JP4379907B2 - 高速重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表面被覆超硬合金製切削工具 - Google Patents
高速重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表面被覆超硬合金製切削工具 Download PDFInfo
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、硬質被覆層がすぐれた高温強度を有し、かつ高い高温硬さも具備し、したがって特に例えば粘性の高い各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材などの切削加工を、特に高速で、かつ高い機械的衝撃を伴う高切り込みや高送りなどの重切削条件で行なった場合に、硬質被覆層がチッピング（微小欠け）などの発生なく、すぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具（以下、被覆超硬工具という）に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
一般に、被覆超硬工具には、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。
【０００３】
また、被覆超硬工具として、炭化タングステン（以下、ＷＣで示す）基超硬合金または炭窒化チタン（以下、ＴｉＣＮで示す）基サーメットからなる基体（以下、これらを総称して超硬基体と云う）の表面に、
組成式：（Ｃｒ1- ＭＢＭ ）Ｎ、（ただし、原子比で、Ｍは０．４０〜０．６０を示す）、
を満足するＣｒとＢの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ｂ）Ｎで示す］からなる硬質被覆層を０．５〜１５μｍの平均層厚で物理蒸着してなる被覆超硬工具が知られており、この被覆超硬工具は、硬質被覆層である前記（Ｃｒ、Ｂ）Ｎ層がＣｒ成分による高温強度とＢ成分による高温硬さを具備することから、各種の鋼や鋳鉄などの連続切削や断続切削加工に用いられることも良く知られるところである（例えば、特許文献１参照）。
【０００４】
さらに、上記の被覆超硬工具が、例えば図２に概略説明図で示される物理蒸着装置の１種であるアークイオンプレーティング装置に上記の超硬基体を装入し、ヒータで装置内を、例えば５００℃の温度に加熱した状態で、アノード電極と各種の組成をもったＣｒ−Ｂ合金がセットされたカソード電極（蒸発源）との間に、例えば電流：１００Ａの条件でアーク放電を発生させ、同時に装置内に反応ガスとしてＡｒガスと窒素ガスの混合ガス（容量％で、Ａｒ：７０％，Ｎ２：３０％）を導入して、例えば２．５Ｐａの反応雰囲気とし、一方上記超硬基体には、例えば−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記超硬合金基体の表面に、（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を０．５〜１５μｍの平均層厚で蒸着することにより製造されることも知られている。
【０００５】
【特許文献１】
特開昭５６−４１３７２号公報
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
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も強く、これに伴い、切削加工は高速化の傾向を強め、かつ高切り込みや高送りなどの重切削条件での切削加工を余儀なくされる傾向にあるが、上記の硬質被覆層が（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層の従来被覆超硬工具においては、これを例えば粘性の高い各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材の切削加工を特に高速で、かつ高い機械的衝撃を伴う高切り込みや高送りなどの重切削条件で行なった場合には、前記（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層が具備する高温強度および高温硬さが不十分なために、切刃部にチッピング（微少欠け）が発生し易く、かつ硬質被覆層の摩耗も促進するようになることから、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。
【０００７】
【課題を解決するための手段】
そこで、本発明者等は、上述のような観点から、特に粘性の高い各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材の高速重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被覆超硬工具を開発すべく、上記の従来被覆超硬工具を構成する硬質被覆層に着目し、研究を行った結果、
（ａ）例えば図１（ａ）に概略平面図で、同（ｂ）に概略正面図で示される構造の物理蒸着装置、すなわち装置中央部に超硬基体装着用回転テーブルを設け、前記回転テーブルを挟んで、一方側に相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｗ合金を、通電性が小さいのでスパッタリングターゲットとして、他方側に相対的にＣｒ含有量の高いＣｒ−Ｂ−Ｗ合金を、通電性を有するのでカソード電極ターゲットとしてそれぞれ対向配置した装置を用い、この装置の前記回転テーブル上に、前記回転テーブルの中心軸から半径方向に離れた位置に偏心して前記超硬基体を装着し、この状態で装置内の反応雰囲気を窒素雰囲気（実用上はＡｒと窒素の混合ガス雰囲気）として前記回転テーブルを回転させると共に、蒸着形成される硬質被覆層の層厚均一化を図る目的で超硬基体自体も自転させながら、前記の相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｗ合金のスパッタリングターゲットからは、例えばＡｒイオンを用いてＢ−Ｃｒ−Ｗイオンをスパッタさせ、同時に前記の相対的にＣｒ含有量の高いＣｒ−Ｂ−Ｗ合金のカソード電極ターゲットとアノード電極との間にはアーク放電を発生させてＣｒ−Ｂ−Ｗイオンを放出させ、もって前記超硬基体の表面にＣｒとＢとＷの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎで示す］層を形成すると、この結果の（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層においては、回転テーブル上にリング状に配置された前記超硬基体が上記の一方側の相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｗ合金のスパッタリングターゲットに最も接近した時点で層中にＢ最高含有点が形成され、また前記超硬基体が上記の他方側の相対的にＣｒ含有量の高いＣｒ−Ｂ−Ｗ合金のカソード電極に最も接近した時点で層中にＣｒ最高含有点が形成され、上記回転テーブルの回転によって層中には層厚方向にそって前記Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点が所定間隔をもって交互に繰り返し現れると共に、前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造をもつようになること。
【０００８】
（ｂ）上記（ａ）の繰り返し連続変化成分濃度分布構造の（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層において、例えば対向配置のスパッタリングターゲットおよびカソード電極ターゲットのそれぞれの組成を調製すると共に、超硬基体が装着されている回転テーブルの回転速度を制御して、
上記Ｂ最高含有点が、組成式：［Ｂ1- （Ｘ＋Ｚ）ＣｒX ＷＺ ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．１５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
上記Ｃｒ最高含有点が、組成式：［Ｃｒ1- （ Y ＋Ｚ）ＢY ＷＺ ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは０．０５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
をそれぞれ満足し、かつ隣り合う上記Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点の厚さ方向の間隔を０．０１〜０．１μmとすると、
上記Ｂ最高含有点部分では、（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層におけるＢ含有量が相対的に高く、Ｃｒ含有量が低くなることから、より一段と高い高温硬さを示し、一方上記Ｃｒ最高含有点部分では、前記Ｂ最高含有点部分に比してＢ含有量が低く、Ｃｒ含有量の高いものとなるので、相対的に著しく高い高温強度が確保され、この高温強度はＷ成分の共存によって一段と向上し、かつこれらＢ最高含有点とＣｒ最高含有点の間隔をきわめて小さくしたことから、層全体の特性としてきわめて高い高温強度と高い高温硬さを具備するようになり、したがって、硬質被覆層がかかる構成の（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層からなる被覆超硬工具は、各種の鋼や鋳鉄は勿論のこと、特に粘性の高い各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材の高速重切削加工でチッピングの発生なく、かつすぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するようになること。
以上（ａ）および（ｂ）に示される研究結果を得たのである。
【０００９】
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、超硬基体の表面に、（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎからなる硬質被覆層を０．５〜１５μｍの平均層厚で物理蒸着してなる被覆超硬工具において、
上記硬質被覆層が、層厚方向にそって、Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点とが所定間隔をおいて交互に繰り返し存在し、かつ前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、
さらに、上記Ｂ最高含有点が、組成式：［Ｂ1- （Ｘ＋Ｚ）ＣｒX ＷＺ ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．１５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
上記Ｃｒ最高含有点が、組成式：組成式：［Ｃｒ1- （ Y ＋Ｚ）ＢY ＷＺ ］（ただし、原子比で、Ｙは０．０５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
をそれぞれ満足し、かつ隣り合う上記Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点の間隔が、０．０１〜０．１μmである、
高速重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被覆超硬工具に特徴を有するものである。
【００１０】
つぎに、この発明の被覆超硬工具において、これを構成する硬質被覆層の構成を上記の通りに限定した理由を説明する。
（ａ）Ｂ最高含有点の組成
（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層において、Ｃｒ成分には高温強度を向上させ、さらにＷ成分にもＣｒ成分との共存において高温強度を一段と向上させる作用があり、一方Ｂ成分には高温硬さを向上させる作用があり、したがってＢ最高含有点では相対的にＢ成分の含有割合を多くして、一段とすぐれた高温硬さを確保するものであるが、Ｃｒ成分の含有割合を示すＸ値がＢとＷ成分との合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．１５未満なるとＢ成分の割合が多くなり過ぎて、脆化するようになり、隣接して高温強度のすぐれたＣｒ最高含有点が存在しても、Ｂ最高含有点が破壊の起点となってチッピングが発生し易くなり、一方前記Ｘ値が０．４０を越えると、相対的にＢ成分の割合が低くなり過ぎて、高温硬さが低下し、摩耗が急速に進行するようになることから、前記Ｘ値を０．１５〜０．４０と定めた。
また、Ｗ成分には、上記の通りＣｒ成分との共存において高温強度を向上させる作用があるが、Ｗ成分の含有割合を示すＺ値がＣｒおよびＢ成分との合量に占める割合で０．０１未満では所望の高温強度向上効果が得られず、一方前記Ｚ値が０．１０を越えると高温硬さが急激に低下し、摩耗が促進するようになることから、前記Ｚ値を０．０１〜０．１０と定めた。
【００１１】
（ｂ）Ｃｒ最高含有点の組成
上記の通りＢ最高含有点はすぐれた高温硬さを有するものであるが、反面高温強度の低いものであるため、このＢ最高含有点の高温強度不足を補う目的で、Ｃｒ成分の含有割合が高く、Ｗ成分も共存含有し、これによって高い高温強度を有するようになるＣｒ最高含有点を厚さ方向に交互に介在させるものであるが、Ｂ成分の含有割合を示すＹ値がＣｒとＷ成分との合量に占める割合で０．０５未満なるとＣｒ成分の割合が多くなり過ぎて、高温硬さが急激に低下し、Ｂ最高含有点が隣接して存在しても摩耗が一段と促進するようになり、一方前記Ｙ値がＣｒとＷ成分との合量に占める割合で０．４０を越えると、Ｃｒ最高含有点での高温強度が急激に低下し、チッピングが発生し易くなることから、その割合を０．０５〜０．４０と定めた。
さらに、Ｃｒ最高含有点におけるＷ成分の含有割合を示すＺ値も上記のＢ最高含有点における理由と同じ理由で０．０１〜０．１０と定めたものである。
【００１２】
（ｃ）Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点間の間隔
その間隔が０．０１μm未満ではそれぞれの点を上記の組成で明確に形成することが困難であり、この結果層に所望のすぐれた高温強度と高温硬さを確保することができなくなり、またその間隔が０．１μmを越えるとそれぞれの点がもつ欠点、すなわちＢ最高含有点であれば高温強度不足、Ｃｒ最高含有点であれば高温硬さ不足が層内に局部的に現れ、これが原因で切刃部にチッピングが発生し易くなったり、摩耗が促進されるようになることから、その間隔を０．０１〜０．１μmと定めた。
【００１３】
（ｄ）硬質被覆層の平均層厚
その層厚が０．５μｍ未満では、所望の耐摩耗性を確保することができず、一方その平均層厚が１５μｍを越えると、切刃部にチッピングが発生し易くなることから、その平均層厚を０．５〜１５μｍと定めた。
【００１４】
【発明の実施の形態】
つぎに、この発明の被覆超硬工具を実施例により具体的に説明する。
（実施例１）
原料粉末として、いずれも１〜３μｍの平均粒径を有するＷＣ粉末、ＴｉＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＶＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ3 Ｃ2 粉末、およびＣｏ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７２時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａ の圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６Ｐａの真空中、温度：１４００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＷＣ基超硬合金製の超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０を形成した。
【００１５】
また、原料粉末として、いずれも０．５〜２μｍの平均粒径を有するＴｉＣＮ（質量比で、ＴｉＣ／ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ2 Ｃ粉末、ＺｒＣ粉末、ＮｂＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＷＣ粉末、Ｃｏ粉末、およびＮｉ粉末を用意し、これら原料粉末を、表２に示される配合組成に配合し、ボールミルで２４時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を２ｋＰａの窒素雰囲気中、温度：１５００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＴｉＣＮ系サーメット製の超硬基体Ｂ−１〜Ｂ−６を形成した。
【００１６】
ついで、上記の超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６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１に示される物理蒸着装置内の回転テーブル上に、前記回転テーブルの中心軸から半径方向に離れた位置に偏心して装着し、一方側のカソード電極ターゲット（蒸発源）として、種々の成分組成をもったＣｒ最高含有点形成用Ｃｒ−Ｂ−Ｗ合金、他方側のスパッタリングターゲット（蒸発源）として、種々の成分組成をもったＢ最高含有点形成用Ｂ−Ｃｒ−Ｗ合金を前記回転テーブルを挟んで対向配置し、またボンバード洗浄用金属Ｃｒも装着し、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、前記回転テーブル上で自転しながら回転する超硬基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加して、カソード電極の前記金属Ｃｒとアノード電極との間に１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって超硬基体表面をＣｒボンバード洗浄し、ついで装置内に反応ガスとして窒素ガスとＡｒガスの混合ガス（容量％で、Ｎ２／Ａｒ＝３０／７０）を導入して２．５Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で自転しながら回転する超硬基体に−１００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Ｃｒ最高含有点形成用Ｃｒ−Ｂ−Ｗ合金のカソード電極ターゲットとアノード電極との間には１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、また前記Ｂ最高含有点形成用Ｂ−Ｃｒ−Ｗ合金のスパッタリングターゲットには１ｋＷの電力を印可してスパッタを発生させ、もって前記超硬基体の表面に、層厚方向に沿って表３，４に示される目標組成のＣｒ最高含有点とＢ最高含有点とが交互に同じく表３，４に示される目標間隔で繰り返し存在し、かつ前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、かつ同じく表３，４に示される目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超硬合金製スローアウエイチップ（以下、本発明被覆超硬チップと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。
【００１７】
また、比較の目的で、これら超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６を、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、それぞれ図２に示される通常のアークイオンプレーティング装置に装入し、カソード電極（蒸発源）として種々の成分組成をもったＣｒ−Ｂ合金を装着し、またボンバード洗浄用金属Ｃｒも装着し、まず、装置内を排気して０．５Ｐａ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、前記超硬基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極の前記金属Ｃｒとアノード電極との間に１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって超硬基体表面をＣｒボンバード洗浄し、ついで装置内に反応ガスとして窒素ガスとＡｒガスの混合ガス（容量％で、Ｎ２／Ａｒ＝３０／７０）を導入して２．５Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記超硬基体に印加するバイアス電圧を−１００Ｖに下げて、前記カソード電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させ、もって前記超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６のそれぞれの表面に、表５に示される目標組成および目標層厚を有し、かつ厚さ方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合金製スローアウエイチップ（以下、従来被覆超硬チップと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。
【００１８】
つぎに、上記本発明被覆超硬チップ１〜１６および従来被覆超硬チップ１〜１６について、これを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、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の丸棒、
切削速度：２５０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．５ｍｍ、
送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：３分、
の条件でのステンレス鋼の乾式連続高速高切り込み切削加工試験、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度：２６０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．０ｍｍ、
送り：１．０ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：３分、
の条件でのステンレス鋼の乾式断続高速高送り切削加工試験、さらに、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度：２４０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：３．０ｍｍ、
送り：０．１ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：５分、
の条件での軟鋼の乾式断続高速高切り込み切削加工試験を行い、いずれの旋削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。この測定結果を表６に示した。
【００１９】
【表１】
【００２０】
【表２】
【００２１】
【表３】
【００２２】
【表４】
【００２３】
【表５】
【００２４】
【表６】
【００２５】
（実施例２）
原料粉末として、平均粒径：５．５μｍを有する中粗粒ＷＣ粉末、同０．８μｍの微粒ＷＣ粉末、同１．３μｍのＴａＣ粉末、同１．２μｍのＮｂＣ粉末、同１．２μｍのＺｒＣ粉末、同２．３μｍのＣｒ3Ｃ2粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ［質量比で、ＴｉＣ／ＷＣ＝５０／５０］粉末、および同１．８μｍのＣｏ粉末を用意し、これら原料粉末をそれぞれ表７に示される配合組成に配合し、さらにワックスを加えてアセトン中で２４時間ボールミル混合し、減圧乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で所定形状の各種の圧粉体にプレス成形し、これらの圧粉体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／分の昇温速度で１３７０〜１４７０℃の範囲内の所定の温度に昇温し、この温度に１時間保持後、炉冷の条件で焼結して、直径が８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの３種の超硬基体形成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記の３種の丸棒焼結体から、研削加工にて、表７に示される組合せで、切刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１３ｍｍ、１０ｍｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍｍの寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の４枚刃スクエアの形状をもった超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８をそれぞれ製造した。
【００２６】
ついで、これらの超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図１に示される物理蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、層厚方向に沿って表８に示される目標組成のＣｒ最高含有点とＢ最高含有点とが交互に同じく表８に示される目標間隔で繰り返し存在し、かつ前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、かつ同じく表８に示される目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、本発明被覆超硬エンドミルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００２７】
また、比較の目的で、上記の超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図２に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表９に示される目標組成および目標層厚を有し、かつ層厚方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、従来被覆超硬エンドミルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００２８】
つぎに、上記本発明被覆超硬エンドミル１〜８および従来被覆超硬エンドミル１〜８のうち、本発明被覆超硬エンドミル１〜３および従来被覆超硬エンドミル１〜３については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の板材、
切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：５ｍｍ、
径方向切り込み：２ｍｍ、
テーブル送り：３６０ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の乾式高速高切り込み側面切削加工試験、本発明被覆超硬エンドミル４〜６および従来被覆超硬エンドミル４〜６については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：８ｍｍ、
径方向切り込み：２ｍｍ、
テーブル送り：４５０ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の乾式高速高送り側面切削加工試験、本発明被覆超硬エンドミル７，８および従来被覆超硬エンドミル７，８については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの板材、
切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：１８ｍｍ、
径方向切り込み：８ｍｍ、
テーブル送り：３８０ｍｍ／分、
の条件での軟鋼の乾式高速高切り込み側面切削加工試験をそれぞれ行い、いずれの側面切削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる０．１ｍｍに至るまでの切削長を測定した。この測定結果を表８、９にそれぞれ示した。
【００２９】
【表７】
【００３０】
【表８】
【００３１】
【表９】
【００３２】
（実施例３）
上記の実施例２で製造した直径が８ｍｍ（超硬基体Ｃ−１〜Ｃ−３形成用）、１３ｍｍ（超硬基体Ｃ−４〜Ｃ−６形成用）、および２６ｍｍ（超硬基体Ｃ−７、Ｃ−８形成用）の３種の丸棒焼結体を用い、この３種の丸棒焼結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれぞれ４ｍｍ×１３ｍｍ（超硬基体Ｄ−１〜Ｄ−３）、８ｍｍ×２２ｍｍ（超硬基体Ｄ−４〜Ｄ−６）、および１６ｍｍ×４５ｍｍ（超硬基体Ｄ−７、Ｄ−８）の寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の２枚刃形状をもった超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８をそれぞれ製造した。
【００３３】
ついで、これらの超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８の切刃に、ホーニングを施し、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図１の物理蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、層厚方向に沿って表１０に示される目標組成のＣｒ最高含有点とＢ最高含有点とが交互に同じく表１０に示される目標間隔で繰り返し存在し、かつ前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、かつ同じく表１０に示される目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超硬合金製ドリル（以下、本発明被覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００３４】
また、比較の目的で、上記の超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８の表面に、ホーニングを施し、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図２のアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表１１に示される目標組成および目標層厚を有し、かつ層厚方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合金製ドリル（以下、従来被覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００３５】
つぎに、上記本発明被覆超硬ドリル１〜８および従来被覆超硬ドリル１〜８のうち、本発明被覆超硬ドリル１〜３および従来被覆超硬ドリル１〜３については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの板材、
切削速度：６０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．２３ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ：１０ｍｍ．、
の条件での軟鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験、本発明被覆超硬ドリル４〜６および従来被覆超硬ドリル４〜６については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度：８０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ：２３ｍｍ．、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験、本発明被覆超硬ドリル７，８および従来被覆超硬ドリル７，８については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ４３０の板材、
切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ。、
穴深さ：４８ｍｍ．、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験、をそれぞれ行い、いずれの湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．３ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結果を表１０、１１にそれぞれ示した。
【００３６】
【表１０】
【００３７】
【表１１】
【００３８】
この結果得られた本発明被覆超硬工具としての本発明被覆超硬チップ１〜１６、本発明被覆超硬エンドミル１〜８、および本発明被覆超硬ドリル１〜８を構成する硬質被覆層におけるＣｒ最高含有点とＢ最高含有点の組成、並びに従来被覆超硬工具としての従来被覆超硬チップ１〜１６、従来被覆超硬エンドミル１〜８、および従来被覆超硬ドリル１〜８の硬質被覆層の組成について、厚さ方向に沿ってＣｒ、Ｂ、およびＷ成分の含有量をオージェ分光分析装置を用いて測定したところ、本発明被覆超硬工具の硬質被覆層では、Ｃｒ最高含有点とＢ最高含有点とがそれぞれ目標値と実質的に同じ組成および間隔で交互に繰り返し存在し、かつ前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点、前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有することが確認され、また硬質被覆層の平均層厚も目標層厚と実質的に同じ値を示した。
一方前記従来被覆超硬工具の硬質被覆層では厚さ方向に沿って組成変化が見られず、かつ目標組成と実質的に同じ組成および目標層厚と実質的に同じ平均層厚を示すことが確認された。
【００３９】
【発明の効果】
表３〜１１に示される結果から、硬質被覆層が厚さ方向に、きわめて高い高温強度を有するＣｒ最高含有点とすぐれた高温硬さを有するＢ最高含有点とが交互に所定間隔をおいて繰り返し存在し、かつ前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点、前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有する本発明被覆超硬工具は、いずれも各種のステンレス鋼や軟鋼の高速切削加工を、高い機械的衝撃を伴う高切り込みや高送りなどの重切削条件で行なった場合にも、切刃部にチッピングの発生なく、硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が厚さ方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる従来被覆超硬工具においては、重切削条件での高速切削加工では、前記硬質被覆層の高温強度および高温硬さ不足が原因で、いずれもチッピングが発生し、比較的短時間で使用寿命に至ることが明らかである。
上述のように、この発明の被覆超硬工具は、通常の条件での鋼や鋳鉄などの切削加工は勿論のこと、特に各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材の高速切削加工を、高い機械的衝撃を伴う高切り込みや高送りなどの重切削条件で行なった場合にも、すぐれた耐チッピング性を示し、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するものであるから、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。
【図面の簡単な説明】
【図１】この発明の被覆超硬工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いる物理蒸着装置を示し、（ａ）は概略平面図、（ｂ）は概略正面図である。
【図２】従来被覆超硬工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いるアークイオンプレーティング装置の概略説明図である。
【発明の属する技術分野】
この発明は、硬質被覆層がすぐれた高温強度を有し、かつ高い高温硬さも具備し、したがって特に例えば粘性の高い各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材などの切削加工を、特に高速で、かつ高い機械的衝撃を伴う高切り込みや高送りなどの重切削条件で行なった場合に、硬質被覆層がチッピング（微小欠け）などの発生なく、すぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具（以下、被覆超硬工具という）に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
一般に、被覆超硬工具には、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。
【０００３】
また、被覆超硬工具として、炭化タングステン（以下、ＷＣで示す）基超硬合金または炭窒化チタン（以下、ＴｉＣＮで示す）基サーメットからなる基体（以下、これらを総称して超硬基体と云う）の表面に、
組成式：（Ｃｒ1- ＭＢＭ ）Ｎ、（ただし、原子比で、Ｍは０．４０〜０．６０を示す）、
を満足するＣｒとＢの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ｂ）Ｎで示す］からなる硬質被覆層を０．５〜１５μｍの平均層厚で物理蒸着してなる被覆超硬工具が知られており、この被覆超硬工具は、硬質被覆層である前記（Ｃｒ、Ｂ）Ｎ層がＣｒ成分による高温強度とＢ成分による高温硬さを具備することから、各種の鋼や鋳鉄などの連続切削や断続切削加工に用いられることも良く知られるところである（例えば、特許文献１参照）。
【０００４】
さらに、上記の被覆超硬工具が、例えば図２に概略説明図で示される物理蒸着装置の１種であるアークイオンプレーティング装置に上記の超硬基体を装入し、ヒータで装置内を、例えば５００℃の温度に加熱した状態で、アノード電極と各種の組成をもったＣｒ−Ｂ合金がセットされたカソード電極（蒸発源）との間に、例えば電流：１００Ａの条件でアーク放電を発生させ、同時に装置内に反応ガスとしてＡｒガスと窒素ガスの混合ガス（容量％で、Ａｒ：７０％，Ｎ２：３０％）を導入して、例えば２．５Ｐａの反応雰囲気とし、一方上記超硬基体には、例えば−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記超硬合金基体の表面に、（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を０．５〜１５μｍの平均層厚で蒸着することにより製造されることも知られている。
【０００５】
【特許文献１】
特開昭５６−４１３７２号公報
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
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も強く、これに伴い、切削加工は高速化の傾向を強め、かつ高切り込みや高送りなどの重切削条件での切削加工を余儀なくされる傾向にあるが、上記の硬質被覆層が（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層の従来被覆超硬工具においては、これを例えば粘性の高い各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材の切削加工を特に高速で、かつ高い機械的衝撃を伴う高切り込みや高送りなどの重切削条件で行なった場合には、前記（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層が具備する高温強度および高温硬さが不十分なために、切刃部にチッピング（微少欠け）が発生し易く、かつ硬質被覆層の摩耗も促進するようになることから、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。
【０００７】
【課題を解決するための手段】
そこで、本発明者等は、上述のような観点から、特に粘性の高い各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材の高速重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被覆超硬工具を開発すべく、上記の従来被覆超硬工具を構成する硬質被覆層に着目し、研究を行った結果、
（ａ）例えば図１（ａ）に概略平面図で、同（ｂ）に概略正面図で示される構造の物理蒸着装置、すなわち装置中央部に超硬基体装着用回転テーブルを設け、前記回転テーブルを挟んで、一方側に相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｗ合金を、通電性が小さいのでスパッタリングターゲットとして、他方側に相対的にＣｒ含有量の高いＣｒ−Ｂ−Ｗ合金を、通電性を有するのでカソード電極ターゲットとしてそれぞれ対向配置した装置を用い、この装置の前記回転テーブル上に、前記回転テーブルの中心軸から半径方向に離れた位置に偏心して前記超硬基体を装着し、この状態で装置内の反応雰囲気を窒素雰囲気（実用上はＡｒと窒素の混合ガス雰囲気）として前記回転テーブルを回転させると共に、蒸着形成される硬質被覆層の層厚均一化を図る目的で超硬基体自体も自転させながら、前記の相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｗ合金のスパッタリングターゲットからは、例えばＡｒイオンを用いてＢ−Ｃｒ−Ｗイオンをスパッタさせ、同時に前記の相対的にＣｒ含有量の高いＣｒ−Ｂ−Ｗ合金のカソード電極ターゲットとアノード電極との間にはアーク放電を発生させてＣｒ−Ｂ−Ｗイオンを放出させ、もって前記超硬基体の表面にＣｒとＢとＷの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎで示す］層を形成すると、この結果の（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層においては、回転テーブル上にリング状に配置された前記超硬基体が上記の一方側の相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｗ合金のスパッタリングターゲットに最も接近した時点で層中にＢ最高含有点が形成され、また前記超硬基体が上記の他方側の相対的にＣｒ含有量の高いＣｒ−Ｂ−Ｗ合金のカソード電極に最も接近した時点で層中にＣｒ最高含有点が形成され、上記回転テーブルの回転によって層中には層厚方向にそって前記Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点が所定間隔をもって交互に繰り返し現れると共に、前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造をもつようになること。
【０００８】
（ｂ）上記（ａ）の繰り返し連続変化成分濃度分布構造の（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層において、例えば対向配置のスパッタリングターゲットおよびカソード電極ターゲットのそれぞれの組成を調製すると共に、超硬基体が装着されている回転テーブルの回転速度を制御して、
上記Ｂ最高含有点が、組成式：［Ｂ1- （Ｘ＋Ｚ）ＣｒX ＷＺ ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．１５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
上記Ｃｒ最高含有点が、組成式：［Ｃｒ1- （ Y ＋Ｚ）ＢY ＷＺ ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは０．０５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
をそれぞれ満足し、かつ隣り合う上記Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点の厚さ方向の間隔を０．０１〜０．１μmとすると、
上記Ｂ最高含有点部分では、（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層におけるＢ含有量が相対的に高く、Ｃｒ含有量が低くなることから、より一段と高い高温硬さを示し、一方上記Ｃｒ最高含有点部分では、前記Ｂ最高含有点部分に比してＢ含有量が低く、Ｃｒ含有量の高いものとなるので、相対的に著しく高い高温強度が確保され、この高温強度はＷ成分の共存によって一段と向上し、かつこれらＢ最高含有点とＣｒ最高含有点の間隔をきわめて小さくしたことから、層全体の特性としてきわめて高い高温強度と高い高温硬さを具備するようになり、したがって、硬質被覆層がかかる構成の（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層からなる被覆超硬工具は、各種の鋼や鋳鉄は勿論のこと、特に粘性の高い各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材の高速重切削加工でチッピングの発生なく、かつすぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するようになること。
以上（ａ）および（ｂ）に示される研究結果を得たのである。
【０００９】
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、超硬基体の表面に、（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎからなる硬質被覆層を０．５〜１５μｍの平均層厚で物理蒸着してなる被覆超硬工具において、
上記硬質被覆層が、層厚方向にそって、Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点とが所定間隔をおいて交互に繰り返し存在し、かつ前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、
さらに、上記Ｂ最高含有点が、組成式：［Ｂ1- （Ｘ＋Ｚ）ＣｒX ＷＺ ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．１５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
上記Ｃｒ最高含有点が、組成式：組成式：［Ｃｒ1- （ Y ＋Ｚ）ＢY ＷＺ ］（ただし、原子比で、Ｙは０．０５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
をそれぞれ満足し、かつ隣り合う上記Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点の間隔が、０．０１〜０．１μmである、
高速重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被覆超硬工具に特徴を有するものである。
【００１０】
つぎに、この発明の被覆超硬工具において、これを構成する硬質被覆層の構成を上記の通りに限定した理由を説明する。
（ａ）Ｂ最高含有点の組成
（Ｃｒ，Ｂ，Ｗ）Ｎ層において、Ｃｒ成分には高温強度を向上させ、さらにＷ成分にもＣｒ成分との共存において高温強度を一段と向上させる作用があり、一方Ｂ成分には高温硬さを向上させる作用があり、したがってＢ最高含有点では相対的にＢ成分の含有割合を多くして、一段とすぐれた高温硬さを確保するものであるが、Ｃｒ成分の含有割合を示すＸ値がＢとＷ成分との合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．１５未満なるとＢ成分の割合が多くなり過ぎて、脆化するようになり、隣接して高温強度のすぐれたＣｒ最高含有点が存在しても、Ｂ最高含有点が破壊の起点となってチッピングが発生し易くなり、一方前記Ｘ値が０．４０を越えると、相対的にＢ成分の割合が低くなり過ぎて、高温硬さが低下し、摩耗が急速に進行するようになることから、前記Ｘ値を０．１５〜０．４０と定めた。
また、Ｗ成分には、上記の通りＣｒ成分との共存において高温強度を向上させる作用があるが、Ｗ成分の含有割合を示すＺ値がＣｒおよびＢ成分との合量に占める割合で０．０１未満では所望の高温強度向上効果が得られず、一方前記Ｚ値が０．１０を越えると高温硬さが急激に低下し、摩耗が促進するようになることから、前記Ｚ値を０．０１〜０．１０と定めた。
【００１１】
（ｂ）Ｃｒ最高含有点の組成
上記の通りＢ最高含有点はすぐれた高温硬さを有するものであるが、反面高温強度の低いものであるため、このＢ最高含有点の高温強度不足を補う目的で、Ｃｒ成分の含有割合が高く、Ｗ成分も共存含有し、これによって高い高温強度を有するようになるＣｒ最高含有点を厚さ方向に交互に介在させるものであるが、Ｂ成分の含有割合を示すＹ値がＣｒとＷ成分との合量に占める割合で０．０５未満なるとＣｒ成分の割合が多くなり過ぎて、高温硬さが急激に低下し、Ｂ最高含有点が隣接して存在しても摩耗が一段と促進するようになり、一方前記Ｙ値がＣｒとＷ成分との合量に占める割合で０．４０を越えると、Ｃｒ最高含有点での高温強度が急激に低下し、チッピングが発生し易くなることから、その割合を０．０５〜０．４０と定めた。
さらに、Ｃｒ最高含有点におけるＷ成分の含有割合を示すＺ値も上記のＢ最高含有点における理由と同じ理由で０．０１〜０．１０と定めたものである。
【００１２】
（ｃ）Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点間の間隔
その間隔が０．０１μm未満ではそれぞれの点を上記の組成で明確に形成することが困難であり、この結果層に所望のすぐれた高温強度と高温硬さを確保することができなくなり、またその間隔が０．１μmを越えるとそれぞれの点がもつ欠点、すなわちＢ最高含有点であれば高温強度不足、Ｃｒ最高含有点であれば高温硬さ不足が層内に局部的に現れ、これが原因で切刃部にチッピングが発生し易くなったり、摩耗が促進されるようになることから、その間隔を０．０１〜０．１μmと定めた。
【００１３】
（ｄ）硬質被覆層の平均層厚
その層厚が０．５μｍ未満では、所望の耐摩耗性を確保することができず、一方その平均層厚が１５μｍを越えると、切刃部にチッピングが発生し易くなることから、その平均層厚を０．５〜１５μｍと定めた。
【００１４】
【発明の実施の形態】
つぎに、この発明の被覆超硬工具を実施例により具体的に説明する。
（実施例１）
原料粉末として、いずれも１〜３μｍの平均粒径を有するＷＣ粉末、ＴｉＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＶＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ3 Ｃ2 粉末、およびＣｏ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７２時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａ の圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６Ｐａの真空中、温度：１４００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＷＣ基超硬合金製の超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０を形成した。
【００１５】
また、原料粉末として、いずれも０．５〜２μｍの平均粒径を有するＴｉＣＮ（質量比で、ＴｉＣ／ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ2 Ｃ粉末、ＺｒＣ粉末、ＮｂＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＷＣ粉末、Ｃｏ粉末、およびＮｉ粉末を用意し、これら原料粉末を、表２に示される配合組成に配合し、ボールミルで２４時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を２ｋＰａの窒素雰囲気中、温度：１５００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＴｉＣＮ系サーメット製の超硬基体Ｂ−１〜Ｂ−６を形成した。
【００１６】
ついで、上記の超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６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１に示される物理蒸着装置内の回転テーブル上に、前記回転テーブルの中心軸から半径方向に離れた位置に偏心して装着し、一方側のカソード電極ターゲット（蒸発源）として、種々の成分組成をもったＣｒ最高含有点形成用Ｃｒ−Ｂ−Ｗ合金、他方側のスパッタリングターゲット（蒸発源）として、種々の成分組成をもったＢ最高含有点形成用Ｂ−Ｃｒ−Ｗ合金を前記回転テーブルを挟んで対向配置し、またボンバード洗浄用金属Ｃｒも装着し、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、前記回転テーブル上で自転しながら回転する超硬基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加して、カソード電極の前記金属Ｃｒとアノード電極との間に１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって超硬基体表面をＣｒボンバード洗浄し、ついで装置内に反応ガスとして窒素ガスとＡｒガスの混合ガス（容量％で、Ｎ２／Ａｒ＝３０／７０）を導入して２．５Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で自転しながら回転する超硬基体に−１００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Ｃｒ最高含有点形成用Ｃｒ−Ｂ−Ｗ合金のカソード電極ターゲットとアノード電極との間には１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、また前記Ｂ最高含有点形成用Ｂ−Ｃｒ−Ｗ合金のスパッタリングターゲットには１ｋＷの電力を印可してスパッタを発生させ、もって前記超硬基体の表面に、層厚方向に沿って表３，４に示される目標組成のＣｒ最高含有点とＢ最高含有点とが交互に同じく表３，４に示される目標間隔で繰り返し存在し、かつ前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、かつ同じく表３，４に示される目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超硬合金製スローアウエイチップ（以下、本発明被覆超硬チップと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。
【００１７】
また、比較の目的で、これら超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６を、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、それぞれ図２に示される通常のアークイオンプレーティング装置に装入し、カソード電極（蒸発源）として種々の成分組成をもったＣｒ−Ｂ合金を装着し、またボンバード洗浄用金属Ｃｒも装着し、まず、装置内を排気して０．５Ｐａ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、前記超硬基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極の前記金属Ｃｒとアノード電極との間に１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって超硬基体表面をＣｒボンバード洗浄し、ついで装置内に反応ガスとして窒素ガスとＡｒガスの混合ガス（容量％で、Ｎ２／Ａｒ＝３０／７０）を導入して２．５Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記超硬基体に印加するバイアス電圧を−１００Ｖに下げて、前記カソード電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させ、もって前記超硬基体Ａ−１〜Ａ−１０およびＢ−１〜Ｂ−６のそれぞれの表面に、表５に示される目標組成および目標層厚を有し、かつ厚さ方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合金製スローアウエイチップ（以下、従来被覆超硬チップと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。
【００１８】
つぎに、上記本発明被覆超硬チップ１〜１６および従来被覆超硬チップ１〜１６について、これを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、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の丸棒、
切削速度：２５０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．５ｍｍ、
送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：３分、
の条件でのステンレス鋼の乾式連続高速高切り込み切削加工試験、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度：２６０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．０ｍｍ、
送り：１．０ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：３分、
の条件でのステンレス鋼の乾式断続高速高送り切削加工試験、さらに、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度：２４０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：３．０ｍｍ、
送り：０．１ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：５分、
の条件での軟鋼の乾式断続高速高切り込み切削加工試験を行い、いずれの旋削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。この測定結果を表６に示した。
【００１９】
【表１】
【表２】
【表３】
【表４】
【表５】
【表６】
（実施例２）
原料粉末として、平均粒径：５．５μｍを有する中粗粒ＷＣ粉末、同０．８μｍの微粒ＷＣ粉末、同１．３μｍのＴａＣ粉末、同１．２μｍのＮｂＣ粉末、同１．２μｍのＺｒＣ粉末、同２．３μｍのＣｒ3Ｃ2粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ［質量比で、ＴｉＣ／ＷＣ＝５０／５０］粉末、および同１．８μｍのＣｏ粉末を用意し、これら原料粉末をそれぞれ表７に示される配合組成に配合し、さらにワックスを加えてアセトン中で２４時間ボールミル混合し、減圧乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で所定形状の各種の圧粉体にプレス成形し、これらの圧粉体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／分の昇温速度で１３７０〜１４７０℃の範囲内の所定の温度に昇温し、この温度に１時間保持後、炉冷の条件で焼結して、直径が８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの３種の超硬基体形成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記の３種の丸棒焼結体から、研削加工にて、表７に示される組合せで、切刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１３ｍｍ、１０ｍｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍｍの寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の４枚刃スクエアの形状をもった超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８をそれぞれ製造した。
【００２６】
ついで、これらの超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図１に示される物理蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、層厚方向に沿って表８に示される目標組成のＣｒ最高含有点とＢ最高含有点とが交互に同じく表８に示される目標間隔で繰り返し存在し、かつ前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、かつ同じく表８に示される目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、本発明被覆超硬エンドミルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００２７】
また、比較の目的で、上記の超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図２に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表９に示される目標組成および目標層厚を有し、かつ層厚方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、従来被覆超硬エンドミルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００２８】
つぎに、上記本発明被覆超硬エンドミル１〜８および従来被覆超硬エンドミル１〜８のうち、本発明被覆超硬エンドミル１〜３および従来被覆超硬エンドミル１〜３については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３１６の板材、
切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：５ｍｍ、
径方向切り込み：２ｍｍ、
テーブル送り：３６０ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の乾式高速高切り込み側面切削加工試験、本発明被覆超硬エンドミル４〜６および従来被覆超硬エンドミル４〜６については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：８ｍｍ、
径方向切り込み：２ｍｍ、
テーブル送り：４５０ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の乾式高速高送り側面切削加工試験、本発明被覆超硬エンドミル７，８および従来被覆超硬エンドミル７，８については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの板材、
切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：１８ｍｍ、
径方向切り込み：８ｍｍ、
テーブル送り：３８０ｍｍ／分、
の条件での軟鋼の乾式高速高切り込み側面切削加工試験をそれぞれ行い、いずれの側面切削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる０．１ｍｍに至るまでの切削長を測定した。この測定結果を表８、９にそれぞれ示した。
【００２９】
【表７】
【表８】
【表９】
（実施例３）
上記の実施例２で製造した直径が８ｍｍ（超硬基体Ｃ−１〜Ｃ−３形成用）、１３ｍｍ（超硬基体Ｃ−４〜Ｃ−６形成用）、および２６ｍｍ（超硬基体Ｃ−７、Ｃ−８形成用）の３種の丸棒焼結体を用い、この３種の丸棒焼結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれぞれ４ｍｍ×１３ｍｍ（超硬基体Ｄ−１〜Ｄ−３）、８ｍｍ×２２ｍｍ（超硬基体Ｄ−４〜Ｄ−６）、および１６ｍｍ×４５ｍｍ（超硬基体Ｄ−７、Ｄ−８）の寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の２枚刃形状をもった超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８をそれぞれ製造した。
【００３３】
ついで、これらの超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８の切刃に、ホーニングを施し、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図１の物理蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、層厚方向に沿って表１０に示される目標組成のＣｒ最高含有点とＢ最高含有点とが交互に同じく表１０に示される目標間隔で繰り返し存在し、かつ前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、かつ同じく表１０に示される目標層厚の硬質被覆層を蒸着することにより、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超硬合金製ドリル（以下、本発明被覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００３４】
また、比較の目的で、上記の超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８の表面に、ホーニングを施し、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図２のアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表１１に示される目標組成および目標層厚を有し、かつ層厚方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合金製ドリル（以下、従来被覆超硬ドリルと云う）１〜８をそれぞれ製造した。
【００３５】
つぎに、上記本発明被覆超硬ドリル１〜８および従来被覆超硬ドリル１〜８のうち、本発明被覆超硬ドリル１〜３および従来被覆超硬ドリル１〜３については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１５Ｃの板材、
切削速度：６０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．２３ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ：１０ｍｍ．、
の条件での軟鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験、本発明被覆超硬ドリル４〜６および従来被覆超硬ドリル４〜６については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度：８０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ：２３ｍｍ．、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験、本発明被覆超硬ドリル７，８および従来被覆超硬ドリル７，８については、
被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ４３０の板材、
切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ。、
穴深さ：４８ｍｍ．、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験、をそれぞれ行い、いずれの湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．３ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結果を表１０、１１にそれぞれ示した。
【００３６】
【表１０】
【表１１】
この結果得られた本発明被覆超硬工具としての本発明被覆超硬チップ１〜１６、本発明被覆超硬エンドミル１〜８、および本発明被覆超硬ドリル１〜８を構成する硬質被覆層におけるＣｒ最高含有点とＢ最高含有点の組成、並びに従来被覆超硬工具としての従来被覆超硬チップ１〜１６、従来被覆超硬エンドミル１〜８、および従来被覆超硬ドリル１〜８の硬質被覆層の組成について、厚さ方向に沿ってＣｒ、Ｂ、およびＷ成分の含有量をオージェ分光分析装置を用いて測定したところ、本発明被覆超硬工具の硬質被覆層では、Ｃｒ最高含有点とＢ最高含有点とがそれぞれ目標値と実質的に同じ組成および間隔で交互に繰り返し存在し、かつ前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点、前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有することが確認され、また硬質被覆層の平均層厚も目標層厚と実質的に同じ値を示した。
一方前記従来被覆超硬工具の硬質被覆層では厚さ方向に沿って組成変化が見られず、かつ目標組成と実質的に同じ組成および目標層厚と実質的に同じ平均層厚を示すことが確認された。
【００３９】
【発明の効果】
表３〜１１に示される結果から、硬質被覆層が厚さ方向に、きわめて高い高温強度を有するＣｒ最高含有点とすぐれた高温硬さを有するＢ最高含有点とが交互に所定間隔をおいて繰り返し存在し、かつ前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点、前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点へＣｒおよびＢ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有する本発明被覆超硬工具は、いずれも各種のステンレス鋼や軟鋼の高速切削加工を、高い機械的衝撃を伴う高切り込みや高送りなどの重切削条件で行なった場合にも、切刃部にチッピングの発生なく、硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が厚さ方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる従来被覆超硬工具においては、重切削条件での高速切削加工では、前記硬質被覆層の高温強度および高温硬さ不足が原因で、いずれもチッピングが発生し、比較的短時間で使用寿命に至ることが明らかである。
上述のように、この発明の被覆超硬工具は、通常の条件での鋼や鋳鉄などの切削加工は勿論のこと、特に各種のステンレス鋼や軟鋼などの難削材の高速切削加工を、高い機械的衝撃を伴う高切り込みや高送りなどの重切削条件で行なった場合にも、すぐれた耐チッピング性を示し、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するものであるから、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。
【図面の簡単な説明】
【図１】この発明の被覆超硬工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いる物理蒸着装置を示し、（ａ）は概略平面図、（ｂ）は概略正面図である。
【図２】従来被覆超硬工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いるアークイオンプレーティング装置の概略説明図である。
Claims (1)
- 炭化タングステン基超硬合金基体または炭窒化チタン系サーメット基体の表面に、Ｃｒ（クロム）とＢ（ボロン）とＷ（タングステン）の複合窒化物からなる硬質被覆層を０．５〜１５μｍの平均層厚で物理蒸着してなる表面被覆超硬合金製切削工具にして、
上記硬質被覆層が、層厚方向にそって、Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点とが所定間隔をおいて交互に繰り返し存在し、かつ前記Ｂ最高含有点から前記Ｃｒ最高含有点、前記Ｃｒ最高含有点から前記Ｂ最高含有点へＢおよびＣｒ成分の含有割合がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、
さらに、上記Ｂ最高含有点が、組成式：［Ｂ1- （Ｘ＋Ｚ）ＣｒX ＷＺ ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．１５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
上記Ｃｒ最高含有点が、組成式：［Ｃｒ1- （ Y ＋Ｚ）ＢY ＷＺ ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは０．０５〜０．４０、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）、
をそれぞれ満足し、かつ隣り合う上記Ｂ最高含有点とＣｒ最高含有点の間隔が、０．０１〜０．１μmであること、
を特徴とする高速重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表面被覆超硬合金製切削工具。
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