JPWO2007039955A1 - 高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体及びｃＢＮ焼結体切削工具 - Google Patents

Abstract

鉄系材料の高硬度難削材切削の高能率切削おいて、従来のｃＢＮ焼結体工具と比較し、被削材の加工面に形成される加工変質層の生成抑制、及び圧縮応力の残留を促進することにより、加工部品の疲労寿命の向上を達成し、かつ工具の長寿命化を図る。本発明に係るｃＢＮ焼結体は、体積で６０％以上９５％以下のｃＢＮ成分を有し、７０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有し、４ａ，５ａ，６ａ族元素及びＡｌの中から選択される少なくとも１種以上の元素と、Ｃ，Ｎ，Ｏの中から選択される１種以上の元素の化合物からなる耐熱膜で最表面が被覆されていることを特徴とする。

Description

本発明は、鉄系材料の高硬度難削材切削の高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体に関し、切削中の刃先温度熱を抑制することによって、加工部品の切削面への加工変質層の生成を抑制し、圧縮応力の残留が促進され、もって加工部品の疲労寿命を向上し、切削工具の長寿命化を達成する。

例えば、ｃＢＮ基焼結体切削工具は、従来の超硬工具などの切削工具材料と比較し、ｃＢＮ焼結体の化学的安定性や硬度の高さに起因する高能率で長寿命を達成できる材料的な高性能特性と、また切削工具としての研削工具を大きく凌ぐ優れたフレキシビリティーや高環境性が評価され、鉄系難削材料加工において従来工具を置換してきた。
ｃＢＮ焼結体材種は、２つに分類され、１つは特許文献１に記載されているようにｃＢＮ含有率が高く、ｃＢＮ同士が結合し、残部がＣｏやＡｌを主成分とする結合材からなるものや、特許文献２に記載されているのような、極力ｃＢＮ以外の成分を含有しない焼結体（以降、高ｃＢＮ含有率焼結体と略す）であり、もう１つは、特許文献３に記載されているようにｃＢＮ含有率が比較的低く、ｃＢＮ同士の接触率が低く、鉄との親和性の低いＴｉの窒化物（ＴｉＮ）や炭化物（ＴｉＣ）からなるセラミックスを介して結合されているもの（以降、「低ｃＢＮ含有率焼結体」と略す）である。

前者の高ｃＢＮ含有率焼結体は、切り屑が分断され、切り屑でのせん断熱の発生し難い用途では、ｃＢＮの優れた機械特性（高硬度、高強度、高靭性）と高熱伝導性により、抜群の安定性と長寿命を達成し、硬質粒子との擦れによる機械的な摩耗や損傷や、高速断続切削による熱衝撃による損傷が支配的な、鉄系焼結部品やねずみ鋳鉄の切削加工に適している。
しかしながら、連続した切り屑により発生する多量のせん断熱により刃先が高温に曝される鋼や焼入れ鋼などの加工では、ｃＢＮ成分が鉄との熱的な摩耗により、従来の超硬工具やセラミックス工具よりも急速に摩耗が発達するため短寿命となる。
一方、後者の低ｃＢＮ含有率焼結体は、ｃＢＮよりも、高温下での鉄との親和性の低いＴｉＮやＴｉＣからなるセラミックス結合材の働きにより、優れた耐摩耗性を発揮し、特に、従来の超硬工具やセラミックス工具では実用加工ができなかった焼入れ鋼加工において、従来工具の１０倍〜数十倍の工具寿命を達成できる切削工具として、研削加工を積極的に置換してきた。

近年では、工作機械の高剛性化や低ｃＢＮ含有率焼結体材種のｃＢＮとＴｉＮやＴｉＮからなるセラミックス結合材の割合を調整することにより、例えば、浸炭焼入れなどのいわゆる焼入れ処理により表面硬度をＨｖ４．５ＧＰａ〜７．６ＧＰａに高めた鋼である焼入れ鋼からなる自動車のトランスンミッション部品の切削加工のように、十点平均粗さ（以降Ｒｚと略す）で３．２μｍ〜６．３μｍの要求精度である加工用途においても研削加工の代わりにｃＢＮ焼結体工具が適用されつつある。
更に最近では、Ｒｚ０．４μｍ〜３．２μｍの高精度の表面粗さが必要とされる摺動面や転動面などでは、加工部位に十分な疲労強度を有する高品位表面が必要とされる最終仕上げ工程や、もしくはその後の研削加工と比べて加工代の少ないホーニング加工などの５〜１０μｍ以下の極微小の加工代での仕上げ加工のみで高品位表面が得られる中仕上げ加工用途においても、加工能率やフレキシビリティーの観点で制約のある研削加工にとって代わり、低ｃＢＮ含有率焼結体からなる切削工具の適用が検討され始めている。
特公昭５２−４３４８６号公報 特開平１０−１５８０６５号公報 特開昭５３−７７８１１号公報 特開平０８−１１９７７４号公報

しかしながら、焼入れ鋼加工において工業的にｃＢＮ焼結体切削工具を適用する価値があると判断される、切削速度Ｖ＝１００ｍ／ｍｉｎ、切り込み量ｄ＝０．１５ｍｍ、送り量ｆ＝０．０８ｍｍ／ｒｅｖ．（単位時間当たりの切り屑除去体積量Ｗが１，２００ｍｍ^３／ｍｉｎ）以上の加工能率で、焼入れ鋼切削を行うと、１〜２０μｍの厚みからなる加工変質層が加工部品表面に形成される場合がある。この加工変質層の生成量に関する許容範囲については、加工部品が最終製品となった際に付加されることが想定される種々の応力環境に応じて必要とされる疲労寿命特性に応じて規定されている。
具体的には、コロやボールの転道面となる、ユニバーサルジョイントやベアリングのレース面の切削加工用途では、前記加工変質層が数μｍ程度まであれば、この加工変質層が焼入れされた硬度以上の高硬度保護膜として作用することもあるが、高応力が付加される用途向けのベアリングのレース面での加工変質層が１０μｍを超えるような場合には、嵌めあわせ面の摩耗やフレーキングやピーリングなどの損傷を加速し、疲労寿命を低下させることが懸念されるために、工業的には数十μｍの加工代を、別工程の研削加工で時間をかけて除去する加工工程が適用されている。

焼入れ後切削の際に発生する加工変質層は、高能率条件で加工すればするほど生成量が増加することが分かっている。しかしながら、詳細な加工変質層の生成条件や加工変質層自体の特性については明確でなかった。
そこで、焼入れ鋼切削において、市販のｃＢＮ焼結体工具を用いた種々の切削条件評価を行い、加工変質層の生成調査と分析を行ったところ、焼入れ鋼切削における加工変質層は、マルテンサイトを主成分とし、残留オーステナイト、ベイナイトや酸化鉄、及び極少量の窒化鉄などの混相からなり、Ｈｖ９ＧＰａ〜１０ＧＰａ程度の高硬度と、本来圧縮応力が残留しているはずの焼入れ鋼表面の残留応力と異なり引張り応力を有する傾向があり、加工変質層が５μｍを超えると、終にはほとんどの場合加工面に引張り応力が残留することが分かった。

前記の加工変質層は、高能率条件で加工した場合や、切削工具の逃げ面摩耗量が発達した場合に生成量が顕著であることから、焼入れ鋼特有の連続した切り屑のせん断熱と摩擦熱、及び加工部品の加工面と工具逃げ面との摩擦熱による切削時の発熱により、焼入れ処理で加工部品表面に生成されたマルテンサイトが、オーステナイトに相変態し、酸素、窒素、及び水蒸気を含んだ大気中での、切削後の急冷により、酸化相や窒化相などを含んだマルテンサイトを主体とする混相が形成される。したがって、刃先が加工面を通過する際に、少なくとも共析鋼のオーステナイト変態温度である７２７℃以上の高温に曝されるため、この際の熱応力により加工物の最表面で選択的な塑性変形が生じ、加工面の圧縮残留応力を相殺するメカニズムにより、加工変質層の生成が５μｍを超えるような高温に加工面が曝される場合には、引張り応力が加工面に残留し、この引張り応力が、加工部品の用途によっては、疲労強度を低下させる場合があるという仮説を得るに至った。

更に、問題解決のための工具側の要求特性を明確にすべく、ＴｉＣ−Ａｌ_２Ｏ_３系セラミックスやｃＢＮ焼結体工具を用いて、同じ刃先形状、同切削条件で、かつ同じ逃げ面摩耗量の時点での加工変質層の生成形態の差異について、Ｈｖ７ＧＰａの硬度に焼入れされたＳＵＪ２製のテストピースを用いて切削評価を実施したところ、同じ逃げ面摩耗量の時点にもかかわらず、ｃＢＮ焼結体工具では、セラミックス工具と比較し、加工変質層が生成しにくく、生成したとしても加工変質層の厚みがセラミックス工具の２／３以下であることが判明したが、ｃＢＮ焼結体工具を用いても加工変質層が１０μｍを超えると、ほとんどの場合残留応力が圧縮から引張りへと変化することがわかった。
前記の残留応力生成のメカニズムに関する仮説から、ｃＢＮ焼結体工具の方が切削時の刃先温度が低くなっている影響であることが推定されたが、より明確にするため、逃げ面摩耗量に差異のない、切削初期の段階で、工具材料や、工具表面の状態の影響を受けずに、微小領域の温度測定の可能である、２色温度計を用いて、切削時の工具刃先の温度を測定したところ、ｃＢＮ焼結体工具では、セラミックス工具の５０％〜８０％の切削温度であることが判明し、ｃＢＮ焼結体工具を用いた焼入れ鋼切削における加工変質層発生メカニズムに関する前記仮説を支持する結果が得られた。

前記の調査結果より、焼入れ鋼切削における加工部品の疲労寿命を向上させるためには、工具の刃先温度の低温化が必要であり、最も簡単な解決の手段は、低加工能率化による切削時の発熱量の抑制が有効であった。しかしながら、市販の焼入れ鋼切削用のＴｉＮやＴｉＣからなるセラミックスを結合材に用いたｃＢＮ焼結体工具で、切削条件を種々検討したところ、クーラントの有無にかかわらず、切削速度Ｖ＝７０ｍ／ｍｉｎ、切り込みｄ＝０．１５ｍｍ、送り量ｆ＝０．０７ｍｍ／ｒｅｖ．（単位時間当たりの切り屑除去体積量Ｗが７３５ｍｍ^３／ｍｉｎ）の加工能率以上であると、一般に焼入れ鋼切削の際の寸法精度の観点から寿命と判断される逃げ面摩耗量ＶＢの値であるＶＢ＝０．２ｍｍの半分のＶＢ＝０．１ｍｍの時点でも、１０μｍの厚みの加工変質層が発生し、残留応力が引張り応力となり、ｃＢＮ焼結体工具による焼入れ鋼切削の際の大きなメリットの一つである高能率加工が不可能となってしまう。
そこで、ｃＢＮ焼結体工具を用いた焼入れ鋼切削における一般的な加工能率である、ｃＢＮ焼結体チップ１個の単位時間当たりの切り屑除去体積量Ｗが１，２００ｍｍ^３／ｍｉｎ以上の加工能率を維持した上で、引張り応力の残留を抑える方法を開発する必要があった。

加工能率を低下させずに、工具刃先温度を低下させる方法として、ｉ）切り屑のせん断と摩擦熱による切削時の発熱を効率よく刃先部位から他の部位へ放熱すること、もしくは、ｉｉ）切削時の発熱自体を抑制する方策を種々検討した。
前記のＴｉＣ−Ａｌ_２Ｏ_３セラミックス工具と、ｃＢＮ焼結体工具において、切削条件が同じでも、刃先温度が異なることに着目し、種々の分析の結果、ｃＢＮ焼結体工具では、工具の熱伝導率が向上していること、及び切削時の高温下でｃＢＮ中のＢ原子が酸素と反応して、潤滑性に優れるＢ_２Ｏ_３相が刃先表面部に形成されていることが確認され、切り屑や加工部品との摩擦熱が低減され工具刃先での発熱が低減されていることが示唆される結果を得た。

そこで、まずは、従来のｃＢＮ焼結体工具よりも、熱伝導率、及び潤滑性に優れる専用組成からなるｃＢＮ焼結体を、切削部での発熱を効率よく工具（チップ）内部に放熱する構造を有するｃＢＮ焼結体工具を発明した。
前記ｉ）の具体的な方策として、まずはｃＢＮ焼結体自体の熱伝導率を向上させるために、高々数十Ｗ／ｍ・Ｋ程度の熱伝導率であるＴｉＮ、ＴｉＣやＷ化合物、Ｃｏ化合物、Ａｌ化合物などの結合材よりも、地球上でダイヤモンドに次ぐ１，０００Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するｃＢＮ粉末の含有率を高め、残部の結合材についても、結合材での熱抵抗を極力減少させるために、本発明において以下の構成が採用された。

（１）体積％で、６０％以上９５％以下のｃＢＮ成分を有し、かつ熱伝導率が７０Ｗ／ｍ・Ｋ以上のｃＢＮ焼結体の最表面が、４ａ，５ａ，６ａ族元素、及びＡｌの中から選択される少なくとも１種以上の元素と、Ｃ，Ｎ，Ｏの中から選択される少なくとも１種以上の元素の化合物からなる０．５μｍ〜１２μｍの厚みを有する耐熱膜で被覆されていることを特徴とする高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体である。
（２）体積％で、７２％以上９５％以下のｃＢＮ成分を有するｃＢＮ焼結体であって、該ｃＢＮ焼結体の熱伝導率が８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上であり、結合材成分として４ａ，５ａ，６ａ族元素の窒化物、炭化物、炭窒化物から選択される少なくとも１種と、前記結合材中の割合が重量％で２０％以下のＡｌ化合物を有し、前記ｃＢＮ成分以外の成分においてＣとＮのモル数の和に対する４ａ，５ａ，６ａ族元素のモル数の和Ｍとの比が１．３以上１．６以下のｃＢＮ焼結体の最表面が、４ａ，５ａ，６ａ族元素、及びＡｌの中から選択される少なくとも１種以上の元素と、Ｃ，Ｎ，Ｏの中から選択される少なくとも１種以上の元素の化合物からなる０．５μｍ〜１２μｍの厚みを有する耐熱膜で被覆されていることを特徴とするｃＢＮ焼結体である。

（３）前記ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ粒子の平均粒径が２μｍ以上４μｍ以下であり、該ｃＢＮ成分中にＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇの中から選択される少なくとも１種以上の元素、炭素及び酸素が含有され、該ｃＢＮ成分に対する含有されている前記Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇの中から選択される少なくとも１種以上の元素及び炭素の和が、重量％で０．０２％以上０．２％以下であり、該ｃＢＮ成分に対する酸素量が重量％で０．１７％以下である高純度ｃＢＮ成分からなり、かつ８５Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする上記（１）又は（２）に記載のｃＢＮ焼結体である。
（４）前記ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が１．１５以上１．２０以下であることを特徴とする上記（１）〜（３）のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体である。
（５）前記耐熱膜が３０Ｗ／ｍ・Ｋ以上４５Ｗ／ｍ・Ｋ以下の熱伝導率を有することを特徴とする上記（１）〜（４）のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体である。

また本発明においては、前記の専用ｃＢＮ焼結体による高熱伝導特性による刃先での切削熱の停滞による高温化の抑制を促進すべく、ｃＢＮ焼結体周辺を構成する超硬合金やロー付け材質についても、それぞれ８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上、及び２２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有する材料を配置することによって、切削時の刃先温度の低下をより確実に達成できる以下の構成が採用された。

（６）前記上記（１）〜（５）のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体が一体焼結もしくはロー材を介して超硬合金、サーメット、セラミックス、もしくは鉄系材料からなる支持体に接合されているｃＢＮ焼結体切削工具であって、ｃＢＮ焼結体部及びロー材部が８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体切削工具である。
（７）前記ロー材部が、ＴｉとＺｒから選択される少なくとも１種以上と、Ａｇ，Ｃｕの中から選択される１種以上とを含有し、２２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するロー材で構成され、ロー材部の厚みが０．０２ｍｍ以上０．２０ｍｍ以下であり、かつロー材内に０．５μｍを超える長径を有する空孔を含まないことを特徴とする上記（６）に記載のｃＢＮ焼結体切削工具である。

（８）前記ロー材部の内部に、平均粒径５以上１５０μｍ以下のｃＢＮ粒子ないしはダイヤモンド粒子を体積で５％〜４０％含有し、２８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする上記（６）又は（７）に記載のｃＢＮ焼結体切削工具である。
（９）前記ｃＢＮ焼結体切削工具の切削に関与する部位において、ノーズＲ、切り込みｄ、送り量ｆ、横すくい角αｂ、切れ刃傾き角αｓとしたときに、
Ｑ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^−１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓαｂ）
で定義される切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域の前記耐熱膜が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体が直接接触していることを特徴とする上記（６）〜（８）のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具である。
（１０）前記ｃＢＮ焼結体切削工具の工具逃げ面の切削に関与する部位において、前記切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域の耐熱膜が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体とが直接接触していることを特徴とする上記（６）〜（９）のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具である。

更に、前記ｉｉ）の具体的な方策として、前記の潤滑作用を有するＢ_２Ｏ_３相の供給源となるｃＢＮ成分の含有率を高めることと、及び、均質に適量のＢ_２Ｏ_３相を生成させるべく、焼結体の耐摩耗性や耐欠損性を低下させるような、例えば、ｃＢＮ粒子よりも鉄との反応性に富むＴｉＢ_２や、ＡｌＢ_２化合物などとして添加するのではなく、ｃＢＮ原料粉のストイキオメトリーを見直し、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が１．１５以上１．２０以下となるような組成のｃＢＮ粒子を本発明のｃＢＮ焼結体に適用することがより望ましい。

ｃＢＮ粒子のストイキオメトリーを本発明の範囲に変更する手法としては、焼結カプセルの内のｃＢＮ粒子と結合材粉末の混合粉末をＴｉカプセルで包囲し、原料粉末部を真空雰囲気とし、ｃＢＮが安定な圧力温度領域で、かつｃＢＮ粒子と結合材の間に窒素が抜け易いように間隙を埋め尽くさない圧力である３〜３．５ＧＰａで、温度を１，０００〜１，２００℃で加熱することにより、ｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が１．１５以上１．２０以下となるような組成のｃＢＮ粒子を得ることができる。
Ｒｚ０．４μｍ〜３．２μｍの要求精度を必要とする、焼入れ鋼の切削加工用途においては、ａ）工具逃げ面に筋状の摩耗が発生することによる加工物表面に転写される送りマークの山谷の段差と、ｂ）工具の逃げ面摩耗量の増加に起因するうねり成分の発達により、加工面の表面粗さが悪化する。

ａ）の筋状摩耗の発達は、焼入れ鋼との刃先逃げ面の擦過方向と一致しており、擦過時に高応力がｃＢＮ粒子や結合材粒子に付加され、この高応力により脱落、破砕が生じながら機械的に摩耗が発達するためと推定されている。
実際に、従来の技術では、前記ａ）の送りマークの山谷の段差の低減のためにＶ＝１５０ｍ／ｍｉｎ以上の高速条件で、刃先での発熱量を増加させ、加工物や切り屑を軟化させながら加工することにより、前記の面粗度の悪化を抑制することがしばしば行われている。その際には、高速条件化の際の発熱による熱的な要因に起因する逃げ面摩耗が発生しやすくなるデメリットを、ｃＢＮ含有率を体積で４０％以上６５％未満とし、ｃＢＮよりも、高温下での鉄との親和性の低いＴｉＮやＴｉＣセラミックスからなる結合材の割合が多いため熱的な摩耗に対して強い、熱伝導率特性としては高々５０Ｗ／ｍ・Ｋ程度のｃＢＮ焼結体材料を適用するのが工業上の常識であった。すなわち、高速条件化による面粗度の改善方法では、本発明の課題である工具刃先部での発熱の抑制による引張り応力の残留防止は原理的に困難であった。

一方、体積で、６０％以上のｃＢＮ成分を有し、結合材成分として、４ａ，５ａ，６ａ族元素の窒化物、炭化物、炭窒化物から選択される少なくとも１種と、Ａｌ化合物を有している特許文献２に記載されている従来のｃＢＮ焼結体は、６５Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有しているものもあるが、このｃＢＮ成分を有するｃＢＮ焼結体をただ単に超硬合金製の台金にロー付けした従来のｃＢＮ焼結体工具では、切削初期においては、加工変質層の抑制に対しては改善されたとしても、切削を開始してから１０数分から数十分の段階においては逃げ面摩耗の発達が１００μｍ前後まで発達し、前記ｂ）のうねり成分の増加はもちろんのこと、耐摩耗性が不足し、焼入れ鋼の仕上げ切削用の連続切削用途では、実用的な切削は不可能であった。この従来のｃＢＮ焼結体に特許文献４に開示されているようなＴｉＡｌＮ膜を被覆したｃＢＮ焼結体工具では、若干逃げ面摩耗は抑制されるが、ＴｉＡｌＮ膜による断熱作用による放熱性の悪化の相殺作用により、加工変質層の生成量は、改善されていなかった。
また、加工面の面粗度を考慮せずに、切削温度の低温化による加工変質層の抑制と圧縮応力の残留を狙って、Ｖ＝７０ｍ／ｍｉｎ未満の低速条件で用いて焼入れ鋼切削を行った場合でも、前記の従来の、ｃＢＮ焼結体、もしくはＴｉＡｌＮ膜を被覆したｃＢＮ焼結体工具では、切削を開始してから数分の切削初期で、材料強度不足に起因する欠損により、切削不可能となった。
本発明では、従来の構成では、刃先温度の上昇により、ｃＢＮ焼結体の熱的な摩耗が不可避であった、体積で、６０％以上９５％以下のｃＢＮ成分を有するｃＢＮ焼結体でも、前記のように高熱伝導率、高潤滑性を有するｃＢＮ焼結体を、高熱伝導性支持体で保持することによって、刃先の温度上昇を低下させることができる。また、従来のｃＢＮ焼結体工具では、良好な面粗度の得られにくかった低速条件でも、高ｃＢＮ含有率に起因する高強度特性を生かして、単位時間当たりの切り屑除去体積量Ｗが１，２００ｍｍ^３／ｍｉｎ以上の加工能率でのＲｚ０．４μｍ〜３．２μｍの要求精度を必要とする、焼入れ鋼の切削加工用途においても、引張り応力の残留を防止しながら、従来の焼入れ鋼切削用ｃＢＮ焼結体工具を高速条件化で適用した場合と同等の寿命を達成することができる。

本発明に係るｃＢＮ焼結体からなる工具を用いれば、Ｈｖ４．５ＧＰａ以上の硬度を有する焼入れ鋼部品の切削する用途において、切削中の刃先温度熱が抑制されるために、加工部品の切削面への加工変質層の生成抑制、及び圧縮応力の残留が促進され、加工部品の疲労寿命が向上し、かつ切削工具の寿命も大幅に改善されるという効果を奏する。

図１に示すように、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具１０は、前記の高熱伝導率ｃＢＮ焼結体１の最表面に、０．５μｍ〜１２μｍの厚みを有する、ＴｉＡｌＮやＣｒＡｌＮなどに代表される耐熱膜２を被覆することにより、低熱伝導率材料のセラミックスの弱点である刃先温度上昇による引張り応力の残留を抑制しつつ、耐摩耗性、すなわち工具寿命を大幅に向上させることが可能となる。
しかしながら、ｃＢＮの含有率が体積％で９５％を超えるｃＢＮ焼結体は、半導体であるｃＢＮ粒子に対して、電気伝導体である結合材の割合が少ないため、アークイオンプレーティングＰＶＤで成膜される耐熱膜との密着力が焼き後切削に耐え得るほど十分ではなく、適切ではない。

本発明に係る耐熱膜２は、Ａｌ量を膜組成のＣ，Ｎ，Ｏ以外の成分に対して、０〜１０ａｔ％とすることにより、１８Ｗ／ｍ・Ｋ以上熱伝導率が得られて、刃先温度がより低温となるため望ましい。更に、ＴｉＡｌＶＮの組成で、Ａｌ量が膜組成のＣ，Ｎ，Ｏ以外の成分に対して、０〜１０ａｔ％、Ｖ量が０〜１０ａｔ％であるコーティング膜は、潤滑性に優れ、より望ましい。
また、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具１０は、前記ｃＢＮ焼結体１がロー材部４を介して超硬合金、サーメット、セラミックス、もしくは鉄系材料からなる支持体３に接合される構造を有する。

さらに、ＴｉＡｌＭＮ（Ｍ＝Ｃ，Ｏ，Ｓｉ，Ｖなど）の組成で、Ａｌ量が膜組成のＣ，Ｎ，Ｏ以外の成分に対して、０〜１０ａｔ％、Ｍの含有量が１２〜２０ａｔ％であるコーティング膜は、熱伝導率が５０Ｗ／ｍ・Ｋ以下となり、切削熱の過度の工具刃先への流入を抑制できるので、工具の摩耗量が抑制され、加工面の表面性状も向上する。
より望ましい形態としては、図２に示す工具の切削に関与する部位において、ノーズＲ、切り込みｄ、送り量ｆ［図２（ｅ）参照］、横すくい角αｂ［図２（ｄ）参照］、切れ刃傾き角αｓ［図２（ｃ）参照］、としたときに、
Ｑ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^−１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓαｂ）
で定義される切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域の前記耐熱膜が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体が直接接触している工具は、刃先の放熱性に優れ、かつ耐熱膜に工具摩耗の進展も抑制されるので、特に優れた表面性状を切削初期から維持したままで、長寿命を達成できる。

ＴｉＮに対して、重量％で１５％のＡｌからなる結合材粉末と、市販の平均粒径３μｍのｃＢＮ粉末とを準備した。このｃＢＮ粉末について、ｃＢＮ以外の成分についての定量を高周波誘導プラズマ発光分析法（ＩＣＰ分析）によって実施したところ、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素を合計で、０．３５％と、酸素を０．１８％の重量割合で含有していた。この結合材とｃＢＮ粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。この際準備したＴｉＮは、ＴｉとＮのモル比が１．６であった。この混合粉末を超硬合金製容器に充填し、圧力８．５ＧＰａ、温度２，１００℃で６０分間焼結し、表１の１１〜２７に示す各種焼結体を得た。各種ｃＢＮ焼結体の組成については、Ｘ線回折分析により生成物を同定し、ｃＢＮ含有率については、ＩＣＰ分析で定量した。ｃＢＮ焼結体の熱伝導率については、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。
更に、各種ｃＢＮ焼結体を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４０８に分類されるチップ形状の工具を用意し、下記の条件にて切削評価を行った。
その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金、サーメット、セラミックス、及び鉄系焼結材よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、０．８ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、３．２ｍｍ^２であった。ロー付けは、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、各種耐熱膜を０．２〜１５μｍの厚みで被覆したものを用意した。
被削材：ＪＩＳ型番：ＳＣＲ４１５外周加工（ＤＩＮ型番：１５Ｃｒ３），連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ６０
切削速度：Ｖ＝１００ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．１５ｍｍ
送り量：ｆ＝０．０８ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：１２０ｍｉｎ
クーラント：エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）２０倍希釈

※１
試料１は市販の焼入れ鋼仕上げ切削用のＣＮＧＡ１２０４０８形状のＡｌ_２Ｏ_３−ＴｉＣ（黒セラミックス）チップで、他のサンプルと同じ刃先処理のものを使用した。
試料２は、試料１と同じ市販の焼入れ鋼仕上げ切削用のＣＮＭＡ１２０４０８形状のＡｌ_２Ｏ_３−ＴｉＣ（黒セラミックス）チップから、他のｃＢＮ焼結体素材と同じサイズのＡｌ_２Ｏ_３−ＴｉＣ（黒セラミックス）ソリッド素材をワイヤーカットで切り出し、他の試料と同様に、超硬基材へのロー付け、刃先処理、およびＴｉＡｌＮコーティングを行い、切削評価を行った。
試料３〜１０は、ｃＢＮ粉末と、ＴｉＮとＡｌからなる結合材粉末を出発原料として、５ＧＰａ、温度１，５００℃で６０分間焼結した、市販の焼入れ鋼仕上げ切削用のロー付けタイプのｃＢＮ焼結体工具である。他の試料と同じ刃先処理を行い、更に試料８以外の試料についてはＴｉＡｌＮコーティングを実施後、切削評価を行った。ｃＢＮ層の厚みは、他の試料と同じであり、組織観察、ＸＲＤ分析、及びＩＣＰ分析により調査したｃＢＮ含有率、粒径と、組成を表１に記載した。このｃＢＮ粉末について、ｃＢＮ以外の成分についての定量を高周波誘導プラズマ発行分析法（ＩＣＰ分析）によって実施したところ、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素を合計で、０．３５％と、酸素を０．１８％の重量割合で含有していた。この結合材とｃＢＮ粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。この際準備したＴｉＮは、ＴｉとＮのモル比が１．７であった。
※２
基材で使用した材料を表記している。超硬は、ＷＣ−８ｗｔ％Ｃｏの組成からなる超硬合金、サーメットは、ＴｉＣ−５ｗｔ％Ｎｉ−８ｗｔ％Ｃｏからなるサーメット、セラミックスは、Ｓｉ_３Ｎ_４製セラミックス、Ｐ／Ｍは、ＪＩＳ ＳＭＦ４０４５相当の鉄系焼結部品を使用した。
※３
耐熱膜で使用した材料の組成を表記している。ＴｉＡｌＮは、Ｔｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１のＴｉＡｌＮであり、ＣｒＡｌＮは、Ａｌ／Ｃｒ＝０．７のＣｒＡｌＮであり、ＴｉＣＮは、Ｃ／Ｎ＝１のＴｉＣＮである。
※４
切削時間１２０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※５
切削時間１２０分後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

表１に示すように、セラミックス、及びセラミックスの刃先に耐熱膜を被覆した試料番号１〜２は、ＶＢ摩耗量の大小にかかわらず、３０μｍ以上の加工変質層が生成している。一方ｃＢＮ焼結体、及びｃＢＮ焼結体上に耐熱膜を被覆した切削工具では、生成した加工変質層は、いずれも２２μｍ以下である。
ｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、本発明の熱伝導率に優れる、試料１１，１３〜１６，１８〜２７は、加工変質層の生成量が８μｍ以下であり、特に７３Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有する試料１３〜１６，１８〜２７は、高品位な表面性状を有する加工面を達成できる。
試料１２は、７３Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するが、耐熱膜が０．２μｍと薄いために、ｃＢＮ焼結体の耐摩耗性を向上させる効果が少なく、ＶＢ＝１６０μｍと発達した逃げ面摩耗部と加工面の摩擦熱により、加工変質層の生成量が１１μｍと本発明のｃＢＮ焼結体切削工具よりも厚くなっている。
試料１７は、７３Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有し、耐熱膜が１５μｍと厚いために逃げ面摩耗量がＶＢ＝９０μｍと極めて抑制されるが、逆に加工変質層は、１５μｍと本発明のｃＢＮ焼結体切削工具よりも厚くなっている。これは、ｃＢＮ焼結体と比較し、熱伝導率に劣る耐熱膜の厚みが厚いため、工具逃げ面と加工面での摩擦熱が、ｃＢＮ焼結体内部へと放熱されにくくなり、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具よりも、刃先温度が上昇したため、加工変質層が生成しやすくなったためと推定される。

ＴｉＮに対して、重量で２０％のＡｌからなる結合材粉末と、市販の平均粒径２μｍのｃＢＮ粉末とを準備した。このｃＢＮ粉末について、ｃＢＮ以外の成分についての定量を高周波誘導プラズマ発光分析法（ＩＣＰ分析）によって実施したところ、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素を合計で、０．３５％と、酸素を０．１８％の重量割合で含有していた。この結合材とｃＢＮ粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。この際準備したＴｉＮは、ＴｉとＮのモル比が１．１であった。
この混合粉末にメラミン樹脂を２ｗｔ％添加し、各種の超硬合金製容器に充填し、圧力４．５ＧＰａ、温度１，９００℃で６０分間焼結し、体積含有率で、７０％のｃＢＮと、残部の結合材がＴｉＮ、ＴｉＢ_２、ＡｌＢ_２、ＡｌＮ、Ａｌ_２Ｏ_３からなり、７２Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有する焼結体を得た。

各種焼結体の組成については、Ｘ線回折分析により生成物を同定し、ｃＢＮ含有率については、ＩＣＰ分析で定量した。超硬バックメタル、及びロー材の熱伝導率については、研削により、測定対象の外周部を除去し、単体として、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。
前記ｃＢＮ焼結体を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４０８に分類されるチップ形状の工具を用意し、下記の条件にて切削評価を行った。
その際、いずれのチップも、超硬バックメタルを有するｃＢＮ焼結体素材を超硬合金、よりなる基材に各種ロー材を用いて付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体からなる工具刃先部のすくい面とノーズＲ部の加工を実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体、及び超硬バックメタルの厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、０．８ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、３．２ｍｍ^２であった。ロー付けについては、各種ロー材を使用し、真空雰囲気中で、８７０℃で接合を行った。ロー材のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材部に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。
いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１であるＴｉＡｌＮの耐熱膜を被覆した。
被削材：ＪＩＳ型番：ＳＣＲ４１５外周加工（ＤＩＮ型番：１５Ｃｒ３），連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ５８
切削速度：Ｖ＝１００ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．２ｍｍ
送り量：ｆ＝０．０８ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：１５０ｍｉｎ
クーラント：エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）２０倍希釈

※１
切削時間１５０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間１５０分後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
※３
切削時間１５０分後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

表２中の試料２８〜３２に示したように、同じ組成の超硬合金製バックメタルを有する、同じ組成のｃＢＮ焼結体素材を、各種ロー材を用いて作製した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、特に、８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するロー材を使用した工具が、加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高い。
試料３４〜３６に示したように、異なる組成の超硬合金製バックメタルを有するｃＢＮ焼結体素材を、同じ組成のロー材を用いて作製した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、特に、８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有する超硬合金製バックメタルを使用した工具が、加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高い。
これは、切削時の発熱が、本発明の熱伝導率に優れるｃＢＮ焼結体内部から、本発明の熱伝導率に優れる超硬バックメタルやロー材へと、伝熱するため、刃先温度の上昇が抑制され、切削時の発熱が加工面に流れ込む割合が少なくなったためと推定される。

表３に記載したように、少なくともＴｉＮ、ＴｉＣ、ＺｒＮのなかから選択される１種以上対して、重量で３〜２５％のＡｌからなる結合材粉末と、市販の平均粒径４．５μｍのｃＢＮ粉末とを準備した。このｃＢＮ粉末について、ｃＢＮ以外の成分についての定量を高周波誘導プラズマ発光分析法（ＩＣＰ分析）によって実施したところ、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素を合計で、０．３５％と、酸素を０．１８％の重量割合で含有していた。この結合材粉末とｃＢＮ粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。

この各種混合粉末を超硬合金製容器に充填し、圧力５．５ＧＰａ、温度１，８５０℃で６０分間焼結し、体積で、７２％以上９９％以下のｃＢＮと、残部の結合材がＴｉＮ、ＴｉＢ_２、ＡｌＢ_２、ＡｌＮ、Ａｌ_２Ｏ_３からなり、７２Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有する焼結体を得た。
各種ｃＢＮ焼結体の組成については、Ｘ線回折分析により生成物を同定し、ｃＢＮ含有率については、ＩＣＰ分析で定量した。
前記ｃＢＮ焼結体のｃＢＮ成分以外の成分においての、ＣとＮのモル数の和に対する、４ａ，５ａ，６ａ族元素のモル数の和Ｍと比、Ａｌ化合物の割合の定量については、高周波誘導プラズマ発光分析法（ＩＣＰ分析）によって実施し、熱伝導率については、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により熱伝導率を測定した。
本ｃＢＮ焼結体を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４０８に分類されるチップ形状の工具を用意し、下記の条件にて切削評価を行った。

その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、０．８ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、３．２ｍｍ^２であった。ロー付けは、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。ロー材のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。
いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１の耐熱膜を被覆した。
被削材：ＪＩＳ型番：ＳＵＪ２外周加工（ＤＩＮ型番：１００Ｃｒ６），連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ６２
切削速度：Ｖ＝１２０ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．１５ｍｍ
送り量：ｆ＝０．０８ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：８０ｍｉｎ
クーラント：エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）２０倍希釈

※１
試料番号３７は、実施例１の試料番号９で使用した市販のチップである。
※２
切削時間８０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※３
試料５２のみＴｉＡｌＮ耐熱膜の剥離により、切削時間１０ｍｉｎで、ＶＢ摩耗量が３００μｍまで、発達したため、切削を中止し、加工変質層厚みと、残留応力を測定した。
他の試料については、切削時間８０ｍｉｎの時点での、ＶＢ摩耗量を測定し、その際の加工変質層厚み、及び残留応力を測定した。
※４
試料番号５２の試料を除き、切削時間８０分後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
※５
試料番号５２の試料を除き、切削時間８０分後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が、プラス表記は引張りが付加されていることを示す。

表３に示すように、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具である試料番号３８〜５１の試料は、従来のｃＢＮ焼結体では加工変質層が１５μｍであるのに対し、いずれも９μｍ以下であり、残留応力についても、高圧縮応力が付加されている。
特に、４ａ，５ａ，６ａ族元素の窒化物、炭化物、炭窒化物から選択される少なくとも１種と、Ａｌ化合物を有するｃＢＮ焼結体中の結合材成分において、ＣとＮのモル数の和に対する、４ａ，５ａ，６ａ族元素のモル数の和Ｍとの比であるＭ／（Ｃ＋Ｍ）が、１．３以上１．６以下で、Ａｌ化合物の割合が２０％以下であり、８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする試料番号４０〜４３，４７〜５１のｃＢＮ焼結体切削工具では、より高品位な表面性状を達成できていることがわかる。
Ｍ／（Ｃ＋Ｎ）が、１．３未満の場合には、ｃＢＮ粒子間、結合材間の結合力が不十分で、粒界部に微小欠陥が生じやすく、その欠陥部が熱障壁となり、熱伝導率が低下する。また１．６を超えた場合でも、熱伝導率が低下しているが、これは結合材中に微細な析出物や、固溶物の影響により、結合材を構成している結晶格子中の調和振動が崩れるため、フォノン伝導性が低下するためと推定される。

試料番号５２のサンプルは、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具と同様に、熱伝導率が優れる。したがって、焼入れ鋼切削を行う際の、高ｃＢＮ含有率を特徴とするｃＢＮ焼結体切削工具の弱点である、過度のＶＢ摩耗量の発達を抑制できれば、高品位な表面性状を得られることになる。しかしながら、ｃＢＮの含有率が体積で９５％を超えるｃＢＮ焼結体は、電気伝導性のないｃＢＮ粒子に対して、電気伝導性を有する結合材の割合が少なく、アークイオンプレーティングＰＶＤで成膜される耐熱膜との密着力が焼き後切削に耐え得るほど十分ではないため、切削初期に耐熱膜が剥離してしまうため、ＶＢ量が大きくなり、本発明のような、高品位な表面性状は得られていない。

市販のｈＢＮとメラミン樹脂粉末を出発原料とし、微量のＡｌ，Ｓｉを含むＬｉＣａＢＮ、ＭｇＢＮからなる金属触媒を用いて、表４に示した平均粒径２〜５μｍで、ｃＢＮ成分に対するＬｉ，Ｓｉ，Ｍｇ，Ａｌ，Ｃａ，炭素が重量で０．２２２％以下の高純度ｃＢＮ粉末を合成した。
Ｌｉ，Ｃａ，Ａｌ，Ｓｉ，ＭｇのｃＢＮ成分への混入量のコントロールについては、微量のＡｌ，Ｓｉを含むＬｉＣａＢＮ、ＭｇＢＮ金属触媒量の添加量で、また、炭素の混入量については、前記ｈＢＮ出発原料の高周波炉を用いた水素ガス雰囲気での前処理温度を１，１００℃〜１，５００℃と調整することによって実施した。
この結合材粉末は、８２重量％のＴｉＮ、８重量％のＡｌを混ぜ合わせて作製した。この高純度ｃＢＮ粉末と結合材を、超硬合金製のポット及びボールを用いて混合した。
この混合粉末を超硬合金製容器に充填し、圧力８．０ＧＰａ、温度１，７００℃で３０分間焼結した。この焼結体についてＸ線回折分析を行ったところ、いずれの試料からもｃＢＮ以外に、ＴｉＮ，ＴｉＢ_２，ＡｌＮ，Ａｌ_２Ｏ_３などが同定された。このｃＢＮ焼結体のＩＣＰ分析の結果、試料番号５４を除く試料のいずれも、体積で、７２％のｃＢＮの含有率であり、ＴｉＮは、ＴｉとＮのモル比が１．４であった。ｃＢＮ含有率、及びＴｉとＮのモル比については、ＩＣＰ分析で定量し、ｃＢＮ焼結体の熱伝導率については、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

各種ｃＢＮ焼結体を表４に示す。また、この焼結体中のｃＢＮ成分に対する、Ｌｉ，Ｃａ，Ａｌ，Ｓｉ，Ｍｇ，炭素量、酸素量については、一辺が３〜７ｍｍで厚みが０．３〜０．５ｍｍである長方形にした当該焼結体を、密閉容器中で、濃度６０％以上６５％未満の硝酸を２倍希釈したもの４０ｍｌと、濃度４５％以上５０％未満のフッ化水素酸１０ｍｌを混合したフッ化硝酸にて、１２０℃以上１５０℃未満で４８時間処理を行った残渣成分中ついて前記ＩＣＰ法で定量した。この残渣についてＸ線回折分析を行ったところ、いずれの試料の残渣からもＴｉＮ，ＴｉＢ_２，ＡｌＮ，Ａｌ_２Ｏ_３は同定されなかった。
次に得られた焼結体について、表４の５３〜６７に示す組成の異なるｃＢＮ焼結体を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４１２に分類されるチップ形状の工具を用意し、下記の条件にて切削評価を行った。

その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、１．２ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、２．９ｍｍ^２であった。ロー付けは、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。ロー材のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。
いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１であるＴｉＡｌＮの耐熱膜を被覆した。
被削材：ＪＩＳ型番：ＳＣＲ４１５外周加工（ＤＩＮ型番：１５Ｃｒ３），連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ５８
切削速度：Ｖ＝１２０ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．１５ｍｍ
送り量：ｆ＝０．０８ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：６０ｍｉｎ
クーラント：なし

※１
試料番号５３の試料は、市販のｃＢＮ粉末を出発原料とする実施例１の試料番号９で使用した市販のチップである。
試料番号５４の試料は、市販のｃＢＮ粉末原料を出発原料とする実施例１の試料番号２４で使用した本発明のｃＢＮ焼結体である。
試料番号５５〜６７の試料は、ｈＢＮ粉末から合成したｃＢＮ粉末を使用した本発明のｃＢＮ焼結体である。
※２
この焼結体中のｃＢＮ成分が内包する、Ｌｉ，Ｃａ，Ａｌ，Ｓｉ，Ｍｇ，炭素など、酸素を除く元素の総和をｃＢＮ成分に占める割合として重量％で表記した。
※３
切削時間６０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※４
面粗度Ｒｚについては、ＪＩＳ Ｂ０６０１に準拠した十点平均粗さで、カットオフ０．８μｍ、基準長さｌ＝４ｍｍの条件で被削材の軸方向で測定した。
※５
切削時間６０ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

表４に示すように、従来のｃＢＮ焼結体では、加工変質層の生成量が１５μｍであるのに対し、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具である、試料番号５４〜６７の試料は、加工変質層の生成量が８μｍ以下に抑制されている。
本発明の中でも、試料番号５６〜５８、６０、６２〜６４、６６の試料は、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ粒子の平均粒径が２μｍ以上４μｍ以下であり、ｃＢＮ成分中にＬｉ，Ｓｉ、Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇの中から選択される少なくとも１種以上の元素、炭素及び酸素が含有され、ｃＢＮ成分に対する前記Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，炭素の和が、重量％で０．０２％以上０．２％以下であり、ｃＢＮ成分に対する酸素量が重量％で０．１７％以下である高純度ｃＢＮ成分からなり本発明のｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、熱伝導率が優れ、加工変質層の生成量が３．５μｍ以下に抑制されている。これは、ｃＢＮ結晶格子の調和振動を阻害する、ｃＢＮ粒子中のＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ，及び炭素成分が少なくなったため、フォノン伝導性が向上したためと推定される。
本発明の中でもｃＢＮ粒子中のＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ及び炭素成分が０．２％を超えている試料番号５３、５４及び６５では、前記の調和振動が阻害されるために熱伝導率が低下しているものと推定される。

逆に、ｃＢＮ粒子中のＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ及び炭素成分が、重量％で０．０２％未満の試料番号６１の試料では、熱伝導率が低下しているが、これは、Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇ及び炭素成分が少なすぎると、ｃＢＮ粒子同士の結合力を高める効果がなくなるため、熱障壁となる欠陥がｃＢＮ焼結体内に形成されるためと推定される。
試料番号５９の試料も熱伝導率が低下しているが、ｃＢＮ粒径が細かく、これも熱障壁となるｃＢＮ粒子の粒界面積の増加によると推定される。
一方試料番号６７の試料は、ｃＢＮ粒子径が大きいため、熱障壁となる粒界面積が減少し熱伝導率が向上し、加工変質層の生成量も小さくなったと思われるが、他の試料がＲｚ２．４μｍ以下の良好な面粗度を達成しているのに対し、Ｒｚ４．０μｍと悪化している。これは、評価済みチップの刃先を観察したところ、何れの試料でも工具前切れ刃部にｃＢＮ粒子の脱落が観察されたが、この脱落粒子の脱落痕が、加工面に転写され、面粗度が決定されることによる。

実施例４の試料番号５８で使用した、ｃＢＮ粉末と結合材粉末の混合粉末を、Ｔｉカプセルで包囲した状態で、超硬合金製容器に真空封入し、３〜３．５ＧＰａで、温度を１，０００℃〜１，２００℃で脱窒化処理を行った後、圧力７．７ＧＰａ、温度２，０００℃で６０分間焼結し、表５の６８〜７５に示すｃＢＮ焼結体を得た。
この焼結体についてＸ線回折分析を行ったところ、いずれの試料からもｃＢＮ以外に、ＴｉＮ，ＴｉＢ_２，ＡｌＮ，Ａｌ_２Ｏ_３などが同定された。このｃＢＮ焼結体のＩＣＰ分析の結果、試料番号２を除く試料のいずれも、体積で、７２％のｃＢＮの含有率であり、ＴｉＮは、ＴｉとＮのモル比が１．４であった。

この焼結体中のｃＢＮ成分のＮに対するＢのモル比については、一辺が３〜７ｍｍで厚みが０．３〜０．５ｍｍである長方形にした当該焼結体を、密閉容器中で、濃度６０％以上６５％未満の硝酸を２倍希釈したもの４０ｍｌと、濃度４５％以上５０％未満のフッ化水素酸１０ｍｌを混合したフッ化硝酸にて、１２０℃以上１５０℃未満で４８時間処理を行った残渣成分について前記ＩＣＰ法で定量した。この残渣についてＸ線回折分析を行ったところ、いずれの試料の残渣からもＴｉＮ，ＴｉＢ_２，ＡｌＮ，Ａｌ_２Ｏ_３は同定されなかった。
次に得られた焼結体について、表５の６８〜７５に示す組成の異なるｃＢＮ焼結体を切削に関与する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４１２に分類されるチップ形状の工具を用意し、実施例４と同条件にて切削評価を行った。
その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、１．２ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、２．９ｍｍ^２であった。ロー付けは、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。ロー材のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１であるＴｉＡｌＮの耐熱膜を被覆した。

※１
切削時間６０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間６０ｍｉｎ後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
※３
切削５ｍｉｎ後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

表５に示すように、試料番号６８〜７５の試料は、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具であり、すべての試料において、加工変質層の生成量が３．５μｍ以下に抑制されているが、ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が１．１５以上１．２以下であることを特徴とする試料番号７１〜７４の試料は、加工変質層の生成量が１．９μｍ以下と抑制され、高圧縮応力が残留している。
試料番号６８〜７５の試料では、Ｂ／Ｎ比が増加するにつれて、熱伝導率が若干低下しているにもかかわらず、高品位な表面性状が得られているが、これは、ｃＢＮ成分におけるＢとＮのストイキオメトリーが、Ｂが過剰な組成にずれたために、加工物との擦過部で、潤滑性に優れるＢ_２Ｏ_３が生成し、摩擦熱を低下させたためと推定している。
一方、ｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が、１．２５と１．２０を超えている試料番号７５の試料は、加工変質層の生成量、及び残留応力特性についても、逆に低下しているが、これは、ｃＢＮ格子間の原子結合に関与しない余剰な、Ｂ成分の存在により、耐摩耗性が低下したこと、および調和振動が乱されたためと推定される。

実施例２の試料２８で使用した超硬バックメタルを有するｃＢＮ焼結体素材を、３種類のロー材を使用して、７００℃〜１，０００℃で真空雰囲気内での超硬基材への接合を行い、実施例２と同じチップ形状、刃先処理、耐熱膜を被覆した各種ｃＢＮ焼結体切削工具を表６に示す。
試料番号７６〜９３の試料は、重量でＡｇ：７６％，Ｃｕ：２３％，Ｔｉ：１％の組成からなるロー材、或いは、このロー材に平均粒径で５〜２００μｍのｃＢＮ、ダイヤモンド、ないしはＷＣ、Ｗを分散させたものである。試料番号９４の試料は、重量でＡｇ：７０％，Ｃｕ：２９％，Ｔｉ：１％の組成のロー材を、試料番号９５の試料は、重量でＡｇ：６５％，Ｃｕ：３２％，Ｔｉ：２％，Ｚｒ：１％の組成のロー材を使用した。

ロー材部の熱伝導率については、ロー材部の外周を研削で除去し、ロー材部単体とした後、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。
そして、実施例２と同じく、前記の工具の刃先処理の加工後、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉに対するＡｌの原子比Ａｌ／Ｔｉが１であるＴｉＡｌＮの耐熱膜を被覆し、実施例２と同じ、切削条件での加工変質層の生成評価を行った。

※１
切削時間１５０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間１５０分後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
※３
切削時間１５０分後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

表６に示すように、試料番号７６〜９５に示した試料は、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具であるが、特に、試料番号７８〜８１、及び９４に示したように、２２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するロー材で構成され、ロー付け層の厚みが０．０２ｍｍ以上０．２ｍｍ以下であり、かつロー層内に０．５ｍｍを超える長径を有する空孔を含まないロー材を使用した工具が、加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高い。
更に、ロー付け層の内部に、平均粒径５〜１５０μｍ以下のｃＢＮないしはダイヤモンド粒子を体積で５％〜４０％含有し、２８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有する、試料番号８４〜８７、及び９１の本発明のｃＢＮ焼結体切削工具は、加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高い。

試料番号７６〜８２は、ロー材単体として２５０Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有するロー材であるが、ロー付け温度が低温である試料番号７６の試料は、ロー材の溶融とｃＢＮ焼結体素材、超硬基材との濡れが十分でなく、ロー材の回り込まない０．６ｍｍ以上の空孔が形成されたため、この空孔が熱障壁となり、熱伝導率が大きく低下したと推定される。
一方試料番号８２の試料では、ロー材が十分に溶融したが、過度に高温すぎる条件であったため、溶融したロー材の粘性が低下し、ｃＢＮ焼結体素材と超硬基材界面から流出してしまい、０．８ｍｍの大きな空孔が形成されてしまったと推定される。
試料番号８３〜９２の試料では、ロー材部に、熱伝導率とヤング率に優れる硬質粒子を分散させ、切削時のｃＢＮ焼結体部の刃先温度を低下させることを目的としている。しかし、試料番号８８〜９０の試料のように、添加材の粒径が大き過ぎたり、ロー材への添加量が多すぎると、ロー材の回り込みが不十分となり、逆に空孔欠陥を生じ、加工面の表面性状は改善されない。
また、硬質粒子の種類も、ロー材との濡れ性に影響を与え、ダイヤモンド粒子よりも、硬質粒子単体としては、熱伝導率に劣るｃＢＮ粒子の方が、ロー材との濡れ性に優れているものと思われ、ｃＢＮ粒子をロー材分散させた試料番号９１の試料が、特に優れる。

実施例２の試料番号２９で使用した本発明のｃＢＮ焼結体素材を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４０８に分類されるチップ形状の工具を用意し、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、表７に示す、膜厚１μｍの各種耐熱膜を被覆したｃＢＮ焼結体切削工具を作製し、下記の条件にて切削評価を行った。
その際、いずれのチップも、実施例２と同様に、超硬バックメタルを有するｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材に各種ロー材を用いて付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工前のｃＢＮ焼結体、及び超硬基材の厚みは、いずれの工具も０．８ｍｍであり、０．８ＲのノーズＲを有する工具のｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、３．２ｍｍ^２であった。ロー付けについては、重量でＡｇ：７６％，Ｃｕ：２３％，Ｔｉ：１％の組成からなるロー材を使用し、真空雰囲気中で、８５０℃で接合を行った。ロー材のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材部に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

いずれのチップもｃＢＮ焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。
耐熱膜の熱伝導率については、ＳＵＳ３０４板上に、厚さ１５μｍの耐熱膜を成膜し、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。
切削評価は、下記の条件で行った。
被削材：ＪＩＳ型番：Ｓ５５Ｃ外周加工（ＤＩＮ型番：Ｃ５５）、連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ４５
切削速度：Ｖ＝１５０ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．２ｍｍ
送り量：ｆ＝０．１ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：１５０ｍｉｎ
クーラント：なし

※１
切削時間１００ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間１００ｍｉｎ後のＫＴ摩耗量の測定値を表記した。
※３
切削時間１５０分後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
表７に示すように、試料番号９６〜１１５に示した試料は、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具であるが、特に、試料番号１００、１０４〜１１０、及び１１３〜１１５に示したように、３０Ｗ／ｍ・Ｋ以上４５Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有する耐熱膜を有する本発明のｃＢＮ焼結体切削工具は、加工変質層の生成が８μｍ以下と少なく、かつ長寿命であった。試料番号９６〜９９，１０１の試料は、耐熱膜の熱伝導率が２９Ｗ／ｍ・Ｋ以下であり、加工面で発生した切削熱が、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具へと流入するのを妨げるため、加工変質層の生成量が１１μｍ以上となっている。
一方、熱伝導率が４７Ｗ／ｍ・Ｋ以上である試料番号１０２，１０３，１１１，１１２では、加工面で発生した切削熱が、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具内部へと積極的に流入するため、クレーター摩耗の発達により欠損に至っている。

実施例７の試料番号１０９で使用した本発明のｃＢＮ焼結体工具を切削に関与する表面に有する、ＩＳＯ型番でＣＮＧＡ１２０４０８に分類されるチップ形状の工具を用意した。
その際いずれのチップも、超硬バックメタルを有しないソリッドｃＢＮ焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ焼結体すくい面とノーズＲ部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後のｃＢＮ焼結体の厚みは、いずれのチップも０．８ｍｍであり、０．８ＲのノーズＲを有するチップのｃＢＮ焼結体素材底面部のロー付け面積は、３．２ｍｍ^２であった。ロー付けは、Ａｇ：７６ｗｔ％，Ｃｕ：２１ｗｔ％，Ｚｒ：１ｗｔ％，Ｔｉ：２ｗｔ％の組成であり、８５０℃で接合を行った。ロー材のロー層の厚みは、いずれの試料も０．０５ｍｍであり、ロー材内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。
いずれのチップもｃＢＮ基焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、ｃＢＮ基焼結体すくい面とノーズＲ部の加工を実施したが、その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を−２５°の角度で、幅０．１３ｍｍのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、−５°，−５°，５°，５°，５°，−５°となるようにした。

次に、前記の刃先形状の加工後、実施例７の試料番号１０９の本発明のｃＢＮ焼結体工具と同様に、アークイオンプレーティング式のＰＶＤにより、膜厚１μｍのＴｉとＡｌとＶの割合が、それぞれ８５ａｔ％，１０ａｔ％，５ａｔ％であるＴｉＡｌＶＮの耐熱膜を被覆した。
最後に研削により、切削に関与する部位において、ノーズＲ、切り込みｄ、送り量ｆ、横すくい角αｂ、切れ刃傾き角αｓ、としたときに、
Ｑ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^−１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓαｂ）
で定義される切削断面積Ｑに対する０％以上８０％以下の面積を有する領域の耐熱膜を除去した、表８に示す１８種類の試料を作製した。
これらのサンプルを、各種クーラントを使用して、下記の条件にて切削評価を行った。
被削材：ＪＩＳ型番：ＳＣＭ４２０外周加工（ＤＩＮ型番：２５ＣｒＭｏ４）、連続加工
被削材硬度：ＨＲｃ５８
切削速度：Ｖ＝１２０ｍ／ｍｉｎ．
切り込み：ｄ＝０．２ｍｍ
送り量：ｆ＝０．１ｍｍ／ｒｅｖ．
切削時間：８０ｍｉｎ
クーラント：
（１）エマルジョン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット９６）
（２）オイルミスト（製造元：フジＢＣ技研、商品名：ブルーベＬＢ−１）

※１
切削時間６０ｍｉｎ後のＶＢ摩耗量の測定値を表記した。
※２
切削時間６０ｍｉｎ後のＫＴ摩耗量の測定値を表記した。
※３
切削時間８０分後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール＋５ｗｔ％硝酸）でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。
※４
切削時間８０分後の加工面を、微小部Ｘ線応力測定装置によるｓｉｎ２Ψ法（並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

表８に示すように、試料番号１１６〜１３４に示した試料は、本発明のｃＢＮ焼結体切削工具であるが、特に、工具逃げ面、あるいは工具すくい面の耐熱膜の
Ｑ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^−１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓαｂ）
で定義される切削断面積Ｑに対する０％以上８０％以下の面積を除去した、試料番号１１８〜１２１、１２３〜１２６及び１２８〜１３４の試料は、いずれも、耐熱膜を除去していない本発明のｃＢＮ焼結体切削工具と比較して、加工変質層の生成量が少なく、残留応力も高圧縮応力が付加されていた。これは、加工面で発生した切削熱が、耐熱膜よりも、大幅に熱伝導率に優れる本発明のｃＢＮ焼結体素材と直接擦過するため、切削熱が効率的に放熱されたためと推定される。
耐熱膜の一部を除去した前記の本発明のｃＢＮ焼結体切削工具の中でも、特に逃げ面の耐熱膜の一部を除去した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具は、すくい面の耐熱膜を除去した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具と比較し、長寿命であった。

すくい面の耐熱膜を除去した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具は、逃げ面の耐熱膜を除去した本発明のｃＢＮ焼結体切削工具よりも、欠損までの寿命が低下している。これは、逃げ面のＶＢ摩耗が平面的な摩耗であるのと異なり、すくい面のＫＴ摩耗は、クレーター状に発達するため、このＫＴ摩耗の発達により刃先エッジ部の楔角が減少するため欠損を引き起こしやすく、すくい面の耐熱膜が除去されたことにより、ＫＴ摩耗の発達が加速されたためと推定される。
オイルミスト量の吐出量が１ｃｃ〜３００ｃｃ／時間の試料１３１〜１３３では、クーラントを使用していない試料１２８と同じＶＢ摩耗量であるにもかかわらず、加工変質層の生成が少なく、残留する圧縮応力の値も高い。

これは、オイルミストを適量吐出することにより、工具と加工物の界面にオイルミストが侵入し、摩擦を低減することにより、切削時の発熱が抑制されるためと推定される。一方、オイルミストの吐出量が１ｃｃ／時間未満の試料１３０や３００ｃｃ／時間を超えている試料１３４では、試料１３１〜１３３ほどの表面性状改善効果が見られていないが、これは、吐出量が少なすぎる場合には、オイルミストの潤滑効果が発揮されず、多すぎる場合には、オイルミスト粒子の凝集により、工具と加工物の界面への浸入が難しくなるためと推定される。

本発明に係るｃＢＮ焼結体切削工具の一例を示す図である。（ａ）は斜視図、（ｂ）はｃＢＮ焼結体の部分拡大図である。 本発明に係るｃＢＮ焼結体切削工具の切削に関する部位を説明するための図である。（ａ）はｃＢＮ焼結体切削工具を、（ｂ）は前逃げ角αｏｆを、（ｃ）は前逃げ角αｏｆ及び切れ刃傾き角αｓを、（ｄ）横すくい角αｂ及び横逃げ角αｏｓを、（ｅ）は歯先の拡大図を示す図である。

符号の説明

１ ｃＢＮ焼結体
２ 耐熱膜
３ 支持体
４ ロー材部
１０ ｃＢＮ焼結体切削工具

Claims (10)

1. 体積％で、６０％以上９５％以下のｃＢＮ成分を有し、かつ熱伝導率が７０Ｗ／ｍ・Ｋ以上のｃＢＮ焼結体の最表面が、４ａ，５ａ，６ａ族元素、及びＡｌの中から選択される少なくとも１種以上の元素と、Ｃ，Ｎ，Ｏの中から選択される少なくとも１種以上の元素の化合物からなる０．５μｍ〜１２μｍの厚みを有する耐熱膜で被覆されていることを特徴とする高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体。
2. 体積％で、７２％以上９５％以下のｃＢＮ成分を有するｃＢＮ焼結体であって、該ｃＢＮ焼結体の熱伝導率が８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上であり、結合材成分として４ａ，５ａ，６ａ族元素の窒化物、炭化物、炭窒化物から選択される少なくとも１種と、前記結合材中の割合が重量％で２０％以下のＡｌ化合物を有し、前記ｃＢＮ成分以外の成分においてＣとＮのモル数の和に対する４ａ，５ａ，６ａ族元素のモル数の和Ｍとの比が１．３以上１．６以下のｃＢＮ焼結体の最表面が、４ａ，５ａ，６ａ族元素、及びＡｌの中から選択される少なくとも１種以上の元素と、Ｃ，Ｎ，Ｏの中から選択される少なくとも１種以上の元素の化合物からなる０．５μｍ〜１２μｍの厚みを有する耐熱膜で被覆されていることを特徴とするｃＢＮ焼結体。
3. 前記ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ粒子の平均粒径が２μｍ以上４μｍ以下であり、該ｃＢＮ成分中にＬｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇの中から選択される少なくとも１種以上の元素、炭素及び酸素が含有され、該ｃＢＮ成分に対する含有されている前記Ｌｉ，Ｓｉ，Ａｌ，Ｃａ，Ｍｇの中から選択される少なくとも１種以上の元素及び炭素の和が、重量％で０．０２％以上０．２％以下であり、該ｃＢＮ成分に対する酸素量が重量％で０．１７％以下である高純度ｃＢＮ成分からなり、かつ８５Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする請求項１又は２に記載のｃＢＮ焼結体。
4. 前記ｃＢＮ焼結体を構成しているｃＢＮ成分中のＮに対するＢのモル比が１．１５以上１．２０以下であることを特徴とする請求項１〜３のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体。
5. 前記耐熱膜が３０Ｗ／ｍ・Ｋ以上４５Ｗ／ｍ・Ｋ以下の熱伝導率を有することを特徴とする請求項１〜４のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体。
6. 前記請求項１〜５のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体が一体焼結もしくはロー材を介して超硬合金、サーメット、セラミックス、もしくは鉄系材料からなる支持体に接合されているｃＢＮ焼結体切削工具であって、ｃＢＮ焼結体部及びロー材部が８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体切削工具。
7. 前記ロー材部が、ＴｉとＺｒから選択される少なくとも１種以上と、Ａｇ，Ｃｕの中から選択される１種以上とを含有し、２２０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有するロー材で構成され、ロー材部の厚みが０．０２ｍｍ以上０．２０ｍｍ以下であり、かつロー材内に０．５ｍｍを超える長径を有する空孔を含まないことを特徴とする請求項６に記載のｃＢＮ焼結体切削工具。
8. 前記ロー材部の内部に、平均粒径５以上１５０μｍ以下のｃＢＮ粒子ないしはダイヤモンド粒子を体積で５％〜４０％含有し、２８０Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することを特徴とする請求項６又は７に記載のｃＢＮ焼結体切削工具。
9. 前記ｃＢＮ焼結体切削工具の切削に関与する部位において、ノーズＲ、切り込みｄ、送り量ｆ、横すくい角αｂ、切れ刃傾き角αｓとしたときに、
   Ｑ＝｛Ｒ^２・ｔａｎ^−１［ｆ／ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）］＋０．２５ｆ・ｓｑｒ（４Ｒ^２−ｆ^２）＋ｆ（ｄ−Ｒ）｝／（ｃｏｓαｓ・ｃｏｓαｂ）
   で定義される切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域の前記耐熱膜が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体が直接接触していることを特徴とする請求項６〜８のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具。
10. 前記ｃＢＮ焼結体切削工具の工具逃げ面の切削に関与する部位において、前記切削断面積Ｑに対する１０％以上８０％以下の面積を有する領域の耐熱膜が除去され、切削時に被削材とｃＢＮ焼結体とが直接接触していることを特徴とする請求項６〜９のいずれか一に記載のｃＢＮ焼結体切削工具。

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