JP5476842B2 - 高速重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具 - Google Patents
高速重切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具 Download PDFInfo
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Description
この発明は、軟鋼、ステンレス鋼などのように溶着性が高い被削材、あるいは、合金鋼、ダイス鋼などのような高硬度難削材の切削加工を、高熱発生を伴うとともに、切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切り込みの高速重切削条件で行った場合にも、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性、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、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基体（以下、工具基体という）の表面に、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎあるいは（Ａｌ１−α−βＣｒαＳｉβ）Ｎ（ただし、α、βは原子比を示す）、
を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物［以下、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎで示す］層あるいはＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物［以下、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆層を蒸着形成してなる被覆工具（以下、従来被覆工具という）が知られており、かかる従来被覆工具においては、硬質被覆層を構成する前記（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層が、構成成分であるＡｌによって高温硬さと耐熱性、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有し、また、Ｓｉによって高温硬さを備えるようになることから、これを各種の一般鋼や普通鋳鉄などの連続切削や断続切削加工に用いた場合にすぐれた切削性能を発揮することも知られている。
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎあるいは（Ａｌ１−α−βＣｒαＳｉβ）Ｎ（ただし、α、βは原子比を示す）、
を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物［以下、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎで示す］層あるいはＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物［以下、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆層を蒸着形成してなる被覆工具（以下、従来被覆工具という）が知られており、かかる従来被覆工具においては、硬質被覆層を構成する前記（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層が、構成成分であるＡｌによって高温硬さと耐熱性、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有し、また、Ｓｉによって高温硬さを備えるようになることから、これを各種の一般鋼や普通鋳鉄などの連続切削や断続切削加工に用いた場合にすぐれた切削性能を発揮することも知られている。
そして、上記の被覆工具は、例えば、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５００℃の温度に加熱した状態で、アノード電極と所定組成のＡｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）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：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、一方上記工具基体には、例えば−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記工具基体の表面に、上記（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）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。
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、切削加工は一段と厳しい切削条件下で行われるようになってきているが、上記従来被覆工具においては、これを低合金鋼、炭素鋼、鋳鉄などの通常条件での切削加に用いた場合には、特段の問題はないが、特に、軟鋼、ステンレス鋼などのように溶着性が高い被削材あるいは合金鋼、ダイス鋼などのような高硬度難削材を、高熱発生を伴うとともに、切刃に高負荷が作用する高送り、高切り込みの高速重切削条件下での切削加工に用いた場合には、高熱に加え、高負荷が作用する切刃部で切粉との溶着が生じやすく、その結果として、チッピング（微少欠け）を発生しやすく、また、耐熱塑性変形性も十分でないため、偏摩耗の発生により耐摩耗性が低下しやすく、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、軟鋼、ステンレス鋼、合金鋼、ダイス鋼などの被削材の高速重切削加工で、硬質被覆層がすぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具を開発すべく、上記の従来被覆工具の硬質被覆層に着目し、研究を行った結果、以下の知見を得た。
（ａ）前記の従来被覆工具の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層は、Ａｌ成分によって高温硬さと耐熱性、同Ｃｒ成分によって高温強度、さらにＣｒとＡｌの共存含有によって高温耐酸化性を具備するようになることから、従来被覆工具の硬質被覆層はすぐれた高温硬さ、高温強度、耐熱性、高温耐酸化性を備えているが、溶着性の高い被削材の切削加工、高硬度難削材の切削加工、特に、高熱発生を伴い、かつ、切刃部に高負荷が作用する高送り、高切り込みの高速重切削加工では、切粉が溶着しやすくなり、また、熱塑性変形も発生しやすくなり、その結果、チッピングの発生、偏摩耗の発生を抑えることが難しい。
（ｂ）そこで、本発明者等は、上記（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を下部層とし、この上に、ＡｌとＣｒの複合酸化物層（以下、（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層で示す）を蒸着形成したところ、上記（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層は、下部層との密着性にすぐれるばかりか、すぐれた高温硬さと靭性を有するようになることがわかった。
また、上記下部層および（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層の成分として、それぞれ、Ｓｉを含有させたところ、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層と（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる硬質被覆層は、すぐれた高温硬さ、靭性に加え、すぐれた耐熱塑性変形性をも有するようになることがわかった。
また、上記下部層および（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層の成分として、それぞれ、Ｓｉを含有させたところ、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層と（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる硬質被覆層は、すぐれた高温硬さ、靭性に加え、すぐれた耐熱塑性変形性をも有するようになることがわかった。
（ｃ）しかし、切削条件をより厳しいもの（例えば、高熱発生を伴う高送り、高切り込みの高速重切削条件）としたような場合には、高熱下で切刃に高負荷が作用するようになり、（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層、あるいは、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層の耐熱性が不十分なものとなるために、チッピング発生、熱塑性変形の抑制効果は未だ満足できるものでないことが判明した。
（ｄ）そこで、本発明者等は更に検討を進め、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層を下部層とし、この上に、（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層を中間層として蒸着形成した後、この上に更に、層中のＯ（酸素）含有割合が、上部層の層表面に向かうに従って小さくなる傾斜組成構造のＡｌとＣｒの複合酸化物層を上部層として蒸着形成したところ、表層近傍が低Ｏ（酸素）含有割合となる組成傾斜型の（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層は、すぐれた熱伝導性、熱放散性を備え、かつ、溶着性の高い被削材との潤滑性に優れることから、溶着を生じやすい被削材の切削であって、かつ、高熱発生を伴い、切刃に高負荷が作用する高送り、高切り込みの高速重切削加工において、すぐれた耐チッピング性を発揮し、また、中間層は、すぐれた高温硬さと靭性を備えるとともに、上部層、下部層のいずれともすぐれた密着性を有するため、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層からなる下部層、（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層からなる中間層及び上記組成傾斜型の（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層からなる上部層を硬質被覆層として備えた被覆工具は、溶着を生じやすい被削材の高速重切削加工において、長期に使用に亘ってすぐれた耐チッピング性を発揮することがわかった。
また、下部層、中間層のそれぞれの成分として、Ｓｉ成分を含有させるとともに、上部層の成分としてもＳｉ成分を含有させ、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層を下部層、また、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層を中間層とし、この上に、層中のＯ（酸素）含有割合が、上部層の層表面に向かうに従って小さくなる傾斜組成構造のＡｌとＣｒとＳｉの複合酸化物層を上部層として蒸着形成したところ、熱伝導性、熱放散性、潤滑性に加え、より一段と優れた耐熱塑性変形性を示すようになるため、このような被覆層構造の被覆工具は、合金鋼、ダイス鋼等の高硬度難削材の高速重切削加工において、長期に使用に亘ってすぐれた耐チッピング性と耐摩耗性を発揮することがわかった。
この発明は、上記の知見に基づいてなされたものであって、
「（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の表面に、下部層、中間層及び上部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）下部層は、２〜１０μｍの平均層厚を有し、下部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
で表した場合、０．２５≦α≦０．４５（但し、αは原子比）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層、
（ｂ）中間層は、１〜３μｍの平均層厚を有し、中間層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）２Ｏ３
で表した場合、０．２５≦Ｙ≦０．５５（但し、Ｙは原子比）を満足するＡｌとＣｒの複合酸化物層、
（ｃ）上部層は、０．３〜１μｍの平均層厚を有し、上部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）１−ＸＯＸ
で表した場合、０＜Ｘ≦０．２，０．２５≦Ｙ≦０．５５（但し、Ｘ，Ｙはいずれも原子比）を満足し、さらに、上部層におけるＯ（酸素）含有割合は、中間層側から上部層表面に向かって減少する傾斜組成を有する組成傾斜型のＡｌとＣｒの複合酸化物層、
上記（ａ）〜（ｃ）で構成された硬質被覆層を蒸着形成してなる表面被覆切削工具。
（２） 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の表面に、下部層、中間層及び上部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、
（ｄ） 下部層は、２〜１０μｍの平均層厚を有し、下部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−α−βＣｒαＳｉβ）Ｎ
で表した場合、０．２５≦α≦０．４５、０．０１≦β≦０．１０（但し、α，βはいずれも原子比）を満足するＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層、
（ｅ）中間層は、１〜３μｍの平均層厚を有し、中間層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）２Ｏ３
で表した場合、０．２５≦Ｙ≦０．５５、０．０１≦Ｚ≦０．１０（但し、Ｙ，Ｚはいずれも原子比）を満足するＡｌとＣｒとＳｉの複合酸化物層、
（ｆ） 上部層は、０．３〜１μｍの平均層厚を有し、上部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）１−ＸＯＸ
で表した場合、０＜Ｘ≦０．２，０．２５≦Ｙ≦０．５５、０．０１≦Ｚ≦０．１０（但し、Ｘ，Ｙ，Ｚはいずれも原子比）を満足し、さらに、上部層におけるＯ（酸素）含有割合は、中間層側から上部層表面に向かって減少する傾斜組成を有する組成傾斜型のＡｌとＣｒとＳｉの複合酸化物層、
上記（ｄ）〜（ｆ）で構成された硬質被覆層を蒸着形成してなる表面被覆切削工具。」
に特徴を有するものである。
「（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の表面に、下部層、中間層及び上部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）下部層は、２〜１０μｍの平均層厚を有し、下部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
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（ｂ）中間層は、１〜３μｍの平均層厚を有し、中間層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）２Ｏ３
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（ｃ）上部層は、０．３〜１μｍの平均層厚を有し、上部層全体における平均組成を、
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で表した場合、０＜Ｘ≦０．２，０．２５≦Ｙ≦０．５５（但し、Ｘ，Ｙはいずれも原子比）を満足し、さらに、上部層におけるＯ（酸素）含有割合は、中間層側から上部層表面に向かって減少する傾斜組成を有する組成傾斜型のＡｌとＣｒの複合酸化物層、
上記（ａ）〜（ｃ）で構成された硬質被覆層を蒸着形成してなる表面被覆切削工具。
（２） 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の表面に、下部層、中間層及び上部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、
（ｄ） 下部層は、２〜１０μｍの平均層厚を有し、下部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−α−βＣｒαＳｉβ）Ｎ
で表した場合、０．２５≦α≦０．４５、０．０１≦β≦０．１０（但し、α，βはいずれも原子比）を満足するＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層、
（ｅ）中間層は、１〜３μｍの平均層厚を有し、中間層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）２Ｏ３
で表した場合、０．２５≦Ｙ≦０．５５、０．０１≦Ｚ≦０．１０（但し、Ｙ，Ｚはいずれも原子比）を満足するＡｌとＣｒとＳｉの複合酸化物層、
（ｆ） 上部層は、０．３〜１μｍの平均層厚を有し、上部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）１−ＸＯＸ
で表した場合、０＜Ｘ≦０．２，０．２５≦Ｙ≦０．５５、０．０１≦Ｚ≦０．１０（但し、Ｘ，Ｙ，Ｚはいずれも原子比）を満足し、さらに、上部層におけるＯ（酸素）含有割合は、中間層側から上部層表面に向かって減少する傾斜組成を有する組成傾斜型のＡｌとＣｒとＳｉの複合酸化物層、
上記（ｄ）〜（ｆ）で構成された硬質被覆層を蒸着形成してなる表面被覆切削工具。」
に特徴を有するものである。
つぎに、この発明の被覆工具の硬質被覆層について詳細に説明する。
（ａ）下部層を構成するＡｌとＣｒ（とＳｉ）の複合窒化物層（（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層，（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層）：
（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層におけるＡｌ成分には高温硬さと耐熱性を向上させ、Ｃｒ成分には高温強度を向上させ、さらにＣｒとＡｌの共存含有によって高温耐酸化性を向上させる作用があり、さらに、Ｓｉ成分には高温硬さを高めるとともに耐熱塑性変形性を高める作用がある。
下部層を構成するＡｌとＣｒ（とＳｉ）の複合窒化物層の、下部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
あるいは
組成式：（Ａｌ１−α−βＣｒαＳｉβ）Ｎ
で表した場合、Ａｌ（とＳｉ）との合量に占めるＣｒの含有割合α（原子比、以下同じ）が０．２５未満では、高速重切削加工において最小限必要とされる高温強度を確保することが困難となり、一方、Ａｌ（とＳｉ）との合量に占めるＣｒの含有割合α（原子比）が０．４５を越えると、相対的にＡｌの割合が少なくなり過ぎて、高温硬さの低下、耐熱性の低下が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性が劣化するようになることから、Ａｌ（とＳｉ）との合量に占めるＣｒの含有割合α（原子比）は、０．２５〜０．４５と定めた。
また、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＳｉの含有割合β（原子比、以下同じ）が０．０１未満では、高速重切削加工において高温硬さ、耐熱塑性変形性の向上を期待することはできず、一方、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＳｉの含有割合β（原子比）が０．１０を越えると、相対的にＡｌの割合が少なくなり過ぎて、高温硬さの低下傾向、耐熱性の低下傾向が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性が劣化するようになることから、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＳｉの含有割合β（原子比）は、０．０１〜０．１０と定めた。
さらに、下部層の平均層厚が２μｍ未満では、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮することができず、工具寿命短命の原因となり、一方その平均層厚が１０μｍを越えると、高速重切削加工で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２〜１０μｍと定めた。
（ａ）下部層を構成するＡｌとＣｒ（とＳｉ）の複合窒化物層（（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層，（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層）：
（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層におけるＡｌ成分には高温硬さと耐熱性を向上させ、Ｃｒ成分には高温強度を向上させ、さらにＣｒとＡｌの共存含有によって高温耐酸化性を向上させる作用があり、さらに、Ｓｉ成分には高温硬さを高めるとともに耐熱塑性変形性を高める作用がある。
下部層を構成するＡｌとＣｒ（とＳｉ）の複合窒化物層の、下部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
あるいは
組成式：（Ａｌ１−α−βＣｒαＳｉβ）Ｎ
で表した場合、Ａｌ（とＳｉ）との合量に占めるＣｒの含有割合α（原子比、以下同じ）が０．２５未満では、高速重切削加工において最小限必要とされる高温強度を確保することが困難となり、一方、Ａｌ（とＳｉ）との合量に占めるＣｒの含有割合α（原子比）が０．４５を越えると、相対的にＡｌの割合が少なくなり過ぎて、高温硬さの低下、耐熱性の低下が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性が劣化するようになることから、Ａｌ（とＳｉ）との合量に占めるＣｒの含有割合α（原子比）は、０．２５〜０．４５と定めた。
また、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＳｉの含有割合β（原子比、以下同じ）が０．０１未満では、高速重切削加工において高温硬さ、耐熱塑性変形性の向上を期待することはできず、一方、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＳｉの含有割合β（原子比）が０．１０を越えると、相対的にＡｌの割合が少なくなり過ぎて、高温硬さの低下傾向、耐熱性の低下傾向が生じ、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性が劣化するようになることから、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＳｉの含有割合β（原子比）は、０．０１〜０．１０と定めた。
さらに、下部層の平均層厚が２μｍ未満では、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮することができず、工具寿命短命の原因となり、一方その平均層厚が１０μｍを越えると、高速重切削加工で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２〜１０μｍと定めた。
（ｂ）中間層を構成するＡｌとＣｒ（とＳｉ）の複合酸化物層（（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層，（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層）：
中間層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層は、下部層、上部層のいずれに対しても密着性にすぐれるばかりか、すぐれた高温硬さと靭性を有する。
中間層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層の中間層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）２Ｏ３
あるいは
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）２Ｏ３
で表した場合、Ｃｒの含有割合Ｙ（但し、原子比）が０．２５未満であると、溶着性の高い被削材の高速重切削加工において、中間層が十分な耐摩耗性を発揮することができず、一方、Ｙ（原子比）が０．５５を超えると、中間層全体としての靭性が低下し、高熱下で切刃に作用する高負荷によって、欠損を発生しやすくなるので、中間層におけるＣｒ含有割合Ｙを０．２５≦Ｙ≦０．５５（原子比）と定めた。
また、Ｓｉの含有割合Ｚ（原子比、以下同じ）が０．０１未満では、高温硬さ、耐熱塑性変形性の向上は期待できず、一方、Ｓｉの含有割合Ｚ（原子比）が０．１０を越えると、中間層としての靭性が低下し、切刃に作用する高負荷によって欠損を生じ易くなることから、Ｓｉの含有割合Ｚ（原子比）は、０．０１〜０．１０と定めた。
また、中間層の平均層厚が１μｍ未満では、長期の使用に亘って上記の優れた作用を発揮することができず、一方、平均層厚が３μｍを超えると、切刃に作用する高負荷によって、欠損を生じやすくなるので、中間層の平均層厚は１〜３μｍと定めた。
中間層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層は、下部層、上部層のいずれに対しても密着性にすぐれるばかりか、すぐれた高温硬さと靭性を有する。
中間層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層の中間層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）２Ｏ３
あるいは
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）２Ｏ３
で表した場合、Ｃｒの含有割合Ｙ（但し、原子比）が０．２５未満であると、溶着性の高い被削材の高速重切削加工において、中間層が十分な耐摩耗性を発揮することができず、一方、Ｙ（原子比）が０．５５を超えると、中間層全体としての靭性が低下し、高熱下で切刃に作用する高負荷によって、欠損を発生しやすくなるので、中間層におけるＣｒ含有割合Ｙを０．２５≦Ｙ≦０．５５（原子比）と定めた。
また、Ｓｉの含有割合Ｚ（原子比、以下同じ）が０．０１未満では、高温硬さ、耐熱塑性変形性の向上は期待できず、一方、Ｓｉの含有割合Ｚ（原子比）が０．１０を越えると、中間層としての靭性が低下し、切刃に作用する高負荷によって欠損を生じ易くなることから、Ｓｉの含有割合Ｚ（原子比）は、０．０１〜０．１０と定めた。
また、中間層の平均層厚が１μｍ未満では、長期の使用に亘って上記の優れた作用を発揮することができず、一方、平均層厚が３μｍを超えると、切刃に作用する高負荷によって、欠損を生じやすくなるので、中間層の平均層厚は１〜３μｍと定めた。
（ｃ）上部層を構成する組成傾斜型のＡｌとＣｒ（とＳｉ）の複合酸化物層：
組成傾斜型のＡｌとＣｒの複合酸化物層（以下、中間層と区別するため、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層という）あるいは組成傾斜型のＡｌとＣｒとＳｉの複合酸化物層（以下、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層という）は、軟鋼、ステンレス鋼などのように溶着性が高い被削材、合金鋼、ダイス鋼等の高硬度難削材の、特に、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切り込みの高速重切削加工における、硬質被覆層全体としての熱伝導性、熱放散性、潤滑性を改善するために設けられた上部層である。
上部層の表面近傍において、Ｏ（酸素）含有割合が低下するような組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層を上部層として形成すると、上部層表面は、熱伝導性、熱放散性、潤滑性に優れていることから、切刃に高負荷が作用する条件下での高熱発生によっても、溶着を生じやすい被削材の切粉等の溶着発生が防止され、その結果、高送り、高切り込みの高速重切削加工においても、すぐれた耐チッピング性を発揮するようになる。
組成傾斜型のＡｌとＣｒの複合酸化物層（以下、中間層と区別するため、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層という）あるいは組成傾斜型のＡｌとＣｒとＳｉの複合酸化物層（以下、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層という）は、軟鋼、ステンレス鋼などのように溶着性が高い被削材、合金鋼、ダイス鋼等の高硬度難削材の、特に、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切り込みの高速重切削加工における、硬質被覆層全体としての熱伝導性、熱放散性、潤滑性を改善するために設けられた上部層である。
上部層の表面近傍において、Ｏ（酸素）含有割合が低下するような組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層を上部層として形成すると、上部層表面は、熱伝導性、熱放散性、潤滑性に優れていることから、切刃に高負荷が作用する条件下での高熱発生によっても、溶着を生じやすい被削材の切粉等の溶着発生が防止され、その結果、高送り、高切り込みの高速重切削加工においても、すぐれた耐チッピング性を発揮するようになる。
組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層の上部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）１−ＸＯＸ
あるいは
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）１−ＸＯＸ
で表した場合、Ａｌ成分とＣｒ成分（とＳｉ成分）の合計含有量に対するＯ（酸素）含有割合Ｘ（但し、原子比）が、０．２を超えると、軟鋼、ステンレス鋼、合金鋼、ダイス鋼等の被削材との滑り性が低下傾向を示し、また、熱伝導性、熱放散性も低下傾向を示し、その結果、耐チッピング性の改善効果が充分発揮されなくなることから、Ｏ（酸素）含有割合Ｘ（但し、原子比）を０＜Ｘ≦０．２と定めた。
しかも、上部層におけるＯ（酸素）含有割合が、中間層側から上部層表面に向かって減少する傾斜組成構造を採用することによって、上部層の高温硬さ、靭性等を著しく低下させることなしに、被削材とのすぐれた潤滑性を上部層表面で確保することが可能となる。
また、Ａｌ（とＳｉ）との合量に占めるＣｒの含有割合Ｙ（但し、原子比）が０．２５未満では、中間層の場合と同様、高速重切削加工において、十分な耐摩耗性を発揮することができず、一方、Ｙ（原子比）が０．５５を超えると、上部層全体としての靭性が低下し、高熱下で切刃に作用する高負荷によって、欠損を発生しやすくなるので、上部層におけるＣｒ含有割合Ｙを０．２５≦Ｙ≦０．５５（原子比）と定めた。
また、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＳｉの含有割合Ｚ（但し、原子比）が０．０１未満では、薄層Ｂの場合と同様、高速重切削加工において、十分な耐熱塑性変形性を発揮することができず、一方、Ｚ（原子比）が０．１０を超えると、上部層としての靭性が低下し、高熱下で切刃に作用する高負荷によって、欠損を発生しやすくなるので、上部層におけるＳｉ含有割合Ｚを０．０１≦Ｚ≦０．１０（原子比）と定めた。
さらに、上記組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層の平均層厚が０．３μｍ未満では、長期の使用に亘って被削材との優れた潤滑性、熱伝導性、熱放散性を確保することができず、一方、平均層厚が１μｍを超えると、切刃に作用する高負荷によって、欠損を生じやすくなるので、上記組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層の平均層厚は０．３〜１μｍと定めた。
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）１−ＸＯＸ
あるいは
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）１−ＸＯＸ
で表した場合、Ａｌ成分とＣｒ成分（とＳｉ成分）の合計含有量に対するＯ（酸素）含有割合Ｘ（但し、原子比）が、０．２を超えると、軟鋼、ステンレス鋼、合金鋼、ダイス鋼等の被削材との滑り性が低下傾向を示し、また、熱伝導性、熱放散性も低下傾向を示し、その結果、耐チッピング性の改善効果が充分発揮されなくなることから、Ｏ（酸素）含有割合Ｘ（但し、原子比）を０＜Ｘ≦０．２と定めた。
しかも、上部層におけるＯ（酸素）含有割合が、中間層側から上部層表面に向かって減少する傾斜組成構造を採用することによって、上部層の高温硬さ、靭性等を著しく低下させることなしに、被削材とのすぐれた潤滑性を上部層表面で確保することが可能となる。
また、Ａｌ（とＳｉ）との合量に占めるＣｒの含有割合Ｙ（但し、原子比）が０．２５未満では、中間層の場合と同様、高速重切削加工において、十分な耐摩耗性を発揮することができず、一方、Ｙ（原子比）が０．５５を超えると、上部層全体としての靭性が低下し、高熱下で切刃に作用する高負荷によって、欠損を発生しやすくなるので、上部層におけるＣｒ含有割合Ｙを０．２５≦Ｙ≦０．５５（原子比）と定めた。
また、ＡｌとＣｒとの合量に占めるＳｉの含有割合Ｚ（但し、原子比）が０．０１未満では、薄層Ｂの場合と同様、高速重切削加工において、十分な耐熱塑性変形性を発揮することができず、一方、Ｚ（原子比）が０．１０を超えると、上部層としての靭性が低下し、高熱下で切刃に作用する高負荷によって、欠損を発生しやすくなるので、上部層におけるＳｉ含有割合Ｚを０．０１≦Ｚ≦０．１０（原子比）と定めた。
さらに、上記組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層の平均層厚が０．３μｍ未満では、長期の使用に亘って被削材との優れた潤滑性、熱伝導性、熱放散性を確保することができず、一方、平均層厚が１μｍを超えると、切刃に作用する高負荷によって、欠損を生じやすくなるので、上記組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層の平均層厚は０．３〜１μｍと定めた。
（ｄ）硬質被覆層の蒸着形成
この発明の下部層、中間層、上部層からなる硬質被覆層は、通常の物理蒸着装置（例えば、アークイオンプレーティング（以下、ＡＩＰという）装置）を用いて蒸着形成することができる。
例えば、ＡＩＰ装置の一方には基体洗浄用のＴｉ電極からなるカソード電極、他方にはＡｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金からなるカソード電極を設け、
まず、例えば、炭化タングステン基超硬合金からなる工具基体を洗浄・乾燥し、ＡＩＰ装置内の回転テーブル上に装着し、基体洗浄用のＴｉ電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させて、工具基体表面をボンバード洗浄し、
ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入し、工具基体にバイアス電圧を印加しつつ、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金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、工具基体表面に所定層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層を下部層として蒸着形成し、
ついで、装置内に反応ガスとしての酸素を含有する雰囲気ガスを導入し、Ａｌ−Ｃｒ合金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、工具基体表面に所定層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層を中間層として蒸着形成し、
ついで、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極とアノード電極との間にアーク放電を維持したままで、雰囲気ガス中の酸素含有量を次第に低減することによって、酸素含有割合が中間層側から上部層表層に向かうにしたがって徐々に減少する、所定層厚の組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層を蒸着形成することができる。
この発明の下部層、中間層、上部層からなる硬質被覆層は、通常の物理蒸着装置（例えば、アークイオンプレーティング（以下、ＡＩＰという）装置）を用いて蒸着形成することができる。
例えば、ＡＩＰ装置の一方には基体洗浄用のＴｉ電極からなるカソード電極、他方にはＡｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金からなるカソード電極を設け、
まず、例えば、炭化タングステン基超硬合金からなる工具基体を洗浄・乾燥し、ＡＩＰ装置内の回転テーブル上に装着し、基体洗浄用のＴｉ電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させて、工具基体表面をボンバード洗浄し、
ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入し、工具基体にバイアス電圧を印加しつつ、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金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、工具基体表面に所定層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層を下部層として蒸着形成し、
ついで、装置内に反応ガスとしての酸素を含有する雰囲気ガスを導入し、Ａｌ−Ｃｒ合金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、工具基体表面に所定層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層を中間層として蒸着形成し、
ついで、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極とアノード電極との間にアーク放電を維持したままで、雰囲気ガス中の酸素含有量を次第に低減することによって、酸素含有割合が中間層側から上部層表層に向かうにしたがって徐々に減少する、所定層厚の組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層を蒸着形成することができる。
この発明の表面被覆切削工具は、硬質被覆層の下部層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層が、すぐれた高温硬さ、高温強度、耐高温酸化性を有し、さらに、この上に形成された（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる中間層が、すぐれた高温硬さ、靭性を有し、さらにこの上に形成された組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層が、すぐれた高温硬さ、靭性とともに、溶着性の高い被削材とのすぐれた滑り性を備え、さらに、優れた熱伝導性、熱放散性を備えていることから、軟鋼、ステンレス鋼などのように溶着性が高い被削材、合金鋼、ダイス鋼等の高硬度難削材の、特に、高熱発生条件下で切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切り込みの高速重切削加工において、すぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮し、その結果、長期の使用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、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基超硬合金製の工具基体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基サーメット製の工具基体Ｂ−１〜Ｂ−６を形成した。
（ａ）上記の工具基体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、ＡＩＰ装置（図示せず）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、ＡＩＰ装置の一方にボンバード洗浄用のＴｉカソード電極（蒸発源）を、他方側に所定組成のＡｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極（蒸発源）を配置し、
（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工具基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ、Ｔｉカソード電極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ボンバード洗浄し、
（ｃ）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、かつ前記Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極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、もって前記工具基体の表面に、表３〜６に示される目標組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層を硬質被覆層の下部層として蒸着形成し、
（ｄ）ついで、装置内に反応ガスとして酸素ガスを導入して１Ｐａ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た状態で、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極（蒸発源）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、下部層の上に（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる中間層を蒸着し、
（ｅ）ついで、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を継続させつつ、酸素含有量が徐々に低減するように雰囲気を調整し、表３〜６に示される目標平均層厚、目標酸素含有割合Ｘ値の組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層を形成することにより、
本発明被覆工具としての表面被覆スローアウエイチップ（以下、本発明被覆チップと云う）１〜１６，２１〜３６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工具基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ、Ｔｉカソード電極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ボンバード洗浄し、
（ｃ）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、かつ前記Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極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、もって前記工具基体の表面に、表３〜６に示される目標組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層を硬質被覆層の下部層として蒸着形成し、
（ｄ）ついで、装置内に反応ガスとして酸素ガスを導入して１Ｐａ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た状態で、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極（蒸発源）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、下部層の上に（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる中間層を蒸着し、
（ｅ）ついで、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を継続させつつ、酸素含有量が徐々に低減するように雰囲気を調整し、表３〜６に示される目標平均層厚、目標酸素含有割合Ｘ値の組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層を形成することにより、
本発明被覆工具としての表面被覆スローアウエイチップ（以下、本発明被覆チップと云う）１〜１６，２１〜３６をそれぞれ製造した。
比較例１：
比較の目的で、これら工具基体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、図１に示されるＡＩＰ装置に装入し、
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工具基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ、Ｔｉカソード電極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、かつ、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極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、もって前記工具基体の表面に、表７，８に示される目標組成および目標層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層（本発明でいう下部層に相当）を蒸着し、
比較被覆工具としての表面被覆スローアウエイチップ（以下、比較被覆チップと云う）１〜１６，２１〜３６をそれぞれ製造した。
比較の目的で、これら工具基体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、図１に示されるＡＩＰ装置に装入し、
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工具基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ、Ｔｉカソード電極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、かつ、Ａｌ−Ｃｒ（−Ｓｉ）合金カソード電極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、もって前記工具基体の表面に、表７，８に示される目標組成および目標層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層（本発明でいう下部層に相当）を蒸着し、
比較被覆工具としての表面被覆スローアウエイチップ（以下、比較被覆チップと云う）１〜１６，２１〜３６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１〜１６および比較被覆チップ１〜１６について、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの丸棒、
切削速度： ２５０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ３．０ ｍｍ、
送り： ０．４５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ａという）での軟鋼の乾式連続高速高送り・高切込み切削加工試験（通常の切削速度、送り及び切り込みは、それぞれ、１５０ｍｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ、１．５ｍｍ）、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ２２０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．５ ｍｍ、
送り： ０．５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｂという）での炭素鋼の乾式断続高速高送り切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、１２０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の丸棒、
切削速度： ２５０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ２．８ ｍｍ、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ｃという）でのステンレス鋼の乾式連続高速高切込み切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１６０ ｍ／ｍｉｎ．、１．５ｍｍ）、
を行い、いずれの高速重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９に示した。
被削材：ＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの丸棒、
切削速度： ２５０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ３．０ ｍｍ、
送り： ０．４５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ａという）での軟鋼の乾式連続高速高送り・高切込み切削加工試験（通常の切削速度、送り及び切り込みは、それぞれ、１５０ｍｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ、１．５ｍｍ）、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ２２０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．５ ｍｍ、
送り： ０．５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｂという）での炭素鋼の乾式断続高速高送り切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、１２０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の丸棒、
切削速度： ２５０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ２．８ ｍｍ、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ｃという）でのステンレス鋼の乾式連続高速高切込み切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１６０ ｍ／ｍｉｎ．、１．５ｍｍ）、
を行い、いずれの高速重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９に示した。
また、同様に、本発明被覆チップ２１〜３６および比較被覆チップ２１〜３６については、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの丸棒、
切削速度： ２８０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ３．０ ｍｍ、
送り： ０．４５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ｄという）での炭素鋼の乾式連続高速高送り・高切込み切削加工試験（通常の切削速度、送り及び切り込みは、それぞれ、１５０ｍ／ｍｉｎ、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ、１．５ｍｍ）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ２４０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．５ ｍｍ、
送り： ０．５５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｅという）でのステンレス鋼の乾式断続高速高送り切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、１２０ｍ／ｍｉｎ、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの丸棒、
切削速度： ３００ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ３．０ ｍｍ、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ｆという）での軟鋼の乾式連続高速高切込み切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１６０ｍ／ｍｉｎ、１．５ｍｍ）、
を行い、いずれの高速重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１０に示した。
被削材：ＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの丸棒、
切削速度： ２８０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ３．０ ｍｍ、
送り： ０．４５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ｄという）での炭素鋼の乾式連続高速高送り・高切込み切削加工試験（通常の切削速度、送り及び切り込みは、それぞれ、１５０ｍ／ｍｉｎ、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ、１．５ｍｍ）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の長さ方向等間隔４本縦溝入り丸棒、
切削速度： ２４０ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： １．５ ｍｍ、
送り： ０．５５ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５ 分、
の条件（切削条件Ｅという）でのステンレス鋼の乾式断続高速高送り切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、１２０ｍ／ｍｉｎ、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの丸棒、
切削速度： ３００ ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ３．０ ｍｍ、
送り： ０．２ ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： １０ 分、
の条件（切削条件Ｆという）での軟鋼の乾式連続高速高切込み切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１６０ｍ／ｍｉｎ、１．５ｍｍ）、
を行い、いずれの高速重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１０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１１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１０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ＡＩＰ装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表１２，１３に示される目標組成および目標層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層を下部層として形成し、同じく、目標組成および目標層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層を中間層として形成し、さらに、同じく表１２，１３に示される目標平均層厚、目標酸素含有割合Ｘ値の組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層を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超エンドミル（以下、本発明被覆エンドミルと云う）１〜８，１１〜１８をそれぞれ製造した。
本発明被覆工具としての本発明被覆超エンドミル（以下、本発明被覆エンドミルと云う）１〜８，１１〜１８をそれぞれ製造した。
比較例２：
比較の目的で、上記の工具基体（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ＡＩＰ装置に装入し、上記比較例１と同一の条件で、表１４に示される目標平均層厚および目標組成の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層（本発明でいう下部層に相当）を蒸着することにより、
比較被覆工具としての比較被覆エンドミル（以下、比較被覆エンドミルと云う）１〜８，１１〜１８をそれぞれ製造した。
比較の目的で、上記の工具基体（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ＡＩＰ装置に装入し、上記比較例１と同一の条件で、表１４に示される目標平均層厚および目標組成の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層（本発明でいう下部層に相当）を蒸着することにより、
比較被覆工具としての比較被覆エンドミル（以下、比較被覆エンドミルと云う）１〜８，１１〜１８をそれぞれ製造した。
つぎに、上記本発明被覆エンドミル１〜８および比較被覆エンドミル１〜８のうち、
本発明被覆エンドミル１〜３および比較被覆エンドミル１〜３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： １３０ ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、７０ｍ／ｍｉｎ．、３ｍｍ．）、
本発明被覆エンドミル４〜６および比較被覆エンドミル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ８ ｍｍ、
テーブル送り： ４５０ ｍｍ／分、
の条件での炭素鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、５ｍｍ．）、
本発明被覆エンドミル７，８および比較被覆エンドミル７，８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １５ ｍｍ、
テーブル送り： ２５０ ｍｍ／分、
の条件での軟鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、１０ｍｍ．）、
をそれぞれ行い、いずれの高速高切込み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１２，１４にそれぞれ示した。
本発明被覆エンドミル１〜３および比較被覆エンドミル１〜３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： １３０ ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、７０ｍ／ｍｉｎ．、３ｍｍ．）、
本発明被覆エンドミル４〜６および比較被覆エンドミル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ８ ｍｍ、
テーブル送り： ４５０ ｍｍ／分、
の条件での炭素鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、５ｍｍ．）、
本発明被覆エンドミル７，８および比較被覆エンドミル７，８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １５ ｍｍ、
テーブル送り： ２５０ ｍｍ／分、
の条件での軟鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、１０ｍｍ．）、
をそれぞれ行い、いずれの高速高切込み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１２，１４にそれぞれ示した。
また同様に、上記本発明被覆エンドミル１１〜１８および比較被覆エンドミル１１〜１８のうち、
本発明被覆エンドミル１１〜１３および比較被覆エンドミル１１〜１３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １４０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： １４０ ｍｍ／分、
の条件での炭素鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、７０ｍ／ｍｉｎ．、３ｍｍ．）、
本発明被覆エンドミル１４〜１６および比較被覆エンドミル１４〜１６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの板材、
切削速度： １８０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ８ ｍｍ、
テーブル送り： ４６０ ｍｍ／分、
の条件での軟鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、５ｍｍ．）、
本発明被覆エンドミル１７，１８および比較被覆エンドミル１７，１８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： １８０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １６ ｍｍ、
テーブル送り： ２７０ ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、１０ｍｍ．）、
をそれぞれ行い、いずれの高速高切込み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１３、１４にそれぞれ示した。
本発明被覆エンドミル１１〜１３および比較被覆エンドミル１１〜１３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １４０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ５ ｍｍ、
テーブル送り： １４０ ｍｍ／分、
の条件での炭素鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、７０ｍ／ｍｉｎ．、３ｍｍ．）、
本発明被覆エンドミル１４〜１６および比較被覆エンドミル１４〜１６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの板材、
切削速度： １８０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ８ ｍｍ、
テーブル送り： ４６０ ｍｍ／分、
の条件での軟鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、５ｍｍ．）、
本発明被覆エンドミル１７，１８および比較被覆エンドミル１７，１８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： １８０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １６ ｍｍ、
テーブル送り： ２７０ ｍｍ／分、
の条件でのステンレス鋼の乾式高速高切込み溝切削加工試験（通常の切削速度及び切り込みは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、１０ｍｍ．）、
をそれぞれ行い、いずれの高速高切込み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１３、１４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−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−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、ＡＩＰ装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表１５，１６に示される目標組成および目標層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層を下部層として形成し、同じく、目標組成および目標層厚の（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層を中間層として形成し、さらに、同じく表１５，１６に示される目標平均層厚、目標酸素含有割合Ｘ値の組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層を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（以下、本発明被覆ドリルと云う）１〜８，１１〜１８をそれぞれ製造した。
本発明被覆工具としての本発明被覆ドリル（以下、本発明被覆ドリルと云う）１〜８，１１〜１８をそれぞれ製造した。
比較例３：
比較の目的で、上記の工具基体（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、ＡＩＰ装置に装入し、上記比較例１と同一の条件で、表１７に示される目標平均層厚および目標組成の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層（本発明でいう下部層に相当）を蒸着することにより、
比較被覆工具としての比較被覆ドリル（以下、比較被覆ドリルと云う）１〜８、１１〜１８をそれぞれ製造した。
比較の目的で、上記の工具基体（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、ＡＩＰ装置に装入し、上記比較例１と同一の条件で、表１７に示される目標平均層厚および目標組成の（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層（本発明でいう下部層に相当）を蒸着することにより、
比較被覆工具としての比較被覆ドリル（以下、比較被覆ドリルと云う）１〜８、１１〜１８をそれぞれ製造した。
つぎに、上記本発明被覆ドリル１〜８および比較被覆ドリル１〜８のうち、本発明被覆ドリル１〜３および比較被覆ドリル１〜３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件での炭素鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．１５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル４〜６および比較被覆ドリル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの板材、
切削速度： １４０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．４０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １５ ｍｍ、
の条件での軟鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル７、８および比較被覆ドリル７、８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２８ ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
をそれぞれ行い、いずれの湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．３ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結果を表１５、１７にそれぞれ示した。
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件での炭素鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．１５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル４〜６および比較被覆ドリル４〜６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの板材、
切削速度： １４０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．４０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １５ ｍｍ、
の条件での軟鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル７、８および比較被覆ドリル７、８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： １２０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３５ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２８ ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
をそれぞれ行い、いずれの湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．３ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結果を表１５、１７にそれぞれ示した。
同様に、上記本発明被覆ドリル１１〜１８および比較被覆ドリル１１〜１８のうち、本発明被覆ドリル１１〜１３および比較被覆ドリル１１〜１３については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件での軟鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．１５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル１４〜１６および比較被覆ドリル１４〜１６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： １６０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．４２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １５ ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル１７、１８および比較被覆ドリル１７、１８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３８ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２８ ｍｍ、
の条件での炭素鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
をそれぞれ行い、いずれの湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．３ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結果を表１６、１７にそれぞれ示した。
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ１０Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３０ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ８ ｍｍ、
の条件での軟鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．１５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル１４〜１６および比較被覆ドリル１４〜１６については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、
切削速度： １６０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．４２ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １５ ｍｍ、
の条件でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
本発明被覆ドリル１７、１８および比較被覆ドリル１７、１８については、
被削材−平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３８ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２８ ｍｍ、
の条件での炭素鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（通常の切削速度及び送りは、それぞれ、８０ｍ／ｍｉｎ．、０．２５ｍｍ／ｒｅｖ）、
をそれぞれ行い、いずれの湿式高速高送り穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．３ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結果を表１６、１７にそれぞれ示した。
この結果得られた本発明被覆チップ、本発明被覆エンドミル、本発明被覆ドリルの硬質被覆層の下部層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層の組成、中間層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３Ｎ層の組成、並びに、比較被覆チップ、比較被覆エンドミル、比較被覆ドリルの硬質被覆層（本発明の下部層に相当）を構成する（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層の組成、さらに、上記本発明被覆チップ、本発明被覆エンドミル、本発明被覆ドリルの硬質被覆層の上部層を構成する組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３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、それぞれの目標組成と実質的に同じ組成を示した。
また、本発明被覆チップ、本発明被覆エンドミル、本発明被覆ドリルの硬質被覆層の上部層の層厚方向における組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層中のＯ（酸素）含有割合の変化、また、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層中のＯ（酸素）含有割合の変化については、オージェ分光分析法により、上部層表層に向かうにしたがって、Ｏ（酸素）含有割合が低減していることを確認した。
また、本発明被覆チップ、本発明被覆エンドミル、本発明被覆ドリルの硬質被覆層の上部層の層厚方向における組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層中のＯ（酸素）含有割合の変化、また、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層中のＯ（酸素）含有割合の変化については、オージェ分光分析法により、上部層表層に向かうにしたがって、Ｏ（酸素）含有割合が低減していることを確認した。
また、上記本発明被覆工具および上記比較被覆工具の硬質被覆層の各構成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９，１０，１２〜１７に示される結果から、本発明被覆工具は、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる下部層が、すぐれた高温硬さ、耐熱性および高温強度を有し、かつ、（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる中間層が、すぐれた高温硬さ、靭性を有し、さらに、組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ）２Ｏ３層あるいは組成傾斜型（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）２Ｏ３層からなる上部層が、すぐれた熱伝導性、熱放散性を有することに加え、溶着性の高い被削材との潤滑性に優れていることから、軟鋼、ステンレス鋼などのように溶着性が高い被削材、合金鋼、ダイス鋼などの高硬度難削材の、特に、高熱条件下で切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切り込みの高速重切削加工において、すぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる比較被覆工具においては、被削材との潤滑性が不十分であるため溶着が発生しやすく、また、耐熱性も十分でないため、切粉の溶着に起因するチッピングの発生、偏摩耗の発生により、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、この発明の被覆工具は、一般鋼や普通鋳鉄など通常条件での切削加工は勿論のこと、溶着性が高い被削材、高硬度難削材の高速重切削加工においても、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。
Claims (2)
- 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の表面に、下部層、中間層及び上部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）下部層は、２〜１０μｍの平均層厚を有し、下部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ
で表した場合、０．２５≦α≦０．４５（但し、αは原子比）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層、
（ｂ）中間層は、１〜３μｍの平均層厚を有し、中間層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）２Ｏ３
で表した場合、０．２５≦Ｙ≦０．５５（但し、Ｙは原子比）を満足するＡｌとＣｒの複合酸化物層、
（ｃ）上部層は、０．３〜１μｍの平均層厚を有し、上部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−ＹＣｒＹ）１−ＸＯＸ
で表した場合、０＜Ｘ≦０．２，０．２５≦Ｙ≦０．５５（但し、Ｘ，Ｙはいずれも原子比）を満足し、さらに、上部層におけるＯ（酸素）含有割合は、中間層側から上部層表面に向かって減少する傾斜組成を有する組成傾斜型のＡｌとＣｒの複合酸化物層、
上記（ａ）〜（ｃ）で構成された硬質被覆層を蒸着形成してなる表面被覆切削工具。 - 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の表面に、下部層、中間層及び上部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、
（ｄ） 下部層は、２〜１０μｍの平均層厚を有し、下部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−α−βＣｒαＳｉβ）Ｎ
で表した場合、０．２５≦α≦０．４５、０．０１≦β≦０．１０（但し、α，βはいずれも原子比）を満足するＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層、
（ｅ）中間層は、１〜３μｍの平均層厚を有し、中間層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）２Ｏ３
で表した場合、０．２５≦Ｙ≦０．５５、０．０１≦Ｚ≦０．１０（但し、Ｙ，Ｚはいずれも原子比）を満足するＡｌとＣｒとＳｉの複合酸化物層、
（ｆ） 上部層は、０．３〜１μｍの平均層厚を有し、上部層全体における平均組成を、
組成式：（Ａｌ１−Ｙ−ＺＣｒＹＳｉＺ）１−ＸＯＸ
で表した場合、０＜Ｘ≦０．２，０．２５≦Ｙ≦０．５５、０．０１≦Ｚ≦０．１０（但し、Ｘ，Ｙ，Ｚはいずれも原子比）を満足し、さらに、上部層におけるＯ（酸素）含有割合は、中間層側から上部層表面に向かって減少する傾斜組成を有する組成傾斜型のＡｌとＣｒとＳｉの複合酸化物層、
上記（ｄ）〜（ｆ）で構成された硬質被覆層を蒸着形成してなる表面被覆切削工具。
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