JP4528786B2 - 高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体及びｃＢＮ焼結体切削工具およびこれを用いた切削加工方法 - Google Patents

Description

本発明は、焼入れ鋼やＦＣＤ鋳鉄、及びＡＤＩ鋳鉄などの鉄系材料の高硬度難削材切削の高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体に関し、切削中の刃先温度熱を抑制することによって、切削工具による切削面への加工変質層の生成を抑制し、圧縮応力の残留が促進され、もって切削工具の疲労寿命を向上し、切削工具の長寿命化を達成する。

例えばｃＢＮ焼結体工具は、従来の超硬工具などの工具材料と比較し、ｃＢＮ焼結体の化学的安定性や硬度の高さに起因する高能率で長寿命を達成できる材料的な高性能特性と、また切削工具などの塑性加工工具としての研削工具を大きく凌ぐ優れたフレキシビリティーや高環境性が評価され、鉄系難加工性材料の加工において従来工具を置換してきた。

ｃＢＮ焼結体材種は、２つに分類され、１つは特許文献１に記載されているようにｃＢＮ含有率が高く、ｃＢＮ同士が結合し、残部がＣｏやＡｌを主成分とする結合材からなるものや、特許文献２のような、極力ｃＢＮ以外の成分を含有しない焼結体（以降、高ｃＢＮ含有率焼結体と略す）であり、もう１つは、特許文献３に記載されているようにｃＢＮ含有率が比較的低く、ｃＢＮ同士の接触率が低く、鉄との親和性の低いＴｉの窒化物（ＴｉＮ）や炭化物（ＴｉＣ）からなるセラミックスを介して結合されているもの（以降、低ｃＢＮ含有率焼結体と略す）である。

前者の高ｃＢＮ含有率焼結体は、切り屑が分断され、切り屑でのせん断熱の発生し難い用途では、ｃＢＮの優れた機械特性（高硬度、高強度、高靭性）と高熱伝導性により、抜群の安定性と長寿命を達成し、硬質粒子との擦れによる機械的な摩耗や損傷や、高速断続切削による熱衝撃による損傷が支配的な、鉄系焼結部品やねずみ鋳鉄の切削加工に適している。
しかしながら、連続した切り屑により発生する多量のせん断熱により刃先が高温に曝される鋼や焼入れ鋼などの加工では、ｃＢＮ成分が鉄との熱的な摩耗により、従来の超硬工具やセラミックス工具よりも急速に摩耗が発達するため短寿命となる。

一方後者の低ｃＢＮ含有率焼結体は、ｃＢＮよりも、高温下での鉄との親和性の低いＴｉＮやＴｉＣセラミックスからなる結合材の働きにより、優れた耐摩耗性を発揮し、特に、従来の超硬工具やセラミックス工具では実用加工ができなかった焼入れ鋼加工において、従来工具の１０倍〜数十倍の工具寿命を達成できる切削工具として、研削加工を積極的に置換してきた。

近年では、工作機械の高剛性化や低ｃＢＮ含有率焼結体材種のｃＢＮとＴｉ系結合材の割合を調整することにより、例えば、浸炭焼入れなどのいわゆる焼入れ処理により表面硬度をＨｖ４．５ＧＰａ〜８．０ＧＰａ（ＨＲｃ４５〜ＨＲｃ６４）に高めた鋼であるＳＣＭ４２０，ＳＣＲ４２０，Ｓ５０ＣやＳＵＪ２に代表される焼入れ鋼や、ＨＢ２００以上に硬度を高めたＦＣＤ６００のようなＦＣＤ（ダクタイル）鋳鉄やＡＤＩ１０００のようなＡＤＩ（オーステンパード）鋳鉄などの鉄系難削材からなる自動車のトランスンミッションやエンジン部品の切削加工のように、十点平均粗さ（以降Ｒｚと略す）で３．２μｍ〜６．３μｍの要求精度である加工用途においても研削加工の代わりにｃＢＮ焼結体工具が適用されつつある。

更に最近では、Ｒｚ０．４μｍ〜３．２μｍの高精度の表面粗さが必要とされる摺動面や転動面などでは、加工部位に十分な疲労強度を有する高品位表面が必要とされる最終仕上げ工程や、もしくはその後の研削加工と比べて加工代の少ないホーニング加工ホーニングなどの５〜１０μｍ以下の極微小の加工代での仕上げ加工のみで高品位表面が得られる中仕上げ加工用途においても、加工能率やフレキシビリティーの観点で制約のある研削加工にとって代わり、低ｃＢＮ含有率焼結体からなる切削工具の適用が検討され始めている。

しかしながら、焼入れ鋼やＦＣＤやＡＤＩなどの高強度鋳鉄加工において工業的にｃＢＮ焼結体切削工具を適用する価値があると判断される、切削速度Ｖ＝１００ｍ／ｍｉｎ、切り込み量ｄ＝０．１５ｍｍ、送り量ｆ＝０．０８ｍｍ／ｒｅｖ．（単位時間当たりの切り屑除去体積量Ｗが１，２００ｍｍ^３／ｍｉｎ）以上の加工能率で、焼入れ鋼切削を行うと、１〜２０μｍの厚みからなる加工変質層が加工部品表面に形成される場合がある。この加工変質層の生成量に関する許容範囲については、加工部品が最終製品となった際に付加されることが想定される種々の応力環境に応じて必要とされる疲労寿命特性に応じて規定されている。

具体的には、コロやボールの転道面となる、ユニバーサルジョイントやベアリングのレース面の切削加工用途では、前記加工変質層が数μｍ程度まであれば、この加工変質層が焼入れされた硬度以上の高硬度保護膜として作用することもあるが、高応力が付加される用途向けのベアリングのレース面での加工変質層が１０μｍを超えるような場合には、嵌めあわせ面の摩耗やフレーキングやピーリングなどの損傷を加速し、疲労寿命を低下させることが懸念されるために、工業的には数十μｍの加工代を、別工程の研削加工で時間を掛けて除去する加工工程が適用されている。
焼き後切削の際に発生する加工変質層は、高能率条件で加工すればするほど生成量が増加することが分かっているが、しかしながら、詳細な加工変質層の生成条件や加工変質層自体の特性については明確でなかった。

そこで、焼入れ鋼切削において、市販のｃＢＮ焼結体工具を用いた種々の切削条件評価を行い、加工変質層の生成調査と分析を行ったところ、焼入れ鋼切削における加工変質層は、マルテンサイトを主成分とし、残留オーステナイト、ベイナイトや酸化鉄、及び極少量の窒化鉄などの混相からなり、Ｈｖ９ＧＰａ〜１０ＧＰａ程度の高硬度と、本来圧縮応力が残留しているはずの焼入れ鋼表面の残留応力と異なり引張り応力を有する傾向があり、加工変質層が１０μｍを超えると、終にはほとんどの場合加工面に引張り応力が残留することが分かった。

前記の加工変質層は、高能率条件で加工した場合や、切削工具の逃げ面摩耗量が発達した場合に生成量が顕著であることから、焼入れ鋼特有の連続した切り屑のせん断熱と摩擦熱、及び加工部品の加工面と工具逃げ面との摩擦熱による切削時の発熱により、焼入れ処理で加工部品表面に生成されたマルテンサイトが、オーステナイトに相変態し、酸素、窒素、及び水蒸気を含んだ大気中での、切削後の急冷により、酸化相や窒化相などを含んだマルテンサイトを主体とする混相が形成される。したがって、刃先が加工面を通過する際に、少なくとも共析鋼のオーステナイト変態温度である７２７℃以上の高温に曝されるため、この際の熱応力により加工物の際表面で選択的な塑性変形が生じ、加工面の圧縮残留応力を相殺するメカニズムにより、加工変質相の生成が５μｍを超えるような高温に加工面が曝される場合には、引張り応力が加工面に残留し、この引張り応力が、加工部品の用途によっては、疲労強度を低下させる場合があるという仮説を得るに至った。

更に、問題解決のための工具側の要求特性を明確にすべく、ＴｉＣ−Ａｌ_２Ｏ_３系セラミックスやｃＢＮ焼結体工具を用いて、同じ刃先形状、同切削条件で、かつ同じ逃げ面摩耗量の時点での加工変質層の生成形態の差異について、Ｈｖ７ＧＰａの硬度に焼入れされたＳＵＪ２製のテストピースを用いて切削評価を実施したところ、同じ逃げ面摩耗量の時点にもかかわらず、ｃＢＮ焼結体工具では、セラミックス工具と比較し、加工変質層が生成しにくく、生成したとしても加工変質層の厚みがセラミックス工具の２／３以下であることが判明したが、ｃＢＮ焼結体工具を用いても、加工変質層が１０μｍを超えると、ほとんどの場合、残留応力が圧縮から引張りへと変化することがわかった。

前記の残留応力生成のメカニズムに関する仮説から、ｃＢＮ焼結体工具の方が切削時の刃先温度が低くなっている影響であることが推定された。より明確にするため、逃げ面摩耗量に差異のない、切削初期の段階で、工具材料や工具表面の状態の影響を受けずに、微小領域の温度測定が可能である２色温度計を用いて、切削時の工具刃先の温度を測定したところ、ｃＢＮ焼結体工具では、セラミックス工具の５０％〜８０％の切削温度であることが判明し、ｃＢＮ焼結体工具を用いた焼入れ鋼切削における加工変質層発生メカニズムに関する前記仮説を支持する結果が得られた。

前記の調査結果より、焼入れ鋼切削における加工部品の疲労寿命を向上させるためには、工具の刃先温度の低温化が必要であり、最も簡単な解決の手段は、低加工能率化による切削時の発熱量の抑制が有効であった。しかしながら、市販の焼入れ鋼切削用のＴｉＮやＴｉＣからなるセラミックス結合材を用いたｃＢＮ焼結体工具で、切削条件を種々検討したところ、クーラントの有無にかかわらず、切削速度Ｖ＝７０ｍ／ｍｉｎ、切り込みｄ＝０．１５ｍｍ、送り量ｆ＝０．０７ｍｍ／ｒｅｖ．（単位時間当たりの切り屑除去体積量Ｗが７３５ｍｍ^３／ｍｉｎ）の加工能率以上であると、一般に焼入れ鋼切削の際の寸法精度の観点から寿命と判断される逃げ面摩耗量ＶＢの値であるＶＢ＝０．２ｍｍの半分のＶＢ＝０．１ｍｍの時点でも、加工部品と工具刃先の擦過の際の摩擦熱に起因する更なる温度上昇により、１０μｍ程度の厚みの加工変質層が発生、残留応力も引張り応力となり、ｃＢＮ焼結体工具による焼入れ鋼切削の際の大きなメリットの一つである高能率加工が不可能となってしまう。

そこで、ｃＢＮ焼結体工具を用いた焼入れ鋼切削における一般的な加工能率である、ｃＢＮ焼結体チップ１個の単位時間当たりの切り屑除去体積量Ｗが１，２００ｍｍ^３／ｍｉｎ以上の加工能率を維持した上で、引張り応力の残留を抑える方法を開発する必要があった。

特公昭５２−４３４８６号公報 特開平１０−１５８０６５号公報 特開昭５３−７７８１１号公報 特開平０８−１１９７７４号公報

焼入れ鋼やＦＣＤ鋳鉄、及びＡＤＩ鋳鉄などの鉄系材料の高硬度難削材切削の高能率切削おいて、従来のｃＢＮ焼結体工具と比較し、被削材の加工面に形成される加工変質層の生成抑制、及び圧縮応力の残留を促進することにより、加工部品の疲労寿命の向上を達成し、かつ工具寿命も長寿命であることを特徴とする高品位な加工面性状を得るための高ｃＢＮ含有率焼結体を提供することを目的とする。

加工能率を低下させずに、工具刃先温度を低下させる方法として、ｉ）切り屑のせん断と摩擦熱による切削時の発熱を効率よく刃先部位から他の部位へ放熱すること、もしくは、ｉｉ）切削時の発熱自体を抑制する方策を種々検討した。

前記のＴｉＣ−Ａｌ_２Ｏ_３セラミックス工具と、ｃＢＮ焼結体工具において、切削条件が同じでも、刃先温度が異なることに着目し、種々の分析の結果、ｃＢＮ焼結体工具では、工具の熱伝導率が向上していること、及び切削時の高温下でｃＢＮ中のＢ原子が酸素と反応して、潤滑性に優れるＢ_２Ｏ_３相が刃先表面部に形成されていることが確認され、切り屑や加工部品との摩擦熱が低減され工具刃先での発熱が低減されていることが示唆される結果を得た。
そこで、まずは、従来のｃＢＮ焼結体工具よりも、熱伝導率、及び潤滑性に優れる専用組成からなるｃＢＮ焼結体を、切削部での発熱を効率よく工具（チップ）内部に放熱する構造を有するｃＢＮ焼結体工具を発明した。

すなわち、本発明は以下の構成を採用する。
（１）体積％で、８７％以上９９％以下のｃＢＮ成分を有し、かつ熱伝導率が１００Ｗ／ｍ・Ｋ以上のｃＢＮ焼結体であり、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が１．１０以上１．１７以下であり、さらに結合材成分として、Ｃｏ化合物、Ａｌ化合物、Ｗ化合物及び酸素化合物から選択される少なくとも１種及び炭素とを含有するｃＢＮ焼結体の最表面が、４ａ，５ａ，６ａ族元素及びＡｌの中から選択される少なくとも１種以上の元素と、Ｃ，Ｎ，Ｏの中から選択される少なくとも１種以上の元素の化合物からなる０．５μｍ〜１２μｍの厚みを有する耐熱膜で被覆されたことを特徴とする高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体である。

（２）前記ｃＢＮ焼結体が、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ粒子の平均粒径が１．０μｍ以上６．０μｍ以下であり、該ｃＢＮ成分中にＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇの中から選択される少なくとも１種以上の元素、炭素、及び酸素が含有され、該ｃＢＮ成分に対する前記Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ及び炭素の和が、重量％で０．０２％以上０．２０％以下であり、該ｃＢＮ成分に対する酸素量が重量％で０．１７％以下である高純度ｃＢＮ成分からなり、１３０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする上記（１）に記載の高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体である。

（３）前記耐熱膜が、３０Ｗ／ｍ・Ｋ以上４５Ｗ／ｍ・Ｋ以下の熱伝導率を有することを特徴とする上記（１）又は（２）に記載の高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体である。

（４）上記（１）〜（３）のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体が、直接、または、ｃＢＮ焼結体と一体焼結された超硬合金製バックメタルを介して、超硬合金、サーメット、セラミックス、もしくは鉄系材料からなる基材にロー付け接合されているｃＢＮ焼結体切削工具であり、該バックメタル及びロー付け部が８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とするｃＢＮ焼結体切削工具である。

（５）前記ロー材部が、ＴｉとＺｒから選択される少なくとも１種以上と、Ａｇ，Ｃｕ，Ａｕ，Ｎｉの中から選択される１種以上とを含有し、２２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有し、該ロー材部の厚みが０．０２ｍｍ以上０．２０ｍｍ以下であり、かつロー材部内に０．５ｍｍを超える長径を有する空孔を含まないことを特徴とする上記（４）に記載のｃＢＮ焼結体切削工具である。

（６）前記ロー材部が、平均粒径５〜１５０μｍ以下のｃＢＮ粒子ないしはダイヤモンド粒子を体積で５％〜４０％含有し、２８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする上記（４）又は（５）に記載のｃＢＮ焼結体切削工具である。

（７）前記ｃＢＮ焼結体切削工具の切削に関与する部位において、ノーズＲ、切り込みｄ、送り量ｆ、横すくい角αｂ、切刃傾き角αｓ、としたときに、切削断面積Ｑ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓαｂ）で定義される切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域の前記耐熱膜が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体が直接接触していることを特徴とする上記（４）〜（６）のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具である。

（８）前記ｃＢＮ焼結体切削工具の工具逃げ面の切削に関与する部位において、上記（７）において定義された切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体が直接接触していることを特徴とする上記（７）に記載のｃＢＮ焼結体切削工具である。

（９）切削速度Ｖが４０ｍ／ｍｉｎ以上７０ｍ／ｍｉｎ以下、切り込み量が０．０５ｍｍ以上０．３０ｍｍ以下、送り量ｆが０．１６ｍｍ／ｒｅｖ．以上０．２０ｍｍ／ｒｅｖ．以下で、３００ｃｃ／ｍｉｎ以上の水溶性切削液を刃先に掛けながらＨＲｃ４５以上の焼入れ鋼を、上記（４）〜（８）のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具を使用して連続切削することを特徴とする被削材を高品位表面性状に加工する切削加工方法である。

（１０）切削速度Ｖが４０ｍ／ｍｉｎ以上７０ｍ／ｍｉｎ以下、切り込み量が０．０５ｍｍ以上０．３０ｍｍ以下、送り量ｆが０．１６ｍｍ／ｒｅｖ．以上０．２０ｍｍ／ｒｅｖ．以下で、１ｃｃ／時間以上３００ｃｃ／時間未満のオイルミストを刃先に掛けながらＨＲｃ４５以上の焼入れ鋼を、上記（４）〜（８）のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具を使用して連続切削することを特徴とする被削材を高品位表面性状に加工する切削加工方法である。

前記ｉ）の具体的な方策として、まずはｃＢＮ焼結体自体の熱伝導率を向上させるために、高々数十Ｗ／ｍ・Ｋ程度の熱伝導率であるＴｉＮ、ＴｉＣやＷ化合物、Ｃｏ化合物、Ａｌ化合物などの結合材よりも、地球上でダイヤモンドに次ぐ１，０００Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するｃＢＮ粉末の含有率を高め、残部の結合材についても、結合材での熱抵抗を極力減少させる本発明をｃＢＮ焼結体に適用した。
また、前記ｃＢＮ焼結体による高熱伝導特性による刃先での切削熱の停滞による高温化の抑制を促進すべく、ｃＢＮ焼結体周辺を構成する超硬合金やロー材部材質についても、それぞれ８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上、及び２２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有する材料等を配置することによって、切削時の刃先温度の低下をより確実に達成できる。

更に、前記ｉｉ）の具体的な方策として、前記の潤滑作用を有するＢ_２Ｏ_３相の供給源となるｃＢＮの含有率を高めることと、及び、均質に適量のＢ_２Ｏ_３相を生成させるべく、焼結体の耐摩耗性や耐欠損性を低下させるような、例えば鉄との反応性に富むＴｉＢ_２や、Ｃｏ_２Ｂ、ＣｏＷＢ化合物などとして添加するのではなく、ｃＢＮ原料粉のストイキオメトリーを見直し、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が１．１０以上１．１７以下となるような組成のｃＢＮ粒子を本発明のｃＢＮ焼結体に適用することが、より望ましい。

ｃＢＮ粒子のストイキオメトリーを本発明の範囲に変更する手法としては、焼結カプセルの内のｃＢＮ粒子と結合材粉末の混合粉末をＴｉカプセルで包囲し、原料粉末部を真空雰囲気とし、ｃＢＮが安定な圧力温度領域で、かつｃＢＮ粒子と結合材の間に窒素が抜け易いように間隙を埋め尽くさない圧力である３．５〜４．０ＧＰａで、温度を１，１００〜１，４００℃で加熱することにより、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が１．１０以上１．１７以下となるような組成のｃＢＮ粒子を得ることができる。

また、Ｒｚ０．４μｍ〜３．２μｍの要求精度を必要とする焼入れ鋼の切削加工用途においては、ａ）工具逃げ面に筋状の摩耗が発生することによる加工物表面に転写される送りマークの山谷の段差と、ｂ）工具の逃げ面摩耗量の増加に起因するうねり成分の発達により、加工面の表面粗さが悪化する。
ａ）の筋状摩耗の発達は、焼入れ鋼との刃先逃げ面の擦過方向と一致しており、擦過時に高応力がｃＢＮ粒子や結合材粒子に付加され、この高応力により脱落、破砕が生じながら機械的に摩耗が発達するためと推定されている。

実際に、従来の技術では、前記ａ）の送りマークの山谷の段差の低減のためにＶ＝１５０ｍ／ｍｉｎ以上の高速条件で、刃先での発熱量を増加させ、加工物や切り屑を軟化させながら加工することにより、前記の面粗度の悪化を抑制することがしばしば行われている。その際には、高速条件化の際の発熱による熱的な要因に起因する逃げ面摩耗が発生しやすくなるデメリットを、ｃＢＮ含有率を体積で４０〜６０％とし、ｃＢＮよりも、高温下での鉄との親和性の低いＴｉＮやＴｉＣセラミックスからなる結合材の割合が多いため熱的な摩耗に対して強い、熱伝導率特性としては高々５０Ｗ／ｍ・Ｋ程度のｃＢＮ焼結体材料を適用するのが同業者での常識であった。すなわち、高速条件化による面粗度の改善方法では、本発明の課題である工具刃先部での発熱の抑制による引張り応力の残留防止は原理的に困難であった。

一方、体積で、６５％以上９９％以下のｃＢＮ成分を有し、結合材成分として、Ｃｏ化合物、Ａｌ化合物を有している特許文献１に記載されている従来のｃＢＮ焼結体は、７０〜９０Ｗ／ｍ・Ｋの高熱伝導率を有しているが、このｃＢＮ焼結体を超硬合金製の台金にロー付けしたｃＢＮ焼結体工具を用いて、Ｖ＝７０ｍ／ｍｉｎ以下の低速条件で用いて焼入れ鋼切削を行った場合でも、切削を開始してから数分の切削初期で、欠損はないものの、数百μｍの逃げ面摩耗が発達により、切削加工が不可能となった。この従来のｃＢＮ焼結体に特許文献４に開示されているようなＴｉＡｌＮ膜を被覆したｃＢＮ焼結体工具では、若干逃げ面摩耗は抑制されるが、逆に、ＴｉＡｌＮ膜による断熱作用との相殺作用により、加工変質層の生成量は、改善されていなかった。

本発明では、従来の構成では、刃先温度の上昇により、ｃＢＮ焼結体の熱的な摩耗が不可避であった、体積で、８７％以上９９％以下のｃＢＮ成分を有するｃＢＮ焼結体でも、前記のように高熱伝導率、高潤滑性を有するｃＢＮ焼結体を高熱伝導性基材で保持することによって、刃先の温度上昇を低下させることができる。また、従来のｃＢＮ焼結体工具では、良好な面粗度の得られにくかった低速条件でも、高ｃＢＮ含有率に起因する高強度特性を生かして、単位時間当たりの切り屑除去体積量Ｗが１，２００ｍｍ^３／ｍｉｎ以上の加工能率でのＲｚ０．４μｍ〜３．２μｍの要求精度を必要とする、焼入れ鋼の切削加工用途においても、引張り応力の残留を防止しながら、従来の焼入れ鋼切削用ｃＢＮ焼結体工具を高速条件化で適用した場合と同等の寿命を達成することができる。

本発明のｃＢＮ焼結体からなる切削工具を用いてＨｖ４．５ＧＰａ以上の硬度を有する焼入れ鋼部品の切削する用途において、切削中の刃先温度熱が抑制されるために、加工部品の切削面への加工変質層の生成抑制、及び圧縮応力の残留が促進されるため、加工部品の疲労寿命が向上し、かつ切削工具の寿命も大幅に改善される。

図１に示すように、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具１０は、前記の高熱伝導率ｃＢＮ焼結体１からなる工具最表面に、０．５μｍ〜１２μｍの厚みを有する、ＴｉＡｌＮやＣｒＡｌＮなどに代表される耐熱膜２を被覆することにより、低熱伝導率材料のセラミックスの弱点である刃先温度上昇による引張り応力の残留を抑制しつつ、耐摩耗性、すなわち工具寿命を大幅に向上させることが可能となる。
また、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具１０は、前記ｃＢＮ焼結体１が直接ロー材部４を介して、または、ｃＢＮ焼結体１と一体焼結された超硬合金製バックメタル１３とロー材部４を介して超硬合金、サーメット、セラミックス、もしくは鉄系材料からなる基材３に接合される構造を有する。

更に、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具１０を、Ｖ＝４０ｍ／ｍｉｎ以上７０ｍ／ｍｉｎ以下の切削条件で適用することにより、単位時間当たりの切り屑除去体積量Ｗが１，２００ｍｍ^３／ｍｉｎ以上の加工能率でのＲｚ０．４μｍ〜３．２μｍの要求精度を必要とする焼入れ鋼の切削加工用途においても、引張り応力の残留を防止しながら、従来の焼入れ鋼切削用ｃＢＮ焼結体工具を高速条件化で適用した場合と同等の寿命を達成することができる。Ｖ＝４０ｍ／ｍｉｎ以上７０ｍ／ｍｉｎ以下の切削条件では、切削温度が低下し、加工変質層が生成しにくいというメリットがあるものの、逆に切削時に加工物の軟化が不十分であるため切削抵抗が高く、機械的な摩耗、チッピングの発生により、Ｖ＝１００ｍ／ｍｉｎを超える高速条件で適用した場合と異なり、面粗度の悪化や欠損による工具の短寿命化が、不可避となる。従って、ＴｉＮやＴｉＣからなるセラミックス結合材からなる低ｃＢＮ含有率焼結体に前記耐熱膜を被覆したｃＢＮ焼結体切削工具で切削を行っても、本発明のｃＢＮ焼結体よりも、強度や靭性が低いため、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具のように良好な面粗度を維持しながら、安定した長寿命加工は難しい。

ｃＢＮの含有率が高いｃＢＮ焼結体工具は、上述の如く、強度や靭性に優れるため、本発明の耐熱膜が密着力良く被覆できれば、ｃＢＮ焼結体中のｃＢＮ含有率が高ければ高いほど高性能化が期待できるが、実際には体積で９９％を超えるｃＢＮ焼結体は、半導体であるｃＢＮ粒子に対して、電気伝導体である結合材の割合が少ないため、アークイオンプレーティングＰＶＤで成膜される耐熱膜との密着力が焼き後切削に耐え得るほど十分ではなく、適切ではない。

本発明の耐熱膜２は、Ａｌ量を膜組成のＣ，Ｎ，Ｏ以外の成分に対して、０〜１０ａｔ％とすることにより、１８Ｗ／ｍ・Ｋ以上熱伝導率が得られて、刃先温度がより低温となるため望ましい。更に、ＴｉＡｌＶＮの組成で、Ａｌ量が膜組成のＣ，Ｎ，Ｏ以外の成分に対して、０〜１０ａｔ％，Ｖ量が０〜１０ａｔ％であるコーティング膜は、潤滑性に優れ、より望ましい。
また、ＴｉＡｌＭＮ（Ｍ＝Ｃ，Ｏ，Ｓｉ，Ｖなど）の組成で、Ａｌ量が膜組成のＣ，Ｎ，Ｏ以外の成分に対して、０〜１０ａｔ％、Ｍの含有量が１２〜２０ａｔ％であるコーティング膜は、熱伝導率が５０Ｗ／ｍ・Ｋ以下となり、切削熱の過度の工具刃先への流入を抑制できるので、工具の摩耗量が抑制され、加工面の表面性状も向上する。

より望ましい形態としては、図２に示す工具の切削に関与する部位において、ノーズＲ、切り込みｄ、送り量ｆ、横すくい角αｂ、切刃傾き角αｓ、としたときに、切削断面積Ｑ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^−１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓαｂ）で定義される切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域の前記耐熱膜が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体が直接接触している工具は、刃先の放熱性に優れ、かつ耐熱膜に工具摩耗の進展も抑制されるので、特に優れた表面性状を切削初期から維持したままで、長寿命を達成できる。

市販の平均粒径２．５μｍのｃＢＮ粉末と結合材粉末とを準備した。この結合材粉末は、重量で５０％のＣｏと、４０％のＡｌ、及び１０％のＷＣを混ぜて作製したもので、Ｃｏ、Ａｌ、ＷＣのいずれも平均粒径１μｍの粉末を用いた。このｃＢＮ粉末について、ｃＢＮ以外の成分についての定量を高周波誘導プラズマ発光分析法（ＩＣＰ分析）によって実施したところ、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素を合計で、０．３５％と、酸素を０．１８％の重量割合で含有していた。この結合材とｃＢＮ粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。この混合粉末を超硬合金製容器に充填し、圧力７．２ＧＰａ、温度２，０５０℃で６０分間焼結し、表１の試料番号１１〜２５に示す各種焼結体を得た。各種ｃＢＮ焼結体の組成については、Ｘ線回折分析により生成物を同定し、ｃＢＮ含有率については、ＩＣＰ分析で定量した。ｃＢＮ焼結体の熱伝導率については、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

更に、各種ｃＢＮ焼結体を切削に関与する表面には、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４２４に分類されるチップ形状の工具を用意し、下記の条件にて切削評価を行った。
その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金、サーメット、セラミックス、及び鉄系焼結材よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体、及び超硬基材の厚みは、いずれの工具も０．８ｍｍであり、２．４ＲのノーズＲを有する工具のｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、９．０ｍｍ^２であった。ロー材部は、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、各種耐熱膜を０．２〜１５μｍの厚みで被覆したものを用意した。

被削材：ＪＩＳ型番：ＳＵＪ２外周加工（ＤＩＮ型番：１００Ｃｒ６），連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ６０
切削速度：Ｖ＝４０ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．２ｍｍ
送り量：ｆ＝０．１８ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：１００ｍｉｎ
クーラント：エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）２０倍希釈、３００ｃｃ／ｍｉｎ

※１
試料１は市販の焼入れ鋼切削用のＣＮＧＡ１２０４１６形状のＴｉＣ−Ａｌ_２Ｏ_３（黒セラミックス）チップで、他のサンプルと同じ刃先処理のものを使用した。
試料２も市販の焼入れ鋼仕上げ切削用のＣＮＭＡ１２０４１６形状のＴｉＣ−Ａｌ_２Ｏ_３（黒セラミックス）チップから、他のｃＢＮ焼結体素材と同じサイズのＴｉＣ−Ａｌ_２Ｏ_３（黒セラミックス）ソリッド素材を切り出し、他の試料と同様に、超硬基材へのロー付け、刃先処理、およびＴｉＡｌＮコーティングを行い、切削評価を行った。
試料３〜５は、ｃＢＮ粉末と、ＴｉＮとＡｌからなる結合材粉末の混合粉末を出発原料として、５ＧＰａ、温度１，５００℃で６０分間焼結した、市販の焼入れ鋼仕上げ切削用のロー付けタイプのｃＢＮ焼結体工具である。他の試料と同じ刃先処理を行い、更に試料４以外の試料についてはＴｉＡｌＮコーティングを実施後、切削評価を行った。ｃＢＮ焼結体の厚みは、他の試料と同じであり、組織観察、ＸＲＤ分析、及びＩＣＰ分析により調査したｃＢＮ含有率、粒径、組成を表１に記載した。
試料６〜１０は、ｃＢＮ粉末と、平均粒径１μｍの重量で５０％のＣｏと、４０％のＡｌ、及び１０％のＷＣを混ぜて作製した結合材の混合粉末を出発原料として５ＧＰａ、温度１，５００℃で６０分間焼結した、市販の鋳鉄切削用のロー付けタイプのｃＢＮ焼結体工具である。他の試料と同じ刃先処理を行い、更に試料９以外の試料についてはＴｉＡｌＮコーティングを実施後、切削評価を行った。ｃＢＮ焼結体の厚みは、他の試料と同じであり、組織観察、ＸＲＤ分析、及びＩＣＰ分析により調査したｃＢＮ含有率、粒径と、組成を表１に記載した。

※２
基材で使用した材料を表記している。超硬は、ＷＣ−８ｗｔ％Ｃｏの組成からなる超硬合金、サーメットは、ＴｉＣ−５ｗｔ％Ｎｉ−８ｗｔ％Ｃｏからなるサーメット、セラミックスは、Ｓｉ_３Ｎ_４製セラミックス、Ｐ／Ｍは、ＪＩＳＳＭＦ４０４５相当の鉄系焼結部品を使用した。

※３
耐熱膜で使用した材料の組成を表記している。ＴｉＡｌＮは、Ｔｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１のＴｉＡｌＮであり、ＣｒＡｌＮは、Ａｌ／Ｃｒ＝０．７のＣｒＡｌＮであり、ＴｉＣＮは、Ｃ／Ｎ＝１のＴｉＣＮである。

※４
切削時間１００ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。

※５
切削時間１００ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

表１に示すように、セラミックス、及びセラミックスの刃先に耐熱膜を被覆した試料番号１及び２は、ＶＢ摩耗量の大小にかかわらず、３７μｍ以上の加工変質層が生成している。一方ｃＢＮ焼結体、及びｃＢＮ焼結体上に耐熱膜を被覆した切削工具では、いずれも２２μｍ以下の加工変質層である。
ｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、本発明の熱伝導率に優れる、試料番号１１，１３〜１６，１８〜２５は、加工変質層の生成量が５μｍ以下であり、特に１２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有する試料番号１３〜１６，１８〜２５は高品位な表面性状を有する加工面を達成できる。

試料１２は、１００Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するが、耐熱膜が０．２μｍと薄いために、ｃＢＮ焼結体の耐摩耗性を向上させる効果が少なく、ＶＢ＝２１０μｍと発達した逃げ面摩耗部と加工面の摩擦熱により、加工変質層の生成量が１１μｍと本発明のｃＢＮ焼結体切削工具よりも、厚くなっている。
試料１７は、１２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有し、耐熱膜が１５μｍと厚いために逃げ面摩耗量がＶＢ＝９０μｍと非常に抑制されるが、逆に、加工変質層は、１８μｍと本発明のｃＢＮ焼結体切削工具よりも、厚くなっている。これは、ｃＢＮ焼結体と比較し、熱伝導率に劣る耐熱膜の厚みが厚いため、工具逃げ面と加工面での摩擦熱が、ｃＢＮ焼結体内部へと放熱されにくくなり、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具よりも、刃先温度が上昇したため、加工変質層が生成しやすくなったためと推定される。

市販の平均粒径３．５μｍのｃＢＮ粉末と結合材粉末とを準備した。この結合材粉末は、重量で５０％のＣｏと、４０％のＡｌ、及び１０％のＷＣを混ぜて作製したもので、Ｃｏ、Ａｌ、ＷＣのいずれも平均粒径１μｍの粉末を用いた。このｃＢＮ粉末について、ｃＢＮ以外の成分についての定量を高周波誘導プラズマ発光分析法（ＩＣＰ分析）によって実施したところ、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素を合計で、０．３５％と、酸素を０．１８％の重量割合で含有していた。この結合材とｃＢＮ粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。

この混合粉末にメラミン樹脂を２ｗｔ％添加し、各種の超硬合金製容器に充填し、圧力７．１ＧＰａ、温度２，０５０℃で６０分間焼結し、体積含有率で、９０％のｃＢＮと、残部の結合材がＷ_２Ｃｏ_２１Ｂ_６，Ｃｏ_３Ｗ_３Ｃ，ＣｏＷＢ，ＷＣからなり、１２５Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有する焼結体を得た。
各種焼結体の組成については、Ｘ線回折分析により生成物を同定し、ｃＢＮ含有率については、ＩＣＰ分析で定量した。超硬バックメタル、及びロー材の熱伝導率については、研削により、測定対象の外周部を除去し、単体として、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

前記ｃＢＮ焼結体を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４１２に分類されるチップ形状の工具を用意し、下記の条件にて切削評価を行った。
その際、いずれのチップも、超硬バックメタルを有するｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材に各種ロー材を用いて付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体からなる工具刃先部のすくい面とノーズＲ部の加工を実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体、及び超硬バックメタルの厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、１．２ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、２．９ｍｍ^２であった。ロー材部については、各種ロー材を使用し、真空雰囲気中で、８７０℃で接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材部に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１であるＴｉＡｌＮの耐熱膜を被覆した。

被削材：ＪＩＳ型番：ＳＵＪ２外周加工（ＤＩＮ型番：１００Ｃｒ６），連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ６２
切削速度：Ｖ＝９０ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．２ｍｍ
送り量：ｆ＝０．１２ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：６０ｍｉｎ
クーラント：エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）２０倍希釈、３００ｃｃ／ｍｉｎ

※１
切削時間６０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間６０ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
※３
切削時間６０ｍｉｎ後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ^２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

表２中の試料番号２６〜３０に示したように、同じ組成の超硬合金製バックメタルを有する、同じ組成のｃＢＮ焼結体素材を、各種ロー材を用いて作製した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、特に、８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するロー材を使用した工具が、加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高い。
試料番号３２、３３に示したように、異なる組成の超硬合金製バックメタルを有するｃＢＮ焼結体素材を、同じ組成のロー材を用いて作製した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、特に、８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有する超硬合金製バックメタルを使用した工具が、加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高い。
これは、切削時の発熱が、本発明の熱伝導率に優れるｃＢＮ焼結体内部から、本発明の熱伝導率に優れる超硬バックメタルやロー材部へと、伝熱するため、切削時の発熱が加工面に流れ込むことがなく、刃先温度の上昇が抑制されたためと推定される。

市販の平均粒径３μｍのｃＢＮ粉末と結合材粉末とを準備した。この結合材粉末は、重量で６５％のＣｏと、２５％のＡｌ、及び１０％のＷＣを混ぜて作製したもので、Ｃｏ、Ａｌ、ＷＣのいずれも平均粒径１μｍの粉末を用いた。ここのｃＢＮ粉末について、ｃＢＮ以外の成分についての定量を高周波誘導プラズマ発光分析法（ＩＣＰ分析）によって実施したところ、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素を合計で、０．３５％と、酸素を０．１８％の重量割合で含有していた。この結合材とｃＢＮ粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。

この混合粉末に水酸化アンモニウム粉末（ＮＨ_４ＯＨ）を１ｗｔ％添加し、Ｔｉカプセルで包囲した状態で、超硬合金製容器に真空封入し、３〜３．５ＧＰａで、温度を１，２００℃〜１，６００℃で脱窒化処理を行った後、圧力６．７ＧＰａ、温度１，９００℃で１２０分間焼結し、表３の試料番号３５〜４７に示すｃＢＮ焼結体を得た。

この焼結体についてＸ線回折分析を行ったところ、いずれの試料からもｃＢＮ以外にＷ_２Ｃｏ_２１Ｂ_６，Ｃｏ_３Ｗ_３Ｃ，ＣｏＷＢ，ＷＣが同定され、表３に示す８８〜５１０Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有する焼結体を得た。
この焼結体中のｃＢＮ成分のＮに対するＢのモル比については、一辺が３〜７ｍｍで厚みが０．３〜０．５ｍｍである長方形にした当該焼結体を密閉容器中に入れて、濃度６０％以上６５％未満の硝酸を２倍希釈したもの４０ｍｌと、濃度４５％以上５０％未満のフッ化水素酸１０ｍｌを混合したフッ硝酸にて、１２０℃以上１５０℃未満で４８時間処理を行った。その結果得られた残渣成分中について前記ＩＣＰ法で定量した。この残渣についてＸ線回折分析を行ったところ、いずれの試料の残渣からもＷ_２Ｃｏ_２１Ｂ_６，Ｃｏ_３Ｗ_３Ｃ，ＣｏＷＢ，ＷＣは同定されなかった。また、ｃＢＮ含有率ついては、ＩＣＰ分析で定量し、ｃＢＮ焼結体の熱伝導率については、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

次に得られた焼結体について、表３の試料番号３５〜４７に示す組成の異なるｃＢＮ焼結体を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４２０に分類されるチップ形状の工具を用意した。
その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、２．０ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー材部面積は、９．５ｍｍ^２であった。ロー材部は、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１であるＴｉＡｌＮの耐熱膜を被覆した。

被削材：ＪＩＳ型番：ＦＣＤ６００（ＤＩＮ型番：ＧＪＳ−６００），連続加工
被削材硬度：ＨＢ２００
切削速度：Ｖ＝１００ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．１５ｍｍ
送り量：ｆ＝０．１６ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：１００ｍｉｎ
クーラント：エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）２０倍希釈、３００ｃｃ／ｍｉｎ

※１
切削時間６０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間６０ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

※３
試料４７のみＴｉＡｌＮ耐熱膜の剥離により、切削時間１０ｍｉｎで、ＶＢ摩耗量が３５０μｍまで、発達したため、切削を中止し、加工変質層厚みと、残留応力を測定した。
他の試料については、切削時間６０ｍｉｎの時点での、ＶＢ摩耗量を測定し、その際の加工変質層厚み、及び残留応力を測定した。
※４
切削後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ^２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

表３に示すように、試料番号３６〜４２および４４〜４６の試料は、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具であり、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ粒子のＢ／Ｎ比が１．１０以上１．１７以下で、すべての試料において、加工変質層の生成量が６．０μｍ以下に抑制されている。さらに、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ粒子のＢ／Ｎ比が１．１３以上１．１５以下であることを特徴とする試料番号３９、４１、４４〜４６の試料は、加工変質層の生成量が２．５μｍ以下と抑制され、高圧縮応力が残留している。

試料番号３６〜４２の試料では、ｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が増加するにつれて、熱伝導率が若干低下しているにもかかわらず、高品位な表面性状が得られているが、これは、ｃＢＮ粒子におけるＢとＮのストイキオメトリーが、Ｂ過剰な組成にずれたために、加工物との擦過部で、潤滑性に優れるＢ_２Ｏ_３が生成し、摩擦熱を低下させたためと推定している。
一方、ｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が、１．２０と１．１７を超えている試料番号４３の試料は、加工変質層の生成量、及び残留応力特性についても、逆に低下しているが、これは、ｃＢＮ格子間の原子結合に関与しない余剰な、Ｂ成分の存在により、耐摩耗性が低下したこと、およびｃＢＮ成分を構成しているｃＢＮ結晶格子の調和振動が乱されたためと推定される。

試料４７は、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具と同様に、熱伝導率が非常に高い。したがって、焼入れ鋼切削を行う際の、高ｃＢＮ含有率を特徴とするｃＢＮ焼結体切削工具の弱点である、過度のＶＢ摩耗量の発達を抑制できれば、高品位な表面性状を得られることになる。しかしながら、ｃＢＮの含有率が体積で９９％を超えるｃＢＮ焼結体は、電気伝導性のないｃＢＮ粒子に対して、電気伝導性を有する結合材の割合が少なく、アークイオンプレーティングＰＶＤで成膜される耐熱膜との密着力が焼き後切削に耐え得るほど十分ではないため、切削初期に耐熱膜が剥離してしまうため、ＶＢ量が大きくなり、本発明のような、高品位な表面性状は得られていない。

市販のｈＢＮとメラミン樹脂粉末を出発原料とし、微量のＡｌ，Ｓｉを含むＬｉＣａＢＮ、ＭｇＢＮからなる金属触媒を用いて平均粒径０．７〜７μｍで、ｃＢＮ成分に対するＬｉ，Ｓｉ，Ｍｇ，Ａｌ，Ｃａ，炭素が重量で０．０５％以下の高純度ｃＢＮ粉末を合成した。

Ｌｉ，Ｃａ，Ａｌ，Ｓｉ，ＭｇのｃＢＮ成分への混入量のコントロールについては、微量のＡｌ，Ｓｉを含むＬｉＣａＢＮ、ＭｇＢＮ金属触媒量の添加量で、また、炭素の混入量については、前記ｈＢＮ出発原料の高周波炉を用いた水素ガス雰囲気での前処理温度を１，１００℃〜１，５００℃と調整することによって、実施した。

この結合材粉末は、７０重量％のＣｏ、２０重量％のＡｌ、及び１０重量％のＷＣを混ぜ合わせて作製した。この高純度ｃＢＮ粉末と結合材を、超硬合金製のポット及びボールを用いて混合した。

この混合粉末を超硬合金製容器に充填し、圧力８．０ＧＰａ、温度１，７００℃で３０分間焼結した。この焼結体についてＸ線回折分析を行ったところ、いずれの試料からもｃＢＮ以外に、Ｗ_２Ｃｏ_２１Ｂ_６，Ｃｏ_３Ｗ_３Ｃ，ＣｏＷＢ，ＷＣなどが同定された。このｃＢＮ焼結体のＩＣＰ分析の結果、試料番号４９を除く試料のいずれも、体積で、９０％のｃＢＮの含有率であった。

各種ｃＢＮ焼結体を表４に示す。また、この焼結体中のｃＢＮ成分に対する、Ｌｉ，Ｃａ，Ａｌ，Ｓｉ，Ｍｇ，炭素量、酸素量については、一辺が３〜７ｍｍで厚みが０．３〜０．５ｍｍである長方形にした当該焼結体を、密閉容器中に入れて、濃度６０％以上６５％未満の硝酸を２倍希釈したもの４０ｍｌと、濃度４５％以上５０％未満のフッ化水素酸１０ｍｌを混合したフッ硝酸にて、１２０℃以上１５０℃未満で４８時間処理を行った。その結果得られた残渣成分中ついて前記ＩＣＰ法で、定量した。この残渣についてＸ線回折分析を行ったところいずれの試料からもＷ_２Ｃｏ_２１Ｂ_６，Ｃｏ_３Ｗ_３Ｃ，ＣｏＷＢ，ＷＣは同定されなかった。

次に得られた焼結体について、表４の試料番号４８〜６２に示す組成の異なるｃＢＮ焼結体を切削に関与する表面に有するＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４１６に分類されるチップ形状の工具を用意した。
その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、１．６ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー材部面積は、１０．０ｍｍ^２であった。ロー付けは、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１の耐熱膜を被覆した。

被削材：ＪＩＳ型番：ＳＵＪ２外周加工（ＤＩＮ型番：１００Ｃｒ６），連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ６３
切削速度：Ｖ＝６０ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．２５ｍｍ
送り量：ｆ＝０．１２ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：７０ｍｉｎ
クーラント：エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）２０倍希釈、３００ｃｃ／ｍｉｎ

※１
試料番号４８の試料は、市販のｃＢＮ粉末を出発原料とする実施例１の試料番号８で使用した市販のチップである。
試料番号４９の試料は、市販のｃＢＮ粉末原料を出発原料とする実施例１の試料番号１４で使用した本発明のｃＢＮ焼結体である。
試料番号５０〜６２の試料は、ｈＢＮ粉末から合成したｃＢＮ粉末を使用した本発明のｃＢＮ焼結体である。

※２
この焼結体中のｃＢＮ成分が内包する、Ｌｉ，Ｃａ，Ａｌ，Ｓｉ，Ｍｇなど炭素、酸素を除く元素の総重量をｃＢＮ成分に占める割合を重量％で表記した。
※３
切削時間７０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※４
面粗度Ｒｚについては、ＪＩＳＢ０６０１に準拠した十点平均粗さで、カットオフ０．８μｍ、基準長さｌ＝４ｍｍの条件で被削材の軸方向で測定した。
※５
切削時間７０ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

表４に示すように、従来のｃＢＮ焼結体では、加工変質層の生成量が１１．０μｍであるのに対し、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具である、試料番号４９〜６２の試料は、加工変質層の生成量が７．０μｍ以下に抑制されている。

本発明の中でも、試料番号５１〜５３、５５、５７〜５９、６１の試料は、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ粒子の平均粒径が１．０μｍ以上６．０μｍ以下であり、ｃＢＮ成分中にＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇの中から選択される少なくとも１種以上の元素、炭素、及び酸素が含有され、ｃＢＮ成分に対する前記Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素の和が、重量％で０．０２％以上０．２％以下であり、ｃＢＮ成分に対する酸素量が重量％で０．１７％以下である高純度ｃＢＮ成分からなり本発明のｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、熱伝導率が優れ、加工変質層の生成量が３．５μｍ以下に抑制されている。これは、ｃＢＮ結晶格子の調和振動を阻害する、ｃＢＮ粒子中のＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，及び炭素成分が少なくなったため、フォノン伝導性が向上したためと推定される。

本発明の中でもｃＢＮ粒子中のＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ及び炭素成分の和が０．２を超えている試料番号４８〜５０及び６０では、前記の調和振動が阻害されるために熱伝導率が低下しているものと推定される。
逆に、ｃＢＮ粒子中のＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ及び炭素成分の和が、０．０２未満の試料番号５６の試料では、熱伝導率が低下しているが、これは、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，及び炭素成分が少なすぎると、ｃＢＮ粒子同士の結合力を高める効果がなくなるため、熱障壁となる欠陥がｃＢＮ焼結体内に形成されるためと推定される。

試料番号５４の試料も熱伝導率が低下しているが、ｃＢＮ粒径が細かく、これも熱障壁となるｃＢＮ粒子の粒界面積の増加によると推定される。
一方試料番号６２の試料は、ｃＢＮ粒子径が大きいため、熱障壁となる粒界面積が減少し熱伝導率が向上し、加工変質層の生成量も小さくなったと思われるが、他の試料がＲｚ３．２μｍ以下の良好な面粗度を達成しているのに対し、Ｒｚ５．０μｍと悪化している。これは、評価済みチップの刃先を観察したところ、何れの試料でも工具前切れ刃部にｃＢＮ粒子の脱落が観察されたが、この脱落粒子の脱落痕が、加工面に転写され、面粗度が決定されることによる。

実施例２の試料番号２６で使用した超硬バックメタルを有するｃＢＮ焼結体素材を、３種類のロー材を使用して、７００℃〜１，０００℃で真空雰囲気内での超硬基材への接合を行い、実施例２と同じチップ形状、刃先処理、耐熱膜を被覆した各種ｃＢＮ焼結体切削工具を表５に示す。

試料番号６３〜７９の試料は、重量でＡｇ：７６％，Ｃｕ：２３％，Ｔｉ：１％の組成からなるロー材部、或いは、このロー材部に平均粒径で５〜２００μのｃＢＮ、ダイヤモンド、ないしはＷＣ、Ｗを分散させたロー材を、試料番号８１の試料は、重量でＡｇ：８９％，Ｃｕ：１０％，Ｔｉ：１％の組成のロー材を、試料番号８２の試料は、重量でＡｇ：７６％，Ｃｕ：２１％，Ｔｉ：２％，Ｚｒ：１％の組成のロー材を使用した。

ロー材部の熱伝導率については、ロー材部の外周を研削で除去し、ロー材部単体とした後、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。
そして、実施例２と同じく、前記の工具の刃先処理の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１であるＴｉＡｌＮの耐熱膜を被覆し、実施例２と同じ、切削条件での加工変質層の生成評価を行った。

※１
切削時間６０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間６０ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
※３
切削時間６０ｍｉｎ後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ^２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

試料番号６３〜８２に示した試料は、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具であるが、特に、試料番号６５〜６８、及び８１に示したように、２２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するロー材部で構成され、ロー材部のロー層の厚みが０．０２ｍｍ以上０．２ｍｍ以下であり、かつロー材部内に０．５ｍｍを超える長径を有する空孔を含まないロー材部を使用した工具が、加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高い。

更に、ロー材部の内部に、平均粒径５〜１５０μｍ以下のｃＢＮないしはダイヤモンド粒子を体積で５％〜４０％含有し、２８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有する、試料番号７１〜７４、及び７８の本発明のｃＢＮ焼結体切削工具は、加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高い。

ロー付け温度が低温である試料番号６３の試料は、ロー材の溶融とｃＢＮ焼結体素材、超硬基材との濡れが十分でなく、ロー材の回り込まない０．６ｍｍ以上の空孔が形成されたため、この空孔が熱障壁となり、熱伝導率が大きく低下したと推定される。
一方試料番号６９の試料では、ロー材が十分に溶融したが、過度に高温すぎる条件であったため、溶融したロー材の粘性が低下し、ｃＢＮ焼結体素材と超硬基材界面から流出してしまい、０．８ｍｍの大きな空孔が形成されてしまったと推定される。

試料番号７５〜７７、７９及び８０の試料では、ロー材部に、熱伝導率とヤング率に優れる硬質粒子を分散させ、切削時のｃＢＮ焼結体部の刃先温度を低下させることを目的としていたが、粒径が大き過ぎたり、ロー材部への添加量が多すぎると、ロー材の回り込みが不十分となり、逆に空孔欠陥を生じ、加工面の表面性状は、改善されない。
また、硬質粒子の種類も、ロー材部との濡れ性に影響を与え、ダイヤモンド粒子よりも、硬質粒子単体としては、熱伝導率に劣るｃＢＮ粒子の方が、ロー材部との濡れ性に優れているものと思われ、ｃＢＮ粒子をロー材部に分散させた試料番号７８の試料が、特に優れる。

実施例２の試料番号２７で使用した本発明のｃＢＮ焼結体素材を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４０８に分類されるチップ形状の工具を用意し、最後にアークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、表６に示す、膜厚１μｍの各種耐熱膜を被覆したｃＢＮ焼結体切削工具を作製し、下記の条件にて切削評価を行った。

その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、０．８ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、３．２ｍｍ^２であった。ロー付けは、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。
耐熱膜の熱伝導率については、ＳＵＳ３０４板上に、厚さ１５μｍの耐熱膜を成膜し、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

被削材：ＪＩＳ型番：Ｓ５５Ｃ外周加工（ＤＩＮ型番：Ｃ５５）、連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ４５
切削速度：Ｖ＝１２０ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．３ｍｍ
送り量：ｆ＝０．１２ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：１００ｍｉｎ
クーラント：なし

※１
切削時間６０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間６０ｍｉｎ後のＫＴ摩耗量の測定値を表記した。
※３
切削時間１００ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

試料番号８３〜１０２に示した試料は、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具であるが、特に、試料番号８７、９１〜９７、及び１００〜１０２に示したように、３０Ｗ／ｍ・Ｋ以上４５Ｗ／ｍ・Ｋ以下の熱伝導率を有する耐熱膜を有する本発明のｃＢＮ焼結体切削工具は、加工変質層の生成が９．０μｍ以下と少なく、かつ長寿命であった。

試料番号８３〜８６，８８の試料は、耐熱膜の熱伝導率が２９Ｗ／ｍ・Ｋ以下であり、加工面で発生した切削熱が、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具へと流入するのを妨げるため、加工変質層の生成量が１０．０μｍ以上となっている。
一方、熱伝導率が４７Ｗ／ｍ・Ｋ以上である試料番号８９，９０，９８及び９９では、加工面で発生した切削熱が、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具内部へと積極的に流入するため、クレーター摩耗の発達により、欠損に至っている。

実施例６の試料番号９６で使用した本発明のｃＢＮ焼結体工具を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４０８に分類されるチップ形状の工具を用意した。

その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、０．８ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー材部面積は、３．２ｍｍ^２であった。ロー材部は、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。

次に、前記の刃先形状の加工後、実施例６の試料番号９６の本発明のｃＢＮ焼結体工具と同様に、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉとＡｌとＶの割合が、それぞれ８５ａｔ％，１０ａｔ％，５ａｔ％であるＴｉＡｌＶＮの耐熱膜を被覆した。

最後に研削により、切削に関与する部位において、ノーズＲ、切り込みｄ、送り量ｆ、横すくい角αｂ，切刃傾き角αｓ、としたときに、Ｑ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^−１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓａｂ）で定義される切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域の耐熱膜を除去した、表７に示す１８種類の試料を作製した。
これらのサンプルを、各種クーラントを使用して、下記の条件にて切削評価を行った。

被削材：ＪＩＳ型番：ＳＣＭ４２０外周加工（ＤＩＮ型番：２５ＣｒＭｏ４）、連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ５８
切削速度：Ｖ＝１２０ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．２ｍｍ
送り量：ｆ＝０．１ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：８０ｍｉｎ
クーラント：（１）エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）２０倍希釈、５００ｃｃ／ｍｉｎ
（２）オイルミスト（製造元：フジＢＣ技研、商品名：ブルーベＬＢ−１）

※１
切削時間６０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間６０ｍｉｎ後のＫＴ摩耗量の測定値を表記した。
※３
切削時間８０ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
※４
切削時間８０ｍｉｎ後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ^２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

試料番号１０３〜１２１に示した試料は、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具であるが、特に、工具逃げ面、あるいは工具すくい面の耐熱膜のＱ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^−１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓαｂ）で定義される切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を除去した、試料番号１０５〜１０７、１１０〜１１３、及び１１５〜１２１の試料は、いずれも、耐熱膜を除去していない本発明のｃＢＮ焼結体切削工具と比較して、加工変質層の生成量が少なく、残留応力も高圧縮応力が付加されていた。これは、加工面で発生した切削熱が、耐熱膜よりも、大幅に熱伝導率に優れる本発明のｃＢＮ焼結体素材と直接擦過するため、切削熱が効率的に放熱されたためと推定される

耐熱膜の一部を除去した前記の本発明のｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、特に逃げ面の耐熱膜の一部を除去した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具は、すくい面の耐熱膜を除去した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具と比較し、長寿命であった。
すくい面の耐熱膜を除去した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具は、逃げ面の耐熱膜を除去した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具よりも、欠損までの寿命が低下している。これは、逃げ面のＶＢ摩耗が平面的な摩耗であるのと異なり、すくい面のＫＴ摩耗は、クレーター状に発達するため、このＫＴ摩耗の発達により刃先エッジ部の楔角が減少するため欠損を引き起こしやすく、すくい面の耐熱膜が除去されたことにより、ＫＴ摩耗の発達が加速されたためと推定される。

実施例６の試料番号９６で使用した本発明のｃＢＮ焼結体工具を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４０８に分類され、図３に示すようにｃＢＮ焼結体１の前切れ刃部に０．５ｍｍのさらえ刃１２を有するチップ形状の工具を用意した。

その際、いずれのチップも、超硬バックメタルを有するｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材に各種ロー材を用いてロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体からなる工具刃先部のすくい面とノーズＲ部の加工を実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体、及び超硬バックメタルの厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の０．８ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、３．１５ｍｍ^２であった。ロー材部は、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。

最後に、前記の刃先形状の加工後、実施例６の試料番号９６の本発明のｃＢＮ焼結体工具と同様に、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉとＡｌとＶの割合が、それぞれ８５ａｔ％，１０ａｔ％，５ａｔ％であるＴｉＡｌＶＮの耐熱膜を被覆し、表８に示す各種、切削速度、送り量、切り込み量条件、及びクーラント吐出条件にて切削評価を行った。
その際、いずれの切削条件も加工能率が同じになるように切削速度、送り量、切り込み量を設定した。

また比較のために、ＴｉＮに対して、重量で１５％のＡｌからなる結合材粉末と、市販の平均粒径３．５μｍのｃＢＮ粉末とを準備した。この混合粉末を超硬合金製容器に充填し、圧力８．５ＧＰａ、温度２，１００℃で６０分間焼結して得られた、体積で、７２％のｃＢＮの含有率であり、ＴｉＮは、ＴｉとＡｌのモル比が１．４であり、ｃＢＮ成分中で、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素を合計で、０．３５％と、酸素を０．１８％の重量割合で含有しており、７２Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有するｃＢＮ焼結体に試料番号１２２〜１３８と同じ形状、耐熱膜を被覆した試料番号１３９〜１４２のチップを用意した。この試料番号１３９〜１４２のｃＢＮ焼結体についてＸ線回折分析を行ったところ、いずれの試料からもｃＢＮ以外に、ＴｉＮ，ＴｉＢ_２，ＡｌＮ，Ａｌ_２Ｏ_３などが同定された。ｃＢＮ含有率については、ＩＣＰ分析で定量し、ｃＢＮ焼結体の熱伝導率については、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。このｃＢＮ焼結体中のｃＢＮ成分に対する、Ｌｉ，Ｃａ，Ａｌ，Ｓｉ，Ｍｇ，炭素量、酸素量については、一辺が３〜７ｍｍで厚みが０．３〜０．５ｍｍである長方形にした当該焼結体を、密閉容器中に入れて、濃度６０％以上６５％未満の硝酸を２倍希釈したもの４０ｍｌと、濃度４５％以上５０％未満のフッ化水素酸１０ｍｌを混合したフッ硝酸にて、１２０℃以上１５０℃未満で４８時間処理を行った。その結果得られた残渣成分中ついて前記ＩＣＰ法で定量した。この残渣についてＸ線回折分析を行ったところ、いずれの試料の残渣からもＴｉＮ，ＴｉＢ_２，ＡｌＮ，Ａｌ_２Ｏ_３は同定されなかった。

被削材：ＪＩＳ型番：ＳＵＪ２外周加工（ＤＩＮ型番：１００Ｃｒ６）、連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ６０
切削時間：６０ｍｉｎ
切り屑除去体積：１３４，４００ｍｍ^３（加工能率２，２４０ｍｍ^３／ｍｉｎ）
クーラント：（１）エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）２０倍希釈、５００ｃｃ／ｍｉｎ
（２）オイルミスト（製造元：フジＢＣ技研、商品名：ブルーベＬＢ−１）

※１
切削時間６０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間６０ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
※３
切削時間６０ｍｉｎ後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ^２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

試料番号１２２〜１３８の試料は、何れも本発明のＣＢＮ焼結体切削工具であるが、クーラントを使用しない乾式切削ではなく、水溶性クーラントやオイルミストに変更し、切削速度Ｖが４０ｍ／ｍｉｎ以上７０ｍ／ｍｉｎ以下、切り込み量が０．０５ｍｍ以上０．３ｍｍ以下、送り量ｆが０．１６ｍｍ／ｒｅｖ．以上０．２ｍｍ／ｒｅｖ．以下の条件で使用することにより、焼入れ鋼切削においてより優れた表面性状を達成できている。

試料番号１２６〜１３２は、いずれもクーラントの供給方法を除いて、すべて同じ切削条件であるが、クーラントのない試料１２６よりも、水溶性のクーラントを使用している試料１２７が、加工変質層の生成量が少なく、残留応力も高圧縮応力が付加されている。オイルミスト量の吐出量が１ｃｃ〜３００ｃｃ／時間の試料１２９〜１３１では、クーラントを使用していない試料１２６とほぼ同じＶＢ摩耗量であるにもかかわらず、更に加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高く、好ましい。

これは、オィルミストを適量吐出することにより、工具と加工物の界面にオイルミストが侵入し、摩擦を低減することにより、切削時の発熱が抑制されるためと推定される。
一方、オイルミストの吐出量が１ｃｃ／時間未満の試料１２８や３００ｃｃ／時間を超えている試料１３２では、試料１２９〜１３１ほどの表面性状改善効果が見られていないが、これは、吐出量が少なすぎる場合には、オイルミストの潤滑効果が発揮されず、多すぎる場合には、オイルミスト粒子の凝集により、工具と加工物の界面への浸入が難しくなるためと推定される。

試料番号１２２〜１２５，１３０，１３３，１３４，１３６〜１３８に示したように同じオイルミスト吐出量でも、加工変質層の生成量や残留応力の値が異なっているが、切削速度Ｖが４０ｍ／ｍｉｎ以上７０ｍ／ｍｉｎ以下、切り込み量が０．０５ｍｍ以上０．３ｍｍ以下、送り量ｆが０．１６ｍｍ／ｒｅｖ．以上０．２ｍｍ／ｒｅｖ．以下の低速、小切り込み、高送り条件で加工することにより、切削時の刃先温度を抑制しつつ、工具と被削材との擦過距離を減らせるため摩耗量が抑制されたためと推定される。

一方、切削速度がＶ＝４０ｍ／ｍｉｎ未満の試料番号１３８の本発明のＣＢＮ焼結体では、逆に摩耗が発達しているが、これは、切削温度が減少しすぎたために切削熱による加工物の軟化が不十分となり、切削抵抗が高いことによるものと推定される。
また、切り込み量が０．０５ｍｍ未満の試料番号１２５の本発明のＣＢＮ焼結体でも、擦過距離の増加により、摩耗量が増加することにより、工具と加工物間での摩擦熱の増加により、それぞれ試料番号１３７，１２４ほどの高品位な表面性状が得られなかったものと推定される。
試料番号１３９〜１４２のｃＢＮ焼結体は、本発明のｃＢＮ焼結体とは異なるＴｉＮを結合材の主成分とする高熱伝導率焼結体であるが、耐摩耗性には優れるものの、低速領域での耐欠損性が不足し、本発明のｃＢＮ焼結体と比較して短寿命となっている。

本発明に係るｃＢＮ焼結体切削工具の一例を示す図である。（ａ）は斜視図、（ｂ）はｃＢＮ焼結体の部分拡大図である。 本発明に係るｃＢＮ焼結体切削工具の切削に関する部位を説明するための図である。 本発明に係るｃＢＮ焼結体切削工具であって、さらえ刃を有するｃＢＮ焼結体の一例を説明するための図である。

符号の説明

１ ｃＢＮ焼結体
２ 耐熱膜
３ 基材
４ ロー材部
１０ ｃＢＮ焼結体切削工具
１２ さらえ刃
１３ バックメタル

Claims (10)

1. 体積％で、８７％以上９９％以下のｃＢＮ成分を有し、かつ熱伝導率が１００Ｗ／ｍ・Ｋ以上のｃＢＮ焼結体であり、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が１．１０以上１．１７以下であり、さらに結合材成分として、Ｃｏ化合物、Ａｌ化合物、Ｗ化合物及び酸素化合物から選択される少なくとも１種及び炭素とを含有するｃＢＮ焼結体の最表面が、４ａ，５ａ，６ａ族元素及びＡｌの中から選択される少なくとも１種以上の元素と、Ｃ，Ｎ，Ｏの中から選択される少なくとも１種以上の元素の化合物からなる０．５μｍ〜１２μｍの厚みを有する耐熱膜で被覆されたことを特徴とする高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体。
2. 前記ｃＢＮ焼結体が、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ粒子の平均粒径が１．０μｍ以上６．０μｍ以下であり、該ｃＢＮ成分中にＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇの中から選択される少なくとも１種以上の元素、炭素、及び酸素が含有され、該ｃＢＮ成分に対する前記Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ及び炭素の和が、重量％で０．０２％以上０．２０％以下であり、該ｃＢＮ成分に対する酸素量が重量％で０．１７％以下である高純度ｃＢＮ成分からなり、１３０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする請求項１に記載の高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体。
3. 前記耐熱膜が、３０Ｗ／ｍ・Ｋ以上４５Ｗ／ｍ・Ｋ以下の熱伝導率を有することを特徴とする請求項１又は２に記載の高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体。
4. 請求項１〜３のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体が、直接、または、ｃＢＮ焼結体と一体焼結された超硬合金製バックメタルを介して、超硬合金、サーメット、セラミックス、もしくは鉄系材料からなる基材に接合されているｃＢＮ焼結体切削工具であり、該バックメタル及びロー付け部が８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とするｃＢＮ焼結体切削工具。
5. 前記ロー材部が、ＴｉとＺｒから選択される少なくとも１種以上と、Ａｇ，Ｃｕ，Ａｕ，Ｎｉの中から選択される１種以上とを含有し、２２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有し、該ロー材部の厚みが０．０２ｍｍ以上０．２０ｍｍ以下であり、かつロー材部内に０．５ｍｍを超える長径を有する空孔を含まないことを特徴とする請求項４に記載のｃＢＮ焼結体切削工具。
6. 前記ロー材部が、平均粒径５〜１５０μｍ以下のｃＢＮ粒子ないしはダイヤモンド粒子を体積で５％〜４０％含有し、２８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする請求項４又は５に記載のｃＢＮ焼結体切削工具。
7. 前記ｃＢＮ焼結体切削工具の切削に関与する部位において、ノーズＲ、切り込みｄ、送り量ｆ、横すくい角αｂ、切刃傾き角αｓ、としたときに、切削断面積Ｑ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^−１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓαｂ）で定義される切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域の前記耐熱膜が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体が直接接触していることを特徴とする請求項４〜６のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具。
8. 前記ｃＢＮ焼結体切削工具の工具逃げ面の切削に関与する部位において、請求項７において定義された切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体が直接接触していることを特徴とする請求項７に記載のｃＢＮ焼結体切削工具。
9. 切削速度Ｖが４０ｍ／ｍｉｎ以上７０ｍ／ｍｉｎ以下、切り込み量が０．０５ｍｍ以上０．３０ｍｍ以下、送り量ｆが０．１６ｍｍ／ｒｅｖ．以上０．２０ｍｍ／ｒｅｖ．以下で、３００ｃｃ／ｍｉｎ以上の水溶性切削液を刃先に掛けながらＨＲｃ４５以上の焼入れ鋼を、請求項４〜８のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具を使用して連続切削することを特徴とする被削材を高品位表面性状に加工する切削加工方法。
10. 切削速度Ｖが４０ｍ／ｍｉｎ以上７０ｍ／ｍｉｎ以下、切り込み量が０．０５ｍｍ以上０．３０ｍｍ以下、送り量ｆが０．１６ｍｍ／ｒｅｖ．以上０．２０ｍｍ／ｒｅｖ．以下で、１ｃｃ／時間以上３００ｃｃ／時間未満のオイルミストを刃先に掛けながらＨＲｃ４５以上の焼入れ鋼を、請求項４〜８のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具を使用して連続切削することを特徴とする被削材を高品位表面性状に加工する切削加工方法。

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