JP5713144B2

JP5713144B2 - 先端交換式切削工具

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Publication number: JP5713144B2
Application number: JP2014507956A
Authority: JP
Inventors: 前田　勝俊; 勝俊前田; 馬場　誠; 誠馬場
Original assignee: Hitachi Tool Engineering Ltd
Current assignee: Moldino Tool Engineering Ltd
Priority date: 2012-03-29
Filing date: 2013-03-27
Publication date: 2015-05-07
Anticipated expiration: 2033-03-27
Also published as: JPWO2013146882A1; WO2013146882A1; US9868162B2; EP2832481A1; US20150063928A1; EP2832481A4

Description

本発明は、ねじにより着脱可能である、先端交換式の切削工具に関するものである。

切削工具は刃先先端からシャンクまで超硬合金製であるソリッドエンドミルや、ボディは鋼製であり刃先のみを超硬合金製チップの交換式としたインサート工具が一般的である。ソリッドエンドミルは刃先先端からシャンクまで一体で成形されているため、精度が良好で仕上げ加工に使用することが多い。インサート工具は刃先のチップの取り付けなどの作業を行うことから、取り付け誤差によりソリッドエンドミルよりも精度が劣る。このため、インサート工具は荒加工で使用されることが多い。また、インサート工具は刃先のチップのみが超硬合金製であるため、ソリッドエンドミルと比較して低コストで製造可能である。

近年、切れ刃を有する加工ヘッドをホルダーにねじで螺合できる先端交換式切削工具が普及し始めている。先端交換式切削工具はソリッドエンドミルより低コストで製造可能であり、インサート式工具より精度が良好なものが多い。加工ヘッドがインサート式工具であっても、加工ヘッドのみを交換することで様々な工具に変更できるため使い勝手も良好である。このような先端交換式切削工具は、切削中は締まり方向に切削負荷が掛かるように設計されているため、加工ヘッドのねじが緩むことはない。しかし、工具の摩耗により切削負荷が増大した場合にねじ部に膨大な負荷が掛かり欠損や折損するという問題点があった。また、欠損や折損がなくても切削中に締め付けトルクが増大し、加工ヘッドの取り外しが困難になるといった問題が発生している。

これらの問題に対して、特にねじの形状を改善し強度を向上させたものや取り外しを容易にする目的で改善された提案がなされている。さらに先端交換式工具のねじだけでなく一般的なねじにおいても様々な提案がされている。

特許文献１には、雄ねじの進み側フランクの角度と追い側フランクの角度を最適化した先端交換式工具の加工ヘッド部が記載されている。追い側フランクのフランク角を進み側フランクのフランク角よりも小さくしたバットレスねじにて構成することにより、切削熱により膨張したホルダーにおいても取り外しが容易であることが記載されている。

特許文献２には、先端交換式工具において、ねじ山の形状を最適化し、強度を向上させるだけでなく、圧縮力よりも大きな引っ張り力でヘッド部とホルダーを締結することが記載されている。

特許文献３には、高力ボルトにおいて、ねじ山の左右フランクが異なる非対称のねじ形状を有し、圧力側フランク角が４０〜６０°であり、破壊特性に優れた高力ボルトが記載されている。

特許文献４には、少なくとも締め付け時に荷重が作用する側の片面の傾斜角を、中心軸と直角をなす面に対して６０°以上かつ９０°より小さい角度に設定した雄ねじ部材が記載されている。

特開２０１０−２８４７５２号公報特開２００７−２９０１２０号公報特開平０８−１７７８３１号公報実開平０４−７７０１７号公報

近年、部品加工や金型加工においては、高能率加工が望まれている。これは先端交換式切削工具においても同様であり、要求は年々強くなってきている。高能率加工では、送り速度や切り込みを上げて加工を行うが、一般的には切削加工によって切れ刃部に生じる負荷は増大する。先端交換式工具においては、切削加工によって切れ刃部に生じる負荷は、加工ヘッドのねじが締まる方向に掛かる。このため、ねじの強度が不足していると、切削中に増大した切削負荷に耐えられず、ねじ部が破損する問題があった。さらに、加工ヘッド部をホルダーに取り付ける際も、強く締め付ければ、ねじ部が欠損することがある。このため一定のトルクでねじを締め付けるためのトルクレンチなどを使用して締め付けトルクを管理しないといけなかった。

特許文献１に記載の先端交換式工具においては、追い側フランクのフランク角を進み側フランクのフランク角より小さくすることで、対称な輪郭形状を有するねじ山に比べてねじ山は補強されることが提案されている。特許文献２に記載の先端交換式工具においては、進み側フランクの傾き角を最適化して容易に取り外し可能なねじ形状が提案されている。しかし、特許文献１及び特許文献２の先端交換式切削工具では、本発明の目的である切削中の締め付けトルクに対しての強度の確保は不十分であり、高能率加工において、ねじ部の欠損が生じることがあった。特に、追い側フランクの傾き角を小さく設計すると、螺旋状に成形されるねじ山の先端は面取りのみでは強度が不足し、先端部のみ欠損することも多くあった。

特許文献３に記載の高力ボルトにおいて、ねじ山の最適設計を行い、引っ張り強度を改善し、破壊特性に優れたボルトが提案されている。しかし、特許文献３のねじ形状を先端交換式切削工具に適用した場合においては、引っ張りに対しての強度は改善されるものの、切削中はねじが常に締まる方向に負荷が掛かるため、本発明の目的である切削中の締め付けトルクに対しての強度は不十分である。このため、高能率加工において、ねじ部の欠損が生じることがあった。

特許文献４に記載のねじ山において、ねじの圧力面の傾きが６０°以上であり９０°より小さい角度とすることで芯出し精度が向上される。しかし、切削中に生じた引張り方向の力に対して弱いため、加工ヘッドの抜けやビビリ振動の影響で、ねじ部の欠損が生じることがあった。

本発明は、このような背景と課題認識の下に、先端交換式切削工具において、加工ヘッドの取り付け時及び、切削中の増大した切削負荷に対してもねじ部の折損やねじ山の折損を抑制し、高能率に加工が行える先端交換式切削工具を提供することを目的とする。

本発明者は上記の目的を達成するために、ねじ山の形状を変化させ、切削試験や締め付け時のトルク測定を繰り返して評価し、最適なねじ山の形状について検討を行った。その結果、先端交換式切削工具の切削における上記の課題を解決するためには、追い側フランク面のフランク角と進み側フランク面のフランク角を従来の先端交換式切削工具のねじの形状とは異なる新規なものとすることが重要であることが分かった。

すなわち本発明は、先端側に切れ刃部が設けられ、切れ刃部の軸方向後方側には、ねじ山を形成していないテーパ部と締結用雌ねじ部が設けられたホルダーに螺合するための雄ねじ部とからなる締結用雄ねじ部が設けられ、切れ刃部と締結用雌ねじ部の間に、ホルダーに取り付けるための切欠き部が設けられた加工ヘッドと、ねじ山を形成していないテーパ部と締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを螺合するための雌ねじ部とからなる締結用雌ねじ部が設けられたホルダーで構成される先端交換式切削工具であって、加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部におけるねじ山は、圧力側フランクのフランク面、遊び側フランクのフランク面、２種類のフランク面を接続するねじ山面及びねじ底面により構成され、圧力側フランクのフランク角が遊び側フランクのフランク角よりも大きく設けられ、ホルダーにおける締結用雌ねじ部が、締結用雄ねじ部に設けられた圧力側フランクのフランク面、遊び側フランクのフランク面、２種類のフランク面を接続するねじ山面及びねじ底面に対応するための、圧力側フランクの螺合面、遊び側フランクの螺合面、２種類の螺合面を接続するねじ山の螺合面及びねじ底の螺合面により構成され、圧力側フランクの螺合面の角度が遊び側フランクの螺合面の角度よりも大きく設けられ、加工ヘッドは超硬合金製であり、先端から締結用雄ねじ部までが一体成形となっており、ホルダーは鋼製であり、前記締結用雄ねじ部の前記切欠き部側に設けられた前記テーパ部は、前記締結用雄ねじ部の先端に行くにつれて外径が小さくなる円筒部分の外周面にテーパ角度が０．１°以上５．０°以下に形成され、前記締結用雌ねじ部の開口部側に設けられた前記テーパ部は、前記締結用雌ねじ部の開口部に行くにつれて内径が大きくなる円筒部分の内周面にテーパ角度が０．１°以上５．０°以下に形成され、前記加工ヘッドのテーパ部と前記ホルダーのテーパ部とが面接触するとともに、前記切欠き部の端面と、前記ホルダーの端面とが面接触することを特徴とする先端交換式切削工具である。

本発明の先端交換式切削工具は、加工ヘッドは、圧力側フランクのフランク角が３５°以上６０°以下の範囲であり、遊び側フランクのフランク角が０°以上２５°以下の範囲であり、ねじ山の１ピッチは締結用雄ねじの呼び径の１５％以上３０％以下の範囲であり、２種類のフランク面を接続するねじ山面及びねじ底面のそれぞれの幅は、工具軸に対し垂直方向から見たときに、ねじ山の１ピッチの１５％以上３０％以下の範囲となることが望ましい。

本発明の先端交換式切削工具は、ホルダーは、圧力側フランクの螺合面の角度が３５°以上６０°以下の範囲であり、遊び側フランクの螺合面の角度が０°以上２５°以下の範囲であり、ねじ山の１ピッチは雄ねじの呼び径の１５％以上３０％以下の範囲であり、２種類の螺合面を接続するねじ山の螺合面及びねじ底の螺合面のそれぞれの幅は、工具軸に対し垂直方向から見たときに、ねじ山の１ピッチの１５％以上３０％以下の範囲となることが望ましい。

本発明に係る加工ヘッドと該加工ヘッドに螺合される本発明に係るホルダーを用いた本発明の先端交換式切削工具を用いることで、従来の先端交換式切削工具よりも、締結された雄ねじ部の強度が向上し、高能率に切削を行うことが可能となる。さらに、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の強度が向上し、ビビリ振動が生じてもねじ山の損傷が抑えられるため、高能率な切削加工が可能であり、さらに工具寿命の延長も可能な本発明の先端交換式切削工具を提供することができる。

本発明の先端交換式切削工具によれば、加工ヘッドの締結用雄ねじ部におけるねじ山は、圧力側フランクのフランク角が遊び側フランクのフランク角よりも大きく設けられている。望ましくは、圧力側フランクのフランク角が遊び側フランクのフランク角よりも１０°以上６０°以下が良い。このことにより、締め付けトルクに対しての締結用雄ねじ部全体の強度が向上できる。よって締まり方向に掛かる切削中の負荷が大きくなっても、締結用雄ねじ部の欠損や折損が生じないため、従来の先端交換式切削工具よりも１．５倍以上の高能率加工が可能となる。

本発明の先端交換式切削工具によれば、加工ヘッドの締結用雄ねじ部におけるねじ山の形状を最適化することにより、締結用雄ねじ部全体の強度だけでなく、締結用雄ねじ部におけるねじ山単体の強度も向上できる。切削中に生じるビビリ振動に対しても、締結用雄ねじ部におけるねじ山が欠損することなく安定した加工が可能となる。特に、加工ヘッドの最後端である締結用雄ねじ部の先端の剛性が向上し、加工ヘッドの取り付け時に掛かる締め付けトルクにおいて欠損が生じることが大幅に抑制される。よって、切削中の掛かる締め付けトルクに対しても締結用雄ねじ部の先端における欠損は大幅に抑制されるため、安定加工が可能となり、従来の先端交換式切削工具よりも１．５倍以上の長寿命な加工が可能な先端交換式切削工具を提供することが出来る。

本発明の先端交換式切削工具によれば、加工ヘッドの締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角が３５°以上６０°以下の範囲であるため、圧力側フランクすなわち圧力面に掛かる面積が広く、加工ヘッドとホルダーを螺合したときの芯だし精度が向上し、より安定した切削加工が可能となる。また、本発明では、加工ヘッドのテーパ部とホルダーのテーパ部とが面接触するとともに、切欠き部の端面と、ホルダーの端面とが面接触する。これにより、加工ヘッドとホルダーとが２面で互いの位置が拘束される。したがって、芯出し精度がさらに向上し、より安定した切削加工が可能となる。

参考例に係る加工ヘッドとホルダーの全体外観図である。図１に示す加工ヘッドとホルダーの軸心での断面図である。本発明に係る加工ヘッドとホルダーの全体外観図である。図３に示す加工ヘッドとホルダーの軸心での断面図である。図３に示す加工ヘッドをホルダーへ装着した状態の部分拡大図である。図１に示す参考例に係る加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の拡大図である。締結用雄ねじ部におけるねじ山に生じる力の大きさを示す図である。本発明に係る加工ヘッドの後端付近を拡大した図である。従来の先端交換式切削工具における加工ヘッドの締結用雄ねじ部がメートル並目ねじの場合のねじ山の拡大図である。メートル並目ねじにおけるねじ山に生じる力の大きさを示す図である。特許文献１に記載された従来の加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の拡大図である。特許文献１に記載の締結用雄ねじ部におけるねじ山に生じる力の大きさを示す図である。従来の先端交換式切削工具における加工ヘッドの後端付近を拡大した図である。特許文献１に記載の先端交換式切削工具における加工ヘッドの後端付近を拡大した図である。図２に示す参考例に係るホルダーにおける締結用雌ねじ部の拡大図である。本発明に係る締結用雌ねじ部におけるねじ山に生ずる力の大きさを示す図である。従来の先端交換式切削工具における加工ヘッドの締結用雌ねじがメートル並目ねじの場合のねじ山の拡大図である。メートル並目ねじの締結用雌ねじ部におけるねじ山に生ずる力の大きさを示す図である。特許文献１に記載の従来の加工ヘッドに螺合するホルダーの締結用雌ねじの拡大図である。特許文献１に記載の締結用雌ねじ部におけるねじ山に生ずる力の大きさを示す図である。

以下、本発明を実施するための形態を図１〜図２０に基づいて説明する。図１は参考例に係る加工ヘッドとホルダーの全体外観図である。加工ヘッド１は、工具径Ｄで形成され、先端の外周側には切り屑排出用の刃溝３と、刃数が４枚の外周刃４とを有した切れ刃部５と、後端には呼び径ｄの締結用雄ねじ部６を有し、切れ刃部５と締結用雄ねじ部６の間には、ホルダー２に取り付けるための切欠き部７が設けられた例である。加工ヘッド１の形状は、必要に応じて変えることが可能であり、金型などの３次元形状の加工を行う場合はボールエンドミルの刃型やラジアスエンドミルの刃型などを使用し、部品などの直角が必要な部位の加工においてはスクエアエンドミルの刃型を使用することができる。また、高硬度材等を切削する際には切れ刃の刃数を６枚〜１０枚の多刃としたタイプや、重切削を行う際には外周刃が波形状のラフィングエンドミルの刃型を使用することができる。また、加工ヘッド１の素材は、超硬合金であることが必要である。さらに、加工ヘッド１の先端から締結用雄ねじ部までが一体で成形されていることが必要である。

図２は図１に示す加工ヘッドとホルダーの軸心での断面図である。図２における斜線は、加工ヘッド１及びホルダー２の軸心での断面であることを示している。ホルダー２の先端には加工ヘッド１に締結するための締結用雌ねじ部８が設けられている。

加工ヘッド１をホルダー２に取り付けるために締め付けると、ねじ山すなわち締結用雄ねじ部６及び締結用雌ねじ部８は螺旋状に成形されているため、加工ヘッド１は後端側すなわち図２における右側へ進み、ホルダー２へと進入していくこととなる。ねじが進入すると、加工ヘッドの座面９はホルダーの端面１０で受け止められて加工ヘッド１とホルダー２が締結することになる。このとき、加工ヘッド１の締結用雄ねじ部６は進入するが、加工ヘッドの座面９で受け止めるため、締結用雄ねじ部６におけるねじ山の追い側である圧力側フランクのフランク面１１と前記座面９との間に、引っ張りの力が発生して強固に締結されていることになる。従来の先端交換式切削工具の締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部の形状であれば、加工ヘッドをホルダーに取り付ける際や、切削中に摩耗等により切削方向に生じる締め付け力が高くなり、膨大な締め付けトルクが掛かってしまうと、引っ張りの力が増大し、加工ヘッドの強度不足により、特に締結用雄ねじ部において欠損や折損が発生することがある。

なお、ホルダー２の素材は、テーパ部を有する場合は、鋼（炭素鋼、合金鋼、ニッケルクロム鋼、ニッケルクロムモリブデン鋼、クロム鋼、クロムモリブデン鋼、マンガン鋼またはステンレス鋼等）である。また、ホルダー２の形状においても、加工ヘッド１の形状と同様に必要に応じて変えることが可能であり、深彫り加工を行う際には、全長の長いタイプや首部がテーパとなったタイプを使用することができる。

図３は、加工ヘッド１ａとホルダー２ａを示す全体外観図であり、図４は、図３に示す加工ヘッド１ａとホルダー２ａの軸心での断面図である。加工ヘッド１ａとホルダー２ａは、加工ヘッド１とホルダー２とほぼ同様の構成であるが、それぞれにテーパ部３１、３３が形成される。なお、以下の説明において、加工ヘッド１とホルダー２と同様の構成については同一の符号を付し、重複する説明を省略する。

加工ヘッド１ａの締結用雄ねじ部６の切欠き部７側には、テーパ部３１が設けられる。テーパ部３１は、締結用雄ねじ部６の先端に行くにつれて外径が小さくなるように形成される。また、ホルダー２ａの締結用雌ねじ部８の開口部側には、テーパ部３３が設けられる。テーパ部３３は、締結用雌ねじ部８の開口部側に行くにつれて内径が大きくなるように形成される。テーパ部３１とテーパ部３３のテーパ形状（テーパ角度）は、互いに対応する。

図５は、加工ヘッド１ａの締結用雄ねじ部６とホルダー２ａの締結用雌ねじ部８とを螺合させて、ホルダー２ａの先端に加工ヘッド１ａを装着した状態を示す拡大断面図である。加工ヘッド１ａの締結用雄ねじ部６をホルダー２ａの締結用雌ねじ部８にねじ込むと、まずテーパ部３１とテーパ部３３とが接触する。この際、テーパ部３１とテーパ部３３のテーパ形状が互いに対応するため、テーパ部３１とテーパ部３３とは面接触する。この状態からさらに所定のトルクで締結用雄ねじ部６を締結用雌ねじ部８に締めこむと、ホルダー２ａのテーパ部３３がテーパ部３１によって押し広げられるようにわずかに変形する。したがって、この場合には、ホルダー２ａの材質としては、変形可能な高速度工具鋼などを適用することが望ましい。

このように、締結用雄ねじ部６を締結用雌ねじ部８に所定のトルクで締めこむことで、加工ヘッド１ａの座面９がホルダー２ａの端面１０と接触するまで、締結用雄ねじ部６を締めこむことができる。この際、加工ヘッド１ａの座面９とホルダー２ａの端面１０とは面接触する。すなわち、加工ヘッド１ａとホルダー２ａの装着が完了すると、テーパ部３１、３３が面接触するとともに、座面９と端面１０とが面接触する。このように、異なる方向の２面と面接触させることで、加工ヘッド１ａとホルダー２ａとが、互いの位置が拘束され、芯出し精度がさらに向上する。

なお、テーパ部３１とテーパ部３３のテーパ角度（工具軸とのなす角度）は、０．１°〜５．０°である。テーパ角度が０．１°よりも小さいと、テーパ形状としての利点を得ることが困難である。また、テーパ角度が５．０°を超えると、加工ヘッド１ａを締めこんだ際の、ホルダー２ａの変形が困難となり、２面拘束が困難となるためである。このように、本発明では、所定のテーパ部３１、３３を有する加工ヘッド１ａおよびホルダー２ａを適用する。

図６は図１、図３に示す参考例、本発明に係る加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の拡大図である。図６における斜線は、締結用雄ねじ部６の軸心での断面であることを示している。参考例に係る加工ヘッドの締結用雄ねじ部６におけるねじ山は、圧力側フランクのフランク面１１、遊び側フランクのフランク面１２、２種類の前記フランク面１１、１２を接続するねじ山面１３及びねじ底面１４により構成される。本発明における締結用雄ねじ部６の軸心での断面において、圧力側フランクのフランク面１１と工具軸Ｏに対し垂直な線とが成す角度である圧力側フランクのフランク角αは、軸心での断面において、遊び側フランクのフランク面１２と工具軸Ｏに対し垂直な線とが成す角度である遊び側フランクのフランク角βより大きく設計されている。なお、一つのねじ山を工具軸Ｏに平行となる方向で測定したときの長さは、ねじ山の１ピッチＰの長さとなる。

図７は締結用雄ねじ部におけるねじ山に生じる力の大きさを示す図である。図７における斜線は、締結用雄ねじ部６の軸心での断面であることを示している。加工ヘッドとホルダーの締結時に生じる圧力側フランクのフランク面に掛かる力１６は圧力側フランクのフランク面１１に対し垂直方向に掛かる。圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βより大きいと、圧力側フランクのフランク面に掛かる力１６の工具軸Ｏに対し垂直となる方向に分散される力１７が大きくなる。このため、切削中に締め付けトルクが掛かっても工具軸Ｏの方向に掛かる引張りの力１５は小さくなる。このように本発明では引張りの力１５を小さくすることができるため、加工ヘッドをホルダーに取り付ける際や切削中に摩耗等で膨大な締め付けトルクが掛かっても、締結用雄ねじ部６の欠損や折損が抑制される。

図８は本発明に係る加工ヘッドの後端付近を拡大した図である。図８における斜線は、締結用雄ねじ部６の軸心での断面であることを示している。加工ヘッドの後端における締結用雄ねじ部６のねじ山は、ねじ山が螺旋状に形成されているため、徐々にねじ山の遊び側フランクのフランク面１２から加工ヘッドの端面１８に掛かってくる。このように、加工ヘッドの後端における締結用雄ねじ部６のねじ山の形状は、圧力側フランクのフランク面１１と加工ヘッドの端面１８で形成されるため、ねじ山の剛性が劣る。通常、加工ヘッドの後端は面取りなどを行い、ねじ山の強度を確保する。しかし、本発明は従来の技術とは異なり、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βより大きい。このため、面取りによって形成された面１９と圧力側フランクのフランク面１１のなす角度θは大きくなる。この結果、加工ヘッドの最後端である締結用雄ねじ部６の先端の剛性が向上し欠損が抑制できる。

図９は従来の先端交換式切削工具における加工ヘッドの締結用雄ねじ部がメートル並目ねじの場合のねじ山の拡大図である。図９における斜線は、メートル並目ねじにおける締結用雄ねじ部６ａの軸心での断面であることを示している。メートル並目ねじはＪＩＳ規格（ＪａｐａｎｅｓｅＩｎｄｕｓｔｒｉａｌＳｔａｎｄａｒｄｓ）である。締結用雄ねじ部６におけるメートル並目ねじは圧力側フランクのフランク角α及び遊び側フランクのフランク角βは共に３０°であり、左右対称のねじ山の形状を有する。メートル並目ねじにおける締結用雄ねじ部６ａでのねじ山の形状は、ねじ山の１ピッチＰの中において、圧力側フランクのフランク面１１、遊び側フランクのフランク面１２、２種類の前記フランク面１１、１２を接続するねじ山面１３及びねじ底面１４により構成される。

図１０はメートル並目ねじにおけるねじ山に生じる力の大きさを示す図である。図１０における斜線は、メートル並目ねじにおける締結用雄ねじ部６ａの軸心での断面であることを示している。加工ヘッドとホルダーの締結時に生じる圧力側フランクのフランク面に掛かる力１６は圧力側フランクのフランク面１１に対し垂直な方向に掛かる。メートル並目ねじのように、ねじ山の１ピッチＰの値が予め決められた場合（すなわち規定のねじ山の１ピッチＰ）において、圧力側フランクのフランク角αと遊び側フランクのフランク角βが同じである左右対称のねじ山であれば、圧力側フランクのフランク角αは大きくできない。よって、ねじ締結時に生じる圧力側フランクのフランク面に掛かる力１６の工具軸Ｏに対し垂直となる方向に分散される力１７は小さくなる。また、切削中に締め付けトルクが掛かると工具軸Ｏの方向に掛かる引張りの力１５が大きくなる。このため、メートル並目ねじにおける締結用雄ねじ部６ａの欠損や折損が生じやすい。圧力側フランクのフランク角αを大きく設計し、工具軸Ｏに対し垂直となる方向に分散される力１７を大きくしても、ねじ山の１ピッチＰの長さが長くなるため、製造コストが高くなる問題がある。

図１１は特許文献１に記載された従来の加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の拡大図である。図１１における斜線は、特許文献１における締結用雄ねじ部６ｂの軸心での断面であることを示している。締結用雄ねじ部６におけるねじ山は、圧力側フランクのフランク面１１、遊び側フランクのフランク面１２、２種類の前記フランク面１１、１２を接続するねじ山面１３及びねじ底面１４により構成される。特許文献１に記載された従来の加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部６ｂは本発明とは異なり、圧力側フランクのフランク角αは遊び側フランクのフランク角βより小さく設計されている。

図１２は特許文献１に記載の締結用雄ねじ部におけるねじ山に生じる力の大きさを示す図である。図１２における斜線は、特許文献１における締結用雄ねじ部６ｂの軸心での断面であることを示している。加工ヘッドとホルダーの締結時に生じる圧力側フランクのフランク面に掛かる力１６は圧力側フランクのフランク面１１に対し垂直方向に掛かる。特許文献１に記載の従来の締結用雄ねじ部６ｂにおいては、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βより小さく設計されている。このため、圧力側フランクのフランク面に掛かる力１６の工具軸Ｏに対し垂直となる方向に分散される力１７は小さく、切削中に締め付けトルクが掛かると工具軸Ｏの方向に掛かる引張りの力１５は大きくなる。よって、ねじ部の欠損や折損が生じやすくなる。なお、図７、図１０及び図１２において圧力側フランクのフランク面に掛かる力１６は全て同じ力の値として描いている。

図１３は従来の先端交換式切削工具における加工ヘッドの後端付近を拡大した図である。図１４は特許文献１に記載の先端交換式切削工具における加工ヘッドの後端付近を拡大した図である。図１３及び図１４における斜線は、それぞれの締結用雄ねじ部６ａ、６ｂの軸心での断面であることを示している。加工ヘッドの後端におけるそれぞれの締結用雄ねじ部６ａ、６ｂのねじ山は、ねじ山が螺旋状に形成されているため、徐々にねじ山の遊び側フランクのフランク面１２から加工ヘッドの端面１８に掛かってくる。このように、加工ヘッドの後端におけるそれぞれの締結用雄ねじ部６ａ、６ｂのねじ山の形状は圧力側フランクのフランク面１１と加工ヘッドの端面１８で形成されるため、ねじ山の剛性が劣る。通常、加工ヘッドの後端は面取りなどを行い、ねじ山の強度を確保する。しかし、従来の先端交換式切削工具における加工ヘッドは、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βより小さいもしくは圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βと等しい。このため、面取りによって形成された面１９と圧力側フランクのフランク面１１のなす角度θは小さい。この結果、加工ヘッドの最後端である締結用雄ねじ部６ａ、６ｂの先端の剛性不足により欠損が生じることがあった。

本発明に係る加工ヘッドにおいては、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも１０°以上６０°以下の範囲で大きいことが望ましい。ねじ山の１ピッチＰの値が予め決められた場合（すなわち規定のねじ山の１ピッチＰ）において、圧力側フランクのフランク角αを遊び側フランクのフランク角βよりも１０°以上大きくすることで、締結用雄ねじ部におけるねじ山の強度を高めることができる。また、締め付けトルクに対して生じる圧力側フランクのフランク面に掛かる力を工具軸Ｏに対し垂直な方向へ多く分散することができる。よって、加工ヘッドをホルダーに取り付ける際や切削中に摩耗等で膨大な締め付けトルクが掛かっても、締結用雄ねじ部の欠損や折損がより一層抑制される。圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも６０°より大きくなると、切削時に生じる切れ刃部への負荷が、加工ヘッドが抜ける方向へ掛かり、振動が生じやすくなる傾向がある。このため、圧力側フランクのフランク角αは遊び側フランクのフランク角βよりも６０°以下の範囲で大きく設けることが望ましい。また、特に望ましいのは、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも２０°以上５０°以下の範囲で大きいことである。

圧力側フランクのフランク角αを３５°以上に設定すれば、加工ヘッドとホルダーの締結時に生じる圧力側フランクのフランク面に掛かる力を工具軸Ｏに対し垂直な方向へ多く分散することが出来る。このため、工具軸Ｏの方向に掛かる引張りの力は小さくなり、締結用雄ねじ部の欠損や折損を抑制することが出来る。また、通常、加工ヘッドをホルダーに締め付けた際の芯だし精度を向上するため、インロー部などを設けるが、圧力側フランクのフランク角αを３５°以上に設定すれば、加工ヘッドを締め付けた際の芯だし精度がさらに向上する。よって、圧力側フランクのフランク角αが３５°以上であることが望ましい。また、圧力側フランクのフランク角αを６０°よりも大きくすると、切削時に生じる切れ刃部への負荷が、加工ヘッドが抜ける方向へ掛かり、振動が生じやすくなる傾向がある。このため、圧力側フランクのフランク角αは６０°以下であることが望ましい。よって、圧力側フランクのフランク角αは３５°以上６０°以下の範囲に設けることが望ましい。

遊び側フランクのフランク角βを２５°より大きく設計すると、ねじ山の１ピッチＰが大きくなり、締結用雄ねじ部の長さが長くなるため、製造コストが掛かる問題がある。よって、遊び側フランクのフランク角βは０°以上２５°以下の範囲であることが望ましい。

ねじ山の１ピッチＰが締結用雄ねじの呼び径ｄの１５％より小さいと締結用雄ねじ部におけるねじ山の剛性が劣る。また、ねじ山の１ピッチＰが締結用雄ねじの呼び径ｄの３０％より大きくなると、締結用雄ねじ部の長さが長くなり製造コストが増大する。このため、ねじ山の１ピッチＰは締結用雄ねじの呼び径ｄの１５％以上３０％以下の範囲であることが望ましい。

図６に示すように、２種類のフランク面１１、１２を接続するねじ山面１３及びねじ底面１４のそれぞれの幅であるねじ山面の幅２０及びねじ底面の幅２１が、いずれも工具軸Ｏに対し平行な方向で測定したときに、ねじ山の１ピッチＰの１５％より小さいと、締結用雄ねじ部６におけるねじ山の頂点の強度が劣る。また、ねじ山面の幅２０及びねじ底面の幅２１が、いずれも工具軸Ｏに対し平行な方向で測定したときに、ねじ山の１ピッチＰの３０％より大きくなるとフランク面が小さくなる。このため、切削時に生じる切れ刃部への負荷が、加工ヘッドが抜ける方向へ掛かり、振動が生じやすくなる。よって、２種類のフランク面１１、１２を接続するねじ山面１３及びねじ底面１４のそれぞれの幅であるねじ山面の幅２０及びねじ底面の幅２１は、工具軸Ｏに対し平行な方向で測定したときに、ねじ山の１ピッチＰの１５％以上３０％以下の範囲となることが望ましい。

図１５は図２、図４に示す参考例、本発明に係るホルダーにおける締結用雌ねじ部の拡大図である。図１５における斜線は、締結用雌ねじ部８の軸心での断面であることを示している。締結用雌ねじ部８におけるねじ山の１ピッチＰは、締結用雄ねじ部に設けられた圧力側フランクのフランク面、遊び側フランクのフランク面、２種類のフランク面を接続するねじ山面及びねじ底面に対応するための、圧力側フランクの螺合面２２、遊び側フランクの螺合面２３、２種類の前記螺合面２２、２３を接続するねじ山の螺合面２４及びねじ底の螺合面２５により構成される。本発明における締結用雌ねじ部８の軸心での断面において、圧力側フランクの螺合面２２と工具軸Ｏに対し垂直な線とが成す角度である圧力側フランクの螺合面の角度γは、軸心での断面において、遊び側フランクの螺合面２３と工具軸Ｏに対し垂直な線とが成す角度である遊び側フランクの螺合面の角度δより大きく設計されている。なお締結用雄ねじ部６と同様に、締結用雌ねじ部８においても、一つのねじ山を工具軸Ｏに平行となる方向で測定したときの長さは、ねじ山の１ピッチＰの長さとなる。

図１６は本発明の締結用雌ねじ部におけるねじ山に生じる力の大きさを示す図である。図１６における斜線は、締結用雌ねじ部８の軸心での断面であることを示している。加工ヘッドとホルダーの締結時に生じる圧力側フランクの螺合面に掛かる力２６は圧力側フランクの螺合面２２に対し垂直方向に掛かる。本発明のように圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δより大きいと、圧力側フランクの螺合面に掛かる力２６の工具軸Ｏに対し垂直となる方向に分散される力２８が大きくなる。このため、切削中に締め付けトルクが掛かっても工具軸Ｏの方向に掛かる引張りの力２７は小さくなる。よって、加工ヘッドをホルダーに取り付ける際や切削中に摩耗等で膨大な締め付けトルクが掛かっても、締結用雌ねじ部８の欠損や折損が抑制される。

図１７は従来の先端交換式切削工具における加工ヘッドの締結用雌ねじ部がメートル並目ねじの場合のねじ山の拡大図である。図１７における斜線は、メートル並目ねじにおける締結用雌ねじ部８ａの軸心での断面であることを示している。締結用雌ねじ部８の場合も同様に、メートル並目ねじはＪＩＳ規格である。メートル並目ねじにおける締結用雌ねじ部８ａは、圧力側フランクの螺合面の角度γ及び遊び側フランクの螺合面の角度δは共に３０°であり、左右対称のねじ山の形状を有する。メートル並目ねじの場合の締結用雌ねじ部８ａにおけるねじ山の形状はねじ山の１ピッチＰは、圧力側フランクの螺合面２２、遊び側フランクの螺合面２３、２種類の前記螺合面を接続するねじ山の螺合面２４及びねじ底の螺合面２５により構成される。

図１８はメートル並目ねじの締結用雌ねじ部におけるねじ山に生じる力の大きさを示す図である。図１８における斜線は、メートル並目ねじにおける締結用雌ねじ部８ａの軸心での断面であることを示している。加工ヘッドとホルダーの締結時に生じる圧力側フランクの螺合面に掛かる力２６は圧力側フランクの螺合面２２に対し垂直方向に掛かる。ねじ山の１ピッチＰの値が予め決められた場合（すなわち規定のねじ山の１ピッチＰ）において、圧力側フランクの螺合面の角度γと遊び側フランクの螺合面の角度δが同じである左右対称のねじ山であれば、圧力側フランクの螺合面の角度γは大きくできない。よって、ねじの締結時に生じる圧力側フランクの螺合面に掛かる力２６の工具軸Ｏに対し垂直となる方向に分散される力２８は小さくなる。また、切削中に締め付けトルクが掛かると工具軸Ｏの方向に掛かる引張りの力２７が大きくなる。このため、メートル並目ねじにおける締結用雌ねじ部８ａの欠損や折損が生じやすい。また、圧力側フランクの螺合面の角度γを大きく設計し、工具軸Ｏに対し垂直な方向へ分散される力２８を大きくしても、ねじ山の１ピッチＰの長さが長くなるため、製造コストが高くなる問題がある。

図１９は特許文献１に記載の従来の加工ヘッドに螺合するホルダーの締結用雌ねじの拡大図である。図１９における斜線は、特許文献１における締結用雌ねじ部８ｂの軸心での断面であることを示している。ねじ山の１ピッチＰにかけて設けられた特許文献１に記載の締結用雌ねじ部８ｂにおけるねじ山は、圧力側フランクの螺合面２２、遊び側フランクの螺合面２３、２種類の前記螺合面２２、２３を接続するねじ山の螺合面２４及びねじ底の螺合面２５により構成される。圧力側フランクの螺合面の角度γは遊び側フランクの螺合面の角度δより小さく設計されている。

図２０は特許文献１に記載の締結用雌ねじ部におけるねじ山に生じる力の大きさを示す図である。図２０における斜線は、特許文献１における締結用雌ねじ部８ｂの軸心での断面であることを示している。加工ヘッドとホルダーの締結時に生じる圧力側フランクの螺合面に掛かる力２６は圧力側フランクの螺合面２２に対し垂直な方向に掛かる。特許文献１における締結用雌ねじ部８ｂのように、圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δより小さいと、圧力側フランクの螺合面に掛かる力２６の工具軸Ｏに対し垂直となる方向に分散される力２８が小さくなる。また、切削中に締め付けトルクが掛かると工具軸Ｏの方向に掛かる引張りの力２７は大きくなる。よって、加工ヘッドをホルダーに取り付ける際や切削中に摩耗等で膨大な締め付けトルクが掛かると、特許文献１における締結用雌ねじ部８ｂの欠損や折損が生じる。

本発明に係るホルダーにおいては、圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも１０°以上６０°以下の範囲で大きいことが望ましい。圧力側フランクの螺合面の角度γを遊び側フランクの螺合面の角度δよりも１０°以上大きくすることで、締結用雌ねじ部８におけるねじ山の強度を高めることができる。また、締め付けトルクに対して生じる締結時の圧力側フランクの螺合面に掛かる力２６を工具軸Ｏに対し垂直な方向に多く分散することができる。よって、加工ヘッドをホルダーに取り付ける際や切削中に摩耗等で膨大な締め付けトルクが掛かっても、締結用雌ねじ部８の欠損や折損がより一層抑制される。圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも６０°より大きくなると、切削時に生じる切れ刃部への負荷が、加工ヘッドが抜ける方向へ掛かった場合、振動が生じやすくなる傾向がある。このため６０°以下の範囲で大きいことが望ましい。また、特に望ましいのは、圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも２０°以上５０°以下の範囲で大きいことである。

圧力側フランクの螺合面の角度γを３５°以上に設定すれば、加工ヘッドとホルダーの締結時に生じる圧力側フランクの螺合面に掛かる力２６を工具軸Ｏに対し垂直な方向に多く分散することが出来る。このため、工具軸Ｏの方向に掛かる引張りの力２７は小さくなり、締結用雌ねじ部８の欠損や折損を抑制することが出来る。また、通常、加工ヘッドとホルダーの締め付けた際の芯だし精度を向上するため、インロー部などを設けるが、圧力側フランクの螺合面の角度γを３５°以上に設定すれば、加工ヘッドを締め付けた際の芯だし精度もさらに向上する。よって、圧力側フランクの螺合面の角度γが３５°以上であることが望ましい。圧力側フランクの螺合面の角度γを６０°よりも大きくすると、切削時に生じる切れ刃部への負荷が、加工ヘッドが抜ける方向へ掛かった場合、振動が生じやすくなる傾向がある。このため、圧力側フランクの螺合面の角度γは６０°以下であることが望ましい。よって、圧力側フランクの螺合面の角度γは３５°以上６０°以下の範囲に設けることが望ましい。

遊び側フランクの螺合面の角度δを２５°より大きく設計すると、ねじ山の１ピッチＰが過大になり、締結用雌ねじ部８の長さが許容範囲を超えて長くなるため、製造コストが増大する問題がある。よって、遊び側フランクの螺合面の角度δは０°以上２５°以下の範囲であることが望ましい。

ねじ山の１ピッチＰが締結用雄ねじ部の呼び径ｄの１５％より小さいとねじ山の剛性が劣る。また、ねじ山の１ピッチＰが締結用雄ねじ部の呼び径ｄの３０％より大きくなると締結用雌ねじ部８の長さが許容範囲を超えて長くなり製造コストが増大する。このため、ねじ山の１ピッチＰは締結用雄ねじ部の呼び径ｄの１５％以上３０％以下の範囲であることが望ましい。

図１５に示すように、２種類の螺合面２２、２３を接続するねじ山の螺合面２４及びねじ底の螺合面２５のそれぞれの幅であるねじ山の螺合面の幅２９及びねじ底の螺合面の幅３０が、いずれも工具軸Ｏに対し平行な方向で測定したときに、ねじ山の１ピッチＰの１５％より小さいとねじ山の頂点の強度が劣る。また、ねじ山の螺合面の幅２９及びねじ底の螺合面の幅３０が、いずれも工具軸Ｏに対し平行な方向で測定したときに、ねじ山の１ピッチＰの３０％より大きくなるとフランク面の螺合面が小さくなる。このため、切削時に生じる切れ刃部への負荷が、加工ヘッドが抜ける方向へ掛かり、振動が生じやすくなる。よって、２種類の螺合面２２、２３を接続するねじ山の螺合面２４及びねじ底面の螺合面２５のそれぞれの幅であるねじ山の螺合面の幅２９及びねじ底の螺合面の幅３０は、工具軸Ｏに対し平行な方向で測定したときに、ねじ山の１ピッチＰの１５％以上３０％以下の範囲となることが望ましい。

上記の本発明に係る加工ヘッド及び、本発明に係るホルダーをねじにて締め付けることにより、本発明の先端交換式切削工具を作製できる。本発明に係る加工ヘッド及び、本発明に係るホルダーは締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部の剛性が従来のものより向上しているため、本発明の先端交換式切削工具を作製する際に、ねじにて強く締め付けても締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部の欠損の抑制が可能である。但し、加工ヘッドをホルダーに螺合するにあたっては、締め付けトルクを一定にするために、トルクレンチを用いることが望ましい。

特に限定されないが、軸心での断面で見たときのねじ山面と工具軸Ｏとがなす角度から決定されるテーパ角は０°であるときに本発明の効果が最も大きく発揮することができる。しかし、０°を超え１°以下の範囲の微小なテーパ角が設けられた場合にも、ほぼ同様の効果を発揮することが可能である。

以下、本発明を下記の実施例により詳細に説明するが、それらにより本発明が限定されるものではない。

（実施例１）
締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部の形状の違いによる剛性を比較するため、下記の参考例１、従来例１、比較例１の先端交換式切削工具を準備し、実際に切削評価を実施した。

参考例１として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．５ｍｍ、ねじ山面の幅を０．４０８ｍｍ、ねじ底面の幅を０．４０８ｍｍにした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．５ｍｍ、ねじ山の螺合面の幅を０．４０８ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．４０８ｍｍにした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも４０°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも４０°大きく設けられたホルダーを作成し、参考例１の先端交換式切削工具を作製した。

従来例１として、ＪＩＳ規格に記載の標準メートル並目ねじ形状の締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッド、及びＪＩＳ規格に記載の標準メートル並目ねじ形状の締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製し、この加工ヘッドをホルダーに締め付け、従来例１の先端交換式切削工具を作製した。従来例１の先端交換式切削工具に使用された加工ヘッドにおいては、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを３０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを３０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．０ｍｍとし、ねじ山面の幅を０．２１１ｍｍ、ねじ底面の幅を０．２１１ｍｍとした。従来例１の先端交換式切削工具に使用されたホルダーにおいては、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを３０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを３０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．０ｍｍとし、ねじ山の螺合面の幅を０．２１１ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．２１１ｍｍとした。すなわち、圧力側フランクのフランク角αと遊び側フランクのフランク角βを等しくした加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γと遊び側フランクの螺合面の角度δを等しくしたホルダーを作製し、従来例１の先端交換式切削工具を作製した。

比較例１として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを１０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを５０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．５ｍｍ、ねじ山面の幅を０．４０８ｍｍ、ねじ底面の幅を０．４０８ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを１０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを５０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．５ｍｍ、ねじ山の螺合面の幅を０．４０８ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．４０８ｍｍにした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、比較例１の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも４０°小さく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも４０°小さく設けられたホルダーを作製し、参考例１の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１、従来例１、及び比較例１の共通仕様として、加工ヘッドはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＭ１５、Ｃｏ含有量：１１質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。ホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＣ６０、Ｃｏ含有量１６質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。また、加工ヘッドの先端から締結用雄ねじ部までは一体成形で作製され、工具径Ｄが１０ｍｍ、外周刃を工具軸Ｏの方向で測定したときの長さである刃長が１０ｍｍ、締結用雄ねじ部の呼び径ｄが６ｍｍ、締結用雄ねじ部を工具軸Ｏの方向で測定したときの長さである締結用雄ねじ部のねじ長が６ｍｍ、締結用雌ねじ部の直径が６ｍｍ、締結用雌ねじ部を工具軸Ｏの方向で測定したときの長さである締結用雌ねじ部のねじ長が８ｍｍ、刃数が４枚の同一形状のスクエアエンドミルとし、切れ刃部にはＴｉＳｉＮ系の硬質皮膜を施し、切削を実施した。なお、「テーパ角」は、図３〜図５に示した加工ヘッドとホルダーとの接触面のテーパ角度を示す。以下の実施例においては、特に示さない限り、テーパ角は０°の例を示す。

切削に使用した被削材はＨＲＣ４０のプリハードン鋼にて、先端交換式切削工具の突出し量を４０ｍｍで一定とし、切削条件を回転数が３２４０ｍｉｎ^−１、軸方向の切込み量を５ｍｍ、径方向の切込み量を１ｍｍに固定し、送り速度を７００ｍｍ／ｍｉｎから１００ｍｍ／ｍｉｎずつ増加させ、１０ｍの加工距離の切削加工が可能かを確認しながら１２００ｍｍ／ｍｉｎまで安定加工が可能か否かについて検証した。なお、工具冷却及び切り屑排出のためにエアブローを使用した。

評価基準としては、送り速度を７００ｍｍ／ｍｉｎから１００ｍｍ／ｍｉｎずつ増加させ、送り速度が１２００ｍｍ／ｍｉｎでの切削加工において、加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の折損が発生せずに安定加工が行えた場合、その先端交換式切削工具を良好とした。検証した結果を表１に示す。なお、表１に記載の結果における「○」は、それぞれの送り速度での切削加工において、加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の折損が発生しなかったことを示し、表１に記載の結果における「×」は、それぞれの送り速度での切削加工において、加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の折損が発生したことを示す。また、締結用雄ねじ部の折損とは、締結用雄ねじ部自体が折損し、加工ヘッドの締結用雄ねじ部によるホルダーへの螺合が不可能となった状態を示す。

表１に記載の結果より、参考例１においては送り速度が１２００ｍｍ／ｍｉｎでの切削加工において、締結用雄ねじ部の折損が発生せず安定した加工が可能であったため、良好であった。しかし、従来例１、比較例１については、従来例１が９００ｍｍ／ｍｉｎ、比較例１が８００ｍｍ／ｍｉｎの送り速度にて、切削中に締結用雄ねじ部の折損が発生してしまい、高能率な加工が不可能であったため、不良であった。これらのことから、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも大きく設けられたホルダーから構成される参考例１は、従来の先端交換式切削工具と比較し、締結用雄ねじ部の折損を発生させずに、送り速度が１．５倍以上の高能率加工が可能であるといえる。

（実施例２）
圧力側フランクのフランク角αと遊び側フランクのフランク角βとの角度差、及び圧力側フランクの螺合面の角度γと遊び側フランクの螺合面の角度δとの角度差による締結用雄ねじ部におけるねじ山の剛性の変化、加工ヘッドの後端における剛性の変化、及び切削時の工具摩耗を比較するため、下記の参考例２〜参考例９の先端交換式切削工具を準備し、実際に切削評価を実施した。

参考例２として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを４５°とし、ねじ山面の幅を０．４５２ｍｍ、ねじ底面の幅を０．４５２ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを４５°とし、ねじ山面の螺合面の幅を０．４５２ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．４５２ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも５°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも５°大きく設けられたホルダーを作製し、参考例２の先端交換式切削工具を作製した。

参考例３として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを４０°とし、ねじ山面の幅を０．４９２ｍｍ、ねじ底面の幅を０．４９２ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを４０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．４９２ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．４９２ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例３の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも１０°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも１０°大きく設けられたホルダーを作製し、参考例３の先端交換式切削工具を作製した。

参考例４として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを３０°とし、ねじ山面の幅を０．５５８ｍｍ、ねじ底面の幅を０．５５８ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを３０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．５５８ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．５５８ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例４の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも２０°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも２０°大きく設けられたホルダーを作製し、参考例４の先端交換式切削工具を作製した。

参考例５として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを２０°とし、ねじ山面の幅を０．６１１ｍｍ、ねじ底面の幅を０．６１１ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを２０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．６１１ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．６１１ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例５の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも３０°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも３０°大きく設けられたホルダーを作製し、参考例５の先端交換式切削工具を作製した。

参考例６として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山面の幅を０．６５８ｍｍ、ねじ底面の幅を０．６５８ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．６５８ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．６５８ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例６の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも４０°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも４０°大きく設けられたホルダーを作製し、参考例６の先端交換式切削工具を作製した。

参考例７として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを６０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山面の幅を０．５２３ｍｍ、ねじ底面の幅を０．５２３ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを６０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．５２３ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．５２３ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例７の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも５０°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも５０°大きく設けられたホルダーを作製し、参考例７の先端交換式切削工具を作製した。

参考例８として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを７０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山面の幅を０．２６９ｍｍ、ねじ底面の幅を０．２６９ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを７０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．２６９ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．２６９ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例８の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも６０°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも６０°大きく設けられたホルダーを作製し、参考例８の先端交換式切削工具を作製した。

参考例９として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを７０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを５°とし、ねじ山面の幅を０．２９１ｍｍ、ねじ底面の幅を０．２９１ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを７０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを５°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．２９１ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．２９１ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例９の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも６５°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも６５°大きく設けられたホルダーを作製し、参考例９の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２乃至９における共通仕様として、加工ヘッド及びホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＭ１５、Ｃｏ含有量：１１質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。ホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＣ６０、Ｃｏ含有量１６質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。また、加工ヘッドの先端から締結用雄ねじ部までは一体成形で作製され、工具径Ｄが１０ｍｍ、刃長が１０ｍｍ、締結用雄ねじ部の呼び径ｄが６ｍｍ、締結用雄ねじ部のねじ長が６ｍｍ、締結用雌ねじ部の直径が６ｍｍ、締結用雌ねじ部のねじ長が８ｍｍ、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰが２ｍｍ、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるテーパ角が０°、刃数が４枚の同一形状のスクエアエンドミルとし、切れ刃部にはＴｉＳｉＮ系の硬質皮膜を施し、切削を実施した。

切削加工に使用した被削材はＨＲＣ４０のプリハードン鋼とし、先端交換式切削工具の突出し量を４０ｍｍで一定とし、切削条件を回転数が３２４０ｍｉｎ^−１、送り速度が１２００ｍｍ／ｍｉｎ、軸方向の切込み量を５ｍｍ、径方向の切込み量を１ｍｍに固定し、５０ｍの加工距離の切削加工後の工具摩耗状態を検証した。なお、工具冷却及び切り屑排出のためにエアブローを使用した。

評価方法としては、５０ｍ切削加工後に光学式の工具顕微鏡を用いて、スクエアエンドミルの４枚の外周刃に生じた最大逃げ面摩耗幅を測定し、その平均値を算出した。さらに、光学式の工具顕微鏡を用いて、締結用雄ねじ部におけるねじ山及び加工ヘッドの後端すなわち面取りによって形成された面１９と圧力側フランクのフランク面１１のなす角（ねじ山）に生じた欠損の有無を確認した。

評価基準としては、５０ｍ切削加工後の先端交換式切削工具に用いられた加工ヘッドにおいて、締結用雄ねじ部におけるねじ山及び加工ヘッドの後端において欠損が無く、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったものを良好とした。検証した結果を表２に示す。

表２に記載の結果より、参考例２乃至９において、５０ｍ加工後も締結用雄ねじ部におけるねじ山及び加工ヘッドの後端において欠損が発生せず、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったため、良好であった。

特に、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも１０°以上６０°以下の範囲で大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも１０°以上６０°以下の範囲で大きく設けられたホルダーから構成される参考例２乃至８においては５０ｍの切削加工後においても外周刃に生じた逃げ面摩耗幅の平均値は０．１５ｍｍ以下であったため、更に長時間切削可能な状態であった。

（実施例３）
圧力側フランクのフランク角αの角度及び圧力側フランクの螺合面の角度γによる締結用雄ねじ部におけるねじ山の剛性の変化、加工ヘッドとホルダーを螺合したときの芯だし精度の変化及び切削時の工具摩耗を比較するため、下記の参考例１０〜参考例１４の先端交換式切削工具を準備し、実際に切削評価を実施した。

参考例１０として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを３０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを２０°とし、ねじ山面の幅を０．７６４ｍｍ、ねじ底面の幅を０．７６４ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを３０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを２０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．７６４ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．７６４ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１０の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αを３０°とした加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γを３０°としたホルダーを作製し、参考例１０の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１１として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを３５°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを２０°とし、ねじ山面の幅を０．７３４ｍｍ、ねじ底面の幅を０．７３４ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを３５°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを２０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．７３４ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．７３４ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１１の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αを３５°とした加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γを３５°としたホルダーを作製し、参考例１１の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１２として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４５°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを３０°とし、ねじ山面の幅を０．６０５ｍｍ、ねじ底面の幅を０．６０５ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４５°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを３０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．６０５ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．６０５ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１２の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αを４５°とした加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γを４５°としたホルダーを作製し、参考例１２の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１３として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを６０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを３０°とし、ねじ山面の幅を０．４２３ｍｍ、ねじ底面の幅を０．４２３ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを６０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを３０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．４２３ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．４２３ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１３の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αを６０°とした加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γを６０°としたホルダーを作製し、参考例１３の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１４として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを６５°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを３０°とし、ねじ山面の幅を０．３１９ｍｍ、ねじ底面の幅を０．３１９ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを６５°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを３０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．３１９ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．３１９ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１４の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αを６５°とした加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γを６５°としたホルダーを作製し、参考例１４の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１０乃至１４における共通仕様として、加工ヘッド及びホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＭ１５、Ｃｏ含有量：１１質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。ホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＣ６０、Ｃｏ含有量１６質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。また、加工ヘッドの先端から締結用雄ねじ部までは一体成形で作製され、工具径Ｄが１０ｍｍ、刃長が１０ｍｍ、締結用雄ねじ部の呼び径が６ｍｍ、締結用雄ねじ部のねじ長が６ｍｍ、締結用雌ねじ部の直径が６ｍｍ、締結用雌ねじ部のねじ長が８ｍｍ、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰが２ｍｍ、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるテーパ角が０°、刃数が４枚の同一形状のスクエアエンドミルとし、切れ刃部にはＴｉＳｉＮ系の硬質皮膜を施し、切削を実施した。

切削加工に使用した被削材はＨＲＣ４０のプリハードン鋼とし、先端交換式切削工具の突出し量を４０ｍｍで一定とし、切削条件を回転数が３２４０ｍｉｎ−１、送り速度が１２００ｍｍ／ｍｉｎ、軸方向の切込み量を５ｍｍ、径方向の切込み量を１ｍｍに固定し、５０ｍの加工距離の切削加工後の工具摩耗状態を検証した。なお、工具冷却及び切り屑排出のためにエアブローを使用した。

評価方法としては、切削加工前において、加工ヘッドとホルダーを螺合したときの芯だし精度の変化を確認するために、マシニングセンタの主軸に取り付けたときの外周刃の振れすなわち切れ刃部の振れをダイヤルゲージで測定した。さらに、５０ｍ切削加工後に光学式の工具顕微鏡を用いて、スクエアエンドミルの４枚の外周刃に生じた最大逃げ面摩耗幅を測定し、その平均値を算出した。さらに、光学式の工具顕微鏡を用いて、締結用雄ねじ部におけるねじ山に生じた欠損の有無を確認した。

評価基準としては、切削加工前において加工ヘッドとホルダーを螺合したときの切れ刃部の振れが３０μｍ以下であり、５０ｍ切削加工後の先端交換式切削工具に用いられた加工ヘッドにおいて、締結用雄ねじ部におけるねじ山において欠損が無く、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったものを良好とした。検証した結果を表３に示す。

表３に記載の結果より、参考例１０乃至１４において、切削加工前に加工ヘッドとホルダーを螺合したときの切れ刃部の振れが３０μｍ以下であり、５０ｍ加工後も締結用雄ねじ部におけるねじ山において欠損が発生せず、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったため、良好であった。

特に、圧力側フランクのフランク角αが３５°以上６０°以下の範囲で設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが３５°以上６０°以下の範囲で設けられたホルダーから構成される参考例１１乃至１３においては、切削加工前に加工ヘッドとホルダーを螺合したときの切れ刃部の振れが１５μｍ以下であり、５０ｍの切削加工後においても外周刃に生じた逃げ面摩耗幅の平均値は０．１ｍｍ以下であったため、更に長時間切削可能な状態であった。

（実施例４）
遊び側フランクのフランク角βの角度及び遊び側フランクの螺合面の角度δによる締結用雄ねじ部におけるねじ山の剛性の変化及び切削時の工具摩耗を比較するため、下記の参考例１５〜参考例１８の先端交換式切削工具を準備し、実際に切削評価を実施した。

参考例１５として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを０°とし、ねじ山面の幅を０．７９０ｍｍ、ねじ底面の幅を０．７９０ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．７９０ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．７９０ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダに締め付け、参考例１５の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、遊び側フランクのフランク角βを０°とした加工ヘッド、及び遊び側フランクの螺合面の角度δを０°としたホルダーを作製し、参考例１５の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１６として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山面の幅を０．７４６ｍｍ、ねじ底面の幅を０．７４６ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．７４６ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．７４６ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１６の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、遊び側フランクのフランク角βを１０°とした加工ヘッド、及び遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°としたホルダーを作製し、参考例１６の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１７として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを２５°とし、ねじ山面の幅を０．６７３ｍｍ、ねじ底面の幅を０．６７３ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを２５°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．６７３ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．６７３ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１７の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、遊び側フランクのフランク角βを２５°とした加工ヘッド、及び遊び側フランクの螺合面の角度δを２５°としたホルダーを作製し、参考例１７の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１８として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを３０°とし、ねじ山面の幅を０．６４６ｍｍ、ねじ底面の幅を０．６４６ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを３０°とし、ねじ山の螺合面の幅を０．６４６ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．６４６ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１８の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、遊び側フランクのフランク角βを３０°とした加工ヘッド、及び遊び側フランクの螺合面の角度δを３０°としたホルダーを作製し、参考例１８の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１５乃至１８における共通仕様として、加工ヘッド及びホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＭ１５、Ｃｏ含有量：１１質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。ホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＣ６０、Ｃｏ含有量１６質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。また、加工ヘッドの先端から締結用雄ねじ部までは一体成形で作製され、工具径Ｄが１０ｍｍ、刃長が１０ｍｍ、締結用雄ねじ部の呼び径が６ｍｍ、締結用雄ねじ部のねじ長が６ｍｍ、締結用雌ねじ部の直径が６ｍｍ、締結用雌ねじ部のねじ長が８ｍｍ、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰが２ｍｍ、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるテーパ角が０°、刃数が４枚の同一形状のスクエアエンドミルとし、切れ刃部にはＴｉＳｉＮ系の硬質皮膜を施し、切削を実施した。

評価方法としては、５０ｍ切削加工後に光学式の工具顕微鏡を用いて、スクエアエンドミルの４枚の外周刃に生じた最大逃げ面摩耗幅を測定し、その平均値を算出した。さらに、光学式の工具顕微鏡を用いて、締結用雄ねじ部におけるねじ山に生じた欠損の有無を確認した。

評価基準としては、５０ｍ切削加工後の先端交換式切削工具に用いられた加工ヘッドにおいて、締結用雄ねじ部におけるねじ山において欠損が無く、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったものを良好とした。検証した結果を表４に示す。

表４に記載の結果より、参考例１５乃至１８において、５０ｍ加工後も締結用雄ねじ部におけるねじ山において欠損が発生せず、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったため、良好であった。

特に、遊び側フランクのフランク角βが０°以上２５°以下の範囲で設けられた加工ヘッド、及び遊び側フランクの螺合面の角度が０°以上２５°以下の範囲で設けられたホルダーから構成される参考例１５乃至１７においては５０ｍの切削加工後においても外周刃に生じた逃げ面摩耗幅の平均値は０．０６ｍｍ以下であったため、更に長時間切削可能な状態であった。

（実施例５）
締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰによる締結用雄ねじ部におけるねじ山の剛性の変化及び切削時の工具摩耗を比較するため、下記の参考例１９〜参考例２３の先端交換式切削工具を準備し、実際に切削評価を実施した。

参考例１９として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを０．６ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．０４６ｍｍ、ねじ底面の幅を０．０４６ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを０．６ｍｍにし、ねじ山の螺合面の幅を０．０４６ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．０４６ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例１９の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの１０％の長さとした加工ヘッド、及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの１０％の長さとしたホルダーを作製し、参考例１９の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２０として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを０．９ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．１９６ｍｍ、ねじ底面の幅を０．１９６ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを０．９ｍｍにし、ねじ山の螺合面の幅を０．１９６ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．１９６ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２０の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの１５％の長さとした加工ヘッド、及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの１５％の長さとしたホルダーを作製し、参考例２０の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２１として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．４ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．４４６ｍｍ、ねじ底面の幅を０．４４６ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．４ｍｍにし、ねじ山の螺合面の幅を０．４４６ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．４４６ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２１の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの２３％の長さとした加工ヘッド、及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの２３％の長さとしたホルダーを作製し、参考例２１の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２２として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．８ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．６４６ｍｍ、ねじ底面の幅を０．６４６ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．８ｍｍにし、ねじ山の螺合面の幅を０．６４６ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．６４６ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２２の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの３０％の長さとした加工ヘッド、及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの３０％の長さとしたホルダーを作製し、参考例２２の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２３として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを４０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを２．１ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．７９６ｍｍ、ねじ底面の幅を０．７９６ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを４０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを２．１ｍｍにし、ねじ山の螺合面の幅を０．７９６ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．７９６ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２３の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの３５％の長さとした加工ヘッド、及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを締結用雄ねじ部の呼び径ｄの３５％の長さとしたホルダーを作製し、参考例２３の先端交換式切削工具を作製した。

参考例１９乃至２３における共通仕様として、加工ヘッド及びホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＭ１５、Ｃｏ含有量：１１質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。ホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＣ６０、Ｃｏ含有量１６質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。また、加工ヘッドの先端から締結用雄ねじ部までは一体成形で作製され、工具径Ｄが１０ｍｍ、刃長が１０ｍｍ、締結用雄ねじ部の呼び径ｄが６ｍｍ、締結用雄ねじ部のねじ長が６ｍｍ、締結用雌ねじ部の直径が６ｍｍ、締結用雌ねじ部のねじ長が８ｍｍ、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるテーパ角が０°、刃数が４枚の同一形状のスクエアエンドミルとし、切れ刃部にはＴｉＳｉＮ系の硬質皮膜を施し、切削を実施した。

評価基準としては、５０ｍ切削加工後の先端交換式切削工具に用いられた加工ヘッドにおいて、締結用雄ねじ部のねじ山において欠損が無く、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったものを良好とした。検証した結果を表５に示す。

表５に記載の結果より、参考例１９乃至２３において、５０ｍ加工後も締結用雄ねじ部におけるねじ山において欠損が発生せず、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったため、良好であった。

特に、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰを、締結用雄ねじ部の呼び径ｄの１５％以上３０％以下の範囲の長さに設定した参考例２０乃至２２においては５０ｍの切削加工後においても外周刃に生じた逃げ面摩耗幅の平均値は０．０４ｍｍ以下であったため、更に長時間切削可能な状態であった。

（実施例６）
締結用雄ねじ部におけるねじ山面の幅及びねじ底面の幅、並びに締結用雌ねじ部におけるねじ山の螺合面の幅とねじ底の螺合面の幅による、締結用雄ねじ部におけるねじ山の剛性の変化及び切削時の工具摩耗を比較するため、下記の参考例２４〜参考例２８の先端交換式切削工具を準備し、実際に切削評価を実施した。

参考例２４として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１５°とし、ねじ山の１ピッチＰを０．９ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．０８５ｍｍ、ねじ底面の幅を０．０８５ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１５°とし、ねじ山の１ピッチＰを０．９ｍｍにし、ねじ山の螺合面の幅を０．０８５ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．０８５ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２４の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山面の幅及びねじ底面の幅を締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの９％の長さとし、締結用雌ねじ部におけるねじ山の螺合面の幅及びねじ底の螺合面の幅を締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの９％の長さとしたホルダーを作製し、参考例２４の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２５として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．０ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．１５２ｍｍ、ねじ底面の幅を０．１５２ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．０ｍｍにし、ねじ山の螺合面の幅を０．１５２ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．１５２ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２５の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山面の幅及びねじ底面の幅を締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの１５％の長さとし、締結用雌ねじ部におけるねじ山の螺合面の幅及びねじ底の螺合面の幅を締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの１５％の長さとしたホルダーを作製し、参考例２５の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２６として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．２ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．２５８ｍｍ、ねじ底面の幅を０．２５８ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．２ｍｍにし、ねじ山の螺合面の幅を０．２５８ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．２５８ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２６の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山面の幅及びねじ底面の幅を締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの２２％の長さとし、締結用雌ねじ部におけるねじ山の螺合面の幅及びねじ底の螺合面の幅を締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの２２％の長さとしたホルダーを作製し、参考例２６の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２７として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．７ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．５０８ｍｍ、ねじ底面の幅を０．５０８ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．７ｍｍにし、ねじ山の螺合面の幅を０．５０８ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．５０８ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２７の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山面の幅及びねじ底面の幅を締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの３０％の長さとし、締結用雌ねじ部におけるねじ山の螺合面の幅及びねじ底の螺合面の幅を締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの３０％の長さとしたホルダーを作製し、参考例２７の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２８として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを３５°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．８ｍｍにし、ねじ山面の幅を０．６８１ｍｍ、ねじ底面の幅を０．６８１ｍｍとした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを３５°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．８ｍｍにし、ねじ面の螺合面の幅を０．６８１ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．６８１ｍｍとした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、参考例２８の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、締結用雄ねじ部におけるねじ山面の幅及びねじ底面の幅を締結用雄ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの３８％の長さとし、締結用雌ねじ部におけるねじ山の螺合面の幅及びねじ底の螺合面の幅を締結用雌ねじ部におけるねじ山の１ピッチＰの３８％の長さとしたホルダーを作製し、参考例２８の先端交換式切削工具を作製した。

参考例２４乃至２８における共通仕様として、加工ヘッド及びホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＭ１５、Ｃｏ含有量：１１質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。ホルダーはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＣ６０、Ｃｏ含有量１６質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。また、加工ヘッドの先端から締結用雄ねじ部までは一体成形で作製され、工具径Ｄが１０ｍｍ、刃長が１０ｍｍ、締結用雄ねじ部の呼び径ｄが６ｍｍ、締結用雄ねじ部のねじ長が６ｍｍ、締結用雌ねじ部の直径が６ｍｍ、締結用雌ねじ部のねじ長が８ｍｍ、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるテーパ角が０°、刃数が４枚の同一形状のスクエアエンドミルとし、切れ刃部にはＴｉＳｉＮ系の硬質皮膜を施し、切削を実施した。

評価基準としては、５０ｍ切削加工後の先端交換式切削工具に用いられた加工ヘッドにおいて、締結用雄ねじ部におけるねじ山において欠損が無く、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったものを良好とした。検証した結果を表６に示す。

表６に記載の結果より、参考例２４乃至２８において、５０ｍ加工後も締結用雄ねじ部におけるねじ山において欠損が発生せず、逃げ面摩耗幅の平均値が０．２ｍｍ以下であったため、良好であった。

特に、締結用雄ねじ部におけるねじ山面の幅及びねじ底面の幅、並びに締結用雌ねじ部におけるねじ山の螺合面の幅とねじ底の螺合面の幅をねじ山の１ピッチＰの１５％以上３０％以下の範囲の長さに設定した参考例２５乃至２７においては、５０ｍの切削加工後においても外周刃に生じた逃げ面摩耗幅の平均値は０．０３ｍｍ以下であったため、更に長時間切削可能な状態であった。

（実施例７）
加工ヘッドとホルダーの接触面のテーパ部（図３〜図５）の効果を評価するため、下記の本発明例２９の先端交換式切削工具を準備し、実際に切削評価を実施した。

本発明例２９として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角αを５０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角βを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．５ｍｍ、ねじ山面の幅を０．４０８ｍｍ、ねじ底面の幅を０．４０８ｍｍにした締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを５０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを１０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．５ｍｍ、ねじ山の螺合面の幅を０．４０８ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．４０８ｍｍにした締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。この加工ヘッドをホルダーに締め付け、本発明例２９の先端交換式切削工具を作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも４０°大きく設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも４０°大きく設けられたホルダーを作製した。また、加工ヘッドとホルダーの接触面のテーパ部のテーパ角は５°とした。以上の本発明例２９の先端交換式切削工具を作製した。

従来例１は、実施例１に示した従来例１と同一ものを用いた。また、比較例２として、締結用雄ねじ部における圧力側フランクのフランク角を１０°、締結用雄ねじ部における遊び側フランクのフランク角を５０°とし、ねじ山の１ピッチを１．５ｍｍ、ねじ山面の幅を０．４０８ｍｍ、ねじ底面の幅を０．４０８ｍｍとし、ねじの後端から先端に向かうにつれ締結用雄ねじの径が減少するように５°のテーパを設けた締結用雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを作製した。さらに、締結用雌ねじ部における圧力側フランクの螺合面の角度γを１０°、締結用雌ねじ部における遊び側フランクの螺合面の角度δを５０°とし、ねじ山の１ピッチＰを１．５ｍｍ、ねじ山の螺合面の幅を０．４０８ｍｍ、ねじ底の螺合面の幅を０．４０８ｍｍにし、ねじの後端から先端に向かうにつれ締結用雌ねじ部の径が減少するように５°のテーパ角を設けた締結用雌ねじ部が設けられたホルダーを作製した。すなわち、圧力側フランクのフランク角αが遊び側フランクのフランク角βよりも４０°小さく、５°のテーパ角が設けられた加工ヘッド、及び圧力側フランクの螺合面の角度γが遊び側フランクの螺合面の角度δよりも４０°小さく設けられたホルダーを作製した。また、加工ヘッドとホルダーの接触面のテーパ部のテーパ角は５°とした。以上の比較例２の先端交換式切削工具を作製した。

本発明例２９、従来例１、比較例２の共通仕様として、加工ヘッドはＷＣ基超硬合金製（日立ツール株式会社製、材質名：ＮＭ１５、Ｃｏ含有量：１１質量％）であるが、高速度工具鋼（日立金属株式会社製、材質名：ＨＡＰ７２）を用いた場合でも同様の傾向を示した。ホルダーはクロムモリブデン鋼製（ＪＩＳ規格、材質名：ＳＣＭ４４０）とした。また、加工ヘッドの先端から締結用雄ねじ部までは一体成形で作製され、工具径Ｄが１０ｍｍ、刃長が１０ｍｍ、締結用雄ねじ部の呼び径ｄが６ｍｍ、締結用雄ねじ部のねじ長が６ｍｍ、締結用雌ねじ部の直径が６ｍｍ、締結用雌ねじ部のねじ長が８ｍｍ、締結用雄ねじ部及び締結用雌ねじ部におけるテーパ角が５°または０°、刃数が４枚の同一形状のスクエアエンドミルとし、切れ刃部にはＴｉＳｉＮ系の硬質皮膜を施し、切削を実施した。

切削に使用した被削材はＨＲＣ４０のプリハードン鋼にて、先端交換式切削工具の突出し量を４０ｍｍで一定とし、切削条件を回転数が３２４０ｍｉｎ^−１、軸方向の切込み量を５ｍｍ、径方向の切込み量を１ｍｍに固定し、送り速度を７００ｍｍ／ｍｉｎから１００ｍｍ／ｍｉｎずつ増加させ、１０ｍの加工距離の切削加工が可能かを確認しながら１３００ｍｍ／ｍｉｎまで安定加工が可能かについて検証した。なお、工具冷却及び切り屑排出のためにエアブローを使用した。

評価基準としては、送り速度を７００ｍｍ／ｍｉｎから１００ｍｍ／ｍｉｎずつ増加させ、送り速度が１３００ｍｍ／ｍｉｎでの切削加工において、加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の折損が発生せずに安定加工が行えた場合、その先端交換式切削工具を良好とした。検証した結果を表７に示す。なお、表７に記載の結果における「○」は、それぞれの送り速度での切削加工において、加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の折損が発生しなかったことを示し、表７に記載の結果における「×」は、それぞれの送り速度での切削加工において、加工ヘッドにおける締結用雄ねじ部の折損が発生したことを示す。また、締結用雄ねじ部の折損とは、締結用雄ねじ部自体が折損し、加工ヘッドの締結用雄ねじ部によるホルダーへの螺合が不可能となった状態を示す。

表７に記載の結果より、本発明例２９においては送り速度が１３００ｍｍ／ｍｉｎでの切削加工において、締結用雄ねじ部の折損が発生せず安定した加工が可能であった。これは、テーパ角が０°の参考例１よりもさらに良好な結果であった。しかし、従来例１、比較例２については、従来例１が９００ｍｍ／ｍｉｎ、比較例２が１０００ｍｍ／ｍｉｎの送り速度にて、切削中に締結用雄ねじ部の折損が発生してしまい、高能率な加工が不可能であったため、不良であった。これらのことから、加工ヘッドとホルダーとの接触面をテーパとし、前述した２面によって位置を拘束することで高能率加工が可能であるといえる。

本発明に係る加工ヘッドと該加工ヘッドに螺合される本発明に係るホルダーを用いた先端交換式切削工具を用いることで、従来の先端交換式切削工具よりも、締結された雄ねじ部の強度が向上し、高能率に切削を行うことが可能となる。また本発明に係る加工ヘッドは、圧力側フランクのフランク角が遊び側フランクのフランク角よりも大きく設けられているため、加工ヘッドの最後端である締結用雄ねじ部の先端の剛性が向上し、加工ヘッドの取り付け時に掛かる締め付けトルクにおいて欠損が生じることが大幅に抑制される。そのため、部品加工や金型加工における高能率加工及び長寿命な加工を行うにあたって、大変好適である。

１、１ａ加工ヘッド
２、２ａホルダー
３刃溝
４外周刃
５切れ刃部
６締結用雄ねじ部
６ａメートル並目ねじにおける締結用雄ねじ部
６ｂ特許文献１における締結用雄ねじ部
７切欠き部
８締結用雌ねじ部
８ａメートル並目ねじにおける締結用雌ねじ部
８ｂ特許文献１における締結用雌ねじ部
９加工ヘッドの座面
１０ホルダーの端面
１１圧力側フランクのフランク面
１２遊び側フランクのフランク面
１３ねじ山面
１４ねじ底面
１５引張りの力
１６圧力側フランクのフランク面に掛かる力
１７工具軸に対し垂直となる方向に分散される力
１８加工ヘッドの端面
１９面取りによって形成された面
２０ねじ山面の幅
２１ねじ底面の幅
２２圧力側フランクの螺合面
２３遊び側フランクの螺合面
２４ねじ山の螺合面
２５ねじ底の螺合面
２６圧力側フランクの螺合面に掛かる力
２７引張りの力
２８工具軸に対し垂直となる方向に分散される力
２９ねじ山の螺合面の幅
３０ねじ底の螺合面の幅
３１テーパ部
３３テーパ部
Ｄ工具径
ｄ締結用雄ねじ部の呼び径
Ｐねじ山の１ピッチ
α 圧力側フランクのフランク角
β 遊び側フランクのフランク角
γ 圧力側フランクの螺合面の角度
δ 遊び側フランクの螺合面の角度
θ 面取りによって形成された面と圧力側フランクのフランク面のなす角度
Ｏ工具軸

Claims

先端側に切れ刃部が設けられ、切れ刃部の軸方向後方側には、ねじ山を形成していないテーパ部と締結用雌ねじ部が設けられたホルダーに螺合するための雄ねじ部とからなる締結用雄ねじ部が設けられ、切れ刃部と締結用雌ねじ部の間に、ホルダーに取り付けるための切欠き部が設けられた加工ヘッドと、
ねじ山を形成していないテーパ部と前記雄ねじ部が設けられた加工ヘッドを螺合するための雌ねじ部とからなる締結用雌ねじ部が設けられたホルダーで構成される先端交換式切削工具であって、
加工ヘッドにおける前記雄ねじ部におけるねじ山は、圧力側フランクのフランク面、遊び側フランクのフランク面、２種類のフランク面を接続するねじ山面及びねじ底面により構成され、圧力側フランクのフランク角が遊び側フランクのフランク角よりも大きく設けられ、
ホルダーにおける前記雌ねじ部が、前記雄ねじ部に設けられた圧力側フランクのフランク面、遊び側フランクのフランク面、２種類のフランク面を接続するねじ山面及びねじ底面に対応するための、圧力側フランクの螺合面、遊び側フランクの螺合面、２種類の螺合面を接続するねじ山の螺合面及びねじ底の螺合面により構成され、圧力側フランクの螺合面の角度が遊び側フランクの螺合面の角度よりも大きく設けられ、
加工ヘッドは超硬合金製であり、先端から締結用雄ねじ部までが一体成形となっており、
ホルダーは鋼製であり、
前記締結用雄ねじ部の前記切欠き部側に設けられた前記テーパ部は、前記締結用雄ねじ部の先端に行くにつれて外径が小さくなる円筒部分の外周面にテーパ角度が０．１°以上５．０°以下に形成され、
前記締結用雌ねじ部の開口部側に設けられた前記テーパ部は、前記締結用雌ねじ部の開口部に行くにつれて内径が大きくなる円筒部分の内周面にテーパ角度が０．１°以上５．０°以下に形成され、
前記加工ヘッドのテーパ部と前記ホルダーのテーパ部とが面接触するとともに、前記切欠き部の端面と、前記ホルダーの端面とが面接触することを特徴とする先端交換式切削工具。
前記加工ヘッドは、圧力側フランクのフランク角が３５°以上６０°以下の範囲であり、遊び側フランクのフランク角が０°以上２５°以下の範囲であり、ねじ山の１ピッチは締結用雄ねじの呼び径の１５％以上３０％以下の範囲であり、２種類のフランク面を接続するねじ山面及びねじ底面のそれぞれの幅は、工具軸に対し垂直方向から見たときに、ねじ山の１ピッチの１５％以上３０％以下の範囲となり、
前記ホルダーは、圧力側フランクの螺合面の角度が３５°以上６０°以下の範囲であり、遊び側フランクの螺合面の角度が０°以上２５°以下の範囲であり、ねじ山の１ピッチは雄ねじの呼び径の１５％以上３０％以下の範囲であり、２種類の螺合面を接続するねじ山の螺合面及びねじ底の螺合面のそれぞれの幅は、工具軸に対し垂直方向から見たときに、ねじ山の１ピッチの１５％以上３０％以下の範囲となることを特徴とする請求項１記載の先端交換式切削工具。