JPH11131170A

JPH11131170A - サーメット工具及びその製造方法

Info

Publication number: JPH11131170A
Application number: JP9312696A
Authority: JP
Inventors: Kohei Abukawa; 宏平虻川
Original assignee: NGK Spark Plug Co Ltd
Current assignee: Niterra Co Ltd
Priority date: 1997-10-28
Filing date: 1997-10-28
Publication date: 1999-05-18
Anticipated expiration: 2017-10-28
Also published as: KR100313596B1; DE69828137D1; KR19990037425A; DE69828137T2; US6231277B1; EP0913490B1; EP0913490A3; JP3652087B2; EP0913490A2

Abstract

(57)【要約】【課題】耐塑性変形性及び耐摩耗性を維持しつつ耐熱
クラック性にも優れ、ひいては断続切削等においても長
寿命のサーメット工具を提供する。【解決手段】サーメット工具１は、ＮｉないしＣｏの
合計含有量が４〜２０重量％であり、Ｔｉの含有量が５
０〜６０重量％であり、Ｖ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、
Ｈｆ、Ｔａ及びＷの合計含有量が３０〜４０重量％であ
り、Ｃの含有量が５〜１０重量％であり、Ｎの含有量が
３〜８重量％とされる。また、炭窒化物相は、相中の金
属成分の９０重量％以上がＴｉである炭窒化Ｔｉ系相の
粒子を含有し、かつサーメットの断面組織を観察したと
きに、該組織中において、炭窒化Ｔｉ系相粒子のうち最
大径Ｄmaxと最小径Ｄminとの比Ｄmax／Ｄminの値が１．
５以上となる粒子の合計面積の、硬質相全面積に対する
割合が５０％以上である。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は、サーメット工具
に関するものである。

【０００２】金属成分が、主成分としてのＴｉとＴｉ以
外の（４ａ，５ａ，６ａ）族元素、すなわちＶ、Ｃｒ、
Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷで構成される炭化
物、窒化物又は炭窒化物を硬質相構成成分とするサーメ
ット焼結体は、旧来汎用されてきた超硬合金に比べて、
耐塑性変形性等に優れることから切削工具の主流となっ
ている。そして、近年では、工具の耐欠損性、耐熱衝撃
性及び耐塑性変形性をさらに向上させるため、硬質相と
して炭化Ｔｉに加え、高靭性及び高熱伝導性の窒化Ｔｉ
あるいは炭窒化Ｔｉを配合することが提案されている
（例えば特公昭５６−５１２０１号公報）。

【０００３】また、上述のような窒化Ｔｉ含有サーメッ
トの耐摩耗性及び耐欠損性を向上させるために、特開平
８−２４６０９０号公報には、サーメット組織中の有芯
硬質相の中心部（炭窒化Ｔｉを主体に構成される）を、
丸みのある塊状でアスペクト比が１．４以下の（Ｔｉ，
Ｍ）ＣＮを主体とする有芯二重構造、あるいは前記有芯
硬質相のうち９０容量％以下を炭窒化Ｔｉ相とすること
で工具の耐摩耗性を維持しつつこれを高強度化すること
で耐欠損性を向上させる構造が開示されている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、上記公
報に開示されたサーメツト工具のように、その組織にお
いて、有芯硬質相の中心部を丸みのある塊状形態にする
ことは、サーメットの強度あるいは硬度向上の観点から
は有利であるが、靱性は逆に低下するので基材の耐熱ク
ラック性が損なわれ、耐熱クラック性が要求される鋼の
断続切削等の用途においては、必要十分な工具寿命が得
られない欠点がある。

【０００５】本発明の課題は、サーメットの優れた点で
ある耐塑性変形性及び耐摩耗性を維持しつつ、耐熱クラ
ック性にも優れ、ひいては断続切削等においても長寿命
のサーメット工具とその製造方法とを提供することにあ
る。

【０００６】

【課題を解決するための手段】本発明の請求項に記載し
たサーメット工具の構成は以下の通りである。（請求項１）Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏを主体とする結合
相と、金属成分がＴｉを主体として、Ｖ、Ｃｒ、Ｚｒ、
Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷのうちの１種以上を含む
炭窒化物相を主体とする硬質相とにより、組織が主に形
成されるサーメットで要部が構成されてなり、そのサー
メットは、Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏの合計含有量が４〜
２０重量％であり、Ｔｉの含有量が５０〜６０重量％で
あり、Ｖ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷ
の合計含有量が３０〜４０重量％であり、Ｃの含有量が
５〜１０重量％であり、Ｎの含有量が３〜８重量％であ
り、さらに、炭窒化物相は、相中の金属成分の９０重量
％以上がＴｉである炭窒化Ｔｉ系相の粒子を含有し、か
つサーメットの断面組織を観察したときに、該組織中に
おいて、炭窒化Ｔｉ系相粒子のうち最大径Ｄmaxと最小
径Ｄminとの比Ｄmax／Ｄminの値が１．５以上となる粒
子の合計面積の、硬質相全面積に対する割合が５０％以
上である。

【０００７】（請求項２）請求項１において、炭窒化物
相は、相中の金属成分の９０重量％以上がＴｉである炭
窒化Ｔｉ系相からなる中心部分(I)と、その中心部分(I)
の周囲に形成されて相中の金属成分の４０〜６０重量％
がＴｉであり、同じく４０〜６０重量％がＶ、Ｃｒ、Ｚ
ｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以上
である第一炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相からなる周囲部分
(I)とを有する第一の二重構造粒子と、相中の金属成分
の９０重量％以上がＶ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈ
ｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以上である炭窒化Ｍ系相
からなる中心部分(II)と、その中心部分(II)の周囲に形
成されて相中の金属成分の２０〜３０重量％がＴｉであ
り、同じく７０〜８０重量％がＶ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、
Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以上である第二
炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相からなる周囲部分(II)とを有す
る第二の二重構造粒子と、を主体とするものであり、サ
ーメットの断面組織を観察したときに、該組織中におい
て、中心部分(I)のうち最大径Ｄmaxと最小径Ｄminとの
比Ｄmax／Ｄminの値が１．５以上となるものの合計面積
の、第一の二重構造粒子と第二の二重構造粒子との合計
面積に対する割合が５０％以上である。

【０００８】（請求項３）Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏを主
体とする結合相と、金属成分が、Ｔｉを主体としてＶ、
Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷのうちの１
種以上を含む炭窒化物相を主体とする硬質相とにより、
組織が主に形成されるサーメットで要部が構成されてな
り、そのサーメットは、結合相の形成量が４〜２０重量
％であり、また、炭窒化物相は、相中の金属成分の９０
重量％以上がＴｉである炭窒化Ｔｉ系相からなる中心部
分(I)と、その中心部分(I)の周囲に形成されて相中の金
属成分の４０〜６０重量％がＴｉであり、同じく４０〜
６０重量％がＶ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ
及びＷの１種又は２種以上である第一炭窒化（Ｔｉ，
Ｍ）系相からなる周囲部分(I)とを有する第一の二重構
造粒子と、相中の金属成分の９０重量％以上がＶ、Ｃ
ｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２
種以上である炭窒化Ｍ系相からなる中心部分(II)と、そ
の中心部分(II)の周囲に形成されて相中の金属成分の２
０〜３０重量％がＴｉであり、同じく７０〜８０重量％
がＶ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１
種又は２種以上である第二炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相から
なる周囲部分(II)とを有する第二の二重構造粒子と、を
主体とするものであり、サーメットの断面組織を観察し
たときに、該組織中において、中心部分(I)のうち最大
径Ｄmaxと最小径Ｄminとの比Ｄmax／Ｄminの値が１．５
以上となるものの合計面積の、第一の二重構造粒子と第
二の二重構造粒子との合計面積に対する割合が５０％以
上である。

【０００９】（請求項４）請求項１ないし３のいずれか
において、工具は、すくい面と逃げ面との間に切削エッ
ジとなる稜線部が形成される切削用工具であり、その稜
線部には面取り部が形成されるとともに、該面取部のす
くい面とのなす角度が２０〜３５°の範囲で調整されて
いる。

【００１０】また、本発明の請求項に記載したサーメッ
ト工具の製造方法は下記の通りである。（請求項５）Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏを主体とする金属
粉末を４〜２０重量部と、金属成分が、Ｖ、Ｃｒ、Ｚ
ｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以上
からなる炭窒化物粉末を２５〜４０重量部と、炭窒化Ｔ
ｉ、窒化Ｔｉ及び炭化Ｔｉのうち炭窒化Ｔｉを必須とす
る１種以上、又は窒化Ｔｉ及び炭化Ｔｉの２種を合計で
６０〜７５重量部と、を配合して混合粉末を得る配合工
程と、その混合粉末を所定の形状に成形する成形工程
と、得られた成形体を１４００〜１６５０℃の範囲で設
定される焼成温度で焼成する焼成工程とを含み、成形体
を焼成温度まで加熱する際に、１３００〜１４００℃の
範囲で焼成温度よりも低く設定される第一温度から焼成
温度までの温度区間を５〜１０℃／分の昇温速度で昇温
する。

【００１１】（請求項６）請求項５において、８００℃
以上に設定される第二温度から第一温度までの温度区間
を１〜５℃／分の昇温速度で昇温する。

【００１２】

【発明の作用及び効果】本発明者らは鋭意検討の結果、
Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏを主体とする結合相と、金属成
分が主にＴｉ、Ｖ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔ
ａ及びＷ（以下、これらの金属元素群のうち、Ｔｉ以外
のものを総称して「Ｍ」と略記する場合がある）のう
ち、主成分としてのＴｉを含む２種以上からなる炭窒化
物相を主体とする硬質相とにより組織が主に形成される
サーメットで要部が構成されてなる工具において、サー
メットの組織を次のように制御することにより、耐熱ク
ラック性と耐摩耗性とを兼ね備えた工具が得られること
を見い出し、本発明を完成するに至ったのである。すな
わち、サーメットの断面組織を観察したときに、該組織
中において、炭窒化Ｔｉ系相粒子のうち最大径Ｄmaxと
最小径Ｄminとの比Ｄmax／Ｄminの値（以下、これをア
スペクト比ともいう）が１．５以上となる粒子の合計面
積が、硬質相全面積に対する割合において５０％以上と
する。

【００１３】なお、炭窒化Ｔｉ系相粒子の最大径Ｄmax
は、図１に示すように、組織を観察する断面（視野）上
において、粒子の外形線に対し、その外形線と接しかつ
粒子内を横切らないように引いた２本の平行線間の距離
の最大値を表し、また、最小径Ｄminは同様に該距離の
最小値を表すものとする。

【００１４】本発明者らの検討によれば、例えば鋼の断
続切削における工具寿命は、熱クラックの進展による工
具刃先の欠損に支配される傾向にあり、断続切削におけ
る工具寿命を向上させるには、サーメットの耐熱クラッ
ク性を向上させることが必要である。そして、本発明の
ように、炭窒化Ｔｉ系相粒子を、Ｄmax／Ｄminの値が
１．５以上である高アスペクト比粒子の形で組織中に均
一に分散させることにより、熱クラックの進展がそれら
高アスペクト比粒子によって妨げられて耐熱クラック性
が向上し、鋼の断続切削等に適した長寿命で信頼性の高
い工具が得られる。

【００１５】なお、炭窒化Ｔｉ系相粒子のアスペクト比
と、その存在比率とを上述のように規定したのは、次の
ような理由による。すなわち、炭窒化Ｔｉ系相粒子の同
一存在比率においてアスペクト比が異なる試料を比較し
た場合、その値が１．５未満においては切削時の熱クラ
ックの進展による工具刃先の欠損が多発するため、これ
を１．５以上と限定した。また、同一アスペクト比にお
いてその存在比率を変化させた試料を比較した場合、硬
質相全面積に占める炭窒化Ｔｉ系相粒子の合計面積が５
０％以下では、高アスペクト比とすることの耐熱クラッ
ク性向上効果が十分でなかったため、５０％以上と限定
した。

【００１６】また、サーメット中のＮｉないしＣｏの合
計含有量が４重量％未満になると、組織中の結合相の形
成量が不足し、サーメットの耐欠損性が不十分となる。
一方、該合計含有量が２０重量％を超えると、硬質相の
形成量が不足して、サーメットの耐摩耗性が不十分とな
る。それ故、ＮｉないしＣｏの合計含有量は４〜２０重
量％とされ、望ましくは８〜１３重量％とするのがよ
い。

【００１７】一方、Ｔｉの含有量が５０重量％未満にな
るか、あるいはＭの合計含有量が４０重量％を超える
と、炭窒化Ｔｉ系相粒子の形成が不十分となり、サーメ
ットの耐熱クラック性あるいは耐摩耗性が損なわれるこ
とにつながる。一方、Ｔｉの含有量が６０重量％を超え
るか、あるいはＭの合計含有量が３０重量％未満になる
と、高アスペクト比の炭窒化Ｔｉ系相粒子の周囲に形成
される後述の炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相(I)の量が不十分
となり、サーメットの靱性が損なわれる場合がある。そ
れ故、Ｔｉの含有量は５０〜６０重量％、Ｍの合計含有
量は３０〜４０重量％とされ、より望ましくは、Ｔｉの
含有量は５４〜５７重量％、Ｍの合計含有量は３２〜３
４重量％とするのがよい。

【００１８】さらに、上記Ｔｉ成分及びＭ成分が、炭窒
化物相の構成元素として有効に取り込まれるためには、
Ｃの含有量を５〜１０重量％とする必要があり、望まし
くは８〜９重量％とするのがよい。また、同様の理由に
より、Ｎの含有量は３〜８重量％、望ましくは５〜６重
量％とするのがよい。

【００１９】なお、本発明の工具に使用されるサーメッ
トの組織の特徴は、これを３次元的に捕えることで、
「炭窒化Ｔｉ系相粒子のうち最大径ｄmaxと最小径ｄmin
との比ｄmax／ｄminの値が１．５以上となる粒子の合計
体積が、硬質相全体積に占める割合が５０％以上となっ
ている」と表現することもできる。この場合、最大径ｄ
maxと最小径ｄminは、粒子に対し外側から接しかつ粒子
内を横切らない２枚の平行な平面間距離のうち最大及び
最小の値としてそれぞれ定義できる。

【００２０】例えば、１つの粒子に着目した場合、任意
の断面における最大径Ｄmax及び最小径Ｄminの比Ｄmax
／Ｄminで表した該粒子のアスペクト比は、上述のよう
に３次元的に捕えた場合の粒子のアスペクト比ｄmax／
ｄminとは必ずしも等価にはならない。しかしながら、
多数の炭窒化Ｔｉ系相粒子が特定方向に配向せずに一様
に分布している前提のもとでは、「Ｄmax／Ｄminの値が
１．５以上となる粒子の合計面積の、硬質相全面積に占
める割合が５０％以上である」ことは、統計的には「ｄ
max／ｄminの値が１．５以上となる粒子の合計体積が、
硬質相全体積に占める割合が５０％以上となっている」
こととほぼ等価であるとみなしうる。

【００２１】また、本発明のサーメット工具は、組織上
の特徴からさらに別の捕え方をすることもできる。すな
わち、この場合のサーメットは、結合相の形成量を４〜
２０重量％とし、硬質相は、次のような２種の二重構造
粒子を主体とするものとされる。第一の二重構造粒子：相中の金属成分におけるＴｉ含
有量が９０重量％を超える炭窒化Ｔｉ系相からなる中心
部分(I)と、その中心部分(I)の周囲に形成されて相中の
金属成分におけるＴｉ含有量が４０〜６０重量％であ
り、同じくＭの１種又は２種以上の合計含有量が４０〜
６０重量％である第一炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相からなる
周囲部分(I)とを有する。第二の二重構造粒子：相中の金属成分におけるＭの１
種又は２種以上の合計含有量が９０重量％を超える炭窒
化Ｍ系相からなる中心部分(II)と、その中心部分(II)の
周囲に形成されて相中の金属成分におけるＴｉ含有量が
２０〜３０重量％であり、同じくＭの１種又は２種以上
の合計含有量が７０〜８０重量％である第二炭窒化（Ｔ
ｉ，Ｍ）系相からなる周囲部分(II)とを有する。そし
て、サーメットの断面組織を観察したときに、該組織中
において、中心部分(I)のうち最大径Ｄmaxと最小径Ｄmi
nとの比Ｄmax／Ｄminの値が１．５以上となるものの合
計面積の、第一の二重構造粒子と第二の二重構造粒子と
の合計面積に対する割合が５０％以上とされる。

【００２２】これによれば、高アスペクト比の炭窒化Ｔ
ｉ系相が、これを中心部分(I)として、その外側が、第
一炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相からなる周囲部分(I)で覆わ
れた二重構造粒子に取り込まれ、アスペクト比は粒子全
体としては１に近づく。従って、炭窒化Ｔｉ系相のアス
ペクト比が高くなって耐熱クラック性が改善されるとと
もに、二重構造粒子全体として捕えればアスペクト比は
それほど大きくはならないから、応力集中しやすい鋭角
部分等が形成されにくくなり、強度あるいは靱性にも優
れたサーメット工具が実現されることとなる。

【００２３】なお、サーメット中の結合相の含有量が４
重量％未満になると、サーメットの耐欠損性が不十分と
なる。一方、結合相の含有量が２０重量％を超えると硬
質相の量が不足して、サーメットの耐摩耗性が不十分と
なる。それ故、結合相の含有量は４〜２０重量％とさ
れ、望ましくは８〜１３重量％とするのがよい。

【００２４】また、結合相は、不可避不純物を除く全体
をＮｉで構成することができるが、例えばその一部をＣ
ｏで置き換えることができる。これにより、焼結時の緻
密化を促進させる効果がある。この場合、ＣｏによるＮ
ｉの置換量は５０〜７０重量％とするのがよい。Ｃｏに
よるＮｉの置換量が５０％未満になると、Ｃｏ置換によ
る上述の効果が顕著でなくなる。一方、置換量が７０％
を超えると、サーメットの耐食性が低下する場合があ
り、また高価なＣｏの含有量が増えるので無駄なコスト
アップにつながる。

【００２５】ところで、従来はサーメットの耐熱クラッ
ク性を改善するための方策として、サーメツト組織にお
ける炭窒化物相を粗粒にすることで破壊靭性値を向上さ
せ、その副産物として耐熱クラック性を改善する手法が
とられていた。しかしながら、炭窒化物相を粗粒にする
と被削材の加工面の面粗度が大きくなり、工具刃先の摩
耗が進んで寿命低下につながる問題があった。しかしな
がら、本発明のサーメット工具の場合、炭窒化Ｔｉ系相
粒子のアスペクト比を大きくすることにより耐熱クラッ
ク性を向上させるようにしたから、該炭窒化Ｔｉ系相粒
子を微細粒子としても、上述のような問題を起こしにく
い利点がある。逆に言えば、炭窒化Ｔｉ系相粒子を微細
粒子化すること、具体的にはその平均粒径を２μｍ以下
（望ましくは１μｍ以下）の微粒子とすることで、工具
刃先の耐摩耗性が格段に向上し、その寿命を延ばすこと
が可能となる。また、工具刃先の耐摩耗性を向上させる
観点からは、硬質相全体の平均粒径を、１．５μｍ以下
（望ましくは０．５μｍ以下）の微細粒子とすることが
望ましいといえる。

【００２６】本発明のサーメット工具は、すくい面と逃
げ面との間に切削エッジとなる稜線部が形成される切削
用工具とすることができる。また、その稜線部には面取
り部（いわゆるチャンファ）を形成できるが、この場合
は該面取部とすくい面とのなす角度を２０〜３５°の範
囲で調整するのがよい。該角度が２０°未満になると、
逃げ面側で切削エッジにチッピングが生じやすくなる。
また、角度が３５°を超えると、すくい面側で切削エッ
ジにチッピングが生じやすくなる。

【００２７】上述のようなサーメット工具を得るには、
次のような製造方法を用いることが有効である。すなわ
ち、該方法は、Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏを主体とする金
属粉末を５〜２０重量部と、金属成分が前述のＭの１種
又は２種以上からなる炭窒化物粉末（以下、炭窒化Ｍ粉
末という）を２５〜４０重量部と、炭窒化Ｔｉ、窒化Ｔ
ｉ及び炭化Ｔｉのうち炭窒化Ｔｉを必須とする１種以
上、又は窒化Ｔｉ及び炭化Ｔｉの２種（以下、炭窒化Ｔ
ｉ形成粉末という）を合計で６０〜７５重量部とを配合
して混合粉末を得る配合工程と、その混合粉末を所定の
形状に成形する成形工程と、得られた成形体を１４００
〜１６５０℃の範囲で設定される焼成温度で焼成する焼
成工程とを含み、成形体を焼成温度まで加熱する際に、
１３００〜１４００℃の範囲で焼成温度よりも低く設定
される第一温度から、焼成温度までの温度区間を５〜１
０℃／分の昇温速度で昇温するようにするものである。

【００２８】第一温度が設定される上記温度域は、結合
相がＮｉ、ないしＮｉ及びＣｏを主体に構成される場合
の、液相出現温度に概ね対応している。そして、硬質相
の原料粉末として炭窒化Ｍ粉末と炭窒化Ｔｉ粉末とを用
い、上記温度域から焼成温度までを前述の昇温速度で加
熱することで、形成される炭窒化Ｔｉ系相粒は、アスペ
クト比１．５以上のものの硬質相全体に占める面積比率
を５０％以上とすることが可能となる。これは、該昇温
速度の採用により、焼結時において液相中への炭窒化Ｔ
ｉの溶解を抑制することができ、結果として高アスペク
ト比の炭窒化Ｔｉ系相粒を組織中に多く残存できるよう
になるためであると考えられる。ここで、上記５〜１０
℃／分の昇温速度で昇温する温度区間の幅（第一温度か
ら焼成温度までの幅）は５０〜３５０℃の範囲で設定す
るのがよい。該温度区間の幅が５０℃未満であると、高
アスペクト比の炭窒化Ｔｉ系相粒の組織中への残存量が
不十分となる場合がある。一方、１４００〜１６５０℃
の範囲で焼成温度を設定し、１３００〜１４００℃の範
囲で第一温度を設定するには、上記温度区間の幅は必然
的に３５０℃以下でなければならない。

【００２９】なお、炭窒化Ｔｉ形成粉末は、炭窒化Ｔｉ
粉末単独で形成してもよいし、これに窒化Ｔｉ粉末及び
炭化Ｔｉ粉末のいずれかを適量配合して用いてもよい。
また、窒化Ｔｉ粉末と炭化Ｔｉ粉末の混合物としてもよ
い。一方、炭窒化Ｍ粉末は、Ｍが複数の金属成分からな
る場合、始めからそれら複数の金属成分が互いに固溶し
た固溶体粉末を使用することが、最終的に得られる炭窒
化Ｔｉ系相のアスペクト比を高める上で望ましい。

【００３０】図２は、炭窒化Ｔｉ形成粉末として、炭窒
化Ｔｉ粉末を使用する場合の、推定される組織形成過程
を模式的に表したものである。すなわち、図２（ａ）に
示すように、上記原料粉末を配合して加熱した場合、金
属粉末は液相出現温度で溶解して液相となり、炭窒化Ｍ
粒子と炭窒化Ｔｉ粒子とはその液相中に溶解・拡散す
る。そして、図２（ｂ）に示すように、その溶解した炭
窒化Ｍ粒子の成分の一部はＴｉ成分を取り込む形で炭窒
化Ｔｉ粒子の表面に析出し、第一炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系
相からなる周囲部分(I)を形成するとともに、残った炭
窒化Ｔｉ系相は中心部分(I)となり、第一の二重構造粒
子となる。なお、炭窒化Ｔｉ系相の金属成分は、拡散し
たＭ成分を含む場合があるが、その９０重量％以上はＴ
ｉとなる。一方、溶解した炭窒化Ｔｉ粒子の成分の一部
はＭ成分を取り込む形で炭窒化Ｍ粒子の表面に析出し、
第二炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相からなる周囲部分(II)を形
成するとともに、残った炭窒化Ｍ系相は中心部分(II)と
なり、第二の二重構造粒子となる。なお、炭窒化Ｍ系相
の金属成分は、拡散したＴｉ成分を含む場合があるが、
その９０重量％以上はＭとなる。また、炭窒化Ｍ粒子の
周囲は炭窒化Ｔｉ粒子の周囲よりもＴｉ濃度が低くなる
ので、形成される第二炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相中のＴｉ
濃度は、第一炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相よりも一般に低く
なる。

【００３１】そして、液相出現温度から焼成温度までの
昇温速度を５〜１０℃／分に設定することで、図２
（ｃ）に示すように、炭窒化Ｔｉ粒子の過剰な溶解が抑
制され、中心部として残留する炭窒化Ｔｉ系相のアスペ
クト比を高めることが可能となるのである。上記昇温速
度を５℃／分未満に設定すると、炭窒化Ｔｉ系相は全体
に丸みを帯びてアスペクト比が１に近づき、得られるサ
ーメット工具の耐熱クラック性が不十分となる。これ
は、図２（ｄ）に示すように、炭窒化Ｔｉ系相の溶解が
過剰に進行するためであると考えられる。また、昇温速
度を１０℃／分より大きく設定すると、得られるサーメ
ットに閉空孔が残存しやすくなり、強度低下等につなが
る。昇温速度は、望ましくは６〜８℃／分の範囲で調整
するのがよい。

【００３２】なお、サーメット中の炭窒化Ｔｉ系相粒子
について、アスペクト比１．５以上のものの硬質相全体
に占める面積比率を５０％以上とするには、使用する炭
窒化Ｔｉ粉末も、粒子のアスペクト比が１．５以上（望
ましくは２以上）のものを使用するのがよい。また、炭
窒化Ｔｉ系相粒子あるいは硬質相全体の平均粒径を前述
の値以下として工具刃先の耐摩耗性を高めるには、炭窒
化Ｔｉ粉末及び炭窒化Ｍ粉末として、平均粒径２μｍ以
下のものを使用するのがよい。

【００３３】次に、成形体の焼成は、結合相の酸化防止
のため、減圧ガス雰囲気で行なうのがよい。この場合、
これを減圧窒素ガス雰囲気とすると次のような利点が生
ずる。すなわち、窒素雰囲気とすることで、炭窒化Ｔｉ
粒子の液相への溶解を抑制することができ、ひいては高
アスペクト比の炭窒化Ｔｉ系相粒子をより形成しやすく
なる。これは、窒素雰囲気中では炭窒化Ｔｉ粒子に対す
る結合相の濡れ性が低下するためであると考えられる。
また、窒素雰囲気での処理は、窒素成分の逃散による炭
窒化物の分解を抑制する上でも望ましいといえる。な
お、減圧窒素ガス雰囲気を使用する場合、その窒素分圧
は８〜１２Ｔｏｒｒとするのがよい。窒素分圧が８Ｔｏ
ｒｒ未満になると、炭窒化Ｔｉ粒子の液相への溶解抑制
効果あるいは炭窒化物の分解抑制効果が十分に期待でき
なくなる。また、１２Ｔｏｒｒ以上にすることは、焼結
体中に遊離炭素相が形成されて正常な組織が得にくくな
ることから望ましくない。

【００３４】また、焼成温度までの昇温時には、８００
℃以上に設定される第二温度から第一温度までの温度区
間を１〜５℃／分の昇温速度で昇温することが望まし
い。この昇温速度を１℃／分未満とすることは、第一温
度に到達するまでに非常な長時間を有し、サーメット工
具の製造能率低下につながる。一方、５℃／分を超える
と、焼結体の内部と表面近傍とで焼結の進行に偏りが生
じたり、窒素成分の逃散により炭窒化物の一部が分解し
たりするといった不具合が起こる場合がある。

【００３５】

【実施例】以下、本発明のサーメット工具を実施例によ
り具体的に説明する。まず、原料粉末として使用したの
は、平均粒径：１．５μｍの炭窒化Ｔｉ粉末（炭化Ｔｉ
／窒化Ｔｉ＝７０／３０）、平均粒径１．０μｍの炭化
Ｔｉ粉末、平均粒径１．４μｍの窒化Ｔｉ粉末、平均粒
径１．４μｍの炭化Ｎｂ粉末、平均粒径１．６μｍの炭
化Ｔａ粉末、平均粒径３．３μｍの炭化Ｍｏ（Ｍｏ
₂Ｃ）粉末、平均粒径１．６μｍの炭化Ｗ粉末、平均粒
径３．０μｍのＮｉ粉末、及び平均粒径１．５μｍのＣ
ｏ粉末である。まず、炭化Ｎｂ（ＮｂＣ）、炭化Ｔａ
（ＴａＣ）、炭化Ｍｏ（Ｍｏ₂Ｃ）及び炭化Ｗ（ＷＣ）
の各粉末を、表１に記載の２種類（Ａ、Ｂ）の割合でそ
れぞれ配合し、ボールミルで乾式混合した後１ｔｏｎ／
ｃｍ²の圧力で粉末成形体とした。次に、それら成形体
を窒素分圧５００Ｔｏｒｒの窒素雰囲気中にて１７００
℃で１５時間保持する熱処理を行い、原料を炭窒化およ
び固溶化した。そして、処理により得られた仮焼体を再
粉砕して平均粒径１．２μｍの表１記載のＡ及びＢの各
組成の炭窒化Ｍ粉末（Ｍ＝Ｎｂ、Ｔａ、Ｍｏ、Ｗ）を得
た。

【００３６】

【表１】

【００３７】次に、表２の比率となるように、炭窒化Ｔ
ｉ形成粉末（炭窒化Ｔｉ粉末（表中ではＴｉＣＮと略
記）、炭化Ｔｉ粉末（表中ではＴｉＣと略記）及び窒化
Ｔｉ粉末（表中ではＴｉＮと略記））と、前述の炭窒化
Ｍ粉末、Ｎｉ粉末及びＣｏ粉末とを配合し、アセトンを
溶媒としてボールミルにより７２時間混合した。混合後
の粉末は乾燥後、マイクロワックス系バインダーを添加
して混練した。次いで、その混練物を１．５ｔｏｎ／ｃ
ｍ²の圧力でプレス成形して所定の工具形状に成形し、
脱ワックスを行った（実施例：試料番号１〜４）。

【００３８】

【表２】

【００３９】これら成形体を焼成炉に装入し、焼成炉内
を１００Ｔｏｒｒ以下の窒素雰囲気に保ちつつ、室温か
ら８００℃までは１〜３℃／分の平均温度勾配により、
また、８００℃から１０００℃までを１〜３℃／分の平
均温度勾配にて加熱し、該１０００℃で脱ガスのため１
時間保持した後、該１０００℃を第二温度として、第一
温度である１３５０℃（液相出現温度）まで同じ平均温
度勾配にて昇温した。その後、炉内の窒素圧力を８〜１
２Ｔｏｒｒとし、６〜８℃／分の昇温速度で昇温を続け
て焼成温度（最高温度１５００℃）にて１時間保持した
後、およそ６５０Ｔｏｒｒのアルゴン雰囲気において冷
却することによりサーメット焼結体を製造した。

【００４０】また、比較例として、炭窒化Ｍ粉末を用い
ず、各金属成分単独の炭化物粉末の形で配合したものも
用意した（比較例：試料番号５〜８）。これら比較例試
料の作製に当たっては、配合組成を除き、プレス成形に
よる成形体作成と脱ワックスまでは、実施例試料と同様
の工程を採用する一方、焼成は下記の条件とした。すな
わち、圧粉体を１０^-2Ｔｏｒｒの窒素雰囲気にて室温か
ら１２００℃まで昇温し、１２００℃にて１時間保持し
た後、２℃／分の昇温速度で昇温を続け最高温度１５０
０℃にて１時間保持した後、約６５０Ｔｏｒｒのアルゴ
ン雰囲気にて冷却した。

【００４１】上記各サーメット焼結体は、中央部を切断
して断面を鏡面研磨した後、蛍光Ｘ線分析法により焼結
体組成の定量を行った。これにより、実施例試料と比較
例試料とは、いずれも配合組成とほぼ同じ組成であり、
両者に差が見られないことを確認した。また、走査型電
子顕微鏡による組織写真を用いて公知の画像解析法によ
り、アスペクト比（Ｄmax／Ｄmin）が１．５以上の炭窒
化Ｔｉ相粒子の、硬質相全体に占める面積率を測定し
た。

【００４２】図３（ａ）は、実施例の試料番号１の、ま
た図４は比較例の試料番号５の各組織の走査型電子顕微
鏡写真である（各倍率５０００倍）。結合相（）、第
一の二重構造粒子（中心部分(I)（）＋周辺部分(I)
（））及び第二の二重構造粒子（中心部分(II)（）
＋周辺部分(II)（））は、各相の写真上の濃淡から判
別可能である。図３（ｂ）に、図３（ａ）の枠内におい
て判別される各相を拡大スケッチにより示す。また、表
３に、各相の金属成分の組成をＴＥＭ（透過型電子顕微
鏡）とそれに付属するＥＤＸ（エネルギー分散型Ｘ線分
光）により分析した例を示す。いずれも請求項に記載し
た範囲内の組成を有していることがわかる。

【００４３】

【表３】

【００４４】次に、得られた各焼結体から、以下に述べ
る物理特性測定用の試験片として、ＪＩＳＲ１６０１
に規定されている形状のものを切り出し、これに研磨加
工を施した。また、切削性能評価用試験片は、上記焼結
体に研磨加工を施して、図５に示す工具形状（ｌＳＯ規
格でＳＮＧＮ１２０３０８として規定されているもの）
とすることにより作成した。具体的には、切削性能評価
用試験片１（サーメット工具）は、厚さ約３．１８mm、
一辺が約１２．７mmの略正方形断面の偏平角柱形状を有
し、そのコーナー部１ａに施されたアールの大きさは約
０．８mmとした。また、エッジ部１ｂに施された面取り
部（チャンファ）は、図５（ｂ）に示すように、主面１
ｃ側の幅ｔが約０．１mm、主面１ｃに対する傾斜角度θ
が約２５°となるように形成した。

【００４５】まず、物理特性としては破壊靭性値（Ｋ
ｃ）、ビッカース硬度及び抗折強度を測定した。破壊靭
性値（Ｋｃ）は、ＪＩＳＲ１６０７に規定されるＩＦ
法に従って、ビッカース圧子荷重３０ｋｇｆ、圧入時間
３０秒で測定した。なお、その圧痕面積と荷重から、ビ
ッカース硬度を合わせて測定した。

【００４６】さらに、各試料（工具）の切削性能の評価
は、下記の条件にて行なった。すなわち、図６（ａ）に
示す形状の棒状の被削材Ｗを軸線周りに回転させ、その
外周面に対し図５に示す試験片１を、図６（ｂ）に示す
ように当接させ、主面１ｃの一方をすくい面（以下、す
くい面を１ｃ’で表す）、側面１ｅを逃げ面として用い
ることにより、以下の条件にて被削材の外周面を湿式で
連続切削した。被削材：機械構造用Ｍｎ鋼（ＳＮＣＭ４３９）、長さ
方向等間隔３本縦溝入り丸棒（外径φ２４０ｍｍ、長さ
２００ｍｍ、溝深さ５０ｍｍ、溝幅１０ｍｍ）切削速度Ｖ：３００ｍ／分送り量ｆ：０．２５ｍｍ／１回転切り込みｄ：１．５ｍｍ切削油：水溶性切削油Ｗ１種１号Ｚ（ＪＩＳＫ２２
４１（１９８６）に規定されているもの；あるいは、エ
マルジョン化された不揮発分を９０％以上含有し、その
ｐＨは８．５〜１０．５であり、不揮発分は、０〜３０
重量％の脂肪酸と、５０〜８０重量％の鉱物油と、１５
〜３５％の界面活性剤を含有するもの）切削時間：４分なお、試験片１と被削材とのより詳細な位置関係は、図
７に示す通りである。なお同図において、１ｇは横逃げ
面、１ｆは前逃げ面をそれぞれ示す。他の符号の意味は
図面中に示している。切削終了後、工具の刃先の逃げ面
摩耗量Ｖｎ（横逃げ面１ｇ側の旋削方向の摩耗高さ：
図６（ｃ）参照）を測定した。以上の結果を表４に示
す。

【００４７】

【表４】

【００４８】この結果から、実施例の工具はいずれも、
その炭窒化Ｔｉ系相粒子が、アスペクト比１．５以上の
ものの硬質相全体に占める面積率が５０％以上となって
いる。そして、比較例の工具と比較して遜色のない十分
な硬度を維持しつつ、破壊靭性値が比較例の工具より良
好である。その結果、高靭性が要求される鋼の湿式高速
断続切削でも優れた耐熱クラック特性が発揮され、かつ
十分な耐摩耗性を維持しているため刃先の欠けやチッピ
ングが発生せず、刃先の異常摩耗も見られない。一方、
比較例の工具においては刃先にチッピングや欠けが発生
しており、比較的短時聞で使用寿命に至ると推考され
る。

【図面の簡単な説明】

【図１】アスペクト比を求めるための粒子の最大径及び
最小径の定義の説明図。

【図２】本発明のサーメット工具の組織形成過程を示す
模式図。

【図３】実施例の実験で作製した、試料番号１のサーメ
ット焼結体の組織を示すＳＥＭ写真及びその一部を拡大
して示すスケッチ。

【図４】同じく試料番号５のサーメット焼結体の組織を
示すＳＥＭ写真。

【図５】実施例で使用した切削性能評価用試験片の斜視
図、側面部分断面模式図及び部分拡大斜視図。

【図６】切削試験の概要を示す説明図。

【図７】切削試験における試験片と被削材との位置関係
を示す説明図。

【符号の説明】

１切削性能評価用試験片（サーメット工具）

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏを主体とする結
合相と、金属成分がＴｉを主体として、Ｖ、Ｃｒ、Ｚ
ｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷのうちの１種以上を
含む炭窒化物相を主体とする硬質相とにより、組織が主
に形成されるサーメットで要部が構成されてなり、その
サーメットは、Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏの合計含有量が４〜２０重量％
であり、Ｔｉの含有量が５０〜６０重量％であり、Ｖ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの合計
含有量が３０〜４０重量％であり、Ｃの含有量が５〜１０重量％であり、Ｎの含有量が３〜８重量％であり、さらに、前記炭窒化物相は、相中の金属成分の９０重量％以上が
Ｔｉである炭窒化Ｔｉ系相の粒子を含有し、かつ前記サ
ーメットの断面組織を観察したときに、該組織中におい
て、前記炭窒化Ｔｉ系相粒子のうち最大径Ｄmaxと最小
径Ｄminとの比Ｄmax／Ｄminの値が１．５以上となる粒
子の合計面積の、硬質相全面積に対する割合が５０％以
上であることを特徴とするサーメット工具。
【請求項２】前記炭窒化物相は、相中の金属成分の９０重量％以上がＴｉである炭窒化Ｔ
ｉ系相からなる中心部分(I)と、その中心部分(I)の周囲
に形成されて相中の金属成分の４０〜６０重量％がＴｉ
であり、同じく４０〜６０重量％がＶ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎ
ｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以上である
第一炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相からなる周囲部分(I)とを
有する第一の二重構造粒子と、相中の金属成分の９０重量％以上がＶ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎ
ｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以上である
炭窒化Ｍ系相からなる中心部分(II)と、その中心部分(I
I)の周囲に形成されて相中の金属成分の２０〜３０重量
％がＴｉであり、同じく７０〜８０重量％がＶ、Ｃｒ、
Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以
上である第二炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相からなる周囲部分
(II)とを有する第二の二重構造粒子と、を主体とするも
のであり、前記サーメットの断面組織を観察したときに、該組織中
において、前記中心部分(I)のうち最大径Ｄmaxと最小径
Ｄminとの比Ｄmax／Ｄminの値が１．５以上となるもの
の合計面積の、前記第一の二重構造粒子と前記第二の二
重構造粒子との合計面積に対する割合が５０％以上であ
る請求項１記載のサーメット工具。
【請求項３】Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏを主体とする結
合相と、金属成分が、Ｔｉを主体として、Ｖ、Ｃｒ、Ｚ
ｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷのうちの１種以上を
含む炭窒化物相を主体とする硬質相とにより、組織が主
に形成されるサーメットで要部が構成されてなり、その
サーメットは、前記結合相の形成量が４〜２０重量％であり、また、前記炭窒化物相は、相中の金属成分の９０重量％以上がＴｉである炭窒化Ｔ
ｉ系相からなる中心部分(I)と、その中心部分(I)の周囲
に形成されて相中の金属成分の４０〜６０重量％がＴｉ
であり、同じく４０〜６０重量％がＶ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎ
ｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以上である
第一炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相からなる周囲部分(I)とを
有する第一の二重構造粒子と、相中の金属成分の９０重量％以上がＶ、Ｃｒ、Ｚｒ、Ｎ
ｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以上である
炭窒化Ｍ系相からなる中心部分(II)と、その中心部分(I
I)の周囲に形成されて相中の金属成分の２０〜３０重量
％がＴｉであり、同じく７０〜８０重量％がＶ、Ｃｒ、
Ｚｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以
上である第二炭窒化（Ｔｉ，Ｍ）系相からなる周囲部分
(II)とを有する第二の二重構造粒子と、を主体とするも
のであり、前記サーメットの断面組織を観察したときに、該組織中
において、前記中心部分(I)のうち最大径Ｄmaxと最小径
Ｄminとの比Ｄmax／Ｄminの値が１．５以上となるもの
の合計面積の、前記第一の二重構造粒子と前記第二の二
重構造粒子との合計面積に対する割合が５０％以上であ
ることを特徴とするサーメット工具。
【請求項４】前記工具は、すくい面と逃げ面との間に
切削エッジとなる稜線部が形成される切削用工具であ
り、その稜線部には面取り部が形成されるとともに、該
面取部の前記すくい面とのなす角度が２０〜３５°の範
囲で調整されている請求項１ないし３のいずれかに記載
のサーメット工具。
【請求項５】Ｎｉ、又はＮｉ及びＣｏを主体とする金
属粉末を４〜２０重量部と、金属成分が、Ｖ、Ｃｒ、Ｚ
ｒ、Ｎｂ、Ｍｏ、Ｈｆ、Ｔａ及びＷの１種又は２種以上
からなる炭窒化物粉末を２５〜４０重量部と、炭窒化Ｔ
ｉ、窒化Ｔｉ及び炭化Ｔｉのうち炭窒化Ｔｉを必須とす
る１種以上、又は窒化Ｔｉ及び炭化Ｔｉの２種を合計で
６０〜７５重量部と、を配合して混合粉末を得る配合工
程と、その混合粉末を所定の形状に成形する成形工程と、得られた成形体を１４００〜１６５０℃の範囲で設定さ
れる焼成温度で焼成する焼成工程とを含み、前記成形体を前記焼成温度まで加熱する際に、１３００
〜１４００℃の範囲で前記焼成温度よりも低く設定され
る第一温度から、前記焼成温度までの温度区間を５〜１
０℃／分の昇温速度で昇温することを特徴とするサーメ
ット工具の製造方法。
【請求項６】８００℃以上に設定される第二温度から
前記第一温度までの温度区間を、１〜５℃／分の昇温速
度で昇温する請求項５記載のサーメット工具の製造方
法。