JP3384110B2 - 被覆切削工具とその製造方法 - Google Patents
被覆切削工具とその製造方法Info
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、超硬合金等の母材の表
面に強靱かつ耐摩耗性に優れる被覆を形成した被覆切削
工具及びその製造方法に関する。
面に強靱かつ耐摩耗性に優れる被覆を形成した被覆切削
工具及びその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術及び発明が解決しようとする課題】超硬合
金、サーメット及びセラミックの表面に炭化チタン（Ｔ
ｉＣ）等の被覆層を蒸着することにより切削工具の寿命
を向上させることが行われており、一般に熱化学蒸着法
（以下熱ＣＶＤ法）、プラズマＣＶＤ法を用いて生成さ
れた被覆層等が広く普及している。しかし、これらの被
覆切削工具を用いて加工を行った場合、特に高速切削加
工のように高温での被覆層の耐摩耗性が必要な加工、あ
るいは小物部品加工のように加工数が多く被削材への食
いつき回数が多い加工等で被覆層の耐摩耗性が不足した
り、被覆層の損傷が発生することによる工具寿命の低下
が発生していた。また熱ＣＶＤ法による被覆膜では母材
との密着性には優れるものの、母材の種類によっては、
特に性能に寄与する切り刃稜線部において母材との界面
に脆化層であるη相が厚く析出しやすく、切削中にこの
η相とともに被覆層が脱落して摩耗の進行が発生するこ
とから、工具寿命のばらつきを引き起こし、被覆層が十
分に寿命の向上に寄与しているとは言えない場合があっ
た。
金、サーメット及びセラミックの表面に炭化チタン（Ｔ
ｉＣ）等の被覆層を蒸着することにより切削工具の寿命
を向上させることが行われており、一般に熱化学蒸着法
（以下熱ＣＶＤ法）、プラズマＣＶＤ法を用いて生成さ
れた被覆層等が広く普及している。しかし、これらの被
覆切削工具を用いて加工を行った場合、特に高速切削加
工のように高温での被覆層の耐摩耗性が必要な加工、あ
るいは小物部品加工のように加工数が多く被削材への食
いつき回数が多い加工等で被覆層の耐摩耗性が不足した
り、被覆層の損傷が発生することによる工具寿命の低下
が発生していた。また熱ＣＶＤ法による被覆膜では母材
との密着性には優れるものの、母材の種類によっては、
特に性能に寄与する切り刃稜線部において母材との界面
に脆化層であるη相が厚く析出しやすく、切削中にこの
η相とともに被覆層が脱落して摩耗の進行が発生するこ
とから、工具寿命のばらつきを引き起こし、被覆層が十
分に寿命の向上に寄与しているとは言えない場合があっ
た。
【０００３】これらの被覆切削工具において、その耐摩
耗性や耐剥離性に影響を与える因子として被覆を形成す
る成分中の塩素含有量及び配向性がある。一般に、熱Ｃ
ＶＤ法やプラズマＣＶＤ法による炭化チタンや窒化チタ
ン（ＴｉＮ）の被覆はチタン源として四塩化チタン（Ｔ
ｉＣｌ4 ）、炭素源としてメタン（ＣＨ4 ）、窒素源と
して窒素ガス（Ｎ2 ）等を用いて行われる。従って、こ
れらのガスを用いた被覆においては四塩化チタンに起因
する塩素が被覆層中に取り込まれ、膜質の劣化をもたら
す。これまでの膜中の塩素に関する報告としては、プラ
ズマＣＶＤ法を利用し、低温側で被覆を行っている、
“表面技術、ｖｏｌ．４０、Ｎｏ．１０、１９８９、ｐ
５１〜５５”及び、表面技術、ｖｏｌ．４０、Ｎｏ．
４、１９８９、ｐ３３〜３６”等がある。この報告はプ
ラズマＣＶＤによる〜７００℃までの成膜によって膜中
の塩素量のレベルを、１原子％程度まで低減することが
でき、これにより良好な膜質が得られるというものであ
る。
耗性や耐剥離性に影響を与える因子として被覆を形成す
る成分中の塩素含有量及び配向性がある。一般に、熱Ｃ
ＶＤ法やプラズマＣＶＤ法による炭化チタンや窒化チタ
ン（ＴｉＮ）の被覆はチタン源として四塩化チタン（Ｔ
ｉＣｌ4 ）、炭素源としてメタン（ＣＨ4 ）、窒素源と
して窒素ガス（Ｎ2 ）等を用いて行われる。従って、こ
れらのガスを用いた被覆においては四塩化チタンに起因
する塩素が被覆層中に取り込まれ、膜質の劣化をもたら
す。これまでの膜中の塩素に関する報告としては、プラ
ズマＣＶＤ法を利用し、低温側で被覆を行っている、
“表面技術、ｖｏｌ．４０、Ｎｏ．１０、１９８９、ｐ
５１〜５５”及び、表面技術、ｖｏｌ．４０、Ｎｏ．
４、１９８９、ｐ３３〜３６”等がある。この報告はプ
ラズマＣＶＤによる〜７００℃までの成膜によって膜中
の塩素量のレベルを、１原子％程度まで低減することが
でき、これにより良好な膜質が得られるというものであ
る。
【０００４】また、特開平４−１３８７４号公報には、
炭化チタン被覆層において基体表面から０．５μｍ未満
の部分で塩素含有量が０．０２５〜０．０５５原子％、
０．５μｍ以上の部分で０．０５５〜１．１原子％であ
る２層とすることにより膜密着度に優れ、耐摩耗性に優
れる炭化チタン膜が得られることが報告されている。し
かし、該公報記載の方法では、原料ガスとして四塩化チ
タン及び炭素源としてメタンからの遊離炭素（Ｃ）とを
利用しているので、四塩化チタンに由来する塩素（Ｃ
ｌ）とメタンに由来する遊離炭素とが膜中に取り込まれ
膜の特性に悪影響を与える。特に膜中でのＣの析出は膜
の耐摩耗性を低下させるので好ましくないが、０．０５
５原子％以上の塩素が存在すると炭素の析出がなく耐摩
耗性に優れる炭化チタン膜が得られるとしている。した
がってこの方法では含有塩素量を、密着性を高めるため
に基体界面付近で０．０２５〜０．０５５原子％とし、
界面から離れた部分で０．０５５原子％以上という２層
構造にする必要があった。しかもこの場合は、塩素の存
在自体が耐摩耗性低下の原因となるため、得られる皮膜
の耐摩耗性はなお十分とはいえないものであった。
炭化チタン被覆層において基体表面から０．５μｍ未満
の部分で塩素含有量が０．０２５〜０．０５５原子％、
０．５μｍ以上の部分で０．０５５〜１．１原子％であ
る２層とすることにより膜密着度に優れ、耐摩耗性に優
れる炭化チタン膜が得られることが報告されている。し
かし、該公報記載の方法では、原料ガスとして四塩化チ
タン及び炭素源としてメタンからの遊離炭素（Ｃ）とを
利用しているので、四塩化チタンに由来する塩素（Ｃ
ｌ）とメタンに由来する遊離炭素とが膜中に取り込まれ
膜の特性に悪影響を与える。特に膜中でのＣの析出は膜
の耐摩耗性を低下させるので好ましくないが、０．０５
５原子％以上の塩素が存在すると炭素の析出がなく耐摩
耗性に優れる炭化チタン膜が得られるとしている。した
がってこの方法では含有塩素量を、密着性を高めるため
に基体界面付近で０．０２５〜０．０５５原子％とし、
界面から離れた部分で０．０５５原子％以上という２層
構造にする必要があった。しかもこの場合は、塩素の存
在自体が耐摩耗性低下の原因となるため、得られる皮膜
の耐摩耗性はなお十分とはいえないものであった。
【０００５】従来、熱ＣＶＤ法による被覆層を設けた被
覆切削工具を用いて断続加工や部品加工を行った場合、
母材と膜間の隔離及び、膜中での膜自体の損傷が生じ、
これによる母材の露出あるいは欠損が発生する場合が多
かったがこの膜自体の損傷の原因の一つとして被覆層の
配向性が考えられる。通常、熱ＣＶＤによる炭化チタン
等の被覆層は（２２０）面に強く配向していることが知
られている（日本金属学会誌、第４１巻、第６号、１９
７７、Ｐ５４２〜５４５等）が、（２２０）面は岩塩型
構造をもつ炭化チタン等においては、このような加工に
おける切り刃刃先温度である約６００℃以下においては
１次すべり面であり、この面方向に破壊が生じ易い。こ
れに加え、母材との界面付近では被覆層中に母材と被覆
層の熱膨張係数の差による引張残留応力が特に大きくか
かっていることから、加工中に被削材や切り粉により膜
表面に平行な方向に擦られることにより、膜に剪断応力
がかかると母材との界面付近での膜中での破壊が非常に
生じ易い状態にあると考えられる。
覆切削工具を用いて断続加工や部品加工を行った場合、
母材と膜間の隔離及び、膜中での膜自体の損傷が生じ、
これによる母材の露出あるいは欠損が発生する場合が多
かったがこの膜自体の損傷の原因の一つとして被覆層の
配向性が考えられる。通常、熱ＣＶＤによる炭化チタン
等の被覆層は（２２０）面に強く配向していることが知
られている（日本金属学会誌、第４１巻、第６号、１９
７７、Ｐ５４２〜５４５等）が、（２２０）面は岩塩型
構造をもつ炭化チタン等においては、このような加工に
おける切り刃刃先温度である約６００℃以下においては
１次すべり面であり、この面方向に破壊が生じ易い。こ
れに加え、母材との界面付近では被覆層中に母材と被覆
層の熱膨張係数の差による引張残留応力が特に大きくか
かっていることから、加工中に被削材や切り粉により膜
表面に平行な方向に擦られることにより、膜に剪断応力
がかかると母材との界面付近での膜中での破壊が非常に
生じ易い状態にあると考えられる。
【０００６】前記のη相による問題を解決するものとし
てアセトニトリル（ＣＨ3 ＣＮ）等の有機ＣＮ化合物を
用いた熱ＣＶＤ法による炭窒化チタン膜の形成方法が注
目されている（特開昭５０−１１７８０９、特開昭５０
−１０９８２８各号公報など）。この方法は、従来の熱
ＣＶＤ法に比べて、やや低い温度でのコーティングが可
能であることから、一般に中温ＣＶＤ法（ＭＴ−ＣＶＤ
法）と呼ばれている。従来の熱ＣＶＤ法（高温ＣＶＤ
法；ＨＴ−ＣＶＤ法と称する）では、チタン系皮膜の形
成中に母材から皮膜へと元素（特に炭素）の移動が生
じ、母材表面に変質層（η相と呼ばれるＣｏ3 Ｗ3 Ｃ等
の複炭化物）が生成する。この様にＨＴ−ＣＶＤ法にお
いて元素が移動する原因としては、被覆温度が高い（通
常１０００℃〜１０５０℃）ことがまず考えられる。特
に炭素の移動については、温度が高いことに加えて、皮
膜形成中に気相からの炭素の供給が不十分であるため
に、形成中の皮膜と母材表面との間に、炭素の濃度勾配
が生じ、皮膜が母材から炭素を吸うという現象が生じて
いることなどが考えられている。これに対してＭＴ−Ｃ
ＶＤ法は、被覆温度がやや低く（８００℃〜９００
℃）、気相からのＣやＮの供給が十分であるために、切
り刃稜線部の界面でさえもη相が生じないとされてい
る。
てアセトニトリル（ＣＨ3 ＣＮ）等の有機ＣＮ化合物を
用いた熱ＣＶＤ法による炭窒化チタン膜の形成方法が注
目されている（特開昭５０−１１７８０９、特開昭５０
−１０９８２８各号公報など）。この方法は、従来の熱
ＣＶＤ法に比べて、やや低い温度でのコーティングが可
能であることから、一般に中温ＣＶＤ法（ＭＴ−ＣＶＤ
法）と呼ばれている。従来の熱ＣＶＤ法（高温ＣＶＤ
法；ＨＴ−ＣＶＤ法と称する）では、チタン系皮膜の形
成中に母材から皮膜へと元素（特に炭素）の移動が生
じ、母材表面に変質層（η相と呼ばれるＣｏ3 Ｗ3 Ｃ等
の複炭化物）が生成する。この様にＨＴ−ＣＶＤ法にお
いて元素が移動する原因としては、被覆温度が高い（通
常１０００℃〜１０５０℃）ことがまず考えられる。特
に炭素の移動については、温度が高いことに加えて、皮
膜形成中に気相からの炭素の供給が不十分であるため
に、形成中の皮膜と母材表面との間に、炭素の濃度勾配
が生じ、皮膜が母材から炭素を吸うという現象が生じて
いることなどが考えられている。これに対してＭＴ−Ｃ
ＶＤ法は、被覆温度がやや低く（８００℃〜９００
℃）、気相からのＣやＮの供給が十分であるために、切
り刃稜線部の界面でさえもη相が生じないとされてい
る。
【０００７】ところが、本発明者らが炭窒化チタン（Ｔ
ｉＣＮ）膜で被覆した超硬合金部材について研究を進め
る間に、ＭＴ−ＣＶＤ法による炭窒化チタン膜と超硬合
金母材との密着性は、しばしば不安定になることが明ら
かとなった。これについて鋭意分析を進めた中から、そ
の原因が、ＭＴ−ＣＶＤ法による炭窒化チタン皮膜の形
成中に、反応生成物として生じる塩素ガスによって、超
硬合金母材表面の結合相であるコバルト（Ｃｏ）が腐食
（エッチング）されていることが判明した。またアセト
ニトリル等の有機ＣＮ化合物の熱分解は、母材表面の化
学結合状態に影響を受け易く、しばしば遊離炭素の生成
を生じる。このような遊離炭素の発生は皮膜と母材との
密着性を低下させ、先に述べた界面変質層の発生と複合
することで、ＭＴ−ＣＶＤ法による被覆切削工具の性能
を不安定にしているのであった。超硬合金を基体としそ
の表面に炭化チタン、窒化チタン、炭窒化チタンを多層
膜に被覆した被覆超硬合金において、基体に隣接する最
内層を０．１〜１．０μｍの窒化チタンとした被覆超硬
合金も開示されているが（特開昭６１− １７０５５９
号公報）、これはＰＶＤ法による被膜に関するものであ
り、膜中の塩素含有量や結晶の配向性の影響については
検討されていない。
ｉＣＮ）膜で被覆した超硬合金部材について研究を進め
る間に、ＭＴ−ＣＶＤ法による炭窒化チタン膜と超硬合
金母材との密着性は、しばしば不安定になることが明ら
かとなった。これについて鋭意分析を進めた中から、そ
の原因が、ＭＴ−ＣＶＤ法による炭窒化チタン皮膜の形
成中に、反応生成物として生じる塩素ガスによって、超
硬合金母材表面の結合相であるコバルト（Ｃｏ）が腐食
（エッチング）されていることが判明した。またアセト
ニトリル等の有機ＣＮ化合物の熱分解は、母材表面の化
学結合状態に影響を受け易く、しばしば遊離炭素の生成
を生じる。このような遊離炭素の発生は皮膜と母材との
密着性を低下させ、先に述べた界面変質層の発生と複合
することで、ＭＴ−ＣＶＤ法による被覆切削工具の性能
を不安定にしているのであった。超硬合金を基体としそ
の表面に炭化チタン、窒化チタン、炭窒化チタンを多層
膜に被覆した被覆超硬合金において、基体に隣接する最
内層を０．１〜１．０μｍの窒化チタンとした被覆超硬
合金も開示されているが（特開昭６１− １７０５５９
号公報）、これはＰＶＤ法による被膜に関するものであ
り、膜中の塩素含有量や結晶の配向性の影響については
検討されていない。
【０００８】本発明の目的は前記従来技術における問題
点を解決し、従来の被覆切削工具に比較して耐摩耗性が
高く、被覆膜と母材との接着が強固で切削時の耐剥離性
に優れた被覆切削工具及びその製造方法を提供すること
にある。
点を解決し、従来の被覆切削工具に比較して耐摩耗性が
高く、被覆膜と母材との接着が強固で切削時の耐剥離性
に優れた被覆切削工具及びその製造方法を提供すること
にある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、母材と接
する最内層が炭窒化チタン又は母材と接する窒化チタン
とその直上の炭窒化チタンである被覆層を有する被覆切
削工具における前記問題点を解決するため、種々検討を
重ねた結果、被覆を形成する成分、特に母材と接する炭
窒化チタン又は母材と接する窒化チタンとその直上の炭
窒化チタンの塩素含有量を所定量以下とするか、これら
の炭窒化チタンの配向性を特定範囲内とすることによ
り、従来の被覆切削工具に比較し、切削における耐摩耗
性を大きく向上させるとともに、膜自体の耐摩耗性の向
上と、膜の破壊強度の向上が可能になり、工具の寿命を
安定させかつ飛躍的に向上させることができることを見
出し、本発明を完成するに至った。
する最内層が炭窒化チタン又は母材と接する窒化チタン
とその直上の炭窒化チタンである被覆層を有する被覆切
削工具における前記問題点を解決するため、種々検討を
重ねた結果、被覆を形成する成分、特に母材と接する炭
窒化チタン又は母材と接する窒化チタンとその直上の炭
窒化チタンの塩素含有量を所定量以下とするか、これら
の炭窒化チタンの配向性を特定範囲内とすることによ
り、従来の被覆切削工具に比較し、切削における耐摩耗
性を大きく向上させるとともに、膜自体の耐摩耗性の向
上と、膜の破壊強度の向上が可能になり、工具の寿命を
安定させかつ飛躍的に向上させることができることを見
出し、本発明を完成するに至った。
【００１０】本発明の第１は、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、窒化珪素基セラミッ
クス又は酸化アルミニウム基セラミックスよりなる母材
の表面に内層及び外層よりなる被覆層を有し、該内層が
母材と接する炭窒化チタンの単層もしくは母材と接する
厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チ
タンとの二重層又はさらに前記単層もしくは二重層の炭
窒化チタンの上にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、
ホウ窒化物、ホウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆
された多重層で構成され、該外層が酸化アルミニウム、
酸化ジルコニウム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒
化チタン、窒化チタンから選ばれる一種以上の単層又は
多重層で構成されてなる被覆切削工具において、次の
（１）ないし（１３）の構成を有する被覆切削工具であ
る。 （１）前記内層における塩素含有量が内層全体の平均で
０．０５原子％以下であることを特徴とする被覆切削工
具。 （２）前記内層の母材と接する炭窒化チタンにおける塩
素含有量又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チ
タンとその直上の炭窒化チタンとにおける平均塩素含有
量が０．０５原子％以下であることを特徴とする前記
（１）の被覆切削工具。
合金、炭窒化チタン基サーメット、窒化珪素基セラミッ
クス又は酸化アルミニウム基セラミックスよりなる母材
の表面に内層及び外層よりなる被覆層を有し、該内層が
母材と接する炭窒化チタンの単層もしくは母材と接する
厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チ
タンとの二重層又はさらに前記単層もしくは二重層の炭
窒化チタンの上にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、
ホウ窒化物、ホウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆
された多重層で構成され、該外層が酸化アルミニウム、
酸化ジルコニウム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒
化チタン、窒化チタンから選ばれる一種以上の単層又は
多重層で構成されてなる被覆切削工具において、次の
（１）ないし（１３）の構成を有する被覆切削工具であ
る。 （１）前記内層における塩素含有量が内層全体の平均で
０．０５原子％以下であることを特徴とする被覆切削工
具。 （２）前記内層の母材と接する炭窒化チタンにおける塩
素含有量又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チ
タンとその直上の炭窒化チタンとにおける平均塩素含有
量が０．０５原子％以下であることを特徴とする前記
（１）の被覆切削工具。
【００１１】（３）前記母材と接する炭窒化チタン又は
母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の
炭窒化チタンにおけるＸ線回折角２θ＝２０°〜１４０
°の間に回折ピークが現れる面のうち、（２２０）面と
の面間角度が３０°〜６０°である面（ｈｋｌ）の回折
ピーク強度の合計Ｉ（ｈｋｌ）と、（２２０）面のピー
ク強度Ｉ（２２０）との比率Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２
０）の値が母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３
μｍまでの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦７．０であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦１５．０である
ことを特徴とする被覆切削工具。 （４）前記内層の母材と接する炭窒化チタン又は母材と
接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化
チタンにおいて、Ｘ線回折角２θ＝２０°〜１４０°の
間に回折ピークが現れる面のうち、（２２０）面との面
間角度が３０°〜６０°である面（ｈｋｌ）の回折ピー
ク強度の合計Ｉ（ｈｋｌ）と、（２２０）面のピーク強
度Ｉ（２２０）との比率Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）の
値が母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍま
での平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦７．０であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦１５．０である
ことを特徴とする前記（１）又は（２）の被覆切削工
具。
母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の
炭窒化チタンにおけるＸ線回折角２θ＝２０°〜１４０
°の間に回折ピークが現れる面のうち、（２２０）面と
の面間角度が３０°〜６０°である面（ｈｋｌ）の回折
ピーク強度の合計Ｉ（ｈｋｌ）と、（２２０）面のピー
ク強度Ｉ（２２０）との比率Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２
０）の値が母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３
μｍまでの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦７．０であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦１５．０である
ことを特徴とする被覆切削工具。 （４）前記内層の母材と接する炭窒化チタン又は母材と
接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化
チタンにおいて、Ｘ線回折角２θ＝２０°〜１４０°の
間に回折ピークが現れる面のうち、（２２０）面との面
間角度が３０°〜６０°である面（ｈｋｌ）の回折ピー
ク強度の合計Ｉ（ｈｋｌ）と、（２２０）面のピーク強
度Ｉ（２２０）との比率Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）の
値が母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍま
での平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦７．０であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦１５．０である
ことを特徴とする前記（１）又は（２）の被覆切削工
具。
【００１２】（５）前記母材と接する炭窒化チタン又は
母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の
炭窒化チタンのＸ線回折における（３１１）面のピーク
強度をＩ（３１１）、（２２０）面のピーク強度をＩ
（２２０）としたとき、Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）の
値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ
までの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．５であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦６．０であるこ
とを特徴とする被覆切削工具。 （６）前記内層の母材と接する炭窒化チタン又は母材と
接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化
チタンにおいて、Ｘ線回折における（３１１）面のピー
ク強度Ｉ（３１１）と（２２０）面のピーク強度Ｉ（２
２０）との比率Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）の値が、母
材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍまでの平
均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．５であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦６．０であるこ
とを特徴とする前記（１）ないし（４）のいずれかの被
覆切削工具。
母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の
炭窒化チタンのＸ線回折における（３１１）面のピーク
強度をＩ（３１１）、（２２０）面のピーク強度をＩ
（２２０）としたとき、Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）の
値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ
までの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．５であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦６．０であるこ
とを特徴とする被覆切削工具。 （６）前記内層の母材と接する炭窒化チタン又は母材と
接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化
チタンにおいて、Ｘ線回折における（３１１）面のピー
ク強度Ｉ（３１１）と（２２０）面のピーク強度Ｉ（２
２０）との比率Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）の値が、母
材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍまでの平
均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．５であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦６．０であるこ
とを特徴とする前記（１）ないし（４）のいずれかの被
覆切削工具。
【００１３】（７）前記母材と接する炭窒化チタン又は
母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の
炭窒化チタンのＸ線回折における（１１１）面のピーク
強度をＩ（１１１）、（２２０）面のピーク強度をＩ
（２２０）としたとき、Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）の
値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ
までの平均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦４．０であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦８．０であるこ
とを特徴とする被覆切削工具。 （８）前記内層の母材と接する炭窒化チタン又は母材と
接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化
チタンにおいて、Ｘ線回折における（１１１）面のピー
ク強度Ｉ（１１１）と（２２０）面のピーク強度Ｉ（２
２０）との比率Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）の値が、母
材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍまでの平
均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦４．０かつ母材
表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍまでの平
均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦８．０であるこ
とを特徴とする前記（１）ないし（６）のいずれかの被
覆切削工具。
母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の
炭窒化チタンのＸ線回折における（１１１）面のピーク
強度をＩ（１１１）、（２２０）面のピーク強度をＩ
（２２０）としたとき、Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）の
値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ
までの平均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦４．０であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦８．０であるこ
とを特徴とする被覆切削工具。 （８）前記内層の母材と接する炭窒化チタン又は母材と
接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化
チタンにおいて、Ｘ線回折における（１１１）面のピー
ク強度Ｉ（１１１）と（２２０）面のピーク強度Ｉ（２
２０）との比率Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）の値が、母
材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍまでの平
均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦４．０かつ母材
表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍまでの平
均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦８．０であるこ
とを特徴とする前記（１）ないし（６）のいずれかの被
覆切削工具。
【００１４】（９）前記母材と接する炭窒化チタン又は
母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の
炭窒化チタンのＸ線回折における（３１１）面のピーク
強度をＩ（３１１）、（１１１）面のピーク強度をＩ
（１１１）、（２２０）面のピーク強度をＩ（２２０）
としたとき、｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２
２０）の値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０
〜３μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦５．５であり、かつ母材表面あるいは窒化チタン
表面から０〜２０μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦１４．０であることを特徴とする被覆切削工具。 （１０）前記内層の母材と接する炭窒化チタン又は母材
と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒
化チタンにおいて、Ｘ線回折における（３１１）面のピ
ーク強度Ｉ（３１１）、（１１１）面のピーク強度Ｉ
（１１１）及び（２２０）面のピーク強度Ｉ（２２０）
の関係式｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）の値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜
３μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦５．５であり、かつ母材表面あるいは窒化チタン
表面から０〜２０μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦１４．０であることを特徴とする前記（１）ない
し（８）のいずれかの被覆切削工具。
母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の
炭窒化チタンのＸ線回折における（３１１）面のピーク
強度をＩ（３１１）、（１１１）面のピーク強度をＩ
（１１１）、（２２０）面のピーク強度をＩ（２２０）
としたとき、｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２
２０）の値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０
〜３μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦５．５であり、かつ母材表面あるいは窒化チタン
表面から０〜２０μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦１４．０であることを特徴とする被覆切削工具。 （１０）前記内層の母材と接する炭窒化チタン又は母材
と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒
化チタンにおいて、Ｘ線回折における（３１１）面のピ
ーク強度Ｉ（３１１）、（１１１）面のピーク強度Ｉ
（１１１）及び（２２０）面のピーク強度Ｉ（２２０）
の関係式｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）の値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜
３μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦５．５であり、かつ母材表面あるいは窒化チタン
表面から０〜２０μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦１４．０であることを特徴とする前記（１）ない
し（８）のいずれかの被覆切削工具。
【００１５】（１１）前記内層の母材と接する炭窒化チ
タン又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタン
の直上の炭窒化チタンの厚みが１〜２０μｍであること
を特徴とする前記（１）ないし（１０）のいずれかの被
覆切削工具。 （１２）前記母材が炭化タングステン基超硬合金又は炭
窒化チタン基サーメットであり、切り刃稜線部における
被覆層と母材の界面最表面のη相の厚みが１μｍ以下で
あることを特徴とする前記（１）ないし（１１）のいず
れかの被覆切削工具。 （１３）前記内層及び外層の合計膜厚が２〜１００μｍ
であることを特徴とする前記（１）ないし（１２）のい
ずれかの被覆切削工具。
タン又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタン
の直上の炭窒化チタンの厚みが１〜２０μｍであること
を特徴とする前記（１）ないし（１０）のいずれかの被
覆切削工具。 （１２）前記母材が炭化タングステン基超硬合金又は炭
窒化チタン基サーメットであり、切り刃稜線部における
被覆層と母材の界面最表面のη相の厚みが１μｍ以下で
あることを特徴とする前記（１）ないし（１１）のいず
れかの被覆切削工具。 （１３）前記内層及び外層の合計膜厚が２〜１００μｍ
であることを特徴とする前記（１）ないし（１２）のい
ずれかの被覆切削工具。
【００１６】本発明の第２は、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，窒化珪素基セラミッ
クス又は酸化アルミニウム基セラミックスよりなる母材
の表面に内層及び外層よりなる被覆層を有し、該内層が
母材と接する炭窒化チタンの単層もしくは母材と接する
厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チ
タンとの二重層又はさらに前記単層もしくは二重層の炭
窒化チタンの上にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、
ホウ窒化物、ホウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆
された多重層で構成され、該外層が酸化アルミニウム、
酸化ジルコニウム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒
化チタン、窒化チタンから選ばれる一種以上の単層又は
多重層で構成されてなる被覆切削工具を製造する方法に
おいて、次の（１４）ないし（１７）の構成を有する被
覆切削工具の製造方法である。 （１４）前記母材と接する炭窒化チタン又は母材と接す
る厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタ
ンを被覆する方法として、チタン源として四塩化チタ
ン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用い、窒素が２６
％以上の濃度の雰囲気下で行う化学蒸着法により、８０
０〜９５０℃の温度範囲で被覆することを特徴とする被
覆切削工具の製造方法。 （１５）前記母材と接する炭窒化チタン又は母材と接す
る厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタ
ンを被覆する方法として、チタン源として四塩化チタ
ン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用いる化学蒸着法
により、９５０〜１０５０℃の温度範囲で被覆すること
を特徴とする被覆切削工具の製造方法。 （１６）前記母材と接する炭窒化チタン又は母材と接す
る厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタ
ンを被覆する方法として、チタン源として四塩化チタ
ン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用い、窒素が２６
％以上の濃度の雰囲気下で行う化学蒸着法により、８０
０〜９５０℃の温度範囲で被覆することを特徴とする前
記（１）ないし（１３）のいずれかの被覆切削工具の製
造方法。 （１７）前記母材と接する炭窒化チタン又は母材と接す
る厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタ
ンを被覆する方法として、チタン源として四塩化チタ
ン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用いる化学蒸着法
により、９５０〜１０５０℃の温度範囲で被覆すること
を特徴とする前記（１）ないし（１３）のいずれかの被
覆切削工具の製造方法。
合金，炭窒化チタン基サーメット，窒化珪素基セラミッ
クス又は酸化アルミニウム基セラミックスよりなる母材
の表面に内層及び外層よりなる被覆層を有し、該内層が
母材と接する炭窒化チタンの単層もしくは母材と接する
厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チ
タンとの二重層又はさらに前記単層もしくは二重層の炭
窒化チタンの上にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、
ホウ窒化物、ホウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆
された多重層で構成され、該外層が酸化アルミニウム、
酸化ジルコニウム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒
化チタン、窒化チタンから選ばれる一種以上の単層又は
多重層で構成されてなる被覆切削工具を製造する方法に
おいて、次の（１４）ないし（１７）の構成を有する被
覆切削工具の製造方法である。 （１４）前記母材と接する炭窒化チタン又は母材と接す
る厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタ
ンを被覆する方法として、チタン源として四塩化チタ
ン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用い、窒素が２６
％以上の濃度の雰囲気下で行う化学蒸着法により、８０
０〜９５０℃の温度範囲で被覆することを特徴とする被
覆切削工具の製造方法。 （１５）前記母材と接する炭窒化チタン又は母材と接す
る厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタ
ンを被覆する方法として、チタン源として四塩化チタ
ン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用いる化学蒸着法
により、９５０〜１０５０℃の温度範囲で被覆すること
を特徴とする被覆切削工具の製造方法。 （１６）前記母材と接する炭窒化チタン又は母材と接す
る厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタ
ンを被覆する方法として、チタン源として四塩化チタ
ン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用い、窒素が２６
％以上の濃度の雰囲気下で行う化学蒸着法により、８０
０〜９５０℃の温度範囲で被覆することを特徴とする前
記（１）ないし（１３）のいずれかの被覆切削工具の製
造方法。 （１７）前記母材と接する炭窒化チタン又は母材と接す
る厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタ
ンを被覆する方法として、チタン源として四塩化チタ
ン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用いる化学蒸着法
により、９５０〜１０５０℃の温度範囲で被覆すること
を特徴とする前記（１）ないし（１３）のいずれかの被
覆切削工具の製造方法。
【００１７】
【作用】本発明の被覆切削工具においては、被覆層中の
塩素量を内層の平均で０．０５原子％以下という極微量
に抑えることにより、初めて工具寿命の飛躍的向上だけ
ではなく、安定性の飛躍的向上が可能となった。これは
一つには、このレベルまで被覆層中の塩素量を低減させ
ることにより膜の硬度が飛躍的に向上し、膜自体の耐摩
耗性が著しく向上すること、また、もう一つには、母材
と膜の界面の密着度及び、内層と外層の間の密着度が著
しく向上し、切削時にこれらの界面の剥離に起因する摩
耗の進行が生じない為である。特に切削時の界面剥離に
ついては、母材と被覆層との界面の剥離の発生による母
材の露出が顕著な工具寿命の低下やばらつきの原因につ
ながることから、内層の中でも母材と直接接する炭窒化
チタン中の塩素量の平均、あるいは母材と接する窒化チ
タンとその直上の炭窒化チタンとの塩素量の平均量を
０．０５原子％以下に抑えることが望ましい。なお、膜
中塩素量の測定方法としてはＡｇＣｌを標準試料として
電子線プローブマイクロアナライザ（ＥＰＭＡ）を用い
て測定することができる。
塩素量を内層の平均で０．０５原子％以下という極微量
に抑えることにより、初めて工具寿命の飛躍的向上だけ
ではなく、安定性の飛躍的向上が可能となった。これは
一つには、このレベルまで被覆層中の塩素量を低減させ
ることにより膜の硬度が飛躍的に向上し、膜自体の耐摩
耗性が著しく向上すること、また、もう一つには、母材
と膜の界面の密着度及び、内層と外層の間の密着度が著
しく向上し、切削時にこれらの界面の剥離に起因する摩
耗の進行が生じない為である。特に切削時の界面剥離に
ついては、母材と被覆層との界面の剥離の発生による母
材の露出が顕著な工具寿命の低下やばらつきの原因につ
ながることから、内層の中でも母材と直接接する炭窒化
チタン中の塩素量の平均、あるいは母材と接する窒化チ
タンとその直上の炭窒化チタンとの塩素量の平均量を
０．０５原子％以下に抑えることが望ましい。なお、膜
中塩素量の測定方法としてはＡｇＣｌを標準試料として
電子線プローブマイクロアナライザ（ＥＰＭＡ）を用い
て測定することができる。
【００１８】従来、前記のように被覆膜中の塩素量レベ
ルを１原子％程度に低減して良好膜質にする報告や、塩
素含量の異なる２層構成の炭化チタン被覆とする報告は
あったが、被覆層全体の塩素量を０．０５原子％以下と
いう低レベルにすることについては検討されていなかっ
た。本発明は被覆層全体中の塩素を０．０５原子％以下
のレベルに低減することにより初めて飛躍的な耐摩耗性
の向上と切削における母材と膜との界面における耐剥離
性の向上が可能となることを見出した結果に基づくもの
である。本発明ではこの範囲の低塩素が必須であり、こ
れにより初めて、さらに高硬度で耐摩耗性に優れ、密着
度に優れる被覆層が得られるようになったのである。
ルを１原子％程度に低減して良好膜質にする報告や、塩
素含量の異なる２層構成の炭化チタン被覆とする報告は
あったが、被覆層全体の塩素量を０．０５原子％以下と
いう低レベルにすることについては検討されていなかっ
た。本発明は被覆層全体中の塩素を０．０５原子％以下
のレベルに低減することにより初めて飛躍的な耐摩耗性
の向上と切削における母材と膜との界面における耐剥離
性の向上が可能となることを見出した結果に基づくもの
である。本発明ではこの範囲の低塩素が必須であり、こ
れにより初めて、さらに高硬度で耐摩耗性に優れ、密着
度に優れる被覆層が得られるようになったのである。
【００１９】本発明の被覆切削工具は、内層において母
材直上に炭窒化チタンを直接被覆する構造、あるいは窒
化チタンを０．１〜２μｍ被覆し、その上に炭窒化チタ
ンを被覆する構造を有するが、これによる効果の一つと
して成膜時の核生成の安定により塩素の悪影響を除去で
きることが挙げられる。炭窒化チタン及び窒化チタンは
成膜時の核生成が母材の状態にあまり影響されず、非常
に均一である。核生成が不均一であると、成膜反応時に
四塩化チタンの還元により発生する塩素が母材と被覆層
の界面に偏析して被覆層の耐剥離性の低下の原因とな
る。また、母材が超硬合金やサーメットである場合は母
材表面付近の結合相（コバルトやニッケル等）が塩素に
より腐食され、これにより母材の表面付近での強度が低
下し、工具寿命の低下の原因となる。ただし、母材と接
する層として窒化チタンを被覆する構造の場合には、窒
化チタンの厚みとしては０．１μｍ未満では窒化チタン
の成膜が母材位置によらず十分に均一な状態にまでは至
っておらず、このため、この上に被覆した炭窒化チタン
が部分的に直接母材上に核生成する箇所が発生してしま
い、窒化チタンと炭窒化チタンの核生成が母材上で混在
した不均一状態になり、したがって塩素の悪影響を排除
する効果が十分現れない結果となってしまう。また、逆
に２μｍを超えると切削時の耐摩耗性に対し悪影響を及
ぼす。したがって、母材に接する膜としては、炭窒化チ
タンを直接被覆する構造あるいは母材直上に厚みが０．
１〜２μｍである窒化チタンを被覆し、その上に炭窒化
チタンを被覆する構造とすることが必要である。
材直上に炭窒化チタンを直接被覆する構造、あるいは窒
化チタンを０．１〜２μｍ被覆し、その上に炭窒化チタ
ンを被覆する構造を有するが、これによる効果の一つと
して成膜時の核生成の安定により塩素の悪影響を除去で
きることが挙げられる。炭窒化チタン及び窒化チタンは
成膜時の核生成が母材の状態にあまり影響されず、非常
に均一である。核生成が不均一であると、成膜反応時に
四塩化チタンの還元により発生する塩素が母材と被覆層
の界面に偏析して被覆層の耐剥離性の低下の原因とな
る。また、母材が超硬合金やサーメットである場合は母
材表面付近の結合相（コバルトやニッケル等）が塩素に
より腐食され、これにより母材の表面付近での強度が低
下し、工具寿命の低下の原因となる。ただし、母材と接
する層として窒化チタンを被覆する構造の場合には、窒
化チタンの厚みとしては０．１μｍ未満では窒化チタン
の成膜が母材位置によらず十分に均一な状態にまでは至
っておらず、このため、この上に被覆した炭窒化チタン
が部分的に直接母材上に核生成する箇所が発生してしま
い、窒化チタンと炭窒化チタンの核生成が母材上で混在
した不均一状態になり、したがって塩素の悪影響を排除
する効果が十分現れない結果となってしまう。また、逆
に２μｍを超えると切削時の耐摩耗性に対し悪影響を及
ぼす。したがって、母材に接する膜としては、炭窒化チ
タンを直接被覆する構造あるいは母材直上に厚みが０．
１〜２μｍである窒化チタンを被覆し、その上に炭窒化
チタンを被覆する構造とすることが必要である。
【００２０】母材直上に窒化チタン膜を形成させる場
合、適切な条件を設定することにより膜粒度を非常に細
かくすることができ、それに伴い、その上の炭窒化チタ
ン膜の粒度も細かくなる傾向にある。また、ＭＴ−ＣＶ
Ｄ法により炭窒化チタン膜を形成させる場合、ガス条件
を一定にしておくと、母材合金炭素量の違いや焼結時の
表面付近の脱炭量の違いなどにより表面付近の炭素量が
異なる合金を母材として使用した場合に、界面付近に遊
離炭素が析出する可能性もあるが、窒化チタン膜を介在
させることにより、このような影響が緩和される。
合、適切な条件を設定することにより膜粒度を非常に細
かくすることができ、それに伴い、その上の炭窒化チタ
ン膜の粒度も細かくなる傾向にある。また、ＭＴ−ＣＶ
Ｄ法により炭窒化チタン膜を形成させる場合、ガス条件
を一定にしておくと、母材合金炭素量の違いや焼結時の
表面付近の脱炭量の違いなどにより表面付近の炭素量が
異なる合金を母材として使用した場合に、界面付近に遊
離炭素が析出する可能性もあるが、窒化チタン膜を介在
させることにより、このような影響が緩和される。
【００２１】また、本発明の被覆切削工具では、内層の
母材と接する窒化チタン直上の炭窒化チタン層あるいは
母材と直接接する炭窒化チタン層の配向性を特定の範囲
内に収めていることも特徴の一つである。前記のように
熱ＣＶＤ法による炭化チタン等の被覆は、１次滑り面で
ある（２２０）面に配向する傾向があり、工具として加
工時に膜の破壊が生じやすいという問題があった。本発
明において、母材と接する窒化チタン直上の炭窒化チタ
ン、あるいは母材と接する炭窒化チタンにおけるＩ（ｈ
ｋｌ）／Ｉ（２２０）の値は、Ｘ線回折角２θ＝２０°
〜１４０°の間に回折ピークが現れる面のうち、（２２
０）面との面間角度が３０°〜６０°である面（ｈｋ
ｌ）の回折ピーク強度の合計Ｉ（ｈｋｌ）と、（２２
０）面のピーク強度Ｉ（２２０）との比率をとったもの
である。（２２０）面との面間角度φは、炭窒化チタン
が立方晶結晶構造であることから、次の式で表される。
母材と接する窒化チタン直上の炭窒化チタン層あるいは
母材と直接接する炭窒化チタン層の配向性を特定の範囲
内に収めていることも特徴の一つである。前記のように
熱ＣＶＤ法による炭化チタン等の被覆は、１次滑り面で
ある（２２０）面に配向する傾向があり、工具として加
工時に膜の破壊が生じやすいという問題があった。本発
明において、母材と接する窒化チタン直上の炭窒化チタ
ン、あるいは母材と接する炭窒化チタンにおけるＩ（ｈ
ｋｌ）／Ｉ（２２０）の値は、Ｘ線回折角２θ＝２０°
〜１４０°の間に回折ピークが現れる面のうち、（２２
０）面との面間角度が３０°〜６０°である面（ｈｋ
ｌ）の回折ピーク強度の合計Ｉ（ｈｋｌ）と、（２２
０）面のピーク強度Ｉ（２２０）との比率をとったもの
である。（２２０）面との面間角度φは、炭窒化チタン
が立方晶結晶構造であることから、次の式で表される。
【００２２】
【数１】ｃｏｓφ＝（２×ｈ＋２×ｋ）／｛２3/2 ×
（ｈ2 ＋ｋ2 ＋ｌ2 ）1/2 ｝
（ｈ2 ＋ｋ2 ＋ｌ2 ）1/2 ｝
【００２３】すなわち、Ｉ（ｈｋｌ）はＩ（ｈｋｌ）＝
Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（３１１）＋Ｉ（４２
２）＋Ｉ（５１１）を意味する（（２２２）面は（１１
１）面と等価であるので除く）。１次滑り面である（２
２０）面に対し傾いた面（３０°〜６０°）の配向性を
Ｘ線強度比で、母材表面あるいは窒化チタン表面から０
〜３μｍの平均、０〜２０μｍの平均ともに２．５≦Ｉ
（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）となるように制御することが
必要であり、これにより切削中の剪断に対する強度が非
常に強くなる。また、被覆層形成初期の段階で配向性が
強すぎると、この場合も下地の表面における核生成に影
響し、密着度の低下が発生するため、（ｈｋｌ）面の配
向性はＸ線強度比で、母材表面あるいは窒化チタン表面
から０〜３μｍの厚みの位置での平均でＩ（ｈｋｌ）／
Ｉ（２２０）≦７．０、かつ０〜２０μｍの厚みの位置
での平均でＩ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦１５．０の範
囲に制御する必要がある。本発明の切削工具において
は、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ及
び０〜２０μｍまでの範囲の母材と接する窒化チタン直
上の炭窒化チタン、あるいは母材と接する炭窒化チタン
における（ｈｋｌ）面の配向性を前記範囲に制御するこ
とにより、下地との界面の密着度を向上させると同時に
切削中の膜自体の損傷を抑えることが可能となった。さ
らに、前記効果は、母材と接する窒化チタン直上の炭窒
化チタン、あるいは母材と接する炭窒化チタンの配向を
以下に示すような範囲に制御することにより、より大き
くなる。
Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（３１１）＋Ｉ（４２
２）＋Ｉ（５１１）を意味する（（２２２）面は（１１
１）面と等価であるので除く）。１次滑り面である（２
２０）面に対し傾いた面（３０°〜６０°）の配向性を
Ｘ線強度比で、母材表面あるいは窒化チタン表面から０
〜３μｍの平均、０〜２０μｍの平均ともに２．５≦Ｉ
（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）となるように制御することが
必要であり、これにより切削中の剪断に対する強度が非
常に強くなる。また、被覆層形成初期の段階で配向性が
強すぎると、この場合も下地の表面における核生成に影
響し、密着度の低下が発生するため、（ｈｋｌ）面の配
向性はＸ線強度比で、母材表面あるいは窒化チタン表面
から０〜３μｍの厚みの位置での平均でＩ（ｈｋｌ）／
Ｉ（２２０）≦７．０、かつ０〜２０μｍの厚みの位置
での平均でＩ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦１５．０の範
囲に制御する必要がある。本発明の切削工具において
は、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ及
び０〜２０μｍまでの範囲の母材と接する窒化チタン直
上の炭窒化チタン、あるいは母材と接する炭窒化チタン
における（ｈｋｌ）面の配向性を前記範囲に制御するこ
とにより、下地との界面の密着度を向上させると同時に
切削中の膜自体の損傷を抑えることが可能となった。さ
らに、前記効果は、母材と接する窒化チタン直上の炭窒
化チタン、あるいは母材と接する炭窒化チタンの配向を
以下に示すような範囲に制御することにより、より大き
くなる。
【００２４】本発明において、母材と接する窒化チタン
直上の炭窒化チタン、あるいは母材と接する炭窒化チタ
ンにおけるＩ（３１１）／Ｉ（２２０））の値はＸ線回
折における（３１１）面と（２２０）のピークの強度比
をとったものであるが、配向のない炭窒化チタン粉末に
おけるＸ線の強度比がＩ（３１１）／Ｉ（２２０）＝
０．５であるから、本発明の範囲である０．５以上は、
（２２０）よりも（３１１）面に配向していることを意
味している。（３１１）面は１次滑り面に対し約３２°
の角度を持つ面であり、この面の配向性をＸ線強度の比
で母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ及び
０〜２０μｍの平均ともに０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ
（２２０）に制御することが必要であり、これにより切
削中の剪断に対する強度が非常に強くなる。逆に、被覆
層生成初期の段階で被覆層の配向性が強すぎると、この
場合も下地表面における核生成に影響し、密着度の低下
が発生するため、（３１１）面の配向性はＸ線強度比で
０〜３μｍの平均でＩ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．
５、かつ０〜２０μｍの平均でＩ（３１１）／Ｉ（２２
０）≦６．０の範囲に制御する必要がある。本発明の切
削工具においては、０〜３μｍ、及び０〜２０μｍまで
の炭窒化チタン層の（３１１）面の配向性を上記範囲に
制御することにより、膜と母材の界面の密着度を向上さ
せると同時に切削中の膜自体の損傷を抑えることが可能
となった。
直上の炭窒化チタン、あるいは母材と接する炭窒化チタ
ンにおけるＩ（３１１）／Ｉ（２２０））の値はＸ線回
折における（３１１）面と（２２０）のピークの強度比
をとったものであるが、配向のない炭窒化チタン粉末に
おけるＸ線の強度比がＩ（３１１）／Ｉ（２２０）＝
０．５であるから、本発明の範囲である０．５以上は、
（２２０）よりも（３１１）面に配向していることを意
味している。（３１１）面は１次滑り面に対し約３２°
の角度を持つ面であり、この面の配向性をＸ線強度の比
で母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ及び
０〜２０μｍの平均ともに０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ
（２２０）に制御することが必要であり、これにより切
削中の剪断に対する強度が非常に強くなる。逆に、被覆
層生成初期の段階で被覆層の配向性が強すぎると、この
場合も下地表面における核生成に影響し、密着度の低下
が発生するため、（３１１）面の配向性はＸ線強度比で
０〜３μｍの平均でＩ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．
５、かつ０〜２０μｍの平均でＩ（３１１）／Ｉ（２２
０）≦６．０の範囲に制御する必要がある。本発明の切
削工具においては、０〜３μｍ、及び０〜２０μｍまで
の炭窒化チタン層の（３１１）面の配向性を上記範囲に
制御することにより、膜と母材の界面の密着度を向上さ
せると同時に切削中の膜自体の損傷を抑えることが可能
となった。
【００２５】また本発明においては、Ｘ面回折における
（１１１）面のピーク強度をＩ（１１１）、（２２０）
面のピーク強度をＩ（２２０）としたとき、母材と接す
る窒化チタン直上の炭窒化チタン、あるいは母材と接す
る炭窒化チタンにおいてＩ（１１１）／Ｉ（２２０）の
値が、 ０〜３μｍまでの平均 １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２
２０）≦４．０ かつ ０〜２０μｍまでの平均 １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ
（２２０）≦８．０であることを特徴としている。０〜
３μｍ、及び０〜２０μｍまでの範囲の内層の母材と接
する窒化チタン直上の炭窒化チタン、あるいは母材と接
する炭窒化チタン層の（１１１）面の配向性を上記範囲
に制御することにより、（３１１）面に配向している場
合と同様に切削中の膜自体の損傷を抑えることが可能に
なる。
（１１１）面のピーク強度をＩ（１１１）、（２２０）
面のピーク強度をＩ（２２０）としたとき、母材と接す
る窒化チタン直上の炭窒化チタン、あるいは母材と接す
る炭窒化チタンにおいてＩ（１１１）／Ｉ（２２０）の
値が、 ０〜３μｍまでの平均 １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２
２０）≦４．０ かつ ０〜２０μｍまでの平均 １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ
（２２０）≦８．０であることを特徴としている。０〜
３μｍ、及び０〜２０μｍまでの範囲の内層の母材と接
する窒化チタン直上の炭窒化チタン、あるいは母材と接
する炭窒化チタン層の（１１１）面の配向性を上記範囲
に制御することにより、（３１１）面に配向している場
合と同様に切削中の膜自体の損傷を抑えることが可能に
なる。
【００２６】さらにこの効果は、母材表面あるいは窒化
チタン表面から０〜３μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦５．５ かつ、０〜２０μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦１４．５の範囲、すなわち（２２０）面に対して
傾いた面である（３１１）と（１１１）面に配向させる
ことにより大きくなる。
チタン表面から０〜３μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦５．５ かつ、０〜２０μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦１４．５の範囲、すなわち（２２０）面に対して
傾いた面である（３１１）と（１１１）面に配向させる
ことにより大きくなる。
【００２７】ただし、膜厚が２０μｍを越え、６．０＜
Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）、８．０＜Ｉ（１１１）／
Ｉ（２２０）または１４．０＜｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３
１１）｝となると、今度は配向性が強すぎ、外層を被覆
する際の核生成状態に影響を及ぼし、加工時の被覆層界
面で剥離につながるため好ましくない。また、被覆層生
成初期の段階で被覆層の配向性が強すぎると、この場合
も下地上での炭窒化チタンの核生成に影響し、これらの
界面での密着度の低下が発生するため、（３１１）面の
配向性はＸ線強度比で０〜３μｍの平均 Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．５、 Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦４．０ 又は ｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２０）≦５．
５に制御する必要がある。
Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）、８．０＜Ｉ（１１１）／
Ｉ（２２０）または１４．０＜｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３
１１）｝となると、今度は配向性が強すぎ、外層を被覆
する際の核生成状態に影響を及ぼし、加工時の被覆層界
面で剥離につながるため好ましくない。また、被覆層生
成初期の段階で被覆層の配向性が強すぎると、この場合
も下地上での炭窒化チタンの核生成に影響し、これらの
界面での密着度の低下が発生するため、（３１１）面の
配向性はＸ線強度比で０〜３μｍの平均 Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．５、 Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦４．０ 又は ｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２０）≦５．
５に制御する必要がある。
【００２８】母材と接する窒化チタン直上の炭窒化チタ
ン、あるいは母材と接する炭窒化チタン被覆層の膜厚の
範囲は、１μｍより薄いと界面付近での膜中における破
壊を防止する効果が小さくなり、２０μｍを越えると上
述のように配向性が強くなりすぎる影響がでるため１〜
２０μｍが好ましい範囲である。
ン、あるいは母材と接する炭窒化チタン被覆層の膜厚の
範囲は、１μｍより薄いと界面付近での膜中における破
壊を防止する効果が小さくなり、２０μｍを越えると上
述のように配向性が強くなりすぎる影響がでるため１〜
２０μｍが好ましい範囲である。
【００２９】なお、Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）等の各
面の強度を求める方法としては、ＣｒやＶ等の管球を用
いた通常のＸ線回折法を用いる。ただし、超硬合金に被
覆した炭窒化チタンの比較的薄い位置でのＸ線ピーク強
度を求める際にはＸ線が母材中まで侵入するため炭化タ
ングステン（ＷＣ）のピークが現れるが、炭化タングス
テンの（１１１）面のピークと炭窒化チタンの（３１
１）面のピーク位置が重なっているため、これらの分離
ができない（最もピーク分離しやすいＶの管球を用いて
も分離できない）。このことから、炭化タングステンの
粉末回折パターンを用い（母材の炭化タングステンには
通常配向がない）、炭化タングステンの最強ピークであ
る（１０１）面と（１１１）面のピーク比（ＡＳＴＭカ
ードからＩ 0 WC（１０１）／Ｉ0 WC（１１１）＝０．２
５）からＩWC（１１１）を求め（Ｉ WC（１１１）＝０．
２５×ＩWC（１０１））、これを（３１１）の位置での
ピーク強度から引くことによりＩ（３１１）を求める。
面の強度を求める方法としては、ＣｒやＶ等の管球を用
いた通常のＸ線回折法を用いる。ただし、超硬合金に被
覆した炭窒化チタンの比較的薄い位置でのＸ線ピーク強
度を求める際にはＸ線が母材中まで侵入するため炭化タ
ングステン（ＷＣ）のピークが現れるが、炭化タングス
テンの（１１１）面のピークと炭窒化チタンの（３１
１）面のピーク位置が重なっているため、これらの分離
ができない（最もピーク分離しやすいＶの管球を用いて
も分離できない）。このことから、炭化タングステンの
粉末回折パターンを用い（母材の炭化タングステンには
通常配向がない）、炭化タングステンの最強ピークであ
る（１０１）面と（１１１）面のピーク比（ＡＳＴＭカ
ードからＩ 0 WC（１０１）／Ｉ0 WC（１１１）＝０．２
５）からＩWC（１１１）を求め（Ｉ WC（１１１）＝０．
２５×ＩWC（１０１））、これを（３１１）の位置での
ピーク強度から引くことによりＩ（３１１）を求める。
【００３０】なお、母材と接する層として窒化チタンを
０．１〜２μｍ被覆する効果として、先述の塩素の悪影
響除去の効果以外に、窒化チタンの成膜時の核生成の安
定化（核生成が母材の状態にあまり影響されず、非常に
緻密かつ均一）による、その上の炭窒化チタンの配向性
制御の効果が挙げられる。これにより、炭窒化チタンの
配向性を、母材の種類、組成、表面状態等によらず安定
に、本発明の範囲に制御することができる。ただし、厚
みとしては、０．１μｍ未満ではこの効果が十分現れ
ず、配向性の制御が難しくなり、２μｍ以上では今度は
切削時の耐摩耗性に対し、悪影響を及ぼす。従って、窒
化チタンの厚みは０．１〜２μｍの範囲にする必要があ
る。
０．１〜２μｍ被覆する効果として、先述の塩素の悪影
響除去の効果以外に、窒化チタンの成膜時の核生成の安
定化（核生成が母材の状態にあまり影響されず、非常に
緻密かつ均一）による、その上の炭窒化チタンの配向性
制御の効果が挙げられる。これにより、炭窒化チタンの
配向性を、母材の種類、組成、表面状態等によらず安定
に、本発明の範囲に制御することができる。ただし、厚
みとしては、０．１μｍ未満ではこの効果が十分現れ
ず、配向性の制御が難しくなり、２μｍ以上では今度は
切削時の耐摩耗性に対し、悪影響を及ぼす。従って、窒
化チタンの厚みは０．１〜２μｍの範囲にする必要があ
る。
【００３１】本発明の切削工具のように被覆層中の塩素
含有量が０．０５原子％以下である、及び／またはＸ線
回折における母材と接する窒化チタン直上の炭窒化チタ
ン、あるいは母材と接する炭窒化チタンのピーク強度の
比が前記の範囲内に入り、下地への接着力が強く、耐摩
耗性、耐剥離性に優れた炭窒化チタン被覆膜を形成させ
るために好ましい製造方法として、Ｔｉ源として四塩化
チタン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用いる化学蒸
着法により、９５０〜１０５０℃の温度範囲で炭窒化チ
タンの被覆層を形成する方法がある。この９５０〜１０
５０℃という成膜形成温度範囲は、従来のメタンや窒素
を炭窒素源とする熱ＣＶＤ法とほぼ同じ程度の高温の温
度範囲ではあるが、本発明の原料を用いてのこのような
高い温度領域での検討は過去に報告はない。
含有量が０．０５原子％以下である、及び／またはＸ線
回折における母材と接する窒化チタン直上の炭窒化チタ
ン、あるいは母材と接する炭窒化チタンのピーク強度の
比が前記の範囲内に入り、下地への接着力が強く、耐摩
耗性、耐剥離性に優れた炭窒化チタン被覆膜を形成させ
るために好ましい製造方法として、Ｔｉ源として四塩化
チタン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用いる化学蒸
着法により、９５０〜１０５０℃の温度範囲で炭窒化チ
タンの被覆層を形成する方法がある。この９５０〜１０
５０℃という成膜形成温度範囲は、従来のメタンや窒素
を炭窒素源とする熱ＣＶＤ法とほぼ同じ程度の高温の温
度範囲ではあるが、本発明の原料を用いてのこのような
高い温度領域での検討は過去に報告はない。
【００３２】９５０〜１０５０℃という温度領域で従来
の熱ＣＶＤ法により被覆層を形成すると母材の種類によ
っては切り刃稜線部にη相が厚く析出し、切削加工中に
このη相ごと被覆相が脱落することにより工具寿命の低
下が発生しやすかったのに対し、本発明では有機ＣＮ化
合物を炭窒素源に用いることにより、この温度範囲での
被覆においても切り刃稜線部のη相の厚みを１μｍ以下
という極微量に制御することが可能となった。これは本
発明の有利な特徴の一つである。さらに、このような温
度範囲で有機ＣＮ化合物を用いて炭窒化チタンの被覆を
行うことによって、耐摩耗性、被覆層中での耐破壊性、
母材と被覆層の界面の密着度に非常に優れる炭窒化チタ
ン被膜の生成が可能になった。従来、窒化チタンを厚め
に被覆すると耐摩耗性が低下してしまうため、比較的低
温側で窒化チタン（ＴｉＮ）を耐摩耗性を悪影響を及ぼ
さない約２μｍまでの膜厚範囲に薄く被覆し、η相の析
出を抑えようとしても、その上に熱ＣＶＤ法を用いて炭
窒化チタン（ＴｉＣＮ）等を被覆するとη相が析出して
しまうという問題があった。これに対し、本発明に従い
母材に接する窒化チタンの厚みを０．１〜２μｍの範囲
内とし、その上に有機ＣＮ化合物を用いて従来より高温
で炭窒化チタンを被覆することにより、窒化チタンの厚
みが０．１〜２μｍという薄さであっても炭窒化チタン
被覆形成もかかわらずη相発生がかなりのレベルで抑え
られることが判明した。
の熱ＣＶＤ法により被覆層を形成すると母材の種類によ
っては切り刃稜線部にη相が厚く析出し、切削加工中に
このη相ごと被覆相が脱落することにより工具寿命の低
下が発生しやすかったのに対し、本発明では有機ＣＮ化
合物を炭窒素源に用いることにより、この温度範囲での
被覆においても切り刃稜線部のη相の厚みを１μｍ以下
という極微量に制御することが可能となった。これは本
発明の有利な特徴の一つである。さらに、このような温
度範囲で有機ＣＮ化合物を用いて炭窒化チタンの被覆を
行うことによって、耐摩耗性、被覆層中での耐破壊性、
母材と被覆層の界面の密着度に非常に優れる炭窒化チタ
ン被膜の生成が可能になった。従来、窒化チタンを厚め
に被覆すると耐摩耗性が低下してしまうため、比較的低
温側で窒化チタン（ＴｉＮ）を耐摩耗性を悪影響を及ぼ
さない約２μｍまでの膜厚範囲に薄く被覆し、η相の析
出を抑えようとしても、その上に熱ＣＶＤ法を用いて炭
窒化チタン（ＴｉＣＮ）等を被覆するとη相が析出して
しまうという問題があった。これに対し、本発明に従い
母材に接する窒化チタンの厚みを０．１〜２μｍの範囲
内とし、その上に有機ＣＮ化合物を用いて従来より高温
で炭窒化チタンを被覆することにより、窒化チタンの厚
みが０．１〜２μｍという薄さであっても炭窒化チタン
被覆形成もかかわらずη相発生がかなりのレベルで抑え
られることが判明した。
【００３３】また本発明の方法のもう一つの特徴は、本
発明の温度範囲で有機ＣＮ化合物を用いて炭窒化チタン
の被覆を行なうことにより、耐摩耗性、被覆層中での耐
破壊性に非常に優れる炭窒化チタンの生成を可能にした
点である。有機ＣＮ化合物を用いた化学蒸着法は従来も
行われていたが、比較的低温側で炭窒化チタンの被覆が
可能であることからη相の析出を避けることが可能であ
るということがこの従来プロセスの特徴と考えられてお
り、一般に８００〜９００℃程度の低温側の温度で行な
われていた。しかしこのような温度範囲の被覆では被覆
層中の塩素量が多く膜自体の硬度が低い、耐摩耗性の低
い被覆層しか生成することができなかった。また、この
ような低温側での被覆では膜の耐剥離性の不足が生じて
いた。逆に、１０５０℃を越える高温側の温度で有機Ｃ
Ｎ化合物を用いて被覆を行うと、通常の熱ＣＶＤ法と同
様に、切り刃稜線部における母材表面部のη相が厚く析
出し、また配向性についても（２２０）面の配向性が強
くなり、膜中の破壊や、η相からの被覆相の脱落が発生
し、工具寿命の低下につながることが今回の検討で明ら
かになった。従って成膜の温度範囲としては本発明範囲
の９５０〜１０５０℃で良好な膜質が得られるのであ
る。しかし、混合ガス中のＮ2 量を２６％以上とするこ
とにより、８００〜９５０℃程度の低温でも、本発明の
範囲の配向を有する、耐膜中破壊性、高密着度の膜を得
ることが可能となった。
発明の温度範囲で有機ＣＮ化合物を用いて炭窒化チタン
の被覆を行なうことにより、耐摩耗性、被覆層中での耐
破壊性に非常に優れる炭窒化チタンの生成を可能にした
点である。有機ＣＮ化合物を用いた化学蒸着法は従来も
行われていたが、比較的低温側で炭窒化チタンの被覆が
可能であることからη相の析出を避けることが可能であ
るということがこの従来プロセスの特徴と考えられてお
り、一般に８００〜９００℃程度の低温側の温度で行な
われていた。しかしこのような温度範囲の被覆では被覆
層中の塩素量が多く膜自体の硬度が低い、耐摩耗性の低
い被覆層しか生成することができなかった。また、この
ような低温側での被覆では膜の耐剥離性の不足が生じて
いた。逆に、１０５０℃を越える高温側の温度で有機Ｃ
Ｎ化合物を用いて被覆を行うと、通常の熱ＣＶＤ法と同
様に、切り刃稜線部における母材表面部のη相が厚く析
出し、また配向性についても（２２０）面の配向性が強
くなり、膜中の破壊や、η相からの被覆相の脱落が発生
し、工具寿命の低下につながることが今回の検討で明ら
かになった。従って成膜の温度範囲としては本発明範囲
の９５０〜１０５０℃で良好な膜質が得られるのであ
る。しかし、混合ガス中のＮ2 量を２６％以上とするこ
とにより、８００〜９５０℃程度の低温でも、本発明の
範囲の配向を有する、耐膜中破壊性、高密着度の膜を得
ることが可能となった。
【００３４】上述の本発明方法によって被覆膜の密着強
度（母材と内層の密着度及び内層と外層の密着度）及び
切削加工における被覆層の耐破壊性を向上させることが
可能となったことから、従来実用化されている被覆切削
工具の被覆層の厚みがせいぜい１０〜１５μｍ程度であ
るのに対し、本発明によればはるかに厚い１００μｍま
での厚膜が剥離や膜中での破壊が発生することなく使用
できることが確認できた。但し、１００μｍを越えると
送りの小さい加工等で被覆層中での破壊が生じることが
多くなるので好ましくない。また、１５μｍを越える厚
膜被覆層の場合は、被覆後に被覆層中の引張残留応力を
低減させるような処理と組み合わせると、特に効果的で
ある。この処理は被覆後、被覆層表面に機械的衝撃や熱
的衝撃を与える等して、被覆層の膜厚方向のき裂をコー
ティング後の状態に比べ増加させることにより被覆層中
の引張残留応力を緩和し、被覆層の耐破壊性を向上させ
るのに効果があり、特に軽切削の様に被覆層への負担が
大きい加工では、効果が大きい。以下に本発明を実施例
を用いて具体的に説明する。
度（母材と内層の密着度及び内層と外層の密着度）及び
切削加工における被覆層の耐破壊性を向上させることが
可能となったことから、従来実用化されている被覆切削
工具の被覆層の厚みがせいぜい１０〜１５μｍ程度であ
るのに対し、本発明によればはるかに厚い１００μｍま
での厚膜が剥離や膜中での破壊が発生することなく使用
できることが確認できた。但し、１００μｍを越えると
送りの小さい加工等で被覆層中での破壊が生じることが
多くなるので好ましくない。また、１５μｍを越える厚
膜被覆層の場合は、被覆後に被覆層中の引張残留応力を
低減させるような処理と組み合わせると、特に効果的で
ある。この処理は被覆後、被覆層表面に機械的衝撃や熱
的衝撃を与える等して、被覆層の膜厚方向のき裂をコー
ティング後の状態に比べ増加させることにより被覆層中
の引張残留応力を緩和し、被覆層の耐破壊性を向上させ
るのに効果があり、特に軽切削の様に被覆層への負担が
大きい加工では、効果が大きい。以下に本発明を実施例
を用いて具体的に説明する。
【００３５】
【実施例】
（実施例１）ＩＳＯ Ｐ１０のＣＮＭＧ１２０４０８の
形状の炭化タングステン基超硬合金を母材として用い、
この表面に表１のＡ１〜Ｈ１、Ｐ１、Ｑ１、Ｒ１に示す
構造の被覆層を生成した。この時、内層の母材に接する
窒化チタンの生成は９５０℃で、四塩化チタン：１％、
窒素（Ｎ2 ）：５０％、水素（Ｈ2 ）：４９％の混合ガ
ス気流中で行った。内層の炭窒化チタンの生成は表１に
示す９００〜１１００℃の各温度で行い、ガス条件はす
べてＨ2 ：９５％、四塩化チタン：４％、アセトニトリ
ル（ＣＨ3ＣＮ）：１〜３％、炉内圧力６０Ｔｏｒｒの
混合ガス気流中で行った。被覆層の厚みは保持時間を変
化させることによって調整した。これらの発明品の膜中
の塩素量、配向性及び切り刃稜線部におけるη相の析出
厚みを表２に示す。なお、比較として本発明品Ａ１と同
じ膜構造で、内層の炭窒化チタンを、炭窒素源としてメ
タンと窒素（Ｎ2 ）を用いた従来の熱ＣＶＤ法により１
０００℃で作製した比較品Ｉを表中に同時に示した。な
お、膜中の塩素量は、ＡｇＣｌを標準試料としてＥＰＭ
Ａにより測定した。
形状の炭化タングステン基超硬合金を母材として用い、
この表面に表１のＡ１〜Ｈ１、Ｐ１、Ｑ１、Ｒ１に示す
構造の被覆層を生成した。この時、内層の母材に接する
窒化チタンの生成は９５０℃で、四塩化チタン：１％、
窒素（Ｎ2 ）：５０％、水素（Ｈ2 ）：４９％の混合ガ
ス気流中で行った。内層の炭窒化チタンの生成は表１に
示す９００〜１１００℃の各温度で行い、ガス条件はす
べてＨ2 ：９５％、四塩化チタン：４％、アセトニトリ
ル（ＣＨ3ＣＮ）：１〜３％、炉内圧力６０Ｔｏｒｒの
混合ガス気流中で行った。被覆層の厚みは保持時間を変
化させることによって調整した。これらの発明品の膜中
の塩素量、配向性及び切り刃稜線部におけるη相の析出
厚みを表２に示す。なお、比較として本発明品Ａ１と同
じ膜構造で、内層の炭窒化チタンを、炭窒素源としてメ
タンと窒素（Ｎ2 ）を用いた従来の熱ＣＶＤ法により１
０００℃で作製した比較品Ｉを表中に同時に示した。な
お、膜中の塩素量は、ＡｇＣｌを標準試料としてＥＰＭ
Ａにより測定した。
【００３６】これらのサンプルを用い、下に示す切削条
件１、２で膜自体の耐摩耗性及び膜剥離を含む耐摩耗
性、剥離損傷について評価を行った。その結果を表３に
示す。これらの結果から、本発明品のＡ１〜Ｈ１，Ｐ
１，Ｑ１、Ｒ１では比較品Ｉに比べ耐摩耗性、耐剥離
性、耐膜中破壊性の点で優れていることがわかる。な
お、本発明品の中で、Ｇ１では膜中の残留塩素量が多
く、耐摩耗性、耐剥離性がやや劣りぎみになっている
が、耐膜中破壊性が比較品Ｉに比べると大きく向上して
おり、これは配向性が本発明の範囲にある効果である。
また、本発明品のＨ１では（３１１）の配向性が弱く、
耐膜中破壊性が若干劣るが耐摩耗性は比較品Ｉに比べ大
きく向上しており、膜中残留塩素量を本発明の範囲内に
収めた効果が認められる。なお、Ｈ１では膜中の塩素量
が少ないにもかかわらず被覆層の耐剥離性が若干劣るの
はη層の厚みに起因するものと考えられる。また、Ｐ
１、Ｒ１の結果から（１１１）の配向性が本発明の範囲
内であることの効果が、またＱ１の結果から（３１１）
の配向性が本発明の範囲内にあることによる膜中破壊に
対する効果がわかる。
件１、２で膜自体の耐摩耗性及び膜剥離を含む耐摩耗
性、剥離損傷について評価を行った。その結果を表３に
示す。これらの結果から、本発明品のＡ１〜Ｈ１，Ｐ
１，Ｑ１、Ｒ１では比較品Ｉに比べ耐摩耗性、耐剥離
性、耐膜中破壊性の点で優れていることがわかる。な
お、本発明品の中で、Ｇ１では膜中の残留塩素量が多
く、耐摩耗性、耐剥離性がやや劣りぎみになっている
が、耐膜中破壊性が比較品Ｉに比べると大きく向上して
おり、これは配向性が本発明の範囲にある効果である。
また、本発明品のＨ１では（３１１）の配向性が弱く、
耐膜中破壊性が若干劣るが耐摩耗性は比較品Ｉに比べ大
きく向上しており、膜中残留塩素量を本発明の範囲内に
収めた効果が認められる。なお、Ｈ１では膜中の塩素量
が少ないにもかかわらず被覆層の耐剥離性が若干劣るの
はη層の厚みに起因するものと考えられる。また、Ｐ
１、Ｒ１の結果から（１１１）の配向性が本発明の範囲
内であることの効果が、またＱ１の結果から（３１１）
の配向性が本発明の範囲内にあることによる膜中破壊に
対する効果がわかる。
【００３７】切削条件１
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝２１０）
切削速度：３００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：水溶性切削条件２
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝１８０）
切削速度：２５０ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝１０秒で３００回繰り返し
切削油：水溶性
【００３８】
【表１】
【００３９】
【表２】
【００４０】
【表３】
【００４１】（実施例２）ＩＳＯ Ｐ１０のＣＮＭＧ１
２０４０８の形状の炭窒化チタン基サーメットを母材と
して用い、この表面に表１のＡ１，Ｃ１，Ｅ１，Ｐ１，
Ｑ１と同じ構造の被覆層を生成し、サンプルＡ２，Ｃ
２，Ｅ２，Ｐ２，Ｑ２を作製し、実施例１の条件１、２
と同じ切削条件で評価を行った。その結果を表４に示
す。比較として、表１のＡ１と同じ膜構造の被膜を従来
の熱ＣＶＤ法により１０００℃でサーメット母材に被覆
したサンプルＩ２を評価した結果を同時に示す。なお、
これらの膜の膜厚、塩素量、配向性は表１、２の結果と
同じであったが、いずれのサンプルにも切り刃稜線部に
η相は見られなかった（Ｉ２のサンプルのみ、被覆層中
にバインダーのＮｉに起因すると思われる金属相の析出
が若干見られた）。これらの結果から、比較品Ｉ２では
内層の塩素量及び母材に接する窒化チタンとその直上の
炭窒化チタン中の塩素量が多いことから膜自身の耐摩耗
性の不足及び膜の剥離が、また、炭窒化チタン層の配向
性が本発明の範囲からはずれていることから被覆層中で
の膜の破壊が生じている。これに対し、本発明品のＡ
２，Ｃ２，Ｅ２，Ｐ２，Ｑ２では耐摩耗性、耐剥離性、
耐膜中破壊性ともに優れる結果となっていることがわか
る。
２０４０８の形状の炭窒化チタン基サーメットを母材と
して用い、この表面に表１のＡ１，Ｃ１，Ｅ１，Ｐ１，
Ｑ１と同じ構造の被覆層を生成し、サンプルＡ２，Ｃ
２，Ｅ２，Ｐ２，Ｑ２を作製し、実施例１の条件１、２
と同じ切削条件で評価を行った。その結果を表４に示
す。比較として、表１のＡ１と同じ膜構造の被膜を従来
の熱ＣＶＤ法により１０００℃でサーメット母材に被覆
したサンプルＩ２を評価した結果を同時に示す。なお、
これらの膜の膜厚、塩素量、配向性は表１、２の結果と
同じであったが、いずれのサンプルにも切り刃稜線部に
η相は見られなかった（Ｉ２のサンプルのみ、被覆層中
にバインダーのＮｉに起因すると思われる金属相の析出
が若干見られた）。これらの結果から、比較品Ｉ２では
内層の塩素量及び母材に接する窒化チタンとその直上の
炭窒化チタン中の塩素量が多いことから膜自身の耐摩耗
性の不足及び膜の剥離が、また、炭窒化チタン層の配向
性が本発明の範囲からはずれていることから被覆層中で
の膜の破壊が生じている。これに対し、本発明品のＡ
２，Ｃ２，Ｅ２，Ｐ２，Ｑ２では耐摩耗性、耐剥離性、
耐膜中破壊性ともに優れる結果となっていることがわか
る。
【００４２】
【表４】
【００４３】（実施例３）ＣＮＭＧ１２０４０８の形状
の窒化珪素系セラミックスを母材として用い、この表面
に表１のＡ１，Ｃ１，Ｅ１，Ｐ１，Ｑ１と同じ構造の被
覆層を生成し、サンプルＡ３，Ｃ３，Ｅ３，Ｐ３，Ｑ３
を作製し、下に示す切削条件３、４で評価を行った。そ
の結果を表５に示す。比較として、表１のＡ１と同じ膜
構造の被膜を従来の熱ＣＶＤ法により１０００℃で窒化
珪素系セラミック母材に被覆したサンプルＩ３を評価し
た結果を同時に示す。なお、これらの膜の塩素量、配向
性は表１、２の結果と同じであったが、いずれのサンプ
ルにも切り刃稜線部にη相は見られなかった。また、膜
厚についてはＩ３の内層の炭窒化チタンの厚みのみ６μ
ｍであったが、それ以外は表１の結果と同じであった。
これらの結果から、比較品Ｉ３では内層の塩素量及び母
材に接する窒化チタンとその直上の炭窒化チタン中の塩
素量が多いことから膜自身の耐摩耗性の不足及び膜の剥
離が、また、炭窒化チタンの配向性が本発明の範囲から
はずれていることから被覆層中での膜の破壊が生じてい
る。これに対し、本発明品のＡ３，Ｃ３，Ｅ３，Ｐ３，
Ｑ３では耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性ともに優れ
る結果となっていることがわかる。
の窒化珪素系セラミックスを母材として用い、この表面
に表１のＡ１，Ｃ１，Ｅ１，Ｐ１，Ｑ１と同じ構造の被
覆層を生成し、サンプルＡ３，Ｃ３，Ｅ３，Ｐ３，Ｑ３
を作製し、下に示す切削条件３、４で評価を行った。そ
の結果を表５に示す。比較として、表１のＡ１と同じ膜
構造の被膜を従来の熱ＣＶＤ法により１０００℃で窒化
珪素系セラミック母材に被覆したサンプルＩ３を評価し
た結果を同時に示す。なお、これらの膜の塩素量、配向
性は表１、２の結果と同じであったが、いずれのサンプ
ルにも切り刃稜線部にη相は見られなかった。また、膜
厚についてはＩ３の内層の炭窒化チタンの厚みのみ６μ
ｍであったが、それ以外は表１の結果と同じであった。
これらの結果から、比較品Ｉ３では内層の塩素量及び母
材に接する窒化チタンとその直上の炭窒化チタン中の塩
素量が多いことから膜自身の耐摩耗性の不足及び膜の剥
離が、また、炭窒化チタンの配向性が本発明の範囲から
はずれていることから被覆層中での膜の破壊が生じてい
る。これに対し、本発明品のＡ３，Ｃ３，Ｅ３，Ｐ３，
Ｑ３では耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性ともに優れ
る結果となっていることがわかる。
【００４４】切削条件３
被削材：ＦＣ２５
切削速度：５００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：なし切削条件４
被削材：ＦＣ２５
切削速度：４００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝１０秒で３００回繰り返し
切削油：なし
【００４５】
【表５】
【００４６】（実施例４）ＣＮＭＧ１２０４０８の形状
の酸化アルミニウム基セラミックスを母材として用い、
この表面に表１のＡ１，Ｃ１，Ｅ１，Ｐ１，Ｑ１と同じ
構造の被覆層を生成し、サンプルＡ４，Ｃ４，Ｅ４，Ｐ
４，Ｑ４を作製し、実施例３の切削条件３、４と同じ切
削条件で評価を行った。その結果を表６に示す。比較と
して、表１のＡ１と同じ膜構造の被膜を従来の熱ＣＶＤ
法により１０００℃で酸化アルミニウム基セラミック母
材に被覆したサンプルＩ４を評価した結果を同時に示
す。なお、これらの膜の塩素量、配向性は表１、２の結
果と同じであったが、いずれのサンプルにも切り刃稜線
部にη相は見られなかった。また、膜厚についてはＩ４
の内層の炭窒化チタンの厚みのみ６μｍであったが、そ
れ以外は表１の結果と同じであった。これらの結果か
ら、比較品Ｉ４では内層の塩素量及び母材に接する窒化
チタンとその直上の炭窒化チタン中の塩素量がともに多
いことから膜自身の耐摩耗性の不足からの先端落ち及び
膜の剥離が、また、炭窒化チタン層の配向性が本発明の
範囲からはずれていることから被覆層中での膜の破壊が
生じている。これに対し、本発明品のＡ４，Ｃ４，Ｅ
４，Ｐ４，Ｑ４では耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性
ともに優れる結果となっていることがわかる。
の酸化アルミニウム基セラミックスを母材として用い、
この表面に表１のＡ１，Ｃ１，Ｅ１，Ｐ１，Ｑ１と同じ
構造の被覆層を生成し、サンプルＡ４，Ｃ４，Ｅ４，Ｐ
４，Ｑ４を作製し、実施例３の切削条件３、４と同じ切
削条件で評価を行った。その結果を表６に示す。比較と
して、表１のＡ１と同じ膜構造の被膜を従来の熱ＣＶＤ
法により１０００℃で酸化アルミニウム基セラミック母
材に被覆したサンプルＩ４を評価した結果を同時に示
す。なお、これらの膜の塩素量、配向性は表１、２の結
果と同じであったが、いずれのサンプルにも切り刃稜線
部にη相は見られなかった。また、膜厚についてはＩ４
の内層の炭窒化チタンの厚みのみ６μｍであったが、そ
れ以外は表１の結果と同じであった。これらの結果か
ら、比較品Ｉ４では内層の塩素量及び母材に接する窒化
チタンとその直上の炭窒化チタン中の塩素量がともに多
いことから膜自身の耐摩耗性の不足からの先端落ち及び
膜の剥離が、また、炭窒化チタン層の配向性が本発明の
範囲からはずれていることから被覆層中での膜の破壊が
生じている。これに対し、本発明品のＡ４，Ｃ４，Ｅ
４，Ｐ４，Ｑ４では耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性
ともに優れる結果となっていることがわかる。
【００４７】
【表６】
【００４８】（実施例５）ＩＳＯ Ｐ３０ ＣＮＭＧ１
２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母材
とし、その表面に実施例１と同じガス条件で１０００℃
において被覆を行うことにより表７に示すような厚膜の
膜構造の本発明品のサンプルＪ１〜Ｌ１を作製した。ま
た、被覆後サンプルＪ１に鉄粉を用いたショットピーニ
ング処理を施し、被覆層中の引張残留応力をゼロまで低
減させたサンプルＪ２も同時に作製した。また、比較の
ために膜厚が本発明の範囲を越えている比較品Ｍ、Ｎ、
及び内層の炭窒化チタンをＣとＮ2 を炭窒素源とした従
来の熱ＣＶＤ法で１０００℃で本発明品と同じ厚みに被
覆した比較品Ｏを表中に同時に示した。これらのサンプ
ルの膜中の塩素量、母材に接する窒化チタン直上の炭窒
化チタンの配向性及び切り刃稜線部におけるη相析出厚
みを表８に示す。これらのサンプルを用い、下に示す切
削条件５、６で加工を行った結果を表９に示す。この結
果から比較サンプルＭでは内層の炭窒化チタンの膜厚が
厚く、配向性が本発明品の範囲を越えていることから被
覆層中での剥離が発生し、摩耗が進行していることがわ
かる。また、比較サンプルＮでは全体膜厚が本発明品の
範囲を越えていることから被覆層中での破壊が多くなっ
ていることがわかる。また、従来の熱ＣＶＤ法による比
較サンプルＯは全く使用に耐えないことがわかる。な
お、本発明品のＪ１とＪ２との比較から、このような厚
膜の領域では被覆後に残留応力を除去する処理を行うこ
とが耐剥離性、耐膜中破壊性の向上に効果があることが
わかる。
２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母材
とし、その表面に実施例１と同じガス条件で１０００℃
において被覆を行うことにより表７に示すような厚膜の
膜構造の本発明品のサンプルＪ１〜Ｌ１を作製した。ま
た、被覆後サンプルＪ１に鉄粉を用いたショットピーニ
ング処理を施し、被覆層中の引張残留応力をゼロまで低
減させたサンプルＪ２も同時に作製した。また、比較の
ために膜厚が本発明の範囲を越えている比較品Ｍ、Ｎ、
及び内層の炭窒化チタンをＣとＮ2 を炭窒素源とした従
来の熱ＣＶＤ法で１０００℃で本発明品と同じ厚みに被
覆した比較品Ｏを表中に同時に示した。これらのサンプ
ルの膜中の塩素量、母材に接する窒化チタン直上の炭窒
化チタンの配向性及び切り刃稜線部におけるη相析出厚
みを表８に示す。これらのサンプルを用い、下に示す切
削条件５、６で加工を行った結果を表９に示す。この結
果から比較サンプルＭでは内層の炭窒化チタンの膜厚が
厚く、配向性が本発明品の範囲を越えていることから被
覆層中での剥離が発生し、摩耗が進行していることがわ
かる。また、比較サンプルＮでは全体膜厚が本発明品の
範囲を越えていることから被覆層中での破壊が多くなっ
ていることがわかる。また、従来の熱ＣＶＤ法による比
較サンプルＯは全く使用に耐えないことがわかる。な
お、本発明品のＪ１とＪ２との比較から、このような厚
膜の領域では被覆後に残留応力を除去する処理を行うこ
とが耐剥離性、耐膜中破壊性の向上に効果があることが
わかる。
【００４９】切削条件５
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝２１０）
切削速度：５００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．２０ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：水溶性切削条件６
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝１８０）
切削速度：６００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．１５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝１０秒で１５０回繰り返し
切削油：水溶性
【００５０】
【表７】
【００５１】
【表８】
【００５２】
【表９】
【００５３】（実施例６）ＩＳＯ Ｐ１０のＣＮＭＧ１
２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母材
として用い、この表面に表１０のａ１〜ｈ１、ｐ１〜ｒ
１に示す構造の被覆層を生成した。この時、第１層目の
炭窒化チタンの生成は表１０に示す９００〜１１００℃
の各温度で行い、ガス条件はすべてＨ2 ：９５％、四塩
化チタン：４％、アセトニトリル（ＣＨ3 ＣＮ）：２
％、炉内圧力６０Ｔｏｒｒの混合ガス気流中で行った。
被覆層の厚みは保持時間を変化させることによって調整
した。これらの発明品の膜中の塩素量、配向性及び切り
刃稜線部におけるη相の析出厚みを表１１に示す。な
お、比較として本発明品ａ１と同じ膜構造で、第１層目
の炭窒化チタンを、炭窒素源としてメタンとＮ2 を用い
た従来の熱ＣＶＤ法により１０００℃で作成した比較品
ｉを表中に同時に示した。
２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母材
として用い、この表面に表１０のａ１〜ｈ１、ｐ１〜ｒ
１に示す構造の被覆層を生成した。この時、第１層目の
炭窒化チタンの生成は表１０に示す９００〜１１００℃
の各温度で行い、ガス条件はすべてＨ2 ：９５％、四塩
化チタン：４％、アセトニトリル（ＣＨ3 ＣＮ）：２
％、炉内圧力６０Ｔｏｒｒの混合ガス気流中で行った。
被覆層の厚みは保持時間を変化させることによって調整
した。これらの発明品の膜中の塩素量、配向性及び切り
刃稜線部におけるη相の析出厚みを表１１に示す。な
お、比較として本発明品ａ１と同じ膜構造で、第１層目
の炭窒化チタンを、炭窒素源としてメタンとＮ2 を用い
た従来の熱ＣＶＤ法により１０００℃で作成した比較品
ｉを表中に同時に示した。
【００５４】これらのサンプルを用い、下に示す切削条
件７、８で膜自体の耐摩耗性及び膜剥離を含む耐摩耗
性、剥離損傷について評価を行った。その結果を表１２
に示す。 これらの結果から、本発明品のａ１〜ｈ１、
ｐ１〜ｒ１では比較品ｉに比べ耐摩耗性、耐剥離性、耐
膜中破壊性の点で優れていることがわかる。なお、本発
明品の中で、ｇ１では膜中の残留塩素量が多く、耐摩耗
性、耐剥離性がやや劣りぎみになっているが、耐膜中破
壊性が比較品ｉに比べると大きく向上しており、これは
配向性が本発明の範囲にある効果である。また、本発明
品のｈ１では（３１１）の配向性が弱く、耐膜中破壊性
が若干劣るが耐摩耗性は比較品ｉに比べ大きく向上して
おり、膜中残留塩素量を本発明の範囲内に収めた効果が
認められる。なお、ｈ１では膜中の塩素量が少ないにも
かかわらず被覆層の耐剥離性が若干劣るのはη層の厚み
に起因するものと考えられる。
件７、８で膜自体の耐摩耗性及び膜剥離を含む耐摩耗
性、剥離損傷について評価を行った。その結果を表１２
に示す。 これらの結果から、本発明品のａ１〜ｈ１、
ｐ１〜ｒ１では比較品ｉに比べ耐摩耗性、耐剥離性、耐
膜中破壊性の点で優れていることがわかる。なお、本発
明品の中で、ｇ１では膜中の残留塩素量が多く、耐摩耗
性、耐剥離性がやや劣りぎみになっているが、耐膜中破
壊性が比較品ｉに比べると大きく向上しており、これは
配向性が本発明の範囲にある効果である。また、本発明
品のｈ１では（３１１）の配向性が弱く、耐膜中破壊性
が若干劣るが耐摩耗性は比較品ｉに比べ大きく向上して
おり、膜中残留塩素量を本発明の範囲内に収めた効果が
認められる。なお、ｈ１では膜中の塩素量が少ないにも
かかわらず被覆層の耐剥離性が若干劣るのはη層の厚み
に起因するものと考えられる。
【００５５】切削条件７
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝２１０）
切削速度：３００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：水溶性切削条件８
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝１８０）
切削速度：２５０ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝１０秒で３００回繰り返し
切削油：水溶性
【００５６】
【表１０】
【００５７】
【表１１】
【００５８】
【表１２】
【００５９】（実施例７）ＩＳＯ Ｐ１０のＣＮＭＧ１
２０４０８の形状の炭窒化チタン基サーメットを母材と
して用い、この表面に表１０のａ１、ｃ１、ｅ１と同じ
構造の被覆層を生成し、サンプルａ２、ｃ２、ｅ２を作
製し、実施例６の条件７、８と同じ切削条件で評価を行
った。その結果を表１３に示す。比較として、表１０の
ａ１と同じ膜構造の被膜を従来の熱ＣＶＤ法により１０
００℃でサーメット母材に被覆したサンプルｉ２を評価
した結果を同時に示す。なお、これらの膜の膜厚、塩素
量、配向性は表１０、１１の結果と同じであったが、い
ずれのサンプルにも切り刃稜線部にη相は見られなかっ
た（ｉ２のサンプルのみ、被覆層中にバインダーのＮｉ
に起因すると思われる金属相の析出が若干見られた）。
これらの結果から、比較品ｉ２では内層、第１層の塩素
量が多いことから膜自身の耐摩耗性の不足および膜の剥
離が、また、第１層の配向性が本発明の範囲からはずれ
ていることから被覆層中での膜の破壊が生じている。こ
れに対し、本発明品のａ２、ｃ２、ｅ２では耐摩耗性、
耐剥離性、耐膜中破壊性ともに優れる結果となっている
ことがわかる。
２０４０８の形状の炭窒化チタン基サーメットを母材と
して用い、この表面に表１０のａ１、ｃ１、ｅ１と同じ
構造の被覆層を生成し、サンプルａ２、ｃ２、ｅ２を作
製し、実施例６の条件７、８と同じ切削条件で評価を行
った。その結果を表１３に示す。比較として、表１０の
ａ１と同じ膜構造の被膜を従来の熱ＣＶＤ法により１０
００℃でサーメット母材に被覆したサンプルｉ２を評価
した結果を同時に示す。なお、これらの膜の膜厚、塩素
量、配向性は表１０、１１の結果と同じであったが、い
ずれのサンプルにも切り刃稜線部にη相は見られなかっ
た（ｉ２のサンプルのみ、被覆層中にバインダーのＮｉ
に起因すると思われる金属相の析出が若干見られた）。
これらの結果から、比較品ｉ２では内層、第１層の塩素
量が多いことから膜自身の耐摩耗性の不足および膜の剥
離が、また、第１層の配向性が本発明の範囲からはずれ
ていることから被覆層中での膜の破壊が生じている。こ
れに対し、本発明品のａ２、ｃ２、ｅ２では耐摩耗性、
耐剥離性、耐膜中破壊性ともに優れる結果となっている
ことがわかる。
【００６０】
【表１３】
【００６１】（実施例８）ＣＮＭＧ１２０４０８の形状
の窒化珪素系セラミックスを母材として用い、この表面
に表１０のａ１、ｃ１、ｅ１と同じ構造の被覆層を生成
し、サンプルａ３、ｃ３、ｅ３を作製し、下に示す切削
条件９、１０で評価を行った。その結果を表５に示す。
比較として、表１０のａ１と同じ膜構造の被膜を従来の
熱ＣＶＤ法により１０００℃で窒化珪素系セラミック母
材に被覆したサンプルｉ３を評価した結果を同時に示
す。なお、これらの膜の塩素量、配向性は表１０、１１
の結果と同じであったが、いずれのサンプルにも切り刃
稜線部にη相は見られなかった。また、膜厚については
ｉ３の第１層の炭窒化チタンの厚みのみ６μｍであった
が、それ以外は表１０の結果と同じであった。これらの
結果から、比較品ｉ３では内層、第１層の塩素量が多い
ことから膜自身の耐摩耗性の不足および膜の剥離が、ま
た、第１層の配向性が本発明の範囲からはずれているこ
とから被覆層中での膜の破壊が生じている。これに対
し、本発明品のａ３、ｃ３、ｅ３では耐摩耗性、耐剥離
性、耐膜中破壊性ともに優れる結果となっていることが
わかる。
の窒化珪素系セラミックスを母材として用い、この表面
に表１０のａ１、ｃ１、ｅ１と同じ構造の被覆層を生成
し、サンプルａ３、ｃ３、ｅ３を作製し、下に示す切削
条件９、１０で評価を行った。その結果を表５に示す。
比較として、表１０のａ１と同じ膜構造の被膜を従来の
熱ＣＶＤ法により１０００℃で窒化珪素系セラミック母
材に被覆したサンプルｉ３を評価した結果を同時に示
す。なお、これらの膜の塩素量、配向性は表１０、１１
の結果と同じであったが、いずれのサンプルにも切り刃
稜線部にη相は見られなかった。また、膜厚については
ｉ３の第１層の炭窒化チタンの厚みのみ６μｍであった
が、それ以外は表１０の結果と同じであった。これらの
結果から、比較品ｉ３では内層、第１層の塩素量が多い
ことから膜自身の耐摩耗性の不足および膜の剥離が、ま
た、第１層の配向性が本発明の範囲からはずれているこ
とから被覆層中での膜の破壊が生じている。これに対
し、本発明品のａ３、ｃ３、ｅ３では耐摩耗性、耐剥離
性、耐膜中破壊性ともに優れる結果となっていることが
わかる。
【００６２】切削条件９
被削材：ＦＣ２５
切削速度：５００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：なし切削条件１０
被削材：ＦＣ２５
切削速度：４００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝１０秒で３００回繰り返し
切削油：なし
【００６３】
【表１４】
【００６４】（実施例９）ＣＮＭＧ１２０４０８の形状
の酸化アルミニウム基セラミックスを母材として用い、
この表面に表１０のａ１、ｃ１、ｅ１と同じ構造の被覆
層を生成し、サンプルａ４、ｃ４、ｅ４を作製し、実施
例８の切削条件９、１０と同じ切削条件で評価を行っ
た。その結果を表１５に示す。比較として、表１０のａ
１と同じ膜構造の被膜を従来の熱ＣＶＤ法により１００
０℃で酸化アルミニウム基セラミック母材に被覆したサ
ンプルｉ４を評価した結果を同時に示す。なお、これら
の膜の塩素量、配向性は表１０、１１の結果と同じであ
ったが、いずれのサンプルにも切り刃稜線部にη相は見
られなかった。また、膜厚についてはｉ４の第１層の炭
窒化チタンの厚みのみ６μｍであったが、それ以外は表
１０の結果と同じであった。これらの結果から、比較品
ｉ４では内層、第１層の塩素量が多いことから膜自身の
耐摩耗性の不足からの先端落ちおよび膜の剥離が、ま
た、第１層の配向性が本発明の範囲からはずれているこ
とから被覆層中での膜の破壊が生じている。これに対
し、本発明品のａ４、ｃ４、ｅ４では耐摩耗性、耐剥離
性、耐膜中破壊性ともに優れる結果となっていることが
わかる。
の酸化アルミニウム基セラミックスを母材として用い、
この表面に表１０のａ１、ｃ１、ｅ１と同じ構造の被覆
層を生成し、サンプルａ４、ｃ４、ｅ４を作製し、実施
例８の切削条件９、１０と同じ切削条件で評価を行っ
た。その結果を表１５に示す。比較として、表１０のａ
１と同じ膜構造の被膜を従来の熱ＣＶＤ法により１００
０℃で酸化アルミニウム基セラミック母材に被覆したサ
ンプルｉ４を評価した結果を同時に示す。なお、これら
の膜の塩素量、配向性は表１０、１１の結果と同じであ
ったが、いずれのサンプルにも切り刃稜線部にη相は見
られなかった。また、膜厚についてはｉ４の第１層の炭
窒化チタンの厚みのみ６μｍであったが、それ以外は表
１０の結果と同じであった。これらの結果から、比較品
ｉ４では内層、第１層の塩素量が多いことから膜自身の
耐摩耗性の不足からの先端落ちおよび膜の剥離が、ま
た、第１層の配向性が本発明の範囲からはずれているこ
とから被覆層中での膜の破壊が生じている。これに対
し、本発明品のａ４、ｃ４、ｅ４では耐摩耗性、耐剥離
性、耐膜中破壊性ともに優れる結果となっていることが
わかる。
【００６５】
【表１５】
【００６６】（実施例１０）ＩＳＯ Ｐ３０ ＣＮＭＧ
１２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母
材とし、その表面に実施例６と同じガス条件で１０００
℃において被覆を行うことにより表１６に示すような厚
膜の膜構造の本発明品のサンプルｊ１〜ｌ１を作製し
た。また、被覆後サンプルｊ１に鉄粉を用いたショット
ピーニング処理を施し、被覆層中の引張残留応力をゼロ
まで低減させたサンプルｊ２も同時に作製した。また、
比較のために膜厚が本発明の範囲を越えている比較品
ｍ、ｎ、および第１層の炭窒化チタンをＣとＮ2 を炭窒
素源とした従来の熱ＣＶＤ法で１０００℃で本発明品と
同じ厚みに被覆した比較品ｏを表中に同時に示した。こ
れらのサンプルの膜中の塩素量、第１層の炭窒化チタン
の配向性及び切り刃稜線部におけるη相析出厚みを表１
７に示す。これらのサンプルを用い、下に示す切削条件
１１、１２で加工を行った結果を表１８に示す。この結
果から比較サンプルｍでは第１層の炭窒化チタンの膜厚
が厚く、配向性が本発明品の範囲を越えていることから
被覆層中での剥離が発生し、摩耗が進行していることが
わかる。また、比較サンプルｎでは全体膜厚が本発明品
の範囲を越えていることから被覆層中での破壊が多くな
っていることがわかる。また、従来の熱ＣＶＤ法による
比較サンプルｏは全く使用に耐えないことがわかる。な
お、本発明品のｊ１とｊ２との比較から、このような厚
膜の領域では被覆後に残留応力を除去する処理を行うこ
とが耐剥離性、耐膜中破壊性の向上に効果があることが
わかる。
１２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母
材とし、その表面に実施例６と同じガス条件で１０００
℃において被覆を行うことにより表１６に示すような厚
膜の膜構造の本発明品のサンプルｊ１〜ｌ１を作製し
た。また、被覆後サンプルｊ１に鉄粉を用いたショット
ピーニング処理を施し、被覆層中の引張残留応力をゼロ
まで低減させたサンプルｊ２も同時に作製した。また、
比較のために膜厚が本発明の範囲を越えている比較品
ｍ、ｎ、および第１層の炭窒化チタンをＣとＮ2 を炭窒
素源とした従来の熱ＣＶＤ法で１０００℃で本発明品と
同じ厚みに被覆した比較品ｏを表中に同時に示した。こ
れらのサンプルの膜中の塩素量、第１層の炭窒化チタン
の配向性及び切り刃稜線部におけるη相析出厚みを表１
７に示す。これらのサンプルを用い、下に示す切削条件
１１、１２で加工を行った結果を表１８に示す。この結
果から比較サンプルｍでは第１層の炭窒化チタンの膜厚
が厚く、配向性が本発明品の範囲を越えていることから
被覆層中での剥離が発生し、摩耗が進行していることが
わかる。また、比較サンプルｎでは全体膜厚が本発明品
の範囲を越えていることから被覆層中での破壊が多くな
っていることがわかる。また、従来の熱ＣＶＤ法による
比較サンプルｏは全く使用に耐えないことがわかる。な
お、本発明品のｊ１とｊ２との比較から、このような厚
膜の領域では被覆後に残留応力を除去する処理を行うこ
とが耐剥離性、耐膜中破壊性の向上に効果があることが
わかる。
【００６７】切削条件１１
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝２１０）
切削速度：５００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．２０ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：水溶性切削条件１２
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝１８０）
切削速度：６００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．１５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝１０秒で１５０回繰り返し
切削油：水溶性
【００６８】
【表１６】
【００６９】
【表１７】
【００７０】
【表１８】
【００７１】（実施例１１）ＩＳＯ Ｐ２０ ＣＮＭＧ
１２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母
材として用い、この表面にＴｉＮ（０．５μｍ）／Ａｌ
2 Ｏ3 （２．０μｍ）／ＴｉＢＣＮ（０．５μｍ）／Ｔ
ｉＣ（３μｍ）／ＴｉＣＮ（６μｍ）／母材からなる構
造（上層のＴｉＮとＡｌ2 Ｏ3 層が外層）の被覆層を生
成したサンプルＸ１〜Ｘ５、及びＴｉＮ（０．５μｍ）
／Ａｌ2 Ｏ3 （２．０μｍ）／ＴｉＢＣＮ（０．５μ
ｍ）／ＴｉＣ（３μｍ）／ＴｉＣＮ（６μｍ）／ＴｉＮ
（０．５μｍ）／母材からなる構造（上層のＴｉＮとＡ
ｌ2 Ｏ3 層が外層）の被覆層を形成したサンプルＹ１〜
Ｙ５を作製した。ここでＹ１〜Ｙ５の母材に接するＴｉ
Ｎの生成は、９００℃で四塩化チタン１％、窒素
（Ｎ2 ）５０％、水素（Ｈ2 ）残りの混合ガス気流中で
行った。また、Ｘ１〜Ｘ５及びＹ１〜Ｙ５における内層
の炭窒化チタンの生成はそれぞれ番号順に８００、８５
０、９００、９４０及び１０５０℃の温度で、四塩化チ
タンを４％、Ｎ2 を２６〜６０％とし、アセトニトリル
を０．４〜１％に変化させ、残りをＨ2 とした混合ガス
気流中で行った。被覆層の厚みは、保持時間を変えるこ
とにより前記の膜厚に調整した。なお、内層のＴｉＣＮ
及びＴｉＮ中の平均塩素量はＸ１〜Ｘ４及びＹ１〜Ｙ４
で０．１〜０．１５％であり、Ｘ５とＹ５については
０．０５％以下であった。これらの本発明品の膜中の配
向性を表１９に示す。さらに、同一膜構造でＴｉＣＮの
生成条件をアセトニトリル０．１％、７９０℃、Ｎ2 を
０％とし、他は前記と同じ条件で作製した比較サンプル
Ｚ１（Ｘ１〜Ｘ５と同一膜構造）及びＺ２（Ｙ１〜Ｙ５
と同一膜構造）の膜の配向性も表１９に示した。なお、
Ｚ１及びＺ２ともＴｉＣＮ及びＴｉＮ中の塩素量は０．
２％を超えていた。これらのサンプルを用いて切削条件
１３、１４に示す条件で加工した結果を表２０に示す。
この結果から本発明品のＸ１〜Ｘ５及びＹ１〜Ｙ５はＺ
１及びＺ２に比べ、耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性
のバランスが大きく向上しており、本発明の範囲内に配
向を制御した効果が明らかである。
１２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母
材として用い、この表面にＴｉＮ（０．５μｍ）／Ａｌ
2 Ｏ3 （２．０μｍ）／ＴｉＢＣＮ（０．５μｍ）／Ｔ
ｉＣ（３μｍ）／ＴｉＣＮ（６μｍ）／母材からなる構
造（上層のＴｉＮとＡｌ2 Ｏ3 層が外層）の被覆層を生
成したサンプルＸ１〜Ｘ５、及びＴｉＮ（０．５μｍ）
／Ａｌ2 Ｏ3 （２．０μｍ）／ＴｉＢＣＮ（０．５μ
ｍ）／ＴｉＣ（３μｍ）／ＴｉＣＮ（６μｍ）／ＴｉＮ
（０．５μｍ）／母材からなる構造（上層のＴｉＮとＡ
ｌ2 Ｏ3 層が外層）の被覆層を形成したサンプルＹ１〜
Ｙ５を作製した。ここでＹ１〜Ｙ５の母材に接するＴｉ
Ｎの生成は、９００℃で四塩化チタン１％、窒素
（Ｎ2 ）５０％、水素（Ｈ2 ）残りの混合ガス気流中で
行った。また、Ｘ１〜Ｘ５及びＹ１〜Ｙ５における内層
の炭窒化チタンの生成はそれぞれ番号順に８００、８５
０、９００、９４０及び１０５０℃の温度で、四塩化チ
タンを４％、Ｎ2 を２６〜６０％とし、アセトニトリル
を０．４〜１％に変化させ、残りをＨ2 とした混合ガス
気流中で行った。被覆層の厚みは、保持時間を変えるこ
とにより前記の膜厚に調整した。なお、内層のＴｉＣＮ
及びＴｉＮ中の平均塩素量はＸ１〜Ｘ４及びＹ１〜Ｙ４
で０．１〜０．１５％であり、Ｘ５とＹ５については
０．０５％以下であった。これらの本発明品の膜中の配
向性を表１９に示す。さらに、同一膜構造でＴｉＣＮの
生成条件をアセトニトリル０．１％、７９０℃、Ｎ2 を
０％とし、他は前記と同じ条件で作製した比較サンプル
Ｚ１（Ｘ１〜Ｘ５と同一膜構造）及びＺ２（Ｙ１〜Ｙ５
と同一膜構造）の膜の配向性も表１９に示した。なお、
Ｚ１及びＺ２ともＴｉＣＮ及びＴｉＮ中の塩素量は０．
２％を超えていた。これらのサンプルを用いて切削条件
１３、１４に示す条件で加工した結果を表２０に示す。
この結果から本発明品のＸ１〜Ｘ５及びＹ１〜Ｙ５はＺ
１及びＺ２に比べ、耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性
のバランスが大きく向上しており、本発明の範囲内に配
向を制御した効果が明らかである。
【００７２】切削条件１３
被削材：ＳＣＭ４３５（ＨＢ＝２３０）
切削速度：１６０ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：水溶性切削条件１４
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝１４０）
切削速度：３５０ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝１０秒で５００回繰り返し
切削油：水溶性
【００７３】
【表１９】
【００７４】
【表２０】
【００７５】（実施例１２）ＩＳＯ Ｐ１０のＣＮＭＧ
１２０４０８の形状の炭窒化チタン基サーメットを母材
として用い、この表面に表１９のＸ１、Ｘ４、Ｙ１、Ｙ
４（以上本発明品）とＺ１、Ｚ２と同条件で同構造の被
覆層を生成させ、サンプルＸ６、Ｘ７、Ｙ６、Ｙ７、Ｚ
３、Ｚ４を作製し、実施例１１の切削条件１３、１４と
同じ条件で切り込みのみ０．５ｍｍに変更した切削条件
１３′、１４′で評価した。その結果を表２１に示す。
なお、被覆層の配向及び膜中の塩素量は、実施例１１の
サンプルと同じであった。この結果、本発明品では従来
品に比べ、耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性のバラン
スが向上していることがわかる。
１２０４０８の形状の炭窒化チタン基サーメットを母材
として用い、この表面に表１９のＸ１、Ｘ４、Ｙ１、Ｙ
４（以上本発明品）とＺ１、Ｚ２と同条件で同構造の被
覆層を生成させ、サンプルＸ６、Ｘ７、Ｙ６、Ｙ７、Ｚ
３、Ｚ４を作製し、実施例１１の切削条件１３、１４と
同じ条件で切り込みのみ０．５ｍｍに変更した切削条件
１３′、１４′で評価した。その結果を表２１に示す。
なお、被覆層の配向及び膜中の塩素量は、実施例１１の
サンプルと同じであった。この結果、本発明品では従来
品に比べ、耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性のバラン
スが向上していることがわかる。
【００７６】
【表２１】
【００７７】（実施例１３）ＣＮＭＧ１２０４０８の形
状の窒化珪素系セラミックスを母材として用い、この表
面に表１９のＸ１、Ｘ４、Ｙ１、Ｙ４（以上本発明品）
とＺ１、Ｚ２と同条件で同構造の被覆層を生成させ、サ
ンプルＸ８、Ｘ９、Ｙ８、Ｙ９、Ｚ５、Ｚ６を作製し、
切削条件１５、１６で評価した。その結果を表２２に示
す。なお、被覆層の配向及び膜中の塩素量は、実施例１
１のサンプルと同じであった。この結果、本発明品では
従来品に比べ、耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性のバ
ランスが向上していることがわかる。
状の窒化珪素系セラミックスを母材として用い、この表
面に表１９のＸ１、Ｘ４、Ｙ１、Ｙ４（以上本発明品）
とＺ１、Ｚ２と同条件で同構造の被覆層を生成させ、サ
ンプルＸ８、Ｘ９、Ｙ８、Ｙ９、Ｚ５、Ｚ６を作製し、
切削条件１５、１６で評価した。その結果を表２２に示
す。なお、被覆層の配向及び膜中の塩素量は、実施例１
１のサンプルと同じであった。この結果、本発明品では
従来品に比べ、耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性のバ
ランスが向上していることがわかる。
【００７８】切削条件１５
被削材：ＦＣ２５
切削速度：６００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３０ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：なし切削条件１６
被削材：ＦＣ２５
切削速度：３００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３０ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝５秒で５００回繰り返し
切削油：なし
【００７９】
【表２２】
【００８０】（実施例１４）ＳＮＭＮ１２０４０８の形
状のウィスカー入りアルミナ基セラミックスを母材とし
て用い、この表面に表１９のＸ１、Ｘ４、Ｙ１、Ｙ４
（以上本発明品）とＺ１、Ｚ２と同条件で同構造の被覆
層を生成させ、サンプルＸ１０、Ｘ１１、Ｙ１０、Ｙ１
１、Ｚ７、Ｚ８を作製し、切削条件１７、１８で評価し
た。その結果を表２３に示す。なお、被覆層の配向及び
膜中の塩素量は、実施例１１のサンプルと同じであっ
た。この結果、本発明品では従来品に比べ、耐摩耗性、
耐剥離性、耐膜中破壊性のバランスが向上していること
がわかる。
状のウィスカー入りアルミナ基セラミックスを母材とし
て用い、この表面に表１９のＸ１、Ｘ４、Ｙ１、Ｙ４
（以上本発明品）とＺ１、Ｚ２と同条件で同構造の被覆
層を生成させ、サンプルＸ１０、Ｘ１１、Ｙ１０、Ｙ１
１、Ｚ７、Ｚ８を作製し、切削条件１７、１８で評価し
た。その結果を表２３に示す。なお、被覆層の配向及び
膜中の塩素量は、実施例１１のサンプルと同じであっ
た。この結果、本発明品では従来品に比べ、耐摩耗性、
耐剥離性、耐膜中破壊性のバランスが向上していること
がわかる。
【００８１】切削条件１７
被削材：ＦＣＤ７０
切削速度：３５０ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３０ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：なし切削条件１８
被削材：ＦＣＤ７０
切削速度：２５０ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３０ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝５秒で５００回繰り返し
切削油：なし
【００８２】
【表２３】
【００８３】（実施例１５）ＩＳＯ Ｐ３０のＣＮＭＧ
１２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母
材として用い、この表面にＴｉＮ（０．５μｍ）／Ａｌ
2 Ｏ3 （３．０μｍ）／ＴｉＢＣＮ（０．５μｍ）／Ｔ
ｉＣＮ（２０μｍ）／母材からなる構造（上層のＴｉＮ
とＡｌ2 Ｏ3 層が外層）の被覆層を生成したサンプルＸ
１２〜Ｘ１３、及びＴｉＮ（０．５μｍ）／Ａｌ2 Ｏ3
（２．０μｍ）／ＴｉＢＣＮ（０．５μｍ）／ＴｉＣＮ
（２０μｍ）／ＴｉＮ（０．５μｍ）／母材からなる構
造（上層のＴｉＮとＡｌ2 Ｏ3 層が外層）の被覆層を形
成したサンプルＹ１２〜Ｙ１３を作製した。ここでＹ１
２〜Ｙ１３の母材に接するＴｉＮの生成は、７５０℃で
四塩化チタン１％、窒素（Ｎ2 ）４５％、アンモニア
（ＮＨ3 ）５％、水素（Ｈ 2 ）残りの混合ガス気流中で
行った。また、Ｘ１２〜Ｘ１３及びＹ１２〜Ｙ１３にお
ける内層の炭窒化チタンの生成はそれぞれ番号順に８０
０及び９５０℃の温度で、四塩化チタンを４％、Ｎ2 を
２６％に固定し、アセトニトリルを０．４〜１％に変化
させ、残りをＨ2 とした混合ガス気流中で行った。被覆
層の厚みは、保持時間を変えることにより前記の膜厚に
調整した。なお、内層のＴｉＣＮ及びＴｉＮ中の平均塩
素量はＸ１２及びＹ１２で０．１〜０．１５％であり、
Ｘ１３とＹ１３についてはＴｉＣＮ及びＴｉＮ中の平均
及び内層中の平均とも０．０５％以下であった。これら
の本発明品の膜中の配向性を表２４に示す。さらに、同
一膜構造でＴｉＣＮの生成条件をメタン（ＣＨ4 ）１０
％、窒素（Ｎ2 ）５％、四塩化チタン１％、残り水素
（Ｈ2 ）のガス気流中で１０００℃で作製した比較サン
プルＺ９（Ｘ６と同一膜構造）及びＺ１０（Ｙ６と同一
膜構造）の膜の配向性も表２４に同時に示した。これら
のサンプルを用いて切削条件１９、２０に示す条件で加
工した結果を表２５に示す。この結果から本発明品のＸ
１２〜Ｘ１３及びＹ１２〜Ｙ１３はＺ９及びＺ１０に比
べ、耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性のバランスが大
きく向上しており、本発明の範囲内に配向を制御した効
果が明らかである。
１２０４０８の形状の炭化タングステン基超硬合金を母
材として用い、この表面にＴｉＮ（０．５μｍ）／Ａｌ
2 Ｏ3 （３．０μｍ）／ＴｉＢＣＮ（０．５μｍ）／Ｔ
ｉＣＮ（２０μｍ）／母材からなる構造（上層のＴｉＮ
とＡｌ2 Ｏ3 層が外層）の被覆層を生成したサンプルＸ
１２〜Ｘ１３、及びＴｉＮ（０．５μｍ）／Ａｌ2 Ｏ3
（２．０μｍ）／ＴｉＢＣＮ（０．５μｍ）／ＴｉＣＮ
（２０μｍ）／ＴｉＮ（０．５μｍ）／母材からなる構
造（上層のＴｉＮとＡｌ2 Ｏ3 層が外層）の被覆層を形
成したサンプルＹ１２〜Ｙ１３を作製した。ここでＹ１
２〜Ｙ１３の母材に接するＴｉＮの生成は、７５０℃で
四塩化チタン１％、窒素（Ｎ2 ）４５％、アンモニア
（ＮＨ3 ）５％、水素（Ｈ 2 ）残りの混合ガス気流中で
行った。また、Ｘ１２〜Ｘ１３及びＹ１２〜Ｙ１３にお
ける内層の炭窒化チタンの生成はそれぞれ番号順に８０
０及び９５０℃の温度で、四塩化チタンを４％、Ｎ2 を
２６％に固定し、アセトニトリルを０．４〜１％に変化
させ、残りをＨ2 とした混合ガス気流中で行った。被覆
層の厚みは、保持時間を変えることにより前記の膜厚に
調整した。なお、内層のＴｉＣＮ及びＴｉＮ中の平均塩
素量はＸ１２及びＹ１２で０．１〜０．１５％であり、
Ｘ１３とＹ１３についてはＴｉＣＮ及びＴｉＮ中の平均
及び内層中の平均とも０．０５％以下であった。これら
の本発明品の膜中の配向性を表２４に示す。さらに、同
一膜構造でＴｉＣＮの生成条件をメタン（ＣＨ4 ）１０
％、窒素（Ｎ2 ）５％、四塩化チタン１％、残り水素
（Ｈ2 ）のガス気流中で１０００℃で作製した比較サン
プルＺ９（Ｘ６と同一膜構造）及びＺ１０（Ｙ６と同一
膜構造）の膜の配向性も表２４に同時に示した。これら
のサンプルを用いて切削条件１９、２０に示す条件で加
工した結果を表２５に示す。この結果から本発明品のＸ
１２〜Ｘ１３及びＹ１２〜Ｙ１３はＺ９及びＺ１０に比
べ、耐摩耗性、耐剥離性、耐膜中破壊性のバランスが大
きく向上しており、本発明の範囲内に配向を制御した効
果が明らかである。
【００８４】切削条件１９
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝２００）
切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ 切削時間：３０分
切削油：水溶性切削条件２０
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝１４０）
切削速度：３００ｍ／ｍｉｎ 送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：１．５ｍｍ
切削時間：１ｐａｓｓ＝５秒で１０００回繰り返し
切削油：水溶性
【００８５】
【表２４】
【００８６】
【表２５】
【００８７】
【発明の効果】本発明の被覆切削工具は、従来の被覆切
削工具に比較し、被覆膜自体の耐摩耗性が高く、被覆膜
と母材との接着が強固で切削時の耐剥離性が優れてい
る。また、従来品では被覆層の厚みは１０〜１５μｍ程
度であったのに対し、被覆層の厚みを１００μｍ程度ま
で厚くすることが可能となった。さらに、本発明の製造
法によれば、前記のような優れた特性を有する切削工具
を容易に製造することができる。
削工具に比較し、被覆膜自体の耐摩耗性が高く、被覆膜
と母材との接着が強固で切削時の耐剥離性が優れてい
る。また、従来品では被覆層の厚みは１０〜１５μｍ程
度であったのに対し、被覆層の厚みを１００μｍ程度ま
で厚くすることが可能となった。さらに、本発明の製造
法によれば、前記のような優れた特性を有する切削工具
を容易に製造することができる。
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
(56)参考文献 特開 平４−256503（ＪＰ，Ａ)
特開 昭54−152281（ＪＰ，Ａ)
特開 平３−97866（ＪＰ，Ａ)
特開 平１−104773（ＪＰ，Ａ)
特開 平３−87368（ＪＰ，Ａ)
特開 昭63−156623（ＪＰ，Ａ)
(58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名)
B23B 27/14
C23C 16/30
C23C 28/04
Claims (17)
- 【請求項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、窒化珪素基セラミックス又は酸化ア
ルミニウム基セラミックスよりなる母材の表面に内層及
び外層よりなる被覆層を有し、該内層が母材と接する炭
窒化チタンの単層もしくは母材と接する厚さ０．１〜２
μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チタンとの二重層
又はさらに前記単層もしくは二重層の炭窒化チタンの上
にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、ホウ窒化物、ホ
ウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆された多重層で
構成され、該外層が酸化アルミニウム、酸化ジルコニウ
ム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒化チタン、窒化
チタンから選ばれる一種以上の単層又は多重層で構成さ
れてなる被覆切削工具において、前記内層における塩素
含有量が内層全体の平均で０．０５原子％以下であるこ
とを特徴とする被覆切削工具。 - 【請求項２】 前記内層の母材と接する炭窒化チタンに
おける塩素含有量又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍ
の窒化チタンとその直上の炭窒化チタンとにおける平均
塩素含有量が０．０５原子％以下であることを特徴とす
る請求項１記載の被覆切削工具。 - 【請求項３】 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、窒化珪素基セラミックス又は酸化ア
ルミニウム基セラミックスよりなる母材の表面に内層及
び外層よりなる被覆層を有し、該内層が母材と接する炭
窒化チタンの単層もしくは母材と接する厚さ０．１〜２
μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チタンとの二重層
又はさらに前記単層もしくは二重層の炭窒化チタンの上
にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、ホウ窒化物、ホ
ウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆された多重層で
構成され、該外層が酸化アルミニウム、酸化ジルコニウ
ム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒化チタン、窒化
チタンから選ばれる一種以上の単層又は多重層で構成さ
れてなる被覆切削工具において、前記母材と接する炭窒
化チタン又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チ
タンの直上の炭窒化チタンにおけるＸ線回折角２θ＝２
０°〜１４０°の間に回折ピークが現れる面のうち、
（２２０）面との面間角度が３０°〜６０°である面
（ｈｋｌ）の回折ピーク強度の合計Ｉ（ｈｋｌ）と、
（２２０）面のピーク強度Ｉ（２２０）との比率Ｉ（ｈ
ｋｌ）／Ｉ（２２０）の値が母材表面あるいは窒化チタ
ン表面から０〜３μｍまでの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦７．０であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦１５．０である
ことを特徴とする被覆切削工具。 - 【請求項４】 前記内層の母材と接する炭窒化チタン又
は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上
の炭窒化チタンにおいて、Ｘ線回折角２θ＝２０°〜１
４０°の間に回折ピークが現れる面のうち、（２２０）
面との面間角度が３０°〜６０°である面（ｈｋｌ）の
回折ピーク強度の合計Ｉ（ｈｋｌ）と、（２２０）面の
ピーク強度Ｉ（２２０）との比率Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２
２０）の値が母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜
３μｍまでの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦７．０であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ２．５≦Ｉ（ｈｋｌ）／Ｉ（２２０）≦１５．０である
ことを特徴とする請求項１又は２に記載の被覆切削工
具。 - 【請求項５】 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，窒化珪素基セラミックス又は酸化ア
ルミニウム基セラミックスよりなる母材の表面に内層及
び外層よりなる被覆層を有し、該内層が母材と接する炭
窒化チタンの単層もしくは母材と接する厚さ０．１〜２
μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チタンとの二重層
又はさらに前記単層もしくは二重層の炭窒化チタンの上
にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、ホウ窒化物、ホ
ウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆された多重層で
構成され、該外層が酸化アルミニウム、酸化ジルコニウ
ム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒化チタン、窒化
チタンから選ばれる一種以上の単層又は多重層で構成さ
れてなる被覆切削工具において、前記母材と接する炭窒
化チタン又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チ
タンの直上の炭窒化チタンのＸ線回折における（３１
１）面のピーク強度をＩ（３１１）、（２２０）面のピ
ーク強度をＩ（２２０）としたとき、Ｉ（３１１）／Ｉ
（２２０）の値が、母材表面あるいは窒化チタン表面か
ら０〜３μｍまでの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．５であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦６．０であるこ
とを特徴とする被覆切削工具。 - 【請求項６】 前記内層の母材と接する炭窒化チタン又
は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上
の炭窒化チタンにおいて、Ｘ線回折における（３１１）
面のピーク強度Ｉ（３１１）と（２２０）面のピーク強
度Ｉ（２２０）との比率Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）の
値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ
までの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦１．５であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で ０．５≦Ｉ（３１１）／Ｉ（２２０）≦６．０であるこ
とを特徴とする請求項１ないし４のいずれかに記載の被
覆切削工具。 - 【請求項７】 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，窒化珪素基セラミックス又は酸化ア
ルミニウム基セラミックスよりなる母材の表面に内層及
び外層よりなる被覆層を有し、該内層が母材と接する炭
窒化チタンの単層もしくは母材と接する厚さ０．１〜２
μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チタンとの二重層
又はさらに前記単層もしくは二重層の炭窒化チタンの上
にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、ホウ窒化物、ホ
ウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆された多重層で
構成され、該外層が酸化アルミニウム、酸化ジルコニウ
ム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒化チタン、窒化
チタンから選ばれる一種以上の単層又は多重層で構成さ
れてなる被覆切削工具において、前記母材と接する炭窒
化チタン又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チ
タンの直上の炭窒化チタンのＸ線回折における（１１
１）面のピーク強度をＩ（１１１）、（２２０）面のピ
ーク強度をＩ（２２０）としたとき、Ｉ（１１１）／Ｉ
（２２０）の値が、母材表面あるいは窒化チタン表面か
ら０〜３μｍまでの平均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦４．０であり、
かつ母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍ
までの平均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦８．０であるこ
とを特徴とする被覆切削工具。 - 【請求項８】 前記内層の母材と接する炭窒化チタン又
は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上
の炭窒化チタンにおいて、Ｘ線回折における（１１１）
面のピーク強度Ｉ（１１１）と（２２０）面のピーク強
度Ｉ（２２０）との比率Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）の
値が、母材表面あるいは窒化チタン表面から０〜３μｍ
までの平均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦４．０かつ母材
表面あるいは窒化チタン表面から０〜２０μｍまでの平
均で １．０≦Ｉ（１１１）／Ｉ（２２０）≦８．０であるこ
とを特徴とする請求項１ないし６のいずれかに記載の被
覆切削工具。 - 【請求項９】 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，窒化珪素基セラミックス又は酸化ア
ルミニウム基セラミックスよりなる母材の表面に内層及
び外層よりなる被覆層を有し、該内層が母材と接する炭
窒化チタンの単層もしくは母材と接する厚さ０．１〜２
μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チタンとの二重層
又はさらに前記単層もしくは二重層の炭窒化チタンの上
にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、ホウ窒化物、ホ
ウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆された多重層で
構成され、該外層が酸化アルミニウム、酸化ジルコニウ
ム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒化チタン、窒化
チタンから選ばれる一種以上の単層又は多重層で構成さ
れてなる被覆切削工具において、前記母材と接する炭窒
化チタン又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チ
タンの直上の炭窒化チタンのＸ線回折における（３１
１）面のピーク強度をＩ（３１１）、（１１１）面のピ
ーク強度をＩ（１１１）、（２２０）面のピーク強度を
Ｉ（２２０）としたとき、｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１
１）｝／Ｉ（２２０）の値が、母材表面あるいは窒化チ
タン表面から０〜３μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦５．５であり、かつ母材表面あるいは窒化チタン
表面から０〜２０μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦１４．０であることを特徴とする被覆切削工具。 - 【請求項１０】 前記内層の母材と接する炭窒化チタン
又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直
上の炭窒化チタンにおいて、Ｘ線回折における（３１
１）面のピーク強度Ｉ（３１１）、（１１１）面のピー
ク強度Ｉ（１１１）及び（２２０）面のピーク強度Ｉ
（２２０）の関係式｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／
Ｉ（２２０）の値が、母材表面あるいは窒化チタン表面
から０〜３μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦５．５であり、かつ母材表面あるいは窒化チタン
表面から０〜２０μｍまでの平均で ２．０≦｛Ｉ（１１１）＋Ｉ（３１１）｝／Ｉ（２２
０）≦１４．０であることを特徴とする請求項１ないし
８のいずれかに記載の被覆切削工具。 - 【請求項１１】 前記内層の母材と接する炭窒化チタン
又は母材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直
上の炭窒化チタンの厚みが１〜２０μｍであることを特
徴とする請求項１ないし１０のいずれかに記載の被覆切
削工具。 - 【請求項１２】 前記母材が炭化タングステン基超硬合
金又は炭窒化チタン基サーメットであり、切り刃稜線部
における被覆層と母材の界面最表面のη相の厚みが１μ
ｍ以下であることを特徴とする請求項１ないし１１のい
ずれかに記載の被覆切削工具。 - 【請求項１３】 前記内層及び外層の合計膜厚が２〜１
００μｍであることを特徴とする請求項１ないし１２の
いずれかに記載の被覆切削工具。 - 【請求項１４】 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，窒化珪素基セラミックス又は酸化
アルミニウム基セラミックスよりなる母材の表面に内層
及び外層よりなる被覆層を有し、該内層が母材と接する
炭窒化チタンの単層もしくは母材と接する厚さ０．１〜
２μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チタンとの二重
層又はさらに前記単層もしくは二重層の炭窒化チタンの
上にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、ホウ窒化物、
ホウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆された多重層
で構成され、該外層が酸化アルミニウム、酸化ジルコニ
ウム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒化チタン、窒
化チタンから選ばれる一種以上の単層又は多重層で構成
されてなる被覆切削工具を製造する方法において、前記
母材と接する炭窒化チタン又は母材と接する厚さ０．１
〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタンを被覆する
方法として、チタン源として四塩化チタン、炭窒素源と
して有機ＣＮ化合物を用い、窒素が２６％以上の濃度の
雰囲気下で行う化学蒸着法により、８００〜９５０℃の
温度範囲で被覆することを特徴とする被覆切削工具の製
造方法。 - 【請求項１５】 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，窒化珪素基セラミックス又は酸化
アルミニウム基セラミックスよりなる母材の表面に内層
及び外層よりなる被覆層を有し、該内層が母材と接する
炭窒化チタンの単層もしくは母材と接する厚さ０．１〜
２μｍの窒化チタンとその直上の炭窒化チタンとの二重
層又はさらに前記単層もしくは二重層の炭窒化チタンの
上にチタンの炭化物、窒化物、炭窒化物、ホウ窒化物、
ホウ炭窒化物から選ばれる一種以上を被覆された多重層
で構成され、該外層が酸化アルミニウム、酸化ジルコニ
ウム、酸化ハフニウム、炭化チタン、炭窒化チタン、窒
化チタンから選ばれる一種以上の単層又は多重層で構成
されてなる被覆切削工具を製造する方法において、前記
母材と接する炭窒化チタン又は母材と接する厚さ０．１
〜２μｍの窒化チタンの直上の炭窒化チタンを被覆する
方法として、チタン源として四塩化チタン、炭窒素源と
して有機ＣＮ化合物を用いる化学蒸着法により、９５０
〜１０５０℃の温度範囲で被覆することを特徴とする被
覆切削工具の製造方法。 - 【請求項１６】 前記母材と接する炭窒化チタン又は母
材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭
窒化チタンを被覆する方法として、チタン源として四塩
化チタン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用い、窒素
が２６％以上の濃度の雰囲気下で行う化学蒸着法によ
り、８００〜９５０℃の温度範囲で被覆することを特徴
とする請求項１ないし１３のいずれかに記載の被覆切削
工具の製造方法。 - 【請求項１７】 前記母材と接する炭窒化チタン又は母
材と接する厚さ０．１〜２μｍの窒化チタンの直上の炭
窒化チタンを被覆する方法として、チタン源として四塩
化チタン、炭窒素源として有機ＣＮ化合物を用いる化学
蒸着法により、９５０〜１０５０℃の温度範囲で被覆す
ることを特徴とする請求項１ないし１３のいずれかに記
載の被覆切削工具の製造方法。
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| EP94916435A EP0653499B1 (en) | 1993-05-31 | 1994-05-31 | Coated cutting tool and method for producing the same |
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