JP2009101491A - 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

Abstract

【課題】 高速断続切削加工において、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】 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、下部層と上部層からなる硬質被覆層が蒸着形成された表面被覆切削工具において、下部層は、（Ｔｉ，Ａｌ）系複合窒化物あるいは複合炭窒化物層からなり、上部層は、（Ｃｒ，Ａｌ）系複合窒化物層であって、かつ、該上部層は、立方晶構造からなる薄層Ａと、立方晶構造と六方晶構造の混在する薄層Ｂの交互積層構造として構成されている。
【選択図】 なし

Description

この発明は、硬質被覆層がすぐれた高温硬さ、高温強度、高温耐酸化性を備えるとともに、すぐれた潤滑性をも有し、したがって、高熱発生を伴うと共に、大きな断続的・機械的負荷がかかる軟鋼、ステンレス鋼、高マンガン鋼等の高速断続切削加工に用いた場合にすぐれた耐摩耗性を発揮し、長期に亘ってすぐれた工具特性を示す表面被覆切削工具（以下、被覆工具という）に関するものである。

一般に、表面被覆切削工具には、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。

従来、被覆工具の一つとして、例えば、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基体（以下、これらを総称して工具基体という）の表面に、硬質被覆層として、均一組成のＣｒとＡｌの複合窒化物（（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ）層を設けた被覆工具が知られている。
また、上記（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層に、微量のＺｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｔｉから選ばれる１種または２種以上の成分（以下、Ｍ成分と記す）を添加含有させた（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層を蒸着形成した被覆工具も知られており、硬質被覆層のＡｌによって高温硬さ、同Ｃｒによって高温強度、また、ＣｒとＡｌの共存含有によって耐熱性が向上すること、さらに、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ等の添加含有させたＭ成分の種類に応じて、耐摩耗性、高温耐酸化性等の特性が向上することが知られており、そして、これらの被覆工具を各種の一般鋼や普通鋳鉄などの連続切削や断続切削に用いることも知られている。

また、他の被覆工具としては、例えば、工具基体表面に、ＴｉとＡｌの複合窒化物（（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ）層、複合炭窒化物（（Ｔｉ，Ａｌ）（Ｃ，Ｎ））層、あるいは、これにさらに、Ｓｉ、Ｂ、Ｙ、Ｚｒ、Ｖ等（以下、Ｍ_１成分と記す）を微量添加含有させたＴｉとＡｌを主成分とする複合窒化物層、複合炭窒化物層（以下、これらを総称して、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層という）を設けた被覆工具も知られており、上記（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層がすぐれた高温強度、耐欠損性、耐摩耗性を示すことも知られている。

さらに、上記の各種従来被覆工具が、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工具基体を装入し、装置内を、例えば５００℃の温度に加熱した状態で、硬質被覆層の組成に対応した合金がセットされたカソード電極（例えば、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層を形成するためには、Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ合金、また、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を形成するためには、Ｔｉ−Ａｌ合金）とアノード電極との間に、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、前記工具基体表面に、硬質被覆層（例えば、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ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。
特開２００３−３４８５９号公報 特開２００６−８２２０９号公報 特許第２７９３７７３号明細書 特許第２７９３６９６号明細書 特開平８−１９９３３８号公報

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、例えば、硬質被覆層として、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層等を蒸着形成した従来被覆工具においては、これを鋼や鋳鉄の通常条件での切削に用いた場合には格別問題はないが、特に、切削時に高熱発生を伴い、かつ、切刃部に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる軟鋼、ステンレス鋼、高マンガン鋼等の高速断続切削条件で用いた場合には、硬質被覆層の高温強度および潤滑性が不足するために、硬質被覆層には欠損、偏摩耗、チッピング等が発生しやすく、また、硬質被覆層として、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層を蒸着形成した従来被覆工具においては、軟鋼、ステンレス鋼、高マンガン鋼等の高速断続切削条件下では、耐摩耗性が満足できるものではないため、いずれの従来被覆工具においても、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、高マンガン鋼等の難削材の高速断続切削加工で、硬質被覆層がすぐれた高温硬さ、高温強度、高温耐酸化性を備えるとともに、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、上記従来被覆工具の硬質被覆層に着目し、研究を行った結果、以下の知見を得た。
（ａ）硬質被覆層が、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層で構成された従来被覆工具において、硬質被覆層の構成成分であるＡｌは高温硬さと耐熱性を向上させ、Ｃｒは高温強度を向上させると共に、ＣｒとＡｌが共存含有した状態で高温耐酸化性を向上させる作用があり、また、添加成分ＭがＺｒの場合は耐熱塑性変形性向上、Ｙは高温耐酸化性向上、Ｖは潤滑性向上、Ｗは放熱性向上、Ｎｂは高温耐摩耗性向上、Ｍｏは耐溶着性向上、Ｔｉはさらなる高温硬度向上というように、Ｍ成分の種類に応じて、硬質被覆層の特性の改善が図られ、そして、硬質被覆層は、これらＭ成分を含有することによって、耐欠損性、耐溶着性、耐酸化性および耐摩耗性という特性を発揮すること。

（ｂ）ところで、上記従来被覆工具の硬質被覆層を構成する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層のＣｒとＡｌの含有割合を、組成式：（Ｃｒ_1-Ｘ−ＹＡｌ_ＸＭ_Ｙ）Ｎで表した場合、Ａｌの含有割合Ｘが少ない場合（例えば、０．６５≧Ｘ）には、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層は立方晶構造の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層（以下、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層で示す）であるが、Ａｌ含有割合Ｘを、例えば、Ｘ≧０．７５というように増加させてやると、その結晶構造は、立方晶構造と六方晶構造の混在した結晶構造に変化し、そして、このような立方晶構造と六方晶構造の混在した結晶構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層（以下、ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層で示す）は、潤滑特性が向上するようになるが、上記ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層は、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層に比して十分な高温硬さを備えていないため、ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層を、硬質被覆層として単独で蒸着形成することによっては、高速断続切削加工条件下では満足できる耐摩耗性を得ることはできないこと。

（ｃ）そこで、すぐれた高温硬さを有する上記ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層を薄層Ａとし、また、すぐれた潤滑特性を有する上記ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層を薄層Ｂとし、薄層Ａと薄層Ｂとを交互に積層し、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる硬質被覆層を構成すると、薄層Ａと薄層Ｂは、それぞれの特性を害することなく、硬質被覆層全体として、すぐれた潤滑性を備え所定の耐摩耗性を発揮するようになるが、切刃部に大きな衝撃的・機械的負荷が加わる高速断続切削という厳しい条件の切削加工では、特に工具基体と硬質被覆層間の密着強度が十分でないために、硬質被覆層の剥離、欠損、チッピングが発生しやすいこと。

（ｄ）そこで、さらに、上記薄層Ａと薄層Ｂからなる交互積層と工具基体との間に、高温強度にすぐれる（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層を下部層として介在形成したところ、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層はそれ自体すぐれた高温強度を備え、さらに、工具基体と交互積層のいずれに対してもすぐれた高密着力を有するため、硬質被覆層として、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層を下部層として蒸着形成し、そして、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層を上部層として蒸着形成した被覆工具は、高熱発生を伴うと共に、大きな断続的・機械的負荷がかかる軟鋼、ステンレス鋼、高マンガン鋼等の難削材の高速断続切削加工に用いた場合でも、硬質被覆層全体として、すぐれた高温強度を有するとともにすぐれた潤滑性を示し、剥離、欠損、チッピングを発生す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。

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、硬質被覆層として下部層と上部層が蒸着形成された表面被覆切削工具において、
（ａ）上記下部層は、０．１〜１．５μｍの層厚を有し、
組成式：（Ｔｉ_{１−Ｑ−Ｒ}Ａｌ_ＱＭ_１Ｒ）（Ｃ，Ｎ）
で表した場合に、０．４≦Ｑ≦０．６５、０≦Ｒ≦０．１（但し、Ｑは原子比によるＡｌの含有割合、Ｒは原子比による成分Ｍ_１の合計含有割合であり、また、成分Ｍ_１は、Ｓｉ、Ｂ、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、ＮｂまたはＭｏから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足するＴｉとＡｌとＭ_１の複合窒化物層または複合炭窒化物層、
（ｂ）上記上部層は、１〜８μｍの合計層厚を有するとともに、それぞれ２５〜１００ｎｍの一層層厚を有する薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなるＣｒとＡｌの複合窒化物層であって、さらに、
（ｃ）上記薄層Ａは、
組成式：（Ｃｒ_{１−α−β}Ａｌ_αＭ_２β）Ｎ
で表した場合に、０．２５≦α≦０．６５、０＜β≦０．１（但し、αは原子比によるＡｌの含有割合、βは原子比による成分Ｍ_２の合計含有割合であり、また、成分Ｍ_２は、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、Ｎｂ、ＭｏまたはＴｉから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足する立方晶構造のＣｒとＡｌとＭ_２の複合窒化物層であり、
（ｄ）上記薄層Ｂは、
組成式：（Ｃｒ_{１−γ−δ}Ａｌ_γＭ_３δ）Ｎ
で表した場合に、０．７５≦γ≦０．９５、０＜δ≦０．１（但し、γは原子比によるＡｌの含有割合、δは原子比による成分Ｍ_３の合計含有割合であり、また、成分Ｍ_３は、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、Ｎｂ、ＭｏまたはＴｉから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足し、さらに、上記薄層Ｂについて測定した立方晶結晶格子の（２００）面からのＸ線回折強度のピーク強度Ｉ（ｆ）と、六方晶結晶格子の（１００）面からのＸ線回折強度のピーク強度Ｉ（ｈ）の比の値Ｉ（ｆ）／Ｉ（ｈ）が、０．１≦Ｉ（ｆ）／Ｉ（ｈ）≦１０．０を満足する立方晶構造と六方晶構造の混在するＣｒとＡｌとＭ_３の複合窒化物層である、
ことを特徴とする表面被覆切削工具。」
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に関し、より詳細に説明する。
（ａ）上部層の薄層Ａ
薄層Ａを構成する立方晶構造のＣｒとＡｌとＭ_２の複合窒化物層（ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層）は、高熱発生を伴う高速断続切削加工において、硬質被覆層の耐摩耗性を担保する層として作用する。
既に述べたように、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層の組成を、
組成式：（Ｃｒ_{1-（α＋β）}Ａｌ_αＭ_２β）Ｎ、
で表した場合、Ａｌの含有割合αの値を、α≦０．６５とすることによって、立方晶構造（ｆｃｃ）の層として形成することができ、このｆｃｃ構造によって耐摩耗性が維持されるが、Ａｌの含有割合αの値がα＜０．２５となると、相対的にＣｒの含有割合が増加し、結晶構造がｆｃｃであったとしても、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層自体の高温硬さが急激な低下傾向を示し、難削材の高速断続切削加工において最小限必要とされる耐摩耗性を確保することが困難になることから、薄層ＡにおけるＡｌの含有割合αは、０．２５≦α≦０．６５と定めた。
また、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層の構成成分であるＣｒ成分は、薄層Ａの高温強度を向上させ、硬質被覆層の耐チッピング性・耐欠損性に寄与するとともに、Ａｌ成分との共存含有によって、高温耐酸化性向上にも寄与し、また、添加成分Ｍ_２がＺｒの場合は耐熱塑性変形性向上、Ｙは高温耐酸化性向上、Ｖは潤滑性向上、Ｗは放熱性向上、Ｎｂは高温耐摩耗性向上、Ｍｏは耐溶着性向上、Ｔｉはさらなる高温硬度向上というように、Ｍ_２成分の種類に応じて、硬質被覆層の特性の改善が図られるが、Ｍ_２成分の含有割合βの値（Ｍ_２成分の含有割合の合計値）が０．１を超えると薄層Ａの高温強度が低下することから、薄層ＡにおけるＭ_２成分の含有割合βは、０＜β≦０．１と定めた。

（ｂ）上部層の薄層Ｂ
薄層Ｂを構成する、立方晶構造と六方晶構造の混在する薄層ＢのＣｒとＡｌとＭ_３の複合窒化物層（ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層）は、高熱発生を伴う高速断続切削加工において、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層からなる薄層Ａに不足する潤滑性を補完することにより、結果としてより一層耐摩耗性を向上させる層として作用する。
ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層からなる薄層Ｂの構成成分であるＣｒ、Ｍ_３成分の作用は、薄層ＡのＣｒ、Ｍ_２のそれと同様である。
ただ、上記薄層Ｂの構成成分であるＡｌについて言えば、ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層の組成を、
組成式：（Ｃｒ_{1-（γ＋δ）}Ａｌ_γＭ_３δ）Ｎ、
で表した場合、
Ａｌの含有割合γの値を、γ≧０．７５とすることによって、立方晶構造（ｆｃｃ）と六方晶構造（ｈｃｐ）の混在する結晶構造（ｆｃｃ／ｈｃｐ）の薄層Ｂを形成することができ、このｆｃｃ／ｈｃｐ構造によって高熱発生を伴う高速断続切削加工条件下での潤滑性が確保されるが、Ａｌの含有割合γの値がγ＞０．９５となると、相対的なＣｒ含有割合の減少によって、ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層の高温強度が低下し、チッピング・欠損等を発生しやすくなることから、薄層ＢにおけるＡｌの含有割合γは、０．７５≦γ≦０．９５と定めた。
また、Ａｌの含有割合γを、０．７５≦γ≦０．９５の範囲内としたｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層からなる薄層ＢについてＸ線回折を行ったところ、立方晶構造の（２００）面からの回折ピーク強度Ｉ（ｆ）と、六方晶構造の（１００）面からの回折ピーク強度Ｉ（ｈ）との比の値Ｉ（ｆ）／Ｉ（ｈ）は、表３、４、８、１０にも示されるように、０．１≦Ｉ（ｆ）／Ｉ（ｈ）≦１０．０であった。
なお、薄層Ｂの構成成分であるＭ_３成分（Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、Ｎｂ、ＭｏまたはＴｉから選ばれる１種または２種以上の元素）は、薄層ＡのＭ_２成分の場合と同様、Ｚｒは耐熱塑性変形性向上、Ｙは高温耐酸化性向上、Ｖは潤滑性向上、Ｗは放熱性向上、Ｎｂは高温耐摩耗性向上、Ｍｏは耐溶着性向上、Ｔｉはさらなる高温硬度向上という作用を有するが、薄層Ｂの耐摩耗性を向上させつつ同時に薄層Ｂの高温強度低下を防止するためには、薄層Ａの場合と同様、薄層ＢにおけるＭ_３成分の含有割合δは、０＜δ≦０．１とする必要がある。

（ｃ）薄層Ａと薄層Ｂの交互積層
薄層Ａは、その一層層厚が２５ｎｍ（０．０２５μｍ）未満では、自身のもつすぐれた耐摩耗性を長期に亘って十分発揮することができず、工具寿命短命の原因となり、一方その一層層厚が１００ｎｍ（０．１μｍ）を越えると、チッピングが発生し易くなることから、その一層層厚を２５〜１００ｎｍ（０．０２５〜０．１μｍ）とすることが必要である。
また、薄層Ｂについても、その一層層厚が２５ｎｍ（０．０２５μｍ）未満では、薄層Ａの潤滑性不足を補完することはできず、一方その一層層厚が１００ｎｍ（０．１μｍ）を越えると、チッピングが発生し易くなることから、その一層層厚を２５〜１００ｎｍ（０．０２５〜０．１μｍ）とすることが必要である。
さらに、薄層Ａと薄層Ｂを交互に積層して形成した交互積層について、その合計層厚が１μｍ未満では、自身のもつすぐれた潤滑性とおよびすぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮することができないため工具寿命短命の原因となり、一方、その合計層厚が８μｍを越えると、チッピングが発生し易くなることから、その合計層厚は１〜８μｍとする。
なお、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層からなる薄層Ａと、ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層からなる薄層Ｂとは同一あるいは類似成分系の硬質被覆層であるため、異成分系の薄層Ａと薄層Ｂとの交互積層に比して、薄層Ａと薄層Ｂ間の付着強度も大であり、硬質被覆層全体としての高温強度向上に寄与するばかりか、層間剥離等の生じる恐れもない。

（ｄ）下部層
薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層は、前記のとおり、すぐれた潤滑性を備え、かつすぐれた耐摩耗性を備えた層であるが、工具基体表面に直接このような交互積層を蒸着形成した被覆工具は、切刃部に大きな衝撃的・機械的負荷が加わる高速断続切削という厳しい条件の切削加工では、特に工具基体と交互積層からなる上部層との間の密着強度が十分でないために、上部層の剥離が生じやすいという欠点があるが、それ自体高温強度にすぐれる（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層を下部層として介在形成したところ、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層がすぐれた高温強度を備えることに加え、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層が、工具基体と交互積層のいずれに対してもすぐれた高密着力を有するため、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層を工具基体と交互関相との間に下部層として蒸着形成した硬質被覆層を備える被覆工具は、高熱発生を伴うと共に、大きな断続的・機械的負荷がかかるステンレス鋼等の高速断続切削加工に用いた場合でも、硬質被覆層全体として、すぐれた高温強度を有し、また、すぐれた潤滑性を示し、剥離、欠損、チッピングを発生す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。
ここで、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層を、
組成式：（Ｔｉ_{１−Ｑ−Ｒ}Ａｌ_ＱＭ_１Ｒ）（Ｃ，Ｎ）
で表した場合に、Ａｌの含有割合を示すＱ値が０．４未満では、高温硬さが低下するため耐摩耗性の劣化を招き、また、Ｑ値が０．６５を超えると、相対的なＴｉ含有割合の減少により、十分な高温強度を確保することができなくなることから、Ａｌの含有割合Ｑ値を、０．４≦Ｑ≦０．６５と定めた。また、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物に、Ｍ_１成分（但し、成分Ｍ_１は、Ｓｉ、Ｂ、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、ＮｂまたはＭｏから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を添加含有させた場合、Ｍ_１成分の含有割合Ｒ値が０．１を超えると、Ｔｉ含有割合あるいはＡｌ含有割合の相対的な減少によって、下部層に必要とされる高温硬さと高温強度をバランス良く確保することが困難になるので、Ｒ値（Ｍ_１成分の合計含有割合）は、０≦Ｒ≦０．１と定めた。
なお、Ｍ_１成分であるＳｉ成分は、耐熱塑性変形性、Ｂ成分は熱伝導性、Ｚｒ成分は耐熱塑性変形性、Ｙ成分は高温耐酸化性、Ｖ成分は潤滑性、Ｗ成分は放熱性、Ｎｂ成分は高温耐摩耗性、Ｍｏ成分は耐溶着性、をそれぞれ向上させ、いずれも下部層の特性向上に寄与する。
また、下部層の層厚が０．１μｍ未満では、交互積層からなる上部層と工具基体間の密着強度向上効果を期待することはできず、一方、その層厚が１．５μｍを超えると熱塑性変形による偏摩耗を発生しやすくなるので、下部層の層厚は０．１〜１．５μｍと定めた。

この発明の被覆工具は、硬質被覆層の上部層が、少なくとも、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層からなる薄層Ａと、ｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層からなる薄層Ｂの交互積層構造として構成され、すぐれた高温硬さ、高温強度、高温耐酸化性に加え、すぐれた潤滑性をも有し、さらに、硬質被覆層の下部層が、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層、（Ｔｉ，Ａｌ）ＣＮ層、（Ｔｉ，Ａｌ，Ｍ_１）Ｎ層、（Ｔｉ，Ａｌ，Ｍ_１）ＣＮ層などの（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層で構成され、すぐれた高温強度とすぐれた密着強度を有することから、特に高熱発生を伴い、大きな断続的・機械的負荷がかかる軟鋼、ステンレス鋼、高マンガン鋼等の難削材の高速断続切削加工でも、硬質被覆層が剥離、欠損、チッピング等を発生することなく、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、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（重量比で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、一方側のカソード電極（蒸発源）として、所定成分組成の薄層Ａ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_２合金、他方側のカソード電極（蒸発源）として、同じく所定成分組成をもった薄層Ｂ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_３合金を前記回転テーブルを挟んで対向配置し、さらに、上記両カソード電極（蒸発源）のいずれからも９０°離れた位置に、下部層形成用Ｔｉ−Ａｌ（−Ｍ_１）合金からなるカソード電極（蒸発源）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、かつ前記下部層形成用Ｔｉ−Ａｌ（−Ｍ_１）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（−Ｍ_１）合金によってボンバード洗浄し、
（ｃ）ついで装置内に導入する反応ガスとしての窒素ガスの流量を調整して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た状態で、前記下部層形成用Ｔｉ−Ａｌ（−Ｍ_１）合金のカソード電極とアノード電極との間に５０〜１００Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させて、前記工具基体の表面に表３に示される所定組成、所定層厚の下部層を形成し、
（ｄ）引き続き、薄層Ａ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_２合金のカソード電極とアノード電極との間に５０〜１００Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させて、下部層の表面に所定層厚の薄層Ａを形成し、薄層Ａ形成後、アーク放電を停止し、代って前記薄層Ｂ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_３合金のカソード電極とアノード電極間に同じく５０〜１００Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させて、所定層厚の薄層Ｂを形成した後、アーク放電を停止し、再び前記薄層Ａ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_２合金のカソード電極とアノード電極間のアーク放電による薄層Ａの形成と、前記薄層Ｂ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_３合金のカソード電極とアノード電極間のアーク放電による薄層Ｂの形成を交互に繰り返し行い、もって前記工具基体の表面に、層厚方向に沿って表４、５に示される組成および層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、
硬質被覆層が、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層からなる下部層と、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層とｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層の交互積層からなる上部層とで構成された本発明表面被覆切削工具としての本発明表面被覆超硬製スローアウエイチップ（以下、本発明被覆超硬チップと云う）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Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_２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Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_２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Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_２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Ｃｒ−Ａｌ−Ｍ_２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６に示される組成および層厚の単一相・単一結晶構造を有するｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、比較表面被覆超硬製スローアウエイチップ（以下、比較被覆超硬チップと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。

つぎに、上記の各種の被覆超硬チップを、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、本発明被覆超硬チップ１〜１６および比較被覆超硬チップ１〜１６について、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ２５０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ２．５ ｍｍ、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ４ 分、
の条件（切削条件Ａ）でのステンレス鋼の乾式連続高速切削加工試験（通常の切削速度は、１５０ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＳ４００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： ３．０ ｍｍ、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ６ 分、
の条件（切削条件Ｂ）での軟鋼の乾式連続高速切削加工試験（通常の切削速度は、１８０ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭｎＨ２の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ２５０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ２．０ ｍｍ、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｃ）での高マンガン鋼の乾式連続高速切削加工試験（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７に示した。

原料粉末として、平均粒径：５．５μｍを有する中粗粒ＷＣ粉末、同０．８μｍの微粒ＷＣ粉末、同１．３μｍのＴａＣ粉末、同１．２μｍのＮｂＣ粉末、同１．２μｍのＺｒＣ粉末、同２．３μｍのＣｒ₃Ｃ₂粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ［質量比で、ＴｉＣ／ＷＣ＝５０／５０］粉末、および同１．８μｍのＣｏ粉末を用意し、これら原料粉末をそれぞれ表８に示される配合組成に配合し、さらにワックスを加えてアセトン中で２４時間ボールミル混合し、減圧乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で所定形状の各種の圧粉体にプレス成形し、これらの圧粉体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／分の昇温速度で１３７０〜１４７０℃の範囲内の所定の温度に昇温し、この温度に１時間保持後、炉冷の条件で焼結して、直径が８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの３種の超硬基体形成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記の３種の丸棒焼結体から、研削加工にて、表８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、これらの超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図１に示される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、層厚方向に沿って表９に示される組成、層厚の下部層および表１０に示される組成、層厚の交互積層からなる上部層を蒸着形成することにより、硬質被覆層が、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層からなる下部層と、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層とｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層の交互積層からなる上部層とで構成された本発明表面被覆切削工具としての本発明表面被覆超硬製エンドミル（以下、本発明被覆超硬エンドミルと云う）１〜８を製造した。

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に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、同じく表１１に示される組成および層厚の単一相・単一結晶構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、比較表面被覆超硬製エンドミル（以下、比較被覆超硬エンドミルと云う）１〜８を製造した。

つぎに、上記本発明被覆超硬エンドミル１〜８および比較被覆超硬エンドミル１〜８のうち、
本発明被覆超硬エンドミル１〜３および比較被覆超硬エンドミル１〜３については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＳ４００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： ３５０ ｍｍ／分、
の条件での軟鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
本発明被覆超硬エンドミル４〜６および比較被覆超硬エンドミル４〜６については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： ５５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ４ ｍｍ、
テーブル送り： ３５０ ｍｍ／分、
の条件での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、４０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
本発明被覆超硬エンドミル７，８および比較被覆超硬エンドミル７，８については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＣＭｎＨ２の板材、
切削速度： ４５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ８ ｍｍ、
テーブル送り： ２００ ｍｍ／分、
の条件での高マンガン鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、３５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記の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。
上記の測定結果を表１０、１１にそれぞれ示した。

上記の実施例２で製造した直径が８ｍｍ（超硬基体Ｃ−１〜Ｃ−３形成用）、１３ｍｍ（超硬基体Ｃ−４〜Ｃ−６形成用）、および２６ｍｍ（超硬基体Ｃ−７、
Ｃ−８形成用）の３種の丸棒焼結体を用い、この３種の丸棒焼結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれぞれ ４ｍｍ×１３ｍｍ（超硬基体Ｄ−１〜Ｄ−３）、 ８ｍｍ×２２ｍｍ（超硬基体Ｄ−４〜Ｄ−６）、および１６ｍｍ×４５ｍｍ（超硬基体Ｄ−７、Ｄ−８）の寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の２枚刃形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体（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１２に示される組成、層厚の下部層および表１３に示される組成、層厚の交互積層からなる上部層を蒸着形成することにより、硬質被覆層が、（Ｔｉ，Ａｌ）系炭窒化物層からなる下部層と、ｆｃｃ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層とｆｃｃ／ｈｃｐ（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層の交互積層からなる上部層とで構成された本発明表面被覆切削工具としての本発明表面被覆超硬製ドリル（以下、本発明被覆超硬ドリルと云う）１〜８を製造した。

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に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、同じく表１４に示される組成および層厚の単一相・単一結晶構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、比較表面被覆超硬製ドリル（以下、比較被覆超硬ドリルと云う）１〜８を製造した。

つぎに、上記本発明被覆超硬ドリル１〜８および比較被覆超硬ドリル１〜８のうち、
本発明被覆超硬ドリル１〜３および比較被覆超硬ドリル１〜３については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の板材、
切削速度： ４５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １２ ｍｍ、
の条件での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．）を行い、
本発明被覆超硬ドリル４〜６および比較被覆超硬ドリル４〜６については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＣＭｎＨ２の板材、
切削速度： ５０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２５ ｍｍ、
の条件での高マンガン鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
本発明被覆超硬ドリル７，８および比較被覆超硬ドリル７，８については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＳ４００の板材、
切削速度： ５５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ５０ ｍｍ、
の条件での軟鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、３５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記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表面被覆切削工具としての本発明被覆超硬チップ１〜１６、本発明被覆超硬エンドミル１〜８および本発明被覆超硬ドリル１〜８の硬質被覆層を構成する下部層、薄層Ａおよび薄層Ｂそれぞれの組成を、また、比較表面被覆切削工具としての比較被覆超硬チップ１〜１６、比較被覆超硬エンドミル１〜８および比較被覆超硬ドリル１〜８の硬質被覆層の組成を、透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散型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透過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。

さらに、本発明表面被覆切削工具の薄層Ａ、薄層Ｂを構成する組成の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層および比較表面被覆切削工具の硬質被覆層を構成する組成の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層について、各層の結晶構造をＸ線回折により求め、その結果を表４〜６、１０、１１、１３、１４に示した。
また、本発明表面被覆切削工具の薄層Ｂを構成する組成の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_３）Ｎ層については、Ｘ線回折により測定した立方晶構造の（２００）面からの回折ピーク強度Ｉ（ｆ）と、六方晶構造の（１００）面からの回折ピーク強度Ｉ（ｈ）との比の値Ｉ（ｆ）／Ｉ（ｈ）についても、表４、５、１０、１３に示した。

表３〜７、９〜１４に示される結果から、本発明表面被覆切削工具は、硬質被覆層が、下部層と、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造の上部層とからなり、上部層は層間付着強度が大であるとともに、特に、薄層Ａがすぐれた耐摩耗性を、また、薄層Ｂがすぐれた潤滑性を備え、また、下部層はすぐれた高温強度を備えると共に工具基体への硬質被覆層の密着強度を高めているので、硬質被覆層は全体としてこれらのすぐれた特性を兼ね備えたものとなり、その結果、高熱発生を伴うとともに、切刃部に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる軟鋼、ステンレス鋼、高マンガン鋼等の難削材の高速断続切削加工でも、すぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が単一相・単一結晶構造の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ_２）Ｎ層からなる被覆工具は、特に硬質被覆層の潤滑性不足、高温強度不足が原因で切刃部にチッピング、欠損が生じたり、また、摩耗の進行が速くなり、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、この発明の表面被覆切削工具は、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、特に高熱発生を伴うとともに、切刃部に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる軟鋼、ステンレス鋼、高マンガン鋼等の難削材の高速断続切削加工でも、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、並びに切削加工の省力化および省エネ化、さらに低コスト化に十分満足に対応できるものである。

本発明表面被覆切削工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いたアークイオンプレーティング装置を示し、（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、硬質被覆層として下部層と上部層が蒸着形成された表面被覆切削工具において、
   （ａ）上記下部層は、０．１〜１．５μｍの層厚を有し、
   組成式：（Ｔｉ_{１−Ｑ−Ｒ}Ａｌ_ＱＭ_１Ｒ）（Ｃ，Ｎ）
   で表した場合に、０．４≦Ｑ≦０．６５、０≦Ｒ≦０．１（但し、Ｑは原子比によるＡｌの含有割合、Ｒは原子比による成分Ｍ_１の合計含有割合であり、また、成分Ｍ_１は、Ｓｉ、Ｂ、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、ＮｂまたはＭｏから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足するＴｉとＡｌとＭ_１の複合窒化物または複合炭窒化物層、
   （ｂ）上記上部層は、１〜８μｍの合計層厚を有するとともに、それぞれ２５〜１００ｎｍの一層層厚を有する薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなるＣｒとＡｌの複合窒化物層であって、さらに、
   （ｃ）上記薄層Ａは、
   組成式：（Ｃｒ_{１−α−β}Ａｌ_αＭ_２β）Ｎ
   で表した場合に、０．２５≦α≦０．６５、０＜β≦０．１（但し、αは原子比によるＡｌの含有割合、βは原子比による成分Ｍ_２の合計含有割合であり、また、成分Ｍ_２は、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、Ｎｂ、ＭｏまたはＴｉから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足する立方晶構造のＣｒとＡｌとＭ_２の複合窒化物層であり、
   （ｄ）上記薄層Ｂは、
   組成式：（Ｃｒ_{１−γ−δ}Ａｌ_γＭ_３δ）Ｎ
   で表した場合に、０．７５≦γ≦０．９５、０＜δ≦０．１（但し、γは原子比によるＡｌの含有割合、δは原子比による成分Ｍ_３の合計含有割合であり、また、成分Ｍ_３は、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、Ｎｂ、ＭｏまたはＴｉから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足し、
   （ｅ）さらに、上記薄層Ｂについて測定した立方晶結晶格子の（２００）面からのＸ線回折強度のピーク強度Ｉ（ｆ）と、六方晶結晶格子の（１００）面からのＸ線回折強度のピーク強度Ｉ（ｈ）の比の値Ｉ（ｆ）／Ｉ（ｈ）が、０．１≦Ｉ（ｆ）／Ｉ（ｈ）≦１０．０を満足する立方晶構造と六方晶構造の混在するＣｒとＡｌとＭ_３の複合窒化物層である、
   ことを特徴とする表面被覆切削工具。

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