JP2007168063A - 表面被覆切削工具 - Google Patents

Abstract

【課題】 湿式による高速切削加工において発生する熱による切刃への影響を抑えて、高速切削においても、優れた耐摩耗性、耐欠損性を発揮することができる、長寿命な表面被覆切削工具を、また、高速切削加工によって発生しやすい逃げ面への被削材の溶着を抑えて、長寿命かつ優れた加工面精度を発揮する表面被覆切削工具を提供する。
【解決手段】 基体と、該基体の表面に形成される硬質被覆層とからなる表面被覆切削工具であって、前記硬質被覆層のすくい面における水の接触角θが３０〜８０°の範囲内にある。基体と、該基体の表面に形成される硬質被覆層とからなる切削工具であって、前記硬質被覆層のすくい面における水の接触角θ_Ｒと、前記硬質被覆層の逃げ面における水の接触角θ_Ｆが、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係にあり、これにより、優れた耐摩耗性および耐欠損性を発揮することができる、長寿命な切削工具となる。
【選択図】 図３

Description

本発明は、硬質被覆層を表面に形成し、耐欠損性および耐摩耗性等の切削特性を有する表面被覆切削工具に関する。

従来より、基体の表面に硬質被覆層を（被着）形成した表面被覆切削工具が広く使用されている。該切削工具としては、例えば超硬合金やサーメット、セラミックス等の硬質基体の表面に、ＴｉＣ層、ＴｉＮ層、ＴｉＣＮ層、Ａｌ_２Ｏ_３層およびＴｉＡｌＮ層等の単層または複層からなる硬質被覆層を形成した工具が多用される。

かかる切削工具を用いた切削加工の形態としては、切削加工に伴う切刃の温度上昇を低減するため、切削部に水を主成分とする切削液をかけながら加工する湿式加工が多く用いられている。

近時、切削加工の高能率化・高効率化に伴い、切削速度が速い高速切削加工が増えている。このため、湿式加工であっても、すくい面および切刃等の切削部が非常に高温になる場合がある。その結果、従来の工具では、耐摩耗性の低下、膜剥離、境界損傷、切刃の塑性変形による加工精度の低下、切削抵抗の増加等が発生しやすくなる。そして、これらが引き金となり、切刃の欠損や異常摩耗の発生等の突発的な工具損傷により、工具寿命の長寿命化が困難であった。

特に、すくい面および切刃が高温状態となり、硬質被覆層の劣化によるクレータ摩耗の進行、膜剥離等の問題点があった。

一方、逃げ面は、すくい面および切刃ほど高温状態とはならない。しかし、湿式の高速切削加工に限らず、逃げ面は、逃げ面に連続する切刃が高温になるため、被削材が溶着しやすい傾向にある。被削材が工具の逃げ面に溶着すると、加工精度が低下したり、被削材の表面粗さを劣化させるという問題がある。また、その溶着物が脱落する際に硬質被覆層の剥離やチッピング等の切刃の損傷が発生しやすくなる。特に、高速切削加工による仕上げ面加工時には、被削材の逃げ面への溶着は大きな問題であった。

上記のような切削工具は、切刃の性状が切削特性に大きな影響を及ぼすことが知られている。例えば、特許文献１では、酸化物層を含む多層膜を成膜した表面被覆切削工具の切刃において、酸化物層を含む多層膜の一部を除去することで、硬質被覆層の耐剥離性および耐欠損性を向上させることが開示されている。

また、特許文献２では、硬質被覆層を成膜した表面被覆切削工具の表面を研磨して、工具全体が光沢を持つほどの平滑な表面に仕上げることによって、切削の際の切刃と被削材との摩擦係数を小さくし、切刃における発熱や被削材の溶着を防ぐことが開示されている。
特開平８−１１００５号公報 特開２００４−５０３８５号公報

しかしながら、これらの公報に記載されているように、硬質被覆層の切刃を含む表面を加工して表面を平滑化するだけでは、切削抵抗が小さくなって摺動性は向上するが、切削液の工具表面全体への拡がりは十分とはいえない。特に、切削時に非常に高温となるすくい面への切削液の拡がりが十分とはいえない。

このため、切削液による冷却効果が十分得られず、切削によって発生する熱を速やかに放熱することが困難であり、比較的熱が発生しにくい湿式加工であっても、高速切削加工では耐摩耗性が急激に低下して工具寿命が短くなるという問題点があった。

また、被削材の加工面精度に大きな影響を及ぼす逃げ面においては、硬質被覆層の切刃を含む表面を加工して表面を平滑化するだけでは、十分ではない。すなわち、切削抵抗が小さくなって摺動性は向上するものの、高速切削の場合には、被削材の逃げ面への溶着を抑えることができないため、溶着した被削材の脱離やこれに伴う膜剥離や切刃のチッピング等の工具損傷が発生する。

従って、本発明は、上記課題を解決するためになされたものであり、その目的は、湿式による高速切削加工において発生する熱による切刃への影響を抑えて、高速切削においても、優れた耐摩耗性、耐欠損性を発揮することができる、長寿命な表面被覆切削工具を提供することにある。

またさらに、本発明の目的は、高速切削加工によって発生しやすい逃げ面への被削材の溶着を抑えて、長寿命かつ優れた加工面精度を発揮する表面被覆切削工具も提供することにある。

本発明者らは、表面被覆切削工具のすくい面における切削液に対する濡れ性を改善すると、切削工具の表面全体に切削液がいきわたるようになる。これによって、切削液の冷却効果が十分に発揮され、切削による切刃の温度が上昇することを低減することができるという新たな事実を見出した。その結果、切削によって切刃が高温となり硬質被覆層が劣化するのを防ぐことができ、高速切削加工においても優れた耐摩耗性および耐欠損性を発揮する長寿命な表面被覆切削工具とすることができることを知見した。

すなわち、本発明の切削工具は、すくい面と逃げ面との交差稜部に切刃が形成された構造を有する基体と、該基体の表面に形成される硬質被覆層とからなる表面被覆切削工具であって、前記硬質被覆層のすくい面における水の接触角θが３０〜８０°の範囲内にある。

これにより、切削液を用いて切削する、いわゆる湿式加工において使用される切削液が、硬質被覆層の表面全体に広がりやすくなる。そのため、切削によって発生する熱をよりスムーズに工具表面の全体に広げて、切刃の温度上昇を抑えることができ、切刃が高熱になって耐摩耗性が低下したり、切刃が塑性変形したり、切刃へ被削材が溶着したりするのを防ぐことができる。その結果、特に切刃が高熱となりやすい高速切削加工においても、耐摩耗性の低下や切刃の塑性変形のない、優れた耐摩耗性および耐欠損性を発揮することができ、長寿命な切削工具とすることができる。

さらに、前記硬質被覆層は、すくい面における平均粒径が０．０１〜２μｍの範囲内にある粒子からなる表面層を有していることが、硬質被覆層の表面の粒界エネルギーを適正化することができ、硬質被覆層の表面と水を主成分とする切削液との濡れ性を高めて、切削による切刃の温度上昇を抑えることができるため望ましい。

また、前記硬質被覆層は、窒化チタンまたは窒化ジルコニウムからなる表面層を有しており、切刃において前記表面層が残存するように切刃における硬質被覆層が研磨加工されていることが、炭化チタンおよび炭窒化チタンからなる場合と比較して熱伝導性がよく、切削液による放熱に加えて表面層自身の放熱性を高めて、切削による切刃の温度の上昇を抑えることができるとともに、切刃付近において、異なる材質の層が露出することがないので、切刃における切削液の移動がよりスムーズとなり、切削抵抗を低減でき耐摩耗性が向上するため望ましい。

さらに、前記硬質被覆層のすくい面における表面の最大高さＲｚが０．３〜１．５μｍの範囲内にあることが、硬質被覆層の表面全体にわたって特性バラツキを抑制して、水の接触角θを上記の範囲内に容易に調整することができるため望ましい。

また、硬質被覆層のすくい面における水の接触角θ_Ｒと、前記硬質被覆層の逃げ面における水の接触角θ_Ｆが、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係にある場合には、すくい面での優れた濡れ性および逃げ面での優れた耐溶着性が発揮される。そのため、すくい面においては、切削液が十分にいきわたり、切削液の冷却効果が十分に発揮されるため、切削によるすくい面温度の上昇が低減される。その結果、硬質被覆層の劣化が抑制され、クレータ摩耗の進行や膜剥離等の工具損傷を防ぐことができるため、高速切削加工においても優れた耐摩耗性および耐欠損性を発揮することが可能となる。また、逃げ面においては、水に対する濡れ性を低くすることによって、被削材の溶着が抑制されるため、膜剥離や切刃のチッピング等の工具損傷が生じにくくなる。さらに、高速切削においても安定した加工面の面粗度が得られるとともに、長寿命な切削工具の提供が可能となる。

すなわち、本発明の他の切削工具は、すくい面と逃げ面との交差稜部に切刃が形成された構造を有する基体と、該基体の表面に形成される硬質被覆層とからなる表面被覆切削工具であって、前記硬質被覆層のすくい面における水の接触角θ_Ｒと、前記硬質被覆層の逃げ面における水の接触角θ_Ｆが、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係にある。

これにより、すくい面の優れた濡れ性および逃げ面の優れた耐溶着性が同時に実現可能となる。したがって、すくい面においては、切削液が十分にいきわたるため切削液による冷却効果に優れ、逃げ面においては、被削材の溶着が抑制される。その結果、膜の剥離や切刃のチッピング等の工具損傷が抑制されるため、湿式による高速切削加工においても、優れた耐摩耗性および耐欠損性を有した、優れた切削加工精度を発揮する長寿命な表面被覆切削工具が得られる。

さらに、前記硬質被覆層のすくい面における表面の最大高さＲｚが０．３〜１．５μｍの範囲内にあることが、すくい面全体にわたって特性バラツキを抑制して水の接触角θ_Rを上記の範囲内に容易に調整することができるため望ましい。

また、前記硬質被覆層は、前記基体側から表面に向かって平均粒径が順次増加する粒子からなる表面層を有することが、表面層における水の接触角を容易に調整することができ、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係とすることが用意であるため望ましい。

さらに、前記表面層の表面側上部を構成する粒子の平均粒径が１．０〜３．０μｍの範囲内にあり、前記表面層の基体側下部を構成する粒子の平均粒径が０．０１〜２．０μｍの範囲内にあることが、表面層における水の接触角を容易に調整することができ、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係とすることが用意であるため望ましい。

また、すくい面における前記硬質被覆層の表面を構成する粒子の平均粒径が、逃げ面における前記硬質被覆層の表面を構成する粒子の平均粒径よりも小さいことが、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係を容易に調整でき、逃げ面は、大きな水の接触角を有し耐溶着性に優れるとともに、すくい面は、小さな水の接触角を有し濡れ性に優れたものとすることができるため望ましい。

さらに、前記硬質被覆層は、窒化チタンまたは窒化ジルコニウムからなる表面層を有しており、切刃において前記表面層が残存するように切刃における硬質被覆層が研磨加工されていることが、炭化チタンおよび炭窒化チタンからなる場合と比較して熱伝導性がよく、切削液による放熱に加えてすくい面における放熱性を高めて、切削による切刃の温度上昇を抑えることができるとともに、切刃付近において、異なる材質の層が露出することがないので、切刃における切削液の移動がよりスムーズとなり、切削抵抗を低減でき耐摩耗性が向上するため望ましい。

また、前記硬質被覆層は、外層と、該外層を構成する粒子の平均粒径よりも小さい平均粒径を有する粒子で構成される下部層とを有しており、該下部層と前記外層とがこの順で積層されており、前記硬質被覆層のすくい面において、前記下部層が露出するまで前記外層を除去することが、最終的に逃げ面を構成する膜となる外層は、大きな水の接触角を有し耐溶着性に優れるとともに、最終的にすくい面を構成する膜となる下部層は、小さな水の接触角を有し濡れ性に優れた膜とすることができるため望ましい。

さらに、前記外層を構成する粒子の平均粒径が１．０〜３．０μｍの範囲内にあり、前記下部層を構成する粒子の平均粒径が０．０１〜２．０μｍの範囲内にあることが、外層および下部層における水の接触角を容易に調整することができ、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係とすることが用意であるため望ましい。

また、前記水の接触角θ_Ｒが３０〜８０°の範囲内にあり、前記水の接触角θ_Ｆが９１〜１４０°の範囲内にあることが、すくい面における切削液に対する濡れ性が最適化されて切削液が表面全体に広がりやすくなるとともに、切削によって発生する熱で軟化した被削材が逃げ面に溶着しにくくなるため望ましい。

さらに、前記すくい面において、前記硬質被覆層は、Ｘ線回折分析にて検出されるピーク強度と下記の式にて算出される（２００）結晶面の配向係数ＴＣが０．４〜０．９の窒化チタンからなる表面層を有することが、すくい面の表面層の界面エネルギーが小さくなって、表面層における水の濡れ性を本実施形態の範囲内に容易に最適化できるため望ましい。

ＴＣ＝［Ｉ（２００）／Ｉ０（２００）］［１／６Σ（Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ０（ｈｋｌ））］^−１
但し、
Ｉ（２００）：（２００）面におけるＸ線回折ピーク強度測定値
Ｉ０（２００）：ＪＣＰＤＳカード番号６−６４２の（２００）面における標準Ｘ線回折ピーク強度
Σ（Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ０（ｈｋｌ））：（１１１）、（２００）、（２２０）、（３１１）、（２２２）、（４００）面における［Ｘ線回折ピーク強度測定値］／［標準Ｘ線回折ピーク強度］の値の合計
またさらに、本発明の被削材の加工方法は、請求項１乃至１４いずれか記載の表面被覆切削工具と被削材とを準備する工程と、前記表面被覆切削工具または前記被削材の少なくとも一方を回転させ、前記表面被覆切削工具の切刃を前記被削材の表面に接触させて被削材を切削する工程と、前記切刃を前記被削材の表面から離間させて加工物を得る工程とを含む。

これにより、安定して良好な加工面を有する加工物を得ることが可能となる。

本発明の表面被覆切削工具によれば、硬質被覆層のすくい面における水の接触角θが３０〜８０°の範囲内にすることで、表面被覆切削工具のすくい面における切削液に対する濡れ性を改善して、切削工具の表面全体に切削液がいきわたるようになる。これによって、切削液の冷却効果が十分に発揮され、切削による切刃の温度が上昇することを低減することができる。その結果、切削によって切刃が高温となり硬質被覆層が劣化するのを防ぐことができ、高速切削加工においても優れた耐摩耗性および耐欠損性を発揮する長寿命な表面被覆切削工具とすることができる。

また、本発明の表面被覆切削工具によれば、硬質被覆層のすくい面における水の接触角θ_Ｒと、前記硬質被覆層の逃げ面における水の接触角θ_Ｆが、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係にすることで、すくい面での優れた濡れ性および逃げ面での優れた耐溶着性が発揮される。そのため、すくい面においては、切削液が十分にいきわたり、切削液の冷却効果が十分に発揮されるため、切削によるすくい面温度の上昇が低減される。その結果、硬質被覆層の劣化が抑制され、クレータ摩耗の進行や膜剥離等の工具損傷を防ぐことができるため、高速切削加工においても優れた耐摩耗性および耐欠損性を発揮することが可能となる。また、逃げ面においては、水に対する濡れ性を低くすることによって、被削材の溶着が抑制されるため、膜剥離や切刃のチッピング等の工具損傷が生じにくくなる。さらに、高速切削においても安定した加工面の面粗度が得られるとともに、長寿命な切削工具の提供が可能となる。

＜表面被覆切削工具＞
以下、本発明にかかる表面被覆切削工具の実施形態について、図面を参照して詳細に説明する。

（第１の実施形態）
図１は、第１の実施形態にかかる硬質被覆層の層構成を示す要部拡大概略断面図である。図２は、本実施形態にかかる表面被覆切削工具を示す概略斜視図である。図３は、すくい面における水の接触角θの測定方法を説明するための模式図である。

本実施形態の表面被覆切削工具は、スローアウェイチップ型切削工具（以下、単に工具と略すことがある）である。図１および図２に示すように、工具１は、略平板状をなす基体２と、該基体２の表面に形成される硬質被覆層３とからなる。また、図２に示すように、工具１は、基体２の主面にすくい面７、側面に逃げ面８、すくい面７と逃げ面８の交差稜線部に切刃９を設けた構成となっている。

基体２としては、例えば炭化タングステン（ＷＣ）、炭化チタン（ＴｉＣ）または炭窒化チタン（ＴｉＣＮ）と、所望により周期律表第４、５、６族金属の炭化物、窒化物、炭窒化物からなる群れより選ばれる少なくとも１種からなる硬質相を、コバルト（Ｃｏ）および／またはニッケル（Ｎｉ）の鉄族金属から成る結合相にて結合させた超硬合金やサーメット、または窒化珪素（Ｓｉ_３Ｎ_４）や酸化アルミニウム（Ａｌ_２Ｏ_３）質セラミック焼結体、立方晶窒化ホウ素（ｃＢＮ）、ダイヤモンドを主体とした超硬質焼結体等の硬質材料、または炭素鋼、高速度鋼、合金鋼等の金属等の高硬度材料を用いるとよい。

前記周期律表第４、５、６族金属としては、例えばＴｉ，Ｚｒ，Ｈｆ，Ｖ，Ｎｂ，Ｔａ，Ｃｒ，Ｍｏ，Ｗ等が挙げられる。

特に、基体２は、炭化タングステン（ＷＣ）を主成分とした硬質相と、コバルト（Ｃｏ）からなる結合相とで構成される超硬合金からなるのが好ましい。基体２が超硬合金からなる場合には、硬度および靭性のバランスが良く、高速湿式切削加工用として安定した切削加工をすることができる。

硬質被覆層３は、周期律表の第４、５、６族金属元素、ＡｌおよびＳｉから選ばれる１種以上の元素と、酸素、窒素、炭素、硼素から選ばれる１種以上の元素との化合物の単層または複層からなるのが好ましい。これにより、工具１の耐摩耗性および耐欠損性を高めることができる。

本実施形態の硬質被覆層３は、図１に示すように複層からなり、図１では、第１層３ａが窒化チタン層、第２層３ｂが炭窒化チタン層、第３層３ｃが炭酸窒化チタン層、第４層３ｄが酸化アルミニウム層、第５層の表面層４が窒化チタン層である。

ここで、本実施形態では、硬質被覆層３のすくい面７における表面５に対する水の接触角θが３０〜８０°の範囲内にある。これにより、硬質被覆層３の表面５の切削液に対する濡れ性が最適化され、切削液が工具１の表面全体に広がりやすくなる。そして、切削によって発生する熱を効率よく放熱することができ、切削による温度上昇を抑えて硬質被覆層３の劣化を抑えることができる。したがって、切刃が高温となりやすい高速での切削でも硬質被覆層３が劣化せず、優れた工具寿命を発揮することができる。前記水の接触角θの望ましい範囲は、切削液の広がり方を工具１の切削性能が最大限に発揮できるように最適化できる点で４０〜６０°である。

一方、前記水の接触角θが８０°より大きいと、切削液が工具１の表面に広がりにくくなる。このため、切削によって生じる熱を切削液で十分に放熱できなくなり、工具１の切刃の温度が上昇して硬質被覆層３が劣化し、耐摩耗性の低下や膜剥離、チッピング等の工具損傷が発生する。また、前記水の接触角θが３０°より小さいと、切削液が表面に広がりやすくなりすぎ、切削液が工具１の硬質被覆層３内に存在するクーリングクラックによって該硬質被覆層３のより内部まで浸透する。その結果、切削時に切刃が高温となり、硬質被覆層３のクラック内に入り込んだ切削液によって、硬質被覆層３が変質しやすくなり、耐摩耗性が低下する。

前記水の接触角θの測定方法としては、例えばメニスコグラフ法、毛細管法、静滴法などが挙げられるが、本発明によれば、測定が可能な限り静滴法にて測定する。そして、静滴法での測定が困難な場合には他の測定法にて測定する。具体的には、図３に示すように、まず、蒸留水からなる液滴６を被測定物である硬質被覆層３（表面層４）の表面５に置く。ついで、その液滴６が被測定物と接触している領域の周縁部における液滴６の接線Ｌと、被測定物の表面５とのなす角θを測定する静滴法をＪＩＳ Ｒ３２５７に準拠して用いる。これにより、前記水の接触角θを、容易かつ正確に測定できる。

前記水の接触角θの制御は、硬質被覆層３の表面および粒界によるエネルギーを総合的に適正化することによって達成することができる。すなわち、界面エネルギーを構成する表面エネルギーおよび粒界エネルギーは、硬質被覆層３の表面層４の膜質、粒径、表面粗さ等の物性に加えて、成膜時の熱履歴、原料ガスの流量、成膜時間等の製法に関する条件などの総合的な性状により変化する。このため、物性、製法等の条件を総合的に考慮する必要がある。

より具体的には、硬質被覆層３の表面５における水の接触角θは、硬質被覆層３の表面５における界面エネルギーを制御することによって、硬質被覆層３の表面５における水のなじみやすさを制御することが重要であると思われる。かかる界面エネルギーは、硬質被覆層３の成膜履歴や研磨状態によって変化することから、本発明はこれらの条件を総合的に適正化することによって、硬質被覆層３の表面５における水の接触角θを所定範囲に制御することを可能としたものである。

例えば、硬質被覆層３の表面５における界面エネルギーを高くすることで、水の接触角θを小さくすることが可能である。表面５における界面エネルギーを高くするための手段の一例としては、硬質被覆層３の表面５を加工することである。これにより、硬質被覆層３の表面５に欠陥を導入することができ、高エネルギー化が可能となる。また、硬質被覆層３を構成する粒子を微細化することで、界面エネルギーの１つである粒界におけるエネルギー（粒界エネルギー）を高エネルギー化することが可能である。

ここで、本実施形態では、硬質被覆層３のすくい面７における表面層４を構成する粒子の平均粒径が０．０１〜２μｍ、好ましくは０．０１〜１μｍの範囲内にあるのがよい。これにより、工具１の硬質被覆層３の表面５の粒界エネルギーを適正化することができ、硬質被覆層３の表面５と水を主成分とする切削液との濡れ性を高めて、切削による切刃の温度上昇を抑えることができる。

前記硬質被覆層３のすくい面７における表面層４の平均粒径とは、以下のようにして測定される値を意味する。すなわち、まず、すくい面７における表面層４の表面または断面について走査型電子顕微鏡または透過型電子顕微鏡を用いた組織観察を行なう。このとき、１００ｎｍ×１００ｎｍ以上、かつ粒子５個以上の視野領域にて観察される、該表面層４を構成している粒子のそれぞれの面積を画像解析法にて算出する。ついで、それらの平均面積を見積もった後、この平均面積を有する円に換算して求められる円の直径を意味する。特に、界面エネルギーを適正化し水の接触角θを最適化する上で、すくい面７における表面層４の平均粒径は０．０５〜０．５μｍであることが望ましい。

表面層４は、窒化チタン（ＴｉＮ）層、窒化ジルコニウム層またはα型結晶構造の酸化アルミニウム（Ａｌ_２Ｏ_３）層であるのが好ましく、窒化チタン層または窒化ジルコニウム層であるのがより好ましい。これにより、炭化チタン層および炭窒化チタン層である場合と比較して熱伝導性がよく、切削液による放熱に加えて表面層４自身の放熱性を高めて、切削による切刃の温度の上昇を抑えることができる。

特に、表面層４が窒化チタン層であるのが好ましい。窒化チタンは界面エネルギーの１種である表面エネルギーが高いため、表面における水の接触角θを容易に高めることができる。したがって、水に対する濡れ性、すなわち水を主成分とする切削液に対する濡れ性に優れ、切削による切刃の温度の上昇を抑えることができる。

ここで、切刃９における硬質被覆層３は、該硬質被覆層３の成膜時に発生する残留応力を低減してチッピングの発生を抑制する上で、研磨加工されているのが好ましい。特に、表面層４が窒化チタン層または窒化ジルコニウム層である場合には、切刃９において表面層４が残存するように切刃９における硬質被覆層３が研磨加工されているのが望ましい。これにより、切刃９付近において、異なる材質の層が露出することがないので、切刃９における切削液の移動がよりスムーズとなり、切削抵抗を低減できることから耐摩耗性が向上する。

硬質被覆層３のすくい面７における表面５の最大高さＲｚが０．３〜１．５μｍの範囲内にあるのが好ましい。これにより、硬質被覆層３の表面全体にわたって特性バラツキを抑制して、水の接触角θを上記の範囲内に容易に調整することができる。さらに、この最大高さＲｚの範囲内において、硬質被覆層３のすくい面７における表面５の算術平均粗さＲａが０．０５〜０．３μｍの範囲内にあるのが好ましい。これにより、表面エネルギーを適正化して水の接触角θを最適化できるとともに、切削液を工具１の表面全体に広がりやすくして、切削によって上昇した温度を効率よく下げることができる。

前記算術平均粗さＲａおよび最大高さＲｚを測定する方法としては、ＪＩＳ Ｂ０６０１’０１に準拠して触針式表面粗さ測定器を用いて測定すればよい。かかる測定が困難な場合には、レーザー顕微鏡や原子間力顕微鏡等の測定器を用い、硬質被覆層３の表面５における凹凸形状を走査しながら見積もることによって測定することが可能である。この表面粗さ（Ｒｚ、Ｒａ）の測定において、触針式表面粗さ測定器を用いる場合には、カットオフ値：０．２５ｍｍ、基準長さ：０．８ｍｍ、走査速度：０．１ｍｍ／秒にて測定する。

次に、上記で説明した第１の実施形態にかかる切削工具の製造方法について説明する。

まず、上述した硬質合金を焼成によって形成しうる金属炭化物、窒化物、炭窒化物、酸化物等の無機物粉末に、金属粉末、カーボン粉末等を適宜添加して混合する。この混合物を、例えばプレス成形、鋳込成形、押出成形、冷間静水圧プレス成形等の公知の成形方法によって所定の工具形状に成形した後、真空中または非酸化性雰囲気中にて焼成し、上述した硬質材料からなる基体２を作製する。

次に、基体２の表面に、例えば化学気相蒸着（ＣＶＤ）法によって硬質被覆層３を成膜する。ここで、例えば硬質被覆層３の表面層４を成膜する際に、反応炉容積Ｖｒと、１分間当たりの常温常圧での供給ガス流量Ｖｇとの比率を所定の範囲内にコントロールすることによって、表面層４中の粒子の粒径や欠陥の割合、残留応力等が変化して表面層４の膜質を界面エネルギーの高い状態に制御することができる。これにより、表面５の水に対する濡れ性に優れた膜質となる。

具体例を挙げると、表面層４として窒化チタン（ＴｉＮ）層を成膜するには、反応ガス組成として塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスが０．１〜１０体積％、特に、１．５〜１０体積％、窒素（Ｎ_２）ガスが０〜６０体積％、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを調整し、チャンバ内を炉内温度８００〜１１００℃、圧力５〜８５ｋＰａとし、混合ガスの流量ＶｇをＶｇ／Ｖｒが０．４〜０．９、特に０．５〜０．９の範囲内となるように調整する。

表面層４として窒化ジルコニウム層を成膜するには、反応ガス組成として塩化ジルコニウム（ＺｒＣｌ_４）ガスが０．１〜８体積％、窒素（Ｎ_２）ガスが０〜６０体積％、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを調整し、チャンバ内を炉内温度９５０〜１１００℃、圧力５〜８５ｋＰａとし、混合ガスの流量ＶｇをＶｇ／Ｖｒが０．４〜０．９、特に０．５〜０．９の範囲内となるように調整する。

表面層４として酸化アルミニウム層を成膜するには、塩化アルミニウム（ＡｌＣｌ_３）ガスを３〜２０体積％、塩化水素（ＨＣｌ）ガスを０．５〜３．５体積％、二酸化炭素（ＣＯ_２）ガスを０．０１〜５．０体積％、硫化水素（Ｈ_２Ｓ）ガスを０〜０．０１体積％、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを用い、９００〜１１００℃、５〜１０ｋＰａとし、混合ガス流量ＶｇをＶｇ／Ｖｒが０．２〜０．５となるように調整する。

表面層４としては、炭化チタン、炭窒化チタン等の他の硬質膜も採用することができる。これら窒化チタン層以外のチタン系硬質膜を成膜する際にも、窒化チタン層の成膜条件と同様に混合ガスの流量Ｖｇと反応炉の容積Ｖｒとの比をＶｇ／Ｖｒが０．４〜０．７、特に０．５〜０．６の範囲内となるように調整する。この時、成膜温度は材料によって異なるが上述した成膜温度内に制御することが望ましい。

ここで、表面層４として例えば膜厚１μｍの窒化チタン層を成膜する際には、まず、上記条件を用いて膜厚２〜４μｍと目的の膜厚よりも２倍〜４倍ほど厚く成膜する。ついで、このように成膜した後、♯５００または♯５００よりも細かいダイヤモンド砥粒を用いたブラシ加工によって、目的の膜厚まで研磨加工する加工方法を用いることが望ましい。これにより、表面の成膜時の温度が変化して、硬質被覆層３の表面５の界面エネルギーが低下する。そして、濡れ性が劣化した部分を取り除いて、さらに微小な欠陥を均一に導入でき、界面エネルギーの高い状態にすることができる。その結果、界面エネルギーの高い表面層４の部分を露出させることで、表面層４の表面における水の濡れ性を適正な範囲に制御することができる。

前記ブラシ加工において、ブラシ毛の突き出し量は１〜７ｃｍ、特に１〜５ｃｍとすることが望ましい。これにより、例えばブレーカ溝を有するような凹凸のある形状の工具であっても、凹凸形状の隅に研磨されない部分が残存することなく、表面層４の表面全体のすみずみにまでわたって研磨加工することができる。したがって、工具１の表面を均一な面粗度にすることができ、硬質被覆層３の表面５における水の濡れ性を均一にすることができる。

なお、上記で説明した実施形態では、化学気相蒸着（ＣＶＤ）法にて硬質被覆層３の成膜を行なう方法について説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、物理気相蒸着（ＰＶＤ）法等のその他の成膜方法にて硬質被覆層３を成膜したものであってもよい。この場合でも、成膜ガス流量を制御すること等によって、表面層４の膜質を濡れ性に優れるように成膜するとともに、上記加工法にて硬質被覆層３の表面５を研磨加工して、硬質被覆層３の表面５の濡れ性を制御することができる。

また、上記の実施形態では、硬質被覆層３が５層の複層である場合について説明したが、本発明は、硬質被覆層３が単層であってもよい。単層として用いる場合には、該単層が、例えば窒化チタン（ＴｉＮ）層、窒化ジルコニウム層またはα型結晶構造の酸化アルミニウム（Ａｌ_２Ｏ_３）層などであるのが、熱伝導性がよくて切削液による放熱に加えて表面層４自身の放熱性を高めて切削による切刃の温度の上昇を抑えることができるため望ましい。

（第２の実施形態）
図４は、第２の実施形態にかかる硬質被覆層の層構成を示す要部拡大概略断面図である。図５（ａ）は、すくい面における水の接触角θ_Ｒの測定方法を説明するための模式図であり、図５（ｂ）は、逃げ面における水の接触角θ_Ｆの測定方法を説明するための模式図である。図６は、第２の実施形態にかかる他の硬質被覆層の層構成を示す要部拡大概略断面図である。なお、図４〜図６においては、前述した図１〜図３の構成と同一または同等な部分には同一の符号を付して説明は省略する。

本実施形態にかかる切削工具は、硬質被覆層の水の接触角が、すくい面と、逃げ面とにおいて所定の関係にある点で、上記実施形態と異なる。具体的には、図４に示すように、本実施形態の硬質被覆層３’は、第１層３ａが窒化チタン層、第２層３ｂが炭窒化チタン層、第３層３ｃが炭酸窒化チタン層、第４層３ｄが酸化アルミニウム層、第５層が外層１８に隣接する下部層１７である窒化チタン層、第６層が外層１８である窒化チタン層からなる。

ここで、硬質被覆層３’のすくい面７における表面１４に対する水の接触角θ_Ｒと、硬質被覆層３’の逃げ面８における表面１５に対する水の接触角θ_Ｆは、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係にある。これにより、すくい面７における切削液に対する濡れ性が向上し、切削液がすくい面７全体に広がりやすくなるため、切削によって発生する熱を効率よく放熱することができる。そのため、特に切削時に高温となるすくい面７における温度上昇を抑えて、硬質被覆層３’の劣化を抑制することができる。その結果、湿式加工でも切刃９およびすくい面７が高温となりやすい高速切削加工においても、すくい面７の耐摩耗性を向上させ、優れた工具寿命を発揮することができる。また、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係にあること、すなわち逃げ面８における水に対する濡れ性を低くすることで、逃げ面８においては、切削によって発生する熱で工具１０の切刃９が高温となって被削材が軟化したとしても、その一部が逃げ面８に付着しにくくすることができる。このように、逃げ面８は、すくい面７よりも耐溶着性に優れるため、逃げ面８における被削材の溶着が抑えられ、溶着物の脱落による膜剥離やそれにともなう切刃９の欠損等が抑制される。その結果、湿式高速加工での仕上げ加工時においても、被削材が逃げ面８に付着して、被削材の加工面における面粗度を粗くしてしまうことを防ぎ、良好かつ安定した加工面品位を得ることができる。

さらに、前記水の接触角θ_Ｒと、θ_Ｆとの比θ_Ｒ／θ_Ｆが０．５以上、好ましくは０．８以上、より好ましくは０．８５〜０．９０であるのがよい。これにより、すくい面７における冷却効果と、逃げ面８における耐溶着性とを、バランスよく得ることができる。特に、比θ_Ｒ／θ_Ｆが０．８５〜０．９０の値であると、すくい面７における濡れ性および逃げ面８における耐溶着性がより効果的に発揮され、すくい面摩耗、逃げ面への溶着などによる工具損傷が抑制されるため、長寿命な工具とすることができる。

前記水の接触角θ_Ｒは、上記で説明した第１の実施形態における水の接触角θと同様に、３０〜８０°の範囲内にあるのが好ましい。これにより、すくい面７における切削液に対する濡れ性が最適化されて切削液が表面全体に広がりやすくなる。そのため、切削により発生する熱を効率よく放熱することができ、切削による温度上昇を抑えて硬質被覆層３’の劣化を抑制することができる。結果として、切刃９が高温となりやすい高速での切削でも硬質被覆層３’が劣化せず、優れた工具寿命を発揮することができる。前記水の接触角θ_Ｒの望ましい範囲は、切削液の広がり方を工具１０の切削性能が最大限に発揮できるように最適化できる点で４０〜６０°である。

一方、上記で説明した第１の実施形態と同様に、前記水の接触角θ_Ｒが８０°より大きいと、切削液がすくい面７に広がりにくくなり、切削により生じる熱を切削液によって十分に放熱できなくなる。その結果、工具１０のすくい面７および切刃９の温度が上昇して硬質被覆層３’が劣化してしまい、耐摩耗性の低下や膜剥離、チッピング等の工具損傷が発生してしまう。また、前記水の接触角θ_Ｒが３０°より小さいと、切削液がすくい面７に広がりやすくなりすぎ、切削液が工具１０の硬質被覆層３’内に存在するクーリングクラックによって硬質被覆層３’のより内部まで浸透する。その結果、すくい面７は切削時に高温となってしまうため、硬質被覆層３’のクラック内に入り込んだ切削液によって硬質被覆層３’は変質しやすくなり、耐摩耗性が低下してしまう。

前記水の接触角θ_Ｆは９１〜１４０°の範囲内にあるのが好ましい。これにより、切削によって発生する熱で軟化した被削材が逃げ面８に溶着しにくくなる。すなわち、逃げ面８における耐溶着性を向上させることができる。そのため、高速切削加工でも逃げ面８に溶着することなく、被削材の加工面精度を優れた状態にすることができる。前記水の接触角θ_Ｆの望ましい範囲は、被削材の溶着を防ぎ、かつ、切削抵抗の増加を抑えることを考慮すれば９３〜１２０°、より望ましくは９５〜１１５°である。

一方、前記水の接触角θ_Ｆが９１°より小さいと、被削材が溶着しやすく、その溶着によって層剥離や切刃９に欠損等の損傷が生じる。その結果、溶着した被削材によって、被削材の加工面の精度が悪くなってしまう。また、前記水の接触角θ_Ｆが１４０°より大きいと、被削材への切刃９が被削材へ食い込みにくくなるため、工具１０の切れ味が低下するため切削抵抗が増大する。その結果、工具１０の突発欠損や振動発生による加工面精度の低下等の不具合が生じる。

ここで、前記水の接触角θ_Ｒ、θ_Ｆの測定方法としては、上記第１の実施形態における水の接触角θで例示したものと同様の測定方法が挙げられ、可能であれば、静滴法にて測定する。すなわち、図５に示すように、まず、蒸留水からなる液滴６を被測定物であるすくい面における表面１４［図５（ａ）］、または逃げ面における表面１５［図５（ｂ）］に置く。ついで、その液滴６が被測定物と接触している領域の周縁部における液滴６の接線Ｌと、被測定物であるすくい面における表面１４または逃げ面における表面１５とのなす角θ_Ｒ、θ_Ｆを測定する静滴法をＪＩＳ Ｒ３２５７に準拠して用いるのが好ましい。これにより、前記水の接触角θ_Ｒ、θ_Ｆを、容易かつ正確に測定できる。

前記水の接触角θ_Ｒ、θ_Ｆの制御は、上記第１の実施形態と同様に、すくい面７および逃げ面８での硬質被覆層３’の外層の表面および粒界によるエネルギーを総合的に適正化することによって達成することができる。界面エネルギーを構成する表面エネルギーおよび粒界エネルギーは、すくい面７および逃げ面８での硬質被覆層３’の表層の膜質、粒径、表面粗さ等の物性に加えて、成膜時の熱履歴、原料ガスの流量、成膜時間等の製法に関する条件などの総合的な性状により変化するため、物性、製法等の条件を総合的に考慮する必要がある。

硬質被覆層３’のすくい面７における表面１４の最大高さＲｚが０．３〜１．５μｍの範囲内にあるのが好ましい。これにより、すくい面７全体にわたって特性バラツキを抑制して水の接触角θ_Ｒを上記の範囲内に容易に調整することができる。さらに、この最大高さ粗さＲｚの範囲内において、硬質被覆層３’のすくい面７における表面１４の算術平均粗さＲａが０．０５〜０．３μｍの範囲内にあるのが好ましい。これにより、表面エネルギーを適正化して水の接触角θ_Ｒを最適化できるとともに、切削液をすくい面７全体に広がりやすくして、切削によって上昇した温度を効率よく下げることができるため望ましい。表面粗さ（Ｒａ、Ｒｚ）の測定は、上記第１の実施形態と同様にして、測定すればよい。

また、下部層を構成する粒子の平均粒径が、外層を構成する粒子の平均粒径よりも小さいのが好ましい。これにより、すくい面７における水の接触角θ_Ｒおよび逃げ面８における水の接触角θ_Ｆが本発明の範囲に調整することできる。特に、外層を構成する粒子の平均粒径が１．０〜３．０μｍの範囲内であり、下部層を構成する粒子の粒径が０．０１〜２．０μｍの範囲内であるのが好ましい。

硬質被覆層３’を構成する材質としては、上記第１の実施形態における硬質被覆層３で例示したものと同様の材質が挙げられる。本実施形態では、すくい面７における外層が窒化チタン（ＴｉＮ）層、窒化ジルコニウム層またはα型結晶構造の酸化アルミニウム（Ａｌ_２Ｏ_３）層であるのが好ましい。これにより、炭化チタン層および炭窒化チタン層である場合と比較して熱伝導性がよく、切削液による放熱に加えてすくい面７における放熱性を高めて、切削による切刃９の温度上昇を抑えることができる。

特に、すくい面７における外層が窒化チタン層であるのが好ましい。窒化チタンは表面エネルギーが高く、表面における水の接触角θ_Ｒを容易に高めることができ、水に対する濡れ性に優れるため望ましい。

また、下部層１７の上に外層１８を成膜した後すくい面における外層１８を除去して、逃げ面８における表面層が外層１８ですくい面７における表面層が下部層１７となる構成とすることもできる。この場合、外層１８と下部層１７の両方が窒化チタンからなるのが好ましい。なお、外層１８および下部層１７の成膜条件や成膜後の外層１８の除去方法を調製することによって、これらの層の水の接触角を容易に制御することができる。本実施形態において前記表面層とは、硬質被覆層３’の表面に露出する層、または硬質被覆層３’の表面を構成する層を意味する。

また、外層１８が窒化チタン層または窒化ジルコニウム層である場合には、上記第１の実施形態と同様の理由から、切刃９において外層１８が残存するように、切刃９における硬質被覆層３’が研磨加工されているのが好ましい。

次に、上記で説明した第２の実施形態にかかる切削工具の製造方法について説明する。

まず、上記第１の実施形態と同様にして、基体２を作製する。

次に、基体２の表面に例えば化学気相蒸着（ＣＶＤ）法によって硬質被覆層３’を成膜する。ここで、本実施形態では、上述したように、硬質被覆層３’のすくい面７における表面１４に対する水の接触角θ_Ｒが、硬質被覆層３’の逃げ面８における表面１５に対する水の接触角θ_Ｆよりも小さい。すなわち、すくい面７における表面エネルギーが逃げ面８における表面エネルギーよりも大きくなるように硬質被覆層３’を成膜することが重要となる。このように硬質被覆層３’を成膜する方法としては、例えば下記で説明する第一の製造方法と、第二の製造方法が挙げられる。

（第一の製造方法）
第一の製造方法は、硬質被覆層３’の表面を構成する表面層として、水の接触角がθ_Ａの下部層１７と水の接触角がθ_Ｂ（ただし、θ_Ａ＜θ_Ｂ）の外層１８とを順に成膜する。ついで、すくい面７をブラシ加工してすくい面における外層１８を除去し、図４に示すように、硬質被覆層３’のすくい面７に下部層１７を露出させる。これにより、すくい面７の表面層が下部層１７で逃げ面８の表面層が外層１８となり、すくい面７における水の接触角θ_Ｒが逃げ面８における水の接触角θ_Ｆよりも小さい（θ_Ｒ＜θ_Ｆ）工具１０を容易に製造することができる。

特に、外層１８および下部層１７を構成する粒子として窒化チタンを用いることが、表面エネルギーの制御を成膜条件により容易に調整できるため好ましい。例えば、成膜温度、原料ガス流量、成膜時間などを調整すればよい。

ここで、前記水の接触角θ_Ａ、θ_Ｂがθ_Ａ＜θ_Ｂとなるように、外層１８および下部層１７を成膜する手段としては、例えば外層１８を構成する粒子の平均粒径が、下部層１７を構成する粒子の平均粒径よりも大きくなるように、外層１８および下部層１７の成膜条件を調整する方法が挙げられる。

具体的には、外層１８を構成する粒子の平均粒径が１．０〜３．０μｍの範囲内、好ましくは１．２〜２．０μｍの範囲内にあり、下部層１７を構成する粒子の平均粒径が０．０１〜２．０μｍの範囲内、好ましくは０．０５〜１．０μｍの範囲内にあることが望ましい。

上記構成によって、表面層の表面側上部を構成する粒子の平均粒径が１．０〜３．０μｍの範囲内にあり、前記表面層の基体２側下面を構成する粒子の平均粒径が０．０１〜２．０μｍの範囲内にできる。なお、前記表面層は、外層１８または下部層１７である。

工具１０における硬質被覆層３’の外層１８および下部層１７を構成する粒子の平均粒径とは、外層１８および下部層１７の表面または断面について走査型電子顕微鏡または透過型電子顕微鏡を用いた組織観察を行ない、１００ｎｍ×１００ｎｍ以上の視野領域にて観察される画像において、外層１８および下部層１７を構成している粒子のそれぞれの面積を画像解析法にて算出して、それらの平均面積を見積もった後、この平均面積を有する円に換算して求められる円の直径を意味する。

これにより、外層１８および下部層１７の粒界エネルギーを適正化することができる。すなわち、硬質被覆層３’が、該硬質被覆層３’の外層１８の平均粒径よりも小さい平均粒径を有する下部層１７と、外層１８とがこの順で積層されており、硬質被覆層３’のすくい面７において、下部層１７が露出するまで外層１８を除去してなるものであるのが好ましい。これにより、図４に示すように、最終的に逃げ面８を構成する外層１８は、粒界エネルギーが適正化され、水の濡れ角をより好適な範囲に制御される。その結果、逃げ面８において、高速切削であっても被削材の溶着を抑制することができる。また、最終的にすくい面７を構成する下部層１７は、粒界エネルギーが適正化され、切削液との濡れ性を高めて、切削液が十分にいきわたりやすくなり、切削による切刃９の温度上昇を抑制することができる。つまり、最終的に逃げ面８を構成する膜となる外層１８は、大きな水の接触角を有し耐溶着性に優れるとともに、最終的にすくい面７を構成する膜となる下部層１７は、小さな水の接触角を有し濡れ性に優れた膜とすることができる。

次に、各成膜工程について具体的に説明する。

まず、水の接触角が大きい外層１８の成膜工程として、例えば反応炉内の圧力を１〜３０ｋＰａと低く設定するのがよい。これにより、反応炉内の原子数が少なくなり、原料原子・分子が表面に拡散するときに十分拡散し、欠陥を生成することなく結晶化することができ、界面エネルギーが低くなる。そのため、外層１８における表面エネルギーを小さくすることができ、外層の水の接触角を、本実施形態の逃げ面８における水の接触角θ_Ｆの範囲内にコントロールすることができる。

さらに、混合ガスに対する原料ガス濃度を０．０５〜０．４体積％とし、上記比率Ｖｇ／Ｖｒが０．４〜０．７、かつ、成膜温度を８８０〜９５０℃の範囲にして、外層１８の表面における結晶の配向方向を表面エネルギーが小さくなる方向に揃えることができる。その結果、外層１８の表面エネルギーを小さくすることができ、外層の水の接触角を前記水の接触角θ_Ｆの範囲内にコントロールすることができる。

また、すくい面７の表面層（外層１８または下部層１７）が、Ｘ線回折分析にて検出されるピーク強度値と下記の式にて算出される（２００）結晶面の配向係数Ｔｃが０．４〜０．９の窒化チタンからなるのが好ましい。

Ｔ_Ｃ＝［Ｉ（２００）／Ｉ_０（２００）］［１／６Σ（Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ_０（ｈｋｌ））］^−１
但し、
Ｉ（２００）：（２００）面におけるＸ線回折ピーク強度測定値
Ｉ_０（２００）：ＪＣＰＤＳカード番号６−６４２の（２００）面における標準Ｘ線回折ピーク強度
Σ（Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ_０（ｈｋｌ））：（１１１）、（２００）、（２２０）、（３１１）、（２２２）、（４００）面における［Ｘ線回折ピーク強度測定値］／［標準Ｘ線回折ピーク強度］の値の合計

これにより、すくい面７の表面層の界面エネルギーが小さくなって、表面層における水の濡れ性を本実施形態の範囲内に容易に最適化できる。窒化チタンの配向係数Ｔｃの望ましい範囲は０．５〜０．８、より望ましくは０．６〜０．８である。

より具体的には、例えば外層１８として窒化チタン（ＴｉＮ）層を成膜するには、原料ガス組成として塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスが０．０５〜０．５体積％、反応ガスとして窒素（Ｎ_２）ガスが２５〜５０体積％、残りがキャリアガスとして水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを調整し、チャンバ内を炉内温度８００〜９５０℃、圧力７〜１０ｋＰａとする。

水の接触角が小さい下部層１７の成膜工程としては、例えば反応炉容積Ｖｒと、１分間当たりの常温常圧での供給ガス流量Ｖｇとの比率（Ｖｇ／Ｖｒ）を下記の範囲内にコントロールするのがよい。これにより、下部層１７を構成する粒子の粒径や欠陥の割合、残留応力等が変化して、下部層１７の膜質を界面エネルギーの高い状態に制御することができる。その結果、下部層１７は、水の接触角が小さく、濡れ性に優れた膜質となる。

より具体的には、下部層１７として窒化チタン（ＴｉＮ）層を成膜するには、反応ガス組成として、塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスが０．４〜１０体積％、窒素（Ｎ_２）ガスが０〜６０体積％、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを調整し、チャンバ内を炉内温度９６０〜１１００℃、圧力５〜８５ｋＰａとし、前記比率（Ｖｇ／Ｖｒ）が０．４〜０．９、特に０．５〜０．９の範囲内となるように調整する。この条件で成膜するとＴｉＮ層の（２００）結晶面の配向係数Ｔ_Ｃが０．４〜０．９となる可能性が高くなる。

また、下部層１７として酸化アルミニウム層を成膜するには、塩化アルミニウム（ＡｌＣｌ_３）ガスを３〜２０体積％、塩化水素（ＨＣｌ）ガスを０．５〜３．５体積％、二酸化炭素（ＣＯ_２）ガスを、０．０１〜５．０体積％、硫化水素（Ｈ_２Ｓ）ガスを０〜０．０１体積％、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを用い、９００〜１０１０℃、５〜１０ｋＰａとし、前記比率（Ｖｇ／Ｖｒ）が０．２〜０．５となるように調整する。

なお、下部層１７としては、炭化チタン、炭窒化チタン等の他の硬質膜も採用することができ、これら窒化チタン層以外のチタン系硬質膜を成膜する際も窒化チタン層の成膜条件と同様に、前記比率（Ｖｇ／Ｖｒ）を０．４〜０．７、特に０．５〜０．６の範囲内となるように調整する。この時、成膜温度は材料によって異なるが上述した成膜温度内に制御することが望ましい。

このように、下部層１７および外層１８を各々成膜した後、すくい面７において下部層１７が露出するまで外層１８を研磨加工する。例えば、外層１８を２μｍの膜厚で成膜した際には、すくい面７のみ外層１８を２μｍの膜厚分全て除去されるよう研磨加工する。これにより、研磨加工されたすくい面７は、水の接触角の小さな下部層１７からなり、研磨加工されない逃げ面８は、水の接触角の大きな外層１８からなるため、濡れ性に優れたすくい面７と耐溶着性に優れた逃げ面８を併せ持つ工具１０が容易に製造できる。

ここで、研磨加工方法としては、♯５００または♯５００よりも細かいダイヤモンド砥粒を用いたブラシ加工によって目的の膜厚まで研磨加工する方法が望ましい。また、ブラシ加工でのブラシ毛の突き出し量は１〜７ｃｍ、特に１〜５ｃｍとすることが望ましい。これによって、例えばブレーカ溝を有するような凹凸のある形状の切削工具でも、凹凸形状の隅に研磨されない部分が残存することなく、すくい面７の表面全体のすみずみにまでわたって研磨加工することができる。その結果、すくい面７を均一な面粗度にすることができ、すくい面７における水の濡れ性を均一にすることができる。

（第二の製造方法）
次に、第二の製造方法について、外層１８を表面層として成膜する場合について説明する。第二の製造方法は、例えば図６に示すように、外層１８（表面層）を成膜する際に、表面層を形成するための原料ガスの濃度を徐々に減少させていく方法である。この方法により、表面層は、水の濡れ性が基体側から表面に向かって順次減少する、すなわち水の接触角が表面に向かって次第に増加する傾斜構造の表面層を成膜することができる。ついで、成膜後にすくい面７のみに対して、表面層の基体側のみが残存するよう表面層をブラシ加工等により研磨加工する。

ここで、水の接触角が表面に向かって大きくなるように表面層を成膜する手段としては、例えば表面層を構成する粒子の平均粒径が、基体２側から表面に向かって次第に増加するように成膜する方法が挙げられる。すなわち、硬質被覆層３’の表面層を構成する粒子は、基体２側から表面に向かって平均粒径が次第に増加するのが好ましい。これにより、上記した第一の製造方法と同様に、すくい面７における水の接触角θ_Ｒと、逃げ面８における水の接触角θ_Ｆを適正値の範囲内に設定することができる。すなわち、平均粒径が次第に増加するのにともない、粒界エネルギーが次第に減少して、表面層の濡れ性が表面に近づくほど次第に悪くなる。その結果、表面層の膜厚が厚いほど表面層の表面における最も耐溶着性に優れる層が成膜される。

そして、すくい面７における表面層を、該表面層が残存するようにブラシ加工すると、すくい面７における表面１４の平均粒径が、逃げ面８における表面１５の平均粒径よりも小さくなる。その結果、水の接触角θ_Ｒと、θ_Ｆとがθ_Ｒ＜θ_Ｆの関係となる。したがって、硬質被覆層３’の表面層は、基体２側から表面に向かって平均粒径が順次増加する粒子から構成されており、かつすくい面７における表面１４の平均粒径が、逃げ面８における表面１５の平均粒径よりも小さくなる。

また、本実施形態では、表面層の表面側上部を構成する粒子の平均粒径が１．０〜３．０μｍの範囲内にあり、表面層の基体側下部を構成する粒子の平均粒径が０．０１〜２．０μｍの範囲内にあることが好ましい。これにより、すくい面７における表面１４の平均粒径が０．０１〜２．０μｍの範囲内となり、すくい面７が濡れ性に優れるとともに、逃げ面８における表面１５の平均粒径が１．０〜３．０μｍの範囲内となり、逃げ面８が撥水性に優れたものとすることができる。その結果、優れた冷却効果および耐溶着性を兼ね備えることができる。

なお、ここで表面層の表面側上部とは、表面層の層厚みのうち、表面側から厚み方向で１０％の層部分であり、表面層の基体側下部とは、表面層の層厚みのうち、基体側から厚み方向１０％の層部分である。

表面層として窒化チタン（ＴｉＮ）層を成膜するには、成膜初期の反応ガス組成として塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスが５〜３０体積％、窒素（Ｎ_２）ガスが２５〜５０体積％、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを調整し、チャンバ内を炉内温度８００〜９５０℃、圧力１〜１５ｋＰａとする。その後、成膜時間が進むにつれて、反応ガスの組成の中で、塩化チタンガスの濃度を０．０５〜５体積％まで徐々に減少させることによって、濡れ性が表面に向かって順次減少する傾斜構造の表面層を成膜することができる。

その後、例えば最終的にすくい面７を膜厚１μｍの表面層に調整するには、さきに上記条件を用いて、膜厚２〜４μｍと最終膜厚の２〜４倍の膜厚となるように厚く成膜した後、＃５００以下の細かいダイヤモンド砥粒を用いたブラシ加工等の上述した加工条件によって最終膜厚まで研磨加工する。

なお、表面層を構成する粒子の平均粒径の測定は、上記で説明した測定方法と同様にして測定すればよい。なお、画像解析に用いる写真は、例えば表面層を基体２表面に平行に研磨加工して露出させるなどの方法により表面層の基体２側からの厚みが同じ位置となる少なくとも３箇所で測定し、その平均値を平均粒径とする。また、研磨加工した面で画像解析による平均粒径の測定が困難な場合には、表面層の断面において、表面層の基体２側から表面までの膜厚が同じ位置ごとに平均粒径を測定し、その位置での平均粒径を比較してもよい。

なお、上記の実施形態では、図４および図６に示すように、硬質被覆層３’が６層の複層からなる場合について説明したが、本発明では、硬質被覆層３’が５層以下、または７層以上からなる複層からなるものであっても、単層からなるものであってもよい。なお、単層として用いる場合には、窒化チタン（ＴｉＮ）層であることが、前述したように表面エネルギーを制御しやすく、加えて、窒化チタンは熱伝導性がよく切削液による放熱に加えてすくい面７自身の放熱性を高めて切削による切刃の温度の上昇を抑えることができるため望ましい。

なお、上記の実施形態では、化学気相蒸着（ＣＶＤ）法にて硬質被覆層３’の成膜を行なう方法について説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、物理気相蒸着（ＰＶＤ）法等のその他の成膜方法にて硬質被覆層３’を成膜したものであってもよい。

＜被削材の加工方法＞
次に、本発明にかかる被削材の加工方法の一実施形態について説明する。本実施形態の加工方法は、上記で説明した第１の実施形態にかかる切削工具１を用いて、被削材を加工する方法である。

すなわち、切削工具１と被削材とを準備する工程と、切削工具１の切刃９を被削材の表面に接触させる工程と、切削工具１または被削材の少なくとも一方を回転させ、切刃９を被削材の表面に接触させて被削材を切削する工程と、切刃９を被削材の表面から離間させて加工物を得る工程と、を含む。これにより、安定して良好な加工面を有する加工物を得ることが可能となる。

なお、切削工具を、第１の実施形態にかかる切削工具１に代えて、第２の実施形態にかかる切削工具１０を用いても同様の効果を奏することができる。

以下、実施例を挙げて本発明をさらに詳細に説明するが、本発明は以下の実施例に限定されるものではない。

［実施例Ｉ］
＜切削工具の作製＞
まず、平均粒径１．５μｍの炭化タングステン（ＷＣ）粉末に対して、平均粒径１．２μｍの金属コバルト（Ｃｏ）粉末を６質量％、平均粒径２．０μｍの炭化チタン（ＴｉＣ）粉末を０．５質量％、平均粒径２．０μｍのＴａＣ粉末を５質量％の割合で添加し混合した。ついで、この混合物をプレス成形により切削工具形状（ＣＮＭＡ１２０４１２）に成形した後、脱バインダ処理を施し、０．０１Ｐａの真空中、１５００℃で１時間焼成して超硬合金を作製した。さらに、作製した超硬合金にブラシ加工にてすくい面より刃先処理（ホーニングＲ）を施した。

次に、上記超硬合金に対して、化学気相蒸着（ＣＶＤ）法により各種の硬質被覆層を表２に示す構成の多層膜からなる硬質被覆層を成膜した。なお、表２の各層の成膜条件は表１に示した。この時、化学気相蒸着装置の反応炉の容積Ｖｒは０．１２ｍ^３であった。

また、硬質被覆層を被覆した後、表２に示す研磨方法によって試料の表面を研磨して表面層の層厚を表２に記載の値に調整し、試料Ｎｏ．Ｉ−１〜１０の切削工具を作製した。

得られた工具において、硬質被覆層のすくい面の平坦部について、表面における水の接触角θの測定を図１に示すようなＪＩＳ Ｒ３２５７に準拠した静滴法を用いて行なった。結果は表２に示した。

また、工具の切刃近くのランド等の平坦部（すくい面）における表面の表面粗さ（最大高さＲｚ、算術平均粗さＲａ）を触針式の表面粗さ測定器にて、ＪＩＳ Ｂ０６０１’０１に準拠して触針式表面粗さ測定器を用い、カットオフ値０．２５ｍｍ、基準長さ：０．８ｍｍ、走査速度：０．１ｍｍ／秒にて測定した。結果は表２に示した。

さらに、得られた工具の硬質被覆層を透過型電子顕微鏡（ＴＥＭ）にて５００，０００倍の倍率で観察し、画像解析法を用いてすくい面における表面層の平均粒径を測定した。結果は表２に示した。具体的には、個々の粒子について面積を算出し、その平均値を同じ面積の円に換算した時の円の直径を表面層の平均粒径として算出した。

＜評価＞
上記で得た各工具について、連続切削試験および断続切削試験を行い、耐摩耗性および耐欠損性を評価した。各評価条件を以下に示すと共に、その結果を表３に示す。

（連続切削条件）
被削材 ：ＳＣＭ４４０ 円柱材
工具形状：ＣＮＭＧ１２０４０８
切削速度：３５０ｍ／分
送り速度：０．４ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：２ｍｍ
切削時間：２０分
切削液 ：エマルジョン１５％＋水８５％混合液
評価項目：顕微鏡にて切刃を観察し、フランク摩耗量・先端摩耗量を測定
（断続切削条件）
被削材 :ＳＣＭ４４０ ４本溝入円柱材
工具形状：ＣＮＭＡ１２０４０８
切削速度：１５０ｍ／分
送り速度：０．５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：２ｍｍ
切削液 ：エマルジョン１５％＋水８５％混合液
評価項目：欠損に至る衝撃回数
衝撃回数１０００回時点で顕微鏡にて切刃の状態を観察

表１〜３より、接触角θが３０°よりも小さくなった試料Ｎｏ．Ｉ−１０では、切削液が硬質膜のクラック内に浸透して硬質膜の酸化が促進して早期に変質してしまったために、チッピングや膜剥離が発生し、耐摩耗性、耐欠損性が共に悪く、工具寿命の非常に短いものであった。

また、接触角θが８０°を超えた試料Ｎｏ．Ｉ−８、９では、切削によって生じる熱を十分に放熱できないために熱による刃先の変形や硬質被覆層の劣化が生じてしまったため、溶着によるチッピングや膜剥離が発生して耐摩耗性および耐欠損性がともに悪く、工具寿命の短いものであった。

それに対し、接触角θを３０°〜８０°の範囲内とした試料Ｎｏ．Ｉ−１〜７では、上記切削条件において耐摩耗性、耐欠損性共に優れ、刃先の損傷もほとんどなかった。

［実施例II−１］
＜切削工具の作製＞
まず、上記実施例Ｉと同様にして、超硬合金を作製した。さらに、作製した超硬合金にブラシ加工にてすくい面より刃先処理（ホーニングＲ）を施した。

次に、上記超硬合金に対して、化学気相蒸着（ＣＶＤ）法により各種の硬質被覆層を表４に示す条件にて表５に示す構成の多層膜からなる硬質被覆層を成膜した。この時、化学気相蒸着装置の反応炉の容積Ｖｒは０．１２ｍ^３であった。

硬質被覆層を被覆した後、表５に示す研磨方法によって試料の表面を研磨して外層の層厚を表５に記載の値に調整した。そして、硬質被覆層を被覆した後、表５に示す研磨方法によって、試料のすくい面の表面を研磨して外層を除去し、下部層を露出させ、試料Ｎｏ．II−１〜１１の切削工具を作製した。なお、下部層を成膜していない試料Ｎｏ．II−９および１０については、すくい面における外層の膜厚を表５に示す値まで研磨した。

得られた工具において、硬質被覆層のすくい面およびにげ面の平坦部について、表面における水の接触角θ_Ｒおよびθ_Ｆの測定を図５に示すようなＪＩＳ Ｒ３２５７に準拠した静滴法を用いて行なった。結果は表５に示した。

また、工具の切刃近くのランド等の平坦部（すくい面）における表面の表面粗さ（最大高さＲｚ、算術平均粗さＲａ）を上記実施例Ｉと同様にして測定した。結果は表５に示した。

さらに、得られた工具の硬質被覆層を透過型電子顕微鏡（ＴＥＭ）にて５００，０００倍の倍率で観察し、画像解析法を用いてすくい面および逃げ面を構成する粒子の平均粒径を測定した。画像解析に用いる面は、前述した通りである。結果は表５に示した。具体的には、個々の粒子について面積を算出し、その平均値を同じ面積の円に換算した時の円の直径をすくい面および逃げ面を構成する粒子の平均粒径として算出した。

また、下部層がＴｉＮの試料について管球にＣｕを用いたＸ線回折分析を行い、得られたピーク強度から、（２００）面における配向係数Ｔ_ｃを求めた。結果は表５に示した。

＜評価＞
上記で得た各工具について、下記の条件により、連続切削試験を行い、耐摩耗性および耐欠損性を評価した。結果は表６に示した。

（連続切削条件）
被削材 ：ＳＣＭ４４０ 円柱材
工具形状：ＣＮＭＧ１２０４０８
切削速度：３５０ｍ／分
送り速度：０．２ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．０ｍｍ
切削時間：２０分
切削液 ：エマルジョン１０％＋水９０％混合液
評価項目：顕微鏡にて切刃を観察し、逃げ面摩耗量・先端摩耗量、および、被削材の加工面における面粗度（算術平均粗さＲａ）を測定した。

表４〜６より、すくい面および逃げ面の接触角が、θ_Ｒ＜θ_Ｆとなっていない試料Ｎｏ．II−９〜１１では、逃げ面に被削材が溶着して被削材の加工面の面粗度が粗くなったり、すくい面において、切削によって生じる熱を十分に放熱できないために熱による刃先の変形や硬質被覆層の劣化が生じてしまったため、溶着によるチッピングや膜剥離が発生して耐摩耗性および耐欠損性がともに悪く、工具寿命の短いものであった。

それに対し、すくい面および逃げ面の接触角をθ_Ｒ＜θ_Ｆとした試料Ｎｏ．II−１〜８では、上記切削条件において耐摩耗性、耐欠損性ともに優れ、刃先の損傷もほとんどなかった。

［実施例II−２］
実施例II−１と同様にして基体を作成した。ついで、この基体に、表５における試料Ｎｏ．II−２の膜構成にて硬質被覆膜を成膜した。その際に、表面層のＴｉＮの条件を、表４におけるＴｉＮ１の成膜条件に加えて、混合ガス中のＴｉＣｌ_４ガスの割合を、成膜初期に０．５体積％とし、最終的に０．０５体積％となるように原料ガスの流量を順次減少させながら１．５μｍの膜厚になるように成膜した。

その後は、試料Ｎｏ．II−２と同様の加工方法ですくい面の膜厚が０．５μｍになるまで研磨した。

作製した試料のすくい面および逃げ面の水に対する接触角を実施例II−１と同様にして測定した結果、θ_Ｒが７９°、θ_Ｆが９２°であった。

また、実施例II−１と同様の切削条件にて切削試験を行った結果、切刃のチッピングや膜剥離等の損傷も無く、非常に優れた工具寿命を発揮し、かつ、被削材の加工面における面粗度も非常に良好であった。

本発明の第１の実施形態にかかる硬質被覆層の層構成を示す要部拡大概略断面図である。 本発明の実施形態にかかる表面被覆切削工具を示す概略斜視図である。 すくい面における水の接触角θの測定方法を説明するための模式図である。 本発明の第２の実施形態にかかる硬質被覆層の層構成を示す要部拡大概略断面図である。 （ａ）すくい面における水の接触角θ_Ｒの測定方法を説明するための模式図である。

（ｂ）逃げ面における水の接触角θ_Ｆの測定方法を説明するための模式図である。
本発明の第２の実施形態にかかる他の硬質被覆層の層構成を示す要部拡大概略断面図である。

符号の説明

１：工具（表面被覆切削工具）
２：基体
３：硬質被覆層
４：表面層
５：表面
６：液滴
７：すくい面
８：逃げ面
９：切刃
１４：すくい面における表面
１５：逃げ面における表面
１７：下部層
１８：外層

Claims (15)

1. すくい面と逃げ面との交差稜部に切刃が形成された構造を有する基体と、該基体の表面に形成される硬質被覆層とからなる表面被覆切削工具であって、前記硬質被覆層のすくい面における水の接触角θが３０〜８０°の範囲内にある表面被覆切削工具。
2. 前記硬質被覆層は、すくい面における平均粒径が０．０１〜２μｍの範囲内にある粒子からなる表面層を有している請求項１記載の表面被覆切削工具。
3. 前記硬質被覆層は、窒化チタンまたは窒化ジルコニウムからなる表面層を有しており、切刃において前記表面層が残存するように切刃における硬質被覆層が研磨加工されている請求項１または２記載の表面被覆切削工具。
4. 前記硬質被覆層のすくい面における表面の最大高さＲｚが０．３〜１．５μｍの範囲内にある請求項１乃至３いずれか記載の表面被覆切削工具。
5. すくい面と逃げ面との交差稜部に切刃が形成された構造を有する基体と、該基体の表面に形成される硬質被覆層とからなる表面被覆切削工具であって、前記硬質被覆層のすくい面における水の接触角θ_Ｒと、前記硬質被覆層の逃げ面における水の接触角θ_Ｆが、θ_Ｒ＜θ_Ｆの関係にある表面被覆切削工具。
6. 前記硬質被覆層のすくい面における表面の最大高さＲｚが０．３〜１．５μｍの範囲内にある請求項５記載の表面被覆切削工具。
7. 前記硬質被覆層は、前記基体側から表面に向かって平均粒径が順次増加する粒子からなる表面層を有する請求項５または６記載の表面被覆切削工具。
8. 前記表面層の表面側上部を構成する粒子の平均粒径が１．０〜３．０μｍの範囲内にあり、前記表面層の基体側下部を構成する粒子の平均粒径が０．０１〜２．０μｍの範囲内にある請求項７記載の表面被覆切削工具。
9. すくい面における前記硬質被覆層の表面を構成する粒子の平均粒径が、逃げ面における前記硬質被覆層の表面を構成する粒子の平均粒径よりも小さい請求項５乃至８いずれか記載の表面被覆切削工具。
10. 前記硬質被覆層は、窒化チタンまたは窒化ジルコニウムからなる表面層を有しており、切刃において前記表面層が残存するように切刃における硬質被覆層が研磨加工されている請求項５乃至９いずれか記載の表面被覆切削工具。
11. 前記硬質被覆層は、外層と、該外層を構成する粒子の平均粒径よりも小さい平均粒径を有する粒子で構成される下部層とを有しており、該下部層と前記外層とがこの順で積層されており、前記硬質被覆層のすくい面において、前記下部層が露出するまで前記外層を除去してなる請求項５または６または９記載の表面被覆切削工具。
12. 前記外層を構成する粒子の平均粒径が１．０〜３．０μｍの範囲内にあり、前記下部層を構成する粒子の平均粒径が０．０１〜２．０μｍの範囲内にある請求項１１記載の表面被覆切削工具。
13. 前記水の接触角θ_Ｒが３０〜８０°の範囲内にあり、前記水の接触角θ_Ｆが９１〜１４０°の範囲内にある請求項５乃至１２いずれか記載の表面被覆切削工具。
14. 前記すくい面において、前記硬質被覆層は、Ｘ線回折分析にて検出されるピーク強度と下記の式にて算出される（２００）結晶面の配向係数ＴＣが０．４〜０．９の窒化チタンからなる表面層を有する請求項１０記載の表面被覆切削工具。
    ＴＣ＝［Ｉ（２００）／Ｉ０（２００）］［１／６Σ（Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ０（ｈｋｌ））］^−１
    但し、
    Ｉ（２００）：（２００）面におけるＸ線回折ピーク強度測定値
    Ｉ０（２００）：ＪＣＰＤＳカード番号６−６４２の（２００）面における標準Ｘ線回折ピーク強度
    Σ（Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ０（ｈｋｌ））：（１１１）、（２００）、（２２０）、（３１１）、（２２２）、（４００）面における［Ｘ線回折ピーク強度測定値］／［標準Ｘ線回折ピーク強度］の値の合計
15. 請求項１乃至１４いずれか記載の表面被覆切削工具と被削材とを準備する工程と、
    前記表面被覆切削工具または前記被削材の少なくとも一方を回転させ、前記表面被覆切削工具の切刃を前記被削材の表面に接触させて被削材を切削する工程と、
    前記切刃を前記被削材の表面から離間させて加工物を得る工程と、
    を少なくとも含む被削材の加工方法。
    
    

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