JP2004291150A

JP2004291150A - 立方晶窒化硼素焼結体回転工具

Info

Publication number: JP2004291150A
Application number: JP2003086710A
Authority: JP
Inventors: Haruhiko Sei; 晴彦清
Original assignee: Tungaloy Corp
Current assignee: Tungaloy Corp
Priority date: 2003-03-27
Filing date: 2003-03-27
Publication date: 2004-10-21

Abstract

【課題】超硬合金のシャンク部を有する立方晶窒化硼素焼結体回転工具は、超硬合金のシャンク部が折れやすいという問題がある。特に高効率加工を行う小径の立方晶窒化硼素焼結体エンドミルではシャンク部で破損しやすい。
【解決手段】シャンク部である超硬合金の鉄族金属含有量が８〜２４重量％であると、シャンク部の折損が減少する。超硬合金の坑折力強度は２〜３ＧＰａであり、超硬合金の硬さＨＲＡは８３〜９１であると折損が少ない。本発明の中でも立方晶窒化硼素焼結体エンドミルにおいて効果が高く、折損率が大きく低下する。

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、超硬合金シャンク部を有する立方晶窒化硼素焼結体回転工具に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来の立方晶窒化硼素焼結体回転工具の製造方法として、超硬合金板上に立方晶窒化硼素焼結体層を接合したブランクスをワイヤーカットにより棒状に切り出し、立方晶窒化硼素焼結体を刃先部に刃付け加工する方法がある（例えば、特許文献１参照）。
【０００３】
【特許文献１】
特開昭６１−２８８９４１号公報
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
超硬合金のシャンク部を有する立方晶窒化硼素焼結体回転工具は、超硬合金のシャンク部が折れやすいという問題がある。特に高効率加工を行う小径の立方晶窒化硼素焼結体エンドミルではシャンク部で破損しやすい。そこで、本発明はシャンク部が折れにくい立方晶窒化硼素焼結体回転工具の提供を目的とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
本発明者は、シャンク部が折れにくい立方晶窒化硼素焼結体回転工具について研究を重ねたところ、シャンク部にあたる超硬合金の鉄族金属含有量を８〜２４重量％とすると、シャンク部の折損が減少するという知見を得ることができた。
【０００６】
すなわち、本発明は、超硬合金のシャンク部と立方晶窒化硼素焼結体の刃先部を有する立方晶窒化硼素焼結体回転工具であって、該超硬合金の鉄族金属含有量が８〜２４重量％である立方晶窒化硼素焼結体回転工具である。本発明の立方晶窒化硼素焼結体回転工具において、超硬合金と立方晶窒化硼素焼結体は、接合、ロウ付け、０．０１〜１０ｍｍ厚さの合金層を介した接合、０．０１〜１０ｍｍ厚さの合金層を介したロウ付けのいずれによる接着方法でも良いが、その中でも直接的な接合は、接着力が高く好ましい。
【０００７】
刃先部を形成する立方晶窒化硼素焼結体は、立方晶窒化硼素：立方晶窒化硼素焼結体全体に対して５〜９５体積％と、周期律表４ａ，５ａ，６ａ族元素、Ａｌ、Ｃｏの金属、炭化物、窒化物、酸化物、硼化物およびこれらの固溶体の中から選ばれたすくなくとも１種：残部とで構成される。立方晶窒化硼素が５体積％未満では、立方晶窒化硼素焼結体の耐欠損性が低下する。立方晶窒化硼素が９５体積％を超えると焼結性が低下する。立方晶窒化硼素の含有量は好ましくは４０〜９５体積％であり、その中でも特に６０〜９０体積％が好ましい。
【０００８】
シャンク部を形成する超硬合金は、鉄族金属の中から選ばれた少なくとも１種の結合相：超硬合金全体に対して８〜２４重量％と、周期律表４ａ，５ａ，６ａ族元素の炭化物、窒化物およびこれらの固溶体の中から選ばれた少なくとも１種の硬質相：残部とから構成された焼結合金である。具体的には、ＷＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−（Ｗ，Ｔａ，Ｔｉ）Ｃ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−Ｎｉ系合金、ＷＣ−（Ｗ，Ｔａ，Ｔｉ）Ｃ−Ｎｉ系合金などを挙げることができる。これらの中でもＷＣ−Ｃｏ系合金は、靱性が高いため好ましい。ここで鉄族金属は、Ｆｅ，Ｃｏ，Ｎｉを示す。その中でもＣｏが耐熱性と焼結性に優れるため好ましい。超硬合金の鉄族金属含有量が８重量％未満では折損しやすく、２４重量％を超えると隣接する立方晶窒化硼素焼結体に影響を与え、立方晶窒化硼素焼結体が組成異常を起こす。したがって、鉄族金属含有量を８〜２４重量％とした。その中でも１０〜２０重量％が好ましい。
【０００９】
超硬合金の坑折力強度は、２〜３ＧＰａであると好ましい。抗折力強度が２ＧＰａ未満であるとシャンク部が折損しやすく、３Ｐａを超えることは実用的ではないため、抗折力強度を２〜３ＧＰａとした。
【００１０】
超硬合金の硬さＨＲＡは８３〜９１であると好ましい。硬さＨＲＡが８３未満であるとシャンク部が摩耗しやすく、９１を超えるとシャンク部が折損しやすいため、硬さＨＲＡを８３〜９１とした。
【００１１】
刃先部の立方晶窒化硼素焼結体に耐摩耗性を向上させるため被膜を被覆すると好ましい。被膜は、周期律表４ａ，５ａ，６ａ族元素、Ａｌ、Ｓｉの炭化物、窒化物、酸化物およびこれらの固溶体の中から選ばれた少なくとも１種、硬質炭素であり、具体的には、ＴｉＣ、ＴｉＮ、Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ、（Ｔｉ，Ａｌ）（Ｃ，Ｎ）、（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ、（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）（Ｃ，Ｎ）、Ａｌ_２Ｏ_３、ダイヤモンド、ダイヤモンド状カーボンが挙げられる。その中でも、ＴｉＮ、Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎは、耐摩耗性を向上させる効果が高く好ましい。
【００１２】
本発明の立方晶窒化硼素焼結体回転工具の中でも、高能率加工を行う直径φ１０ｍｍ以下の小型の立方晶窒化硼素焼結体エンドミルにおいて、折損率の低減効果が高い。これは、小径のシャンク部に高負荷がかかるためである。例えば、直径φ０．２〜１０ｍｍの立方晶窒化硼素焼結体エンドミルを挙げることができる。
【００１３】
本発明の立方晶窒化硼素焼結体回転工具は、鉄族金属の中から選ばれた少なくとも１種を８〜２４重量％含有する超硬合金と立方晶窒化硼素焼結体を有する立方晶窒化硼素焼結体ブランクスから切り出した棒状素材を加工することによって作製することができる。
【００１４】
【実施例１】
市販の平均粒径２μｍの立方晶窒化硼素粉末：６０体積％と、平均粒径１μｍのＴｉＮ粉末：３０体積％と、平均粒径１μｍのＡｌ粉末：１０体積％とからなる混合物を表１に示す組成のＷＣ−Ｃｏ系超硬合金板上に設置したのち、超高圧高温発生装置により、圧力：５ＧＰａ、温度：１５００℃、３０分間の条件で焼結を行った。焼結後の立方晶窒化硼素焼結体ブランクスは、立方晶窒化硼素焼結体層厚さ２ｍｍ、超硬合金板厚さ１５ｍｍであった。なお、残ＷＣ−２５重量％Ｃｏ超硬合金の板を使用した比較品３は、焼結時に超硬合金に含まれるＣｏが立方晶窒化硼素焼結体中に浸み上がり、立方晶窒化硼素焼結体が組成異常を起こした。
【００１５】
図１に示すように立方晶窒化硼素焼結体ブランクスからワイヤーカットにて直径２．５ｍｍのマッチ棒状の棒状素材に切り出した。棒状素材の外周を研磨した後、刃付け加工を行い、立方晶窒化硼素焼結体の刃先部と超硬合金のシャンク部が接合した発明品１〜４、比較品１〜３の立方晶窒化硼素焼結体ボールエンドミルを作製した。発明品１〜４、比較品１〜３を各１０本ずつを用いてＳＫＤ１１金型加工テストを実施した。テスト条件は、被削材：ＳＫＤ１１、切削速度：Ｖｃ＝１５０ｍ／ｍｉｎ、１刃当たりの送り：ｆ＝０．０３ｍｍ／刃、切り込み：ａｐ＝０．２ｍｍ、実切削長：１００ｍである。加工テストに供したボールエンドミルの途中折損数、折損率を表１に示す。
【００１６】
【表１】

１）立方晶窒化硼素焼結体が組成異常になった。
【００１７】
すべての途中折損はシャンク部で発生していた。これらの結果から、Ｃｏ量が多く、坑折力強度が高い超硬合金をシャンク部に使用した発明品１〜４の折損率が低いことがわかる。
【００１８】
【実施例２】
発明品１〜４、比較品１、２の立方晶窒化硼素焼結体ボールエンドミルに物理蒸着法によって膜厚２μｍのＴｉＡｌＮコートを施し、発明品５〜８、比較品４、５を作製した。発明品５〜８、比較品４、５を各１０本ずつを用いてＳＫＤ１１金型加工テストを実施した。テスト条件は、切削速度：Ｖｃ＝２５０ｍ／ｍｉｎ、１刃当たりの送り：ｆ＝０．０３ｍｍ／刃、切り込み：ａｐ＝０．２ｍｍ、実切削長：１００ｍである。加工テスト中に供したボールエンドミルの途中折損数、折損率を表２に示す。
【００１９】
【表２】

【００２０】
切削速度が速くなるとシャンク部にかかる負担も増すため、折損率も高くなった。比較品４、５に比べ、発明品５〜８は、折損率が低い。特に高効率加工ではＣｏ量が多く坑折力が高い超硬合金を使用すると、折損率が減少する。
【００２１】
【実施例３】
市販の平均粒径２μｍの立方晶窒化硼素（ｃＢＮ）粉末、平均粒径１μｍのＴｉＮ粉末、平均粒径１μｍのＡｌ粉末、平均粒径１μｍのＣｏ粉末を用意する。表３に示す配合組成の混合粉末を表３に示す組成の超硬合金の板上に設置する。超高圧高温発生装置により圧力６ＧＰａ、温度１６００℃、３０分間の条件で焼結を行った。得られた立方晶窒化硼素焼結体ブランクスは立方晶窒化硼素層厚さ２ｍｍ、超硬合金板厚さ１５ｍｍ程度であった。これらの立方晶窒化硼素焼結体ブランクスから図１のようにワイヤーカットにて直径２．５ｍｍのマッチ棒状に切り出し、外周を研磨した後、立方晶窒化硼素焼結体に刃付け加工を行い、発明品９〜１４、比較品６〜８の立方晶窒化硼素焼結体ボールエンドミルを作製した。発明品９〜１４、比較品６〜８を各１０本ずつを用いてＳＫＤ１１金型加工テストを実施した。テスト条件は、切削速度：Ｖｃ＝１５０ｍ／ｍｉｎ、１刃当たりの送り：ｆ＝０．０３ｍｍ／刃、切り込み：ａｐ＝０．２ｍｍ、実切削長：１００ｍで行った。加工テスト中に供したボールエンドミルの途中折損数、折損率を表３に示す。
【００２２】
【表３】

２）立方晶窒化硼素焼結体が組成異常になった。
３）立方晶窒化硼素焼結体が十分焼結しなかった。
【００２３】
９８体積％ｃＢＮの比較品８は、焼結不良で工具化できなかった。残ＷＣ−３５重量％Ｃｏ超硬合金板とともに焼結した比較品７は、立方晶窒化硼素焼結体中にＣｏが浸み上がり、立方晶窒化硼素焼結体が組成異常になった。比較品６はすべて折損した。折損した試料は、すべて超硬合金シャンク部で折損が発生していた。これに対して発明品１１，１２は１０本とも加工可能であった。なお、発明品９，１０のうち、折損した試料には欠けが見られたことから、欠けにより切削抵抗が増加し折損したと思われる。また、発明品１３、１４については、立方晶窒化硼素焼結体刃先の摩耗量が大きいことから、折損した試料は摩耗量が増大ともなって切削抵抗が増加し折損したと思われる。
【００２４】
【発明の効果】
本発明の立方晶窒化硼素焼結体回転工具を使用することにより、超硬シャンク部の折損を抑えることができ、立方晶窒化硼素焼結体回転工具の寿命向上、寿命安定が可能となる。また、硬質被膜を被覆することにより、さらなる加工効率向上も可能となる。
【００２５】
【図面の簡単な説明】
【図１】立方晶窒化硼素焼結体ブランクスから棒状素材を取り出す様子を示す概念図
【図２】（ａ）は棒状素材である。（ｂ）は本発明立方晶窒化硼素焼結体ボールエンドミルの実施例である。（ｃ）は本発明立方晶窒化硼素焼結体ドリルの実施例である。
【符号の説明】
１…立方晶窒化硼素焼結体ブランクス
２…立方晶窒化硼素焼結体
３…超硬合金板
４…端面
５…切断面
６…棒状素材
７…立方晶窒化硼素焼結体（刃先部）
８…超硬合金（シャンク部）
９…立方晶窒化硼素焼結体ボールエンドミル
１０…立方晶窒化硼素焼結体ドリル

Claims

超硬合金のシャンク部と立方晶窒化硼素焼結体の刃先部を有する立方晶窒化硼素焼結体回転工具であって、該超硬合金に鉄族金属の中から選ばれた少なくとも１種が８〜２４重量％含有される立方晶窒化硼素焼結体回転工具。
前記超硬合金の坑折力強度が２〜３ＧＰａである請求項１に記載の立方晶窒化硼素焼結体回転工具。
前記超硬合金の硬さＨＲＡは８３〜９１である請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素焼結体回転工具。
前記立方晶窒化硼素焼結体は立方晶窒化硼素を４０〜９５体積％含有する請求項１〜３のいずれか１項に記載の立方晶窒化硼素焼結体回転工具。
前記刃先部に被膜が被覆されている請求項１〜４のいずれか１項に記載の立方晶窒化硼素焼結体回転工具。
前記被膜は、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ，Ｔｉ（Ｃ，Ｎ），ＴｉＮである請求項５に記載の立方晶窒化硼素焼結体回転工具。
前記立方晶窒化硼素焼結体回転工具は、立方晶窒化硼素焼結体エンドミルである請求項１〜６のいずれか１項に記載の立方晶窒化硼素焼結体回転工具。
鉄族金属の中から選ばれた少なくとも１種を８〜２４重量％含有する超硬合金と立方晶窒化硼素焼結体とを有する立方晶窒化硼素焼結体ブランクス。