JP2008260098A - 表面被覆切削工具 - Google Patents

Abstract

【課題】 難削材の重切削加工等で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具を提供する。
【解決手段】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）組成式：（Ｔｉ_１−Ｘ Ａｌ_Ｘ ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．３０〜０．７０を示す）を満足する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる下部層、（ｂ）ＣｒＮ層からなる中間層、（ｃ）クロム酸化物層と、マンガン酸化物層またはニオブ酸化物層との交互積層構造として構成される上部層、以上（ａ）〜（ｃ）で構成された硬質被覆層を形成する。
【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、切刃に大きな機械的負荷が加わる高速高送り条件で行った場合にも、すぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具（以下、被覆工具という）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工具基体の表面に、
組成式：（Ｔｉ_１−Ｘ Ａｌ_Ｘ ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．３０〜０．７０を示す）を満足するＴｉとＡｌの複合窒化物［以下、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆層を０．１〜８．０μｍの平均層厚で物理蒸着してなる被覆工具が知られており、かつ前記被覆工具の硬質被覆層である（Ｔｉ，Ａｌ）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することから、これを各種の鋼や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、一方上記工具基体には、例えば−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記工具基体の表面に、上記（Ｔｉ，Ａｌ）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２６４４７１０号明細書

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、上記の従来被覆工具においては、これを鋼や鋳鉄などの切削を通常の切削加工条件で行うの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、切刃に対して大きな機械的負荷がかかる高速高送り条件で行なった場合には、切削時に発生する高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、これに伴って益々工具表面に対する粘着度は増すようになることから、切刃部における耐摩耗性が急激に低下するとともにチッピング（微少欠け）の発生が増加し、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、特に難削材の高速高送り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工具を開発すべく、上記の従来被覆工具に着目し、研究を行った結果、
（ａ）上記従来被覆工具の硬質被覆層である０．１〜８．０μｍの平均層厚を有する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を下部層とし、この上に、酸化クロム（以下、Ｃｒ_２Ｏ_３で示す）層を同じく０．１〜８．０μｍの平均層厚で形成して上部層を構成すると、前記Ｃｒ_２Ｏ_３層は、熱的安定性にすぐれ、高温強度も大であるため、切削加工時にすぐれた耐摩耗性を示すが、高速高送り切削のような切刃に対して大きな機械的負荷がかかるとともに高熱発生を伴う厳しい切削条件下では、被削材（難削材）に対する耐溶着性は十分でなく、また、耐熱性も満足できるものではないこと。

（ｂ）そこで、被削材（難削材）に対する耐溶着性と耐熱性を改善するため、平均層厚０．０１〜１．０μｍのＣｒ_２Ｏ_３層と、平均層厚０．０１〜１．０μｍの酸化マンガン（以下、ＭｎＯ_２で示す）層または酸化ニオブ（以下、Ｎｂ_２Ｏ_５で示す）層とを交互に積層して、合計平均層厚０．１〜８．０μｍの、Ｃｒ_２Ｏ_３層とＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層との交互積層構造からなる上部層を構成すると、この上部層はＣｒ_２Ｏ_３層の備えるすぐれた高温強度に加えて、すぐれた耐熱性とすぐれた耐溶着性、耐欠損性を示すようになること。

（ｃ）しかし、Ｃｒ_２Ｏ_３層とＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層との交互積層構造からなる上部層と、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる下部層との密着性は十分でなく、特に高速高送り切削加工条件では剥離が発生し易いが、前記上部層と下部層間に窒化クロム（以下、ＣｒＮで示す）層を０．１〜３μｍの平均層厚で介在させると、前記ＣｒＮ層は前記上部層および下部層のいずれとも強固に密着することから、前記（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層が工具基体表面に対してすぐれた密着性を有することと相俟って、前記Ｃｒ_２Ｏ_３層とＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層との交互積層構造からなる上部層との間にＣｒＮ層を介在させてなる硬質被覆層は、上記難削材の高速高送り切削加工でも、層間剥離の発生はなく、すぐれた高温強度を示すとともに、すぐれた耐熱性とすぐれた耐溶着性、耐欠損性を示し、その結果、チッピング、欠損の発生を抑えすぐれた耐摩耗性を長期に亘り発揮するようになること。

（ｄ）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）の中央部に工具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ＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として金属Ｍｎ（または金属Ｎｂ）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および金属Ｍｎ（または金属Ｎｂ）の各カソード電極から９０度離れた位置に前記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工具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、前記工具基体の表面に下部層として（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を０．１〜８．０μｍの平均層厚で蒸着し、ついで、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、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、中間層としてＣｒＮ層を０．１〜３μｍ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ＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として配置した金属Ｃｒとアノード電極との間にアーク放電を発生させて０．０１〜１μｍのＣｒ_２Ｏ_３層を蒸着し、次に、同じく酸素雰囲気内で前記ＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）である金属Ｍｎ（または金属Ｎｂ）とアノード電極との間にアーク放電を発生させて０．０１〜１μｍのＭｎＯ_２層（またはＮｂ_２Ｏ_５層）を蒸着し、Ｃｒ_２Ｏ_３層の蒸着とＭｎＯ_２層（またはＮｂ_２Ｏ_５層）の蒸着を交互に行い、合計平均層厚０．８〜８．０μｍの交互積層構造からなる上部層を形成することができること。

（ｅ）上記の下部層、中間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工具は、特に溶着性（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速高送り切削加工でも、下部層である（Ｔｉ，Ａｌ）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ＣｒＮ層からなる中間層が上部層と下部層との密着性、接合強度を確保し、Ｃｒ_２Ｏ_３層とＭｎＯ_２層（またはＮｂ_２Ｏ_５層）の交互積層構造からなる上部層が、すぐれた耐熱性を有し、さらに、被削材（難削材）に対してのすぐれた耐溶着性、耐欠損性を有することから、チッピング、欠損、層間剥離等の発生なく、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するようになること。
以上（ａ）〜（ｅ）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、
「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工具基体の表面に、下部層と中間層と上部層からなる硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
上記下部層は、０．１〜８．０μｍの平均層厚を有し、かつ、
組成式：（Ｔｉ_１−Ｘ Ａｌ_Ｘ ）Ｎ
を満足する（ただし、原子比で、Ｘは０．３０〜０．７０を示す）ＴｉとＡｌの複合窒化物層からなり、
上記中間層は、０．１〜３μｍの平均層厚を有する窒化クロム層からなり、
上記上部層は、０．８〜８．０μｍの合計平均層厚を有する、０．０１〜１．０μｍの平均層厚を有するクロム酸化物層と、０．０１〜１．０μｍの平均層厚を有するマンガン酸化物層またはニオブ酸化物層との交互積層構造として構成されている、
ことを特徴とする被覆工具（表面被覆切削工具）」
に特徴を有するものである。

つぎに、この発明の被覆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）下部層
下部層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層におけるＡｌ成分には高温硬さと耐熱性を向上させ、一方同Ｔｉ成分には高温強度を向上させる作用があるが、Ａｌの割合を示すＸ値がＴｉ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、難削材の高速高送り切削で要求されるすぐれた高温硬さと耐熱性を確保することができなくなり、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。
また、その平均層厚が０．１μｍ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８．０μｍを越えると、上記の粘性の高い難削材の高速高送り切削では、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０．１〜８．０μｍと定めた。

（ｂ）中間層
ＣｒＮ層からなる中間層は、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３μｍを越えると、硬質被覆層の強度が中間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０．１〜３μｍと定めた。

（ｃ）上部層
上部層の交互積層構造を構成するＣｒ_２Ｏ_３層は、すぐれた高温硬さを有し、ＭｎＯ_２層は、耐熱性とともにすぐれた耐溶着性を有し、また、Ｎｂ_２Ｏ_５層は、耐熱性とともにすぐれた耐欠損性を備えるが、上記Ｃｒ_２Ｏ_３層は、その平均層厚が０．０１μｍ未満になるとすぐれた高温硬さを発揮することができなくなり耐摩耗性の向上を期待できず、また、その平均層厚が１．０μｍを超えると、チッピングの発生が見られるようになることから、その平均層厚を０．０１〜１．０μｍと定めた。また、上記ＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層は、平均層厚が０．０１μｍ未満では耐熱性、耐溶着性、耐欠損性の改善を図ることはできず、また、その平均層厚が１．０μｍを超えると、チッピングの発生が見られるようになることから、その平均層厚を０．０１〜１．０μｍと定めた。
また、Ｃｒ_２Ｏ_３層と、ＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層との交互積層構造からなる上部層の合計平均層厚が０．８μｍ未満では、難削材の高速高送り切削における耐熱性、耐溶着性、耐欠損性の改善を期待できず、一方、合計平均層厚が８．０μｍを超えると、チッピング、欠損の発生が見られるようになることから、合計平均層厚を０．８〜８．０μｍと定めた。
なお、酸化マンガン（ＭｎＯ_２）層については、Ｍｎと酸素の含有割合は１：２（原子比）であると、また、酸化ニオブ（Ｎｂ_２Ｏ_５）層については、Ｎｂと酸素の含有割合は２：５（原子比）であるとして示したが、酸化マンガン、酸化ニオブをそれぞれ、
組成式：Ｍｎ_ＹＯ_１−Ｙ
組成式：Ｎｂ_ＺＯ_１−Ｚ
で表した場合に、Ｙの値（原子比）は、０．２２≦Ｙ≦０．５０をとり得るものであり、また、Ｚの値（原子比）は、０．２８≦Ｚ≦０．５０をとり得るものであって、厳密にＭｎ：酸素＝１：２（原子比）、Ｎｂ：酸素＝２：５（原子比）であることを必要としない。

この発明の被覆工具は、硬質被覆層を構成する下部層の（Ｔｉ，Ａｌ）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、かつ中間層のＣｒＮ層が下部層と上部層とを強固に密着接合し、さらに、Ｃｒ_２Ｏ_３層とＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層の交互積層構造からなる上部層が、すぐれた耐熱性と耐溶着性、耐欠損性を有することから、特に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を、大きな機械的負荷がかかる高速高送り切削条件で加工を行っても、層間剥離、チッピング、欠損の発生なく、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するものである。

つぎに、この発明の被覆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基超硬合金製の工具基体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（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ＴｉＣＮ系サーメット製の工具基体Ｂ−１〜Ｂ−６を形成した。

（ａ）ついで、上記の工具基体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）として金属Ｃｒ、他方側のＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として金属Ｍｎまたは金属Ｎｂ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カソードおよび金属Ｍｎカソード（または金属Ｎｂカソード）のそれぞれから９０度離れた位置に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工具基体に−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、もって工具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工具基体に−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、もって前記工具基体の表面に、表３に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を硬質被覆層の下部層として蒸着形成し、
（ｄ）上記の下部層形成用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、工具基体への直流バイアス電圧（−１００Ｖ）も同じくしたままで、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に示される目標層厚のＣｒＮ層を硬質被覆層の中間層として蒸着形成し、
（ｅ）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１．０〜３．０Ｐａの酸素雰囲気とし、
（ｆ）その後、金属Ｃｒカソード電極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、表３に示される目標層厚のＣｒ_２Ｏ_３層を蒸着し、次に、同じく酸素雰囲気内で金属Ｍｎ（または金属Ｎｂ）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て同じく表３に示される目標層厚のＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層を蒸着し、
（ｇ）上記（ｆ）の操作を繰り返して、所定の合計目標層厚のＣｒ_２Ｏ_３層とＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層の交互積層構造からなる上部層を表３に示される合計平均目標層厚で蒸着形成することにより、本発明被覆工具としての本発明被覆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、これら工具基体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に示される蒸着装置に装入し、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、前記工具基体に−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、もって工具基体表面を前記Ｔｉ−Ａｌ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、前記工具基体に印加するバイアス電圧を−１００Ｖに下げて、前記Ｔｉ−Ａｌ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、もって前記工具基体Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６のそれぞれの表面に、表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の丸棒、
切削速度： ４００ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．５ ｍｍ、
送り： ０．４ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ａ）でのステンレス鋼の乾式連続高速高送り切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、２００ｍ／ｍｉｎ．、０．２ｍｍ／ｒｅｖ．）、
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： ３５０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ２．０ ｍｍ、
送り： ０．４０ ｍｍ／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速高送り切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、１８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭｎＨ１の丸棒、
切削速度： ３００ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．５ ｍｍ、
送り： ０．３５ ｍｍ／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速高送り切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、１５０ｍ／ｍｉｎ．、０．２ｍｍ／ｒｅｖ．）、
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５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６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種の工具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基超硬合金製の工具基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８をそれぞれ製造した。

ついで、これらの工具基体（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７に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる下部層と、同じく表７に示される目標層厚のＣｒＮ層からなる中間層と、同じく表７に示される目標層厚のＣｒ_２Ｏ_３層とＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層の交互積層構造からなる、同じく表７に示される合計平均目標層厚の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、上記の工具基体（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に示される蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、同じく表７に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆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： １００ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： １８０ ｍｍ／分、
の条件での軟鋼の乾式高速高送り溝切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、４０ｍ／ｍｉｎ．、１２０ｍｍ／分）、
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： １００ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： １６０ ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の湿式（水溶性切削油使用）高速高送り溝切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、４０ｍ／ｍｉｎ．、１２０ｍｍ／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： ７０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
テーブル送り： １４０ ｍｍ／分、
の条件での高マンガン鋼の乾式高速高送り溝切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、３０ｍ／ｍｉｎ．、１２０ｍｍ／分）、
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７にそれぞれ示した。

上記の実施例２で製造した直径が８ｍｍ（工具基体Ｃ−１〜Ｃ−３形成用）、１３ｍｍ（工具基体Ｃ−４〜Ｃ−６形成用）、および２６ｍｍ（工具基体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（工具基体Ｄ−１〜Ｄ−３）、８ｍｍ×２２ｍｍ（工具基体Ｄ−４〜Ｄ−６）、および１６ｍｍ×４５ｍｍ（工具基体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基超硬合金製の工具基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８をそれぞれ製造した。

ついで、これらの工具基体（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８に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる下部層と、同じく表８に示される目標層厚のＣｒＮ層からなる中間層と、同じく表８に示される目標層厚のＣｒ_２Ｏ_３層とＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層の交互積層構造からなる表８に示される合計平均目標層厚の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、上記の工具基体（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に示される蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、同じく表８に示される目標組成および目標層厚を有する（Ｔｉ，Ａｌ）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： １６０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２０ｍｍ／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： １３０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １６ ｍｍ、
の条件での高マンガン鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、６０ｍ／ｍｉｎ．、０．２０ｍｍ／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： ６０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ３２ ｍｍ、
の条件での軟鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、２５ｍ／ｍｉｎ．、０．２０ｍｍ／ｒｅｖ．）、
をそれぞれ行い、いずれの湿式高速高送り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８にそれぞれ示した。

この結果得られた本発明被覆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、本発明被覆ドリル１〜８、および、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、従来被覆ドリル１〜８の硬質被覆層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層（下部層）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３〜８に示される結果から、本発明被覆工具は、いずれも特に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、高い熱発生を伴いかつ切刃に大きな機械的負荷がかかる高速高送り切削でも、硬質被覆層の下部層である（Ｔｉ，Ａｌ）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、中間層のＣｒＮ層が下部層と上部層とを強固に密着接合し、さらに、Ｃｒ_２Ｏ_３層とＭｎＯ_２層またはＮｂ_２Ｏ_５層の交互積層構造からなる上部層が、すぐれた耐熱性とすぐれた耐溶着性、耐欠損性を有することから、大きな機械的負荷がかかる高速高送り切削条件で切削加工を行っても、硬質被覆層に溶着、層間剥離、チッピング、欠損の発生はなく、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するのに対して、硬質被覆層が（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層で構成された従来被覆工具においては、高い発熱を伴いかつ大きな機械的負荷がかかる高速高送り切削では、被削材（難削材）と硬質被覆層との溶着が生じ、これが原因で切刃部にチッピング、欠損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、この発明の被覆工具は、特に各種の鋼や鋳鉄などの通常の切削条件での切削加工は勿論のこと、特に切刃に対し大きな機械的負荷がかかると共に高い熱発生を伴う上記の難削材の高速高送り切削加工でも、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および自動化、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。

被覆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工具基体の表面に、下部層と中間層と上部層からなる硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
   上記下部層は、０．１〜８．０μｍの平均層厚を有し、かつ、
   組成式：（Ｔｉ_１−Ｘ Ａｌ_Ｘ）Ｎ
   を満足する（ただし、原子比で、Ｘは０．３０〜０．７０を示す）ＴｉとＡｌの複合窒化物層からなり、
   上記中間層は、０．１〜３μｍの平均層厚を有する窒化クロム層からなり、
   上記上部層は、０．８〜８．０μｍの合計平均層厚を有する、０．０１〜１．０μｍの平均層厚を有するクロム酸化物層と、０．０１〜１．０μｍの平均層厚を有するマンガン酸化物層またはニオブ酸化物層との交互積層構造として構成されている、
   ことを特徴とする表面被覆切削工具。

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