JP6916472B2 - 被覆切削工具 - Google Patents

Description

本発明は、被覆切削工具に関するものである。

従来、立方晶窒化硼素焼結体は、硬さが高く熱伝導性に優れていることから、焼入れ鋼や耐熱合金などを加工する切削工具として使用されている。近年、切削工具として、加工能率向上のため、立方晶窒化硼素焼結体からなる基材の表面に被覆層を被覆した被覆立方晶窒化硼素焼結体工具が用いられている。

そこで、このような被覆層の特性を改善するための様々な技術が提案されている。例えば、特許文献１には、立方晶窒化硼素基焼結材料からなる基材の表面に、チタンとアルミニウムとの複合窒化物層からなる下部層と、チタンの窒化物層からなる第１中間層と、チタンの炭窒化物層からなる第２中間層と、チタンの窒化物層からなる上部層とからなる被覆層を蒸着形成した被覆立方晶窒化硼素基焼結材料製切削工具が提案されている。

特開２００９−２５５２８２号公報

近年の切削加工では高速化、高送り化及び深切り込み化がより顕著となり、従来よりも工具の耐欠損性を向上させることが求められている。特に、焼入れ鋼や耐熱合金等、被覆切削工具に負荷が作用するような切削加工が増えている。かかる過酷な切削条件下において、従来の被覆切削工具では被覆層の基材に対する密着性が不十分であるため、剥離を生じ、さらに、これが引き金となって、欠損が生じるため、工具寿命を長くし難い。

特許文献１に記載の切削工具は、高速切削加工条件下では、耐欠損性が必ずしも十分ではなく、特に、焼入れ鋼や耐熱合金等の難削材を高速で加工する条件においては、被覆層の基材に対する密着性が十分ではない。

本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであり、耐摩耗性及び耐欠損性に優れた工具寿命の長い被覆切削工具を提供することを目的とする。

本発明者らは被覆切削工具の工具寿命の延長について研究を重ねたところ、被覆切削工具を以下の構成にすると、基材と被覆層との密着性が向上することにより、その耐欠損性を向上させることが可能となり、その結果、被覆切削工具の工具寿命を延長することができることを見出し、本発明を完成するに至った。

すなわち、本発明の要旨は以下の通りである。
［１］
立方晶窒化硼素焼結体からなる基材と、該基材の上に形成された被覆層とを備える被覆切削工具であって、
前記被覆層が下記式（ｉ）で表される組成からなるＴｉの炭窒化物層を有し、
Ｔｉ（Ｃ_xＮ_1-x） （ｉ）
（式中、ｘは、前記Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ５０％の位置におけるＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比を表し、０．１＜ｘ＜０．５を満足する。）
前記Ｔｉの炭窒化物層の平均厚さが０．５μｍ以上５．０μｍ以下であり、
前記Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ７５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ７５が、基材側から厚さの２５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ２５よりも高く、
前記Ｔｉの炭窒化物層において、下記式（１）で表される（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）が、１．０以上２．０以下であり、
前記Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、下記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値が、（１１１）面において０．１°以下である、被覆切削工具。

（式（１）中、Ｉ（ｈｋｌ）は、前記Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折における（ｈｋｌ）面のピーク強度を示し、Ｉ₀（ｈｋｌ）は、ＩＣＤＤカード番号００−０４２−１４８８における（ｈｋｌ）面の標準回折強度を示し、（ｈｋｌ）は、（１１１）、（２００）、（２２０）、（３１１）、（４２０）及び（４２２）の６つの結晶面を指す。）
２θの最大値と最小値との差の絶対値＝｜２θｍａｘ−２θｍｉｎ｜ （２）
（式（２）中、２θｍａｘは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面のピークの位置２θのうちの最大値を表し、２θｍｉｎは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面のピークの位置２θのうちの最小値を表す。）
［２］
前記Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、前記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値が、（２００）面において０．１°以下である、［１］に記載の被覆切削工具。
［３］
前記Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から平均厚さの２５％の位置におけるＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ２５と、基材側から平均厚さの７５％の位置におけるＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ７５との差（Ｒ７５−Ｒ２５）が、０．１以上０．３以下である、［１］又は［２］に記載の被覆切削工具。
［４］
前記被覆層は、前記基材と前記Ｔｉの炭窒化物層との間に、下部層を有し、
前記下部層が、
下記金属層；
Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ、Ｓｉ及びＹからなる群より選ばれる少なくとも１種の金属元素からなる金属層、並びに、
下記化合物層；
Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ、Ｓｉ及びＹからなる群より選ばれる少なくとも１種の金属元素と、Ｃ、Ｎ、Ｏ及びＢからなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる化合物層
からなる群より選ばれる少なくとも１種の単層または積層であり、
前記下部層の平均厚さが、０．１μｍ以上５．０μｍ以下である、［１］〜［３］のいずれかに記載の被覆切削工具。
［５］
前記被覆層は、前記基材と前記Ｔｉの炭窒化物層との間に、下部層を有し、
前記下部層が、下記式（Ｉ）で表される組成からなる第１化合物層と、下記式（ＩＩ）で表される組成からなる第２化合物層とが交互に２回以上積層されてなる交互積層構造を有し、
前記第１化合物層の平均厚さが２ｎｍ以上５００ｎｍ以下であり、
前記第２化合物層の平均厚さが２ｎｍ以上５００ｎｍ以下である、［１］〜［３］のいずれかに記載の被覆切削工具。
（Ｔｉ_yＡｌ_1-y）Ｎ （Ｉ）
（式中、ｙはＴｉ元素とＡｌ元素との合計に対するＴｉ元素の原子比を表し、０．１＜ｙ＜０．５を満足する。）
（Ｔｉ_zＡｌ_1-z）Ｎ （ＩＩ）
（式中、ｚはＴｉ元素とＡｌ元素との合計に対するＴｉ元素の原子比を表し、０．５≦ｚ≦０．８を満足する。）
［６］
前記被覆層全体の平均厚さは、１．５μｍ以上８．０μｍ以下である、［１］〜［５］のいずれかに記載の被覆切削工具。

本発明の被覆切削工具は、耐摩耗性及び耐欠損性に優れるので、従来よりも工具寿命が長いという効果を奏する。

本発明の被覆切削工具の一例を示す模式図である。

以下、本発明を実施するための形態（以下、単に「本実施形態」という。）について詳細に説明するが、本発明は下記本実施形態に限定されるものではない。本発明は、その要旨を逸脱しない範囲で様々な変形が可能である。なお、図面中、上下左右等の位置関係は、特に断らない限り、図面に示す位置関係に基づくものとする。さらに、図面の寸法比率は図示の比率に限られるものではない。

本実施形態の被覆切削工具は、立方晶窒化硼素焼結体からなる基材と、該基材の上に形成された被覆層とを備え、被覆層が下記式（ｉ）で表される組成からなるＴｉの炭窒化物層を有し、
Ｔｉ（Ｃ_xＮ_1-x） （ｉ）
（式中、ｘは、Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ５０％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比を表し、０．１＜ｘ＜０．５を満足する。）
Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ７５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比（以下「Ｒ７５」とも記す。）が、基材側から厚さの２５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比（以下「Ｒ２５」とも記す）よりも高く、
Ｔｉの炭窒化物層において、下記式（１）で表される（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）が、１．０以上２．０以下であり、
Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、下記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値が、（１１１）面において０．１°以下である。

（式（１）中、Ｉ（ｈｋｌ）は、Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折における（ｈｋｌ）面のピーク強度を示し、Ｉ₀（ｈｋｌ）は、ＩＣＤＤカード番号００−０４２−１４８８における（ｈｋｌ）面の標準回折強度を示し、（ｈｋｌ）は、（１１１）、（２００）、（２２０）、（３１１）、（４２０）及び（４２２）の６つの結晶面を指す。）
２θの最大値と最小値との差の絶対値＝|２θｍａｘ−２θｍｉｎ| （２）
（式（２）中、２θｍａｘは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面のピークの位置２θのうちの最大値を表し、２θｍｉｎは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面のピークの位置２θのうちの最小値を表す。）

本実施形態の被覆切削工具は、基材が、立方晶窒化硼素含有焼結体からなるため、例えば、焼入れ鋼や耐熱合金の加工において、耐摩耗性及び耐欠損性に優れる。また、本実施形態の被覆切削工具において、被覆層の少なくとも１層が上記式（ｉ）で表される組成からなるＴｉの炭窒化物層を有すると、耐摩耗性が向上する。また、上記式（ｉ）中のＣ元素の原子比ｘが０．１を超えると、Ｔｉの炭窒化物層の硬さが向上する。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐摩耗性が向上する。一方、上記式（ｉ）中のＣ元素の原子比ｘが０．５未満であると、Ｔｉの炭窒化物層の靭性が向上する。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。さらにまた、Ｔｉの炭窒化物層の平均厚さが０．５μｍ以上であると、Ｔｉの炭窒化物層を有することによる効果が発揮され、被覆切削工具の耐摩耗性が向上する。一方、Ｔｉの炭窒化物層の平均厚さが５．０μｍ以下であると、密着性が向上することにより、剥離の発生を抑制することができる。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。また、Ｔｉの炭窒化物層において、上記式（１）で表される（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）が、１．０以上であると、（１１１）面は最密面であるので、その割合が高くなることにより硬さが向上する。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐摩耗性が向上する。一方、Ｔｉの炭窒化物層において、上記式（１）で表される組織係数ＴＣ（１１１）が、２．０以下であると、靭性に優れる。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。また、Ｔｉの炭窒化物層において、Ｒ７５をＲ２５よりも高くすると、基材又は下部層との間の歪が高くなるのを抑制することにより、密着性を向上させ、且つ、表面側の硬さを向上させることができる。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性及び耐摩耗性が向上する。また、Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、上記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値が、（１１１）面において０．１°以下であることは、Ｔｉの炭窒化物層の異方性歪が低いことを示す。異方性歪みを低くすると、面欠陥及びすべりの発生を抑制することができるため、Ｔｉの炭窒化物層と基材又は下部層との密着性が向上する。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。そして、これらの構成が組み合わされることにより、本実施形態の被覆切削工具は、耐摩耗性及び耐欠損性が向上し、その結果、工具寿命を延長することができるものと考えられる。

図１は、本実施形態の被覆切削工具の一例を示す断面模式図である。被覆切削工具５は、基材１と、基材１の表面に被覆層４が形成されており、被覆層４には、下部層２及びＴｉの炭窒化物層３がこの順序で上方向に積層されている。ただし、本実施形態の被覆切削工具は、かかる構成に限定されず、被覆層が少なくとも上述のＴｉの炭窒化物層を備えていればよい。例えば、本実施形態の被覆切削工具において、被覆層は上述のＴｉの炭窒化物層のみを備えるものであってもよく、それに加えて、後述の下部層を備えてもよい。

本実施形態の被覆切削工具は、立方晶窒化硼素焼結体からなる基材とその基材の上に形成された被覆層とを備える。本実施形態の被覆切削工具は、基材が、立方晶窒化硼素含有焼結体からなるため、例えば、焼入れ鋼や耐熱合金の加工において、耐摩耗性及び耐欠損性に優れる。

本実施形態の被覆切削工具において、立方晶窒化硼素含有焼結体は、立方晶窒化硼素６５体積％以上８５体積％以下と、結合相１５体積％以上３５体積％以下とを含むことが好ましい。本実施形態の被覆切削工具は、立方晶窒化硼素含有焼結体が、立方晶窒化硼素６５体積％以上と、結合相３５体積％以下とを含むと、耐欠損性が向上する傾向にある。一方、本実施形態の被覆切削工具は、立方晶窒化硼素含有焼結体が、立方晶窒化硼素８５体積％以下と、結合相１５体積％以上とを含むと、耐摩耗性が向上する傾向にある。

本実施形態の被覆切削工具において、結合相は、Ｔｉ（チタン）、Ｚｒ（ジルコニウム）、Ｈｆ（ハフニウム）、Ｖ（バナジウム）、Ｎｂ（ニオブ）、Ｔａ（タンタル）、Ｃｒ（クロム）、Ｍｏ（モリブデン）、Ｗ（タングステン）、Ａｌ（アルミニウム）及びＣｏ（コバルト）からなる群より選択される少なくとも１種の金属元素を含むことが好ましい。あるいは、結合相は、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ及びＣｏからなる群より選択される少なくとも１種の金属元素と、Ｃ（炭素）、Ｎ（窒素）、Ｏ（酸素）及びＢ（硼素）からなる群より選択される少なくとも１種の元素とからなる化合物を含むことが好ましい。本実施形態の被覆切削工具は、結合相がこのような化合物を含むと、耐摩耗性と耐欠損性とのバランスに優れる傾向にある。

［Ｔｉの炭窒化物層］
本実施形態の被覆切削工具において、被覆層の少なくとも１層が下記式（ｉ）で表される組成からなるＴｉの炭窒化物層を有する。
Ｔｉ（Ｃ_xＮ_1-x） （ｉ）
（式中、ｘは、Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ５０％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比を表し、０．１＜ｘ＜０．５を満足する。）
本実施形態の被覆切削工具において、被覆層の少なくとも１層が上記式（ｉ）で表される組成からなるＴｉの炭窒化物層を有すると、耐摩耗性が向上する。また、上記式（ｉ）中のＣ元素の原子比ｘが０．１を超えると、Ｔｉの炭窒化物層の硬さが向上する。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐摩耗性が向上する。一方、上記式（ｉ）中のＣ元素の原子比ｘが０．５未満であると、Ｔｉの炭窒化物層の靭性が向上する。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。同様の観点から、上記式（ｉ）中のＣ元素の原子比ｘは０．１５＜ｘ＜０．４８を満足すると好ましく、０．２＜ｘ＜０．４５を満足するとより好ましく、０．２１＜ｘ＜０．４４を満足するとさらに好ましい。

なお、本実施形態の被覆切削工具において、例えば、被覆層の組成をＴｉ（Ｃ_0.35Ｎ_0.65）と表記する場合は、Ｃ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比が０．３５、Ｃ元素とＮ元素との合計に対するＮ元素の原子比が０．６５であることを表す。すなわち、Ｃ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の量が３５原子％、Ｃ元素とＮ元素との合計に対するＮ元素の量が６５原子％であることを意味する。

また、本実施形態の被覆切削工具は、Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ７５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比（以下「Ｒ７５」とも記す。）が、基材側から厚さ２５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比（以下「Ｒ２５」とも記す。）よりも高い。Ｔｉの炭窒化物層において、Ｒ７５をＲ２５よりも高くすると、基材又は下部層との間の歪が高くなるのを抑制することにより、密着性を向上させ、且つ、表面側の硬さを向上させることができる。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性及び耐摩耗性が向上する。

また、本実施形態の被覆切削工具は、Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ２５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ２５と、基材側から厚さ７５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ７５との差（Ｒ７５−Ｒ２５）が、０．１以上０．３以下であることが好ましい。Ｔｉの炭窒化物層において、当該Ｃ元素の原子比の差（Ｒ７５−Ｒ２５）が、０．１以上であると、上述の密着性向上の効果と耐摩耗性向上の効果とが、一層向上する傾向にある。一方、当該Ｃ元素の原子比の差（Ｒ７５−Ｒ２５）が０．３以下であると、Ｔｉの炭窒化物層中の歪を低く抑えることができる。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が一層向上する傾向にある。
なお、本実施形態において、Ｔｉの炭窒化物層の各元素の原子比は後述の実施例に記載の方法により測定することができる。また、本実施形態において、「基材側から厚さ２５％、５０％及び７５％の位置」とは、測定位置のＴｉの炭窒化物層の厚さ１００％に対して、基材側から表面に向かって順に２５％、５０％及び７５％の位置を意味する。

本実施形態の被覆切削工具において、Ｔｉの炭窒化物層の平均厚さは０．５μｍ以上５．０μｍ以下である。Ｔｉの炭窒化物層の平均厚さが０．５μｍ以上であると、Ｔｉの炭窒化物層を有することによる効果が発揮され、被覆切削工具の耐摩耗性が向上する。一方、Ｔｉの炭窒化物層の平均厚さが５．０μｍ以下であると、密着性が向上することにより、剥離の発生を抑制することができる。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。同様の観点から、Ｔｉの炭窒化物層の平均厚さは０．８μｍ以上４．８μｍ以下であることが好ましく、１．０μｍ以上４．７μｍ以下であることがより好ましい。

また、Ｔｉの炭窒化物層において、下記式（１）で表される（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）が、１．０以上２．０以下である。

（式（１）中、Ｉ（ｈｋｌ）は、Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折における（ｈｋｌ）面のピーク強度を示し、Ｉ₀（ｈｋｌ）は、ＩＣＤＤカード番号００−０４２−１４８８における（ｈｋｌ）面の標準回折強度を示し、（ｈｋｌ）は、（１１１）、（２００）、（２２０）、（３１１）、（４２０）及び（４２２）の６つの結晶面を指す。）
Ｔｉの炭窒化物層において、上記式（１）で表される（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）が、１．０以上であると、その（１１１）面は最密面であるので、その割合が高くなることにより硬さが向上する。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐摩耗性が向上する。一方、Ｔｉの炭窒化物層において、上記式（１）で表される組織係数ＴＣ（１１１）が、２．０以下であると、靭性に優れる。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。同様の観点から、上記式（１）で表される（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）は１．１以上１．９以下であることが好ましく、１．２以上１．９以下であることがより好ましい。

本実施形態において、Ｔｉの炭窒化物層の（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）は、以下のとおり算出できる。被覆切削工具について、Ｃｕ−Ｋα線を用いた２θ／θ集中法光学系のＸ線回折測定を、出力：５０ｋＶ、２５０ｍＡ、入射側ソーラースリット：５°、発散縦スリット：２／３°、発散縦制限スリット：５ｍｍ、散乱スリット：２／３°、受光側ソーラースリット：５°、受光スリット：０．３ｍｍ、ＢＥＮＴモノクロメータ、受光モノクロスリット：０．８ｍｍ、サンプリング幅：０．０１°、スキャンスピード：４°／ｍｉｎ、２θ測定範囲：２５°〜１４０°とする条件で行う。装置は、株式会社リガク製のＸ線回折装置（型式「ＲＩＮＴ ＴＴＲＩＩＩ」）を用いることができる。Ｘ線回折図形からＴｉの炭窒化物層等の各結晶面のピーク強度を求める。得られた各結晶面のピーク強度から、Ｔｉの炭窒化物層等における（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）を上記式（１）より算出する。

また、本実施形態の被覆切削工具は、Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、下記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値（以下、単に「２θの最大値と最小値との差の絶対値」とも記す。）が、（１１１）面において０．１°以下である。
２θの最大値と最小値との差の絶対値＝|２θｍａｘ−２θｍｉｎ| （２）
（式（２）中、２θｍａｘは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面のピークの位置２θのうちの最大値を表し、２θｍｉｎは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面のピークの位置２θのうちの最小値を表す。）
Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、２θの最大値と最小値との差の絶対値が、（１１１）面において０．１°以下であると、Ｔｉの炭窒化物層の異方性歪が低いことを示す。異方性歪みを低くすると、面欠陥及びすべりの発生を抑制することができるため、Ｔｉの炭窒化物層と基材又は下部層との密着性が向上する。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。同様の観点から、（１１１）面の２θの最大値と最小値との差の絶対値は、０．０９°以下であることが好ましく、０．０８°以下であることがより好ましい。（１１１）面の２θの最大値と最小値との差の絶対値の下限は、特に限定されないが、例えば、０°以上である。
また、本実施形態の被覆切削工具は、Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、上記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値が、（２００）面において０．１°以下であることが好ましい。
Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、２θの最大値と最小値との差の絶対値が、（２００）面において０．１°以下であると、Ｔｉの炭窒化物層の異方性歪が低いことを示す。異方性歪みを低くすると、面欠陥及びすべりの発生を抑制することができるため、Ｔｉの炭窒化物層と基材又は下部層との密着性が向上する。その結果、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。同様の観点から、（２００）面の２θの最大値と最小値との差の絶対値は、０．０９°以下であることがより好ましい。（２００）面の２θの最大値と最小値との差の絶対値の下限は、特に限定されないが、例えば、０°以上である。

本実施形態において、Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定における２θの最大値と最小値との差の絶対値を以下のとおり測定する。測定装置として、２次元検出器を付属したＸ線回折分析装置を用いることができる。Ｘ線管球は、Ｃｕ−Ｋαとし、測定は、２θ−ψ測定とする。Ｔｉの炭窒化物層の（１１１）面又は（２００）面ピーク位置に対して、ψ角度：０°〜７０°の範囲を１０°間隔でフレーム測定する。１フレームあたりの測定において、結晶面（（１１１）面又は（２００）面）の強度がバックグラウンドの２〜３倍のカウントとなるように測定時間を調整する。層の厚さ等により、強度が異なるため、試料毎に時間を調整する。解析は、Ｘ線回折分析装置に付属するソフトを用いて（１１１）面及び（２００）面のピークの位置２θを特定することができる。ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、下記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値を算出する。
２θの最大値と最小値との差の絶対値＝｜２θｍａｘ−２θｍｉｎ｜ （２）
（式（２）中、２θｍａｘは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面（（１１１）面又は（２００）面）のピークの位置２θのうちの最大値を表し、２θｍｉｎは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面（（１１１）面又は（２００）面）のピークの位置２θのうちの最小値を表す。）

［下部層］
本実施形態の被覆切削工具において、被覆層は、基材とＴｉの炭窒化物層との間に、下部層を有することが好ましい。被覆層は、基材とＴｉの炭窒化物層との間に、下部層を有すると、被覆切削工具の耐摩耗性及び耐欠損性が一層向上する傾向にある。

下部層は、下記金属層及び下記化合物層からなる群より選ばれる少なくとも１種の単層又は積層を含むことが好ましい。下部層が下記金属層及び下記化合物層からなる群より選ばれる少なくとも１種の単層又は積層を含むと、被覆切削工具の耐摩耗性及び耐欠損性が一層向上する傾向にある。
（金属層）
Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ、Ｓｉ及びＹからなる群より選ばれる少なくとも１種の金属元素からなる金属層。
（化合物層）
Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ、Ｓｉ及びＹからなる群より選ばれる少なくとも１種の金属元素と、Ｃ、Ｎ、Ｏ及びＢからなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる化合物層。
金属層は、Ｔｉ及びＷからなる群より選ばれる少なくとも１種の金属元素からなることがさらに好ましい。
化合物層は、Ｔｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ及びＳｉからなる群より選ばれる少なくとも１種の金属元素と、Ｎとからなることがさらに好ましい。
中でも、下部層が窒化物層であると、下部層とＴｉの炭窒化物層との歪を低くする効果が得られる。

下部層は、下記式（Ｉ）で表される組成からなる第１化合物層と、下記式（ＩＩ）で表される組成からなる第２化合物層とが交互に２回以上積層されてなる交互積層構造を有することが好ましい。下部層がこのような交互積層構造を有すると、切削加工中に被覆層に発生した亀裂が、基材まで進展するのを抑制することができる傾向にある。
（Ｔｉ_yＡｌ_1-y）Ｎ （Ｉ）
（式中、ｙはＴｉ元素とＡｌ元素との合計に対するＴｉ元素の原子比を表し、０．１＜ｙ＜０．５を満足する。）
（Ｔｉ_zＡｌ_1-z）Ｎ （ＩＩ）
（式中、ｚはＴｉ元素とＡｌ元素との合計に対するＴｉ元素の原子比を表し、０．５≦ｚ≦０．８を満足する。）
第１化合物層の平均厚さは、２ｎｍ以上５００ｎｍ以下であることが好ましく、３ｎｍ以上４００ｎｍ以下であることがより好ましく、５ｎｍ以上３００ｎｍ以下であることがさらに好ましい。
第２化合物層の平均厚さは、２ｎｍ以上５００ｎｍ以下であることが好ましく、３ｎｍ以上４００ｎｍ以下であることがより好ましく、５ｎｍ以上３００ｎｍ以下であることがさらに好ましい。

下部層が有する交互積層構造において、第１化合物層と、第２化合物層との繰り返し数は、２回以上であり、４〜１００回が好ましい。なお、本実施形態において、第１化合物層と、第２化合物層とを１層ずつ形成した場合、「繰り返し数」は１回である。

本実施形態の被覆切削工具において、下部層の平均厚さは、０．１μｍ以上５．０μｍ以下であることが好ましい。下部層の平均厚さが０．１μｍ以上であると、基材の表面を均一に覆うことができるため、基材と被覆層との密着性が向上する。このため、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。一方、下部層の平均厚さが５．０μｍ以下であると、下部層の強度が低下するのを抑制することができるため、本実施形態の被覆切削工具は、耐欠損性が向上する。その中でも、上記と同様の観点から、下部層の平均厚さは０．３μｍ以上４．５μｍ以下であると好ましく、１．０μｍ以上４．５μｍ以下であることがより好ましい。

本実施形態の被覆切削工具において、被覆層全体の平均厚さは、１．５μｍ以上８．０μｍ以下であることが好ましい。被覆層の全体の平均厚さが１．５μｍ以上であると、耐摩耗性が更に向上する傾向がみられる。一方、被覆層の全体の平均厚さが８．０μｍ以下であると、耐欠損性が更に向上する傾向がみられる。同様の観点から、本実施形態の被覆切削工具において、被覆層の全体の平均厚さは１．５μｍ以上７．０μｍ以下であるとより好ましい。

本実施形態の被覆切削工具において、被覆層の製造方法は、特に限定されるものではないが、例えば、イオンプレーティング法、アークイオンプレーティング法、スパッタ法、及びイオンミキシング法などの物理蒸着法が挙げられる。物理蒸着法を使用して、被覆層を形成すると、シャープエッジを形成することができるので好ましい。その中でも、アークイオンプレーティング法は、被覆層と基材との密着性に一層優れるので、より好ましい。

本実施形態の被覆切削工具の製造方法について、具体例を用いて説明する。なお、本実施形態の被覆切削工具の製造方法は、当該被覆切削工具の構成を達成し得る限り、特に制限されるものではない。

本実施形態の被覆切削工具において、立方晶窒化硼素含有焼結体からなる基材は、特に限定されないが、例えば、以下の（Ａ）〜（Ｈ）の工程を含む方法によって製造することができる。

工程（Ａ）：立方晶窒化硼素５０〜９０体積％と、結合相の粉末１０〜５０体積％とを混合する（ただし、これらの合計は、１００体積％である）。結合相の粉末は、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ及びＣｏからなる群より選択される少なくとも１種の金属元素を含むことが好ましい。あるいは、結合相の粉末は、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ及びＣｏからなる群より選択される少なくとも１種の金属元素と、炭素、窒素、酸素及び硼素からなる群より選択される少なくとも１種の元素とからなる化合物を含むことが好ましい。

工程（Ｂ）：工程（Ａ）で得られた原料粉を、超硬合金製ボールにて５〜２４時間の湿式ボールミルにより混合する。

工程（Ｃ）：工程（Ｂ）で得られた混合物を、所定の形状に成形して成形体を得る。

工程（Ｄ）：工程（Ｃ）で得られた成形体を、超高圧発生装置の内部で、４．０〜７．０ＧＰａの圧力にて、１３００〜１５００℃の範囲の焼結温度で、所定の時間保持して焼結する。

工程（Ｅ）：工程（Ｄ）で得られた焼結体を、放電加工機により、工具形状に合わせて切り出す。

工程（Ｆ）：超硬合金からなる基体を用意する。

工程（Ｇ）：工程（Ｅ）で切り出した焼結体を、工程（Ｆ）で用意した基体にろう付け等によって接合する。

工程（Ｈ）：工程（Ｇ）によって得られた工具に、ホーニング加工を施す。

本実施形態に用いる被覆層は、特に限定されないが、例えば、以下の方法によって製造することができる。

工具形状に加工した基材を物理蒸着装置の反応容器内に収容し、金属蒸発源を反応容器内に設置する。その後、反応容器内をその圧力が１．０×１０^-2Ｐａ以下の真空になるまで真空引きし、反応容器内のヒーターにより基材をその温度が２００℃〜８００℃になるまで加熱する。加熱後、反応容器内にアルゴンガス（Ａｒ）を導入して、反応容器内の圧力を０．５Ｐａ〜５．０Ｐａとする。圧力０．５Ｐａ〜５．０ＰａのＡｒ雰囲気にて、基材に−５００Ｖ〜−２００Ｖのバイアス電圧を印加し、反応容器内のタングステンフィラメントに４０Ａ〜５０Ａの電流を流して、基材の表面にＡｒによるイオンボンバードメント処理を施す。基材の表面にイオンボンバードメント処理を施した後、反応容器内をその圧力が１．０×１０^-2Ｐａ以下の真空になるまで真空引きする。

次いで、基材をその温度が３５０℃〜７００℃になるように制御し、ＡｒとＮ₂とアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）とを反応容器内に導入し、反応容器内の圧力を２．０〜５．０Ｐａにする。その後、基材に−１５０Ｖ〜−３０Ｖのバイアス電圧を印加し、各層の金属成分に応じた金属蒸発源を８０Ａ〜２００Ａとする電流のアーク放電により蒸発させて、基材の表面へのＴｉの炭窒化物層の形成を開始する。ここで、反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）の流量を、成膜開始時から成膜終了時にかけて徐々に増加させる。

本実施形態に用いるＴｉの炭窒化物層において、Ｔｉ（Ｃ_xＮ_1-x）と表される組成のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比ｘを所望の値にするには、例えば、上述のＴｉの炭窒化物層を形成する過程において、反応容器内に導入するＡｒとＮ₂とＣ₂Ｈ₂との割合を制御するとよい。例えば、反応容器内に導入するＣ₂Ｈ₂の割合を大きくするほど、Ｃ元素の原子比ｘが大きくなる傾向がある。また、上述のＴｉの炭窒化物層を形成する過程において、反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）の流量を、成膜開始時から成膜終了時にかけて徐々に増加させることにより、Ｔｉの炭窒化物層の組成について、基材と反対側の表面に向かって、Ｃ元素の原子比ｘを徐々に高くすることができる。すなわち、Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ７５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比を、基材側から厚さ２５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比よりも高くすることができる。また、反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）の流量の変化量が大きいほど、基材と反対側の表面にかけてのＣ元素の原子比ｘの差（基材側から厚さ７５％の位置と２５％の位置とにおけるＣ元素の原子比ｘの差）が大きくなる傾向にある。

本実施形態に用いるＴｉの炭窒化物層において、（１１１）面及び（２００）面の２θの最大値と最小値との差の絶対値を所望の値にするには、例えば、上述のＴｉの炭窒化物層を形成する過程において、反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）の流量の変化量を制御するとよい。反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）の流量の変化量が小さいほど、異方性歪が低くなり、（１１１）面及び（２００）面の２θの最大値と最小値との差の絶対値を小さくすることができる。

本実施形態に用いるＴｉの炭窒化物層において、（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）を所望の値にするには、例えば、上述のＴｉの炭窒化物層を形成する過程において、反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）と窒素ガス（Ｎ₂）との混合ガスの比を制御するとよい。また、例えば、上述のＴｉの炭窒化物層を形成する過程において、各層の金属成分に応じた金属蒸発源を蒸発させる際のアーク放電の電流値を調整することにより、（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）を所望の値に制御することができる。具体的には、アーク放電の電流値を小さくするほど、（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）が大きくなる傾向がある。

本実施形態に用いる被覆層において、基材とＴｉの炭窒化物層との間に、下部層を形成する場合は、例えば、以下の方法によって製造することができる。
まず、工具形状に加工した基材を物理蒸着装置の反応容器内に収容し、金属蒸発源を反応容器内に設置する。その後、反応容器内をその圧力が１．０×１０^-2Ｐａ以下の真空になるまで真空引きし、反応容器内のヒーターにより基材をその温度が２００℃〜８００℃になるまで加熱する。加熱後、反応容器内にアルゴンガス（Ａｒ）を導入して、反応容器内の圧力を０．５Ｐａ〜５．０Ｐａとする。圧力０．５Ｐａ〜５．０ＰａのＡｒ雰囲気にて、基材に−５００Ｖ〜−２００Ｖのバイアス電圧を印加し、反応容器内のタングステンフィラメントに４０Ａ〜５０Ａの電流を流して、基材の表面にＡｒによるイオンボンバードメント処理を施す。基材の表面にイオンボンバードメント処理を施した後、反応容器内をその圧力が１．０×１０^-2Ｐａ以下の真空になるまで真空引きする。

次いで、基材をその温度が３５０℃〜７００℃になるように制御し、窒素ガス（Ｎ₂）及び／又はＡｒを反応容器内に導入し、反応容器内の圧力を２．０〜５．０Ｐａにする。その後、基材に−１２０Ｖ〜−３０Ｖのバイアス電圧を印加し、各層の金属成分に応じた金属蒸発源を８０Ａ〜２００Ａとする電流のアーク放電により蒸発させて、基材の表面への下部層の形成を開始する。

下部層として、第１化合物層と第２化合物層との交互積層構造を形成するには、２種類以上の金属蒸発源を上述した条件にて、交互にアーク放電により蒸発させることによって、各化合物層を交互に形成するとよい。金属蒸発源のアーク放電時間をそれぞれ調整することによって、交互積層構造を構成する各化合物層の厚さを制御することができる。

下部層を形成した後、基材をその温度が３５０℃〜７００℃になるように制御し、ＡｒとＮ₂とアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）とを反応容器内に導入し、反応容器内の圧力を２．０〜５．０Ｐａにする。その後、基材に−１５０Ｖ〜−３０Ｖのバイアス電圧を印加し、各層の金属成分に応じた金属蒸発源を８０Ａ〜２００Ａとする電流のアーク放電により蒸発させて、下部層の表面へのＴｉの炭窒化物層の形成を開始する。ここで、反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）の流量を、成膜開始時から成膜終了時にかけて徐々に増加させる。

本実施形態の被覆切削工具に用いる被覆層を構成する各層の厚さは、被覆切削工具の断面組織から、光学顕微鏡、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）、透過型電子顕微鏡（ＴＥＭ）などを用いて測定することができる。なお、本実施形態の被覆切削工具に用いる各層の平均厚さは、金属蒸発源に対向する面の刃先稜線部から、当該面の中心部に向かって５０μｍの位置の近傍における３箇所以上の断面から各層の厚さを測定して、その平均値（相加平均値）を計算することで求めることができ、具体的には、後述の実施例に記載の方法により求めることができる。

また、本実施形態の被覆切削工具に用いる被覆層を構成する各層の組成は、本実施形態の被覆切削工具の断面組織から、エネルギー分散型Ｘ線分析装置（ＥＤＸ）や波長分散型Ｘ線分析装置（ＷＤＳ）などを用いて測定することができる。なお、本実施形態において、被覆層を構成する各層の組成は、後述の実施例に記載の方法により測定する。

本実施形態の被覆切削工具は、耐摩耗性及び耐欠損性に優れていることに起因して、従来よりも工具寿命を延長できるという効果を奏すると考えられる（ただし、工具寿命を延長できる要因は上記に限定されない）。本実施形態の被覆切削工具の種類として、特に限定されないが、具体的には、例えば、フライス加工用又は旋削加工用刃先交換型切削インサート、ドリル、及びエンドミルなどを挙げることができる。

以下、実施例によって本発明を更に詳細に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。

（実施例１）
基材として、立方晶窒化硼素含有焼結体からなる基材を下記工程（１）〜（８）のとおり作製した。このとき、基材は、ＩＳＯ規格ＣＮＧＡ１２０４０８形状に加工した。

工程（１）：立方晶窒化硼素６６体積％と、結合相の粉末３４体積％とを混合した。
工程（２）：工程（１）で得られた原料粉を、超硬合金製ボールにて１２時間の湿式ボールミルにより混合した。
工程（３）：工程（２）で得られた混合物を、所定の形状に成形して成形体を得た。
工程（４）：工程（３）で得られた成形体を、超高圧発生装置の内部で、６．０ＧＰａの圧力にて、１３００℃の焼結温度で、１時間保持して焼結した。
工程（５）：工程（４）で得られた焼結体を、放電加工機により、上記工具形状に合わせて切り出した。
工程（６）：超硬合金からなる基体を用意した。
工程（７）：工程（５）で切り出した焼結体を、工程（６）で用意した基体にろう付けによって接合した。
工程（８）：工程（７）によって得られた工具に、ホーニング加工を施した。

上記作製した基材において、立方晶窒化硼素含有焼結体に含まれる結合相の組成を、Ｘ線回折装置によって同定した。立方晶窒化硼素含有焼結体に含まれる結合相の組成は、ＴｉＮ、Ａｌ₂Ｏ₃、ＡｌＮであった。

アークイオンプレーティング装置の反応容器内に、表１に示す金属蒸発源を配置した。上記作製した基材を、反応容器内の回転テーブルの固定金具に固定した。

その後、反応容器内をその圧力が５．０×１０^-3Ｐａ以下の真空になるまで真空引きした。真空引き後、反応容器内のヒーターにより、基材をその温度が４５０℃になるまで加熱した。加熱後、反応容器内にその圧力が２．７Ｐａになるようにアルゴンガス（Ａｒ）を導入した。

圧力２．７ＰａのＡｒ雰囲気にて、基材に−４００Ｖのバイアス電圧を印加して、反応容器内のタングステンフィラメントに４０Ａの電流を流して、基材の表面にＡｒによるイオンボンバードメント処理を３０分間施した。イオンボンバードメント処理終了後、反応容器内をその圧力が５．０×１０^-3Ｐａ以下の真空になるまで真空引きした。

真空引き後、基材をその温度が表１に示す温度（成膜開始時の温度）になるように調整し、Ａｒと窒素ガス（Ｎ₂）とアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）とを表１に示す流量となるように反応容器内に導入し、反応容器内を表１に示す圧力に調整した。

次いで、基材に表１に示すバイアス電圧を印加して、表１に示す電流のアーク放電により表２に示す組成になるよう金属蒸発源を蒸発させて、基材の表面に被覆層を形成した。なお、反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）の流量を、表１に示すとおり、成膜開始時から成膜終了時にかけて徐々に変化させた。また、被覆層として、発明品１〜１０及び比較品１〜７は、Ｔｉの炭窒化物層を形成し、比較品８は、ＴｉＮ層を形成し、比較品９は、ＴｉＡｌＮ層を形成した。

基材の表面に表２に示す所定の平均厚さまで各層を形成して被覆切削工具を作製した。その後、ヒーターの電源を切り、試料（被覆切削工具）温度が１００℃以下になった後で、反応容器内から試料（被覆切削工具）を取り出した。こうして、発明品１〜１０及び比較品１〜９の被覆切削工具を得た。

得られた試料（被覆切削工具）のＴｉの炭窒化物層等の平均厚さは、被覆切削工具の金属蒸発源に対向する面の刃先稜線部から当該面の中心部に向かって５０μｍの位置の近傍において、３箇所の断面をＳＥＭ観察し、各層の厚さを測定し、その平均値（相加平均値）を計算することで求めた。その結果を表２に示す。また、得られた試料（被覆切削工具）のＴｉの炭窒化物層等の組成は、被覆切削工具の金属蒸発源に対向する面の刃先稜線部から中心部に向かって５０μｍまでの位置の近傍の３箇所の断面の測定位置において、Ｔｉの炭窒化物層等の厚さに対して、基材側から２５％、５０％及び７５％の位置をエネルギー分散型Ｘ線分析装置（ＥＤＸ）を用いて測定した。３箇所の測定結果の平均値を各組成とした。それらの結果も、表２にあわせて示す。なお、表２のＴｉの炭窒化物層のＣ元素の原子比は、Ｔｉの炭窒化物層における基材側から厚さ５０％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比を示す。また、Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ２５％及び７５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比（順に「Ｒ２５」及び「Ｒ７５」とも記す。）も測定した。その結果を表３に示す。

〔２θの最大値と最小値との差の絶対値〕
得られた試料（被覆切削工具）について、Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定における２θの最大値と最小値との差の絶対値を以下のとおり測定した。測定装置として、２次元検出器を付属したＸ線回折分析装置を用いた。Ｘ線管球は、Ｃｕ−Ｋαとし、測定は、２θ−ψ測定とした。Ｔｉの炭窒化物層の（１１１）面ピーク位置に対して、ψ角度：０°〜７０°の範囲を１０°間隔でフレーム測定した。１フレームあたりの測定において、結晶面（（１１１）面又は（２００）面）の強度がバックグラウンドの２〜３倍のカウントとなるように測定時間を調整した。層の厚さ等により、強度が異なるため、試料毎に時間を調整した。解析は、Ｘ線回折分析装置に付属するソフトを用いて（１１１）面のピークの位置２θを特定した。ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、下記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値を算出した。
２θの最大値と最小値との差の絶対値＝｜２θｍａｘ−２θｍｉｎ｜ （２）
（式（２）中、２θｍａｘは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの（１１１）面のピークの位置２θのうちの最大値を表し、２θｍｉｎは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの（１１１）面のピークの位置２θのうちの最小値を表す。）
Ｔｉの炭窒化物層の（２００）面ピーク位置２θの最大値と最小値との差の絶対値についても同様に測定した。測定結果を表４に示す。

〔組織係数ＴＣ（１１１）〕
得られた試料（被覆切削工具）について、Ｃｕ−Ｋα線を用いた２θ／θ集中法光学系のＸ線回折測定を、出力：５０ｋＶ、２５０ｍＡ、入射側ソーラースリット：５°、発散縦スリット：２／３°、発散縦制限スリット：５ｍｍ、散乱スリット：２／３°、受光側ソーラースリット：５°、受光スリット：０．３ｍｍ、ＢＥＮＴモノクロメータ、受光モノクロスリット：０．８ｍｍ、サンプリング幅：０．０１°、スキャンスピード：４°／ｍｉｎ、２θ測定範囲：２５°〜１４０°とする条件で行った。装置は、株式会社リガク製のＸ線回折装置（型式「ＲＩＮＴ ＴＴＲＩＩＩ」）を用いた。Ｘ線回折図形からＴｉの炭窒化物層等の各結晶面のピーク強度を求めた。得られた各結晶面のピーク強度から、Ｔｉの炭窒化物層等における（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）を下記式（１）より算出した。その結果を、表４に示す。

（式（１）中、Ｉ（ｈｋｌ）は、Ｔｉの炭窒化物層等のＸ線回折における（ｈｋｌ）面のピーク強度を示し、Ｉ₀（ｈｋｌ）は、ＩＣＤＤカード番号００−０４２−１４８８における（ｈｋｌ）面の標準回折強度を示し、（ｈｋｌ）は、（１１１）、（２００）、（２２０）、（３１１）、（４２０）及び（４２２）の６つの結晶面を指す。）

得られた試料（被覆切削工具）を用いて、以下の切削試験を行った。その結果を、表５に示した。

［切削試験］
インサート形状：ＣＮＧＡ１２０４０８、
被削材：ＳＣＭ４２０Ｈ （６０ＨＲＣ）、
被削材形状：φ６０ｍｍ×２００ｍｍの円柱、
切削速度：１３０ｍ/分、
送り：０．１５ｍｍ/ｒｅｖ、
切込み深さ：０．１５ｍｍ、
クーラント：使用、
評価項目：コーナ摩耗（ＶＢ_C）が０．１５ｍｍに到達したときを工具寿命とし、工具寿命に至るまでの加工時間を測定した。

切削試験については、発明品の工具寿命に至るまでの加工時間は１４１分以上であり、全ての比較品の加工時間よりも長かった。加工時間が長いことは、摩耗の進行が遅いこと及び欠損が生じ難いことに起因し、耐摩耗性及び耐欠損性に優れると評価できる。

以上の結果より、耐摩耗性及び耐欠損性を向上させたことにより、発明品の工具寿命が長くなっていることが分かる。

（実施例２）
基材として、実施例１と同様の方法で立方晶窒化硼素含有焼結体からなる基材を作製した。このとき、基材は、ＩＳＯ規格ＣＮＧＡ１２０４０８形状に加工した。

上記作製した基材において、立方晶窒化硼素含有焼結体に含まれる結合相の組成を、Ｘ線回折装置によって同定した。立方晶窒化硼素含有焼結体に含まれる結合相の組成は、ＴｉＮ、Ａｌ₂Ｏ₃、ＡｌＮであった。

アークイオンプレーティング装置の反応容器内に、表９に示す各層の組成になるよう金属蒸発源を配置した。上記作製した基材を、反応容器内の回転テーブルの固定金具に固定した。

その後、反応容器内をその圧力が５．０×１０^-3Ｐａ以下の真空になるまで真空引きした。真空引き後、反応容器内のヒーターにより、基材をその温度が４５０℃になるまで加熱した。加熱後、反応容器内にその圧力が２．７Ｐａになるようにアルゴンガス（Ａｒ）を導入した。

圧力２．７ＰａのＡｒ雰囲気にて、基材に−４００Ｖのバイアス電圧を印加して、反応容器内のタングステンフィラメントに４０Ａの電流を流して、基材の表面にＡｒによるイオンボンバードメント処理を３０分間施した。イオンボンバードメント処理終了後、反応容器内をその圧力が５．０×１０^-3Ｐａ以下の真空になるまで真空引きした。

真空引き後、基材を５５０℃になるように調整し、Ｎ₂を表６に示す流量となるように反応容器内に導入し、反応容器内を表６に示す圧力に調整した。

その後、基材に表６に示すバイアス電圧を印加して、表６に示す電流のアーク放電により表９に示す組成になるよう金属蒸発源を蒸発させて、基材の表面に下部層の第１層（化合物層）を形成した。

発明品１１、１３及び１４については、以下のとおり下部層の第２層（金属層）を形成した。まず、下部層の第１層（化合物層）を形成した後、基材を５５０℃になるように調整し、Ａｒを表７に示す流量となるように反応容器内に導入し、反応容器内を表７に示す圧力に調整した。

次いで、基材に表７に示すバイアス電圧を印加して、表７に示す電流のアーク放電により表９に示す組成になるよう金属蒸発源を蒸発させて、下部層の第１層（化合物層）の表面に下部層の第２層（金属層）を形成した。

下部層を形成した後、基材をその温度が表８に示す温度（成膜開始時の温度）になるように調整し、Ａｒと窒素ガス（Ｎ₂）とアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）とを表８に示す流量となるように反応容器内に導入し、反応容器内を表８に示す圧力に調整した。

次いで、基材に表８に示すバイアス電圧を印加して、表８に示す電流のアーク放電により表９に示す組成になるよう金属蒸発源を蒸発させて、下部層の表面にＴｉの炭窒化物層を形成した。なお、反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）の流量を、表８に示すとおり、成膜開始時から成膜終了時にかけて徐々に変化させた。

基材の表面に表９に示す所定の平均厚さまで各層を形成して被覆切削工具を作製した。その後、ヒーターの電源を切り、試料（被覆切削工具）温度が１００℃以下になった後で、反応容器内から試料（被覆切削工具）を取り出した。こうして、発明品１１〜１９の被覆切削工具を得た。

得られた試料（被覆切削工具）のＴｉの炭窒化物層等の平均厚さ及び組成は、実施例１と同様の方法で測定した。その結果を表９に示す。また、得られた試料（被覆切削工具）のＴｉの炭窒化物層において、基材側から厚さの２５％及び７５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比も実施例１と同様の方法で測定した。その結果を表１０に示す。

〔２θの最大値と最小値との差の絶対値〕
得られた試料（被覆切削工具）について、Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定における２θの最大値と最小値との差の絶対値を実施例１と同様の方法で測定した。測定結果を表１１に示す。

〔組織係数ＴＣ（１１１）〕
得られた試料（被覆切削工具）について、Ｔｉの炭窒化物層等における（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）を実施例１と同様の方法で算出した。その結果を、表１１に示す。

得られた試料（被覆切削工具）を用いて、以下の切削試験を行った。その結果を、表１２に示した。

［切削試験］
インサート形状：ＣＮＧＡ１２０４０８、
被削材：ＳＣＭ４２０Ｈ （６０ＨＲＣ）、
被削材形状：φ１５０ｍｍ×３００ｍｍの円柱、
切削速度：１３０ｍ/分、
送り：０．１５ｍｍ/ｒｅｖ、
切込み深さ：０．１５ｍｍ、
クーラント：使用、
評価項目：コーナ摩耗（ＶＢ_C）が０．１５ｍｍに到達したときを工具寿命とし、工具寿命に至るまでの加工時間を測定した。

切削試験については、発明品１１〜１９の工具寿命に至るまでの加工時間は１７３分以上であった。

以上の結果より、耐摩耗性及び耐欠損性を向上させたことにより、発明品の工具寿命が長くなっていることが分かる。

（実施例３）
基材として、実施例１と同様の方法で立方晶窒化硼素含有焼結体からなる基材を作製した。このとき、基材は、ＩＳＯ規格ＣＮＧＡ１２０４０８形状に加工した。

上記作製した基材において、立方晶窒化硼素含有焼結体に含まれる結合相の組成を、Ｘ線回折装置によって同定した。立方晶窒化硼素含有焼結体に含まれる結合相の組成は、ＴｉＮ、Ａｌ₂Ｏ₃、ＡｌＮであった。

アークイオンプレーティング装置の反応容器内に、表１５に示す各層の組成になるよう金属蒸発源を配置した。上記作製した基材を、反応容器内の回転テーブルの固定金具に固定した。

その後、反応容器内をその圧力が５．０×１０^-3Ｐａ以下の真空になるまで真空引きした。真空引き後、反応容器内のヒーターにより、基材をその温度が４５０℃になるまで加熱した。加熱後、反応容器内にその圧力が２．７Ｐａになるようにアルゴンガス（Ａｒ）を導入した。

圧力２．７ＰａのＡｒ雰囲気にて、基材に−４００Ｖのバイアス電圧を印加して、反応容器内のタングステンフィラメントに４０Ａの電流を流して、基材の表面にＡｒによるイオンボンバードメント処理を３０分間施した。イオンボンバードメント処理終了後、反応容器内をその圧力が５．０×１０^-3Ｐａ以下の真空になるまで真空引きした。

真空引き後、基材を５５０℃になるように調整し、Ｎ₂を表１３に示す流量となるように反応容器内に導入し、反応容器内を表１３に示す圧力に調整した。その後、基材に表１３に示すバイアス電圧を印加して、表１５に示す組成の下部層の第１化合物層と第２化合物層との金属蒸発源をこの順で交互に、表１３に示すアーク電流のアーク放電により蒸発させて、基材の表面に下部層の第１化合物層と第２化合物層とをこの順で交互に形成した。このとき表１３に示す反応容器内の圧力になるよう制御した。また、下部層の第１化合物層及び第２化合物層の厚さは、表１５に示す厚さとなるように、それぞれのアーク放電時間を調整して制御した。

下部層を形成した後、基材をその温度が表１４に示す温度（成膜開始時の温度）になるように調整し、Ａｒと窒素ガス（Ｎ₂）とアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）とを表１４に示す流量となるように反応容器内に導入し、反応容器内を表１４に示す圧力に調整した。

次いで、基材に表１４に示すバイアス電圧を印加して、表１４に示す電流のアーク放電により表１５に示す組成になるよう金属蒸発源を蒸発させて、下部層の表面にＴｉの炭窒化物層を形成した。なお、反応容器内に導入するアセチレンガス（Ｃ₂Ｈ₂）の流量を、表１４に示すとおり、成膜開始時から成膜終了時にかけて徐々に変化させた。

基材の表面に表１５に示す所定の平均厚さまで各層を形成して被覆切削工具を作製した。その後、ヒーターの電源を切り、試料（被覆切削工具）温度が１００℃以下になった後で、反応容器内から試料（被覆切削工具）を取り出した。こうして、発明品２０〜２５の被覆切削工具を得た。

得られた試料（被覆切削工具）のＴｉの炭窒化物層等の平均厚さ及び組成は、実施例１と同様の方法で測定した。その結果を表１５に示す。また、得られた試料（被覆切削工具）のＴｉの炭窒化物層において、基材側から厚さの２５％及び７５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比も実施例１と同様の方法で測定した。その結果を表１６に示す。

〔２θの最大値と最小値との差の絶対値〕
得られた試料（被覆切削工具）について、Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定における２θの最大値と最小値との差の絶対値を実施例１と同様の方法で測定した。測定結果を表１７に示す。

〔組織係数ＴＣ（１１１）〕
得られた試料（被覆切削工具）について、Ｔｉの炭窒化物層等における（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）を実施例１と同様の方法で算出した。その結果を、表１７に示す。

得られた試料（被覆切削工具）を用いて、以下の切削試験を行った。その結果を、表１８に示した。

［切削試験］
インサート形状：ＣＮＧＡ１２０４０８、
被削材：ＳＣＭ４２０Ｈ （６０ＨＲＣ）、
被削材形状：φ１５０ｍｍ×３００ｍｍの円柱、
切削速度：１３０ｍ/分、
送り：０．１５ｍｍ/ｒｅｖ、
切込み深さ：０．１５ｍｍ、
クーラント：使用、
評価項目：コーナ摩耗（ＶＢ_C）が０．１５ｍｍに到達したときを工具寿命とし、工具寿命に至るまでの加工時間を測定した。

切削試験については、発明品２０〜２５の工具寿命に至るまでの加工時間は１８８分以上であった。

以上の結果より、耐摩耗性及び耐欠損性を向上させたことにより、発明品の工具寿命が長くなっていることが分かる。

本発明の被覆切削工具は、従来よりも工具寿命を延長できるので、産業上の利用可能性が高い。

１ 基材
２ 下部層
３ Ｔｉの炭窒化物層
４ 被覆層
５ 被覆切削工具

Claims (6)

1. 立方晶窒化硼素焼結体からなる基材と、該基材の上に形成された被覆層とを備える被覆切削工具であって、
   前記被覆層が下記式（ｉ）で表される組成からなるＴｉの炭窒化物層を有し、
   Ｔｉ（Ｃ_xＮ_1-x） （ｉ）
   （式中、ｘは、前記Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ５０％の位置におけるＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比を表し、０．１＜ｘ＜０．５を満足する。）
   前記Ｔｉの炭窒化物層の平均厚さが０．５μｍ以上５．０μｍ以下であり、
   前記Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から厚さ７５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ７５が、基材側から厚さの２５％の位置のＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ２５よりも高く、
   前記Ｔｉの炭窒化物層において、下記式（１）で表される（１１１）面の組織係数ＴＣ（１１１）が、１．０以上２．０以下であり、
   前記Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、下記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値が、（１１１）面において０．１°以下である、被覆切削工具。
   

   

   （式（１）中、Ｉ（ｈｋｌ）は、前記Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折における（ｈｋｌ）面のピーク強度を示し、Ｉ₀（ｈｋｌ）は、ＩＣＤＤカード番号００−０４２−１４８８における（ｈｋｌ）面の標準回折強度を示し、（ｈｋｌ）は、（１１１）、（２００）、（２２０）、（３１１）、（４２０）及び（４２２）の６つの結晶面を指す。）
   ２θの最大値と最小値との差の絶対値＝｜２θｍａｘ−２θｍｉｎ｜ （２）
   （式（２）中、２θｍａｘは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面のピークの位置２θのうちの最大値を表し、２θｍｉｎは、ψ角度が０°、３０°、５０°及び７０°のときの結晶面のピークの位置２θのうちの最小値を表す。）
2. 前記Ｔｉの炭窒化物層のＸ線回折測定において、ψ角度を０°、３０°、５０°及び７０°としてそれぞれ測定したとき、前記式（２）で表される２θの最大値と最小値との差の絶対値が、（２００）面において０．１°以下である、請求項１に記載の被覆切削工具。
3. 前記Ｔｉの炭窒化物層において、基材側から平均厚さの２５％の位置におけるＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ２５と、基材側から平均厚さの７５％の位置におけるＣ元素とＮ元素との合計に対するＣ元素の原子比Ｒ７５との差（Ｒ７５−Ｒ２５）が、０．１以上０．３以下である、請求項１又は２に記載の被覆切削工具。
4. 前記被覆層は、前記基材と前記Ｔｉの炭窒化物層との間に、下部層を有し、
   前記下部層が、
   下記金属層；
   Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ、Ｓｉ及びＹからなる群より選ばれる少なくとも１種の金属元素からなる金属層、並びに、
   下記化合物層；
   Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ａｌ、Ｓｉ及びＹからなる群より選ばれる少なくとも１種の金属元素と、Ｃ、Ｎ、Ｏ及びＢからなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる化合物層
   からなる群より選ばれる少なくとも１種の単層または積層であり、
   前記下部層の平均厚さが、０．１μｍ以上５．０μｍ以下である、請求項１〜３のいずれか１項に記載の被覆切削工具。
5. 前記被覆層は、前記基材と前記Ｔｉの炭窒化物層との間に、下部層を有し、
   前記下部層が、下記式（Ｉ）で表される組成からなる第１化合物層と、下記式（ＩＩ）で表される組成からなる第２化合物層とが交互に２回以上積層されてなる交互積層構造を有し、
   前記第１化合物層の平均厚さが２ｎｍ以上５００ｎｍ以下であり、
   前記第２化合物層の平均厚さが２ｎｍ以上５００ｎｍ以下である、請求項１〜３のいずれか１項に記載の被覆切削工具。
   （Ｔｉ_yＡｌ_1-y）Ｎ （Ｉ）
   （式中、ｙはＴｉ元素とＡｌ元素との合計に対するＴｉ元素の原子比を表し、０．１＜ｙ＜０．５を満足する。）
   （Ｔｉ_zＡｌ_1-z）Ｎ （ＩＩ）
   （式中、ｚはＴｉ元素とＡｌ元素との合計に対するＴｉ元素の原子比を表し、０．５≦ｚ≦０．８を満足する。）
6. 前記被覆層全体の平均厚さは、１．５μｍ以上８．０μｍ以下である、請求項１〜５のいずれか１項に記載の被覆切削工具。

Images