JP2007021650A - 難削材の重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具 - Google Patents

Abstract

【課題】難削材の重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング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または炭窒化チタン系サーメットからなる超硬基体の表面に、（ａ）０．５〜２μｍの平均層厚を有し、かつ、特定の組成式を満足する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる基体密着層、（ｂ）１〜５μｍの平均層厚を有し、かつ、特定の組成式を満足する（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層からなる下部層、（ｃ）０．１〜１．５μｍの平均層厚を有するＣｒＮ層からなる層間密着層、（ｄ）１〜５μｍの平均層厚を有し、かつＣｒ_２Ｏ_３の素地に、前記Ｃｒ_２Ｏ_３との合量に占める割合で０．１〜５原子％の金属Ｃｒが分散分布した組織を有するＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層からなる上部層、以上（ａ）〜（ｄ）で構成された硬質被覆層を形成してなる。
【選択図】なし

Description

この発明は、特にステンレス鋼や高マンガン鋼、さらに軟鋼などの難削材の切削加工を高切り込みや高送りなどの重切削条件で行った場合に、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング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。

一般に、被覆超硬工具には、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。

また、被覆超硬工具として、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）基サーメットで構成された超硬基体の表面に、
組成式：（Ｔｉ_{1-（Ｘ＋Ｙ）}Ａｌ_ＸＳｉ_Ｙ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．３０〜０．７０、Ｙは０．０１〜０．１０を示す）を満足するＴｉとＡｌとＢ（ボロン）の複合窒化物［以下、（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆層を１〜１５μｍ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、かつ前記被覆超硬工具の硬質被覆層である（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層が、構成成分であるＡｌによって高温硬さと耐熱性、同Ｔｉによって高温強度を具備し、さらにＳｉの含有によって一段と耐熱性の向上したものになっていることから、これを各種の一般鋼や普通鋳鉄などの連続切削や断続切削加工に用いた場合にすぐれた切削性能を発揮することも知られている。

さらに、上記の被覆超硬工具が、例えば図２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Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ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を導入して、例えば２Ｐａの反応雰囲気とし、一方上記超硬基体には、例えば−１００Ｖ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（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）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。
特許第２７９３７７３号明細書

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、切削工具には被削材の材種にできるだけ影響を受けない汎用性、すなわち、できるだけ多くの材種の切削加工が可能な切削工具が求められる傾向にあるが、上記の従来被覆超硬工具においては、これを低合金鋼や炭素鋼などの一般鋼や、ダクタイル鋳鉄やねずみ鋳鉄などの普通鋳鉄の切削加工に用いた場合には問題はないが、特に切粉の粘性が高く、かつ工具表面に溶着し易いステンレス鋼や高マンガン鋼、さらに軟鋼などの難削材の切削加工を、切刃部に高負荷が局部的にかかる高切り込みや高送りなどの重切削条件で行った場合には、切削時の発熱によって切粉は高温に加熱されて粘性度が一段と増大し、これに伴なって硬質被覆層表面に対する粘着性および反応性が一段と増すようになるばかりでなく、硬質被覆層である前記（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層の基体表面に対する密着性が十分でないために、前記難削材の重切削条件での切削加工では、切刃部におけるチッピング（微少欠け）の発生が急激に増加し、これが原因で比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。

そこで、本発明者等は、上述のような観点から、特に難削材の切削加工を高切り込みや高送りなどの重切削条件で行った場合に、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮する被覆超硬工具を開発すべく、上記の従来被覆超硬工具に着目し、研究を行った結果、
（ａ）上記従来被覆超硬工具の硬質被覆層である（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層を下部層として１〜５μｍの平均層厚で形成し、これの上に上部層として酸化クロム（以下、Ｃｒ_２Ｏ_３で示す）層を同じく１〜５μｍの平均層厚で形成すると、前記Ｃｒ_２Ｏ_３層は熱的安定性にすぐれ、特に切削時の発熱で高温加熱された状態でも上記の難削材との反応性および親和性がきわめて低く、かつ著しく低い粘着性を保持することから、前記下部層である（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層を十分に保護し、この結果（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層のもつすぐれた特性が長期に亘って十分に発揮されるようになること。

（ｂ）しかし、上記のＣｒ_２Ｏ_３層は、相対的に高温強度の低いものであるために、これをそのまま硬質被覆層の上部層として用いると、Ｃｒ_２Ｏ_３層自体にチッピングが発生し易いが、これに前記Ｃｒ_２Ｏ_３との合量に占める割合で、０．１〜５原子％の金属クロム（Ｃｒ）を分散分布させてＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層とすると、前記Ｃｒの作用で高温強度が向上し、チッピング発生が著しく抑制されるようになること。

（ｃ）さらに、上部層であるＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層と下部層である（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層との密着性は十分でなく、特に断続切削を行った場合に前記の層間の密着性不足が原因でチッピングが発生し易いが、前記Ｃｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層と（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層との間に窒化クロム（以下、ＣｒＮで示す）層を０．１〜１．５μｍの平均層厚で介在させると、前記ＣｒＮ層は前記Ｃｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層および（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層のいずれとも強固に密着することから、これら両層間にはすぐれた密着性が確保されるようになること。

（ｄ）また、上記の通り上記（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層の超硬基体表面に対する密着性は、難削材の重切削条件での切削加工に十分満足に耐えられるものではないが、Ｓｉ成分を含有しないＴｉとＡｌの複合窒化物層［以下、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎで示す］層を、組成式：（Ｔｉ_1-ＺＡｌ_Ｚ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｚは０．３０〜０．７０を示す）を満足した状態で、かつ０．５〜２μｍの平均層厚で介在させると、前記（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層は超硬基体表面および（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層のいずれとも強固に密着することから、これら両者間にはすぐれた密着性が確保されるようになること。

（ｅ）上記（ｃ）の硬質被覆層は、例えば図１（ａ）に概略平面図で、同（ｂ）に概略正面図で示される構造のアークイオンプレーティング装置（以下、ＡＩＰ装置と略記する）とスパッタリング装置（以下、ＳＰ装置と略記する）が共存の蒸着装置、すなわち装置中央部に超硬基体装着用回転テーブルを設け、前記回転テーブルを挟んで、一方側に前記ＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として金属Ｃｒ、他方側に前記ＳＰ装置のカソード電極（蒸発源）としてＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３焼結体（例えば原料粉末としてＣｒ粉末とＣｒ_２Ｏ_３粉末を用い、これら原料粉末を所定の割合に配合し、混合し、圧粉体にプレス成形し、これを焼結することにより成形された焼結体）を対向配置し、さらに前記回転テーブルに沿って、かつ前記金属ＣｒおよびＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３焼結体のそれぞれから９０度離れた位置の一方側に前記ＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として所定の組成を有するＴｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金、他方側に同じくＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として所定の組成を有するＴｉ−Ａｌ合金を配置した蒸着装置を用い、この装置の前記回転テーブル上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部に沿って複数の超硬基体をリング状に装着し、この状態で装置内雰囲気を窒素雰囲気として前記回転テーブルを回転させると共に、蒸着形成される硬質被覆層の層厚均一化を図る目的で超硬基体自体も自転させながら、基本的に、まず前記Ｔｉ−Ａｌ合金のカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間にアーク放電を発生させて、前記超硬基体の表面に、基体密着層として（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を０．５〜２μｍの平均層厚で蒸着した後、前記Ｔｉ−Ａｌ合金のカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を停止し、引き続いて装置内雰囲気を窒素雰囲気に保持したままで、前記Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金のカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間にアーク放電を発生させて、下部層として（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層を１〜５μｍの平均層厚で蒸着し、ついで前記Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金のカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を停止し、同じく装置内雰囲気を窒素雰囲気に保持したままで、前記ＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）である金属Ｃｒとアノード電極との間にアーク放電を発生させて、層間密着層としてＣｒＮ層を０．１〜１．５μｍの平均層厚で蒸着した後、前記蒸着装置内の雰囲気を酸素雰囲気とすると共に、前記ＳＰ装置のカソード電極（蒸発源）として配置したＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３焼結体のスパッタリングを行って前記ＣｒＮ層に重ねて上部層として１〜５μｍの平均層厚でＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層を蒸着することにより形成することができること。

（ｆ）上記の基体密着層、下部層、層間密着層、および上部層で構成された硬質被覆層を蒸着形成してなる被覆超硬工具は、特に粘性および粘着性の高いステンレス鋼や高マンガン鋼、さらに軟鋼などの難削材の切削加工を、高負荷のかかる高切り込みや高送りなどの重切削条件で行っても、前記基体密着層を介して超硬基体表面に強固に密着接合した下部層である（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層がすぐれた高温硬さと耐熱性、さらにすぐれた高温強度を有し、かつ層間密着層としてのＣｒＮ層の介在によって前記上部層との間にすぐれた密着接合性が確保されたＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層の作用で、前記難削材との間にきわめて低い粘着性および反応性が確保されることから、切刃部にチッピングの発生なく、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するようになること。
以上（ａ）〜（ｆ）に示される研究結果を得たのである。

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）０．５〜２μｍの平均層厚を有し、かつ、組成式：（Ｔｉ_1-ＺＡｌ_Ｚ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｚは０．３０〜０．７０を示す）を満足する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる基体密着層、
（ｂ）１〜５μｍの平均層厚を有し、かつ、組成式：（Ｔｉ_{1-（X＋Ｙ）}Ａｌ_XＢ_Ｙ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．３０〜０．７０、Ｙは０．０１〜０．１０を示す）を満足する（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層からなる下部層、
（ｃ）０．１〜１．５μｍの平均層厚を有するＣｒＮ層からなる層間密着層、
（ｄ）１〜５μｍの平均層厚を有し、かつＣｒ_２Ｏ_３の素地に、前記Ｃｒ_２Ｏ_３との合量に占める割合で、０．１〜５原子％のＣｒが分散分布した組織を有するＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層からなる上部層、
以上（ａ）〜（ｄ）で構成された硬質被覆層を形成してなる、難削材の重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮する被覆超硬工具に特徴を有するものである。

つぎに、この発明の被覆超硬工具の硬質被覆層の構成層に関し、上記の通りに数値限定した理由を説明する。
（ａ）基体密着層の組成および平均層厚
上記の下部層である（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層において、Ｓｉ成分は層自体の耐熱性を一段と向上させ、もって耐摩耗性向上に寄与する作用を有する反面、特に超硬基体表面に対する密着性を低下させる成分であり、したがって、基体密着層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層では、前記Ｓｉ成分を含有させず、構成成分であるＴｉの作用で超硬基体表面および下部層のいずれにも強固な密着性を確保するようにしたものであり、一方同Ａｌ成分の含有で、下部層におけると同様に層自体の高温硬さおよび耐熱性を向上させて、硬質被覆層の耐摩耗性向上に寄与するものであるが、Ａｌの割合を示すＺ値がＴｉとの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．３０未満になると、所定の高温硬さおよび耐熱性を確保することができず、これが耐摩耗性低下の原因となり、一方Ａｌの割合を示すＺ値が同０．７０を越えると、相対的にＴｉの割合が０．３０未満となってしまい、超硬基体表面および下部層間に所望のすぐれた密着性を確保することができなくなることから、Ｚ値を０．３０〜０．７０と定めたものである。
また、その平均層厚が０．５μｍ未満では、超硬基体表面および下部層間に所望のすぐれた密着性を確保することができず、一方その平均層厚が２μｍを越えると、上記の粘性の高い難削材の重切削加工では硬質被覆層の耐摩耗性を低下させる原因となることから、その平均層厚を０．５〜２μｍと定めた。

（ｂ）下部層の組成および平均層厚
下部層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層におけるＡｌ成分には高温硬さと耐熱性（高温特性）、同Ｔｉ成分には高温強度を向上させ、さらにＳｉ成分には耐熱性を一段と向上させる作用があるが、Ａｌの割合を示すＸ値がＴｉとＳｉの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．３０未満になると、相対的にＴｉの割合が多くなり過ぎて、所定の高温特性を確保することができなくなり、この結果摩耗進行が急激に促進するようになり、一方Ａｌの割合を示すＸ値が同０．７０を越えると、相対的にＴｉの割合が少なくなり過ぎて、高温強度が急激に低下し、この結果切刃部にチッピングなどが発生し易くなることから、Ｘ値を０．３０〜０．７０と定めたものであり、さらにＳｉの割合を示すＹ値がＡｌとＴｉの合量に占める割合で０．０１未満では所望の耐熱性向上効果が得られず、一方同Ｙ値が０．１０を超えると、高温強度が急激に低下するようになることから、Ｙ値を０．０１〜０．１０と定めた。
また、その平均層厚が１μｍ未満では、自身のもつすぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するには不十分であり、一方その平均層厚が５μｍを越えると、上記の粘性の高い難削材の切削加工では切刃部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１〜５μｍと定めた。

（ｃ）層間密着層の平均層厚
その平均層厚が０．１μｍ未満では、上部層と下部層の間に強固な接合強度を確保することができず、一方その平均層厚が１．５μｍを越えると、硬質被覆層の強度が層間密着層部分で急激に低下するようになり、これがチッピング発生の原因となることから、その平均層厚を０．１〜１．５μｍと定めた。

（ｄ）上部層の平均層厚および分散Ｃｒの含有割合
上部層を構成するＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層は、上記の通り難削材に対する粘着性および反応性がきわめて低く、これは切削時に前記難削材が高温加熱された状態でも変わることなく維持されることから、下部層である（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層を前記高温加熱された難削材から保護し、これのチッピング発生を抑制する作用を発揮するが、その平均層厚が１μｍ未満では、前記作用に所望の効果が得られず、一方その平均層厚が５μｍを越えて厚くなり過ぎると、チッピングが発生し易くなることから、その平均層厚を１〜５μｍと定めた。
また、上記Ｃｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層におけるＣｒには、上記の通り自身の高温強度を向上させ、もって切削時におけるチッピングの発生を著しく抑制する作用があるが、その割合が素地のＣｒ_２Ｏ_３との合量に占める割合で０．１原子％未満では所望の高温強度向上効果を確保することができず、一方その割合が５原子％を越えると、被削材である上記難削材との間にきわめて低い粘着性および反応性を確保することができなくなり、切粉との間にチッピング発生の原因となる粘着現象が現れるようになることから、その割合を０．１〜５原子％と定めた。

この発明の被覆超硬工具は、硬質被覆層を構成する下部層の（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層が、基体密着層である（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層の作用で超硬基体表面に強固に密着接合した状態で、すぐれた高温硬さと耐熱性、さらにすぐれた高温強度を有し、かつ同層間密着層としてのＣｒＮ層によって強固に密着接合した上部層としてのＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層によって、被削材との間にきわめて低い粘着性および反応性が確保されることから、特に粘性および粘着性の高いステンレス鋼や高マンガン鋼、さらに軟鋼などの難削材の高負荷のかかる重切削加工でも、すぐれた耐チッピング性を示し、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するものである。

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。

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、ＶＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃr₃ Ｃ₂ 粉末、ＴｉＮ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、１００ＭＰａ の圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６Ｐａ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Ａ−１〜Ａ−１０を形成した。

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（質量比で、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ＴｉＣＮ系超硬製の超硬基体Ｂ−１〜Ｂ−６を形成した。

さらに、硬質被覆層の上部層形成用カソード電極（蒸発源）として、原料粉末として、平均粒径：０．８μｍのＣｒ_２Ｏ_３粉末および同１．１μｍのＣｒ粉末を用意し、これら原料粉末を所定の配合組成に配合し、ボールミルで７２時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６ＰａのＡｒ雰囲気中、１３００〜１４００℃の範囲内の所定の温度に１時間保持の条件で焼結することにより、Ｃｒを所定の割合で分散含有したＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３焼結体を調製した。

（ａ）ついで、上記の超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６のそれぞれを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図１に示される蒸着装置内の回転テーブル上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、一方側のＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として層間密着層形成用金属Ｃｒ、他方側のＳＰ装置のカソード電極（蒸発源）として上部層形成用Ｃｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３焼結体を対向配置し、さらに前記回転テーブルに沿って、かつ前記金属ＣｒおよびＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３焼結体のそれぞれから９０度離れた位置の一方側にＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として所定の組成を有する下部層形成用Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金、他方側に同じくＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として所定の組成を有する基体密着層形成用Ｔｉ−Ａｌ合金を配置し、
（ｂ）まず、装置内を排気して０．５Ｐａ以下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、前記回転テーブル上で自転しながら回転する超硬基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極の前記金属Ｃｒとアノード電極との間に１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって超硬基体表面を前記金属Ｃｒによってボンバード洗浄し、
（ｃ）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、前記回転テーブル上で自転しながら回転する超硬基体に−１００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極の前記Ｔｉ−Ａｌ合金とアノード電極との間に１２０Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記超硬基体の表面に、表３，４に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を硬質被覆層の基体密着層として蒸着形成し、
（ｄ）上記基体密着層形成用Ｔｉ−Ａｌ合金のカソード電極とアノード電極との間のアーク放電を停止し、装置内の雰囲気を同じ４Ｐａの窒素雰囲気に保持すると共に、超硬基体への直流バイアス電圧も同じく−１００Ｖとしたままで、カソード電極の前記Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金とアノード電極との間に１２０Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記基体密着層の上に、表３，４に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層を硬質被覆層の下部層として蒸着形成し、
（ｅ）上記の下部層形成用Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金のカソード電極とアノード電極との間のアーク放電を停止し、装置内の雰囲気を同じく４Ｐａの窒素雰囲気に保持すると共に、超硬基体への直流バイアス電圧も同じく−１００Ｖとした条件で、カソード電極の前記金属Ｃｒとアノード電極との間に１２０Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって同じく表３，４に示される目標層厚のＣｒＮ層を硬質被覆層の層間密着層として蒸着形成し、
（ｆ）上記金属Ｃｒとアノード電極とのアーク放電を停止し、前記蒸着装置内の雰囲気を０．５ＰａのＡｒ雰囲気とすると共に、前記ＳＰ装置のカソード電極（蒸発源）として配置したＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３焼結体に、スパッタ出力：３ｋＷの条件でスパッタリングを開始し、同じく表３，４に示される目標層厚のＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層を硬質被覆層の上部層として蒸着形成することにより、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超硬製スローアウエイチップ（以下、本発明被覆チップと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、これら超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６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２に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、カソード電極（蒸発源）として種々の成分組成をもったＴｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金を装着し、まず、装置内を排気して０．１Ｐａ以下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、前記超硬基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極の前記Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金とアノード電極との間に１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって超硬基体表面を前記Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金でボンバード洗浄し、ついで装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して３Ｐａ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−１００Ｖに下げて、前記Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金の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Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６のそれぞれの表面に、表５，６に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層を硬質被覆層として蒸着形成することにより、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬製スローアウエイチップ（以下、従来被覆チップと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。

つぎに、上記の各種の被覆チップを、いずれも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、本発明被覆チップ１〜１６および従来被覆チップ１〜１６について、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度：１８０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．５ｍｍ、
送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：５分、
の条件（切削条件Ａ）でのステンレス鋼の乾式断続高切り込み切削加工試験（通常の切り込みは１．５ｍｍ）、
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：１５０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２ｍｍ、
送り：０．５５ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：５分、
の条件（切削条件Ｂ）での軟鋼の乾式断続高送り切削加工試験（通常の送りは０．３ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭｎＨ１の丸棒、
切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．５ｍｍ、
送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：１０分、
の条件（切削条件Ｃ）での高マンガン鋼の乾式連続高切り込み切削加工試験（通常の切り込みは１．２ｍｍ）、を行い、いずれの切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に示した。

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２．３μｍのＣｒ₃Ｃ₂粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ［質量比で、ＴｉＣ／ＷＣ＝５０／５０］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８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７に示される組合せで、切刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１３ｍｍ、１０ｍｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍｍの寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の４枚刃スクエア形状をもったＷＣ基超硬合金製の超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８をそれぞれ製造した。

ついで、これらの超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８の表面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に示される蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表９に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる基体密着層および（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層からなる下部層と、同じく表９に示される目標層厚のＣｒＮ層からなる層間密着層およびＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層からなる上部層で構成された硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超硬製エンドミル（以下、本発明被覆エンドミルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、上記の超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図２に示される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、同じく表１０に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬製エンドミル（以下、従来被覆エンドミルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。

つぎに、上記本発明被覆エンドミル１〜８および従来被覆エンドミル１〜８のうち、本発明被覆エンドミル１〜３および従来被覆エンドミル１〜３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの板材、
切削速度：５０ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：４．５ｍｍ、
テーブル送り：１５０ｍｍ／分、
の条件での軟鋼の乾式高切り込み溝切削加工試験（通常の溝深さは３ｍｍ）、本発明被覆エンドミル４〜６および従来被覆エンドミル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の板材、
切削速度：４０ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：５ｍｍ、
テーブル送り：２２０ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の湿式（水溶性切削油使用）高送り溝切削加工試験（通常のテーブル送りは１４０ｍｍ／分）、本発明被覆エンドミル７，８および従来被覆エンドミル７，８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭｎＨ１の板材、
切削速度：４０ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：１５ｍｍ、
テーブル送り：１００ｍｍ／分、
の条件での高マンガン鋼の乾式高切り込み溝切削加工試験（通常の溝深さは８ ｍｍ）をそれぞれ行い、いずれの溝切削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる０．１ｍｍに至るまでの切削溝長を測定した。この測定結果を表９，１０にそれぞれ示した。

上記の実施例２で製造した直径が８ｍｍ（超硬基体Ｃ−１〜Ｃ−３形成用）、１３ｍｍ（超硬基体Ｃ−４〜Ｃ−６形成用）、および２６ｍｍ（超硬基体Ｃ−７、Ｃ−８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Ｄ−１〜Ｄ−３）、８ｍｍ×２２ｍｍ（超硬基体Ｄ−４〜Ｄ−６）、および１６ｍｍ×４５ｍｍ（超硬基体Ｄ−７、Ｄ−８）の寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の２枚刃形状をもったＷＣ基超硬合金製の超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８をそれぞれ製造した。

ついで、これらの超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８の切刃に、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１に示される蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表１１に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる基体密着層および（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層からなる下部層と、同じく表１１に示される目標層厚のＣｒＮ層からなる層間密着層およびＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層からなる上部層で構成された硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超硬製ドリル（以下、本発明被覆ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、上記の超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８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２に示される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、同じく表１２に示される目標組成および目標層厚を有する（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬製ドリル（以下、従来被覆ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。

つぎに、上記本発明被覆ドリル１〜８および従来被覆ドリル１〜８のうち、本発明被覆ドリル１〜３および従来被覆ドリル１〜３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の板材、
切削速度：８０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ：８ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式高送り穴あけ切削加工試験（通常の送りは０．１８ｍｍ／ｒｅｖ）、本発明被覆ドリル４〜６および従来被覆ドリル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭｎＨ１の板材、
切削速度：６０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．４５ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ：１６ｍｍ、
の条件での高マンガン鋼の湿式高送り穴あけ切削加工試験（通常の送りは０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、本発明被覆ドリル７，８および従来被覆ドリル７，８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの板材、
切削速度：４０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．５ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ：３０ｍｍ、
の条件での軟鋼の湿式高送り穴あけ切削加工試験（通常の送りは０．３ｍｍ／ｒｅｖ）、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１１，１２にそれぞれ示した。

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チップ１〜１６、本発明被覆エンドミル１〜８、および本発明被覆ドリル１〜８の硬質被覆層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層（基体密着層）および（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層（下部層）、さらにＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層（上部層）の組成、並びに従来被覆超硬工具としての従来被覆チップ１〜１６、従来被覆エンドミル１〜８、および従来被覆ドリル１〜８の（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層の組成を、透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散Ｘ線分析法により測定したところ、それぞれ目標組成と実質的に同じ組成を示した。

また、上記の硬質被覆層の構成層の平均層厚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値（５ヶ所の平均値）を示した。

表３〜１２に示される結果から、本発明被覆超硬工具は、いずれも特に粘性および粘着性の高いステンレス鋼や高マンガン鋼、さらに軟鋼などの難削材の高切り込みや高送りなどの重切削条件での切削加工でも、硬質被覆層の下部層である（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層が基体密着層である（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層によって超硬基体表面に強固に密着接合した状態で、すぐれた高温硬さと耐熱性、さらにすぐれた高温強度を有し、かつ層間密着層としてのＣｒＮ層によって前記下部層に強固に密着したＣｒ分散Ｃｒ_２Ｏ_３層によって、前記被削材との間にきわめて低い粘着性および反応性が確保されることから、チッピングの発生なく、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層で構成された従来被覆超硬工具においては、いずれも前記難削材の重切削加工では被削材（難削材）と前記硬質被覆層との粘着性および反応性が一段と高くなり、かつ、前記硬質被覆層の超硬基体表面に対する密着性も不十分であるために、切刃部にチッピングが発生するようになり、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、一般鋼や普通鋳鉄などの切削加工は勿論のこと、特に上記の難削材の重切削加工でもすぐれた耐チッピング性を発揮し、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。

本発明被覆超硬工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いた蒸着装置を示し、（ａ）は概略平面図、（ｂ）は概略正面図である。 通常のアークイオンプレーティング装置の概略説明図である。

Claims (1)

1. 炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された超硬基体の表面に、
   （ａ）０．５〜２μｍの平均層厚を有し、かつ、組成式：（Ｔｉ_1-ＺＡｌ_Ｚ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｚは０．３０〜０．７０を示す）を満足するＴｉとＡｌの複合窒化物層からなる基体密着層、
   （ｂ）１〜５μｍの平均層厚を有し、かつ、組成式：（Ｔｉ_{1-（X＋Ｙ）}Ａｌ_XＳｉ_Ｙ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．３０〜０．７０、Ｙは０．０１〜０．１０を示す）を満足するＴｉとＡｌとＳｉの複合窒化物層からなる下部層、
   （ｃ）０．１〜１．５μｍの平均層厚を有する窒化クロム層からなる層間密着層、
   （ｄ）１〜５μｍの平均層厚を有し、かつ酸化クロムの素地に、前記酸化クロムとの合量に占める割合で、０．１〜５原子％の金属クロムが分散分布した組織を有するクロム分散酸化クロム層からなる上部層、
   以上（ａ）〜（ｃ）で構成された硬質被覆層を形成してなる、難削材の重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具。

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