JPH05263252A - 被覆超硬合金部材 - Google Patents
被覆超硬合金部材Info
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- JPH05263252A JPH05263252A JP9358292A JP9358292A JPH05263252A JP H05263252 A JPH05263252 A JP H05263252A JP 9358292 A JP9358292 A JP 9358292A JP 9358292 A JP9358292 A JP 9358292A JP H05263252 A JPH05263252 A JP H05263252A
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- Japan
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- tic
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- ticn
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- Pending
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- Cutting Tools, Boring Holders, And Turrets (AREA)
- Chemical Vapour Deposition (AREA)
- Other Surface Treatments For Metallic Materials (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【構成】 超硬合金母材の表面上に設けた超硬被覆層
が、超硬合金母材表面に直接設けたＴｉＣからなる膜厚
１〜３μｍの第１被覆層と、第１被覆層の上に設けた格
子定数が４.２５１〜４.３０２ÅのＴｉＣＮからなる膜
厚２〜５μｍの第２被覆層と、第２被覆層の上に設けた
ＴｉＣからなる膜厚２〜８μｍの第３被覆層からな被覆
超硬合金部材。 【効果】 被覆層形成時における超硬合金母材からのＷ
等の拡散やＣの吸い上げを防止できるので、切削工具と
して同時に耐アブレッシブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の
両方に優れ、且つ耐欠損性にも優れている。
が、超硬合金母材表面に直接設けたＴｉＣからなる膜厚
１〜３μｍの第１被覆層と、第１被覆層の上に設けた格
子定数が４.２５１〜４.３０２ÅのＴｉＣＮからなる膜
厚２〜５μｍの第２被覆層と、第２被覆層の上に設けた
ＴｉＣからなる膜厚２〜８μｍの第３被覆層からな被覆
超硬合金部材。 【効果】 被覆層形成時における超硬合金母材からのＷ
等の拡散やＣの吸い上げを防止できるので、切削工具と
して同時に耐アブレッシブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の
両方に優れ、且つ耐欠損性にも優れている。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、主に切削工具として使
用される被覆超硬合金部材、特に厳しい切削条件にも耐
え得る被覆超硬合金部材に関する。
用される被覆超硬合金部材、特に厳しい切削条件にも耐
え得る被覆超硬合金部材に関する。
【０００２】
【従来の技術】低炭素鋼やステンレス鋼等の切削には超
硬合金の切削工具が使用されるが、切削中における切削
工具の刃先温度は８００℃以上になることが知られてい
る。刃先温度が高くなれば、切削工具を構成する超硬合
金が熱により変形して逃げ面摩耗が激しくなる、即ち耐
アブレッシブ摩耗性が低下する。
硬合金の切削工具が使用されるが、切削中における切削
工具の刃先温度は８００℃以上になることが知られてい
る。刃先温度が高くなれば、切削工具を構成する超硬合
金が熱により変形して逃げ面摩耗が激しくなる、即ち耐
アブレッシブ摩耗性が低下する。
【０００３】この様な状況下で超硬合金工具の切削特性
を改善するために、超硬合金母材の表面にＴｉＣ、Ｔｉ
Ｎ、Ａｌ2Ｏ3等の単一層又は複合層からなる硬質被覆層
をＣＶＤ法等により形成した被覆切削工具が開発され、
多岐にわたる被削材の加工に使用されてきた。しかし、
最近では切削加工の高能率化や加工形態の高度化が一層
進み、切削条件が益々厳しくなっていることから、上記
硬質被覆層によっても耐摩耗性向上の効果が不十分とな
り、被覆切削工具と言えどもその寿命が低下する傾向が
生じている。
を改善するために、超硬合金母材の表面にＴｉＣ、Ｔｉ
Ｎ、Ａｌ2Ｏ3等の単一層又は複合層からなる硬質被覆層
をＣＶＤ法等により形成した被覆切削工具が開発され、
多岐にわたる被削材の加工に使用されてきた。しかし、
最近では切削加工の高能率化や加工形態の高度化が一層
進み、切削条件が益々厳しくなっていることから、上記
硬質被覆層によっても耐摩耗性向上の効果が不十分とな
り、被覆切削工具と言えどもその寿命が低下する傾向が
生じている。
【０００４】又、硬質被覆層を構成する個々のＴｉ化合
物についても、逃げ面摩耗（アブレッシブ摩耗）とすく
い面摩耗（クレータ摩耗）の両方共に十分な効果を発揮
し得るものが存在しない。即ち、ＴｉＣは硬度が２０℃
で３２００ｋｇｆ／ｍｍ２とＴｉ化合物では最も高硬度
であるため耐アブレッシブ摩耗性に優れるものの、切粉
が刃先のすくい面をこすって通過することにより生ずる
すくい面摩耗が大きい、即ち耐クレータ摩耗性に劣って
いる。反対に、ＴｉＮは鋼と反応しにくいため耐クレー
タ摩耗性には優れるが、硬度が２０℃で１９５０ｋｇｆ
／ｍｍ２と低いので耐アブレッシブ摩耗性に劣ってい
る。又、ＴｉＣＮの耐摩耗性はＴｉＣとＴｉＮの中間的
な位置にある。
物についても、逃げ面摩耗（アブレッシブ摩耗）とすく
い面摩耗（クレータ摩耗）の両方共に十分な効果を発揮
し得るものが存在しない。即ち、ＴｉＣは硬度が２０℃
で３２００ｋｇｆ／ｍｍ２とＴｉ化合物では最も高硬度
であるため耐アブレッシブ摩耗性に優れるものの、切粉
が刃先のすくい面をこすって通過することにより生ずる
すくい面摩耗が大きい、即ち耐クレータ摩耗性に劣って
いる。反対に、ＴｉＮは鋼と反応しにくいため耐クレー
タ摩耗性には優れるが、硬度が２０℃で１９５０ｋｇｆ
／ｍｍ２と低いので耐アブレッシブ摩耗性に劣ってい
る。又、ＴｉＣＮの耐摩耗性はＴｉＣとＴｉＮの中間的
な位置にある。
【０００５】一方、Ａｌ2Ｏ3はアブレッシブ摩耗及びク
レータ摩耗のいずれにも優れた性能を示すが、本質的に
脆いため耐欠損性が不足している。従って、Ａｌ2Ｏ3は
膜厚を厚くすると欠損しやすくなるので、Ｔｉ化合物の
被覆層の上に制限された膜厚で施されるのが普通であ
る。そのため、被覆切削工具の摩耗あるいは損傷がある
程度進行した後には、下層のＴｉ化合物からなる被覆層
の特性に左右されることになり、耐欠損性並びにアブレ
ッシブ摩耗とクレータ摩耗に優れた被覆切削工具を得る
ことは難しかった。
レータ摩耗のいずれにも優れた性能を示すが、本質的に
脆いため耐欠損性が不足している。従って、Ａｌ2Ｏ3は
膜厚を厚くすると欠損しやすくなるので、Ｔｉ化合物の
被覆層の上に制限された膜厚で施されるのが普通であ
る。そのため、被覆切削工具の摩耗あるいは損傷がある
程度進行した後には、下層のＴｉ化合物からなる被覆層
の特性に左右されることになり、耐欠損性並びにアブレ
ッシブ摩耗とクレータ摩耗に優れた被覆切削工具を得る
ことは難しかった。
【０００６】これらの理由から、従来の被覆超硬合金部
材では、被覆切削工具として多岐にわたる被削材（代表
的には鋼と鋳物）を加工するとき、耐欠損性に優れ、且
つアブレッシブ摩耗とクレータ摩耗の両方に対して優れ
た効果を発揮することが難しかった。特に、最近の厳し
い切削条件の下では、被覆切削工具の硬質被覆層とし
て、アブレッシブ摩耗とクレータ摩耗の両方に対し充分
に効果を発揮するものが存在しない現状であった。
材では、被覆切削工具として多岐にわたる被削材（代表
的には鋼と鋳物）を加工するとき、耐欠損性に優れ、且
つアブレッシブ摩耗とクレータ摩耗の両方に対して優れ
た効果を発揮することが難しかった。特に、最近の厳し
い切削条件の下では、被覆切削工具の硬質被覆層とし
て、アブレッシブ摩耗とクレータ摩耗の両方に対し充分
に効果を発揮するものが存在しない現状であった。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】本発明はかかる従来の
事情に鑑み、切削工具として厳しい切削条件の下におい
ても耐アブレッシブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の両方に
優れた効果を発揮する硬質被覆層を備え、更に耐欠損性
にも優れた被覆超硬合金部材を提供することを目的とす
る。
事情に鑑み、切削工具として厳しい切削条件の下におい
ても耐アブレッシブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の両方に
優れた効果を発揮する硬質被覆層を備え、更に耐欠損性
にも優れた被覆超硬合金部材を提供することを目的とす
る。
【０００８】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するた
め、本発明においては、超硬合金母材の表面に硬質被覆
層を設けた被覆超硬合金部材の硬質被覆層が、超硬合金
母材の表面に直接設けたＴｉＣからなる膜厚１〜３μｍ
の第１被覆層と、第１被覆層の上に設けた格子定数が
４.２５１〜４.３０２ÅのＴｉＣＮからなる膜厚２〜５
μｍの第２被覆層と、第２被覆層の上に設けたＴｉＣか
らなる膜厚２〜８μｍの第３被覆層からなることを特徴
とする。
め、本発明においては、超硬合金母材の表面に硬質被覆
層を設けた被覆超硬合金部材の硬質被覆層が、超硬合金
母材の表面に直接設けたＴｉＣからなる膜厚１〜３μｍ
の第１被覆層と、第１被覆層の上に設けた格子定数が
４.２５１〜４.３０２ÅのＴｉＣＮからなる膜厚２〜５
μｍの第２被覆層と、第２被覆層の上に設けたＴｉＣか
らなる膜厚２〜８μｍの第３被覆層からなることを特徴
とする。
【０００９】
【作用】ＴｉＣ、ＴｉＮ及びＴｉＣＮのＴｉ化合物の中
では、硬度の最も高いＴｉＣがアブレッシブ摩耗に対し
て最も有効である。しかし、ＴｉＣを超硬合金母材に直
接形成する場合には、ＴｉＣ自身やその上層の薄膜をＣ
ＶＤ法等の気相合成法により形成する際に超硬合金母材
が通常約１０００℃という高温になるため、超硬合金の
成分であるＷ、Ｔａ、Ｎｂ及びＣｏ等がＴｉＣ被覆層中
に拡散して、ＴｉＣ被覆層の硬度を低下させるという問
題を生じる。このＷ等の拡散は、ＴｉＣを約１０００℃
で１０μｍ程度の厚さに被覆した場合に、超硬合金母材
の界面からＴｉＣ被覆層中に約３〜４μｍの厚さにまで
達し、従ってこのＷ等の拡散した領域のＴｉＣ被覆層は
ＴｉＣＮと同程度の耐アブレッシブ摩耗性しか得られな
い。しかも、ＴｉＣは鋼と反応しやすいため、耐クレー
タ摩耗に対してはＴｉＣはＴｉＮやＴｉＣＮよりも不利
である。
では、硬度の最も高いＴｉＣがアブレッシブ摩耗に対し
て最も有効である。しかし、ＴｉＣを超硬合金母材に直
接形成する場合には、ＴｉＣ自身やその上層の薄膜をＣ
ＶＤ法等の気相合成法により形成する際に超硬合金母材
が通常約１０００℃という高温になるため、超硬合金の
成分であるＷ、Ｔａ、Ｎｂ及びＣｏ等がＴｉＣ被覆層中
に拡散して、ＴｉＣ被覆層の硬度を低下させるという問
題を生じる。このＷ等の拡散は、ＴｉＣを約１０００℃
で１０μｍ程度の厚さに被覆した場合に、超硬合金母材
の界面からＴｉＣ被覆層中に約３〜４μｍの厚さにまで
達し、従ってこのＷ等の拡散した領域のＴｉＣ被覆層は
ＴｉＣＮと同程度の耐アブレッシブ摩耗性しか得られな
い。しかも、ＴｉＣは鋼と反応しやすいため、耐クレー
タ摩耗に対してはＴｉＣはＴｉＮやＴｉＣＮよりも不利
である。
【００１０】そこで本発明者らは、超硬合金母材からＴ
ｉＣ被覆層へのＷ等の拡散を防止する方法を種々検討し
た結果、超硬合金母材とＴｉＣの間にＴｉＣＮを設ける
ことが有効であり、特に格子定数が４.３０２Å以下の
ＴｉＣＮを厚さ０.５μｍ以上に形成すると、超硬合金
母材からのＷ、Ｔａ、Ｎｂ及びＣｏ等の拡散がほぼ完全
に遮断されることを見いだした。加えて、格子定数が
４.３０２Å以下のＴｉＣＮを２μｍ以上の厚さに被覆
すると、通常の鋼旋削でＴｉＮ並の優れた耐クレータ摩
耗性が得られること、及びＴｉＣＮの格子定数が４.２
５１Å未満か又は格子定数が４.２５１Å以上であって
も膜厚が５μｍを越えると、耐アブレッシブ摩耗性が不
足することが判明した。
ｉＣ被覆層へのＷ等の拡散を防止する方法を種々検討し
た結果、超硬合金母材とＴｉＣの間にＴｉＣＮを設ける
ことが有効であり、特に格子定数が４.３０２Å以下の
ＴｉＣＮを厚さ０.５μｍ以上に形成すると、超硬合金
母材からのＷ、Ｔａ、Ｎｂ及びＣｏ等の拡散がほぼ完全
に遮断されることを見いだした。加えて、格子定数が
４.３０２Å以下のＴｉＣＮを２μｍ以上の厚さに被覆
すると、通常の鋼旋削でＴｉＮ並の優れた耐クレータ摩
耗性が得られること、及びＴｉＣＮの格子定数が４.２
５１Å未満か又は格子定数が４.２５１Å以上であって
も膜厚が５μｍを越えると、耐アブレッシブ摩耗性が不
足することが判明した。
【００１１】しかし同時に、ＴｉＣＮを超硬合金母材の
表面にＣＶＤ法等の気相合成法により形成すると、形成
時の気相中のＣ濃度がＴｉＣを形成する場合に比べて低
いので、超硬合金母材中からＴｉＣＮ被覆層中に吸い上
げられる炭素が多くなり、その結果として母材表面にη
相の析出が顕著になり、かかるη相の存在は切削性能の
面から見ると耐欠損性の低下につながることも分かっ
た。この超硬合金母材からの炭素の吸い上げを防ぐに
は、形成時の気相中のＣ濃度が高いＴｉＣを母材表面と
ＴｉＣＮの間に介在させることが有効であるが、ＴｉＣ
を母材表面に直接形成すると前記したＴｉＣ中へのＷ等
の拡散により耐アブレッシブ摩耗性が低下すると言う矛
盾がある。
表面にＣＶＤ法等の気相合成法により形成すると、形成
時の気相中のＣ濃度がＴｉＣを形成する場合に比べて低
いので、超硬合金母材中からＴｉＣＮ被覆層中に吸い上
げられる炭素が多くなり、その結果として母材表面にη
相の析出が顕著になり、かかるη相の存在は切削性能の
面から見ると耐欠損性の低下につながることも分かっ
た。この超硬合金母材からの炭素の吸い上げを防ぐに
は、形成時の気相中のＣ濃度が高いＴｉＣを母材表面と
ＴｉＣＮの間に介在させることが有効であるが、ＴｉＣ
を母材表面に直接形成すると前記したＴｉＣ中へのＷ等
の拡散により耐アブレッシブ摩耗性が低下すると言う矛
盾がある。
【００１２】これらの知見から本発明者らは、超硬合金
母材からのＣの吸い上げによるη相の生成を防止できる
最小限の膜厚で母材表面にＴｉＣを直接被覆することと
し、このＴｉＣからなる第１被覆層の上に格子定数４.
２５１〜４.３０２ÅのＴｉＣＮからなる第２被覆層を
形成し、更にＴｉＣＮの第２被覆層の上にＴｉＣからな
る第３被覆層を設けることにより、超硬合金母材から第
３被覆層のＴｉＣ被覆層へのＷ等の拡散並びに第２被覆
層のＴｉＣＮ被覆層へのＣの吸い上げを共に防止するこ
とに成功し、本発明に至ったものである。
母材からのＣの吸い上げによるη相の生成を防止できる
最小限の膜厚で母材表面にＴｉＣを直接被覆することと
し、このＴｉＣからなる第１被覆層の上に格子定数４.
２５１〜４.３０２ÅのＴｉＣＮからなる第２被覆層を
形成し、更にＴｉＣＮの第２被覆層の上にＴｉＣからな
る第３被覆層を設けることにより、超硬合金母材から第
３被覆層のＴｉＣ被覆層へのＷ等の拡散並びに第２被覆
層のＴｉＣＮ被覆層へのＣの吸い上げを共に防止するこ
とに成功し、本発明に至ったものである。
【００１３】即ち、ＴｉＣの第１被覆層がＴｉＣＮの被
覆時における超硬合金母材からのＣの吸い上げを防止す
るので、母材中にη相が生成することがなく耐欠損性の
低下を防ぐことができる。又、ＴｉＣＮの第２被覆層に
より母材から上層のＴｉＣへのＷ等の拡散が防止される
ので、ＴｉＣの第３被覆層は硬度が低下することがなく
なり、本来の優れた耐アブレッシブ摩耗性を発揮するこ
とができる。しかも、ＴｉＣＮの第２被覆層は、Ｔｉ化
合物中では最も優れているＴｉＮ並の耐クレータ摩耗性
を示す。従って、本発明のかかる構成の硬質被覆層によ
って、耐アブレッシブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の両方
に優れ、且つ耐欠損性にも優れた被覆超硬合金部材が達
成される。
覆時における超硬合金母材からのＣの吸い上げを防止す
るので、母材中にη相が生成することがなく耐欠損性の
低下を防ぐことができる。又、ＴｉＣＮの第２被覆層に
より母材から上層のＴｉＣへのＷ等の拡散が防止される
ので、ＴｉＣの第３被覆層は硬度が低下することがなく
なり、本来の優れた耐アブレッシブ摩耗性を発揮するこ
とができる。しかも、ＴｉＣＮの第２被覆層は、Ｔｉ化
合物中では最も優れているＴｉＮ並の耐クレータ摩耗性
を示す。従って、本発明のかかる構成の硬質被覆層によ
って、耐アブレッシブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の両方
に優れ、且つ耐欠損性にも優れた被覆超硬合金部材が達
成される。
【００１４】尚、第１被覆層のＴｉＣについて膜厚を１
〜３μｍに限定する理由は、１μｍ未満ではＴｉＣＮ被
覆層の形成時に母材からのＣの吸い上げを十分防止でき
ず、母材表面にη相が生成して耐欠損性が低下し、又こ
の第１被覆層のＴｉＣは母材からのＷ等の拡散がある柔
らかいＴｉＣであるから、膜厚が３μｍを越えると耐ア
ブレッシブ摩耗性の低下が問題となるからである。第３
被覆層のＴｉＣについて膜厚を２〜８μｍの範囲に限定
するのは、膜厚が２μｍ未満ではＴｉＣＮからなる第２
被覆層のいかんに拘らず耐アブレッシブ摩耗性が十分に
発揮されないこと、又ＴｉＣＮからなる第２被覆層の上
に８μｍを越えるＴｉＣを被覆すると耐クレータ摩耗性
や耐欠損性が低下してくるからである。
〜３μｍに限定する理由は、１μｍ未満ではＴｉＣＮ被
覆層の形成時に母材からのＣの吸い上げを十分防止でき
ず、母材表面にη相が生成して耐欠損性が低下し、又こ
の第１被覆層のＴｉＣは母材からのＷ等の拡散がある柔
らかいＴｉＣであるから、膜厚が３μｍを越えると耐ア
ブレッシブ摩耗性の低下が問題となるからである。第３
被覆層のＴｉＣについて膜厚を２〜８μｍの範囲に限定
するのは、膜厚が２μｍ未満ではＴｉＣＮからなる第２
被覆層のいかんに拘らず耐アブレッシブ摩耗性が十分に
発揮されないこと、又ＴｉＣＮからなる第２被覆層の上
に８μｍを越えるＴｉＣを被覆すると耐クレータ摩耗性
や耐欠損性が低下してくるからである。
【００１５】ＴｉＣＮからなる第２被覆層及びＴｉＣか
らなる第１及び第３被覆層は、ＣＶＤ法等の公知の気相
合成法により形成する。ＴｉＣＮの格子定数は、ＣとＮ
の構成比率を変えることにより制御し得ることは既に知
られている。例えば、ＴｉとＣＮの構成比率をほぼ等し
く維持しながら、ＣとＮの構成比率においてＣを増加さ
せれば、格子定数を大きくすることが出来る。更に具体
的には、原料ガスとしてＴｉＣｌ4、ＣＨ4、Ｎ2を用い
たＣＶＤ法において、ＣＨ4とＮ2の比率を変化させるこ
とによりＴｉＣＮの格子定数を変えることが出来る。例
えば、ＣＨ4：Ｎ2の比率を１：９とすることで格子定数
４.２５１のＴｉＣＮを合成でき、又ＣＨ4：Ｎ2の比率
を５：５にすることにより格子定数４.３０２のＴｉＣ
Ｎを合成することが出来る。
らなる第１及び第３被覆層は、ＣＶＤ法等の公知の気相
合成法により形成する。ＴｉＣＮの格子定数は、ＣとＮ
の構成比率を変えることにより制御し得ることは既に知
られている。例えば、ＴｉとＣＮの構成比率をほぼ等し
く維持しながら、ＣとＮの構成比率においてＣを増加さ
せれば、格子定数を大きくすることが出来る。更に具体
的には、原料ガスとしてＴｉＣｌ4、ＣＨ4、Ｎ2を用い
たＣＶＤ法において、ＣＨ4とＮ2の比率を変化させるこ
とによりＴｉＣＮの格子定数を変えることが出来る。例
えば、ＣＨ4：Ｎ2の比率を１：９とすることで格子定数
４.２５１のＴｉＣＮを合成でき、又ＣＨ4：Ｎ2の比率
を５：５にすることにより格子定数４.３０２のＴｉＣ
Ｎを合成することが出来る。
【００１６】又、本発明においては、ＴｉＣからなる第
３被覆層の上にＡｌ2Ｏ3からなる膜厚０.５〜８μｍの
第４被覆層を設けることにより、第１被覆層から第３被
覆層までを設けた場合と同等の、又はそれ以上の耐アブ
レッシブ摩耗性及び耐クレータ摩耗性が得られる。ただ
し、Ａｌ2Ｏ3の第４被覆層の膜厚が０.５μｍ未満では
耐アブレッシブ摩耗性及び耐クレータ摩耗性が共に低下
し、８μｍを越えると耐欠損性が大幅に低下するので好
ましくない。
３被覆層の上にＡｌ2Ｏ3からなる膜厚０.５〜８μｍの
第４被覆層を設けることにより、第１被覆層から第３被
覆層までを設けた場合と同等の、又はそれ以上の耐アブ
レッシブ摩耗性及び耐クレータ摩耗性が得られる。ただ
し、Ａｌ2Ｏ3の第４被覆層の膜厚が０.５μｍ未満では
耐アブレッシブ摩耗性及び耐クレータ摩耗性が共に低下
し、８μｍを越えると耐欠損性が大幅に低下するので好
ましくない。
【００１７】尚、被覆超硬合金工具では、従来から着色
を目的としてＴｉＮを最外層に被覆することが行われて
いるが、本発明の被覆超硬合金部材においても同じ目的
で最外層にＴｉＮを被覆することができる。その場合、
着色目的のＴｉＮの膜厚が２μｍ未満であれば、耐アブ
レッシブ摩耗性、耐クレータ摩耗性、耐欠損性等に関す
る本発明の効果に全く影響がない。
を目的としてＴｉＮを最外層に被覆することが行われて
いるが、本発明の被覆超硬合金部材においても同じ目的
で最外層にＴｉＮを被覆することができる。その場合、
着色目的のＴｉＮの膜厚が２μｍ未満であれば、耐アブ
レッシブ摩耗性、耐クレータ摩耗性、耐欠損性等に関す
る本発明の効果に全く影響がない。
【００１８】
【実施例１】型番ＣＮＭＧ４３２の切削工具形状を有す
るＩＳＯ Ｐ１０の超硬合金からなる母材を用意し、そ
の表面上に公知のＣＶＤ法により順番に第１層、第２
層、第３層の被覆層をそれぞれ下記表１に示す構成で形
成し、第１層から第３層の合計膜厚はいずれも１１.０
μｍとした。
るＩＳＯ Ｐ１０の超硬合金からなる母材を用意し、そ
の表面上に公知のＣＶＤ法により順番に第１層、第２
層、第３層の被覆層をそれぞれ下記表１に示す構成で形
成し、第１層から第３層の合計膜厚はいずれも１１.０
μｍとした。
【００１９】得られた各被覆超硬合金の切削工具を用い
て、耐摩耗性と耐欠損性について次の条件の切削試験に
より評価し、結果を表１に併せて示した。耐摩耗性 被 削 材： ＳＣＭ４１５ 切削速度： ２５０ｍ／ｍｉｎ． 送 り： ０.３ｍｍ／ｒｅｖ． 切 込 み： １.５ｍｍ 切削時間： ２０ｍｉｎ．耐欠損性 被 削 材： ＳＣＭ４３５溝付き材（外周上等間隔に長
手方向の溝４本） 切削速度： １００ｍ／ｍｉｎ． 送 り： ０.１５〜０.２５ｍｍ／ｒｅｖ． 切 込 み： ２.０ｍｍ 切削時間： ０.５ｍｉｎ．
て、耐摩耗性と耐欠損性について次の条件の切削試験に
より評価し、結果を表１に併せて示した。耐摩耗性 被 削 材： ＳＣＭ４１５ 切削速度： ２５０ｍ／ｍｉｎ． 送 り： ０.３ｍｍ／ｒｅｖ． 切 込 み： １.５ｍｍ 切削時間： ２０ｍｉｎ．耐欠損性 被 削 材： ＳＣＭ４３５溝付き材（外周上等間隔に長
手方向の溝４本） 切削速度： １００ｍ／ｍｉｎ． 送 り： ０.１５〜０.２５ｍｍ／ｒｅｖ． 切 込 み： ２.０ｍｍ 切削時間： ０.５ｍｉｎ．
【００２０】
【表１】 試料 被覆層構造（膜厚μm） TiCNの格子 逃げ面摩 すくい面 欠損率No． 第１層 第２層 第３層 定数 (Å) 耗量(mm) 摩耗量(mm) (％) 1 TiC(11) − − − 0.190 0.070 11 2 TiC(5) TiCN(6) − 4.251 0.235 0.018 12 3 TiC(1) TiCN(5) TiC(5) 4.245 0.225 0.017 10 4 TiC(1) TiCN(2) TiC(8) 4.310 0.175 0.048 12 5 TiC(1) TiCN(6) TiC(4) 4.251 0.225 0.015 10 6 TiC(2) TiCN(1) TiC(8) 4.302 0.170 0.065 12 7 TiC(1) TiCN(1.5)TiC(8.5) 4.302 0.168 0.068 14 8 TiC(0.5) TiCN(5) TiC(5.5) 4.251 0.200 0.017 35 9 TiC(3.5) TiCN(5) TiC(2.5) 4.251 0.238 0.018 12 10 TiCN(5) TiC(6) − 4.251 0.196 0.018 37 11 TiCN(5) TiC(6) − 4.302 0.189 0.017 42 12 TiCN(3) TiC(8) − 4.302 0.180 0.020 40 13＊ TiC(1) TiCN(2) TiC(8) 4.251 0.201 0.017 12 14＊ TiC(3) TiCN(5) TiC(2) 4.251 0.205 0.018 8 15＊ TiC(2) TiCN(5) TiC(3) 4.302 0.190 0.018 12 16＊ TiC(1) TiCN(2) TiC(8) 4.302 0.183 0.021 14 （注）＊印を付した試料１３〜１６が本発明例であり、
試料１〜１２は比較例である。
試料１〜１２は比較例である。
【００２１】上記表１において、比較例の試料１は従来
一般的な比較的厚いＴｉＣのみの被覆層であるため耐ク
レータ摩耗性に劣り、又試料２は第１層が比較的厚いＴ
ｉＣであるため母材からのＷ等の拡散によりＴｉＣの硬
度が低下し耐アブレッシブ摩耗性が低下しているのに対
して、本発明の試料１３〜１６は耐アブレッシブ摩耗性
と耐クレータ摩耗性の両方に優れ、更に耐欠損性におい
ても同等又はそれ以上であることが分かる。
一般的な比較的厚いＴｉＣのみの被覆層であるため耐ク
レータ摩耗性に劣り、又試料２は第１層が比較的厚いＴ
ｉＣであるため母材からのＷ等の拡散によりＴｉＣの硬
度が低下し耐アブレッシブ摩耗性が低下しているのに対
して、本発明の試料１３〜１６は耐アブレッシブ摩耗性
と耐クレータ摩耗性の両方に優れ、更に耐欠損性におい
ても同等又はそれ以上であることが分かる。
【００２２】又、比較例の試料３と４は第２層のＴｉＣ
Ｎの格子定数、試料５と６は第２層の膜厚、試料７は第
３層の膜厚、及び試料９は第１層の膜厚が本発明の範囲
外であるため、耐アブレッシブ摩耗性か耐クレータ摩耗
性のいずれかにおいて本発明の試料１３〜１６よりも劣
っている。又、試料８は第１層のＴｉＣの膜厚が薄す
ぎ、試料１０〜１２は第１層にＴｉＣが無いので、母材
にＣの吸い上げによるη相が生成し、共に耐欠損性が大
幅に低下している。
Ｎの格子定数、試料５と６は第２層の膜厚、試料７は第
３層の膜厚、及び試料９は第１層の膜厚が本発明の範囲
外であるため、耐アブレッシブ摩耗性か耐クレータ摩耗
性のいずれかにおいて本発明の試料１３〜１６よりも劣
っている。又、試料８は第１層のＴｉＣの膜厚が薄す
ぎ、試料１０〜１２は第１層にＴｉＣが無いので、母材
にＣの吸い上げによるη相が生成し、共に耐欠損性が大
幅に低下している。
【００２３】
【実施例２】型番ＣＮＭＧ４３２の切削工具形状を有す
るＩＳＯ Ｐ１０の超硬合金からなる母材を用意し、そ
の表面上に公知のＣＶＤ法により順番に第１層、第２
層、第３層、第４層の被覆層を、それぞれ下記表２に示
す構成で形成した。
るＩＳＯ Ｐ１０の超硬合金からなる母材を用意し、そ
の表面上に公知のＣＶＤ法により順番に第１層、第２
層、第３層、第４層の被覆層を、それぞれ下記表２に示
す構成で形成した。
【００２４】
【表２】 試料 被 覆 層 構 造（μm） 合計膜厚 TiCNの格子No． 第１層 第２層 第３層 第４層 (μm) 定数 (Å) 17 TiC(11) Al2O3(1.5) − − 12.5 − 18 TiC(3.5) TiCN(5) TiC(2) Al2O3(1.5) 12 4.251 19 TiC(0.5) TiCN(5) TiC(5) Al2O3(1.5) 12 4.251 20 TiC(3.0) TiCN(1) TiC(6.5) Al2O3(1.5) 12 4.302 21 TiC(3.0) TiCN(6) TiC(2) Al2O3(1.5) 12.5 4.251 22 TiC(3) TiCN(2) TiC(5) Al2O3(1.5) 11.5 4.310 23 TiC(3) TiCN(5) TiC(2) Al2O3(1.5) 11.5 4.245 24 TiC(1) TiCN(2) TiC(8.5) Al2O3(1) 12.5 4.302 25 TiC(3) TiCN(5) TiC(1.5) Al2O3(1.5) 11 4.251 26 TiC(4) TiCN(5) TiC(2) Al2O3(0.3) 11.3 4.251 27 TiC(1) TiCN(2) TiC(2) Al2O3(8.5) 13.5 4.302 28 TiCN(5) TiC(6) Al2O3(1.5) − 12.5 4.251 29＊ TiC(1) TiCN(5) TiC(5) Al2O3(0.5) 11.5 4.251 30＊ TiC(3) TiCN(2) TiC(5) Al2O3(1.5) 11.5 4.302 31＊ TiC(1) TiCN(2) TiC(8) Al2O3(1.5) 12.5 4.302 32＊ TiC(1) TiCN(2) TiC(2) Al2O3(8) 13 4.251 （注）＊印を付した試料２９〜３２が本発明例であり、
試料１７〜２８は比較例である。
試料１７〜２８は比較例である。
【００２５】得られた各被覆超硬合金の切削工具を用い
て、耐摩耗性及び耐欠損性について次の条件の切削試験
によりそれぞれ評価し、結果を表３に示した。耐摩耗性 被 削 材： ＳＣＭ４１５ 切削速度： ３００ｍ／ｍｉｎ． 送 り： ０.４ｍｍ／ｒｅｖ． 切 込 み： １.５ｍｍ 切削時間： ２０ｍｉｎ．耐欠損性 被 削 材： ＳＣＭ４３５溝付き材（外周上等間隔に長
手方向の溝４本） 切削速度： １００ｍ／ｍｉｎ． 送 り： ０.１５〜０.２５ｍｍ／ｒｅｖ． 切 込 み： ２.０ｍｍ 切削時間： ０.５ｍｉｎ．
て、耐摩耗性及び耐欠損性について次の条件の切削試験
によりそれぞれ評価し、結果を表３に示した。耐摩耗性 被 削 材： ＳＣＭ４１５ 切削速度： ３００ｍ／ｍｉｎ． 送 り： ０.４ｍｍ／ｒｅｖ． 切 込 み： １.５ｍｍ 切削時間： ２０ｍｉｎ．耐欠損性 被 削 材： ＳＣＭ４３５溝付き材（外周上等間隔に長
手方向の溝４本） 切削速度： １００ｍ／ｍｉｎ． 送 り： ０.１５〜０.２５ｍｍ／ｒｅｖ． 切 込 み： ２.０ｍｍ 切削時間： ０.５ｍｉｎ．
【００２６】
【表３】 試料 逃げ面摩 すくい面 欠損率No. 耗量(mm) 摩耗量(mm) (％) 17 0.185 0.047 28 18 0.225 0.016 21 19 0.190 0.016 45 20 0.180 0.035 18 21 0.235 0.012 15 22 0.195 0.040 25 23 0.242 0.012 14 24 0.180 0.040 29 25 0.234 0.014 18 26 0.235 0.013 20 27 0.182 0.015 48 28 0.185 0.015 50 29＊ 0.192 0.017 20 30＊ 0.184 0.020 22 31＊ 0.182 0.023 24 32＊ 0.185 0.013 26 （注）＊印を付した試料２９〜３２が本発明例であり、
試料１７〜２８は比較例である。
試料１７〜２８は比較例である。
【００２７】上記試料はいずれも最上層としてＡｌ2Ｏ3
の被覆層を有する例であるが、比較例の試料１７はＡｌ
2Ｏ3の下の第１層が従来一般的な比較的厚いＴｉＣの被
覆層のみであるため耐クレータ摩耗性に劣り、又試料１
８はＴｉＣＮの第２層とＴｉＣの第３層を有するもの
の、第１層が比較的厚いＴｉＣのため母材からのＷ等の
拡散によりＴｉＣの硬度が低下して耐アブレッシブ摩耗
性が悪いのに対し、本発明の試料２９〜３２は耐アブレ
ッシブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の両方に優れ、更に耐
欠損性においても同等又はそれ以上であることが分か
る。
の被覆層を有する例であるが、比較例の試料１７はＡｌ
2Ｏ3の下の第１層が従来一般的な比較的厚いＴｉＣの被
覆層のみであるため耐クレータ摩耗性に劣り、又試料１
８はＴｉＣＮの第２層とＴｉＣの第３層を有するもの
の、第１層が比較的厚いＴｉＣのため母材からのＷ等の
拡散によりＴｉＣの硬度が低下して耐アブレッシブ摩耗
性が悪いのに対し、本発明の試料２９〜３２は耐アブレ
ッシブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の両方に優れ、更に耐
欠損性においても同等又はそれ以上であることが分か
る。
【００２８】又、比較例の試料２０と２１は第２層の膜
厚、試料２２と２３は第２層であるＴｉＣＮの格子定
数、試料２４と２５は第３層の膜厚、試料２６は第１層
と第４層の膜厚が本発明の範囲外であるため、耐アブレ
ッシブ摩耗性か耐クレータ摩耗性のいずれかにおいて本
発明の試料２９〜３２よりも劣っている。又、試料１９
は第１層のＴｉＣの膜厚が薄すぎ、試料２８は第１層に
ＴｉＣが無いので、母材にＣの吸い上げによるη相が生
成し、いずれも耐欠損性が大幅に低下している。更に、
試料２７はＡｌ2Ｏ3からなる第４層の膜厚が厚すぎるた
め、耐欠損性が著しく低下している。
厚、試料２２と２３は第２層であるＴｉＣＮの格子定
数、試料２４と２５は第３層の膜厚、試料２６は第１層
と第４層の膜厚が本発明の範囲外であるため、耐アブレ
ッシブ摩耗性か耐クレータ摩耗性のいずれかにおいて本
発明の試料２９〜３２よりも劣っている。又、試料１９
は第１層のＴｉＣの膜厚が薄すぎ、試料２８は第１層に
ＴｉＣが無いので、母材にＣの吸い上げによるη相が生
成し、いずれも耐欠損性が大幅に低下している。更に、
試料２７はＡｌ2Ｏ3からなる第４層の膜厚が厚すぎるた
め、耐欠損性が著しく低下している。
【００２９】
【発明の効果】本発明によれば、超硬合金母材の被覆層
として母材表面側から順番にＴｉＣ、ＴｉＣＮ、ＴｉＣ
を特定の構成で積層することにより、母材から被覆層へ
のＷ、Ｔａ、Ｎｂ及びＣｏ等の拡散を防止し、且つ被覆
層形成時の母材からのＣの吸い上げを無くすことができ
るので、切削工具として使用した時、同時に耐アブレッ
シブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の両方に優れ、且つ耐欠
損性においても優れた効果を発揮する被覆超硬合金部材
を提供することが出来る。
として母材表面側から順番にＴｉＣ、ＴｉＣＮ、ＴｉＣ
を特定の構成で積層することにより、母材から被覆層へ
のＷ、Ｔａ、Ｎｂ及びＣｏ等の拡散を防止し、且つ被覆
層形成時の母材からのＣの吸い上げを無くすことができ
るので、切削工具として使用した時、同時に耐アブレッ
シブ摩耗性と耐クレータ摩耗性の両方に優れ、且つ耐欠
損性においても優れた効果を発揮する被覆超硬合金部材
を提供することが出来る。
Claims (2)
- 【請求項１】 超硬合金母材の表面に硬質被覆層を設け
た被覆超硬合金部材において、前記硬質被覆層が超硬合
金母材の表面に直接設けたＴｉＣからなる膜厚１〜３μ
ｍの第１被覆層と、第１被覆層の上に設けた格子定数が
４.２５１〜４.３０２ÅのＴｉＣＮからなる膜厚２〜５
μｍの第２被覆層と、第２被覆層の上に設けたＴｉＣか
らなる膜厚２〜８μｍの第３被覆層からなることを特徴
とする被覆超硬合金部材。 - 【請求項２】 前記第３被覆層の上にＡｌ2Ｏ3からなる
膜厚０.５〜８μｍの第４被覆層を有することを特徴と
する、請求項１記載の被覆超硬合金部材。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9358292A JPH05263252A (ja) | 1992-03-19 | 1992-03-19 | 被覆超硬合金部材 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9358292A JPH05263252A (ja) | 1992-03-19 | 1992-03-19 | 被覆超硬合金部材 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH05263252A true JPH05263252A (ja) | 1993-10-12 |
Family
ID=14086274
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9358292A Pending JPH05263252A (ja) | 1992-03-19 | 1992-03-19 | 被覆超硬合金部材 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH05263252A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US6589602B2 (en) | 2001-04-17 | 2003-07-08 | Toshiba Tungaloy Co., Ltd. | Highly adhesive surface-coated cemented carbide and method for producing the same |
| US6723389B2 (en) | 2000-07-21 | 2004-04-20 | Toshiba Tungaloy Co., Ltd. | Process for producing coated cemented carbide excellent in peel strength |
| WO2014054591A1 (ja) * | 2012-10-01 | 2014-04-10 | 日立ツール株式会社 | 硬質皮膜被覆工具及びその製造方法 |
-
1992
- 1992-03-19 JP JP9358292A patent/JPH05263252A/ja active Pending
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US6723389B2 (en) | 2000-07-21 | 2004-04-20 | Toshiba Tungaloy Co., Ltd. | Process for producing coated cemented carbide excellent in peel strength |
| US6589602B2 (en) | 2001-04-17 | 2003-07-08 | Toshiba Tungaloy Co., Ltd. | Highly adhesive surface-coated cemented carbide and method for producing the same |
| WO2014054591A1 (ja) * | 2012-10-01 | 2014-04-10 | 日立ツール株式会社 | 硬質皮膜被覆工具及びその製造方法 |
| CN104703734A (zh) * | 2012-10-01 | 2015-06-10 | 日立工具股份有限公司 | 硬质皮膜被覆工具及其制造方法 |
| JPWO2014054591A1 (ja) * | 2012-10-01 | 2016-08-25 | 三菱日立ツール株式会社 | 硬質皮膜被覆工具及びその製造方法 |
| US9534292B2 (en) | 2012-10-01 | 2017-01-03 | Hitachi Tool Engineering, Ltd. | Hard-coated tool and its production method |
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