JP2009028799A - 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高送り切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐ピッチング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】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からなる工具基体の表面に、（ａ）２〜１０μｍの平均層厚を有するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、下部層の構成成分であるＡｌおよびＣｒの含有割合が、該層の層厚方向に沿って定まった周期で連続的にあるいは不連続的に変化する濃度分布構造を有する下部層と、（ｂ）０．３〜１μｍの平均層厚を有するＡｌとＣｒの合金層からなる表面層、を蒸着形成した表面被覆切削工具。
【選択図】 なし
【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基サーメットからなる工具基体の表面に、（ａ）２〜１０μｍの平均層厚を有するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、下部層の構成成分であるＡｌおよびＣｒの含有割合が、該層の層厚方向に沿って定まった周期で連続的にあるいは不連続的に変化する濃度分布構造を有する下部層と、（ｂ）０．３〜１μｍの平均層厚を有するＡｌとＣｒの合金層からなる表面層、を蒸着形成した表面被覆切削工具。
【選択図】 なし
Description
この発明は、軟鋼、ステンレス鋼などのように溶着性が高い被削材の切削加工を、高い発熱を伴うとともに切刃部に対して大きな機械的負荷がかかる高速高送り切削条件で行った場合にも、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング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。
また、被覆工具として、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：（Ａｌ１−ＺＣｒＺ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｚは０．２〜０．４を示す）、
を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物［以下、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆層を２〜１０μｍ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（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層が、構成成分であるＡｌによって高温硬さと耐熱性、同Ｃｒによって高温強度、さらにＣｒとＡｌの共存含有によって高温耐酸化性を具備することから、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。
組成式：（Ａｌ１−ＺＣｒＺ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｚは０．２〜０．４を示す）、
を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物［以下、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆層を２〜１０μｍ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（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層が、構成成分であるＡｌによって高温硬さと耐熱性、同Ｃｒによって高温強度、さらにＣｒとＡｌの共存含有によって高温耐酸化性を具備することから、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工具基体を装入し、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ＡｌとＣｒの合金（以下、Ａｌ−Ｃｒ合金で示す）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（Ａｌ，Ｃｒ）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３０２７５０２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、これを低合金鋼、炭素鋼、鋳鉄などの通常の切削条件下での切削加工に用いた場合には問題はないが、特に、軟鋼、ステンレス鋼などのように溶着性が高い被削材の、高熱発生を伴うとともに、切刃部に対して大きな機械的負荷がかかる高速高送り切削加工に用いた場合には、硬質被覆層の耐熱性、高温強度が不十分となり、その結果、チッピング（微少欠け）の発生、熱塑性変形、偏摩耗等による摩耗進行の促進により、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、特に軟鋼、ステンレス鋼等の溶着性が高い被削材の切削加工を、高い発熱を伴うとともに切刃部に対して大きな機械的負荷がかかる高速高送り切削条件で行った場合にも、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性と耐摩耗性を示す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、以下の知見を得た。
（ａ）上記従来被覆工具の硬質被覆層である（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層はほぼ均一組成の層として構成されていたが、これを、均一組成の層とするのではなく、該層の構成成分であるＡｌおよびＣｒの含有割合が、該層の層厚方向に沿って定まった周期で連続的にあるいは不連続的に変化する濃度分布構造を有する層として形成することにより、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の耐熱性、高温強度を、より一層向上させ得ること。
（ｂ）つまり、例えば、Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットを用い、各ターゲットで交互に放電させるアークイオンプレーティングを行うことにより、Ｃｒ含有割合が少ない（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎの薄層（以下、薄層Ａという）と、Ｃｒ含有割合が多い（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎの薄層（以下、薄層Ｂという）とが交互に積層された交互積層構造の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層（以下、交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層という）を形成することができ、この交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、その層厚方向に沿って定まった周期で不連続的に変化する濃度分布構造を有するものであり、そして、Ｃｒ含有割合が少ない薄層部分は高温硬さ、耐熱性が一段とすぐれるようになり、一方、Ｃｒ含有割合が多い薄層部分では高温強度が一段とすぐれるようになることから、交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を全体としてみると、均一組成の層に比して、一段と高温硬さ、耐熱性および高温強度が向上するようになること。
（ｃ）また、例えば、Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットを用い、各ターゲットで同時に放電させるアークイオンプレーティングを行うことにより、層厚方向に沿って、Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）とＡｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）とが所定間隔をおいて交互に繰り返し存在し、かつ前記Ａｌ最高含有点から前記Ａｌ最低含有点、前記Ａｌ最低含有点から前記Ａｌ最高含有点へＡｌおよびＣｒの含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を形成することができ、この（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、その層厚方向に沿って定まった周期で連続的に変化する濃度分布構造を有するものであり、そして、Ａｌ最高含有点領域では、高温硬さ、耐熱性が一段とすぐれるようになり、一方、Ａｌ最低含有点領域では、高温強度が一段とすぐれるようになり、このようなＡｌおよびＣｒの含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層（以下、組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層という）を全体としてみると、上記（ｂ）の交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の場合と同様に、均一組成の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層に比して、一段と高温硬さ、耐熱性および高温強度が向上するようになるばかりか、層中に成分・組成の不連続変化域がないため、上記（ｂ）の交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層に比しても、さらに一段と高温強度が向上するようになること。
（ｄ）上記交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を硬質被覆層の下部層とし、さらに、その表面に、０．３〜１μｍの平均層厚でＡｌ−Ｃｒ合金層からなる表面層を蒸着形成すると、このＡｌ−Ｃｒ合金層は熱伝導性がよくすぐれた熱放散性を有し、軟鋼、ステンレス鋼等の溶着性の高い被削材の高速高送り切削加工で、硬質被覆層が高温に加熱されても熱が直ちに放散され、硬質被覆層が過熱されることがないため、熱塑性変形あるいは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こと。
（ｅ）下部層としての（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層および表面層としてのＡｌ−Ｃｒ合金層からなる硬質被覆層を蒸着形成するための具体的な装置および方法としては、例えば、図１に概略平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、すなわち装置中央部に工具基体装着用回転テーブルを設け、カソード電極（蒸発源）としてＣｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットを配置したアークイオンプレーティング装置を用い、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工具基体自体も自転させながら、
まず、前記Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金のカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間に、交互にあるいは同時にアーク放電を発生させて、前記工具基体の表面に、ＡｌおよびＣｒの含有割合が、層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造を有する下部層である（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層（即ち、交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）を２〜１０μｍの平均層厚で蒸着形成した後、
前記Ａｌ−Ｃｒ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継続させたまま、装置内雰囲気を窒素雰囲気からＡｒ雰囲気へと徐々に切り替え、最終的にＡｒ雰囲気中で、カソード電極（蒸発源）である前記Ａｌ−Ｃｒ合金とアノード電極との間にアーク放電を発生させて、表面層としてのＡｌ−Ｃｒ合金層を０．３〜１μｍの平均層厚で蒸着形成することにより、
所定平均層厚の交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）からなる下部層と、所定平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層からなる表面層を蒸着で形成できること。
まず、前記Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金のカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間に、交互にあるいは同時にアーク放電を発生させて、前記工具基体の表面に、ＡｌおよびＣｒの含有割合が、層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造を有する下部層である（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層（即ち、交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）を２〜１０μｍの平均層厚で蒸着形成した後、
前記Ａｌ−Ｃｒ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継続させたまま、装置内雰囲気を窒素雰囲気からＡｒ雰囲気へと徐々に切り替え、最終的にＡｒ雰囲気中で、カソード電極（蒸発源）である前記Ａｌ−Ｃｒ合金とアノード電極との間にアーク放電を発生させて、表面層としてのＡｌ−Ｃｒ合金層を０．３〜１μｍの平均層厚で蒸着形成することにより、
所定平均層厚の交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）からなる下部層と、所定平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層からなる表面層を蒸着で形成できること。
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、
「（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、
（ａ）蒸着形成された２〜１０μｍの平均層厚を有するＡｌとＣｒの複合窒化物層であって、該層の構成成分であるＡｌおよびＣｒの含有割合が、該層の層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造を有するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層、
（ｂ）上記ＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層の表面に設けられ、０．３〜１μｍの平均層厚を有する蒸着形成されたＡｌとＣｒの合金層からなる表面層、
上記（ａ）、（ｂ）で構成された硬質被覆層を備えた表面被覆切削工具。
（２） 前記（１）記載の表面被覆切削工具において、
ＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層は、Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層と、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層との、交互積層構造として構成されていることを特徴とする前記（１）記載の表面被覆切削工具。
（３） 前記（２）記載の表面被覆切削工具において、
Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層を、
組成式：（Ａｌ１−ＸＣｒＸ）Ｎ
で表した場合、Ｘの値は、原子比で、０．１５≦Ｘ≦０．２５を満足し、
また、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）Ｎ
で表した場合、Ｙの値は、原子比で、０．３５≦Ｙ≦０．４５を満足する、
ことを特徴とする前記（２）記載の表面被覆切削工具。
（４） 前記（１）記載の表面被覆切削工具において、
ＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層は、層厚方向に沿って、Ａｌ最高含有点とＡｌ最低含有点とが所定間隔をおいて交互に繰り返し存在し、かつ前記Ａｌ最高含有点から前記Ａｌ最低含有点、前記Ａｌ最低含有点から前記Ａｌ最高含有点へＡｌおよびＣｒの含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有することを特徴とする前記（１）記載の表面被覆切削工具。
（５） 前記（４）記載の表面被覆切削工具において、
Ａｌ最高含有点のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
で表した場合、αの値は、原子比で、０．１５≦α≦０．２５を満足し、
また、上記Ａｌ最低含有点のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−βＣｒβ）Ｎ
で表した場合、βの値は、原子比で、０．３５≦β≦０．４５を満足する、
ことを特徴とする前記（４）記載の表面被覆切削工具。」
に特徴を有するものである。
「（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、
（ａ）蒸着形成された２〜１０μｍの平均層厚を有するＡｌとＣｒの複合窒化物層であって、該層の構成成分であるＡｌおよびＣｒの含有割合が、該層の層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造を有するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層、
（ｂ）上記ＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層の表面に設けられ、０．３〜１μｍの平均層厚を有する蒸着形成されたＡｌとＣｒの合金層からなる表面層、
上記（ａ）、（ｂ）で構成された硬質被覆層を備えた表面被覆切削工具。
（２） 前記（１）記載の表面被覆切削工具において、
ＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層は、Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層と、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層との、交互積層構造として構成されていることを特徴とする前記（１）記載の表面被覆切削工具。
（３） 前記（２）記載の表面被覆切削工具において、
Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層を、
組成式：（Ａｌ１−ＸＣｒＸ）Ｎ
で表した場合、Ｘの値は、原子比で、０．１５≦Ｘ≦０．２５を満足し、
また、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）Ｎ
で表した場合、Ｙの値は、原子比で、０．３５≦Ｙ≦０．４５を満足する、
ことを特徴とする前記（２）記載の表面被覆切削工具。
（４） 前記（１）記載の表面被覆切削工具において、
ＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層は、層厚方向に沿って、Ａｌ最高含有点とＡｌ最低含有点とが所定間隔をおいて交互に繰り返し存在し、かつ前記Ａｌ最高含有点から前記Ａｌ最低含有点、前記Ａｌ最低含有点から前記Ａｌ最高含有点へＡｌおよびＣｒの含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有することを特徴とする前記（１）記載の表面被覆切削工具。
（５） 前記（４）記載の表面被覆切削工具において、
Ａｌ最高含有点のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
で表した場合、αの値は、原子比で、０．１５≦α≦０．２５を満足し、
また、上記Ａｌ最低含有点のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−βＣｒβ）Ｎ
で表した場合、βの値は、原子比で、０．３５≦β≦０．４５を満足する、
ことを特徴とする前記（４）記載の表面被覆切削工具。」
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下部層、表面層に関し、上記の通りに数値限定した理由を説明する。
（ａ）下部層
ＡｌとＣｒの複合窒化物層（（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）の構成成分であるＡｌ成分には硬質被覆層における高温硬さと耐熱性を向上させ、また、同Ｃｒ成分には高温強度を向上させ、さらに、ＣｒとＡｌの共存含有によって高温耐酸化性を向上させる作用があるが、この発明では、下部層として、ほぼ均一組成の（（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）を設けるのではなく、敢て、層の構成成分であるＡｌおよびＣｒの含有割合が、層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造を形成させることにより、下部層の備える特性（特に、高温硬さ、耐熱性、高温強度）のより一層の向上を図った。ただ、下部層の平均層厚が２μｍ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１０μｍを越えると、高速高送り切削加工で切刃部にチッピングが発生し易くなることから、その平均層厚は２〜１０μｍと定めた。
ＡｌとＣｒの複合窒化物層（（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）の構成成分であるＡｌ成分には硬質被覆層における高温硬さと耐熱性を向上させ、また、同Ｃｒ成分には高温強度を向上させ、さらに、ＣｒとＡｌの共存含有によって高温耐酸化性を向上させる作用があるが、この発明では、下部層として、ほぼ均一組成の（（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）を設けるのではなく、敢て、層の構成成分であるＡｌおよびＣｒの含有割合が、層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造を形成させることにより、下部層の備える特性（特に、高温硬さ、耐熱性、高温強度）のより一層の向上を図った。ただ、下部層の平均層厚が２μｍ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１０μｍを越えると、高速高送り切削加工で切刃部にチッピングが発生し易くなることから、その平均層厚は２〜１０μｍと定めた。
（ａ）−１．交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層
下部層におけるＡｌおよびＣｒの含有割合が、層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造は、例えば、カソード電極として、Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットを配置したアークイオンプレーティング装置を用い、各カソードで交互にアーク放電を行わせ、Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ａ）と、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ｂ）との、交互積層構造からなる下部層を蒸着により形成することにより得られるが、この層構造においては、
Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ａ）を、
組成式：（Ａｌ１−ＸＣｒＸ）Ｎ
で表した場合、Ｘの値は、原子比で、０．１５≦Ｘ≦０．２５を満足し、
また、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ｂ）を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）Ｎ
で表した場合、Ｙの値は、原子比で、０．３５≦Ｙ≦０．４５を満足する、
ことが必要である。
つまり、Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ａ）において、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合を示すＸの値（原子比）が、０．１５未満であると、溶着性の高い被削材の高速高送り切削加工において最小限必要とされる高温強度を確保することができず該薄層Ａでチッピングを発生しやすくなり、一方、Ｘの値（原子比）が０．２５を超えると、相対的なＡｌ含有割合の減少により、高温硬さの低下、耐熱性の低下が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性の向上が期待できなくなるので、Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ａ）におけるＡｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（Ｘ）の値（原子比）を、０．１５≦Ｘ≦０．２５と定めた。
また、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ｂ）において、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合を示すＹの値（原子比）が、０．３５未満であると、高温強度の向上が十分でないためチッピングの発生を抑えることができず、一方、Ｙの値（原子比）が０．４５を超えると、相対的なＡｌ含有割合の減少により、最小限必要とする高温硬さ、耐熱性を確保することができなくなり、耐摩耗性の低下がみられるようになるので、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ｂ）におけるＡｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（Ｙ）の値（原子比）を、０．３５≦Ｙ≦０．４５と定めた。
言い換えるならば、高温硬さ、耐熱性にすぐれるが高温強度が十分でない薄層Ａと、すぐれた高温強度を有し、しかも、高温硬さおよび耐熱性について悪影響を与えることない薄層Ｂとを交互積層として構成することにより、高温強度が不足する薄層Ａの特性を、すぐれた高温強度を有する薄層Ｂの特性で補完し、もって、下部層全体としてすぐれた高温硬さ、耐熱性および高温強度を具備せしめることにより、溶着性の高い被削材の高速高送り切削加工における耐チッピング性と耐摩耗性の向上を図ることができる。
下部層におけるＡｌおよびＣｒの含有割合が、層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造は、例えば、カソード電極として、Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットを配置したアークイオンプレーティング装置を用い、各カソードで交互にアーク放電を行わせ、Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ａ）と、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ｂ）との、交互積層構造からなる下部層を蒸着により形成することにより得られるが、この層構造においては、
Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ａ）を、
組成式：（Ａｌ１−ＸＣｒＸ）Ｎ
で表した場合、Ｘの値は、原子比で、０．１５≦Ｘ≦０．２５を満足し、
また、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ｂ）を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）Ｎ
で表した場合、Ｙの値は、原子比で、０．３５≦Ｙ≦０．４５を満足する、
ことが必要である。
つまり、Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ａ）において、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合を示すＸの値（原子比）が、０．１５未満であると、溶着性の高い被削材の高速高送り切削加工において最小限必要とされる高温強度を確保することができず該薄層Ａでチッピングを発生しやすくなり、一方、Ｘの値（原子比）が０．２５を超えると、相対的なＡｌ含有割合の減少により、高温硬さの低下、耐熱性の低下が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性の向上が期待できなくなるので、Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ａ）におけるＡｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（Ｘ）の値（原子比）を、０．１５≦Ｘ≦０．２５と定めた。
また、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ｂ）において、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合を示すＹの値（原子比）が、０．３５未満であると、高温強度の向上が十分でないためチッピングの発生を抑えることができず、一方、Ｙの値（原子比）が０．４５を超えると、相対的なＡｌ含有割合の減少により、最小限必要とする高温硬さ、耐熱性を確保することができなくなり、耐摩耗性の低下がみられるようになるので、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層（薄層Ｂ）におけるＡｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（Ｙ）の値（原子比）を、０．３５≦Ｙ≦０．４５と定めた。
言い換えるならば、高温硬さ、耐熱性にすぐれるが高温強度が十分でない薄層Ａと、すぐれた高温強度を有し、しかも、高温硬さおよび耐熱性について悪影響を与えることない薄層Ｂとを交互積層として構成することにより、高温強度が不足する薄層Ａの特性を、すぐれた高温強度を有する薄層Ｂの特性で補完し、もって、下部層全体としてすぐれた高温硬さ、耐熱性および高温強度を具備せしめることにより、溶着性の高い被削材の高速高送り切削加工における耐チッピング性と耐摩耗性の向上を図ることができる。
（ａ）−２．組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層
また、下部層におけるＡｌおよびＣｒの含有割合が、層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造は、例えば、カソード電極として、Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットを配置したアークイオンプレーティング装置を用い、各カソードで同時にアーク放電を行わせ、層厚方向に沿って、Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）とＡｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）とが所定間隔をおいて交互に繰り返し存在し、かつ前記Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）から前記Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）、前記Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）から前記Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）へＡｌおよびＣｒの含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有する下部層を蒸着形成することにより得られるが、この層構造においては、
Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
で表した場合、αの値は、原子比で、０．１５≦α≦０．２５を満足し、
また、上記Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−βＣｒβ）Ｎ
で表した場合、βの値は、原子比で、０．３５≦β≦０．４５を満足する、
ことが必要である。
つまり、交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の場合とほぼ同様に、Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物領域において、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合を示すαの値（原子比）が、０．１５未満であると、溶着性の高い被削材の高速高送り切削加工において最小限必要とされる高温強度を確保することができずこの領域でチッピングを発生しやすくなり、一方、αの値（原子比）が０．２５を超えると、相対的なＡｌ含有割合の減少により、高温硬さの低下、耐熱性の低下が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性の向上が期待できなくなるので、Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物領域におけるＡｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（α）の値（原子比）を、０．１５≦α≦０．２５と定めた。
また、Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物領域において、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合を示すβの値（原子比）が、０．３５未満であると、高温強度の向上が十分でないためチッピングの発生を抑えることができず、一方、βの値（原子比）が０．４５を超えると、相対的なＡｌ含有割合の減少により、最小限必要とする高温硬さ、耐熱性を確保することができなくなり、耐摩耗性の低下がみられるようになるので、Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物領域におけるＡｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（β）の値（原子比）を、０．３５≦β≦０．４５と定めた。
即ち、交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の場合とほぼ同様に、高温硬さ、耐熱性にすぐれるが高温強度が十分でないＡｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）領域と、すぐれた高温強度を有し、しかも、高温硬さおよび耐熱性について悪影響を与えることないＡｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）領域とを、ＡｌおよびＣｒの含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布となるように構成することにより、高温強度が不足するＡｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）領域の特性を、すぐれた高温強度を有するＡｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）領域の存在で補完し、下部層全体としての高温硬さ、耐熱性、高温強度を向上させることができ、しかも、下部層を構成する成分および組成に不連続箇所がないために、層自体の強度をより一層向上せしめることができるので、軟鋼やステンレス鋼等の溶着性の高い被削材の高速高送り切削加工においても、すぐれた耐チッピング性と耐摩耗性を充分に発揮せしめることができる。
また、下部層におけるＡｌおよびＣｒの含有割合が、層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造は、例えば、カソード電極として、Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットを配置したアークイオンプレーティング装置を用い、各カソードで同時にアーク放電を行わせ、層厚方向に沿って、Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）とＡｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）とが所定間隔をおいて交互に繰り返し存在し、かつ前記Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）から前記Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）、前記Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）から前記Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）へＡｌおよびＣｒの含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有する下部層を蒸着形成することにより得られるが、この層構造においては、
Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
で表した場合、αの値は、原子比で、０．１５≦α≦０．２５を満足し、
また、上記Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−βＣｒβ）Ｎ
で表した場合、βの値は、原子比で、０．３５≦β≦０．４５を満足する、
ことが必要である。
つまり、交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の場合とほぼ同様に、Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物領域において、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合を示すαの値（原子比）が、０．１５未満であると、溶着性の高い被削材の高速高送り切削加工において最小限必要とされる高温強度を確保することができずこの領域でチッピングを発生しやすくなり、一方、αの値（原子比）が０．２５を超えると、相対的なＡｌ含有割合の減少により、高温硬さの低下、耐熱性の低下が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性の向上が期待できなくなるので、Ａｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物領域におけるＡｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（α）の値（原子比）を、０．１５≦α≦０．２５と定めた。
また、Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物領域において、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合を示すβの値（原子比）が、０．３５未満であると、高温強度の向上が十分でないためチッピングの発生を抑えることができず、一方、βの値（原子比）が０．４５を超えると、相対的なＡｌ含有割合の減少により、最小限必要とする高温硬さ、耐熱性を確保することができなくなり、耐摩耗性の低下がみられるようになるので、Ａｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）のＡｌとＣｒの複合窒化物領域におけるＡｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（β）の値（原子比）を、０．３５≦β≦０．４５と定めた。
即ち、交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の場合とほぼ同様に、高温硬さ、耐熱性にすぐれるが高温強度が十分でないＡｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）領域と、すぐれた高温強度を有し、しかも、高温硬さおよび耐熱性について悪影響を与えることないＡｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）領域とを、ＡｌおよびＣｒの含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布となるように構成することにより、高温強度が不足するＡｌ最高含有点（Ｃｒ最低含有点）領域の特性を、すぐれた高温強度を有するＡｌ最低含有点（Ｃｒ最高含有点）領域の存在で補完し、下部層全体としての高温硬さ、耐熱性、高温強度を向上させることができ、しかも、下部層を構成する成分および組成に不連続箇所がないために、層自体の強度をより一層向上せしめることができるので、軟鋼やステンレス鋼等の溶着性の高い被削材の高速高送り切削加工においても、すぐれた耐チッピング性と耐摩耗性を充分に発揮せしめることができる。
（ｂ）表面層
表面層を構成するＡｌ−Ｃｒ合金層は、すぐれた熱伝導性・熱放散性とともに所定の高温強度を有する必要があり、Ａｌ−Ｃｒ合金層中のＣｒ含有量が１５原子％未満となると熱伝導性・熱放散性が極端に低下し、また、Ｃｒ含有量が４５原子％を超えると高温強度が低下してしまうので、Ａｌ−Ｃｒ合金層中のＣｒ含有量は１５〜４５原子％とする必要がある。
そして、この発明では、Ａｌ−Ｃｒ合金層を蒸着形成するにあたって、下部層である前記（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を蒸着形成するのに使用したＣｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットの内の少なくとも一つのＡｌ−Ｃｒ合金からなるカソード電極（蒸発源）にアーク放電を発生させ、装置内雰囲気を窒素ガスからＡｒガスへと切り替えることによってＡｌ−Ｃｒ合金層を蒸着形成する。したがって、一つのＡｌ−Ｃｒ合金からなるカソード電極を用いてＡｌ−Ｃｒ合金層（表面層）を蒸着形成した場合には、カソード電極におけるＣｒ含有割合とほぼ同じような割合のＣｒ含有量のＡｌ−Ｃｒ合金層が形成され、また、Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金からなるカソード電極を用いてＡｌ−Ｃｒ合金層（表面層）を蒸着形成した場合には、複数カソード電極のＣｒ含有割合がほぼ平均化されたＣｒ含有割合のＡｌ−Ｃｒ合金層（表面層）が蒸着形成されることになる。
ただ、Ａｌ−Ｃｒ合金層の平均層厚が０．３μｍ未満であると、すぐれた熱伝導性・熱放散性という特性を十分発揮することができず、また、その平均層厚が１μｍを超えると、被削材との間で溶着を生じやすくなり、切削特性を劣化させることになるので、Ａｌ−Ｃｒ合金層の平均層厚は０．３〜１μｍと定めた。
表面層を構成するＡｌ−Ｃｒ合金層は、すぐれた熱伝導性・熱放散性とともに所定の高温強度を有する必要があり、Ａｌ−Ｃｒ合金層中のＣｒ含有量が１５原子％未満となると熱伝導性・熱放散性が極端に低下し、また、Ｃｒ含有量が４５原子％を超えると高温強度が低下してしまうので、Ａｌ−Ｃｒ合金層中のＣｒ含有量は１５〜４５原子％とする必要がある。
そして、この発明では、Ａｌ−Ｃｒ合金層を蒸着形成するにあたって、下部層である前記（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を蒸着形成するのに使用したＣｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットの内の少なくとも一つのＡｌ−Ｃｒ合金からなるカソード電極（蒸発源）にアーク放電を発生させ、装置内雰囲気を窒素ガスからＡｒガスへと切り替えることによってＡｌ−Ｃｒ合金層を蒸着形成する。したがって、一つのＡｌ−Ｃｒ合金からなるカソード電極を用いてＡｌ−Ｃｒ合金層（表面層）を蒸着形成した場合には、カソード電極におけるＣｒ含有割合とほぼ同じような割合のＣｒ含有量のＡｌ−Ｃｒ合金層が形成され、また、Ｃｒ含有割合が異なる複数のＡｌ−Ｃｒ合金からなるカソード電極を用いてＡｌ−Ｃｒ合金層（表面層）を蒸着形成した場合には、複数カソード電極のＣｒ含有割合がほぼ平均化されたＣｒ含有割合のＡｌ−Ｃｒ合金層（表面層）が蒸着形成されることになる。
ただ、Ａｌ−Ｃｒ合金層の平均層厚が０．３μｍ未満であると、すぐれた熱伝導性・熱放散性という特性を十分発揮することができず、また、その平均層厚が１μｍを超えると、被削材との間で溶着を生じやすくなり、切削特性を劣化させることになるので、Ａｌ−Ｃｒ合金層の平均層厚は０．３〜１μｍと定めた。
この発明の被覆工具は、硬質被覆層の下部層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のＡｌおよびＣｒの含有割合が、層厚方向に沿って定まった周期で連続的にあるいは不連続的に変化する濃度分布構造を有し、下部層がすぐれた高温硬さ、耐熱性、高温強度を具備し、また、表面層を構成するＡｌ−Ｃｒ合金層が、特にすぐれた熱伝導性・熱放散性を備えていることから、硬質被覆層は全体として、すぐれた高温硬さ、耐熱性、高温強度および熱放散性を備え、その結果、軟鋼、ステンレス鋼のような溶着性の高い被削材を、高い発熱を伴いかつ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切削加工した場合にも、硬質被覆層にチッピング、偏摩耗、熱塑性変形が生じることなく、長期に亘ってすぐれた耐チッピング性、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。
（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に示されるアークイオンプレーティング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、また、カソード電極（蒸発源）として、Ｃｒ含有割合が異なるＡｌ−Ｃｒ合金からなる二つのカソード電極（蒸発源）を、上記回転テーブルを挟んで相対向させて配置し、さらに、ボンバード洗浄用のＴｉ合金からなるカソード電極を配置し、
（ｂ）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Ｔｉ合金からなるボンバード洗浄用カソード電極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ボンバード洗浄し、
（ｃ）次に、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、上記二つのカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間に交互に１２０Ａの電流を流してアーク放電を交互に発生させ、前記工具基体の表面に、表３、表４に示される目標組成、目標平均層厚の交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を蒸着形成した後、
（ｄ）前記二つのカソード電極（蒸発源）の内の一つのカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を継続させつつ、同時に、装置内雰囲気を窒素ガス雰囲気からアルゴンガス雰囲気へと徐々に切り替え、最終的には０．５Ｐａのアルゴンガス雰囲気中で、上記一つのカソード電極（蒸発源）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て、表３、表４に示される目標組成、目標平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として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。
（ｂ）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Ｔｉ合金からなるボンバード洗浄用カソード電極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ボンバード洗浄し、
（ｃ）次に、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、上記二つのカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間に交互に１２０Ａの電流を流してアーク放電を交互に発生させ、前記工具基体の表面に、表３、表４に示される目標組成、目標平均層厚の交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を蒸着形成した後、
（ｄ）前記二つのカソード電極（蒸発源）の内の一つのカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を継続させつつ、同時に、装置内雰囲気を窒素ガス雰囲気からアルゴンガス雰囲気へと徐々に切り替え、最終的には０．５Ｐａのアルゴンガス雰囲気中で、上記一つのカソード電極（蒸発源）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て、表３、表４に示される目標組成、目標平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として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。
上記実施例１の（ａ）、（ｂ）により工具基体表面のボンバード洗浄を終了したものについて、
（ｅ）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、上記二つのカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間に同時に１２０Ａの電流を流してアーク放電を同時に発生させ、前記工具基体の表面に、表５、表６に示される目標組成、目標平均層厚の組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を蒸着形成した後、
（ｆ）前記二つのカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を継続させつつ、同時に、装置内雰囲気を窒素ガス雰囲気からアルゴンガス雰囲気へと徐々に切り替え、最終的には０．５Ｐａのアルゴンガス雰囲気中で、上記二つのカソード電極（蒸発源）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て、表５、表６に示される目標組成、目標平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として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スローアウエイチップ（以下、本発明被覆チップと云う）２１〜３６をそれぞれ製造した。
（ｅ）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、上記二つのカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間に同時に１２０Ａの電流を流してアーク放電を同時に発生させ、前記工具基体の表面に、表５、表６に示される目標組成、目標平均層厚の組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を蒸着形成した後、
（ｆ）前記二つのカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を継続させつつ、同時に、装置内雰囲気を窒素ガス雰囲気からアルゴンガス雰囲気へと徐々に切り替え、最終的には０．５Ｐａのアルゴンガス雰囲気中で、上記二つのカソード電極（蒸発源）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て、表５、表６に示される目標組成、目標平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として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スローアウエイチップ（以下、本発明被覆チップと云う）２１〜３６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に示される一つのカソード電極（蒸発源）を備えた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）として種々の組成をもったＡｌ−Ｃｒ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（蒸発源）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、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７、表８に示される目標均一組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を下部層として蒸着形成し、さらに、前記カソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を継続させつつ、同時に、装置内雰囲気を窒素ガス雰囲気からアルゴンガス雰囲気へと徐々に切り替え、最終的には０．５Ｐａのアルゴンガス雰囲気中で、上記カソード電極（蒸発源）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て、表７、表８に示される目標組成、目標平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として蒸着形成することにより、
比較被覆工具としての比較表面被覆スローアウエイチップ（以下、比較被覆チップと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。
比較被覆工具としての比較表面被覆スローアウエイチップ（以下、比較被覆チップと云う）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、２１〜３６および比較被覆チップ１〜１６について、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ３４０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．２ ｍｍ、
送り： ０．４０ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ａ）での炭素鋼の乾式高速高送り断続切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、２００ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の丸棒、
切削速度： ３６０ 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Ｂ）での合金鋼の乾式高速高送り連続切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、２５０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＦＣ２５０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： １．５ ｍｍ、
送り： ０．３５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｃ）での鋳鉄の乾式高速高送り断続切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、２２０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ ｍｍ／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９に示した。
被削材：ＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ３４０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．２ ｍｍ、
送り： ０．４０ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ａ）での炭素鋼の乾式高速高送り断続切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、２００ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の丸棒、
切削速度： ３６０ 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Ｂ）での合金鋼の乾式高速高送り連続切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、２５０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＦＣ２５０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： １．５ ｍｍ、
送り： ０．３５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｃ）での鋳鉄の乾式高速高送り断続切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、２２０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ ｍｍ／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１１に示される目標組成および目標平均層厚の交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を下部層として、また、同じく表１１に示される目標組成、目標平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として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。
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、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２と同一の条件で、表１２に示される目標組成および目標平均層厚の組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を下部層として蒸着形成し、また、同じく表１２に示される目標組成、目標平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として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）１１〜１８をそれぞれ製造した。
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）１１〜１８をそれぞれ製造した。
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に示される一つのカソード電極（蒸発源）を備えたアークイオンプレーティング装置に装入し、上記比較例１と同一の条件で、表１３に示される目標均一組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を下部層として蒸着形成し、さらに、表１３に示される目標組成、目標平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として蒸着することにより、
比較被覆工具としての比較表面被覆超硬製エンドミル（以下、比較被覆エンドミルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
比較被覆工具としての比較表面被覆超硬製エンドミル（以下、比較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、１１〜１８および比較被覆エンドミル１〜８のうち、
本発明被覆エンドミル１〜３、１１〜１３および比較被覆エンドミル１〜３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： ５５０ ｍｍ／分、
の条件での炭素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、８０ｍ／ｍｉｎ．、４００ｍｍ／分）、
本発明被覆エンドミル４〜６、１４〜１６および比較被覆エンドミル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： １４０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ８ ｍｍ、
テーブル送り： ６００ ｍｍ／分、
の条件での合金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、９０ｍ／ｍｉｎ．、４５０ｍｍ／分）、
本発明被覆エンドミル７、８、１７、１８および比較被覆エンドミル７、８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＦＣ２５０の板材、
切削速度： １４０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １６ ｍｍ、
テーブル送り： ４５０ ｍｍ／分、
の条件での鋳鉄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、８０ｍ／ｍｉｎ．、３００ｍｍ／分）、
をそれぞれ行い、いずれの高速高送り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１１〜１３にそれぞれ示した。
本発明被覆エンドミル１〜３、１１〜１３および比較被覆エンドミル１〜３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： ５５０ ｍｍ／分、
の条件での炭素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、８０ｍ／ｍｉｎ．、４００ｍｍ／分）、
本発明被覆エンドミル４〜６、１４〜１６および比較被覆エンドミル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： １４０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ８ ｍｍ、
テーブル送り： ６００ ｍｍ／分、
の条件での合金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、９０ｍ／ｍｉｎ．、４５０ｍｍ／分）、
本発明被覆エンドミル７、８、１７、１８および比較被覆エンドミル７、８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＦＣ２５０の板材、
切削速度： １４０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １６ ｍｍ、
テーブル送り： ４５０ ｍｍ／分、
の条件での鋳鉄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、８０ｍ／ｍｉｎ．、３００ｍｍ／分）、
をそれぞれ行い、いずれの高速高送り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１１〜１３にそれぞれ示した。
上記の実施例３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１４に示される目標組成および目標平均層厚の交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を下部層として蒸着形成し、また、同じく表１４に示される目標組成、目標層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として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。
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、上記の工具基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−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２と同一の条件で、表１５に示される目標組成および目標平均層厚の組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を下部層として蒸着形成し、また、同じく表１５に示される目標組成、目標平均層厚のＡｌ−Ｃｒ合金層を表面層として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）１１〜１８をそれぞれ製造した。
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）１１〜１８をそれぞれ製造した。
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に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記比較例１と同一の条件で、表１６に示される目標均一組成および目標平均層厚を有する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、
比較被覆工具としての比較表面被覆超硬製ドリル（以下、比較被覆ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
比較被覆工具としての比較表面被覆超硬製ドリル（以下、比較被覆ドリルと云う）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、１１〜１８および比較被覆ドリル１〜８のうち、本発明被覆ドリル１〜３、１１〜１３および比較被覆ドリル１〜３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件での炭素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、１００ｍ／ｍｉｎ．、０．１５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル４〜６、１４〜１６および比較被覆ドリル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．４０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １５ ｍｍ、
の条件での合金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．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル７、８、１７、１８および比較被覆ドリル７、８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＦＣ２５０の板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２８ ｍｍ、
の条件での鋳鉄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．、０．２５ｍｍ／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１４〜１６にそれぞれ示した。
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件での炭素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、１００ｍ／ｍｉｎ．、０．１５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル４〜６、１４〜１６および比較被覆ドリル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．４０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １５ ｍｍ、
の条件での合金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．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル７、８、１７、１８および比較被覆ドリル７、８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＦＣ２５０の板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２８ ｍｍ、
の条件での鋳鉄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．、０．２５ｍｍ／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１４〜１６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、２１〜３６、本発明被覆エンドミル１〜８、１１〜１８および本発明被覆ドリル１〜８、１１〜１８の硬質被覆層の下部層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の組成、並びに、比較被覆工具としての比較被覆チップ１〜１６、比較被覆エンドミル１〜８、および比較被覆ドリル１〜８の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の組成、さらに、上記本発明被覆工具および上記比較被覆工具の表面層の組成を、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、上記本発明被覆工具および上記比較被覆工具の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層およびＡｌ−Ｃｒ合金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９、表１１〜１６に示される結果から、本発明被覆工具は、軟鋼やステンレス鋼のような溶着性の高い被削材を、高い発熱を伴うとともに、切刃部に対して大きな機械的負荷がかかる高速高送り切削条件での切削加工に用いた場合でも、層の層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造を有する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる下部層（具体的には、例えば、交互積層（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる下部層あるいは組成変調（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる下部層）が、すぐれた高温硬さ、耐熱性および高温強度を有し、かつ、Ａｌ−Ｃｒ合金層からなる表面層が、すぐれた熱伝導性・熱放散性を備えることによって、硬質被覆層が過熱されることを防止し、偏摩耗、熱塑性変形の発生を抑えることによって、チッピングの発生もなく、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、下部層が均一組成の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層で構成された比較被覆工具においては、いずれも高速高送り切削時に発生する高熱によって、偏摩耗あるいは熱塑性変形を生じ、また、切刃部に加わる大きな機械的負荷によりチッピングが発生し、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通常条件での切削加工は勿論のこと、高い熱発生を伴い、かつ大きな機械的負荷がかかる高速高送り切削加工においても、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。
Claims (5)
- 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、
（ａ）蒸着形成された２〜１０μｍの平均層厚を有するＡｌとＣｒの複合窒化物層であって、該層の構成成分であるＡｌおよびＣｒの含有割合が、該層の層厚方向に沿って定まった周期で変化する濃度分布構造を有するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層、
（ｂ）上記ＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層の表面に設けられ、０．３〜１μｍの平均層厚を有する蒸着形成されたＡｌとＣｒの合金層からなる表面層、
上記（ａ）、（ｂ）で構成された硬質被覆層を備えた表面被覆切削工具。 - 請求項１記載の表面被覆切削工具において、
ＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層は、Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層と、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層との、交互積層構造として構成されていることを特徴とする請求項１記載の表面被覆切削工具。 - 請求項２記載の表面被覆切削工具において、
Ｃｒ含有割合が少ないＡｌとＣｒの複合窒化物薄層を、
組成式：（Ａｌ１−ＸＣｒＸ）Ｎ
で表した場合、Ｘの値は、原子比で、０．１５≦Ｘ≦０．２５を満足し、
また、Ｃｒ含有割合が多いＡｌとＣｒの複合窒化物薄層を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）Ｎ
で表した場合、Ｙの値は、原子比で、０．３５≦Ｙ≦０．４５を満足する、
ことを特徴とする請求項２記載の表面被覆切削工具。 - 請求項１記載の表面被覆切削工具において、
ＡｌとＣｒの複合窒化物層からなる下部層は、層厚方向に沿って、Ａｌ最高含有点とＡｌ最低含有点とが所定間隔をおいて交互に繰り返し存在し、かつ前記Ａｌ最高含有点から前記Ａｌ最低含有点、前記Ａｌ最低含有点から前記Ａｌ最高含有点へＡｌおよびＣｒの含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有することを特徴とする請求項１記載の表面被覆切削工具。 - 請求項４記載の表面被覆切削工具において、
Ａｌ最高含有点のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
で表した場合、αの値は、原子比で、０．１５≦α≦０．２５を満足し、
また、上記Ａｌ最低含有点のＡｌとＣｒの複合窒化物層を、
組成式：（Ａｌ１−βＣｒβ）Ｎ
で表した場合、βの値は、原子比で、０．３５≦β≦０．４５を満足する、
ことを特徴とする請求項４記載の表面被覆切削工具。
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