JP2014079834A - 表面被覆切削工具 - Google Patents

Abstract

【課題】被削材を高熱発生を伴う高速切削条件で切削した場合にもすぐれた耐欠損性、耐摩耗性を奏する被覆工具を提供する。
【解決手段】工具基体の表面に形成した硬質被覆層が、
（ａ）０．６〜６．０μｍの平均層厚を有し組成式：（Ａｌ_１−ｘＴｉ_ｘ）Ｎ（０．２５≦ｘ≦０．５５）を満足しヤング率Ｅが４００ＧＰａ≦Ｅ≦５５０ＧＰａである下部層と（ｂ）０．１〜１．０μｍの一層平均層厚を有し組成式：（Ａｌ_１−ｙＣｒ_ｙ）Ｎ（０．２５≦ｙ≦０．５０）を満足しヤング率Ｅが５００ＧＰａ≦Ｅ≦８００ＧＰａであり且つ下部層のヤング率と１００ＧＰａ以上の差がある（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層（ｃ）０．１〜１．０μｍの一層平均層厚を有するＣｒＮ層、前記（ｂ）、（ｃ）の２周期以上の交互積層からなり合計平均層厚が０．５〜５．０μｍである上部層を有し、下部層の平均層厚が上部層の合計平均層厚の１．２倍以上である。
【選択図】図３

Description

本発明は、表面被覆切削工具（以下、被覆工具という）に関し、さらに詳しくは、例えば、クロムモリブデン鋼、炭素鋼などの溶着が少なく正常摩耗が進行する被削材を、高熱発生を伴うとともに切刃部への溶着性が著しい高速切削条件で切削加工した場合に、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被覆工具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インサート、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、またインサートを着脱自在に取り付けてソリッドタイプのエンドミルと同様に切削加工を行うインサート式エンドミル工具などが知られている。

また、従来被覆工具としては、例えば、分散相を形成する立方晶窒化ほう素相と連続相を形成する窒化チタン相との界面に超高圧焼結反応生成物が介在した組織を有するインサート本体の表面に硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆立方晶窒化ほう素基超高圧焼結材料製切削工具であって、（ａ）硬質被覆層が、１〜３μｍの平均層厚を有する下部層と０．３〜３μｍの平均層厚を有する上部層とからなり、（ｂ）下部層が、特定の組成式を満足するＣｒとＡｌの複合窒化物層からなり、（ｃ）上部層が、一層平均層厚がそれぞれ０．０５〜０．３μｍの薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造を有し、薄層Ａが、特定の組成式を満足するＣｒとＡｌの複合窒化物層、薄層Ｂが、Ｃｒ窒化物（ＣｒＮ）層という構成をとることによって、硬質難削材の高速連続切削加工ですぐれた仕上げ面精度を長期に亘って発揮する表面被覆立方晶窒化ほう素基超高圧焼結材料製切削工具が知られている（例えば、特許文献１参照）。

さらに、別の従来被覆工具として、工具基体表面に（Ａｌ，Ｔｉ，Ｍ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着したことによって、耐摩耗性、耐欠損性を改善させたものも知られているが、このような硬質被覆層は、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（ＡＩＰ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、Ａｌ−Ｔｉ−Ｍ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、２Ｐａの反応雰囲気とし、一方、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、工具基体表面に（Ａｌ，Ｔｉ，Ｍ）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（例えば、特許文献２参照）。

特開２００８−１８５０７号公報 特許第２７９３７７３号公報

ところが、近年の切削加工装置の自動化はめざましく、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、切削工具には被削材の材種にできるだけ影響を受けない汎用性、すなわち、できるだけ多くの材種の切削加工が可能な切削工具が求められる傾向にあるが、従来被覆工具においては、これを、鋼や鋳鉄などの被削材の通常切削速度での切削加工に用いた場合には問題ないが、クロムモリブデン鋼、炭素鋼などの溶着が少なく正常摩耗が進行する被削材を、高い発熱をともなうとともに、切刃部への溶着性が著しい高速切削条件で切削した場合には、切削時の発熱によって被削材および切粉は高温に加熱されて粘性が増大し、これに伴って硬質被覆層表面に対する溶着性が一段と増すようになり、この結果、切刃部におけるチッピング（微少欠け）の発生が急激に増加し、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、本発明が解決しようとする技術的課題、すなわち、本発明の目的は、クロムモリブデン鋼、炭素鋼などの溶着が少なく正常摩耗が進行する被削材を、高熱発生を伴う高速切削条件で切削した場合においてもすぐれた耐衝撃性、耐溶着性、耐チッピングおよび耐摩耗性を発揮する被覆工具を提供することである。

そこで、本発明者らは、前述のような観点から、特にクロムモリブデン鋼、炭素鋼などの溶着が少なく正常摩耗が進行する被削材の切削加工を、高熱発生を伴うとともに切刃部への溶着性が著しい高速切削条件で切削加工した場合に、硬質被覆層がすぐれた耐衝撃性、耐溶着性、耐チッピング性および耐摩耗性を併せ持つ被覆工具を開発すべく、鋭意研究を行った結果、工具基体の表面に、従来被覆工具の硬質被覆層であるＡｌとＴｉとの合量に占めるＴｉの含有割合が２５〜５５原子％となるようにＴｉ成分を含有させたＡｌとＴｉの複合窒化物層（以下、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層と示す）を下部層として０．６〜６．０μｍの平均層厚で形成し、これの上に、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＣｒの含有割合が２５〜５０原子％となるようにＣｒ成分を含有させたＡｌとＣｒの複合窒化物層（以下、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層と示す）を０．１〜１．０μｍの一層平均層厚で形成し、さらにその上に、Ｃｒの窒化物層（以下、ＣｒＮ層と示す）を０．１〜１．０μｍの一層平均層厚で形成し、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層との２周期以上の積層からなる交互積層を形成することにより、下部層の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層が、すぐれた耐摩耗性、耐熱性、耐欠損性を示し、また、上部層の交互積層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層が、すぐれた耐酸化性、耐熱性を示し、ＣｒＮ層が、すぐれた潤滑性、耐溶着性を示すと共に、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層との接合により、すぐれた耐衝撃性、耐チッピング性、耐クラック進展性が奏され、さらに、工具基体と上部層との間に形成した（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層との交互積層からなる上部層との相乗効果により、すぐれた耐欠損性（靱性向上）と耐摩耗性を発揮するようになる。したがって、特に、加工時に刃先への溶着が少なく正常摩耗が進行する被削材の高速切削加工において、切刃部が高温になったとしても耐熱性にすぐれ、その結果、切刃部におけるチッピング（微少欠け）の発生が抑制され、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性が発揮されるという新規な知見を得た。

さらに、工具基体の表面に、ＡｌとＴｉの合量に占めるＴｉの含有割合が２５〜５５原子％となるようにＴｉ成分を含有させた平均層厚０．６〜６．０μｍの（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層を蒸着形成し、その上に、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＣｒの含有割合が２５〜５０原子％となるようにＣｒ成分を含有させた一層平均層厚０．１〜１．０μｍの（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層と一層平均層厚０．１〜１．０μｍのＣｒＮ層とを交互に形成した交互積層構造からなる上部層を構成すると、ＣｒＮ層はすぐれた潤滑性、耐溶着性を示し、また、これと交互に積層形成される（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層はすぐれた耐酸化性および耐熱性を示すことから、高熱発生を伴う切削加工においても、ＣｒＮ層のすぐれた耐溶着性は維持されることを見出した。
すなわち、クロムモリブデン鋼、炭素鋼など被削材の高速切削加工において、切刃部が高温になったとしても、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層に不足する耐溶着性を、これと交互に積層されるＣｒＮ層が補完し、硬質被覆層全体として被削材との耐摩耗性も改善され、その結果、切刃部におけるチッピング（微少欠け）の発生が防止され、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性が発揮されるという新規な知見を得た。
さらに、本発明者らは、下部層の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層および上部層の交互積層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のヤング率に着目して詳細に研究を行ったところ、下部層の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層については、下部層に期待される耐摩耗性、耐熱性、耐欠損性を十分に発揮させるためには、被削材や切削条件に限らず、ヤング率が４００〜５５０ＧＰａであるとき（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層の有する耐摩耗性、耐熱性、耐欠損性がより有効に発揮される。一方、上部層の交互積層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層については、ヤング率が５００〜８００ＧＰａの下部層よりもさらに高ヤング率とすることで耐摩耗性が強化され、且つ下部層の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のヤング率の差が１００ＧＰa以上である際に、切削時にコーティング中に発生したクラックに対し、下部層と上部層の境界部においてすぐれた耐クラック進展性を持つことを見出した。そのため、クロムモリブデン鋼、炭素鋼等の加工時に刃先への溶着が少なく正常摩耗が進行する被削材の高速切削加工において、特にすぐれた切削性能を発揮することを見出した。

本発明は、前述した新規な知見に基づき、発明者らが鋭意研究を重ねた結果、完成するに至ったものであって、
「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を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、
（ａ）０．６〜６．０μｍの平均層厚を有し、かつ、
組成式：（Ａｌ_１−ｘＴｉ_ｘ）Ｎ（ここで、ｘはＡｌとＴｉの合量に占めるＴｉの含有割合を示し、原子比で、０．２５≦ｘ≦０．５５である）を満足し、ヤング率Ｅが４００ＧＰａ≦Ｅ≦５５０ＧＰａであるＡｌとＴｉとの複合窒化物層からなる下部層と、
（ｂ）０．１〜１．０μｍの一層平均層厚を有し、かつ、
組成式：（Ａｌ_１−ｙＣｒ_ｙ）Ｎ（ここで、ｙはＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合を示し、原子比で、０．２５≦ｙ≦０．５０である）を満足し、ヤング率Ｅが５００ＧＰａ≦Ｅ≦８００ＧＰａであり、且つ、前記下部層のヤング率と１００ＧＰａ以上の差があるＡｌとＣｒとの複合窒化物層からなる（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層、
（ｃ）０．１〜１．０μｍの一層平均層厚を有するＣｒＮ層、
前記（ｂ）、（ｃ）の２周期以上の交互積層からなり、合計平均層厚が０．５〜５．０μｍである上部層を有し、下部層の平均層厚が上部層の合計平均層厚の１．２倍以上であることを特徴とする表面被覆切削工具。」
を特徴とするものである。
なお、本発明において積層周期とは、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒの窒化物層の積層を１周期と呼んでいる。

つぎに、本発明の被覆工具の硬質被覆層の構成層に関し、前記の通りに数値限定した理由を説明する。

（ａ）下部層を構成する（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層の組成および平均層厚：
下部層を構成する（Ａｌ，Ｔｉ）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を向上させ、同Ｔｉ成分には高温強度を向上させる作用があるが、Ｔｉの含有割合を示すｘ値がＡｌとの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．２５未満になると、所定の高温強度を確保することができず、これが耐摩耗性低下の原因となり、一方、Ｔｉの含有割合を示すｘ値が同０．５５を越えると、相対的にＡｌの含有割合が減少し、高速切削加工で必要とされる高温硬さを確保することができず、チッピングの発生を防止することが困難になることからｘ値を０．２５〜０．５５と定めた。
また、下部層を構成する（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層の平均層厚が０．６μｍ未満では、自身の持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６．０μｍを越えると、前記の高速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０．６〜６．０μｍと定めた。

（ｂ）上部層における交互積層の一方の層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の組成：
上部層における交互積層の一方の層を構成するＡｌとＣｒの複合窒化物からなる（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、すぐれた耐酸化性、耐熱性を有するとともに、その構成成分であるＣｒ成分によって、すぐれた潤滑性を備えるようになり、また、Ａｌ成分によって、高温硬さを補完する。そのため、高温切削条件下でも低摩擦係数が維持され、すぐれた耐熱性を発揮するようになるが、Ｃｒの含有割合を示すｙ値がＡｌとの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．２５未満になると、潤滑性を確保することができないために耐溶着性を期待することはできず、一方、Ｃｒの含有割合を示すｙ値が同０．５０を越えると、相対的にＡｌの含有割合が減少し、被削材の高速切削加工で必要とされる高温硬さを確保することができないばかりか、耐摩耗性も低下し、チッピング発生を防止することが困難になることから、ｙ値を０．２５〜０．５０（原子比、以下同じ）と定めた。

（ｃ）上部層における交互積層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層の一層平均層厚：
上部層における交互積層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、すぐれた耐酸化性、耐熱性を有するため、すぐれた耐熱性を発揮するようになるが、一層平均層厚が０．１μｍ未満では、自身のもつすぐれた耐酸化性、耐熱性を長期に亘って発揮するには不十分であり、一方、その一層平均層厚が１．０μｍを越えると、高速切削では、耐熱性の不足が顕在化し、切刃部にチッピングが発生し易くなることから、その一層平均層厚を０．１〜１．０μｍと定めた。また、ＣｒＮ層は、すぐれた耐溶着性を有するとともに、その構成成分であるＣｒ成分によって、すぐれた潤滑性を備えるようになるが、一層平均層厚が０．１μｍ未満では、自身のもつすぐれた耐溶着性を長期に亘って発揮するには不十分であり、一方、その一層平均層厚が１．０μｍを越えると、高速切削では、耐溶着性の不足が顕在化し、切刃部にチッピングが発生し易くなることから、その一層平均層厚を０．１〜１．０μｍと定めた。
すなわち、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、上部層に耐酸化性、耐熱性を付与し、ＣｒＮ層は、耐溶着性、潤滑性を付与するために設けたものであるが、それぞれの一層平均層厚が０．１〜１．０μｍの範囲内であれば、それぞれの層の交互積層構造からなる上部層は、すぐれた耐酸化性、耐熱性、耐溶着性、潤滑性を具備したあたかも一つの層であるかのように作用するが、それぞれの一層平均層厚が１．０μｍを超えると、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の耐酸化性、耐熱性不足、あるいは、ＣｒＮ層の耐溶着性、潤滑性不足が層内に局所的に現れるようになり、上部層が全体として一つの層としての良好な特性を呈することができなくなるため、それぞれの層の一層平均層厚を０．１〜１．０μｍと定めた。

（ｄ）下部層の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層および上部層の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のヤング率：
上部層の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、ヤング率が５００〜８００ＧＰａの範囲に含まれるような比較的高ヤング率であるとき、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の耐摩耗性が向上し、クロムモリブデン鋼、炭素鋼等の加工時に刃先への溶着が少なく正常摩耗が進行する被削材の高速切削加工において、特にすぐれた切削性能を発揮する。一方、上部層の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のヤング率が５００ＧＰａよりも小さいと、耐摩耗性および耐熱性を向上させるという作用が十分に奏されず、一方、８００ＧＰａより大きくなると皮膜の崩壊が発生しやすくため、チッピングが起こりやすくなる。そのため、クロムモリブデン鋼、炭素鋼等の被削材の高速切削加工においては好ましくない。したがって、本発明においては、上部層の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のヤング率は５００〜８００ＧＰａと定めた。
一方、下部層の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層については、下部層に期待される耐摩耗性、耐熱性、耐欠損性を十分に発揮させるためには、被削材や切削条件に限らず、ヤング率が４００〜５５０ＧＰａであるとき（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層の有する耐摩耗性、耐熱性、耐欠損性がより有効に発揮される。そのため、本発明においては、下部層の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層のヤング率は４００〜５５０ＧＰａと定めた。
さらに、下部層の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のヤング率の差が１００ＧＰa以上である際に、切削時にコーティング中に発生したクラックに対し、下部層と上部層の境界部においてすぐれた耐クラック進展性が発揮される。そのため、下部層の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のヤング率の差を１００ＧＰa以上と定めた。

（ｅ）上部層の合計平均層厚と下部層と上部層の層厚比：
（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層とＣｒＮ層の交互積層構造を有する上部層は、前述したようにそれぞれの層の相乗効果により、すぐれた耐酸化性、耐熱性、耐溶着性、潤滑性を発揮するが、下部層の層厚が上部層の合計平均層厚の１．２倍未満であると、切削時に負荷が下部層に集中し、前述したような期待する上部層の耐摩耗性が奏されない。一方、上部層の合計平均層厚が５．０μｍを超えるとチッピングが起きやすくなり、かえって耐摩耗性が低下する。したがって、上部層の合計平均層厚は、０．５〜５．０μｍ、かつ、下部層の平均層厚は上部層の合計平均層厚の１．２倍以上と定めた。

なお、本発明の硬質被覆層を構成する（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層、ＣｒＮ層は、例えば、図１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基体を装入し、ヒーターで装置内を、例えば、５００℃の温度に加熱した状態で、装置内に所定組成の金属Ｃｒからなるカソード電極（蒸発源）、所定組成のＡｌ−Ｔｉ合金からなるカソード電極（蒸発源）および所定組成のＡｌ−Ｃｒ合金からなるカソード電極（蒸発源）を配置し、アノード電極とカソード電極（蒸発源）としてのＡｌ−Ｔｉ合金との間に、例えば、電流：１１０Ａ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、３Ｐａの反応雰囲気とし、一方、基体には、例えば、−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で所定時間蒸着することにより、所定の目標層厚の下部層である（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層が形成される。そして、アノード電極とカソード電極としてのＡｌ−Ｃｒ合金の間に、例えば、電流：１１０Ａ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、５Ｐａの反応雰囲気とし、一方、基体には、例えば、−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で所定時間蒸着することにより、所定の目標層厚である（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層が形成される。さらに、アノード電極とカソード電極としての金属Ｃｒの間に、例えば、電流：１１０Ａ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、３Ｐａの反応雰囲気とし、一方、基体には、例えば、−５５Ｖのバイアス電圧を印加した条件で所定時間蒸着することにより、所定の目標層厚であるＣｒＮ層が形成される。これらを繰り返し蒸着することで、所定の一層目標層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層との交互積層からなる所定の合計目標層厚の上部層を持った本発明の硬質被覆層を蒸着形成することができる。

本発明の被覆工具の一態様によれば、硬質被覆層が（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層との交互積層からなる上部層とを有し、下部層に比べ上部層の交互積層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のヤング率を１００ＧＰa以上差のある高ヤング率とした場合、硬質被覆層は、すぐれた高温硬さ、耐熱性、高温強度、耐摩耗性、耐衝撃性を有することから、全体として、すぐれた高温硬さ、耐熱性、高温強度等に加え、すぐれた耐欠損性を備えたものとなり、その結果、特に、クロムモリブデン鋼、炭素鋼等の被削材の大きな発熱を伴い、かつ、高負荷のかかる高速切削加工であっても、すぐれた耐溶着性、耐欠損性を示し、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。

本発明被覆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。 比較被覆工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いた従来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。 本発明被覆工具を構成する硬質被覆層の膜構成の模式図である。

つぎに、本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１〜３ μｍ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、Ｃｒ_３Ｃ_２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、ＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のインサート形状をもった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、Ｍｏ_２Ｃ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、ＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のインサート形状をもった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、前記工具基体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沿って装着し、前記回転テーブルを挟んで相対向する三方向にカソード電極（蒸発源）を配置し、その1つ目には、カソード電極（蒸発源）として所定組成の下部層形成用のＡｌ−Ｔｉ合金を配置し、2つ目には、カソード電極（蒸発源）として所定組成の上部層形成用のＡｌ−Ｃｒ合金を配置し、3つ目には、カソード電極（蒸発源）として上部層形成用の金属Ｃｒ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、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表３に示される反応雰囲気とすると共に、回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に表３に示される直流バイアス電圧を印加し、かつ、カソード電極の前記Ａｌ−Ｔｉ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、工具基体の表面に、表３に示される目標組成、目標層厚、ヤング率の下部層としての（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層を蒸着形成した後、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、
（ｄ）引き続いて装置内雰囲気を表３に示される窒素雰囲気に保持したままで、回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に表３に示される直流バイアス電圧を印加し、カソード電極（蒸発源）であるＡｌ−Ｃｒ合金電極または金属Ｃｒ電極と、アノード電極との間に１２０Ａの電流を交互に流してアーク放電を発生させて、表３に示される目標組成、一層目標層厚、ヤング率の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層と表３に示される一層目標層厚のＣｒＮ層とからなる表３に示される積層周期と合計目標層厚を有する交互積層構造の上部層を蒸着形成し、
前記（ａ）〜（ｄ）により工具基体上に図３に模式的に示したような膜構成の硬質被覆層を蒸着形成し、本発明被覆工具としての表面被覆インサート（以下、本発明被覆インサートと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。
各層のヤング率の制御は、前述のようにバイアス電圧と窒素分圧を制御することにより行った。すなわち、上部層の交互積層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の形成は、高バイアス電圧、高窒素分圧とすることで、ヤング率を高ヤング率に制御することができる。また、下地層（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層のヤング率の制御は、前述のようにバイアス電圧と窒素分圧を制御することにより行った。すなわち、−２０〜１５０Ｖ、かつ０．５〜９．０Ｐａの範囲で成膜することで４００〜５５０ＧＰａに制御することができる。
また、ヤング率の測定は、ナノインデンター（ＭＴＳシステムズ社の商標）を用いてナノインデンテーション法による測定を行った。その結果を表３に示した。

また、比較の目的で、前記実施例と同様の方法で、表４に示される比較被覆工具としての表面被覆インサート（以下、比較被覆インサートと云う）１〜８をそれぞれ製造した。ここで、比較被覆インサート１は、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層の単層からなる硬質被覆層を有するものであり、比較被覆インサート２は、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の単層からなる上部層とからなる硬質被覆層を有するものであり、比較被覆インサート３〜８は、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層の交互積層からなる上部層とからなる硬質被覆層を有するが、上部層のヤング率、一層目標層厚、合計目標層厚のいずれかが、本発明で規定する数値範囲を逸脱するものである。

つぎに、前記各種の被覆インサートを、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、本発明被覆インサート１〜１６および比較被覆インサート１〜８について、
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４４０（ＨＢ３３０）の丸棒、
切削速度： ２１０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２ｍｍ、
送り： ０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５分、
の条件（切削条件Ａ）でのクロムモリブデン鋼の湿式連続高速切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、１６５ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ４５Ｃ（ＨＢ２５０）の丸棒、
切削速度： １９０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２ ｍｍ、
送り： ０．３５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５分、
の条件（切削条件Ｂ）での炭素鋼の湿式連続高速切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、１５０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＫＤ６１（ＨＲＣ６０）の丸棒、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２ ｍｍ、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ３分、
の条件（切削条件Ｃ）での焼入れ合金鋼の湿式連続高速切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、７０ｍ／ｍｉｎ．、０．１ ｍｍ／ｒｅｖ．）、
を行い、いずれの高速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、表６に示した。

実施例１と同様、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、Ｃｒ_３Ｃ_２粉末、ＴｉＮ粉末、ＴａＮ粉末、およびＣｏ粉末からなる原料粉末を、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、直径が１３ｍｍの工具基体形成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記の丸棒焼結体から、研削加工にて、切刃部の直径×長さが１０ｍｍ×２２ｍｍの寸法、並びにねじれ角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）Ａ−１〜Ａ−１０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）Ａ−１〜Ａ−１０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、実施例１と同一の条件で、表７に示されるバイアス電圧、窒素分圧で、表７に示される目標組成、目標層厚、ヤング率の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と、表７に示されるバイアス電圧、窒素分圧で表７に示される目標組成、一層目標層厚、ヤング率の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層と表７に示される一層目標層厚のＣｒＮ層とからなる表７に示される積層周期と合計目標層厚の交互積層構造を有する上部層とから構成される図３に模式的に示したような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）１〜１０をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、前記実施例と同様の方法で、表４に示される比較被覆工具としての表面被覆エンドミル（以下、比較被覆エンドミルと云う）１〜５をそれぞれ製造した。ここで、比較被覆エンドミル１は、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層の単層からなる硬質被覆層を有するものであり、比較被覆エンドミル２は、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の単層からなる上部層とからなる硬質被覆層を有するものであり、比較被覆エンドミル３〜５は、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層の交互積層からなる上部層とからなる硬質被覆層を有するが、上部層のヤング率、一層目標層厚、合計目標層厚のいずれかが、本発明で規定する数値範囲を逸脱するものである。
つぎに、本発明被覆エンドミル１〜１０および比較被覆エンドミル１〜５について、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０（ＨＢ３３０）の板材、
切削速度： ２５０ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：５ｍｍ、
テーブル送り： ８００ｍｍ／ｍｉｎ．、
の条件（切削条件Ｄ）でのクロムモリブデン鋼の湿式高速溝切削加工試験（通常の切削速度およびテーブル送りは、それぞれ、１９０ｍ／ｍｉｎ．、６５０ｍｍ／ｍｉｎ．）、
被削材−平面寸法：１００ ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ ｍｍのＪＩＳ・Ｓ４５Ｃ（ＨＢ２５０）の板材、
切削速度： ２３０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：３ ｍｍ、
テーブル送り： ７００ ｍｍ／ｍｉｎ．、
の条件（切削条件Ｅ）での炭素鋼の湿式高速溝切削加工試験（通常の切削速度およびテーブル送りは、それぞれ、２００ｍ／ｍｉｎ．、６００ ｍｍ／ｍｉｎ．）、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ ｍｍのＪＩＳ・ＳＫＤ６１（ＨＲＣ５５）の板材、
切削速度： １３０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：１ｍｍ、
テーブル送り： ５５０ ｍｍ／ｍｉｎ．、
の条件（切削条件Ｆ）での焼入れ合金鋼の湿式高速溝切削加工試験（通常の切削速度およびテーブル送りは、それぞれ、９０ｍ／ｍｉｎ．、３５０ ｍｍ／ｍｉｎ．）、
をそれぞれ行い、いずれの高速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。この測定結果を同じく表７、表８にそれぞれ示した。

実施例２で製造した直径が１３ｍｍの丸棒焼結体を用い、この丸棒焼結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれぞれ８ｍｍ×２２ｍｍの寸法、並びにねじれ角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）Ａ−１〜Ａ−１０をそれぞれ製造した。

ついで、これらの工具基体（ドリル）Ａ−１〜Ａ−１０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、実施例１と同様にして、表９に示されるバイアス電圧、窒素分圧を用いて、表９に示される目標組成および目標層厚の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と、表９に示されるバイアス電圧、窒素分圧を用いて、表９に示される目標組成および一層目標層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層と表９に示される一層目標層厚のＣｒＮ層とからなる表９に示される積層周期および合計目標層厚の交互積層構造を有する上部層とからなる図３に模式的に示したような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）１〜１０をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、前記実施例と同様の方法で、表１０に示される比較被覆工具としての表面被覆ドリル（以下、比較被覆ドリルと云う）１〜５をそれぞれ製造した。ここで、比較被覆ドリル１は、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層の単層からなる硬質被覆層を有するものであり、比較被覆ドリル２は、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の単層からなる上部層とからなる硬質被覆層を有するものであり、比較被覆ドリル３〜５は、（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層からなる下部層と（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層の交互積層からなる上部層とからなる硬質被覆層を有するが、上部層のヤング率、一層目標層厚、合計目標層厚のいずれかが、本発明で規定する数値範囲を逸脱するものである。

つぎに、本発明被覆ドリル１〜１０および比較被覆ドリル１〜５について、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＣＭ４４０（ＨＢ３３０）の板材、
切削速度： １６０ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ： ６ｍｍ、
の条件（切削条件Ｇ）でのクロムモリブデン鋼の湿式高速穴あけ加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、１２０ｍ／ｍｉｎ．、０．２ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ４５Ｃ（ＨＢ２５０）の板材、
切削速度： １６０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ： ６ｍｍ、
の条件（切削条件Ｈ）での炭素鋼の湿式高速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．、０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＫＤ６１（ＨＲＣ６０）の板材、
切削速度： １３０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ： ６ ｍｍ、
の条件（切削条件Ｉ）での焼入れ合金鋼の湿式高速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．、０．１ ｍｍ／ｒｅｖ．）、
をそれぞれ行い、いずれの湿式高速穴あけ加工試験（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。この測定結果を同じく表９、表１０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インサート１〜１６、本発明被覆エンドミル１〜１０、および本発明被覆ドリル１〜１０の硬質被覆層を構成する下部層である（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層と上部層の交互積層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層の組成、並びに、比較被覆工具としての比較被覆インサート１〜８、比較被覆エンドミル１〜５、および比較被覆ドリル１〜５の下部層を構成する（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層と上部層の交互積層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層の組成を、透過型電子顕微鏡を用いてエネルギー分散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、前記硬質被覆層を構成する各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層厚（５ヶ所の平均値）を示した。

表３〜１０に示される結果から、本発明被覆工具は、下部層である高ヤング率の（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層が工具基体表面に強固に密着接合した状態で、すぐれた高温硬さ、耐熱性、高温強度を有するとともに、上部層である高ヤング率の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層との交互積層が耐衝撃性、耐チッピング性、耐クラック進展性を備えていることによって、クロムモリブデン鋼、炭素鋼等の被削材の高速切削加工でも、すぐれた耐欠損性が確保されていることによって、チッピングの発生なく、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（Ａｌ，Ｔｉ）Ｎ層のみで構成されているか、上部層に（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層との交互積層を有していても、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層のヤング率、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層とＣｒＮ層の一層平均層厚が本発明で規定する数値範囲を逸脱する比較被覆工具においては、いずれも被削材の高速切削加工では、被削材および切粉と硬質被覆層との粘着性および反応性が一段と高くなるために、切刃部にチッピング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。

前述のように、本発明の被覆工具は、一般的な被削材の切削加工は勿論のこと、特に、クロムモリブデン鋼、炭素鋼等の被削材の高速切削加工でもすぐれた耐摩耗性と耐欠損性を発揮し、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。

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を形成してなる表面被覆切削工具において、
   前記硬質被覆層が、
   （ａ）０．６〜６．０μｍの平均層厚を有し、かつ、
   組成式：（Ａｌ_１−ｘＴｉ_ｘ）Ｎ（ここで、ｘはＡｌとＴｉの合量に占めるＴｉの含有割合を示し、原子比で、０．２５≦ｘ≦０．５５である）を満足し、ヤング率Ｅが４００ＧＰａ≦Ｅ≦５５０ＧＰａであるＡｌとＴｉとの複合窒化物層からなる下部層と、
   （ｂ）０．１〜１．０μｍの一層平均層厚を有し、かつ、
   組成式：（Ａｌ_１−ｙＣｒ_ｙ）Ｎ（ここで、ｙはＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合を示し、原子比で、０．２５≦ｙ≦０．５０である）を満足し、ヤング率Ｅが５００ＧＰａ≦Ｅ≦８００ＧＰａであり、且つ、前記下部層のヤング率と１００ＧＰａ以上の差があるＡｌとＣｒとの複合窒化物層からなる（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層、
   （ｃ）０．１〜１．０μｍの一層平均層厚を有するＣｒＮ層、
   前記（ｂ）、（ｃ）の２周期以上の交互積層からなり、合計平均層厚が０．５〜５．０μｍである上部層を有し、下部層の平均層厚が上部層の合計平均層厚の１．２倍以上であることを特徴とする表面被覆切削工具。