JP2015139868A - 高硬度鋼の切削加工ですぐれた耐チッピング性を長期に亘って発揮する表面被覆切削工具 - Google Patents

Abstract

【課題】高硬度鋼の切削加工において、すぐれた耐チッピング性を発揮する被覆ｃＢＮ基焼結工具を提供する。【解決手段】 被覆ｃＢＮ基焼結工具において、（ａ）焼結体全体に占めるｃＢＮ粒子の含有割合は４０〜７０容量％であり、（ｂ）ｃＢＮ粒子は、粒径が２μｍ未満のものと２〜４μｍのものとが混在し、その容量比が、１：９〜５：５であり、（ｃ）ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力が−２．０ＧＰａを超え０ＧＰａ以下の範囲内、かつ、硬質被覆層の総括的な残留応力が−４．５〜−０．５ＧＰａの範囲内であり、（ｄ）硬質被覆層は、全層厚が１．３〜４．０μｍであり、ＴｉＡｌＮからなる第一層とＴｉＡｌＳｉＮからなる第二層で構成され、第一層と第二層の厚さとの比は、１：３〜１：５である被覆ｃＢＮ基焼結工具。【選択図】図１

Description

本発明は、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性とともに、すぐれた密着性を具備し、したがって、合金鋼の焼入れ材などの高硬度鋼で広範な切削条件での切削加工に用いた場合にも、すぐれた耐摩耗性を発揮し、長期の切削に亘ってすぐれた切削性能を維持することができる、立方晶窒化硼素基超高圧焼結材料（以下、ｃＢＮ基焼結材料という）で構成された工具基体の表面に硬質被覆層を形成した表面被覆立方晶窒化硼素基超高圧焼結材料製切削工具（以下、被覆ｃＢＮ基焼結工具という）に関するものである。

一般に、被覆ｃＢＮ基焼結工具には、各種の鋼や鋳鉄などの被削材の旋削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や、前記インサートを着脱自在に取り付けて、面削加工や溝加工、さらに肩加工などに用いられる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などが知られている。

また、被覆ｃＢＮ基焼結工具としては、各種のｃＢＮ基焼結材料で構成された工具基体（以下、ｃＢＮ基体という）の表面に、Ｔｉ窒化物（ＴｉＮ）層、ＴｉとＡｌの複合窒化物（（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ）層などの表面被覆層を蒸着形成してなる被覆ｃＢＮ基焼結工具が知られており、これらが、例えば、各種の鋼や鋳鉄などの切削加工に用いられていることも知られている（例えば、特許文献１、２参照）。

また、（Ｔｉ，Ａｌ）（Ｃ，Ｎ）層にＳｉを微量含有させた炭窒化物は、硬度が高く、しかも、酸化開始温度も高くなること、さらに、その組成が（Ｔｉ_{１−ｘ−ｙ}Ａｌ_ｘＳｉ_ｙ)（Ｃ_１−ｚＮ_ｚ)で示される化学式において０．０５≦ｘ≦０．７５，０．０１≦ｙ≦０．１０，０．６≦ｚ≦１を満足する場合は、高硬度で耐酸化性の良好な硬質皮膜となり、すぐれた耐摩耗性を発揮することも知られている（例えば、特許文献３参照）。

さらに、ｃＢＮ基焼結材料からなる工具基体表面に、硬質被覆層を蒸着形成した被覆ｃＢＮ基焼結工具であって、工具基体と硬質被覆層との界面における工具基体及び硬質被覆層の残留応力値が、それぞれが−２ＧＰａ以下の残留応力であり、かつ、両者の残留応力の差が０．５ＧＰａ以下であり、好ましくは、硬質被覆層中の残留応力の値が、硬質被覆層の表面に向かって絶対値で次第に小さくなる残留応力分布を形成することにより、長時間断続切削を行った場合でも、優れた耐チッピング性を示すことも知られている。（例えば、特許文献４参照）。

特開平７−３００６４９号公報 特開平８−１１９７７４号公報 特許２７９３７７３号公報 特開２０１１−８３８６５号公報

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、切削加工は、通常の切削条件と比べて、より広範な切削条件下での切削加工が要求される傾向にあるが、前記被覆ｃＢＮ基焼結工具においては、各種の鋼や鋳鉄を通常条件下で切削加工した場合に特段の問題は生じない。しかし、これを、合金鋼の焼入れ材などのビッカース硬さ（Ｃスケール）５０以上の高い硬さを有する高硬度鋼で広範な条件での切削に用いた場合、標準条件と異なる切削条件で切刃部に発生する高熱により、切刃の刃先の境界部分にはチッピングや欠損を生じ、この結果として、長期に亘ってすぐれた切削性能を維持することは困難となり、比較的短時間で使用寿命に至る場合があるのが現状である。

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、合金鋼の焼入れ材などの高硬度鋼で広範な条件での切削加工に用いた場合にも、すぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮し、長期の切削に亘ってすぐれた切削性能を維持することができる被覆ｃＢＮ基焼結工具を提供することである。

そこで、本発明者等は、前述のような観点から、特に合金鋼の焼入れ材などの高硬度鋼で広範な条件での連続切削加工（以下、単に「切削加工」という）で、硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する被覆ｃＢＮ基焼結工具を開発すべく研究を行った結果、
(ａ) 硬質被覆層を構成するＴｉとＡｌの複合窒化物（［Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘ］Ｎ）層は、Ａｌの含有割合ｘ（原子比）の値が、０．４０〜０．７０の範囲内において所定の耐熱性、高温硬さおよび高温強度を有し、通常の切削加工条件下において必要とされる耐摩耗性は具備しているが、切刃部にきわめて大きな発熱を伴い、ＴｉとＡｌの複合窒化物（［Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘ］Ｎ）層からなる硬質被覆層は高温強度が不足するために、切刃の境界部分に境界異常損傷が生じ、そして、これが原因となり切削性能を長時間維持することができず、比較的短時間で使用寿命に達してしまうこと。

（ｂ）一方、ＴｉとＡｌとＳｉの複合窒化物（［Ｔｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚ］Ｎ）層は、Ａｌの含有割合ｙ（原子比）の値が、０．４５〜０．６５の範囲内、Ｓｉの含有割合ｚ（原子比）の値が、０．０１〜０．１０の範囲内において、所定の耐熱性、高温硬さおよび高温強度を有し、通常の切削加工条件下において必要とされる耐摩耗性は具備しているが、切刃部にきわめて大きな発熱を伴い、ＴｉとＡｌとＳｉの複合窒化物（［Ｔｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚ］Ｎ）層からなる硬質被覆層はｃＢＮ基体との密着力が劣るために、切刃の境界部分に境界異常損傷が生じ、そして、これが原因となり切削性能を長時間維持することができず、比較的短時間で使用寿命に達してしまうこと。

（ｃ）ＴｉとＡｌの複合窒化物（［Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘ］Ｎ）層と［Ｔｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚ］Ｎ）層との積層構造とすることによって、前述したようなそれぞれの層が有する作用が相乗的に作用するとともに、一方の層が持つ欠点に対して、他方の層が持つ利点が補完的に作用する結果、硬質被覆層全体としての耐摩耗性が向上すること。

（ｄ）また、ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力および硬質被覆層の総括的な残留応力を制御することにより、耐チッピング性を向上させるとともに、切削時の耐摩耗性を向上することができること。

本発明は、前述した（ａ）〜（ｄ）に示される研究結果に基づいてなされたものであって、
「 硬質相成分として、少なくとも立方晶窒化硼素粒子を含有する焼結体を工具基体とし該工具基体に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）前記焼結体全体を１００容量％とした時の立方晶窒化硼素粒子の含有割合が、４０〜７０容量％であり、
（ｂ）前記立方晶窒化硼素粒子は、粒径が２μｍ未満のものと２〜４μｍのものとが混在し、その容量比が、１：９〜５：５であり、
（ｃ）前記工具基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力が−２．０ＧＰａを超え０ＧＰａ以下の範囲内、かつ、硬質被覆層の総括的な残留応力が−４．５〜−０．５ＧＰａの範囲内であり、
（ｄ）前記硬質被覆層は、全層厚が１．３〜４．０μｍであり、工具基体側から、
第一層：Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘＮ（ｘは原子比で、０．４０≦ｘ≦０．７０）、
第二層：Ｔｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚＮ（ｙおよびｚは、それぞれ原子比で、０．４５≦ｙ≦０．６５、０．０１≦ｚ≦０．１０）の皮膜の積層構造を有するとともに第一層の厚さと第二層の厚さとの比が、１：３〜１：５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、本発明の被覆ｃＢＮ基焼結工具において、これを構成するｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力および硬質被覆層の総括的な残留応力、硬質被覆層の組成、層厚等について説明する。

（ａ）ｃＢＮ基体中のｃＢＮ粒子の含有割合：
ｃＢＮ基体中のｃＢＮ成分は、きわめて硬質で、ｃＢＮ基焼結材料中で分散相を形成して、耐摩耗性の向上が図れるが、ｃＢＮ基体全体に対する含有割合が４０容量％未満では、ｃＢＮ基体中に存在する硬質物質が少なく、所望の耐摩耗性を確保することができない。一方、７０容量％を超えると、ｃＢＮ基体自体の焼結性が低下し、ｃＢＮ基体中にクラックの起点となる空隙が生成し、耐欠損性が低下する。そのため、本発明が奏する効果をより一層発揮するためには、ｃＢＮ基体全体に占めるｃＢＮ粒子の含有割合は、４０〜７０容量％の範囲とすることが好ましい。
ここで、ｃＢＮ基体に占めるｃＢＮ粒子の含有割合（容量％）は、ｃＢＮ基体の断面組織をＳＥＭ（Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｙ）によって１５μｍ×１５μｍ程度の視野領域で観察し、得られた二次電子像内のｃＢＮ粒子の部分を画像処理によって抜き出し、画像解析によってｃＢＮ粒子が占める面積を算出し、この面積割合をｃＢＮ粒子の含有割合（容量％）とした。

（ｂ）ｃＢＮ基体中のｃＢＮ粒子の粒径：
本発明におけるｃＢＮ粒子は、粒径が２μｍ未満のものと２〜４μｍのものとが混在しており、両者の容量比が、１：９〜５：５であることを特徴としている。
その理由は、粒径が２〜４μｍのｃＢＮ粒子のみがｃＢＮ基体中に存在する場合、硬さが大きく、かつ、比較的サイズが大きいために、切削加工時のｃＢＮ基体の耐摩耗性が発揮されるが、ｃＢＮ粒子の脱落が発生しやすく、そのため耐欠損性が劣る。また、粒径が２μｍ未満のｃＢＮ粒子のみがｃＢＮ基体中に存在する場合、切削加工時にｃＢＮ粒子の脱落は発生しにくくなり耐欠損性は発揮されるものの、耐摩耗特性が劣る。そこで、粒径が２μｍ未満と２〜４μｍのｃＢＮ粒子が混在することで切削加工時のｃＢＮ基体の耐摩耗性及び耐欠損性の欠点を補完しあい、発現されることを見出した。本発明は、ｃＢＮ工具基体を構成するｃＢＮ粒子の粒径を制御することにより、最も切削性能の向上に寄与するｃＢＮ粒径の分布割合を幾つもの試験結果に基づき導出したところ、粒径が２μｍ未満のｃＢＮ粒子と２〜４μｍのｃＢＮ粒子との混在比は、１：９〜５：５であると定めた。

（ｃ）ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相および硬質被覆層の総括的な残留応力：
図１に示すように、本発明では、ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力は−２．０ＧＰａを超え０ＧＰａ以下の範囲内と定めている。
ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力が０ＧＰａを超える場合（即ち、引張残留応力側になった場合）には、切削が進行し硬質被覆層が摩耗により消失し、クレーター部でｃＢＮ基体が露出した後、クレーター部のｃＢＮ基体の摩耗進行が早くなり、切削加工が進行した際のすくい面側から観察した逃げ面とホーニング面の稜線部の形態が先細りするまでの時間が短い。そのため、稜線部が切削加工時の負荷に耐えられなくなり、欠損に至る時間が短くなることから、ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力は０ＧＰａ以下の範囲(即ち、圧縮残留応力の範囲)とする。

ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力が−２．０ＧＰａ以下となった場合には、切削が進行し硬質被覆層が摩耗により消失し、ｃＢＮ基体が露出した後、逃げ面のｃＢＮ基体が切削加工によりチッピングを起こしやすくなる。そのため、切削加工が進行した際のすくい面側から観察した逃げ面とホーニング面の稜線部の形態において、逃げ面でチッピングした部位で先細りが顕著になる。そのため、稜線部が切削加工時の負荷に耐えられなくなり、欠損に至る時間が短くなることから、ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力は−２．０ＧＰａを超える範囲とする。
以上のことから、本発明では、ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力について、−２．０ＧＰａを超え０ＧＰａ以下の範囲とする。

ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力の測定は、以下のようにして行うことができる。
成膜前の前処理後のｃＢＮ基体について、Ｘ線回折装置により回折ピークを求め、ｓｉｎ^２Ψ法によって、残留応力を測定する。
測定には、Ｃｒ管球にて、ｃＢＮ基体の逃げ面のバインダー中のＴｉＮ相成分に起因する（２２０）面の回折ピークを用い、ヤング率として、４２９ＧＰａ、ポアソン比として０．１９を使用して、ｃＢＮ基体表面と平行な方向の残留応力値を計算により求める。
これにより、前処理する前のｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力を基準とした、成膜前の前処理後のＴｉＮ相の残留応力を求めることができる。

硬質被覆層の総括的な残留応力：
図１に示すように、本発明では、硬質被覆層の総括的な残留応力は−４．５〜−０．５ＧＰａの範囲内と定めている。
硬質被覆層の統括的な残留応力が、−０．５ＧＰａを超えるような場合には、硬質被覆層の硬さが低く、耐摩耗性が悪くなり、一方、−４．５ＧＰａ未満であると、刃先稜線部上の硬質被覆層は、切削加工時の負荷に対する感受性が高く、切削初期においてチッピングを生じやすいことから、硬質被覆層の統括的な残留応力は、−４．５〜−０．５ＧＰａの範囲内の残留応力に定めた。
なお、残留応力については、引張残留応力をプラスで表現し、圧縮残留応力をマイナスで表現している。

硬質被覆層の総括的な残留応力の測定は、以下のようにして行うことができる。
Ｘ線回折装置によって、成膜後の被覆ｃＢＮ基焼結工具について回折ピークを求めようとした場合、第一層に起因する回折ピークと第二層に起因する回折ピークとを分離することは困難であるから、第一層因の回折ピークと第二層起因の回折ピークを一つの回折ピークとみなして、ｓｉｎ^２Ψ法を用い残留応力を測定した数値をもって、硬質被覆層の総括的な残留応力とした。
測定には、Ｃｒ管球にて第一層及び第二層の（２２０）面の回折ピークを用い、ヤング率として、５３０ＧＰａ、ポアソン比として０．２を使用して、ｃＢＮ基体表面と平行な方向の残留応力値を計算により求める。
これにより、成膜前の前処理後のｃＢＮ基体中のＴｉＮ相の残留応力を基準とした、第一層および第二層の硬質被覆層の総括的な残留応力を求めることができる。

（ｄ）硬質被覆層の第一層、第二層：
硬質被覆層の第一層を構成するＴｉとＡｌの複合窒化物（［Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘ］Ｎ）層におけるＴｉ成分は高温強度の維持、Ａｌ成分は高温硬さと耐熱性の向上に寄与することから、硬質被覆層の第一層を構成するＴｉとＡｌの複合窒化物（［Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘ］Ｎ）層は、所定の高温強度、高温硬さおよび耐熱性を具備する層であって、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工時における基体と被覆層との密着性および切刃部の耐摩耗性を確保する役割を基本的に担う。ただ、Ａｌの含有割合ｘが７０原子％を超えると第一層の高温硬さと耐熱性は向上するものの、Ｔｉ含有割合の相対的な減少によって、立方晶単相から立方晶と六方晶の混相となり、硬さが低下するため、耐摩耗性が低下しやすくなり、一方、Ａｌの含有割合ｘが４０原子％未満になると、高温での耐酸化性が低下し、その結果、耐チッピング性の低下がみられるようになることから、Ａｌの含有割合ｘの値を０．４０〜０．７０と定めた。

硬質被覆層の第二層を構成するＴｉとＡｌとＳｉの複合窒化物（［Ｔｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚ］Ｎ）層におけるＴｉ成分は高温強度の維持、Ａｌ成分は高温硬さと耐熱性の向上、Ｓｉ成分は靭性の向上に寄与することから、硬質被覆層の第二層を構成するＴｉとＡｌとＳｉの複合窒化物（［Ｔｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚ］Ｎ）層は、第一層を構成する（［Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘ］Ｎ）層よりも優れた高温強度、高温硬さ、耐熱性および靭性を具備する層であって、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工時における切刃部の第一層を構成する（［Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘ］Ｎ）層よりも優れた耐摩耗性を確保する役割を基本的に担う。ただ、Ａｌの含有割合ｙが６５原子％を超えると第二層の高温硬さと耐熱性は向上するものの、Ｔｉの含有割合の相対的な減少によって、高温強度が低下しチッピングを発生しやすくなり、一方、Ａｌの含有割合ｙが４５原子％未満になると、高温硬さと耐熱性が低下し、その結果、耐摩耗性の低下がみられるようになることから、Ａｌの含有割合ｙの値を０．４５〜０．６５と定めた。また、Ｓｉの含有割合ｚが１０原子％を超えると第二層の硬さは向上するものの、Ａｌの含有割合およびＴｉの含有割合の相対的な減少によって、高温強度が低下し、チッピングを発生しやすくなる。一方、Ｓｉの含有割合ｚが１原子％未満になると、硬さと耐熱性が低下し、その結果、耐摩耗性の低下がみられるようになることから、Ｓｉの含有割合ｚの値を０．０１〜０．１０と定めた。
また、第一層および第二層の合計層厚が１．３μｍ未満である場合、切削加工において硬質被覆層が摩耗により消失する時間が速く、耐摩耗性が確保できない。第一層および第二層の合計層厚が４．０μｍを超える場合、硬質被覆層が自己破壊に至る、あるいは、切削加工においてチッピングが発生しやすくなる。そのため、第一層および第二層の合計層厚を１．３〜４．０μｍと定めた。
また、第一層の層厚に対する第二層の層厚が３未満である場合、主に耐摩耗性を確保する役割を担う第二層の層厚が薄いことにより、長時間の切削加工における耐摩耗性が確保できず、早期に寿命に至る。第一層の層厚に対する第二層の層厚が５を超える場合、主にｃＢＮ基体との密着性を確保する役割を担う第一層の層厚が薄いことにより、切削加工において耐剥離性が劣り、早期に寿命に至る。そのため、第一層の厚さと第二層の厚さとの比が、１：３〜１：５と定めた。

本発明の被覆ｃＢＮ基焼結工具は、ｃＢＮ基体中のｃＢＮ粒子の粒径が２μｍ未満のものと２〜４μｍのものとが混在し、また、ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力と硬質被覆層の総括的な残留応力とを適正範囲に維持し、さらに、硬質被覆層を第一層と第二層との積層構造とすることによって、特に合金鋼の焼入れ材などの高硬度鋼で広範な条件での切削加工に用いた場合において、硬質被覆層にチッピング、欠損、剥離等の異常損傷の発生はなく、長期に亘って、すぐれた耐摩耗性を発揮するのである。

本発明の一つの実施態様における被覆ｃＢＮ基焼結工具の縦断面模式図である。 被覆ｃＢＮ基焼結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の概略図を示し、（ａ）は概略平面図、（ｂ）は概略正面図である。

つぎに、本発明の被覆ｃＢＮ基焼結工具を実施例により具体的に説明する。

原料粉末として、２μｍ未満の粒径を有する立方晶窒化硼素（以下、微粒ｃＢＮという）粉末および２〜４μｍの粒径を有する立方晶窒化硼素（以下、粗粒ｃＢＮという）粉末、ならびに、いずれも０．５〜４μｍの範囲の平均粒径を有する窒化チタン（ＴｉＮ）粉末、Ａｌ粉末、酸化アルミニウム（Ａｌ_２Ｏ_３）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８０時間湿式混合し、乾燥した後、１２０ＭＰａの圧力で直径：５０ｍｍ×厚さ：１．５ｍｍの寸法をもった圧粉体にプレス成形し、ついでこの圧粉体を、圧力：１Ｐａの真空雰囲気中、９００〜１３００℃の範囲内の所定温度に６０分間保持の条件で焼結して切刃片用予備焼結体とし、この予備焼結体を、別途用意した、Ｃｏ：８質量％、ＷＣ：残りの組成、並びに直径：５０ｍｍ×厚さ：２ｍｍの寸法をもったＷＣ基超硬合金製支持片と重ね合わせた状態で、通常の超高圧焼結装置に装入し、通常の条件である圧力：５ＧＰａ、温度：１２００〜１４００℃の範囲内の所定温度に保持時間：０．８時間の条件で超高圧焼結し、焼結後上下面をダイヤモンド砥石を用いて研磨し、ワイヤー放電加工装置にて一辺３ｍｍの正三角形状に分割し、さらにＣｏ：５質量％、ＴａＣ：５質量％、ＷＣ：残りの組成およびＩＳＯ規格ＣＮＧＡ１２０４０８の形状（厚さ：４．７６mm×一辺長さ：１２．７mmの正三角形）をもったＷＣ基超硬合金製チップ本体のろう付け部（コーナー部）に、質量％で、Ｃｕ：２６％、Ｔｉ：５％、Ｎｉ：２．５％、Ａｇ：残りからなる組成を有するＡｇ合金のろう材を用いてろう付けし、所定寸法に外周加工した後、切刃部にチャンファーホーニング幅：０．１３ｍｍ、チャンファーホーニング角度：２５°、コーナーＲ：１５μｍのホーニング加工を施し、さらに仕上げ研摩を施すことによりＩＳＯ規格ＣＮＧＡ１２０４０８のインサート形状をもったｃＢＮ基体Ａ〜Ｈをそれぞれ製造した。
なお、ｃＢＮ基体Ｆ〜Ｈは、後述する比較例のｃＢＮ基体である。

（ａ）ついで、成膜前の前処理として、前記ｃＢＮ基体Ａ〜Ｅのそれぞれに対して、表２の条件ａ〜ｄに示すメディア、噴射角度、噴射圧力、噴射時間でブラスト処理を施す。（ただし、表２の条件ａはブラスト無し）
（ｂ）ついで、前記ｃＢＮ基体Ａ〜Ｅ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、一方側のカソード電極（蒸発源）として、また、他方側のカソード電極（蒸発源）として、それぞれ表３に示される目標組成に対応した成分組成を有する第一層形成用ＴｉＡｌ合金ターゲットと第二層形成用ＴｉＡｌＳｉ合金ターゲットを、回転テーブルを挟んで対向配置し、
（ｃ）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、Ａｒガス圧力：０．５〜１．０Ｐａの雰囲気とすると共に、タングステンフィラメントに電流５０〜６０Ａの条件下で１分のボンバード処理を３回繰り返す。ボンバード処理の間はタングステンフィラメントに電流を流さない時間を１分設定する事で、ろう材が溶融することを防止する。これらの処理により、ｃＢＮ基体表面に不可避的に付着している有機物等の汚染物を除去する。
（ｄ）次いで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して２〜６Ｐａの範囲内の所定の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ｃＢＮ基体に−５０〜−１００Ｖの範囲内の所定の直流バイアス電圧を印加し、かつ第一層形成用Ｔｉ−Ａｌ合金ターゲットとアノード電極との間に１００〜１５０Ａ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、ｃＢＮ基体の表面に、表３に示される目標組成および目標層厚の（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を硬質被覆層の第一層として蒸着形成し、
（ｅ）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６〜１０Ｐａの範囲内の所定の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ｃＢＮ基体に−１０〜−１００Ｖの範囲内の所定の直流バイアス電圧を印加した状態で、第二層形成用Ｔｉ−Ａｌ−Ｓｉ合金ターゲットのカソード電極とアノード電極との間に５０〜１５０Ａ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、ｃＢＮ基体の表面に所定層厚の第二層を形成し、もってｃＢＮ基体の表面に、層厚方向に沿って表３に示される目標組成および目標層厚の第一層と第二層の積層からなる硬質被覆層を同じく表３に示される合計層厚（平均層厚）で蒸着形成することにより、本発明被覆ｃＢＮ基焼結工具（以下、「本発明被覆工具」という）１〜１０をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、成膜前の前処理として、前記ｃＢＮ基体Ａ〜Ｅのそれぞれに対して、表２の条件ａ〜ｇに示すメディア、噴射角度、噴射圧力、噴射時間でブラスト処理を施し（ただし、表２の条件ａはブラスト無し）、前記（ｂ）〜（ｅ）と同様の方法を用いて、ｃＢＮ基体の表面に、層厚方向に沿って表４に示される目標組成および目標層厚の第一層と第二層の積層からなる硬質被覆層を同じく表４に示される合計層厚（平均層厚）で蒸着形成することにより、比較例被覆ｃＢＮ基焼結工具（以下、「比較例被覆工具」という）１〜１０をそれぞれ製造した。ただし、比較例被覆工具９は、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層は無く、（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層のみの単層の硬質被覆層である。

さらに、比較の目的で、成膜前の前処理として、前記ｃＢＮ基体Ｆ、Ｇ、Ｈのそれぞれに対して、表２の条件ａ、ｂ、ｅに示すメディア、噴射角度、噴射圧力、噴射時間でブラスト処理を施し（ただし、表２の条件ａはブラスト無し）、前記（ｂ）〜（ｅ）と同様の方法を用いて、ｃＢＮ基体の表面に、層厚方向に沿って表４に示される目標組成および目標層厚の第一層と第二層の積層からなる硬質被覆層を同じく表４に示される合計層厚（平均層厚）で蒸着形成することにより、比較例被覆工具１１〜１３をそれぞれ製造した。

さらに、硬質被覆層について、その組成を走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いてのエネルギー分散型Ｘ線分析法（ＥＤＳ）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、また、そ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値（５ヶ所の平均値）を示した。

なお、上記で作製した本発明被覆工具１〜１０および比較例被覆工具１〜１３のｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力を知るために、前記（ａ）のブラスト処理を施したｃＢＮ基体について、Ｘ線回折装置により回折ピークを求め、ｓｉｎ^２Ψ法によって、残留応力を測定した。測定には、Ｃｒ管球にて、ｃＢＮ基体の逃げ面のバインダー中のＴｉＮ相成分に起因する（２２０）面の回折ピークを用い、ヤング率として、４２９ＧＰａ、ポアソン比として０．１９を使用して、ｃＢＮ基体表面と平行な方向の残留応力値を計算により求めた。
これにより、前記（ａ）のブラスト処理を施す前のｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力を基準とした、ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力を求めた。
表３、表４にこれらの値を示す。

さらに、本発明被覆工具１〜１０および比較例被覆工具１〜１３の硬質被覆層について、ｓｉｎ^２Ψ法を用い、Ｘ線回折装置によって逃げ面上における総括的な残留応力の値を測定した。第一層：Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘＮ（０．４０≦ｘ≦０．７０）および第二層：Ｔｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚＮ（０．４５≦ｙ≦０．６５、０．０１≦ｚ≦０．１０）はいずれも立方晶構造であることを確認した。また、Ｘ線回折装置により得られる第一層起因、第二層起因の回折ピークの位置は同等で分離が困難であることから、第一層および第二層の二つのピークを一つのピークとみなしてｓｉｎ^２Ψ法を用いて、残留応力を測定した数値をもって、硬質被覆層の総括的な残留応力とした。測定には、Ｃｒ管球にてＴｉ_１−ｘＡｌ_ｘＮおよびＴｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚＮの（２２０）面の回折ピークを用い、ヤング率として５３０ＧＰａ、ポアソン比として０．２を使用して、ｃＢＮ基体表面と平行な方向の残留応力値を計算により求めた。ただし、比較例被覆工具９は、（Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ）Ｎ層のみの残留応力測定結果である。
表３、表４にこれらの値を示す。

つぎに、前記各種の被覆ｃＢＮ基焼結工具を、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、本発明被覆工具１〜１０および比較例被覆工具１〜１３について、以下に示す切削条件Ａ、Ｂで切削試験を実施した。
[切削条件Ａ]
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４１５の浸炭焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６１）の丸棒、
切削速度： １８０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２ ｍｍ、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １５ 分、
の条件での合金鋼の乾式連続切削加工試験（通常の切削速度は１５０ｍ／ｍｉｎ．）、
[切削条件Ｂ]
被削材：ＪＩＳ・ＳＣｒ４２０の浸炭焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６０）の丸棒、
切削速度： ２５０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２ ｍｍ、
送り： ０．１ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件での合金鋼の乾式連続切削加工試験（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（ｍｍ）を測定した。
表５に、測定結果を示す。

表３、表５に示される結果から、本発明被覆工具は、いずれも硬質被覆層が、全層厚がそれぞれ１．３〜４．０μｍで、第一層と第二層との厚さの比が、１：３〜１：５である第一層：Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘＮ（０．４０≦ｘ≦０．７０）と第二層：Ｔｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚＮ（０．４５≦ｙ≦０．６５、０．０１≦ｚ≦０．１０）の積層構造を有し、第一層がすぐれた耐熱性、高温強度とすぐれた高温硬さを備え、さらに、第二層がすぐれた耐熱性、高温硬さとより一段とすぐれた高温強度と耐衝撃強さを備えているとともに、ｃＢＮ基体のバインダー中のＴｉＮ相に適切な残留応力が付与され、さらに、硬質被覆層全体としても、総括的な残留応力として適切な残留応力が付与されていることから、高硬度鋼の切削加工でも、チッピング、欠損、剥離等の異常損傷を発生することなく、すぐれた耐摩耗性を発揮する。
これに対して、表４、表５に示される結果から、ｃＢＮ基体、硬質被覆層が本発明のような条件を備えていない比較例被覆工具は、チッピング、欠損、剥離等が発生し、比較的短時間で使用寿命に至ることが明らかである。

本発明の被覆ｃＢＮ基焼結工具は、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、特に合金鋼の焼入れ材等のような高硬度鋼の、高熱発生を伴い切刃部にきわめて大きな機械的負荷が加わる切削条件であっても、すぐれた耐チッピング性を発揮し、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性をも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。

Claims (1)

1. 硬質相成分として、少なくとも立方晶窒化硼素粒子を含有する焼結体を工具基体とし該工具基体に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）前記焼結体全体を１００容量％とした時の立方晶窒化硼素粒子の含有割合が、４０〜７０容量％であり、
   （ｂ）前記立方晶窒化硼素粒子は、粒径が２μｍ未満のものと２〜４μｍのものとが混在し、その容量比が、１：９〜５：５であり、
   （ｃ）前記工具基体のバインダー中のＴｉＮ相の残留応力が−２．０ＧＰａを超え０ＧＰａ以下の範囲内、かつ、硬質被覆層の総括的な残留応力が−４．５〜−０．５ＧＰａの範囲内であり、
   （ｄ）前記硬質被覆層は、全層厚が１．３〜４．０μｍであり、工具基体側から、
   第一層：Ｔｉ_１−ｘＡｌ_ｘＮ（ｘは原子比で、０．４０≦ｘ≦０．７０）、
   第二層：Ｔｉ_{１−ｙ−ｚ}Ａｌ_ｙＳｉ_ｚＮ（ｙおよびｚは、それぞれ原子比で、０．４５≦ｙ≦０．６５、０．０１≦ｚ≦０．１０）の皮膜の積層構造を有するとともに第一層の厚さと第二層の厚さとの比が、１：３〜１：５であることを特徴とする表面被覆切削工具。