JP2009012139A - 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具 - Google Patents
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Abstract
【課題】溶着性の高い被削材の高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた潤滑性と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】工具基体表面に０．８〜５μｍの層厚の硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、（ＡｌＸＣｒ１−ＸＢＹ）ＮＺ（ただし、０．５≦Ｘ≦０．７、０．００１≦Ｙ≦０．１、０．９≦Ｚ≦１．２５、Ｘ＋Ｙ＜０．７５）の組成のＡｌＣｒＢＮ相からなる硬質被覆層素地に、（ＡｌａＣｒ１−ａＢｂ）Ｎｃ（ただし、０．４≦ａ≦０．７、１≦ｂ≦２．５、０．２５≦ｃ≦０．６８）の組成のＢリッチなＡｌとＣｒとＢの複合窒化物分散粒子相を存在させ、さらに、硬質被覆層の全体平均組成を、（ＡｌαＣｒ１−αＢβ）Ｎγ（ただし、０．５≦α≦０．７、０．００３≦β≦０．１２、０．８≦γ≦１．２５）とする。
【選択図】 なし
【解決手段】工具基体表面に０．８〜５μｍの層厚の硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、（ＡｌＸＣｒ１−ＸＢＹ）ＮＺ（ただし、０．５≦Ｘ≦０．７、０．００１≦Ｙ≦０．１、０．９≦Ｚ≦１．２５、Ｘ＋Ｙ＜０．７５）の組成のＡｌＣｒＢＮ相からなる硬質被覆層素地に、（ＡｌａＣｒ１−ａＢｂ）Ｎｃ（ただし、０．４≦ａ≦０．７、１≦ｂ≦２．５、０．２５≦ｃ≦０．６８）の組成のＢリッチなＡｌとＣｒとＢの複合窒化物分散粒子相を存在させ、さらに、硬質被覆層の全体平均組成を、（ＡｌαＣｒ１−αＢβ）Ｎγ（ただし、０．５≦α≦０．７、０．００３≦β≦０．１２、０．８≦γ≦１．２５）とする。
【選択図】 なし
Description
この発明は、特に、ステンレス鋼などのような溶着性の高い被削材の切削加工を、高い発熱を伴う高速切削条件で行った場合にも、硬質被覆層がすぐれた潤滑性と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。
被覆工具の一つとして、炭化タングステン基（以下、ＷＣ基で示す）超硬合金または炭窒化チタン基（以下、ＴｉＣＮ基で示す）サーメットで構成された工具基体の表面に、Ａｌ−Ｃｒ−Ｂ系合金のターゲットを用いたアークイオンプレーティングにより、０．３〜１０μｍの厚みの組成式（ＡｌｘＣｒ１−ｘ）（ＢｙＮ１−ｙ）ｚ（ただし、０．３５≦ｘ≦０．６５、０．０３≦ｙ≦０．３、０．８≦ｚ≦１．２）を満足する複合ホウ窒化物からなる硬質被覆層を蒸着形成してなる被覆工具が知られており、そして、この被覆工具の硬質被覆層は、炭素鋼や軸受鋼などの切削に用いた場合には、すぐれた耐溶着性、耐摩耗性を発揮することが知られている。
また、超硬合金製工具基体の表面に、Ｃｒ−Ｂ合金ターゲットを用いてアークイオンプレーティングを行うことにより、あるいは、Ｔｉ−Ａｌ合金ターゲットとＢ含有ターゲットを用いてアークイオンプレーティングを行うことにより、ＢリッチなＣｒ−Ｂ窒化物粒子、あるいは、ＢリッチなＴｉ−Ｂ窒化物粒子を層中に存在させた硬質被覆層を蒸着形成してなる被覆工具が知られており、そして、この被覆工具の硬質被覆層は、炭素鋼の切削に用いた場合には、すぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮することが知られている。
特開２００５−３３０５３９号公報
特開２００３−２６０６０６号公報
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、これに伴って切削加工は一段と高速化する傾向にあるが、上記の従来被覆工具においては、これを通常条件での切削加工に用いた場合には問題はないが、これを特に、ステンレス鋼等のような溶着性の高い被削材を、高い発熱を伴う高速切削に用いた場合には、切削時に発生する高熱によって硬質被覆層は過熱され、高温硬さ、潤滑性が不足したり、また溶着を生じたりするために、耐摩耗性の低下、チッピングの発生等が避けられず、その結果、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、高熱を発生する高速切削条件で溶着を生じやすいステンレス鋼のような被削材を切削加工するにあたり、硬質被覆層がすぐれた潤滑性と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、
（イ）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（ＡＩＰ）装置を用い、装置中央部に工具基体（例えば、超硬基体）装着用回転テーブルを設け、装置内には、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金からなるカソード電極（蒸発源）を設け、工具基体装着用回転テーブル上に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、形成される硬質被覆層の層厚均一化を図る目的で工具基体自体も自転させながら、前記のＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金からなるカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間にアーク放電を発生させ、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物（以下、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎで示す）層を蒸着形成すると、工具基体表面には、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ相を素地として、その中に、所定面積割合でＢリッチな（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相が存在する硬質被覆層が形成されること。
（イ）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（ＡＩＰ）装置を用い、装置中央部に工具基体（例えば、超硬基体）装着用回転テーブルを設け、装置内には、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金からなるカソード電極（蒸発源）を設け、工具基体装着用回転テーブル上に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、形成される硬質被覆層の層厚均一化を図る目的で工具基体自体も自転させながら、前記のＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金からなるカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間にアーク放電を発生させ、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物（以下、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎで示す）層を蒸着形成すると、工具基体表面には、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ相を素地として、その中に、所定面積割合でＢリッチな（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相が存在する硬質被覆層が形成されること。
（ロ）上記（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層において、素地を構成する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ相（以下、単に（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相という）中の成分であるＡｌは高温硬さ、耐熱性および耐酸化性を向上させ、同Ｃｒ成分は高温強度を向上させ、また、Ｂ成分は高温硬さを向上させると同時に被削材との反応性を低下させる作用があり、また、Ｂリッチな（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相（以下、単に（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相という）は、被削材との潤滑性を向上させ溶着を抑制する作用があることから、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相中に（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相が所定面積割合で存在する硬質被覆層は、全体としてすぐれた高温硬さ、耐熱性、耐酸化性、高温強度および潤滑性を備え、その結果として、ステンレス鋼などの溶着性の高い被削材を、高熱発生を伴う高速切削条件で切削加工しても、溶着、チッピング、偏摩耗等を生じること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（イ）、（ロ）に示される研究結果を得たのである。
以上（イ）、（ロ）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（ＷＣ基）超硬合金または炭窒化チタン基（ＴｉＣＮ基）サーメットで構成された工具基体の表面に、硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
（ａ）上記硬質被覆層は、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相に、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相が０．５〜１０面積％の割合で存在する２相組織で構成され、
（ｂ）上記素地を構成するＡｌとＣｒとＢの複合窒化物相は、その組成を、
組成式：（ＡｌＸＣｒ１−ＸＢＹ）ＮＺ
で表した場合、いずれも原子比で、０．５≦Ｘ≦０．７、０．００１≦Ｙ≦０．１、０．９≦Ｚ≦１．２５、Ｘ＋Ｙ＜０．７５、を満足し、
（ｃ）上記ＢリッチなＡｌとＣｒとＢの複合窒化物分散粒子相は、その組成を、
組成式：（ＡｌａＣｒ１−ａＢｂ）Ｎｃ
で表した場合、いずれも原子比で、０．４≦ａ≦０．７、１≦ｂ≦０．７、０．２５≦ｃ≦０．６８を満足し、
（ｄ）さらに、上記２相組織で構成された硬質被覆層の全体平均組成を、
組成式：（ＡｌαＣｒ１−αＢβ）Ｎγ
で表した場合、いずれも原子比で、０．５≦α≦０．７、０．００３≦β≦０．１２、０．８≦γ≦１．２５を満足する、
ことを特徴とする硬質被覆層がすぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具（被覆工具）。」
に特徴を有するものである。
「炭化タングステン基（ＷＣ基）超硬合金または炭窒化チタン基（ＴｉＣＮ基）サーメットで構成された工具基体の表面に、硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
（ａ）上記硬質被覆層は、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相に、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相が０．５〜１０面積％の割合で存在する２相組織で構成され、
（ｂ）上記素地を構成するＡｌとＣｒとＢの複合窒化物相は、その組成を、
組成式：（ＡｌＸＣｒ１−ＸＢＹ）ＮＺ
で表した場合、いずれも原子比で、０．５≦Ｘ≦０．７、０．００１≦Ｙ≦０．１、０．９≦Ｚ≦１．２５、Ｘ＋Ｙ＜０．７５、を満足し、
（ｃ）上記ＢリッチなＡｌとＣｒとＢの複合窒化物分散粒子相は、その組成を、
組成式：（ＡｌａＣｒ１−ａＢｂ）Ｎｃ
で表した場合、いずれも原子比で、０．４≦ａ≦０．７、１≦ｂ≦０．７、０．２５≦ｃ≦０．６８を満足し、
（ｄ）さらに、上記２相組織で構成された硬質被覆層の全体平均組成を、
組成式：（ＡｌαＣｒ１−αＢβ）Ｎγ
で表した場合、いずれも原子比で、０．５≦α≦０．７、０．００３≦β≦０．１２、０．８≦γ≦１．２５を満足する、
ことを特徴とする硬質被覆層がすぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具（被覆工具）。」
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を構成する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の各層成分の組成限定理由等について説明する。
（ａ）（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相
（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相は、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金をターゲットとし、アークイオンプレーティングにより蒸着形成するが、その蒸着条件を調整することにより、上記Ａｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金素地の成分組成とほぼ対応する成分組成を有する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相を形成することができる。
そして、既に述べたとおり、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相におけるＡｌ成分は、高温硬さ、耐熱性および耐酸化性を向上させ、同Ｃｒ成分は高温強度を向上させるとともに、Ｂ成分は高温硬さを向上させると同時に被削材との反応性を低下させる作用があるが、Ｃｒとの合量に対するＡｌ成分の含有割合（Ｘ値）が０．５未満の場合には、硬質被覆層の素地として最小限要求される高温硬さ、耐熱性、耐酸化性を維持することはできず、一方、Ａｌの含有割合（Ｘ値）が０．７を超えるような場合には、Ｃｒの含有割合が少なくなりすぎて、硬質被覆層素地自体のすぐれた高温強度を維持することが困難になるばかりか、反応性の低減および潤滑性の向上を図ることができなくなることから、Ａｌの含有割合（Ｘ値）を０．５〜０．７（ただし、原子比）と定めた。
また、Ｂ成分の含有割合（Ｙ値）が０．００１未満の場合には、硬質被覆層素地の、被削材との反応性の低減および潤滑性の向上を図ることができなくなり、一方、Ｂ成分の含有割合（Ｙ値）が０．１を超えるような場合には、ＣｒＢ２、ＡｌＢ２のような低靭性の析出物が形成され、素地が脆化傾向を示すようになるので、Ｂの含有割合（Ｙ値）を０．００１〜０．１（ただし、原子比）と定めた。
ただ、Ａｌ成分とＢ成分の含有割合の合計値（Ｘ値＋Ｙ値）が、０．７５以上では、被覆層中のＣｒの含有割合が少なくなりすぎ、層全体の高温強度を維持できなくなることから、上記合計値（Ｘ値＋Ｙ値）を０．７５未満と定めた。
また、Ｎ成分の含有割合（Ｚ値）が０．９０未満の場合には、複合窒化物の形成量が少なくなり、そのため、素地に最小限必要とされる高温硬さ、耐熱性、耐酸化性を具備せしめることができず、一方、Ｎ成分の含有割合（Ｚ値）が１．２５を超えると、素地が脆化しチッピングを発生しやすくなることから、Ｎ成分の含有割合（Ｚ値）を０．９０〜１．２５と定めた。
（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相は、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金をターゲットとし、アークイオンプレーティングにより蒸着形成するが、その蒸着条件を調整することにより、上記Ａｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金素地の成分組成とほぼ対応する成分組成を有する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相を形成することができる。
そして、既に述べたとおり、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相におけるＡｌ成分は、高温硬さ、耐熱性および耐酸化性を向上させ、同Ｃｒ成分は高温強度を向上させるとともに、Ｂ成分は高温硬さを向上させると同時に被削材との反応性を低下させる作用があるが、Ｃｒとの合量に対するＡｌ成分の含有割合（Ｘ値）が０．５未満の場合には、硬質被覆層の素地として最小限要求される高温硬さ、耐熱性、耐酸化性を維持することはできず、一方、Ａｌの含有割合（Ｘ値）が０．７を超えるような場合には、Ｃｒの含有割合が少なくなりすぎて、硬質被覆層素地自体のすぐれた高温強度を維持することが困難になるばかりか、反応性の低減および潤滑性の向上を図ることができなくなることから、Ａｌの含有割合（Ｘ値）を０．５〜０．７（ただし、原子比）と定めた。
また、Ｂ成分の含有割合（Ｙ値）が０．００１未満の場合には、硬質被覆層素地の、被削材との反応性の低減および潤滑性の向上を図ることができなくなり、一方、Ｂ成分の含有割合（Ｙ値）が０．１を超えるような場合には、ＣｒＢ２、ＡｌＢ２のような低靭性の析出物が形成され、素地が脆化傾向を示すようになるので、Ｂの含有割合（Ｙ値）を０．００１〜０．１（ただし、原子比）と定めた。
ただ、Ａｌ成分とＢ成分の含有割合の合計値（Ｘ値＋Ｙ値）が、０．７５以上では、被覆層中のＣｒの含有割合が少なくなりすぎ、層全体の高温強度を維持できなくなることから、上記合計値（Ｘ値＋Ｙ値）を０．７５未満と定めた。
また、Ｎ成分の含有割合（Ｚ値）が０．９０未満の場合には、複合窒化物の形成量が少なくなり、そのため、素地に最小限必要とされる高温硬さ、耐熱性、耐酸化性を具備せしめることができず、一方、Ｎ成分の含有割合（Ｚ値）が１．２５を超えると、素地が脆化しチッピングを発生しやすくなることから、Ｎ成分の含有割合（Ｚ値）を０．９０〜１．２５と定めた。
（ｂ）（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相
（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相は、上記（ａ）と同様に、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金をターゲットとし、アークイオンプレーティングにより蒸着形成するが、その蒸着条件を調整することにより、上記ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子の成分組成とほぼ対応する成分組成を有する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相を形成することができる。
そして、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相におけるＡｌ成分が、高温硬さ、耐熱性および耐酸化性を向上させ、同Ｃｒ成分が高温強度を向上させ、Ｂ成分が高温硬さを向上させると同時に被削材との反応性を低下させることは上記（ａ）と同様であるが、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相は素地に比べてはるかに高いＢ含有割合であるため、高熱を発生するとともに、ステンレス鋼のような溶着性の高い被削材の高速切削加工においても、被削材との反応性をより低下させ、被削材との潤滑性をより一段と向上させ溶着を抑制するが、Ｂ成分の含有割合（ｂ値）が１．０未満では、一段とすぐれた潤滑作用、耐溶着性を期待することはできず、一方、Ｂ成分の含有割合（ｂ値）が２．５を越えると分散粒子相が低靭性の脆化相となり、チッピングを発生しやすくなるので、Ｂ成分の含有割合（ｂ値）を１．０〜２．５に定めた。
さらに、Ａｌ成分の含有割合（ａ値）、Ｎ成分の含有割合（ｃ値）が、それぞれ０．４未満、０．２５未満では、粒子相中のＢ含有割合が多くなりすぎ、素地との親和性を低下させ、粒子相が、切削時の膜損傷の起点になりやすく、一方、Ａｌ成分の含有割合（ａ値）、Ｎ成分の含有割合（ｃ値）が、それぞれ０．７を超える場合、０．６８を超える場合には、粒子相中のＢ含有割合が少なくなりすぎ、十分な潤滑作用や耐溶着性を発揮できなくなるため、Ａｌ成分の含有割合（ａ値）、Ｎ成分の含有割合（ｃ値）を、それぞれ、０．４〜０．７、０．２５〜０．６８と定めた。
また、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相に存在する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相は、素地を構成する成分と分散粒子を構成する成分が同一成分であるため、繰り返しの衝撃力が加わる断続切削においても、素地からの分散粒子の剥落等がなく、チッピング、欠損の発生を抑制するが、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の面積割合が０．５面積％未満では、潤滑性向上効果、耐溶着性向上効果が少なく、一方、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の面積割合が１０面積％を超えると、膜全体の高温硬さや高温強度を低下させるため、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の面積割合を０．５〜１０面積％と定めた。
（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相は、上記（ａ）と同様に、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金をターゲットとし、アークイオンプレーティングにより蒸着形成するが、その蒸着条件を調整することにより、上記ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子の成分組成とほぼ対応する成分組成を有する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相を形成することができる。
そして、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相におけるＡｌ成分が、高温硬さ、耐熱性および耐酸化性を向上させ、同Ｃｒ成分が高温強度を向上させ、Ｂ成分が高温硬さを向上させると同時に被削材との反応性を低下させることは上記（ａ）と同様であるが、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相は素地に比べてはるかに高いＢ含有割合であるため、高熱を発生するとともに、ステンレス鋼のような溶着性の高い被削材の高速切削加工においても、被削材との反応性をより低下させ、被削材との潤滑性をより一段と向上させ溶着を抑制するが、Ｂ成分の含有割合（ｂ値）が１．０未満では、一段とすぐれた潤滑作用、耐溶着性を期待することはできず、一方、Ｂ成分の含有割合（ｂ値）が２．５を越えると分散粒子相が低靭性の脆化相となり、チッピングを発生しやすくなるので、Ｂ成分の含有割合（ｂ値）を１．０〜２．５に定めた。
さらに、Ａｌ成分の含有割合（ａ値）、Ｎ成分の含有割合（ｃ値）が、それぞれ０．４未満、０．２５未満では、粒子相中のＢ含有割合が多くなりすぎ、素地との親和性を低下させ、粒子相が、切削時の膜損傷の起点になりやすく、一方、Ａｌ成分の含有割合（ａ値）、Ｎ成分の含有割合（ｃ値）が、それぞれ０．７を超える場合、０．６８を超える場合には、粒子相中のＢ含有割合が少なくなりすぎ、十分な潤滑作用や耐溶着性を発揮できなくなるため、Ａｌ成分の含有割合（ａ値）、Ｎ成分の含有割合（ｃ値）を、それぞれ、０．４〜０．７、０．２５〜０．６８と定めた。
また、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相に存在する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相は、素地を構成する成分と分散粒子を構成する成分が同一成分であるため、繰り返しの衝撃力が加わる断続切削においても、素地からの分散粒子の剥落等がなく、チッピング、欠損の発生を抑制するが、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の面積割合が０．５面積％未満では、潤滑性向上効果、耐溶着性向上効果が少なく、一方、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の面積割合が１０面積％を超えると、膜全体の高温硬さや高温強度を低下させるため、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の面積割合を０．５〜１０面積％と定めた。
（ｃ）硬質被覆層の全体平均組成
（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相と（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相について、それぞれの成分組成は前記（ａ）、（ｂ）のとおりであるが、硬質被覆層全体としての平均組成は、
組成式：（ＡｌαＣｒ１−αＢβ）Ｎγ
で表した場合、いずれも原子比で、０．５≦α≦０．７、０．００３≦β≦０．１２、０．８≦γ≦１．２５となる。
そして、前記（ａ）、（ｂ）の成分組成の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相および（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相を、例えば、アークイオンプレーティングで蒸着形成するためには、ターゲットの平均組成と硬質被覆層の平均組成がほぼ対応するのであるから、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金をターゲットとして用いて、アークイオンプレーティングにより、上記硬質被覆層を蒸着形成するためには、このＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金ターゲット材料におけるＡｌ成分，Ｃｒ成分，Ｂ成分それぞれの平均含有量は、少なくとも、上記α、βの関係を満足するものでなければならない、
さらに、硬質被覆層中に、所定の組成および所定の面積％の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相を形成するためには、Ａｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金ターゲットの平均組成ばかりでなく、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子自体の組成、サイズ、蒸着条件についても調整する必要がある。
なお、本発明の硬質被覆層の全体平均組成は、従来技術として示した特許文献１（段落０００４で提示した特開２００５−３３０５３９号公報）で開示された硬質膜の組成と一致する範囲があるが、上記従来技術では、平均組成としてのＢ含有割合が高くなると、ホウ化物（ＣｒＢ２、ＡｌＢ２）が析出し脆化するので、これを避け、平均組成としてのＢ含有割合（ｙ値）を０．３以下に抑えているのに対して、本発明では、素地相のＢ含有割合は、前記ホウ化物が析出しない低Ｂ量であるにもかかわらず、蒸着条件等を調整することにより、敢て、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相を素地中に積極的に分散存在させ、２相組織を形成しているのであるから、本発明の硬質被覆層の組織は、従来技術のそれとは明確に区別され、しかも、本発明ではこのような組織とすることにより、他の特性を低下させることなしに、硬質被覆層の潤滑性を大幅に改善できるのである。
（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相と（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相について、それぞれの成分組成は前記（ａ）、（ｂ）のとおりであるが、硬質被覆層全体としての平均組成は、
組成式：（ＡｌαＣｒ１−αＢβ）Ｎγ
で表した場合、いずれも原子比で、０．５≦α≦０．７、０．００３≦β≦０．１２、０．８≦γ≦１．２５となる。
そして、前記（ａ）、（ｂ）の成分組成の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相および（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相を、例えば、アークイオンプレーティングで蒸着形成するためには、ターゲットの平均組成と硬質被覆層の平均組成がほぼ対応するのであるから、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金をターゲットとして用いて、アークイオンプレーティングにより、上記硬質被覆層を蒸着形成するためには、このＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金ターゲット材料におけるＡｌ成分，Ｃｒ成分，Ｂ成分それぞれの平均含有量は、少なくとも、上記α、βの関係を満足するものでなければならない、
さらに、硬質被覆層中に、所定の組成および所定の面積％の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相を形成するためには、Ａｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金ターゲットの平均組成ばかりでなく、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子自体の組成、サイズ、蒸着条件についても調整する必要がある。
なお、本発明の硬質被覆層の全体平均組成は、従来技術として示した特許文献１（段落０００４で提示した特開２００５−３３０５３９号公報）で開示された硬質膜の組成と一致する範囲があるが、上記従来技術では、平均組成としてのＢ含有割合が高くなると、ホウ化物（ＣｒＢ２、ＡｌＢ２）が析出し脆化するので、これを避け、平均組成としてのＢ含有割合（ｙ値）を０．３以下に抑えているのに対して、本発明では、素地相のＢ含有割合は、前記ホウ化物が析出しない低Ｂ量であるにもかかわらず、蒸着条件等を調整することにより、敢て、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相を素地中に積極的に分散存在させ、２相組織を形成しているのであるから、本発明の硬質被覆層の組織は、従来技術のそれとは明確に区別され、しかも、本発明ではこのような組織とすることにより、他の特性を低下させることなしに、硬質被覆層の潤滑性を大幅に改善できるのである。
（ｄ）平均層厚
硬質被覆層の層厚が０．８μｍ未満では、所望の高温硬さ、高温強度、耐熱性、耐酸化性、潤滑性を長期に亘って確保することができないため、溶着性の高い被削材の高速切削における耐チッピング性、耐摩耗性の向上を期待することができず、一方、その平均層厚が５μｍを越えると、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０．８〜５μｍと定めた。
硬質被覆層の層厚が０．８μｍ未満では、所望の高温硬さ、高温強度、耐熱性、耐酸化性、潤滑性を長期に亘って確保することができないため、溶着性の高い被削材の高速切削における耐チッピング性、耐摩耗性の向上を期待することができず、一方、その平均層厚が５μｍを越えると、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０．８〜５μｍと定めた。
この発明の被覆工具は、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相が、すぐれた高温硬さ、高温強度、耐熱性、耐酸化性、潤滑性を有し、また、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相が、一段とすぐれた潤滑性を発揮するため、硬質被覆層全体として、すぐれた高温硬さ、高温強度、耐熱性、耐酸化性とともに、一段とすぐれた潤滑性を具備することから、ステンレス鋼等の溶着性の高い被削材を、特に大きな発熱を伴う高速切削条件で加工した場合であっても、すぐれた耐チッピング性、耐溶着性を示すとともに、偏摩耗を生じることもなく、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、Ｃｒ３Ｃ２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（質量比で、ＴｉＣ／ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ２Ｃ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基サーメット製の工具基体Ｂ−１〜Ｂ−６を形成した。
ついで、上記の工具基体Ａ１〜Ａ１０およびＢ１〜Ｂ６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に示されるアークイオンプレーティング装置の回転テーブル上に装着し、アークイオンプレーティング装置のカソード電極（蒸発源）として、表３に示されるＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させた種々の全体平均組成のＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金１〜１０（本発明カソード１〜１０という）を装着し、さらに、ボンバード洗浄用金属Ｔｉカソード電極も装着し、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５００℃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て、カソード電極の前記金属Ｔｉ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Ｔｉボンバード洗浄し、
（ｂ）ついで、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て、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金からなるカソード電極とアノード電極との間に９０Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、
（ｃ）前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体の表面に、表５，６に示される目標組成の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相、同じく表５，６に示される目標組成、目標面積率の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相、同じく表５，６に示される目標全体平均組成および目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、ＩＳＯ・ＣＮＭＧ１２０４０８に規定するスローアウエイチップ形状の本発明被覆工具１〜１６をそれぞれ製造した。
（ｂ）ついで、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て、ＢリッチなＡｌ−Ｃｒ−Ｂ粒子を分散させたＡｌ−Ｃｒ−Ｂ焼結合金からなるカソード電極とアノード電極との間に９０Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、
（ｃ）前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体の表面に、表５，６に示される目標組成の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相、同じく表５，６に示される目標組成、目標面積率の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相、同じく表５，６に示される目標全体平均組成および目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、ＩＳＯ・ＣＮＭＧ１２０４０８に規定するスローアウエイチップ形状の本発明被覆工具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１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、表４に示される均一組成のＡｌ−Ｃｒ−Ｂ合金１〜１０（従来カソード１〜１０という）を装着し、さらに、ボンバート洗浄用金属Ｔｉカソード電極も装着し、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て、カソード電極の前記金属Ｔｉ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Ｔｉ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２Ｐａ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、前記均一組成のＡｌ−Ｃｒ−Ｂ合金からなるカソード電極とアノード電極との間に９０Ａ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Ａ１〜Ａ１０およびＢ１〜Ｂ６のそれぞれの表面に、表７，８に示される目標組成および目標層厚をもった組成的にほぼ均一な（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、同じくスローアウエイチップ形状の従来被覆工具１〜１６をそれぞれ製造した。
なお、硬質被覆層中に析出相が形成されたものについては、表７，８にその析出相についても記載した。
なお、硬質被覆層中に析出相が形成されたものについては、表７，８にその析出相についても記載した。
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・ＳＵＳ３０４の丸棒、
切削速度： ２４０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２５ ｍｍ、
送り： ０．４ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ａ）でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速切削加工試験（通常の切削速度は、１８０ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の丸棒、
切削速度： ２３０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．３ ｍｍ、
送り： ０．５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ６ 分、
の条件（切削条件Ｂ）でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速切削加工試験（通常の切削速度は、１８０ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０５の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ２２０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．１ ｍｍ、
送り： ０．３ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ８ 分、
の条件（切削条件Ｃ）でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速断続切削加工試験（通常の切削速度は、１５０ｍ／ｍｉｎ．）、
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９に示した。
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の丸棒、
切削速度： ２４０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２５ ｍｍ、
送り： ０．４ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ａ）でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速切削加工試験（通常の切削速度は、１８０ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の丸棒、
切削速度： ２３０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．３ ｍｍ、
送り： ０．５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ６ 分、
の条件（切削条件Ｂ）でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速切削加工試験（通常の切削速度は、１８０ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０５の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ２２０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．１ ｍｍ、
送り： ０．３ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ８ 分、
の条件（切削条件Ｃ）でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速断続切削加工試験（通常の切削速度は、１５０ｍ／ｍｉｎ．）、
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９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１０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１０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３に示されるカソード種別で、表１１に示される目標組成の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相、同じく表１１に示される目標組成、目標面積率の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相、同じく表１１に示される目標全体平均組成および目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、本発明被覆工具としての本発明被覆エンドミル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１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、表４に示されるカソード種別で、工具基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８の表面に、表１２に示される目標組成および目標層厚をもった組成的にほぼ均一な（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）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被覆エンドミル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・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： ５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ３ ｍｍ、
テーブル送り： ２５０ ｍｍ／分、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／ｍｉｎ．）、
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： ６０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： ２４０ ｍｍ／分、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／ｍｉｎ．）、
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・ＳＵＳ３０５の板材、
切削速度： ４０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ８ ｍｍ、
テーブル送り： １８０ ｍｍ／分、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、２０ｍ／ｍｉｎ．）、
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１１，１２にそれぞれ示した。
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・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： ５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ３ ｍｍ、
テーブル送り： ２５０ ｍｍ／分、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／ｍｉｎ．）、
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： ６０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： ２４０ ｍｍ／分、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／ｍｉｎ．）、
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・ＳＵＳ３０５の板材、
切削速度： ４０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ８ ｍｍ、
テーブル送り： １８０ ｍｍ／分、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、２０ｍ／ｍｉｎ．）、
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１１，１２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３に示されるカソード種別で、表１３に示される目標組成の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相、同じく表１３に示される目標組成、目標面積率の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相、同じく表１３に示される目標全体平均組成および目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、本発明被覆工具としての本発明被覆ドリル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１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、表４に示されるカソード種別で、工具基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８の表面に、表１４に示される目標組成および目標層厚をもった組成的にほぼ均一な（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）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被覆ドリル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・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： ４０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、２０ｍ／ｍｉｎ．）、
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・ＳＵＳ３１６の板材、
切削速度： ５５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １５ ｍｍ、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、２５ｍ／ｍｉｎ．）、
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・ＳＵＳ３０５の板材、
切削速度： ７０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２０ ｍｍ、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、２５ｍ／ｍｉｎ．）、
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１３，１４にそれぞれ示した。
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・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： ４０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、２０ｍ／ｍｉｎ．）、
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・ＳＵＳ３１６の板材、
切削速度： ５５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １５ ｍｍ、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、２５ｍ／ｍｉｎ．）、
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・ＳＵＳ３０５の板材、
切削速度： ７０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２０ ｍｍ、
の条件でのオーステナイト系ステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、２５ｍ／ｍｉｎ．）、
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１３，１４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、および本発明被覆ドリル１〜８の硬質被覆層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相と（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の組成を、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、それぞれ目標組成のＡｌ、Ｃｒ、Ｂ、Ｎ含有割合と実質的に同じ組成を示した。また、従来被覆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の硬質被覆層を構成する組成的に均一な（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ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、本発明被覆工具の硬質被覆層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の面積率を、オージェ分光分析装置の定性分析のマッピングを用い測定したところ、表５、６、１１、１３に示される面積割合（５ヶ所の平均値）を示し、さらに、上記の硬質被覆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５〜９、１１〜１４に示される結果から、本発明被覆工具は、ステンレス鋼のような溶着性の高い被削材を、高熱発生を伴う高速条件下での切削加工に用いた場合であっても、硬質被覆層が、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ素地相と（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ分散粒子相の２相組織からなり、全体として、すぐれた高温硬さ、高温強度、耐熱性、耐酸化性および潤滑性を備えていることによって、溶着、チッピング、偏摩耗の発生がなく、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が組成的に均一な（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層で構成された従来被覆工具においては、高速切削加工で高熱発生を伴うことにより、溶着・偏摩耗やチッピングが発生し、これが原因で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、一般鋼や普通鋳鉄などの切削加工は勿論のこと、ステンレス鋼等のような溶着性の高い被削材の高い発熱を伴う高速切削加工に用いた場合でも、長期に亘ってすぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮し、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。
Claims (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、０．８〜５μｍの層厚の硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
（ａ）上記硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物相からなる素地に、ＢリッチなＡｌとＣｒとＢの複合窒化物分散粒子相が０．５〜１０面積％の割合で存在する２相組織で構成され、
（ｂ）上記素地を構成するＡｌとＣｒとＢの複合窒化物相は、その組成を、
組成式：（ＡｌＸＣｒ１−ＸＢＹ）ＮＺ
で表した場合、いずれも原子比で、０．５≦Ｘ≦０．７、０．００１≦Ｙ≦０．１、０．９≦Ｚ≦１．２５ 、Ｘ＋Ｙ＜０．７５、を満足し、
（ｃ）上記ＢリッチなＡｌとＣｒとＢの複合窒化物分散粒子相は、その組成を、
組成式：（ＡｌａＣｒ１−ａＢｂ）Ｎｃ
で表した場合、いずれも原子比で、０．４≦ａ≦０．７、１≦ｂ≦２．５、０．２５≦ｃ≦０．６８を満足し、
（ｄ）さらに、上記２相組織で構成された硬質被覆層の全体平均組成を、
組成式：（ＡｌαＣｒ１−αＢβ）Ｎγ
で表した場合、いずれも原子比で、０．５≦α≦０．７、０．００３≦β≦０．１２、０．８≦γ≦１．２５を満足する、
ことを特徴とする硬質被覆層がすぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2007178198A JP2009012139A (ja) | 2007-07-06 | 2007-07-06 | 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具 |
Applications Claiming Priority (1)
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|---|---|---|---|
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2007
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