炭化
物の最大等価円直径が４〜１０μｍであって、かつＭＣ
型炭化物の長径短径比が０．３以上の切削工具としたの
で、工具刃先部の摩耗、特にチッピングに対し、非常に
優れたものとなった。好ましくは、等価円直径が４μｍ
以上ののＭＣ型炭化物粒の鍛造、圧延軸と平行する粒子
断面での面積率が３〜８％とすれば、さらに高速度工具
切削工具は刃先部の摩耗、特にチッピングを改善でき
る。さらに、乾式加工にも適した性質を有し、ＰＶＤに
よるチタン−合金系セラミックコーティング複合膜との
相性も良く、刃先表面に、ＰＶＤによるチタン系もしく
はチタン−合金系セラミックコーティングの一種または
二種以上の複合膜を施すことにより、より耐摩耗性、耐
チッピング性が向上し、乾式加工にあってより適したも
のである。
料である高速度工具鋼が重量比でＶが２〜４％、特に、
Ｃｏが０．０１〜４％を含み、刃先部鋼中のＭＣ型炭化
物の最大等価円直径が４〜１０μｍであって、かつＭＣ
型炭化物の長径短径比が０．３以上の切削工具としたの
で、工具刃先部の摩耗、特にチッピングに対し、非常に
優れたものとなった。好ましくは、等価円直径が４μｍ
以上ののＭＣ型炭化物粒の鍛造、圧延軸と平行する粒子
断面での面積率が３〜８％とすれば、さらに高速度工具
切削工具は刃先部の摩耗、特にチッピングを改善でき
る。さらに、乾式加工にも適した性質を有し、ＰＶＤに
よるチタン−合金系セラミックコーティング複合膜との
相性も良く、刃先表面に、ＰＶＤによるチタン系もしく
はチタン−合金系セラミックコーティングの一種または
二種以上の複合膜を施すことにより、より耐摩耗性、耐
チッピング性が向上し、乾式加工にあってより適したも
のである。
【００２９】したがって、ホブに代表される歯切工具全
般の寿命改善、品質改善には非常に有効であり、特に、
今後利用量増大が予想される乾式加工に優れた性能を発
揮するものと期待される。
般の寿命改善、品質改善には非常に有効であり、特に、
今後利用量増大が予想される乾式加工に優れた性能を発
揮するものと期待される。
【図１】本発明鋼のＭＣ炭化物のサイズが２μｍ以上の
ものについて，等価円直径の分布を示したものである。
本発明鋼５、比較鋼１〜３を用いて製作した試験片（サ
イズ２２×２７×５００ｍｍ）を焼入焼もどし後，１０
％クロム酸で電解腐食し，光学画像測定マイクロスコー
プにて測定した。
ものについて，等価円直径の分布を示したものである。
本発明鋼５、比較鋼１〜３を用いて製作した試験片（サ
イズ２２×２７×５００ｍｍ）を焼入焼もどし後，１０
％クロム酸で電解腐食し，光学画像測定マイクロスコー
プにて測定した。
【図２】本発明の第一の実施例の切削試験結果を示す。
本発明鋼５，６、比較鋼１〜４にて製作したソリッドホ
ブの湿式加工における刃先部の最大逃げ面摩耗量と各鋼
中のＭＣ型炭化物の最大等価円直径との関係を示したも
のである。
本発明鋼５，６、比較鋼１〜４にて製作したソリッドホ
ブの湿式加工における刃先部の最大逃げ面摩耗量と各鋼
中のＭＣ型炭化物の最大等価円直径との関係を示したも
のである。
【図３】図２と同じく本発明の第一の実施例の切削試験
結果であり、刃先部の最大クレータ摩耗量と各鋼中のＭ
Ｃ型炭化物の最大等価円直径との関係を示したものであ
る。
結果であり、刃先部の最大クレータ摩耗量と各鋼中のＭ
Ｃ型炭化物の最大等価円直径との関係を示したものであ
る。
【図４】本発明の第二の実施例の切削試験結果を示す。
本発明鋼５，６、比較鋼１〜４にて製作したソリッドホ
ブの乾式加工における刃先部の最大逃げ面摩耗量と各鋼
中のＭＣ型炭化物の最大等価円直径との関係を示したも
のである。
本発明鋼５，６、比較鋼１〜４にて製作したソリッドホ
ブの乾式加工における刃先部の最大逃げ面摩耗量と各鋼
中のＭＣ型炭化物の最大等価円直径との関係を示したも
のである。
【図５】図４と同じく本発明の第二の実施例の切削試験
結果であり、刃先部の最大クレータ摩耗量と各鋼中のＭ
Ｃ型炭化物の最大等価円直径との関係を示したものであ
る。
結果であり、刃先部の最大クレータ摩耗量と各鋼中のＭ
Ｃ型炭化物の最大等価円直径との関係を示したものであ
る。
【図６】本発明の第三の実施例の切削試験結果を示す。
本発明鋼５，６、比較鋼１〜４にて製作したドリルの湿
式加工における穴あけ個数と各鋼中のＭＣ型炭化物の最
大等価円直径との関係を示したものである。
本発明鋼５，６、比較鋼１〜４にて製作したドリルの湿
式加工における穴あけ個数と各鋼中のＭＣ型炭化物の最
大等価円直径との関係を示したものである。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考） Ｃ２３Ｃ 14/16 Ｃ２３Ｃ 14/16 Ｚ ４Ｋ０２９ // Ｂ２３Ｆ 21/16 Ｂ２３Ｆ 21/16 Ｃ２２Ｂ 9/18 Ｃ２２Ｂ 9/18 Ｈ 9/187 (72)発明者 塚本 裕 富山県富山市不二越本町一丁目１番１号 株式会社不二越内 Ｆターム(参考） 3C025 FF03 3C037 CC08 3C046 FF02 FF10 FF16 FF19 FF38 FF39 FF47 FF50 FF55 FF57 4K001 AA10 FA09 4K013 AA02 BA14 CA01 4K029 AA02 BA41 BB02 BC02 BD05 CA01 CA03 CA05
Claims (5)
- 【請求項１】 高速度工具鋼製の切刃を有する切削工具
において、前記高速度工具鋼は、重量％で、Ｃ：０．６
〜１．８％，Ｓｉ：１．２％以下，Ｍｎ：０．５％以
下，Ｃｒ：３．５〜５．０％，Ｍｏ：１０％以下，Ｗ：
２１％以下，Ｖ：２〜４％を含み、さらに重量％で、Ｃ
ｏ：０．０１〜４％に制限され、残余がＦｅ及び不可避
不純物よりなり、刃先部鋼中のＭＣ型炭化物粒のうち最
大の炭化物粒の粒子断面の面積を円の面積として置き換
えた場合の円の直径である等価円直径のうちの最大の等
価円直径である最大等価円直径が４〜１０μｍであっ
て、かつ、等価円直径が４μｍ以上の前記ＭＣ型炭化物
粒の粒子断面の長径短径比が０．３以上であることを特
徴とする切削工具。 - 【請求項２】 等価円直径が４μｍ以上の前記ＭＣ型炭
化物粒の鍛造、圧延軸と平行する粒子断面での面積率が
３〜８％であることを特徴とする請求項１に記載の切削
工具。 - 【請求項３】 前記切削工具の少なくとも刃先表面に、
ＰＶＤによるチタン系もしくはチタン−合金系セラミッ
クコーティングの一種または二種以上の複合膜が施され
ていることを特徴とする請求項１又は２のいずれかに記
載の切削工具。 - 【請求項４】 前記高速度工具鋼は、エレクトロスラグ
再溶解法により、不活性雰囲気によるＯ2、Ｎ2を含むガ
ス成分の溶鋼への侵入を防止し、かつ溶解条件：溶解速
度；４００〜８００ｋｇ／ｈ、鋼塊外径を電極外径で割
った比率を１．２〜１．７、に保持し、前記ＭＣ型炭化
物粒のサイズを制御して製造したことを特徴とする請求
項１乃至３のいずれか一に記載の切削工具。 - 【請求項５】 前記切削工具は乾式加工に使用されるこ
とを特徴とする請求項１乃至４のいずれか一に記載の切
削工具。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2001171373A JP3698656B2 (ja) | 2001-06-06 | 2001-06-06 | 切削工具 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2001171373A JP3698656B2 (ja) | 2001-06-06 | 2001-06-06 | 切削工具 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2002361503A true JP2002361503A (ja) | 2002-12-18 |
| JP3698656B2 JP3698656B2 (ja) | 2005-09-21 |
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ID=19013149
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| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2001171373A Expired - Fee Related JP3698656B2 (ja) | 2001-06-06 | 2001-06-06 | 切削工具 |
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| JP (1) | JP3698656B2 (ja) |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2011218544A (ja) * | 2010-03-25 | 2011-11-04 | Hitachi Metals Ltd | 鋼の切削方法 |
| JP2012067325A (ja) * | 2010-09-21 | 2012-04-05 | Mitsubishi Materials Corp | 優れた高温焼戻し軟化抵抗性を有する合金鋼 |
| CN111041420A (zh) * | 2019-12-27 | 2020-04-21 | 采埃孚汽车科技(张家港)有限公司 | 一种拉刀刀具及其制备方法 |
| KR20200097274A (ko) * | 2017-12-22 | 2020-08-18 | 글리슨-파아우터 마쉰넨파브리크 게엠베하 | 치형화 기계 가공 방법 및 치형화 기계 |
-
2001
- 2001-06-06 JP JP2001171373A patent/JP3698656B2/ja not_active Expired - Fee Related
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|---|---|---|---|---|
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| KR20200097274A (ko) * | 2017-12-22 | 2020-08-18 | 글리슨-파아우터 마쉰넨파브리크 게엠베하 | 치형화 기계 가공 방법 및 치형화 기계 |
| JP2021506602A (ja) * | 2017-12-22 | 2021-02-22 | グリーソン − プァウター マシネンファブリク ゲーエムベーハー | 歯部を機械加工するための方法、ならびに歯付け機械 |
| JP7394762B2 (ja) | 2017-12-22 | 2023-12-08 | グリーソン － プァウター マシネンファブリク ゲーエムベーハー | 歯部を機械加工するための方法、ならびに歯付け機械 |
| KR102622113B1 (ko) * | 2017-12-22 | 2024-01-08 | 글리슨-파아우터 마쉰넨파브리크 게엠베하 | 치형화 기계 가공 방법 및 치형화 기계 |
| CN111041420A (zh) * | 2019-12-27 | 2020-04-21 | 采埃孚汽车科技(张家港)有限公司 | 一种拉刀刀具及其制备方法 |
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