JP4844880B2 - 耐熱合金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

Description

この発明は、Ｔｉ基合金、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金等の耐熱合金の切削加工を、高い発熱を伴う高速切削条件で行った場合にも、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（以下、被覆工具という）に関するものである。

一般に、被覆工具には、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。

被覆工具の一つとして、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）基サーメットで構成された工具基体の表面に、
１〜８μｍの層厚を有し、組成式：（Ａｌ_ＸＴｉ_ＹＳｉ_ＺＣｒ_ＱＢ_Ｒ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘ＝０．５〜０．８、Ｙ＝１−Ｘ−Ｚ−Ｑ−Ｒ、Ｚ≦０．１、Ｑ≧０．０６、Ｒ≦０．１を示す）を満足する硬質被覆層を物理蒸着してなる被覆工具が知られており、そして、前記被覆工具の硬質被覆層[以下、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層という]は、すぐれた高温硬さと耐酸化性、耐摩耗性を有し、通常の条件下で、各種の一般鋼や普通鋳鉄などの切削に用いた場合に、すぐれた切削性能を発揮することが知られている。

さらに、上記の被覆工具が、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工具基体を装入し、ヒータで装置内を、例えば５５０℃の温度に加熱した状態で、アノード電極と所定組成を有するＡｌとＴｉとＳｉとＣｒとＢの合金（以下、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ−Ｃｒ−Ｂ合金で示す）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２．６６Ｐａの反応雰囲気とし、一方上記工具基体には、例えば−１００〜―２００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記工具基体の表面に、上記（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）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。
特開２００３−７１６１１号公報

近年の切削加工装置のＦＡ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、これに伴って切削加工は一段と高速化する傾向にあるが、上記の従来被覆工具においては、これを通常条件での切削加工に用いた場合には問題はないが、これを特に高い発熱を伴うＴｉ基合金、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金等の耐熱合金の高速切削に用いた場合には、硬質被覆層は切削時に発生する高熱によって過熱され、潤滑性が不足したり、また溶着を生じたりするために、摩耗進行が促進され、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工具を開発すべく、上記の従来被覆工具に着目し、研究を行った結果、
（イ）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（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ蒸着用アークイオンプレーティング（ＡＩＰ）装置とＣｒ−Ｂ蒸着用マグネトロンスパッタリング（ＳＰ）装置を併設した蒸着装置を用い、装置中央部に工具基体（例えば、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、所定組成のＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金からなるカソード電極（蒸発源）を備えた（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ蒸着用アークイオンプレーティング装置、他方側に、ＣｒＢ_２焼結体からなるターゲット（蒸発源）を備えたＣｒ−Ｂ蒸着用マグネトロンスパッタリング装置を対向配設し、また工具基体装着用回転テーブル上に、これの中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に複数の工具基体をリング状に装着し、この状態で装置内雰囲気を窒素雰囲気として、前記回転テーブルを回転させると共に、形成される硬質被覆層の層厚均一化を図る目的で工具基体自体も自転させながら、前記の（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ蒸着用アークイオンプレーティング装置のＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金からなるカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間にアーク放電を発生させ、それと同時に、対向配設したＣｒ−Ｂ蒸着用マグネトロンスパッタリング装置のＣｒＢ_２焼結体からなるターゲット（蒸発源）にパルス電圧を印加しＣｒＢ_２をスパッタすると、アークイオンプレーティングとスパッタリングによってＡｌとＴｉとＳｉとＣｒとＢの窒化物層（以下、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層で示す）が蒸着形成され、そして、上記窒化物層は、回転テーブル上に配置された工具基体が、上記一方側のＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金のカソード電極（蒸発源）に最も接近した位置で、相対的に、蒸着層中のＡｌ、Ｔｉ、Ｓｉの含有割合が最大となって、Ｃｒ、Ｂの含有割合が最小となる領域（以下、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点という）が形成され、また、前記工具基体が、上記他方側のＣｒＢ_２焼結体ターゲット（蒸発源）に最も接近した位置で、相対的に、蒸着層中のＣｒとＢの含有割合が最大となって、Ａｌ、Ｔｉ、Ｓｉの含有割合が最小となる領域（以下、Ｃｒ−Ｂ最高含有点という）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沿って、前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点とＣｒ−Ｂ最高含有点が回転テーブルの回転速度に応じた所定間隔をもって交互に繰り返し現れると共に、前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点から前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点、前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点から前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点へ、Ａｌ、Ｔｉ、Ｓｉ、Ｃｒ、Ｂの含有量がそれぞれ連続的に変化する成分濃度分布構造の蒸着層（以下、組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層という）が形成されること。

（ロ）上記組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層において、そのＡｌ成分は高温硬さ、耐熱性および耐酸化性を向上させ、同Ｔｉ成分は高温強度を向上させ、同Ｓｉ成分は一段と耐熱性を向上させ、同Ｃｒ成分は一段と高温強度を高め、同Ｂ成分は被削材との反応性を低下させると同時に潤滑性を高める作用があり、したがって相対的にＡｌ，Ｔｉ，Ｓｉの含有割合が高いＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点では、上記組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層はすぐれた高温硬さ、耐熱性、耐酸化性、高温強度を有するが、その反面、被削材との反応性が高くまた潤滑性も不十分であるために、高速切削条件下では溶着や偏摩耗を生じやすいことから、上記組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層のＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点における潤滑性、非反応性の不足を補う目的で、より一段とすぐれた高温強度とともにすぐれた潤滑性と非反応性を備えたＣｒ−Ｂ最高含有点を厚さ方向に交互に介在させることによって、上記組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層全体として、すぐれた高温硬さ、耐熱性、耐酸化性、高温強度、潤滑性および非反応性を具備するようになり、その結果として、高速条件下で耐熱合金の切削加工を行っても溶着、偏摩耗等を生じることなくすぐれた耐摩耗性を発揮するようになること。
以上（イ）、（ロ）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工具基体を、一方にカソード電極としてＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金を、また、他方にターゲットとしてＣｒＢ_２焼結材料を設けた蒸着装置の回転テーブル上に載置し、前記工具基体を回転テーブルで回転させながら、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金カソード電極側でのアークイオンプレーティングと、ＣｒＢ_２焼結材料ターゲット側でのスパッタリングにより、工具基体表面にＡｌとＴｉとＳｉとＣｒとＢの窒化物層からなる硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
（ａ）前記硬質被覆層は１〜８μｍの平均層厚を有し、硬質被覆層の層厚方向に沿って、前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金カソード電極近傍で形成されるＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点と前記ＣｒＢ_２焼結材料ターゲット近傍で形成されるＣｒ−Ｂ最高含有点とが０．００５〜０．１μｍの間隔をおいて交互に繰り返し存在し、
（ｂ）前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点から前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点、前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点から前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点へと、Ａｌ、Ｔｉ、Ｓｉ、Ｃｒ、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、
（ｃ）前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金カソード電極近傍で形成される前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点におけるＡｌ成分、Ｔｉ成分、Ｓｉ成分、Ｃｒ成分およびＢ成分は、その含有割合（ただし、原子比）を、それぞれＸ、Ｙ、Ｚ、Ｑ、Ｒで表したときに、Ｘは０．４０〜０．６０、Ｙは０．３０〜０．４５、Ｚは０．００５〜０．１０、Ｑは０．０１〜０．１０、Ｒは０．０１〜０．１０で、かつ、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＋Ｑ＋Ｒ＝１を満足し、
（ｄ）前記ＣｒＢ_２焼結材料ターゲット近傍で形成される前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点におけるＡｌ成分、Ｔｉ成分、Ｓｉ成分、Ｃｒ成分およびＢ成分は、その含有割合（ただし、原子比）を、それぞれＸ、Ｙ、Ｚ、Ｑ、Ｒで表したときに、Ｘは０．０５〜０．２０、Ｙは０．０５〜０．２０、Ｚは０．００１〜０．０３、Ｑは０．２５〜０．４０、Ｒは０．４０〜０．５５で、かつ、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＋Ｑ＋Ｒ＝１を満足する組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層を蒸着形成してなる、
耐熱合金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被覆工具（表面被覆切削工具）に特徴を有するものである。

つぎに、この発明の被覆工具の硬質被覆層を構成する組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層に関し、上記の通りに数値限定した理由を説明する。

（ａ）Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点のＡｌ、Ｔｉ、Ｓｉ含有割合
組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層におけるＡｌは、高温硬さ、耐熱性および耐酸化性を向上させ、同Ｔｉは高温強度を向上させ、同Ｓｉ成分は一段と耐熱性を向上させ、同Ｃｒ成分は一段と高温強度を向上させ、さらに、Ｂ成分は被削材との反応性を低下させると同時に潤滑性を高める作用がある。したがって相対的にＡｌ，Ｔｉ，Ｓｉ成分の含有割合が高いＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点ではすぐれた高温硬さ、耐熱性、耐酸化性、高温強度を備えるが、Ａｌの含有割合（Ｘ値）が０．４０未満の場合には、硬質被覆層として最小限要求される高温硬さ、耐熱性、耐酸化性を維持することはできず、Ｔｉの含有割合（Ｙ値）が０．３０未満の場合には、高温強度の不足によるチッピング発生の恐れがあり、また、Ｓｉの含有割合（Ｚ値）が０．００５未満の場合には、硬質被覆層の耐熱性の向上を期待できない。一方、Ａｌの含有割合（Ｘ値）が０．６０を超えたり、Ｔｉの含有割合（Ｙ値）が０．４５を超えたり、Ｓｉの含有割合（Ｚ値）が０．１０を越えたりしたような場合には、Ｃｒの含有割合（Ｑ値）およびＢの含有割合（Ｒ値）が少なくなりすぎて、より一段の高温強度の向上および硬質被覆層の反応性の低減、潤滑性の向上を図ることができなくなることから、Ａｌの含有割合（Ｘ値）を０．４０〜０．６０、Ｔｉの含有割合（Ｙ値）を０．３０〜０．４５、また、Ｓｉの含有割合（Ｚ値）を０．００５〜０．１０とそれぞれ定めた。
なお、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点におけるＣｒ成分の含有割合（Ｑ値）およびＢ成分の含有割合（Ｒ値）は、高温硬さ、耐熱性、耐酸化性を損なわずに所定の高温強度を保持しつつ非反応性、潤滑性を発揮させるためには、０．０１≦Ｑ≦０．１０、０．０１≦Ｒ≦０．１０の範囲とする必要があり、しかも、Ｘ、Ｙ、Ｚ、Ｑ、Ｒは、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＋Ｑ＋Ｒ＝１を満たす数値である。

（ｂ）Ｃｒ−Ｂ最高含有点のＣｒ、Ｂ含有割合
硬質被覆層のＣｒ−Ｂ最高含有点において、組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層はすぐれた非反応性と潤滑性を備えるが、硬質被覆層は、これらの特性ばかりでなく、硬質被覆層として最小限要求される高温硬さ、耐熱性、耐酸化性、高温強度を当然備える必要があることから、Ｃｒ−Ｂ最高含有点におけるＣｒ含有割合（Ｑ値）、Ｂ含有割合（Ｒ値）を、Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂの合量に占める割合（原子比）で、それぞれ、０．２５〜０．４０、０．４０〜０．５５と定めた。
つまり、Ｃｒ含有割合（Ｑ値）が０．４０を超えると、あるいは、Ｂ含有割合（Ｒ値）が０．５５を超えると、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層中のＡｌ、Ｔｉ、Ｓｉ成分の含有量が減少し、その結果、特に、高温硬さ、耐熱性、耐酸化性が不十分となり、一方、Ｃｒ含有割合（Ｑ値）が０．２５未満になると、あるいは、Ｂ含有割合（Ｒ値）が０．４０未満になると、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層中のＣｒ、Ｂの含有割合が少なくなり過ぎて、高温強度のよりいっそうの向上および反応性の低減作用、潤滑性改善効果を期待できなくなることから、Ｃｒの含有割合（Ｑ値）を０．２５〜０．４０と、また、Ｂの含有割合（Ｒ値）を、０．４０〜０．５５（いずれも、原子比）に定めた。
なお、Ｃｒ−Ｂ最高含有点におけるＡｌ成分の含有割合（Ｘ値）、Ｔｉ成分の含有割合（Ｙ値）およびＳｉ成分の含有割合（Ｚ値）は、耐熱合金の高速切削で最低限必要とされる高温硬さ、耐熱性、耐酸化性、高温強度を備えるという点から、０．０５≦Ｘ≦０．２０、０．０５≦Ｙ≦０．２０、０．００１≦Ｚ≦０．０３の範囲とすることが必要であり、しかも、Ｘ、Ｙ、Ｚ、Ｑ、Ｒは、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＋Ｑ＋Ｒ＝１を満たす数値である。

（ｃ）Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点とＣｒ−Ｂ最高含有点間の間隔
この発明の硬質被覆層は、その層厚方向に亘って、窒化物を構成する成分の濃度が、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点からＣｒ−Ｂ最高含有点へと、また、Ｃｒ−Ｂ最高含有点からＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点へと連続的に変化するものであるため、例えば、成分濃度が不連続な変化をする複数層の積層構造からなる硬質被覆層に比べれば、複数層間での剥離等の恐れは無く硬質被覆層自体の密着強度・接合強度は非常にすぐれたものであるが、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点とＣｒ−Ｂ最高含有点間の間隔が０．００５μm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、この結果それぞれの層に所望の高温硬さ、高温強度、耐熱性、耐酸化性、非反応性および潤滑性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Ｃｒ−Ｂ最高含有点であれば高温硬さ、高温強度、耐酸化性および耐熱性の不足、また、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点であれば非反応性および潤滑性の不足が層内に局部的に現れ、これが原因で切刃にチッピングが発生し易くなったり、また、摩耗進行が促進されるようになることから、その間隔を０．００５〜０．１μmと定めた。
なお、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点とＣｒ−Ｂ最高含有点間の間隔は、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ蒸着用アークイオンプレーティング（ＡＩＰ）装置とＣｒ−Ｂ蒸着用マグネトロンスパッタリング（ＳＰ）装置を併設した蒸着装置を用い、アークイオンプレーティングとスパッタリングを同時に行って蒸着膜を形成する際に、例えば、工具基体を装着した回転テーブルの回転速度を制御することによって調整することができるので、回転テーブルの回転速度を適宜に設定することにより、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点とＣｒ−Ｂ最高含有点間の間隔が上記数値範囲内の所望の値となる組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層を容易に形成することができる。

（ｄ）平均層厚
その平均層厚が１μｍ未満では、硬質被覆層が所望の高温硬さ、高温強度、耐熱性、耐酸化性、非反応性および潤滑性を長期に亘って確保することができず、その結果、耐熱合金の高速切削における耐摩耗性の向上を期待することができず、一方、その平均層厚が８μｍを越えると、切刃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１〜８μｍと定めた。

この発明の被覆工具は、硬質被覆層を構成する組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層が、全体として、すぐれた高温硬さ、高温強度、耐熱性、耐酸化性を有するとともに、より一段と優れた高温強度に加え、すぐれた非反応性と潤滑性をも具備することから、Ｔｉ基合金、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金等の耐熱合金を、特に大きな発熱を伴う高速切削条件で加工した場合であっても、溶着・偏摩耗等を生じることなく長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するものである。

つぎに、この発明の被覆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、Ｃｒ_３Ｃ_２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基超硬合金製の工具基体Ａ−１〜Ａ−９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（質量比で、ＴｉＣ／ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ_２Ｃ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基サーメット製の工具基体Ｂ−１〜Ｂ−５を形成した。

ついで、上記の工具基体Ａ−１〜Ａ−９およびＢ−１〜Ｂ−５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とマグネトロンスパッタリング装置を併設した蒸着装置内の回転テーブル上に外周部に沿って装着し、一方側の前記アークイオンプレーティング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Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金、他方側のマグネトロンスパッタリング装置のターゲット（蒸発源）としてＣｒＢ_２焼結体を装着し、またボンバード洗浄用金属Ｔｉ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、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−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Ｔｉ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、もって工具基体表面をＴｉボンバード洗浄し、
（ｂ）ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して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工具基体に−１００Ｖの直流バイアス電圧を印加して、カソード電極とアノード電極との間に９０Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、
（ｃ）また、それと同時に、ＣｒＢ_２焼結体のターゲットにパルス電源から３ｋＷのパルス電力を印加してＣｒＢ_２をスパッタし、
（ｄ）前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体の表面に、表３，４に示される目標組成のＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点とＣｒ−Ｂ最高含有点とが交互に、同じく表３、表４に示される目標間隔で繰り返し存在し、また、前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点から前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点、前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点から前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点へと、Ａｌ、Ｔｉ、Ｓｉ、Ｃｒ、Ｂの含有割合が連続的に変化する成分濃度分布構造を有し、さらに、同じく表３、表４に示される目標層厚の組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、ＩＳＯ・ＣＮＭＧ１２０４０８に規定するスローアウエイチップ形状の本発明被覆工具１〜１４をそれぞれ製造した。
なお、上記実施例では、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点とＣｒ−Ｂ最高含有点との目標間隔は、回転テーブルの回転速度を０．５〜１０ｒｐｍの範囲内で変化させることにより、所定の目標間隔値となるように調整した。

また、比較の目的で、これら工具基体Ａ−１〜Ａ−９およびＢ−１〜Ｂ−５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Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ−Ｃｒ−Ｂ合金を装着し、さらにボンバード洗浄用金属Ｔｉも装着し、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、前記工具基体に−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Ｔｉ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、もって工具基体表面をＴｉ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２Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記工具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９０Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記工具基体Ａ−１〜Ａ−９およびＢ−１〜Ｂ−５のそれぞれの表面に、表５，６に示される目標組成および目標層厚をもった組成的に均一の（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、同じくスローアウエイチップ形状の従来被覆工具１〜１４をそれぞれ製造した。

つぎに、上記の各種の被覆チップを、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、本発明被覆チップ１〜１４および従来被覆チップ１〜１４について、
被削材：質量％で、Ｃｏ−２０％Ｃｒ−１５％Ｗ−１０％Ｎｉ−１．５％Ｍｎ−１％Ｓｉ−１％Ｆｅ−０．１２％Ｃの組成を有する合金の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ５０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．０ ｍｍ、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ４ 分、
の条件（切削条件Ａ）でのＣｏ基合金の乾式高速断続切削加工試験（通常の切削速度は、２５ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：質量％で、Ｔｉ−３％Ａｌ−２．５％Ｖの組成を有する合金の丸棒、
切削速度： ５５ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．５ ｍｍ、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ６ 分、
の条件（切削条件Ｂ）でのＴｉ基合金の乾式高速連続切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／ｍｉｎ．）、
被削材：質量％で、Ｎｉ−１９％Ｃｒ−１８．５％Ｆｅ−５．２％Ｃｄ−５％Ｔａ−３％Ｍｏ−０．９％Ｔｉ−０．５％Ａｌの組成を有する合金の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ６０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．２ ｍｍ、
送り： ０．１５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｃ）でのＮｉ基合金の乾式高速断続切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／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７に示した。

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Ｃｒ_３Ｃ_２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８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種の工具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８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４５度の４枚刃スクエア形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８をそれぞれ製造した。

ついで、これらの工具基体（エンドミル）Ｃ−１〜Ｃ−８のうちの工具基体（エンドミル）Ｃ−２〜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に示されるアークイオンプレーティング装置とマグネトロンスパッタリング装置を併設した蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、層厚方向に沿って表９に示される目標組成のＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点とＣｒ−Ｂ最高含有点とが交互に、同じく表９に示される目標間隔で繰り返し存在し、かつ前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点から前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点、前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点から前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点へと、Ａｌ、Ｔｉ、Ｓｉ、Ｃｒ、Ｂの含有割合が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９に示される目標層厚の組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆工具としての本発明被覆エンドミル１〜７をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、上記の工具基体（エンドミル）Ｃ−２〜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に示される通常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、工具基体（エンドミル）Ｃ−２〜Ｃ−８の表面に、表１０に示される目標組成および目標層厚をもった組成的に均一の（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆工具としての従来被覆エンドミル１〜７をそれぞれ製造した。

つぎに、上記本発明被覆エンドミル１〜７および従来被覆エンドミル１〜７のうち、
本発明被覆エンドミル１、２および従来被覆エンドミル１、２については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの、質量％で、Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖの組成を有する合金の板材、
切削速度： ４０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ３．５ ｍｍ、
テーブル送り： ４００ ｍｍ／分、
の条件でのＴｉ基合金の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、２５ｍ／ｍｉｎ．）、
本発明被覆エンドミル３〜５および従来被覆エンドミル３〜５については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの、質量％で、Ｃｏ−２３％Ｃｒ−６％Ｍｏ−２％Ｎｉ−１％Ｆｅ−０．６％Ｓｉ―０．４％Ｃの組成を有する合金の板材、
切削速度： ５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ４．０ ｍｍ、
テーブル送り： ３５０ ｍｍ／分、
の条件でのＣｏ基合金の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／ｍｉｎ．）、
本発明被覆エンドミル６、７および従来被覆エンドミル６、７については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの、質量％で、Ｎｉ−１９％Ｃｒ−１８．５％Ｆｅ−５．２％Ｃｄ−５％Ｔａ−３％Ｍｏ−０．９％Ｔｉ−０．５％Ａｌの組成を有する合金の板材、
切削速度： ４５ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５．０ ｍｍ、
テーブル送り： ３００ ｍｍ／分、
の条件でのＮｉ基合金の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、２０ｍ／ｍｉｎ．）
をそれぞれ行い、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。この測定結果を表９，１０にそれぞれ示した。

上記の実施例２で製造した直径が８ｍｍ（工具基体Ｃ−１〜Ｃ−３形成用）、１３ｍｍ（工具基体Ｃ−４、Ｃ−６形成用）、および２６ｍｍ（工具基体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（工具基体Ｄ−１〜Ｄ−３）、８ｍｍ×２２ｍｍ（工具基体Ｄ−４、Ｄ−６）、および１６ｍｍ×４５ｍｍ（工具基体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基超硬合金製の工具基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−４、Ｄ−６〜Ｄ−８をそれぞれ製造した。

ついで、これらの工具基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−４、Ｄ−６〜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に示されるアークイオンプレーティング装置とマグネトロンスパッタリング装置を併設した蒸着装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、層厚方向に沿って表１１に示される目標組成のＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点とＣｒ−Ｂ最高含有点とが交互に、同じく表１１に示される目標間隔で繰り返し存在し、かつ前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点から前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点、前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点から前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点へと、Ａｌ、Ｔｉ、Ｓｉ、Ｃｒ、Ｂの含有割合が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１１に示される目標層厚の組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆工具としての本発明被覆ドリル１〜７をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、上記の工具基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−４、Ｄ−６〜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、上記実施例１と同一の条件で、工具基体（ドリル）Ｄ−１〜Ｄ−４、Ｄ−６〜Ｄ−８の表面に、表１２に示される目標組成および目標層厚をもった組成的に均一の（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆工具としての従来被覆ドリル１〜７をそれぞれ製造した。

つぎに、上記本発明被覆ドリル１〜７および従来被覆ドリル１〜７のうち、
本発明被覆ドリル１〜３および従来被覆ドリル１〜３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの、質量％で、Ｔｉ−６％Ａｌ−４％Ｖの組成を有する合金の板材、
切削速度： ４０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ６ ｍｍ、
の条件でのＴｉ合金の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、２０ｍ／ｍｉｎ．）、
本発明被覆ドリル４、５および従来被覆ドリル４、５については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの、質量％で、Ｃｏ−２０％Ｃｒ−２０％Ｎｉ−４％Ｍｎ−４％Ｗ−４％Ｃｄ−３％Ｆｅ−１．５％Ｍｎ−０．７％Ｓｉ−０．３８％Ｃの組成を有する合金の板材、
切削速度： ３５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １８ ｍｍ、
の条件でのＣｏ基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、２５ｍ／ｍｉｎ．）、
本発明被覆ドリル６、７および従来被覆ドリル６、７については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの、質量％で、Ｎｉ−１９％Ｃｒ−１８．５％Ｆｅ−５．２％Ｃｄ−５％Ｔａ−３％Ｍｏ−０．９％Ｔｉ−０．５％Ａｌ−０．３％Ｓｉ−０．２％Ｍｎ−０．０５％Ｃｕ−０．０４％Ｃの組成を有する合金の板材、
切削速度： ５５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．２０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２２ ｍｍ、
の条件でのＮｉ基合金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１１，１２にそれぞれ示した。

この結果得られた本発明被覆工具としての本発明被覆チップ１〜１４、本発明被覆エンドミル１〜７、および本発明被覆ドリル１〜７の硬質被覆層を構成する組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層のＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点およびＣｒ−Ｂ最高含有点の組成を、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、それぞれ目標組成のＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点およびＣｒ−Ｂ最高含有点と実質的に同じ組成を示した。また、従来被覆工具としての従来被覆チップ１〜１４、従来被覆エンドミル１〜７、および従来被覆ドリル１〜７の硬質被覆層を構成する組成的に均一な（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ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平均層厚を走査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７、９〜１２に示される結果から、本発明被覆工具は、Ｔｉ基合金、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金等の耐熱合金の高熱発生を伴う高速条件下での切削加工に用いた場合であっても、硬質被覆層を構成する組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層が、全体として、すぐれた高温硬さ、耐熱性、耐酸化性とより一段と優れた高温強度、さらに、すぐれた非反応性と潤滑性を備えていることによって、溶着、偏摩耗の発生がなく、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が組成的に均一な（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層で構成された従来被覆工具においては、高速切削加工で高熱発生を伴うことにより、溶着・偏摩耗が発生し、これが原因で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、この発明の被覆工具は、一般鋼や普通鋳鉄などの切削加工は勿論のこと、高い発熱を伴うＴｉ基合金、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金等の耐熱合金の高速切削加工に用いた場合でも、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮し、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ＦＡ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。

この発明の被覆工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いたアークイオンプレーティング装置とマグネトロンスパッタリング装置を併設した蒸着装置を示し、（ａ）は概略平面図、（ｂ）は概略正面図である。 従来被覆工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いた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)

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工具基体を、一方にカソード電極としてＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金を、また、他方にターゲットとしてＣｒＢ_２焼結材料を設けた蒸着装置の回転テーブル上に載置し、前記工具基体を回転テーブルで回転させながら、Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金カソード電極側でのアークイオンプレーティングと、ＣｒＢ_２焼結材料ターゲット側でのスパッタリングにより、工具基体表面にＡｌとＴｉとＳｉとＣｒとＢの窒化物層からなる硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
   （ａ）前記硬質被覆層は１〜８μｍの平均層厚を有し、硬質被覆層の層厚方向に沿って、前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金カソード電極近傍で形成されるＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点と前記ＣｒＢ_２焼結材料ターゲット近傍で形成されるＣｒ−Ｂ最高含有点とが０．００５〜０．１μｍの間隔をおいて交互に繰り返し存在し、
   （ｂ）前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点から前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点、前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点から前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点へと、Ａｌ、Ｔｉ、Ｓｉ、Ｃｒ、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、
   （ｃ）前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金カソード電極近傍で形成される前記Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ最高含有点におけるＡｌ成分、Ｔｉ成分、Ｓｉ成分、Ｃｒ成分およびＢ成分は、その含有割合（ただし、原子比）を、それぞれＸ、Ｙ、Ｚ、Ｑ、Ｒで表したときに、Ｘは０．４０〜０．６０、Ｙは０．３０〜０．４５、Ｚは０．００５〜０．１０、Ｑは０．０１〜０．１０、Ｒは０．０１〜０．１０で、かつ、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＋Ｑ＋Ｒ＝１を満足し、
   （ｄ）前記ＣｒＢ_２焼結材料ターゲット近傍で形成される前記Ｃｒ−Ｂ最高含有点におけるＡｌ成分、Ｔｉ成分、Ｓｉ成分、Ｃｒ成分およびＢ成分は、その含有割合（ただし、原子比）を、それぞれＸ、Ｙ、Ｚ、Ｑ、Ｒで表したときに、Ｘは０．０５〜０．２０、Ｙは０．０５〜０．２０、Ｚは０．００１〜０．０３、Ｑは０．２５〜０．４０、Ｒは０．４０〜０．５５で、かつ、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＋Ｑ＋Ｒ＝１を満足する組成変化（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層を蒸着形成してなる、
   耐熱合金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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