JP2002192402A - 切粉に対する表面潤滑性にすぐれた表面被覆超硬合金製切削工具 - Google Patents
切粉に対する表面潤滑性にすぐれた表面被覆超硬合金製切削工具Info
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- JP2002192402A JP2002192402A JP2000394277A JP2000394277A JP2002192402A JP 2002192402 A JP2002192402 A JP 2002192402A JP 2000394277 A JP2000394277 A JP 2000394277A JP 2000394277 A JP2000394277 A JP 2000394277A JP 2002192402 A JP2002192402 A JP 2002192402A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 切粉に対する表面潤滑性にすぐれた表面被覆
超硬合金製切削工具を提供する。 【解決手段】 表面被覆超硬合金製切削工具が、炭化タ
ングステン基超硬合金基体または炭窒化チタン系サーメ
ット基体の表面に、ＴｉとＡｌの複合窒化物層およびＴ
ｉとＡｌの複合炭窒化物層のうちの１層または２層以上
で構成された下部層と、ＴｉとＶの複合窒化物層および
ＴｉとＶの複合炭窒化物層のうちの１層または２層以上
で構成された上部層、からなる硬質被覆層を１〜２０μ
ｍの平均層厚で物理蒸着し、さらに最表面層として、
０．１〜５μｍの平均層厚を有し、かつ、組成式：Ｔｉ
ＯZ、で表わした場合、ＺがＴｉに対する原子比で１．
２〜１．９、を満足するＴｉ酸化物層を化学蒸着または
物理蒸着してなる。
超硬合金製切削工具を提供する。 【解決手段】 表面被覆超硬合金製切削工具が、炭化タ
ングステン基超硬合金基体または炭窒化チタン系サーメ
ット基体の表面に、ＴｉとＡｌの複合窒化物層およびＴ
ｉとＡｌの複合炭窒化物層のうちの１層または２層以上
で構成された下部層と、ＴｉとＶの複合窒化物層および
ＴｉとＶの複合炭窒化物層のうちの１層または２層以上
で構成された上部層、からなる硬質被覆層を１〜２０μ
ｍの平均層厚で物理蒸着し、さらに最表面層として、
０．１〜５μｍの平均層厚を有し、かつ、組成式：Ｔｉ
ＯZ、で表わした場合、ＺがＴｉに対する原子比で１．
２〜１．９、を満足するＴｉ酸化物層を化学蒸着または
物理蒸着してなる。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、切粉に対する表
面潤滑性にすぐれ、したがって特にステンレス鋼や軟鋼
などのきわめて粘性が高く、かつ切粉が切刃表面に溶着
し易い難削材の高速切削加工に用いた場合にも、切刃に
欠けやチッピング（微小欠け）などの発生なく、すぐれ
た切削性能を長期に亘って発揮する表面被覆超硬合金製
切削工具（以下、被覆超硬工具という）に関するもので
ある。
面潤滑性にすぐれ、したがって特にステンレス鋼や軟鋼
などのきわめて粘性が高く、かつ切粉が切刃表面に溶着
し易い難削材の高速切削加工に用いた場合にも、切刃に
欠けやチッピング（微小欠け）などの発生なく、すぐれ
た切削性能を長期に亘って発揮する表面被覆超硬合金製
切削工具（以下、被覆超硬工具という）に関するもので
ある。
【０００２】
【従来の技術】一般に、切削工具には、各種の鋼や鋳鉄
などの被削材の旋削加工や平削り加工にバイトの先端部
に着脱自在に取り付けて用いられるスローアウエイチッ
プ、前記被削材の穴あけ切削加工などに用いられるドリ
ルやミニチュアドリル、さらに前記被削材の面削加工や
溝加工、肩加工などに用いられるソリッドタイプのエン
ドミルなどがあり、また前記スローアウエイチップを着
脱自在に取り付けて前記ソリッドタイプのエンドミルと
同様に切削加工を行うスローアウエイエンドミル工具な
どが知られている。
などの被削材の旋削加工や平削り加工にバイトの先端部
に着脱自在に取り付けて用いられるスローアウエイチッ
プ、前記被削材の穴あけ切削加工などに用いられるドリ
ルやミニチュアドリル、さらに前記被削材の面削加工や
溝加工、肩加工などに用いられるソリッドタイプのエン
ドミルなどがあり、また前記スローアウエイチップを着
脱自在に取り付けて前記ソリッドタイプのエンドミルと
同様に切削加工を行うスローアウエイエンドミル工具な
どが知られている。
【０００３】また、一般に、例えば図１に概略説明図で
示される物理蒸着装置の１種であるアークイオンプレー
ティング装置を用い、ヒータで装置内を、例えば雰囲気
を３Ｐａの真空として、５００℃の温度に加熱した状態
で、アノード電極と、所定組成を有する下部層形成用Ｔ
ｉ−Ａｌ合金および上部層形成用Ｔｉ−Ｖ合金がセット
されたカソード電極（蒸発源）との間に、例えば電圧：
３５Ｖ、電流：９０Ａの条件でアーク放電を発生させ、
同時に装置内に反応ガスとして窒素ガス、または窒素ガ
スとメタンガスを導入し、一方炭化タングステン（以
下、ＷＣで示す）基超硬合金または炭窒化チタン（以
下、ＴｉＣＮで示す）基サーメットからなる基体（以
下、これらを総称して超硬基体と云う）には、例えばー
２００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記超硬合
金基体の表面に、例えば特開２０００−１９９０４７号
公報に記載されるように、まず硬質被覆層の下部層とし
てＴｉとＡｌの複合窒化物層およびＴｉとＡｌの複合炭
窒化物層のうちの１層または２層以上［以下、これらを
総称して（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ・Ｃ層という］を蒸着し、つ
いで硬質被覆層の上部層としてＴｉとＶの複合窒化物層
およびＴｉとＶの複合炭窒化物層のうちの１層または２
層以上［以下、これらを総称して（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ・Ｃ層
という］を蒸着し、かつ前記硬質被覆層の平均層厚を１
〜２０μｍとしてなる被覆超硬工具が知られている。
示される物理蒸着装置の１種であるアークイオンプレー
ティング装置を用い、ヒータで装置内を、例えば雰囲気
を３Ｐａの真空として、５００℃の温度に加熱した状態
で、アノード電極と、所定組成を有する下部層形成用Ｔ
ｉ−Ａｌ合金および上部層形成用Ｔｉ−Ｖ合金がセット
されたカソード電極（蒸発源）との間に、例えば電圧：
３５Ｖ、電流：９０Ａの条件でアーク放電を発生させ、
同時に装置内に反応ガスとして窒素ガス、または窒素ガ
スとメタンガスを導入し、一方炭化タングステン（以
下、ＷＣで示す）基超硬合金または炭窒化チタン（以
下、ＴｉＣＮで示す）基サーメットからなる基体（以
下、これらを総称して超硬基体と云う）には、例えばー
２００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記超硬合
金基体の表面に、例えば特開２０００−１９９０４７号
公報に記載されるように、まず硬質被覆層の下部層とし
てＴｉとＡｌの複合窒化物層およびＴｉとＡｌの複合炭
窒化物層のうちの１層または２層以上［以下、これらを
総称して（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ・Ｃ層という］を蒸着し、つ
いで硬質被覆層の上部層としてＴｉとＶの複合窒化物層
およびＴｉとＶの複合炭窒化物層のうちの１層または２
層以上［以下、これらを総称して（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ・Ｃ層
という］を蒸着し、かつ前記硬質被覆層の平均層厚を１
〜２０μｍとしてなる被覆超硬工具が知られている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】近年の切削加工装置の
ＦＡ化はめざましく、一方で切削加工に対する省力化お
よび省エネ化、さらに低コスト化の要求は強く、これに
伴い、切削工具には１種類の工具できるだけ多くの材種
の被削材を切削加工できる汎用性が求められると共に、
切削加工も高速化の傾向にあるが、上記の従来被覆超硬
工具においては、これを鋼や鋳鉄などの通常の条件での
切削加工に用いた場合には問題はないが、これをきわめ
て粘性の高いステンレス鋼や軟鋼などの被削材の高速切
削に用いた場合には、これら被削材の切粉は、硬質被覆
層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ・Ｃ層や（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ
・Ｃ層に対する親和性が高いために、切刃表面に溶着し
易く、この溶着現象は切削加工が高速化すればするほど
顕著に現れるようになり、この溶着現象が原因で切刃に
欠けやチッピングが発生し、この結果比較的短時間で使
用寿命に至るのが現状である。
ＦＡ化はめざましく、一方で切削加工に対する省力化お
よび省エネ化、さらに低コスト化の要求は強く、これに
伴い、切削工具には１種類の工具できるだけ多くの材種
の被削材を切削加工できる汎用性が求められると共に、
切削加工も高速化の傾向にあるが、上記の従来被覆超硬
工具においては、これを鋼や鋳鉄などの通常の条件での
切削加工に用いた場合には問題はないが、これをきわめ
て粘性の高いステンレス鋼や軟鋼などの被削材の高速切
削に用いた場合には、これら被削材の切粉は、硬質被覆
層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ・Ｃ層や（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ
・Ｃ層に対する親和性が高いために、切刃表面に溶着し
易く、この溶着現象は切削加工が高速化すればするほど
顕著に現れるようになり、この溶着現象が原因で切刃に
欠けやチッピングが発生し、この結果比較的短時間で使
用寿命に至るのが現状である。
【０００５】
【課題を解決するための手段】そこで、本発明者等は、
上述のような観点から、特にステンレス鋼や軟鋼などの
高速切削加工に用いた場合にも、切刃表面に切粉の溶着
し難い被覆超硬工具を開発すべく、特に上記の硬質被覆
層の下部層が（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ・Ｃ層、同上部層が（Ｔ
ｉ，Ｖ）Ｎ・Ｃ層で構成された従来被覆超硬工具に着目
し、研究を行った結果、 （ａ）上記の従来被覆超硬工具の表面に、例えば通常の
化学蒸着装置による場合、反応ガス組成を、体積％で、
ＴｉＣｌ4：０．２〜１０％、ＣＯ2：０．１〜１０％、
Ａｒ：５〜６０％、Ｈ2：残り、とし、かつ、 反応雰囲気温度：８００〜１１００℃、 反応雰囲気圧力：４〜７０ｋＰａ、 とした条件で、０．１〜５μｍの平均層厚を有し、か
つ、厚さ方向中央部をオージェ分光分析装置で測定し
て、Ｔｉに対する酸素の割合が原子比で１．２〜１．
９、即ち、 組成式：ＴｉＯZ、 で表わした場合、 Ｚ：Ｔｉに対する原子比で１．２〜１．９、 を満足するＴｉ酸化物層を、最表面層として化学蒸着ま
たは物理蒸着すると、この結果の上記Ｔｉ酸化物層が通
常の硬質被覆層の表面に最表面層として化学蒸着または
物理蒸着された被覆超硬工具においては、前記最表面層
を構成するＴｉ酸化物層の被削材、特にステンレス鋼や
軟鋼などの粘性の高い難削材に対する親和性がきわめて
低く、これは高い発熱を伴う高速切削加工でも変わら
ず、この結果切刃に切粉が溶着することがない、すなわ
ち前記Ｔｉ酸化物層がすぐれた表面潤滑性を発揮するこ
とから、切刃に欠けやチッピングの発生がなくなり、長
期に亘ってすぐれた切削性能を発揮するようになるこ
と。
上述のような観点から、特にステンレス鋼や軟鋼などの
高速切削加工に用いた場合にも、切刃表面に切粉の溶着
し難い被覆超硬工具を開発すべく、特に上記の硬質被覆
層の下部層が（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ・Ｃ層、同上部層が（Ｔ
ｉ，Ｖ）Ｎ・Ｃ層で構成された従来被覆超硬工具に着目
し、研究を行った結果、 （ａ）上記の従来被覆超硬工具の表面に、例えば通常の
化学蒸着装置による場合、反応ガス組成を、体積％で、
ＴｉＣｌ4：０．２〜１０％、ＣＯ2：０．１〜１０％、
Ａｒ：５〜６０％、Ｈ2：残り、とし、かつ、 反応雰囲気温度：８００〜１１００℃、 反応雰囲気圧力：４〜７０ｋＰａ、 とした条件で、０．１〜５μｍの平均層厚を有し、か
つ、厚さ方向中央部をオージェ分光分析装置で測定し
て、Ｔｉに対する酸素の割合が原子比で１．２〜１．
９、即ち、 組成式：ＴｉＯZ、 で表わした場合、 Ｚ：Ｔｉに対する原子比で１．２〜１．９、 を満足するＴｉ酸化物層を、最表面層として化学蒸着ま
たは物理蒸着すると、この結果の上記Ｔｉ酸化物層が通
常の硬質被覆層の表面に最表面層として化学蒸着または
物理蒸着された被覆超硬工具においては、前記最表面層
を構成するＴｉ酸化物層の被削材、特にステンレス鋼や
軟鋼などの粘性の高い難削材に対する親和性がきわめて
低く、これは高い発熱を伴う高速切削加工でも変わら
ず、この結果切刃に切粉が溶着することがない、すなわ
ち前記Ｔｉ酸化物層がすぐれた表面潤滑性を発揮するこ
とから、切刃に欠けやチッピングの発生がなくなり、長
期に亘ってすぐれた切削性能を発揮するようになるこ
と。
【０００６】（ｂ）上記（ａ）の被覆超硬工具の硬質被
覆層の最表面層を構成するＴｉ酸化物層をＸ線回折によ
り観察したところ、組成式：ＴｉＯZのＺ値に対応し
て、Ｔｉ2Ｏ3、Ｔｉ3Ｏ5、Ｔｉ4Ｏ7、およびＴｉ5Ｏ9な
どのうちの少なくともいずれかに主要ピークが現れる回
折パターンを示し、これらの回折結果から前記Ｔｉ酸化
物層はＭａｇｎｅｌｉ相と呼ばれるものからなり、一般
的にＴｉnＯ2n-1で表わされるものであること。
覆層の最表面層を構成するＴｉ酸化物層をＸ線回折によ
り観察したところ、組成式：ＴｉＯZのＺ値に対応し
て、Ｔｉ2Ｏ3、Ｔｉ3Ｏ5、Ｔｉ4Ｏ7、およびＴｉ5Ｏ9な
どのうちの少なくともいずれかに主要ピークが現れる回
折パターンを示し、これらの回折結果から前記Ｔｉ酸化
物層はＭａｇｎｅｌｉ相と呼ばれるものからなり、一般
的にＴｉnＯ2n-1で表わされるものであること。
【０００７】（ｃ）上記（ａ）の最表面層であるＴｉ酸
化物層において、そのＺ値が１．２〜１．９の範囲内の
低い側、例えば１．２〜１．４の範囲内にある条件や、
その平均層厚が０．１〜５μｍの範囲内の薄い側、例え
ば０．１〜１μｍの範囲内にある条件で形成した場合に
は、上部層である（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ・Ｃ層との間に十分な
層間密着性が得られない場合がある（勿論、Ｔｉ酸化物
層の形成条件によってはこの場合でも十分な層間密着性
が得られるものである）ので、この場合には、上記Ｔｉ
酸化物層形成後に、下記の雰囲気、即ち、雰囲気ガス組
成を、体積％で、 ＴｉＣｌ4：０．０５〜１０％、 不活性ガス：残り、 とし、かつ、 雰囲気温度：８００〜１１００℃、 雰囲気圧力：４〜９０ｋＰａ、 とした雰囲気中に所定時間、例えば５分〜５時間程度保
持して、上記Ｔｉ酸化物層と上記（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ・Ｃ層
との界面部に、望ましくは０．０５〜２μｍの平均層厚
で相互拡散層を形成し、これによって層間密着性を向上
させるのが望ましく、さらにこの層間密着性向上処理
は、上記Ｔｉ酸化物層のＺ値および平均層厚が上記の低
い側および薄い側の値以外の値である場合であっても層
間密着性のより一層の向上を図る目的で行ってもよいこ
と。以上（ａ）〜（ｃ）に示される研究結果を得たので
ある。
化物層において、そのＺ値が１．２〜１．９の範囲内の
低い側、例えば１．２〜１．４の範囲内にある条件や、
その平均層厚が０．１〜５μｍの範囲内の薄い側、例え
ば０．１〜１μｍの範囲内にある条件で形成した場合に
は、上部層である（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ・Ｃ層との間に十分な
層間密着性が得られない場合がある（勿論、Ｔｉ酸化物
層の形成条件によってはこの場合でも十分な層間密着性
が得られるものである）ので、この場合には、上記Ｔｉ
酸化物層形成後に、下記の雰囲気、即ち、雰囲気ガス組
成を、体積％で、 ＴｉＣｌ4：０．０５〜１０％、 不活性ガス：残り、 とし、かつ、 雰囲気温度：８００〜１１００℃、 雰囲気圧力：４〜９０ｋＰａ、 とした雰囲気中に所定時間、例えば５分〜５時間程度保
持して、上記Ｔｉ酸化物層と上記（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ・Ｃ層
との界面部に、望ましくは０．０５〜２μｍの平均層厚
で相互拡散層を形成し、これによって層間密着性を向上
させるのが望ましく、さらにこの層間密着性向上処理
は、上記Ｔｉ酸化物層のＺ値および平均層厚が上記の低
い側および薄い側の値以外の値である場合であっても層
間密着性のより一層の向上を図る目的で行ってもよいこ
と。以上（ａ）〜（ｃ）に示される研究結果を得たので
ある。
【０００８】この発明は、上記の研究結果に基づいてな
されたものであって、超硬基体の表面に、（Ｔｉ，Ａ
ｌ）Ｎ・Ｃ層で構成された下部層と、（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ・
Ｃ層で構成された上部層、からなる硬質被覆層を１〜２
０μｍの平均層厚で物理蒸着してなる被覆超硬工具にお
いて、上記硬質被覆層の表面に、さらに最表面層とし
て、０．１〜５μｍの平均層厚を有し、かつ、 組成式：ＴｉＯZ、 で表わした場合、厚さ方向中央部をオージェ分光分析装
置で測定して、 Ｚ：Ｔｉに対する原子比で１．２〜１．９、 を満足するＴｉ酸化物層、を化学蒸着または物理蒸着し
てなる、切粉に対する表面潤滑性にすぐれた被覆超硬工
具に特徴を有するものである。
されたものであって、超硬基体の表面に、（Ｔｉ，Ａ
ｌ）Ｎ・Ｃ層で構成された下部層と、（Ｔｉ，Ｖ）Ｎ・
Ｃ層で構成された上部層、からなる硬質被覆層を１〜２
０μｍの平均層厚で物理蒸着してなる被覆超硬工具にお
いて、上記硬質被覆層の表面に、さらに最表面層とし
て、０．１〜５μｍの平均層厚を有し、かつ、 組成式：ＴｉＯZ、 で表わした場合、厚さ方向中央部をオージェ分光分析装
置で測定して、 Ｚ：Ｔｉに対する原子比で１．２〜１．９、 を満足するＴｉ酸化物層、を化学蒸着または物理蒸着し
てなる、切粉に対する表面潤滑性にすぐれた被覆超硬工
具に特徴を有するものである。
【０００９】なお、この発明の被覆超硬工具において、
最表面層を構成するＴｉ酸化物層における酸素（Ｏ）の
Ｔｉに対する原子比（Ｚ値）を１．２〜１．９としたの
は、その値が１．２未満では所望のすぐれた表面潤滑性
を確保することができず、一方その値が１．９を越える
と、層中に気孔が形成され易くなり、健全な最表面層の
安定的形成が難しくなるという理由によるものである。
最表面層を構成するＴｉ酸化物層における酸素（Ｏ）の
Ｔｉに対する原子比（Ｚ値）を１．２〜１．９としたの
は、その値が１．２未満では所望のすぐれた表面潤滑性
を確保することができず、一方その値が１．９を越える
と、層中に気孔が形成され易くなり、健全な最表面層の
安定的形成が難しくなるという理由によるものである。
【００１０】また、上記の最表面層の平均層厚を、０．
１〜５μｍとしたのは、その平均層厚が０．１μｍ未満
では、所望の表面潤滑性を確保することができず、一方
この表面潤滑性付与作用は５μｍの平均層厚で十分満足
に行うことができるという理由にもとづくものである。
さらに、硬質被覆層の平均層厚を１〜２０μｍとしたの
は、その層厚が１μｍ未満では所望のすぐれた耐摩耗性
を確保することができず、一方その層厚が２０μｍを越
えると、切刃に欠けやチッピングが発生し易くなるとい
う理由によるものである。
１〜５μｍとしたのは、その平均層厚が０．１μｍ未満
では、所望の表面潤滑性を確保することができず、一方
この表面潤滑性付与作用は５μｍの平均層厚で十分満足
に行うことができるという理由にもとづくものである。
さらに、硬質被覆層の平均層厚を１〜２０μｍとしたの
は、その層厚が１μｍ未満では所望のすぐれた耐摩耗性
を確保することができず、一方その層厚が２０μｍを越
えると、切刃に欠けやチッピングが発生し易くなるとい
う理由によるものである。
【００１１】
【発明の実施の形態】つぎに、この発明の被覆超硬工具
を実施例により具体的に説明する。 （実施例１）原料粉末として、いずれも１〜３μｍの平
均粒径を有するＷＣ粉末、ＴｉＣ粉末、ＺｒＣ粉末、Ｖ
Ｃ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ3 Ｃ2 粉末、Ｔ
ｉＮ粉末、ＴａＮ粉末、およびＣｏ粉末を用意し、これ
ら原料粉末を、表１に示される配合組成に配合し、ボー
ルミルで７２時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰ
ａ の圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６Ｐ
ａの真空中、温度：１４００℃に１時間保持の条件で焼
結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０５のホーニング加
工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ
形状をもったＷＣ基超硬合金製の超硬基体Ａ１〜Ａ１０
を形成した。
を実施例により具体的に説明する。 （実施例１）原料粉末として、いずれも１〜３μｍの平
均粒径を有するＷＣ粉末、ＴｉＣ粉末、ＺｒＣ粉末、Ｖ
Ｃ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ3 Ｃ2 粉末、Ｔ
ｉＮ粉末、ＴａＮ粉末、およびＣｏ粉末を用意し、これ
ら原料粉末を、表１に示される配合組成に配合し、ボー
ルミルで７２時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰ
ａ の圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６Ｐ
ａの真空中、温度：１４００℃に１時間保持の条件で焼
結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０５のホーニング加
工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ
形状をもったＷＣ基超硬合金製の超硬基体Ａ１〜Ａ１０
を形成した。
【００１２】また、原料粉末として、いずれも０．５〜
２μｍの平均粒径を有するＴｉＣＮ（重量比でＴｉＣ／
ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ2 Ｃ粉末、ＺｒＣ粉
末、ＮｂＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＷＣ粉末、Ｃｏ粉末、お
よびＮｉ粉末を用意し、これら原料粉末を、表２に示さ
れる配合組成に配合し、ボールミルで２４時間湿式混合
し、乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で圧粉体にプレス
成形し、この圧粉体を２ｋＰａの窒素雰囲気中、温度：
１５００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃
部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規
格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＴｉＣ
Ｎ系サーメット製の超硬基体Ｂ１〜Ｂ６を形成した。
２μｍの平均粒径を有するＴｉＣＮ（重量比でＴｉＣ／
ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ2 Ｃ粉末、ＺｒＣ粉
末、ＮｂＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＷＣ粉末、Ｃｏ粉末、お
よびＮｉ粉末を用意し、これら原料粉末を、表２に示さ
れる配合組成に配合し、ボールミルで２４時間湿式混合
し、乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で圧粉体にプレス
成形し、この圧粉体を２ｋＰａの窒素雰囲気中、温度：
１５００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃
部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規
格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＴｉＣ
Ｎ系サーメット製の超硬基体Ｂ１〜Ｂ６を形成した。
【００１３】ついで、これら超硬基体Ａ１〜Ａ１０およ
びＢ１〜Ｂ６を、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した
状態で、それぞれ図１に例示される通常のアークイオン
プレーティング装置に装入し、一方カソード電極（蒸発
源）として種々の成分組成をもった下部層形成用Ｔｉ−
Ａｌ合金および上部層形成用Ｔｉ−Ｖ合金を装着し、装
置内を排気して０．５Ｐａの真空に保持しながら、ヒー
ターで装置内を５００℃に加熱した後、Ａｒガスを装置
内に導入して１０ＰａのＡｒ雰囲気とし、この状態で超
硬基体に−８００ｖのバイアス電圧を印加して超硬基体
表面をＡｒガスボンバート洗浄し、ついで装置内に反応
ガスとして窒素ガス、または窒素ガスとメタンガスを導
入して６Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記超硬基体
に印加するバイアス電圧を−２００ｖに下げて、前記カ
ソード電極とアノード電極との間にアーク放電を発生さ
せ、もって前記超硬基体Ａ１〜Ａ１０およびＢ１〜Ｂ６
のそれぞれの表面に、表３〜６に示される目標組成およ
び目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、図２
（ａ）に概略斜視図で、同（ｂ）に概略縦断面図で示さ
れる形状を有する従来被覆超硬工具としての従来表面被
覆超硬合金製スローアウエイチップ（以下、従来被覆超
硬チップと云う）１〜２４をそれぞれ製造した。
びＢ１〜Ｂ６を、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した
状態で、それぞれ図１に例示される通常のアークイオン
プレーティング装置に装入し、一方カソード電極（蒸発
源）として種々の成分組成をもった下部層形成用Ｔｉ−
Ａｌ合金および上部層形成用Ｔｉ−Ｖ合金を装着し、装
置内を排気して０．５Ｐａの真空に保持しながら、ヒー
ターで装置内を５００℃に加熱した後、Ａｒガスを装置
内に導入して１０ＰａのＡｒ雰囲気とし、この状態で超
硬基体に−８００ｖのバイアス電圧を印加して超硬基体
表面をＡｒガスボンバート洗浄し、ついで装置内に反応
ガスとして窒素ガス、または窒素ガスとメタンガスを導
入して６Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記超硬基体
に印加するバイアス電圧を−２００ｖに下げて、前記カ
ソード電極とアノード電極との間にアーク放電を発生さ
せ、もって前記超硬基体Ａ１〜Ａ１０およびＢ１〜Ｂ６
のそれぞれの表面に、表３〜６に示される目標組成およ
び目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、図２
（ａ）に概略斜視図で、同（ｂ）に概略縦断面図で示さ
れる形状を有する従来被覆超硬工具としての従来表面被
覆超硬合金製スローアウエイチップ（以下、従来被覆超
硬チップと云う）１〜２４をそれぞれ製造した。
【００１４】さらに、上記の従来被覆超硬チップ１〜２
４の表面に、通常の化学蒸着装置を用い、表７に示され
る条件で表８に示される目標組成および目標層厚のＴｉ
酸化物層からなる最表面層を形成することにより同じく
図２に示される形状をもった本発明被覆超硬工具として
の本発明表面被覆超硬合金製スローアウエイチップ（以
下、本発明被覆超硬チップと云う）１〜２４をそれぞれ
製造した。なお、上記の本発明被覆超硬チップ１〜２４
のうちの本発明被覆超硬チップ５および本発明被覆超硬
チップ２２については、前者では、雰囲気ガス組成をＴ
ｉＣｌ4：１体積％、Ａｒ：残りとし、雰囲気温度を１
０２０℃、雰囲気圧力を７ｋＰａとした雰囲気中に１時
間保持の条件で、また後者では、雰囲気ガス組成をＴｉ
Ｃｌ4：０．２体積％、Ａｒ：残りとし、雰囲気温度を
１０００℃、雰囲気圧力を２０ｋＰａとした雰囲気中に
２時間保持の条件で、硬質被覆層とＴｉ酸化物層の界面
部に相互拡散層を形成する層間密着性向上処理を施し
た。この結果の上記本発明被覆超硬チップ５および本発
明被覆超硬チップ２２について、その界面部における相
互拡散層の厚さを走査型電子顕微鏡およびオージェ分光
分析装置を用いて測定したところ、５点測定の平均値
で、前者では０．５μｍ、後者では０．７μｍの平均層
厚をそれぞれ示した。
４の表面に、通常の化学蒸着装置を用い、表７に示され
る条件で表８に示される目標組成および目標層厚のＴｉ
酸化物層からなる最表面層を形成することにより同じく
図２に示される形状をもった本発明被覆超硬工具として
の本発明表面被覆超硬合金製スローアウエイチップ（以
下、本発明被覆超硬チップと云う）１〜２４をそれぞれ
製造した。なお、上記の本発明被覆超硬チップ１〜２４
のうちの本発明被覆超硬チップ５および本発明被覆超硬
チップ２２については、前者では、雰囲気ガス組成をＴ
ｉＣｌ4：１体積％、Ａｒ：残りとし、雰囲気温度を１
０２０℃、雰囲気圧力を７ｋＰａとした雰囲気中に１時
間保持の条件で、また後者では、雰囲気ガス組成をＴｉ
Ｃｌ4：０．２体積％、Ａｒ：残りとし、雰囲気温度を
１０００℃、雰囲気圧力を２０ｋＰａとした雰囲気中に
２時間保持の条件で、硬質被覆層とＴｉ酸化物層の界面
部に相互拡散層を形成する層間密着性向上処理を施し
た。この結果の上記本発明被覆超硬チップ５および本発
明被覆超硬チップ２２について、その界面部における相
互拡散層の厚さを走査型電子顕微鏡およびオージェ分光
分析装置を用いて測定したところ、５点測定の平均値
で、前者では０．５μｍ、後者では０．７μｍの平均層
厚をそれぞれ示した。
【００１５】つぎに、上記本発明被覆超硬チップ１〜２
４および従来被覆超硬チップ１〜２４について、これを
工具鋼製バイトの先端部に固定治具にてネジ止めした状
態で、 被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の丸棒、 切削速度：２４０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：２ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件でのステンレス鋼の乾式高速連続旋削加工試験、 被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の長さ方向等間隔４本縦
溝入り丸棒、 切削速度：２００ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．５ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：３分、 の条件でのステンレス鋼の乾式高速断続旋削加工試験、
さらに、 被削材：ＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの長さ方向等間隔４本縦溝入
り丸棒、 切削速度：３００ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．５ｍｍ、 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：５分、 の条件での軟鋼の乾式高速断続旋削加工試験を行い、い
ずれの旋削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定し
た。この測定結果を表９、１０に示した。
４および従来被覆超硬チップ１〜２４について、これを
工具鋼製バイトの先端部に固定治具にてネジ止めした状
態で、 被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の丸棒、 切削速度：２４０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：２ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件でのステンレス鋼の乾式高速連続旋削加工試験、 被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の長さ方向等間隔４本縦
溝入り丸棒、 切削速度：２００ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．５ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：３分、 の条件でのステンレス鋼の乾式高速断続旋削加工試験、
さらに、 被削材：ＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの長さ方向等間隔４本縦溝入
り丸棒、 切削速度：３００ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．５ｍｍ、 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：５分、 の条件での軟鋼の乾式高速断続旋削加工試験を行い、い
ずれの旋削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定し
た。この測定結果を表９、１０に示した。
【００１６】
【表１】
【００１７】
【表２】
【００１８】
【表３】
【００１９】
【表４】
【００２０】
【表５】
【００２１】
【表６】
【００２２】
【表７】
【００２３】
【表８】
【００２４】
【表９】
【００２５】
【表１０】
【００２６】（実施例２）原料粉末として、平均粒径：
５．５μｍを有する中粗粒ＷＣ粉末、同０．８μｍの微
粒ＷＣ粉末、同１．３μｍのＴａＣ粉末、同１．２μｍ
のＮｂＣ粉末、同１．２μｍのＺｒＣ粉末、同２．３μ
ｍのＣｒ3Ｃ2粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０
μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ粉末、同１．８μｍのＣｏ粉末、
および同１．２μｍの炭素（Ｃ）粉末を用意し、これら
原料粉末をそれぞれ表１１に示される配合組成に配合
し、さらにワックスを加えてアセトン中で２４時間ボー
ルミル混合し、減圧乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で
所定形状の各種の圧粉体にプレス成形し、これらの圧粉
体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／分の昇温速度で１
３７０〜１４７０℃の範囲内の所定の温度に昇温し、こ
の温度に１時間保持後、炉冷の条件で焼結して、直径が
８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの３種の超硬基体形
成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記の３種の丸棒焼結
体から、研削加工にて、表１１に示される組合せで、切
刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１３ｍｍ、１０ｍ
ｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍｍの寸法をもっ
た超硬基体（エンドミル）ａ〜ｈをそれぞれ製造した。
５．５μｍを有する中粗粒ＷＣ粉末、同０．８μｍの微
粒ＷＣ粉末、同１．３μｍのＴａＣ粉末、同１．２μｍ
のＮｂＣ粉末、同１．２μｍのＺｒＣ粉末、同２．３μ
ｍのＣｒ3Ｃ2粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０
μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ粉末、同１．８μｍのＣｏ粉末、
および同１．２μｍの炭素（Ｃ）粉末を用意し、これら
原料粉末をそれぞれ表１１に示される配合組成に配合
し、さらにワックスを加えてアセトン中で２４時間ボー
ルミル混合し、減圧乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で
所定形状の各種の圧粉体にプレス成形し、これらの圧粉
体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／分の昇温速度で１
３７０〜１４７０℃の範囲内の所定の温度に昇温し、こ
の温度に１時間保持後、炉冷の条件で焼結して、直径が
８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの３種の超硬基体形
成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記の３種の丸棒焼結
体から、研削加工にて、表１１に示される組合せで、切
刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１３ｍｍ、１０ｍ
ｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍｍの寸法をもっ
た超硬基体（エンドミル）ａ〜ｈをそれぞれ製造した。
【００２７】ついで、これらの超硬基体（エンドミル）
ａ〜ｈを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態
で、同じく図１に例示される通常のアークイオンプレー
ティング装置に装入し、その表面に上記実施例１と同一
の条件で、表１２、１３に示される目標組成および目標
層厚をもった硬質被覆層を蒸着することにより、図３
（ａ）に概略正面図で、同（ｂ）に切刃部の概略横断面
図で示される形状を有する従来被覆超硬工具としての従
来表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、従来被覆超硬
エンドミルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
ａ〜ｈを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態
で、同じく図１に例示される通常のアークイオンプレー
ティング装置に装入し、その表面に上記実施例１と同一
の条件で、表１２、１３に示される目標組成および目標
層厚をもった硬質被覆層を蒸着することにより、図３
（ａ）に概略正面図で、同（ｂ）に切刃部の概略横断面
図で示される形状を有する従来被覆超硬工具としての従
来表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、従来被覆超硬
エンドミルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００２８】さらに、上記の従来被覆超硬エンドミル１
〜８の表面に、通常の化学蒸着装置を用い、表７に示さ
れる条件で表１４に示される目標組成および目標層厚を
有するＴｉ酸化物層からなる最表面層を形成することに
より同じく図３に示される形状をもった本発明被覆超硬
工具としての本発明表面被覆超硬合金製エンドミル（以
下、本発明被覆超硬エンドミルと云う）１〜８をそれぞ
れ製造した。
〜８の表面に、通常の化学蒸着装置を用い、表７に示さ
れる条件で表１４に示される目標組成および目標層厚を
有するＴｉ酸化物層からなる最表面層を形成することに
より同じく図３に示される形状をもった本発明被覆超硬
工具としての本発明表面被覆超硬合金製エンドミル（以
下、本発明被覆超硬エンドミルと云う）１〜８をそれぞ
れ製造した。
【００２９】つぎに、上記本発明被覆超硬エンドミル１
〜８および従来被覆超硬エンドミル１〜８のうち、本発
明被覆超硬エンドミル１〜３および従来被覆超硬エンド
ミル１〜３については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、 切削速度：６０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切り込み）：３ｍｍ、 テーブル送り：２００ｍｍ／分、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速溝切削加工試験（水
溶性切削油使用）、本発明被覆超硬エンドミル４〜６お
よび従来被覆超硬エンドミル４〜６については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃ板材、 切削速度：８０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切り込み）：６ｍｍ、 テーブル送り：４００ｍｍ／分、 の条件での軟鋼の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆
超硬エンドミル７、８および従来被覆超硬エンドミル
７、８については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、 切削速度：７０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切り込み）：１５ｍｍ、 テーブル送り：２００ｍｍ／分、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速溝切削加工試験（水
溶性切削油使用）、をそれぞれ行い、いずれの溝切削加
工試験でも切刃部先端面の直径が使用寿命の目安とされ
る０．２ｍｍ減少するまでの切削溝長を測定した。この
測定結果を表１３、１４にそれぞれ示した。
〜８および従来被覆超硬エンドミル１〜８のうち、本発
明被覆超硬エンドミル１〜３および従来被覆超硬エンド
ミル１〜３については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、 切削速度：６０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切り込み）：３ｍｍ、 テーブル送り：２００ｍｍ／分、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速溝切削加工試験（水
溶性切削油使用）、本発明被覆超硬エンドミル４〜６お
よび従来被覆超硬エンドミル４〜６については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃ板材、 切削速度：８０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切り込み）：６ｍｍ、 テーブル送り：４００ｍｍ／分、 の条件での軟鋼の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆
超硬エンドミル７、８および従来被覆超硬エンドミル
７、８については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、 切削速度：７０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切り込み）：１５ｍｍ、 テーブル送り：２００ｍｍ／分、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速溝切削加工試験（水
溶性切削油使用）、をそれぞれ行い、いずれの溝切削加
工試験でも切刃部先端面の直径が使用寿命の目安とされ
る０．２ｍｍ減少するまでの切削溝長を測定した。この
測定結果を表１３、１４にそれぞれ示した。
【００３０】
【表１１】
【００３１】
【表１２】
【００３２】
【表１３】
【００３３】
【表１４】
【００３４】（実施例３）上記の実施例２で製造した直
径が８ｍｍ（超硬基体ａ〜ｃ形成用）、１３ｍｍ（超硬
基体ｄ〜ｆ形成用）、および２６ｍｍ（超硬基体ｇ、ｈ
形成用）の３種の丸棒焼結体を用い、この３種の丸棒焼
結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれ
ぞれ４ｍｍ×１３ｍｍ（超硬基体ａ‘〜ｃ’）、８ｍｍ
×２２ｍｍ（超硬基体ｄ‘〜ｆ’）、および１６ｍｍ×
４５ｍｍ（超硬基体ｇ‘、ｈ’）の寸法をもった超硬基
体（ドリル）ａ‘〜ｈ’をそれぞれ製造した。
径が８ｍｍ（超硬基体ａ〜ｃ形成用）、１３ｍｍ（超硬
基体ｄ〜ｆ形成用）、および２６ｍｍ（超硬基体ｇ、ｈ
形成用）の３種の丸棒焼結体を用い、この３種の丸棒焼
結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれ
ぞれ４ｍｍ×１３ｍｍ（超硬基体ａ‘〜ｃ’）、８ｍｍ
×２２ｍｍ（超硬基体ｄ‘〜ｆ’）、および１６ｍｍ×
４５ｍｍ（超硬基体ｇ‘、ｈ’）の寸法をもった超硬基
体（ドリル）ａ‘〜ｈ’をそれぞれ製造した。
【００３５】ついで、これらの超硬基体（ドリル）ａ
‘〜ｈ’を、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態
で、同じく図１に例示される通常のアークイオンプレー
ティング装置に装入し、それぞれの表面に、上記実施例
１と同一の条件で、表１５、１６に示される目標組成お
よび目標層厚をもった硬質被覆層を蒸着することによ
り、図４（ａ）に概略正面図で、同（ｂ）に溝形成部の
概略横断面図で示される形状を有する従来被覆超硬工具
としての従来表面被覆超硬合金製ドリル（以下、従来被
覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
‘〜ｈ’を、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態
で、同じく図１に例示される通常のアークイオンプレー
ティング装置に装入し、それぞれの表面に、上記実施例
１と同一の条件で、表１５、１６に示される目標組成お
よび目標層厚をもった硬質被覆層を蒸着することによ
り、図４（ａ）に概略正面図で、同（ｂ）に溝形成部の
概略横断面図で示される形状を有する従来被覆超硬工具
としての従来表面被覆超硬合金製ドリル（以下、従来被
覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００３６】さらに、上記の従来被覆超硬ドリル１〜８
の表面に、通常の化学蒸着装置を用い、表７に示される
条件で表１７に示される目標組成および目標層厚を有す
るＴｉ酸化物層からなる最表面層を形成することにより
同じく図４に示される形状をもった本発明被覆超硬工具
としての本発明表面被覆超硬合金製ドリル（以下、本発
明被覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
の表面に、通常の化学蒸着装置を用い、表７に示される
条件で表１７に示される目標組成および目標層厚を有す
るＴｉ酸化物層からなる最表面層を形成することにより
同じく図４に示される形状をもった本発明被覆超硬工具
としての本発明表面被覆超硬合金製ドリル（以下、本発
明被覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００３７】つぎに、上記本発明被覆超硬ドリル１〜８
および従来被覆超硬ドリル１〜８のうち、本発明被覆超
硬ドリル１〜３および従来被覆超硬ドリル１〜３につい
ては、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０厚さ：５０ｍｍ
のＪＩＳ・ＳＵＳ３０４板材、 切削速度：２５ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．１０ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試
験、本発明被覆超硬ドリル４〜６および従来被覆超硬ド
リル４〜６については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、 切削速度：３０ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．１５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試
験、本発明被覆超硬ドリル７、８および従来被覆超硬ド
リル７、８については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの板材、 切削速度：７０ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件での軟鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験、をそれ
ぞれ行い、いずれの湿式（水溶性切削油使用）高速穴あ
け切削加工試験でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．３
ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結
果を表１６、１７にそれぞれ示した。
および従来被覆超硬ドリル１〜８のうち、本発明被覆超
硬ドリル１〜３および従来被覆超硬ドリル１〜３につい
ては、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０厚さ：５０ｍｍ
のＪＩＳ・ＳＵＳ３０４板材、 切削速度：２５ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．１０ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試
験、本発明被覆超硬ドリル４〜６および従来被覆超硬ド
リル４〜６については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、 切削速度：３０ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．１５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試
験、本発明被覆超硬ドリル７、８および従来被覆超硬ド
リル７、８については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの板材、 切削速度：７０ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件での軟鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験、をそれ
ぞれ行い、いずれの湿式（水溶性切削油使用）高速穴あ
け切削加工試験でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．３
ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結
果を表１６、１７にそれぞれ示した。
【００３８】
【表１５】
【００３９】
【表１６】
【００４０】
【表１７】
【００４１】なお、この結果得られた本発明被覆超硬工
具としての本発明被覆超硬チップ１〜２４、本発明被覆
超硬エンドミル１〜８、および本発明被覆超硬ドリル１
〜８の最表面層の酸素含有割合（Ｚ値）について、その
厚さ方向中央部をオージェ分光分析装置を用いて測定し
たところ、それぞれ表７に示される目標値と実質的に同
じ値を示した。また、これらの本発明被覆超硬工具、並
びに従来被覆超硬工具としての従来被覆超硬チップ１〜
２４、従来被覆超硬エンドミル１〜８、および従来被覆
超硬ドリル１〜８の硬質被覆層の構成層およびＴｉ酸化
物層の厚さを、走査型電子顕微鏡を用いて断面測定した
ところ、いずれも目標層厚と実質的に同じ平均層厚（５
点測定の平均値）を示した。
具としての本発明被覆超硬チップ１〜２４、本発明被覆
超硬エンドミル１〜８、および本発明被覆超硬ドリル１
〜８の最表面層の酸素含有割合（Ｚ値）について、その
厚さ方向中央部をオージェ分光分析装置を用いて測定し
たところ、それぞれ表７に示される目標値と実質的に同
じ値を示した。また、これらの本発明被覆超硬工具、並
びに従来被覆超硬工具としての従来被覆超硬チップ１〜
２４、従来被覆超硬エンドミル１〜８、および従来被覆
超硬ドリル１〜８の硬質被覆層の構成層およびＴｉ酸化
物層の厚さを、走査型電子顕微鏡を用いて断面測定した
ところ、いずれも目標層厚と実質的に同じ平均層厚（５
点測定の平均値）を示した。
【００４２】
【発明の効果】表３〜１７に示される結果から、最表面
層としてＴｉ酸化物層を形成した本発明被覆超硬工具
は、いずれもステンレス鋼や軟鋼の切削加工を高い発熱
を伴う高速で行っても、前記Ｔｉ酸化物層が高温加熱の
切粉との親和性がきわめて低く、切粉が前記Ｔｉ酸化物
層に溶着することがなく、切刃は常にすぐれた表面潤滑
性を維持することから、切刃への切粉溶着が原因のチッ
ピングが切刃に発生することがなく、すぐれた耐摩耗性
を発揮するのに対して、前記Ｔｉ酸化物層の形成のない
従来被覆超硬工具においては、切粉が硬質被覆層に溶着
し易く、これが原因で硬質被覆層が局部的に剥がし取ら
れることから、切刃にチッピングが発生し、比較的短時
間で使用寿命に至ることが明らかである。上述のよう
に、この発明の被覆超硬工具は、各種の鋼や鋳鉄などの
通常の条件での切削加工は勿論のこと、特に粘性が高
く、切粉が切刃表面に溶着し易いステンレス鋼や軟鋼な
どの高速切削加工でも切粉に対してすぐれた表面潤滑性
を発揮し、汎用性のある切削性能を示すものであるか
ら、切削加工装置のＦＡ化並びに切削加工の省力化およ
び省エネ化、さらに低コスト化に十分満足に対応できる
ものである。
層としてＴｉ酸化物層を形成した本発明被覆超硬工具
は、いずれもステンレス鋼や軟鋼の切削加工を高い発熱
を伴う高速で行っても、前記Ｔｉ酸化物層が高温加熱の
切粉との親和性がきわめて低く、切粉が前記Ｔｉ酸化物
層に溶着することがなく、切刃は常にすぐれた表面潤滑
性を維持することから、切刃への切粉溶着が原因のチッ
ピングが切刃に発生することがなく、すぐれた耐摩耗性
を発揮するのに対して、前記Ｔｉ酸化物層の形成のない
従来被覆超硬工具においては、切粉が硬質被覆層に溶着
し易く、これが原因で硬質被覆層が局部的に剥がし取ら
れることから、切刃にチッピングが発生し、比較的短時
間で使用寿命に至ることが明らかである。上述のよう
に、この発明の被覆超硬工具は、各種の鋼や鋳鉄などの
通常の条件での切削加工は勿論のこと、特に粘性が高
く、切粉が切刃表面に溶着し易いステンレス鋼や軟鋼な
どの高速切削加工でも切粉に対してすぐれた表面潤滑性
を発揮し、汎用性のある切削性能を示すものであるか
ら、切削加工装置のＦＡ化並びに切削加工の省力化およ
び省エネ化、さらに低コスト化に十分満足に対応できる
ものである。
【図１】アークイオンプレーティング装置の概略説明図
である。
である。
【図２】（ａ）は被覆超硬チップの概略斜視図、（ｂ）
は被覆超硬チップの概略縦断面図である。
は被覆超硬チップの概略縦断面図である。
【図３】（ａ）は被覆超硬エンドミル概略正面図、
（ｂ）は同切刃部の概略横断面図である。
（ｂ）は同切刃部の概略横断面図である。
【図４】（ａ）は被覆超硬ドリルの概略正面図、（ｂ）
は同溝形成部の概略横断面図である。
は同溝形成部の概略横断面図である。
フロントページの続き (72)発明者 大鹿 高歳 埼玉県大宮市北袋町１−297 三菱マテリ アル株式会社総合研究所内 Ｆターム(参考） 3C037 CC02 CC04 CC09 CC11 3C046 FF03 FF05 FF10 FF13 FF16 FF19 FF22 FF25 4K029 AA04 BA48 BA54 BA58 BB02 BC00 BD05 EA01 4K030 BA02 BA18 BA38 BA41 BA46 BB03 CA03 CA18 JA01 LA01 LA22
Claims (1)
- 【請求項１】 炭化タングステン基超硬合金基体または
炭窒化チタン系サーメット基体の表面に、 ＴｉとＡｌの複合窒化物層およびＴｉとＡｌの複合炭窒
化物層のうちの１層または２層以上で構成された下部層
と、 ＴｉとＶの複合窒化物層およびＴｉとＶの複合炭窒化物
層のうちの１層または２層以上で構成された上部層、か
らなる硬質被覆層を１〜２０μｍの平均層厚で物理蒸着
してなる表面被覆超硬合金製切削工具において、 上記硬質被覆層の表面に、さらに最表面層として、０．
１〜５μｍの平均層厚を有し、かつ、 組成式：ＴｉＯz 、で表わした場合、厚さ方向中央部を
オージェ分光分析装置で測定して、 Ｚ：Ｔｉに対する原子比で１．２〜１．９、を満足する
Ｔｉ酸化物層、を化学蒸着または物理蒸着してなる、切
粉に対する表面潤滑性にすぐれた表面被覆超硬合金製切
削工具。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2000394277A JP2002192402A (ja) | 2000-12-26 | 2000-12-26 | 切粉に対する表面潤滑性にすぐれた表面被覆超硬合金製切削工具 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2000394277A JP2002192402A (ja) | 2000-12-26 | 2000-12-26 | 切粉に対する表面潤滑性にすぐれた表面被覆超硬合金製切削工具 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2002192402A true JP2002192402A (ja) | 2002-07-10 |
Family
ID=18859927
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2000394277A Withdrawn JP2002192402A (ja) | 2000-12-26 | 2000-12-26 | 切粉に対する表面潤滑性にすぐれた表面被覆超硬合金製切削工具 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2002192402A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2011098437A (ja) * | 2009-05-22 | 2011-05-19 | Nippon Steel Corp | 切削工具寿命に優れた機械構造用鋼の切削方法 |
| JP2013510946A (ja) * | 2009-11-12 | 2013-03-28 | フラウンホーファー−ゲゼルシャフト ツル フェルデルング デル アンゲヴァンテン フォルシュング エー ファウ | 金属、超硬合金、サーメット又はセラミックスからの被覆物品並びに該物品の被覆法 |
| CN107740067A (zh) * | 2017-09-28 | 2018-02-27 | 哈尔滨工业大学 | 微刀具金刚石涂层的化学气相沉积装置及方法 |
| CN107761038A (zh) * | 2017-09-14 | 2018-03-06 | 中国科学院金属研究所 | 一种低孔隙率和高非晶度的铝基非晶涂层及其制备装置和制备方法 |
-
2000
- 2000-12-26 JP JP2000394277A patent/JP2002192402A/ja not_active Withdrawn
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| CN107740067A (zh) * | 2017-09-28 | 2018-02-27 | 哈尔滨工业大学 | 微刀具金刚石涂层的化学气相沉积装置及方法 |
| CN107740067B (zh) * | 2017-09-28 | 2020-03-13 | 哈尔滨工业大学 | 微刀具金刚石涂层的化学气相沉积装置及方法 |
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