JPH09216104A - 切削工具 - Google Patents
切削工具Info
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- JPH09216104A JPH09216104A JP8331909A JP33190996A JPH09216104A JP H09216104 A JPH09216104 A JP H09216104A JP 8331909 A JP8331909 A JP 8331909A JP 33190996 A JP33190996 A JP 33190996A JP H09216104 A JPH09216104 A JP H09216104A
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Classifications
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
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- C23C14/06—Coating by vacuum evaporation, by sputtering or by ion implantation of the coating forming material characterised by the coating material
- C23C14/0635—Carbides
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
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- C23C16/22—Chemical coating by decomposition of gaseous compounds, without leaving reaction products of surface material in the coating, i.e. chemical vapour deposition [CVD] processes characterised by the deposition of inorganic material, other than metallic material
- C23C16/30—Deposition of compounds, mixtures or solid solutions, e.g. borides, carbides, nitrides
- C23C16/32—Carbides
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- Y10T407/26—Cutters, for shaping comprising cutting edge bonded to tool shank
-
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 チタン及びその合金の切削に好適な特性を改
良した切削工具を提供する。 【解決手段】 切削工具は、タングステンカーバイドを
含む基体のみを含むか又は基体にろう付けされるタング
ステンカーバイドの先端部を含む。更に、切削工具は基
体のみか又はタングステンカーバイドの先端部のいずれ
かの上にハードコーティングを有する。コーティング
は、ＰＶＤ付着タングステンカーバイド、ＣＶＤ付着ボ
ロンカーバイド又はＰＶＤ付着ボロンカーバイドのいず
れでもよい。
良した切削工具を提供する。 【解決手段】 切削工具は、タングステンカーバイドを
含む基体のみを含むか又は基体にろう付けされるタング
ステンカーバイドの先端部を含む。更に、切削工具は基
体のみか又はタングステンカーバイドの先端部のいずれ
かの上にハードコーティングを有する。コーティング
は、ＰＶＤ付着タングステンカーバイド、ＣＶＤ付着ボ
ロンカーバイド又はＰＶＤ付着ボロンカーバイドのいず
れでもよい。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、切削特性を改良し
た切削工具に関する。より詳細には、本発明はチタン及
びチタン合金を切削（機械加工）する際に切削特性を改
良した切削工具に関する。
た切削工具に関する。より詳細には、本発明はチタン及
びチタン合金を切削（機械加工）する際に切削特性を改
良した切削工具に関する。
【０００２】
【従来の技術】チタン金属及びその合金の多くは、高温
で維持される高い強度−重量比を表す。チタン金属及び
その合金はまた、並外れた耐蝕性を有する。これらの特
性は非常に望ましく、１９５０年代から現在までにチタ
ン産業が急速に成長した主な原因となっている。航空宇
宙産業はチタン及びチタン合金の主要な消費者であり、
機体及びエンジン構成要素においてこれらを使用してい
る。航空宇宙以外の用途では、スチームタービンブレー
ド、超伝導体、ミサイル、潜水艦の船体及び腐蝕が関係
する製品が含まれる。
で維持される高い強度−重量比を表す。チタン金属及び
その合金はまた、並外れた耐蝕性を有する。これらの特
性は非常に望ましく、１９５０年代から現在までにチタ
ン産業が急速に成長した主な原因となっている。航空宇
宙産業はチタン及びチタン合金の主要な消費者であり、
機体及びエンジン構成要素においてこれらを使用してい
る。航空宇宙以外の用途では、スチームタービンブレー
ド、超伝導体、ミサイル、潜水艦の船体及び腐蝕が関係
する製品が含まれる。
【０００３】チタンの抽出、その溶融及び加工が複雑で
あるため、チタンのコストは高い。これは、使用量及び
生産量が増加しているという事実にもかかわらずであ
る。従って、チタンは大幅なデザインの利点を有する
が、そのコストは高いままである。
あるため、チタンのコストは高い。これは、使用量及び
生産量が増加しているという事実にもかかわらずであ
る。従って、チタンは大幅なデザインの利点を有する
が、そのコストは高いままである。
【０００４】チタン及びチタン合金の切削に関しては、
これらの材料はいくつかの理由で切削が困難である。チ
タンを切削する際、スチールを切削する速度よりも２〜
３倍速い速度で工具の頂部を横切って移動するチップが
製造される。チップと工具表面との間の接触領域が小さ
いこと、チタンの低い熱伝導率、ならびにチップの相当
な発熱剪断を可能にする高い延性により、工具−チップ
の境界面において高温が生じる。工具−チップ境界面の
温度は、約１．３８〜２．０７ＧＰａ（２００，０００
〜３００，０００ｐｓｉ）の圧力で約１０９３℃（２０
００Ｆ°）に達しうる。
これらの材料はいくつかの理由で切削が困難である。チ
タンを切削する際、スチールを切削する速度よりも２〜
３倍速い速度で工具の頂部を横切って移動するチップが
製造される。チップと工具表面との間の接触領域が小さ
いこと、チタンの低い熱伝導率、ならびにチップの相当
な発熱剪断を可能にする高い延性により、工具−チップ
の境界面において高温が生じる。工具−チップ境界面の
温度は、約１．３８〜２．０７ＧＰａ（２００，０００
〜３００，０００ｐｓｉ）の圧力で約１０９３℃（２０
００Ｆ°）に達しうる。
【０００５】約５００℃（９３２Ｆ°）及びそれより高
い境界面温度では、当然１０９３℃（２０００Ｆ°）を
含むが、チタン及びチタン合金は切削工具材料と化学反
応を起こす。通常、この化学反応性は温度が上昇するに
つれて上昇するため、１０９３℃のような高い工具−チ
ップの境界面温度ではチタン加工物は工具に対して非常
に反応的である。
い境界面温度では、当然１０９３℃（２０００Ｆ°）を
含むが、チタン及びチタン合金は切削工具材料と化学反
応を起こす。通常、この化学反応性は温度が上昇するに
つれて上昇するため、１０９３℃のような高い工具−チ
ップの境界面温度ではチタン加工物は工具に対して非常
に反応的である。
【０００６】従って、チタン及びその合金の切削（機械
加工）に使用する切削工具は、チップの高速移動で生じ
る機械／熱による摩耗の影響に耐えられうるべきである
ことが明らかである。このような工具は、例えば高い熱
伝導率及び高い比熱など、優れた高温（例えば、１０９
３℃）物理的特性も有するべきである。このような工具
はまた、約１．３８〜２．０７ＧＰａの圧力下で変形に
耐えるように、高温時に高い圧縮強さを有するべきであ
る。
加工）に使用する切削工具は、チップの高速移動で生じ
る機械／熱による摩耗の影響に耐えられうるべきである
ことが明らかである。このような工具は、例えば高い熱
伝導率及び高い比熱など、優れた高温（例えば、１０９
３℃）物理的特性も有するべきである。このような工具
はまた、約１．３８〜２．０７ＧＰａの圧力下で変形に
耐えるように、高温時に高い圧縮強さを有するべきであ
る。
【０００７】超硬合金工具の高い圧縮強さ、高い硬度及
び優れた熱伝導率はかなり優れた熱力学的安定性を備え
る特性であり、従ってチタン及びチタン合金の優れた切
削に適している。特定の超硬合金切削工具を使用してチ
タン及びその合金を切削（機械加工）することを示唆す
る者もいる。
び優れた熱伝導率はかなり優れた熱力学的安定性を備え
る特性であり、従ってチタン及びチタン合金の優れた切
削に適している。特定の超硬合金切削工具を使用してチ
タン及びその合金を切削（機械加工）することを示唆す
る者もいる。
【０００８】The Tool Engineer (January, 1955) にお
いて発行されたシークマン (Siekmann) の "How to Mac
hine Titanium"という論文は、タングステンカーバイド
工具の高い圧縮強さ、高い硬度及び優れた熱伝導率によ
って、工具が過度の変形圧力に耐え、より速いチップ速
度の影響を低減し、工具−チップ境界面のより高い温度
による熱の散逸を改良することが可能であることを７８
頁〜８２頁において述べた。シークマンの論文は、鋳鉄
切削グレードがより高い熱伝導率を有して工具−チップ
境界面付近の温度を下げたことを言及した。より高い横
破断強さ及び弾性係数により、ＷＣ−Ｃｏグレードが破
損せずに切削エッジにかかるより大きな荷重に耐えるこ
とが可能になった。ＷＣ−Ｃｏグレードはまた、その剛
性を維持した。その高い疲労強さは、工具の力の急速な
変動に耐えることを可能にした。前述の要因及びチタン
の化学反応性を考慮に入れ、チタンの切削に関しては特
定の切削条件下で鋳鉄切削グレードがスチール切削グレ
ードよりも工具の寿命の点で優れている、ということが
この論文によって述べられた。特定のグレードは、ＷＣ
−６％のＣｏグレードであった。
いて発行されたシークマン (Siekmann) の "How to Mac
hine Titanium"という論文は、タングステンカーバイド
工具の高い圧縮強さ、高い硬度及び優れた熱伝導率によ
って、工具が過度の変形圧力に耐え、より速いチップ速
度の影響を低減し、工具−チップ境界面のより高い温度
による熱の散逸を改良することが可能であることを７８
頁〜８２頁において述べた。シークマンの論文は、鋳鉄
切削グレードがより高い熱伝導率を有して工具−チップ
境界面付近の温度を下げたことを言及した。より高い横
破断強さ及び弾性係数により、ＷＣ−Ｃｏグレードが破
損せずに切削エッジにかかるより大きな荷重に耐えるこ
とが可能になった。ＷＣ−Ｃｏグレードはまた、その剛
性を維持した。その高い疲労強さは、工具の力の急速な
変動に耐えることを可能にした。前述の要因及びチタン
の化学反応性を考慮に入れ、チタンの切削に関しては特
定の切削条件下で鋳鉄切削グレードがスチール切削グレ
ードよりも工具の寿命の点で優れている、ということが
この論文によって述べられた。特定のグレードは、ＷＣ
−６％のＣｏグレードであった。
【０００９】Materials Science and Technology (Janu
ary, 1986)において発行されたダーンリーら (Dearnley
et al.)の "Evaluation of principal wear mechanism
s ofcemented carbides and ceramics used for machin
ing titanium alloy IMI 318" という論文（４７頁〜５
８頁）において、著者は、チタンの切削がなお主な製造
問題であるということを、シークマンの論文から３０年
以上後になって認識した。ＩＭＩ ３１８ チタン合金
（Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖ）の旋削に関して、著者は６重量
％のコバルト−ＷＣ（ＷＣの粒子サイズは０．８μｍ以
上）切削工具を使用してＩＭＩ ３１８ チタン合金を
切削することを勧めた。コマンドゥーリら (Komanduri
et al.) の米国特許第４，５８３，４３１号のコラム
４、１８行目における開示内容を考慮して、カーボロイ
(Carboloy) ８８３合金は６重量％コバルトグレードと
することが可能である。
ary, 1986)において発行されたダーンリーら (Dearnley
et al.)の "Evaluation of principal wear mechanism
s ofcemented carbides and ceramics used for machin
ing titanium alloy IMI 318" という論文（４７頁〜５
８頁）において、著者は、チタンの切削がなお主な製造
問題であるということを、シークマンの論文から３０年
以上後になって認識した。ＩＭＩ ３１８ チタン合金
（Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖ）の旋削に関して、著者は６重量
％のコバルト−ＷＣ（ＷＣの粒子サイズは０．８μｍ以
上）切削工具を使用してＩＭＩ ３１８ チタン合金を
切削することを勧めた。コマンドゥーリら (Komanduri
et al.) の米国特許第４，５８３，４３１号のコラム
４、１８行目における開示内容を考慮して、カーボロイ
(Carboloy) ８８３合金は６重量％コバルトグレードと
することが可能である。
【００１０】他の論文は、ＷＣ−Ｃｏ以外の切削工具材
料を言及している。例えば、the Annals of the CIRP
(Vol. 31/1/1982) において発行されたハートゥングら
(Hartung et al.) の "Tool Wear in Titanium Machini
ng"という論文（７５頁〜８０頁）において、著者は、
コーティングされた及び非コーティングのタングステン
カーバイド−コバルトと共にアルミナ、等軸晶系窒化ホ
ウ素、ダイヤモンドを含む工具材料と、これらの摩耗率
とを列挙している。いくつかの切削工具が他のものより
も優れていることは明らかである。Ｃ２クラスの切削工
具に関しては、ケンナメタル (Kennametal) Ｋ６８グレ
ードはタンタルの添加と共に５．４〜５．９のコバルト
を有している。
料を言及している。例えば、the Annals of the CIRP
(Vol. 31/1/1982) において発行されたハートゥングら
(Hartung et al.) の "Tool Wear in Titanium Machini
ng"という論文（７５頁〜８０頁）において、著者は、
コーティングされた及び非コーティングのタングステン
カーバイド−コバルトと共にアルミナ、等軸晶系窒化ホ
ウ素、ダイヤモンドを含む工具材料と、これらの摩耗率
とを列挙している。いくつかの切削工具が他のものより
も優れていることは明らかである。Ｃ２クラスの切削工
具に関しては、ケンナメタル (Kennametal) Ｋ６８グレ
ードはタンタルの添加と共に５．４〜５．９のコバルト
を有している。
【００１１】High Tech Ceramics (Elsevier Science P
ublishers, 1987)において発行されたダーンリーらの "
Wear Mechanisms of Cemented Carbides and Ceramics
Usedfor Machining Titanium Alloys" という論文（２
６９９頁〜２７１２頁）は、以下の切削工具でチタン合
金（Ｔｉ−６Ａｌ−４ｖ）を切削するテストについて述
べた：ＷＣ−６％ Ｃｏ；ＷＣ−５．５％ Ｃｏ−８．
６％（ＴｉＣ＋ＴａＣ＋ＮｂＣ）；ＷＣ−９．５％ Ｃ
ｏ−２１．９％（ＴｉＣ＋ＴａＣ＋ＮｂＣ）；ＷＣ−
９．５％ Ｃｏ−３５％（ＴｉＣ＋ＴａＣ＋ＮｂＣ）；
アルミナ＋６％のジルコニア；アルミナ＋１５％のジル
コニア；アルミナ＋１５％のジルコニア＋１０％のＴｉ
Ｃ；ＳｉＡｌＯＮ；等軸晶系窒化ホウ素。この論文は、
ストレートグレードの超硬合金がチタン合金の切削に最
も好適な材料であるという結論に達した。この論文にお
いて、これらのストレートグレードは１．４μｍのＷＣ
粒子サイズを有するＷＣ−６％のＣｏ及び０．８μｍの
ＷＣ粒子サイズを有するＷＣ−６％のＣｏであった。Cu
tting Tool Engineeringの September, 1993 issueにお
いて発行されたイスラエルソン (Israelsson) の "Turn
ing inserts Take Off" というタイトルの論文（３６頁
〜４０頁）は、非コーティングのＣ−２グレードがチタ
ンの切削に最良の選択であることを述べた。The Journa
l of Engineering Manufacture, Vol. 204（1990）にお
いて発行されたマチャドら (Machado etal.) の "Machi
ning of Titanium and its alloys−a Review" という
タイトルの論文（５３頁〜６０頁）は、コバルト含有量
が６重量％でありＷＣ粒子サイズが０．８〜１．４μｍ
であるＷＣ／Ｃｏ合金を勧めた。
ublishers, 1987)において発行されたダーンリーらの "
Wear Mechanisms of Cemented Carbides and Ceramics
Usedfor Machining Titanium Alloys" という論文（２
６９９頁〜２７１２頁）は、以下の切削工具でチタン合
金（Ｔｉ−６Ａｌ−４ｖ）を切削するテストについて述
べた：ＷＣ−６％ Ｃｏ；ＷＣ−５．５％ Ｃｏ−８．
６％（ＴｉＣ＋ＴａＣ＋ＮｂＣ）；ＷＣ−９．５％ Ｃ
ｏ−２１．９％（ＴｉＣ＋ＴａＣ＋ＮｂＣ）；ＷＣ−
９．５％ Ｃｏ−３５％（ＴｉＣ＋ＴａＣ＋ＮｂＣ）；
アルミナ＋６％のジルコニア；アルミナ＋１５％のジル
コニア；アルミナ＋１５％のジルコニア＋１０％のＴｉ
Ｃ；ＳｉＡｌＯＮ；等軸晶系窒化ホウ素。この論文は、
ストレートグレードの超硬合金がチタン合金の切削に最
も好適な材料であるという結論に達した。この論文にお
いて、これらのストレートグレードは１．４μｍのＷＣ
粒子サイズを有するＷＣ−６％のＣｏ及び０．８μｍの
ＷＣ粒子サイズを有するＷＣ−６％のＣｏであった。Cu
tting Tool Engineeringの September, 1993 issueにお
いて発行されたイスラエルソン (Israelsson) の "Turn
ing inserts Take Off" というタイトルの論文（３６頁
〜４０頁）は、非コーティングのＣ−２グレードがチタ
ンの切削に最良の選択であることを述べた。The Journa
l of Engineering Manufacture, Vol. 204（1990）にお
いて発行されたマチャドら (Machado etal.) の "Machi
ning of Titanium and its alloys−a Review" という
タイトルの論文（５３頁〜６０頁）は、コバルト含有量
が６重量％でありＷＣ粒子サイズが０．８〜１．４μｍ
であるＷＣ／Ｃｏ合金を勧めた。
【００１２】（本願の譲渡人に譲渡されている）サンタ
ナムら (Santhanam et al.) の "Method of Machining
Using Coated Cutting Tools" というタイトルの米国特
許第５，３２５，７４７号は、非コーティングのＷＣ−
Ｃｏ工具材料（６．０重量％のＣｏ−０．５重量％のＣ
ｒ3 Ｃ2 −９３．５重量％のＷＣ）が、チタンの切削の
ための使用に最良である工具材料のうちの１つであると
述べた。この特許は、非コーティングの工具は低速に限
定されると述べた。当該特許は、ＴｉＮのＰＶＤコーテ
ィングがＣＶＤコーティング上に付着されるＷＣ−Ｃｏ
基体の使用を開示した。実施例の基体のコバルト含有量
は、６．０重量％〜１１．５重量％の間に及んだ。
ナムら (Santhanam et al.) の "Method of Machining
Using Coated Cutting Tools" というタイトルの米国特
許第５，３２５，７４７号は、非コーティングのＷＣ−
Ｃｏ工具材料（６．０重量％のＣｏ−０．５重量％のＣ
ｒ3 Ｃ2 −９３．５重量％のＷＣ）が、チタンの切削の
ための使用に最良である工具材料のうちの１つであると
述べた。この特許は、非コーティングの工具は低速に限
定されると述べた。当該特許は、ＴｉＮのＰＶＤコーテ
ィングがＣＶＤコーティング上に付着されるＷＣ−Ｃｏ
基体の使用を開示した。実施例の基体のコバルト含有量
は、６．０重量％〜１１．５重量％の間に及んだ。
【００１３】サリン (Sarin)の "Abrasion Resistant C
oated Articles" というタイトルの米国特許第５，１４
５，７３９号は、チタン及びその合金の切削に関連する
問題が高い切削温度及び高い化学反応性を含むことを認
識した。当該特許は、interalia、即ちＷＣ−Ｃｏ又は
ＷＣ−Ｃｏ−γ（ＷＣ−Ｃｏ−等軸晶系カーバイド）等
の基体へのコーティング又はコーティング方法の実施を
開示した。
oated Articles" というタイトルの米国特許第５，１４
５，７３９号は、チタン及びその合金の切削に関連する
問題が高い切削温度及び高い化学反応性を含むことを認
識した。当該特許は、interalia、即ちＷＣ−Ｃｏ又は
ＷＣ−Ｃｏ−γ（ＷＣ−Ｃｏ−等軸晶系カーバイド）等
の基体へのコーティング又はコーティング方法の実施を
開示した。
【００１４】カッター (Cutter) の "Dense, Fine-Grai
ned Tungsten Carbide Ceramics and Method for Makin
g the Same" というタイトルの米国特許第４，８２８，
５８４号もまた、チタンの切削に関連する障害を認識し
た。この特許は、実質的に高密度で微粒子の多結晶質タ
ングステンカーバイドから構成される切削工具を開示し
た。当該特許は、切削工具にコバルトを含むことを教示
しなかった。
ned Tungsten Carbide Ceramics and Method for Makin
g the Same" というタイトルの米国特許第４，８２８，
５８４号もまた、チタンの切削に関連する障害を認識し
た。この特許は、実質的に高密度で微粒子の多結晶質タ
ングステンカーバイドから構成される切削工具を開示し
た。当該特許は、切削工具にコバルトを含むことを教示
しなかった。
【００１５】The Metals Handbook Ninth Edition, Vo
l.16におけるチャンドラー (Chandler) の "Machining
of Reactive Metals" というタイトルの論文（８４４頁
〜８５７頁）は、チタンを切削する難しさを認識した。
この論文は、Ｃ−２グレードの工具材料を使用して商業
上純粋であるチタン、チタンのα合金、チタンのα−β
合金及びチタンのβ合金を切削することが可能であると
述べた。
l.16におけるチャンドラー (Chandler) の "Machining
of Reactive Metals" というタイトルの論文（８４４頁
〜８５７頁）は、チタンを切削する難しさを認識した。
この論文は、Ｃ−２グレードの工具材料を使用して商業
上純粋であるチタン、チタンのα合金、チタンのα−β
合金及びチタンのβ合金を切削することが可能であると
述べた。
【００１６】ケンナメタル (Kennametal) 社の小冊子
（１９９１）において、ケンナメタルグレードＫＣ７３
０、ＫＣ７２０及びＫ３１３は、チタン及びその合金の
切削（機械加工）に好適であると示唆されている。Ｋ３
１３は、サンタナムらの特許において基体Ｎｏ．２とし
て示されている。ＫＣ７３０は、Ｋ３１３基体の上にＰ
ＶＤ ＴｉＮコーティングを含む。ＫＣ７２０は、１
１．５重量％のコバルト、１．９重量％のタンタル、
０．４重量％のニオブ及び残りの重量％のタングステン
カーバイドを有する基体を含む。ＰＶＤ ＴｉＮコーテ
ィングをこの基体に付着するとＫＣ７２０が形成され
る。
（１９９１）において、ケンナメタルグレードＫＣ７３
０、ＫＣ７２０及びＫ３１３は、チタン及びその合金の
切削（機械加工）に好適であると示唆されている。Ｋ３
１３は、サンタナムらの特許において基体Ｎｏ．２とし
て示されている。ＫＣ７３０は、Ｋ３１３基体の上にＰ
ＶＤ ＴｉＮコーティングを含む。ＫＣ７２０は、１
１．５重量％のコバルト、１．９重量％のタンタル、
０．４重量％のニオブ及び残りの重量％のタングステン
カーバイドを有する基体を含む。ＰＶＤ ＴｉＮコーテ
ィングをこの基体に付着するとＫＣ７２０が形成され
る。
【００１７】
【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、チタ
ン及びその合金の切削（機械加工）に好適な特性を改良
した切削工具を提供することである。
ン及びその合金の切削（機械加工）に好適な特性を改良
した切削工具を提供することである。
【００１８】本発明の別の目的は、高速チップ移動によ
って生じる摩耗に対する耐性を改良した、チタン及びそ
の合金を切削（機械加工）する切削工具を提供すること
である。
って生じる摩耗に対する耐性を改良した、チタン及びそ
の合金を切削（機械加工）する切削工具を提供すること
である。
【００１９】本発明の別の目的は、優れた熱散逸特性を
有する、チタン及びその合金を切削（機械加工）する切
削工具を提供することである。
有する、チタン及びその合金を切削（機械加工）する切
削工具を提供することである。
【００２０】本発明の別の目的は、変形に耐えられるよ
うに高い圧縮強さを有する、チタン及びその合金を切削
する切削工具を提供することである。
うに高い圧縮強さを有する、チタン及びその合金を切削
する切削工具を提供することである。
【００２１】
【課題を解決するための手段】本発明の１つの形態にお
いて、本発明は、タングステンカーバイドを含む基体を
有する、チタン及びチタン合金の切削のための切削工具
である。この切削工具は、タングステンカーバイド及び
ボロンカーバイドから構成されるグループから選択さ
れ、物理蒸着法によって基体に付着されるコーティング
を更に含む。
いて、本発明は、タングステンカーバイドを含む基体を
有する、チタン及びチタン合金の切削のための切削工具
である。この切削工具は、タングステンカーバイド及び
ボロンカーバイドから構成されるグループから選択さ
れ、物理蒸着法によって基体に付着されるコーティング
を更に含む。
【００２２】本発明の別の形態において、本発明は、タ
ングステンカーバイドを含む基体を有する、チタン及び
チタン合金を切削する切削工具である。この切削工具
は、化学蒸着法によって基体に付着されるボロンカーバ
イドを有するコーティングを更に含む。
ングステンカーバイドを含む基体を有する、チタン及び
チタン合金を切削する切削工具である。この切削工具
は、化学蒸着法によって基体に付着されるボロンカーバ
イドを有するコーティングを更に含む。
【００２３】本発明の更に別の形態において、本発明
は、タングステンカーバイド及びコバルトを含む基体を
有する、チタン及びチタン合金を切削する切削工具であ
り、ここでコバルトは基体の０．２〜０．９重量％に及
ぶ。この工具は、基体にろう付けされたタングステンカ
ーバイドの先端部（チップ）を更に含む。この工具はま
た、タングステンカーバイド及びボロンカーバイドから
構成されるグループから選択され、物理蒸着法によって
タングステンカーバイドの先端部に付着されるコーティ
ングを含む。
は、タングステンカーバイド及びコバルトを含む基体を
有する、チタン及びチタン合金を切削する切削工具であ
り、ここでコバルトは基体の０．２〜０．９重量％に及
ぶ。この工具は、基体にろう付けされたタングステンカ
ーバイドの先端部（チップ）を更に含む。この工具はま
た、タングステンカーバイド及びボロンカーバイドから
構成されるグループから選択され、物理蒸着法によって
タングステンカーバイドの先端部に付着されるコーティ
ングを含む。
【００２４】本発明の更に別の形態において、本発明
は、タングステンカーバイド及びコバルトを含む基体を
有する、チタン及びチタン合金を切削する切削工具であ
り、ここでコバルトは基体の０．２〜０．９重量％に及
ぶ。この工具はまた、基体にろう付けされたタングステ
ンカーバイドの先端部を含む。この工具は、化学蒸着法
によってタングステンカーバイドの先端部に付着される
ボロンカーバイドのコーティングを更に有する。
は、タングステンカーバイド及びコバルトを含む基体を
有する、チタン及びチタン合金を切削する切削工具であ
り、ここでコバルトは基体の０．２〜０．９重量％に及
ぶ。この工具はまた、基体にろう付けされたタングステ
ンカーバイドの先端部を含む。この工具は、化学蒸着法
によってタングステンカーバイドの先端部に付着される
ボロンカーバイドのコーティングを更に有する。
【００２５】本発明のなお別の形態において、本発明
は、ハードコーティングが付着される基体を含む、チタ
ン及びチタン合金を切削する切削工具である。この切削
工具の算定摩耗率は、約３．９μｍ／分未満か又はこれ
に等しい。
は、ハードコーティングが付着される基体を含む、チタ
ン及びチタン合金を切削する切削工具である。この切削
工具の算定摩耗率は、約３．９μｍ／分未満か又はこれ
に等しい。
【００２６】本発明の更に別の形態において、本発明は
チタン及びチタン合金を切削する切削工具であって、基
体と、前記基体にろう付けされた先端部と、物理蒸着法
によって前記先端部に付着されたコーティングと、を含
み、チタン及びチタン合金を切削する前記切削工具の算
定摩耗率が約３．９μｍ／分未満かあるいはこれに等し
い。
チタン及びチタン合金を切削する切削工具であって、基
体と、前記基体にろう付けされた先端部と、物理蒸着法
によって前記先端部に付着されたコーティングと、を含
み、チタン及びチタン合金を切削する前記切削工具の算
定摩耗率が約３．９μｍ／分未満かあるいはこれに等し
い。
【００２７】
【発明の実施の形態】図１を参照すると、コーティング
された切削工具１０は基体１２を有する。基体は、Ｋ１
１の認定を受けて（本願の譲渡人である）ケンナメタル
社（ペンシルバニア州ラトローブ）によって販売される
タングステンカーバイド−コバルト組成物である。Ｋ１
１基体の典型的な組成は以下を含む：２．３〜２．９重
量％のコバルト；０〜０．４重量％のタンタル；０〜
０．１重量％のチタン；及び残りの重量％のタングステ
ンカーバイド。Ｋ１１基体の他の特性は以下を含む：９
２．８〜９３．６ロックウェルＡの硬度、２９０〜４４
０エルステッドの保磁力、１５．１０〜１５．５０ｇｒ
／ｃｃの比重及び１〜６μｍのＷＣ粒子サイズ。特定の
実施の形態は超硬合金タングステンカーバイド基体を使
用しているが、出願人は本発明をこのタイプの基体のみ
に限定することを考えていない。出願人は、本発明が例
えば結合剤を含まないタングステンカーバイドなどの基
体を含むことを意図している。
された切削工具１０は基体１２を有する。基体は、Ｋ１
１の認定を受けて（本願の譲渡人である）ケンナメタル
社（ペンシルバニア州ラトローブ）によって販売される
タングステンカーバイド−コバルト組成物である。Ｋ１
１基体の典型的な組成は以下を含む：２．３〜２．９重
量％のコバルト；０〜０．４重量％のタンタル；０〜
０．１重量％のチタン；及び残りの重量％のタングステ
ンカーバイド。Ｋ１１基体の他の特性は以下を含む：９
２．８〜９３．６ロックウェルＡの硬度、２９０〜４４
０エルステッドの保磁力、１５．１０〜１５．５０ｇｒ
／ｃｃの比重及び１〜６μｍのＷＣ粒子サイズ。特定の
実施の形態は超硬合金タングステンカーバイド基体を使
用しているが、出願人は本発明をこのタイプの基体のみ
に限定することを考えていない。出願人は、本発明が例
えば結合剤を含まないタングステンカーバイドなどの基
体を含むことを意図している。
【００２８】切削工具１０は、コーティング１４を更に
含む。コーティングは、ＰＶＤ（物理蒸着法）によって
付着されるタングステンカーバイド（ＷＣ）のコーティ
ングとすることができる。これらの物理蒸着技術は、こ
れらに限定されないが、イオンめっき、磁気スパッタリ
ング及びアーク蒸着を含む。
含む。コーティングは、ＰＶＤ（物理蒸着法）によって
付着されるタングステンカーバイド（ＷＣ）のコーティ
ングとすることができる。これらの物理蒸着技術は、こ
れらに限定されないが、イオンめっき、磁気スパッタリ
ング及びアーク蒸着を含む。
【００２９】このコーティングは、化学蒸着法（ＣＶ
Ｄ）によって付着されるボロンカーバイド（Ｂ4 Ｃ）の
コーティングであってもよい。ジャンソン (Jansson)に
よる論文 "Chemical Vapor Deposition of Boron Carbi
des"（Materials & Manufacturing Processes 6(3), p
p. 481-500 (1991)）は、ボロンカーバイドの化学蒸着
技術を述べ、開示している。オルソンら (Olsson et a
l.)の論文 "Chemical vapour deposition of boron car
bides on uncoated and TiC-coated cemented carbide
substrates"（Surface and Coatings Technologies, 4
2, (1990), pp. 187-201）は、ボロンカーバイドのタン
グステンカーバイド−コバルト基体へのＣＶＤの実施を
論述している。ボロンカーバイドは、プラズマ増大化学
蒸着（ＰＥＣＶＤ）技術によって付着されてもよい。Ｐ
ＥＣＶＤ技術は、キャンベルら (Campbell et al.)の "
High Density Plasma Deposition and Etching Apparat
us" というタイトルの米国特許第５，４２１，８９１号
に記載されている。
Ｄ）によって付着されるボロンカーバイド（Ｂ4 Ｃ）の
コーティングであってもよい。ジャンソン (Jansson)に
よる論文 "Chemical Vapor Deposition of Boron Carbi
des"（Materials & Manufacturing Processes 6(3), p
p. 481-500 (1991)）は、ボロンカーバイドの化学蒸着
技術を述べ、開示している。オルソンら (Olsson et a
l.)の論文 "Chemical vapour deposition of boron car
bides on uncoated and TiC-coated cemented carbide
substrates"（Surface and Coatings Technologies, 4
2, (1990), pp. 187-201）は、ボロンカーバイドのタン
グステンカーバイド−コバルト基体へのＣＶＤの実施を
論述している。ボロンカーバイドは、プラズマ増大化学
蒸着（ＰＥＣＶＤ）技術によって付着されてもよい。Ｐ
ＥＣＶＤ技術は、キャンベルら (Campbell et al.)の "
High Density Plasma Deposition and Etching Apparat
us" というタイトルの米国特許第５，４２１，８９１号
に記載されている。
【００３０】ＣＶＤボロンカーバイドコーティングを有
する切削工具は許容可能な理論上の摩耗率を表すため、
ＰＶＤボロンカーバイドコーティングを有する切削工具
は更に優れた理論上の摩耗率を提供すべきであると出願
人は考えている。従って、出願人は、本発明がＰＶＤボ
ロンカーバイドコーティングを有する切削工具を含むも
のとする。
する切削工具は許容可能な理論上の摩耗率を表すため、
ＰＶＤボロンカーバイドコーティングを有する切削工具
は更に優れた理論上の摩耗率を提供すべきであると出願
人は考えている。従って、出願人は、本発明がＰＶＤボ
ロンカーバイドコーティングを有する切削工具を含むも
のとする。
【００３１】特定のＰＶＤプロセスに関しては、電子ビ
ーム物理蒸着（ＥＢ−ＰＶＤ）技術がボロンカーバイド
コーティング及びタングステンカーバイドコーティング
の付着に適切であると出願人は考察する。ＥＢ−ＰＶＤ
プロセスは、ブルースら (Bruce et al.) の "Vapor De
position of Ceramic Materials"というタイトルの米国
特許第５，４１８，００３号に記載されている。
ーム物理蒸着（ＥＢ−ＰＶＤ）技術がボロンカーバイド
コーティング及びタングステンカーバイドコーティング
の付着に適切であると出願人は考察する。ＥＢ−ＰＶＤ
プロセスは、ブルースら (Bruce et al.) の "Vapor De
position of Ceramic Materials"というタイトルの米国
特許第５，４１８，００３号に記載されている。
【００３２】スパッタリング法がボロンカーバイド及び
タングステンカーバイドのＰＶＤ付着に好適であること
も出願人は考えている。ハーティグら (Hartig et al.)
の "Process and Apparatus for Reactive Coating of
a Substrate"というタイトルの米国特許第５，４２７，
６６５号は、スパッタリングプロセスを開示している。
タングステンカーバイドのＰＶＤ付着に好適であること
も出願人は考えている。ハーティグら (Hartig et al.)
の "Process and Apparatus for Reactive Coating of
a Substrate"というタイトルの米国特許第５，４２７，
６６５号は、スパッタリングプロセスを開示している。
【００３３】カグラー (Kugler) の "Method for React
ive Sputter Coating At Least OneArticle"というタイ
トルの米国特許第５，４１３，６８４号、バーグマン
(Bergmann) の "Method and Apparatus for Regulating
a Degree of Reaction in aCoating Process"というタ
イトルの米国特許第５，４１３，６８４号、ならびにウ
ルフら (Wolfe et al.) の "Ion Assisted Deposition
Process Including Reactive Source Gassification"と
いうタイトルの米国特許第５，４１５，７５６号は、ボ
ロンカーバイド又はタングステンカーバイドのＰＶＤ付
着に適切な装置及び方法をそれぞれ開示している。
ive Sputter Coating At Least OneArticle"というタイ
トルの米国特許第５，４１３，６８４号、バーグマン
(Bergmann) の "Method and Apparatus for Regulating
a Degree of Reaction in aCoating Process"というタ
イトルの米国特許第５，４１３，６８４号、ならびにウ
ルフら (Wolfe et al.) の "Ion Assisted Deposition
Process Including Reactive Source Gassification"と
いうタイトルの米国特許第５，４１５，７５６号は、ボ
ロンカーバイド又はタングステンカーバイドのＰＶＤ付
着に適切な装置及び方法をそれぞれ開示している。
【００３４】図２を参照すると、切削工具１８はろう付
けされた先端部２２を有する基体２０を含む。基体２０
は第１の特定の実施の形態の基体１２と同一の材料（Ｗ
Ｃ−Ｃｏ）から製造されてもよいが、出願人は、本発明
が例えば結合剤を含まないタングステンカーバイドなど
の他の基体を含むことを考察している。先端部２２は、
通常非コーティング状態で、あるいはＰＶＤによるＷＣ
コーティング、ＣＶＤによるＢ4 Ｃコーティング又はＰ
ＶＤによるＢ4 Ｃコーティングなどのコーティングと共
にタングステンカーバイドを含む。
けされた先端部２２を有する基体２０を含む。基体２０
は第１の特定の実施の形態の基体１２と同一の材料（Ｗ
Ｃ−Ｃｏ）から製造されてもよいが、出願人は、本発明
が例えば結合剤を含まないタングステンカーバイドなど
の他の基体を含むことを考察している。先端部２２は、
通常非コーティング状態で、あるいはＰＶＤによるＷＣ
コーティング、ＣＶＤによるＢ4 Ｃコーティング又はＰ
ＶＤによるＢ4 Ｃコーティングなどのコーティングと共
にタングステンカーバイドを含む。
【００３５】チタン及びその合金が切削工具材料と容易
に反応することにより、工具材料の摩擦は切削工具の全
体的な摩耗において有意な要因であるという可能性が強
いことが示唆されている。切削工具のクレータ摩耗領域
内に比較的高い温度（約１１００℃）が存在するため、
拡散のメカニズムによる材料の損失も生じる可能性があ
る。
に反応することにより、工具材料の摩擦は切削工具の全
体的な摩耗において有意な要因であるという可能性が強
いことが示唆されている。切削工具のクレータ摩耗領域
内に比較的高い温度（約１１００℃）が存在するため、
拡散のメカニズムによる材料の損失も生じる可能性があ
る。
【００３６】摩擦による摩耗は、以下の関係によって定
義される（Peterson et al., Fundamentals of Frictio
n and Wear of Materials, D. A. Rigney, ed., ASM, N
etals Park, Ohio (1981), p. 351 ）。
義される（Peterson et al., Fundamentals of Frictio
n and Wear of Materials, D. A. Rigney, ed., ASM, N
etals Park, Ohio (1981), p. 351 ）。
【００３７】
【数１】
【００３８】ここで、μは摩擦係数であり、Ｕは最も速
く摩耗した材料の最終的な引っ張り強さである。摩擦係
数（μ）は、以下の関係に従って変化する（Kossowsky
et al., Surface Modification Engineering, Vol. 1 F
undamentalAspects, CRC Press, Boca Raton, Florida
(1989), p. 159）。
く摩耗した材料の最終的な引っ張り強さである。摩擦係
数（μ）は、以下の関係に従って変化する（Kossowsky
et al., Surface Modification Engineering, Vol. 1 F
undamentalAspects, CRC Press, Boca Raton, Florida
(1989), p. 159）。
【００３９】
【数２】
【００４０】ここで、Ｅは弾性係数であり、ＫICは平面
応力歪みに対する臨界応力強度であり、Ｅ及びＫICは共
に室温で測定される。
応力歪みに対する臨界応力強度であり、Ｅ及びＫICは共
に室温で測定される。
【００４１】摩擦による摩耗を促す基準温度は７５０℃
（１３８１Ｆ°）である。何故なら、これは６１〜１１
０表面メートル／分の切削速度（２００〜３６０ＳＦ
Ｍ）に対する切削エッジ付近のクレータ摩耗領域内の最
小温度であるためである。８００℃（１４７１Ｆ°）未
満の温度において延性が非常に低い材料に関しては、室
温の最終引っ張り強さ（Ｕ）及び硬度（ＨRT）は以下の
関係によって関連している（Meyers et al., Mechanica
l Metallurgy - Principles and Applications,Prentic
e-Hall, Englewood Cliffs, New Jersey (1984), p. 60
3) 。 Ｕ＝３ＨRT
（１３８１Ｆ°）である。何故なら、これは６１〜１１
０表面メートル／分の切削速度（２００〜３６０ＳＦ
Ｍ）に対する切削エッジ付近のクレータ摩耗領域内の最
小温度であるためである。８００℃（１４７１Ｆ°）未
満の温度において延性が非常に低い材料に関しては、室
温の最終引っ張り強さ（Ｕ）及び硬度（ＨRT）は以下の
関係によって関連している（Meyers et al., Mechanica
l Metallurgy - Principles and Applications,Prentic
e-Hall, Englewood Cliffs, New Jersey (1984), p. 60
3) 。 Ｕ＝３ＨRT
【００４２】適切な代入をすることによって、摩擦によ
る摩耗は以下の関係によって定義される。 ＷATT ＝Ｅ／（３ＨRTＫIC）
る摩耗は以下の関係によって定義される。 ＷATT ＝Ｅ／（３ＨRTＫIC）
【００４３】摩擦による摩耗の逆数は摩擦による摩耗に
対する耐性であり、従って以下の関係によって定義され
る。 ＲATT ＝３ＨRTＫIC／Ｅ
対する耐性であり、従って以下の関係によって定義され
る。 ＲATT ＝３ＨRTＫIC／Ｅ
【００４４】
【表１】
【００４５】上述の材料のいくつかを参照すると、Ｃ２
カーバイドはＩＳＯ分類によるとタングステンカーバイ
ド−コバルトの標準グレードである。Ｋ１１材料は、上
述の通りである。バルク状ＷＣは、結合剤を含まないタ
ングステンカーバイドである。
カーバイドはＩＳＯ分類によるとタングステンカーバイ
ド−コバルトの標準グレードである。Ｋ１１材料は、上
述の通りである。バルク状ＷＣは、結合剤を含まないタ
ングステンカーバイドである。
【００４６】金属切削の間に形成される隆起した工具−
加工物の接合部を砕く、即ち材料除去動作のために必要
なエネルギーを考慮に入れるため、摩擦による摩耗に対
する耐性は以下の関係に従って単位領域規模のエネルギ
ー（Ｗab）によって変更される。 Ｒ′ATT ＝ＲATT ／Ｗab
加工物の接合部を砕く、即ち材料除去動作のために必要
なエネルギーを考慮に入れるため、摩擦による摩耗に対
する耐性は以下の関係に従って単位領域規模のエネルギ
ー（Ｗab）によって変更される。 Ｒ′ATT ＝ＲATT ／Ｗab
【００４７】接合部を砕くために必要なエネルギーは、
以下の関係に従って算定される（Backofen, Deformatio
n Processing, Addison-Wesley, Reading Mass. (197
2), pp. 174-175)。 Ｗab＝γa ＋γb −γab ここで、「γ」という項はｅｒｇ／ｃｍ2 単位の表面エ
ネルギーである。γa は工具の表面エネルギーを指し、
γb は加工物の表面エネルギーを指し、γabは工具−加
工物境界面の表面エネルギーを指す。
以下の関係に従って算定される（Backofen, Deformatio
n Processing, Addison-Wesley, Reading Mass. (197
2), pp. 174-175)。 Ｗab＝γa ＋γb −γab ここで、「γ」という項はｅｒｇ／ｃｍ2 単位の表面エ
ネルギーである。γa は工具の表面エネルギーを指し、
γb は加工物の表面エネルギーを指し、γabは工具−加
工物境界面の表面エネルギーを指す。
【００４８】対象コーティング材料、即ちタングステン
カーバイド及びボロンカーバイドは、通常の境界面温度
において少なくともまずまずの程度の固体チタンへの溶
解性を有し、これにより工具−加工物境界面の表面エネ
ルギーが以下の関係になる（ラビノウィッツ (Rabinowi
cz), Friction and Wear of Materials, Wiley, NewYor
k, NewYork (1965), p.30) 。 γab＝０．２５（γa ＋γb ）
カーバイド及びボロンカーバイドは、通常の境界面温度
において少なくともまずまずの程度の固体チタンへの溶
解性を有し、これにより工具−加工物境界面の表面エネ
ルギーが以下の関係になる（ラビノウィッツ (Rabinowi
cz), Friction and Wear of Materials, Wiley, NewYor
k, NewYork (1965), p.30) 。 γab＝０．２５（γa ＋γb ）
【００４９】上の関係を工具−加工物境界面のエネルギ
ーの関係に代入すると、以下の関係が生じる。 Ｗab＝０．７５（γa ＋γb ）
ーの関係に代入すると、以下の関係が生じる。 Ｗab＝０．７５（γa ＋γb ）
【００５０】材料の表面エネルギーγＭは、その室温硬
度（ＨRT）の１／３乗に比例することが実測されている
［ラビノウィッツの文献、２８頁］。ラビノウィッツの
出版物からのデータを使用することによって、以下の関
係が決定された。 γＭ＝−２００＋７５（ＨRT）1/3
度（ＨRT）の１／３乗に比例することが実測されている
［ラビノウィッツの文献、２８頁］。ラビノウィッツの
出版物からのデータを使用することによって、以下の関
係が決定された。 γＭ＝−２００＋７５（ＨRT）1/3
【００５１】Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖ加工物材料の入力デー
タは８００ｋｇ／ｍｍ2 の室温硬度に等しく（Narutaki
et al., Annals of the CIRP, Vol. 32, (1983), p. 6
5)、４９５ｅｒｇ／ｃｍ2 の表面エネルギーに等しい。
下の表２は、チタン合金の旋削におけるコーティング材
料及び基体材料の耐摩擦性を表している。
タは８００ｋｇ／ｍｍ2 の室温硬度に等しく（Narutaki
et al., Annals of the CIRP, Vol. 32, (1983), p. 6
5)、４９５ｅｒｇ／ｃｍ2 の表面エネルギーに等しい。
下の表２は、チタン合金の旋削におけるコーティング材
料及び基体材料の耐摩擦性を表している。
【００５２】
【表２】
【００５３】チタン及びチタンベースの合金の旋削にお
ける摩耗のもう１つの主な構成部分は、チップが工具の
表面の上を移動する際に工具の成分がチップ内に拡散す
ることである。このメカニズムによる最大工具摩耗率
（Ｗdiff）がクック (Cook) 及びナヤック (Nayak)によ
って算定されており (Cook et al., Journal of Engine
ering for Industry, Vol. 88 (1966), p. 93)、以下の
関係になっている。 Ｗdiff＝（Ｋ′／１０．６４）×Ｃ×（Ｄ／πｔ）1/2
ける摩耗のもう１つの主な構成部分は、チップが工具の
表面の上を移動する際に工具の成分がチップ内に拡散す
ることである。このメカニズムによる最大工具摩耗率
（Ｗdiff）がクック (Cook) 及びナヤック (Nayak)によ
って算定されており (Cook et al., Journal of Engine
ering for Industry, Vol. 88 (1966), p. 93)、以下の
関係になっている。 Ｗdiff＝（Ｋ′／１０．６４）×Ｃ×（Ｄ／πｔ）1/2
【００５４】「Ｋ」の項はコーティング材料のモル体積
であり、これを１０．６４ｃｍ3 ／モルであるチタンの
モル体積で割る。このモル体積は、分子量（ｇｍ／モ
ル）を理論上の密度（ｇｍ／ｃｍ3 ）で割ったものであ
る。「Ｃ」の項は、１１００℃の最大境界面温度におけ
るコーティング材料のチタンへの溶解性である。「Ｄ」
の項は、１１００℃の温度においてチタンへの移動が最
も遅いコーティング成分の拡散係数である。「ｔ」の項
は、工具−チップ境界面の秒単位の期間である。クック
らの上述の論文によると、工具−チップの接触期間は約
３．２×１０-5秒である。
であり、これを１０．６４ｃｍ3 ／モルであるチタンの
モル体積で割る。このモル体積は、分子量（ｇｍ／モ
ル）を理論上の密度（ｇｍ／ｃｍ3 ）で割ったものであ
る。「Ｃ」の項は、１１００℃の最大境界面温度におけ
るコーティング材料のチタンへの溶解性である。「Ｄ」
の項は、１１００℃の温度においてチタンへの移動が最
も遅いコーティング成分の拡散係数である。「ｔ」の項
は、工具−チップ境界面の秒単位の期間である。クック
らの上述の論文によると、工具−チップの接触期間は約
３．２×１０-5秒である。
【００５５】いくつかの対象コーティング材料、即ちＰ
ＶＤ ＷＣ及びＣＶＤ Ｂ4 Ｃの溶解性に関して、以下
の表３は、溶解性データと、１１００℃でチタンに対し
て最も不溶である成分の識別とを表している。
ＶＤ ＷＣ及びＣＶＤ Ｂ4 Ｃの溶解性に関して、以下
の表３は、溶解性データと、１１００℃でチタンに対し
て最も不溶である成分の識別とを表している。
【００５６】
【表３】
【００５７】上記の溶解性は一定の方法に従って算定さ
れた。この方法において、溶解性は、その材料の最も不
溶である成分の溶解性を材料の分子あたりの成分の原子
の数で割ったものによってチタンへの材料の溶解性が制
限されるという仮定に基づいている。
れた。この方法において、溶解性は、その材料の最も不
溶である成分の溶解性を材料の分子あたりの成分の原子
の数で割ったものによってチタンへの材料の溶解性が制
限されるという仮定に基づいている。
【００５８】拡散係数（１１００℃におけるｃｍ2 ／秒
単位のＤ）に関しては、以下の関係を使用した。 Ｄ＝ＤO ｅ-Q/RT
単位のＤ）に関しては、以下の関係を使用した。 Ｄ＝ＤO ｅ-Q/RT
【００５９】Ｄ0 は予備指数因子（ｃｍ2 ／秒）であ
り、これは移動原子又はイオンが活性化エネルギーバリ
ヤに接近する頻度に関連する。Ｑは、バリヤの「高さ」
である。Ｒは、一般気体定数（１．９９ｃａｌ／モル
Ｋ）である。Ｔは、ケルビン単位の温度である。対象温
度は１１００℃であるため、ＤO 及びＱはチタンである
溶媒で決定された。固溶体内のコンパウンドの搬送速度
は、最も遅いコンパウンドの拡散速度によって決定され
る。
り、これは移動原子又はイオンが活性化エネルギーバリ
ヤに接近する頻度に関連する。Ｑは、バリヤの「高さ」
である。Ｒは、一般気体定数（１．９９ｃａｌ／モル
Ｋ）である。Ｔは、ケルビン単位の温度である。対象温
度は１１００℃であるため、ＤO 及びＱはチタンである
溶媒で決定された。固溶体内のコンパウンドの搬送速度
は、最も遅いコンパウンドの拡散速度によって決定され
る。
【００６０】
【表４】
【００６１】例えば、ＷＣ−Ｃｏなどの複数相材料に対
しては、「Ｃ」及び「Ｄ」の値の算定手順は単一相材料
に対する手順と同じである。しかし、ＷＣ及びコバルト
の体積分率に従って摩耗率を配分することを考慮に入れ
た。１１００℃において、理論上の上限摩耗率はＷＣ及
びコバルトに対してそれぞれ８．５μｍ／分、２３８９
μｍ／分である。これらの摩耗率を比較すると、摩耗率
の算定は最も大きい体積分率の相の最も遅い拡散成分に
基づいて行われるという提議は正確であり、配分は不要
であることがわかる。耐拡散性（ＲD ) は拡散摩耗率の
逆数であると定義され、ここで拡散摩耗率はμｍ／分で
表される。１１００℃（２０１０Ｆ°）におけるＰＶＤ
−ＷＣ及びＣＶＤ−Ｂ4 Ｃのチタンへの耐拡散性は、下
の表５において表される。
しては、「Ｃ」及び「Ｄ」の値の算定手順は単一相材料
に対する手順と同じである。しかし、ＷＣ及びコバルト
の体積分率に従って摩耗率を配分することを考慮に入れ
た。１１００℃において、理論上の上限摩耗率はＷＣ及
びコバルトに対してそれぞれ８．５μｍ／分、２３８９
μｍ／分である。これらの摩耗率を比較すると、摩耗率
の算定は最も大きい体積分率の相の最も遅い拡散成分に
基づいて行われるという提議は正確であり、配分は不要
であることがわかる。耐拡散性（ＲD ) は拡散摩耗率の
逆数であると定義され、ここで拡散摩耗率はμｍ／分で
表される。１１００℃（２０１０Ｆ°）におけるＰＶＤ
−ＷＣ及びＣＶＤ−Ｂ4 Ｃのチタンへの耐拡散性は、下
の表５において表される。
【００６２】
【表５】
【００６３】ニューマン (Neumann)及びクニー (Kny)に
よると (Neumann et al., High Temperature - High Pr
essures, Vol. 21 (1989), p. 525)、複数相材料の熱伝
導率に関しては、２成分複合材料の熱伝導率は以下の関
係によって与えられる。 ｋc ＝ｋ1 f1×k 2 f2
よると (Neumann et al., High Temperature - High Pr
essures, Vol. 21 (1989), p. 525)、複数相材料の熱伝
導率に関しては、２成分複合材料の熱伝導率は以下の関
係によって与えられる。 ｋc ＝ｋ1 f1×k 2 f2
【００６４】下付き文字は、複合材料の相を指す。
「ｆ」の項はそれぞれの体積分率を指す。
「ｆ」の項はそれぞれの体積分率を指す。
【００６５】熱伝導率を決定する温度に関しては、クレ
ータ摩耗の直下の点は約３００℃である。平均クレータ
摩耗温度は、約９２５℃である。これらの温度間の平均
は約６００（１１１１Ｆ°）であり、これによって差し
込み工具の熱伝導率を評価する。
ータ摩耗の直下の点は約３００℃である。平均クレータ
摩耗温度は、約９２５℃である。これらの温度間の平均
は約６００（１１１１Ｆ°）であり、これによって差し
込み工具の熱伝導率を評価する。
【００６６】厚さが５００μｍ又はそれより大きいろう
付けされた切削先端部を有する工具に関しては、複合材
料の熱伝導率は２つの成分の相加平均によって適切に表
される。薄いコーティングの工具、即ち２０μｍ未満の
コーティングを有する工具に関しては、コーティングは
熱伝導率の算定の一部分を構成することに十分に貢献し
ない。より厚いコーティングの場合は、コーティング材
料による貢献が生じる。例えば、３０μｍのコーティン
グは熱伝導率の１０％に貢献し、６０μｍのコーティン
グは熱伝導率の２０％に貢献する。
付けされた切削先端部を有する工具に関しては、複合材
料の熱伝導率は２つの成分の相加平均によって適切に表
される。薄いコーティングの工具、即ち２０μｍ未満の
コーティングを有する工具に関しては、コーティングは
熱伝導率の算定の一部分を構成することに十分に貢献し
ない。より厚いコーティングの場合は、コーティング材
料による貢献が生じる。例えば、３０μｍのコーティン
グは熱伝導率の１０％に貢献し、６０μｍのコーティン
グは熱伝導率の２０％に貢献する。
【００６７】上昇温度におけるＷＣの熱伝導率を決定す
るために、ＷＣと他の遷移金属カーバイドとの間の一般
的な挙動により、これらの他のカーバイド及びＷＣの挙
動の間に室温で１２０ｗ／ｍＫの相関関係を生じ、６０
０℃において１２７ｗ／ｍＫの値に達した。６００℃に
おけるコバルトの熱伝導率は、５５ｗ／ｍＫであった。
るために、ＷＣと他の遷移金属カーバイドとの間の一般
的な挙動により、これらの他のカーバイド及びＷＣの挙
動の間に室温で１２０ｗ／ｍＫの相関関係を生じ、６０
０℃において１２７ｗ／ｍＫの値に達した。６００℃に
おけるコバルトの熱伝導率は、５５ｗ／ｍＫであった。
【００６８】選択された基体材料の熱伝導率の値は、下
の表６に表される。
の表６に表される。
【００６９】
【表６】
【００７０】以下に提案される実施例は、優れた全体的
な耐摩耗性係数を有し、従ってチタン及びチタン合金の
切削に優れた切削工具になるであろう切削工具材料を表
す。
な耐摩耗性係数を有し、従ってチタン及びチタン合金の
切削に優れた切削工具になるであろう切削工具材料を表
す。
【００７１】チタン又はチタン合金の切削条件に関し
て、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖの切削に関する参考文献から種
々のテスト条件を以下に述べる。速度は、６１〜１１０
表面メートル／分（２００〜３６１ＳＦＭ）の間であ
る。フィードは、０．０１０〜０．０３６ｃｍ／回転
（０．００４及び０．０１４インチ／回転）の間であ
る。切削の深さは、０．１０〜０．２０ｃｍ（０．０４
及び０．０８インチ）の間である。切削は乾式であっ
た。
て、Ｔｉ−６Ａｌ−４Ｖの切削に関する参考文献から種
々のテスト条件を以下に述べる。速度は、６１〜１１０
表面メートル／分（２００〜３６１ＳＦＭ）の間であ
る。フィードは、０．０１０〜０．０３６ｃｍ／回転
（０．００４及び０．０１４インチ／回転）の間であ
る。切削の深さは、０．１０〜０．２０ｃｍ（０．０４
及び０．０８インチ）の間である。切削は乾式であっ
た。
【００７２】クレータ摩耗形成に対する耐性を、以下の
関係で表すことができる。
関係で表すことができる。
【００７３】
【数３】
【００７４】上の関係を使用して実際の実験結果と理論
上の結果とを比較してみると、チタン又はチタンベース
合金の旋削におけるクレータ摩耗形成に対する耐性は以
下の関係によって最も良く表されるようである。
上の結果とを比較してみると、チタン又はチタンベース
合金の旋削におけるクレータ摩耗形成に対する耐性は以
下の関係によって最も良く表されるようである。
【００７５】
【数４】
【００７６】基体材料の摩耗率を算定するために以下の
関係を使用した。 最大摩耗率（μｍ／分）＝０．５×１０5 ｛１０4 Ｒ′
ATT （１０3 ＲD ）0.6 ｋsubstr｝-1
関係を使用した。 最大摩耗率（μｍ／分）＝０．５×１０5 ｛１０4 Ｒ′
ATT （１０3 ＲD ）0.6 ｋsubstr｝-1
【００７７】下の表７は、ＰＶＤ ＷＣコーティングを
有するＫ１１タングステンカーバイド−コバルト基体、
ＣＶＤ Ｂ4 Ｃコーティングを有するＫ１１タングステ
ンカーバイド−コバルト基体、ＰＶＤ ＷＣコーティン
グとＷＣ先端部とを有するＫ１１タングステンカーバイ
ド−コバルト基体、ＣＶＤ Ｂ4 ＣコーティングとＷＣ
先端部とを有するＫ１１タングステンカーバイド−コバ
ルト基体、ＰＶＤ ＷＣコーティングを有する結合剤を
含まないタングステンカーバイド基体及びＣＶＤ Ｂ4
Ｃコーティングを有する結合剤を含まないタングステン
カーバイド基体の摩耗率の算定結果を表している。比較
のために、表７は非コーティングのＫ６８グレード（Ｃ
２グレード）のタングステンカーバイド基体及び非コー
ティングのＫ１１タングステンカーバイド−コバルト基
体の摩耗率の算定結果も表している。
有するＫ１１タングステンカーバイド−コバルト基体、
ＣＶＤ Ｂ4 Ｃコーティングを有するＫ１１タングステ
ンカーバイド−コバルト基体、ＰＶＤ ＷＣコーティン
グとＷＣ先端部とを有するＫ１１タングステンカーバイ
ド−コバルト基体、ＣＶＤ Ｂ4 ＣコーティングとＷＣ
先端部とを有するＫ１１タングステンカーバイド−コバ
ルト基体、ＰＶＤ ＷＣコーティングを有する結合剤を
含まないタングステンカーバイド基体及びＣＶＤ Ｂ4
Ｃコーティングを有する結合剤を含まないタングステン
カーバイド基体の摩耗率の算定結果を表している。比較
のために、表７は非コーティングのＫ６８グレード（Ｃ
２グレード）のタングステンカーバイド基体及び非コー
ティングのＫ１１タングステンカーバイド−コバルト基
体の摩耗率の算定結果も表している。
【００７８】
【表７】
【００７９】これらの理論上の摩耗率は、Ｋ６８グレー
ド（非コーティングのＣ２グレード）の切削工具及び非
コーティングのＫ１１切削工具にまさって向上している
ことが明らかである。
ド（非コーティングのＣ２グレード）の切削工具及び非
コーティングのＫ１１切削工具にまさって向上している
ことが明らかである。
【００８０】上述はいくつかの特定の基体及びコーティ
ング方法に関するが、出願人は、本発明が約３．９μｍ
／分未満あるいはこれに等しい算定最大摩耗率を有する
チタン及びその合金の切削（機械加工）用の切削工具を
含むことを考察している。これらの切削工具は、先端部
がなくコーティングされている工具と共に、コーティン
グされた先端部を有する工具を含む。
ング方法に関するが、出願人は、本発明が約３．９μｍ
／分未満あるいはこれに等しい算定最大摩耗率を有する
チタン及びその合金の切削（機械加工）用の切削工具を
含むことを考察している。これらの切削工具は、先端部
がなくコーティングされている工具と共に、コーティン
グされた先端部を有する工具を含む。
【００８１】出願人はまた、本発明が３．４〜１６．７
ＭＰａｍ1/2 の摩擦による摩耗に対する耐性（１０
4 Ｒ′ATT ）を有する上述のような切削工具を含むこと
を考慮する。拡散による摩耗に対する耐性（１０
3 ＲD ）は、０．５〜１３６．２の間である。基体の熱
伝導率（Ｋsubst ）は、６．４〜３００ｗ／ｍＫの間で
ある。
ＭＰａｍ1/2 の摩擦による摩耗に対する耐性（１０
4 Ｒ′ATT ）を有する上述のような切削工具を含むこと
を考慮する。拡散による摩耗に対する耐性（１０
3 ＲD ）は、０．５〜１３６．２の間である。基体の熱
伝導率（Ｋsubst ）は、６．４〜３００ｗ／ｍＫの間で
ある。
【００８２】本文中に認識される特許及び他の参考文献
は、本文中に援用されている。
は、本文中に援用されている。
【００８３】本発明の他の実施の形態は、本文中に開示
される本発明の明細又は実施例を考慮して、当業者に明
白であろう。本発明の明細及び実施例は例示のみを目的
としており、本発明の範囲及び趣意は請求の範囲によっ
て示される。
される本発明の明細又は実施例を考慮して、当業者に明
白であろう。本発明の明細及び実施例は例示のみを目的
としており、本発明の範囲及び趣意は請求の範囲によっ
て示される。
【図１】コーティングされた切削工具の斜視図であり、
コーティングの一部分が基体から取り除かれている。
コーティングの一部分が基体から取り除かれている。
【図２】ろう付けされた先端部を有する切削工具の斜視
図である。
図である。
１０、１８ 切削工具 １２、２０ 基体 １４ コーティング ２２ 先端部
Claims (16)
- 【請求項１】 チタン及びチタン合金を切削する切削工
具であって、 タングステンカーバイドを含む基体と、 タングステンカーバイド及びボロンカーバイドから構成
されるグループから選択され、物理蒸着法によって前記
基体に付着されたコーティング、及びボロンカーバイド
を含み、化学蒸着法によって前記基体に付着されたコー
ティングのうちの一方のコーティングと、 を含む、切削工具。 - 【請求項２】 チタン及びチタン合金を切削する切削工
具であって、 タングステンカーバイドを含む基体と、 タングステンカーバイドを含み、前記基体にろう付けさ
れた先端部と、 タングステンカーバイド及びボロンカーバイドから構成
されるグループから選択され、物理蒸着法によって前記
タングステンカーバイド先端部に付着されたコーティン
グ、及び化学蒸着法によって前記タングステンカーバイ
ド先端部に付着されたボロンカーバイドのコーティング
のうちの一方のコーティングと、 を含む、切削工具。 - 【請求項３】 前記基体が０．２〜２．９重量％の範囲
のコバルトを更に含む、請求項１又は２に記載の切削工
具。 - 【請求項４】 前記基体のコバルトが２．３〜２．９重
量％の間である、請求項１又は２に記載の切削工具。 - 【請求項５】 前記基体が、０〜０．４重量％の間のタ
ンタルと、０〜０．１重量％の間のチタンと、０〜０．
１重量％の間のニオブとを更に含む、請求項４に記載の
切削工具。 - 【請求項６】 前記基体が、９２．８〜９３．６ロック
ウェルＡの間の硬度と、２９０〜４４０エルステッドの
間の保磁力と、１５．１０〜１５．５０ｇｒ／ｃｃの間
の比重と、１〜６μｍの間のＷＣ粒子サイズとを有す
る、請求項３に記載の切削工具。 - 【請求項７】 チタン及びチタン合金を切削する前記切
削工具の算定摩耗率が３．９μｍ／分未満かあるいはこ
れに等しい、請求項６に記載の切削工具。 - 【請求項８】 前記コーティングがタングステンカーバ
イドである、請求項１又は２に記載の切削工具。 - 【請求項９】 前記コーティングがボロンカーバイドで
ある、請求項１又は２に記載の切削工具。 - 【請求項１０】 チタン及びチタン合金を切削する前記
切削工具の算定摩耗率が３．１μｍ／分未満かあるいは
これに等しい、請求項２に記載の切削工具。 - 【請求項１１】 チタン及びチタン合金を切削する前記
切削工具の算定摩耗率が２．７μｍ／分未満かあるいは
これに等しい、請求項１０に記載の切削工具。 - 【請求項１２】 チタン及びチタン合金を切削する切削
工具であって、 基体と、 前記基体に付着されたハードコーティングと、 を含み、 チタン及びチタン合金を切削する前記切削工具の算定摩
耗率が約３．９μｍ／分未満かあるいはこれに等しい、 切削工具。 - 【請求項１３】 チタン及びチタン合金を切削する切削
工具であって、 基体と、 前記基体にろう付けされた先端部と、 物理蒸着法によって前記先端部に付着されたコーティン
グと、 を含み、 チタン及びチタン合金を切削する前記切削工具の算定摩
耗率が約３．９μｍ／分未満かあるいはこれに等しい、 切削工具。 - 【請求項１４】 チタン及びチタン合金を切削する前記
切削工具の摩擦による摩耗に対する算定耐性が３．４〜
１６．７ＭＰａｍ1/2 の間である、請求項１２又は１３
に記載の切削工具。 - 【請求項１５】 チタン及びチタン合金を切削する前記
切削工具の拡散による摩耗に対する算定耐性が０．５〜
１３６．２の間である、請求項１２又は１３に記載の切
削工具。 - 【請求項１６】 前記基体の熱伝導率が６．４〜３００
Ｗ／ｍＫの間である、請求項１２又は１３に記載の切削
工具。
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