JP4379911B2 - 高速切削加工で硬質被覆層が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 - Google Patents
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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硬さを有し、かつすぐれた高温強度も具備し、したがって各種の鋼や鋳鉄などの高熱発生を伴なう高速切削加工で、切刃部に摩耗促進の原因となる偏摩耗の発生なく、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超硬基体の表面に、
組成式：［Ｃｒ1- Y ＢY ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは０．０５〜０．４０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窒素ガスを導入して、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２００１−３２８００９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にあるが、上記の硬質被覆層が（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる従来被覆超硬工具においては、これを通常の切削加工条件で用いた場合には問題はないが、これを高い発熱を伴なう高速切削条件で用いた場合には、硬質被覆層の高温硬さ不足が原因で摩耗進行が一段と促進し、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、特に高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗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）上記の図２に示されるアークイオンプレーティング装置を用いて形成された従来被覆超硬工具の硬質被覆層を構成する（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層は、層厚全体に亘って均質な高温強度と高温硬さを有するが、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アークイオンプレーティング装置（以下、ＡＩＰ装置と略記する）とスパッタリング装置（以下、ＳＰ装置と略記する）が共存する蒸着装置、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Ｂ含有量が上記の従来（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層の形成にカソード電極（蒸発源）として用いられているＣｒ−Ｂ合金と同じＣｒ−Ｂ−Ｔａ合金を、通電性を有するので上記ＡＩＰ装置に、他方側に相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｔａ合金を、通電性が小さいので上記ＳＰ装置に、それぞれカソード電極（蒸発源）として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所定距離離れた位置に外周部に沿って複数の超硬基体をリング状に装着し、この状態で装置内の反応雰囲気を例えば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ＳＰ装置の相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｔａ合金からは、前記混合ガス雰囲気中のＡｒイオンでＢ−Ｃｒ−Ｔａイオンをスパッタさせ、同時に前記のＡＩＰ装置の相対的にＣｒ含有量の高いＣｒ−Ｂ−Ｔａ合金のカソード電極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−Ｔａ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Ｔａの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎで示す］層を形成すると、この結果の（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）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−Ｔａ合金のカソード電極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−Ｔａ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，Ｔａ）Ｎ層において、例えば対向配置の上記Ｂ−Ｃｒ−Ｔａ合金およびＣｒ−Ｂ−Ｔａ合金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 ＴａＺ ］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 ＴａＺ ］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，Ｔａ）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、相対的に高い高温強度、すなわち上記従来（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層のもつ高温強度と同等の高温強度が確保され、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し、かつＴａの作用で層自体の耐熱性が一段と向上するようになり、したがって、硬質被覆層がかかる構成の（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる被覆超硬工具は、各種の鋼や鋳鉄などの高熱を発生し、切刃部が高温酸化雰囲気に曝される高速切削加工でも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，Ｔａ）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 ＴａＺ ］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 ＴａＺ ］（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、
高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗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
Ｂ最高含有点は、きわめて高い高温硬さを有するが、反面高温強度の著しく低いＢＮ（Ｂ窒化物）にＣｒを含有させて、前記の高い高温硬さを害うことなく高温強度を向上させ、さらにＴａも含有させて、高速切削時に発生する高熱に十分に耐えられる耐熱性を具備せしめたものであり、したがって、Ｃｒの含有割合を示すＸ値がＢとＴａとの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．１５未満では、所望の高温強度向上効果が得られず、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、Ｔａには、上記の通り耐熱性を向上させ、高速切削時の高温酸化雰囲気での酸化による摩耗を抑制する作用があるが、Ｔａの含有割合を示すＺ値がＣｒおよびＢとの合量に占める割合で０．０１未満では所望の耐熱性向上効果が得られず、一方前記Ｚ値が０．１０を越えると高温強度が急激に低下し、切刃部にチッピングが発生し易くなることから、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が、十分な高温強度を具備するものでないため、このＢ最高含有点の高温強度不足を補う目的で、Ｃｒの含有割合が相対的に高く、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の含有割合を示すＹ値がＣｒとＴａとの合量に占める割合で０．０５未満では、所望の高温硬さを確保することができず、Ｂ最高含有点が隣接して存在してもＣｒ最高含有点の摩耗が優先して進行するようになり、一方前記Ｙ値がＣｒとＴａ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Ｔａ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所定距離離れた位置に外周部に沿って装着し、一方側のＡＩＰ装置のカソード電極（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−Ｔａ合金、他方側のＳＰ装置のカソード電極（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−Ｔａ合金を前記回転テーブルを挟んで対向配置し、またＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として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−Ｔａ合金のカソード電極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−Ｔａ合金のカソード電極には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合金およびＣｒ−Ｂ−Ｔａ合金をそれぞれ装着し、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、かついずれも厚さ方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層または（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、比較被覆超硬工具としての比較表面被覆超硬合金製スローアウエイチップ（以下、比較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および比較被覆超硬チップ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・ＳＮＣＭ４３９の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度：２３０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．５ｍｍ、
送り：０．２６ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：２分、
の条件での合金鋼の乾式断続高速切削加工試験（通常の切削速度は１００ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ４５Ｃの丸棒、
切削速度：３２０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２ｍｍ、
送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：５分、
の条件での炭素鋼の乾式連続高速切削加工試験（通常の切削速度は１５０ｍ／ｍｉｎ．）、さらに、
被削材：ＪＩＳ・ＦＣ３００の丸棒、
切削速度：３００ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．５ｍｍ、
送り：０．４ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：４分、
の条件での鋳鉄の乾式連続高速切削加工試験（通常の切削速度は１８０ｍ／ｍｉｎ．）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ＷＣ基超硬合金製の超硬基体（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層または（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、比較被覆超硬工具としての比較表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、比較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および比較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および比較被覆超硬エンドミル１〜３については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・Ｓ５０Ｃの板材、
切削速度：１８０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：６ｍｍ、
径方向切り込み：０．３ｍｍ、
テーブル送り：１０００ｍｍ／分、
の条件での炭素鋼の乾式高速側面切削加工試験（通常の切削速度は１００ｍ／ｍｉｎ．）、本発明被覆超硬エンドミル４〜６および比較被覆超硬エンドミル４〜６については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・ＳＫＤ６０の板材、
切削速度：２６０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：８ｍｍ、
径方向切り込み：０．８ｍｍ、
テーブル送り：１０００ｍｍ／分、
の条件での工具鋼の乾式高速側面切削加工試験（通常の切削速度は１２０ｍ／ｍｉｎ．）、本発明被覆超硬エンドミル７，８および比較被覆超硬エンドミル７，８については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度：３５０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：１５ｍｍ、
径方向切り込み：１．５ｍｍ、
テーブル送り：１２００ｍｍ／分、
の条件での合金鋼の乾式高速側面切削加工試験（通常の切削速度は１２０ｍ／ｍｉｎ．）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層または（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、比較被覆超硬工具としての比較表面被覆超硬合金製ドリル（以下、比較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および比較被覆超硬ドリル１〜８のうち、本発明被覆超硬ドリル１〜３および比較被覆超硬ドリル１〜３については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・Ｓ４５Ｃの板材、
切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ：８ｍｍ．、
の条件での炭素鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は４０ｍ／ｍｉｎ．）、本発明被覆超硬ドリル４〜６および比較被覆超硬ドリル４〜６については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・ＦＣ３００の板材、
切削速度：１８０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．４ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ：１５ｍｍ．、
の条件での鋳鉄の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は６０ｍ／ｍｉｎ．）、本発明被覆超硬ドリル７，８および比較被覆超硬ドリル７，８については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・ＳＣＭ４２０の板材、
切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ。、
穴深さ：２０ｍｍ．、
の条件での合金鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は６０ｍ／ｍｉｎ．）、をそれぞれ行い、いずれの湿式高速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、並びに比較被覆超硬工具としての比較被覆超硬チップ１〜１６、比較被覆超硬エンドミル１〜８、および比較被覆超硬ドリル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Ｔａ成分の含有量を透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散Ｘ線分析法により測定したところ、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（５ヶ所の平均値）も目標層厚と実質的に同じ値を示した。
一方前記比較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（５ヶ所の平均値）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、厚さ方向に、きわめて高い高温硬さを有するＢ最高含有点とすぐれた高温強度を有するＣｒ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、この成分濃度分布構造によって層全体に亘ってきわめて高い高温硬さとすぐれた高温強度を有するようになり、さらにＴａによりすぐれた耐熱性も具備する硬質被覆層を形成してなる本発明被覆超硬工具は、いずれも各種の鋼や鋳鉄の高熱発生を伴なう高速切削加工で、すぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層がいずれも厚さ方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層または（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる比較被覆超硬工具においては、高熱発生を伴なう高速切削加工では、前記硬質被覆層の高温硬さ不足が原因で、いずれも摩耗進行が速く、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、特に高熱発生を伴なう高速切削加工でも、すぐれた耐摩耗性を示し、長期に亘ってすぐれた切削性能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の形成に用いた蒸着装置を示し、（ａ）は概略平面図、（ｂ）は概略正面図である。
【図２】通常の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硬さを有し、かつすぐれた高温強度も具備し、したがって各種の鋼や鋳鉄などの高熱発生を伴なう高速切削加工で、切刃部に摩耗促進の原因となる偏摩耗の発生なく、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超硬基体の表面に、
組成式：［Ｃｒ1- Y ＢY ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｙは０．０５〜０．４０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窒素ガスを導入して、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２００１−３２８００９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にあるが、上記の硬質被覆層が（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる従来被覆超硬工具においては、これを通常の切削加工条件で用いた場合には問題はないが、これを高い発熱を伴なう高速切削条件で用いた場合には、硬質被覆層の高温硬さ不足が原因で摩耗進行が一段と促進し、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、特に高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗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）上記の図２に示されるアークイオンプレーティング装置を用いて形成された従来被覆超硬工具の硬質被覆層を構成する（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層は、層厚全体に亘って均質な高温強度と高温硬さを有するが、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アークイオンプレーティング装置（以下、ＡＩＰ装置と略記する）とスパッタリング装置（以下、ＳＰ装置と略記する）が共存する蒸着装置、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Ｂ含有量が上記の従来（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層の形成にカソード電極（蒸発源）として用いられているＣｒ−Ｂ合金と同じＣｒ−Ｂ−Ｔａ合金を、通電性を有するので上記ＡＩＰ装置に、他方側に相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｔａ合金を、通電性が小さいので上記ＳＰ装置に、それぞれカソード電極（蒸発源）として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所定距離離れた位置に外周部に沿って複数の超硬基体をリング状に装着し、この状態で装置内の反応雰囲気を例えば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ＳＰ装置の相対的にＢ含有量の高いＢ−Ｃｒ−Ｔａ合金からは、前記混合ガス雰囲気中のＡｒイオンでＢ−Ｃｒ−Ｔａイオンをスパッタさせ、同時に前記のＡＩＰ装置の相対的にＣｒ含有量の高いＣｒ−Ｂ−Ｔａ合金のカソード電極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−Ｔａ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Ｔａの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎで示す］層を形成すると、この結果の（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）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−Ｔａ合金のカソード電極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−Ｔａ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，Ｔａ）Ｎ層において、例えば対向配置の上記Ｂ−Ｃｒ−Ｔａ合金およびＣｒ−Ｂ−Ｔａ合金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 ＴａＺ ］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 ＴａＺ ］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，Ｔａ）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、相対的に高い高温強度、すなわち上記従来（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層のもつ高温強度と同等の高温強度が確保され、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し、かつＴａの作用で層自体の耐熱性が一段と向上するようになり、したがって、硬質被覆層がかかる構成の（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる被覆超硬工具は、各種の鋼や鋳鉄などの高熱を発生し、切刃部が高温酸化雰囲気に曝される高速切削加工でも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，Ｔａ）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 ＴａＺ ］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 ＴａＺ ］（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、
高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗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
Ｂ最高含有点は、きわめて高い高温硬さを有するが、反面高温強度の著しく低いＢＮ（Ｂ窒化物）にＣｒを含有させて、前記の高い高温硬さを害うことなく高温強度を向上させ、さらにＴａも含有させて、高速切削時に発生する高熱に十分に耐えられる耐熱性を具備せしめたものであり、したがって、Ｃｒの含有割合を示すＸ値がＢとＴａとの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．１５未満では、所望の高温強度向上効果が得られず、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、Ｔａには、上記の通り耐熱性を向上させ、高速切削時の高温酸化雰囲気での酸化による摩耗を抑制する作用があるが、Ｔａの含有割合を示すＺ値がＣｒおよびＢとの合量に占める割合で０．０１未満では所望の耐熱性向上効果が得られず、一方前記Ｚ値が０．１０を越えると高温強度が急激に低下し、切刃部にチッピングが発生し易くなることから、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が、十分な高温強度を具備するものでないため、このＢ最高含有点の高温強度不足を補う目的で、Ｃｒの含有割合が相対的に高く、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の含有割合を示すＹ値がＣｒとＴａとの合量に占める割合で０．０５未満では、所望の高温硬さを確保することができず、Ｂ最高含有点が隣接して存在してもＣｒ最高含有点の摩耗が優先して進行するようになり、一方前記Ｙ値がＣｒとＴａ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Ｔａ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所定距離離れた位置に外周部に沿って装着し、一方側のＡＩＰ装置のカソード電極（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−Ｔａ合金、他方側のＳＰ装置のカソード電極（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−Ｔａ合金を前記回転テーブルを挟んで対向配置し、またＡＩＰ装置のカソード電極（蒸発源）として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−Ｔａ合金のカソード電極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−Ｔａ合金のカソード電極には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合金およびＣｒ−Ｂ−Ｔａ合金をそれぞれ装着し、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、かついずれも厚さ方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層または（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、比較被覆超硬工具としての比較表面被覆超硬合金製スローアウエイチップ（以下、比較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および比較被覆超硬チップ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・ＳＮＣＭ４３９の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度：２３０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．５ｍｍ、
送り：０．２６ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：２分、
の条件での合金鋼の乾式断続高速切削加工試験（通常の切削速度は１００ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ４５Ｃの丸棒、
切削速度：３２０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２ｍｍ、
送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：５分、
の条件での炭素鋼の乾式連続高速切削加工試験（通常の切削速度は１５０ｍ／ｍｉｎ．）、さらに、
被削材：ＪＩＳ・ＦＣ３００の丸棒、
切削速度：３００ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：２．５ｍｍ、
送り：０．４ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間：４分、
の条件での鋳鉄の乾式連続高速切削加工試験（通常の切削速度は１８０ｍ／ｍｉｎ．）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ＷＣ基超硬合金製の超硬基体（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層または（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、比較被覆超硬工具としての比較表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、比較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および比較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および比較被覆超硬エンドミル１〜３については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・Ｓ５０Ｃの板材、
切削速度：１８０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：６ｍｍ、
径方向切り込み：０．３ｍｍ、
テーブル送り：１０００ｍｍ／分、
の条件での炭素鋼の乾式高速側面切削加工試験（通常の切削速度は１００ｍ／ｍｉｎ．）、本発明被覆超硬エンドミル４〜６および比較被覆超硬エンドミル４〜６については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・ＳＫＤ６０の板材、
切削速度：２６０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：８ｍｍ、
径方向切り込み：０．８ｍｍ、
テーブル送り：１０００ｍｍ／分、
の条件での工具鋼の乾式高速側面切削加工試験（通常の切削速度は１２０ｍ／ｍｉｎ．）、本発明被覆超硬エンドミル７，８および比較被覆超硬エンドミル７，８については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度：３５０ｍ／ｍｉｎ．、
軸方向切り込み：１５ｍｍ、
径方向切り込み：１．５ｍｍ、
テーブル送り：１２００ｍｍ／分、
の条件での合金鋼の乾式高速側面切削加工試験（通常の切削速度は１２０ｍ／ｍｉｎ．）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層または（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、比較被覆超硬工具としての比較表面被覆超硬合金製ドリル（以下、比較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および比較被覆超硬ドリル１〜８のうち、本発明被覆超硬ドリル１〜３および比較被覆超硬ドリル１〜３については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・Ｓ４５Ｃの板材、
切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ：８ｍｍ．、
の条件での炭素鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は４０ｍ／ｍｉｎ．）、本発明被覆超硬ドリル４〜６および比較被覆超硬ドリル４〜６については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・ＦＣ３００の板材、
切削速度：１８０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．４ｍｍ／ｒｅｖ．、
穴深さ：１５ｍｍ．、
の条件での鋳鉄の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は６０ｍ／ｍｉｎ．）、本発明被覆超硬ドリル７，８および比較被覆超硬ドリル７，８については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法をもったＪＩＳ・ＳＣＭ４２０の板材、
切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ．、
送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ。、
穴深さ：２０ｍｍ．、
の条件での合金鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は６０ｍ／ｍｉｎ．）、をそれぞれ行い、いずれの湿式高速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、並びに比較被覆超硬工具としての比較被覆超硬チップ１〜１６、比較被覆超硬エンドミル１〜８、および比較被覆超硬ドリル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Ｔａ成分の含有量を透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散Ｘ線分析法により測定したところ、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（５ヶ所の平均値）も目標層厚と実質的に同じ値を示した。
一方前記比較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（５ヶ所の平均値）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、厚さ方向に、きわめて高い高温硬さを有するＢ最高含有点とすぐれた高温強度を有するＣｒ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、この成分濃度分布構造によって層全体に亘ってきわめて高い高温硬さとすぐれた高温強度を有するようになり、さらにＴａによりすぐれた耐熱性も具備する硬質被覆層を形成してなる本発明被覆超硬工具は、いずれも各種の鋼や鋳鉄の高熱発生を伴なう高速切削加工で、すぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層がいずれも厚さ方向に沿って実質的に組成変化のない（Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層または（Ｃｒ，Ｂ，Ｔａ）Ｎ層からなる比較被覆超硬工具においては、高熱発生を伴なう高速切削加工では、前記硬質被覆層の高温硬さ不足が原因で、いずれも摩耗進行が速く、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、特に高熱発生を伴なう高速切削加工でも、すぐれた耐摩耗性を示し、長期に亘ってすぐれた切削性能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の形成に用いた蒸着装置を示し、（ａ）は概略平面図、（ｂ）は概略正面図である。
【図２】通常の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または炭窒化チタン系サーメットからなる超硬基体の表面に、Ｃｒ（クロム）とＢ（ボロン）とＴａ（タンタル）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 ＴａＺ ］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 ＴａＺ ］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、
を特徴とする高速切削加工で硬質被覆層が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。
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