JPWO2011105420A1 - 切削工具 - Google Patents

Abstract

【課題】 摩耗の進行を遅延させて耐摩耗性に優れる切削工具を提供する。【解決手段】 基体６の表面に被覆層（７、８、９、１０、１１、１２、１４）を多層に形成しており、被覆層の最表層１４がＴｉ（ＣｘＮｙＯｚ）ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）層からなるとともに逃げ面中央部３ａにおける最表層１４の厚みが最表層１４の表面粗さ（Ｒａ）よりも小さい切削工具であり、最表層１４が被削材と接触することによってベラーグを生成させて、摩耗の進行を抑制する。【選択図】 図２

Description

本発明は、例えば、ねずみ鋳鉄を加工する際に優れた耐摩耗性を発揮する切削工具に関する。

切削工具として、超硬合金やサーメット等の基体の表面に被覆層を成膜して、耐摩耗性、摺動性、耐欠損性を向上させたコーティング超硬合金が広く使われている。

例えば、特許文献１では、超硬合金基体の表面に、ＴｉＮやＴｉＣＮの下部層とＡｌ_２Ｏ_３層の上部層を３〜３０μｍ厚みで成膜した後、ＴｉＯ_Ｖ層の最表面下地層を０．１〜３μｍと、ＴｉＣＮＯ（Ｏは前記最表面下地層から拡散した酸素）層を０．０５〜２μｍとの順に積層した構成の硬質被覆層を形成した切削工具が開示され、ステンレス鋼や軟鋼などの粘性の高い被削材の切粉に対する親和性が低くて、耐溶着性に優れていることが記載されている。

また、特許文献２や特許文献３では、上記構成に類似する被覆層を成膜した後で、被覆層の表面を研磨加工して被覆層の表面を滑らかにする方法が開示されている。

さらに、特許文献４では、ＴｉＢＯＮ層のような被覆層を具備するコーティング工具を用いるとともに、高濃度の酸素を含むガスを加工部に供給して切削加工を行うことにより、工具の刃先と加工物との間にベラーグ等の酸化物を生成させて、この生成した酸化物が保護膜として作用する結果、工具摩耗が低減できることが開示されている。

特開２００１−０７１２０３号公報 特開２００８−０５５５８１号公報 特開２００６−２９７５８５号公報 特開２００４−２７６２２８号公報

しかしながら、特許文献１の構成では、すくい面においては切粉に対する耐溶着性が向上するものの逃げ面における摩耗の進行は抑制できず、また、ねずみ鋳鉄を切削加工した場合には衝撃によってＴｉＯ_Ｖ層の最表面下地層とＴｉＣＮＯ層が破壊欠損してしまうという問題があった。

また、特許文献２、３のように被覆層を成膜した後で被覆層の表面を研磨する方法では、被覆層の表面に存在していたＴｉＯ_ｘ層やＴｉＣＮＯ層等の表面層が研磨によって摩滅してしまい、表面層の効果が失われてしまうという問題があった。

さらに、特許文献４のように高酸素濃度のガスを吹き付けながら切削加工する方法では、被覆層の表面に酸化物の生成を促すことはできるものの、被覆層の内部も酸化されて酸化摩耗が進行してしまい、被覆層の耐摩耗性は必ずしも改善されるわけではなかった。

本発明では、例えば、ねずみ鋳鉄を切削加工する際に良好な耐摩耗性が得られる切削工具を提供することを目的とする。

本発明の切削工具は、基体の表面に被覆層を多層に形成しており、該被覆層の最表層がＴｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）層からなるとともに、逃げ面中央部における前記最表層の厚みが該最表層の表面粗さ（Ｒａ）よりも小さいものである。

ここで、上記構成において、前記逃げ面中央部における前記最表層の厚みが０．０１〜０．１μｍであり、表面粗さ（Ｒａ）が０．１〜０．５μｍであることが望ましい。

また、前記逃げ面中央部における前記最表層の表面粗さ（Ｒａ）がすくい面における前記最表層の表面粗さ（Ｒａ）よりも粗いことが望ましい。

さらに、切刃先端における前記最表層の厚みが前記逃げ面中央部における前記最表層の厚みよりも薄いか、または前記切刃先端において前記最表層が存在しないものであってもよい。

また、上記切削工具の好適な構成としては、超硬合金基体の表面に被覆層を形成したネガティブ型で、
前記被覆層は総厚み９〜２５μｍで、基体側からＴｉＣＮ層、Ａｌ_２Ｏ_３層、および表面層のＴｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）を具備しており、
上面と側面との交差稜線部に形成される切刃が、主切刃、副切刃、さらい刃を１セットとして複数セット形成されているとともに、すくい面の前記切刃に続く位置にランド部が形成され、
前記副切刃に続く副切刃ランド部は、前記上面の中央部に向かうにしたがって下面に近づくように傾斜しているものであってもよい。

ここで、前記切刃には、すくい面側で見て０．０５〜０．０９ｍｍのホーニングが形成されていてもよい。

また、前記ホーニングが、主切刃、副切刃、さらい刃の順に小さくなっていてもよい。

さらに、前記主切刃ランド部は、前記上面の中央部に向かうにしたがって下面に近づくように傾斜しているとともに、前記副切刃ランド部の傾斜角度は、前記主切刃に対応する主切刃ランド部の角度に比べて大きくてもよい。

また、前記主切刃ランド部の傾斜角と前記副切刃ランド部の傾斜角との角度差が３〜１０°であってもよい。

さらに、前記さらい刃が前記主切刃よりも突出して形成されて、前記副切刃は前記さらい刃から前記主切刃に向かって前記下面に近づくように傾斜していてもよい。

また、前記主切刃と前記副切刃との間に曲線状の第１のコーナ切刃を有し、前記副切刃と前記さらい刃との間に曲線状の第２のコーナ切刃を有してもよい。

さらに、平面視において、前記第１のコーナ切刃の曲率半径は前記第２のコーナ切刃の曲率半径に比べて大きくてもよい。

本発明の切削工具によれば、被覆層の最表層であるＴｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）層が凹凸のある表面に極薄く形成されるので、最表層が簡単に摩滅や剥離することなく、安定して存在する。そして、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）層はねずみ鋳鉄の構成成分であるＳｉ、Ｍｎ、Ａｌ、Ｃｒ、Ｍｏ等が酸化物となってベラーグを生成することを促し、このベラーグ（ｂｅｌａｇ：酸化物系保護層）は被覆層を保護して耐摩耗性を向上させる効果があるので、上記最表層の存在によってねずみ鋳鉄の切削加工において耐摩耗性が向上する。

本発明の切削工具の第１の好適例であるインサートの一例について、（ａ）概略斜視図、（ｂ）要部拡大断面図である。 本発明の切削工具を用いて、ねずみ鋳鉄を切削した際のノーズ切刃近周辺の摩耗状態を示す写真である。 本発明の第２の好適な実施形態に係るインサートを示す全体斜視図である。 （ａ）は、図３に示すインサートの上面図であり、（ｂ）は、その側面図である。 図４（ａ）に示すインサートの部分拡大図である。 （ａ）は、図５のＡ−Ａ線概略断面図であり、（ｂ）は、図５のＢ−Ｂ線概略断面図である。 図３〜７のインサートをホルダに装着した切削工具を示す側面図である。 図７に示す切削工具の部分拡大図である。

本発明の切削工具の第１の好適例であるインサートの一例について、図１の概略斜視図および要部拡大断面図を基に説明する。

図１のインサート１は、すくい面２と逃げ面３との交差稜線部が切刃４を構成しているとともに、基体６の表面に、Ｔｉの炭化物、窒化物、炭窒化物、炭酸化物、窒酸化物および炭窒酸化物のうちの１層以上と、α型結晶構造のＡｌ_２Ｏ_３層（以下、単にＡｌ_２Ｏ_３層と略す。）１２と、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）層からなる最表層１４とが順に積層された被覆層が形成されている。なお、図１のインサート１は、板状で主面が概略正方形形状（ＣＮＭＡ／ＣＮＭＧ）からなる。

そして、最表層１４の逃げ面中央部３ａにおける厚みが表面粗さ（Ｒａ）よりも小さい構成となっている。この構成により、最表層１４であるＴｉＣＮＯ層またはＴｉＣＯ層が凹凸のある表面に極薄く形成されるので、最表層１４が簡単に摩滅や剥離することなく安定して存在するとともに、図２に示すように、ねずみ鋳鉄の構成成分であるＳｉ、Ｍｎ、Ａｌ、Ｃｒ、Ｍｏ等が酸化物となってベラーグを生成することを促し、ねずみ鋳鉄の切削加工において耐摩耗性を向上させることができる。ベラーグ生成の効果は、最表層１４が切削により除去される前の最表層１４が被削材によって激しく擦られる段階で特に効果が大きい。なお、最表層１４は切削時に摩耗して連続した被覆層として存在しない状態となるが、最表層が残存する部分についてはベラーグ生成の効果による切削性能の向上については継続する。

ここで、逃げ面中央部３ａにおける最表層１４の厚みが０．０１〜０．１μｍであり、表面粗さ（Ｒａ）が０．１〜０．５μｍであることが、最表層１４の耐摩耗性および耐チッピング性を高める点で望ましい。また、逃げ面中央部３ａにおける最表層１４の厚み／表面粗さ（Ｒａ）の比率は０．２〜０．３であることが、ベラーグの生成効果による耐摩耗性向上の点で望ましい。

また、逃げ面中央部３ａにおける最表層１４の表面粗さ（Ｒａ）がすくい面頂面（最上面）部２ａにおける最表層１４の表面粗さ（Ｒａ）よりも粗いことが、すくい面２における切屑排出性を高めることができるとともに、逃げ面３におけるベラーグの生成を促進する点で望ましい。なお、すくい面２においては、表面粗さが小さくても切屑が接触することによりベラーグが生成しやすい状態にある。

さらに、切刃４における最表層１４の厚みが逃げ面中央部３ａにおける最表層１４の厚みよりも薄いか、または切刃４において最表層１４が存在しないものであってもよく、かかる構成であれば、鋳鉄加工特有の湯口の切削などの衝撃がかかる不連続切削において、切刃4つまりホーニング加工を施されている部分やランド部付近の最表層１４に起因する膜の破壊が起こる頻度を低減するという効果がある。

なお、Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）層は白紫色から灰紫色を示すため、インサート１の表面が有色となりインサート１を使用したときに最表層１４が摩耗して使用済みかどうかの判別がつきやすく、また、摩耗の進行を容易に確認できる。

次に、最表層１４の下（基体６）側に形成されるＡｌ_２Ｏ_３層１２について説明する。Ａｌ_２Ｏ_３層１２を構成するＡｌ_２Ｏ_３結晶はα型結晶構造であることが望ましく、かつ基体6の表面に対して垂直な方向から見た平均結晶幅が０．０５〜０．７μｍであることが、耐摩耗性の点で望ましいものである。

また、Ａｌ_２Ｏ_３層１２の基体６側に形成される被覆層は、ＴｉＣ、ＴｉＮ、ＴｉＣＮ、ＴｉＣＮＯ、ＴｉＣＯ、ＴｉＮＯの群から選ばれる１層以上が好適に用いられ、耐摩耗性および耐欠損性が向上する。本実施態様によれば、具体的な構成として、基体６の直上には第１層としてＴｉＮ層７が形成され、第２層としてＴｉＣＮ層８−１０が形成されている。ＴｉＣＮ層８−１０としては、アセトニトリル（ＣＨ_３ＣＮ）ガスを原料として含み成膜温度が７８０〜９００℃と比較的低温で成膜した柱状結晶からなる、いわゆるＭＴ−ＴｉＣＮ層８，９と、成膜温度が９５０〜１１００℃と高温で成膜した、いわゆるＨＴ−ＴｉＣＮ層１０とが順に成膜された構成であることが望ましい。さらに、ＭＴ−ＴｉＣＮ層８，９は、平均結晶幅が０．５μｍ未満と微細な微細柱状結晶からなる微細ＭＴ−ＴｉＣＮ層と８、平均結晶幅が０．５〜２μｍと比較的大きい粗大柱状結晶からなる粗大ＭＴ−ＴｉＣＮ層９との積層からなることが望ましい。これによって、Ａｌ_２Ｏ_３層１２との密着力が高まり、被覆層の剥離やチッピングを抑えることができる。

また、ＨＴ−ＴｉＣＮ層１０の上部または全部は、成膜工程で酸化されて、Ｔｉ原子を４０〜５５原子％と、酸素（Ｏ）を１５〜２５原子％と、炭素（Ｃ）を２５〜４０原子％と、残部が窒素（Ｎ）とのＴｉＣＮＯ層に変化して、厚み０．０５〜０．５μｍの中間層１１を形成していることが望ましい。これによって、平均粒径０．０５〜０．７μｍのα型結晶構造のＡｌ_２Ｏ_３結晶からなるα型Ａｌ_２Ｏ_３層１２をより容易に作製することができる。

なお、各層の厚みおよび各層を構成する結晶の性状は、インサート１の断面における電子顕微鏡写真（走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）写真または透過電子顕微鏡（ＴＥＭ）写真）を観察することにより、測定することが可能である。

一方、インサート１の基体６は、炭化タングステン（ＷＣ）と、所望により周期表第４、５、６族金属の炭化物、窒化物、炭窒化物の群から選ばれる少なくとも１種と、からなる硬質相を、コバルト（Ｃｏ）やニッケル（Ｎｉ）等の鉄属金属からなる結合相にて結合させた超硬合金やＴｉ基サーメット、またはＳｉ_３Ｎ_４、Ａｌ_２Ｏ_３、ダイヤモンド、立方晶窒化ホウ素（ｃＢＮ）等のセラミックスのいずれかが好適に使用できる。中でも、インサート１を切削工具として用いる場合には、基体６は、超硬合金またはサーメットからなることが耐欠損性および耐摩耗性の点で望ましい。また、用途によっては、基体６は炭素鋼、高速度鋼、合金鋼等の金属からなるものであっても良い。

（第２の実施態様）
本発明の切削工具の第２の好適例について、図３〜図７のインサート、および図８、９のこのインサートをホルダに装着した切削工具の概略図を参照して詳細に説明する。図３に示すように、インサート１００は、略多角形板状の本体部を備えている。

本体部は、上面のすくい面１２０と、下面の着座面１３０と、側面の逃げ面１４０と、を有している。すくい面１２０と逃げ面１４０との交線部には、切刃１５０が形成されている。本体部の中央には、すくい面１２０から着座面１３０に向かって本体部を貫通する取付ねじ当接部１８０が形成されている。

インサート１００は、すくい面１２０および着座面１３０の両面をそれぞれすくい面として使用可能なネガティブ型のインサートであり、基本的に、逃げ面１４０はすくい面１２０および着座面１３０とは９０°をなすが、逃げ面１４０に逃げ角が付与されて、逃げ面１４０とすくい面１２０および着座面１３０とのなす角が９０°より小さくて、逃げ面１４０が凹曲面をなしていても良い。

本体部の形状は、平面視において、例えば、三角形、四角形、五角形、六角形、八角形等の当業者が通常インサートに使用する形状であればよく、角数が増えるほど使用できる切刃の数が増えるとともに、着座面の接地面積が増してインサート１００の拘束力が向上する。反面、角数が増えると、一辺の長さが短くなることから小径のインサートにおいては大きな切込みに対応できなくなってしまうため、そのバランスを調整する必要がある。本実施形態では、５つの長辺を有する略五角形の形状が用いられている。つまり、インサート１００は１０コーナ使いのインサートである。

切刃１５０は、主切刃１５１と、さらい刃１５２と、主切刃１５１とさらい刃１５２との間に配置される副切刃１５３とを有する。さらに、本実施形態においては、図４（ａ）に示すように、主切刃１５１と副切刃１５３との間に第１コーナ切刃１５４が形成され、副切刃１５３とさらい刃１５２との間に第２コーナ切刃１５５が形成されている。

主切刃１５１は、切削時、最初に被削材に接触して切屑を生成させる役割を果たす刃であり、ねずみ鋳鉄を切削する際にはその表面に存在する黒皮に衝突する部分である。主切刃１５１は、切刃１５０（１５１〜１５５）のうちで最も長くなるように構成されるとともに、本実施形態の図３および図４（ａ）の平面視に示すように直線状であってもよく、曲線状（円弧状）であってもよい。また、主切刃１５１は、図４（ｂ）の側面視に示すように、隣り合う副切刃１５３から離れるにしたがって着座面１３０側に傾斜しており、ホルダ装着時にホルダの回転中心軸に対してアキシャルレーキがつく。また、主切刃１５１は、図４（ｂ）の側面視に示すように着座面１３０に向かって凹状であるとともに、その両端を結ぶ直線を引いたときに、副切刃１５３と接する側からさらい刃１５２に接する端部側に向かって直線が着座面１３０側に傾斜するように形成されている。なお、主切刃１５１の途中には、切削抵抗の低減の観点から主切刃１５１を分断するようなニック（溝部）を設けてもよい。さらに、図５等に示すように、すくい面１２０上には主切刃１５１に対応して位置するブレーカ溝１７０が形成されていてもよい。

さらい刃１５２は被削材の仕上げ面粗度向上を主目的として形成される。さらい刃１５２は、図３および図４（ａ）の平面視図に示すように直線状であり、図４（ｂ）の側面視に示すように副切刃１５３に近づくにしたがって上方（着座面側の反対側）に傾斜している。

副切刃１５３は、主切刃１５１より外周切刃角の大きい切刃であり、例えば、主切刃１５１の切削抵抗を低減したり主切刃１５１の損傷を抑制したりする等の主切刃１５１による切削を補助する目的で配置される。副切刃１５３は、図４（ｂ）の側面視に示すように、さらい刃１５２から主切刃１５１に向かうにしたがって下方に傾斜していることが好ましく、これによって、副切刃１５３はインサート１００をホルダに取り付けた状態で正のアキシャルレーキを有する。なお、副切刃１５３は主切刃１５１とさらい刃１５２との間に位置するが、複数の副切刃を有してもよい。

また、図４（ａ）の平面視に示すように、主切刃１５１のホルダ１９１の回転中心軸に平行な線Ｌと各切刃のなす角度で表される外周切刃角は、主切刃１５１の外周切刃角αが０°〜６０°、副切刃１５３の外周切刃角βが６０°〜８０°で設定される。なお、「外周切刃角」とは、インサート１００をホルダ１９１に取付けた場合に、ホルダ１９１の回転中心軸Ｓに対する切刃の傾斜角をいう。また、例えば、切刃１５０の損傷・欠損を考慮すると、副切刃１５３の外周切刃角βが主切刃１５１の外周切刃角αに対して２倍を超える大きさに設定されることが好ましい。

ここで、例えば、主切刃１５１と副切刃１５３との長さの割合は、２：１〜１０：１、好ましくは２：１〜６：１となるように設定される。また、さらい刃１５２と副切刃１５３との長さの割合は、１：１〜６：１となるように設定されることが望ましい。

また、第１コーナ切刃１５４および第２コーナ切刃１５５は、平面視において、いずれも曲線状であり、第１コーナ切刃１５４の曲率半径が、第２コーナ切刃１５５の曲率半径より大きくなるように形成されている。これにより、主切刃１５１および副切刃１５３からそれぞれ生成される切屑間の厚みの大幅な変動が抑制され、切屑の形状のコントロールが可能になる。なお、第１コーナ切刃１５４および第２コーナ切刃１５５を、直線状にしてもよい。

すくい面１２０には、図３および図４（ａ）に示すように、切刃１５０に沿ってランド部１６０が形成されている。すなわち、図５に示すように各切刃１５１〜１５５に対応してランド部１６１〜６５が形成されている。具体的には、主切刃１５１に対応して位置するランド部である主切刃ランド部１６１と、さらい刃１５２に対応して位置するランド部であるさらい刃ランド部１６２と、そして副切刃１５３に対応して位置するランド部である副切刃ランド部１６３と、第１コーナ切刃１５４に対応して位置するランド部である第１コーナ切刃ランド部１６４と、第２コーナ切刃１５５に対応して位置するランド部である第２コーナ切刃ランド部１６５と、が形成されている。各ランド部１６１〜６５のそれぞれの幅については、各切刃１５１〜１５５から生成される切屑の大きさ（厚み）をコントロールする観点から、主切刃ランド部１６１の幅と副切刃ランド部１６３の幅との割合が１：０．７〜１：１．３となるように設定することが好ましく、主切刃ランド部１６１の幅と副切刃ランド部１６３の幅との割合が略同一（１：１程度）であってもよい。

なお、本実施態様では、図６に示すように、主切刃ランド部１６１の幅Ｗ６１と、副切刃ランド部１６３の幅Ｗ６３とがＷ６１＝Ｗ６３の関係を有する。ランド部１６１〜６５の幅はそれぞれ略一定であることがより好ましい。また、図６（ｂ）に示すように、副切刃ランド部１６３が矢印ａ方向に示すすくい面１２０の中央部に向かうにしたがって下方に傾斜しており、切削時の切削抵抗を低減させることができて切削時の背分力を低減することができることから、切削時の振動が抑制されて良好な仕上げ面を得ることができる。

また、本実施形態においては、後述するように、副切刃ランド部１６３は傾斜角θ１を有して形成されている。副切刃ランド部１６３以外のランド部１６１、１６２、１６４、および１６５については、平坦であってもよく、あるいは下方に向かう方向か、又は上方に向かう方向の一方向に傾斜していてもよい。

なお、主切刃ランド部１６１は、図６（ａ）に示すように、切削抵抗の低減の点で、すくい面１２０の中央部に向かうにしたがって下方に傾斜する傾斜角θ２が大きいほど好ましいが、主切刃１５１の補強の点では傾斜角が小さいことが好ましく、バランスをとって調整される。

副切刃ランド部１６３は、好ましくは主切刃ランド部１６１より傾斜角が大きくなるように形成され、主切刃１５１と副切刃１５３との切削力のバランスを良好に保つことができ、切削時に振動（びびり現象）が生じるのを抑制することができる。具体的には、図６に示すように、副切刃１５３を通りインサート１００の中心軸（不図示）に直交する線Ｌ１を基準にした副切刃ランド部１６３の傾斜角をθ１、主切刃１５１を通りインサート１００の中心軸に直交する線Ｌ２を基準にした主切刃ランド部１６１の傾斜角をθ２としたとき、θ１およびθ２は、θ１＞θ２の関係を有している。θ１とθ２との差は３°〜１０°であることが好ましい。

主切刃ランド部１６１および副切刃ランド部１６３は、第１コーナ切刃ランド部１６４により接続されている。第１コーナ切刃１５４を通りインサート１００の中心軸に直交する線Ｌ３（不図示）を基準にした第１コーナ切刃ランド部１６４の傾斜角は、副切刃ランド部１６３から主切刃ランド部１６１に向かうにしたがって小さくなるように形成されている。これによって、切屑が不規則に変形、分断等されることなく、安定して排出される。具体的には、断面視において、第１コーナ切刃ランド部１６４は、副切刃ランド部１６３から主切刃ランド部１６１に向かうにしたがって立ち上がるように形成されている。

ここで、切刃１５０には、すくい面側で見て０．０５〜０．０９ｍｍのホーニングが形成されていることが、切刃１５０の欠損を抑制する点および切削加工面の面品位を高める（面を滑らかにする）点で望ましい。このとき、ホーニングは、主切刃１５１、副切刃１５３、さらい刃１５２の順に小さくなっていることによって、ねずみ鋳鉄の荒加工において、ねずみ鋳鉄の表面に存在する変質層（いわゆる黒皮）を切削する主切刃１５１においても欠損することがなく、かつ切削加工面を作るさらい刃１５２においては切削加工面の面品位を高めることができる。各切刃におけるホーニングの望ましい範囲は、すくい面側で見て主切刃１５１が０．０４〜０．１３ｍｍ、特に０．０６〜０．０９ｍｍ、副切刃１５３が０．０３〜０．１２ｍｍ、特に０．０５〜０．０７ｍｍ、さらい刃１５２が０．０２〜０．０９ｍｍ、特に０．０３〜０．０５ｍｍである。

ここで、上述したインサートを構成する素材としては、超硬合金基体の表面に総厚み９〜２５μｍの被覆層を形成した構成からなり、第１の実施態様と同じく、基体側からＴｉＣＮ層、Ａｌ_２Ｏ_３層、および表面層のＴｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）を具備した構成からなる。各層の望ましい厚みは、ＴｉＣＮ層の望ましい範囲は５．０〜１２．０μｍ、Ａｌ_２Ｏ_３層の望ましい範囲は３．０〜１２．０μｍ、表面層Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ層の望ましい範囲は０．０１〜０．２μｍである。これによって、切刃にサーマルクラックが発生してチッピングしやすいねずみ鋳鉄の高速フライス切削加工においても、本発明のインサートではサーマルクラックの発生および進行が遅くて、被覆層の耐チッピング性および耐摩耗性が良好であることから、寿命の長い切削工具となる。また、表面層Ｔｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ層はねずみ鋳鉄の切削加工においてベラーグを生成するので、被覆層表面における耐溶着性もよく優れた切削性能を発揮する。なお、Ａｌ_２Ｏ_３層はα型結晶から構成されることが望ましい。

次に、上記インサートをホルダに装着した実施形態について、図７および図８を参照して詳細に説明する。図７に示すように、本実施形態の切削工具１９０（転削工具）は、ホルダ１９１の外周先端部には複数のインサートポケット１９２が形成されており、各インサートポケット１９２内の各々の外周位置にインサート１００が取り付けられている。インサート１００は、回転方向の前側に上面（すくい面）１２０を向けて最外周に主切刃１５１が位置するように配置されて、取付ねじ当接部１８０（ねじ穴）に取付ねじ１９４を挿入し、取付ねじ１９４をホルダ１９１の取付面１９３に形成した雌ねじに螺合することにより、ホルダ１９１に装着される。そして、ホルダ１９１を回転させることによって、インサート１００の切刃１５０（１５１〜１５５）により切削が行われる。

また、図８（ｂ）の側面視に示すように、インサート１００は、６°程度の負のアキシャルレーキγを有してホルダ１９１に装着されている。また、主切刃１５１および副切刃１５３は、さらい刃１５２から離れるにしたがって下方に傾斜しており、ホルダ１９１の回転中心軸Ｓに対して、正のアキシャルレーキを有している。なお、主切刃１５１および副切刃１５３は、正のアキシャルレーキではなく負のアキシャルレーキを有していてもよい。

（製造方法）
また、本実施形態のインサートの製造方法の一実施形態について説明する。

まず、上述した硬質合金を焼成によって形成しうる金属炭化物、窒化物、炭窒化物、酸化物等の無機物粉末に、金属粉末、カーボン粉末等を適宜添加、混合し、プレス成形、鋳込成形、押出成形、冷間静水圧プレス成形等の公知の成形方法によって所定の工具形状に成形する。その後、得られた成形体を真空中または非酸化性雰囲気中にて焼成することによって上述した硬質合金からなる基体６を作製する。そして、上記基体の表面に所望によって研磨加工や切刃部のホーニング加工を施す。

次に、得られた基体６の表面に化学気相蒸着（ＣＶＤ）法によって被覆層を形成する。
まず、基体の直上に第１層としてＴｉＮ層を形成する。ＴｉＮ層の成膜条件としては、混合ガス組成として四塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスを０．５〜１０体積％、窒素（Ｎ_２）ガスを１０〜６０体積％の割合で含み、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを用い、成膜温度を８００〜９４０℃（チャンバ内）、圧力を８〜５０ｋＰａにて成膜される。

次に、第２層としてＴｉＣＮ層を形成する。ここでは、ＴｉＣＮ層が、平均結晶幅が小さい微細柱状結晶層と、この層よりも平均結晶幅が大きい粗柱状結晶層とのＭＴ−ＴｉＣＮ層と、ＨＴ−ＴｉＣＮ層との３層にて構成する場合の成膜条件について説明する。

ＭＴ−ＴｉＣＮ層のうちの微細柱状結晶層の成膜条件は、四塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスを０．５〜１０体積％、窒素（Ｎ_２）ガスを１０〜６０体積％、アセトニトリル（ＣＨ_３ＣＮ）ガスを０．１〜０．４体積％の割合で含み、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを用い、成膜温度を７８０〜９００℃、圧力を５〜２５ｋＰａとする。ＭＴ−ＴｉＣＮ層のうちの粗柱状結晶層の成膜条件は、四塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスを０．５〜４．０体積％、窒素（Ｎ_２）ガスを０〜４０体積％、アセトニトリル（ＣＨ_３ＣＮ）ガスを０．４〜２．０体積％の割合で含み、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを用い、成膜温度を７８０〜９００℃、圧力を５〜２５ｋＰａとする。

ＨＴ−ＴｉＣＮ層の成膜条件は、四塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスを０．１〜３体積％、メタン（ＣＨ_４）ガスを０．１〜１０体積％、窒素（Ｎ_２）ガスを０〜１５体積％の割合で含み、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを用い、成膜温度を９５０〜１１００℃、圧力を５〜４０ｋＰａとして成膜する。そして、チャンバ内を９５０〜１１００℃、５〜４０ｋＰａとし、四塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスを１〜５体積％、メタン（ＣＨ_４）ガスを４〜１０体積％、窒素（Ｎ_２）ガスを１０〜３０体積％、一酸化炭素（ＣＯ）ガスを４〜８体積％、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを調整して反応チャンバ内に１０〜６０分導入して成膜した後、続いて体積％で二酸化炭素（ＣＯ_２）ガスを０．５〜４．０体積％、残りが窒素（Ｎ_２）ガスからなる混合ガスを調整して反応チャンバ内に導入し、成膜温度を９５０〜１１００℃、５〜４０ｋＰａにて、二酸化炭素（ＣＯ_２）ガスを０．５〜１０体積％、残りが窒素（Ｎ_２）ガスからなる混合ガスを反応チャンバ内に１０〜６０分導入することによって、ＨＴ−ＴｉＣＮ層を酸化させてＴｉＣＮＯ層に変化させながら中間層を成膜する。なお、このＣＯ_２ガスを含む混合ガスを流す工程を経ることなく中間層を形成することもできるが、α型Ａｌ_２Ｏ_３層を構成する結晶を微細なものとするためには、ＣＯ_２ガスを含む混合ガスを流す工程を経ることが望ましい。

続いて体積％で二酸化炭素（ＣＯ_２）ガスを０．３〜４．０体積％、残りが窒素（Ｎ_２）ガスからなる混合ガスを調整して反応チャンバ内に導入し、成膜温度を１０００〜１１００℃、５〜４０ｋＰａにて、反応チャンバ内に５〜３０分導入することによって、被覆層表面の表面粗さを粗くする。そして、引き続き、α型Ａｌ_２Ｏ_３層を形成する。α型Ａｌ_２Ｏ_３層の成膜条件としては、三塩化アルミニウム（ＡｌＣｌ_３）ガスを０．５〜５．０体積％、塩化水素（ＨＣｌ）ガスを０．５〜３．５体積％、二酸化炭素（ＣＯ_２）ガスを０．５〜５．０体積％、硫化水素（Ｈ_２Ｓ）ガスを０〜０．５体積％、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスをチャンバ内に導入し、成膜温度を９５０〜１１００℃、圧力を５〜１０ｋＰａとして成膜することが望ましい。

さらに、α型Ａｌ_２Ｏ_３層の上層に最表層を形成する。四塩化チタン（ＴｉＣｌ_４）ガスを１〜１０体積％、メタン（ＣＨ_４）ガスを４〜１０体積％、窒素（Ｎ_２）ガスを０〜６０体積％の割合で含み、残りが水素（Ｈ_２）ガスからなる混合ガスを反応チャンバ内に導入し、チャンバの温度を９６０〜１１００℃、圧力を１０〜８５ｋＰａとして、成膜時間を1分〜１０分の間で成膜することで膜厚みを調整した後、続いて体積％で二酸化炭素（ＣＯ_２）ガスを０．５〜４．０体積％、残りが窒素（Ｎ_２）ガスからなる混合ガスを調整して反応チャンバ内に導入し、成膜温度を９５０〜１１００℃、５〜４０ｋＰａにて、反応チャンバ内に５〜３０分導入することによって、ＨＴ−ＴｉＣＮ層を酸化させてＴｉＣＮＯ層に変化させながら最表層を成膜する。Ｔｉに対する酸素の比率は、二酸化炭素（ＣＯ_２）ガスの濃度や酸化時間により調整する。

そして、所望により形成した被覆層の表面の少なくとも切刃部、望ましくは切刃部とすくい面を研磨加工する。この研磨加工により、切刃部およびすくい面が平滑に加工され、被削材の溶着を抑制して、さらに耐欠損性に優れた切削工具となる。

平均粒径１．５μｍの炭化タングステン（ＷＣ）粉末に対して、平均粒径１．２μｍの金属コバルト（Ｃｏ）粉末を６質量％の割合で添加、混合して、プレス成形により切削工具形状（ＣＮＭＧ１２０４１２）に成形した。得られた成形体について、脱バインダ処理を施し、０．５〜１００Ｐａの真空中、１４００℃で１時間焼成して超硬合金を作製した。さらに、作製した超硬合金に対して、ブラシ加工にてすくい面側について刃先処理（Ｒホーニング）を施した。

次に、上記超硬合金に対して、ＣＶＤ法により各種の被覆層を表１に示す成膜条件、および表２に示す層構成にて形成した。そして、被覆層の表面をすくい面側から３０秒間ブラシ加工して試料Ｎｏ．Ｉ−１〜Ｉ−８の表面被覆切削工具を作製した。

得られた工具について、走査型電子顕微鏡観察を行い、各層を構成する結晶の形状、平均粒径（または平均結晶幅）、厚みを見積もった。結果は表２に示した。

次に、このインサートを用いて以下の切削条件にて切削試験を行った。結果は表３に示した。
切削方法：端面加工
被削材 ：ＦＣ２５０
切削速度：４５０ｍ／分
送り ：０．３５ｍｍ／ｒｅｖ
切り込み：３．０ｍｍ
切削状態：乾式
評価方法：フランク摩耗が０．３ｍｍ以上となる時間（表中、工具寿命と記載。）とそのときの切刃の状態

表１〜３に示される結果から、最表層の厚みが被覆層の表面粗さよりも厚い試料Ｎｏ．Ｉ−５および最表層がＴｉＯ_２層である試料Ｎｏ．Ｉ−６では最表層が早期に剥離して、ベラーグの生成効果があまり見られなかった。また、最表層がＡｌ_２Ｏ_３層の試料Ｎｏ．Ｉ−７でも溶着が激しく、工具寿命が短く、これに対し、本発明の範囲内である試料Ｎｏ．Ｉ−１〜Ｉ−４では、ベラーグの生成効果によって耐摩耗性が向上する傾向にあった。

平均粒径１．０μｍの炭化タングステン（ＷＣ）粉末を主成分として、平均粒径１．２μｍの金属コバルト（Ｃｏ）粉末を８．５質量％、平均粒径１．１μｍの炭化タンタル（ＴａＣ）粉末を０．８質量％、平均粒径１．０μｍの炭化ニオブ（ＮｂＣ）粉末を０．１質量％の割合で添加し混合して、プレス成形により図３〜６の形状のインサート形状（型番：ＰＮＭＵ１２０５ＡＮＥＲ−ＧＭ）に成形した後、脱バインダ処理を施し、０．０１Ｐａの真空中、１４５０℃で１時間焼成して超硬合金を作製した。また、各試料のすくい面表面をブラスト加工、ブラシ加工等によって研磨加工した。さらに、作製した超硬合金にブラシ加工にて表４に示す大きさの刃先処理（ホーニング）を施した。ホーニングの測定方法としては投影機にてすくい面で測定を行った。

次に、上記超硬合金に対して、ＣＶＤ法により各種の被覆層を表４に示す成膜条件、および表５に示す層構成にて形成した。そして、被覆層の表面をすくい面側から３０秒間ブラシ加工して試料Ｎｏ．II−１〜８の表面被覆切削工具を作製した。

得られた工具について、走査型電子顕微鏡観察を行い、各層を構成する結晶の形状、平均粒径（または平均結晶幅）、厚みを見積もった。結果は表５に示した。

そして、この切削工具を用いて下記の条件により、断続切削試験を行い、耐欠損性を評価した。結果は表６に示した。
評価方法：表面フライス切削加工
被削材： ＦＣ２５０（４穴）
切削速度： ３００ｍ／ｍｉｎ
切込み： １．５ｍｍ
送り： ０．３ｍｍ／ｔｏｏｔｈ
切削状態 ： 乾式

表４〜６に示される結果から、最表層がＴｉＮ層からなる試料Ｎｏ．II−５では最表層が早期にチッピングが発生し、最表層の厚みが被覆層の表面粗さと同じ試料Ｎｏ．II−６では熱クラックが発生して欠損が発生し、最表層がＡｌ_２Ｏ_３層の試料Ｎｏ．II−７でも溶着が激しくて工具寿命が短く、最表層がＴｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ層のａが１よりも小さい試料Ｎｏ．II−８では最表層が早期にフレーキングが発生してベラーグの生成効果があまり見られなかった。

これに対し、本発明の範囲内である試料Ｎｏ．II−１〜４では、被覆層の耐摩耗性が高く、かつベラーグの生成効果によって耐摩耗性がさらに向上する傾向にあった。

１、１００ インサート
２ すくい面
２ａ すくい面頂面部
３ 逃げ面
３ａ 逃げ面中央部
４ 切刃
６ 基体
７ ＴｉＮ層
８、９ ＭＴ−ＴｉＣＮ層
１０ ＨＴ−ＴｉＣＮ層
１１ 中間層
１２ Ａｌ_２Ｏ_３層
１４ 最表層
１００ インサート
１２０ すくい面として機能する上面
１３０ 着座面として機能する下面
１４０ 逃げ面として機能する側面
１５０ 切刃
１５１ 主切刃
１５２ さらい刃
１５３ 副切刃
１５４ 第１コーナ切刃
１５５ 第２コーナ切刃
α 主切刃１５１の外周切刃角
β 副切刃１５３の外周切刃角
１６０ ランド部
１６１ 主切刃ランド部
１６２ さらい刃ランド部
１６３ 副切刃ランド部
１６４ 第１コーナ切刃ランド部
１６５ 第２コーナ切刃ランド部
Ｌ１ 副切刃１５３を通りインサート１００の中心軸に直交する線
Ｌ２ 主切刃１５１を通りインサート１００の中心軸に直交する線
θ１ 副切刃ランド部１６３の傾斜角
θ２ 主切刃ランド部１６１の傾斜角
１７０ ブレーカ溝
１８０ 取付ねじ当接部
１９０ 切削工具（転削工具）
１９１ ホルダ
１９２ インサートポケット
１９３ 取付面
１９４ 取付ねじ

Claims (12)

1. 基体の表面に被覆層を多層に形成しており、該被覆層の最表層がＴｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）層からなるとともに、逃げ面中央部における前記最表層の厚みが該最表層の表面粗さ（Ｒａ）よりも小さい切削工具。
2. 前記逃げ面中央部における前記最表層の厚みが０．０１〜０．１μｍであり、表面粗さ（Ｒａ）が０．１〜０．５μｍである請求項１記載の切削工具。
3. 前記逃げ面中央部における前記最表層の表面粗さ（Ｒａ）がすくい面における前記最表層の表面粗さ（Ｒａ）よりも粗い請求項２記載の切削工具。
4. 切刃先端における前記最表層の厚みが前記逃げ面中央部における前記最表層の厚みよりも薄いか、または前記切刃先端において前記最表層が存在しない請求項１乃至３のいずれか記載の切削工具。
5. 超硬合金基体の表面に被覆層を形成したネガティブ型で、
   前記被覆層は総厚み９〜２５μｍで、基体側からＴｉＣＮ層、Ａｌ_２Ｏ_３層、および表面層のＴｉ（Ｃ_ｘＮ_ｙＯ_ｚ）_ａ（ｘ＋ｙ＋ｚ＝１、０≦ｘ≦０．６、０≦ｙ≦０．６、０．２≦ｚ≦０．８、１．０≦ａ≦１．７）を具備しており、
   上面と側面との交差稜線部に形成される切刃が、主切刃、副切刃、さらい刃を１セットとして複数セット形成されているとともに、すくい面の前記切刃に続く位置にランド部が形成され、
   前記副切刃に続く副切刃ランド部は、前記上面の中央部に向かうにしたがって下面に近づくように傾斜している請求項１乃至４のいずれか記載の切削工具。
6. 前記切刃には、すくい面側で見て０．０５〜０．０９ｍｍのホーニングが形成されている請求項５に記載の切削工具。
7. 前記ホーニングが、主切刃、副切刃、さらい刃の順に小さくなっている請求項６に記載の切削工具。
8. 前記主切刃ランド部は、前記上面の中央部に向かうにしたがって下面に近づくように傾斜しているとともに、前記副切刃ランド部の傾斜角度は、前記主切刃に対応する主切刃ランド部の角度に比べて大きい請求項５乃至７のいずれかに記載の切削工具。
9. 前記主切刃ランド部の傾斜角と前記副切刃ランド部の傾斜角との角度差が３〜１０°である請求項８に記載の切削工具。
10. 前記さらい刃が前記主切刃よりも突出して形成されて、前記副切刃は前記さらい刃から前記主切刃に向かって前記下面に近づくように傾斜している請求項５乃至９のいずれかに記載の切削工具。
11. 前記主切刃と前記副切刃との間に曲線状の第１のコーナ切刃を有し、前記副切刃と前記さらい刃との間に曲線状の第２のコーナ切刃を有する請求項５乃至１０のいずれかに記載の切削工具。
12. 平面視において、前記第１のコーナ切刃の曲率半径は前記第２のコーナ切刃の曲率半径に比べて大きい請求項１１に記載の切削工具。