JPS6213280A - 高硬度材料接合型工具 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 本発明は、各種の圧造、鍛造、引き抜き等のプレス工具
、および、その他の耐摩耗工具に関する。

（従来の技術） 接合型工具は、異種金属を接合することで各金属の異な
った特性を利用する工具である。高硬度材料接合型工具
は、超硬合金と鉄鋼材料とを接合してなる。超硬合金は
、元素周期表ＩＶａ族、Ｖａ族、Ｖｉａ族の炭化物、窒
化物および炭窒化物の１種以上の粉末を、主としてＰｅ
、　ＣｏおよびＮｉの１種以上の結合金属で結合した複
合合金である。耐摩耗工具においては、超硬合金と組み
合わせる鉄鋼材料は、炭素鋼、炭素工具鋼、合金工具鋼
、高速度鋼等が用いられている。

従来の高硬度材料接合型工具には、接合方法により大別
すると、ろう付接合型と溶接接合型とがある。ろう骨接
合型工具においては、接合すべき両金属とのぬれ性その
他の問題から、ろう付面積は全接合面積の７０〜８０％
であり、接合強度が不安定である。一方、溶接接合型工
具においては、接合ずへさ両金属との間に金相学的相違
および金属組織的欠陥（酸化物、スラグ、空孔等の残留
）を生じやツ°＜、かつ、接合部に残留芯ツノを生じる
。

さらに、接合されｆこ製品は、仕上げ加工後、そのまま
で使用されており、後工程としての熱処理またはＣＶ　
Ｄコーティング処理は、両接合方法の欠点から実施国％
ｔであった。

しかし、一般市販のプレス工具等は、圧倒的に鉄鋼材料
を用いている。したがって、熱処理は、鋼種と相まって
諸特性を付与するために必要不可欠である。また、ＣＶ
Ｄコーティング処理は、工具の硬度を高くするのに有用
である。

拡散接合法は、熱処理とＣＶＤコーティング処理の可能
な接合方法である。拡散接合法には、液相拡散接合型と
固相拡散接合型がある。曲者は、接合すべき両金属間に
低融点のインサートメタルを挿入し、インサートメタル
を融点以上にて加熱保持することにより接合するもので
あり、後者は、接合すべき両金属を再結晶温度域にて加
圧保持することにより、接合するものである。拡散接合
法は、上記のろう材接合法および溶接接合法と比較して
、接合部組織、強度ともはるかに安定、均一化している
。しかし、液相拡散接合法は、インサートメタルの完全
拡散にかなりの長時間を要する欠点がある。

（発明の解決すべき問題点） 固相拡散接合型工具における接合強度向上に対ｑては、
以下の様な問題点がある。

■　熱膨張係数差 接合すべき両金属の熱膨張係数の差が大きく異なる場合
、接合後に熱膨張係数の小さい金属側の表面に残留引張
応力が発生し、接合強度の低下をまねく。

■　金属間化合物形成 接合すべき両金属中の成分元素の種類と添加量により、
接合された両金属の接合界面に脆い金属間化合物（例、
　Ｆ　ｅ３Ｗｓ　Ｃ等）を形成し、接合強度の低下をま
ねく。

■　熱処理条件の相違 接合された両金属に特性を付与するための熱処理を行う
場合、両金属の処理条件に相違が生じるため適正な材料
特性か得にくい。

（問題点を解決するための手段） 本発明に係る第１の高硬度材料接合型工具は、熱膨張係
数が大きい超硬合金と、この超硬合金との固相拡散接合
に際して接合面に金属間化合物を形成しない組成を有す
る鉄鋼材料とを、固相拡散により接合してなる。

本発明に係る第２の高硬度材料接合型工具は、熱膨張係
数が大きい超硬合金と、インサートメタルと、鉄鋼材料
とを順次固相拡散により接合してなり、このインサート
メタルが、固相拡散接合に際して上記の超硬合金および
鉄鋼材料との両接合面に金属間化合物を形成しない組成
を有する。

（作　用） 本発明では、固相拡散接合による鉄鋼材料と超硬合金と
のより安定した接合諸条件を開発した。

超硬合金の硬度と靭性とは組成、粒度等の多くの因子に
影響される。特に、靭性は、多くの組織的因子にも影響
される。仕様に応じて最適な超硬合金が選択される。

ところで、超硬合金の熱膨張係数は、結合金属の量が多
いほど大きい。炭化物等の粒度が一定であれば、結合金
属相の平均厚さく平均自由行路ＭＦＰ）か厚いほど大き
い（なお、ＭＶＰは、超硬合金の強度にも影響する。）
。超硬合金の熱膨張係数は、　たとえば耐摩耗工具に用
いられろＷＣ−Ｃｏ系では４．５〜？、０ｘｌＯ−’／
’Ｃである。これに対し、鉄鋼材料の熱膨張係数は、約
１２Ｘｌｏ−＠／℃である。

（ａ）　　直接接合 そこて、鉄鋼材料と接する超硬合金には、熱膨張係数の
大きいしの、すなわち、結合金１ｉ！ｆｆｉの多いもの
を採用して、熱膨張差の減少をはかる。鉄鋼材料として
は、超硬合金との固相拡散接合に際して接合境界に脆い
金属間化合物を形成しないものを用いる。たとえば、Ｃ
２０，１％の炭素鋼まｋは炭素工具鋼、またはＣ２０，
９％、Ｃｒ≧１．０％、Ｍｏ≧１．０％、Ｗ≧１．０％
の合金工具鋼か好ましい。

接合面の形状は、任ひに選べる。

また、硬度、靭性等により接合部材として選択された超
硬合金か熱膨張係数の小さいしの、すなわち、結合金属
量の少ないしのである場合には、上記の熱膨張係数の大
きい超硬合金を介して間接的に鉄鋼材料と接合して、鉄
鋼材料の熱膨張係数との差を順次緩和する。

なお、超硬合金は、粉末冶金法による完全な分散強化型
組織であるために、耐摩耗性には優れているか、脆性材
料である。このため、超硬合金は、超硬合金相互の接合
において発生する熱膨張差による残留応力に対して敏感
である。そこで、選択された超硬合金の熱膨張係数が小
さく、超硬合金相互の熱膨張差が大きい場合には、結合
金属量の異なる複数の超硬合金を各々任意の厚みにて結
合金属量の大きさの順に組み合わせ、接合し、超硬合金
相互の熱膨張差の減少をはかる。さらに、最ら熱膨張係
数の大きい超硬合金と鉄鋼材料とを接合する。ここに、
要求特性（特に耐摩耗性）を有する超硬合金は、必要最
大限度の熱膨張係数を有するものとして、鉄鋼材料等と
接する高熱膨張係数超硬合金に至る熱膨張変化を低く抑
え、靭性を漸増することにより、要求特性をもつ超硬合
金の効果を最大限に発揮できる。又、最大の熱膨張差を
発生する鉄１１４Ｈ料との接合部に用いられる高熱膨張
係数超硬合金は、耐衝撃特性に優れたもの、特に粗粒Ｗ
Ｃ（６μ相当）を使用することで、延性が高められ、か
つ、結合相ｍの増加により金属間化合物生成抑制の範囲
を拡大する効果も併せて有する。

（ｂ）　　間接接合 超硬合金と接合すべき鉄鋼材料が、超硬合金との固相拡
散接合に際し脆い金属間化合物を生成するようなもので
ある場合には、鉄鋼材料と超硬合金との間にインサート
メタルを挿入して組み合わせ、接合することにより、脆
い金属間化合物の形成を抑制する。接合面の形状は任意
に選べる。このインサートメタルとしては、超硬合金と
鉄鋼材料との両接合面で金属間化合物を形成しないらの
を選択ずろ。たとえば、Ｃ≧Ｏ１％の炭素鋼および炭素
工具鋼、Ｃ２０，９％、　Ｃｒ≦１．０％、Ｍｏ≦１．
０％、ＷＳ２．０％の合金工具鋼等の鉄鋼材料、および
Ｆｅ−Ｎｉ系合金が好ましい。

超硬合金結合相中の固溶ＣとＷＣ中の結合Ｃは、拡散接
合において鉄鋼材料側へ拡散する。この時、Ｃ＜０．１
％の低炭素鋼ではＣａ度が低いために、接合界面にてＣ
Ｏ３’１Ｖ３Ｃ，Ｆｅ５ＷｚＣ等の金属間化合物形成の
可能性がある。又、高合金工具鋼では、添加元素である
Ｃｒ、Ｍｏ、ＷはＭＣ，Ｍ、Ｃ，Ｍ２３Ｃ。

等の炭化物を形成し、そして、Ｆｅ基地中にも固溶した
状態となっているため、Ｆｅ基地中のＣａ度が極めて低
くなっており、そのために接合界面にてＰｅ、Ｗ、Ｃ元
素等によりＭ、ｅＣ系の金属間化合物を形成しやすい。

なお、インサートメタルとしてのＮｉ系合金は、Ｃ及び
Ｗ、Ｆｅ等の拡散を抑制する効果を持つ。

インサートメタルとして鉄鋼材料を使用する場合、焼入
れ、焼戻し、焼ならし等の鉄鋼材料の適性処理条件を採
用する。

（ｃ）　　残留応力の緩和 第２図に示すように、鉄鋼材料Ａと超硬合金Ｂとを固相
拡散により接合したとする（金属Ａの熱膨張係数αは、
金属Ｂの熱膨張係数より大きい。）。

ここに、破線（ＤＢＴ）は拡散接合時の再結晶温度域で
の接合状態であり、実線（ＲＴ）は、室温域での接合状
態を示している。接合温度から室温まで冷却されると、
Ａ、Ｉ３両金属はそれぞれΔＤＡ。

ΔＤ　だけ収縮し、ＤＡおよびＤＢの寸法形状になる。

接合界面では、その収縮差から発生する内部応力は、Ｂ
金属中の点Ｓ近傍にて最大の残留引張応力をもつ。、こ
の直接接合の場合は、熱膨張係数の大きい超硬合金を用
いることにより、残留引張応力を小さくする。

ところが、第３図に示すように、間接接合を採用し、低
硬度のインサートメタル［ｍを両全塵Ａ。

Ｂの間に使用した場合、インサートメタル１ｍがＡ、Ｂ
両金属の収縮差による発生応力を塑性変形により緩和す
るためＢ金属中の残留引張応力は直接接合（第２図）に
比較して、より小さくできる。

まｆ二、インサートメタル１ｍが変態膨張を起こさない
金属（たとえばＦｅ−Ｎｉ系合金）である場合、熱膨張
差の緩和に対し最適の挿入厚さか存在ずろ。

インサートメタルＴｍの厚さが厚い場合は、接合強度は
インサートメタル１ｍの強度に影響されろが、厚さが薄
ずぎると、接合筒金属の熱膨張差の緩和効果が小さくな
り、熱膨張係数の小さい金属側の残留引張応力が大きく
なって、接合強度が低下する。たとえば、直径１２φの
接合試験片では、Ｆｅ−Ｎｉ系合金をインサートメタル
とした場合、厚さ０　、３　ｍｍか最も高い引張強度を
示した。このことから、一定接合面積において挿入厚さ
を種々変化させた場合、最高の熱膨張緩和、即ち最高の
引張強度の効果を示すメタル厚さか存在し、接合面積と
メタル厚さとの間には比例関係が成立すると考えられる
。即ち、接合面積が増加すれば、インサートメタル厚さ
を適当な厚さまで増加ずろことにより、最高の熱膨張差
緩和効果が得られる。

また、へ金属が熱処理により相変態（たとえばマルテン
サイト変態）を起こし変態膨張する場合、第４図に示す
ように、収縮量がΔＤＭだけ減少することにより、接合
界面におけるＡ、Ｂ両金属の発生応力は減少し、それに
伴ってＢ金属中の残留引張応力も小さくなる。

（実施例） 以下、添付の図面を参照して本発明の詳細な説明する。

第１表と第２表に示すような接合組み合わせ、接合条件
、熱処理条件において作製した接合片に対して、引張強
度Ｔ／Ｓ　、硬度Ｈｖを測定した。

この結果を第５図と第６図に示す。

４群の組み合ね＋ｉ′（第１表のＡ、Ｂ、Ｃ，Ｄ）から
なる鉄鋼材料、インサート部材および超硬合金を固相拡
散により接合した。超硬合金としては、結合金属量が多
く熱膨張係数の大きいＷＣ−２５Ｃ。

を用いた。インサート部材としては、工具ＭＳＫＳ３ま
たはＦｅ−３６Ｎｉを用いた。鉄鋼材料としては、工具
鋼５ＫＳＩＩまたは高速度工具ＢＳＫＨ５５を用いた。

固相拡散接合は、カプセル方式高温静水圧加圧（＋−＋
ｔＰ）拡散接合により実施する。即ち、接合すべき組み
合わせ部材を軟鋼製またはステンレス製カプセル中に圧
媒粒子（アルミナ等）とともに配置し、電子ビーム溶接
（真空度２　Ｘ　１０−’　Ｔｏｒｒ）により、真空封
入した後、温度９００〜１２５０°Ｃ圧力５００〜ｌ　
ＯＯＯｋｇｆ／ｃｍ”にて０．５〜１．０時間＋−＋ｔ
ｐｔ散接合を行う。本実施例においては、１１００℃で
、ｌ　Ｏ００ｋｇｆ／ａｍ”の圧力下で１時間、Ｉ−１
Ｉ　Ｐ拡散接合を行った（処理工程ｌ）。

次に、第２表に示す３種の焼鈍、焼入れ、焼戻しの熱処
理を行った。第２の処理工程（ｎ）においては、）（Ｉ
Ｆによる拡散接合の次に焼鈍（１０００℃×５時間）を
行った。第３の処理工程（ＩＩＩ）においては、上記の
ＨＩＰ接合工程の次に、焼入れ（９８０〜１２５０°Ｃ
からの油焼入れ（ＯＱ）またはガス焼入れ（ｃＱ））を
行い、さらに２００℃で焼戻す。焼入れ、焼戻しの条件
は、鉄鋼材料に対し適正な処理条件と同一かもしくは近
似した処理条件を採用した。第４の処理工程（ＩＶ）に
おいては、」二記のｆｌ　Ｉ　Ｐ接合工程（処理工程１
）の次に、焼鈍（処理工程１１の場合と同し条件）を行
い、さらに、焼入れ、焼戻しく処理工程■の場合と同じ
条件）を行う。

第５図（Ａ）−（Ｄ）と第６図（Ａ）−ＣＤ）に、それ
ぞれ、各接合組み合わｕ−Ａ−Ｄ（第１表）に対する引
張強度Ｔ　／　Ｓと硬度Ｉ］Ｖとの、上記の各処理によ
る効果を示す。横軸の１−ＩＶは、上記の処理の種類を
示す。

以下、各処理工程における接合諸条件の効果と作用につ
いて説明する。

（ｉ））（ＩＦＰ拡散接合１）では、冷却速度が鉄鋼材
料の臨界冷却速度よりも小さいために、鉄鋼材料のマル
テンサイト変態量が減少し、そのために引張強度はやや
低い値となる。

（１１）焼鈍（ＩＩ）は、炉冷却であり、鉄鋼材料は完
全なフェライト・パーライト変態を行う。このため、工
具鋼５ＫＳ３をインサートメタルとする場合は、変態膨
張効果がないので引張強度値が最も低くなる。これに対
して、Ｆｅ−３６Ｎｉをインサートメタルとする場合は
、焼鈍により軟化しているため、Ｆｅ−３６Ｎ＋の熱膨
張差緩和効果が大さく、工程（１）よりら引張強度は向
上している。

（ｉｉｉ　）　　焼入れ、焼戻しくＩ［Ｉ）により、鉄
綱材料は完全にマルテンサイト変態を完了しており、超
硬合金との熱膨張差の減少により、引張強度は高い値を
示している。

（ｉｖ）　　焼鈍後の焼入れ、焼戻しくＶｌ）のため、
接合金属間の相互拡散は十分に進行しており、その拡散
効果として接合界面近傍における発生応力は軽減され、
かつ、変態膨張による収縮差の減少により、各工程中で
最高の引張強度を示す。

接合部組織の１例を第７図に示す。ここに、黒色部（左
）、中間部（中）、灰色点状部（右）は、それぞれ、超
硬合金、インサートメタル５ＫＳ３、高速度工具鋼５Ｋ
Ｈ５５である。接合部組織にはいずれの組み合わせに対
しても金属間化合物の生成は認められない。

なお、固相拡散接合は、真空ホットプレス拡散接合また
は電子ビームによるＨ　Ｉ　Ｐ拡散接合により行って６
よい。前音においては、接合すべき組み合わせ部材を、
真空度２　ｘ　Ｉ　Ｏ−’Ｔｏｒｒ以下、温度９００〜
１２５０℃、圧力５００〜１５００ｋｇ「７ｃｍ２にて
０．５〜１．０時間、真空ホットプレス処理を行う。後
者においては、接合すべき組み合わ仕部材の接合面周縁
部を電子ビーム溶接しく真空度２　Ｘ　Ｉ　Ｏ−’Ｔｏ
ｒｒ以下）、接合面を真空封入した後、温度９００°Ｃ
〜１２５０℃、圧力５００〜ｌ　０００　ｋｇｆ／ｃｍ
”、時間０　、５〜１　、０時間、ＨＩＰＰ拡散接合行
う。

なお、熱膨張係数の大きい超硬合金（たとえば、ＷＣ−
２５Ｃｏ）と、この超硬合金との接合面金属化合物を生
成しない鉄鋼材料（たとえば工具鋼５ＫＳ３）とを接合
部材として用いる場合は、インサートメタルを介在させ
る必要はない。

また、熱膨張係数の小さい超硬合金Ｂｌを接合する場合
は、第８図に示すように、熱膨張係数の大きい超硬合金
８２を介して鉄鋼材料Ｃと接合して、残留応力を減少さ
せる。必要に応じて、さらに筒芯硬合金Ｂ１．Ｂ２の間
に１個以上の超硬合金を介在さけ、熱膨張差を緩和させ
る。また、必要ならば、インサートメタルを用いて金属
間化合物の生成を抑制する。

次に、第１図に示す冷間鍛造用ポンチを作製し、工具寿
命を調べた。この冷間鍛造用ポンチは、超硬合金ｌ、イ
ンサート部材２および工具鋼（ＳＫＤｌ＋）３を固相拡
散接合してなる。インサート部材２としては、第１型の
ボンデ（Ａ）においては０　、５　ｍｍの厚さの工具鋼
５ＫＳ３を用い、第２のボンデ（Ｂ）においては、０　
、３　ｍｍ厚のＦｅ−３６Ｎ１を用いる。固相拡散接合
は、カプセル方式ＨＴＰ拡散接合（１１００℃の温度で
１００１００Ｏ／ｃｍ”の圧力下で０５時間）を施す。

接合したポンチに、次の処理を施す。まず、ＴｉＣとＴ
ｉＮからなる硬化層をＣＶＤ法により表面に析出被覆す
る。次に、焼入れ（１０５０°ＣＸ４０ｍ１ｎ）を行い
、２００℃で３時間焼戻す。

こうして作製した冷間鍛造用ポンチを用いて、機械構造
用炭素鋼５２５Ｃのａｓ　　ｒｏｌｌｅｄ材を加工した
。

第３表に、その結果を示す。比較のｆこめに、高速度］
二貝ｊｌｉｌＪｓＫＩ１５４を用いた冷間鍛造用ボンデ
による結果ら併Ｕて示す。第３表より明らかな様に本実
施例のボンデ工具寿命は、数十倍〜百倍に増加した。

第３表 なお、ＣＶＤ法により表面に硬化層を被覆した接合型工
具に対し、さらにＨＩＰ拡散処理を行うと、被覆硬化層
が超硬合金と鉄鋼材料との中に拡散し、密着強度が向上
する。このため、工具寿命は、さらに延びる。

以上では、インサートメタルを介して接合する間接接合
型の高硬度材料接合型工具の実施例について説明したが
、熱膨張係数が大きい合金（たとえば、ＷＣ−２５Ｇｏ
）と、この超硬合金との固相拡散接合に際して接合面に
金属間化合物を形成しない組成を有する鉄ｊｌ！（たと
えば、工具ｊｌ１４ｓＫｓ３）とを直接に接合した高硬
度材料接合型工具も、同様な接合条件と熱処理条件とを
用いて製造できろ（第１表の群Ａ、Ｃ参照）。

第９図は、打ち抜きボンデの一例を示す。この打ち抜き
ボンデは、超硬合金２および工具ｖ４（ＳＫＳ３）１２
を固相拡散接合してなる。固相拡散接合は、カプセル方
式ＨＩ　Ｐ拡散接合（ｌ１００’ｃの温度で１００１０
０Ｏ／ｃｍ’の圧力下で０．５時間）を施す。次に、焼
入れ（８５０°Ｃ浦冷）と焼戻しく２００℃）を行なう
。

こうして作製した打抜きボンデを用いて、圧延鋼板ＳＳ
材の打ち抜きを行なった。その結果を第４表に示す。比
較のため、合金工具ｊｌｊｉＳＫＤＩＩを用いた打抜ポ
ンチによる結果も併せて示す。第４表より明らかなよう
に、本実施例のボンチェ具の寿命は、数十倍に増加した
。

以下余白 第４表 また、熱膨張係数の小さい超硬合金を接合素材として選
択する場合は、鉄鋼材料と接する超硬合金と固相拡散に
より接合すればよい。超硬合金どうじの接合面′ての残
留応力を緩和する場合は、熱膨張係数の大きさの異なる
複数の超硬合金を熱膨張係数の大きさの順に接合すれば
よい。

第１０図に示した冷間鍛造用ポンチは、結合金属■１の
異なる超硬合金２１．２２．２３を固相拡散してなる。

各超硬合金２１．２２．２３の組成は、それぞれ、ＷＣ
−１２％Ｃｏ、ｗｃ−１５％Ｃｏ。

ＷＣ−２０％Ｃｏである。固相拡散接合は、カプセル方
式１−Ｉ　Ｉ　Ｐ拡散接合（１１５０’Ｃ）温度テｌｏ
００ｋｇｒ／ｃｍ’の圧力下で１．０時間）を施す。こ
うして作製した冷間鍛造用ポンチを用いて、被鍛造材Ｓ
２５゜ＱＳ）オ。、エエや１，９え。８゜えよや□５よ
１ｏ□オ、。　　　　　　　；比較のため、超硬合金（
ＷＣ−１２％Ｃｏ）を用いた一体型ポンチを用いた結果
も併せて示す。第５表より明らかなように、本実施例の
接合型ポンチは、従来の一体型ポンチに比べて同等以上
の工具寿命を示した。

第５表 したがって、熱膨張係数の小さい超硬合金と工具鋼とを
、熱膨張係数の大きい超硬合金（および、必要な場合に
はインサートメタル）を介して固相拡散接合により接合
できることはいうまで乙ない。

（発明の効果） 本発明に係る高硬度材料接合型工具は、接合すべき超硬
合金と鉄鋼材料との熱膨張差の減少と接合面での金属間
化合物形成の抑制のため、固相拡散による接合の強度か
増大する。この接合の安定化により工具の寿命が延びる
。また、接合すべき鉄鋼材料に適した熱処理を採用する
ことか可能になる。

超硬合金（高硬度＋Ａ料）は、耐摩耗性に優れ、鉄鋼材
料（高強度材料）は、靭性と加工性に優れている。この
ような高硬度材料と高強度材料との固相拡散接合による
複合材料は、全く新しい複合材料であり、その用途は多
方面にわたる。

本発明に係る固相拡散接合は、各種圧造、鍛造、引抜き
、絞り加工、打抜き、曲げ加工、切削加工等の各種塑性
加工工具、切削加工工具全般に適用される。また、用途
に応じた機穢部品としてら多方面に適用できる。

【図面の簡単な説明】

第１図は、冷間鍛造用ボンデの平面図である。。 第２図、第３図、第４図は、それぞれ、接合部での熱膨
張による変形を示す図式的な図である。 第５図（Ａ）〜（Ｄ）は、それぞれ、所定の４種の処理
を行った接合片の引張強度のグラフである。 第６図（Ａ）〜（Ｄ）は、それぞれ、所定の４種の処理
を行った接合片の硬度のグラフである。 第７図は、接合部の断面組織を示す図面代用写真である
。 第８図は、接合の一例の断面説明図である。 第９図は、打ち抜きポンチの平面図である。 第１０図は、冷間鍛造用ポンチの平面図である。 ｌ・・超硬合金、　　　２・・・インサートメタル、３
・・・鉄鋼材料、　　　１１・・・超硬合金、１２　・
鉄鋼材料、　　２＋、２２．２３・・・超硬合金。 特許出願人　　　サンアロイエ業株式会社代　　理　　
人　弁理士　前出　葆　ばか２名＄Ｉｆ！１ 第５５１ （Ａ）　　５ＫＤＩＩ／５ＫＳ３／ＷＣ−２５Ｃ（＋　
　　（８）　５ＫＤ１１／Ｆ＠−３６ＮＩ／Ｗ−２５Ｃ
。 Ｉ　ｋｇ／ｍｍ２１　　　　　　　　　１　ｋｇｆ／ｒ
ｎｍ２）第６図 （Ａ）　　５ＫｏｕｔｓＫｓｙｖｃ２５ｃｏ（８）　５
ＫＤ１１／Ｆｅ−３６Ｎｌ／Ｗｃ−２５０゜ｍｓ図 第７回 第９図 第１０図 手続補正書（方式ン 昭和６０年１１月２０日

Claims (6)

【特許請求の範囲】
1. （１）熱膨張係数が大きい超硬合金と、この超硬合金と
   の固相拡散接合に際して接合面に金属間化合物を形成し
   ない組成を有する鉄鋼材料とを、固相拡散により接合し
   てなる高硬度材料接合型工具。
2. （２）特許請求の範囲第１項に記載された高硬度材料接
   合型工具において、 上記の超硬合金の上記の鉄鋼材料と接しない側に熱膨張
   係数のより小さい１個以上の超硬合金を熱膨張係数の大
   きさの順に順次接合したことを特徴とする高硬度材料接
   合型工具。
3. （３）特許請求の範囲第１項または第２項に記載された
   高硬度材料接合型工具において、 遷移金属の各種炭化物、窒化物、炭窒化物、硼化物もし
   くは硅化物および／あるいはＡｌ、Ｙ、Ｚｒ等の酸化物
   の単層、複層または複々層からなる硬化層が表面に被覆
   されていることを特徴とする高硬度材料接合型工具。
4. （４）熱膨張係数が大きい超硬合金と、インサートメタ
   ルと、鉄鋼材料とを順次固相拡散により接合してなり、
   このインサートメタルが、固相拡散接合に際して上記の
   超硬合金および鉄鋼材料との両接合面に金属間化合物を
   形成しない組成を有する高硬度材料接合型工具。
5. （５）特許請求の範囲第４項に記載された高硬度材料接
   合型工具において、 上記の超硬合金の上記のインサートメタルと接しない側
   に熱膨張係数のより小さい１個以上の超硬合金を熱膨張
   係数の大きさの順に順次接合したことを特徴とする高硬
   度材料接合型工具。
6. （６）特許請求の範囲第４項または第５項に記載された
   高硬度材料接合型工具において、 遷移金属の各種炭化物、窒化物、炭窒化物、硼化物もし
   くは硅化物および／あるいはＡｌ、Ｙ、Ｚｒ等の酸化物
   の単層、複層または複々層からなる硬化層が表面に被覆
   されていることを特徴とする高硬度材料接合型工具。