JP2003136305A - 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具 - Google Patents
高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具Info
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗
性を発揮する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、（ａ）０．０５〜０．５μｍの平均
層厚を有し、組成式：（Ｔｉ1-XＣｒX）Ｎ（ただし、原
子比で、Ｘは０．０５〜０．２０を示す）を満足し、さ
らにＣｕ−Ｋα線を用いたＸ線回折装置による測定で、
（２００）面に最高ピークが現われ、かつ前記最高ピー
クの半価幅が２θで０．９度以下であるＸ線回折パター
ンを示すＴｉ−Ｃｒ複合窒化物層からなる結晶配向履歴
層を介して、（ｂ）０．５〜７μｍの平均層厚を有し、
組成式：（Ｃｒ1-YＶY）Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは
０．４〜０．７を示す）を満足し、同じくＣｕ−Ｋα線
を用いたＸ線回折装置による測定で、（２００）面に最
高ピークが現われ、かつ前記最高ピークの半価幅が２θ
で０．９度以下であるＸ線回折パターンを示すＣｒとＶ
の複合窒化物層からなる硬質被覆層を物理蒸着してな
る。
性を発揮する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、（ａ）０．０５〜０．５μｍの平均
層厚を有し、組成式：（Ｔｉ1-XＣｒX）Ｎ（ただし、原
子比で、Ｘは０．０５〜０．２０を示す）を満足し、さ
らにＣｕ−Ｋα線を用いたＸ線回折装置による測定で、
（２００）面に最高ピークが現われ、かつ前記最高ピー
クの半価幅が２θで０．９度以下であるＸ線回折パター
ンを示すＴｉ−Ｃｒ複合窒化物層からなる結晶配向履歴
層を介して、（ｂ）０．５〜７μｍの平均層厚を有し、
組成式：（Ｃｒ1-YＶY）Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは
０．４〜０．７を示す）を満足し、同じくＣｕ−Ｋα線
を用いたＸ線回折装置による測定で、（２００）面に最
高ピークが現われ、かつ前記最高ピークの半価幅が２θ
で０．９度以下であるＸ線回折パターンを示すＣｒとＶ
の複合窒化物層からなる硬質被覆層を物理蒸着してな
る。
Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、硬質被覆層がす
ぐれた高温特性を有し、したがって特に焼入れ鋼や合金
鋼などの高硬度鋼、さらに高硬度を有する各種Ｔｉ合金
などの被削材の高熱発生を伴う高速切削加工で、すぐれ
た耐摩耗性を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、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、切削工具として、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）の表面に、
組成式：（Ｃｒ1-YＶY）Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは
０．４〜０．７を示す）を満足するＣｒとＶの複合窒化
物［以下、（Ｃｒ，Ｖ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆
層を２〜１０μｍの平均層厚で物理蒸着してなる被覆超
硬工具が知られており、これが特に焼入れ鋼や合金鋼な
どの高硬度鋼、さらに高硬度を有する各種Ｔｉ合金など
の被削材の連続切削や断続切削加工に用いられることも
良く知られるところである。 【０００４】さらに、上記の被覆超硬工具が、例えば図
３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に上記の超硬基体を装入
し、ヒータで装置内を、例えば４５０℃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Ｃｒ−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：３０Ｖ、電流：８０Ａ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を導
入して、２Ｐａの反応雰囲気とし、一方上記超硬基体に
は、例えば−３００Ｖのバイアス電圧を印加した条件
で、前記超硬基体の表面に、上記（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層から
なる硬質被覆層を蒸着することにより製造されることも
知られている。 【０００５】 【発明が解決しようとする課題】近年の切削加工装置の
高性能化はめざましく、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、切削加工は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、これを通常の切削加工条件で
用いた場合には問題はないが、これを高い発熱を伴う高
速切削条件で用いた場合には、硬質被覆層の摩耗進行が
促進され、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状であ
る。 【０００６】 【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、高速切削加工ですぐれた耐摩耗
性を発揮する被覆超硬工具を開発すべく、特に上記の従
来被覆超硬工具を構成する硬質被覆層に着目し、研究を
行った結果、 （ａ）上記の従来被覆超硬工具を構成する（Ｃｒ，Ｖ）
Ｎ層からなる硬質被覆層は、Ｃｕ−Ｋα線を用いたＸ線
回折装置による測定で、図２に例示される通り（２０
０）面に最高ピークが現われ、かつ前記最高ピークの半
価幅が２θで１．２度以上であるＸ線回折パターンを示
すが、この硬質被覆層を超硬基体表面に物理蒸着形成す
るに先だって、予め組成式：（Ｔｉ1-XＣｒX）Ｎ（ただ
し、原子比で、Ｘは０．０５〜０．２０を示す）を満足
するＴｉ−Ｃｒ複合窒化物［以下、（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎで
示す］層をきわめて薄い０．０５〜０．５μｍの平均層
厚で蒸着形成しておくと、前記（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層は、
（２００）面に高配向し、前記（２００）面のピークの
半価幅が２θで０．９度以下のＸ線回折パターンを示す
ので、これの上に物理蒸着された、本来Ｘ線回折パター
ンの（２００）面におけるピークの半価幅が１．２度以
上であるＸ線回折パターンを示す前記（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層
も前記（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層による結晶配向履歴効果によ
って前記（２００）面のピークの半価幅が図１に例示さ
れる通り２θで０．９度以下の高配向Ｘ線回折パターン
を示すようになること。 【０００７】（ｂ）Ｘ線回折パターンの（２００）面に
おけるピークの半価幅が２θで０．９度以下を示す高配
向の（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層は、同ピークの半価幅が１．２度
以上の（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層に比して高温特性（高温耐酸化
性および高温硬さ）にすぐれているので、前記高配向の
（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層からなる硬質被覆層を超硬基体表面に
物理蒸着してなる被覆超硬工具は、高い発熱を伴う高硬
度鋼やＴｉ合金などの被削材の高速切削加工ですぐれた
耐摩耗性を発揮するようになること。以上（ａ）および
（ｂ）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、（ａ）０．０
５〜０．５μｍの平均層厚を有し、かつ、組成式：（Ｔ
ｉ1-XＣｒX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．０５〜
０．２０を示す）を満足満足し、さらに、Ｃｕ−Ｋα線
を用いたＸ線回折装置による測定で、（２００）面に最
高ピークが現われ、かつ前記最高ピークの半価幅が２θ
で０．９度以下であるＸ線回折パターンを示す（Ｔｉ，
Ｃｒ）Ｎ層からなる結晶配向履歴層を介して、（ｂ）
０．５〜７μｍの平均層厚を有し、組成式：（Ｃｒ1-Y
ＶY）Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは０．４〜０．７を示
す）を満足し、同じくＣｕ−Ｋα線を用いたＸ線回折装
置による測定で、（２００）面に最高ピークが現われ、
かつ前記最高ピークの半価幅が２θで０．９度以下であ
るＸ線回折パターンを示す（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層からなる硬
質被覆層を物理蒸着してなる、高速切削加工で硬質被覆
層がすぐれた耐摩耗性を発揮する被覆超硬工具に特徴を
有するものである。 【０００９】つぎに、この発明の被覆超硬工具におい
て、これを構成する結晶配向履歴層および硬質被覆層の
組成および平均層厚を上記の通りに限定した理由を説明
する。 （ａ）結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］ （Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層におけるＣｒ成分には、層の（２０
０）面を切刃のすくい面および逃げ面に対して垂直方向
に配向する作用があるが、Ｃｒの割合がＴｉとの合量に
占める割合（原子比）で０．０５未満では、（２００）
面への配向効果が不十分で、（２００）面に現われる最
高ピークの半価幅を２θで０．９度以下に高配向させる
ことができず、一方その割合が同じく０．２０を越えて
も、結晶配向が乱れるようになって、（２００）面を高
配向させることが困難になることから、その割合を０．
０５〜０．２０と定めた。また、その平均層厚が０．０
５μｍ未満では、（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層の本来有する（２
００）面の高配向性を硬質被覆層に転化する結晶配向履
歴効果を十分に発揮させることができず、一方この結晶
配向履歴効果は０．５μｍまでの平均層厚で十分である
ことから、その平均層厚を０．０５〜０．５μｍと定め
た。 【００１０】（ｂ）硬質被覆層［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］ （Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層のＶ成分には、靭性を有するＣｒＮに
高硬度を付与し、もって層の耐摩耗性を向上させる作用
があるが、その割合がＣｒとの合量に占める割合（原子
比）で０．４未満では所望の硬さ向上効果が得られず、
一方その割合が同じく０．７を越えると、切刃にチッピ
ング（微小欠け）などが発生し易くなることから、その
割合を０．４〜０．７と定めた。また、その平均層厚が
０．５μｍ未満では、所望の耐摩耗性を確保することが
できず、一方その平均層厚が７μｍを越えると、切刃に
チッピングが発生し易くなることから、その平均層厚を
０．５〜７μｍと定めた。さらに、Ｘ線回折パターンの
（２００）面に現われる最高ピークの半価幅：２θで
０．９度以下は、試験結果に基づいて経験的に定めたも
のであり、したがって前記半価幅が２θで０．９度以下
の場合に、特に高速切削加工ですぐれた耐摩耗性を発揮
し、前記半価幅が同０．９度を越えて大きくなる、すな
わち（２００）面の配向性が低下するようになると、所
望の耐摩耗性を確保することができなくなる、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：０．０３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。 【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３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結晶配向履歴層形成
用Ｔｉ−Ｃｒ合金および硬質被覆層形成用Ｃｒ−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７００℃に加熱した後、Ａ
ｒ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を導入して４Ｐａ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−３０ｖ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３，４に示される目標組成および目標層厚の結晶
配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ］および硬質被覆層［（Ｃ
ｒ，Ｖ）Ｎ層］を蒸着することにより、図４（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）１〜２０をそれぞれ製造した。また、比較
の目的で、表５，６に示される通り上記結晶配向履歴層
［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］の形成を行なわない以外は同一
の条件で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）１〜２０をそれぞれ製造した。 【００１４】つぎに、上記本発明被覆超硬チップ１〜２
０および従来被覆超硬チップ１〜２０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・ＳＫＤ６１（硬さ：ＨＲＣ４５） の
丸棒、 切削速度：８０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．５ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：３分、 の条件での焼入れ鋼の湿式高速連続旋削加工試験（水溶
性切削油使用）、 被削材：ＪＩＳ・ＳＮＣＭ４３９（硬さ：ＨＢ２９５）
の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、 切削速度：３３０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：３．２ｍｍ、 送り：０．３８ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：５分、 の条件での合金鋼の湿式高速断続旋削加工試験（水溶性
切削油使用）、さらに、被削材：Ｔｉ−６％Ａｌ−４％
Ｖ（質量％）の組成を有するＴｉ合金の丸棒、 切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：２．８ｍｍ、 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：８分、 の条件でのＴｉ合金の湿式高速連続旋削加工試験（水溶
性切削油使用）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７、８に
示した。 【００１５】 【表１】 【００１６】 【表２】【００１７】 【表３】 【００１８】 【表４】 【００１９】 【表５】【００２０】 【表６】 【００２１】 【表７】【００２２】 【表８】 【００２３】（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、および同１．８μｍのＣｏ
粉末を用意し、これら原料粉末をそれぞれ表９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、１０
０ＭＰａ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１３７０〜１４７０℃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９に示され
る組合せで、切刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１
３ｍｍ、１０ｍｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍ
ｍ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。 【００２４】ついで、これらの超硬基体（エンドミル）
ａ〜ｈの表面に、ホーニングを施し、アセトン中で超音
波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図３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、上記実
施例１と同一の条件で、表１０に示される目標組成およ
び目標層厚をもった結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ
層］および硬質被覆層［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］を蒸着する
ことにより、図５（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。また、比較の目的で、表１１に示され
る通り上記結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］の形
成を行なわない以外は同一の条件で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。 【００２５】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・ＳＮＣＭ４３９の板材、 切削速度：２８０ｍ／ｍｉｎ．、 軸方向切込み：６ｍｍ、 径方向切込み：０．２ｍｍ テーブル送り：２０００ｍｍ／分、 の条件での合金鋼の湿式高速側面切削加工試験、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にして、厚
さ：５０ｍｍ、組成：Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖ（質量
％）の板材、 切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ．、 軸方向切込み：５ｍｍ、 径方向切込み：０．２ｍｍ テーブル送り：８００ｍｍ／分、 の条件でのＴｉ合金の湿式高速側面切削加工試験、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・ＳＫＤ６１の板材、 切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、 軸方向切込み：１０ｍｍ、 径方向切込み：０．２ｍｍ、 テーブル送り：３０００ｍｍ／分、 の条件での焼入れ鋼の湿式高速側面切削加工試験（いず
れの試験も水溶性切削油使用）、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０．１ｍｍ減少するまでの切削長を測定
した。この測定結果を表１０、１１にそれぞれ示した。 【００２６】 【表９】 【００２７】 【表１０】【００２８】 【表１１】 【００２９】（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。 【００３０】ついで、これらの超硬基体（ドリル）ａ´
〜ｈ´の表面に、ホーニングを施し、アセトン中で超音
波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図３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、上記実
施例１と同一の条件で、表１２に示される目標組成およ
び目標層厚をもった結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ
層］および硬質被覆層［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］を蒸着する
ことにより、図６（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、従来被覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ
製造した。また、比較の目的で、表１３に示される通り
上記結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］の形成を行
なわない以外は同一の条件で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。 【００３１】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×２５０ｍｍにして、厚
さ：５０ｍｍ、組成：Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖ（質量
％）の板材、 切削速度：３８ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．１１ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件でのＴｉ合金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・ＳＫＤ６１の板材、 切削速度：４５ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．１５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件での焼入れ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・ＳＮＣＭ４３９の板材、 切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件での合金鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験、をそ
れぞれ行い、いずれの湿式高速穴あけ切削加工試験（水
溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．
３ｍｍ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１２、１３にそれぞれ示した。 【００３２】 【表１２】 【００３３】 【表１３】 【００３４】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１〜２０、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の結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］および硬
質被覆層［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］、並びに従来被覆超硬工
具としての従来被覆超硬チップ１〜２０、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［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］の組成について、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、それぞれ目標組成と実質的に同じ組成を示し
た。また、これらの本発明被覆超硬工具、並びに従来被
覆超硬工具の上記構成層の厚さを、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。さら
に、これらの本発明被覆超硬工具、並びに従来被覆超硬
工具の上記構成層をＣｕ−Ｋα線を用いたＸ線回折装置
にて切刃のすくい面および／または逃げ面を観察し、こ
の結果得られたＸ線回折パターンから（２００）面に現
われたピークの半価幅を測定し（この場合正確な測定が
困難な場合には、上記の実施例時にアークイオンプレー
ティング装置に同時に装入した測定ピースのＸ線回折パ
ターンを用いて測定した）、この測定結果を表３〜６お
よび表１０〜１３にそれぞれ示した。 【００３５】 【発明の効果】表３〜１３に示される結果から、結晶配
向履歴層の介在によって硬質被覆層の（２００）面が高
配向し、これによってすぐれた高温特性（高温耐酸化性
および高温硬さ）を具備すようになる本発明被覆超硬工
具は、いずれも高硬度鋼やＴｉ合金の切削加工を高い発
熱を伴う高速で行っても、すぐれた耐摩耗性を発揮する
のに対して、硬質被覆層の（２００）面の配向性の低い
従来被覆超硬工具においては、高温を伴う高速切削加工
では切刃の摩耗進行が速く、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、特に焼入れ鋼や高炭素鋼などの高硬度
鋼、さらに高硬度を有する各種Ｔｉ合金などの被削材の
高速切削加工でもすぐれた耐摩耗性を発揮し、長期に亘
ってすぐれた切削性能を示すものであるから、切削加工
装置の高性能化、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。
ぐれた高温特性を有し、したがって特に焼入れ鋼や合金
鋼などの高硬度鋼、さらに高硬度を有する各種Ｔｉ合金
などの被削材の高熱発生を伴う高速切削加工で、すぐれ
た耐摩耗性を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、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、切削工具として、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）の表面に、
組成式：（Ｃｒ1-YＶY）Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは
０．４〜０．７を示す）を満足するＣｒとＶの複合窒化
物［以下、（Ｃｒ，Ｖ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆
層を２〜１０μｍの平均層厚で物理蒸着してなる被覆超
硬工具が知られており、これが特に焼入れ鋼や合金鋼な
どの高硬度鋼、さらに高硬度を有する各種Ｔｉ合金など
の被削材の連続切削や断続切削加工に用いられることも
良く知られるところである。 【０００４】さらに、上記の被覆超硬工具が、例えば図
３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に上記の超硬基体を装入
し、ヒータで装置内を、例えば４５０℃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Ｃｒ−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：３０Ｖ、電流：８０Ａ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を導
入して、２Ｐａの反応雰囲気とし、一方上記超硬基体に
は、例えば−３００Ｖのバイアス電圧を印加した条件
で、前記超硬基体の表面に、上記（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層から
なる硬質被覆層を蒸着することにより製造されることも
知られている。 【０００５】 【発明が解決しようとする課題】近年の切削加工装置の
高性能化はめざましく、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、切削加工は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、これを通常の切削加工条件で
用いた場合には問題はないが、これを高い発熱を伴う高
速切削条件で用いた場合には、硬質被覆層の摩耗進行が
促進され、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状であ
る。 【０００６】 【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、高速切削加工ですぐれた耐摩耗
性を発揮する被覆超硬工具を開発すべく、特に上記の従
来被覆超硬工具を構成する硬質被覆層に着目し、研究を
行った結果、 （ａ）上記の従来被覆超硬工具を構成する（Ｃｒ，Ｖ）
Ｎ層からなる硬質被覆層は、Ｃｕ−Ｋα線を用いたＸ線
回折装置による測定で、図２に例示される通り（２０
０）面に最高ピークが現われ、かつ前記最高ピークの半
価幅が２θで１．２度以上であるＸ線回折パターンを示
すが、この硬質被覆層を超硬基体表面に物理蒸着形成す
るに先だって、予め組成式：（Ｔｉ1-XＣｒX）Ｎ（ただ
し、原子比で、Ｘは０．０５〜０．２０を示す）を満足
するＴｉ−Ｃｒ複合窒化物［以下、（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎで
示す］層をきわめて薄い０．０５〜０．５μｍの平均層
厚で蒸着形成しておくと、前記（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層は、
（２００）面に高配向し、前記（２００）面のピークの
半価幅が２θで０．９度以下のＸ線回折パターンを示す
ので、これの上に物理蒸着された、本来Ｘ線回折パター
ンの（２００）面におけるピークの半価幅が１．２度以
上であるＸ線回折パターンを示す前記（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層
も前記（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層による結晶配向履歴効果によ
って前記（２００）面のピークの半価幅が図１に例示さ
れる通り２θで０．９度以下の高配向Ｘ線回折パターン
を示すようになること。 【０００７】（ｂ）Ｘ線回折パターンの（２００）面に
おけるピークの半価幅が２θで０．９度以下を示す高配
向の（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層は、同ピークの半価幅が１．２度
以上の（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層に比して高温特性（高温耐酸化
性および高温硬さ）にすぐれているので、前記高配向の
（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層からなる硬質被覆層を超硬基体表面に
物理蒸着してなる被覆超硬工具は、高い発熱を伴う高硬
度鋼やＴｉ合金などの被削材の高速切削加工ですぐれた
耐摩耗性を発揮するようになること。以上（ａ）および
（ｂ）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、（ａ）０．０
５〜０．５μｍの平均層厚を有し、かつ、組成式：（Ｔ
ｉ1-XＣｒX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．０５〜
０．２０を示す）を満足満足し、さらに、Ｃｕ−Ｋα線
を用いたＸ線回折装置による測定で、（２００）面に最
高ピークが現われ、かつ前記最高ピークの半価幅が２θ
で０．９度以下であるＸ線回折パターンを示す（Ｔｉ，
Ｃｒ）Ｎ層からなる結晶配向履歴層を介して、（ｂ）
０．５〜７μｍの平均層厚を有し、組成式：（Ｃｒ1-Y
ＶY）Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは０．４〜０．７を示
す）を満足し、同じくＣｕ−Ｋα線を用いたＸ線回折装
置による測定で、（２００）面に最高ピークが現われ、
かつ前記最高ピークの半価幅が２θで０．９度以下であ
るＸ線回折パターンを示す（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層からなる硬
質被覆層を物理蒸着してなる、高速切削加工で硬質被覆
層がすぐれた耐摩耗性を発揮する被覆超硬工具に特徴を
有するものである。 【０００９】つぎに、この発明の被覆超硬工具におい
て、これを構成する結晶配向履歴層および硬質被覆層の
組成および平均層厚を上記の通りに限定した理由を説明
する。 （ａ）結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］ （Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層におけるＣｒ成分には、層の（２０
０）面を切刃のすくい面および逃げ面に対して垂直方向
に配向する作用があるが、Ｃｒの割合がＴｉとの合量に
占める割合（原子比）で０．０５未満では、（２００）
面への配向効果が不十分で、（２００）面に現われる最
高ピークの半価幅を２θで０．９度以下に高配向させる
ことができず、一方その割合が同じく０．２０を越えて
も、結晶配向が乱れるようになって、（２００）面を高
配向させることが困難になることから、その割合を０．
０５〜０．２０と定めた。また、その平均層厚が０．０
５μｍ未満では、（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層の本来有する（２
００）面の高配向性を硬質被覆層に転化する結晶配向履
歴効果を十分に発揮させることができず、一方この結晶
配向履歴効果は０．５μｍまでの平均層厚で十分である
ことから、その平均層厚を０．０５〜０．５μｍと定め
た。 【００１０】（ｂ）硬質被覆層［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］ （Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層のＶ成分には、靭性を有するＣｒＮに
高硬度を付与し、もって層の耐摩耗性を向上させる作用
があるが、その割合がＣｒとの合量に占める割合（原子
比）で０．４未満では所望の硬さ向上効果が得られず、
一方その割合が同じく０．７を越えると、切刃にチッピ
ング（微小欠け）などが発生し易くなることから、その
割合を０．４〜０．７と定めた。また、その平均層厚が
０．５μｍ未満では、所望の耐摩耗性を確保することが
できず、一方その平均層厚が７μｍを越えると、切刃に
チッピングが発生し易くなることから、その平均層厚を
０．５〜７μｍと定めた。さらに、Ｘ線回折パターンの
（２００）面に現われる最高ピークの半価幅：２θで
０．９度以下は、試験結果に基づいて経験的に定めたも
のであり、したがって前記半価幅が２θで０．９度以下
の場合に、特に高速切削加工ですぐれた耐摩耗性を発揮
し、前記半価幅が同０．９度を越えて大きくなる、すな
わち（２００）面の配向性が低下するようになると、所
望の耐摩耗性を確保することができなくなる、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：０．０３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。 【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３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結晶配向履歴層形成
用Ｔｉ−Ｃｒ合金および硬質被覆層形成用Ｃｒ−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７００℃に加熱した後、Ａ
ｒ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を導入して４Ｐａ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−３０ｖ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３，４に示される目標組成および目標層厚の結晶
配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ］および硬質被覆層［（Ｃ
ｒ，Ｖ）Ｎ層］を蒸着することにより、図４（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）１〜２０をそれぞれ製造した。また、比較
の目的で、表５，６に示される通り上記結晶配向履歴層
［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］の形成を行なわない以外は同一
の条件で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）１〜２０をそれぞれ製造した。 【００１４】つぎに、上記本発明被覆超硬チップ１〜２
０および従来被覆超硬チップ１〜２０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・ＳＫＤ６１（硬さ：ＨＲＣ４５） の
丸棒、 切削速度：８０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．５ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：３分、 の条件での焼入れ鋼の湿式高速連続旋削加工試験（水溶
性切削油使用）、 被削材：ＪＩＳ・ＳＮＣＭ４３９（硬さ：ＨＢ２９５）
の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、 切削速度：３３０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：３．２ｍｍ、 送り：０．３８ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：５分、 の条件での合金鋼の湿式高速断続旋削加工試験（水溶性
切削油使用）、さらに、被削材：Ｔｉ−６％Ａｌ−４％
Ｖ（質量％）の組成を有するＴｉ合金の丸棒、 切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：２．８ｍｍ、 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：８分、 の条件でのＴｉ合金の湿式高速連続旋削加工試験（水溶
性切削油使用）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７、８に
示した。 【００１５】 【表１】 【００１６】 【表２】【００１７】 【表３】 【００１８】 【表４】 【００１９】 【表５】【００２０】 【表６】 【００２１】 【表７】【００２２】 【表８】 【００２３】（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、および同１．８μｍのＣｏ
粉末を用意し、これら原料粉末をそれぞれ表９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、１０
０ＭＰａ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１３７０〜１４７０℃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９に示され
る組合せで、切刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１
３ｍｍ、１０ｍｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍ
ｍ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。 【００２４】ついで、これらの超硬基体（エンドミル）
ａ〜ｈの表面に、ホーニングを施し、アセトン中で超音
波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図３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、上記実
施例１と同一の条件で、表１０に示される目標組成およ
び目標層厚をもった結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ
層］および硬質被覆層［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］を蒸着する
ことにより、図５（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。また、比較の目的で、表１１に示され
る通り上記結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］の形
成を行なわない以外は同一の条件で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。 【００２５】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・ＳＮＣＭ４３９の板材、 切削速度：２８０ｍ／ｍｉｎ．、 軸方向切込み：６ｍｍ、 径方向切込み：０．２ｍｍ テーブル送り：２０００ｍｍ／分、 の条件での合金鋼の湿式高速側面切削加工試験、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にして、厚
さ：５０ｍｍ、組成：Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖ（質量
％）の板材、 切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ．、 軸方向切込み：５ｍｍ、 径方向切込み：０．２ｍｍ テーブル送り：８００ｍｍ／分、 の条件でのＴｉ合金の湿式高速側面切削加工試験、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・ＳＫＤ６１の板材、 切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、 軸方向切込み：１０ｍｍ、 径方向切込み：０．２ｍｍ、 テーブル送り：３０００ｍｍ／分、 の条件での焼入れ鋼の湿式高速側面切削加工試験（いず
れの試験も水溶性切削油使用）、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０．１ｍｍ減少するまでの切削長を測定
した。この測定結果を表１０、１１にそれぞれ示した。 【００２６】 【表９】 【００２７】 【表１０】【００２８】 【表１１】 【００２９】（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。 【００３０】ついで、これらの超硬基体（ドリル）ａ´
〜ｈ´の表面に、ホーニングを施し、アセトン中で超音
波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図３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、上記実
施例１と同一の条件で、表１２に示される目標組成およ
び目標層厚をもった結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ
層］および硬質被覆層［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］を蒸着する
ことにより、図６（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、従来被覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ
製造した。また、比較の目的で、表１３に示される通り
上記結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］の形成を行
なわない以外は同一の条件で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。 【００３１】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×２５０ｍｍにして、厚
さ：５０ｍｍ、組成：Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖ（質量
％）の板材、 切削速度：３８ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．１１ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件でのＴｉ合金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・ＳＫＤ６１の板材、 切削速度：４５ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．１５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件での焼入れ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・ＳＮＣＭ４３９の板材、 切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ．、 送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件での合金鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験、をそ
れぞれ行い、いずれの湿式高速穴あけ切削加工試験（水
溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．
３ｍｍ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１２、１３にそれぞれ示した。 【００３２】 【表１２】 【００３３】 【表１３】 【００３４】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１〜２０、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の結晶配向履歴層［（Ｔｉ，Ｃｒ）Ｎ層］および硬
質被覆層［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］、並びに従来被覆超硬工
具としての従来被覆超硬チップ１〜２０、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［（Ｃｒ，Ｖ）Ｎ層］の組成について、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、それぞれ目標組成と実質的に同じ組成を示し
た。また、これらの本発明被覆超硬工具、並びに従来被
覆超硬工具の上記構成層の厚さを、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。さら
に、これらの本発明被覆超硬工具、並びに従来被覆超硬
工具の上記構成層をＣｕ−Ｋα線を用いたＸ線回折装置
にて切刃のすくい面および／または逃げ面を観察し、こ
の結果得られたＸ線回折パターンから（２００）面に現
われたピークの半価幅を測定し（この場合正確な測定が
困難な場合には、上記の実施例時にアークイオンプレー
ティング装置に同時に装入した測定ピースのＸ線回折パ
ターンを用いて測定した）、この測定結果を表３〜６お
よび表１０〜１３にそれぞれ示した。 【００３５】 【発明の効果】表３〜１３に示される結果から、結晶配
向履歴層の介在によって硬質被覆層の（２００）面が高
配向し、これによってすぐれた高温特性（高温耐酸化性
および高温硬さ）を具備すようになる本発明被覆超硬工
具は、いずれも高硬度鋼やＴｉ合金の切削加工を高い発
熱を伴う高速で行っても、すぐれた耐摩耗性を発揮する
のに対して、硬質被覆層の（２００）面の配向性の低い
従来被覆超硬工具においては、高温を伴う高速切削加工
では切刃の摩耗進行が速く、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、特に焼入れ鋼や高炭素鋼などの高硬度
鋼、さらに高硬度を有する各種Ｔｉ合金などの被削材の
高速切削加工でもすぐれた耐摩耗性を発揮し、長期に亘
ってすぐれた切削性能を示すものであるから、切削加工
装置の高性能化、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。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明被覆超硬チップ３の硬質被覆層が示すＸ
線回折パターンである。 【図２】従来被覆超硬チップ３の硬質被覆層が示すＸ線
回折パターンである。 【図３】アークイオンプレーティング装置の概略説明図
である。 【図４】（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。 【図５】（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。 【図６】（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。
線回折パターンである。 【図２】従来被覆超硬チップ３の硬質被覆層が示すＸ線
回折パターンである。 【図３】アークイオンプレーティング装置の概略説明図
である。 【図４】（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。 【図５】（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。 【図６】（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。
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
(72)発明者 田代 安彦
茨城県那珂郡那珂町向山1002−14 三菱マ
テリアル株式会社総合研究所那珂研究セン
ター内
(72)発明者 藤澤 隆史
茨城県結城郡石下町大字古間木1511番地
三菱マテリアル株式会社筑波製作所内
Ｆターム(参考） 3C037 CC02 CC04 CC09 CC11
3C046 FF03 FF05 FF10 FF11 FF16
FF19 FF25
4K029 AA02 BA02 BA07 BA17 BA58
BB02 BC02 BD05 CA00
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 【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、 （ａ）０．０５〜０．５μｍの平均層厚を有し、 組成式：（Ｔｉ1-XＣｒX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは
０．０５〜０．２０を示す）を満足し、 さらに、Ｃｕ−Ｋα線を用いたＸ線回折装置による測定
で、（２００）面に最高ピークが現われ、かつ前記最高
ピークの半価幅が２θで０．９度以下であるＸ線回折パ
ターンを示すＴｉ−Ｃｒ複合窒化物層からなる結晶配向
履歴層を介して、 （ｂ）０．５〜７μｍの平均層厚を有し、 組成式：（Ｃｒ1-YＶY）Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは
０．４〜０．７を示す）を満足し、 同じくＣｕ−Ｋα線を用いたＸ線回折装置による測定
で、（２００）面に最高ピークが現われ、かつ前記最高
ピークの半価幅が２θで０．９度以下であるＸ線回折パ
ターンを示すＣｒとＶの複合窒化物層からなる硬質被覆
層を物理蒸着してなる、高速切削加工で硬質被覆層がす
ぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工
具。
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|---|---|---|---|
| JP2001337458A JP3879113B2 (ja) | 2001-11-02 | 2001-11-02 | 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具 |
Applications Claiming Priority (1)
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|---|---|---|---|
| JP2001337458A JP3879113B2 (ja) | 2001-11-02 | 2001-11-02 | 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2003136305A true JP2003136305A (ja) | 2003-05-14 |
| JP3879113B2 JP3879113B2 (ja) | 2007-02-07 |
Family
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Family Applications (1)
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|---|---|---|---|
| JP2001337458A Expired - Fee Related JP3879113B2 (ja) | 2001-11-02 | 2001-11-02 | 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具 |
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|---|---|
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Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2010150335A1 (ja) * | 2009-06-22 | 2010-12-29 | 株式会社タンガロイ | 被覆立方晶窒化硼素焼結体工具 |
| US8673435B2 (en) | 2010-07-06 | 2014-03-18 | Tungaloy Corporation | Coated cBN sintered body tool |
| US8765272B2 (en) | 2009-03-10 | 2014-07-01 | Tungaloy Corporation | Cermet and coated cermet |
| US8999531B2 (en) | 2010-04-16 | 2015-04-07 | Tungaloy Corporation | Coated CBN sintered body |
| EP3467150A1 (en) * | 2017-09-29 | 2019-04-10 | Union Tool Co. | Hard coating for cutting tools |
-
2001
- 2001-11-02 JP JP2001337458A patent/JP3879113B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US8765272B2 (en) | 2009-03-10 | 2014-07-01 | Tungaloy Corporation | Cermet and coated cermet |
| WO2010150335A1 (ja) * | 2009-06-22 | 2010-12-29 | 株式会社タンガロイ | 被覆立方晶窒化硼素焼結体工具 |
| JPWO2010150335A1 (ja) * | 2009-06-22 | 2012-12-06 | 株式会社タンガロイ | 被覆立方晶窒化硼素焼結体工具 |
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| US8673435B2 (en) | 2010-07-06 | 2014-03-18 | Tungaloy Corporation | Coated cBN sintered body tool |
| EP3467150A1 (en) * | 2017-09-29 | 2019-04-10 | Union Tool Co. | Hard coating for cutting tools |
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