JP2890592B2 - 超硬合金製ドリル - Google Patents

超硬合金製ドリル

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Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ この発明は、主として鋼の穿孔加工に供されるドリル
の構造に関し、特に耐摩耗性や靱性に優れ、高い品質を
有する超硬合金製ドリルの構造に関するものである。
［従来の技術］ ドリルは、鋼材などの穿孔加工に用いられる切削工具
の１つである。その一例としてツイストドリルの構造が
第１図に示されている。ツイストドリルは、穿孔加工に
供される切刃部１と、切削に関与せず、主として切り屑
の排出と、ボール盤などの切削機械のチャック部などに
装着するためのシャンク部２とから構成されている。
従来より、一般的にドリルの材質は高速度鋼（ハイ
ス）および超硬合金である。高速度鋼は、靱性に富む
が、耐摩耗性が低く、高速切削に不適である。一方、超
硬合金は耐摩耗性や工具としての精度特性に優れる反
面、高速度鋼に比べて抗折力に劣り、たとえば剛性の低
い工作機械に使用されると折損する場合があった。
さらに、切削速度が遅く、しかもすくい角が大きな負
角となるドリル中心部は、その切刃が欠損しやすくなる
ことから、その材料は超硬合金の中でも強度の高い、換
言すれば耐摩耗性に劣る材料を使わざるを得ない。その
ため、ドリル内周部のすくい面の凝着摩耗や切削速度の
速いドリル外周部の摩耗を食止めることは非常に困難で
あった。
これらの改良として、高速度鋼の切刃部に硬質のTiN
をコーティングする構造、あるいは切刃部を超硬合金に
し、ろう付けする構造などが考えられてきた。
さらに近年では、耐摩耗性および靱性の向上などを意
図して、異なる材質の超硬合金同士（P30とD30）をろう
付けした構造（実開昭58−143115号）あるいは冶金学的
に一体化接合した構造（実公昭62−46489号）、さら
に、ドリルの中心部と外周部との要求される特性の違い
に着目し、その中心部と外周部との超硬合金の材質を異
ならせた二重構造に成形したもの（特開昭62−218010
号）、あるいはこの二重構造を射出成形で形成する方法
（特開昭63−38501号、38502号）などが考案されてい
る。また、ドリルの耐凝着性の向上のために、ドリルの
材質をサーメットで構成した構造（特開昭62−292307
号）などがある。
［発明が解決しようとする課題］ ドリルの切刃部およびシャンク部は各々異なった負荷
状態で使用される。そのため、ドリルの各部に要求され
る特性は異なる。たとえば、切刃部の刃先部では耐摩耗
性や耐凝着性などが要求され、シャンク部では工具とし
ての強度を保持するための靱性が要求される。また、切
刃部の刃先部についても、その中心部と外周部とでは切
削速度が大きく異なるため、要求される特性も異なる。
このようなドリルに備えられるべき特性に対する複雑
な要求に応えるため、その対策として切刃部にコーティ
ングを施したものがある。しかし、このコーティングド
リルにおいては、硬質被膜が一度剥離すると、急速に摩
耗が進行するという問題がある。また、通常、摩耗した
使用済みドリルは、再度刃先を研磨して使用される。し
かし、ドリルの再研削を実施すると、少なくとも前逃げ
面側のコーティング層が除去されてしまい、コーティン
グの効果の大半が失われてしまう。そのため、このとき
には研磨部を再被覆しないと、本来の耐摩耗性を発揮す
ることができない。その結果、工具費や工具管理の負担
が大きくなるのが現状である。また、切刃部に超硬合金
をろう付けする構造のものは、ろう付け自体が本質的に
熱的強度や機械的強度に劣る方法であり、難削材の加工
や深穴加工には適用できないという欠点を有していた。
さらに、近年、ドリルのシャンク部の靱性を向上させる
目的で超硬合金の粗粒化や、高結合相化を行なったもの
は、逆に材料の強度を低下させたり、あるいは弾性限界
の歪を低下させ、被削材のぶれや切削機械の不安定な回
転などにより、穴あけ加工中においてシャンク部が折損
してしまうという問題があった。
そこで、この発明の目的は、コーティングドリルに匹
敵する耐摩耗性と、コーティングドリルを上回る靱性と
を発揮し得る超硬合金で構成されるドリルを提供し、さ
らに、ドリルの切刃部において優れた耐摩耗性、耐凝着
性を有し、かつシャンク部は耐折損性としての必要十分
な靱性を有する超硬合金で構成されるドリルを提供する
ことである。
［課題を解決するための手段］ この発明の１つの局面に従った超硬合金製ドリルは、
以下で規定される第１の超硬合金より、その全体が構成
されたドリルである。
第１の超硬合金は、WCおよびＢ−１型固溶体の第１の
硬質分散相と、Fe族金属の第１の結合金属相とからな
る。第１の硬質分散相の組成は、（WaMb）（CxNy）で表
わされる。ＭはTiである。あるいは、ＭはTiを含みＷを
除く周期律表第IVa、VaおよびVIa族金属の２種以上であ
る。ａ、ｂ、ｘ、ｙはモル分率を示す。ａ、ｂ、ｘ、ｙ
は、以下の関係式で規定される。
ａ＋ｂ＝１ ｘ＋ｙ＝１ ｘ＞０ ｙ≧０ ｂ≧0.4 第１の結合金属相は、第１の超硬合金中に占める割合
が13体積％以上、30体積％以下である。
すなわち、第１の超硬合金は、超硬合金中の、Tiを主
とするＷ以外の硬質金属の炭化物あるいは炭窒化物の含
有量をモル分率で0.4以上とし、かつ結合金属相の量を1
3体積％以上、30体積％以下とする超硬合金である。
この発明のもう１つの局面に従って超硬合金製ドリル
は、上記の第１の超硬合金より構成される切刃部と、以
下で規定される第２の超硬合金より構成されるシャンク
部とを備える。切刃部は、被削物を切削するためのもの
である。シャンク部は、切削機械の所定位置に取付ける
ためのものである。シャンク部の性能向上を図るため
に、切刃部のみに第１の超硬合金が用いられる。シャン
ク部は、切刃部と一体に接合される。
第２の超硬合金は、WC粒子の第２の硬質分散相と、Co
を含有する第２の結合金属相とからなる。第２の硬質分
散相の平均粒径は、0.7μｍ以下である。第２の結合金
属相は、第２の超硬合金中に占める割合が13体積％以上
30体積％以下である。
この発明に従った超硬合金製ドリルにおいて、第１の
硬質分散相の平均粒径は、1.5μｍ以下である。また、
第１の結合金属相は、Coおよび不可避的不純物より構成
され、第１の超硬合金の抗磁力が130エールステッド以
上である。好ましくは、上記の第１の硬質分散相の組成
を規定する化学式中においてＭは、Ti、Ta、Nbである。
［作用］ ドリルに要求される特性は、切刃部の耐摩耗性および
耐凝着性と、シャンク部の靱性に代表される耐折損性と
に大別される。以下、本発明に従った超硬合金製ドリル
において組成、粒径等の限定理由について説明する。
ドリルにおける摩耗の発生状態は、第２図に示され
る。11はドリル内周部の凝着摩耗が発生する部位（すく
い面）を示す。被削材とドリル材質の凝着によるすくい
面の摩耗が進行すると、切り屑が付着し、ドリルが寿命
に至る。
この凝着摩耗を低減させるためには、鋼との親和性の
低いTiを主成分とする（TiTaNb）（CN）等の炭化物また
は炭窒化物の含有量を増加させた材質をドリルに用いれ
ばよいことはよく知られている。なお、第２図において
12はドリル外周刃の摩耗部位（マージン）、13は刃先の
チッピング発生部位（前逃げ面）を示す。
しかしながら、上記のような炭化物あるいは炭窒化物
の含有量を単に増加させると、強度の低下が避けられ
ず、ドリルとしては実用に耐えない材質となる。
本願発明者等は上記の問題に対し、炭化物あるいは炭
窒化物を微粒にし、かつ結合金属量を増加させることに
よって、強度を低下させずに、炭化物あるいは炭窒化物
の含有量を高めることが可能であり、耐凝着摩耗性を向
上させ得ることを見い出した。この発明は、この知見に
基づいてなされたものである。
この発明の第１の超硬合金は、切削速度の大きいバイ
トやカッタの刃としては、刃先の塑性変形やすくい面の
クレータ摩耗が生じやすいので不適である。しかしなが
ら、この第１の超硬合金は、切削速度が外周部において
たかだか100m/分であり、かつ中心部の低速域における
凝着摩耗が工具寿命を支配するようなドリル切削に対し
ては驚くような高性能を発揮する。
この発明において、（WaMb）（CxNy）と表わされる第
１の硬質分散相の組成中、Ti、またはTiを含みＷを除く
周期律表第IVa、Va、VIa族金属の２種以上からなる炭化
物あるいは炭窒化物のモル分率、すなわちＭのモル分率
は、第１の硬質分散相全体に対して0.4あるいはそれ以
上が適当である。これは、そのモル分率が0.4未満では
耐凝着摩耗性が十分でないためである。
また、第１の硬質分散相の平均粒径を好ましくは1.5
μｍ以下、第１の結合金属相の量を13体積％以上30体積
％以下とするのは、第１の硬質分散相の平均粒径が1.5
μｍを越え、第１の結合金属相の量が13体積％未満にな
ると、ドリルとして備えられるべき必要な強度が得られ
ないからである。逆に、第１の結合金属相の量が30体積
％を越えると、ドリルの切削条件下においても刃先の塑
性変形が生じるようになり、好ましくないためである。
なお、上記の第１の硬質分散相としてのWCおよびＢ−
１型固溶体の平均粒径の測定は、顕微鏡による観察組織
においてFullmanの式等を用いて行なうが、一般的に非
常に困難である。
また、合金の抗磁力は、結合金属相の組成、結合金属
相の量が一定のもとでは超硬合金の粒度パラメータにな
り得ることはよく知られている（日本金属学会誌、vol.
28,1964,p.55,鈴木寿等）。第１の結合金属相がCoより
なり、WC−Ｂ−１型固溶体−Coの３相合金においては、
Coの体積％が13〜30％の範囲で、抗磁力が1300e（エー
ルステッド）以上であれば、この発明の効果がより良好
に発揮される。
さらに、焼結中における硬質分散粒子の粒成長を抑制
するために、合金中に窒素を添加することも、この発明
の超硬合金を製造する上で好ましい方法である。
この発明のもう１つの局面に従ったドリルのシャンク
部には、硬質分散相として平均粒径が0.7μｍ以下のWC
粒子を含むWC系超硬合金が用いられる。高速度鋼等を用
いると、その熱膨張係数が大きいため、切刃部の超硬合
金との熱膨張差に起因した亀裂が発生しやすい。また、
高速度鋼のヤング率はWC系超硬合金の約1/3であり、切
削時の耐振性が悪いため、切刃部の摩耗、欠損を助長す
ることになる。
硬質相の平均粒径が0.7μｍを越えると、ドリルのシ
ャンク部としての強度が耐折損性を満足し得るようには
発揮できない。結合金属相の量が13体積％未満になる
と、靱性が低下し、30体積％を越えると、塑性変形が生
じ、好ましくない。
［実施例］ 以下、実施例によりこの発明を詳細に説明する。
実施例１ 市販のWC粉末（平均粒径0.8μｍ）とCo粉末（平均粒
径1.0μｍ）、平均粒径1.0μｍの（TiW）Ｃ粉末、平均
粒径1.0μｍのTaC粉末、および平均粒径1.0μｍのNbC粉
末を、結合金属（体積％）、Ｗを除く炭化物モル分率お
よび硬質相平均粒径（μｍ）が、第１表に示される数値
となるように配合し、湿式ボールミルにて10時間混合し
た後、乾燥し、1ton/cm2の圧力で静水圧プレスした。
その後、1400℃で１時間焼結して超硬合金を作製し
た。これらの超硬合金をそれぞれ研削加工することによ
り、10mmφのドリルが得られた。
なお、Ti、Ta、Nbの比率はモル分率で8:1:1とした。
第１表中試料No.に＊を付したものは本発明の実施例
を示す。
また、原料の粒度および配合比を変化させ、同様の方
法を用いて、第１表に示されるように比較品としての超
硬合金を作製し、10mmφのドリルを得た。
上記によって得られた本発明の実施例および比較例の
超硬合金によるドリルを用いて以下に示される切削条件
で穴あけテストが行なわれた。
被削材:S50C（HB220） 切削速度:65m/分 送り:0.25mm/rev. 穴深さ:18mm 切削油：水溶性 加工穴数:1000穴 上記の穴あけテストの結果は第２表に示されている。
なお、試料No.9のドリルにPVD法によるTiNを４μｍの
膜厚でコーティングしたものを比較例として試料No.10
に示した。
第２表を参照して、この発明の超硬合金よりなるドリ
ルは耐摩耗性、特に内周の耐凝着摩耗性に優れ、かつ刃
先の耐チッピング性にも優れていることが認められた。
なお、第２表における外周刃摩耗量、内周凝着摩耗深
さ、刃先のチッピングは、それぞれ第２図の12,11,13で
示される部分の状況を示すものである。
実施例２ 実施例１における（TiW）Ｃの代わりに（TiW）（CN）
を用いた以外は実施例１と同様にして、第３表に示され
る値を有する超硬合金を作製した。これらの超硬合金か
ら10mmφのドリルを作製した。
第３表を参照して、硬質相の組成中に窒素を添加する
ことによって硬質相の平均粒径が細かくなっていること
が認められた。
上記で得られたドリルを用いて、実施例１と同様の切
削条件で穴あけテストを行なったところ、第４表に示さ
れる結果が得られた。第４表を参照して、硬質相の平均
粒径が微粒になるほど耐摩耗性が向上することが示さ
れ、この発明の超硬合金がドリル用として優れているこ
とが認められた。
実施例３ 切刃部を構成する超硬合金は、以下のような粉末を調
合することによって作製された。市販の平均粒径0.8μ
ｍであるWC粉末と平均粒径1.0μｍのCo粉末、平均粒径
1.0μｍの（TiW）Ｃ粉末、平均粒径1.0μｍのTaC粉末、
および平均粒径1.0μｍのNbC粉末を、結合金属（体積
％）、Ｗを除く炭化物のモル分率および硬質相平均粒径
（μｍ）が、焼結後において第５表に示される数値とな
るように調合した。
シャンク部を構成する超硬合金は、平均粒径0.5μｍ
のWC粉末およびCo粉末を、結合金属（体積％）、硬質相
平均粒径（μｍ）が、焼結後において第５表に示される
数値となるように調合することによって作製された。こ
のとき、粒成長抑制成分としてVC粉末を少量配合した。
切刃部を構成する超硬合金粉末と、シャンク部を構成
する超硬合金粉末とを、粉体の成形プレス時において接
合した。具体的には、静水圧プレスを用いて、いわゆる
CIP（Cold Isostatic Pressing）によって焼結前におい
て各超硬合金粉末を接合した。その後、得られた成形体
を焼結することにより超硬合金を作製した。各試料に研
削加工を施すことによって10mmφのドリルが得られた。
また、比較品として、第５表に示されるように粉末の
粒度および配合比を変化させることによって上記と同様
の方法で10mmφのドリルを作製した。
第５表には、本発明の超硬合金製ドリルおよび比較の
ために作製されたドリルの超硬合金の組成および粒度分
布などが示されている。第５表において、比較品Ｄ、Ｅ
は、＊で示されるように切刃部の組成および粒径等が本
発明の範囲から外れるように作製されたものである。ま
た、比較品Ｆ、Ｇは、シャンク部を構成する超硬合金の
組成および粒径が本発明の範囲を外れるように作製され
たものである。さらに、比較品Ｈは、切刃部とシャンク
部との両者において本発明の範囲を外れるように作製さ
れたものである。それぞれ本発明の範囲から外れている
数値には＊が付されている。
ドリルの性能評価テストは以下に示される条件下で行
なわれた。
テスト条件 被削材:S50C（HB＝230） 切削速度:60m/分、湿式（水溶性切削油） 送り速度:0.25mm/rev. 深さ:25mm 判定基準：寿命まで加工後、その刃先状況などを観察す
る。
寿命：通常、外周前逃げ面の摩耗量が0.2mm以上になっ
たときとする。
上記のドリル性能評価テストの結果は第６表に示され
る。第６表を参照して、まず、本発明品Ａ〜Ｃと比較品
D,Eとの比較において、比較品Ｄはドリルとしての必要
な強度が得られず、刃先が欠け、比較品Ｅは、耐凝着摩
耗性に劣っていた。
また、本発明品Ａ〜Ｃと比較品Ｆ〜Ｈとの比較におい
て、比較品Ｆ〜Ｈはシャンク強度に劣り、シャンク部が
折損した。
さらに、参考のために現在使用されているコーティン
グハイスあるいはコーティング超硬ドリル等も併せて本
性能試験が行なわれた。これらのドリルと本発明品Ａ〜
Ｃのドリルとの比較において、本発明品のドリルの性能
が優れていることは明らかである。
［発明の効果］ 以上のように、この発明によれば、耐摩耗性と靱性が
著しく改善され、コーティングドリルを使用することな
くして、高能率の穴あけ加工が可能となる。
また、本発明においては、ドリルの刃先部に耐摩耗
性、耐凝着性、耐熱亀裂性（耐チッピング性）に優れる
超硬合金を用い、ドリルのシャンク部に靱性に富むWC超
硬合金を用いて、これらの両者を一体接合させることに
よってドリルを成形している。したがって、突発的な折
損等が発生することのない高い信頼性、長い寿命および
高い品質を有する超硬合金製ドリルが提供され得る。
【図面の簡単な説明】
第１図は、一般的なツイストドリルを示す構造図であ
る。 第２図は、ドリルの代表的な損傷部位を示す図である。 図において、１は切刃部、２はシャンク部である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 昭60−110838（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−297537（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.6，ＤＢ名) B23B 51/00

Claims (4)

    (57)【特許請求の範囲】
  1. 【請求項１】WCおよびＢ−１型固溶体からなる硬質分散
    相とFe族金属の結合金属相とより構成された超硬合金製
    ドリルであって、 前記硬質分散相の組成が、（WaMb）（CxNy）［ただし、
    ＭはTi、またはTiを含みＷを除く周期律表第IVa、Vaお
    よびVIa族金属の２種以上であり、ａ、ｂ、ｘ、ｙはモ
    ル分率を示し、ａ＋ｂ＝１、ｘ＋ｙ＝１、ｘ＞０、ｙ≧
    ０、ｂ≧0.4］で表わされ、 前記結合金属相の超硬合金中に占める割合が13体積％以
    上30体積％以下であり、 前記硬質分散相の平均粒径が1.5μｍ以下であり、 前記結合金属相はCoおよび不可避的不純物より構成さ
    れ、前記超硬合金の抗磁力が130エールステッド以上で
    ある、超硬合金製ドリル。
  2. 【請求項２】前記Ｍは、Ti、Ta、Nbである、請求項１に
    記載の超硬合金製ドリル。
  3. 【請求項３】被削物を切削するための切刃部と、切削機
    械の所定位置に取付けるためのシャンク部とを備えた超
    硬合金製ドリルであって、 前記切刃部は、 WCおよびＢ−１型固溶体の第１の硬質分散相とFe族金属
    の第１の結合金属相とからなる第１の超硬合金より構成
    され、 前記第１の硬質分散相の組成が、（WaMb）（CxNy）［た
    だし、ＭはTi、またはTiを含みＷを除く周期律表第IV
    a、VaおよびVIa族金属の２種以上であり、ａ、ｂ、ｘ、
    ｙはモル分率を示し、ａ＋ｂ＝１、ｘ＋ｙ＝１、ｘ＞
    ０、ｙ≧０、ｂ≧0.4］で表わされ、 前記第１の結合金属相の前記第１の超硬合金中に占める
    割合が13体積％以上30体積％以下であり、 前記シャンク部は、 前記切刃部と一体に接合され、WC粒子の第２の硬質分散
    相とCoを含有する第２の結合金属相とからなる第２の超
    硬合金より構成され、 前記第２の硬質分散相の平均粒径は、0.7μｍ以下であ
    り、前記第２の結合金属相は、前記第２の超硬合金中に
    占める割合が13体積％以上30体積％以下であり、 前記第１の硬質分散相の平均粒径が1.5μｍ以下であ
    り、 前記第１の結合金属相はCoおよび不可避的不純物より構
    成され、前記第１の超硬合金の抗磁力が130エールステ
    ッド以上である、超硬合金製ドリル。
  4. 【請求項４】前記Ｍは、Ti、Ta、Nbである、請求項３に
    記載の超硬合金製ドリル。
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