JP5491252B2

JP5491252B2 - 切削工具及びその製造方法

Info

Publication number: JP5491252B2
Application number: JP2010077757A
Authority: JP
Inventors: 祐規波多野; 大介佐藤; 義博黒木
Original assignee: NGK Spark Plug Co Ltd
Current assignee: NGK Spark Plug Co Ltd
Priority date: 2010-03-30
Filing date: 2010-03-30
Publication date: 2014-05-14
Anticipated expiration: 2030-03-30
Also published as: JP2011206890A

Description

本発明は、複合焼結体を用いた切削工具に関する。

従来から、切削工具などの耐摩耗部材として使われているセラミック材料は、靭性向上を目的として、組成や組織の複合化、残留応力の付与など様々な方法で改良が行われてきた（特許文献１〜３）。

例えば、組成に関しては、特許文献１のようにジルコニア（ZrO₂）およびSiCウィスカーを複合化して強靭化する手法がある。しかし、ジルコニアは室温では優れた靭性を有するものの、耐熱性に問題があり、相変態が起こって高温下では逆に強度を著しく劣化させてしまうという問題がある。また、SiCウィスカーは大変高価である。

組織の複合化に関しては、特許文献２のように粒子を異方成長させて、靭性を高めようとする手法がある。しかし、異方粒成長のためには例えば低融点のシリカのような助剤成分の添加が不可欠であり、１０００℃以上の高温下では耐熱性が十分でないという問題がある。

また、残留応力強化に関しては、特許文献３のように同心状の積層構造体として、最外層に圧縮の残留応力を生じさせ、耐熱衝撃性を改善する手法がある。しかし、残留応力により強化されてもいったんクラックが入ってしまうと、同心円状積層構造では積層境界面方向にかかる応力に沿ってクラックが進展し、簡単に大きな欠落部分を形成してしまうという問題がある。

特表平３−５０５７０８号公報特開２０００−２１９５６９号公報特開平９−１１００５号公報

上述した従来の技術では、いずれの場合にも、切削工具などの耐摩耗性部材にクラックが生じると、クラックがそのまま進展して、耐摩耗性部材の破損に至ってしまうという問題がある。一方、耐摩耗部材を使用する際に、クラックが生じることは避けることはできない。発明者らは、このような破損のメカニズムに着目し、クラックが生じた後に、そのクラックがそのまま進展しないように耐摩耗部材を構成すれば、より破損し難い耐摩耗部材が得られるという着想に至ったものである。

本発明は、クラックが生じても、クラックがそのまま進展し難く、より破損し難い切削工具を提供することを目的とする。

本発明は、上述の課題の少なくとも一部を解決するためになされたものであり、以下の形態又は適用例として実現することが可能である。
本発明の第１の形態は、上表面のコーナー部を切刃として使用する切削工具であって、
互いに異なる材料組成と熱膨張率を有する複数の異種材料成形体を、前記切削工具の上表面に平行な面に対して凹凸状の嵌合面を介して互いに組み合わせ、前記上表面のコーナー部の対角線からオフセットした測定位置で測定される破壊靱性が異方性を有するように構成されており、
前記上表面のコーナー部の対角線からオフセットした測定位置においてJIS-R1607のIF法に準じて破壊靱性値を測定したとき、
（ｉ）前記コーナー部を形成する２つの辺のうちで前記測定位置により近い第１の辺にほぼ平行な方向に伸びるクラックのクラック長さの半分から算出される第１の破壊靱性値と、
（ｉｉ）前記測定位置の中心を始点として前記第１の辺から遠ざかる方向に伸びるクラックのクラック長さから算出される第２の破壊靱性値と、
の差が、0.5MPa√m以上であることを特徴とする切削工具である。
この構成によれば、切削工具の切刃の近傍にクラックが生じても、破壊靱性に異方性があるためにクラックがそのまま進展し難く、クラックが迂回して進展する。この結果、より破損し難い切削工具を提供することができる。また、測定位置に近い第１の辺に平行な方向の第１の破壊靱性値と、第１の辺から遠ざかる方向の第２の破壊靱性値とに十分な差があるので、クラックがそのまま進展し難く迂回して進展し、より破損し難い切削工具を提供することができる。

［適用例１］
上表面のコーナー部を切刃として使用する切削工具であって、
互いに異なる材料組成と熱膨張率を有する複数の異種材料成形体を、前記切削工具の上表面に平行な面に対して凹凸状の嵌合面を介して互いに組み合わせ、前記上表面のコーナー部の対角線からオフセットした測定位置で測定される破壊靱性が異方性を有するように構成されていることを特徴とする切削工具。
この構成によれば、切削工具の切刃の近傍にクラックが生じても、破壊靱性に異方性があるためにクラックがそのまま進展し難く、クラックが迂回して進展する。この結果、より破損し難い切削工具を提供することができる。

［適用例２］
適用例１記載の切削工具であって、
前記上表面のコーナー部の対角線からオフセットした測定位置においてJIS-R1607のIF法に準じて破壊靱性値を測定したとき、
（ｉ）前記コーナー部を形成する２つの辺のうちで前記測定位置により近い第１の辺にほぼ平行な方向に伸びるクラックのクラック長さの半分から算出される第１の破壊靱性値と、
（ｉｉ）前記測定位置の中心を始点として前記第１の辺から遠ざかる方向に伸びるクラックのクラック長さから算出される第２の破壊靱性値と、
の差が、0.5MPa√m以上であることを特徴とする切削工具。
この構成によれば、測定位置に近い第１の辺に平行な方向の第１の破壊靱性値と、第１の辺から遠ざかる方向の第２の破壊靱性値とに十分な差があるので、クラックがそのまま進展し難く迂回して進展し、より破損し難い切削工具を提供することができる。

［適用例３］
適用例１又は２記載の切削工具であって、
前記第２の破壊靱性値が前記第１の破壊靱性値よりも小さいことを特徴とする切削工具。
この構成によれば、第１の辺から遠ざかる方向の第２の破壊靱性値の方が小さいので、第１の辺の近傍にクラックが発生しても、第１の辺から遠ざかる方向にクラックが迂回し易く、より破損し難い切削工具を提供することができる。

［適用例４］
適用例１ないし３のいずれか一項に記載の切削工具であって、
前記複数の異種材料成形体は、前記切削工具の上表面を構成する第１の成形体と、前記第１の成形体に組み合わされた第２の成形体とを含み、
前記複数の異種材料成形体は、互いに組み合わされた後に焼結され、
前記第２の成形体の熱膨張率は、前記第１の成形体の熱膨張率よりも大きいことを特徴とする切削工具。
この構成によれば、焼結工程の冷却時に第２の成形体の方がより収縮し、切削工具の上表面を構成する第１の成形体に圧縮応力が残留するので、クラックが進展し難く破損し難い切削工具を提供することができる。

［適用例５］
適用例１ないし４のいずれか一項に記載の切削工具であって、
前記複数の異種材料成形体は、それぞれアルミナを主成分とするセラミック材料で形成されていることを特徴とする切削工具。
この構成によれば、安価な材料を用いて破損し難い切削工具を提供することができる。

［適用例６］
上表面のコーナー部を切刃として使用する切削工具の製造方法であって、
（ａ）互いに異なる材料組成と熱膨張率を有する複数の異種材料成形体を成形する工程と、
（ｂ）前記複数の異種材料成形体を前記切削工具の上表面に平行な面に対して凹凸状の嵌合面を介して互いに組み合わせることによって、前記上表面のコーナー部の対角線からオフセットした測定位置で測定される破壊靱性が異方性を有する組み合わせ成形体を作成する工程と、
を備えることを特徴とする切削工具の製造方法。
この方法によれば、切削工具の切刃の近傍にクラックが生じても、破壊靱性に異方性があるためにクラックがそのまま進展し難く迂回して進展し、より破損し難い切削工具を提供することができる。

なお、本発明は、種々の形態で実現することが可能であり、例えば、セラミック複合部材、焼結体、耐摩耗性部材、切削工具、及び、それらの製造方法等の形態で実現することができる。

切削工具の外観を示す斜視図である。切削工具の成形体組み合わせ構造の例を示す図である。切削工具の製造方法を示すフローチャートである。実施例及び比較例の構成と試験結果を示す図である。破壊靱性値の測定方法を示す説明図である。

図１は、本発明の一実施形態としての切削工具１０の外観を示す斜視図である。この切削工具１０は、JIS-B4121に準拠したSNGN120708形状のスローアウェイチップである。切削工具１０は、丸みを帯びた４つのコーナー部を有する略正方形状の上表面を有しており、全体として略角柱形状を有している。切削工具１０のコーナー部の辺は、切刃１２として使用される。また、コーナー部の上表面部分はすくい面１４として使用され、側面は逃げ面１６として使用される。但し、切削工具１０の形状としては、これ以外の種々の形状を採用することが可能である。また、本発明は、切削工具以外の種々のセラミック複合部材や耐摩耗性部材として構成することも可能である。

図２は、切削工具１０として利用可能な種々の成形体組み合わせ構造の例を示す図である。ここでは、４つの構造Ｔ１〜Ｔ４の平面図と、平面図の上に示された切断面Ｘ１，Ｘ２でそれぞれ切断したときの断面図がそれぞれ描かれている。構造Ｔ１〜Ｔ４のそれぞれは、切削工具の上表面を構成する上部成形体ＵＣ１〜ＵＣ４と、下部成形体ＬＣ１〜ＬＣ４をそれぞれ組み合わせたものである。

上部成形体ＵＣ１〜ＵＣ４と下部成形体ＬＣ１〜ＬＣ４は、熱膨張率が互いに異なるものとなるように、異種材料で成形される。これらの異種材料としては、例えば、Al₂O₃（アルミナ）を主成分とする各種のセラミック材料を使用することが可能である。具体的には、Al₂O₃を主成分として、ZrO₂，TiC，TiNを含む群から選択された材料を混合したセラミック材料を使用でき、これらの成分の比率を変えることによって成形体の熱膨張率を調整可能である。なお、ZrO₂の熱膨張率は約10×10^-6/℃〜11×10^-6/℃であり、Al₂O₃，TiC，TiNの熱膨張率は約7×10^-6/℃〜9×10^-6/℃である。Al₂O₃を主成分とするセラミック材料の代わりに、Al₂O₃を含まず、ZrO₂，TiC，TiNから選択された材料で構成されたセラミック材料を使用してもよい。また、他の材料で構成されたセラミック材料を使用してもよい。これらのセラミック材料には、NiやCoなどの金属を混合してもよい。さらに、サーメットや超硬合金（Cemented Carbide）などの他の焼結材料を使用して成形体を形成することも可能である。

第１の組み合わせ構造Ｔ１の上部成形体ＵＣ１は、上表面の４辺の位置で厚みが最も小さく、４辺から離れるに従って厚みが増大して一定の厚みに達するような下に凸の台状形状を有している。下部成形体ＬＣ１は、上部成形体ＵＣ１に嵌合して、全体として略角柱状の部材を構成する。換言すれば、上部成形体ＵＣ１は下に凸の嵌合面を有しており、下部成形体ＬＣ１はこれに嵌合する凹状の嵌合面を有している。なお、図１の逃げ面１６に相当する側面には、上部成形体ＵＣ１と下部成形体ＬＣ１の両方の側面が現れる（図示省略）。この点は、他の組み合わせ構造Ｔ２〜Ｔ４も同様である。

第２の組み合わせ構造Ｔ２の下部成形体ＬＣ２は、略円柱状の形状を有しており、上部成形体ＵＣ２は、この下部成形体ＬＣ２を上から被う形状を有している。換言すれば、下部成形体ＬＣ２は上に凸の嵌合面を有しており、上部成形体ＵＣ２はこれに嵌合する凹状の嵌合面を有している。この構造Ｔ２においても、図１の逃げ面１６に相当する側面には、上部成形体ＵＣ２と下部成形体ＬＣ２の両方の側面が現れる。但し、下部成形体ＬＣ２の全体を上部成形体ＵＣ２の中に嵌入させて、図１の逃げ面１６に相当する側面に下部成形体ＬＣ２が現れないようにしてもよい。

第３の組み合わせ構造Ｔ３の上部成形体ＵＣ３と下部成形体ＬＣ３は、それぞれ全体として略平板状の形状を有している。但し、上部成形体ＵＣ３と下部成形体ＬＣ３の間の嵌合面には、複数の凹凸が形成されている。嵌合面の凹凸は、切削工具１０の切刃１２として使用されるコーナー部近傍に設けられていることが好ましい。

第４の組み合わせ構造Ｔ４の上部成形体ＵＣ４と下部成形体ＬＣ４は、それぞれ平板状形状を有しており、その境界も平面である。この組み合わせ構造Ｔ４は、比較例の切削工具に採用されるものである。

上述の４つの組み合わせ構造Ｔ１〜Ｔ４において、上表面の中央部における上部成形体ＵＣ１〜ＵＣ４の厚みは、約１〜２ｍｍに設定されることが好ましい。上部成形体の中央部の厚みが過度に大きいと、上部成形体と下部成形体の熱膨張率の差に起因する内部応力が上表面付近であまり大きくならない。そのため、上表面における破壊靱性が十分な異方性を有さなくなる可能性がある。一方、上部成形体の中央部の厚みが過度に小さいと、安定した性能の焼結体を作成するのが難しくなる可能性がある。

図２に例示した組み合わせ構造Ｔ１〜Ｔ３では、熱膨張率が互いに異なる第１と第２の成形体を、切削工具１０の上表面に平行な面に対して凹凸状の嵌合面を介して互いに組み合わせている。従って、これらの成形体の組み合わせ構造を焼結すると、その冷却時に、熱膨張率の違いに起因する内部応力が残留する。例えば、下部成形体の熱膨張率が上部成形体の熱膨張率よりも大きい場合には、下部成形体の方がより大きく収縮するので、上部成形体の上表面に圧縮応力が残留する。逆に、下部成形体の熱膨張率が上部成形体の熱膨張率よりも小さい場合には、上部成形体の上表面に引張応力が残留する。また、この残留応力は、等方的でなく、凹凸状の嵌合面の形状に依存した異方性応力として残存する。この結果、切刃１２に近い上表面（すくい面１４）において、コーナー部の対角線からオフセットした測定位置で破壊靱性を測定すると、破壊靱性値が異方性を示すものとなる。従って、切削工具１０の使用時に、切刃１２の近傍にクラックが発生しても、そのクラックがそのまま直進せずにいろいろな方向に進み得るので、クラックが迂回しながら進展する。この結果、従来に比べて破損し難い切削工具を得ることができる。

なお、成形体の組み合わせ構造としては、図２に示した構造Ｔ１〜Ｔ３以外の種々の構造を採用することが可能である。また、組み合わせ構造としては、３つ以上の成形体を組み合わせてもよい。例えば、構造Ｔ１の下部成形体ＬＣ１の下面に上面と同じような凹部を設け、その下に、上部成形体ＵＣ１の上下を逆にした成形体を組み合わせるようにしてもよい。なお、耐摩耗性部材（切削工具）の構造としては、上表面が平面ではなく、凹凸を有するものも存在する。この場合において、「上表面に平行な面」という語句は、「上表面の凸部の頂点に接する平面に平行な面」という意味に解釈すべきである。

図３は、本発明の実施形態における切削工具の製造方法を示すフローチャートである。ステップＴ１００では、切削工具の組み合わせ構造を構成する複数の成形体用の各種粉末を配合して混合粉末を作成する。ステップＴ１１０では、各成形体用の混合粉末を金型により成形する。ステップＴ１２０では、得られた複数の成形体をカーボン型に充填して焼結する。焼結条件としては、通常の焼結条件を使用可能である。例えば、温度が1450℃、圧力が30MPaの条件下においてアルゴンガス気流中で３時間ホットプレスにて焼結することによって組み合わせ構造の焼結体を得ることができる。ステップＴ１３０では、製作した焼結体を所望の切削工具形状に加工する。この結果、異種成形体を組み合わせて構成された切削工具が得られる。

なお、焼結を行わずに、複数の異種材料成形体を耐摩耗性部材の上表面に平行な面に対して凹凸状の嵌合面を介して互いに組み合わせることによって、破壊靱性が異方性を有する組み合わせ成形体を形成するようにしてもよい。但し、複数の異種材料成形体を組み合わせた後に焼結すれば、破壊靱性が異方性を有する耐摩耗性部材をより容易に作成することが可能である。

図４は、実施例及び比較例の構成と試験結果を示す図である。図４（Ａ）は、組み合わせ構造を構成する成形体用の材料Ａ〜Ｅの組成（重量％）を示している。材料Ａは、Al₂O₃が100％である。材料Ｂは、Al₂O₃を90％、ZrO₂を10％含む。材料Ｃは、Al₂O₃を70％、ZrO₂を７０％含む。材料Ｄは、Al₂O₃を60％、TiNを40％含む。材料Ｅは、TiCを20％、TiNを66％、Niを7％、Coを7％含む。なお、ZrO₂は、Al₂O₃，TiC，TiNよりも熱膨張率が大きいので、ZrO₂をより多く含む材料ほど大きな熱膨張率を有する。

図４（Ｂ）は、実施例１〜６及び比較例１〜３に関して、使用した材料と、組み合わせ構造と、破壊靱性値及び切削距離の試験結果を示している。図４（Ｂ）において、「表面材質」の欄は図２の上部成形体ＵＣ１〜ＵＣ４として使用した材料を示し、「内部材質」の欄は下部成形体ＬＣ１〜ＬＣ４として使用した材料を示す。構造の欄は、図２の４つの組み合わせ構造Ｔ１〜Ｔ４のいずれを使用したかを示している。例えば、実施例１では、図２の構造Ｔ１を使用し、その上部成形体ＵＣ１を材料Ａ（100％Al₂O₃）で形成し、下部成形体ＬＣ１を材料Ｃ（70％Al₂O₃＋30％ZrO₂）で形成した。実施例１〜３では、同じ材料Ａ，Ｃの組み合わせを用いて、異なる構造Ｔ１〜Ｔ３をそれぞれ有するように焼結体をそれぞれ作成した。実施例４〜６では、同じ構造Ｔ２を用いて、材料の異なる組み合わせを使用して焼結体をそれぞれ作成した。比較例１では、構造Ｔ４を用いて、材料Ａ，Ｃの組み合わせを使用して焼結体を作成した。比較例２，３では、材料Ａ及び材料Ｂのうちの一種類の材料をそれぞれ用いて、図１に示す形状の焼結体を作成した。

各実施例及び比較例の焼結体は、図３のステップＴ１００〜Ｔ１２０に従ってそれぞれ作成した。まず、ステップＴ１００では、図４（Ａ）の組成に従って、各材料Ａ〜Ｅに使用する粉末を配合して混合粉末を作成した。ステップＴ１１０では、これらの混合粉末を金型により成形して、上部成形体及び下部成形体をそれぞれ得た。但し、比較例２，３に関しては、上下の区別の無い略角柱形状の成形体を得た。ステップＴ１２０では、得られた成形体をカーボン型に充填し、1450℃、30MPaの条件下においてアルゴンガス気流中で３時間ホットプレスにて焼結して、焼結体をそれぞれ得た。こうして得られた焼結体に関して、下記の破壊靱性値測定及び切削距離測定を行った。

破壊靱性値測定では、各焼結体の表面を0.100μmRa以下の表面粗さに鏡面仕上げし、JIS-R1607に基づきIF法（Indentation Fracture Method）にて破壊靱性値を測定した。図５は、破壊靱性値の測定方法を示す説明図である。破壊靱性値の測定は、図５（Ａ）に示すように、焼結体１０ａのコーナー部の3mm四方の領域（ハッチングを付した領域）で行った。図５（Ｂ）は、その測定領域の拡大図である。測定位置（ビッカース硬度計の圧コンＩＤの位置）は、コーナー部の対角線ＤＬからオフセットした位置に設定した。すなわち、圧コンＩＤが、コーナー部の２つの辺Ｅ_１，Ｅ_２のうちの一方の辺Ｅ_１により近くなるように測定位置を選択した。以下では、圧コンＩＤから近い辺Ｅ_１を「近接辺Ｅ_１」と呼び、圧コンＩＤから遠い辺Ｅ_２を「遠方辺Ｅ_２」と呼ぶ。具体的な測定位置としては、圧コンＩＤの中心が、近接辺Ｅ_１から約1mmの距離にあり、遠方辺Ｅ_２から約2mmの距離にある位置を選択した。なお、これらの距離は、各辺Ｅ_１，Ｅ_２を延長した直線から圧コンＩＤの中心までの垂直距離を意味している。圧コンＩＤの方向は、圧コンＩＤの対角線のうちの一方が近接辺Ｅ_１に平行になるように設定した。但し、図５（Ａ）の形状では２つの辺Ｅ_１，Ｅ_２は互いに垂直なので、圧コンＩＤの２つの対角線が２つの辺Ｅ_１，Ｅ_２にそれぞれ平行になった。

圧コンＩＤの形成後、顕微鏡により以下の長さを測定した。
（１）圧コンＩＤの対角線の長さの平均値の半分：d [m]
（２）近接辺Ｅ_１とほぼ平行な方向に沿って圧コンＩＤの上下に伸びるクラックのクラック長さの半分：L₁ [m]
（３）圧コンＩＤの中心を始点として近接辺Ｅ_１から遠ざかる方向に伸びるクラックのクラック長さ：L₂ [m]

そして、上記の測定値d，L₁，L₂から、JIS-R1607のIF法の計算式に準じた以下の（１）式及び（２）式に従って、２つの破壊靱性値Kc₁, Kc₂ [MPa√m]をそれぞれ算出した。

ここで、Eは表面材質の弾性率[Pa]、Pは押込荷重[N]である。なお弾性率Eは、JIS-R1602（ファインセラミックスの弾性率試験方法）に準拠し測定した値を用いた。

第１の破壊靱性値Kc₁は、近接辺Ｅ_１とほぼ平行な方向に沿って圧コンＩＤの上下に伸びるクラックのクラック長さ2L₁の半分の値L₁を用いて算出されている。従って、第１の破壊靱性値Kc₁は、近接辺Ｅ_１と平行な方向に沿った靱性を示しているものと考えることが可能である。

一方、第２の破壊靱性値Kc₂は、圧コンＩＤを始点として近接辺Ｅ_１から遠ざかる方向に伸びるクラックＣａのクラック長さL₂を用いて算出されている。従って、第２の破壊靱性値Kc₂は、近接辺Ｅ_１から遠ざかる方向に沿った靱性を示しているものと考えることが可能である。なお、破壊靱性試験は、圧コンＩＤを始点として近接辺Ｅ_１に近づく方向に伸びるクラックＣｂ（図５）が、近接辺Ｅ_１に達しないように行うことが好ましい。この理由は、クラックＣｂが近接片Ｅ_１に達すると、第２の破壊靱性値Kc₂を正確に測定するのが困難だからである。

図４（Ｂ）に示す破壊靱性値のうち、「平行方向」の欄は第１の破壊靱性値Kc₁を示しており、「隔離方向」の欄は第２の破壊靱性値Kc₁を示している。

切削試験では、ステップＴ１００〜Ｔ１３０に従って上記条件で製作した焼結体を、JIS-B4121に基づくスローアウェイチップとしてSNGN120708形状（図１）に加工し、下記条件にて切削性能を評価した。

＜切削性能評価条件＞
・被削材：FC200（鋳鉄）
・速度：200m/min
・切り込み：1.5mm
・送り：0.5mm/rev
・切削油：なし

図４（Ｂ）に示す切削距離は、１３メートル加工する毎に衝撃を与えてクラックを入れ、刃先が欠落するまで加工できた距離を示している。

図４（Ｂ）の下部に示す比較例１では、近接辺Ｅ_１に平行な方向の第１の破壊靱性値と、近接辺Ｅ_１から隔離する方向の第２の破壊靱性値が同一値を示している。すなわち、比較例１で採用した構造Ｔ４では、上部成形体ＵＣ４と下部成形体ＬＣ４の境界に凹凸がなく、それらが互いに平面で接しているので、平行方向と隔離方向の破壊靱性値に差が生じていない。比較例２，３は、材料Ａ，Ｂのみをそれぞれ用いて形成された焼結体なので、やはり平行方向と隔離方向の破壊靱性値に差が生じていない。比較例２，３の破壊靱性値は、材料Ａと材料Ｂの焼結体が有する破壊靱性値である。なお、比較例１の表面材質（上部成形体の材質）は、比較例２と同じ材料Ａであるが、比較例１の方が比較例２よりも破壊靱性値が高い。この理由は、比較例１では、ZrO₂を含む内部材質Ｃの方が表面材質Ａよりも熱膨張率が大きいため、焼結工程の冷却時に内部材質Ｃの方がより大幅に収縮し、表面材質Ａに圧縮応力が残留して、クラックが進展し難くなっているためであると推定される。比較例１〜３の破壊靱性値と切削距離とを比較すると、破壊靱性値が高いほど切削距離が長く、切削工具としての耐久性に優れていることが理解できる。

実施例１〜３は、いずれも表面材質Ａと内部材質Ｃの組み合わせを使用しているが、異なる構造Ｔ１〜３を有する焼結体である。これらは、近接辺Ｅ_１に平行な方向の第１の破壊靱性値と、隔離方向の第２の破壊靱性値が異なる値を示している。より具体的には、近接辺Ｅ_１に平行な方向の第１の破壊靱性値の方が、隔離方向の第２の破壊靱性値よりも大きい。すなわち、これらの実施例１〜３で採用した組み合わせ構造Ｔ１〜Ｔ３では、近接辺Ｅ_１に平行な方向ではクラックが進展しにくく、近接辺Ｅ１から遠ざかる方向にクラックが進展しやすい。この理由は、焼結工程での冷却時に、近接辺Ｅ_１に平行な方向により大きな圧縮応力が残留して、クラックが進展しにくく、一方、近接辺Ｅ_１から遠ざかる方向ではそれほど大きな圧縮応力が残留していないためであると推定される。実施例１〜３の切削距離は、277 m，290 m，239 mであり、比較例１〜３の切削距離にくらべていずれも大幅に切削距離が伸びている。実施例１〜３の中では、構造Ｔ２を有する実施例２の切削距離がもっとも長い。従って、耐久性の観点からは、構造Ｔ１〜Ｔ３の中で構造Ｔ２が好ましい。なお、実施例２と比較例１とを比較すると、実施例２の隔離方向の破壊靱性値（4.0MPa√m）は、比較例１の破壊靱性値（4.2MPa√m）よりも小さいが、切削距離は実施例２（290 m）の方が比較例１（126 m）に比べて大幅に大きな値を示している。すなわち、切削距離は、破壊靱性値の大きさにも依存するが、平行方向と隔離方向に破壊靱性値の差があるか否か、により大きく依存していることが理解できる。実際に、切削試験の途中でクラックの進展方向を観察したところ、比較例１では、近接辺Ｅ_１の近傍にクラックが発生すると、近接辺Ｅ_１にほぼ平行な方向に沿ってクラックがそのまま進展していた。一方、実施例２では、近接辺Ｅ_１の近傍にクラックが発生しても、その後、近接辺Ｅ_１から隔離する方向に沿ってクラックが迂回している様子が観察された。このように、平行方向と隔離方向の破壊靱性値に差異がある場合には、クラックがそのまま直進せずに様々な方向に迂回しながら進展していくので、大きな切削距離が得られるものと理解できる。

実施例４〜６は、好ましい組み合わせ構造Ｔ２を用いて、表面材質と内部材質を実施例２から変更したものである。これらの実施例４〜６でも、平行方向と隔離方向の破壊靱性値に十分に大きな差異が存在し、切削距離も比較例１〜３に比べて大幅に増大している。特に、実施例４は、平行方向と隔離方向の破壊靱性値（7.9MPa√m，6.5MPa√m）がいずれも大きな値を示しており、切削距離がもっとも長い点で好ましい。破壊靱性値の値が大きい理由は、表面材質ＢがZrO₂を含んでいるからである。なお、実施例１〜６は、いずれも比較例１〜３に比べて切削距離が十分に長い。従って、平行方向と隔離方向の破壊靱性値の差は、0.5MPa√m以上あることが好ましい。

なお、実施例１〜６では、いずれも平行方向よりも隔離方向の破壊靱性値が小さい。このような破壊靱性値の異方性（方向依存性）を実現するためには、焼結体の表面の対角線ＤＬ（図５）からオフセットした位置において、近接辺Ｅ_１に平行な方向における残留圧縮応力が、隔離方向における残留圧縮応力よりも大きくなるように、上部成形体と下部成形体の嵌合面の凹凸が形成されていることが好ましい。

なお、実施例１〜６とは逆に、平行方向よりも隔離方向の破壊靱性値が大きくなるように、上部成形体と下部成形体の嵌合面の凹凸を形成してもよい。この場合にも、クラックの発生後にクラックがそのまま直進せずに様々な方向に迂回しながら進展してゆき、大きな切削距離が得られることが期待できる。また、上部成形体の熱膨張率を下部成形体の熱膨張率よりも大きくして、上部成形体に引張応力が残留するようにしていてもよい。

１０…切削工具
１２…切刃
１４…すくい面
１６…逃げ面

Claims

上表面のコーナー部を切刃として使用する切削工具であって、
互いに異なる材料組成と熱膨張率を有する複数の異種材料成形体を、前記切削工具の上表面に平行な面に対して凹凸状の嵌合面を介して互いに組み合わせ、前記上表面のコーナー部の対角線からオフセットした測定位置で測定される破壊靱性が異方性を有するように構成されており、
前記上表面のコーナー部の対角線からオフセットした測定位置においてJIS-R1607のIF法に準じて破壊靱性値を測定したとき、
（ｉ）前記コーナー部を形成する２つの辺のうちで前記測定位置により近い第１の辺にほぼ平行な方向に伸びるクラックのクラック長さの半分から算出される第１の破壊靱性値と、
（ｉｉ）前記測定位置の中心を始点として前記第１の辺から遠ざかる方向に伸びるクラックのクラック長さから算出される第２の破壊靱性値と、
の差が、0.5MPa√m以上であることを特徴とする切削工具。
請求項１記載の切削工具であって、
前記第２の破壊靱性値が前記第１の破壊靱性値よりも小さいことを特徴とする切削工具。
請求項１又は２に記載の切削工具であって、
前記複数の異種材料成形体は、前記切削工具の上表面を構成する第１の成形体と、前記第１の成形体に組み合わされた第２の成形体とを含み、
前記複数の異種材料成形体は、互いに組み合わされた後に焼結され、
前記第２の成形体の熱膨張率は、前記第１の成形体の熱膨張率よりも大きいことを特徴とする切削工具。
請求項１ないし３のいずれか一項に記載の切削工具であって、
前記複数の異種材料成形体は、それぞれアルミナを主成分とするセラミック材料で形成されていることを特徴とする切削工具。
上表面のコーナー部を切刃として使用する切削工具の製造方法であって、
（ａ）互いに異なる材料組成と互いに異なる熱膨張率を有する複数の異種材料成形体を成形する工程と、
（ｂ）前記複数の異種材料成形体を前記切削工具の上表面に平行な面に対して凹凸状の嵌合面を介して互いに組み合わせることによって、前記上表面のコーナー部の対角線からオフセットした測定位置で測定される破壊靱性が異方性を有する組み合わせ成形体を作成する工程と、
を備え、
前記上表面のコーナー部の対角線からオフセットした測定位置においてJIS-R1607のIF法に準じて破壊靱性値を測定したとき、
（ｉ）前記コーナー部を形成する２つの辺のうちで前記測定位置により近い第１の辺にほぼ平行な方向に伸びるクラックのクラック長さの半分から算出される第１の破壊靱性値と、
（ｉｉ）前記測定位置の中心を始点として前記第１の辺から遠ざかる方向に伸びるクラックのクラック長さから算出される第２の破壊靱性値と、
の差が、0.5MPa√m以上であることを特徴とする切削工具の製造方法。