JPH0351047Y2 - - Google Patents
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- Publication number
- JPH0351047Y2 JPH0351047Y2 JP15961885U JP15961885U JPH0351047Y2 JP H0351047 Y2 JPH0351047 Y2 JP H0351047Y2 JP 15961885 U JP15961885 U JP 15961885U JP 15961885 U JP15961885 U JP 15961885U JP H0351047 Y2 JPH0351047 Y2 JP H0351047Y2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- cutting edge
- cutting
- tool
- δrmax
- quill
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired
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Landscapes
- Cutting Tools, Boring Holders, And Turrets (AREA)
Description
（産業上の利用分野）
本考案は、精密中ぐり用工具に関し、特にその
刃先形状を改善したものに関する。 （従来技術） 精密中ぐり加工では、一般にツール剛性が低い
ためひびり振動が発生し易く、加工精度が安定せ
ず高精度を維持するのが極めて困難である。 上記精密中ぐり加工においては、粗さ3S以下、
真円度3μ以下、直角度5μ以下の切削精度が要求
され、切込み量は0.1〜0.2mm程度の微小量であ
る。 従来では、第１２図に示すように精密中ぐり用
工具１０１として、ノーズ半径Ｒ＝0.2〜0.8mm、
取付角α＝80〜90°のものが用いられて来た。 （考案が解決しようとする問題点） 上記のように、従来の精密中ぐり用工具の取付
角αが80〜90°であつても、切込み量が微小であ
るために実際にはノーズ部のみで切削することと
なる関係上、取付角αが45°以下となることから、
背分力が非常に大きくなつてひびり易くなる。 そして、切削粗さΔRmaxについては、
ΔRmax＝f2／8R、（ｆ：送り速度（mm／回転）、
Ｒ：ノーズ半径（mm））なので、粗さ△Rmaxを
小さくするためには送り速度ｆを小さくする一
方、ノーズ半径Ｒを大きくすればよい。 しかしながらノーズ半径Ｒを大きくすると背分
力が大きくなつてひびり易くなる。そこで、一般
にはノーズ半径Ｒ＝0.2〜0.4mm程度に設定されて
いる。 加工精度の面からは切削力特に背分力を小さく
するのが望ましく、そのためノーズ半径Ｒを極力
小さくする方が好ましいが、その場合粗さ
ΔRmaxが大きくなつてくるという矛盾が起る。 そこで、加工精度と粗さΔRmaxを共に満足す
べく、通常はノーズ半径Ｒを極力小さくするとと
もに送り速度ｆも極力小さく設定するが、その場
合加工能率が低下するのでそれを補うため回転速
度を大きく設定すると、バイトの寿命が低下して
その交換回数が増え生産性が低下してしまうとい
う問題が起る。 （問題点を解決するための手段） 本考案に係る精密中ぐり用工具は、中ぐりクイ
ルの先端部に装着される精密切削中ぐり用工具で
あつて、クイルの軸心を含む面における刃先の側
面形状を円弧上に形成し、刃先の送り方向進み側
切刃を80〜90度の取付角に形成して円弧状切刃に
接続し、円弧状切刃の送り方向前端と後端を円弧
状切刃の曲率中心に対して夫々進み側と遅れ側へ
工具へ送りピツチの半分以上離れた位置に形成し
たものである。 即ち、実施例に係る第３図に基いて説明する
と、クイルの中心軸を含む面における刃先の側面
形状がノーズ半径Ｒの円弧状に形成され、刃先の
送り方向進み側切刃の取付角αが80〜90度の形成
され、この進み側切刃の頂部が円弧状切刃の送り
方向（矢印Ａの方向）前端Ｆに接続され、上記円
弧状切刃の前端Ｆと後端Ｂが円弧状切刃の曲率中
心Ｏに対して夫々進み側と遅れ側へ工具の送りピ
ツチｆの半分（0.5f）以上離れた位置に形成され
る。 （作 用） 本考案に係る精密中ぐり用工具の作用につい
て、実施例に係る第３図・第４図に基いて説明す
ると次のようになる。 先ず、送り方向進み側の切刃が80〜90度の取付
角αをなして円弧状切刃の前端に接続されている
ので、背分力が非常に小さくなる。 第３図に示すように、円弧状切刃の曲率中心Ｏ
から円弧状切刃の前端Ｆまでの距離がa2のように
0.5fよりも小さい場合には、三角形UVWの領域
が切削されずに残るためこの場合の粗さΔRmax
（a2）が非常に大きくなる。 これに対して、曲率中心Ｏから円弧状切刃の前
端Ｆまでの距離がa1のように0.5f以上のときには
上記三角形UVWの領域が確実に切削されるため
この場合の粗さΔmax（a1）が非常に小さくなる。 第４図に示すように、曲率中心Ｏから円弧状切
刃の後端Ｂまでの距離がb2のように0.5fよりも小
さい場合には、三角形EFGの領域が切削されず
に残るためこの場合の粗さΔRmax（b2）が非常
に大きくなる。 これに対して、曲率中心Ｏから円弧状切刃の後
端Ｂまでの距離がb1のように0.5f以上の場合に
は、三角形EFGの領域が確実に切削されるため
この場合の粗さΔRmax（b1）が非常に小さくな
る。 （考案の効果） 本考案に係る精密中ぐり用工具によれば、以上
説明したように実質的取付角αが80〜90度と大き
くなるので、背分力が従来のものと比較して約1/
２〜1/3程度に小さくなつてひびり振動が解消し、
加工精度が向上する。 工具の刃先を比較的大きなノーズ半径の円弧状
刃先に形成することが出来、且つ作用の項で説明
した三角形状領域を残すことなく確実に切削でき
るので、非常に良好な仕上面が得られる。 工具の刃先形状如何により送り速度ｆを大きく
して回転速度を低下させることにより、工具の寿
命を延ばし生産性を向上させることが出来る。 （実施例） 以下、本考案の実施例を図面に基いて説明す
る。 本実施例に係る精密中ぐり用工具１Ａは、第１
図に示すようにクイル２の先端部に着脱可能に装
着されるものであつて、多結晶焼結体などの超硬
工具材料製の円板状体の外周部に８個の中ぐり用
工具１を一体形成してなるものであり、以下上記
中ぐり用工具１Ａの全体を工具ユニツト１Ａ、
個々の各中ぐり用工具１を切削刃１という。 上記工具ユニツト１Ａはクイル２の先端の取付
部２ａに押え金具２ｂを介してボルト２ｃとナツ
ト２ｄとで固着され、この工具ユニツト１Ａはク
イル２の軸心２ｅを含む面と平行に配設され且つ
クイル２の軸心２ｅが工具ユニツト１Ａの厚さの
中央部を貫いており、工具ユニツト１Ａの外周部
の円周８等分位置に間欠的に形成された切削刃１
のうちの１つで中ぐり切削し得るように、１つの
切削刃１をクイル２の外周面外へ突出させた状態
に工具ユニツト１Ａが位置決めされ、割出し具２
ｆを切削刃１と切削刃１の間の割出し部１ａに嵌
合させることにより位置決めされている。 上記最外周側の１つの切削刃１が摩耗したとき
には工具ユニツト１Ａを装着し直して隣りの切削
刃１を最外周部に位置させ、以下順々に８つの切
削刃１が中ぐり切削に用いられる。尚、第２図は
工具ユニツト１Ａの側面図である。 上記各切削刃１の形状について、第３図により
説明すると、クイル２の軸心２ｅを含む面におけ
る切削刃１の側面形状は工具ユニツト１Ａの中心
Ｏを中心とするノーズ半径Ｒの円弧状に形成さ
れ、切削刃１の送り方向進み側の切刃１ｂの取付
角αは80〜90°の大きさに形成され、この切刃１
ｂの上端は円弧状切刃１ｃの前端Ｆに接続されて
いる。 更に、上記円弧状切刃１ｃの曲率中心Ｏから円
弧状切刃１ｃの前端Ｆまでのクイル２の軸心方向
距離ａがｆ≧ａ≧0.5fとなるように形成されると
ともに、円弧状切刃１ｃの曲率中心Ｏから円弧状
切刃１ｃの後端Ｂまでのクイル２の軸心方向距離
ｂがｂ≧0.5fとなるように形成されている。 但し、ｆは中ぐり切削時の送りピツチつまりク
イル２１回転当りの送り方向（矢印Ａ方向）への
送り量である。 尚、本考案に係る精密中ぐり用工具は、上記工
具ユニツト１Ａのように８組の切削刃１を備える
必要はなく、適数の切削刃１を備えていてもよ
く、１組の切削刃１のみを備えているものでよ
く、上記円弧状切刃１ｃの曲率中心Ｏは、必らず
しも工具ユニツト１Ａの中心に一致しなくともよ
い。 上記円弧状切刃１ｃのノーズ半径Ｒの値は、
3.5〜0.5mm程度若しくは5.0mm以上の非常に大きな
値に設定される。 以上の構成において、切削刃１のノーズ半径Ｒ
が非常に大きく形成され、また進み側切刃１ｂの
取付角αが80〜90°と直角に近く且つ進み側切刃
１ｂの上端が円弧状切刃１ｃの前端Ｆに湾曲する
ことなく接続されており、精密中ぐり切削におけ
る切込み量ｄが0.2〜0.4mm程度と非常に小さいの
で、進み側切刃１ｂの実質的取付角が小さくなる
こともなく、背分力が従来のものに比較して約1/
２〜1/3程度となり、ひびり振動により加工精度が
悪化することもない。 上記距離ａをｆ≧ａ≧0.5fとするのは次の理由
による。 即ち、第４図のように、曲率中心Ｏから円弧状
切刃１ｃの前端Ｆまでの距離ａが仮にa2（但し、
a2＜0.5f）であるとすると、図示の三角形UVW
の領域が切削されずに残ることになり、この場合
の粗さΔRmax（a2）が非常に大きくなる。 こ
れに対して、曲率中心Ｏから円弧状切刃１ｃの前
端Ｆまでの距離ａがa1（但し、a1≧0.5f）のとき
には、図示の三角形UVWの領域が確実に切削さ
れることになり、この場合の粗さΔRmax（a1）
が非常に小さくなる。 更に、上記距離ａが大きくなりすぎると、円弧
状切刃１ｃの前端Ｆがクイル２の軸心側へ移動し
て円弧状切刃１ｃの接触長さが長くなつて背分力
が増大するので、ａ≦ｆとするのが望ましい。 前記距離ｂをｂ≧0.5fとするのは次の理由によ
る。 即ち、第５図に示すように、曲率中心Ｏから円
弧状切刃１ｃの後端Ｂまでの距離ｂが仮にb2（但
し、b2＜0.5f）であるとすると、図示の三角形
EFGの領域が切削されずに残ることになり、こ
の場合の粗さΔRmax（b2）が非常に大きくなる。 これに対して、曲率中心Ｏから円弧状切刃１ｃ
の後端Ｂまでの距離ｂがb1（b1≧0.5f）のときに
は、図示の三角形EFGの領域が確実に切削され
ることになり、この場合の粗さΔRmax（b1）が
非常に小さくなる。 尚、上記粗さΔRmax（a1）＝ΔRmax（b1）であ
り、これらを代表してΔRmax（＝ΔRmax（a1）＝
ΔRmax（b1））とすると、ΔRmax＝f2／8R（ｆ：
mm／rev，Ｒ：mm）となる。 尚、第３図〜第５図において、符号４は被加工
物である。 更に、前記取付角αを90°≧α≧80°とするのは
次の理由による。 第６図は、フラツトな刃先形状の切削刃１Ｆを
用い、取付角αを変えて切削実験を行ない切削抵
抗（主分力、送り分力、背分力）を計測した計測
結果を示すものである。 この結果から判るように取付角αが90°に近づ
く程背分力が減少することから、取付角αは90°
≧α≧80°とするのが望ましい。 第７図は、上記実施例における切削刃１で切削
するときの理論上の仕上面粗さΔRmax＝f2／8R
の式で計算した理論上の仕上面粗さΔRmaxと送
り速度ｆとの関係を示すものである。 また、仕上面粗さΔRmax＝1.0μを得るための
送り速度ｆとノーズ半径Ｒの関係は次表のように
なる。
刃先形状を改善したものに関する。 （従来技術） 精密中ぐり加工では、一般にツール剛性が低い
ためひびり振動が発生し易く、加工精度が安定せ
ず高精度を維持するのが極めて困難である。 上記精密中ぐり加工においては、粗さ3S以下、
真円度3μ以下、直角度5μ以下の切削精度が要求
され、切込み量は0.1〜0.2mm程度の微小量であ
る。 従来では、第１２図に示すように精密中ぐり用
工具１０１として、ノーズ半径Ｒ＝0.2〜0.8mm、
取付角α＝80〜90°のものが用いられて来た。 （考案が解決しようとする問題点） 上記のように、従来の精密中ぐり用工具の取付
角αが80〜90°であつても、切込み量が微小であ
るために実際にはノーズ部のみで切削することと
なる関係上、取付角αが45°以下となることから、
背分力が非常に大きくなつてひびり易くなる。 そして、切削粗さΔRmaxについては、
ΔRmax＝f2／8R、（ｆ：送り速度（mm／回転）、
Ｒ：ノーズ半径（mm））なので、粗さ△Rmaxを
小さくするためには送り速度ｆを小さくする一
方、ノーズ半径Ｒを大きくすればよい。 しかしながらノーズ半径Ｒを大きくすると背分
力が大きくなつてひびり易くなる。そこで、一般
にはノーズ半径Ｒ＝0.2〜0.4mm程度に設定されて
いる。 加工精度の面からは切削力特に背分力を小さく
するのが望ましく、そのためノーズ半径Ｒを極力
小さくする方が好ましいが、その場合粗さ
ΔRmaxが大きくなつてくるという矛盾が起る。 そこで、加工精度と粗さΔRmaxを共に満足す
べく、通常はノーズ半径Ｒを極力小さくするとと
もに送り速度ｆも極力小さく設定するが、その場
合加工能率が低下するのでそれを補うため回転速
度を大きく設定すると、バイトの寿命が低下して
その交換回数が増え生産性が低下してしまうとい
う問題が起る。 （問題点を解決するための手段） 本考案に係る精密中ぐり用工具は、中ぐりクイ
ルの先端部に装着される精密切削中ぐり用工具で
あつて、クイルの軸心を含む面における刃先の側
面形状を円弧上に形成し、刃先の送り方向進み側
切刃を80〜90度の取付角に形成して円弧状切刃に
接続し、円弧状切刃の送り方向前端と後端を円弧
状切刃の曲率中心に対して夫々進み側と遅れ側へ
工具へ送りピツチの半分以上離れた位置に形成し
たものである。 即ち、実施例に係る第３図に基いて説明する
と、クイルの中心軸を含む面における刃先の側面
形状がノーズ半径Ｒの円弧状に形成され、刃先の
送り方向進み側切刃の取付角αが80〜90度の形成
され、この進み側切刃の頂部が円弧状切刃の送り
方向（矢印Ａの方向）前端Ｆに接続され、上記円
弧状切刃の前端Ｆと後端Ｂが円弧状切刃の曲率中
心Ｏに対して夫々進み側と遅れ側へ工具の送りピ
ツチｆの半分（0.5f）以上離れた位置に形成され
る。 （作 用） 本考案に係る精密中ぐり用工具の作用につい
て、実施例に係る第３図・第４図に基いて説明す
ると次のようになる。 先ず、送り方向進み側の切刃が80〜90度の取付
角αをなして円弧状切刃の前端に接続されている
ので、背分力が非常に小さくなる。 第３図に示すように、円弧状切刃の曲率中心Ｏ
から円弧状切刃の前端Ｆまでの距離がa2のように
0.5fよりも小さい場合には、三角形UVWの領域
が切削されずに残るためこの場合の粗さΔRmax
（a2）が非常に大きくなる。 これに対して、曲率中心Ｏから円弧状切刃の前
端Ｆまでの距離がa1のように0.5f以上のときには
上記三角形UVWの領域が確実に切削されるため
この場合の粗さΔmax（a1）が非常に小さくなる。 第４図に示すように、曲率中心Ｏから円弧状切
刃の後端Ｂまでの距離がb2のように0.5fよりも小
さい場合には、三角形EFGの領域が切削されず
に残るためこの場合の粗さΔRmax（b2）が非常
に大きくなる。 これに対して、曲率中心Ｏから円弧状切刃の後
端Ｂまでの距離がb1のように0.5f以上の場合に
は、三角形EFGの領域が確実に切削されるため
この場合の粗さΔRmax（b1）が非常に小さくな
る。 （考案の効果） 本考案に係る精密中ぐり用工具によれば、以上
説明したように実質的取付角αが80〜90度と大き
くなるので、背分力が従来のものと比較して約1/
２〜1/3程度に小さくなつてひびり振動が解消し、
加工精度が向上する。 工具の刃先を比較的大きなノーズ半径の円弧状
刃先に形成することが出来、且つ作用の項で説明
した三角形状領域を残すことなく確実に切削でき
るので、非常に良好な仕上面が得られる。 工具の刃先形状如何により送り速度ｆを大きく
して回転速度を低下させることにより、工具の寿
命を延ばし生産性を向上させることが出来る。 （実施例） 以下、本考案の実施例を図面に基いて説明す
る。 本実施例に係る精密中ぐり用工具１Ａは、第１
図に示すようにクイル２の先端部に着脱可能に装
着されるものであつて、多結晶焼結体などの超硬
工具材料製の円板状体の外周部に８個の中ぐり用
工具１を一体形成してなるものであり、以下上記
中ぐり用工具１Ａの全体を工具ユニツト１Ａ、
個々の各中ぐり用工具１を切削刃１という。 上記工具ユニツト１Ａはクイル２の先端の取付
部２ａに押え金具２ｂを介してボルト２ｃとナツ
ト２ｄとで固着され、この工具ユニツト１Ａはク
イル２の軸心２ｅを含む面と平行に配設され且つ
クイル２の軸心２ｅが工具ユニツト１Ａの厚さの
中央部を貫いており、工具ユニツト１Ａの外周部
の円周８等分位置に間欠的に形成された切削刃１
のうちの１つで中ぐり切削し得るように、１つの
切削刃１をクイル２の外周面外へ突出させた状態
に工具ユニツト１Ａが位置決めされ、割出し具２
ｆを切削刃１と切削刃１の間の割出し部１ａに嵌
合させることにより位置決めされている。 上記最外周側の１つの切削刃１が摩耗したとき
には工具ユニツト１Ａを装着し直して隣りの切削
刃１を最外周部に位置させ、以下順々に８つの切
削刃１が中ぐり切削に用いられる。尚、第２図は
工具ユニツト１Ａの側面図である。 上記各切削刃１の形状について、第３図により
説明すると、クイル２の軸心２ｅを含む面におけ
る切削刃１の側面形状は工具ユニツト１Ａの中心
Ｏを中心とするノーズ半径Ｒの円弧状に形成さ
れ、切削刃１の送り方向進み側の切刃１ｂの取付
角αは80〜90°の大きさに形成され、この切刃１
ｂの上端は円弧状切刃１ｃの前端Ｆに接続されて
いる。 更に、上記円弧状切刃１ｃの曲率中心Ｏから円
弧状切刃１ｃの前端Ｆまでのクイル２の軸心方向
距離ａがｆ≧ａ≧0.5fとなるように形成されると
ともに、円弧状切刃１ｃの曲率中心Ｏから円弧状
切刃１ｃの後端Ｂまでのクイル２の軸心方向距離
ｂがｂ≧0.5fとなるように形成されている。 但し、ｆは中ぐり切削時の送りピツチつまりク
イル２１回転当りの送り方向（矢印Ａ方向）への
送り量である。 尚、本考案に係る精密中ぐり用工具は、上記工
具ユニツト１Ａのように８組の切削刃１を備える
必要はなく、適数の切削刃１を備えていてもよ
く、１組の切削刃１のみを備えているものでよ
く、上記円弧状切刃１ｃの曲率中心Ｏは、必らず
しも工具ユニツト１Ａの中心に一致しなくともよ
い。 上記円弧状切刃１ｃのノーズ半径Ｒの値は、
3.5〜0.5mm程度若しくは5.0mm以上の非常に大きな
値に設定される。 以上の構成において、切削刃１のノーズ半径Ｒ
が非常に大きく形成され、また進み側切刃１ｂの
取付角αが80〜90°と直角に近く且つ進み側切刃
１ｂの上端が円弧状切刃１ｃの前端Ｆに湾曲する
ことなく接続されており、精密中ぐり切削におけ
る切込み量ｄが0.2〜0.4mm程度と非常に小さいの
で、進み側切刃１ｂの実質的取付角が小さくなる
こともなく、背分力が従来のものに比較して約1/
２〜1/3程度となり、ひびり振動により加工精度が
悪化することもない。 上記距離ａをｆ≧ａ≧0.5fとするのは次の理由
による。 即ち、第４図のように、曲率中心Ｏから円弧状
切刃１ｃの前端Ｆまでの距離ａが仮にa2（但し、
a2＜0.5f）であるとすると、図示の三角形UVW
の領域が切削されずに残ることになり、この場合
の粗さΔRmax（a2）が非常に大きくなる。 こ
れに対して、曲率中心Ｏから円弧状切刃１ｃの前
端Ｆまでの距離ａがa1（但し、a1≧0.5f）のとき
には、図示の三角形UVWの領域が確実に切削さ
れることになり、この場合の粗さΔRmax（a1）
が非常に小さくなる。 更に、上記距離ａが大きくなりすぎると、円弧
状切刃１ｃの前端Ｆがクイル２の軸心側へ移動し
て円弧状切刃１ｃの接触長さが長くなつて背分力
が増大するので、ａ≦ｆとするのが望ましい。 前記距離ｂをｂ≧0.5fとするのは次の理由によ
る。 即ち、第５図に示すように、曲率中心Ｏから円
弧状切刃１ｃの後端Ｂまでの距離ｂが仮にb2（但
し、b2＜0.5f）であるとすると、図示の三角形
EFGの領域が切削されずに残ることになり、こ
の場合の粗さΔRmax（b2）が非常に大きくなる。 これに対して、曲率中心Ｏから円弧状切刃１ｃ
の後端Ｂまでの距離ｂがb1（b1≧0.5f）のときに
は、図示の三角形EFGの領域が確実に切削され
ることになり、この場合の粗さΔRmax（b1）が
非常に小さくなる。 尚、上記粗さΔRmax（a1）＝ΔRmax（b1）であ
り、これらを代表してΔRmax（＝ΔRmax（a1）＝
ΔRmax（b1））とすると、ΔRmax＝f2／8R（ｆ：
mm／rev，Ｒ：mm）となる。 尚、第３図〜第５図において、符号４は被加工
物である。 更に、前記取付角αを90°≧α≧80°とするのは
次の理由による。 第６図は、フラツトな刃先形状の切削刃１Ｆを
用い、取付角αを変えて切削実験を行ない切削抵
抗（主分力、送り分力、背分力）を計測した計測
結果を示すものである。 この結果から判るように取付角αが90°に近づ
く程背分力が減少することから、取付角αは90°
≧α≧80°とするのが望ましい。 第７図は、上記実施例における切削刃１で切削
するときの理論上の仕上面粗さΔRmax＝f2／8R
の式で計算した理論上の仕上面粗さΔRmaxと送
り速度ｆとの関係を示すものである。 また、仕上面粗さΔRmax＝1.0μを得るための
送り速度ｆとノーズ半径Ｒの関係は次表のように
なる。
【表】
備考；ｆ：mm／rev，Ｒ：mm
上記の表のように、理論粗さΔRmaxと同等の
仕上面粗さΔRmaxを得ることは困難であり、実
際のノーズ半径Ｒは理論上のノーズ半径Ｒよりも
幾分大きくなる。 尚、ｆ＞0.3mm／revは実用上困難で実際的では
ない。 第８図及び第９図は、多結晶焼結体で製作され
た従来の中ぐり用工具１０１（第１２図参照）本
実施例に係る切削刃１とを用いて中ぐり加工した
場合の円筒度及び仕上面粗さΔRmaxの測定結果
を示すものである。 従来工具に比較し本実施例に係る工具が寿命及
び切削精度の面で格段に優れたものであることが
判る。 第１０図ａ〜ｃは本実施例に係る切削刃１によ
りｄ図の条件で中ぐり切削した場合の仕上面粗さ
ΔRmaxの測定結果を示すものである。 第１１図ａ〜ｃは従来の中ぐり用工具１０１に
よりｄ図の条件で中ぐり切削した場合の仕上面粗
さΔRmaxの測定結果である。 上記実施例に係る精密中ぐり用工具切削刃１に
よれば、仕上面粗さを改善し、切削能率を高め、
工具の寿命を著しく向上させて工具の消費数を減
らし、生産性を向上させることが出来る。
仕上面粗さΔRmaxを得ることは困難であり、実
際のノーズ半径Ｒは理論上のノーズ半径Ｒよりも
幾分大きくなる。 尚、ｆ＞0.3mm／revは実用上困難で実際的では
ない。 第８図及び第９図は、多結晶焼結体で製作され
た従来の中ぐり用工具１０１（第１２図参照）本
実施例に係る切削刃１とを用いて中ぐり加工した
場合の円筒度及び仕上面粗さΔRmaxの測定結果
を示すものである。 従来工具に比較し本実施例に係る工具が寿命及
び切削精度の面で格段に優れたものであることが
判る。 第１０図ａ〜ｃは本実施例に係る切削刃１によ
りｄ図の条件で中ぐり切削した場合の仕上面粗さ
ΔRmaxの測定結果を示すものである。 第１１図ａ〜ｃは従来の中ぐり用工具１０１に
よりｄ図の条件で中ぐり切削した場合の仕上面粗
さΔRmaxの測定結果である。 上記実施例に係る精密中ぐり用工具切削刃１に
よれば、仕上面粗さを改善し、切削能率を高め、
工具の寿命を著しく向上させて工具の消費数を減
らし、生産性を向上させることが出来る。
図面のうち第１図〜第１０図は本考案の実施例
を示すもので、第１図はクイルの先端に装着され
た工具ユニツトの斜視図、第２図は工具ユニツト
の側面図、第３図は切削状態における切削刃の要
部側面図、第４図及び第５図は夫々切削刃の形状
を説明する説明図、第６図は切削刃の取付角αと
切削抵抗との関係を示す線図、第７図は送り速度
ｆと理論仕上面粗さとの関係を示す線図、第８図
及び第９図は夫々円筒度及び仕上面粗さを示す線
図、第１０図ａ，ｂ，ｃは各切削位置における仕
上面を拡大図示した線図で第１０図ｄは切削位置
及び切削条件を示した説明図、第１１図及び第１
２図は従来技術に係るもので第１１図は第１０図
相当図、第１２図は切削状態における中ぐり用工
具の刃先部分の側面図である。 １Ａ……工具ユニツト（精密中ぐり用工具の全
体）、１……切削刃（精密中ぐり用工具）、１ｂ…
…進み側切刃、１ｃ……円弧状切刃、２……クイ
ル、２ｅ……軸心。
を示すもので、第１図はクイルの先端に装着され
た工具ユニツトの斜視図、第２図は工具ユニツト
の側面図、第３図は切削状態における切削刃の要
部側面図、第４図及び第５図は夫々切削刃の形状
を説明する説明図、第６図は切削刃の取付角αと
切削抵抗との関係を示す線図、第７図は送り速度
ｆと理論仕上面粗さとの関係を示す線図、第８図
及び第９図は夫々円筒度及び仕上面粗さを示す線
図、第１０図ａ，ｂ，ｃは各切削位置における仕
上面を拡大図示した線図で第１０図ｄは切削位置
及び切削条件を示した説明図、第１１図及び第１
２図は従来技術に係るもので第１１図は第１０図
相当図、第１２図は切削状態における中ぐり用工
具の刃先部分の側面図である。 １Ａ……工具ユニツト（精密中ぐり用工具の全
体）、１……切削刃（精密中ぐり用工具）、１ｂ…
…進み側切刃、１ｃ……円弧状切刃、２……クイ
ル、２ｅ……軸心。
Claims (1)
- 【実用新案登録請求の範囲】 中ぐりクイルの先端部に装着される精密切削中
ぐり用工具において、 クイルの軸心を含む面における刃先の側面形状
が円弧状に形成され、刃先の送り方向進み側切刃
は80〜90度の取付角をなして円弧状切刃に接続さ
れ、円弧状切刃の送り方向前端と後端が円弧状切
刃の曲率中心に対して夫々進み側と遅れ側へ工具
の送りピツチの半分以上離れた位置に形成されて
いることを特徴とする精密中ぐり用工具。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15961885U JPH0351047Y2 (ja) | 1985-10-17 | 1985-10-17 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15961885U JPH0351047Y2 (ja) | 1985-10-17 | 1985-10-17 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6268702U JPS6268702U (ja) | 1987-04-30 |
| JPH0351047Y2 true JPH0351047Y2 (ja) | 1991-10-31 |
Family
ID=31084218
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP15961885U Expired JPH0351047Y2 (ja) | 1985-10-17 | 1985-10-17 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0351047Y2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP6710672B2 (ja) * | 2017-11-13 | 2020-06-17 | 東芝三菱電機産業システム株式会社 | 切削用加工工具 |
-
1985
- 1985-10-17 JP JP15961885U patent/JPH0351047Y2/ja not_active Expired
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6268702U (ja) | 1987-04-30 |
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