DE19810533A1 - Schneideinsatz zum Fräsen von Titan und Titanlegierungen - Google Patents

Schneideinsatz zum Fräsen von Titan und Titanlegierungen

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Description

Titanmetall und viele seiner Legierungen (z. B. Ti6Al2Zr2Mo und Ti6Al4V) zeigen ein hohes Verhältnis von Festigkeit zu Gewicht, das auch bei hohen Temperaturen erhalten bleibt. Titanmetall und seine Legierungen weisen außerdem eine her­ vorragende Korrosionsbeständigkeit auf. Diese Eigenschaften sind äußerst wünschenswert und waren eine Hauptursache für das schnelle Wachstum der Titanindustrie seit den fünfziger Jahren bis zur Gegenwart. Der Hauptabnehmer von Titan und Titanlegierungen war die Luftfahrtindustrie, die diese Materialien in Flugzeugzellen und in Turbinenbauteilen verwendete. Anwendungen außerhalb der Luftfahrtindustrie umfassen medizinische Bauteile, Dampfturbinenschaufeln, Halbleiter, Raketen, U-Bootrümpfe, chemische Geräte und andere Produkte, bei denen die Korrosion eine Rolle spielt.
Titan und Titanlegierungen weisen physikalische Eigenschaf­ ten auf, die eine Bearbeitung dieser Materialien durch Frä­ sen schwierig machen. Schneideinsätze zum Fräsen dieser Materialien stehen daher besonderen Herausforderungen gegen­ über, die eine sorgfältige Auswahl des geeigneten Schneid­ einsatzes erfordern.
Beim Fräsen tritt aufgrund der diskontinuierlichen Natur des Verfahrens eine wiederholte mechanische Wechselbeanspruchung auf. Die mechanische Wechselbeanspruchung kann außerdem Risse hervorrufen, die zu einem Mikroausbrechen der Schneid­ kante des Schneideinsatzes führen.
Der diskontinuierliche Schneidvorgang beim Fräsen verursacht außerdem eine thermische Wechselbeanspruchung, da sich der Schneideinsatz wiederholt erwärmt, wenn er in Kontakt mit dem Werkstück steht, und sich abkühlt, wenn der Kontakt mit dem Werkstück aufgehoben wird. Beim Fräsen von Titan und Titanlegierungen ist das Ausmaß dieser thermischen Wechsel­ beanspruchungen wegen der mit einem Fräsvorgang verbundenen, typischerweise hohen Temperaturen und der begleitend auftre­ tenden großen Temperaturunterschiede zwischen der höchsten und der niedrigsten Temperatur des Schneideinsatzes beson­ ders schwerwiegend. Wie die mechanische Wechselbeanspruchung kann auch die thermische Wechselbeanspruchung Risse hervor­ rufen, die zu einem Mikroausbrechen der Schneidkante des Schneideinsatzes führen.
Ein weiterer Grund dafür, daß Titan und Titanlegierungen schwierig zu fräsen sind, liegt darin, daß sie eine niedrige Wärmeleitfähigkeit aufweisen. Dies verschlechtert die Fähig­ keit, Wärme von dem Schneideinsatz weg in das Werkstück und die Späne zu übertragen. Dies trifft insbesondere dann zu, wenn man berücksichtigt, daß beim Fräsen von Titan und Titanlegierungen der Span mit einer relativ hohen Geschwin­ digkeit über eine Fläche des Schneideinsatzes läuft, d. h. mit einer im Vergleich zur Stahlbearbeitung zwei- bis drei­ mal höheren Geschwindigkeit, wobei nur eine kleine Kon­ taktfläche zwischen dem Span und der Schneideinsatzfläche besteht. Diese Umstände erzeugen ein beträchtliches wärmeerzeu­ gendes Scheren des Spans, was zu hohen Temperaturen führt (z. B. etwa 1093°C (2000°F) an der Grenzfläche zwischen dem Schneideinsatz und dem Span).
Bei Grenzflächentemperaturen von etwa 500°C (932°F) und dar­ über, die 1093°C (2000°F) umfassen, sind Titan und Titan­ legierungen typischerweise gegenüber dem Schneidwerkzeug­ material sowie gegenüber Stickstoff und Sauerstoff aus der Luft chemisch reaktiv. Diese chemische Reaktivität nimmt typischerweise mit ansteigender Temperatur zu, so daß bei hohen Temperaturen an der Grenzfläche zwischen Span und Werkzeug, wie z. B. 1093°C, das Titanwerkstück gegenüber dem Schneideinsatz und der das Werkstück umgebenden Umwelt sehr reaktiv ist.
Wegen der hohen Temperaturen, die an der Grenzfläche zwi­ schen Schneideinsatz und Span erzeugt werden, und der hohen Reaktivität von Titan und seinen Legierungen kann die Diffu­ sion von Elementen aus dem Schneideinsatz in die Späne (aus dem Werkstückmaterial) eine Kraterbildung im Schneideinsatz hervorrufen.
Die Grenzfläche zwischen Schneideinsatz und Span kann unter Drücken in der Größenordnung von etwa 1,38 bis 2,07 Giga­ pascal (200 000 psi bis 300 000 psi) stehen. Diese hohen Spannungen an der Schneidkante des Schneideinsatzes können zur Verformung und zum Bruch des Schneideinsatzes führen.
Es ist daher offensichtlich, daß ein Schneideinsatz zur Verwendung für das Fräsen von Titan und dessen Legierungen gewisse physikalische und mechanische Eigenschaften aufwei­ sen sollte, die ihn dazu befähigen, den beim Fräsen von Titan und Titanlegierungen auftretenden Herausforderungen gerecht zu werden. Insbesondere sollte der Schneideinsatz den mechanischen und thermischen Wechselbelastungen widerstehen können, die bei einem Fräsvorgang auftreten. Der Schneidein­ satz sollte auch den hohen Temperaturen an der Grenzfläche zwischen Schneideinsatz und Span standhalten, um das Auftre­ ten einer Kraterbildung zu minimieren. Außerdem sollte der Schneideinsatz den hohen Spannungen widerstehen, die zu einer Verformung führen können, insbesondere bei den hohen Arbeitstemperaturen, mit denen das Fräsen von Titan und Titanlegierungen verbunden ist.
Aufgabe der Erfindung ist daher die Bereitstellung eines Schneideinsatzes, der physikalische und mechanische Eigen­ schaften aufweist, die ihn für das Fräsen von Titan und dessen Legierungen geeignet machen. Diese Eigenschaften sollten es dem Schneideinsatz gestatten, den bei einem Fräs­ vorgang auftretenden mechanischen und thermischen Wechselbe­ lastungen zu widerstehen. Der Schneideinsatz sollte außerdem den hohen Temperaturen an der Grenzfläche zwischen Schneid­ einsatz und Span standhalten, um eine Kraterbildung zu mini­ mieren. Die Schneideinsätze sollten ferner den zu einer Ver­ formung führenden hohen Spannungen widerstehen können.
Gegenstand der Erfindung ist somit ein Schneideinsatz zum Fräsen von Titan und Titanlegierungen, mit einem Substrat, welches Wolframkarbid und Kobalt umfaßt. Das Substrat umfaßt ferner zwischen 5,7 und 6,3 Gew.-% Kobalt sowie zwischen 0,3 und 0,5 Gew.-% Chrom. Der Schneideinsatz umfaßt ferner eine durch physikalisches Aufdampfen auf das Substrat aufgebrach­ te Wolframkarbid-Beschichtung.
Eine weitere Ausführungsform der Erfindung ist ein Schneid­ werkzeug zum Fräsen von Titan und Titanlegierungen, mit einem Wolframkarbid und Kobalt umfassenden Substrat, wobei der Kobaltgehalt zwischen 5,7 und 6,3 Gew.-% des Substrats beträgt. Das Schneidwerkzeug beinhaltet ferner eine an das Substrat angelötete Spitze oder Schneidplatte, wobei die Schneidplatte Wolframkarbid umfaßt. Das Schneidwerkzeug umfaßt ferner eine durch physikalisches Aufdampfen auf die Wolframkarbid-Schneidplatte aufgebrachte Wolframkarbid- Beschichtung. Auch das Substrat oder solche Bereiche des Substrats, die während des Fräsens in Kontakt mit dem Werkstück kommen, können gegebenenfalls mit einer durch physikalisches Aufdampfen (PVD) aufgebrachten Wolframkarbid- Beschichtung versehen sein.
Im folgenden wird eine kurze Beschreibung der Zeichnungen gegeben, die einen Teil dieser Patentanmeldung bilden. In den Zeichnungen zeigen:
Fig. 1 eine perspektivische Ansicht eines beschichteten Schneideinsatzes, wobei ein Teil der Beschichtung des Substrats entfernt ist; und
Fig. 2 eine perspektivische Ansicht eines Schneideinsatzes mit angelöteter Schneidplatte.
Fig. 1 zeigt einen beschichteten Schneideinsatz 10 mit einem Substrat 12. Das Substrat ist eine von der Kennametal Inc., Latrobe, Pennsylvania, gehandelte Hartmetallzusammensetzung aus Wolframkarbid und Kobalt. Die bevorzugte Zusammensetzung des Substrats umfaßt Bestandteile und Eigenschaften inner­ halb der folgenden Bereiche: etwa 5,7 bis etwa 6,3 Gew.-% Kobalt, 0 bis etwa 0,1 Gew.-% Tantal, 0 bis etwa 0,1 Gew.-% Titan, 0 bis etwa 0,1 Gew.-% Niob, etwa 0,3 bis etwa 0,5 Gew.-% Chrom, Rest Wolframkarbid. Weitere Eigenschaften des bevorzugten Substrats umfassen eine Härte von zwischen 92,6 und 93,4 Rockwell A, eine Koerzitivkraft von zwischen 250 und 320 Oersted (HC), eine relative Dichte von 14,80 bis 15,00 g/cm3 und eine WC-Korngröße von 1 bis 5 µm. Aus der nachfolgenden Erörterung ist ersichtlich, daß das bevorzugte Substrat die weiter unten erörterte Probe Nr. 1 ist.
Der Schneideinsatz 10 umfaßt ferner eine Beschichtung 14. Die Beschichtung ist besonders bevorzugt eine durch physi­ kalische Aufdampfverfahren (PVD) aufgebrachte Beschichtung aus Wolframkarbid (WC). Diese physikalischen Aufdampfverfah­ ren umfassen das Ionenplattieren, das Zerstäuben im Magnet­ feld und das Lichtbogenverdampfen, wobei die PVD-Verfahren jedoch nicht auf die genannten Verfahren beschränkt sind. Mit Bezug auf spezielle PVD-Verfahren wird angenommen, daß das physikalische Aufdampfen unter Verwendung von Elektro­ nenstrahlen (electron beam physical vapor deposition; EB- PVD) zur Abscheidung der Wolframkarbidbeschichtung geeignet ist. Das EB-PVD-Verfahren ist in dem US-Patent Nr. 5 418 003 (Bruce et al.) mit dem Titel "VAPOR DEPOSITION OF CERAMIC MATERIALS" beschrieben. Es wird ferner angenommen, daß das Zerstäubungsverfahren für das Auftragen von Borkarbid und Wolframkarbid durch PVD geeignet ist. Ein Zerstäubungsver­ fahren ist in dem US-Patent Nr. 5 427 665 (Hartig et al.) mit dem Titel "PROCESS AND APPARATUS FOR REACTIVE COATING OF A SUBSTRATE" offenbart. Das US-Patent Nr. 5 292 417 (Kugler) mit dem Titel "METHOD FOR REACTIVE SPUTTER COATING AT LEAST ONE ARTICLE", das US-Patent Nr. 5 413 684 (Bergmann) mit dem Titel "METHOD AND APPARATUS FOR REGULATING A DEGREE OF REACTION IN A COATING PROCESS" und das US-Patent Nr. 5 415 756 (Wolfe et al.) mit dem Titel "ION ASSISTED DEPOSITION PROCESS INCLUDING REACTIVE SOURCE GASSIFICATION" offenbaren jeweils Geräte und Verfahren, die sich zur Ab­ scheidung von Wolframkarbid durch PVD eignen.
Fig. 2 zeigt einen Schneideinsatz 18, welcher ein Substrat 20 mit einer angelöteten Schneidplatte 22 umfaßt. Die Schneidplatte kann aus einem Wolframkarbid-Hartmetall her­ gestellt sein, wie z. B. aus dem gleichen Material wie das Substrat der ersten besonderen Ausführungsform. Alternativ dazu kann die Schneidplatte auch aus einem binderfreien PVD- Wolframkarbidkörper hergestellt sein. Eine weitere Alterna­ tive ist die Fertigung der Spitze aus binderfreiem Wolfram­ karbid. Die Schneidplatten 22, insbesondere diejenigen aus Wolframkarbid/Kobalt-Material, umfassen bevorzugt eine darauf durch PVD aufgebrachte Wolframkarbidbeschichtung. Die PVD-Beschichtung kann entweder vor dem Anlöten der Schneid­ platte an das Substrat oder danach aufgebracht werden.
Obwohl das Substrat 20 aus dem gleichen Material (WC-Co) wie das Substrat 12 der ersten besonderen Ausführungsform herge­ stellt sein kann, wird angenommen, daß die Erfindung auch andere Substrate erfaßt, wie z. B. binderfreies Wolframkarbid. Der Bereich des Substrats, der während des Fräsvorgangs mit dem Werkstück in Kontakt kommt, oder das ganze Substrat können mit einer durch PVD aufgebrachten Wolframkarbidbe­ schichtung versehen sein.
Es gibt eine Reihe von Verschleißmechanismen, welche die Standzeit eines beschichteten Hartmetall-Schneideinsatzes beeinflussen, der zum Fräsen von Titan und Titanlegierungen verwendet wird. Diese Verschleißmechanismen umfassen das Ausbrechen der Kante, den Verschleiß durch Diffusion (oder Kraterbildung) und die Verformung.
Das Ausbrechen der Kante kann ein schwerwiegender Ver­ schleißmechanismus beim Fräsen von Titan und Titanlegierun­ gen sein (siehe Ezugwu et al., "Face Milling of Aerospace Materials", First International Conference on the Behavior of Materials in Machining, Stratford upon Avon, England (November 1988) Seiten 3.1 bis 3.11). Das Ausbrechen der Kante tritt häufig im Temperaturbereich zwischen 600°C und 800°C auf (siehe Chandrasekaran et al., "Role of Tool Microstructure an Stress-State upon Wear Mechanisms in Milling", Annals of the CIRP, Bd. 39 (1990), Seiten 65-69).
Mit Bezug auf die Verschleißart des Ausbrechens der Kante ist bekannt, daß Hartmetalle bei einer Temperatur von etwa 550°C anfangen, eine gewisse Plastizität zu zeigen (siehe D. Mari und D.R. Gonseth, "A New Look at Carbide Tool Life", Wear, 165 (1993), Seite 9. Oberhalb von 550°C können Risse in einer weniger katastrophalen Weise auftreten und wachsen als bei niedrigeren Temperaturen, bei denen das Hartmetall sich vollkommen spröde verhält. Das Fräsen von Titan und seinen Legierungen bei höheren Geschwindigkeiten, das mit höheren Temperaturen der Schneideinsätze gleichbedeutend ist, erzeugt zyklische mechanische und thermische Belastun­ gen, die Risse hervorrufen, welche das Mikroausbrechen der Schneidkante des Schneideinsatzes zur Folge haben. Es ist daher offensichtlich, daß die Beständigkeit gegenüber der mechanischen Rißausbreitung (RMCP), d. h. gegenüber einer mechanischen Wechselbelastung, und die Beständigkeit gegen­ über der thermischen Rißbildung (RTCI), d. h. gegenüber ther­ mischer Wechselbelastung, wichtige mechanische Eigenschaften für ein Substrat sind, das zum Fräsen von Titan und Titan­ legierungen verwendet wird.
Für ein Substratmaterial werden die Beständigkeit gegenüber mechanischer Rißausbreitung (RMCP) und die Beständigkeit gegenüber thermischer Rißbildung (RTCI) durch die folgenden Beziehungen angegeben:
RMCP = (2γE/πa)1/2
RTCI = kσt(1-ν)/αE
worin y die Oberflächenenergie (Joule pro Quadratmeter) des Substrats ist, E der Elastizitätsmodul (Gigapascal [GPa]) des Substrats ist, a ein Maß für die maximale Rißgröße (Mikrometer [µm]) in dem Substrat ist, k die Wärmeleitfähig­ keit (Watt pro Meter Kelvin [W/mK]) des Substrats ist, σt die maximale Zugfestigkeit gemessen als Querbruchfestigkeit (Megapascal [MPa]) des Substrats ist; ν die Poisson-Zahl (Querdehnungszahl) des Substrats ist, und α der Wärmeausdeh­ nungskoeffizient (10⁻6/K) des Substrats ist.
Neun Zusammensetzungen (Proben Nr. 1-9) wurden zur Identifi­ zierung derjenigen Substratzusammensetzungen überprüft, die die bessere Beständigkeit gegenüber mechanischer Rißausbrei­ tung (RMCP) und die bessere Beständigkeit gegenüber thermi­ scher Rißbildung (RTCI) ergeben. Diese neun Zusammensetzun­ gen sind in der nachfolgend angegebenen Tabelle I beschrie­ ben. Die die Zusammensetzung betreffenden Eintragungen in Tabelle I sind Angaben in Gew.-%, bezogen auf die Gesamtzu­ sammensetzung. Die Härte ist in Rockwell A angegeben. Die Koerzitivkraft ist in Oersted (HC) angegeben. Die relative Dichte ist in Gramm pro Kubikzentimeter (g/cm3) angegeben. Die Korngröße ist in Mikrometern (µm) angegeben. Die magne­ tische Sättigung ist in Prozent angegeben, wobei 100% gleich­ bedeutend mit 202 Mikrotesla Kubikmeter pro Kilogramm (µTm3/kg) sind.
Zusammensetzung und Eigenschaften der Zusammensetzungen Nr. 1-9
Zusammensetzung und Eigenschaften der Zusammensetzungen Nr. 1-9
Die nachfolgend angegebene Tabelle II zeigt die physikali­ schen und mechanischen Eigenschaften, die zur Berechnung der in Tabelle III angegebenen Eigenschaften verwendet wurden.
Ausgewählte physikalische Eigenschaften der Proben Nr. 1-9
Ausgewählte physikalische Eigenschaften der Proben Nr. 1-9
Der Verschleiß durch Diffusion (oder die Kraterbildung) ist eine Verschleißart, die beim Fräsen von Titan und Titanle­ gierungen auftritt. Bei dieser Verschleißart erfolgt eine Diffusion von Elementen des Schneideinsatzes in den Span, wenn dieser sich über die Oberfläche des Schneideinsatzes bewegt. Eine weitere Erörterung dieser Verschleißart ist in dem US-Patent Nr. 5 718 541 enthalten. Das vorgenannte US- Patent Nr. 5 718 541 wird hiermit durch Inbezugnahme in die Beschreibung aufgenommen.
Die Beständigkeit gegenüber einer Kraterbildung (RCR) ver­ hält sich proportional zu der Diffusionsbeständigkeit (RD) für jede der Proben Nr. 1-9, wenn diese mit einer PVD- Wolframkarbidbeschichtung versehen sind. Da der Überzug (d. h. das PVD-Wolframkarbid) für alle Proben (Zusammenset­ zungen Nr. 1-9) gleich ist, ist auch die Beständigkeit gegenüber einer Kraterbildung (RCR) für alle Proben gleich. Es besteht daher auch keine Notwendigkeit, eine quantita­ tive Messung der Beständigkeit gegenüber einer Kraterbildung (RCR) vorzunehmen, wenn die relative Rangordnung der Proben bestimmt werden soll.
Die Verformung der Schneidenecke ist ein weiterer Faktor, der beim Fräsen von Titan und Titanlegierungen aufgrund der hohen Schneideinsatztemperaturen beachtet werden muß. Die Formbeständigkeit (RDEF) wird am besten als 0,2%-Druck- Streckgrenze bei 1000°C (MPa) angegeben.
Die unten angegebene Tabelle III zeigt die berechnete Be­ ständigkeit gegenüber mechanischer Rißausbreitung ((RMCP), die berechnete Beständigkeit gegenüber thermischer Rißbil­ dung (RTCI), die Formbeständigkeit (RDEF) als 0,2-%-Druck- Streckgrenze bei 1000°C und die relative Rangordnungsmessung der Verschleißfestigkeit.
Berechnete Beständigkeit gegenüber mechanischer Rißausbrei­ tung (RMCP), berechnete Beständigkeit gegenüber thermischer Rißbildung (RTCI), Formbeständigkeit (RDEF) und relative Rangordnungsmessung der Verschleißfestigkeit
Berechnete Beständigkeit gegenüber mechanischer Rißausbrei­ tung (RMCP), berechnete Beständigkeit gegenüber thermischer Rißbildung (RTCI), Formbeständigkeit (RDEF) und relative Rangordnungsmessung der Verschleißfestigkeit
Die relative Rangordnungsmessung steht stellvertretend für die gesamte Verschleißfestigkeit (WR = RMCP a.RTCI b.RCR c.RDEF d) für die Proben Nr. 1-9, wobei a, b, c und d gleich Eins ge­ setzt werden. Die relative Rangordnungsmessung ist das Pro­ dukt der Beständigkeit gegenüber mechanischer Rißausbreitung (RMCP), der berechneten Beständigkeit gegenüber thermischer Rißbildung (RTCI) und der Formbeständigkeit (RDEF).
Es ist offensichtlich, daß die Probe Nr. 1 eine weitaus bessere Verschleißfestigkeit beim Fräsen von Titan und seinen Legierungen ergibt als die anderen Substrate. Es ist offensichtlich, daß die Probe Nr. 1 einen hervorragenden schneideinsatz ergibt, wenn sie eine PVD-Beschichtung aus Wolframkarbid aufweist. Es ist ebenso offensichtlich, daß ein Schneideinsatz mit einem Substrat, welches eine an das Substrat angelötete Schneidplatte aufweist, wobei die Schneidplatte die Zusammensetzung der Probe Nr. 1 aufweist und mit einer durch PVD aufgebrachten Wolframkarbidbeschich­ tung versehen ist, ein hervorragendes Schneidwerkzeug er­ gibt. Es ist ferner offensichtlich, daß ein Schneideinsatz, der ein Substrat mit einer daran angelöteten Schneidplatte umfaßt, wobei das Substrat und die Schneidplatte die Zusam­ mensetzung der Probe Nr. 1 aufweisen und eine PVD-Beschich­ tung aus Wolframkarbid auf die Schneidplatte und wenigstens einen Teil des Substrats aufgebracht ist, der während des Fräsens mit dem Werkstück in Kontakt kommt, ein hervorra­ gendes Schneidwerkzeug ergibt.
Die in der Beschreibung genannten Patente und anderen Doku­ mente werden hiermit durch Inbezugnahme in die Beschreibung aufgenommen.
Weitere Ausführungsformen der Erfindung sind für einen Fach­ mann durch eine Betrachtung der Beschreibung oder eine Aus­ übung der darin beschriebenen Erfindung offensichtlich. Es ist beabsichtigt, daß die Beschreibung und die Beispiele nur als beispielhaft für die Erfindung angesehen werden, wobei der wirkliche Umfang und Inhalt der Erfindung durch die fol­ genden Ansprüche angegeben wird.

Claims (20)

1. Schneidwerkzeug zum Fräsen von Titan und Titanlegierungen mit:
einem Substrat mit Wolframkarbid und Kobalt, wobei das Substrat zwischen 5,7 und 6,3 Gew.-% Kobalt sowie zwischen 0,3 und 0,5 Gew.-% Chrom umfaßt und
einer durch physikalisches Aufdampfen auf das Substrat aufgebrachten Wolframkarbidbeschichtung.
2. Schneidwerkzeug nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das Substrat bis zu 0,1 Gew.-% Tantal, bis zu 0,1 Gew.-% Titan und bis zu 0,1 Gew.-% Niob enthält.
3. Schneidwerkzeug nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das Substrat eine Härte von zwischen 92,6 und 93,4 Rock­ well A, eine Koerzitivkraft von zwischen 250 und 320 Oersted, eine relative Dichte von 14,80 bis 15,00 g/cm3 und eine WC- Korngröße von 1 bis 5 Mikrometern aufweist.
4. Schneidwerkzeug nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die berechnete relative Rangordnung der Verschleiß­ festigkeit des Schneidwerkzeugs beim Fräsen von Titan und Titanlegierungen wenigstens 6,0 × 102 beträgt.
5. Schneidwerkzeug nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die berechnete relative Rangordnung der Verschleiß­ festigkeit des Schneidwerkzeugs beim Fräsen von Titan und Titanlegierungen etwa 9,48 × 102 beträgt.
6. Schneidwerkzeug zum Fräsen von Titan und Titanlegierungen mit:
einem Wolframkarbid und Kobalt umfassenden Substrat, wobei der Kobaltgehalt zwischen 5,7 und 6,3 Gew.-% liegt,
einer an das Substrat angelöteten Schneidplatte; und
einer durch physikalisches Aufdampfen auf die Spitze aufgebrachten Wolframkarbidbeschichtung.
7. Schneidwerkzeug nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß das Substrat ferner bis zu 0,1 Gew.-% Tantal, bis zu 0,1 Gew.-% Titan, bis zu 0,1 Gew.-% Niob und zwischen 0,3 Gew.-% und 0,5 Gew.-% Chrom umfaßt.
8. Schneidwerkzeug nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß das Substrat eine Härte von zwischen 92,6 und 93,4 Rock­ well A, eine Koerzitivkraft von zwischen 250 und 320 Oersted, eine relative Dichte von 14,80 bis 15,00 g/cm3 und eine WC- Korngröße von 1 bis 5 Mikrometern aufweist.
9. Schneidwerkzeug nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Spitze Wolframkarbid umfaßt.
10. Schneidwerkzeug nach Anspruch 6, ferner gekennzeichnet durch eine PVD-Wolframkarbidbeschichtung, die auf wenigstens einen Teil des Substrats aufgebracht ist.
11. Schneidwerkzeug nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Beschichtung vor dem Anlöten der Schneidplatte an das Substrat auf die Schneidplatte aufgebracht ist.
12. Schneidwerkzeug nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Beschichtung nach dem Anlöten der Schneidplatte an das Substrat auf die Schneidplatte aufgebracht ist.
13. Schneidwerkzeug nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Schneidplatte Wolframkarbid und Kobalt umfaßt, wobei der Kobaltgehalt zwischen 5,7 und 6,3 Gew.-% liegt.
14. Schneidwerkzeug nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß die Schneidplatte ferner bis zu 0,1 Gew.-% Tantal, bis zu 0,1 Gew.-% Titan, bis zu 0,1 Gew.-% Niob und zwischen 0,3 Gew.-% und 0,5 Gew.-% Chrom umfaßt.
15. Schneidwerkzeug nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß die Schneidplatte eine Härte von zwischen 92,6 und 93,4 Rockwell A, eine Koerzitivkraft von zwischen 250 und 320 Oersted, eine relative Dichte von zwischen 14,80 und 15,00 g/cm3 und eine WC-Korngröße von 1 bis 5 Mikrometern aufweist.
16. Schneidwerkzeug nach Anspruch 13, dadurch gekennzeich­ net, daß die berechnete relative Rangordnung der Verschleiß­ festigkeit der Schneidplatte beim Fräsen von Titan und Titanlegierungen wenigstens 6,0 × 102 beträgt.
17. Schneidwerkzeug zum Fräsen von Titan und Titanlegierun­ gen mit:
einem Wolframkarbid und Kobalt umfassenden Substrat, wobei der Kobaltgehalt zwischen 5,7 und 6,3 Gew.-% liegt; und
einer an das Substrat angelöteten Schneidplatte, wobei die Schneidplatte PVD-Wolframkarbid umfaßt.
18. Schneidwerkzeug nach Anspruch 17, dadurch gekennzeichnet, daß das Substrat ferner bis zu 0,1 Gew.-% Tantal, bis zu 0,1 Gew.-% Titan, bis zu 0,1 Gew.-% Niob und zwischen 0,3 Gew.-% und 0,5 Gew.-% Chrom umfaßt.
19. Schneidwerkzeug nach Anspruch 17, dadurch gekennzeichnet, daß das Substrat eine Härte von zwischen 92,6 und 93,4 Rock­ well A, eine Koerzitivkraft von zwischen 250 und 320 Oersted, eine relative Dichte von zwischen 14,80 und 15,00 g/cm3 und eine WC-Korngröße von 1 bis 5 Mikrometern aufweist.
20. Schneidwerkzeug nach Anspruch 17, dadurch gekennzeichnet, daß wenigstens ein Teil des Substrats mit einer PVD-Wolfram­ karbidbeschichtung versehen ist.
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