JP2017042906A - 強断続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表面被覆切削工具 - Google Patents

Abstract

【課題】強断続切削加工において、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性と耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具を提供する。
【解決手段】硬質被覆層はＡ層とＢ層の交互積層構造からなり、Ａ層は（Ｔｉ_１−ｚＡｌ_ｚ）Ｎ（但し、原子比で、０．４≦ｚ≦０．７）、Ｂ層は（Ｃｒ_{１−ｘ−ｙ}Ａｌ_ｘＭ_ｙ）Ｎ(但し、原子比で０．０３≦ｘ≦０．４、０≦ｙ≦０．０５、Ｍは、Ｃｒを除く４ａ、５ａ、６ａ族元素、ＢおよびＳｉから選ばれる１種以上の元素）の組成を有し、Ａ層の層厚ｔＡとＢ層の層厚ｔＢは、０．６７≦ｔＢ／ｔＡ≦２．０を満足し、硬質被覆層全体の結晶粒の格子定数ａは、４．１０≦ａ≦４．２０を満足し、硬質被覆層全体の（２００）面と（１１１）面とのＸ線回折ピーク強度比は、２．０≦Ｉ（２００）／Ｉ（１１１）≦１０を満足し、さらに、Ｂ層の塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）は、０．３５〜０．５０の範囲内である。
【選択図】図１

Description

この発明は、切れ刃に断続的、衝撃的な高負荷が作用する合金鋼等の強断続切削加工において、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を示し、長期の使用にわたってすぐれた切削性能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。

一般に、表面被覆切削工具には、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スローアウエイチップ、前記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、また前記スローアウエイチップ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スローアウエイエンドミル工具などが知られている。

また、被覆工具として、ＣｒとＡｌの複合窒化物（（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ）層、あるいは、ＴｉとＡｌの複合窒化物（（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ）層からなる硬質被覆層を、炭化タングステン（以下、ＷＣで示す）基超硬合金、炭窒化チタン（以下、ＴｉＣＮで示す）基サーメットあるいは立方晶窒化硼素焼結体（以下、ｃＢＮで示す）からなる基体（以下、これらを総称して工具基体という）の表面に、アークイオンプレーティング法により、被覆形成した被覆工具が知られている。
そして、被覆工具の切削性能を改善するために、多くの提案がなされている。

例えば、特許文献１には、工具基体表面に、組成式（Ｃｒ_１−ＸＡｌ_Ｘ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．４０〜０．７０）を満足するＣｒとＡｌの複合窒化物層からなり、かつ、該複合窒化物層についてＥＢＳＤによる結晶方位解析を行った場合、表面研磨面の法線方向から０〜１５度の範囲内に結晶方位＜１００＞を有する結晶粒の面積割合が５０％以上、また、表面研磨面の法線と直交する任意の方位に対して０〜５４度の範囲内に存在する最高ピークを中心とした１５度の範囲内に結晶方位＜１００＞を有する結晶粒の面積割合が５０％以上であるような、２軸結晶配向性を示す（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層で硬質被覆層を構成することにより、重切削加工における硬質被覆層の耐欠損性を改善することが提案されている。

また、特許文献２には、表面側に硬質皮膜層１を、工具基体側に硬質皮膜層２を被覆し、硬質皮膜層１は（Ｃｒ_１−ａＡｌ_ａ）Ｎ_ｘ、但し、０．５≦ａ≦０．７５、０．９≦ｘ≦１．１であり、硬質皮膜層２は（Ｔｉ_ｂＡｌ_１−ｂ）Ｎ_ｙ、但し、０．４≦ｂ≦０．６、０．９≦ｙ≦１．１であり、Ｘ線回折における硬質皮膜層１の（２００）面の格子定数をα_１（ｎｍ）とした時、０．４１１≦α_１≦０．４１５であり、硬質皮膜層２の（２００）面の格子定数をα_２（ｎｍ）とした時、０．４１３≦α_２≦０．４１８とすることによって、高硬度を維持しつつ残留圧縮応力の低減化を図り、また、硬質皮膜層１、２の密着強度を高めることによって、被覆工具の長寿命化を図ることが提案されている。

また、特許文献３には、表面側に硬質皮膜層１を、工具基体側に硬質皮膜層２を被覆し、硬質皮膜層１は（Ｃｒ_１−ａＡｌ_ａ）Ｎ_ｘ、但し、０．５≦ａ≦０．７５、０．９≦ｘ≦１．１であり、硬質皮膜層２は（Ｔｉ_ｂＡｌ_１−ｂ）Ｎｙ、但し、０．４≦ｂ≦０．６、０．９≦ｙ≦１．１であり、Ｘ線回折における硬質皮膜層１の（１１１）面の格子定数をａ_１（ｎｍ）、硬質皮膜層２の（１１１）面の格子定数をａ_２（ｎｍ）としたとき、１．００５≦ａ_２／ａ_１≦１．０２５とすることによって、高硬度を維持しつつ残留圧縮応力の低減化を図り、また、硬質皮膜層１、２の密着強度を高めることによって、被覆工具の長寿命化を図ることが提案されている。

また、特許文献４には、工具基体表面に（Ｃｒ_１−ｘＡｌ_ｘ）Ｎ層（０．１≦ｘ≦０．６）を被覆形成した被覆工具において、（Ｃｒ_１−ｘＡｌ_ｘ）Ｎ結晶粒を平均層厚と等しい高さを有する柱状晶組織とし、前記（Ｃｒ_１−ｘＡｌ_ｘ）Ｎ層の水平断面における結晶粒組織を観察した場合、１０〜１００ｎｍの粒径の結晶粒が占有する面積を測定面積のうちの９０％以上とし、かつ、電子線後方散乱回折装置で表面の結晶粒の結晶方位を測定した場合、隣り合う測定点との結晶方位の差が１５度以上となる結晶界面によって囲まれた直径０．２〜４μｍの区分が占有する面積を、測定された全体の面積のうち２０％以上とすることによって、断続重切削加工における耐欠損性と靭性を改善することが提案されている。

また、特許文献５には、工具基体表面に硬質皮膜を被覆形成した被覆工具において、硬質皮膜を、ＣｒとＡｌとＭ成分と炭素、窒素、酸素およびホウ素から選ばれる少なくとも１種の元素で構成する(ただし、Ｍ成分は、周期律表の４ａ、５ａ、６ａ族元素およびＳｉから選ばれる少なくとも１種の元素と、Ｚｒ)ことにより、硬質皮膜の耐摩耗性と耐酸化性を改善することが提案されている。

さらに、特許文献６には、工具基体の表面に、（Ｔｉ，Ａｌ）系複合窒化物あるいは複合炭窒化物層からなる下部層と、（Ｃｒ，Ａｌ）系複合窒化物層からなる上部層を被覆形成し、かつ、上部層は、立方晶構造からなる薄層Ａと、立方晶構造と六方晶構造の混在する薄層Ｂの交互積層構造として構成することによって、高速断続切削加工における潤滑性と耐摩耗性を改善することが提案されている。
なお、上記下部層は、組成式：（Ｔｉ_{１−Ｑ−Ｒ}Ａｌ_ＱＭ_１Ｒ）（Ｃ，Ｎ）で表した場合に、０．４≦Ｑ≦０．６５、０≦Ｒ≦０．１（但し、Ｑは原子比によるＡｌの含有割合、Ｒは原子比による成分Ｍ_１の合計含有割合であり、また、成分Ｍ_１は、Ｓｉ、Ｂ、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、ＮｂまたはＭｏから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足するＴｉとＡｌとＭ_１の複合窒化物または複合炭窒化物層であり、上記薄層Ａは、組成式：（Ｃｒ_{１−α−β}Ａｌ_αＭ_２β）Ｎで表した場合に、０．２５≦α≦０．６５、０＜β≦０．１（但し、αは原子比によるＡｌの含有割合、βは原子比による成分Ｍ_２の合計含有割合であり、また、成分Ｍ_２は、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、Ｎｂ、ＭｏまたはＴｉから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足する立方晶構造のＣｒとＡｌとＭ_２の複合窒化物層であり、さらに、上記薄層Ｂは、組成式：（Ｃｒ_{１−γ−δ}Ａｌ_γＭ_３δ）Ｎで表した場合に、０．７５≦γ≦０．９５、０＜δ≦０．１（但し、γは原子比によるＡｌの含有割合、δは原子比による成分Ｍ_３の合計含有割合であり、また、成分Ｍ_３は、Ｚｒ、Ｙ、Ｖ、Ｗ、Ｎｂ、ＭｏまたはＴｉから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足するＣｒとＡｌとＭ_３の複合窒化物層であることが記載されている。

特開２００８−１８８７３４号公報 特開２０１０−１２５６４号公報 特開２０１０−２８４７８７号公報 特開２０１１−１９４５３５号公報 特開２００６−８２２０９号公報 特開２００９−１０１４９１号公報

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、切削加工は高能率化の傾向にある。
前記特許文献１〜６で提案されている従来被覆工具においては、これを鋼や鋳鉄の通常条件での切削に用いた場合には格別問題はないが、特に、切れ刃に断続的、衝撃的な高負荷が作用する合金鋼等の強断続切削加工条件で用いた場合には、チッピング等が発生しやすく、また、耐摩耗性も満足できるものではないため、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。

そこで、本発明者等は、上述のような観点から、特に切れ刃に断続的、衝撃的な高負荷が作用する合金鋼等の強断続切削加工で、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性を発揮すると同時に、耐摩耗性にも優れた被覆工具を開発すべく、鋭意研究を重ねた結果、以下の知見を得た。
（ａ）まず、硬質被覆層が、（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層あるいは（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層で構成された従来被覆工具において、硬質被覆層の構成成分であるＡｌは高温硬さと耐熱性を向上させ、Ｃｒは高温強度を向上させると共に、ＣｒとＡｌが共存含有した状態で高温耐酸化性を向上させる作用があること、また、添加成分ＭがＺｒの場合は耐熱塑性変形性向上、Ｖは潤滑性向上、Ｎｂは高温耐摩耗性向上、Ｍｏは耐溶着性向上、Ｗは放熱性向上、Ｔｉはさらなる高温硬度向上というように、Ｍ成分の種類に応じて、硬質被覆層の特性の改善が図られ、そして、硬質被覆層は、これらＭ成分を含有することによって、耐欠損性、耐溶着性、耐酸化性および耐摩耗性が向上することは、前記特許文献１〜６によって既に知られている。

（ｂ）また、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層はすぐれた高温強度を備え、しかも、工具基体と前記（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層に対してすぐれた高密着強度を有するので、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層をＡ層とし、また、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層をＢ層とし、Ａ層とＢ層との積層構造として硬質被覆層を形成すると、硬質被覆層全体として、すぐれた高温強度を有し、また、すぐれた耐チッピング性を有する被覆工具となることも、前記特許文献２、３、６によって既に知られている。

（ｃ）しかし、本発明者は、特に、前記Ａ層とＢ層からなる硬質被覆層全体を構成する結晶粒の格子定数及び硬質被覆層を構成する結晶粒の(１１１)面、（２００）面のＸＲＤピーク強度比を所定の範囲内に規制することにより、前記Ｂ層の備える硬さと塑性変形性のバランスを図ることができ、これによって、切れ刃に作用する切削加工時の断続的・衝撃的な高負荷を緩和し、硬質被覆層の耐チッピング性を向上させ得ることを見出したのである。
また、本発明のＢ層について、ナノインデンテーション試験を行ったところ、塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）の値は０．３５〜０．５０の範囲内となることを確認している。

（ｄ）さらに、本発明者は、前記Ｂ層をＡ層との交互積層構造として構成することによって、工具基体と硬質被覆層の密着強度、交互積層の各層間密着強度を確保しつつ、長期の使用にわたってさらに一段とすぐれた耐チッピング性、耐摩耗性が発揮されるようになることを見出したのである。

この発明は、上記の研究結果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、炭窒化チタン基サーメットあるいは立方晶窒化硼素焼結体からなる工具基体表面に、Ａ層とＢ層がそれぞれ少なくとも１層ずつ以上交互に積層された交互積層構造からなる合計層厚０．５〜３．０μｍの硬質被覆層が設けられた表面被覆切削工具において、
（ａ）前記Ａ層は、
組成式：（Ｔｉ_１−ｚＡｌ_ｚ）Ｎ
で表した場合に、０．４≦ｚ≦０．７（但し、ｚは原子比によるＡｌの含有割合を示す）を満足するＴｉとＡｌの複合窒化物層、
（ｂ）前記Ｂ層は、
組成式：（Ｃｒ_{１−ｘ−ｙ}Ａｌ_ｘＭ_ｙ）Ｎ
で表した場合に、０．０３≦ｘ≦０．４、０≦ｙ≦０．０５（但し、ｘは原子比によるＡｌの含有割合、ｙは原子比による成分Ｍの合計含有割合であり、また、成分Ｍは、Ｃｒを除く周期律表の４ａ、５ａ、６ａ族元素、ＢおよびＳｉから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足するＣｒとＡｌとＭの複合窒化物層であり、
（ｃ）前記Ａ層の一層平均層厚をｔＡ、Ｂ層の一層平均層厚をｔＢとした場合、Ａ層の一層平均層厚に対するＢ層の一層平均層厚の比ｔＢ／ｔＡの値は０．６７〜２．０を満足し、
（ｄ）前記Ａ層とＢ層からなる硬質被覆層全体のＸ線回折によって得られる（２００）面の回折ピーク角度から算出される硬質被覆層を構成する結晶粒の格子定数ａ（Å）は４．１０≦ａ≦４．２０を満足し、
（ｅ）前記Ａ層とＢ層からなる硬質被覆層全体のＸ線回折によって得られる（２００）面のＸ線回折ピーク強度をＩ（２００）、また、（１１１）面のＸ線回折ピーク強度をＩ（１１１）とした場合、２．０≦Ｉ（２００）／Ｉ（１１１）≦１０を満足することを特徴とする表面被覆切削工具。
（２）前記Ｂ層について、層厚の１／１０以下の押し込み深さでナノインデンテーション試験を行うことによって求めた塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）の値は０．３５〜０．５０の範囲内であることを特徴とする前記(１)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、この発明の被覆工具について、より詳細に説明する。

Ａ層：
図１に、本発明被覆工具の硬質被覆層の縦断面概略模式図を示すが、交互積層構造からなる硬質被覆層のＡ層を構成するＴｉとＡｌの複合窒化物層(以下、単に、「（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層」と記すこともある)は、それ自体すぐれた高温強度を備えることに加え、工具基体と交互積層を構成するＢ層のいずれに対してもすぐれた密着強度を有するため、Ａ層とＢ層との交互積層構造によって硬質被覆層を形成することによって、Ａ層−Ｂ層間の層間密着強度を高めることができ、その結果、耐摩耗性を低下させることなく耐チッピング性を向上させることができる。
ただ、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎを、
組成式：（Ｔｉ_１−ｚＡｌ_ｚ）Ｎ
で表した場合に、Ａｌの含有割合を示すｚ値(原子比)が０．４未満では、高温硬さが低下するため耐摩耗性の劣化を招き、また、ｚ値(原子比)が０．７を超えると、相対的なＴｉ含有割合の減少により、十分な高温強度を確保することができなくなるとともに、六方晶構造の結晶粒が出現することによって硬さが低下し、その結果、耐摩耗性が低下することから、Ａ層におけるＡｌの含有割合ｚ値(原子比)を、０．４≦ｚ≦０．７と定めた。

Ｂ層：
Ｂ層を構成するＣｒとＡｌとＭの複合窒化物層(以下、単に、「（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層」と記すこともある)は、Ｂ層の主成分であるＣｒが、高温強度を向上させ、硬質被覆層の耐チッピング性を向上させるとともに、Ａｌ成分との共存含有によって、高温耐酸化性向上にも寄与し、さらに、強断続切削加工時に硬質被覆層に作用する断続的・衝撃的な高負荷を緩和する層として機能する。
ただ、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｍ）Ｎ層の組成を、
組成式：（Ｃｒ_{１−ｘ−ｙ}Ａｌ_ｘＭ_ｙ）Ｎ
で表した場合、Ａｌの含有割合を示すｘ値(原子比)が０．４を超えると硬さは増すものの格子歪が大きくなり、耐チッピング性が低下し、一方、ｘ値(原子比)が０．０３未満になると耐摩耗性が低下することから、ｘ値(原子比)は０．０３以上０．４以下とする。
また、Ｍ成分は、Ｃｒを除く周期律表の４ａ、５ａ、６ａ族元素、ＢおよびＳｉから選ばれる１種または２種以上の元素を示すが、Ｍ成分の合計含有割合を示すｙ値(原子比)が０．０５を超えると、格子歪が大きくなり耐チッピング性が低下するから、ｙ値(原子比)は０≦ｙ≦０．０５とする。
Ｍ成分の具体例としては、Ｚｒ、Ｔｉ、Ｖ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｗ、Ｂ、Ｓｉ等が挙げられる。成分Ｍのうちで、Ｚｒは耐熱塑性変形性を向上し、Ｔｉは高温硬さを向上し、Ｖは潤滑性を向上し、Ｎｂは高温耐摩耗性を向上し、Ｍｏは耐溶着性を向上し、Ｗは放熱性を向上し、Ｂは皮膜硬度を高めるとともに潤滑性を向上し、Ｓｉは耐熱性を向上する作用を有するが、前記したとおり、Ｍ成分の合計含有割合を示すｙ値(原子比)が０．０５を超えると格子歪の増加によりＢ層の耐チッピング性が低下するので、Ｍ成分の合計含有割合の上限は０．０５とする。

Ａ層とＢ層とからなる交互積層：
Ａ層とＢ層とを、それぞれ少なくとも１層ずつ以上交互に積層することによって、交互積層構造からなる合計層厚０．５〜３．０μｍの硬質被覆層を構成するが、Ａ層の一層平均層厚をｔＡ、Ｂ層の一層平均層厚をｔＢとした場合、Ａ層の一層平均層厚に対するＢ層の一層平均層厚の比ｔＢ／ｔＡの値は０．６７〜２．０とすることが必要である。
これは、層厚比ｔＢ／ｔＡが０．６７未満の場合には、硬質被覆層に占めるＢ層の割合が少ないため十分な耐チッピング性が得られず、一方、層厚比ｔＢ／ｔＡが２．０を超える場合には、耐摩耗性が低下するという理由による。
また、交互積層構造からなる硬質被覆層の合計層厚が０．５μｍ未満では、長期にわたる十分な耐摩耗性を発揮することができず、一方、合計層厚が３．０μｍを超えると硬質被覆層が自壊を生じやすくなることから、硬質被覆層の合計層厚は０．５〜３．０μｍとする。
さらに、Ａ層とＢ層からなる交互積層を構成するにあたり、工具基体の表面直上にＡ層を形成することによって、工具基体と硬質被覆層の密着強度を確保することができ、また、硬質被覆層の最表面にＢ層を形成することによって、強断続切削加工時に作用する断続的・衝撃的な高負荷を効果的に緩和することができ、より一層、耐チッピング性の向上を図ることができるので、交互積層を構成するにあたり、工具基体の表面直上にＡ層を、また、硬質被覆層の最表面にＢ層を形成することが望ましい。
なお、Ａ層、Ｂ層の組成、一層平均層厚、硬質被覆層の合計層厚は、工具基体表面に垂直な硬質被覆層縦断面について、走査型電子顕微鏡（Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｙ：ＳＥＭ）、透過型電子顕微鏡（Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ：ＴＥＭ）、エネルギー分散型Ｘ線分光法（Ｅｎｅｒｇｙ Ｄｉｓｐｅｒｓｉｖｅ Ｘ−ｒａｙ Ｓｐｅｃｔｒｏｓｃｏｐｙ：ＥＤＳ）を用いた断面測定により、測定することができる。

Ａ層とＢ層とからなる硬質被覆層全体の結晶粒の配向性と格子定数：
本発明では、Ａ層とＢ層とからなる硬質被覆層全体の結晶粒の格子定数ａと配向性を、Ａ層およびＢ層を成膜する際の蒸着条件によって制御することができる。
すなわち、本発明では、硬質被覆層を、例えば、図２に示すアークイオンプレーティング装置を用いて成膜するが、Ａ層およびＢ層を成膜するに際してのターゲットの組成とバイアス電圧によって結晶粒の格子定数を制御することができ、また、アーク電流値、反応ガスとしての窒素ガス分圧、バイアス電圧および成膜温度を制御し、結晶成長の速度と原子の拡散速度を調整することで、配向性を制御することができる。相対的にゆっくりと結晶を成長させることで、結晶粒の（１１１）面より表面エネルギーが小さい（２００）面を工具基体表面と平行に優先的に配向させることができる。
そして、Ａ層とＢ層とからなる硬質被覆層全体を構成する結晶粒についてＸ線回折を行い、（２００）面の回折ピーク強度をＩ（２００）、（１１１）面の回折ピーク強度をＩ（１１１）とした場合、Ｉ（２００）／Ｉ（１１１）の値が２未満であると、最密面である（１１１）面配向が強いことから耐チッピング性が低下し、一方、Ｉ（２００）／Ｉ（１１１）の値が１０を超えると、（２００）配向が極端に強くなるため耐摩耗性が低下する。
したがって、すぐれた耐チッピング性と耐摩耗性を兼備するためには、Ａ層とＢ層とからなる硬質被覆層全体を構成する結晶粒のＩ（２００）／Ｉ（１１１）の値は２以上１０以下とすることが必要である。
また、Ａ層とＢ層とからなる硬質被覆層全体の結晶粒の（２００）面のＸ線回折ピーク角度から格子定数ａ（Å）を算出することができるが、算出された格子定数ａ（Å）が、４．１０未満、もしくは、４．２０を超えると、格子歪が大きくなりすぎて切削加工時に硬質被覆層が破壊を起こしやすくなるので、Ａ層とＢ層とからなる硬質被覆層全体の結晶粒の格子定数ａ（Å）は４．１０以上４．２０以下とする。
図３に、本発明被覆工具について測定したＸ線回折チャートの一例を示すが、該チャートから、Ａ層とＢ層とからなる硬質被覆層全体の結晶粒のＩ（２００）／Ｉ（１１１）の値は２以上１０以下であり、また、格子定数ａ（Å）は４．１０以上４．２０以下であることがわかる。

Ｂ層の塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）：
本発明の硬質被覆層のＢ層によって奏される切削加工時の断続的・衝撃的な高負荷の緩和効果を確認するため、Ｂ層の層厚の１／１０以下の押し込み深さでナノインデンテーション試験を行い、塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）を求めたところ、その値は０．３５〜０．５０の範囲内であるであることを確認した。
ここで、前記塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）とは、図４、図５の概略説明図に示すとおり、Ｂ層の層厚の１／１０以下の押し込み深さになるように荷重を負荷してＢ層の表面を変位させ(図４参照)、変位−荷重の負荷曲線を求め(図５参照)、次いで、荷重を除荷して変位−荷重の除荷曲線を求め(図５参照)、負荷曲線と除荷曲線の差から、塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}と弾性変形仕事Ｗ_{ｅｌａｓｔ}とを求め、これらの値から、塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）を算出することができる。
そして、塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）が０．３５以上０．５０以下の範囲内であれば、Ｂ層は、耐塑性変形性を低下させることなく衝撃緩和性をも備えることから、強断続切削加工条件に供された場合であっても、すぐれた耐チッピング性を発揮する。
塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）が０．３５未満であると衝撃緩和性が十分でなく、強断続切削高条件に供された場合に十分な耐チッピング性が得られず、一方０．５０を超えると耐塑性変形性が低下し、十分な耐摩耗性が得られなくなることから、塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）は０．３５以上０．５０以下とした。
ここで、押し込み深さをＢ層の層厚の１／１０以下としたのは、下部層の影響を排除するためである。下限値は特に定めないが、例えば押し込み深さをＢ層の層厚の０．１、０．０９、０．０８倍と変量して塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）がいずれも０．３５以上０．５０以下の範囲内である事を確認することで、本発明被覆工具である事を確認できる。

この発明の被覆工具は、硬質被覆層が、（Ｔｉ_１−ｚＡｌ_ｚ）ＮからなるＡ層と（Ｃｒ_{１−ｘ−ｙ}Ａｌ_ｘＭ_ｙ）ＮからなるＢ層のそれぞれが、少なくとも１層ずつ以上交互に積層された交互積層構造からなり、硬質被覆層全体としてすぐれた密着強度、耐摩耗性を有し、また、前記Ａ層とＢ層からなる硬質被覆層全体を構成する結晶粒の格子定数ａ（Å）は、４．１０≦ａ≦４．２０を満足し、（２００）面と（１１１）面の回折ピーク強度比Ｉ（２００）／Ｉ（１１１）の値は、２．０≦Ｉ（２００）／Ｉ（１１１）≦１０を満足し、さらに、硬質被覆層の最表面のＢ層の塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）は０．３５以上０．５０以下の範囲内であることから、断続的・衝撃的な高負荷が切れ刃に作用する合金鋼等の強断続切削加工でも、硬質被覆層が衝撃に対する緩和作用を有するためチッピング等を発生することなく、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するものである。

本発明被覆工具の硬質被覆層の縦断面概略模式図の一例を示す。 硬質被覆層の形成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。 本発明被覆工具について測定したＸ線回折チャートの一例を示す。 塑性変形仕事比率を求めるための試験法の概略説明図を示す。 図４の試験法によって求められた変位−荷重の負荷曲線及び変位−荷重の除荷曲線の概略説明図を示す。

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。
なお、具体的な説明としては、炭化タングステン（ＷＣ）基超硬合金製の工具基体からなる被覆工具、立方晶窒化硼素（ｃＢＮ）焼結体製の工具基体からなる被覆工具について説明するが、炭窒化チタン基サーメットを工具基体とする被覆工具についても同様である。

工具基体の作製：：
原料粉末として、いずれも０．５〜５μｍの平均粒径を有する、Ｃｏ粉末、ＴｉＣ粉末、ＶＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ_３Ｃ_２粉末、ＷＣ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、さらにワックスを加えてボールミルで７２時間湿式混合し、減圧乾燥した後、１００ＭＰａの圧力でプレス成形し、これらの圧粉成形体を焼結し、所定寸法となるように加工して、ＩＳＯ規格ＳＥＥＮ１２０３ＡＦＴＮ１のインサート形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体１〜３を製造した。

成膜工程：
前記ＷＣ基超硬合金製の工具基体１〜３に対して、図２に示したアークイオンプレーティング装置を用いて、
（ａ）工具基体１〜３を、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、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そって装着する。
（ｂ）まず、装置内を排気して１０^−２Ｐａ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、０．５〜２．０ＰａのＡｒガス雰囲気に設定し、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−２００〜−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、もって工具基体表面をアルゴンイオンによって５〜３０分間ボンバード処理する。
（ｃ）次いで、交互積層構造からなる硬質被覆層を次のようにして形成した。
まず、表２に示す装置内温度に維持し、また、同じく表２に示す回転テーブルの回転数に制御し、Ａ層形成時、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して表２に示す２〜１０Ｐａ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工具基体に表２に示す−２５〜−７５Ｖの範囲内の所定の直流バイアス電圧を印加し、かつ、Ａ層形成用カソード電極（蒸発源）に表２に示す９０〜１４０Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させる。次いで、Ｂ層形成時、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して表２に示す２〜１０Ｐａ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工具基体に表２に示す−２５〜−７５Ｖの範囲内の所定の直流バイアス電圧を印加し、Ｂ層形成用カソード電極（蒸発源）に同じく表２に示す９０〜１４０Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させ、工具基体１〜３の表面に、それぞれ表４に示される目標組成、一層目標平均層厚のＡ層とＢ層の交互積層構造からなる硬質被覆層を蒸着形成することによって、表４に示す本発明被覆工具(「本発明工具」という)１〜６を作製した。
なお、上記（ａ）〜（ｃ）の蒸着成膜工程において、特にＡ層とＢ層の蒸着条件のうち、バイアス電圧を調整することによってＡ層とＢ層からなる硬質被覆層全体の結晶粒の格子定数を制御し、また、アーク電流値、反応ガスとしての窒素ガス分圧、バイアス電圧および成膜温度等を調整することによってＡ層とＢ層からなる硬質被覆層全体の結晶粒の配向性を制御し、表４に示される格子定数ａ、Ｘ線回折ピーク強度比１（２００）／Ｉ（１００）を備える硬質被覆層を形成した。

図３には、本発明工具３の硬質被覆層について測定したＸ線回折結果の一例を示すが、Ａ層とＢ層からなる硬質被覆層全体の（２００）面回折ピーク強度Ｉ（２００）と、（１１１）面回折ピーク強度Ｉ（１１１）との比の値Ｉ（２００）／Ｉ（１１１）が５．５３であることが分かり、また、Ｂ層の（２００）面回折ピーク角度から算出した格子定数ａは４．１７Åであることが分かる。

比較のため、工具基体１〜３に対して、実施例１と同様に、表３に示す条件で、Ａ層とＢ層からなる交互積層構造の硬質被覆層を蒸着することにより、表５に示す比較例被覆工具(「比較例工具」という)１〜６を作製した。

上記で作製した本発明工具１〜６および比較例工具１〜６について、硬質被覆層の縦断面を、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）、透過型電子顕微鏡（ＴＥＭ）、エネルギー分散型Ｘ線分光法（ＥＤＳ）を用いた断面測定により、Ａ層、Ｂ層の組成、一層層厚を複数箇所で測定し、これを平均することにより、組成、一層平均層厚を算出した。
また、Ａ層とＢ層からなる硬質被覆層全体の配向性については、Ｃｒ管球を用いたＸ線回折によって測定されたＡ層とＢ層の重なったＸ線回折ピーク強度Ｉ（２００）、Ｉ（１１１）の値から算出した。またＡ層とＢ層からなる硬質被覆層全体の格子定数については（２００）面のＸ線回折ピークの角度から算出した（図３参照）。
図３には、本発明工具３の硬質被覆層について測定したＸ線回折結果を示す。

また、上記で作製した本発明工具１〜６および比較例工具１〜６の硬質被覆層の最表面層であるＢ層について、Ｂ層の層厚の１／１０以下の押し込み深さでナノインデンテーション試験を行う(図４参照)ことにより、Ｂ層の表面を変位させ、変位−荷重の負荷曲線および変位−荷重の除荷曲線を求め(図５参照)、該負荷曲線と除荷曲線の差から、塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}と弾性変形仕事Ｗ_{ｅｌａｓｔ}とを求め、これらの値から、塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）を算出した。
図５に、本発明工具３の硬質被覆層のＢ層について測定した変位−荷重の負荷曲線および変位−荷重の除荷曲線の概略説明図を示す。なお、試験荷重は同時測定する試料のうち、最表面のＢ層の層厚が最も薄い試料においても押し込み深さがＢ層の層厚の１／１０以下の押し込み深さとなるよう、工具の層厚に応じて決定する。図５に示す測定結果については試験荷重２００ｍｇｆにて試験を行っており、押し込み深さがＢ層の層厚の１／１０以下となることも確認している。
表４、表５に、上記で求めた各種の値を示す。

次いで、本発明工具１〜６および比較例工具１〜６について、以下の条件で、単刃の高速正面フライス切削試験を実施した。
切削条件Ｂ：
被削材：ＪＩＳ・Ｓ４５Ｃのブロック材（幅７０ｍｍ×長さ３００ｍｍ）、
切削速度：１６０ ｍ／ｍｉｎ．、
回転速度：４０８ ｒｅｖ／ｍｉｎ、
切り込み：２．５ ｍｍ、
送り：０．２０ ｍｍ／刃、
切削幅：７０ ｍｍ
の条件で、切削長１６００ｍまで切削し、逃げ面摩耗幅を測定した。また、チッピング発生の有無を観察した。
表６に、試験結果を示す。

工具基体の作製：
原料粉末として、１．０μｍの平均粒径を有するｃＢＮ粒子を硬質相形成用原料粉末として用意するとともに、いずれも２．０μｍ以下の平均粒径を有するＴｉＮ粉末、ＴｉＣＮ粉末、Ａｌ粉末、ＡｌＮ粉末、Ａｌ_２Ｏ_３粉末を結合相形成用原料粉末として用意する。
これら中からいくつかの原料粉末とｃＢＮ粉末の合量を１００体積％としたときのｃＢＮ粒子の含有割合が４０〜８０容量％となるように表１に示される配合比で配合する。
次いで、この原料粉末をボールミルで７２時間湿式混合し、乾燥した後、成形圧１００ＭＰａで直径：５０ｍｍ×厚さ：１．５ｍｍの寸法にプレス成形し、ついでこの成形体を、圧力：１Ｐａ以下の真空雰囲気中、９００〜１３００℃の範囲内の所定温度に保持して仮焼結し、その後、超高圧焼結装置に装入して、圧力：５ＧＰa、温度：１２００〜１４００℃の範囲内の所定の温度で焼結することにより、ｃＢＮ焼結体を作製する。
この焼結体をワイヤー放電加工機で所定寸法に切断し、Ｃｏ：５質量％、ＴａＣ：５質量％、ＷＣ：残りの組成およびＩＳＯ規格ＣＮＧＡ１２０４０８のインサート形状をもったＷＣ基超硬合金製インサート本体のろう付け部（コーナー部）に、質量％で、Ｃｕ：２６％、Ｔｉ：５％、Ａｇ：残りからなる組成を有するＡｇ系ろう材を用いてろう付けし、上下面および外周研磨、ホーニング処理を施すことによりＩＳＯ規格ＣＮＧＡ１２０４０８のインサート形状をもったｃＢＮ工具基体１１〜１３を製造した。

次いで、前記ｃＢＮ工具基体１１〜１３に対して、図２に示したアークイオンプレーティング装置を用いて、実施例１の場合と同様にして、表８に示す条件で硬質被覆層を蒸着形成することにより、Ａ層とＢ層の交互積層構造からなる硬質被覆層を蒸着形成した表１０に示す本発明被覆工具(「本発明工具」という)１１〜１６を作製した。

比較のため、上記工具基体１１〜１３に対して、表９に示す条件で硬質被覆層を蒸着形成することにより、表１１に示す比較例被覆工具(「比較例工具」という)１１〜１６を作製した。

上記で作製した本発明工具１１〜１６および比較例工具１１〜１６について、実施例１と同様にして、各層の組成、一層平均層厚を算出した。
また、Ａ層とＢ層からなる硬質被覆層全体の配向性、格子定数については、測定されたＸ線回折ピーク強度Ｉ（２００）、Ｉ（１１１）の値から算出した。
さらに、Ｂ層について、実施例１と同様なナノインデンテーション試験を行い、変位−荷重の負荷曲線および変位−荷重の除荷曲線から塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）を算出した。
表１０、表１１に、上記で求めた各種の値を示す。

次いで、本発明工具１１〜１６および比較例工具１１〜１６について、実施例１の場合と同様に、以下の条件で切削加工試験を実施した。
被削材：ＪＩＳ・ＳＣｒ４２０（６０ＨＲＣ）の長さ方向等間隔８本縦溝入り丸棒、
切削速度： １３０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２ｍｍ、
送り： ０．１０ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ３０分、
の条件でのクロム鋼の乾式強断続切削加工試験を行い、切刃の逃げ面摩耗幅を測定し、また、チッピング発生の有無を観察した。
表１２に、試験結果を示す。

表６の結果によれば、本発明工具１〜６では、逃げ面摩耗幅の平均は約０．０８ｍｍであるのに対して、比較例工具１〜６は逃げ面摩耗が進行し、また、短時間でチッピング発生により寿命となるものもあった。
また、表１２の結果によれば、本発明工具１１〜１６では、逃げ面摩耗幅の平均は約
０．１３ｍｍであるのに対して、比較例工具１１〜１６は逃げ面摩耗が進行し、また、短時間でチッピング発生により寿命となるものもあった。
この結果から、本発明工具は、強断続切削加工条件下での耐チッピング性、耐摩耗性のいずれもすぐれていることが分かる。

本発明の表面被覆切削工具は、合金鋼の強断続切削条件での切削加工は勿論のこと、各種被削材の切削加工においても、すぐれた耐チッピング性および耐摩耗性を発揮し、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 (2)

1. 炭化タングステン基超硬合金、炭窒化チタン基サーメットあるいは立方晶窒化硼素焼結体からなる工具基体表面に、Ａ層とＢ層がそれぞれ少なくとも１層ずつ以上交互に積層された交互積層構造からなる合計層厚０．５〜３．０μｍの硬質被覆層が設けられた表面被覆切削工具において、
   （ａ）前記Ａ層は、
   組成式：（Ｔｉ_１−ｚＡｌ_ｚ）Ｎ
   で表した場合に、０．４≦ｚ≦０．７（但し、ｚは原子比によるＡｌの含有割合を示す）を満足するＴｉとＡｌの複合窒化物層、
   （ｂ）前記Ｂ層は、
   組成式：（Ｃｒ_{１−ｘ−ｙ}Ａｌ_ｘＭ_ｙ）Ｎ
   で表した場合に、０．０３≦ｘ≦０．４、０≦ｙ≦０．０５（但し、ｘは原子比によるＡｌの含有割合、ｙは原子比による成分Ｍの合計含有割合であり、また、成分Ｍは、Ｃｒを除く周期律表の４ａ、５ａ、６ａ族元素、ＢおよびＳｉから選ばれる１種または２種以上の元素を示す）を満足するＣｒとＡｌとＭの複合窒化物層であり、
   （ｃ）前記Ａ層の一層平均層厚をｔＡ、Ｂ層の一層平均層厚をｔＢとした場合、Ａ層の一層平均層厚に対するＢ層の一層平均層厚の比ｔＢ／ｔＡの値は０．６７〜２．０を満足し、
   （ｄ）前記Ａ層とＢ層からなる硬質被覆層全体のＸ線回折によって得られる（２００）面の回折ピーク角度から算出されるＡ層とＢ層からなる硬質被覆層を構成する結晶粒の格子定数ａ（Å）は４．１０≦ａ≦４．２０を満足し、
   （ｅ）前記Ａ層とＢ層からなる硬質被覆層全体のＸ線回折によって得られる（２００）面のＸ線回折ピーク強度をＩ（２００）、また、（１１１）面のＸ線回折ピーク強度をＩ（１１１）とした場合、２．０≦Ｉ（２００）／Ｉ（１１１）≦１０を満足することを特徴とする表面被覆切削工具。
2. 前記Ｂ層について、層厚の１／１０以下の押し込み深さでのナノインデンテーション試験を行うことによって求めた塑性変形仕事比率Ｗ_{ｐｌａｓｔ}／（Ｗ_{ｐｌａｓｔ}＋Ｗ_{ｅｌａｓｔ}）の値は０．３５〜０．５０の範囲内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。