JP2018140485A - ヘリカルブローチおよびそれを用いた内歯車加工方法 - Google Patents

Abstract

【課題】歯車加工時においては被削材を固定する手段が不要になるヘリカルブローチおよびそれを用いた内歯加工方法を提供する。【解決手段】複数の切れ刃２，２を備えるヘリカルブローチ１０において、隣接する切れ刃２，２間に形成されてヘリカルブローチ１０の軸方向に所定のねじれ角βを有してらせん状に延びているねじれ溝４と、隣接する切れ刃２，２間に形成されてヘリカルブローチ１０の周方向に所定のねじれ角αを有してらせん状に伸びている刃溝３と、が設けられて、ヘリカルブローチ１０の中心軸Ｏを基準にしてねじれ溝４のねじれ角をβ、刃溝３のねじれ角を（９０°−α）とした場合に、０．５≦ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）≦０．７の関係式が成立するヘリカルブローチ１０とする。【選択図】図１

Description

本発明は、内歯車を加工するヘリカルブローチおよびそれを用いた内歯車加工方法に関する。

一般的なヘリカルブローチを用いた内歯車加工では、ブローチ盤においてヘリカルブローチを回転させながら、固定された被削材の内側にらせん状の歯車加工が行われる。このとき、ヘリカルブローチの回転方向と同じ方向に回転しようとする力が被削材に発生する。

そのため、もし被削材がブローチ盤に固定されていなければ、ヘリカルブローチが上方向から下方向に向けて被削材の内側を引き抜かれる際に被削材は周方向に移動する（回転する）。歯車加工中に被削材が回転すると、ヘリカルブローチによる本来の加工位置から外れてしまうので、結果として被削材の内歯車の形状が崩れて所望の加工精度が得られなくなる。

このような問題を解消するために、歯車加工時において被削材が回転しないように被削材をブローチ盤に固定する手段がこれまでに用いられてきた。例えば、被削材を固定する手段としては、ブローチ盤にて被削材の下面側にスパイク状の回転止めを設置して、そして被削材を上方や側面から強固に固定する装置がある。

しかし、歯車加工時において被削材に対してスパイク状の回転止めを用いた場合には、被削材の下面に引っ掻き傷の様な加工跡が残るという問題があった。また、被削材を上方側や側面側から固定する場合には、被削材の材質や大きさにより加工時の回転を阻止するための力が異なるために被削材の種類に応じてその力を個別に調整する必要があった。

そこで、特許文献１および２においてはヘリカルブローチの刃溝やねじれ溝のねじれ角を所定の範囲に限定することで、そのヘリカルブローチによる内歯車加工に際して（被削材に発生する）被削材を回転しようとする力（回転力）を減らして、ブローチ盤に被削材を強固に固定する回転止めが不要になる技術が開示されている。

特許第４６７８７４６号公報 特開２００５−１４４６３９号公報

しかし、特許文献１および２に開示されているヘリカルブローチでは、被削材を回転しようとする力（回転力）を完全に抑制できないため、歯車加工時においては被削材を固定する手段が別に必要になる。

そこで、本発明においては歯車加工時においては被削材を固定する手段が不要になり、ひいては通常のブローチ盤を用いて、らせん状の内歯車を加工できるヘリカルブローチおよびそれを用いた内歯車加工方法を提供することを課題とする。

前述の課題を解決するために、本発明は複数の切れ刃を備えるヘリカルブローチにおいて、隣接する切れ刃間に形成されてヘリカルブローチの軸方向に所定のねじれ角を有して延びているねじれ溝と、隣接する切れ刃間に形成されてヘリカルブローチの周方向に所定のねじれ角を有して伸びている刃溝と、を設けて、そのヘリカルブローチの中心軸を基準にして、ねじれ溝のねじれ角をβ、刃溝のねじれ角を（９０°−α）とした場合に、０．５≦ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）≦０．７の関係式が成立するヘリカルブローチとした。また、ヘリカルブローチの切れ刃には０．１〜０．３ｍｍの範囲で面取りを施しても構わない。

本発明のヘリカルブローチを用いた内歯車を加工する方法の発明については、このヘリカルブローチまたはヘリカルブローチにより加工される部品が、ヘリカルブローチの中心軸に対して相対的に自由に回転することが可能な状態で加工する内歯車加工方法とする。

また、内歯車の加工方法の発明は、本発明のヘリカルブローチを備えたブローチ盤を用いて内歯車を加工する場合において、そのブローチ盤内のヘリカルブローチの保持部もしくはヘリカルブローチにより加工される部品の保持部に、（内歯車加工時に）その部品に発生するスラスト荷重を受ける軸受を設けても良い。

本発明のヘリカルブローチを用いることで、歯車加工時において被削材を固定する手段が不要になるという効果を奏する。また、内歯車加工時に被削材には回転力が発生しないので、ヘリカルブローチを被削材の内側を引き抜いて加工する際には被削材はヘリカルブローチの動きに倣って自由に回転することで、被削材の内側にらせん状の歯車加工を形成する。

そのため、内歯車加工時にヘリカルブローチをブローチ盤で回転させながら引き抜く必要が無くなる。つまり、本発明のヘリカルブローチは専用のブローチ盤を用いる必要は無くなり、ブローチを回転させる機能を有していない、一般的なブローチ盤を用いた場合でも被削材の内側にらせん状の内歯車加工を施すことができる。

本発明のヘリカルブローチ１０の正面図である。 本発明のヘリカルブローチ１０を構成する切れ刃２の模式斜視図である。 図２に示す切れ刃２のすくい面１１側から見た場合のＲ面取りの形態を示す模式図である。 図２に示す切れ刃２のすくい面１１側から見た場合のＣ面取りの形態を示す模式図である。 切削加工時における本発明のヘリカルブローチ１０の切れ刃２と被削材Ｗとの切削形態を示す模式図である。 図５に示す切削形態の切削方向を鉛直方向に変換した場合の模式図である。 本発明のヘリカルブローチ２０を用いて切削加工を行う第１実施形態を示すブローチ盤５０の模式断面図である。 本発明のヘリカルブローチ２０を用いて切削加工を行う第２実施形態を示すブローチ盤５０の模式断面図である。 実施例１において切れ刃のすくい角＝１５°の条件で切削試験を行った場合の角度ｔａｎθと横分力／主分力との関係をプロットしたグラフである。 実施例１において切れ刃のすくい角＝１８°の条件で切削試験を行った場合の角度ｔａｎθと横分力／主分力との関係をプロットしたグラフである。 実施例１において切れ刃のすくい角＝２１°の条件で切削試験を行った場合の角度ｔａｎθと横分力／主分力との関係をプロットしたグラフである。 実施例１においてｋ＝０．５２（ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）＝０．５２）の場合における切れ刃のねじれ溝のねじれ角βと角度θ、そしてねじれ角αとの関係を示すグラフである。 実施例２の切削加工試験における最大切削荷重および最大回転力を示すグラフである。 実施例２の切削加工試験における被削材の回転量を示すグラフである。

本発明を実施をするための形態について図面を用いて説明する。本発明の一実施形態であるヘリカルブローチ１０の正面図を図１に示す。本発明のヘリカルブローチ１０は、図１に示すように大きく分けて多数の切れ刃２，２を備える本体部分１と、ブローチ盤に取り付ける際の柄であるつかみ部６，７から構成される。本体部分１を主に構成する切れ刃２，２の間にはヘリカルブローチ１０の中心軸Ｏに対して角度β（ねじれ角β）だけ傾斜したねじれ溝４、その中心軸Ｏと垂直に交わる面Ｈに対して角度α（ねじれ角α）だけ傾斜した刃溝３がそれぞれ設けられている。

また、本発明のヘリカルブローチの切れ刃の形態については、切れ刃の左右両側に面取りを施しても構わない。図１に示すヘリカルブローチ１０を構成する切れ刃２の模式斜視図を図２に示す。図２に示す切れ刃２の両側に面取りを設ける場合、図２に示す切れ刃２を構成している、すくい面１１と逃げ面１２の境界部分（稜線）が刃先部分となり、その逃げ面１２の左右両側に面取り部１３を設ける。

面取りの形態はＲ面取りとＣ面取りに大別されて、図２に示す切れ刃２のすくい面１１側から見たＲ面取りの形態を図３、Ｃ面取りの形態を図４にそれぞれ示す。図３に示すように切れ刃２の左右両側に面取り量ｄ１だけＲ面取りする場合には、面取り量ｄ１を０．１〜０．３ｍｍの範囲とする。また、図４に示すように切れ刃２の左右両側に面取り量ｄ２だけＣ面取りする場合には面取り量ｄ２を０．１〜０．３ｍｍの範囲とする。

次に、そのヘリカルブローチ１０を用いた内歯車加工時における被削材Ｗに発生する種々の力について図面を用いて説明する。本発明のヘリカルブローチ１０を用いて被削材Ｗに対して内歯車加工時に切れ刃２と被削材Ｗの間に発生する種々の力を示す模式図を図５に示す。なお、図５は被削材Ｗの外側からヘリカルブローチ１０がある内側に向けて見た場合の透した図面として描いている。

本発明のヘリカルブローチが図５に示す切削方向Ｃｄ（図面右上から左下方向への向き）に移動するとき、ヘリカルブローチの切れ刃２と被削材Ｗの間には（被削材側から見て）切削方向Ｃｄと同じ方向に主分力Ｆｍが発生する。この主分力Ｆｍは、ヘリカルブローチの中心軸Ｏとの間で角度βを形成している。この角度βは、図１に示す本発明のヘリカルブローチ１０において中心軸Ｏを基準にして切れ刃２のねじれ溝４のねじれ角βと同じである。

また、ヘリカルブローチの切れ刃２と被削材Ｗの間にはヘリカルブローチの切削方向Ｃｄに対して垂直であって、かつヘリカルブローチの半径方向（外周方向）に横分力Ｆｓが発生する。これらの各分力Ｆｍ，Ｆｓにより、ヘリカルブローチを用いた内歯車加工時に被削材Ｗが周方向に移動する力（以下、「回転力Ｆｒ」とする）は図５より
回転力Ｆｒ＝主分力Ｆｍ×ｓｉｎβ−横分力Ｆｓ×ｃｏｓβ ・・・・・（１）
と表される。

上述の「回転力Ｆｒ」の値が小さいほど、本発明のヘリカルブローチを用いた内歯車加工時においてブローチ盤に被削材を固定する力が少なくても済むことになる。
特に、「回転力Ｆｒ」＝０の場合には、上記の式（１）より
ｓｉｎβ／ｃｏｓβ＝ｔａｎβ＝横分力Ｆｓ／主分力Ｆｍ ・・・・・（２）
との新たな関係式を導くことができる。つまり、「横分力Ｆｓ／主分力Ｆｍ」の値が、「ｔａｎβ」の値に近づくほど「回転力Ｆｒ」の値が小さくなることを意味する。

なお、本願では角度（α＋β）を以って示される角度を、新たに角度θ（＝α＋β）と定義する。図５に示す切削形態の切削方向を図面の上側から下側に向けた鉛直方向に書き改めると図６に示す形態となる。

次に、本発明のヘリカルブローチは、その中心軸Ｏを基準にして、ねじれ溝のねじれ角をβ、刃溝のねじれ角を（９０°−α）とした場合、０．５≦ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）≦０．７の範囲を満たすヘリカルブローチであることを特徴とする。ここで、ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）の値を０．７以下とした理由は、この値が０．７を超えると被削材の回転力が大きくなりすぎて、被削材の歯形が崩れるためである。

また、この値が０．５以上と規定した理由は、この値が０．５未満では被削材の回転力が反対方向に発生するためである。このαの値が大きいほど、ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）の値は小さくなるが、αの値が大きくなると、切れ刃の鋭角側面とすくい面のなす角度が小さくなり、切れ刃の鋭角側のコーナー部の摩耗が進行しやすくなる。

そのため、切れ刃における鋭角側のコーナー部での摩耗を防止する観点からαの値は小さいほうが好ましい。より好ましくは、０．５≦ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）≦０．５６の関係式が成立する場合には被削材の回転力が最小となる。

例えば、β＝２０°とした場合、ｔａｎβ＝０．３６４であるから、０．５≦ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）≦０．７の関係式が成立するには、αの値の取り得る範囲は、７．４７≦α≦１６．０５である。また、０．５≦ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）≦０．５６の関係式が成立するには、αの値の取り得る範囲は、１３．０３≦α≦１６．０５となる。

なお、ヘリカルブローチのねじれ溝のねじれ角を示す値であるβ、（中心軸Ｏを基準にした）刃溝のねじれ角を示す値である（９０°−α）、そしてこれらの関係を示す値であるｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）の各値や数値範囲は、後述する実験結果によって得られたものである。

また、本発明のヘリカルブローチの刃溝のねじれ角αとねじれ溝のねじれ角βの和である角度θが従来のヘリカルブローチよりも大きい場合には、切削加工時に切れ刃の鋭角側のコーナー部に負荷が集中して、切れ刃が摩耗しやすい傾向にある。そこで、切れ刃の鋭角側のコーナー摩耗対策として、前述したように切れ刃の逃げ面と切れ刃の側面との稜線に０．１〜０．３ｍｍの面取り加工を施すことが望ましい。面取りの大きさが０．１ｍｍよりも小さい場合には摩耗を低減する効果が小さく、０．３ｍｍより大きい場合は十分な横分力（Ｆｓ）が発生せず、回転力（Ｆｒ）が０（ゼロ）にならないのでこの範囲とした。

さらに、回転力が０（ゼロ）であるということは、被削材が回転方向に拘束されない状態での加工が可能であることを意味する。これは、切削加工時にお互いが回転同期するブローチと被削材の間に相対的に成り立つ事象である。別の言い方をすれば、ブローチを回転させずに引き抜いた場合には被削材がねじれ溝に沿って回転する力を受けることになる。

すなわち、軸受などの部材を用いて被削材を自由に回転できる状態にするか、ヘリカルブローチを軸受等で自由に回転可能な状態にして、ブローチ盤により軸方向の動きだけを与えて引き抜く。そうすることでヘリカルブローチと被削材がねじれ溝の形態に沿って相対運動し、内歯車の加工が可能になる。これにより内歯車加工の際にヘリカルブローと被削材との回転同期が不要となるので、軸方向のみ移動するブローチ盤でヘリカルブローチ加工が可能となる。

言い換えると、本発明のヘリカルブローチを用いて内はすば歯車又はスプラインを加工する方法とは、ヘリカルブローチあるいは加工される部品がヘリカルブローチの中心軸に対して相対的に自由に回転することが可能な状態で加工する内歯車又はスプラインの加工方法である。

上記加工法の一例としては、ヘリカルブローチを用いた加工方法で加工するための工作機械（ブローチ盤）において、ヘリカルブローチの保持部もしくは加工される部品（被削材）の保持部あるいはその両方に、スラスト荷重を受ける軸受を設けた状態で内はすば歯車またはスプラインを加工する方法がある。

そこで、本発明のヘリカルブローチをブローチ盤に取り付けてブローチ加工する場合の具体的な加工形態（内歯車加工方法）について図面を用いて説明する。本発明のヘリカルブローチ２０を用いて切削加工（ブローチ加工）を行う第１実施形態を示すブローチ盤５０の模式断面図を図７、同第２実施形態を示すブローチ盤５０の模式断面図を図８にそれぞれ示す。

図７に示す第１実施形態では、本発明のヘリカルブローチ２０のつかみ部１６，１７をブローチ盤５０のチャック部５１，５２で固定している。各チャック部５１，５２は、ブローチ盤５０の支持具５３，５４により支持されている。特に、下方側の支持具５４には、下方側のチャック部５２を止め具５７により互いにねじで締結されている。また、ヘリカルブローチ２０によりブローチ加工を行う被削材Ｗは、ブローチ盤５０のテーブル５５上の押さえ治具５６を介して固定されている。本実施形態では、このテーブル５５と押さえ治具５６との間に軸受ＢＲ１が挿入されており、テーブル５５および押さえ治具５６が被削材Ｗの保持部としての役割を果たす。

このような構造とすることで、ヘリカルブローチ２０によるブローチ加工の際に被削材Ｗに発生するスラスト荷重は軸受ＢＲ１が受けることになる。そのため、ヘリカルブローチ２０により加工される被削材Ｗが、ヘリカルブローチ２０の中心軸に対して相対的に自由に回転することが可能な状態で加工できる。

図８に示す第２実施形態を示すブローチ盤５０の基本的な構造は、図７に示す構造とほぼ同じである。本実施形態では、図７に示した軸受がブローチ盤５０のチャック部５１，５２と支持具５３，５４のそれぞれの間に挿入された場合を示している。すなわち、図８に示す第２実施形態では上方側のチャック部５１と上方側の支持具５３の間には軸受ＢＲ２が、下方側のチャック部５２と下方側の支持具５４の間には軸受ＢＲ３がそれぞれ設置されている。この場合、ブローチ盤５０のチャック部５１，５２および支持具５３，５４がそれぞれヘリカルブローチ２０の保持部としての役割を果たす。

この第２実施形態も第１実施形態の場合と同様に、図８に示すヘリカルブローチ２０を用いたブローチ加工の際にヘリカルブローチ２０に発生する回転力をこれらの軸受ＢＲ２，ＢＲ３が受けるので、ヘリカルブローチ自身がその中心軸に対して相対的に自由に回転できる状態で加工される。

なお、図７および図８に示す本発明のヘリカルブローチ２０には着脱可能なシェル刃２１を備えたヘリカルブローチを用いた場合を示しているが、使用するヘリカルブローチはこの形態に限定されるものではない。

前述の角度θを変化させることで切削工具に発生する横分力と主分力の変化を確認するために以下の条件で切削試験を行ったので、この試験結果について図面を用いて説明する。本切削試験では、１個の切れ刃を有した試験用切削工具において、図５に示した角度θを５°から４０°までの範囲で変化させて、試験用切削工具を製作した。そして、以下に示す試験条件で切削試験を行って前述の主分力と横分力との比を求めた。このときの切削試験条件を表１および表２、切削試験結果を図９から図１１にそれぞれ示す。

図９は、試験用切削工具の切れ刃のすくい角＝１５°の条件で切削試験を行った結果、角度θと横分力／主分力との関係をプロットしたグラフである。このグラフの横軸は角度θ（＝α＋β）の場合のｔａｎθの値、縦軸は横分力／主分力の値をそれぞれ示す。同切削試験では、角度θを５°，１５°，２０°，２５°，３０°，３５°，４０°の計７水準に変化させて行った。

また、切削加工時における被削材に対する切れ刃の切込量は３０μｍ（０．０３ｍｍ）、５０μｍ（０．０５ｍｍ）および７０μｍ（０．０７ｍｍ）の計３水準に変化させて実施した。同試験の結果より、切れ刃のすくい角＝１５°の条件では図９に示すように横分力／主分力の値は、ｔａｎθの値の０．５３１倍に近似できることがわかった。なお、図９に示す破線は、切れ刃の切込量が７０μｍの試験結果を線形方程式（一次方程式）として表したものである。

図１０は、切れ刃のすくい角＝１８°の条件で切削試験を行った結果、角度θと横分力／主分力との関係をプロットしたグラフである。このグラフの横軸は角度θの場合のｔａｎθの値、縦軸は横分力／主分力の値をそれぞれ示す。同切削試験では、角度θを５°，１５°，
２０°，２５°，３０°，３５°，４０°の計７水準に変化させて実施した。

また、切削加工時における切込量は３０μｍ，５０μｍおよび７０μｍの計３水準とした。同試験の結果より、切れ刃のすくい角＝１８°の条件では図１０に示すように横分力／主分力の値は、ｔａｎθの値の０．５１９倍に近似できることがわかった。なお、図１０に示す破線は、切れ刃の切込量が７０μｍの試験結果を線形方程式（一次方程式）として表したものである。

図１１は、切れ刃のすくい角＝２１°の条件で切削試験を行った結果、角度θと横分力／主分力との関係をプロットしたグラフであり、同グラフの横軸は角度θの場合のｔａｎθの値、縦軸は横分力／主分力の値をそれぞれ示す。同切削試験では、角度θを５°，１５°，２０°，２５°，３０°，３５°，４０°の計７水準に変化させた。

また、切削加工時における切込量は３０μｍ，５０μｍおよび７０μｍの計３水準とした。同試験の結果より、切れ刃のすくい角＝２１°の条件では図１１に示すように横分力／主分力の値は、ｔａｎθの値の０．５３５倍に近似できることがわかった。なお、図１１に示す破線は、切れ刃の切込量が７０μｍの試験結果を線形方程式（一次方程式）として表したものである。

以上の試験結果から、図９ないし図１１に示すように切削試験時の被削材に対する切込量や切れ刃のすくい角を変化させても試験結果は大きく変わることは無かった。また、角度θ≦４０°の範囲においては、
横分力／主分力＝ｋ×ｔａｎθ（０．５≦ｋ≦０．５６） ・・・・・（３）
の１次近似式にほぼ一致することも示された。なお、系の対象性から横分力／主分力＝ｆ（θ）とした場合に、ｆ（−θ）＝−ｆ（θ）であることは明らかであるため、角度θ＜０°の場合の詳細な検討は省略する。

ここで、上述の式（２）と式（３）から、回転力＝０のとき
ｔａｎβ＝ｋ×ｔａｎθ=ｋ×ｔａｎ（α＋β） ・・・・・（４）
であり、０．５≦ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）≦０．５６のとき、回転力が最も小さく
なる。

図１２は、ｋ＝０．５２としたときの回転力＝０、すなわちｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β＝０．５２の場合に、ヘリカルブローチのねじれ溝のねじれ角βと角度θ、そしてαとの関係を示すグラフである。図１２に示すように、回転力＝０とするための設計値は、例えばねじれ角β＝２０°のとき、角度θ＝３５°、ねじれ角α＝１５°が得られる。

これに対して、本発明のヘリカルブローチでは、０．５≦ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）≦０．７としている。これは、ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）の値が０．５より大きい場合は回転力は０とはならない。しかし、その値が０．７までの間ではある程度低い値を示すため、ヘリカルブローチと被削材との同期加工においては弱いクランプでの加工が十分に可能であることによる。

なお、ここでねじれ角α＝０、すなわち刃溝がヘリカルブローチの中心軸に対して垂直方向に形成されている形態（軸直刃溝）の場合は、
横分力／主分力＝ｋ×ｔａｎβ、
横分力＝主分力×ｋ×ｔａｎβ、
回転力＝主分力×ｓｉｎβ−主分力×ｋ×ｔａｎβ×ｃｏｓβ
＝主分力×ｓｉｎβ×(１−ｋ)
の関係となる。

一方、α＝−β、すなわち刃溝がヘリカルブローチのねじれ溝に対して垂直方向に形成されている形態（刃直刃溝）の場合は
横分力＝０、
回転力(刃直)＝主分力×ｓｉｎβ
であるから、軸直刃溝は刃直刃溝の（１−ｋ）倍、すなわち０．４５〜０．５倍の回転力となる。

すなわち、本発明のヘリカルブローチの構成によれば、そのヘリカルブローチを用いたブローチ加工時における被削材の回転力をほぼ０（ゼロ）とすることができる。なお、被削材の回転力が十分に小さければ、ヘリカルブローチの切れ刃自体が被削材に対してガイドの役割を果たすため、設計値どおりの内はずば歯車の加工が可能となる。

特に、ヘリカルブローチにおけるねじれ溝や刃溝の深さが深くなるほどヘリカルブローチが被削材に沿って切削する加工特性は上がるので、被削材は一層大きな回転力まで許容できる。この特性を利用することで、ヘリカルブローチの前方側（最初に切削加工を行う部分）のみねじれ角αの値を本発明の範囲にし、それよりも後方の部分ではねじれ角αの値を小さくして刃直刃溝に近づけることで鋭角の摩耗を抑制することもできる。

なお、以上の試験結果は試験用切削工具の横分力と主分力の比を求めたものであり、被削性が大きく異なることがない限りほとんど変化はない。例えば、被削材が鉄系材料である限りにおいては後述する試験結果が大きく変化することは無い。

次に、従来のヘリカルブローチと本発明のヘリカルブローチの２種類のヘリカルブローチを用いて切削加工試験を行った。本実施例では、切削加工時にヘリカルブローチに発生する切削荷重および被削材に発生する回転力と回転量（円周方向の移動量）の違いを比較したので、その試験結果について図面を用いて説明する。

本切削加工試験では、材質が炭素鋼Ｓ３５Ｃ（０．３５％Ｃ）、モジュールｍ＝１．０、歯数ｎ＝１１１の内歯車を加工する被削材を用いた。また、本試験で用いた従来のヘリカルブローチ（以下、「従来品」という）は切れ刃のねじれ溝のねじれ角β＝２５°、刃溝のねじれ角α＝０°（軸直刃溝）とした。本発明のヘリカルブローチ（以下、「本発明品」という）は、切れ刃のねじれ溝のねじれ角β＝２５°、刃溝のねじれ角α＝１５°とした。

なお、本発明品を用いるブローチ盤には被削材の回転止め機構を設ける場合と設けない場合の２通りに分けて切削加工試験を行ったが、従来品を用いたブローチ盤ではヘリカルブローチおよびブローチ盤の損傷防止の観点から被削材の回転止め機構を設ける場合のみについて切削加工試験を行った。

本切削加工試験時における最大切削荷重（単位：トン）および最大回転力（単位：トン）の測定結果を図１３に示す。従来品を用いた切削加工試験は、図１３に示すように最大切削荷重が４．５トン、最大回転力が１．０トンであった。これに対して、本発明品を用いた切削加工試験は、図１３に示すようにブローチ盤に被削材の回転止め機構の有無に関わらず、いずれも最大切削荷重は５．２トン、最大回転力は０．５トンであった。

また、以上の測定結果より回転力を切削荷重で除した比（回転力／切削荷重）を算出したところ、従来品が０．２に対して、本発明品が０．１であった。これは、本発明品が従来品に比べて切削荷重が増加しても切削加工中に被削材を回転させる力の影響が小さいことを意味するものである。

次に、本切削加工試験中の被削材の回転量（円周方向の移動量）の測定結果を図１４に示す。従来品を用いた切削加工試験後の回転量は、図１４に示すように被削材の回転止め機構が有るにも関わらず３０μｍであった。一方、本発明品を用いた切削加工試験後の回転量は、図１４に示すように被削材の回転止め機構の有無に関わらずいずれも１５μｍであり、従来品を用いた切削加工試験結果の回転量の半分であった。

つまり、本発明品の場合は被削材の回転止め機構の有無に関わらず、切削加工試験後の被削材の回転量は同じであったことから、本発明品を用いるブローチ盤に被削材の回転止め機構を取り付ける必要は無いと言える。

１ 本体部分
２ 切れ刃
３ 刃溝
４ ねじれ溝
６，７，１６，１７ つかみ部
１０，２０ ヘリカルブローチ
１３ 面取り部
１６，１７ つかみ部
２１ シェル刃
５０ ブローチ盤
５１，５２ チャック部
５３，５４ 支持具
５５ テーブル
５６ 押さえ治具
５７ 止め具
ｄ１，ｄ２ 面取り量
ＢＲ１〜ＢＲ３ 軸受
Ｃｄ 切削方向
Ｆｍ 主分力
Ｆｓ 横分力
Ｆｒ 回転力
Ｏ ヘリカルブローチの中心軸
Ｈ 中心軸に対して垂直に交わる面
Ｗ 被削材
α 刃溝のねじれ角
β ねじれ溝のねじれ角
θ 角度αと角度βの和

Claims (4)

1. 複数の切れ刃を備えるヘリカルブローチにおいて、隣接する前記切れ刃間に形成されて前記ヘリカルブローチの軸方向に所定のねじれ角を有してらせん状に延びているねじれ溝と、隣接する前記切れ刃間に形成されて前記ヘリカルブローチの周方向に所定のねじれ角を有してらせん状に伸びている刃溝と、が設けられており、
   前記ヘリカルブローチの中心軸を基準として前記ねじれ溝のねじれ角をβ、前記刃溝のねじれ角を（９０°−α）とした場合に、
   ０．５≦ｔａｎβ／ｔａｎ（α＋β）≦０．７
   の関係式が成立することを特徴とするヘリカルブローチ。
2. 前記切れ刃に、０．１〜０．３ｍｍの範囲の面取りが施されていることを特徴とする請求項１に記載のヘリカルブローチ。
3. 請求項１または２に記載のヘリカルブローチを用いて内歯車を加工する方法であって、前記ヘリカルブローチまたは前記ヘリカルブローチにより加工される被削材が、前記ヘリカルブローチの中心軸に対して相対的に自由に回転することが可能な状態で加工することを特徴とする内歯車加工方法。
4. 請求項１または２に記載のヘリカルブローチを備えたブローチ盤を用いて内歯車を加工する方法であって、前記ブローチ盤における前記ヘリカルブローチの保持部または前記ヘリカルブローチにより加工される被削材の保持部には、前記ヘリカルブローチによる加工の際に前記被削材に発生するスラスト荷重を受ける軸受が設けられていることを特徴とする内歯車加工方法。

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