JP2015009322A - 表面被覆切削工具 - Google Patents
表面被覆切削工具 Download PDFInfo
- Publication number
- JP2015009322A JP2015009322A JP2013136429A JP2013136429A JP2015009322A JP 2015009322 A JP2015009322 A JP 2015009322A JP 2013136429 A JP2013136429 A JP 2013136429A JP 2013136429 A JP2013136429 A JP 2013136429A JP 2015009322 A JP2015009322 A JP 2015009322A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- less
- grain size
- coating layer
- hard coating
- crystal grains
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
Landscapes
- Cutting Tools, Boring Holders, And Turrets (AREA)
- Drilling Tools (AREA)
- Physical Vapour Deposition (AREA)
Abstract
【課題】耐ピッチング性、耐摩耗性にすぐれた表面被覆切削工具を提供する。
【解決手段】ＷＣ基超硬合金からなる工具基体表面に、平均層厚が２〜１０μｍの硬質被覆層を蒸着形成し、（ａ）硬質被覆層は、ＡｌとＣｒの複合窒化物層を含み、かつ、該層におけるＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２〜０．５（但し、原子比）であり、（ｂ）逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０〜７０％、９５％以上であり、（ｃ）逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と硬質被覆層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合は２０％以下であることにより、前記課題を解決する。
【選択図】図３
【解決手段】ＷＣ基超硬合金からなる工具基体表面に、平均層厚が２〜１０μｍの硬質被覆層を蒸着形成し、（ａ）硬質被覆層は、ＡｌとＣｒの複合窒化物層を含み、かつ、該層におけるＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２〜０．５（但し、原子比）であり、（ｂ）逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０〜７０％、９５％以上であり、（ｃ）逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と硬質被覆層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合は２０％以下であることにより、前記課題を解決する。
【選択図】図３
Description
本発明は、炭素鋼等の切削加工において、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性、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インサート、前記被削材の穴あけ切削加工などに用いられるドリル、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、また前記インサート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インサート式エンドミル工具などが知られている。
例えば、特許文献１に示すように、工具基体とその表面に形成された硬質被膜とを具え、逃げ面およびすくい面を有する被覆切削工具であって、刃先稜線から逃げ面方向に０．２０ｍｍ以内の領域α１と、実質的に切削に関与する範囲のうち領域α１に隣接して逃げ面方向に領域α１の０．５倍以上の範囲を有する領域α２と、刃先稜線からすくい面方向に０．５０ｍｍ以内の領域β１と、実質的に切削に関与する範囲のうち領域β１に隣接してすくい面方向に領域β１の０．５倍以上の範囲を有する領域β２とを有し、前記領域α１およびβ１の範囲で前記硬質被膜は以下の（ａ）、（ｂ）の構造を有する層を含み、前記領域α２およびβ２の範囲で前記硬質被膜は以下の（ｃ）、（ｄ）の構造を有する層を含むことを特徴とする被覆工具が知られている。
（ａ）結晶粒の成長方向が、工具基体表面に対して実質的に垂直方向で、結晶粒の粒界の２等分線に対して±２°以内の角度を有する。
（ｂ）結晶粒のアスペクト比が５以上である。
（ｃ）結晶粒の成長方向が、結晶粒の粒界の２等分線に対して±２°超〜±４０°以内の角度を有する。
（ｄ）結晶粒のアスペクト比が５以上である。
（ａ）結晶粒の成長方向が、工具基体表面に対して実質的に垂直方向で、結晶粒の粒界の２等分線に対して±２°以内の角度を有する。
（ｂ）結晶粒のアスペクト比が５以上である。
（ｃ）結晶粒の成長方向が、結晶粒の粒界の２等分線に対して±２°超〜±４０°以内の角度を有する。
（ｄ）結晶粒のアスペクト比が５以上である。
また、被覆工具においては、その切削性能、特に、耐チッピング性、耐摩耗性等の改善を図るべく、硬質被覆層の組織構造について種々の提案がなされている。
例えば、特許文献２には、アークイオンプレーティング法によって成膜されたＣおよび／またはＦを合計で３〜２１ａｔ％含有するＣｒＮ膜であって該ＣｒＮ膜においてＸ線回折強度比（２００）／（１１１）が０．２以上である場合に、より確実にＣｒＮ膜の硬度が高くなることが開示されている。
また、特許文献３には、耐摩耗性と靭性とを両立させるとともに、基材との密着性にもすぐれた被膜を備えた被覆工具として、基材上に形成された被膜は、第１被膜層を含み、該第１被膜層は、微細組織領域と粗大組織領域とを含み、該微細組織領域は、それを構成する化合物の平均結晶粒径が１０〜２００ｎｍであり、かつ該第１被膜層の表面側から該第１被膜層の全体の厚みに対して５０％以上の厚みとなる範囲を占めて存在し、かつ−４ＧＰａ以上−２ＧＰａ以下の範囲の応力である平均圧縮応力を有し、該第１被膜層は、その厚み方向に応力分布を有しており、その応力分布において２つ以上の極大値または極小値を持ち、それらの極大値または極小値は厚み方向表面側に位置するものほど高い圧縮応力を有する被覆工具が記載されている。
そして、従来被覆工具の硬質被覆層として汎用されているＡｌ−Ｃｒ複合窒化物層は、例えば、図１に示すように、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、工具基体に、例えば、−１００Ｖのバイアス電圧を印加しながら、ヒータで工具基体を５００℃程度の温度に加熱した状態で、装置内に反応ガスとして窒素ガスおよび／またはＣＨ４ガスを導入し、アノード電極とＡｌ―Ｃｒ合金がセットされたカソード電極との間に、所定の電流条件でアーク放電を発生させ、同時に反応雰囲気を所定のガス圧に維持することにより工具基体表面に、ＡｌとＣｒの複合窒化物層を蒸着形成することにより製造できることも知られている。
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、切削加工は一段と厳しい切削条件下で行われるようになってきている。
従来被覆工具においては、ある程度の耐チッピング性、耐欠損性、耐摩耗性の改善は図り得るものの、これを炭素鋼などの一段と厳しい切削加工に用いた場合には、チッピングが発生しやすく、あるいは、摩耗損耗が大きくなり、これを原因として、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。
従来被覆工具においては、ある程度の耐チッピング性、耐欠損性、耐摩耗性の改善は図り得るものの、これを炭素鋼などの一段と厳しい切削加工に用いた場合には、チッピングが発生しやすく、あるいは、摩耗損耗が大きくなり、これを原因として、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、炭素鋼などを切削する場合においても、耐チッピング性、耐欠損性、耐摩耗性にすぐれ、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を発揮する被覆工具を提供することにある。
本発明者らは、炭素鋼などの切削加工において、耐チッピング性とともに耐摩耗性にもすぐれ、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を発揮する被覆工具を提供すべく、硬質被覆層の結晶組織構造について鋭意研究を行った結果、以下の知見を得た。
従来、被覆工具を作製するにあたり、硬質被覆層の形成手段としては、ＣＶＤ法、ＰＶＤ法等が一般的に採用されており、そして、例えば、ＣＶＤ法の一種であるＭＴ−ＣＶＤ法によりＴｉＮ、ＴｉＣＮ、ＴｉＣなどからなる硬質被覆層を成膜する際には、特許文献１として示したように、工具基体表面に平面研磨、刃先ホーニング処理を施し、装置内に装入し、装置内を所定温度（１０５０〜１２００Ｋ程度）に加熱した状態で、反応ガスとしてＴｉＣｌ４ガスとＮ２ガス、ＣＨ４ガスなどを導入し、同時にマイクロ波や熱フィラメントなどで反応ガスを励起させて、プラズマ放電を発生させ所定圧の反応雰囲気中で蒸着することによって硬質被覆層を成膜していた。
本発明者らは、従来から汎用されているアークイオンプレーティング（以下、ＡＩＰという）法によるＴｉ化合物からなる硬質被覆層の成膜に際し、工具基体とターゲット間に磁場をかけ、硬質被覆層の組織構造に及ぼす磁場の影響を調査検討したところ、
（１）ＡＩＰ法による硬質被覆層の成膜を所定強度の磁場中で行うことによって、硬質被覆層を構成する結晶粒の粒径、形成領域およびその分布を調整することができること、
（２）そして、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、硬質被覆層は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０〜７０％、９５％以上となるように調整すること、すなわち、逃げ面上の結晶粒の粒径分布を調整することにより、切削時に刃先の部位ごとに要求される硬度を満足させることができ、結果として工具寿命の長寿命化が可能になること、
（３）さらに、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、硬質被覆層と工具基体との界面における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を所定の値以下にすることにより、硬質被覆層の耐剥離性が向上させることができ、工具寿命の一層の長寿命化が可能になること、
という新規な知見を得た。
（１）ＡＩＰ法による硬質被覆層の成膜を所定強度の磁場中で行うことによって、硬質被覆層を構成する結晶粒の粒径、形成領域およびその分布を調整することができること、
（２）そして、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、硬質被覆層は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０〜７０％、９５％以上となるように調整すること、すなわち、逃げ面上の結晶粒の粒径分布を調整することにより、切削時に刃先の部位ごとに要求される硬度を満足させることができ、結果として工具寿命の長寿命化が可能になること、
（３）さらに、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、硬質被覆層と工具基体との界面における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を所定の値以下にすることにより、硬質被覆層の耐剥離性が向上させることができ、工具寿命の一層の長寿命化が可能になること、
という新規な知見を得た。
本発明は、前述の知見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で構成された工具基体の表面に、平均層厚が２〜１０μｍ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）前記硬質被覆層は、ＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合が０．２〜０．５（但し、原子比）であるＡｌとＣｒの複合窒化物層を有し、
（ｂ）前記複合窒化物層は、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０〜７０％、９５％以上であり、
（ｃ）前記逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と複合窒化物層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合が２０％以下である、
ことを特徴とする表面被覆切削工具。
（２） 前記逃げ面上の刃先から１００〜２００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と複合窒化物層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０％以下、９５％以上である、
ことを特徴とする（１）に記載の表面被覆切削工具。
（３） 前記表面被覆切削工具の刃先角度をα度とし、該α度の角度範囲内の切れ刃先端部のコーナー部の硬質被覆層中に形成されている連続クラックの占有角度をβ度とした場合、クラック占有率β／αが０．３〜１．０であることを特徴とする（１）または（２）に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で構成された工具基体の表面に、平均層厚が２〜１０μｍ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）前記硬質被覆層は、ＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合が０．２〜０．５（但し、原子比）であるＡｌとＣｒの複合窒化物層を有し、
（ｂ）前記複合窒化物層は、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０〜７０％、９５％以上であり、
（ｃ）前記逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と複合窒化物層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合が２０％以下である、
ことを特徴とする表面被覆切削工具。
（２） 前記逃げ面上の刃先から１００〜２００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と複合窒化物層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０％以下、９５％以上である、
ことを特徴とする（１）に記載の表面被覆切削工具。
（３） 前記表面被覆切削工具の刃先角度をα度とし、該α度の角度範囲内の切れ刃先端部のコーナー部の硬質被覆層中に形成されている連続クラックの占有角度をβ度とした場合、クラック占有率β／αが０．３〜１．０であることを特徴とする（１）または（２）に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、本発明の被覆工具について詳細に説明する。
（ａ）硬質被覆層の組成および平均層厚：
本発明の硬質被覆層は、ＡｌとＣｒの複合窒化物層（（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）を有する。
前記（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、Ａｌ成分が高温硬さと耐熱性を向上させ、Ｃｒ成分が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が向上することから、高温硬さ、耐熱性、高温強度及び高温耐酸化性にすぐれた硬質被覆層として既によく知られている。
本発明の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（原子比、以下同じ）が０．２未満では、切削加工時の高温強度を確保することが困難となり、一方、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（原子比）が０．５を越えると、相対的にＡｌの含有割合が少なくなり、高温硬さの低下、耐熱性の低下を招き、その結果、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性が劣化するようになることから、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（原子比）は、０．２〜０．５であることが必要である。
（ａ）硬質被覆層の組成および平均層厚：
本発明の硬質被覆層は、ＡｌとＣｒの複合窒化物層（（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層）を有する。
前記（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、Ａｌ成分が高温硬さと耐熱性を向上させ、Ｃｒ成分が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が向上することから、高温硬さ、耐熱性、高温強度及び高温耐酸化性にすぐれた硬質被覆層として既によく知られている。
本発明の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（原子比、以下同じ）が０．２未満では、切削加工時の高温強度を確保することが困難となり、一方、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（原子比）が０．５を越えると、相対的にＡｌの含有割合が少なくなり、高温硬さの低下、耐熱性の低下を招き、その結果、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性が劣化するようになることから、Ａｌとの合量に占めるＣｒの含有割合（原子比）は、０．２〜０．５であることが必要である。
また、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を有する硬質被覆層の平均層厚は、２μｍ未満では、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮することができず、工具寿命短命の原因となり、一方、その平均層厚が１０μｍを越えると、刃先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とすることが必要である。
なお、本発明では平均層厚の測定は、以下のような方法で行った。
まず、工具基体刃先から逃げ面側の断面を切り出し、その断面をＳＥＭで観察する。次いで、工具基体と硬質被覆層の界面から硬質被覆層表面までの距離を任意の５箇所で測定し、その平均値を平均層厚とした。
なお、本発明では平均層厚の測定は、以下のような方法で行った。
まず、工具基体刃先から逃げ面側の断面を切り出し、その断面をＳＥＭで観察する。次いで、工具基体と硬質被覆層の界面から硬質被覆層表面までの距離を任意の５箇所で測定し、その平均値を平均層厚とした。
（ｂ）（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の層構造：
本発明では、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は粒径０．１５μｍ以下、１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が、それぞれ、２０〜７０％、９５％以上とする。
また、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における工具基体と硬質被覆層の界面においては、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を２０％以下とする。
本発明では、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は粒径０．１５μｍ以下、１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が、それぞれ、２０〜７０％、９５％以上とする。
また、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における工具基体と硬質被覆層の界面においては、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を２０％以下とする。
なお、本発明でいう「刃先」とは、図３に示すように、「切れ刃先端のコーナー部の円錐形状となっている部分を除いた、直線状切れ刃の最も先端に近い部分」であると定義する。
また、ここで「粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とは、複数の結晶粒の粒径を測定し、その全測定結晶粒径長の和に対する粒径０．１５μｍ以下の結晶粒径長の和の割合を示し、同様に、「粒径が１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とは、複数の結晶粒の粒径を測定し、その全測定結晶粒径長の和に対する粒径１μｍ以下の結晶粒径長の和の割合を示す。
また、ここで「粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とは、複数の結晶粒の粒径を測定し、その全測定結晶粒径長の和に対する粒径０．１５μｍ以下の結晶粒径長の和の割合を示し、同様に、「粒径が１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とは、複数の結晶粒の粒径を測定し、その全測定結晶粒径長の和に対する粒径１μｍ以下の結晶粒径長の和の割合を示す。
本発明の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層の層構造について、以下に、詳細に説明する。
本発明では、逃げ面上の刃先近傍、すなわち、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が２０〜７０％であり、粒径１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が９５％以上となるように、結晶粒の粒径分布を調整する。その理由は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が組織中の２０％未満、または、粒径１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が９５％未満になると、硬質被覆層中の平均結晶粒径が相対的に大きくなることを意味している。硬質被覆層の内部の残留応力が小さい場合に、結晶粒毎に蓄えられる応力（すなわち、エネルギー）が小さいため、粒界が少なく、すなわち結晶粒径が大きくなる。硬質被覆層中に形成される圧縮応力の値が小さくなるため、硬質被覆層の耐摩耗性が低下する。一方、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が組織中の７０％を超えると、硬質被覆層中の平均結晶粒径が相対的に小さくなることを意味している。硬質被覆層の内部の残留応力が大きい場合に、結晶粒毎に蓄えられる応力（すなわち、エネルギー）が大きいため、それらエネルギーを解放するために粒界部を多く形成し、すなわち結晶粒径が小さくなる。硬質被覆層中に形成される圧縮応力の値が大きくなりすぎて、切削加工時にチッピングを発生しやすくなる。
そのため、逃げ面上の刃先近傍は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合を２０〜７０％、粒径１．０μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合を９５％以上とすることが必要である。
本発明では、逃げ面上の刃先近傍、すなわち、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が２０〜７０％であり、粒径１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が９５％以上となるように、結晶粒の粒径分布を調整する。その理由は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が組織中の２０％未満、または、粒径１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が９５％未満になると、硬質被覆層中の平均結晶粒径が相対的に大きくなることを意味している。硬質被覆層の内部の残留応力が小さい場合に、結晶粒毎に蓄えられる応力（すなわち、エネルギー）が小さいため、粒界が少なく、すなわち結晶粒径が大きくなる。硬質被覆層中に形成される圧縮応力の値が小さくなるため、硬質被覆層の耐摩耗性が低下する。一方、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が組織中の７０％を超えると、硬質被覆層中の平均結晶粒径が相対的に小さくなることを意味している。硬質被覆層の内部の残留応力が大きい場合に、結晶粒毎に蓄えられる応力（すなわち、エネルギー）が大きいため、それらエネルギーを解放するために粒界部を多く形成し、すなわち結晶粒径が小さくなる。硬質被覆層中に形成される圧縮応力の値が大きくなりすぎて、切削加工時にチッピングを発生しやすくなる。
そのため、逃げ面上の刃先近傍は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合を２０〜７０％、粒径１．０μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合を９５％以上とすることが必要である。
また、逃げ面上の刃先近傍、すなわち、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と硬質被覆層の界面においては、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を２０％以下とすることが必要である。
ここで、工具基体と硬質被覆層の界面における硬質被覆層の結晶粒は、硬質被覆層内における工具基体と硬質被覆層の界面から厚さ０．５μｍの領域にて形成されている結晶粒を意味する。
本発明で、逃げ面上の刃先近傍の工具基体と硬質被覆層の界面における０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を前述のとおり定めた理由は、刃先に被覆された硬質被覆層と工具基体との十分な耐剥離性を確保すると同時に、チッピングの発生を抑制するためでる。すなわち、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が２０％を超える場合には、硬質被覆層中の圧縮残留応力が大きくなり、炭素鋼等の切削加工においてチッピングを発生し易くなるため好ましくない。
さらに、逃げ面上の刃先からの距離が１００〜２００μｍ離れた位置での工具基体と硬質被覆層においては、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が２０％以下、かつ、粒径１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が９５％以上とすることが必要である。その理由は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が組織中の２０％を超える場合には、切削加工時に刃先にてクラックが発生した場合、硬質被覆層中に結晶粒界が占める割合が多く、亀裂が結晶粒界に沿って進展するため、チッピングが生じやすくなる。また、粒径１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が９５％未満である場合には、硬質被覆層中の残留応力値が小さいため、硬質被覆層の耐摩耗性が低下しやすくなる。
ここで、工具基体と硬質被覆層の界面における硬質被覆層の結晶粒は、硬質被覆層内における工具基体と硬質被覆層の界面から厚さ０．５μｍの領域にて形成されている結晶粒を意味する。
本発明で、逃げ面上の刃先近傍の工具基体と硬質被覆層の界面における０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を前述のとおり定めた理由は、刃先に被覆された硬質被覆層と工具基体との十分な耐剥離性を確保すると同時に、チッピングの発生を抑制するためでる。すなわち、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が２０％を超える場合には、硬質被覆層中の圧縮残留応力が大きくなり、炭素鋼等の切削加工においてチッピングを発生し易くなるため好ましくない。
さらに、逃げ面上の刃先からの距離が１００〜２００μｍ離れた位置での工具基体と硬質被覆層においては、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が２０％以下、かつ、粒径１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が９５％以上とすることが必要である。その理由は、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が組織中の２０％を超える場合には、切削加工時に刃先にてクラックが発生した場合、硬質被覆層中に結晶粒界が占める割合が多く、亀裂が結晶粒界に沿って進展するため、チッピングが生じやすくなる。また、粒径１μｍ以下の結晶粒の結晶粒径長割合が９５％未満である場合には、硬質被覆層中の残留応力値が小さいため、硬質被覆層の耐摩耗性が低下しやすくなる。
なお、本発明では、逃げ面上の硬質被覆層の結晶粒の粒径の測定は、以下のように行った。
工具基体刃先から逃げ面側の断面を切り出し、その断面をＳＥＭで観察する。「硬質被覆層表面から深さ０．５μｍの領域（水平断面）」に形成されている結晶粒、「硬質被覆層内における工具基体と硬質被覆層の界面から厚さ０．５μｍの領域（水平断面）」に形成されている結晶粒および「硬質被覆層表面と工具基体表面の中間の領域（水平断面）」に存在している結晶粒について、工具基体表面と平行に直線を引き、結晶粒界間の距離を粒径と定義する。
なお、工具基体表面と平行に直線を引く位置は、各結晶粒において最長の粒径となる位置とする。それぞれの領域において、図３に模式的に示したように、「逃げ面上の刃先から２５μｍ離れた位置」および「逃げ面上で刃先から７５μｍ離れた位置」および「刃先から１２５μｍ離れた位置」および「逃げ面上で刃先から１７５μｍ離れた位置」の４箇所に対して、それぞれ３箇所、全１２箇所において幅１０μｍの範囲内に存在する結晶粒の粒径を測定した。
工具基体刃先から逃げ面側の断面を切り出し、その断面をＳＥＭで観察する。「硬質被覆層表面から深さ０．５μｍの領域（水平断面）」に形成されている結晶粒、「硬質被覆層内における工具基体と硬質被覆層の界面から厚さ０．５μｍの領域（水平断面）」に形成されている結晶粒および「硬質被覆層表面と工具基体表面の中間の領域（水平断面）」に存在している結晶粒について、工具基体表面と平行に直線を引き、結晶粒界間の距離を粒径と定義する。
なお、工具基体表面と平行に直線を引く位置は、各結晶粒において最長の粒径となる位置とする。それぞれの領域において、図３に模式的に示したように、「逃げ面上の刃先から２５μｍ離れた位置」および「逃げ面上で刃先から７５μｍ離れた位置」および「刃先から１２５μｍ離れた位置」および「逃げ面上で刃先から１７５μｍ離れた位置」の４箇所に対して、それぞれ３箇所、全１２箇所において幅１０μｍの範囲内に存在する結晶粒の粒径を測定した。
幅１０μｍの範囲内に存在する粒径を測定するにあたり、各測定箇所を中心に刃先側５μｍ、刃先と逆側５μｍの測定データを用いた。
また、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲での「粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」および「粒径が１．０μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」の測定方法は前記粒径を測定した、逃げ面上の刃先から２５μｍ離れた位置および逃げ面上の刃先から７５μｍ離れた位置にて、界面２箇所、表面２箇所および中間領域２箇所にて測定した結晶粒の粒径の全測定データを用いる。測定した全結晶粒の粒径の和に対する、粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒の粒径の和および粒径が１．０μｍ以下の結晶粒の粒径の和をそれぞれの結晶粒が占める結晶粒径長割合と定義した。
また、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲での工具基体と硬質被覆層の界面において、「粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」の測定方法は、前記粒径を測定した、逃げ面上の刃先から２５μｍ離れた位置および逃げ面上の刃先から７５μｍ離れた位置にて界面２箇所の全測定データを用いる。測定した全結晶粒径の和に対する、粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒の粒径の和を逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲での工具基体と硬質被覆層の界面における「粒径０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」と定義した。
また、逃げ面上の刃先から１００〜２００μｍ離れた位置の範囲での「粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」および「粒径が１．０μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」の測定方法は前記粒径を測定した、逃げ面上の刃先から１２５μｍ離れた位置および逃げ面上の刃先から１７５μｍ離れた位置にて、界面２箇所、表面２箇所および中間領域２箇所にて測定した結晶粒の粒径の全測定データを用いる。測定した全結晶粒の粒径の和に対する、粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒の粒径の和および粒径が１．０μｍ以下の結晶粒の粒径の和をそれぞれの結晶粒が占める結晶粒径長割合と定義した。
また、逃げ面上の刃先から１００〜２００μｍ離れた位置の範囲での「粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」および「粒径が１．０μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」の測定方法は前記粒径を測定した、逃げ面上の刃先から１２５μｍ離れた位置および逃げ面上の刃先から１７５μｍ離れた位置にて、界面２箇所、表面２箇所および中間領域２箇所にて測定した結晶粒の粒径の全測定データを用いる。測定した全結晶粒の粒径の和に対する、粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒の粒径の和および粒径が１．０μｍ以下の結晶粒の粒径の和をそれぞれの結晶粒が占める結晶粒径長割合と定義した。
本発明では、さらに、図４に示すように、被覆工具の刃先角度をα度とし該α度の角度範囲内の切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層中に形成されている連続クラックの占有角度をβ度とした場合に、クラック占有率β／αを０．３〜１．０とすることが好ましい。さらには、クラック占有率β／αを０．３〜０．９とすることがより好ましい。
その理由は、次のとおりである。
その理由は、次のとおりである。
工具基体表面に、ＡＩＰ装置を用いて硬質被覆層を形成する場合、層中には圧縮残留応力が蓄積され、特に、結晶粒径の大きな層にあっては、結晶粒界に圧縮残留応力が集中し、亀裂の起点となりやすい。
しかし、本発明によれば、切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層中に予めクラックが形成されていることから、残留応力の集中が低減される。その結果、特に、切削開始初期に生じがちな結晶粒界に圧縮残留応力が集中することが回避され、チッピング発生等による切削性能の低下を抑制できる。
ただし、β／αが０．３未満である場合には、期待した圧縮残留応力の集中抑制効果が得られないため、β／αは０．３以上と定めた。一方、圧縮残留応力の集中抑制効果の観点からは、β／αの値に上限を設ける必要はない（即ち、β／αは、０．３〜１．０）が、β／αの値が１．０に近づくほど、硬質被覆層と工具基体界面での界面剥離が発生しやすくなる。そのため、切削工具として必要な耐剥離性を確保する点で、β／αの値は０．３〜０．９とすることがより好ましい。
しかし、本発明によれば、切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層中に予めクラックが形成されていることから、残留応力の集中が低減される。その結果、特に、切削開始初期に生じがちな結晶粒界に圧縮残留応力が集中することが回避され、チッピング発生等による切削性能の低下を抑制できる。
ただし、β／αが０．３未満である場合には、期待した圧縮残留応力の集中抑制効果が得られないため、β／αは０．３以上と定めた。一方、圧縮残留応力の集中抑制効果の観点からは、β／αの値に上限を設ける必要はない（即ち、β／αは、０．３〜１．０）が、β／αの値が１．０に近づくほど、硬質被覆層と工具基体界面での界面剥離が発生しやすくなる。そのため、切削工具として必要な耐剥離性を確保する点で、β／αの値は０．３〜０．９とすることがより好ましい。
ここで、クラック占有率とは、本発明で、以下のように定義する。
図４に示すように、逃げ面上の刃先Ａを通る逃げ面の垂線と、すくい面上の刃先Ｂを通るすくい面の垂線との交点を中心Ｏとした時、Ａ−Ｏ−Ｂのなす角度を刃先角度α（度）という。
図４に示すように、逃げ面上の刃先Ａを通る逃げ面の垂線と、すくい面上の刃先Ｂを通るすくい面の垂線との交点を中心Ｏとした時、Ａ−Ｏ−Ｂのなす角度を刃先角度α（度）という。
また、切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層中に形成されている連続クラックについては、前記中心Ｏから、連続する一つのクラックの端部Ｃ，Ｄに接する線を引いた時、Ｃ−Ｏ−Ｄのなす角度を連続クラックの占有角度β（度）とする。ただし、Ｏ―ＡまたはＯ−Ｂの延長線上をクラックが横切る場合は、延長線とクラックの交点をそれぞれＣ、Ｄとする。切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層中に複数のクラックが存在する場合、最大の占有角度を示す連続クラックを用いるものとする。
そして、（連続クラックの占有角度β）／（刃先角度α）の値を、クラック占有率であると定義する。図４（ｂ）に、刃先角度α内における最大の角度βを示すクラックをクラックの端部Ｃ、Ｄとして示す。
なお、本発明被覆工具の硬質被覆層は、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなり、逃げ面上において所定の粒径分布を有する組織とする。そして、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの界面においては、粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合を２０〜７０％、１．０μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合を９５％以上と定めることにより、クラック占有率β／αを再現性よく、０．３〜１．０とすることが出来る。
この粒径分布とクラック占有率の関係も本発明に関する研究過程で知得した新規な知見である。
そして、（連続クラックの占有角度β）／（刃先角度α）の値を、クラック占有率であると定義する。図４（ｂ）に、刃先角度α内における最大の角度βを示すクラックをクラックの端部Ｃ、Ｄとして示す。
なお、本発明被覆工具の硬質被覆層は、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなり、逃げ面上において所定の粒径分布を有する組織とする。そして、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの界面においては、粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合を２０〜７０％、１．０μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合を９５％以上と定めることにより、クラック占有率β／αを再現性よく、０．３〜１．０とすることが出来る。
この粒径分布とクラック占有率の関係も本発明に関する研究過程で知得した新規な知見である。
（ｃ）硬質被覆層の蒸着形成方法
本発明の硬質被覆層は、図２（ａ）、（ｂ）に示すようなＡＩＰ装置を用い、工具基体の温度を３７０〜４５０℃に維持しつつ、工具基体をＡＩＰ装置内で自公転させ、ターゲット表面中心とターゲットに最近接した工具基体間に所定の磁場（積算磁力が４５〜１００ｍＴ×ｍｍ）を印加しながら蒸着することによって、形成することができる。
本発明の硬質被覆層は、図２（ａ）、（ｂ）に示すようなＡＩＰ装置を用い、工具基体の温度を３７０〜４５０℃に維持しつつ、工具基体をＡＩＰ装置内で自公転させ、ターゲット表面中心とターゲットに最近接した工具基体間に所定の磁場（積算磁力が４５〜１００ｍＴ×ｍｍ）を印加しながら蒸着することによって、形成することができる。
例えば、ＡＩＰ装置の一方には基体洗浄用のＴｉ電極からなるカソード電極、他方には７０ａｔ％Ａｌ−３０ａｔ％Ｃｒ合金からなるターゲット（以下、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲット）（カソード電極）を設ける。
まず、炭化タングステン（ＷＣ）基超硬合金からなる工具基体をアセトン中で超音波洗浄・乾燥し、ＡＩＰ装置内の回転テーブル上に装着し、真空中で基体洗浄用のＴｉ電極とアノード電極との間に１００Ａのアーク放電を発生させて、工具基体に−１０００Ｖのバイアス電圧を印加しつつ工具基体表面をボンバード洗浄する。
ついで、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットの表面中心からターゲットに最近接した工具基体までの積算磁力が４５〜１００ｍＴ×ｍｍなる磁場を印加する。
そして、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入し９．３Ｐａの雰囲気圧力とし、工具基体の温度を３７０〜４５０℃に維持し、工具基体に−５０Ｖのバイアス電圧を印加しつつ、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲット（カソード電極）とアノード電極との間に１００Ａのアーク放電を発生させ、工具基体がターゲットに最接近した際に、逃げ面の一部または全部とターゲット面が水平となるように工具基体を支持して自公転させつつ蒸着することによって、本発明の層構造を有する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することができる。
まず、炭化タングステン（ＷＣ）基超硬合金からなる工具基体をアセトン中で超音波洗浄・乾燥し、ＡＩＰ装置内の回転テーブル上に装着し、真空中で基体洗浄用のＴｉ電極とアノード電極との間に１００Ａのアーク放電を発生させて、工具基体に−１０００Ｖのバイアス電圧を印加しつつ工具基体表面をボンバード洗浄する。
ついで、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットの表面中心からターゲットに最近接した工具基体までの積算磁力が４５〜１００ｍＴ×ｍｍなる磁場を印加する。
そして、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入し９．３Ｐａの雰囲気圧力とし、工具基体の温度を３７０〜４５０℃に維持し、工具基体に−５０Ｖのバイアス電圧を印加しつつ、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲット（カソード電極）とアノード電極との間に１００Ａのアーク放電を発生させ、工具基体がターゲットに最接近した際に、逃げ面の一部または全部とターゲット面が水平となるように工具基体を支持して自公転させつつ蒸着することによって、本発明の層構造を有する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することができる。
なお、前記Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットと工具基体間での磁場の印加は、例えば、カソード周辺に磁場発生源である電磁コイルまたは永久磁石を設置する、あるいは、ＡＩＰ装置のチャンバーの内部、中心部に永久磁石を配置する等、任意の手段で磁場を形成することができる。
ここで本発明における積算磁力は、以下の算出方法により算出する。
磁束計にて、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲット中心から工具基体の位置までの直線上を１０ｍｍ間隔で磁束密度を測定する。磁束密度は単位ｍＴ（ミリテスラ）で表し、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離は単位ｍｍ（ミリメートル）で表す。さらに、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離を横軸とし、磁束密度を縦軸のグラフで表現した場合、面積に相当する値を積算磁力（ｍＴ×ｍｍ）と定義する。
ここで工具基体の位置は、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットに最近接する位置とする。なお、磁束密度の測定は磁場を形成している状態であれば、放電中でなくても良く、例えば大気圧下にて放電させていない状態で測定しても良い。
また、本発明の必須構成要件の定義に特に関係するわけではないが、本発明において結晶粒のアスペクト比は１以上６以下である。ここでアスペクト比は、結晶粒の水平断面で最も長い直径（長辺）とそれに垂直な直径（短辺）の長さの比を、長辺を分子、短辺を分母として算出するものとする。
ここで本発明における積算磁力は、以下の算出方法により算出する。
磁束計にて、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲット中心から工具基体の位置までの直線上を１０ｍｍ間隔で磁束密度を測定する。磁束密度は単位ｍＴ（ミリテスラ）で表し、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離は単位ｍｍ（ミリメートル）で表す。さらに、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離を横軸とし、磁束密度を縦軸のグラフで表現した場合、面積に相当する値を積算磁力（ｍＴ×ｍｍ）と定義する。
ここで工具基体の位置は、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットに最近接する位置とする。なお、磁束密度の測定は磁場を形成している状態であれば、放電中でなくても良く、例えば大気圧下にて放電させていない状態で測定しても良い。
また、本発明の必須構成要件の定義に特に関係するわけではないが、本発明において結晶粒のアスペクト比は１以上６以下である。ここでアスペクト比は、結晶粒の水平断面で最も長い直径（長辺）とそれに垂直な直径（短辺）の長さの比を、長辺を分子、短辺を分母として算出するものとする。
本発明の被覆工具は、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる硬質被覆層を備え、しかも、硬質被覆層がＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合が所定の値を有するＡｌとＣｒの複合窒化物層を有し、複合窒化物層が、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ所定の値である粒径分布を有し、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と複合窒化物層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合が所定値以下であるという、本発明に特有な構成を有していることによって、炭素鋼等の切削加工において、すぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮し、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を発揮するものであり、その効果は絶大である。
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、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１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押出しプレス成形し、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１０ｍｍの工具基体形成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記丸棒焼結体から、研削加工にて、切刃部の直径×長さが６ｍｍ×１３ｍｍの寸法で、ねじれ角３０度の２枚刃ボール形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体（エンドミル）１〜３および切刃部の直径×長さが１０ｍｍ×２２ｍｍの寸法で２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）４〜５をそれぞれ製造した。
（ａ）前記工具基体１〜５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２に示すＡＩＰ装置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、ＡＩＰ装置の一方にボンバード洗浄用のＴｉカソード電極を、他方側に７０ａｔ％Ａｌ−３０ａｔ％Ｃｒ合金（以下、Ａｌ−Ｃｒ合金）からなるターゲット（カソード電極）を配置する。
（ｂ）まず、装置内を排気して真空に保持しながら、ヒータで工具基体を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ることによって、工具基体表面をボンバード洗浄する。
（ｃ）ついで、前記Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットの表面中心から工具基体までの積算磁力が４５〜１００ｍＴ×ｍｍの範囲内となるように種々の磁場を印加する。
ここで積算磁力の算出方法を以下に記述する。磁束計にて、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲット中心から工具基体の位置までの直線上を１０ｍｍ間隔で磁束密度を測定する。磁束密度は単位ｍＴ（ミリテスラ）で表し、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離は単位ｍｍ（ミリメートル）で表す。さらに、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離を横軸とし、磁束密度を縦軸のグラフで表現した場合、面積に相当する値を積算磁力（ｍＴ×ｍｍ）と定義する。ここで工具基体の位置は、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットに最近接する位置とする。なお、磁束密度の測定は、磁場を形成している状態で大気圧下にて事前に放電させていない状態で測定した。
（ｄ）ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して９．３Ｐａ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の温度を３７０〜４５０℃の範囲内に維持するとともに−５０Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲット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、もって前記工具基体の表面に、表２に示される組成および目標平均層厚の（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、本発明被覆工具としての表面被覆エンドミル１〜５（以下、本発明１〜５という）をそれぞれ製造した。
なお、図２に示すＡＩＰ装置では、工具基体がＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットに最接近する際に、逃げ面の一部または全部とＡｌ−Ｃｒ合金ターゲット面が水平となるように装着支持されている。
（ｂ）まず、装置内を排気して真空に保持しながら、ヒータで工具基体を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ることによって、工具基体表面をボンバード洗浄する。
（ｃ）ついで、前記Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットの表面中心から工具基体までの積算磁力が４５〜１００ｍＴ×ｍｍの範囲内となるように種々の磁場を印加する。
ここで積算磁力の算出方法を以下に記述する。磁束計にて、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲット中心から工具基体の位置までの直線上を１０ｍｍ間隔で磁束密度を測定する。磁束密度は単位ｍＴ（ミリテスラ）で表し、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離は単位ｍｍ（ミリメートル）で表す。さらに、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離を横軸とし、磁束密度を縦軸のグラフで表現した場合、面積に相当する値を積算磁力（ｍＴ×ｍｍ）と定義する。ここで工具基体の位置は、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットに最近接する位置とする。なお、磁束密度の測定は、磁場を形成している状態で大気圧下にて事前に放電させていない状態で測定した。
（ｄ）ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して９．３Ｐａ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の温度を３７０〜４５０℃の範囲内に維持するとともに−５０Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲット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、もって前記工具基体の表面に、表２に示される組成および目標平均層厚の（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、本発明被覆工具としての表面被覆エンドミル１〜５（以下、本発明１〜５という）をそれぞれ製造した。
なお、図２に示すＡＩＰ装置では、工具基体がＡｌ−Ｃｒ合金ターゲットに最接近する際に、逃げ面の一部または全部とＡｌ−Ｃｒ合金ターゲット面が水平となるように装着支持されている。
比較例１：
比較の目的で、実施例１における（ｃ）の条件を変更し（即ち、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットの表面中心から工具基体までの積算磁力を４５〜１００ｍＴ×ｍｍの範囲外）、また、（ｄ）の条件を変更し（即ち、工具基体が３７０℃未満、あるいは４５０℃を超える温度に維持し）て、その他は実施例１と同一の条件で、比較例被覆工具としての表面被覆エンドミル１〜５（以下、比較例１〜５という）をそれぞれ製造した。
さらに、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットの組成を変えることによって、実施例１から被覆層中のＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合が０．２〜０．５（但し、原子比）の範囲外、または、蒸着時間を変えることによって硬質被覆層の平均層厚が２〜１０μｍの範囲外の表面被覆エンドミル６〜１０（以下、比較例６〜１０という）をそれぞれ製造した。
比較の目的で、実施例１における（ｃ）の条件を変更し（即ち、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットの表面中心から工具基体までの積算磁力を４５〜１００ｍＴ×ｍｍの範囲外）、また、（ｄ）の条件を変更し（即ち、工具基体が３７０℃未満、あるいは４５０℃を超える温度に維持し）て、その他は実施例１と同一の条件で、比較例被覆工具としての表面被覆エンドミル１〜５（以下、比較例１〜５という）をそれぞれ製造した。
さらに、Ａｌ−Ｃｒ合金ターゲットの組成を変えることによって、実施例１から被覆層中のＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合が０．２〜０．５（但し、原子比）の範囲外、または、蒸着時間を変えることによって硬質被覆層の平均層厚が２〜１０μｍの範囲外の表面被覆エンドミル６〜１０（以下、比較例６〜１０という）をそれぞれ製造した。
前述のようにして作製した本発明１〜５について、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、縦断面の硬質被覆層の平均層厚、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合、粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を算出した。その結果、それぞれ２０〜７０％、９５％以上であることを確認した。
また、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における工具基体と硬質被覆層の界面における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を測定したところ、２０％以下であることも確認した。
また、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における工具基体と硬質被覆層の界面における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を測定したところ、２０％以下であることも確認した。
一方、比較例１〜１０について、本発明と同様な観察、測定を行ったところ、被覆層の平均層厚が２〜１０μｍの範囲外の表面被覆エンドミル（比較例９，１０）以外では、前述の結晶粒径長割合が本発明で規定した範囲外、あるいは、工具基体と硬質被覆層の界面における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を測定したところ、２０％を超えていた。
表２、表３に、前述の測定・算出したそれぞれの値を示す。
表２、表３に、前述の測定・算出したそれぞれの値を示す。
なお、前記平均層厚の測定法、粒径の測定法、結晶粒径長割合の測定法をより具体的にいえば、以下のとおりである。
被覆工具の切れ刃先端のコーナー部を含み、逃げ面の断面を研磨加工した後、その断面を走査型電子顕微鏡（Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｙ：ＳＥＭ）で観察する。
工具基体と硬質被覆層の界面から硬質被覆層表面までの距離を５箇所で測定し、その平均値を平均層厚とした。なお、測定する箇所は、逃げ面上刃先から、逃げ面上にて刃先から１００μｍ離れた位置までの間の任意の５箇所とする。
工具基体と硬質被覆層の界面から硬質被覆層表面までの距離を５箇所で測定し、その平均値を平均層厚とした。なお、測定する箇所は、逃げ面上刃先から、逃げ面上にて刃先から１００μｍ離れた位置までの間の任意の５箇所とする。
硬質被覆層表面から深さ０．５μｍの領域に形成されている結晶粒、硬質被覆層内における工具基体と硬質被覆層の界面から厚さ０．５μｍの領域に形成されている結晶粒および硬質被覆層表面と工具基体表面の中間の領域に存在する結晶粒に対して、工具基体表面と平行に直線を引き、結晶粒界間の距離を粒径と定義する。それぞれの領域において、逃げ面上にて刃先から２５μｍ離れた位置および刃先から７５μｍ離れた位置および逃げ面上にて刃先から１２５μｍ離れた位置および刃先から１７５μｍ離れた位置の４箇所、計１２箇所において幅１０μｍの範囲内に存在する結晶の平均結晶粒径を測定する。幅１０μｍの粒径を測定するにあたり、各測定箇所を中心に刃先側５μｍ、刃先と逆側５μｍの測定データを用いた。
また、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合および粒径１μｍ以下結晶粒が占める結晶粒径長割合の測定方法は、前記粒径を測定した逃げ面上にて刃先から２５μｍ離れた位置および刃先から７５μｍ離れた位置の界面２箇所、表面２箇所および中間領域２箇所で測定した結晶粒径の全測定データを用いる。測定した全結晶粒径の和に対する、粒径が０．１５μｍ以下および１μｍ以下の結晶粒径の和を「刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」および「刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における粒径１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とした。
また、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における界面で粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合の測定方法は、前記粒径を測定した界面２箇所の全測定データを用いる。測定した全結晶粒径の和に対する、粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒径の和を「刃先から１００μｍ離れた位置の範囲における界面の粒径０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とした。
また、刃先から１００〜２００μｍ離れた位置の範囲における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合および粒径１μｍ以下結晶粒が占める結晶粒径長割合の測定方法は、前記粒径を測定した逃げ面上にて刃先から１２５μｍ離れた位置および刃先から１７５μｍ離れた位置の界面２箇所、表面２箇所および中間領域２箇所で測定した結晶粒径の全測定データを用いる。測定した全結晶粒径の和に対する、粒径が０．１５μｍ以下および１μｍ以下の結晶粒径の和を「刃先から１００〜２００μｍ離れた位置までの範囲における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」および「刃先から１００〜２００μｍ離れた位置までの範囲における粒径１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とした。
また、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における界面で粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合の測定方法は、前記粒径を測定した界面２箇所の全測定データを用いる。測定した全結晶粒径の和に対する、粒径が０．１５μｍ以下の結晶粒径の和を「刃先から１００μｍ離れた位置の範囲における界面の粒径０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とした。
また、刃先から１００〜２００μｍ離れた位置の範囲における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合および粒径１μｍ以下結晶粒が占める結晶粒径長割合の測定方法は、前記粒径を測定した逃げ面上にて刃先から１２５μｍ離れた位置および刃先から１７５μｍ離れた位置の界面２箇所、表面２箇所および中間領域２箇所で測定した結晶粒径の全測定データを用いる。測定した全結晶粒径の和に対する、粒径が０．１５μｍ以下および１μｍ以下の結晶粒径の和を「刃先から１００〜２００μｍ離れた位置までの範囲における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」および「刃先から１００〜２００μｍ離れた位置までの範囲における粒径１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とした。
さらに、本発明１〜５および比較例１〜１０の刃先角度αを測定するとともに、切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層の中の連続クラックの占有角度βを測定し、クラック占有率β／αの値を算出した。
表２、表３に、これらの値を示す。
なお、前記刃先角度α、連続クラックの占有角度βの測定法をより具体的にいえば、以下のとおりである。
結晶粒径を測定するために観察したＳＥＭ像のうち、切れ刃先端部の断面ＳＥＭ像を用いる。測定条件は、観察倍率：１００００倍、加速電圧：３ｋＶの条件を使用した。本発明２の切れ刃先端部の断面ＳＥＭ像（ａ）及び模式図（ｂ）を図４に示す。図４（ｂ）を用いて説明する。逃げ面上の刃先をＡ、すくい面上の刃先をＢとする。Ａを通る逃げ面の垂線、Ｂを通るすくい面の垂線を引き、双方の垂線の交点を中心Ｏとする。刃先角度α（度）はＡ−Ｏ−Ｂのなす角度とする。
また、切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層中に形成されている連続クラックについて、前記中心Ｏから該クラックを投影させた場合、Ａを通る逃げ面の垂線に最も近い箇所をＣとし、Ｂを通るすくい面の垂線に最も近い箇所をＤとする。連続クラックの占有角度β（度）はＣ−Ｏ−Ｄのなす角度とする。なお、切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層中に複数のクラックが存在する場合、最大値を示す連続クラックにて算出した値を連続クラックの占有角度βと定義する。
そして、（連続クラックの占有角度β）／（刃先角度α）の値を、クラック占有率であると定義する。
表２、表３に、これらの値を示す。
なお、前記刃先角度α、連続クラックの占有角度βの測定法をより具体的にいえば、以下のとおりである。
結晶粒径を測定するために観察したＳＥＭ像のうち、切れ刃先端部の断面ＳＥＭ像を用いる。測定条件は、観察倍率：１００００倍、加速電圧：３ｋＶの条件を使用した。本発明２の切れ刃先端部の断面ＳＥＭ像（ａ）及び模式図（ｂ）を図４に示す。図４（ｂ）を用いて説明する。逃げ面上の刃先をＡ、すくい面上の刃先をＢとする。Ａを通る逃げ面の垂線、Ｂを通るすくい面の垂線を引き、双方の垂線の交点を中心Ｏとする。刃先角度α（度）はＡ−Ｏ−Ｂのなす角度とする。
また、切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層中に形成されている連続クラックについて、前記中心Ｏから該クラックを投影させた場合、Ａを通る逃げ面の垂線に最も近い箇所をＣとし、Ｂを通るすくい面の垂線に最も近い箇所をＤとする。連続クラックの占有角度β（度）はＣ−Ｏ−Ｄのなす角度とする。なお、切れ刃先端のコーナー部の硬質被覆層中に複数のクラックが存在する場合、最大値を示す連続クラックにて算出した値を連続クラックの占有角度βと定義する。
そして、（連続クラックの占有角度β）／（刃先角度α）の値を、クラック占有率であると定義する。
つぎに、前述した本発明１〜５および比較例１〜１０のエンドミルのうち、本発明１〜３および比較例１〜３、６〜８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
回転速度： １５０００ ｍｉｎ．−１、
横方向切り込み： ２．０ ｍｍ、
縦方向切り込み： ０．３ ｍｍ、
送り速度（１刃当り）： ０．０６ ｍｍ／ｔｏｏｔｈ、
切削長：３４０ｍ、
の条件（切削条件Ａという）での炭素鋼の溝切削加工試験を実施し、
また、本発明４，５および比較例４，５，９，１０については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
回転速度： ３０００ ｍｉｎ．−１、
横方向切り込み： １０ ｍｍ、
縦方向切り込み： １ ｍｍ、
送り速度（１刃当り）： ０．０７ ｍｍ／ｔｏｏｔｈ、
切削長：９０ｍ、
の条件（切削条件Ｂという）の炭素鋼の溝切削加工試験を実施し、
いずれの溝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４に示した。
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
回転速度： １５０００ ｍｉｎ．−１、
横方向切り込み： ２．０ ｍｍ、
縦方向切り込み： ０．３ ｍｍ、
送り速度（１刃当り）： ０．０６ ｍｍ／ｔｏｏｔｈ、
切削長：３４０ｍ、
の条件（切削条件Ａという）での炭素鋼の溝切削加工試験を実施し、
また、本発明４，５および比較例４，５，９，１０については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
回転速度： ３０００ ｍｉｎ．−１、
横方向切り込み： １０ ｍｍ、
縦方向切り込み： １ ｍｍ、
送り速度（１刃当り）： ０．０７ ｍｍ／ｔｏｏｔｈ、
切削長：９０ｍ、
の条件（切削条件Ｂという）の炭素鋼の溝切削加工試験を実施し、
いずれの溝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４に示した。
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５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、刃先部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施し、さらに仕上げ研磨を施すことにより、ＩＳＯ規格・ＳＮＧＡ１２０４０８のインサート形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体６〜１０を形成した。
ついで、これらの工具基体（インサート）６〜１０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２に示すＡＩＰ装置に装入し、前記実施例１と同一の条件で、表６に示される組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる硬質被覆層を形成することにより、本発明被覆工具としての本発明被覆超硬インサート（以下、本発明６〜１０という）をそれぞれ製造した。
比較例２：
比較の目的で、前記の工具基体（インサート）６−１０に対して、前述した比較例１と同一の条件で、表７に示される組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる硬質被覆層を形成することにより、比較例被覆工具としての比較例被覆超硬インサート（以下、比較例１１〜２０という）をそれぞれ製造した。
比較の目的で、前記の工具基体（インサート）６−１０に対して、前述した比較例１と同一の条件で、表７に示される組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる硬質被覆層を形成することにより、比較例被覆工具としての比較例被覆超硬インサート（以下、比較例１１〜２０という）をそれぞれ製造した。
前述のように作製した本発明６〜１０について、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、縦断面の硬質被覆層の平均層厚、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合、粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を算出した。
また、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における工具基体と硬質被覆層の界面における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を測定したところ、２０％以下であることも確認した。
また、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における工具基体と硬質被覆層の界面における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を測定したところ、２０％以下であることも確認した。
一方、比較例１１〜２０について、本発明と同様な観察、測定を行ったところ、被覆層の平均層厚が２〜１０μｍの範囲外の表面被覆インサート（比較例１９，２０）以外では、前述の逃げ面上の刃先近傍の結晶粒の粒径分布（結晶粒径長割合）が本発明で規定した範囲外、あるいは、工具基体と硬質被覆層の界面における粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合を測定したところ、２０％を超えていることを確認した。
また、本発明６〜１０、比較例１１〜２０について、刃先角度α、連続クラックの占有角度β、クラック占有率β／αの値についても測定・算出した。
表６、表７に、前記で測定・算出したそれぞれの値を示す。
また、本発明６〜１０、比較例１１〜２０について、刃先角度α、連続クラックの占有角度β、クラック占有率β／αの値についても測定・算出した。
表６、表７に、前記で測定・算出したそれぞれの値を示す。
なお、前記平均層厚の測定法、粒径の測定法、結晶粒径長割合の測定法は、実施例１と同じ方法を用いた。
つぎに、本発明６〜１０、比較例１１〜２０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、
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の丸棒、
切削速度：９０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：１．５ｍｍ、
送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：３分、
の条件（切削条件Ｃという）での合金鋼（クロムモリブデン鋼）の乾式連続切削加工試験を実施し、切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。
この測定結果を表８に示した。
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の丸棒、
切削速度：９０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：１．５ｍｍ、
送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：３分、
の条件（切削条件Ｃという）での合金鋼（クロムモリブデン鋼）の乾式連続切削加工試験を実施し、切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。
この測定結果を表８に示した。
表４，８に示される結果から、本発明被覆工具は、所定の組成のＡｌとＣｒの複合窒化物層を有し、複合窒化物層が、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１．０μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ所定の値である粒径分布を有し、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と複合窒化物層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合が所定値以下であることから、さらには、クラック占有率が０．３〜１．０となっていることから、炭素鋼等の切削加工において、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。
これに対して、硬質被覆層の構造が本発明で規定する範囲を外れる比較例被覆工具では、チッピング発生あるいは耐摩耗性の低下によって、比較的短時間で使用寿命に至ることが明らかである。
これに対して、硬質被覆層の構造が本発明で規定する範囲を外れる比較例被覆工具では、チッピング発生あるいは耐摩耗性の低下によって、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、炭素鋼等の切削加工に供した場合に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。
比較例２：
比較の目的で、前記の工具基体（インサート）６〜１０に対して、前述した比較例１と同一の条件で、表７に示される組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる硬質被覆層を形成することにより、比較例被覆工具としての比較例被覆超硬インサート（以下、比較例１１〜２０という）をそれぞれ製造した。
比較の目的で、前記の工具基体（インサート）６〜１０に対して、前述した比較例１と同一の条件で、表７に示される組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる硬質被覆層を形成することにより、比較例被覆工具としての比較例被覆超硬インサート（以下、比較例１１〜２０という）をそれぞれ製造した。
Claims (3)
- 炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に、平均層厚が２〜１０μｍ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）前記硬質被覆層は、ＡｌとＣｒの合量に占めるＣｒの含有割合が０．２〜０．５（但し、原子比）であるＡｌとＣｒの複合窒化物層を有し、
（ｂ）前記複合窒化物層は、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０〜７０％、９５％以上であり、
（ｃ）前記逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と複合窒化物層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合が２０％以下である、
ことを特徴とする表面被覆切削工具。 - 前記逃げ面上の刃先から１００〜２００μｍ離れた位置までの範囲の工具基体と複合窒化物層の界面において、粒径０．１５μｍ以下の結晶粒と粒径１μｍ以下の結晶粒の占める結晶粒径長割合がそれぞれ２０％以下、９５％以上である、
ことを特徴とする請求項１に記載の表面被覆切削工具。 - 前記表面被覆切削工具の刃先角度をα度とし、該α度の角度範囲内の切れ刃先端部のコーナー部の硬質被覆層中に形成されている連続クラックの占有角度をβ度とした場合、クラック占有率β／αが０．３〜１．０であることを特徴とする請求項１または請求項２に記載の表面被覆切削工具。
Priority Applications (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2013136429A JP6102571B2 (ja) | 2013-06-28 | 2013-06-28 | 表面被覆切削工具 |
| CN201410275900.7A CN104249184B (zh) | 2013-06-28 | 2014-06-19 | 表面包覆切削工具 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2013136429A JP6102571B2 (ja) | 2013-06-28 | 2013-06-28 | 表面被覆切削工具 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2015009322A true JP2015009322A (ja) | 2015-01-19 |
| JP6102571B2 JP6102571B2 (ja) | 2017-03-29 |
Family
ID=52184630
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2013136429A Active JP6102571B2 (ja) | 2013-06-28 | 2013-06-28 | 表面被覆切削工具 |
Country Status (2)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP6102571B2 (ja) |
| CN (1) | CN104249184B (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN108256216B (zh) * | 2018-01-17 | 2021-08-03 | 沈阳航空航天大学 | 一种修磨后刀具的切削参数范围的计算方法 |
| CN108195703B (zh) * | 2018-01-17 | 2020-04-07 | 沈阳航空航天大学 | 一种修磨后刀具加工性能的评估方法 |
| CN114160856A (zh) * | 2021-12-10 | 2022-03-11 | 大连理工大学 | 一种半刀宽缓冲击插铣刀具 |
Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0726366A (ja) * | 1993-07-10 | 1995-01-27 | Hitachi Tool Eng Ltd | 耐欠損性に優れる被覆超硬合金 |
| JPH08267304A (ja) * | 1995-03-31 | 1996-10-15 | Ngk Spark Plug Co Ltd | 表面被覆超硬合金製切削工具 |
| WO2013042790A1 (ja) * | 2011-09-22 | 2013-03-28 | 株式会社タンガロイ | 被覆切削工具 |
| JP2013188834A (ja) * | 2012-03-14 | 2013-09-26 | Mitsubishi Materials Corp | 表面被覆切削工具 |
| JP5983878B2 (ja) * | 2013-06-11 | 2016-09-06 | 株式会社タンガロイ | 被覆切削工具 |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| SE451581B (sv) * | 1984-04-06 | 1987-10-19 | Sandvik Ab | Keramiskt material huvudsakligen baserat pa kiselnitrid, aluminiumnitrid och aluminiumoxid |
| JP5098726B2 (ja) * | 2008-02-22 | 2012-12-12 | 日立ツール株式会社 | 被覆工具及び被覆工具の製造方法 |
| JP2012024854A (ja) * | 2010-07-20 | 2012-02-09 | Mitsubishi Materials Corp | 表面被覆切削工具 |
| CN102785422B (zh) * | 2012-08-17 | 2015-04-15 | 中国科学院宁波材料技术与工程研究所 | 一种氮化钒刀具涂层及其制备方法 |
-
2013
- 2013-06-28 JP JP2013136429A patent/JP6102571B2/ja active Active
-
2014
- 2014-06-19 CN CN201410275900.7A patent/CN104249184B/zh not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0726366A (ja) * | 1993-07-10 | 1995-01-27 | Hitachi Tool Eng Ltd | 耐欠損性に優れる被覆超硬合金 |
| JPH08267304A (ja) * | 1995-03-31 | 1996-10-15 | Ngk Spark Plug Co Ltd | 表面被覆超硬合金製切削工具 |
| WO2013042790A1 (ja) * | 2011-09-22 | 2013-03-28 | 株式会社タンガロイ | 被覆切削工具 |
| JP2013188834A (ja) * | 2012-03-14 | 2013-09-26 | Mitsubishi Materials Corp | 表面被覆切削工具 |
| JP5983878B2 (ja) * | 2013-06-11 | 2016-09-06 | 株式会社タンガロイ | 被覆切削工具 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| CN104249184A (zh) | 2014-12-31 |
| JP6102571B2 (ja) | 2017-03-29 |
| CN104249184B (zh) | 2018-05-18 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP5344204B2 (ja) | 表面被覆切削工具 | |
| JP6024981B2 (ja) | 高速断続切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP6090063B2 (ja) | 表面被覆切削工具 | |
| JP4748450B2 (ja) | 高速断続切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP5207109B2 (ja) | 硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP2009056538A (ja) | 硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP2008100320A (ja) | 硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP5935479B2 (ja) | 高速ミーリング切削加工、高速断続切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP6102571B2 (ja) | 表面被覆切削工具 | |
| JP2009090395A (ja) | 重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP5152690B2 (ja) | 重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP5088469B2 (ja) | 重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具およびその製造方法 | |
| JP6044401B2 (ja) | 高速断続切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP5560513B2 (ja) | 硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP2009255282A (ja) | 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 | |
| JP6217216B2 (ja) | 表面被覆切削工具とその製造方法 | |
| JP2015182153A (ja) | 表面被覆切削工具 | |
| JP5850393B2 (ja) | 表面被覆切削工具 | |
| JP5239324B2 (ja) | 重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP2009090396A (ja) | 重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP5831708B2 (ja) | 表面被覆切削工具 | |
| JP2015020216A (ja) | 表面被覆切削工具 | |
| JP2019155537A (ja) | 表面被覆切削工具 | |
| JP6213066B2 (ja) | 高速断続切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮する表面被覆切削工具 | |
| JP2015033758A (ja) | 表面被覆切削工具 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20160331 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20170118 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20170131 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20170213 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 6102571 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |