JP2015024469A

JP2015024469A - 切削工具

Info

Publication number: JP2015024469A
Application number: JP2013155742A
Authority: JP
Inventors: 正人松澤; Masato Matsuzawa
Original assignee: Kyocera Corp
Current assignee: Kyocera Corp
Priority date: 2013-07-26
Filing date: 2013-07-26
Publication date: 2015-02-05
Anticipated expiration: 2033-07-26
Also published as: JP6148101B2

Abstract

【課題】耐摩耗性と耐欠損性に優れた切削工具を提供する。
【解決手段】すくい面２と逃げ面３との交差稜線部を切刃４とし、切刃４を含む切刃チップ５が、ｃＢＮを主体として、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）を含むｃＢＮ質焼結体６から構成され、切刃チップ５のすくい面２および逃げ面３にて測定したＣｕ−Ｋα線のＸ線回折パターンにおいて、逃げ面３におけるＴｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（０≦ｘ≦１）の（２００）面ピークのピーク強度Ｉ（２００）と、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（０≦ｘ≦１）（１１１）面ピークのピーク強度Ｉ（１１１）との比率（Ｉ（２００）／Ｉ（１１１））をＰｆ、すくい面２における前記比率（Ｉ（２００）／Ｉ（１１１））をＰｒとしたとき、ＰｆがＰｒよりも大きい切削インサート１である。
【選択図】図１

Description

本発明は、立方晶窒化硼素焼結体からなる切削工具に関する。

立方晶窒化硼素焼結体（ｃＢＮ焼結体）は優れた耐摩耗性を有することから、切削工具として用いられ、特に難削材の加工に広く用いられている。かかるｃＢＮ焼結体からなる切削工具において、例えば、特許文献１では、ｃＢＮ相とともに、ＴｉＣＮ相とＴｉＢ_２相とを含有するバインダ相を含む複合材料からなり、ＸＲＤパターンにおいて、ＴｉＢ_２の（１０２）面ピークとｃＢＮの（１１１）面ピークとのピーク高さの比を０．０６より小さくし、かつＴｉＣＮの（２２０）面ピークのピーク位置を制御した切削インサートが開示されている。

特開２００７−１４４６１５号公報

しかしながら、上記特許文献１に記載の立方晶窒化硼素焼結体のように、ＴｉＢ_２とｃＢＮのＸＲＤピークとのピーク高さの比と、ＴｉＣＮの（２２０）面ピークのピーク位置とを制御する方法では、切削工具として用いた際の工具性能が最適化されているとはいえなかった。具体的には、すくい面においてはクレータ摩耗が進行しやすく、耐摩耗性を高める必要があり、逃げ面においては境界損傷が発生しやすく、耐欠損性を高める必要があった。しかしながら、耐摩耗性と耐欠損性をともに高めることは困難であった。

そこで、本発明の目的は、切削工具として最適な耐摩耗性と耐欠損性とを兼ね備えたｃＢＮ焼結体からなる切削工具を提供することである。

本発明の切削工具は、すくい面と逃げ面との交差稜線部を切刃とし、該切刃を含む切刃部が、ｃＢＮを主体として、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（０≦ｘ≦１）を含むｃＢＮ質焼結体から構成され、前記切刃部のすくい面および逃げ面にて測定したＣｕ−Ｋα線のＸ線回折パターンにおいて、前記逃げ面における前記Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の（２００）面に帰属されるピークのピーク強度Ｉ（２００）と、前記Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の（１１１）面に帰属されるピークのピーク強度Ｉ（１１１）との比率（Ｉ（２００）／Ｉ（１１１））をＰｆ、前記すくい面における前記比率（Ｉ（２００）／Ｉ（１１１））をＰｒとしたとき、ＰｆがＰｒよりも大きいものである。

本発明の切削工具によれば、切刃部のすくい面におけるクレータ摩耗が低減できるとともに、切刃部の逃げ面におけるチッピングが抑制できる。その結果、切削工具をより長く使用することができる。

本発明の切削工具の一例についての概略斜視図である。

本発明の切削工具の好適例である切削インサートの一例についての概略斜視図を図１に示す。図１の切削インサート（以下、単にインサートと略す。）１は、ｃＢＮ焼結体６からなる切刃チップ５が、工具本体１０の先端に、ＷＣ（炭化タングステン）とＣｏ（コバルト）とを含有する超硬合金からなる裏打層１１を介してロウ付けされている。切刃チップ５は、すくい面２と逃げ面３と、その交差稜線である切刃４とを含む切刃部をなす。ｃＢＮ焼結体６は、ｃＢＮ（立方晶窒化硼素）を主体として、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（０≦ｘ≦１）（炭窒化チタン：以下、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）と略す場合がある。）を含む。また、工具本体１０は超硬合金または高速度鋼や合金鋼等の金属からなる。なお、図１のインサート１は切刃チップ５のみがｃＢＮ焼結体６からなるが、本発明はこの実施態様に限定されるものではなく、切削インサート全体がｃＢＮ焼結体６からなるものであってもよい。この場合でも、当然ながら切刃部はｃＢＮ焼結体６からなるが、この場合には、切刃部は、切刃からインサートの厚みの１／４の厚みで、かつすくい面の最長幅の１／４以下の長さの範囲と定義する。

本実施態様によれば、切刃チップ５のすくい面２および逃げ面３にて測定したＣｕ−Ｋα線のＸ線回折パターンにおいて、逃げ面３における前記Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の（２００）面に帰属されるピーク（２θ＝３５°〜３８°）のピーク強度Ｉ（２００）と、前記Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の（１１１）面に帰属されるピーク（２θ＝４０°〜４３°）のピーク強度Ｉ（１１１）との比率（Ｉ（２００）／Ｉ（１１１））をＰｆ、前記すくい面における前記比率（Ｉ（２００）／Ｉ（１１１））をＰｒとしたとき、ＰｆがＰｒよりも大きいものである。なお、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）に帰属されるピークの中では、（２００）面に帰属されるピークのピーク強度Ｉ（２００）と、（１１１）面に帰属されるピークのピーク強度Ｉ（１１１）が他のピークよりも高い。

これによって、すくい面２では、結合相であるＴｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の（１１１）面のピークのピーク強度が高いために、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）自体の耐摩耗性が高く、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）が選択的に摩耗することなく、ｃＢＮが脱粒することを抑制できる。その結果、すくい面２におけるクレータ摩耗の進行を抑制して耐摩耗性が高い。一方、逃げ面３では、結合相であるＴｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の（２００）面のピークのピーク強度が高いために、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の衝撃吸収力が高く、逃げ面３に衝撃がかかったとき、逃げ面３の全体の耐欠損性を高めることができる。その結果、逃げ面３におけるチッピングや欠損の発生を抑制できる。そのために、インサート１の切削性能が向上する。

ここで、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）のピークにおいて、（２００）面ピークのピーク強度と（１１１）面ピークのピーク強度とのピーク強度とは、他のピークのピーク強度に比べていずれも高いものである。そして、その比率（Ｉ（２００）／Ｉ（１１１））は、すくい面２における比率が逃げ面３における比率よりも小さくなっている。つまり、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）はすくい面と逃げ面で異なる向きに配向している。すなわち、すくい面では、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の（１１１）面への配向度が高く、ｃＢＮ焼結体６の結合相の硬度が高くなるので、結合相が選択的に摩耗しにくく、ｃＢＮ相の脱粒を抑制できる。その結果、切刃チップ５の耐摩耗性が向上する。一方、逃げ面３では、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）がすくい面に対して（２００）面により配向しており、ｃＢＮ焼結体６の結合相の靭性が高くなるので、切刃チップ５の耐チッピング性が向上する。また、ｃＢＮのピークの中では（１１１）面に帰属されるピーク（２θ＝４３°〜４５°）のピーク強度が最強である。ｃＢＮの（１１１）面ピークのピーク強度は、すくい面および逃げ面のどちらでも、ｃＢＮのそれ以外の結晶面のピークのピーク強度に比べて１０倍以上のピーク強度を有している。すなわち、ｃＢＮ粒子はすくい面および逃げ面に対して同じ配向性を持っている。

なお、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）は、ＴｉＣ（ｘ＝１）、ＴｉＮ（ｘ＝０）、ＴｉＣＮ（０＜ｘ＜１）およびこれら２種以上の混合物として存在する場合がある。Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−
_ｘ）が２種以上の混合物として存在して、（２００）面ピークが２本以上観測される場合には、２本以上のすべてのピークのピーク強度を加算したピーク強度をＴｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）のピーク強度として計算する。

ここで、本実施態様では、前記比率Ｐｆの前記比率Ｐｒに対する比率（Ｐｆ／Ｐｒ）が１．２〜２．０である。これによって、切刃チップ５の耐摩耗性および耐欠損性がより最適化される。

また、本実施態様においては、切刃チップ５は工具本体１０の先端に、ＷＣ粒子を主とする硬質相と、Ｃｏを主成分とする結合相とから構成された超硬合金からなる裏打層１１を介してロウ付けされている。そして、図１に示す裏打層１１の逃げ面３の位置Ｐにおいて、裏打層１１中のＷＣのすくい面２に対して垂直方向の残留応力σ_１１と、すくい面２に対して水平方向の残留応力σ_２２とを２Ｄ法で測定した際に、σ_１１およびσ_２２のどちらも圧縮応力であり、かつ１．０＜σ_１１／σ_２２＜１．２である。これによって、ｃＢＮ焼結体６と裏打層１１との密着性が高くなるので、切削中に切刃チップ５が脱落することを抑制できる。なお、位置Ｐは、裏打層１１の逃げ面３において、裏打層１１と切刃チップ５との界面から裏打層１１の厚み方向に１００μｍ離れるとともに、裏打層１１の側面長さの中間の位置である。ここで、裏打層１１の側面の長さとは、裏打層１１の側面における切刃チップ５の先端のコーナの頂点から工具本体１０と接着する後端部までの長さを指す。

なお、上記実施態様における残留応力の測定法は２Ｄ法（多軸応力測定法／フルデバイリングフィッティング法）を用いて測定する。また、裏打層１１を構成する超硬合金中のＷＣの残留応力の測定に用いるＸ線回折ピークは、２θの値が１４７°近傍に現れる（３０１）面ピークを用いる。なお、残留応力の算出に際しては、ＷＣのポアソン比＝０．１９、ヤング率＝７００，０００ＭＰａを用いて計算する。また、Ｘ線回折測定の条件としては、鏡面加工した裏打層１１の逃げ面側に、Ｘ線の線源としてＣｕＫα線を用い、出力＝４５ｋＶ、１１０ｍＡの条件で照射して残留応力の測定を行う。

なお、本実施態様によれば、ｃＢＮ焼結体６に含有される結合材は、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の他に、ＴｉＢ_２や、ＡｌＮ等のＡｌ化合物、Ｃｏ、ＮｉおよびＭｏの少なくとも１種が含有されている。結合材は総量で１０〜７０体積％、望ましくは１０〜５０体積％、特に１０〜３０体積％の割合で構成されている。また、本実施態様では、ｃＢＮ焼結体６がｃＢＮ粒子を３０体積％以上、望ましくは５０体積％以上、特に７０体積％以上含んでいる。このようにｃＢＮ粒子の含有量が高くても結合材の結合力が高くｃＢＮ粒子の脱落を抑制できるものであることから、インサート１の耐摩耗性が高いものである。

また、本実施態様において、ｃＢＮ粒子の粒径は、耐摩耗性、強度の点から０．２〜１０μｍ、特に望ましくは３〜７μｍの範囲にある。なお、ｃＢＮの粒径の測定は、ＣＩＳ−０１９Ｄ−２００５に規定された超硬合金の平均粒径の測定方法に準じて測定する。

次に、上述した切削工具の製造方法について説明する。

例えば、原料粉末として平均粒径が０．２〜１０μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径が０．２〜３μｍの周期表第４、５および６族金属から選ばれる１種または２種以上の元素の金属粉末、炭化物粉末、窒化物粉末、平均粒径が０．５〜５μｍのＡｌの原料粉末、および所望により鉄族金属粉末を特定の組成に秤量し、１０〜７２時間ボールミルにて粉砕混合する。その後、必要に応じて所定形状に成形する。成形には、プレス成形、射出成形、鋳込み成形、押し出し成形等の周知の成形手段を用いることができる。

ついで、これを別途用意した超硬合金製の裏打支持体と共に超高圧焼結装置に装入し、１３００〜１６００℃の範囲内の所定の温度に４〜６ＧＰａの圧力下で１０〜６０分保持する。このとき、超高圧焼結装置にかける上下面方向と側面方向の圧力について、焼成温度での加圧保持時間のうちの初めから８０％の時間については、上下面方向と側面方向の圧力を同じ圧力で加圧する。その後、保持時間の後の２０％の時間については、上下面方向の圧力が側面方向の圧力よりも高くなるように調整して加圧する。これによって、ｃＢＮ質焼結体中に存在するＴｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の上下面方向と側面方向との配向性が異なった状態となり、すくい面と逃げ面でのＴｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）の（１１１）面ピークと（２００）面ピークとのピーク強度比率が変化する。

また、作製したｃＢＮ焼結体からワイヤ放電加工によって所定寸法の切刃部を切り出す。このとき、焼成時に上下面方向から加圧された面がすくい面となるように切刃部を切り出す。そして、この切り出した切刃部を超硬合金製の工具本体の先端角部に形成した切り込み段部にロウ付けする。その後、ロウ付けしたインサートの上面を研削加工し、続いて切刃部の側面をｃＢＮ焼結体のはみ出した部分を含めて研削加工する。さらに切刃部の先端の切刃にホーニング加工を施すことによって、本発明の切削工具を作製することができる。

平均粒径５μｍのｃＢＮ粉末、平均粒径３μｍのＴｉ化合物（ＴｉＮ_０．６、ＴｉＣ_０．６、）粉末、平均粒径１．５μｍのＡｌ粉末、平均粒径２μｍのＮｉ粉末を用いて表１の組成に調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１５時間混合した。次に混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。この成形体と裏打支持体とを重ねて、超高圧装置内にセットし、５０℃／分で昇温し、表１の焼成温度、保持時間により焼成した。このとき、保持時間の始めから８０％の時間は、上下面方向と側面方向とに５．５ＧＰａの圧力をかけて焼成し、その後の保持時間の２０％の時間は、表１の最終加圧の圧力をかけて焼成した。そして、焼成後、圧力を開放して５０℃／分で降温してｃＢＮ質焼結体を得た。

次に、作製したｃＢＮ焼結体および裏打層との一体物からワイヤ放電加工によって所定の形状に切り出した。そして、超硬合金製の工具本体の切刃先端部に形成した切り込み段部に、裏打層の下面を工具本体の切り込み段部の表面にロウ付けして、切り出したｃＢＮ焼結体を切刃部とした。そして、このｃＢＮ焼結体の切刃部に対してダイヤモンドホイールを用いて刃先処理（チャンファホーニングおよびＲホーニング）を施し、ＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８形状の切削インサートを作製した。

得られたインサートについて、切刃部のｃＢＮ焼結体に対し、ｃＢＮ焼結体の任意断面について、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）による組織観察によりｃＢＮ焼結体中のｃＢＮ粒子の含有比率を算出した。また、ＣＩＳ−０１９Ｄ−２００５に規定された超硬合金の平均粒径の測定方法に準じて測定したところ、ｃＢＮ粒子の平均粒径はいずれも４〜７μｍであった。さらに、すくい面および逃げ面から、ＢｒｕｋｅｒＡＸＳ社製Ｄ８ＤＩＳＣＯＶＥＲｗｉｔｈＧＡＤＤＳＳｕｐｅｒＳｐｅｅｄ、線源：ＣｕＫ_α、コリメータ径：０．８ｍｍφを用いて、Ｘ線回折測定を行い、ｃＢＮ焼結体中の結合材を特定した。結果は表１に示した。

また、Ｘ線回折チャートから、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（２００）面ピークおよび（１１１）面ピークのピーク強度Ｉ（２００）、Ｉ（１１１）を求めた。そして、逃げ面におけるＴｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（２００）／Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（１１１）の比率Ｐｆ、すくい面におけるその比率Ｐｒ、Ｐｆ／Ｐｒを算出した。また、ｃＢＮのピークのうち、最強のピークはいずれも（１１１）面に帰属されるピークであったが、そのピーク強度を測定
した。結果は表２に示した。

さらに、同じＸ線回折装置にて、２Ｄ法を用いて、逃げ面の裏打層において、切刃チップと裏打層との界面から１００μｍの下側で、裏打層の側面の長さの中間の位置Ｐで裏打層を構成する超硬合金中のＷＣの残留応力（すくい面に対して垂直方向の残留応力成分σ_１１、すくい面に対して水平方向の残留応力成分σ_２２）を測定し、その比を算出した。結果は表３に示した。なお、数値がマイナス表示のときは圧縮応力であることを示している。

次に、得られた切削インサートを用いて以下の切削条件にて切削試験を行った。結果は表３に合わせて示した。
切削方法：軽断続端面加工
被削材：ＳＣＭ４３５（浸炭焼入鋼：ｃスケールのロックウェル硬度（ＨＲＣ）５８〜６２）、３個穴付き
切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ
送り：０．１０ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：肩切り込み０．１ｍｍ、深さ切り込み０．２ｍｍ
切削状態：乾式
評価方法：摩耗または欠損に至るまでの加工数を評価した。

表１〜３に示した結果によれば、最終加圧において上下面の加圧圧力が側面の加圧圧力と同じ試料Ｎｏ．4では、ＰｆとＰｒとが同じとなり、すくい面におけるクレータ摩耗の
進行が早くかつ逃げ面におけるチッピングが発生しやすくなって切削加工数が少なくなった。また、最終加圧において上下面の加圧圧力が側面の加圧圧力よりも小さい試料Ｎｏ．５では、ＰｆがＰｒよりも小さくなり、さらに切削加工数が少なかった。

これに対して、ＰｆがＰｒよりも大きい試料Ｎｏ．１〜３は、いずれもすくい面におけるクレータ摩耗の進行が遅くかつ逃げ面におけるチッピングが発生しにくくなって加工数が多いものであった。

１インサート（切削インサート）
２すくい面
３逃げ面
４切刃
５切刃チップ（切刃部）
６ｃＢＮ焼結体
１０工具本体
１１裏打層

Claims

すくい面と逃げ面との交差稜線部を切刃とし、該切刃を含む切刃部が、ｃＢＮを主体として、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）を含むｃＢＮ質焼結体から構成され、前記切刃部のすくい面および逃げ面にて測定したＣｕ−Ｋα線のＸ線回折パターンにおいて、前記逃げ面におけるＴｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（０≦ｘ≦１）の（２００）面に帰属されるピークのピーク強度Ｉ（２００）と、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（０≦ｘ≦１）の（１１１）面に帰属されるピークのピーク強度Ｉ（１１１）との比率（Ｉ（２００）／Ｉ（１１１））をＰｆ、前記すくい面における前記比率（Ｉ（２００）／Ｉ（１１１））をＰｒとしたとき、ＰｆがＰｒよりも大きい切削工具。
前記比率Ｐｆの前記比率Ｐｒに対する比率（Ｐｆ／Ｐｒ）が１．２〜２．０である請求項１記載の切削工具。
前記切刃部を構成する切刃チップが工具本体の先端に裏打層を介してロウ付けしてなるとともに、前記裏打層の側面における側面長さの中間の位置であって、前記裏打層と前記切刃チップとの界面から前記裏打層の厚み方向に１００μｍ離れた位置において、ＷＣの前記すくい面に対して垂直方向の残留応力σ_１１と、前記すくい面に対して水平方向の残留応力σ_２２とを２Ｄ法で測定した際に、前記σ_１１および前記σ_２２のどちらも圧縮応力であり、かつ１．０＜σ_１１／σ_２２＜１．２である請求項１または２記載の切削工具。