WO2014057783A1 - ボールエンドミル及びインサート - Google Patents

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WO2014057783A1
WO2014057783A1 PCT/JP2013/075286 JP2013075286W WO2014057783A1 WO 2014057783 A1 WO2014057783 A1 WO 2014057783A1 JP 2013075286 W JP2013075286 W JP 2013075286W WO 2014057783 A1 WO2014057783 A1 WO 2014057783A1
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WO
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rake angle
radial
angle
cutting edge
arc
Prior art date
Application number
PCT/JP2013/075286
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English (en)
French (fr)
Inventor
康博 木内
由光 長島
由幸 小林
裕貴 林
Original Assignee
日立ツール株式会社
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Priority to EP13845106.7A priority patent/EP2907608B1/en
Priority to CN201380052334.7A priority patent/CN104703737B/zh
Priority to JP2014506654A priority patent/JP5614511B2/ja
Priority to US14/431,877 priority patent/US9868161B2/en
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    • B23C5/02—Milling-cutters characterised by the shape of the cutter
    • B23C5/10—Shank-type cutters, i.e. with an integral shaft
    • B23C5/1009—Ball nose end mills
    • B23C5/1027—Ball nose end mills with one or more removable cutting inserts
    • B23C5/1036—Ball nose end mills with one or more removable cutting inserts having a single cutting insert, the cutting edges of which subtend 180 degrees
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • Y10T407/235—Cutters, for shaping including tool having plural alternatively usable cutting edges with integral chip breaker, guide or deflector

Definitions

  • the present invention relates to an integral or index-replaceable ball end mill suitable for three-dimensional finishing of a work material, and an insert mounted on the index-replaceable ball end mill.
  • a ball end mill is used to perform three-dimensional processing including a flat surface and a curved surface on a work material such as a mold.
  • a work material such as a mold.
  • the rake angle of the arc-shaped cutting edge of the ball end mill is important. Therefore, various proposals have conventionally been made regarding the rake angle of the arc-shaped cutting edge.
  • JP 10-80815 sets the rake angle to -2 ° to -20 ° in order to strengthen the cutting edge strength in the vicinity of the outer peripheral cutting edge, and 0 ° in order to improve the chip dischargeability in the vicinity of the axial center.
  • a ball end mill suitable for three-dimensional curved surface processing such as a mold set at ⁇ 10 °. Specifically, an example is described in which the rake angle near the leading edge is + 3 ° and the rake angle near the peripheral cutting edge is -10 °. However, since the rake angle at the most projecting position of the cutting edge is negative, there is a problem that the machinability is inferior in high precision finish cutting of the work material.
  • JP-A 2008-110437 has a ball blade and an outer peripheral blade, and the rake angle of the ball blade in the normal direction is -10 to -15 ° at R10 °, -5 to +3 at R50 ° to R70 °.
  • a CBN ball end mill is proposed which has a peak and an R90 ° of -10 ° to 0 °, thereby suppressing chipping of the entire ball blade to provide a long life.
  • a specific example of the normal direction rake angle of the ball blade is a peak at -10 ° at R10 °, at 0 ° at R60 °, and at -5 ° at R90 °, gradually positive direction from R10 ° to R60 ° It changes and gradually changes in the negative direction from R 60 ° to R 90 °.
  • this ball end mill has a peak in the normal direction rake angle in the range of R50 ° to R70 °, and since the normal direction rake angle is larger on the negative side in R10 ° than R90 °, There is a problem that the machinability in high precision finish cutting is inferior.
  • JP-A-8-118133 has a curvilinear cutting edge as a ball end mill for cutting a relatively soft work material such as wood, non-ferrous metal, etc. smoothly and with high accuracy
  • the rake angle of the cutting edge is the tip ( Ball with 10-30 ° at the bottom edge) and 20-40 ° at the outer circumference
  • the corner has a middle rake angle that changes continuously from the rake angle of the bottom edge and the rake angle of the outer circumference
  • An example of the rake angle is 10 ° at the tip and 20 ° at the outer periphery, and another example is 20 ° at the tip and 30 ° at the outer periphery.
  • the rake angle of the cutting edge of this ball end mill is (a) the outer periphery is larger than the tip, and (b) the rake angle of the corner is intermediate the rake angles of the tip and the outer periphery Therefore, it can not be used as a ball end mill for finishing a workpiece with high hardness (Rockwell hardness: 40 HRC or more) such as a mold.
  • the central blade of the ball blade is formed by rake faces, the relief angle of the ball blade is smaller than the relief angle of the central blade, and the normal direction of the ball blade is from the center to the outer peripheral direction.
  • the ball end mill has been proposed to gradually increase to the positive side, thereby improving the strength and chip dischargeability.
  • the normal direction rake angle of the central blade of the ball blade is -45 °, and it gradually increases from the center to the outer circumferential direction to -10 ° on the positive side.
  • this ball end mill has a large negative angle of rake angle in the normal direction of the center blade, there is a problem that it is inferior in machinability in high precision finish cutting of a work material.
  • Japanese Utility Model Publication No. 62-12503 is a ball end mill having an S-shaped ball blade in a tip view, and the rake angle of the normal direction of the ball blade is negative at the rotation axis, and the rake angle on the outer peripheral side is gradually Proposed a positive and increased ball end mill.
  • the rake angle of the ball edge is gradually and positively increased from the rotation axis to the outer peripheral side in order to improve the chip discharge performance and the strength of the cutting edge.
  • the machinability in finish cutting is inferior.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 2004-291096 is an indexable tip having a twisted arc-shaped cutting edge, and the thickness of the tip body at a position orthogonal to the rotation axis is 0.5 D to 0.9 D [D is a flat plate portion of the tip body Thickness (mm). And the radiation angle at the most convex point in the rotational direction is set to 40 to 70 °.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 2004-291096 does not disclose any change according to the radiation angle of the rake angle of the indexable tip.
  • the indexable tip does not have an outer peripheral cutting edge having a twisting shape coupled to the rear end of the arcuate cutting edge. Therefore, it is not suitable for three-dimensional finishing of a work material having a standing wall with good surface roughness.
  • a first object of the present invention is to insert an insert to be attached to an integral or indexable ball end mill capable of three-dimensional finishing of a work material having a standing wall surface with good surface roughness, and an indexable ball end mill To provide.
  • a second object of the present invention is to provide an integral or index-replaceable ball end mill which prevents chips from getting caught in the gap between a cutting edge and a work material, and an insert mounted on the index-replaceable ball end mill. It is.
  • a third object of the present invention is to provide an integral or index-replaceable ball end mill in which cutting resistance and its amplitude are reduced to suppress vibration, and an insert mounted on the index-replaceable ball end mill.
  • the ball end mill according to the present invention has an arc-shaped cutting edge which is curved in an S-shape in a front view and extends from the foremost end to the outermost circumference point and a twist shape smoothly connected to the arc-shaped cutting edge.
  • An outer peripheral cutting edge having a radius of curvature, and a convex curved surface rake face forward in the rotational direction of the circular arc cutting edge,
  • the radial direction rake angle of the arc-shaped cutting edge is ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ (where ⁇ is a radial direction rake angle at a radial angle of 5 °, ⁇ is a radial direction rake angle at a radial angle of 90 °, ⁇ Is the radial direction rake angle at the most convex point in the rotational direction of the arc-shaped cutting edge).
  • the maximum value of the radial rake angle of the arc-shaped cutting edge is within the range of a radial angle of 12 to 40 °, and the radial rake angle decreases continuously from the most convex point in the rotational direction to the outermost point It is characterized by
  • the insert according to the present invention has an arc-shaped cutting edge which is curved in an S-shape in front view and extends from the tip to the outermost periphery point, an outer peripheral cutting edge having a twist shape smoothly connected to the arc-shaped cutting edge, A convex curved surface rake face in the direction of rotation of the arc-shaped cutting edge,
  • the radial direction rake angle of the arc-shaped cutting edge is ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ (where ⁇ is a radial direction rake angle at a radial angle of 5 °, ⁇ is a radial direction rake angle at a radial angle of 90 °, ⁇ Is the radial direction rake angle at the most convex point in the rotational direction of the arc-shaped cutting edge).
  • the maximum value of the radial rake angle of the arc-shaped cutting edge is within the range of a radial angle of 12 to 40 °, and the radial rake angle decreases continuously from the most convex point in the rotational direction to the outermost point
  • the radial rake angle ⁇ is preferably conformal.
  • the radial direction rake angle ⁇ is preferably a conformal angle of 0 ° or more.
  • the difference between the radial rake angle ⁇ and the radial rake angle ⁇ is preferably 2 to 6 °.
  • the difference between the radial rake angle ⁇ and the radial rake angle ⁇ is preferably 0 to 2 °.
  • the difference between the radial rake angle ⁇ and the radial rake angle ⁇ is preferably 2 to 6 °.
  • the difference between the maximum value of the radial rake angle and the radial rake angle ⁇ is preferably 0.1 to 1.0 °.
  • the radial rake angles ⁇ , ⁇ and ⁇ preferably satisfy the conditions of 2 ° ⁇ ⁇ ⁇ 10 °, 0 ° ⁇ ⁇ ⁇ 6 ° and 3 ° ⁇ ⁇ ⁇ 14 °, respectively.
  • the most convex point in the rotational direction of the arc-shaped cutting edge be located at a position where the radiation angle is 30 to 47 °.
  • the radial direction rake angle of the arc-shaped cutting edge is ⁇ 1 ⁇ 2, where ⁇ 1 is the radial direction rake angle within the range from the most convex point in the rotational direction to the outermost point, and ⁇ 2 is the most convex in the rotational direction It is preferable to satisfy the relationship of the radial direction rake angle in the range from the point to the forefront.
  • the axial rake angle on the arcuate cutting edge is negative in the range from the tip to the most convex point in the rotational direction, and in the range from the most convex point in the rotational direction to the outermost point. It is preferably positive.
  • the thickness T S (mm) of the insert at the outermost peripheral point S preferably satisfies the condition of 0.4 T ⁇ T S ⁇ 0.5 T with respect to the thickness T (mm) of the flat plate portion of the insert.
  • An intersection angle ⁇ 1 of the line connecting the rear end point R of the outer peripheral cutting edge and the most convex point Q in the rotational direction and the rotation axis is 15 to 30 °, and the outermost peripheral point S and the rear end point R Is preferably smaller than an intersection angle .delta.2 between the line connecting the two and the rotation axis.
  • the outer peripheral cutting edge has a length of 0.2 T to 0.5 T, where T is the thickness (mm) of the flat portion of the insert. It is preferable to satisfy the condition of
  • the indexable ball end mill according to the present invention is characterized in that the insert is fixed to a slit provided at a hemispherical tip of an end mill body.
  • the integral or indexable ball end mill and insert of the present invention cover the entire area of the arc-shaped cutting edge.
  • Cutting resistance is small, and chip dischargeability is good. Therefore, generation
  • the axial rake angle of the arc-shaped cutting edge is negative from the cutting edge P to the most convex point Q in the rotational direction, 0 ° at the most convex point Q in the rotational direction, and positive from the most convex point Q in the rotational direction to the outermost point S Then, the arc-shaped cutting edge first contacts the work material at the most convex point Q in the rotational direction, and then the contact area with the work material reaches both the forefront P and the outermost circumference point S by rotation of the cutting edge. Since it spreads, cutting resistance is reduced.
  • Cutting resistance can be reduced even if the axial direction rake angle is negative, by continuously increasing the radial direction rake angle of the arc-shaped cutting edge from the leading edge P to the most convex point Q in the rotational direction.
  • the second effect is to improve the chipping resistance and chipping resistance of the cutting edge, avoid deterioration of the cutting edge, and achieve a long life.
  • the third effect is that not only the cutting resistance is reduced, but also the chatter vibration is suppressed by the reduction of the amplitude, and the machined surface roughness of the work material surface can be improved.
  • FIG. 1 is a perspective view showing a blade insertable ball end mill according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 7 is a front view showing the tip end of the indexable ball end mill of FIG. 1 in a state in which the insert is not attached.
  • FIG. 7 is a side view showing the tip portion of the indexable ball end mill of FIG. 1 in a state in which the insert is not attached.
  • FIG. 7 is a side view showing the tip end of the indexable ball end mill of FIG. 1 in a state in which the insert is not attached from the direction orthogonal to FIG. 3.
  • FIG. 1 is a perspective view of an insert according to an embodiment of the present invention. It is a top view which shows the insert of FIG. It is a front view which shows the insert of FIG.
  • FIG. 5 is a schematic view showing the relationship between a radial rake angle and a radiation angle for the arc-shaped cutting edge of the insert of the present invention.
  • it is a graph showing the relationship between the radial direction rake angle and the radiation angle.
  • It is a side view which shows the relationship between an axial direction rake angle and a radiation angle about the circular arc-shaped cutting edge of the insert of this invention.
  • it is a graph showing the relationship between the axial rake angle and the radiation angle.
  • FIG. 5 is a side view of an insert according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 1 It is a front view which shows the blade-tip-exchange-type ball end mill of FIG. It is a side view which shows the front-end
  • the integral ball end mill is an integrated one of an end mill body and an insert having a cutting edge, and the shape itself is not different from that of the indexable ball end mill. Accordingly, the following description of the indexable ball end mill and insert also applies to the integral ball end mill.
  • FIG. 1 to FIG. 4 show an indexable ball end mill 1 according to an embodiment of the present invention
  • FIG. 5 shows an insert attached to the indexable ball end mill 1.
  • the indexable ball end mill 1 comprises an end mill body 2 that rotates about a rotation axis L, a shank portion 3 integrally connected to the rear end of the end mill body 2, and a tip of the end mill body 2.
  • a hemispherical tip 4 integrally connected via a tapered portion 7.
  • the hemispherical tip 4 has a slit 8 extending in a direction (radial direction) perpendicular to the axis of rotation L to receive the insert 5 and to fix the insert 5.
  • a screw hole 10 (the center line of which intersects the rotation axis L) which penetrates the hemispherical tip 4 in the direction orthogonal to the slit 8.
  • a clamp screw 6 for detachably fixing the insert 5 is screwed into the screw hole 10.
  • the end mill body 2, the shank 3 and the hemispherical tip 4 are made of an alloy tool steel such as SKD 61, for example.
  • the slit 8 has two inner surfaces 8 a and 8 b extending in parallel with the rotation axis L as a center, and a bottom surface 8 c.
  • the hemispherical tip 4 is radially divided by the slit 8 to form a pair of tip halves 4a and 4b.
  • the insert 5 is a flat plate having a thickness T having a pair of parallel and flat side surfaces 51a1 and 51a2, and an arc surface connecting the pair of side surfaces 51a1 and 51a2 And a triangular portion 52 integrally connected to the rear end of the semicircular portion 51.
  • the semicircular portion 51 includes first flanks 51b1 and 51b2 and second flanks 51c1 and 51c2 forming end faces connecting the pair of side faces 51a1 and 51a2, and convexly curved rake faces 51e1 and 51e2.
  • the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2 formed along the ridges of the first flanks 51b1 and 51b2 and the rake surfaces 51e1 and 51e2, and the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2 smoothly at a point S And a through hole 51p for inserting a clamp screw 6 having a center located at the arc center point O of the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2.
  • the arc center point O is located at the midpoint of the center line of the through hole 51p (the midpoint in the thickness direction of the insert 5).
  • a point S is a point where a straight line M passing through the arc center point O and orthogonal to the rotation axis L1 intersects the cutting edge, and is the outermost peripheral point of each of the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2. That is, the outer diameter of each of the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2 is maximum at the point S.
  • a point at which the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2 intersect is the forefront P intersecting the central axis (rotational axis) L1 of the insert 5.
  • the rotation axis L1 passes through the tip P of the insert 5 and the arc center point O.
  • the rotation axis L 1 of the insert 5 coincides with the rotation axis L of the end mill body 2
  • the tip P of the insert 5 is located on the rotation axis L of the end mill body 2.
  • the triangular portion 52 has a pair of parallel flat triangular side surfaces 52a1 and 52a2 and inclined bottom surfaces 52b1 and 52b2 connecting the triangular side surfaces 52a1 and 52a2.
  • the inclined bottom surfaces 52b1 and 52b2 are the bottom surface 8c of the slit 8.
  • each of the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2 is convex in the forward direction of the rotational direction R of the indexable ball end mill 1, and viewed from the front, approximately S about the foremost end P It is shaped like a letter.
  • the most convex position of the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2 in the rotational direction R is at the point Q. Therefore, the point Q is called "the most convex point in the rotational direction".
  • K shown in FIG. 6A is a straight line connecting the arc center point O and the most convex point Q in the rotational direction.
  • the outer peripheral cutting edges 51k1 and 51k2 having a twist shape are linear in parallel to the rotation axis L1 in the plan view of FIG. 6A, and are inclined with respect to the rotation axis L1 in the side view of FIG. Therefore, when the insert 5 attached to the slit 8 rotates, the rotation loci of the pair of outer peripheral cutting edges 51k1 and 51k2 are cylindrical.
  • the outer peripheral cutting edges 51k1 and 51k2 having the twist shape function to finish the standing wall surface with a good surface roughness, particularly when processing the corner portion of the work material.
  • the pair of outer peripheral cutting edges have a circular arc shape in the radial direction, it is effective for reducing the cutting resistance, but a stepped portion by cutting remains on the machined surface, and the surface roughness is reduced.
  • the outer peripheral cutting edges 51k1 and 51k2 are positioned on the cylindrical surface [the linear shape in FIG. 6 (a)], the cutting edge of the insert 5 can be repeatedly re-polished.
  • the outer peripheral cutting edge is in the shape of a circular arc in the radial direction, the outer diameter of the cutting edge is reduced due to regrinding, so regrinding can not be performed.
  • (A) Condition of Rake Angle of Arc-Shaped Cutting Edge There are a radial direction rake angle and an axial rake angle at the rake angles of the arc-shaped cutting edges 51 d 1, 51 d 2.
  • the “radial direction rake angle” is the angle of the rake surfaces 51e1 and 51e2 with respect to a straight line (radial straight line) radially extending from the arc center point O toward the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2, and “normal direction rake angle” I sometimes call it.
  • the “axial direction rake angle” is an angle formed by the tangent of the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2 with the rotation axis L1 on the side surface of the insert 5 shown in FIG.
  • Radial direction rake angle In the positive radial direction rake angle, as shown in FIG. 7, the rake surface 51e1 is positioned behind the straight line connecting the arc center point O and the arc-shaped cutting edge 51d1 in the rotational direction R ( Direction of rotation R inclined forward)). The opposite is true for negative radial rake angles.
  • FIG. 7 shows that, for one cutting edge 51d1, 5 °, 15 °, 30 °, 45 °, 60 °, 75 ° from the rotation axis L1 between the forefront P of the arc-shaped cutting edge 51d1 and the rear end point S, respectively.
  • a rake angle at a position shifted by a radiation angle of 90 ° is the inclination angle of the rake surface 51e1 at the position P5 ° with respect to the straight line connecting the arc center point O and the point P5 ° of the arc-shaped cutting edge 51d1.
  • the radial rake angles at radiation angles of 5 °, 15 °, 30 °, 45 °, 60 °, 75 ° and 90 ° are + 7.0 °, + 7.5 °, +7.5, respectively. °, + 7.0 °, + 6.0 °, + 4.5 ° and + 3.0 °.
  • Figure 8 shows the relationship between the radial rake angle and emission angle shown in FIG. 7 by the curve F 1.
  • the radial rake angle ⁇ at the most convex point Q in the rotational direction is the same as or larger than the radial rake angle ⁇ near the leading edge P.
  • the radiation angle is an angle that the radiation straight line makes with the rotation axis L1.
  • the radial direction rake angle ⁇ at a position where the radiation angle is 5 ° from the leading edge P is used as the vicinity of the leading edge P.
  • the above relationship is expressed by the following equation. ⁇ ⁇ ⁇ ⁇
  • the reason for setting ⁇ ⁇ is that the cutting resistance in the vicinity of the leading end P of the arc-shaped cutting edge 51d1 is reduced to improve the biting property to the work material and the outermost circumference point S of the arc-shaped cutting edge 51d1 In the above, it is to ensure sufficient cutting edge strength to increase the thickness of chips.
  • the reason for making the radial direction rake angle ⁇ at the most convex point Q in the rotational direction more than the rake angle ⁇ in the vicinity of the leading edge P is the cutting of the arc-shaped cutting edge of the most convex point Q in the rotational direction which contacts the workpiece first. This is to reduce the resistance and to improve the biting property to the work material.
  • the radiation angle at the most convex point Q in the rotational direction is preferably in the range of 30 to 47 °.
  • the axial rake angle (axial rake) becomes negative in the range from the forefront P of the arc-shaped cutting edge 51d1 to the most convex point Q in the rotational direction.
  • the area is shortened, which is effective in reducing cutting resistance by chip thinning.
  • the region where the axial rake becomes positive can be made longer in the range from the most convex point Q in the rotational direction to the point R, which is effective in improving chip discharge performance. That is, the chips are discharged diagonally above the workpiece processing surface outside the tangent of the tool rotation path (the chips are separated from the cutting edge well), and the chips bite into the gap between the cutting edge and the work material It is possible to avoid problems.
  • the radiation angle at the most convex point Q in the rotational direction exceeds 47 °, the most convex point Q in the rotational direction is too far from the cutting edge P, and the arc-shaped cutting edge receives the collision with the work material at the most convex point Q in the rotational direction. Not only the impact increases, but also the chips become thick, and the chip dischargeability decreases.
  • the radiation angle at the most convex point Q in the rotational direction is less than 30 °, the absolute value of the negative value at the axial rake angle connecting from the leading edge P to the most convex point Q in the rotational direction becomes large, At the same time, the chip dischargeability near the rotation center of the cutting edge is deteriorated.
  • the radiation angle at the most convex point Q in the rotational direction is more preferably in the range of 35 to 40 °.
  • the difference between the radial rake angle ⁇ and the radial rake angle ⁇ is preferably 2 to 6 °.
  • the difference between the radial rake angle ⁇ and the radial rake angle ⁇ is preferably 0 to 2 °.
  • the difference between the radial rake angle ⁇ and the radial rake angle ⁇ is preferably 2 to 6 °.
  • the difference between the maximum value of the radial rake angle and the radial rake angle ⁇ is preferably 0.1 to 1.0 °.
  • the radial rake angle increases relatively largely from the vicinity of the leading edge P to the maximum value, and gradually decreases from the maximum value to the outermost point S through the most convex point Q in the rotation direction. It will change along.
  • the radial rake angle ⁇ is preferably conformal.
  • the other radial rake angles ⁇ and ⁇ may be negative.
  • the cutting resistance is small and chatter vibration is also small, so the radial direction rake angle ⁇ , in order to make the machinability to the machinable materials better. It is preferable that ⁇ and ⁇ be all conformal.
  • the radial direction rake angle is a conformal angle, the chipping resistance of the cutting edge is reduced, but in the finishing process, there is no problem of chipping resistance because the amount of cutting is small.
  • the cutting resistance is large, so to increase the cutting edge strength, the radial rake angle ⁇ , the radial rake angle ⁇ , and the radial rake angle ⁇ It is preferable to do.
  • the radial direction rake angle ⁇ be close to 0 ° even at a negative angle in order to improve the biting property to the work material.
  • radial direction rake angles ⁇ , ⁇ and ⁇ satisfy the relationship of ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ , and ⁇ 6 ° ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ 0.5 °, ⁇ It is preferable to satisfy the conditions of 10 ° ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ 2 ° and ⁇ 6 ° ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ 0.5 °.
  • the entire arc-shaped cutting edge is strengthened, and the fracture resistance of the cutting edge in cutting of high hardness work material having Rockwell hardness of 45 HRC or more Is improved.
  • the radial direction rake angle is negative angle, cutting resistance of the cutting edge is increased and chip dischargeability is reduced, but in finishing of high hardness work material, the cutting amount is smaller than roughing and semi-finishing, so cutting The increase in resistance is small, and there is no problem with chip dischargeability.
  • the cutting resistance at the leading edge P and the vicinity thereof is not excessively increased, and the corrosion resistance to the high hardness work material is favorably maintained.
  • Hardness The cutting edge strength required for finish machining of the work material can be secured.
  • ⁇ > ⁇ 0.5 ° since the strength of the cutting edge at the leading edge P is insufficient, a defect of the cutting edge or the like occurs.
  • ⁇ ⁇ -6 ° cutting resistance of the arc-shaped cutting edge at the leading edge P and its vicinity becomes excessive, and wear of the cutting edge, welding of chips, deterioration of machined surface properties of work material, etc. Will occur.
  • the maximum value of the radial rake angle of the arc-shaped cutting edge lies between 12 and 40 °, preferably between 15 and 30 °.
  • the position of the point where the arc-shaped cutting edge is most convex forward in the rotational direction R (the most convex point in the rotational direction) Q has a radiation angle in the range of 30 to 47 °. This makes it possible to widen the region where the axial rake angle of the arc-shaped cutting edge forming an S-shape in a front view is positive (can narrow the negative region), and sufficient strength of the arc-shaped cutting edge is obtained even if the cutting resistance is high. Can be secured. In addition, when the area in which the axial direction rake angle is positive is wide, it is possible to satisfactorily discharge chips while sufficiently securing the strength of the arc-shaped cutting edge.
  • the range having the radial direction rake angle ⁇ 1 corresponds to the positive range of the axial direction rake angle
  • the radial direction rake angle ⁇ 2 is
  • the range corresponds to a range in which the axial direction rake angle is negative.
  • the axial rake angle also changes according to the radiation angle.
  • the axial rake angles at radiation angles of 15 °, 30 °, 45 °, 60 ° and 75 ° are -48.409 °, -18.257 °, 0 °, +12. 069 ° and 19.38 °.
  • the axial rake angle on the arc-shaped cutting edge is negative in the range from the leading edge P to just before the most convex point Q in the rotational direction, and is 0 at the most convex point Q in the rotational direction. It is preferable to be positive in the range beyond the outermost point S. In the range from the forefront P to the most convex point Q in the rotation direction, the negative axial direction rake angle gradually increases in the positive direction, and the range from the most convex point Q in the rotational direction to the outermost point S is a positive axis The direction rake angle gradually increases. As shown in FIG. 10, the axial rake angle near the leading edge P is preferably about -70 ° to -80 °, and the axial rake angle at the outermost peripheral point S is preferably about + 20 °.
  • the axial direction rake angle of the outermost peripheral point S By setting the axial direction rake angle of the outermost peripheral point S to about + 20 °, chips are discharged in a direction perpendicular to the tangent of the tool rotation trajectory, and chip discharge performance is improved. On the other hand, if the axial rake angle in the vicinity of the outermost peripheral point S is smaller than + 20 °, the chip discharging property is reduced, and if larger than + 20 °, the cutting edge becomes too thin to secure rigidity.
  • the radial rake angle and the axial rake angle of the arc-shaped cutting edge are measured using a non-contact three-dimensional digitizer or the like. Also, the above description of the radial rake angle and the axial rake angle applies to any of the arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2.
  • an angle ⁇ 1 at which the line segment N connecting the most convex point Q in the rotational direction of the arc-shaped cutting edge 51d1 and the rear end point R of the outer peripheral cutting edge 51k1 intersects the rotation axis L1 is It is preferable that a line segment H connecting the outermost peripheral point S of the arcuate cutting edge 51d1 and the rear end point R of the outer peripheral cutting edge 51k1 be smaller than an angle ⁇ 2 intersecting the straight line L2 parallel to the rotation axis L1. That is, it is preferable that ⁇ 1 ⁇ 2.
  • the inclination angle ⁇ 1 of the line segment N preferably satisfies the condition of 15 to 30 °.
  • the chip discharge direction substantially overlaps the tangential direction of the rotation path of the tool, and the tool advances so as to follow the chip. There is a problem that it bites into the gap. This defect appears particularly in corner processing in contour processing.
  • the inclination angle ⁇ 1 of the line segment N exceeds 30 °, not only the outer peripheral cutting edge having a twist shape can not be made sufficiently long, but also the thickness of the outer peripheral cutting edge becomes thin, and the strength of the cutting edge decreases. Furthermore, the amplitude of cutting resistance becomes large and chatter vibration occurs at the time of cutting, and the surface roughness of the work material is deteriorated. More preferably, ⁇ 1 is 20-30 °.
  • the length F (mm) of the outer peripheral cutting edge 51k1 (line segment H) satisfies the condition of 0.2 T ⁇ F ⁇ 0.5 T. If F is less than 0.2 T, the outer peripheral cutting edge 51k1 is too short, and the number of regrinding is small. On the other hand, if F is more than 0.5 T, the outer peripheral cutting edge 51k1 is too long for necessary, and the cutting resistance rises sharply, causing the occurrence of chattering vibration during cutting.
  • the thickness T S (mm) of the insert 5 at the outermost peripheral point S preferably satisfies the condition of 0.4 T ⁇ T S ⁇ 0.5 T.
  • T S is the stiffness of the cutting edge is less than 0.4 T is too low.
  • T S is more preferably 0.45 T ⁇ 0.49 T.
  • the insert 5 of such a shape can be formed of, for example, a cemented carbide containing tungsten carbide (WC) and cobalt (Co).
  • WC tungsten carbide
  • Co cobalt
  • Insert WC base cemented carbide insert 5 can be manufactured, for example, according to the following procedure. First, granulated powder composed of a mixture of tungsten carbide powder, cobalt powder and, if necessary, an additive added thereto is molded by a powder molding method or the like. At the time of molding, screw insertion holes are also formed. The shaped bodies are produced larger by an amount of 20 to 30% of sintering shrinkage. The compact is sintered at about 1300-1400 ° C.
  • the obtained sintered body is subjected to three-dimensional polishing processing by NC control to form arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2, outer peripheral cutting edges 51k1 and 51k2 having a twist shape, and inclined bottom surfaces 52b1 and 52b2.
  • NC control processing using a thin disk-like diamond rotary grindstone or the like is performed.
  • a film which imparts wear resistance and heat resistance is formed by the PVD method on the surface of the obtained insert 5 excluding the screw insertion hole.
  • the film is made of, for example, Ti—Al based nitride, Ti—Si based nitride, Ti—B based nitride, or the like.
  • the life of the indexable ball end mill can be extended.
  • FIG. 12, FIG. 13 and FIG. 14 show the indexable ball end mill 1 in which the insert 5 is fixed to the slit 8 of the end mill body 2 by the clamp screw 6.
  • both side surfaces 51a1 and 51a2 of the insert 5 are in close contact with both inner surfaces 8a and 8b of the slit 8, and the inclined bottom surfaces 52b1 and 52b2 of the insert 5 and the bottom surface 8c of the slit 8 Since it adheres, insert 5 is positioned with high accuracy.
  • the cutting edge P of the insert 5 slightly protrudes from the slit 8 along the rotation axis L, and further includes a pair of arc-shaped cutting edges 51d1 and 51d2 and a pair of outer peripheral cutting edges 51k1 and 51k2, and first and second cutting edges
  • the flanks 51 b 1, 51 b 2, 51 c 1, 51 c 2 also slightly protrude from the slit 8.
  • the thickness T (mm) of the insert 5 preferably satisfies the condition of 0.2 D to 0.5 D with respect to the outer diameter D (mm) of the end mill. As a result, the blade groove can be made sufficiently deep while sufficiently securing the strength of the arc-shaped cutting edge.
  • the indexable ball end mill 1 equipped with one insert 5 having a pair of cutting edges corresponds to a two-edged ball end mill.
  • Solid Type Ball End Mill The present invention is not limited to the indexable ball end mill, but can be applied to an integral (solid type) ball end mill. Solid-type ball end mills are not different from indexable ball end mills except that the insert is essentially integral with the end mill tip. However, with regard to the radial rake angle and the axial rake angle of the arc-shaped cutting edge, the solid ball end mill preferably has the following features.
  • Example 1 A cemented carbide insert with a T diameter of 30 mm, a shank diameter of 32 mm, a total length of 250 mm, and a neck length of 180 mm and a cemented carbide insert attached to the slit at the tip of the shank end mill body
  • Three types of inserts 1 to 3 having the arc-shaped cutting edge with a radius of 15 mm and the outer peripheral cutting edge having a twist shape of 3.0 mm in length and having the outer shape shown in FIGS. 5 and 6 were produced.
  • the radial rake angle and the axial rake angle of the arc-shaped cutting edge at each radiation angle were measured by a non-contact three-dimensional digitizer.
  • the radial rake angle and axial rake angle at each radiation angle are shown in Table 1.
  • the radial direction rake angles at the outermost circumference point S (radiation angle 90 °) of inserts 1 to 3 were 0 °, + 3.0 ° and + 6.0 °, respectively.
  • the cutting conditions of the work material are as follows. Processing method: Dry cutting (air blow) Cutting speed (Vc): 754 m / min Speed: 8000 rpm Feeding speed (Vf): 7500 mm / min Feeding amount per blade (fz): 0.47 mm / tooth Radial cut amount ae: 0.15 mm and 0.3 mm in two ways Pick feed (pf): 0.5 mm Tool overhang (OH): 180 mm
  • the surface roughness Ry of the machined surface when the radial direction incision amount ae is 0.15 mm and 0.3 mm is shown in the optical micrograph (18 ⁇ ) of FIG.
  • FIG. 15 shows the surface roughness Ry when the processing distance of the wall surface of the work material reaches 5 m.
  • the target of surface roughness Ry of the finished surface of the mold for molding an automobile outer plate is 10 ⁇ m or less, but the target for cutting with a radial cut amount ae of 0.15 mm and 0.3 mm
  • the following surface roughness Ry was achieved.
  • the surface roughness of the machined surface was better when the radial cut amount ae was 0.15 mm.
  • the surface roughness Ry of the machined surface by the indexable ball end mill equipped with the insert 2 with the radial direction rake angle ⁇ set to + 3.0 ° is 4.3 ⁇ m, diameter for cutting with a radial direction cut amount ae of 0.3 mm It was 4.4 ⁇ m in cutting with a direction cut amount ae of 0.3 mm, which was smaller than when other inserts 1 and 3 were used. From this, it can be said that it is preferable to set the radial direction rake angle ⁇ to about 3 ° in finish cutting of the inclined wall surface of the work material made of FCD 700 assuming a mold for molding an automobile outer plate.
  • Example 2 In the same end mill body as in Example 1, the radial rake angles at radiation angles of 5 °, 30 °, 45 °, 60 °, 85 ° and 90 ° are + 1.0 °, + 1.5 °, + 1.0 °, 0 °, respectively.
  • the same insert as in Example 1 is attached except that it is -2.5 ° and -3.0 °, and the wall surface of the hard work material made of SKD11 with Rockwell hardness of 60 HRC is cut at the inclination angle of 85 ° under the following conditions did.
  • the surface roughness Ry of the obtained machined surface was 2 to 3 ⁇ m, and it was found that even a hard work material can be cut with high finishing accuracy.
  • Example 3 In the same end mill body as in Example 1, the radial rake angles at radiation angles of 5 °, 30 °, 45 °, 60 °, 85 ° and 90 ° are -2.5 °, -2.0 °, -2.5 °, -3.5, respectively.
  • the same insert as in Example 1 is attached except that the angle is -6.0 ° and -6.5 °, and the wall surface of the hard work material made of SKD11 with Rockwell hardness 60 HRC is cut under the condition of 85 ° processed.
  • the surface roughness Ry of the obtained machined surface was 2 to 3 ⁇ m, and it was found that even a hard work material can be cut with high finishing accuracy.
  • Inserts of Example 4 and Comparative Examples 1 and 2 were attached to the slit at the tip of the shank end mill body of 30 mm diameter, 32 mm shank diameter, 220 mm overall length, and 120 mm neck length.
  • an indexable ball end mill was obtained.
  • Each of the indexable ball end mills was mounted on the spindle of a milling machine, one-piece cutting was performed under the following cutting conditions, and the dynamic change of the cutting resistance was measured by a cutting dynamometer (manufactured by Kistler).
  • the shapes of cutting forces and chips are shown in Table 3, and dynamic changes in cutting forces are shown in FIGS. 16 to 18 as component forces of cutting forces in the X-axis, Y-axis and Z-axis directions, respectively.
  • the Y axis is the tool feed direction
  • the X axis is the direction orthogonal to the Y axis (the tangential direction of rotation)
  • the Z axis is the rotation axis direction.
  • Work material S50C (Hardness, 220 HB) Processing method: Dry piece cutting (air blow) Cutting speed (Vc): 200 m / min Speed: 2122 rpm Feeding speed (Vf): 849 mm / min Feeding amount per blade (fz): 0.2 mm Radial cut amount ae: 0.5 mm Depth of cut: 15 mm Tool overhang (OH): 180 mm
  • the dynamic change of the cutting resistance was smaller in Example 4 than in Comparative Examples 1 and 2.
  • the cutting resistance (100 kgf) in the X-axis direction in Example 4 satisfied the target.
  • the cutting resistance of Example 4 was 60% lower than that of Comparative Example 2 (250 kgf).
  • FIGS. 19 to 21 show chips discharged by cutting in Example 4 and Comparative Examples 1 and 2.
  • FIG. The chips in Example 4 were more twisted than the chips in Comparative Examples 1 and 2. This is because the region where the axial rake angle (axial rake) of the arc-shaped cutting edge is positive is wide and the twist angle is large. Further, it can be understood from the chip shape that the chip generation direction is obliquely above the processing surface. That is, in Example 4, the problem that the chips bit into the gap between the cutting edge and the work material was prevented. On the other hand, in the inserts of Comparative Examples 1 and 2, the chips were caught in the gap between the cutting edge and the work material.

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Abstract

　エンドミル本体の先端部に、正面視でS字状に湾曲して最先端から最外周点まで延びる円弧状切れ刃と、円弧状切れ刃になめらかに連結するねじれ形状を有する外周切れ刃と、円弧状切れ刃の回転方向前方の凸曲面状すくい面とを有するボールエンドミルであって、円弧状切れ刃の放射方向すくい角がβ＜α≦γ（ただし、αは放射角度が5°における放射方向すくい角であり、βは放射角度が90°における放射方向すくい角であり、γは円弧状切れ刃の回転方向最凸点における放射方向すくい角である。）の条件を満たし、円弧状切れ刃の放射方向すくい角の最大値が12～40°の放射角度の範囲内にあり、かつ放射方向すくい角が回転方向最凸点から最外周点にかけて連続的に減少するボールエンドミル。

Description

ボールエンドミル及びインサート
　本発明は、被削材の三次元仕上げ加工に好適な一体的又は刃先交換式のボールエンドミル、及び刃先交換式ボールエンドミルに装着するインサートに関する。
　金型等の被削材に平面及び曲面を含む三次元加工を行うために従来からボールエンドミルが使用されている。ボールエンドミルを用いた被削材の三次元仕上げ加工で良好な加工面粗さとするために、ビビリ振動の発生を抑制するとともに、切屑の排出性を向上させて、切れ刃にチッピングや欠損が発生しないようにする必要がある。このためには、ボールエンドミルの円弧状切れ刃のすくい角が重要である。そのため、従来から円弧状切れ刃のすくい角に関する種々の提案がされている。
　特開平10-80815号は、すくい角を、外周切れ刃近傍では切れ刃強度を強化するために－2°～－20°に設定し、軸心近傍では切屑排出性を良くするために0°～＋10°に設定した、金型等の三次元曲面加工に適するボールエンドミルを開示している。具体的には、最先端近傍のすくい角を+3°にし、外周切れ刃近傍のすくい角を－10°にした例を記載している。しかし、この切れ刃の最突出位置におけるすくい角が負であるので、被削材の高精度の仕上げ切削加工における切削性に劣るという問題がある。
　特開2008-110437号は、ボール刃及び外周刃を有し、ボール刃の法線方向すくい角がR10°で－5°～－15°、R50°～R70°の範囲で－5°～＋3°でかつピークを有し、R90°で－10°～0°であり、もってボール刃全体のチッピングを抑制して長寿命としたCBNボールエンドミルを提案している。ボール刃の法線方向すくい角の具体例は、R10°で－10°、R60°で0°でピークであり、かつR90°で－5°であり、R10°からR60°にかけて漸次プラス方向に変化し、R60°からR90°にかけて漸次マイナス方向に変化する。しかし、このボールエンドミルは、法線方向すくい角がR50°～R70°の範囲でピークであり、かつR90°よりR10°の方が法線方向すくい角が負側に大きいので、被削材の高精度の仕上げ切削加工における切削性に劣るという問題がある。
　特開平8-118133号は、木材、非鉄金属等の比較的柔らかい被削材を平滑かつ高精度に切削加工するボールエンドミルとして、曲線状切削刃を有し、切削刃のすくい角が先端部（底刃部）で10～30゜で、外周部で20～40゜であり、かつコーナ部が底刃部のすくい角及び外周部のすくい角から連続的に変化する中間のすくい角を有するボールエンドミルを提案している。すくい角の一例は、先端部が10°で、外周部が20°であり、別の例は先端部が20°で、外周部が30°である。このように、このボールエンドミルの切削刃のすくい角は、(a) 外周部の方が先端部より大きく、かつ(b) コーナ部のすくい角が先端部及び外周部のすくい角の中間であるので、金型等の硬度が高い（ロックウェル硬さ： 40 HRC以上）被削材に仕上げ加工をするボールエンドミルとして使用できない。
　特開2004-181563号は、ボール刃の中心刃がすくい面同士で形成されており、ボール刃の逃げ角が中心刃の逃げ角より小さく、ボール刃の法線方向すくい角が中心から外周方向に漸次正側に大きくなり、もって強度及び切屑排出性が向上したボールエンドミルを提案している。例えば、ボール刃の中心刃の法線方向すくい角は－45°であり、中心から外周方向に－10°まで漸次正側に大きなる。しかし、このボールエンドミルは、中心刃の法線方向すくい角が大きな負角であるので、被削材の高精度の仕上げ切削加工における切削性に劣るという問題がある。
　実公昭62-12503号は、先端視でS字状のボール刃を有するボールエンドミルであって、ボール刃の法線方向すくい角を回転軸心で負とし、それより外周側のすくい角を徐々に正で増大させたボールエンドミルを提案している。しかし、このボールエンドミルは、切屑排出性及び切れ刃強度の向上のために、ボール刃のすくい角が回転軸心から外周側に徐々に正で増大しているので、被削材の高精度の仕上げ切削加工における切削性に劣るという問題がある。
　特開2004-291096号は、ねじれた円弧状切れ刃を有するスローアウェイチップであって、回転軸線に直交する位置でのチップ本体の厚さが0.5 D～0.9 D［Dはチップ本体の平板部の厚さ（mm）である。］の範囲内であり、回転方向最凸点における放射角度が40～70°に設定されたスローアウェイチップを提案している。しかし、特開2004-291096号は、スローアウェイチップのすくい角の放射角度に応じた変化を全く開示していない。その上、このスローアウェイチップは、円弧状切れ刃の後端に連結するねじれ形状を有する外周切れ刃を有さない。従って、立ち壁面を有する被削材を良好な表面粗さで三次元仕上げ加工するのに適さない。
　従って、本発明の第一の目的は、立ち壁面を有する被削材を良好な表面粗さで三次元仕上げ加工できる一体的又は刃先交換式のボールエンドミル、及び刃先交換式ボールエンドミルに装着するインサートを提供することである。
　本発明の第二の目的は、切屑が切れ刃と被削材との間隙に噛み込むのを防止した一体的又は刃先交換式のボールエンドミル、及び刃先交換式ボールエンドミルに装着するインサートを提供することである。
　本発明の第三の目的は、切削抵抗及びその振幅の低減させて振動を抑えた一体的又は刃先交換式のボールエンドミル、及び刃先交換式ボールエンドミルに装着するインサートを提供することである。
　本発明のボールエンドミルは、エンドミル本体の先端部に、正面視でS字状に湾曲して最先端から最外周点まで延びる円弧状切れ刃と、前記円弧状切れ刃になめらかに連結するねじれ形状を有する外周切れ刃と、前記円弧状切れ刃の回転方向前方の凸曲面状すくい面とを有し、
　前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角がβ＜α≦γ（ただし、αは放射角度が5°における放射方向すくい角であり、βは放射角度が90°における放射方向すくい角であり、γは前記円弧状切れ刃の回転方向最凸点における放射方向すくい角である。）の条件を満たし、
　前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角の最大値が12～40°の放射角度の範囲内にあり、かつ
　前記放射方向すくい角が前記回転方向最凸点から前記最外周点にかけて連続的に減少することを特徴とする。
　本発明のインサートは、正面視でS字状に湾曲して最先端から最外周点まで延びる円弧状切れ刃と、前記円弧状切れ刃になめらかに連結するねじれ形状を有する外周切れ刃と、前記円弧状切れ刃の回転方向前方の凸曲面状すくい面とを有し、
　前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角がβ＜α≦γ（ただし、αは放射角度が5°における放射方向すくい角であり、βは放射角度が90°における放射方向すくい角であり、γは前記円弧状切れ刃の回転方向最凸点における放射方向すくい角である。）の条件を満たし、
　前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角の最大値が12～40°の放射角度の範囲内にあり、かつ
　前記放射方向すくい角が前記回転方向最凸点から前記最外周点にかけて連続的に減少することを特徴とするインサート。
　前記放射方向すくい角γは正角であるのが好ましい。
　前記放射方向すくい角βは0°以上の正角であるのが好ましい。
　前記放射方向すくい角αと前記放射方向すくい角βとの差は2～6°であるのが好ましい。
　前記放射方向すくい角γと前記放射方向すくい角αとの差は0～2°であるのが好ましい。
　前記放射方向すくい角γと前記放射方向すくい角βとの差は2～6°であるのが好ましい。
　前記放射方向すくい角の最大値と前記放射方向すくい角γとの差は0.1～1.0°であるのが好ましい。
　前記放射方向すくい角α、β及びγはそれぞれ2°≦α≦10°、0°≦β≦6°、及び3°≦γ≦14°の条件を満たすのが好ましい。
　前記放射角度は30～47°となる位置に前記円弧状切れ刃の回転方向最凸点があるのが好ましい。
　前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角は、θ1＜θ2（ただし、θ1は前記回転方向最凸点から前記最外周点までの範囲内における放射方向すくい角であり、θ2は前記回転方向最凸点から前記最先端までの範囲内における放射方向すくい角である。）の関係を満たすのが好ましい。
　前記円弧状切れ刃上の軸方向すくい角は、前記最先端から前記回転方向最凸点までの範囲内では負であり、前記回転方向最凸点を超えて前記最外周点までの範囲内では正であるのが好ましい。
　前記インサートの平板部の厚さT（mm）に対して、前記最外周点Sにおける前記インサートの厚さTS（mm）は0.4 T≦TS＜0.5 Tの条件を満たすのが好ましい。
　前記外周切れ刃の後端点Rと前記回転方向最凸点Qとを結ぶ線分と前記回転軸線との交差角δ1は15～30°であり、かつ前記最外周点Sと前記後端点Rとを結ぶ線分と前記回転軸線との交差角δ2より小さいのが好ましい。
　前記外周切れ刃の長さは0.2 T～0.5 T［ただし、Tは前記インサートの平板部の厚さ（mm）である。］の条件を満たすのが好ましい。
　本発明の刃先交換式ボールエンドミルは、上記インサートがエンドミル本体の半球状先端部に設けられたスリットに固定されていることを特徴とする。
　本発明の一体的又は刃先交換式のボールエンドミル及びインサートは、円弧状切れ刃の放射方向すくい角α、β及びγがβ＜α≦γの条件を満たすので、円弧状切れ刃の全領域にわたって切削抵抗が小さく、切屑排出性が良好である。そのため、ビビリ振動の発生が抑制され、被削材の三次元仕上げ加工に好適である。
　円弧状切れ刃の軸方向すくい角を最先端Pから回転方向最凸点Qまでは負とし、回転方向最凸点Qでは0°とし、回転方向最凸点Qから最外周点Sまでは正とすると、円弧状切れ刃が回転方向最凸点Qで被削材と最初に接触し、その後切れ刃の回転により、被削材との接触領域が最先端P及び最外周点Sの両方へ広がるので、切削抵抗の低減される。
　円弧状切れ刃の放射方向すくい角を最先端Pから回転方向最凸点Qにかけて連続的に増加させることにより、軸方向すくい角が負であっても、切削抵抗を低減化できる。
　円弧状切れ刃の軸方向すくい角を最外周点S近傍で正（＋20°程度）とすると、切屑は円弧状切れ刃の回転軌跡の接線と垂直な方向へ放出される。このように良好な切屑排出性により切屑詰りが抑制され、被削材の傾斜面の仕上げ面粗さが良好になる。
　回転軌跡の接線方向外方で、加工面の斜め上方に切屑を排出するので、切屑が切れ刃と被削材との間隙に噛み込む不具合を回避である。
　第二の効果は、切れ刃の耐欠損性、耐チッピング性の向上を図り、切れ刃の劣化を回避して、長寿命化を図ることができる。
　第三の効果は、切削抵抗が低減されるだけでなく、その振幅の低減によりビビリ振動が抑えられ、被削材表面の加工面粗さを向上させることができる。
本発明の一実施形態による刃先交換式ボールエンドミルを示す斜視図である。 図1の刃先交換式ボールエンドミルにおいて、インサートを装着していない状態の先端部を示す正面図である。 図1の刃先交換式ボールエンドミルにおいて、インサートを装着していない状態の先端部を示す側面図である。 図1の刃先交換式ボールエンドミルにおいて、インサートを装着していない状態の先端部を図3と直交する方向から示す側面図である。 本発明の一実施形態によるインサートを示す斜視図である。 図5のインサートを示す平面図である。 図5のインサートを示す正面図である。 図5のインサートを示す側面図である。 本発明のインサートの円弧状切れ刃について、放射方向すくい角と放射角度との関係を示す概略図である。 本発明の一実施形態によるインサートにおいて、放射方向すくい角と放射角度との関係を示すグラフである。 本発明のインサートの円弧状切れ刃について、軸方向すくい角と放射角度との関係を示す側面図である。 本発明の一実施形態によるインサートにおいて、軸方向すくい角と放射角度との関係を示すグラフである。 本発明の一実施形態によるインサートを示す側面図である。 図1の刃先交換式ボールエンドミルを示す正面図である。 図1の刃先交換式ボールエンドミルの先端部を示す側面図である。 図1の刃先交換式ボールエンドミルの先端部を図13と直交する方向から示す側面図である。 実施例及び比較例のインサートを装着した刃先交換式ボールエンドミルを用いて切削加工した被削材の傾斜壁面を示す顕微鏡写真である。 実施例1のインサートを装着した刃先交換式ボールエンドミルを用いて切削加工したときの切削抵抗の動的変化を示すグラフである。 比較例1のインサートを装着した刃先交換式ボールエンドミルを用いて切削加工したときの切削抵抗の動的変化を示すグラフである。 比較例2のインサートを装着した刃先交換式ボールエンドミルを用いて切削加工したときの切削抵抗の動的変化を示すグラフである。 実施例1のインサートを装着した刃先交換式ボールエンドミルを用いて切削加工したときの切屑を示す写真である。 比較例1のインサートを装着した刃先交換式ボールエンドミルを用いて切削加工したときの切屑を示す写真である。 比較例2のインサートを装着した刃先交換式ボールエンドミルを用いて切削加工したときの切屑を示す写真である。
　本発明の実施形態を添付図面を参照して以下詳細に説明するが、勿論本発明はそれらに限定されることはなく、本発明の技術的思想の範囲内で種々の変更及び追加をすることができる。また、各実施形態に関する説明は、特に断りがなければ他の実施形態にも適用できる。
　一体的なボールエンドミルは、エンドミル本体と切れ刃を有するインサートとが一体化したもので、形状自体は刃先交換式ボールエンドミルと異ならない。従って、刃先交換式ボールエンドミル及びインサートに関する以下の説明は、そのまま一体的なボールエンドミルにも適用される。
[1] 刃先交換式ボールエンドミル
　図1～図4は本発明の一実施形態による刃先交換式ボールエンドミル1を示し、図5はその刃先交換式ボールエンドミル1に装着するインサートを示す。図1に示すように、刃先交換式ボールエンドミル1は、回転軸線Lを中心として回転するエンドミル本体2と、エンドミル本体2の後端に一体的に連結するシャンク部3と、エンドミル本体2の先端にテーパ部7を介して一体的に連結する半球状先端部4とを具備する。図2及び図3に示すように、半球状先端部4は、インサート5を受承するように回転軸線Lと直交する方向（半径方向）に延在するスリット8と、インサート5を固定するために半球状先端部4をスリット8と直交する方向に貫通するネジ穴10（その中心線は回転軸線Lと交差する）とを具備する。ネジ穴10にはインサート5を着脱自在に固定するクランプネジ6が螺合する。エンドミル本体2、シャンク部3及び半球状先端部4は、例えばSKD61等の合金工具鋼からなる。
　図3に示すように、スリット8は、回転軸線Lを中心として平行に延在する2つの内面8a，8bと、底面8cとを有する。半球状先端部4はスリット8により半径方向に分割され、一対の先端半体部4a，4bを構成する。
[2] インサート
　図5及び図6に示すように、インサート5は、一対の平行かつ平坦な側面51a1，51a2を有する厚さTの平板状で、一対の側面51a1，51a2を連結する円弧面を有する半円状部51と、半円状部51の後端部に一体的に連結する三角形状部52とからなる。
　半円状部51は、一対の側面51a1，51a2を連結する端面を形成する第一の逃げ面51b1，51b2及び第二の逃げ面51c1，51c2と、凸曲面状のすくい面51e1，51e2と、第一の逃げ面51b1，51b2とすくい面51e1，51e2との稜線に沿って形成された円弧状切れ刃51d1，51d2と、各円弧状切れ刃51d1，51d2に点Sでなめらかに（変曲点なく）連なる一対のねじれ形状を有する外周切れ刃51k1，51k2と、円弧状切れ刃51d1，51d2の円弧中心点Oに位置する中心を有するクランプネジ6を挿通させるための貫通穴51pとを有する。円弧中心点Oは貫通穴51pの中心線の中点（インサート5の厚さ方向の中点）に位置する。点Sは円弧中心点Oを通り回転軸線L1と直交する直線Mが切れ刃と交差する点であり、各円弧状切れ刃51d1，51d2の最外周点である。すなわち、各円弧状切れ刃51d1，51d2の外径は点Sで最大である。また、円弧状切れ刃51d1，51d2が交差する点はインサート5の中心軸線（回転軸線）L1と交差する最先端Pである。回転軸線L1は、インサート5の最先端P及び円弧中心点Oを通る。インサート5をエンドミル本体2のスリット8に装着すると、インサート5の回転軸線L1はエンドミル本体2の回転軸線Lと一致し、インサート5の最先端Pはエンドミル本体2の回転軸線L上に位置する。
　三角形状部52は、一対の平行かつ平坦な三角形状側面52a1，52a2と、三角形状側面52a1，52a2を連結する傾斜底面52b1，52b2とを有し、傾斜底面52b1，52b2はスリット8の底面8cと密着する。
　図5及び図6に示すように、各円弧状切れ刃51d1，51d2は刃先交換式ボールエンドミル1の回転方向Rの前方方向に凸状で、かつ正面から見ると最先端Pを中心としてほぼS字状である。図6(b) に示すように、円弧状切れ刃51d1，51d2が回転方向Rに最も凸な位置は点Qにある。従って、点Qを「回転方向最凸点」と呼ぶ。なお、図6(a) に示すKは円弧中心点Oと回転方向最凸点Qとを結ぶ直線である。
　ねじれ形状を有する外周切れ刃51k1，51k2は、図6(a) の平面図では回転軸線L1と平行な直線状であり、図9の側面図では回転軸線L1に対して傾斜している。従って、スリット8に装着したインサート5が回転すると、一対の外周切れ刃51k1，51k2の回転軌跡は円筒状である。ねじれ形状を有する外周切れ刃51k1，51k2は、特に被削材の隅部加工の際に、立ち壁面を良好な面粗さで仕上げ加工するように機能する。これに対して一対の外周切れ刃が半径方向に円弧状であると、切削抵抗の低減化には有効であるが、加工面に切削による段部が残り、面粗さが低下する。
　また、外周切れ刃51k1，51k2が円筒面上に位置する［図6(a) では直線状である］ので、インサート5の切れ刃に繰り返し再研摩することができる。これに対して、外周切れ刃が半径方向に円弧状であると、再研摩により切れ刃の外径が減少するため、再研摩できない。
(A) 円弧状切れ刃のすくい角の条件
　円弧状切れ刃51d1，51d2のすくい角には、放射方向すくい角と軸方向すくい角がある。「放射方向すくい角」は、円弧中心点Oから円弧状切れ刃51d1，51d2に向かって放射状に延びる直線（放射直線）に対するすくい面51e1，51e2の角度であり、「法線方向すくい角」と呼ぶこともある。また「軸方向すくい角」は、図9に示すインサート5の側面において、円弧状切れ刃51d1，51d2の接線が回転軸線L1となす角度である。
(1) 放射方向すくい角
　正の放射方向すくい角では、図7に示すように、すくい面51e1は、円弧中心点Oと円弧状切れ刃51d1とを結ぶ直線より回転方向R後方に位置する（回転方向R前方に傾斜している）。負の放射方向すくい角では、その逆である。
　図7は、一方の切れ刃51d1について、円弧状切れ刃51d1の最先端Pから後端点Sまでの間で回転軸線L1からそれぞれ5°、15°、30°、45°、60°、75°及び90°の放射角度だけずれた位置におけるすくい角の例を示す。例えば、5°の放射角度の位置P5°におけるすくい角は、円弧中心点Oと円弧状切れ刃51d1の点P5°を結ぶ直線に対する、位置P5°におけるすくい面51e1の傾斜角である。図7に示す例では、5°、15°、30°、45°、60°、75°及び90°の放射角度における放射方向すくい角はそれぞれ＋7.0°、＋7.5°、＋7.5°、＋7.0°、＋6.0°、＋4.5°及び＋3.0°である。
　図8は、図7に示す放射方向すくい角と放射角度との関係を曲線F1で示す。本発明では、図8から明らかなように、最先端P近傍（放射角度＝5°）の放射方向すくい角αは、放射角度が90°の最外周点Sにおけるの放射方向すくい角βより大きく、かつ回転方向最凸点Qにおける放射方向すくい角γは最先端P近傍の放射方向すくい角αと同じか、それより大きい。ここで、放射角度は放射直線が回転軸線L1となす角度である。また、最先端Pではすくい面がほとんどないので、本発明では最先端Pの近傍として最先端Pから放射角度が5°の位置における放射方向すくい角αを用いる。上記関係は下記式により表される。
　　β＜α≦γ
　β＜αとする理由は、円弧状切れ刃51d1の最先端P近傍での切削抵抗を小さくして被削材への食付き性を良好にするとともに、円弧状切れ刃51d1の最外周点Sでは切屑の厚さが増大するために十分な切れ刃強度を確保するためである。また、回転方向最凸点Qにおける放射方向すくい角γを最先端P近傍のすくい角α以上にする理由は、被削材と最初に接触する回転方向最凸点Qの円弧状切れ刃の切削抵抗を小さくして、被削材への食付き性を良好にするためである。
　回転方向最凸点Qにおける放射角度は30～47°の範囲内にあるのが好ましい。回転方向最凸点Qにおける放射角度が47°以下であると、円弧状切れ刃51d1の最先端Pから回転方向最凸点Qまでの範囲で、軸方向すくい角（アキシャルレーキ）が負となる領域が短くなり、切屑の薄片化による切削抵抗の低減化に有効である。また、回転方向最凸点Qから点Rまでの範囲でアキシャルレーキが正となる領域を長くでき、切屑排出性の向上に有効である。すなわち、工具回転軌跡の接線の外方で被削材加工面の斜め上方に切屑を排出し（切れ刃からの切屑離れを良好にし）、切屑が切れ刃と被削材との間隙に噛み込む不具合を回避できる。
　回転方向最凸点Qにおける放射角度が47°を超えると、回転方向最凸点Qが最先端Pから離れすぎ、回転方向最凸点Qにおいて円弧状切れ刃が被削材との衝突で受ける衝撃が増大するだけでなく、切屑も厚くなり、切屑の排出性が低下する。一方、回転方向最凸点Qにおける放射角度が30°未満であると、最先端Pから回転方向最凸点Qまでを結ぶ軸方向すくい角における負の値の絶対値が大きくなり、切削抵抗が増大すると同時に、切れ刃の回転中心近傍からの切屑排出性が劣化する。回転方向最凸点Qにおける放射角度は35～40°の範囲内にあるのがより好ましい。
　放射方向すくい角αと放射方向すくい角βとの差は2～6°であるのが好ましい。また、放射方向すくい角γと放射方向すくい角αとの差は0～2°であるのが好ましい。さらに、放射方向すくい角γと放射方向すくい角βとの差は2～6°であるのが好ましい。さらに、放射方向すくい角の最大値と放射方向すくい角γとの差は0.1～1.0°であるのが好ましい。上記関係を満たすと、放射方向すくい角は、最先端P近傍から最大値まで比較的大きく増大し、最大値から回転方向最凸点Qを経て最外周点Sまで徐々に減少するなめらかな曲線に沿って変化することになる。
　放射方向すくい角α、β及びγのうち、少なくとも放射方向すくい角γは正角であるのが好ましい。他の放射方向すくい角α及びβは負角でも良い。球状黒鉛鋳鉄のように切削性の良い被削材の仕上げ加工に用いる場合、切削抵抗が小さくビビリ振動も小さいので、被削材への食付き性を良好にするために放射方向すくい角α、β及びγは全て正角とするのが好ましい。具体的には、2°≦α≦10°、0°≦β≦6°、及び3°≦γ≦14°の条件を満たすのが好ましい。放射方向すくい角を正角にすると切れ刃の耐欠損性が低下するが、仕上げ加工では切込み量が小さいので、耐欠損性の問題はない。
　2°≦α≦10°により、最先端P近傍（放射角度＝5°）での切削抵抗が小さく、被削材への食付き性を良好に保ちつつ、十分な切れ刃強度を確保できる。これに対して、α＜2°にすると、最先端P近傍での切削抵抗が大きく、被削材への食付き性が劣る。また、切屑排出性の低下によりボールエンドミルの先端部に切屑が詰まり、切屑の溶着や加工面の劣化等の問題が起こるおそれがある。またα＞10°にすると、最先端P近傍での円弧状切れ刃の強度が不十分になる。
　0°≦β≦6°により、最外周点Sでの十分な切れ刃強度を確保しつつ、切削抵抗を小さくして良好な加工面性状が得られる。これに対して、β＜0°にすると、 最外周点Sでの切削抵抗が大きくなり、ビビリ振動が発生して加工面性状が低下する。またβ＞6°にすると、最外周点Sでの円弧状切れ刃の強度が不十分になる。
　3°≦γ≦14°により、切れ刃が被削材と最初に接触する回転方向最凸点Qにおける切削抵抗が小さくなり、被削材への食付き良くなる。これに対して、γ＜3°にすると、回転方向最凸点Qにおける切削抵抗が大きくなり、被削材への食付き性が低下する。またγ＞14°にすると、回転方向最凸点Qにおける切れ刃強度が不十分になる。
　しかし、高硬度の被削材の切削加工の場合には切削抵抗が大きいので、切れ刃強度を高めるために放射方向すくい角β、放射方向すくい角α及び放射方向すくい角γの順に負角にするのが好ましい。この場合、被削材への食付き性を良好にするために、放射方向すくい角γは負角のときでも0°に近いのが好ましい。切削抵抗が比較的大きい高硬度の被削材を切削する場合、放射方向すくい角α、β及びγは、β＜α≦γの関係を満たしつつ、－6°≦α≦－0.5°、－10°≦β≦－2°、及び－6°≦γ≦－0.5°の条件を満たすのが好ましい。
　放射方向すくい角α、β及びγを負角にすることにより、円弧状切れ刃全体が強化され、ロックウェル硬さが45 HRC以上の高硬度被削材の切削加工における切れ刃の耐欠損性が改善される。放射方向すくい角を負角にすると切れ刃の切削抵抗が大きくなり、かつ切屑排出性が低下するが、高硬度被削材の仕上げ加工では切込み量が荒加工及び中仕上げ加工より小さいので、切削抵抗の増大幅が小さく、切屑排出性も問題はない。
　－6°≦α≦－0.5°の条件を満たすことにより、最先端P及びその近傍での切削抵抗を過大にせずに、かつ高硬度被削材への食付き性を良好に保ちつつ、高硬度被削材の仕上げ加工に必要な切れ刃強度を確保できる。これに対して、α＞－0.5°の場合、最先端Pでの切れ刃強度不十分であるので、切れ刃の欠損等が起こる。またα＜－6°の場合、最先端P及びその近傍での円弧状切れ刃の切削抵抗が過大になり、切れ刃の磨滅、切屑の溶着、被削材の加工面性状の悪化等の不都合が生じる。
　－10°≦β≦－2°の条件を満たすことにより、最外周点Sで高硬度被削材の仕上げ加工に必要な切れ刃強度を確保できる。これに対して、β＞－2°の場合、最外周点Sでの切れ刃強度が不十分である。またβ＜－10°の場合、最外周点Sでの切削抵抗が過大であり、ビビリ振動の発生や発熱が顕著になるので、被削材の加工面性状が劣化する。
　－6°≦γ≦－0.5°の条件を満たすことにより、切れ刃が被削材に最初に接触する回転方向最凸点Qで高硬度被削材の仕上げ加工に必要な切れ刃強度を確保でき、工具軸心方向にかかる背分力を適正に制御して、特に高硬度材の仕上げ切削加工時に工具姿勢を安定化できる。これに対して、γ＞－0.5°の場合、回転方向最凸点Qで高硬度被削材の仕上げ加工に必要な切れ刃強度を確保できない。またγ＜－6°の場合、回転方向最凸点Qでの切削抵抗が過大であり、高硬度被削材への食付き性が不十分である。
　円弧状切れ刃の放射方向すくい角は、円弧状切れ刃の最先端P近傍（放射角度＝5°）から回転方向最凸点Qの間で最大であり、回転方向最凸点Qから最外周点Sにかけて連続的に減少する。具体的には、円弧状切れ刃の放射方向すくい角の最大値は放射角度が12～40°の間にあり、好ましくは15～30°の間にある。この構成により、被削材への食付き性と切れ刃強度とに良いバランスが得られる。
　円弧状切れ刃は回転方向最凸点Qで被削材と最初に接触し、その後切れ刃の回転により、被削材との接触領域は最先端P側及び最外周点S側の両方に広がる。このため、先端P近傍（放射角度＝5°）から回転方向最凸点Qの間で放射方向すくい角を最大にすると、軸方向すくい角が負でも切削抵抗の低減できる。回転方向最凸点Qから最外周点Sにかけて放射方向すくい角を連続的に減少させると、切れ刃の強度を十分に確保できるとおもに、切削抵抗を低減できる。
　円弧状切れ刃が回転方向R前方に最も凸な点（回転方向最凸点）Qの位置は、放射角度が30～47°の範囲内にあるのが好ましい。これにより、正面視でS字状をなす円弧状切れ刃の軸方向すくい角が正の領域を広くでき（負の領域を狭くでき）、切削抵抗が高くても円弧状切れ刃の十分な強度を確保できる。また、軸方向すくい角が正となる領域が広くなると、円弧状切れ刃の強度を十分に確保しつつ切屑の排出を良好にできる。
　円弧状切れ刃の放射方向すくい角はθ1＜θ2［ただし、θ1は回転方向最凸点Qから最外周点Sまでの範囲内における放射方向すくい角であり、θ2は回転方向最凸点Qから最先端P近傍（放射角度＝5°）までの範囲内における放射方向すくい角である。］の関係を満たすのが好ましい。図10に示すように、放射方向すくい角θ1を有する範囲（回転方向最凸点Qから最外周点Sまでの範囲）は軸方向すくい角が正の範囲に相当し、放射方向すくい角θ2を有する範囲（回転方向最凸点Qから最先端P近傍までの範囲）は軸方向すくい角が負の範囲に相当する。θ1＜θ2の条件を満たすことにより、(a) 軸方向すくい角が負の領域で切削抵抗を小さくし、切屑が薄い場合の切れ味を確保するだけでなく、(b) 切屑が厚い最外周点S近傍での円弧状切れ刃の強度を十分に確保することができる。
(2) 軸方向すくい角
　本発明のインサートでは、軸方向すくい角も放射角度に応じて変化する。一方の切れ刃51d1について図9に示す例では、15°、30°、45°、60°及び75°の放射角度における軸方向すくい角はそれぞれ－48.409°、－18.257°、0°、＋12.069°及び19.38°である。
　円弧状切れ刃上の軸方向すくい角は、最先端Pから回転方向最凸点Q直前までの範囲内では負であり、回転方向最凸点Qでは0であり、回転方向最凸点Qを超えて最外周点Sまでの範囲内では正であるのが好ましい。最先端Pから回転方向最凸点Qまでの範囲では、負の軸方向すくい角は漸次正方向に増加し、回転方向最凸点Qを超えて最外周点Sまでの範囲は、正の軸方向すくい角は漸次増加する。図10に示すように、最先端P近傍における軸方向すくい角は－70°～－80°程度が好ましく、最外周点Sにおける軸方向すくい角は＋20°程度が好ましい。
　最外周点Sの軸方向すくい角を＋20°程度とすることにより、切屑は工具回転軌跡の接線と垂直な方向へ放出され、切屑排出性が良好となる。これに対して、最外周点S近傍における軸方向すくい角が＋20°より小さいと切屑排出性が低下し、＋20°より大きいと切れ刃が薄くなりすぎて、剛性を確保できない。
　最先端P近傍の軸方向すくい角を－70°～－80°程度とすることにより、被削材の切削加工時の応力は回転軸線L方向のエンドミル本体2側に作用するので、切屑の排出を困難にすることなく、エンドミル本体2のたわみを低減することができる。
　円弧状切れ刃の放射方向すくい角及び軸方向すくい角は非接触式三次元デジタイザ等を用いて測定する。また、放射方向すくい角及び軸方向すくい角に関する上記説明はいずれの円弧状切れ刃51d1，51d2にも当てはまる。
(B) その他の条件
　図11に示すように、円弧状切れ刃51d1の回転方向最凸点Qと外周切れ刃51k1の後端点Rとを結ぶ線分Nが回転軸線L1と交差する角度δ1は、円弧状切れ刃51d1の最外周点Sと外周切れ刃51k1の後端点Rとを結ぶ線分Hが回転軸線L1と平行な直線L2と交差する角度δ2より小さいのが好ましい。すなわち、δ1＜δ2であるのが好ましい。これにより、円弧状切れ刃51d1と被削材との接触時の衝撃を緩和し、切れ刃の耐欠損性及び耐チッピング性を高めることができる。逆に、δ1≧δ2であると、円弧状切れ刃51d1と被削材との接触時の衝撃が大きくなり、円弧状切れ刃51d1の耐欠損性及び耐チッピング性が低下する。
　線分Nの傾斜角δ1は15～30°の条件を満たすのが好ましい。これにより、切削加工時の切屑を工具外方でかつ被削材加工面の斜め上方に排出し（インサート切れ刃からの良好な切屑離れを確保し）、切屑が切れ刃と被削材との間隙入り込むのを回避できるだけでなく、切削抵抗及びその振幅の低減できる。すなわち、切れ刃の良好な切削排出性により切削抵抗を低減させるとともに、切削抵抗の振幅の低減化により工具の振動を抑え、被削材加工面の面粗さを向上させることができる。
　線分Nの傾斜角δ1が15°未満では、切屑の排出方向が工具の回転軌跡の接線方向とほぼ重なり、工具が切屑を追いかけるように進行するため、切屑が切れ刃と被削材との間隙に噛み込んでしまう不具合を生じる。この不具合は、特に等高線加工における隅部加工時に現れる。一方、線分Nの傾斜角δ1が30°を超えると、ねじれ形状を有する外周切れ刃を十分に長くできないだけでなく、外周切れ刃の肉厚が薄くなり、切れ刃の強度が低下する。さらに、切削抵抗の振幅が大きくなって切削時にビビリ振動が発生し、被削材の面粗さが劣化する。δ1は20～30°がより好ましい。
　切れ刃の再研摩回数を多くするために、外周切れ刃51k1（線分H）の長さF（mm）は0.2 T≦F≦0.5 Tの条件を満たすのが好ましい。Fが0.2 T未満であると、外周切れ刃51k1が短かすぎ、再研摩回数が少ない。一方、Fが0.5 T超であると、外周切れ刃51k1が必要以上に長すぎ、切削抵抗が急激に上昇し、切削加工時のビビり振動の発生を誘発する。
　最外周点Sにおけるインサート5の厚さTS（mm）は0.4 T≦TS＜0.5 Tの条件を満たすのが好ましい。TSが0.4 T未満であると切れ刃の剛性が低すぎる。一方、TSが0.5 T以上であると、切れ刃の切削抵抗及びその振幅が大きすぎ、切削時の工具振動が大きくなるおそれがある。TSは0.45 T～0.49 Tがより好ましい。
　このような形状のインサート5は、例えば、炭化タングステン（WC）とコバルト（Co）を含む超硬合金により形成することができる。
[3] インサートの製造方法
　WC基超硬合金製のインサート5は、例えば次の手順より製造することができる。まず、炭化タングステン粉末とコバルト粉末と、必要に応じて添加物を加えた混合物からなる造粒粉を、粉末成形法等により成形する。成形時にネジ挿通穴も形成する。成形体は20～30％の焼結収縮の分だけ大きく製造する。成形体を約1300～1400℃で焼結する。
　得られた焼結体にNC制御による三次元研磨加工を行い、円弧状切れ刃51d1，51d2、ねじれ形状を有する外周切れ刃51k1，51k2、傾斜底面52b1，52b2を形成する。円弧状切れ刃に放射方向すくい角及び軸方向すくい角を設けるには、薄い円板状のダイヤモンド回転砥石等を用いたNC制御加工を行う。
　得られたインサート5のネジ挿通穴を除く表面に耐摩耗性及び耐熱性を付与する被膜をPVD法により形成する。被膜は、例えばTi-Al系窒化物、Ti-Si系窒化物、Ti-B系窒化物等からなる。
　エンドミル本体2にも上記と同じ被膜を形成することにより、刃先交換式ボールエンドミルを長寿命化する。特に切屑との摩擦抵抗を低減するために、エンドミル本体2の表面に耐摩耗性に加えて潤滑性も有するTi-B系窒化物を形成するのが好ましい。
[4] 刃先交換式のボールエンドミル
　図12、図13及び図14は、エンドミル本体2のスリット8にインサート5をクランプネジ6で固定した刃先交換式ボールエンドミル1を示す。スリット8にインサート5をクランプネジ6で固定すると、インサート5の両側面51a1，51a2がスリット8の両内面8a，8bに密着するとともに、インサート5の傾斜底面52b1，52b2がスリット8の底面8cと密着するので、インサート5は高精度で位置決めされる。
　インサート5の最先端Pは回転軸線Lに沿ってスリット8から若干突出し、さらに一対の円弧状切れ刃51d1，51d2及び一対の外周切れ刃51k1，51k2からなる切れ刃、及び第一及び第二の逃げ面51b1，51b2，51c1，51c2もスリット8から若干突出する。インサート5の厚さT（mm）は、エンドミルの外径D（mm）に対して、0.2 D～0.5 Dの条件を満たすのが好ましい。これにより、円弧状切れ刃の強度を十分に確保しながら刃溝を十分に深くできる。一対の切れ刃を有する一つのインサート5を装着した刃先交換式ボールエンドミル1は、二枚刃のボールエンドミルに相当する。
[5] ソリッド型のボールエンドミル
　本発明は刃先交換式ボールエンドミルに限定されず、一体的な（ソリッド型の）ボールエンドミルにも適用できる。ソリッド型のボールエンドミルは、基本的にインサートがエンドミル先端部と一体的である以外、刃先交換式ボールエンドミルと異なることはない。ただし、円弧状切れ刃の放射方向すくい角及び軸方向すくい角について、ソリッド型のボールエンドミルは以下の特徴を具備するのが好ましい。
　本発明を以下の実施例によりさらに詳細に説明するが、本発明はそれらに限定されるものではない。
実施例1
　刃先径30 mm、シャンク径32 mm、全長250 mm、及び首下長さ180 mmのシャンクタイプのエンドミル本体の先端部のスリットに装着する超硬合金製のインサートとして、7.2 mmの厚さTを有し、半径15 mmの円弧状切れ刃及び長さ3.0 mmのねじれ形状を有する外周切れ刃を有し、図5及び図6に示す外形を有する3種類のインサート1～3を作製した。各インサートについて、各放射角度における円弧状切れ刃の放射方向すくい角及び軸方向すくい角を非接触式三次元デジタイザにより測定した。各放射角度における放射方向すくい角及び軸方向すくい角を表1に示す。インサート1～3の最外周点S（放射角度90°）における放射方向すくい角はそれぞれ0°、＋3.0°及び＋6.0°とした。
　球状黒鉛鋳鉄（FCD700）の被削材の傾斜角85°の壁面を切削加工するために、エンドミル本体に装着したインサートの円弧状切刃の最外周点S近傍の切れ刃を使用するように、マシニングセンタを制御した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　被削材の切削条件は下記の通りである。
　　加工方法：　　　　　　　　　乾式切削（エアーブロー）
　　切削速度（Vc）：　　　　　　754 m／分
　　回転数：　　　　　　　　　　8000 rpm
　　送り速度（Vf）：　　　　　　7500 mm／分
　　1刃当たりの送り量（fz）：　 0.47 mm／tooth
　　径方向切込み量ae：　　　　  0.15 mm及び0.3 mmの二通り
　　ピックフィード（pf）：　　　0.5 mm
　　工具突き出し量（OH）：　　  180 mm
　径方向切込み量aeが0.15 mm及び0.3 mmの場合における切削加工面の表面粗さRyを図15の光学顕微鏡写真（18倍）に示す。なお、図15は被削材の壁面の加工距離が5 mに達したときの表面粗さRyを示す。
　図15から明らかなように、一般に自動車外板成形用金型の仕上げ加工面の表面粗さRyの目標は10μm以下であるが、径方向切込み量aeが0.15 mm及び0.3 mmの切削加工で目標以下の表面粗さRyが達成された。また、径方向切込み量aeが0.15 mmの方が加工面の表面粗さは良好であった。
　放射方向すくい角βを＋3.0°に設定したインサート2を装着した刃先交換式ボールエンドミルによる加工面の表面粗さRyは、径方向切込み量aeを0.3 mmとした切削加工では4.3μm、径方向切込み量aeを0.3 mmとした切削加工では4.4μmであり、他のインサート1及び3を使用した場合より小さかった。これから、自動車外板成形用金型を想定したFCD700からなる被削材の傾斜壁面の仕上げ切削加工では、放射方向すくい角βを3°程度にするのが好ましいと言える。
実施例2
　実施例1と同じエンドミル本体に、放射角度が5°、30°、45°、60°、85°及び90°における放射方向すくい角がそれぞれ+1.0°、+1.5°、+1.0°、0°、－2.5°及び－3.0°である以外実施例1と同じインサートを装着し、ロックウェル硬さが60 HRCのSKD11からなる硬質被削材の傾斜角85°の壁面を以下の条件で切削加工した。得られた加工面の表面粗さRyは2～3μmであり、硬質の被削材でも高い仕上げ精度で切削加工できることが分った。
　　加工方法：　　　　　　　　　乾式切削（エアーブロー）
　　切削速度（Vc）：　　　　　  400 m／分
　　回転数：　　　　　　　　　  4244 rpm
　　送り速度（Vf）：　　　　　  2550 mm／分
　　1刃当たりの送り量（fz）：　 0.3 mm／tooth
　　径方向切込み量ae：　　　    0.1 mm
　　ピックフィード（pf）：　　　0.3 mm
　　工具突き出し量（OH）：　　　120 mm
実施例3
　実施例1と同じエンドミル本体に、放射角度が5°、30°、45°、60°、85°及び90°における放射方向すくい角がそれぞれ－2.5°、－2.0°、－2.5°、－3.5°、－6.0°及び－6.5°である以外実施例1と同じインサートを装着し、ロックウェル硬さが60 HRCのSKD11からなる硬質被削材の傾斜角85°の壁面を以下の条件で切削加工した。得られた加工面の表面粗さRyは2～3μmであり、硬質の被削材でも高い仕上げ精度で切削加工できることが分った。
　　加工方法：　　　　　　　　　乾式切削（エアーブロー）
　　切削速度（Vc）：　　　　　  400 m／分
　　回転数：　　　　　　　　　  4244 rpm
　　送り速度（Vf）：　　　　　  2550 mm／分
　　1刃当たりの送り量（fz）：　 0.3 mm／tooth
　　径方向切込み量ae：　　　    0.1 mm
　　ピックフィード（pf）：　　　0.3 mm
　　工具突き出し量（OH）：　　　120 mm
実施例4、及び比較例1及び2
　表2に示すパラメータ以外実施例1と同じ形状の超硬合金製インサートを製造した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
 注：(1) 円弧状切れ刃の半径。
　　(2) インサートの厚さ。
　　(3) 回転方向最凸点Qにおける放射角度。
　実施例4、及び比較例1及び2の各インサートを、刃先径30 mm、シャンク径32 mm、全長220 mm、及び首下長さ120 mmのシャンクタイプのエンドミル本体の先端部のスリットに装着して、刃先交換式ボールエンドミルを得た。各刃先交換式ボールエンドミルをフライス盤の主軸に装着し、下記切削条件で片削り加工を行い、切削抵抗の動的変化を切削動力計［キスラー社（Kistler）製］により測定した。切削抵抗及び切屑の形状を表3に示し、切削抵抗の動的変化を、X軸、Y軸及びZ軸方向の切削抵抗の分力として、それぞれ図16～図18に示す。図中Y軸は工具の送り方向であり、X軸はY軸に直交する方向（回転の接線方向）であり、Z軸は回転軸線方向である。
　　被削材：　　　　　　　　　　S50Ｃ（硬さ、220 HB）
　　加工方法：　　　　　　　　　乾式片削り加工（エアーブロー）
　　切削速度（Vc）：　　　　　　200 m／分
　　回転数：　　　　　　　　　　2122 rpm
　　送り速度（Vf）：　　　　　　849 mm／分
　　1刃当たりの送り量（fz）：　 0.2 mm
　　径方向切込み量ae：　　　　　0.5 mm
　　切込み量：　　　　　　　　　15 mm
　　工具突き出し量（OH）：　　　180 mm
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　切削抵抗の動的変化は、実施例4が比較例1及び2より小さかった。特に、実施例4におけるX軸方向の切削抵抗（100 kgf）は目標を満足した。実施例4の切削抵抗は比較例2の切削抵抗（250 kgf）より60％低かった。
　図19～図21は、実施例4、及び比較例1及び2の切削加工で排出された切屑を示す。実施例4における切屑は比較例1及び2における切屑よりねじれていた。これは、円弧状切れ刃の軸方向すくい角（アキシャルレーキ）が正の領域が広いこと、またねじれ角が大きいことによる。また、切屑形状から切屑生成方向が加工面の斜め上方であることが分る。すなわち、実施例4では切屑が切れ刃と被削材との間隙に噛み込む不具合が防止された。一方、比較例1及び2のインサートでは切屑は切れ刃と被削材との間隙に噛み込んだ。

Claims (20)

  1. エンドミル本体の先端部に、正面視でS字状に湾曲して最先端から最外周点まで延びる円弧状切れ刃と、前記円弧状切れ刃になめらかに連結するねじれ形状を有する外周切れ刃と、前記円弧状切れ刃の回転方向前方の凸曲面状すくい面とを有するボールエンドミルであって、
    　前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角がβ＜α≦γ（ただし、αは放射角度が5°における放射方向すくい角であり、βは放射角度が90°における放射方向すくい角であり、γは前記円弧状切れ刃の回転方向最凸点における放射方向すくい角である。）の条件を満たし、
    　前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角の最大値が12～40°の放射角度の範囲内にあり、かつ
    　前記放射方向すくい角が前記回転方向最凸点から前記最外周点にかけて連続的に減少することを特徴とするボールエンドミル。
  2. 請求項1に記載のボールエンドミルにおいて、前記放射方向すくい角γが正角であることを特徴とするボールエンドミル。
  3. 請求項1又は2に記載のボールエンドミルにおいて、前記放射方向すくい角βが0°以上の正角であることを特徴とするボールエンドミル。
  4. 請求項1～3のいずれかに記載のボールエンドミルにおいて、前記放射方向すくい角αと前記放射方向すくい角βとの差が2～6°であり、前記放射方向すくい角γと前記放射方向すくい角αとの差が0～2°であり、前記放射方向すくい角γと前記放射方向すくい角βとの差が2～6°であり、前記放射方向すくい角の最大値と前記放射方向すくい角γとの差が0.1～1.0°であることを特徴とするボールエンドミル。
  5. 請求項1～4のいずれかに記載のボールエンドミルにおいて、前記放射方向すくい角α、β及びγがそれぞれ2°≦α≦10°、0°≦β≦6°、及び3°≦γ≦14°の条件を満たすことを特徴とするボールエンドミル。
  6. 請求項1～5のいずれかに記載のボールエンドミルにおいて、前記放射角度が30～47°となる位置に前記円弧状切れ刃の回転方向最凸点があることを特徴とするボールエンドミル。
  7. 請求項1～6のいずれかに記載のボールエンドミルにおいて、前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角がθ1＜θ2（ただし、θ1は前記回転方向最凸点から前記最外周点までの範囲内における放射方向すくい角であり、θ2は前記回転方向最凸点から前記最先端までの範囲内における放射方向すくい角である。）の関係を満たすことを特徴とするボールエンドミル。
  8. 請求項1～7のいずれかに記載のボールエンドミルにおいて、前記円弧状切れ刃上の軸方向すくい角が、前記最先端から前記回転方向最凸点までの範囲内では負であり、前記回転方向最凸点を超えて前記最外周点までの範囲内では正であることを特徴とするボールエンドミル。
  9. 正面視でS字状に湾曲して最先端から最外周点まで延びる円弧状切れ刃と、前記円弧状切れ刃になめらかに連結するねじれ形状を有する外周切れ刃と、前記円弧状切れ刃の回転方向前方の凸曲面状すくい面とを有するインサートであって、
    　前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角がβ＜α≦γ（ただし、αは放射角度が5°における放射方向すくい角であり、βは放射角度が90°における放射方向すくい角であり、γは前記円弧状切れ刃の回転方向最凸点における放射方向すくい角である。）の条件を満たし、
    　前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角の最大値が12～40°の放射角度の範囲内にあり、かつ
    　前記放射方向すくい角が前記回転方向最凸点から前記最外周点にかけて連続的に減少することを特徴とするインサート。
  10. 請求項9に記載のインサートにおいて、前記放射方向すくい角γが正角であることを特徴とするインサート。
  11. 請求項9又は10に記載のインサートにおいて、前記放射方向すくい角βが0°以上の正角であることを特徴とするインサート。
  12. 請求項8～11のいずれかに記載のインサートにおいて、前記放射方向すくい角αと前記放射方向すくい角βとの差が2～6°であり、前記放射方向すくい角γと前記放射方向すくい角αとの差が0～2°であり、前記放射方向すくい角γと前記放射方向すくい角βとの差が2～6°であり、前記放射方向すくい角の最大値と前記放射方向すくい角γとの差が0.1～1.0°であることを特徴とするインサート。
  13. 請求項8～12のいずれかに記載のインサートにおいて、前記放射方向すくい角α、β及びγがそれぞれ2°≦α≦10°、0°≦β≦6°、及び3°≦γ≦14°の条件を満たすことを特徴とするインサート。
  14. 請求項8～13のいずれかに記載のインサートにおいて、前記放射角度が30～47°となる位置に前記円弧状切れ刃の回転方向最凸点があることを特徴とするインサート。
  15. 請求項8～14のいずれかに記載のインサートにおいて、前記円弧状切れ刃の放射方向すくい角がθ1＜θ2（ただし、θ1は前記回転方向最凸点から前記最外周点までの範囲内における放射方向すくい角であり、θ2は前記回転方向最凸点から前記最先端までの範囲内における放射方向すくい角である。）の関係を満たすことを特徴とするインサート。
  16. 請求項8～15のいずれかに記載のインサートにおいて、前記円弧状切れ刃上の軸方向すくい角が、前記最先端から前記回転方向最凸点までの範囲内では負であり、前記回転方向最凸点を超えて前記最外周点までの範囲内では正であることを特徴とするインサート。
  17. 請求項8～16のいずれかに記載のインサートにおいて、前記インサートの平板部の厚さT（mm）に対して前記最外周点Sにおける前記インサートの厚さTS（mm）が0.4 T≦TS＜0.5 Tの条件を満たすことを特徴とするインサート。
  18. 請求項8～17のいずれかに記載のインサートにおいて、前記外周切れ刃の後端点Rと前記回転方向最凸点Qとを結ぶ線分と前記回転軸線との交差角δ1が15～30°であり、かつ前記最外周点Sと前記後端点Rとを結ぶ線分と前記回転軸線との交差角δ2より小さいことを特徴とするインサート。
  19. 請求項8～18のいずれかに記載のインサートにおいて、前記外周切れ刃の長さが0.2 T～0.5 T［ただし、Tは前記インサートの平板部の厚さ（mm）である。］の条件を満たすことを特徴とするインサート。
  20. 請求項8～19のいずれかに記載のインサートが、エンドミル本体の半球状先端部に設けられたスリットに固定されていることを特徴とする刃先交換式ボールエンドミル。
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