JP4697662B2 - 高硬度鋼の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切削工具 - Google Patents
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Description
この発明は、硬質被覆層がすぐれた耐熱塑性変形性を有し、さらに高温硬さと高温強度に加えて、すぐれた高温耐酸化性も具備し、したがって特に合金工具鋼や軸受鋼の焼入れ材などの高硬度鋼の高熱発生を伴なう高速切削加工に用いた場合に、すぐれた耐摩耗性を発揮する、炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された超硬基体の表面あるいは高速度工具鋼基体の表面に硬質被覆層を形成した表面被覆切削工具に関するものである。
一般に、表面被覆切削工具には、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。
また、表面被覆切削工具の一つとして、例えば、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）基サーメットで構成された超硬基体の表面に、単一相構造を有し、かつ、
組成式：［Ｃｒ1-X ＡｌX］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．５０〜０．６５を示す）、
を満足するＣｒとＡｌの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆層を２〜６μｍの平均層厚で蒸着形成してなる超硬工具（以下、被覆超硬工具という）が知られており、かかる従来の被覆超硬工具においては、硬質被覆層を構成する前記（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層が、構成成分であるＡｌによって高温硬さ、同Ｃｒによって高温強度、さらにＣｒとＡｌの共存含有によって高温耐酸化性を備することから、切削時に相対的に高い発熱を伴う合金工具鋼や軸受鋼の焼入れ材などの高硬度鋼の切削加工に用いた場合にも、すぐれた耐摩耗性を示すことも知られている。
組成式：［Ｃｒ1-X ＡｌX］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．５０〜０．６５を示す）、
を満足するＣｒとＡｌの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆層を２〜６μｍの平均層厚で蒸着形成してなる超硬工具（以下、被覆超硬工具という）が知られており、かかる従来の被覆超硬工具においては、硬質被覆層を構成する前記（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層が、構成成分であるＡｌによって高温硬さ、同Ｃｒによって高温強度、さらにＣｒとＡｌの共存含有によって高温耐酸化性を備することから、切削時に相対的に高い発熱を伴う合金工具鋼や軸受鋼の焼入れ材などの高硬度鋼の切削加工に用いた場合にも、すぐれた耐摩耗性を示すことも知られている。
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、硬質被覆層である（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層の組成に対応した組成を有するＣｒ−Ａｌ合金がセットされたカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間に、例えば電流：９０Ａ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２Ｐａ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、上記（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより製造されることも知られている。
特許第３０２７５０２号明細書
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は強く、これに伴い、切削加工は高速化の傾向にあるが、上記従来の被覆超硬工具においては、これを切削時に相対的に高い発熱を伴う合金工具鋼や軸受鋼の焼入れ材などの高硬度鋼の切削加工を通常の切削加工条件で行うのに用いた場合には、良好な耐摩耗性を発揮するが、特に前記高硬度鋼の切削加工を、一段と高い熱発生を伴なう高速切削加工条件で行うのに用いた場合には、硬質被覆層である（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層に偏摩耗の原因となる熱塑性変形が発生し、この結果摩耗進行が著しく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。
そこで、本発明者等は、上述のような観点から、特に上記の高硬度鋼の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切削工具を開発すべく、上記従来の被覆超硬工具の硬質被覆層を構成する（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層に着目し、研究を行った結果、
（ａ）上記従来の硬質被覆層を構成する（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層において、これにＺｒ成分を含有させて、ＣｒとＡｌとＺｒの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎで示す］層とすると、Ｚｒ成分の含有に比例して層の耐熱塑性変形性が向上するようになるが、その含有割合は精々５〜１５原子％程度までで、これ以上含有させると、Ａｌ成分の含有割合が５５〜７５原子％であることと相俟って、Ｃｒ成分の含有割合が低下するようになることから、上記の従来（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層の具備するすぐれた高温硬さ、高温強度、および高温耐酸化性のうち、特に高温強度が低下するようになるばかりでなく、この程度のＺｒ含有割合では、上記の高硬度鋼の高速切削加工に際して、熱塑性変形を十分満足に抑制することのできる高い耐熱塑性変形性を確保することはできないこと。
（ａ）上記従来の硬質被覆層を構成する（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層において、これにＺｒ成分を含有させて、ＣｒとＡｌとＺｒの複合窒化物［以下、（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎで示す］層とすると、Ｚｒ成分の含有に比例して層の耐熱塑性変形性が向上するようになるが、その含有割合は精々５〜１５原子％程度までで、これ以上含有させると、Ａｌ成分の含有割合が５５〜７５原子％であることと相俟って、Ｃｒ成分の含有割合が低下するようになることから、上記の従来（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層の具備するすぐれた高温硬さ、高温強度、および高温耐酸化性のうち、特に高温強度が低下するようになるばかりでなく、この程度のＺｒ含有割合では、上記の高硬度鋼の高速切削加工に際して、熱塑性変形を十分満足に抑制することのできる高い耐熱塑性変形性を確保することはできないこと。
（ｂ）上記（ａ）の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層において、Ｚｒ含有割合をきわめて高くし、一方Ｚｒ成分の含有割合を高めた分、Ａｌ含有割合を低くした（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層（以下、薄層Ａという）と、
前記薄層Ａに比してＺｒ含有割合は低いが、相対的にＡｌ含有割合を高くし、所定の相対的に高い高温硬さと高温耐酸化性とを備えた（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層（以下、薄層Ｂという）を、それぞれの一層平均層厚を５〜２０ｎｍ（ナノメーター）の薄層とした状態で交互積層すると、この交互積層構造の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層は、高Ｚｒ含有の薄層Ａのもつすぐれた耐熱塑性変形性を損なうことなく、しかも、相対的にＡｌ含有割合が高い薄層Ｂによってその高温硬さと高温耐酸化性とが補われることにより、すぐれた耐熱塑性変形性を具備すると同時に相対的に高い高温硬さと高温耐酸化性とを保持した交互積層構造の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層となること。
ここで、薄層Ａ、薄層Ｂの組成式は、次のとおりである。
薄層Ａの組成式：［Ｃｒ1-（Ｅ＋Ｆ）ＡｌＥＺｒＦ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｅは０．１５〜０．３０、Ｆは０．３５〜０．５０を示す）
薄層Ｂの組成式：［Ｃｒ1-（Ｍ＋Ｎ）ＡｌＭＺｒＮ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｍは０．５０〜０．６５、Ｎは０．０１〜０．１０を示す）
前記薄層Ａに比してＺｒ含有割合は低いが、相対的にＡｌ含有割合を高くし、所定の相対的に高い高温硬さと高温耐酸化性とを備えた（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層（以下、薄層Ｂという）を、それぞれの一層平均層厚を５〜２０ｎｍ（ナノメーター）の薄層とした状態で交互積層すると、この交互積層構造の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層は、高Ｚｒ含有の薄層Ａのもつすぐれた耐熱塑性変形性を損なうことなく、しかも、相対的にＡｌ含有割合が高い薄層Ｂによってその高温硬さと高温耐酸化性とが補われることにより、すぐれた耐熱塑性変形性を具備すると同時に相対的に高い高温硬さと高温耐酸化性とを保持した交互積層構造の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層となること。
ここで、薄層Ａ、薄層Ｂの組成式は、次のとおりである。
薄層Ａの組成式：［Ｃｒ1-（Ｅ＋Ｆ）ＡｌＥＺｒＦ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｅは０．１５〜０．３０、Ｆは０．３５〜０．５０を示す）
薄層Ｂの組成式：［Ｃｒ1-（Ｍ＋Ｎ）ＡｌＭＺｒＮ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｍは０．５０〜０．６５、Ｎは０．０１〜０．１０を示す）
（ｃ）上記（ｂ）の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層は、高硬度鋼の高速切削加工で要求される、すぐれた耐熱塑性変形性と所定の高温硬さおよび高温耐酸化性を具備するものの、十分満足する高温硬さおよび高温耐酸化性耐熱性を有するものでないので、これを硬質被覆層の上部層として設け、一方同下部層として、耐熱塑性変形性は不十分であるが、相対的にＡｌ成分の含有割合が高く、すぐれた高温硬さおよび高温耐酸化性を具備する上記従来の硬質被覆層を構成する（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層にＺｒ成分を１〜１０原子％の割合で含有させた（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層、すなわち、
組成式：［Ｃｒ1-（Ｘ＋Ｚ）ＡｌＸＺｒＺ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．５０〜０．６５、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）を満足する、単一相構造の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層、
を設けた構造にすると、この結果の硬質被覆層は、すぐれた耐熱塑性変形性に加えて、高温硬さと高温耐酸化性、さらに高温強度を複合的に具備したものとなるので、この硬質被覆層を蒸着形成してなる表面被覆切削工具は、高熱発生を伴う高硬度鋼の高速切削加工でも、偏摩耗の原因となる熱塑性変形の発生なく、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮すること。
以上（ａ）〜（ｃ）に示される研究結果を得たのである。
組成式：［Ｃｒ1-（Ｘ＋Ｚ）ＡｌＸＺｒＺ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．５０〜０．６５、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）を満足する、単一相構造の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層、
を設けた構造にすると、この結果の硬質被覆層は、すぐれた耐熱塑性変形性に加えて、高温硬さと高温耐酸化性、さらに高温強度を複合的に具備したものとなるので、この硬質被覆層を蒸着形成してなる表面被覆切削工具は、高熱発生を伴う高硬度鋼の高速切削加工でも、偏摩耗の原因となる熱塑性変形の発生なく、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮すること。
以上（ａ）〜（ｃ）に示される研究結果を得たのである。
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、炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された超硬基体の表面に、あるいは、高速度工具鋼基体の表面に、
（ａ）いずれも（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎからなる上部層と下部層で構成し、前記上部層は０．５〜１．５μｍ、前記下部層は２〜６μｍの平均層厚をそれぞれ有し、
（ｂ）上記上部層は、いずれも一層平均層厚が５〜２０ｎｍ（ナノメ−タ−）の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造を有し、
上記薄層Ａは、
組成式：［Ｃｒ1-（Ｅ＋Ｆ）ＡｌＥＺｒＦ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｅは０．１５〜０．３０、Ｆは０．３５〜０．５０を示す）を満足する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層、
上記薄層Ｂは、
組成式：［Ｃｒ1-（Ｍ＋Ｎ）ＡｌＭＺｒＮ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｍは０．５０〜０．６５、Ｎは０．０１〜０．１０を示す）を満足する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層、からなり、
（ｃ）上記下部層は、単一相構造を有し、
組成式：［（Ｃｒ1-（Ｘ＋Ｚ）ＡｌＸＺｒＺ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．５０〜０．６５、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）を満足する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層、
からなる硬質被覆層を蒸着形成してなる、高硬度鋼の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切削工具に特徴を有するものである。
（ａ）いずれも（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎからなる上部層と下部層で構成し、前記上部層は０．５〜１．５μｍ、前記下部層は２〜６μｍの平均層厚をそれぞれ有し、
（ｂ）上記上部層は、いずれも一層平均層厚が５〜２０ｎｍ（ナノメ−タ−）の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造を有し、
上記薄層Ａは、
組成式：［Ｃｒ1-（Ｅ＋Ｆ）ＡｌＥＺｒＦ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｅは０．１５〜０．３０、Ｆは０．３５〜０．５０を示す）を満足する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層、
上記薄層Ｂは、
組成式：［Ｃｒ1-（Ｍ＋Ｎ）ＡｌＭＺｒＮ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｍは０．５０〜０．６５、Ｎは０．０１〜０．１０を示す）を満足する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層、からなり、
（ｃ）上記下部層は、単一相構造を有し、
組成式：［（Ｃｒ1-（Ｘ＋Ｚ）ＡｌＸＺｒＺ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．５０〜０．６５、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）を満足する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層、
からなる硬質被覆層を蒸着形成してなる、高硬度鋼の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切削工具に特徴を有するものである。
つぎに、この発明の表面被覆切削工具の硬質被覆層に関し、上記の通りに数値限定した理由を説明する。
（ａ）下部層の組成式および平均層厚
上記の通り、硬質被覆層を構成する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層におけるＡｌ成分には高温硬さ、同Ｃｒ成分には高温強度を向上させると共に、ＡｌおよびＣｒが共存含有した状態で高温耐酸化性を向上させ、さらに同Ｚｒ成分には耐熱塑性変形性を向上させる作用があり、下部層ではＡｌ成分の含有割合を相対的に多くして、高い高温硬さと高温耐酸化性を維持するが、Ａｌの含有割合を示すＸ値がＣｒとＺｒとの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．５０未満では、所望のすぐれた高温硬さと高温耐酸化性を確保することができず、摩耗の進行促進が避けられず、一方Ａｌの割合を示す同Ｘ値が同０．６５を越えると、高温強度が急激に低下し、この結果チッピング（微少欠け）などが発生し易くなることから、Ｘ値を０．５０〜０．６５と定めた。
また、Ｚｒ成分の割合を示すＺ値がＣｒとＡｌの合量に占める割合で、０．０１未満では、所定の耐熱塑性変形性を確保することができず、一方同Ｚ値が０．１０を超えると、高温強度が急激に低下するようになることから、Ｚ値を０．０１〜０．１０と定めた。
さらに、その平均層厚が２μｍ未満では、自身のもつすぐれた高温硬さと耐熱塑性変形性を硬質被覆層に長期に亘って付与できず、これが工具寿命短命化の原因となり、一方その平均層厚が６μｍを越えると、チッピングが発生し易くなることから、その平均層厚を２〜６μｍと定めた。
（ａ）下部層の組成式および平均層厚
上記の通り、硬質被覆層を構成する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層におけるＡｌ成分には高温硬さ、同Ｃｒ成分には高温強度を向上させると共に、ＡｌおよびＣｒが共存含有した状態で高温耐酸化性を向上させ、さらに同Ｚｒ成分には耐熱塑性変形性を向上させる作用があり、下部層ではＡｌ成分の含有割合を相対的に多くして、高い高温硬さと高温耐酸化性を維持するが、Ａｌの含有割合を示すＸ値がＣｒとＺｒとの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．５０未満では、所望のすぐれた高温硬さと高温耐酸化性を確保することができず、摩耗の進行促進が避けられず、一方Ａｌの割合を示す同Ｘ値が同０．６５を越えると、高温強度が急激に低下し、この結果チッピング（微少欠け）などが発生し易くなることから、Ｘ値を０．５０〜０．６５と定めた。
また、Ｚｒ成分の割合を示すＺ値がＣｒとＡｌの合量に占める割合で、０．０１未満では、所定の耐熱塑性変形性を確保することができず、一方同Ｚ値が０．１０を超えると、高温強度が急激に低下するようになることから、Ｚ値を０．０１〜０．１０と定めた。
さらに、その平均層厚が２μｍ未満では、自身のもつすぐれた高温硬さと耐熱塑性変形性を硬質被覆層に長期に亘って付与できず、これが工具寿命短命化の原因となり、一方その平均層厚が６μｍを越えると、チッピングが発生し易くなることから、その平均層厚を２〜６μｍと定めた。
（ｂ）上部層の薄層Ａの組成式
上部層の薄層Ａの（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）ＮにおけるＺｒ成分には、上記の通り相対的にその含有割合を高くして、耐熱塑性変形性を向上させ、もって高熱発生を伴う高硬度鋼の高速切削加工ですぐれた耐熱塑性変形性を発揮させ、摩耗進行を抑制する作用があるが、その含有割合を示すＦ値がＣｒとＡｌの合量に占める割合で、０．３５未満では前記作用に所望のすぐれた効果を確保することができず、一方同Ｆ値が０．５０を越えると、上部層全体の高温硬さおよび高温耐酸化性低下の原因となり、チッピングが発生し易くなることから、Ｆ値を０．３５〜０．５０と定めた。
また、Ａｌの割合を示すＥ値がＣｒとＺｒの合量に占める割合で、０．１５未満では、最低限の高温硬さおよび高温耐酸化性を確保することができず、摩耗促進の原因となり、一方同Ｅ値が０．３０を超えると、高温強度が低下するようになり、チッピング発生の原因となることから、Ｅ値を０．１５〜０．３０と定めた。
上部層の薄層Ａの（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）ＮにおけるＺｒ成分には、上記の通り相対的にその含有割合を高くして、耐熱塑性変形性を向上させ、もって高熱発生を伴う高硬度鋼の高速切削加工ですぐれた耐熱塑性変形性を発揮させ、摩耗進行を抑制する作用があるが、その含有割合を示すＦ値がＣｒとＡｌの合量に占める割合で、０．３５未満では前記作用に所望のすぐれた効果を確保することができず、一方同Ｆ値が０．５０を越えると、上部層全体の高温硬さおよび高温耐酸化性低下の原因となり、チッピングが発生し易くなることから、Ｆ値を０．３５〜０．５０と定めた。
また、Ａｌの割合を示すＥ値がＣｒとＺｒの合量に占める割合で、０．１５未満では、最低限の高温硬さおよび高温耐酸化性を確保することができず、摩耗促進の原因となり、一方同Ｅ値が０．３０を超えると、高温強度が低下するようになり、チッピング発生の原因となることから、Ｅ値を０．１５〜０．３０と定めた。
（ｃ）上部層の薄層Ｂの組成式
薄層Ｂは、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層において、云わば、薄層Ａに不足する特性（高温硬さおよび高温耐酸化性）を補うことを主たる目的とするものである。
すでに述べたように、上部層の薄層Ａは、Ｚｒ成分の含有割合を高めその耐熱塑性変形性の向上を図ったものであるが、上部層には所定の高温強度も求められており、これを確保するためには薄層Ａに所定量のＣｒを含有する必要がある。そうすると、薄層ＡにおけるＡｌの含有割合は、少なくならざるを得ず、その結果として、薄層Ａは高温硬さおよび高温耐酸化性が不十分となり、ひいては、耐摩耗性の低下につながる。
そこで、上部層の薄層Ｂにおいては、Ｚｒ成分の含有割合を相対的に低くし、その分Ａｌ成分の含有割合を高く維持することで、相対的に高い高温硬さと高温耐酸化性を具備せしめ、隣接する薄層Ａの高温硬さと高温耐酸化性の不足を補い、もって、前記薄層Ａの有するすぐれた耐熱塑性変形性を損なうことなく、しかも、前記薄層Ｂの有する高温硬さおよび高温耐酸化性を具備した上部層を形成する。
薄層Ｂの組成式におけるＡｌの含有割合を示すＭ値が０．５０未満では、所望の高温硬さと高温耐酸化性を確保することができず、摩耗進行が促進するようになり、一方同Ｍ値が０．６５を越えると、上部層全体の高温強度が低下するようになり、チッピング発生の原因となることから、Ｍ値を０．５０〜０．６５と定めた。
また、Ｚｒの割合を示すＮ値がＣｒとＡｌの合量に占める割合で、０．０１未満になると、上部層全体の耐熱塑性変形性低下が避けられず、一方同Ｎ値が０．１０を超えると、高温強度が急激に低下するようになることから、Ｎ値を０．０１〜０．１０と定めた。
薄層Ｂは、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層において、云わば、薄層Ａに不足する特性（高温硬さおよび高温耐酸化性）を補うことを主たる目的とするものである。
すでに述べたように、上部層の薄層Ａは、Ｚｒ成分の含有割合を高めその耐熱塑性変形性の向上を図ったものであるが、上部層には所定の高温強度も求められており、これを確保するためには薄層Ａに所定量のＣｒを含有する必要がある。そうすると、薄層ＡにおけるＡｌの含有割合は、少なくならざるを得ず、その結果として、薄層Ａは高温硬さおよび高温耐酸化性が不十分となり、ひいては、耐摩耗性の低下につながる。
そこで、上部層の薄層Ｂにおいては、Ｚｒ成分の含有割合を相対的に低くし、その分Ａｌ成分の含有割合を高く維持することで、相対的に高い高温硬さと高温耐酸化性を具備せしめ、隣接する薄層Ａの高温硬さと高温耐酸化性の不足を補い、もって、前記薄層Ａの有するすぐれた耐熱塑性変形性を損なうことなく、しかも、前記薄層Ｂの有する高温硬さおよび高温耐酸化性を具備した上部層を形成する。
薄層Ｂの組成式におけるＡｌの含有割合を示すＭ値が０．５０未満では、所望の高温硬さと高温耐酸化性を確保することができず、摩耗進行が促進するようになり、一方同Ｍ値が０．６５を越えると、上部層全体の高温強度が低下するようになり、チッピング発生の原因となることから、Ｍ値を０．５０〜０．６５と定めた。
また、Ｚｒの割合を示すＮ値がＣｒとＡｌの合量に占める割合で、０．０１未満になると、上部層全体の耐熱塑性変形性低下が避けられず、一方同Ｎ値が０．１０を超えると、高温強度が急激に低下するようになることから、Ｎ値を０．０１〜０．１０と定めた。
（ｄ）上部層の薄層Ａと薄層Ｂの一層平均層厚
上部層の薄層Ａと薄層Ｂそれぞれの一層平均層厚が５ｎｍ未満では、それぞれの薄層を上記の組成のものとして明確に形成することが困難であり、この結果上部層に所望のすぐれた耐熱塑性変形性および所定の高温硬さと高温耐酸化性を確保することができなくなり、またそれぞれの一層平均層厚が２０ｎｍを越えるとそれぞれの薄層がもつ欠点、すなわち薄層Ａであれば高温硬さと高温耐酸化性不足、薄層Ｂであれば耐熱塑性変形性不足が層内に局部的に現れ、これが原因でチッピングが発生し易くなったり、摩耗進行が促進されるようになることから、それぞれの一層平均層厚を５〜２０ｎｍと定めた。
すなわち、薄層Ｂは、薄層Ａの有する特性のうちの不十分な特性を補うために設けたものであるが、薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの一層平均層厚が５〜２０ｎｍの範囲内であれば、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層は、すぐれた耐熱塑性変形性を具備し、しかもこれを損なうことなく所定の高温硬さ、高温強度、高温耐酸化性を具備したあたかも一つの層であるかのように作用するが、薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの一層平均層厚が２０ｎｍを越えると、薄層Ａの高温硬さおよび高温耐酸化性不足、あるいは、薄層Ｂの耐熱塑性変形性不足が層内に局部的に現れるようになり、上部層が全体として一つの層としての良好な特性を呈することができなくなるため、薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの一層平均層厚を５〜２０ｎｍと定めた。
薄層Ａと薄層Ｂの一層平均層厚を５〜２０ｎｍの範囲内とした交互積層構造からなる上部層を下部層表面に形成することにより、優れた耐熱塑性変形性、高温硬さ、高温強度及び高温耐酸化性を兼ね備えた硬質被覆層が得られる。
上部層の薄層Ａと薄層Ｂそれぞれの一層平均層厚が５ｎｍ未満では、それぞれの薄層を上記の組成のものとして明確に形成することが困難であり、この結果上部層に所望のすぐれた耐熱塑性変形性および所定の高温硬さと高温耐酸化性を確保することができなくなり、またそれぞれの一層平均層厚が２０ｎｍを越えるとそれぞれの薄層がもつ欠点、すなわち薄層Ａであれば高温硬さと高温耐酸化性不足、薄層Ｂであれば耐熱塑性変形性不足が層内に局部的に現れ、これが原因でチッピングが発生し易くなったり、摩耗進行が促進されるようになることから、それぞれの一層平均層厚を５〜２０ｎｍと定めた。
すなわち、薄層Ｂは、薄層Ａの有する特性のうちの不十分な特性を補うために設けたものであるが、薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの一層平均層厚が５〜２０ｎｍの範囲内であれば、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層は、すぐれた耐熱塑性変形性を具備し、しかもこれを損なうことなく所定の高温硬さ、高温強度、高温耐酸化性を具備したあたかも一つの層であるかのように作用するが、薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの一層平均層厚が２０ｎｍを越えると、薄層Ａの高温硬さおよび高温耐酸化性不足、あるいは、薄層Ｂの耐熱塑性変形性不足が層内に局部的に現れるようになり、上部層が全体として一つの層としての良好な特性を呈することができなくなるため、薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの一層平均層厚を５〜２０ｎｍと定めた。
薄層Ａと薄層Ｂの一層平均層厚を５〜２０ｎｍの範囲内とした交互積層構造からなる上部層を下部層表面に形成することにより、優れた耐熱塑性変形性、高温硬さ、高温強度及び高温耐酸化性を兼ね備えた硬質被覆層が得られる。
（ｅ）上部層の平均層厚
その平均層厚が０．５μｍ未満では、自身のもつすぐれた耐熱塑性変形性と、所定の高温硬さおよび高温耐酸化性を硬質被覆層に長期に亘って付与できず、工具寿命短命の原因となり、一方その平均層厚が１．５μｍを越えると、チッピングが発生し易くなることから、その平均層厚を０．５〜１．５μｍと定めた。
この発明の表面被覆切削工具は、硬質被覆層が（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層からなるが、硬質被覆層の上部層を薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造とすることによってすぐれた耐熱塑性変形性を具備し、しかもこれを損なうことなく所定の高温硬さおよび高温耐酸化性を有し、さらに、同単一相構造の下部層がすぐれた高温硬さおよび高温耐酸化性を有することから、特に高熱発生を伴なう合金工具鋼や軸受鋼の焼入れ材などの高硬度鋼の高速切削加工でも、硬質被覆層がすぐれた耐熱塑性変形性を発揮し、この結果切刃部に偏摩耗の原因となる熱塑性変形の発生なく、切刃部は正常摩耗形態をとり、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するものである。
つぎに、この発明の表面被覆切削工具を実施例により具体的に説明する。
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、ＺｒＣ粉末、ＶＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃr3Ｃ2粉末、ＴｉＮ粉末、ＴａＮ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。
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（重量比でＴｉＣ／ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ2Ｃ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基サーメット製の超硬基体Ｂ−１〜Ｂ−６を形成した。
（ａ）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に示されるアークイオンプレーティング装置内の回転テーブル上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そって装着し、一方側のカソード電極（蒸発源）として、それぞれ表３，４に示される目標組成に対応した成分組成をもった上部層の薄層Ａ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金、他方側のカソード電極（蒸発源）として、同じくそれぞれ表３，４に示される目標組成に対応した成分組成をもった上部層の薄層Ｂおよび下部層形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金を前記回転テーブルを挟んで対向配置し、
（ｂ）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、かつ前記薄層Ｂおよび下部層形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金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前記Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金によってボンバード洗浄し、
（ｃ）装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して３Ｐａ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、かつ前記薄層Ｂおよび下部層形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金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、もって前記超硬基体の表面に、表３，４に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層を硬質被覆層の下部層として蒸着形成し、
（ｄ）ついで装置内に導入する反応ガスとしての窒素ガスの流量を調整して２Ｐａ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た状態で、前記薄層Ａ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金のカソード電極とアノード電極との間に５０〜１００Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させて、前記超硬基体の表面に所定層厚の薄層Ａを形成し、前記薄層Ａ形成後、アーク放電を停止し、代って前記薄層Ｂおよび下部層形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金のカソード電極とアノード電極間に同じく５０〜１００Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させて、所定層厚の薄層Ｂを形成した後、アーク放電を停止し、再び前記薄層Ａ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金のカソード電極とアノード電極間のアーク放電による薄層Ａの形成と、前記薄層Ｂおよび下部層形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金のカソード電極とアノード電極間のアーク放電による薄層Ｂの形成を交互に繰り返し行い、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および一層目標層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる上部層を同じく表３，４に示される全体目標層厚で蒸着形成することにより、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。
（ｂ）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、かつ前記薄層Ｂおよび下部層形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金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前記Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金によってボンバード洗浄し、
（ｃ）装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して３Ｐａ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、かつ前記薄層Ｂおよび下部層形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金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、もって前記超硬基体の表面に、表３，４に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層を硬質被覆層の下部層として蒸着形成し、
（ｄ）ついで装置内に導入する反応ガスとしての窒素ガスの流量を調整して２Ｐａ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た状態で、前記薄層Ａ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金のカソード電極とアノード電極との間に５０〜１００Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させて、前記超硬基体の表面に所定層厚の薄層Ａを形成し、前記薄層Ａ形成後、アーク放電を停止し、代って前記薄層Ｂおよび下部層形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金のカソード電極とアノード電極間に同じく５０〜１００Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させて、所定層厚の薄層Ｂを形成した後、アーク放電を停止し、再び前記薄層Ａ形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金のカソード電極とアノード電極間のアーク放電による薄層Ａの形成と、前記薄層Ｂおよび下部層形成用Ｃｒ−Ａｌ−Ｚｒ合金のカソード電極とアノード電極間のアーク放電による薄層Ｂの形成を交互に繰り返し行い、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および一層目標層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる上部層を同じく表３，４に示される全体目標層厚で蒸着形成することにより、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。
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、それぞれ表５に示される目標組成に対応した成分組成をもったＣｒ−Ａｌ合金を装着し、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Ｃｒ−Ａｌ合金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前記Ｃｒ−Ａｌ合金でボンバード洗浄し、ついで装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して３Ｐａ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Ｃｒ−Ａｌ合金の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の単一相構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、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。
つぎに、上記の各種の被覆超硬チップを、いずれも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、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、
被削材：ＪＩＳ・ＳＫＤ６１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ５２）の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： １６０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．０ ｍｍ、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ａ）での合金工具鋼焼入れ材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・ＳＫＤ１１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６０）の丸棒、
切削速度： ２００ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．０ ｍｍ、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ｂ）での合金工具鋼焼入れ材の乾式連続高速切削加工試験（通常の切削速度は１２０ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＪ２の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６４）の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．０ ｍｍ、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｃ）での軸受鋼焼入れ材の乾式断続高速切削加工試験（通常の切削速度は８０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、いずれの切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。
被削材：ＪＩＳ・ＳＫＤ６１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ５２）の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： １６０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．０ ｍｍ、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ａ）での合金工具鋼焼入れ材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・ＳＫＤ１１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６０）の丸棒、
切削速度： ２００ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．０ ｍｍ、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ｂ）での合金工具鋼焼入れ材の乾式連続高速切削加工試験（通常の切削速度は１２０ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＪ２の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６４）の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．０ ｍｍ、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｃ）での軸受鋼焼入れ材の乾式断続高速切削加工試験（通常の切削速度は８０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、いずれの切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。
（イ）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。
（ロ）また、直径が８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの３種の寸法の高速度工具鋼（ＪＩＳ・ＳＫＨ５７）素材から、機械加工にて、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 度の４枚刃スクエア形状をもった高速度工具鋼（以下、ＨＳＳという）基体（エンドミル）Ｅ−１〜Ｅ−６をそれぞれ製造した。ＨＳＳ基体（エンドミル）Ｅ−１〜Ｅ−２、Ｅ−３〜Ｅ−４、Ｅ−５〜Ｅ−６の寸法・形状は、それぞれ、前記超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−３、Ｃ−４〜Ｃ−６、Ｃ−７〜Ｃ−８のそれと同じである。
ついで、これらの超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８及びＨＳＳ基体(エンドミル) Ｅ−１〜Ｅ−６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８に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層からなる下部層と、同じく層厚方向に沿って表８に示される目標組成および一層目標層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる上部層を同じく表８に示される全体目標層厚で蒸着形成することにより、本発明表面被覆切削工具としての本発明表面被覆超硬製エンドミル（以下、本発明被覆超硬エンドミルと云う）１〜８及び本発明表面被覆高速度工具鋼製エンドミル（以下、本発明被覆ＨＳＳエンドミルと云う）９〜１４をそれぞれ製造した。
また、比較の目的で、上記の超硬基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８及びＨＳＳ基体(エンドミル) Ｅ−１〜Ｅ−６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、同じく表９に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来表面被覆超硬製エンドミル（以下、従来被覆超硬エンドミルと云う）１〜８及び従来表面被覆高速度工具鋼製エンドミル（以下、従来被覆ＨＳＳエンドミルと云う）９〜１４をそれぞれ製造した。をそれぞれ製造した。
（ａ）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、
（ａ−１）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ１１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６０）の板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：０．２５ ｍｍ、
テーブル送り： ８０ ｍｍ／分、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は２０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ａ−２）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＵＪ２の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６４）の板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：０．２ ｍｍ、
テーブル送り： ６０ ｍｍ／分、
の条件での軸受鋼焼入れ材の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は１５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ａ−３）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ６１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ５２）の板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：０．２５ ｍｍ、
テーブル送り： ３０ ｍｍ／分、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は２０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記（ａ−１）〜（ａ−３）のいずれの溝切削加工試験でも、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に至るまでの切削溝長を測定した。
（ａ−１）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ１１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６０）の板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：０．２５ ｍｍ、
テーブル送り： ８０ ｍｍ／分、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は２０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ａ−２）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＵＪ２の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６４）の板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：０．２ ｍｍ、
テーブル送り： ６０ ｍｍ／分、
の条件での軸受鋼焼入れ材の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は１５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ａ−３）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ６１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ５２）の板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：０．２５ ｍｍ、
テーブル送り： ３０ ｍｍ／分、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は２０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記（ａ−１）〜（ａ−３）のいずれの溝切削加工試験でも、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に至るまでの切削溝長を測定した。
（ｂ）つぎに、本発明被覆ＨＳＳエンドミル９〜１４および比較被覆ＨＳＳエンドミル９〜１４のうち、
（ｂ−１）本発明被覆ＨＳＳエンドミル９、１０および従来被覆ＨＳＳエンドミル９、１０については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ１１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６０）の板材、
切削速度： ２０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：０．２ ｍｍ、
テーブル送り： ４０ ｍｍ／分、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は１０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｂ−２）本発明被覆ＨＳＳエンドミル１１、１２および従来被覆ＨＳＳエンドミル１１、１２については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＵＪ２の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６４）の板材、
切削速度： ２５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：０．２ ｍｍ、
テーブル送り： ８０ ｍｍ／分、
の条件での軸受鋼焼入れ材の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は１０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｂ−３）本発明被覆ＨＳＳエンドミル１３、１４および従来被覆ＨＳＳエンドミル１３、１４については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ６１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ５２）の板材、
切削速度： ３０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）：０．３ ｍｍ、
テーブル送り： ０．３ ｍｍ／分、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は１０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記（ｂ−１）〜（ｂ−３）のいずれの溝切削加工試験でも、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に至るまでの切削溝長を測定した。
上記（ａ−１）〜（ａ−３）、（ｂ−１）〜（ｂ−３）の測定結果を表８，９にそれぞれ示した。
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ＷＣ基超硬合金製の超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８をそれぞれ製造した。
また、上記の実施例２で用いた高速度工具鋼（ＪＩＳ・ＳＫＨ５７）素材を用い、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれぞれ４ｍｍ×２５ｍｍ（ＨＳＳ基体Ｆ−１、Ｆ−２）、８ｍｍ×４５ｍｍ（ＨＳＳ基体Ｆ−３、Ｆ−４）、および１６ｍｍ×９０ｍｍ（ＨＳＳ基体Ｆ−５、Ｆ−６）の寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の２枚刃形状をもった高速度工具鋼製のＨＳＳ基体（ドリル）Ｆ−１〜Ｆ−６をそれぞれ製造した
また、上記の実施例２で用いた高速度工具鋼（ＪＩＳ・ＳＫＨ５７）素材を用い、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれぞれ４ｍｍ×２５ｍｍ（ＨＳＳ基体Ｆ−１、Ｆ−２）、８ｍｍ×４５ｍｍ（ＨＳＳ基体Ｆ−３、Ｆ−４）、および１６ｍｍ×９０ｍｍ（ＨＳＳ基体Ｆ−５、Ｆ−６）の寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の２枚刃形状をもった高速度工具鋼製のＨＳＳ基体（ドリル）Ｆ−１〜Ｆ−６をそれぞれ製造した
ついで、これらの超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８及びＨＳＳ基体（ドリル）Ｆ−１〜Ｆ−６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１０に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎ層からなる下部層と、同じく層厚方向に沿って表１０に示される目標組成および一層目標層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる上部層を同じく表１０に示される全体目標層厚で蒸着形成することにより、本発明表面被覆超硬製ドリル（以下、本発明被覆超硬ドリルと云う）１〜８及び本発明表面被覆ＨＳＳドリル（以下、本発明被覆ＨＳＳドリルと云う）９〜１４をそれぞれ製造した。
また、比較の目的で、上記の超硬基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−８及びＨＳＳ基体（ドリル）Ｆ−１〜Ｆ−６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、同じく表１１に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来表面被覆超硬製ドリル（以下、従来被覆超硬ドリルと云う）１〜８及び従来表面被覆ＨＳＳドリル（以下、従来被覆ＨＳＳドリルと云う）９〜１４をそれぞれ製造した。
（ｃ）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、
（ｃ−１）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：１００ｍｍ×２５０、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＵＪ２の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６４）の板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件での軸受鋼焼入れ材の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は２０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｃ−２）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ６１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ５２）の板材、
切削速度： ６０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １６ ｍｍ、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は３５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｃ−３）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ１１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６０）の板材、
切削速度： ５５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ３２ ｍｍ、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は３０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記（ｃ−１）〜（ｃ−３）の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。
（ｃ−１）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：１００ｍｍ×２５０、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＵＪ２の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６４）の板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件での軸受鋼焼入れ材の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は２０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｃ−２）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ６１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ５２）の板材、
切削速度： ６０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １６ ｍｍ、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は３５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｃ−３）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：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ１１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６０）の板材、
切削速度： ５５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ３２ ｍｍ、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は３０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記（ｃ−１）〜（ｃ−３）の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。
（ｄ）つぎに、上記本発明被覆ＨＳＳドリル９〜１４および従来被覆ＨＳＳドリル９〜１４のうち、
（ｄ−１）本発明被覆ＨＳＳドリル９、１０および従来被覆ＨＳＳドリル９、１０については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＵＪ２の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６４）の板材、
切削速度： ２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．０８ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件での軸受鋼焼入れ材の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は１０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｄ−２）本発明被覆ＨＳＳドリル１１、１２および従来被覆ＨＳＳドリル１１、１２については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ６１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ５２）の板材、
切削速度： ２５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １６ ｍｍ、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は１５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｄ−３）本発明被覆ＨＳＳドリル１３、１４および従来被覆ＨＳＳドリル１３、１４については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法を有するＪＩＳ・ＳＫＤ１１の焼入れ材（硬さ：ＨＲＣ６０）の板材、
切削速度： ２５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ３２ ｍｍ、
の条件での合金工具鋼焼入れ材の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は１５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記（ｄ−１）〜（ｄ−３）の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。
上記（ｃ−１）〜（ｃ−３）、（ｄ−１）〜（ｄ−３）の測定結果を表１０、１１にそれぞれ示した。
この結果得られた本発明表面被覆切削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、本発明被覆ＨＳＳエンドミル９〜１４、本発明被覆超硬ドリル１〜８および本発明被覆ＨＳＳドリル９〜１４の（Ｃｒ，Ａｌ，Ｚｒ）Ｎからなる硬質被覆層を構成する上部層の薄層Ａおよび薄層Ｂ、さらに同下部層の組成、並びに、従来被覆超硬チップ１〜１６、従来被覆超硬エンドミル１〜８、従来被覆ＨＳＳエンドミル９〜１４、従来被覆超硬ドリル１〜８および従来被覆ＨＳＳドリル９〜１４の（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎからなる硬質被覆層の組成を、透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散型Ｘ線分析法により測定したところ、それぞれ目標組成と実質的に同じ組成を示した。
また、上記の硬質被覆層の構成層の平均層厚を透過型電子顕微鏡を用いて断面測定したところ、いずれも目標層厚と実質的に同じ平均値（５ヶ所の平均値）を示した。
表３〜１１に示される結果から、本発明表面被覆切削工具は、いずれも硬質被覆層が、一層平均層厚がそれぞれ５〜２０ｎｍの薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造を有する上部層（０．５〜１．５μｍの平均層厚を有す）と、単一相構造の下部層（２〜６μｍの平均層厚を有す）からなり、前記上部層がすぐれた耐熱塑性変形性と所定の高温硬さおよび高温耐酸化性、さらに高温強度を備え、また、前記下部層がすぐれた高温硬さ、高温耐酸化性および高温強度を有しているので、硬質被覆層は全体としてこれらのすぐれた特性を兼ね備えたものとなり、高熱発生を伴なう合金工具鋼や軸受鋼の焼入れ材などの高硬度鋼の高速切削加工でも、切刃部に偏摩耗の原因となる熱塑性変形の発生なく、正常摩耗形態をとり、すぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が単一相構造の（Ｃｒ，Ａｌ）Ｎ層からなる従来被覆切削工具は、特に硬質被覆層の耐熱塑性変形性不足が原因で切刃部に熱塑性変形が発生し、これによって摩耗形態が偏摩耗形態をとるようになることから、摩耗の進行が速くなり、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、この発明の表面被覆切削工具は、特に各種の鋼や鋳鉄などの通常の切削条件での切削加工は勿論のこと、特に合金工具鋼や軸受鋼の焼入れ材などの高硬度鋼の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発揮し、長期に亘ってすぐれた切削性能を示すものであるから、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。
Claims (1)
- 炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された超硬基体の表面に、あるいは、高速度工具鋼基体の表面に、
（ａ）いずれもＣｒとＡｌとＺｒの複合窒化物からなる上部層と下部層で構成し、前記上部層は０．５〜１．５μｍ、前記下部層は２〜６μｍの平均層厚をそれぞれ有し、
（ｂ）上記上部層は、いずれも一層平均層厚がそれぞれ５〜２０ｎｍ（ナノメ−タ−）の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造を有し、
上記薄層Ａは、
組成式：［Ｃｒ1-（Ｅ＋Ｆ）ＡｌＥＺｒＦ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｅは０．１５〜０．３０、Ｆは０．３５〜０．５０を示す）を満足するＣｒとＡｌとＺｒの複合窒化物層、
上記薄層Ｂは、
組成式：［Ｃｒ1-（Ｍ＋Ｎ）ＡｌＭＺｒＮ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｍは０．５０〜０．６５、Ｎは０．０１〜０．１０を示す）を満足するＣｒとＡｌとＺｒの複合窒化物層、からなり、
（ｃ）上記下部層は、単一相構造を有し、
組成式：［Ｃｒ1-（Ｘ＋Ｚ）ＡｌＸＺｒＺ］Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．５０〜０．６５、Ｚは０．０１〜０．１０を示す）を満足するＣｒとＡｌとＺｒの複合窒化物層、
からなる硬質被覆層を蒸着形成してなる、高硬度鋼の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切削工具。
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