JP3191238B2 - フィンガカッタ - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は木材の接合の一種で
あるフィンガジョイントのためのフィンガ継手加工用の
回転切削工具、すなわちフィンガカッタに関するもので
ある。

【０００２】

【従来の技術】所定の厚み及び幅に製材した木材の木口
どうしをフィンガジョイントして集成材を作る木材産業
が、木材資源の有効利用が重要な課題となった今日、盛
んになってきた。従来、このフィンガジョイントの継手
となるフィンガ継手の加工用として超硬合金や高速度工
具鋼を切刃母材としたろう付式又は替刃式のフィンガカ
ッタが用いられてきたが、更に耐久性を改善するため、
切刃の逃げ面の表面に耐摩耗性のあるクロム又はクロム
窒化物，炭化物，炭窒化物等からなる硬質膜を被覆した
フィンガカッタが考えられた。

【０００３】この逃げ面に被覆された硬質膜による耐摩
耗性の向上や切削時の自己研磨特性等によって、硬質膜
を被覆しないカッタに比べてカッタ寿命がのびた。尚、
自己研磨特性とは、切刃を形成する逃げ面又はすくい面
の何れかに被覆した硬質膜を残して硬質膜のない面を切
削時に選択的に摩耗させ、硬質膜が鋭利な切刃として維
持される特性である。本発明では逃げ面に硬質膜を被覆
し自己研磨特性を得ている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】従来の技術で述べた切
刃の逃げ面の表面に硬質膜を被覆したフィンガカッタに
よるフィンガ継手加工の場合、側切刃は木材を横切削に
近似する形で切削するのに対し、外周切刃は木材繊維を
剪断する木口切削である。また外周切刃は側切刃に対し
て１刃当たりの切削厚みが５〜１２倍と厚い。このた
め、切刃部先端幅が０．６ｍｍの一般的な切刃の場合、
逃げ面に被覆された硬質膜の膜厚が０．００５ｍｍ以下
であると、外周切刃付近の硬質膜の消失（摩耗）が側切
刃より早くなり、硬質膜の消失が生じると外周切刃の摩
耗は非常に早く進む。結果として木材のフィンガジョイ
ント部に嵌合不良が生じ、外周切刃付近の硬質膜の耐久
性は側切刃付近の硬質膜の耐久性に比較し十分であると
は言えない。また、従来技術では外周逃げ面と側逃げ面
とは屈折角７５〜８５°で直接連続している。

【０００５】しかし、逃げ面の硬質膜の膜厚を０．００
５ｍｍを越えて厚くしていくと、被覆後に稜線の硬質膜
にクラックや剥離が生じ易くなる。稜線の硬質膜にクラ
ックや剥離があると切削中の早い段階で稜線から剥離が
外周切刃や側切刃に広がり摩耗も急速に進行し、カッタ
寿命は被覆コストの割には十分であるとは言えない。本
願明細書では、「稜線」とは外周逃げ面と側逃げ面との
二面が形成する「稜」を指すものとする。

【０００６】実際に超硬合金又は高速度工具鋼等の切刃
母材からなる前記の一般的な切刃の逃げ面にＣｒ，Ｃｒ
Ｎ，Ｃｒ（Ｃ，Ｎ）を物理蒸着（ＰＶＤ）法で逃げ面の
膜厚が０．００５ｍｍ以上となるように被覆し、被覆後
に炉から出したものを詳細に観察すると、幾つか被覆し
たうち一部の切刃の稜線の硬質膜に微細なクラックや硬
質膜の剥離が認められた。また膜厚が０．０１０ｍｍ以
上となるように被覆した稜部切刃付近にはこれらのクラ
ックや剥離が全数に認められた。

【０００７】このように稜線の硬質膜にクラックの生じ
た状態のフィンガカッタで木材にフィンガ継手加工を行
うと、切削を進めるうちにまず稜線のすくい面側、すな
わち外周切刃と側切刃との交点から硬質膜の剥離が生じ
た。該交点に剥離が生じると、該交点の摩耗が急速に進
行し切削性が悪くなり、これにより切削抵抗や切削熱が
局部的に大きくなり、この部分から更に急速に硬質膜の
剥離と切刃の摩耗が外周切刃方向や側切刃方向に広がる
ことが分かった。

【０００８】以上の結果でも分かるように稜線の硬質膜
にクラックや剥離が生じると、切削中に切刃摩耗が早く
進行し切れ味が低下し、カッタ寿命を十分に延ばせない
という問題を有している。

【０００９】本発明は従来の技術の有するこのような問
題点に鑑みなされたものであり、その目的とするところ
は、フィンガカッタの逃げ面に被覆された硬質膜が稜線
から剥離するのを防止し、また側切刃と外周切刃との摩
耗の差を少なくして、カッタ寿命を延長することができ
るフィンガカッタを提供しようとするものである。

【００１０】

【課題を解決するための手段】本発明のフィンガカッタ
は、すくい面には形成されず逃げ面の表面に直接又は中
間被覆膜を介して形成される最も外側の被覆硬質膜がク
ロムまたはクロムの窒化物，炭化物，炭窒化物或いはこ
れらの二以上の混合物からなる硬質膜であるフィンガカ
ッタにおいて、外周逃げ面と側逃げ面との間に稜部逃げ
面を、外周切刃と側切刃との間に稜部切刃を形成し、硬
質膜未被覆時の切刃部先端幅をＴ、稜部逃げ面及び外周
逃げ面の硬質膜の膜厚をｔｃとするとき、切削に係わる
範囲の側逃げ面の硬質膜の膜厚は最も薄い部分で０．０
０２〜０．０１０ｍｍ、稜部逃げ面及び外周逃げ面の硬
質膜の膜厚は少なくとも０．００８×Ｔで側逃げ面の硬
質膜の膜厚と同じ厚みか又はそれより厚く、すくい面側
から回転面及び外周逃げ面に平行な方向に見た切刃の幾
何形状は、直線的切刃又は曲率半径Ｒが５×ｔｃを下限
とする曲線的切刃又はこれを組み合わせた切刃が連続
し、隣接する切刃相互の成す屈折角が２．６（ｔｃ／
Ｔ）^-0.5（°）を上限とするものである。

【００１１】上述のように構成されたフィンガカッタ
は、逃げ面にフィンガカッタとして都合の良い硬質膜の
厚さと、硬質膜の剥離が生じ難い切刃の幾何形状を形成
することができ、カッタ寿命を延長することができる。
なお、本明細書では、各逃げ面の硬質膜の膜厚は切刃と
して作用する部分の厚みを基準とする。

【００１２】

【発明の実施の形態】以下本発明の実施の形態を図面に
もとづいて説明する。図１はフィンガガッタの切刃部分
と被削材（木材）のフィンガ継手部分とを示す図で、フ
ィンガカッタは木材Ｗの木口（端部）に同形状の多数の
フィンガを一定ピッチ間隔に削成するために同形状かつ
同切削径の単位カッタを複数枚積層したものである。

【００１３】切刃部分は高速度工具鋼又は超硬合金を切
刃母材とした替刃式で、切刃は両側の側切刃１ａと外周
の外周切刃１ｂとからなり、側切刃１ａに連なる側面は
側逃げ面１ｃに形成され、外周切刃１ｂに連なる側面は
外周逃げ面１ｄに形成されていて、紙面に現れている面
はすくい面である。

【００１４】この外周逃げ面及び側逃げ面の少なくとも
切削に係わる範囲ｄ（側切刃１ａの最も回転軸心寄りに
切削に係わらない部分があり、その部分の膜厚は考慮す
る必要はなく、切削に係わる範囲ｄにおける部分のみ考
慮する）にはクロム又はクロムの窒化物，炭化物，炭窒
化物或いはこれらの二つ以上の混合物からなる硬質膜２
が蒸着されている。

【００１５】稜線の硬質膜に生じるクラックや剥離に及
ぼす硬質膜２の膜厚の影響を確認するために、硬質膜未
被覆時の切刃部先端幅Ｔを０．３〜１．５ｍｍの範囲で
変化させて予備実験１を行った。その結果、硬質膜２の
クラックや剥離は未被覆時の切刃部先端幅Ｔに依存し、
膜厚を０．００８×Ｔを越えて厚くすると従来の技術に
述べたように硬質膜の被覆後又は切削中に稜線の硬質膜
の剥離が生じ易くなることがわかった。

【００１６】次に、カッタ寿命を延ばすことのできる側
逃げ面の硬質膜の最適厚みを決定するため次の予備実験
２を行った。切刃部先端幅Ｔが０．６ｍｍ、側切刃の傾
斜角αが７度である替刃式フィンガカッタの高速度工具
鋼製の複数の替刃上にＣｒＮ硬質膜を側逃げ面の膜厚ｔ
ｓが０．００２〜０．０１２ｍｍとなる範囲で種々の厚
みに物理蒸着（ＰＶＤ）し、すくい面から硬質膜を除去
するためにすくい面を研磨した替刃１Ａを、図２に示す
ように外周切刃径Ｄが１６０ｍｍとなるテスト用フィン
ガカッタボディ３に１刃取り付け、ベイマツ材Ｗをフィ
ンガ継手加工としては一般的な切削条件である回転数Ｎ
＝５，０００ｒｐｍ、送り速度Ｆ＝７．５ｍ／分、深さ
ｄ＝１１．４ｍｍ（切削に関わる範囲ｄに相当）、側切
刃方向の切込み量ｅ＝０．２ｍｍで側切刃１ａのみで切
削し（図２）、側切刃１ａの摩耗状態や正味切削動力の
変化を調べた。

【００１７】図３（ａ）は本実験の側逃げ面の硬質膜の
膜厚ｔｓの違いによるベイマツ材の木口切削長と正味切
削動力比との関係を示すグラフで、各試料の切削初期の
動力はほぼ等しかったので切削初期の正味切削動力を１
として表した。図３（ｂ）〜（ｄ）は硬質膜の厚みの違
いによる側切刃の摩耗状態の違いを示す図である。

【００１８】側逃げ面の硬質膜（ＣｒＮ）の膜厚ｔｓが
０．００２ｍｍである試料Ａの場合は、側切刃付近の硬
質膜を残しすくい面の硬質膜近くが選択的に摩耗する自
己研磨特性が現れ、側切刃の作用をする硬質膜が切刃母
材から鋭利に突出するが、硬質膜の膜厚が薄いため切削
中に容易に硬質膜は脱落した。一度硬質膜が脱落する
と、その後はすくい面に自己研磨特性が現れず、そのま
ま急速に側面の摩耗が進行した。

【００１９】この現象は正味切削動力比の変化によく現
れている。すなわち初期には側切刃付近の硬質膜の摩耗
により動力が少し上昇するが、自己研磨特性によりすく
い面に正のすくい角を形成すると動力は低下し、その後
硬質膜の脱落が生じると動力は急激に上昇した。

【００２０】また、膜厚が０．００５ｍｍの試料Ｂの場
合は、硬質膜の摩耗による側切刃の後退と自己研磨特性
とによるすくい面のえぐれの形と量とがうまくバランス
した。

【００２１】正味切削動力比は、初期の硬質膜の摩耗に
より上昇するが、その後は自己研磨特性により側切刃に
鋭利さが回復するとともに動力が低下し、この状態は硬
質膜と切刃母材すくい面の摩耗とがバランスしているた
め長く続いた。そしてすくい面のえぐれが深くなって切
粉の排出が窮屈になってくると、次第に動力が上昇し
た。

【００２２】また膜厚が０．０１２ｍｍの試料Ｃの場合
は、側切刃の木材平均切削厚み（切粉の厚みに相当）の
割に膜厚が厚すぎるため自己研磨特性は生じ難く、側切
刃付近の硬質膜の摩耗が徐々に進行するだけで、自己研
磨特性による側切刃の再生が生じないため、動力は単調
に増加した。

【００２３】正味切削動力比が初期の正味切削動力比の
２倍になった時点を寿命とし、硬質膜のない超硬合金製
の替刃の寿命を１として、側逃げ面の硬質膜の膜厚ｔｓ
と寿命比との関係を求めたグラフが図４である。

【００２４】仮に、ＣｒＮの硬質膜を被覆した高速度工
具鋼替刃を使い捨てと考えると、替刃コストを硬質膜の
ない超硬合金製切刃のろう付式フィンガカッタのコスト
より低くするには、寿命比は５倍がボーダーラインとな
る。図４より側逃げ面の硬質膜の膜厚を０．００２〜
０．０１０ｍｍにすれば、硬質膜のない超硬合金製切刃
に対し寿命比は５倍を越すことが分かる。最も好ましい
膜厚は０．００５ｍｍ付近で、寿命比は１３倍にも達す
る。

【００２５】また横切削に近い側切刃１ａに対し木口切
削である外周切刃１ｂの１刃当たりの平均切込み量は５
倍以上となる。そのため、外周逃げ面の硬質膜の膜厚は
少なくとも側逃げ面の硬質膜の膜厚と同じ厚みか又はそ
れより厚くする必要がある。

【００２６】しかしながら、稜線付近の逃げ面の硬質膜
の膜厚を０．００８×Ｔ（図３の実験の場合は０．００
５ｍｍ）から厚くしていくと、既に述べたように稜線の
硬質膜に微細クラックや剥離が生じ易くなる。

【００２７】そこで、稜線での硬質膜の微細クラックや
剥離を防止のための予備研究１を行った。文献〔『イオ
ンプレーテイング（ＰＶＤ）法によって超硬合金上に被
覆したＴｉ（Ｃ，Ｎ）皮膜に生じる残留圧縮応力につい
て』日本金属学会誌，４９（９）．７７３−７７８．１
９８５〕によると、平面基板上に温度３００℃で物理蒸
着被覆すると、膜に約４００ｋｇｆ／ｍｍ² の残留圧縮
応力が発生する。これは主に成膜時に発生した膜自体の
残留応力である。

【００２８】このデータを用いてフィンガカッタ切刃の
逃げ面に被覆した硬質膜に４００ｋｇｆ／ｍｍ² の圧縮
応力が作用したモデルを考え有限要素法（ＦＥＭ）解析
を行った。モデルとして、切刃部先端幅Ｔを有する外周
逃げ面とその幅方向の両側下方向に各々側面逃げ面を外
周逃げ面に対して直角に連続すなわち面間の屈折角が９
０°となるように配置し、前記外周逃げ面と側面逃げ面
とで稜線を形成したものを想定した。

【００２９】この三面で構成されるモデルの外面に膜厚
ｔが０．０１７×Ｔの硬質膜を被覆し４００ｋｇｆ／ｍ
ｍ² の圧縮応力を残留させることで、稜線付近の硬質膜
に作用する応力状態を解析した結果、稜線を構成する各
面上の硬質膜は互いに突っ張り合い、稜線でせり上がる
方向に変形しようとし、稜線付近の硬質膜の内面に最大
１２０ｋｇｆ／ｍｍ² の引張応力が発生した。硬質物質
は引張応力に弱いので、この応力レベルでは稜線の硬質
膜に微細クラックが発生することになる。

【００３０】そこで、クラックが発生し難い稜線の形状
を得るための予備研究２として、先のモデルを基に、直
角に連なる外周逃げ面と側逃げ面とからなる稜線に面取
りを施すことで稜部逃げ面１ｅを形成した幾何形状を幾
つかモデル化してそのＦＥＭ解析を行った。先ず、図５
（ａ）に示すように稜線にアール面取りを施す。すなわ
ち二面間に屈折線が生じないように双方の面間に曲率半
径Ｒのアール面を施し、二面がスムーズに連続するモデ
ルを考え、種々の膜厚比ｔ／Ｔに対する曲率半径比Ｒ／
Ｔと硬質膜の稜部付近に発生する最大主応力σ１とを解
析した。その関係を示すものが図５（ｂ）である。

【００３１】図５（ｂ）において、膜厚比ｔ／Ｔが小さ
いほど、また曲率半径比Ｒ／Ｔが大きい程に最大主応力
σ１は小さくなった。すなわち、膜厚比ｔ／Ｔが小さく
て曲率半径Ｒ／Ｔが大きい場合は硬質膜の剥離に関し安
全域である。ＰＶＤ法による蒸着実験により、膜厚比ｔ
／Ｔが０．００８で曲率半径比Ｒ／Ｔ＝０の場合、およ
び膜厚比ｔ／Ｔが０．０１７で曲率半径比Ｒ／Ｔが０．
０８の場合には稜部逃げ面１ｅの硬質膜に剥離が実際に
認められなかったことから、硬質膜に発生する最大主応
力σ１が６０ｋｇｆ／ｍｍ² 以下であれば、硬質膜にク
ラックが発生しないことが類推できる。

【００３２】最大主応力σ１が６０ｋｇｆ／ｍｍ² にお
ける膜厚比ｔ／Ｔと曲率半径比Ｒ／Ｔとの関係を示すの
が図５（ｃ）で、或る膜厚ｔで膜の剥離が生じない最小
の曲率半径比Ｒ／Ｔである臨界曲率半径比（Ｒ／Ｔ）ｃ
ｒは（Ｒ／Ｔ）ｃｒ＝５×（ｔ／Ｔ）で表される。

【００３３】従って、外周切刃の耐久性を良くするため
に膜厚比ｔ／Ｔが０．００８以上でありながら、かつ稜
部逃げ面１ｃの硬質膜に剥離が発生しないようにするた
めには、アール面の曲率半径比Ｒ／Ｔは稜部逃げ面の膜
厚比ｔ／Ｔの５倍以上にすればよい。また、このことか
ら曲率半径比Ｒ／Ｔが０．５では膜厚比ｔ／Ｔが０．１
を越えなければ膜にクラックが発生せず、蒸着後又は切
削による膜の剥離は生じないことも分かった。

【００３４】次に、図６（ａ）に示すように稜線にＣ面
取り（二面間の屈折角４５°）の稜部逃げ面１ｅを形成
し、膜厚比ｔ／Ｔが０．０１７の硬質膜で被覆した場合
に、４５°に屈折した部分の硬質膜に発生する最大主応
力σ１との関係を示すものが，図６（ｂ）である。

【００３５】図６（ｂ）より分かるようにＣ面取り比Ｃ
／Ｔ（刃先部先端幅Ｔに対する面取りの大きさＣの比）
を変化させても、４５°に屈折した部分に発生する最大
主応力σ１の大きさはさほど変化せず、Ｃ面取りが施さ
れていない場合とほぼ同じの高レベルのままである。従
って、屈折角４５°のＣ面取りは効果がないことが分か
る。

【００３６】次に図７（ａ）に示すように稜線に屈折角
θの種々異なる面取りの稜部逃げ面１ｅを形成し、膜厚
比ｔ／Ｔが０．０１７の硬質膜で被覆した場合に、屈折
角θの屈折部付近の硬質膜に発生する最大主応力σ１に
ついて解析した。この場合の面取り比Ｑ／Ｔ（刃先部先
端幅Ｔに対する面取りの大きさＱの比）は０．１７の一
定値にした。図７（ｂ）はその結果を示すものである。

【００３７】図７（ｂ）において、屈折角θが９０°の
場合（前述した稜線にアール面取り又はＣ面取りを施さ
ない場合と同じ）の最大主応力σ１は１２０ｋｇｆ／ｍ
ｍ²である。屈折角を９０°から小さくしていくと、最
大主応力σ１は一旦少し増加した後減少する。膜厚比ｔ
／Ｔが０．００８，０．０３３及び０．１００について
も同様に解析した結果、膜厚比ｔ／Ｔを大きくしていく
と同じ屈折角θで最大主応力σ１は大きくなるが、屈折
角θと最大主応力σ１の関係は同じ傾向であり、最大主
応力σ１が６０ｋｇｆ／ｍｍ² 以下となるのは屈折角θ
が２．６×（ｔ／Ｔ）^-0.5（°）以下の場合であること
が分かった。よって、臨界屈折角θcrはθcr＝２．６×
（ｔ／Ｔ）^-0.5（°）で表される（図７ｃ）。

【００３８】以上、図６，図７の結果より、膜厚比ｔ／
Ｔを０．００８以上にしても稜部逃げ面１ｅの硬質膜に
容易にクラックが発生せず、かつ容易に剥離しないよう
にフィンガカッタの逃げ面を形成すると、硬質膜未被覆
時の稜部切刃１ｆのすくい面側から回転面及び外周逃げ
面に平行な方向に見た幾何形状は図８に示す以下の３通
りとなる。

【００３９】（１）一つの曲線的切刃で構成される稜部
切刃１ｆの任意位置での曲率半径比Ｒ／Ｔの大きさは稜
部逃げ面１ｅに被覆される硬質膜の膜厚比ｔ／Ｔの５倍
が下限であり、側切刃及び外周切刃に連なる屈折部分
（○印部分）の屈折角は２．６×（ｔ／Ｔ）^-0.5（°）
が上限であること〔図８（ａ）〕。

【００４０】（２）複数の直線的切刃の連続で構成され
る稜部切刃１ｆ及び側切刃１ａ，外周切刃１ｂの各切刃
間の屈折部分（○印部分）の屈折角は２．６×（ｔ／
Ｔ）^-0.5（°）が上限であること〔図８（ｂ）〕。

【００４１】（３）曲率半径比Ｒ／Ｔの大きさが稜部逃
げ面１ｅに被覆される硬質膜の膜厚比ｔ／Ｔの５倍が下
限である曲線的切刃と直線的切刃の組合せで構成される
稜部切刃１ｆ及び側切刃１ａ，外周切刃１ｂの各切刃間
の屈折部分（○印部分）の屈折角は２．６×（ｔ／Ｔ）
^-0.5（°）が上限であること〔図８（ｃ）〕。

【００４２】但し、上記（１），（２），（３）におい
て、フィンガ継手の形状から、基本的には硬質膜側が凹
となる曲線的切刃または切刃間の屈折は含まないが、側
切刃のみ僅かな凹としてもフィンガ継手の形成はでき
る。尚、２個所の稜部逃げ面を大きくすることで、回転
軸に平行な外周逃げ面が消失することも考えられるが、
本明細書では説明の都合上、このような場合では幅がゼ
ロの外周逃げ面が存在するものとする。

【００４３】上述した幾何形状に稜部切刃１ｆを加工す
る例を以下に示す。 （１）砥石による研削 （２）砥粒粉中での相対運動 （３）ブラッシング （４）ブラスト加工

【００４４】以上の予備実験・研究の結果にもとづいて
次のようなフィンガカッタの替刃を作成した。高速度工
具鋼製の替刃１Ａを図９に示すように回転軸４に取り付
け、すくい面及び切刃を回転方向後側になるように替刃
の背面方向に回転させながら砥粒粉５中を通過させるこ
とにより稜部切刃を加工し、図１０に示すように稜部切
刃１ｆを外周切刃１ｂとともに楕円弧に形成した。この
ようにして稜部切刃１ｆの最小曲率半径が０．０５ｍ
ｍ，０．１０ｍｍ，０．１５ｍｍで屈折角０°の３種類
の替刃１Ａを作った。ここで切刃部先端幅Ｔは０．６ｍ
ｍである。

【００４５】この替刃１ＡにＰＶＤ法により逃げ面に硬
質膜を形成した。切削に係わる範囲ｄにおける側切刃１
ａの外周切刃１ｂから最も離れた部分での側逃げ面の硬
質膜の膜厚が最小厚み０．００４ｍｍ、この部分から外
周側へ徐々に膜厚を厚くしていき、稜部逃げ面１ｆ及び
外周逃げ面１ｄに膜厚ｔｃが０．０１０ｍｍ（膜厚比ｔ
ｃ／Ｔが０．０１７）のＣｒＮ硬質膜２を被覆し、すく
い面を研磨してすくい面の硬質膜を除去した。

【００４６】このようにして作られた替刃１Ａをテスト
用フィンガカッタボディ３に１刃だけねじ等で固定し、
切削直径Ｄ＝１６０ｍｍとし、硬くて切削抵抗が大きく
かつ切削熱の発生も大きいため結果的に硬質膜の剥離が
早期に生じやすいナラ材を、カッタ回転数Ｎ＝５０００
ｒｐｍ，送りＦ＝３．７５ｍ／分で切削し、切刃から硬
質膜の剥離が生じ始める時点の木口切削長さを調べた。

【００４７】図１１はその結果を示すものである。外周
切刃１ｂと側切刃１ａが屈折角８３°で直接連続する替
刃試料Ｒ００は被覆後切削前から稜部に硬質膜の剥離が
認められた。切削と共に稜部切刃付近の硬質膜の剥離が
外周切刃及び側切刃方向に広がった。

【００４８】稜部切刃に最小曲率半径０．０５ｍｍの加
工を施した替刃試料Ｒ０５は被覆後切削前に硬質膜の剥
離は認められなかった。このことから稜部逃げ面１ｅ及
び外周逃げ面１ｄの硬質膜の膜厚ｔｃ＝０．０１０ｍｍ
に対して稜部切刃１ｆをその５倍の曲率半径の曲線的切
刃に加工すれば、被覆後切削前に硬質膜の剥離が生じな
いことが確認される。切削を行うと硬質膜の剥離は全て
稜部切刃から始まった。×印は切刃から硬質膜が剥離し
始めた時点を示し、曲率半径が大きい替刃試料Ｒ１０，
Ｒ１５ほど大きな切削長になっても切刃、特に稜部切刃
の剥離は生じ難いことが確認される。

【００４９】次に上記の試料と同じ母材，形状でＣｒＮ
の硬質膜を被覆した替刃１Ａを用いて、集成材製造のた
めの実際のフィンガ継手加工機で切削を行った。カッタ
の外径はＤ＝１６０ｍｍ，１回転２刃切削，回転数Ｎ＝
５０００ｒｐｍ，送りＦ＝１０ｍ／分，被削材ベイマツ
の切削条件である。

【００５０】その結果、比較の対象として硬質膜のない
超硬合金ろう付製カッタは切刃の摩耗により２週間で寿
命となった。稜部切刃１ｆの曲率半径Ｒが０ｍｍ（屈折
角８７°）で側切刃の最小膜厚が０．００１５ｍｍ，外
周逃げ面の膜厚ｔｃが０．００３ｍｍ（膜厚比ｔｃ／Ｔ
＝０．００５）の替刃の場合は稜部逃げ面の剥離は生じ
難くすくい面に自己研磨特性が現れたが、硬質膜が薄い
ために結果的に切刃の後退が早く、寿命は超硬合金ろう
付製カッタの２倍であった。

【００５１】次に稜部切刃１ｆの曲率半径Ｒが０ｍｍ
（屈折角８７°）で側切刃の最小膜厚が０．００４ｍ
ｍ，外周逃げ面１ｄの膜厚ｔｃが０．０１０ｍｍ（膜厚
比ｔｃ／Ｔ＝０．０１７）の替刃を製作したが、外周逃
げ面の膜厚比ｔｃ／Ｔが０．０１７となるため、屈折角
８７°は２．６×（ｔ／Ｔ）^-0.5（°）以下を満足せ
ず、被覆後切削前に稜部にクラックが入り一部剥離が生
じた。

【００５２】この替刃で切削を行うと、外周切刃から離
れた部分の側切刃ではすくい面の自己研磨特性と側切刃
の摩耗がうまくバランスして切刃の摩耗による後退は少
なかったが、稜部逃げ面の硬質膜の剥離が切削と共に広
がり、外周切刃の摩耗が早く、フィンガジョイント部の
嵌合不良が生じ、寿命は超硬合金ろう付製カッタの５倍
であった。

【００５３】これと同じ被覆条件、側逃げ面の最小膜厚
が０．００４ｍｍ，外周逃げ面１ｄ及び稜部逃げ面１ｅ
の膜厚ｔｃが０．０１０ｍｍ（膜厚比ｔｃ／Ｔ＝０．０
１７）で、図１１のＲ０５と同じ楕円形状の稜部切刃１
ｆを有する替刃に被覆すると、稜部逃げ面の硬質膜の剥
離が生じ難くなり、外周切刃及び側切刃共に自己研磨特
性によるすくい面のえぐれの形と量が硬質膜の摩耗によ
る切刃の後退とうまくバランスし、寿命は超硬合金ろう
付製カッタの１０倍まで延びた。

【００５４】以下同様に、側逃げ面の最小膜厚が０．０
０４ｍｍ，稜部逃げ面１ｄ及び外周逃げ面１ｅの膜厚ｔ
ｃが更に厚く０．０３０ｍｍ（膜厚比ｔｃ／Ｔ＝０．０
５）までの被覆をした替刃で切削を行ったところ、曲線
的切刃の曲率半径Ｒが５×ｔｃ以上でかつ切刃相互の成
す屈折角が２．６（ｔｃ／Ｔ）^-05 （°）以下の替刃に
ついては超硬合金ろう付製カッタの１０倍前後の寿命が
得られた。尚、曲線的切刃の曲率半径Ｒが５×ｔｃ以上
でかつ切刃相互の成す屈折角が２．６（ｔｃ／Ｔ）^-0.5
（°）以下の条件を満足させながら更に０．０３０ｍｍ
を越えて膜厚を厚くしても、被覆コストに見合う寿命増
は見込めないと考える。

【００５５】

【発明の効果】本発明のフィンガカッタは上述のとおり
構成されているので次に記載する効果を奏する。逃げ面
にフィンガカッタとして都合の良い硬質膜の厚さと、硬
質膜の剥離が生じ難い切刃の幾何形状を形成することが
できるので、カッタ寿命を大幅に最大限引き延ばすこと
ができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の実施例のフィンガカッタの切刃部分と
被削材のフィンガ継手部分とを示す図である。

【図２】硬質膜の膜厚を決定するための予備実験２の説
明図で、（ａ）は側面図、（ｂ）は正面図である。

【図３】（ａ）は側逃げ面の硬質膜の膜厚による側切刃
の摩耗の違いで変化する正味切削動力比を示すグラフ図
で、（ｂ）〜（ｄ）はそれぞれ側切刃の摩耗状態を示す
図である。

【図４】側逃げ面の膜厚と寿命の関係を示すグラフ図で
ある。

【図５】（ａ）は外周逃げ面と側逃げ面とで形成した稜
線にアール面取りを施した図で、（ｂ）は膜厚比ｔ／Ｔ
に対する曲率半径比Ｒ／Ｔと硬質膜の稜部逃げ面に発生
する最大主応力σ１との関係を示した図で、（ｃ）は最
大主応力σ１が６０ｋｇｆ／ｍｍ² における膜厚比ｔ／
Ｔと曲率半径比Ｒ／Ｔとの関係を示す図である。

【図６】（ａ）は外周逃げ面と側逃げ面とで形成した稜
線にＣ面取りを施した図で、（ｂ）はＣ面取り比Ｃ／Ｔ
と最大主応力σ１との関係を示す図である。

【図７】（ａ）は外周逃げ面と側逃げ面とで形成した稜
線に屈折角θの面取りを施した図で、（ｂ）は屈折角θ
と屈折部の硬質膜に発生する最大主応力σ１との関係を
示す図で、（ｃ）は最大主応力σ１が６０ｋｇｆ／ｍｍ
² となる屈折角θと膜厚比ｔ／Ｔとの関係を示す図であ
る。

【図８】本発明の硬質膜未被覆時の稜部切刃の幾何形状
を示す図で、（ａ）は稜部切刃を一つの曲線的切刃で構
成する図、（ｂ）は稜部切刃を直線的切刃の連続で構成
する図、（ｃ）は稜部切刃を曲線的切刃と直線的切刃と
で構成する図である。

【図９】本発明の稜部切刃の形状を砥粒粉分中での相対
運動により稜部切刃を外周切刃とともに楕円弧に加工す
る方法を説明する図である。

【図１０】稜部切刃を外周切刃とともに楕円弧に形成し
た替刃の切刃部分の図である。

【図１１】稜部切刃の最小曲率半径が異なる図９の替刃
の硬質膜の剥離が生じ始める時点の木口切削長を示す図
表である。

【符号の説明】

０ フィンガカッタ １ 単位カッタ １Ａ 替刃 １ａ 側切刃 １ｂ 外周切刃 １ｃ 側逃げ面 １ｄ 外周逃げ面 １ｅ 稜部逃げ面 １ｆ 稜部切刃 ２ 硬質膜

フロントページの続き (56)参考文献 特開 平７−88806（ＪＰ，Ａ) 特開 平２−252501（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) B27F 1/16 B27G 13/00 - 13/16

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 すくい面には形成されず逃げ面の表面に
   直接又は中間被覆膜を介して形成される最も外側の被覆
   硬質膜がクロムまたはクロムの窒化物，炭化物，炭窒化
   物或いはこれらの二以上の混合物からなる硬質膜である
   フィンガカッタにおいて、外周側逃げ面と側逃げ面との
   間に稜部逃げ面を、外周切刃と側切刃との間に稜部切刃
   を形成し、硬質膜未被覆時の切刃部先端幅をＴ、稜部逃
   げ面及び外周逃げ面の硬質膜の膜厚をｔｃとするとき、
   切削に係わる範囲の側逃げ面の硬質膜の膜厚は最も薄い
   部分で０．００２〜０．０１０ｍｍ、稜部逃げ面及び外
   周逃げ面の硬質膜の膜厚は少なくとも０．００８×Ｔで
   側逃げ面の硬質膜の膜厚と同じ厚みか又はそれより厚
   く、すくい面側から回転面及び外周逃げ面に平行な方向
   に見た切刃の幾何形状は、直線的切刃又は曲率半径Ｒが
   ５×ｔｃを下限とする曲線的切刃又はこれを組み合わせ
   た切刃が連続し、隣接する切刃相互の成す屈折角が２．
   ６（ｔｃ／Ｔ）^-0.5（°）を上限とすることを特徴とす
   るフィンガカッタ。