JP2009131917A - 超硬合金部材と鋼部材との高接合強度を有する複合材料およびこの複合材料からなる切削工具用複合素材および切削工具 - Google Patents
超硬合金部材と鋼部材との高接合強度を有する複合材料およびこの複合材料からなる切削工具用複合素材および切削工具 Download PDFInfo
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Abstract
【課題】超硬合金部材と鋼部材の高接合強度を有する複合材料およびこの複合材料からなるエンドミル、ドリル等の切削工具を提供する。
【解決手段】 超硬合金部材と鋼部材とを接合層を介して接合した超硬合金部材と鋼部材の複合材料、あるいは、該複合材料の超硬合金部材に刃先加工を施したエンドミル、ドリル等の切削工具において、超硬合金部材に接する側の接合層はＮｉからなり、一方、鋼部材に接する側の接合層はＮｉ−Ｃｕ合金からなり、さらに、鋼部材と接合層との接合面近傍には、該接合面から遠ざかるにしたがってＣｕの含有量が減少するＣｕ拡散領域が形成されている。
【選択図】 図１
【解決手段】 超硬合金部材と鋼部材とを接合層を介して接合した超硬合金部材と鋼部材の複合材料、あるいは、該複合材料の超硬合金部材に刃先加工を施したエンドミル、ドリル等の切削工具において、超硬合金部材に接する側の接合層はＮｉからなり、一方、鋼部材に接する側の接合層はＮｉ−Ｃｕ合金からなり、さらに、鋼部材と接合層との接合面近傍には、該接合面から遠ざかるにしたがってＣｕの含有量が減少するＣｕ拡散領域が形成されている。
【選択図】 図１
Description
本発明は、接合層を介して接合された超硬合金部材とステンレス鋼等の鋼部材との高接合強度を有する複合材料に関し、さらに、かかる複合材料からなるエンドミルあるいはドリル等の切削工具用丸棒複合素材、また、かかる複合素材から形成されたエンドミル、ドリル等の切削工具に関する。
従来、タングステン−コバルト系合金等の超硬合金は、高硬度を有し耐摩耗性にすぐれることから、切削チップ、エンドミル、ドリル等の切削工具、ロール、パンチ、ダイス等の塑性加工工具、また破砕機等の耐摩耗部材などに広く用いられているが、超硬合金自体は加工が困難で高価なうえ、靭性が低く折損しやすいためにその用途が制約されていたが、近年、これを克服するための方法として、安価で加工性、靭性にすぐれたステンレス鋼等の鋼と超硬合金とをろう付けしたり、あるいは、鋼と超硬合金とを拡散接合で接合することにより、超硬合金部材と鋼部材との複合材料を得ることが行われている。
ろう付けにより複合材料を得る典型的な方法としては、銀ろうを用いた接合が知られているが、ろう材と超硬合金、鋼との熱膨張の違いで生じた内部応力によって、ろう材あるいは超硬合金に割れが発生しやすいという欠点があった。
また、拡散接合によって超硬合金部材と鋼部材との複合材料を得る方法としては、例えば、超硬合金部材と鋼部材とを摩擦圧接して両者を直接接合する拡散接合法、あるいは、超硬合金部材と鋼部材との間にニッケル、ニッケル合金からなるインサートを介在させ、インサートを介して超硬合金部材と鋼部材とを加圧加熱処理し、両者を接合する拡散接合法などが知られており、上記インサートを用いた拡散接合によれば、比較的靭性の改善された超硬合金部材と鋼部材との複合材料が得られることが知られている。
また、超硬合金部材と鋼部材との複合材料からなる切削工具としては、超硬合金部材に切刃加工を施し、鋼部材自体をシャンク部として用いるエンドミル、ドリル、あるいは、鋼部材にねじ加工を施し、該ねじ部をシャンク部材へ螺入嵌合する刃先交換型エンドミル、ドリル等が知られている。
特開昭５８−１２８２８１号公報
特開平１１−８０８６８号公報
特開平１１−１１５０９５号公報
特開２００６−１０２８２３号公報
特開２００２−１０３１３０号公報
また、拡散接合によって超硬合金部材と鋼部材との複合材料を得る方法としては、例えば、超硬合金部材と鋼部材とを摩擦圧接して両者を直接接合する拡散接合法、あるいは、超硬合金部材と鋼部材との間にニッケル、ニッケル合金からなるインサートを介在させ、インサートを介して超硬合金部材と鋼部材とを加圧加熱処理し、両者を接合する拡散接合法などが知られており、上記インサートを用いた拡散接合によれば、比較的靭性の改善された超硬合金部材と鋼部材との複合材料が得られることが知られている。
また、超硬合金部材と鋼部材との複合材料からなる切削工具としては、超硬合金部材に切刃加工を施し、鋼部材自体をシャンク部として用いるエンドミル、ドリル、あるいは、鋼部材にねじ加工を施し、該ねじ部をシャンク部材へ螺入嵌合する刃先交換型エンドミル、ドリル等が知られている。
切削チップ、エンドミル、ドリル等の切削工具、ロール、パンチ、ダイス等の塑性加工工具、また破砕機等の耐摩耗部材を利用する各種技術分野においては、所定の耐摩耗性を備え、また、所定の靭性を有する超硬合金部材と鋼部材との複合材料を使用することにより、より厳しい使用条件下での利用が可能になってきたが、既に述べたように、ろう材で接合された複合材料では、接合部あるいは超硬合金部材に割れが発生しやすく、また、拡散接合で形成された複合材料では、大きな負荷がかかると、接合部からの破断が生じやすく、例えば、拡散接合で形成された超硬合金部材と鋼部材との複合材料でエンドミルを構成した場合、切削加工時にたおれやビビリ振動が発生し、その結果、被削材の加工精度が劣化し、あるいは、接合部からの破断に至り工具寿命が短命となりやすい。
そのため、超硬合金部材と鋼部材との複合材料、また、かかる複合材料からなるエンドミルあるいはドリル等の切削工具用丸棒複合素材、さらに、かかる複合素材から形成されたエンドミル、ドリル等の切削工具においては、より一層すぐれた接合部の接合強度を有する複合材料が求められている。
そのため、超硬合金部材と鋼部材との複合材料、また、かかる複合材料からなるエンドミルあるいはドリル等の切削工具用丸棒複合素材、さらに、かかる複合素材から形成されたエンドミル、ドリル等の切削工具においては、より一層すぐれた接合部の接合強度を有する複合材料が求められている。
そこで、本発明者らは、接合層を介して接合された超硬合金部材とステンレス鋼等の鋼部材との複合材料において、その接合層の強度改善について鋭意研究した結果、以下の知見を得た。
超硬合金部材と鋼部材（例えば、ステンレス鋼）との複合材料を製造するに当たり、図１に示すように、超硬合金部材と鋼部材との間に、超硬合金部材の側から順に、１０〜２００μｍの厚さのＮｉ箔と５〜３０μｍの厚さのＣｕ箔をそれぞれインサート金属として介挿し、これらを加圧保持した状態で、Ｃｕの融点（１０８３．４℃）以上の温度に加熱保持し、Ｃｕ箔を液相化すると同時に、ＣｕをＮｉ箔中及び鋼部材中へ拡散させ、その後室温へと冷却すると、接合層を介して超硬合金部材と鋼部材とが強固に接合された複合材料が形成されること。
上記接合層の状態を観察すると、図２および図３に示すように、インサート金属として挿入したＣｕ箔は液相化・拡散により見かけ上消失し、鋼部材は、Ｃｕ箔を介さずに接合層と一体化した接合部を形成しているが、接合層の構成成分を測定したところ、超硬合金部材と接合層との接合面近傍では、超硬合金中へのＮｉの拡散およびＮｉ箔中への超硬合金成分（Ｃｏ，Ｗ等）の拡散が生じていることが観察され、一方、鋼部材側の接合層には、Ｃｕ箔の液相化、拡散によって生じたＣｕ拡散領域が形成され、また、接合層側の鋼部材の接合面近傍にもＣｕ拡散領域が形成されており、さらに、接合層および鋼部材に形成されたＣｕ拡散領域のＣｕ含有量は、両者の接合面から遠ざかるにしたがって、次第に減少していること。
上記接合層、即ち、鋼部材との接合面近傍に、接合面から遠ざかるにしたがって、次第にＣｕ含有量が低減するＣｕ拡散領域を有する接合層、を介して接合された超硬合金部材と鋼部材からなる複合材料について、引張試験、曲げ試験を実施し、その特性を確認したところ、すぐれた引張強さおよびすぐれた曲げ強さを示し、さらに、破断も接合層で起こるのではなく、超硬合金部材の箇所で破断が生じていたことから、この発明による接合層はすぐれた引張強さ及び曲げ強さを有し、その結果として、この発明の複合材料は、すぐれた接合強度を有するものであること。
この発明の複合材料を、エンドミル、ドリル等の切削工具用丸棒複合素材あるいは切削工具として形成するにあたり、インサート金属であるＮｉ箔とＣｕ箔を、それぞれ、超硬合金部材側および鋼部材側に介挿し、これらを加圧保持した状態で、Ｃｕの融点以上の温度に加熱する際に、例えば、高周波誘導加熱によって接合部のみを短時間で急速昇温加熱することが可能であり、このような場合、急速昇温加熱によって鋼部材に生じた硬さ勾配は、エンドミル、ドリル等の回転工具に対しては、切削加工時の制振／クッション効果を与え、加工精度を改善することができること。
さらに、この発明の複合材料を用いて、刃先交換型エンドミルまたは刃先交換型ドリルを形成した場合、鋼部材にねじ加工を施し、該ねじ部を例えば、超硬合金製のシャンクへ螺入嵌合保持させることにより、上記切削加工時の制振／クッション効果に加えて、切削加工時の発熱による締り嵌め効果が生じ、刃先交換型工具とシャンクの強固な結合が期待でき、安全確実な切削加工を実施しえること。
さらに、この発明の複合材料を用いて、刃先交換型エンドミルまたは刃先交換型ドリルを形成した場合、鋼部材にねじ加工を施し、該ねじ部を例えば、超硬合金製のシャンクへ螺入嵌合保持させることにより、上記切削加工時の制振／クッション効果に加えて、切削加工時の発熱による締り嵌め効果が生じ、刃先交換型工具とシャンクの強固な結合が期待でき、安全確実な切削加工を実施しえること。
本発明は、上記知見に基づいてなされたものであって、
「（１） 超硬合金部材と鋼部材とが、１０〜２００μｍの層厚の接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材の複合材料において、
超硬合金部材に接する側の接合層は主としてＮｉからなり、一方、鋼部材に接する側の接合層は主としてＮｉ−Ｃｕ合金からなり、該接合層と鋼部材との接合面近傍には、該接合面から遠ざかるにしたがってＣｕの含有量が減少するＣｕ拡散領域が形成されており、しかも、接合層と鋼部材との接合面中心におけるＣｕの含有量は５〜５０原子％、かつ、接合層との接合面から０．００１〜０．００５ｍｍに位置する鋼部材の横断面中心におけるＣｕの含有量は１〜３０原子％、さらに、鋼部材との接合面から０．００５〜０．０１ｍｍに位置する接合層の横断面中心におけるＣｕの含有量は０．１〜５原子％であることを特徴とする接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材の複合材料。
（２） 前記（１）記載の超硬合金部材と鋼部材の複合材料からなる切削工具用丸棒複合素材。
（３） 前記（２）２記載の切削工具用丸棒複合素材において、超硬合金部材に刃付加工が施されているエンドミルまたはドリルからなる切削工具。
（４） 前記（３）記載のエンドミルまたはドリルからなる切削工具において、鋼部材にねじ加工が施され、該ねじ部がシャンクへ螺入嵌合されていることを特徴とする刃先交換型エンドミルまたは刃先交換型ドリルからなる切削工具。」
を特徴とするものである。
「（１） 超硬合金部材と鋼部材とが、１０〜２００μｍの層厚の接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材の複合材料において、
超硬合金部材に接する側の接合層は主としてＮｉからなり、一方、鋼部材に接する側の接合層は主としてＮｉ−Ｃｕ合金からなり、該接合層と鋼部材との接合面近傍には、該接合面から遠ざかるにしたがってＣｕの含有量が減少するＣｕ拡散領域が形成されており、しかも、接合層と鋼部材との接合面中心におけるＣｕの含有量は５〜５０原子％、かつ、接合層との接合面から０．００１〜０．００５ｍｍに位置する鋼部材の横断面中心におけるＣｕの含有量は１〜３０原子％、さらに、鋼部材との接合面から０．００５〜０．０１ｍｍに位置する接合層の横断面中心におけるＣｕの含有量は０．１〜５原子％であることを特徴とする接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材の複合材料。
（２） 前記（１）記載の超硬合金部材と鋼部材の複合材料からなる切削工具用丸棒複合素材。
（３） 前記（２）２記載の切削工具用丸棒複合素材において、超硬合金部材に刃付加工が施されているエンドミルまたはドリルからなる切削工具。
（４） 前記（３）記載のエンドミルまたはドリルからなる切削工具において、鋼部材にねじ加工が施され、該ねじ部がシャンクへ螺入嵌合されていることを特徴とする刃先交換型エンドミルまたは刃先交換型ドリルからなる切削工具。」
を特徴とするものである。
以下に、本発明について、詳細に説明する。
（ａ） 本発明では、超硬合金部材とステンレス鋼等の鋼部材を接合層を介して接合し、複合材料を構成するが、複合材料の製造法は、例えば、以下のとおりである。
まず、複合化する超硬合金部材、鋼部材のサイズと同径で、直径１〜３０ｍｍ×厚さ１０〜２００μｍのＮｉ箔からなるインサート金属および直径１〜３０ｍｍ×厚さ５〜３０μｍのＣｕ箔からなるインサート金属を、Ｎｉ箔が超硬合金部材側になるように、また、Ｃｕ箔が鋼部材側になるように配置して、それぞれを、超硬合金部材と鋼部材との間に介挿し（図１参照）、つぎに、超硬合金部材／Ｎｉ箔インサート／Ｃｕ箔インサート／鋼部材の順で整列させた上記複合化材料を、加圧しつつ一体保持し、各接合部を、真空雰囲気、Ａｒ雰囲気あるいは窒素雰囲気のいずれかの雰囲気中で、各接合部がＣｕの融点以上、かつ、Ｎｉの融点以下である１０８４〜１４５０℃の温度範囲になるように昇温加熱し、Ｃｕ箔の液相化、拡散を生じさせた後、室温にまで冷却するという熱処理を施すことにより、接合層の直径１〜３０ｍｍ、長さ１０〜２００μｍの接合部を有する超硬合金部材と鋼部材の複合材料を形成することができる。
（ａ） 本発明では、超硬合金部材とステンレス鋼等の鋼部材を接合層を介して接合し、複合材料を構成するが、複合材料の製造法は、例えば、以下のとおりである。
まず、複合化する超硬合金部材、鋼部材のサイズと同径で、直径１〜３０ｍｍ×厚さ１０〜２００μｍのＮｉ箔からなるインサート金属および直径１〜３０ｍｍ×厚さ５〜３０μｍのＣｕ箔からなるインサート金属を、Ｎｉ箔が超硬合金部材側になるように、また、Ｃｕ箔が鋼部材側になるように配置して、それぞれを、超硬合金部材と鋼部材との間に介挿し（図１参照）、つぎに、超硬合金部材／Ｎｉ箔インサート／Ｃｕ箔インサート／鋼部材の順で整列させた上記複合化材料を、加圧しつつ一体保持し、各接合部を、真空雰囲気、Ａｒ雰囲気あるいは窒素雰囲気のいずれかの雰囲気中で、各接合部がＣｕの融点以上、かつ、Ｎｉの融点以下である１０８４〜１４５０℃の温度範囲になるように昇温加熱し、Ｃｕ箔の液相化、拡散を生じさせた後、室温にまで冷却するという熱処理を施すことにより、接合層の直径１〜３０ｍｍ、長さ１０〜２００μｍの接合部を有する超硬合金部材と鋼部材の複合材料を形成することができる。
（ｂ）そして、上記複合材料の接合層（接合部）の状態を目視観察すると、インサート金属として挿入した直径１〜３０ｍｍ×厚さ５〜３０μｍのＣｕ箔は消失しており、金属組織は、あたかも、超硬合金部材と鋼部材とがＮｉを介して一体化接合した複合材料が形成されているようにみられるが（図２参照）、接合層についてＥＤＸ（エネルギー分散型蛍光Ｘ線分析装置）を用いて、詳細にその構成成分、分布を調査したところ、超硬合金部材と接合層との接合面近傍では、超硬合金中へのＮｉの拡散およびＮｉ箔中への超硬合金成分（Ｃｏ，Ｗ等）の拡散が生じていること、一方、鋼部材側の接合層には、Ｃｕ箔の液相化、拡散によって生じたＣｕ拡散領域が形成されており、また、接合層側の鋼部材の接合面近傍にもＣｕ拡散領域が形成されており、さらに、接合層および鋼部材に形成されたＣｕ拡散領域のＣｕ含有量は、接合層と鋼部材の接合面から遠ざかるにしたがって、次第に減少していることを見出した。
（ｃ）そして、接合層および鋼部材に形成される上記Ｃｕ拡散領域について、さらに詳しく調査したところ、Ｃｕ拡散領域における接合面からの距離とＣｕ含有量の関係は、接合面をピークとしたほぼ正規分布を示しており（図３参照）、そして、このＣｕ分布形状、即ち、接合面からの距離とＣｕ拡散領域におけるＣｕ含有量との関係は、超硬合金部材および鋼部材の組成・サイズ、インサート金属の厚さ、接合部の熱処理条件等によって影響を受けるが、最適なＣｕ分布形状を特定することにより、接合部にすぐれた引張強さ、曲げ強さが付与され、接合強度にすぐれた複合材料を得ることが可能であることを見出した。
（ｄ）最適なＣｕ分布形状を特定するために、超硬合金部材／Ｎｉ箔インサート／Ｃｕ箔インサート／鋼部材の順で整列させた被処理材を、表２に示される各種条件にて処理し、製造された各複合材料に対して、引張試験、曲げ試験を実施することにより、複合材料がすぐれた接合強度を備えるために必要とされるＣｕ分布形状、即ち、接合面からの距離とＣｕ拡散領域におけるＣｕ含有量との関係、を求めた。
上記調査によれば、
（イ）接合層と鋼部材との接合面中心におけるＣｕの含有量は５〜５０原子％、かつ、
（ロ）接合層との接合面から０．００１〜０．００５ｍｍに位置する鋼部材の横断面中心におけるＣｕの含有量は１〜３０原子％、さらに、
（ハ）鋼部材との接合面から０．００５〜０．０１ｍｍに位置する接合層の横断面中心におけるＣｕの含有量は０．１〜５原子％である。
上記（イ）〜（ハ）を満足するＣｕ分布形状を呈する場合に、接合層は、すぐれた引張強さおよびすぐれた曲げ強さを示し、その結果、かかる接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材からなる複合材料は、全体としてすぐれた接合強度、即ち、５９０Ｎ／ｍｍ２以上の高引張強さかつ２．０ＧＰａ以上の曲げ強さ、を示すようになることを確認した。
上記調査によれば、
（イ）接合層と鋼部材との接合面中心におけるＣｕの含有量は５〜５０原子％、かつ、
（ロ）接合層との接合面から０．００１〜０．００５ｍｍに位置する鋼部材の横断面中心におけるＣｕの含有量は１〜３０原子％、さらに、
（ハ）鋼部材との接合面から０．００５〜０．０１ｍｍに位置する接合層の横断面中心におけるＣｕの含有量は０．１〜５原子％である。
上記（イ）〜（ハ）を満足するＣｕ分布形状を呈する場合に、接合層は、すぐれた引張強さおよびすぐれた曲げ強さを示し、その結果、かかる接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材からなる複合材料は、全体としてすぐれた接合強度、即ち、５９０Ｎ／ｍｍ２以上の高引張強さかつ２．０ＧＰａ以上の曲げ強さ、を示すようになることを確認した。
（ｅ）上記のＣｕ分布形状において、接合層と鋼部材との接合面中心におけるＣｕの含有量が上記（イ）の条件から外れる場合、即ち、Ｃｕ含有量が５０原子％を超える場合には、Ｃｕが固相のまま残存し拡散状態が不十分であるか、もしくは、接合時に液相となったＣｕが超硬合金部材側にも回り込み、超硬合金表面のＣｏがＣｕ中に拡散し、代わりにＣｕ−Ｗ合金を形成し粒界破断の原因となってしまうことが考えられるため、所望の接合強度が得られず、また、Ｃｕ含有量が５原子％未満の場合には、Ｃｕ量不足による液相拡散が不十分で、接合層と鋼部材との接合界面の接合強度が著しく低下してしまうことから、Ｃｕ含有量は５〜５０原子％にしなければならない。
また、Ｃｕ分布形状が上記（ロ）の条件から外れる場合、即ち、接合層との接合面から０．００１〜０．００５ｍｍに位置する鋼部材の横断面中心におけるＣｕの含有量が３０原子％を超える場合には、Ｃｕが固相のままの状態で接合されていてＣｕ濃度勾配が小さく不完全な接合状態であり、また、Ｃｕ含有量が１原子％未満の場合には、接合温度が低い、もしくは、挿入したＣｕ量の不足によりＣｕ濃度勾配を持たない拡散不十分な状態であるから、Ｃｕ含有量は１〜３０原子％にしなければならない。
さらに、Ｃｕ分布形状が上記（ハ）の条件から外れる場合、即ち、鋼部材との接合面から０．００５〜０．０１ｍｍに位置する接合層の横断面中心におけるＣｕの含有量が５原子％を超える場合には、Ｃｕ濃度勾配が小さく不完全な接合状態であり、また、Ｃｕ含有量が０．１原子％未満の場合には、Ｃｕ濃度勾配を持たない拡散不十分な状態であるから、Ｃｕ含有量は０．１〜５原子％にしなければならない。
なお、接合層の長さ（Ｎｉ箔インサートの厚さ）は、１０μｍ未満であると異種材料高温接合の際に生じる熱膨張係数の違いにより残留応力の緩和効果が十分に得られなくなり超硬合金部材への引張り残留応力により超硬合金部材が小さな衝撃等の外力により破壊され易くなり十分な固体強さを持つ複合化を行うことができず、一方、２００μｍを超えると、１固体として見かけ上は３種複合材料となり比較的強度の低いＮｉの材料特性が顕著に現れてしまうことから、接合層の長さ（Ｎｉ箔インサートの厚さ）は１０〜２００μｍでなければならない。
また、Ｃｕ分布形状が上記（ロ）の条件から外れる場合、即ち、接合層との接合面から０．００１〜０．００５ｍｍに位置する鋼部材の横断面中心におけるＣｕの含有量が３０原子％を超える場合には、Ｃｕが固相のままの状態で接合されていてＣｕ濃度勾配が小さく不完全な接合状態であり、また、Ｃｕ含有量が１原子％未満の場合には、接合温度が低い、もしくは、挿入したＣｕ量の不足によりＣｕ濃度勾配を持たない拡散不十分な状態であるから、Ｃｕ含有量は１〜３０原子％にしなければならない。
さらに、Ｃｕ分布形状が上記（ハ）の条件から外れる場合、即ち、鋼部材との接合面から０．００５〜０．０１ｍｍに位置する接合層の横断面中心におけるＣｕの含有量が５原子％を超える場合には、Ｃｕ濃度勾配が小さく不完全な接合状態であり、また、Ｃｕ含有量が０．１原子％未満の場合には、Ｃｕ濃度勾配を持たない拡散不十分な状態であるから、Ｃｕ含有量は０．１〜５原子％にしなければならない。
なお、接合層の長さ（Ｎｉ箔インサートの厚さ）は、１０μｍ未満であると異種材料高温接合の際に生じる熱膨張係数の違いにより残留応力の緩和効果が十分に得られなくなり超硬合金部材への引張り残留応力により超硬合金部材が小さな衝撃等の外力により破壊され易くなり十分な固体強さを持つ複合化を行うことができず、一方、２００μｍを超えると、１固体として見かけ上は３種複合材料となり比較的強度の低いＮｉの材料特性が顕著に現れてしまうことから、接合層の長さ（Ｎｉ箔インサートの厚さ）は１０〜２００μｍでなければならない。
（ｆ）複合材料の径、即ち、超硬合金部材および鋼部材の径、が１〜３０ｍｍである場合、上記のＣｕ分布形状を付与するのに最適な製造条件は以下の通りである。
Ｎｉ箔インサートの厚さ：１０〜２００μｍ
Ｃｕ箔インサートの厚さ：５〜３０μｍ
加圧保持力：５〜５０ＭＰａ、
加熱昇温手段：高周波誘導加熱
昇温時間：２〜６０秒、
加熱保持温度：１０８４〜１４５０℃、
加熱保持時間：６０秒以内、
冷却手段：真空あるいはガス冷却、
冷却条件：３０〜３００秒で、２００℃以下の温度にまで冷却、
なお、上記製造条件において、Ｎｉ箔インサートの厚さを定めた理由は既に述べたとおりであるが、Ｃｕ箔インサートについては、その厚さが５μｍ未満であると、鋼部材との接合面近傍に所定Ｃｕ分布形状のＣｕ拡散領域が形成されないため、接合が不十分となり、一方、Ｃｕ箔インサートの厚さが３０μｍを超えると、熱処理によるＣｕ箔の液相化、拡散が不十分となり、接合層にＣｕ層が残存し、これが接合部の機械特性を低下させることになるので、Ｃｕ箔インサートの厚さは５〜３０μｍとすることが必要である。また、加圧保持力、加熱昇温時間、加熱保持温度、加熱保持時間の各条件は、超硬合金とＮｉ間の拡散による接合を行うとともに、Ｃｕ箔の液相化、拡散を十分に行い、接合面近傍に所定のＣｕ分布形状を形成させて接合するために必要とされ、さらに、加熱によって生じた拡散成分が、冷却過程で粗大化しあるいは析出物として析出し、接合層、接合面近傍での機械的性質を劣化させないようにするために、冷却手段および冷却条件を上記のとおり特定した。
なお、インサート金属であるＮｉ箔、Ｃｕ箔および接合面近傍の超硬合金部材、鋼部材の加熱手段としては、いかなる手段をも採用しえるが、急速加熱により短時間で熱処理するためには、加熱昇温手段として高周波誘導加熱を用いることが望ましい。ただ、高周波誘導加熱では表層が過熱されやすいことから、表層と内部での組織が不均一になりやすいこと、表層−内部間での残留歪み、残留内部応力が発生しやすいこと、熱影響が複合材料長手方向にも及び材質変化が生じやすいこと等があるので、加熱保持温度については上記の条件を外れてはならない。
Ｎｉ箔インサートの厚さ：１０〜２００μｍ
Ｃｕ箔インサートの厚さ：５〜３０μｍ
加圧保持力：５〜５０ＭＰａ、
加熱昇温手段：高周波誘導加熱
昇温時間：２〜６０秒、
加熱保持温度：１０８４〜１４５０℃、
加熱保持時間：６０秒以内、
冷却手段：真空あるいはガス冷却、
冷却条件：３０〜３００秒で、２００℃以下の温度にまで冷却、
なお、上記製造条件において、Ｎｉ箔インサートの厚さを定めた理由は既に述べたとおりであるが、Ｃｕ箔インサートについては、その厚さが５μｍ未満であると、鋼部材との接合面近傍に所定Ｃｕ分布形状のＣｕ拡散領域が形成されないため、接合が不十分となり、一方、Ｃｕ箔インサートの厚さが３０μｍを超えると、熱処理によるＣｕ箔の液相化、拡散が不十分となり、接合層にＣｕ層が残存し、これが接合部の機械特性を低下させることになるので、Ｃｕ箔インサートの厚さは５〜３０μｍとすることが必要である。また、加圧保持力、加熱昇温時間、加熱保持温度、加熱保持時間の各条件は、超硬合金とＮｉ間の拡散による接合を行うとともに、Ｃｕ箔の液相化、拡散を十分に行い、接合面近傍に所定のＣｕ分布形状を形成させて接合するために必要とされ、さらに、加熱によって生じた拡散成分が、冷却過程で粗大化しあるいは析出物として析出し、接合層、接合面近傍での機械的性質を劣化させないようにするために、冷却手段および冷却条件を上記のとおり特定した。
なお、インサート金属であるＮｉ箔、Ｃｕ箔および接合面近傍の超硬合金部材、鋼部材の加熱手段としては、いかなる手段をも採用しえるが、急速加熱により短時間で熱処理するためには、加熱昇温手段として高周波誘導加熱を用いることが望ましい。ただ、高周波誘導加熱では表層が過熱されやすいことから、表層と内部での組織が不均一になりやすいこと、表層−内部間での残留歪み、残留内部応力が発生しやすいこと、熱影響が複合材料長手方向にも及び材質変化が生じやすいこと等があるので、加熱保持温度については上記の条件を外れてはならない。
（ｇ）また、本発明の複合材料は、超硬合金部材の耐摩耗性、鋼部材の強度・靭性さらに接合層（接合部)の高接合強度を生かし、切削工具用丸棒複合素材あるいはこれから形成した切削工具として適用することが可能であり、特に、超硬合金部材に刃付加工を施したエンドミルまたはドリルからなる切削工具として用いた場合には、切削加工時の制振／クッション効果を備えていることから、加工精度を改善することができ、また、鋼部材にねじ加工を施し、該ねじ部をシャンクへ螺入嵌合保持させる刃先交換型エンドミルまたは刃先交換型ドリルとして用いた場合には、切削加工時の発熱による締り嵌め効果が生じ、刃先交換型工具とシャンクが強固に結合されるために安全確実に切削加工を実施することができる。
本発明は、超硬合金部材と鋼部材とが接合層を介して接合され、さらに、特に、接合層と鋼部材の接合面近傍に、特定量のＣｕが拡散分布するＣｕ拡散領域が形成されている（図３参照）ことによって、すぐれた接合強度を有する複合材料を提供することができるばかりか、高価な超硬合金成分の使用量の低減、リサイクル、軽量化による省資源、省エネ化を図ることができ、さらに、この複合材料を、切削工具用丸棒複合素材として用いた場合、あるいは、エンドミル、ドリル、刃先交換型エンドミルまたは刃先交換型ドリルとして用いた場合には、加工精度の改善、工具寿命の延長が図られ、安全確実な切削加工を実施することができ、さらに、工具が加工容易な鋼との複合材として形成されていることから、工具設計の自由度が大幅に向上するというすぐれた効果が期待できる。
また、本発明における接合層であるＣｕ−Ｎｉは全率固溶体を形成し、接合温度は液相が存在する温度以上であるため、ＰＶＤ、ＣＶＤ等の高温条件下、即ち接合温度以下の条件で被覆層を設けたとしても、接合層からのガス発生による被覆層への悪影響、および、複合材料の接合状態に劣化はない。したがって、本発明の複合材料に、ＰＶＤ、ＣＶＤ等による表面被覆層を設けることによって、より一層高品質の表面被覆切削工具を製造することができる。
また、本発明における接合層であるＣｕ−Ｎｉは全率固溶体を形成し、接合温度は液相が存在する温度以上であるため、ＰＶＤ、ＣＶＤ等の高温条件下、即ち接合温度以下の条件で被覆層を設けたとしても、接合層からのガス発生による被覆層への悪影響、および、複合材料の接合状態に劣化はない。したがって、本発明の複合材料に、ＰＶＤ、ＣＶＤ等による表面被覆層を設けることによって、より一層高品質の表面被覆切削工具を製造することができる。
つぎに、この発明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、ＶＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ３Ｃ２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、表１に示される４種のサイズ（直径×長さ：２５ｍｍ×１３０ｍｍ，７ｍｍ×７０ｍｍ，１３ｍｍ×８０ｍｍ，４ｍｍ×５０ｍｍ）のＷＣ基の超硬合金部材（以下、単に、超硬合金部材という）Ａ−１〜Ａ−４を形成した。
次に、鋼部材ＳＵＳ３０４（以下、鋼部材Ｂ−１という）、ＳＵＳ４２０Ｊ２（以下、鋼部材Ｂ−２という）、ＳＵＳ６３０（以下、鋼部材Ｂ−３という）、ＳＣＭ４３５（以下、鋼部材Ｂ−４という）を、それぞれ上記超硬合金部材Ａ−１〜Ａ−４と同一サイズ（直径×長さ）となるように用意し、表３に示される組み合わせで、かつ、表３に示されるインサート金属としてのＮｉ箔、Ｃｕ箔を、それぞれ、超硬合金部材と鋼部材との間に介挿し、表２に示される条件で熱処理することにより、接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材からなる表３に示される本発明複合材料１〜１２を製造した。
比較のため、Ｃｕ箔インサートを使用せず、Ｎｉ箔インサートのみを使用し、超硬合金部材／Ｎｉ箔インサート／鋼部材の順で整列させた複合化材料に対して、表２に示される条件で熱処理し、表４に示される従来複合材料１〜８を製造した。
さらに、Ｎｉ箔インサートとＣｕ箔インサートの位置を入れ替え、超硬合金部材／Ｃｕ箔インサート／Ｎｉ箔インサート／鋼部材の順で整列させた複合化材料に対して、表２に示される条件で処理し、表４に示される参考複合材料１〜４を製造した。
さらに、Ｎｉ箔インサートとＣｕ箔インサートの位置を入れ替え、超硬合金部材／Ｃｕ箔インサート／Ｎｉ箔インサート／鋼部材の順で整列させた複合化材料に対して、表２に示される条件で処理し、表４に示される参考複合材料１〜４を製造した。
上記本発明複合材料１〜１２、従来複合材料１〜８および参考複合材料１〜４のそれぞれについて、引張試験および曲げ試験を実施し、引張強さ、曲げ強さを測定するとともに、破断箇所を目視観察した。
その結果を表３、４に示す。
なお、引張試験は、ＪＩＳ・Ｚ２２４１で規定される金属材料引張試験方法で行い、また、曲げ試験は、ＪＩＳ・Ｒ１６０１で規定されるファインセラミックスの曲げ強さ試験方法により行った。
その結果を表３、４に示す。
なお、引張試験は、ＪＩＳ・Ｚ２２４１で規定される金属材料引張試験方法で行い、また、曲げ試験は、ＪＩＳ・Ｒ１６０１で規定されるファインセラミックスの曲げ強さ試験方法により行った。
表３、４に示される結果から、本発明複合材料１〜１２は、５９０Ｎ／ｍｍ２以上の引張強さ、２．０ＧＰａ以上の曲げ強さを示し、かつ、破断は、ほとんどが接合層以外の箇所（超硬合金部材）で生じるすぐれた接合強度を有する複合材料であるのに対して、従来複合材料１〜８および参考複合材料１〜４の引張強さ、曲げ強さは、本発明複合材料１〜１２に比してはるかに劣るものであり、しかも、破断が接合層で生じていることから、これらの複合材料の接合強度が十分であるとはいえないことは明らかである。
実施例１で作製した直径が７ｍｍおよび２５ｍｍの２種の本発明複合材料１〜６、従来複合材料１〜４および参考複合材料１、２をエンドミル用丸棒複合素材とし、この丸棒複合素材に刃付加工（研削加工）を施して、表５に示される組合せで、切刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１３ｍｍおよび２４ｍｍ×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本発明複合材料製エンドミル（以下、本発明エンドミルという）１〜６、従来複合材料製エンドミル（以下、従来エンドミルという）１〜４および参考複合材料製エンドミル（以下、参考エンドミルという）１、２をそれぞれ製造した。
つぎに、本発明エンドミル１〜６、従来エンドミル１〜４および参考エンドミル１、２のそれぞれについて、切れ刃部へＰＶＤコーティングによる硬質皮膜層を被覆し、以下の切削条件で切削加工試験を行った。
《切削条件Ａ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＫＤ６１の板材、
切削速度： ２８ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
テーブル送り： １７０ ｍｍ／分、
の条件での工具鋼の乾式溝切削加工試験、
《切削条件Ｂ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １００ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
切削幅： １ ｍｍ
テーブル送り： １１００ ｍｍ／分、
の条件での炭素鋼の乾式側面切削加工試験、
そして、上記切削加工試験で、切れ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（あるいは工具寿命）を測定するとともに、被削材の加工精度の良否を判断するため、表面粗さＲａを測定した。
この結果を表６にそれぞれ示す。
《切削条件Ａ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＫＤ６１の板材、
切削速度： ２８ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
テーブル送り： １７０ ｍｍ／分、
の条件での工具鋼の乾式溝切削加工試験、
《切削条件Ｂ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １００ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
切削幅： １ ｍｍ
テーブル送り： １１００ ｍｍ／分、
の条件での炭素鋼の乾式側面切削加工試験、
そして、上記切削加工試験で、切れ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（あるいは工具寿命）を測定するとともに、被削材の加工精度の良否を判断するため、表面粗さＲａを測定した。
この結果を表６にそれぞれ示す。
また、上記本発明エンドミル１〜６、従来エンドミル１〜４および参考エンドミル１、２のそれぞれについて、鋼部材にねじ加工を施し、該ねじ部を超硬合金製シャンクへ螺入嵌合することによって、本発明刃先交換型エンドミル１〜６、従来刃先交換型エンドミル１〜４および参考刃先交換型エンドミル１、２を形成し、切れ刃部へＰＶＤコーティングによる硬質皮膜層を被覆し、以下の切削条件で切削加工試験を行った。
《切削条件Ｃ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： ７５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
テーブル送り： ４５０ ｍｍ／分、
の条件での合金鋼の乾式溝切削加工試験、
《切削条件Ｄ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： １１０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
切削幅： ０．７５ ｍｍ、
テーブル送り： １０５０ ｍｍ／分、
の条件での合金鋼の乾式側面切削加工試験、
そして、上記切削加工試験で、切れ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に至るまでの切削長（あるいは工具寿命）を測定するとともに、被削材の加工精度の良否を判断するため、表面粗さＲａを測定した。
この測定結果を表７にそれぞれ示す。
《切削条件Ｃ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： ７５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
テーブル送り： ４５０ ｍｍ／分、
の条件での合金鋼の乾式溝切削加工試験、
《切削条件Ｄ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： １１０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
切削幅： ０．７５ ｍｍ、
テーブル送り： １０５０ ｍｍ／分、
の条件での合金鋼の乾式側面切削加工試験、
そして、上記切削加工試験で、切れ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に至るまでの切削長（あるいは工具寿命）を測定するとともに、被削材の加工精度の良否を判断するため、表面粗さＲａを測定した。
この測定結果を表７にそれぞれ示す。
実施例１で作製した直径が２５ｍｍおよび７ｍｍの２種の本発明複合材料１〜６、従来複合材料１〜４および参考複合材料１、２をドリル用丸棒複合素材とし、この丸棒複合素材に研削加工を施して、溝形成部の直径×長さ寸法がそれぞれ１６ｍｍ×５８ｍｍ、４ｍｍ×２７ｍｍの表８に示される本発明複合材料製ドリル（以下、本発明ドリルという）１〜６、従来複合材料製ドリル（以下、従来ドリルという）１〜４および参考複合材料製ドリル（以下、参考ドリルという）１、２をそれぞれ製造した。
つぎに、本発明ドリル１〜６、従来ドリル１〜４および参考ドリル１、２のそれぞれについて、切れ刃部へＰＶＤコーティングによる硬質皮膜層を被覆し、以下の切削条件で切削加工試験を行った。
《切削条件ａ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５０Ｃの板材、
切削速度： ４０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２５ ｍｍ、
の条件での炭素鋼の湿式穴あけ切削加工試験、
《切削条件ｂ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： ２５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２５ ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式穴あけ切削加工試験、
上記いずれの湿式穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも、先端切れ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するとともに、被削材の加工精度の良否を判断するため、穴内壁面の表面粗さＲｚを測定した。
その結果を表９にそれぞれ示した。
《切削条件ａ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５０Ｃの板材、
切削速度： ４０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２５ ｍｍ、
の条件での炭素鋼の湿式穴あけ切削加工試験、
《切削条件ｂ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： ２５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２５ ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式穴あけ切削加工試験、
上記いずれの湿式穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも、先端切れ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するとともに、被削材の加工精度の良否を判断するため、穴内壁面の表面粗さＲｚを測定した。
その結果を表９にそれぞれ示した。
また、上記本発明ドリル１〜６、従来ドリル１〜４および参考ドリル１、２のそれぞれについて、鋼部材にねじ加工を施し、該ねじ部を超硬合金製シャンクへ螺入嵌合することによって、本発明刃先交換型ドリル１〜６、従来刃先交換型ドリル１〜４および参考刃先交換型ドリル１、２を形成し、切れ刃部へＰＶＤコーティングによる硬質皮膜層を被覆し、以下の切削条件で切削加工試験を行った。
《切削条件ｃ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５０Ｃの板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２５ ｍｍ、
の条件での炭素鋼の湿式穴あけ切削加工試験、
《切削条件ｄ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： ２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２５ ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式穴あけ切削加工試験、
上記いずれの湿式穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも、先端切刃れ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するとともに、被削材の加工精度の良否を判断するため、穴内壁面の表面粗さＲｚを測定した。
この測定結果を表１０にそれぞれ示した。
《切削条件ｃ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５０Ｃの板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２５ ｍｍ、
の条件での炭素鋼の湿式穴あけ切削加工試験、
《切削条件ｄ》
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： ２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２５ ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式穴あけ切削加工試験、
上記いずれの湿式穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも、先端切刃れ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するとともに、被削材の加工精度の良否を判断するため、穴内壁面の表面粗さＲｚを測定した。
この測定結果を表１０にそれぞれ示した。
以上の結果（表３、４、６、７、９、１０）によれば、本発明の接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材の複合材料、あるいは、この複合材料からなる切削工具用丸棒複合素材は、すぐれた接合強度を有し、また、この切削工具用丸棒複合素材から形成されたエンドミルまたはドリルからなる切削工具は、すぐれた接合強度に加えて切削加工時の制振／クッション効果を備えていることから、被削材の加工精度を改善することができ、さらに、鋼部材にねじ加工を施し、該ねじ部をシャンクへ螺入嵌合保持させるように形成された刃先交換型エンドミルまたは刃先交換型ドリルの場合には、切削加工時の発熱による締り嵌め効果が生じ、刃先交換型工具とシャンクが強固に結合されるため安全確実な切削加工を行い得るばかりか、加工容易な鋼との複合体であるため工具設計の自由度が大幅に向上し、実用上の効果が極めて大きい。
また、本発明複合材料は高温下で接合層が形成されているため、本発明複合材料を表面被覆工具として用いるような場合、例えば、ＰＶＤ、ＣＶＤ等の高温条件下において、ろう付け工具ではろう層からのガス発生による被覆層への悪影響や接合精度の低下が発生し切削工具としての品質が得られなかったものが、本発明複合材料では接合温度以下の条件で表面被覆層を設けているため、被覆層への悪影響も複合材料接合状態の劣化もないことから、コーティング技術を併用することにより、より一層工具特性、工具寿命等を改善することができる。
さらに、本発明の複合材料は、希少金属の使用を低減することができ、また、工具の軽量化も図れるため、省資源、省エネ効果は非常に大きい。
また、本発明複合材料は高温下で接合層が形成されているため、本発明複合材料を表面被覆工具として用いるような場合、例えば、ＰＶＤ、ＣＶＤ等の高温条件下において、ろう付け工具ではろう層からのガス発生による被覆層への悪影響や接合精度の低下が発生し切削工具としての品質が得られなかったものが、本発明複合材料では接合温度以下の条件で表面被覆層を設けているため、被覆層への悪影響も複合材料接合状態の劣化もないことから、コーティング技術を併用することにより、より一層工具特性、工具寿命等を改善することができる。
さらに、本発明の複合材料は、希少金属の使用を低減することができ、また、工具の軽量化も図れるため、省資源、省エネ効果は非常に大きい。
Claims (4)
- 超硬合金部材と鋼部材とが、１０〜２００μｍの層厚の接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材の複合材料において、
超硬合金部材に接する側の接合層は主としてＮｉからなり、一方、鋼部材に接する側の接合層は主としてＮｉ−Ｃｕ合金からなり、該接合層と鋼部材との接合面近傍には、該接合面から遠ざかるにしたがってＣｕの含有量が減少するＣｕ拡散領域が形成されており、しかも、接合層と鋼部材との接合面中心におけるＣｕの含有量は５〜５０原子％、かつ、接合層との接合面から０．００１〜０．００５ｍｍに位置する鋼部材の横断面中心におけるＣｕの含有量は１〜３０原子％、さらに、鋼部材との接合面から０．００５〜０．０１ｍｍに位置する接合層の横断面中心におけるＣｕの含有量は０．１〜５原子％であることを特徴とする接合層を介して接合された超硬合金部材と鋼部材の複合材料。 - 請求項１記載の超硬合金部材と鋼部材の複合材料からなる切削工具用丸棒複合素材。
- 請求項２記載の切削工具用丸棒複合素材において、超硬合金部材に刃付加工が施されているエンドミルまたはドリルからなる切削工具。
- 請求項３記載のエンドミルまたはドリルからなる切削工具において、鋼部材にねじ加工が施され、該ねじ部がシャンクへ螺入嵌合されていることを特徴とする刃先交換型エンドミルまたは刃先交換型ドリルからなる切削工具。
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