JPWO2019188967A1 - 表面被覆切削工具 - Google Patents
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Abstract
炭化タングステン基超硬合金からなる工具基体(11)に下部層(2)と上部層(3)が設けられた表面被覆切削工具であって、前記下部層(2)は、工具基体(11)表面からその内部へ所定深さにわたって形成されたW層(4)と、前記W層(4)直上に形成された金属炭化物層(5)と、前記金属炭化物層(5)直上に形成された金属炭窒化物層(6)からなり、前記上部層(3)は、A層とB層との交互積層構造からなり、A層は、(AlxTi1−x)Nで表される(Al,Ti)N層(但し、xは原子比で、0.40≦x≦0.70を満足する)からなり、B層は、(Al1−a−b−c−dTiaCrbSicYd)Nで表される(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層(但し、a、b、c、dは原子比で、0≦a≦0.40、0.05≦b≦0.40、0≦c≦0.20、0.01≦d≦0.10を満足する)からなる。
Description
この発明は、Ni基耐熱合金の高速切削加工において、硬質被覆層が剥離等を発生することもなく、すぐれた耐チッピング性と耐摩耗性を発揮し、長期の使用にわたってすぐれた切削性能を発揮する表面被覆切削工具(以下、被覆工具という)に関するものである。
本願は、2018年3月27日に日本に出願された特願2018−059674号について優先権を主張し、その内容をここに援用する。
本願は、2018年3月27日に日本に出願された特願2018−059674号について優先権を主張し、その内容をここに援用する。
一般に、被覆工具として、各種の鋼や鋳鉄などの被削材の旋削加工や平削り加工にバイトの先端部に着脱自在に取り付けて用いられるスローアウエイチップ、前記被削材の穴あけ切削加工などに用いられるドリルやミニチュアドリル、前記被削材の面削加工や溝加工、肩加工などに用いられるエンドミル、前記被削材の歯形の歯切加工などに用いられるソリッドホブ、ピニオンカッタなどが知られている。
そして、被覆工具の切削性能改善を目的として、従来から、数多くの提案がなされている。
そして、被覆工具の切削性能改善を目的として、従来から、数多くの提案がなされている。
例えば、特許文献1では、合金鋼用切削工具等の表面に形成される耐摩耗性にすぐれた硬質皮膜およびこのような硬質皮膜を形成するための方法が提案されており、前記耐摩耗性にすぐれた硬質皮膜としては、MaCrbAlcSidBeYfZからなる硬質皮膜(但し、Mは、周期律表第4A族元素、5A族元素、6A族元素(Crを除く)から選択される少なくとも1種の元素であり、Zは、N、CN、NOまたはCNOのいずれかを示し、a+b+c+d+e+f=1、0<a≦0.3、0.05≦b≦0.4、0.4≦c≦0.8、0≦d≦0.2、0≦e≦0.2、0.01≦f≦0.1(a,b,c,d,eおよびfは、夫々M,Cr,Al,Si,BおよびYの原子比を示す)を満足する)が提案されている。
そして、前記MとしてはTiを選択できること、また、前記MがTiである場合に、前記cは0.5≦c≦0.8、及び前記fは0.02≦f≦0.1とすること、前記硬質皮膜は、相互に異なる組成で交互に積層したものとし得ることが記載されている。
さらに、前記硬質皮膜は、AIP装置内に基体を装入し、Arイオンによる特定の条件(例えば、圧力:0.6Pa、電圧:500V、時間:5分)で基体のクリーニングを実施した後、カソード放電型アークイオンプレーティング法によって成膜し得ることが記載されている。
さらに、前記硬質皮膜は、AIP装置内に基体を装入し、Arイオンによる特定の条件(例えば、圧力:0.6Pa、電圧:500V、時間:5分)で基体のクリーニングを実施した後、カソード放電型アークイオンプレーティング法によって成膜し得ることが記載されている。
また、特許文献2では、鋼やNi基耐熱合金等の切削加工に適用される被覆切削工具の耐久性向上を図るため、基材と、基材の上に設けられた中間皮膜と、中間皮膜の上に設けられた硬質皮膜とを備える被覆切削工具であって、前記中間皮膜は、ナノビーム回折パターンがWCの結晶構造に指数付けされ、WとTiを含有する炭化物からなり、かつ膜厚が1nm以上10nm以下であり、前記硬質皮膜は、結晶構造が面心立方格子構造の窒化物または炭窒化物であって、少なくともAlとTiとYとを含有し、半金属を含む金属元素の含有比率(原子%)の合計を100%とした場合、Alの含有比率(原子%)が60%以上75%以下、Tiの含有比率(原子%)が20%以上35%以下、Yの含有比率(原子%)が1%以上5%以下である被覆切削工具が提案されている。
そして、前記の中間皮膜を形成するためには、ターゲットの外周にコイル磁石を配備してアークスポットをターゲット内部に閉じ込めるような磁場構成としたカソードを用いてTiボンバードを実施することが好ましいとされており、さらに、その具体的な処理条件として、基材に印加する負のバイアス電圧は−1000V〜−700Vとすること、ターゲットへ投入する電流は80A〜150Aとすること、ボンバード処理前の基材の加熱温度を450℃以上とすること、Tiボンバード処理は3分〜7分とすること、Tiボンバードはアルゴンガス、窒素ガス、水素ガス、炭化水素系ガス等を導入しながら実施してもよいが、炉内雰囲気を1.0×10−2Pa以下の真空下で実施することが好ましいとされている。
また、特許文献3では、皮膜と基材の密着強度を改善し、合金工具鋼(SKD11)の切削加工における耐剥離性と耐摩耗性の向上を目的とした、WC基超硬合金を基材とする被覆工具及びその製造方法が提案されている。
特許文献3の記載によれば、この被覆工具は、WC基超硬合金基材の表面に結晶構造がbcc構造からなるW改質相(好ましくは、その平均厚さは10〜300nm)を有し、前記W改質相は、Ti、Zr、Hf、Nb及びTaから選択される1種以上の金属のイオン照射によって前記基材のWCがWとCとの分解を経て形成されたWであり、前記W改質相の直上にTi、Zr、Hf、Nb及びTaから選択される1種以上の金属の炭化物相を有し、前記炭化物相の直上に硬質皮膜(この硬質皮膜は、好ましくは、少なくとも1層が、Ti、Cr、W、Nb、Y、Ce、Si及びBから選択される1種以上の元素とAlとを含有する窒化物である)を有する。
そして、この被覆工具は、基材にイオンボンバードメント処理を行う第1の工程と、硬質皮膜を形成する第2の工程とで製造することができ、前記イオンボンバードメント処理を行う第1の工程は、基材に−1000〜−600(V)の負のバイアス電圧を印加し、圧力0.01〜2Paで、水素ガスとAr又はN2との混合ガス(但し、前記混合ガスの水素ガス体積比率が1から20%である。)を用いて、アーク放電式蒸発源から陰極物質(Ti、Zr、Hf、Nb及びTaから選択される1種以上の金属)を蒸発させ、前記陰極物質から蒸発した金属イオンを基材に照射し、もって基材の表面温度を800〜860℃の範囲として、基材の表面に結晶構造がbcc構造からなるW改質相を形成するとともに前記W改質相の直上にTi、Zr、Hf、Nb及びTaから選択される1種以上の金属の炭化物相を形成し、さらに、前記炭化物相の直上に硬質皮膜を形成するものであることが開示されている。
特許文献3の記載によれば、この被覆工具は、WC基超硬合金基材の表面に結晶構造がbcc構造からなるW改質相(好ましくは、その平均厚さは10〜300nm)を有し、前記W改質相は、Ti、Zr、Hf、Nb及びTaから選択される1種以上の金属のイオン照射によって前記基材のWCがWとCとの分解を経て形成されたWであり、前記W改質相の直上にTi、Zr、Hf、Nb及びTaから選択される1種以上の金属の炭化物相を有し、前記炭化物相の直上に硬質皮膜(この硬質皮膜は、好ましくは、少なくとも1層が、Ti、Cr、W、Nb、Y、Ce、Si及びBから選択される1種以上の元素とAlとを含有する窒化物である)を有する。
そして、この被覆工具は、基材にイオンボンバードメント処理を行う第1の工程と、硬質皮膜を形成する第2の工程とで製造することができ、前記イオンボンバードメント処理を行う第1の工程は、基材に−1000〜−600(V)の負のバイアス電圧を印加し、圧力0.01〜2Paで、水素ガスとAr又はN2との混合ガス(但し、前記混合ガスの水素ガス体積比率が1から20%である。)を用いて、アーク放電式蒸発源から陰極物質(Ti、Zr、Hf、Nb及びTaから選択される1種以上の金属)を蒸発させ、前記陰極物質から蒸発した金属イオンを基材に照射し、もって基材の表面温度を800〜860℃の範囲として、基材の表面に結晶構造がbcc構造からなるW改質相を形成するとともに前記W改質相の直上にTi、Zr、Hf、Nb及びTaから選択される1種以上の金属の炭化物相を形成し、さらに、前記炭化物相の直上に硬質皮膜を形成するものであることが開示されている。
近年の切削加工装置のFA化はめざましく、一方で切削加工に対する省力化および省エネ化、さらに低コスト化の要求は強く、これに伴い、切削加工はますます高速化・高能率化する傾向にあるとともに、できるだけ多くの材種の被削材の切削加工が可能となるような汎用性のある切削工具が求められる傾向にある。
前記特許文献1、3に示した従来の被覆工具においては、これを合金鋼の切削加工に用いた場合には、特段の問題は生じないが、これを、例えば、インコネル718(登録商標)に代表されるNi基耐熱合金の高速ミーリング加工、高速ドリル加工に供した場合には、切刃に大きな熱的負荷、機械的負荷が作用するにもかかわらず、工具基体と硬質被覆層の密着性が十分ではない。そのため、剥離等の異常損傷が発生し、これを原因として、短時間で使用寿命に至るのが現状である。
前記特許文献1、3に示した従来の被覆工具においては、これを合金鋼の切削加工に用いた場合には、特段の問題は生じないが、これを、例えば、インコネル718(登録商標)に代表されるNi基耐熱合金の高速ミーリング加工、高速ドリル加工に供した場合には、切刃に大きな熱的負荷、機械的負荷が作用するにもかかわらず、工具基体と硬質被覆層の密着性が十分ではない。そのため、剥離等の異常損傷が発生し、これを原因として、短時間で使用寿命に至るのが現状である。
また、特許文献2では、硬質皮膜として、少なくともAlとTiとYとを含有する立方晶構造の窒化物層または炭窒化物層を設け、かつ、工具基体と硬質皮膜との間に、Tiボンバード処理によって形成した中間皮膜を設けることで、Ni基耐熱合金等の切削加工における被覆工具の耐久性を高めるとされている。しかし、Ni基耐熱合金の高速ミーリング加工、高速ドリル加工のような、切刃に対して大きな熱的負荷、機械的負荷が作用する切削加工では、中間皮膜と硬質皮膜間の密着性が十分でないために、剥離が発生しやすく、これを原因として、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。
そこで、本発明者等は、上述のような観点から、Ni基耐熱合金などの高速ミーリング加工、高速ドリル加工のような、高熱発生を伴い、しかも、切刃に対して大きな熱的負荷、機械的負荷がかかる切削加工条件下で、硬質被覆層がすぐれた耐溶着性、耐チッピング性、耐欠損性、耐剥離性を備え、長期の使用にわたって、すぐれた耐摩耗性を発揮する被覆工具を開発すべく、鋭意研究を行った結果、以下のような知見を得た。
本発明者らは、まず、合金鋼用の切削工具として提案された前記特許文献1に開示された硬質皮膜について、Ni基耐熱合金の切削工具としての適用可能性を調査した。耐溶着性の観点からは、組成式:(Al1−a−b−c−dTiaCrbSicYd)Nで表した場合、0≦a≦0.40、0.05≦b≦0.40、0≦c≦0.20、0.01≦d≦0.10(ただし、a、b、c、dはいずれも原子比)を満足する平均組成を有する硬質被覆層(以下、「(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層」で示す場合がある)を備えた被覆工具が、Ni基耐熱合金の高速切削加工における耐溶着性の観点から好適であることを見出した。
すなわち、上記の被覆工具において、特に、硬質被覆層中に含有されるY成分は、硬質被覆層の最表面においては、安定酸化物を生成し、この酸化物が耐溶着性を向上させ、さらに、Y成分は硬質被覆層中に均一に存在する。そのため、切削加工の進行によっても、硬質被覆層の最表面には、常にYの酸化物が存在し、耐溶着性の低下が生じないためである。
しかし、上記(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層の層厚を過度に厚くすると、チッピング、欠損、剥離等の発生により、被覆工具の寿命が短命となった。
すなわち、上記の被覆工具において、特に、硬質被覆層中に含有されるY成分は、硬質被覆層の最表面においては、安定酸化物を生成し、この酸化物が耐溶着性を向上させ、さらに、Y成分は硬質被覆層中に均一に存在する。そのため、切削加工の進行によっても、硬質被覆層の最表面には、常にYの酸化物が存在し、耐溶着性の低下が生じないためである。
しかし、上記(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層の層厚を過度に厚くすると、チッピング、欠損、剥離等の発生により、被覆工具の寿命が短命となった。
そこで、本発明者らは、チッピング、欠損、剥離等の発生がなく、長期の使用にわたってすぐれた耐摩耗性を発揮する被覆工具を提供すべく、硬質被覆層を、上記(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層と、AlとTiの複合窒化物層(以下、「(Al,Ti)N層」で示す場合がある)との交互積層構造として構成した。さらに、工具基体表面に、前記特許文献2、3によって教示されるボンバード処理を施し、ついで、前記交互積層構造からなる硬質被覆層を形成したところ、Ni基耐熱合金の高速切削加工において、チッピング、欠損の発生は抑制され、ある程度の工具寿命の延長化は図られた。しかし、剥離発生についてはこれを抑制することができず、未だ十分に満足できる工具特性を備えるとはいえなかった。
本発明者らは、前記特許文献2、3に示されるボンバード処理についてさらに研究を進めたところ、金属イオンボンバード処理条件を変更し、特許文献2、3に記載されるものとは異なった層構造の下部層を形成し、前記下部層を介して硬質被覆層を形成することによって、硬質被覆層と工具基体との間の密着性改善効果を格段に向上させることができることを見出した。また、その結果、Ni基耐熱合金の高速切削加工において、剥離の発生を抑制することができると同時に、溶着、チッピング、欠損等の異常損傷の発生を抑制することができるため、長期の使用にわたって、すぐれた耐摩耗性を発揮する被覆工具を得られることを見出したのである。
即ち、本発明者らは、工具基体に対する金属イオンボンバードとして、Ti、Cr、Zr、Hf、NbおよびTaから選択される何れか一種の金属をイオンボンバードするに際し、その処理雰囲気を1×10−3Pa以下の高真空とし、工具基体の処理温度を約750〜800℃と高くし、かつ、処理時間を長くする(例えば、30分以上60分以下)こととした。これにより、前記特許文献2、3に記載される下部層とは異なる下部層、具体的には、W層(タングステン層)と前記層の直上に形成される金属炭化物層と、さらに、前記金属炭化物層の直上に形成される金属炭窒化物層からなる下部層、を形成することにより、硬質被覆層と工具基体の密着性を高めることができることを見出したのである。
即ち、本発明者らは、工具基体に対する金属イオンボンバードとして、Ti、Cr、Zr、Hf、NbおよびTaから選択される何れか一種の金属をイオンボンバードするに際し、その処理雰囲気を1×10−3Pa以下の高真空とし、工具基体の処理温度を約750〜800℃と高くし、かつ、処理時間を長くする(例えば、30分以上60分以下)こととした。これにより、前記特許文献2、3に記載される下部層とは異なる下部層、具体的には、W層(タングステン層)と前記層の直上に形成される金属炭化物層と、さらに、前記金属炭化物層の直上に形成される金属炭窒化物層からなる下部層、を形成することにより、硬質被覆層と工具基体の密着性を高めることができることを見出したのである。
そして、このような下部層を、硬質被覆層と工具基体との間に介在形成することにより、高熱発生を伴い、しかも、切刃に対して大きな熱的負荷、機械的負荷が作用するNi基耐熱合金の高速切削加工において、剥離の発生を抑制し、さらに、溶着、チッピング、欠損等の異常損傷の発生を抑制し、長期の使用にわたって、すぐれた切削性能を発揮する被覆工具を得られることを見出したのである。
この発明は、上記の知見に基づいてなされたものであって、本発明に係る表面被覆切削工具は、下記(1)〜(3)の構成を有する。
(1)炭化タングステン基超硬合金からなる工具基体に下部層が設けられ、前記下部層の表面に交互積層構造の上部層が設けられた表面被覆切削工具であり、(a)〜(g)の特徴を有する。
(a)前記下部層は、W層と金属炭化物層と金属炭窒化物層とからなる。
(b)前記W層は、工具基体表面からその内部へ10〜500nmの深さにわたって形成される。
(c)前記金属炭化物層は、Ti、Cr、Zr、Hf、NbおよびTaから選択されるいずれか一種の金属炭化物層であって、5〜500nmの平均層厚を有し、前記W層の直上に形成される。
(d)前記金属炭窒化物層は、前記金属炭化物層に含有される金属成分を含む金属炭窒化物層であって、5〜300nmの平均層厚を有し、前記金属炭化物層の直上に形成される。
(e)前記上部層は、A層とB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された交互積層構造からなり、1.0〜8.0μmの合計平均層厚を有する。
(f)前記A層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiの複合窒化物層であって、その組成を、組成式:(AlxTi1−x)Nで表した場合、0.40≦x≦0.70(ただし、xは原子比)を満足する平均組成を有する。
(g)前記B層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiとCrとSiとYの複合窒化物層であって、その組成を、組成式:(Al1−a−b−c−dTiaCrbSicYd)Nで表した場合、0≦a≦0.40、0.05≦b≦0.40、0≦c≦0.20、0.01≦d≦0.10(ただし、a、b、c、dはいずれも原子比)を満足する平均組成を有する。
(2)前記表面被覆切削工具が、表面被覆インサート、表面被覆エンドミル、表面被覆ドリルのいずれかであることを特徴とする前記(1)に記載の表面被覆切削工具。
(3)前記(1)または(2)に記載される表面被覆切削工具からなるNi基耐熱合金高速切削加工用の表面被覆切削工具。
(1)炭化タングステン基超硬合金からなる工具基体に下部層が設けられ、前記下部層の表面に交互積層構造の上部層が設けられた表面被覆切削工具であり、(a)〜(g)の特徴を有する。
(a)前記下部層は、W層と金属炭化物層と金属炭窒化物層とからなる。
(b)前記W層は、工具基体表面からその内部へ10〜500nmの深さにわたって形成される。
(c)前記金属炭化物層は、Ti、Cr、Zr、Hf、NbおよびTaから選択されるいずれか一種の金属炭化物層であって、5〜500nmの平均層厚を有し、前記W層の直上に形成される。
(d)前記金属炭窒化物層は、前記金属炭化物層に含有される金属成分を含む金属炭窒化物層であって、5〜300nmの平均層厚を有し、前記金属炭化物層の直上に形成される。
(e)前記上部層は、A層とB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された交互積層構造からなり、1.0〜8.0μmの合計平均層厚を有する。
(f)前記A層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiの複合窒化物層であって、その組成を、組成式:(AlxTi1−x)Nで表した場合、0.40≦x≦0.70(ただし、xは原子比)を満足する平均組成を有する。
(g)前記B層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiとCrとSiとYの複合窒化物層であって、その組成を、組成式:(Al1−a−b−c−dTiaCrbSicYd)Nで表した場合、0≦a≦0.40、0.05≦b≦0.40、0≦c≦0.20、0.01≦d≦0.10(ただし、a、b、c、dはいずれも原子比)を満足する平均組成を有する。
(2)前記表面被覆切削工具が、表面被覆インサート、表面被覆エンドミル、表面被覆ドリルのいずれかであることを特徴とする前記(1)に記載の表面被覆切削工具。
(3)前記(1)または(2)に記載される表面被覆切削工具からなるNi基耐熱合金高速切削加工用の表面被覆切削工具。
本発明の被覆工具は、下部層と上部層を備え、前記下部層は、工具基体表面からその内部の所定深さにわたって形成されるW層と、前記W層の表面に形成される金属炭化物層と、前記金属炭化物層の表面に形成される金属炭窒化物層からなり、前記上部層は、(Al,Ti)N層からなるA層と(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層からなるB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された交互積層構造からなり、工具基体と上部層との間に介在形成された前記下部層によって、工具基体と上部層との密着強度が高められるとともに、前記上部層は、すぐれた耐溶着性、耐チッピング性、耐欠損性、耐摩耗性を備えている。
したがって、本発明の被覆工具は、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して大きな熱的負荷、機械的負荷が作用するNi基耐熱合金の高速切削加工において、剥離の発生を抑制し、さらに、溶着、チッピング、欠損等の異常損傷の発生を抑制し、長期の使用にわたって、すぐれた切削性能を発揮する。
したがって、本発明の被覆工具は、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して大きな熱的負荷、機械的負荷が作用するNi基耐熱合金の高速切削加工において、剥離の発生を抑制し、さらに、溶着、チッピング、欠損等の異常損傷の発生を抑制し、長期の使用にわたって、すぐれた切削性能を発揮する。
図1は、本実施形態に係る表面被覆工具の概略縦断面模式図を示す。
図1に示すように、本実施形態に係る被覆工具は、炭化タングステン基超硬合金からなる工具基体11に、下部層2及び交互積層構造からなる上部層3が形成されている。
前記下部層2は、W層4と金属炭化物層5と金属炭窒化物層6とからなるが、前記W層4は、工具基体11の表面上に形成されているのではなく、工具基体11の表面からその内部に向かう10〜500nmの平均深さにわたって形成されている。
そして、前記W層4の直上には、前記金属炭化物層5が5〜500nmの平均層厚で形成され、さらに、前記金属炭化物層5の直上には、前記金属炭窒化物層6が5〜300nmの平均層厚で形成されている。そして、W層4と金属炭化物層5と金属炭窒化物層6とからなる前記下部層2の表面には、A層とB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された交互積層構造からなり、1.0〜8.0μmの合計平均層厚を有する上部層3が形成されている。
図1に示すように、本実施形態に係る被覆工具は、炭化タングステン基超硬合金からなる工具基体11に、下部層2及び交互積層構造からなる上部層3が形成されている。
前記下部層2は、W層4と金属炭化物層5と金属炭窒化物層6とからなるが、前記W層4は、工具基体11の表面上に形成されているのではなく、工具基体11の表面からその内部に向かう10〜500nmの平均深さにわたって形成されている。
そして、前記W層4の直上には、前記金属炭化物層5が5〜500nmの平均層厚で形成され、さらに、前記金属炭化物層5の直上には、前記金属炭窒化物層6が5〜300nmの平均層厚で形成されている。そして、W層4と金属炭化物層5と金属炭窒化物層6とからなる前記下部層2の表面には、A層とB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された交互積層構造からなり、1.0〜8.0μmの合計平均層厚を有する上部層3が形成されている。
[平均層厚の測定方法]
層厚の測定は、収束イオンビーム(Focused Ion Beam:FIB)を用いて縦断面を切り出し、走査型電子顕微鏡(SEM)または透過型電子顕微鏡(TEM)を用いたエネルギー分散型X線分析法(EDS)、オージェ電子分光法(Auger Electron Spectroscopy:AES)や電子線マイクロアナライザー(Electron Probe Micro Analyzer:EPMA)を用いた断面測定によって行う。上部層の各層の層厚を求める手法を具体的に述べれば次の通りである。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行う。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として、A層とB層の境界を、B層におけるCr含有量の増加開始位置および減少開始位置とする。これらより、A層の層厚は、Cr含有量の減少開始位置からCr含有量の増加開始位置、また、B層の層厚は、Cr含有量の増加開始位置からCr含有量の減少開始位置を基準として求められる。平均層厚は、上記測定方法を5回行い、算出した平均値のことをいう。
層厚の測定は、収束イオンビーム(Focused Ion Beam:FIB)を用いて縦断面を切り出し、走査型電子顕微鏡(SEM)または透過型電子顕微鏡(TEM)を用いたエネルギー分散型X線分析法(EDS)、オージェ電子分光法(Auger Electron Spectroscopy:AES)や電子線マイクロアナライザー(Electron Probe Micro Analyzer:EPMA)を用いた断面測定によって行う。上部層の各層の層厚を求める手法を具体的に述べれば次の通りである。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行う。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として、A層とB層の境界を、B層におけるCr含有量の増加開始位置および減少開始位置とする。これらより、A層の層厚は、Cr含有量の減少開始位置からCr含有量の増加開始位置、また、B層の層厚は、Cr含有量の増加開始位置からCr含有量の減少開始位置を基準として求められる。平均層厚は、上記測定方法を5回行い、算出した平均値のことをいう。
図2Aおよび図2Bは、前記本実施形態に係る表面被覆工具の層構造を形成するためのアークイオンプレーティング(以下、「AIP」という)装置10を示す(なお、金属イオンボンバード処理用の金属ターゲットについては図示していない)。AIP装置10の回転テーブルに配置された工具基体11の表面に対して、所定条件で金属イオンボンバードを行って、W層4と金属炭化物層5と金属炭窒化物層6とからなる下部層2を形成し、その後、A層とB層とを交互に積層して上部層3を成膜し、層構造を有する本実施形態に係る表面被覆切削工具を作製することができる。
[下部層]
下部層2を構成するW層4、金属炭化物層5の層は、いずれも、金属イオンボンバード処理によって形成される層である。
下部層2を構成するW層4、金属炭化物層5の層は、いずれも、金属イオンボンバード処理によって形成される層である。
前記下部層2を構成する層のうち、W層4及び前記W層4直上の金属炭化物層5は、金属イオンボンバード(照射)により、工具基体11の表面近傍のWCがWとCに分解され、それにより、工具基体11の表面から所定深さにまでW層4が形成され、また、前記W層4の表面には、イオンボンバードされた金属とCとが反応して、金属炭化物層5が生成する。
ここで、形成されるW層4の平均厚さ(深さ)が10nm未満では、直上の金属炭化物層5が十分に形成されず、硬質層との十分な密着強度が得られない。一方、その平均厚さが500nmを超えると、工具基体11の表面の脆化によって、硬質被覆層が剥離しやすくなることから、工具基体11の表面からその内部に向かって形成されるW層4の平均厚さ(深さ)は、10〜500nm以下とする。より好ましくは20nm〜300nmである。
また、前記W層4直上に形成される金属炭化物層5は、前述したように、ボンバードされた金属イオンが、WCからWとCに分解されたCとの反応によって形成されるが、その平均層厚が、5nm未満ではW層4の厚さも薄くなりすぎて硬質層との密着性向上効果が少なく、一方、その平均層厚が500nmを超えると、結果としてW層4の平均厚さ(深さ)が、500nmを超えるようになるため、工具基体11の表面の脆化を招く。したがって、W層4直上に形成される金属炭化物層5の平均層厚は5〜500nmとする。より好ましくは10nm〜300nmである。
[W層の平均厚さ(深さ)の測定方法]
W層の厚さ(深さ)の測定は、収束イオンビーム(Focused Ion Beam:FIB)を用いて縦断面を切り出し、走査型電子顕微鏡(SEM)または透過型電子顕微鏡(TEM)を用いたエネルギー分散型X線分析法(EDS)、オージェ電子分光法(Auger Electron Spectroscopy:AES)や電子線マイクロアナライザー(Electron Probe Micro Analyzer:EPMA)を用いた断面測定によって行う。W層の厚さ(深さ)を求める手法を具体的に述べれば次の通りである。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行う。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として各層の境界を次にしたがって定義する。まず、WCとW層の境界を、W含有量の増加開始位置とする。また、W層と金属炭化物層の境界を、Wの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とする。これらより、W層の厚さ(深さ)は、前記W含有量増加開始位置およびWの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点を基準として求められる。W層の平均厚さは、上記測定方法を5回行い、算出した平均値のことをいう。
W層の厚さ(深さ)の測定は、収束イオンビーム(Focused Ion Beam:FIB)を用いて縦断面を切り出し、走査型電子顕微鏡(SEM)または透過型電子顕微鏡(TEM)を用いたエネルギー分散型X線分析法(EDS)、オージェ電子分光法(Auger Electron Spectroscopy:AES)や電子線マイクロアナライザー(Electron Probe Micro Analyzer:EPMA)を用いた断面測定によって行う。W層の厚さ(深さ)を求める手法を具体的に述べれば次の通りである。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行う。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として各層の境界を次にしたがって定義する。まず、WCとW層の境界を、W含有量の増加開始位置とする。また、W層と金属炭化物層の境界を、Wの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とする。これらより、W層の厚さ(深さ)は、前記W含有量増加開始位置およびWの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点を基準として求められる。W層の平均厚さは、上記測定方法を5回行い、算出した平均値のことをいう。
[金属炭化物層の平均厚さの測定方法]
金属炭化物層の厚さの測定は、収束イオンビーム(Focused Ion Beam:FIB)を用いて縦断面を切り出し、走査型電子顕微鏡(SEM)または透過型電子顕微鏡(TEM)を用いたエネルギー分散型X線分析法(EDS)、オージェ電子分光法(Auger Electron Spectroscopy:AES)や電子線マイクロアナライザー(Electron Probe Micro Analyzer:EPMA)を用いた断面測定によって行う。金属炭化物層の厚さを求める手法を具体的に述べれば次の通りである。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行う。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として各層の境界を次にしたがって定義する。まず、W層と金属炭化物層の境界を、Wの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とする。また、金属炭化物層と金属炭窒化物層の境界を、N含有量の増加開始位置とする。これらより、金属炭化物層の厚さは、前記Wの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点およびN含有量の増加開始位置を基準として求められる。金属炭化物層の平均厚さは、上記測定方法を5回行い、算出した平均値のことをいう。
金属炭化物層の厚さの測定は、収束イオンビーム(Focused Ion Beam:FIB)を用いて縦断面を切り出し、走査型電子顕微鏡(SEM)または透過型電子顕微鏡(TEM)を用いたエネルギー分散型X線分析法(EDS)、オージェ電子分光法(Auger Electron Spectroscopy:AES)や電子線マイクロアナライザー(Electron Probe Micro Analyzer:EPMA)を用いた断面測定によって行う。金属炭化物層の厚さを求める手法を具体的に述べれば次の通りである。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行う。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として各層の境界を次にしたがって定義する。まず、W層と金属炭化物層の境界を、Wの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とする。また、金属炭化物層と金属炭窒化物層の境界を、N含有量の増加開始位置とする。これらより、金属炭化物層の厚さは、前記Wの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点およびN含有量の増加開始位置を基準として求められる。金属炭化物層の平均厚さは、上記測定方法を5回行い、算出した平均値のことをいう。
[金属炭窒化物層の平均厚さの測定方法]
金属炭窒化物層の厚さの測定は、収束イオンビーム(Focused Ion Beam:FIB)を用いて縦断面を切り出し、走査型電子顕微鏡(SEM)または透過型電子顕微鏡(TEM)を用いたエネルギー分散型X線分析法(EDS)、オージェ電子分光法(Auger Electron Spectroscopy:AES)や電子線マイクロアナライザー(Electron Probe Micro Analyzer:EPMA)を用いた断面測定によって行う。金属炭窒化物層の厚さを求める手法を具体的に述べれば次の通りである。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行う。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として各層の境界を次にしたがって定義する。まず、金属炭化物層と金属炭窒化物層の境界を、N含有量の増加開始位置とする。また、金属炭窒化物層と上部層の境界を、金属炭窒化物層を構成する金属成分と上部層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とする。これらより、金属炭窒化物層の厚さは、前記N含有量の増加開始位置および金属炭窒化物層を構成する金属成分と上部層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点を基準として求められる。金属炭窒化物層の平均厚さは、上記測定方法を5回行い、算出した平均値のことをいう。
金属炭窒化物層の厚さの測定は、収束イオンビーム(Focused Ion Beam:FIB)を用いて縦断面を切り出し、走査型電子顕微鏡(SEM)または透過型電子顕微鏡(TEM)を用いたエネルギー分散型X線分析法(EDS)、オージェ電子分光法(Auger Electron Spectroscopy:AES)や電子線マイクロアナライザー(Electron Probe Micro Analyzer:EPMA)を用いた断面測定によって行う。金属炭窒化物層の厚さを求める手法を具体的に述べれば次の通りである。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行う。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として各層の境界を次にしたがって定義する。まず、金属炭化物層と金属炭窒化物層の境界を、N含有量の増加開始位置とする。また、金属炭窒化物層と上部層の境界を、金属炭窒化物層を構成する金属成分と上部層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とする。これらより、金属炭窒化物層の厚さは、前記N含有量の増加開始位置および金属炭窒化物層を構成する金属成分と上部層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点を基準として求められる。金属炭窒化物層の平均厚さは、上記測定方法を5回行い、算出した平均値のことをいう。
また、前記金属炭化物層5の表面に金属炭窒化物層6が形成されるが、この金属炭窒化物層6は、金属イオンボンバード処理の後、上部層3を蒸着形成する際に形成される層である。高真空下で長時間(30〜60分)にわたって金属イオンボンバード処理し、前記W層4と前記金属炭化物層5が形成された後、さらに窒素雰囲気下で上部層3を蒸着形成することで前記金属炭窒化物層6を形成できる。この形成方法により、前記金属炭化物層5に含有される金属成分を含む金属炭窒化物層6となる。
この金属炭窒化物層6は、金属炭化物層5との密着強度にすぐれると同時に、金属炭窒化物層6の表面に形成される硬質層、特に、AlとTiの複合窒化物層からなるA層、との密着性にすぐれる。このため、高熱発生を伴い、しかも、切刃に対して大きな熱的負荷、機械的負荷がかかるNi基耐熱合金の高速切削加工における硬質層の剥離発生を抑制する。しかしながら、金属炭窒化物層6の平均層厚が5nm未満では上記の金属炭化物層5およびA層との密着性が充分に発揮されず、また、その平均層厚が300nmを超えると、層内の歪が大きくなり、かえって密着力の低下を招く。したがって、金属炭窒化物層6の平均層厚は5〜300nmとする。より好ましくは10〜200nmである。
[下部層の形成]
より具体的に、前記下部層2の形成方法の一例を述べれば、例えば、次のとおりである。
まず、工具基体11をAIP装置10内の回転テーブル12上に自転可能に載置し、装置内を1×10−3Pa以下の高真空に保持し、工具基体11の温度を約500℃に加熱し、ついで、工具基体11の温度を約750〜800℃にまで高めて、この温度を金属イオンボンバード処理中維持するようにし、ついで工具基体11に約−1000Vのバイアス電圧を印加し、金属イオンボンバード用のターゲット(例えば、Tiターゲット)約100Aのアーク電流を流し、この処理を約30〜60分間継続することにより金属イオンボンバード処理を行い、工具基体11表面からその内部に向かった所定の深さにW層4を形成し、同時に、W層4表面に所定厚さの金属炭化物層5を形成し、さらに、上部層3を蒸着形成する際に上部層3と金属炭化物層5間の拡散反応によって金属炭窒化物層6を形成する。
前記方法によって、工具基体11に、所定深さのW層4、所定平均層厚の金属炭化物層5、所定平均層厚の金属炭窒化物層6からなる下部層2を形成することができる。
より具体的に、前記下部層2の形成方法の一例を述べれば、例えば、次のとおりである。
まず、工具基体11をAIP装置10内の回転テーブル12上に自転可能に載置し、装置内を1×10−3Pa以下の高真空に保持し、工具基体11の温度を約500℃に加熱し、ついで、工具基体11の温度を約750〜800℃にまで高めて、この温度を金属イオンボンバード処理中維持するようにし、ついで工具基体11に約−1000Vのバイアス電圧を印加し、金属イオンボンバード用のターゲット(例えば、Tiターゲット)約100Aのアーク電流を流し、この処理を約30〜60分間継続することにより金属イオンボンバード処理を行い、工具基体11表面からその内部に向かった所定の深さにW層4を形成し、同時に、W層4表面に所定厚さの金属炭化物層5を形成し、さらに、上部層3を蒸着形成する際に上部層3と金属炭化物層5間の拡散反応によって金属炭窒化物層6を形成する。
前記方法によって、工具基体11に、所定深さのW層4、所定平均層厚の金属炭化物層5、所定平均層厚の金属炭窒化物層6からなる下部層2を形成することができる。
前記W層4、金属炭化物層5、および金属炭窒化物層6は、工具基体11上に層状に形成されることが望ましいが、例えばWC粒子上に優先的に島状に形成される場合もあり、この場合も基材と硬質被覆層の密着強度改善の効果を得ることができる。
前記金属炭化物層5を構成する金属の種類としては、Ti、Cr、Zr、Hf、NbおよびTaから選択されるいずれか一種の金属が好適であり、特に、Ti、Crが好ましい。
金属炭化物層5を構成する前記の金属をイオンボンバードした際、前記の各金属は、Wよりも炭化物を形成しやすいため、工具基体11表面近傍でWとCに分解したCと反応し、その結果、W層4表面に金属炭化物層5が形成されるからである。
金属炭化物層5を構成する前記の金属をイオンボンバードした際、前記の各金属は、Wよりも炭化物を形成しやすいため、工具基体11表面近傍でWとCに分解したCと反応し、その結果、W層4表面に金属炭化物層5が形成されるからである。
また、金属炭窒化物層6は、前記金属炭化物層5に含有される金属成分を含む炭窒化物層であるが、金属炭窒化物層6を構成する金属の種類としては、Al、Ti、Cr、Zr、Hf、NbおよびTaから選択される少なくとも一種以上の金属が好適であり、特に、Ti、Crが好ましい。
前記金属炭窒化物層6が形成されることで、上部層3との界面における格子の不整合が緩和されるため、上部層3との密着強度が向上する。
前記金属炭窒化物層6が形成されることで、上部層3との界面における格子の不整合が緩和されるため、上部層3との密着強度が向上する。
金属炭窒化物層6の炭素と窒素の比は限定されるものではないが、好ましくは炭素と窒素の原子濃度の合計に対する窒素の原子濃度の割合が金属炭窒化物層6内の平均で0.1〜0.9であり、より好ましくは0.1〜0.6である。
金属炭化物層5を構成する金属と、金属炭窒化物層6を構成する金属が、同種の金属(例えば、Ti炭化物層とTi炭窒化物層)であることによって、金属イオンボンバード処理と金属炭窒化物層形成処理を連続して行えるという利点がある。
しかし、同種の金属に限定されるものではなく、異種の金属であっても差し支えはない。なお、本発明の金属イオンボンバード処理において、下部層2を形成する際の反応過程で部分的にW粒子が層内に残留する場合があるが、その場合においても下部層2の密着力向上効果は発揮される。
しかし、同種の金属に限定されるものではなく、異種の金属であっても差し支えはない。なお、本発明の金属イオンボンバード処理において、下部層2を形成する際の反応過程で部分的にW粒子が層内に残留する場合があるが、その場合においても下部層2の密着力向上効果は発揮される。
[上部層]
前記下部層2の上に形成される上部層3は、A層とB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された交互積層構造からなり、1.0〜8.0μmの合計平均層厚を有する。
A層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiの複合窒化物(以下、「(Al,Ti)N」で示す場合がある。)層であって、その組成を、組成式:(AlxTi1−x)Nで表した場合、0.40≦x≦0.70(ただし、xは原子比)を満足する平均組成を有する。
B層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiとCrとSiとYの複合窒化物(「(Al,Ti,Cr,Si,Y)N」)層であって、その組成を、組成式:(Al1−a−b−c−dTiaCrbSicYd)Nで表した場合、0≦a≦0.40、0.05≦b≦0.40、0≦c≦0.20、0.01≦d≦0.10(ただし、a、b、c、dはいずれも原子比)を満足する平均組成を有する。
前記下部層2の上に形成される上部層3は、A層とB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された交互積層構造からなり、1.0〜8.0μmの合計平均層厚を有する。
A層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiの複合窒化物(以下、「(Al,Ti)N」で示す場合がある。)層であって、その組成を、組成式:(AlxTi1−x)Nで表した場合、0.40≦x≦0.70(ただし、xは原子比)を満足する平均組成を有する。
B層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiとCrとSiとYの複合窒化物(「(Al,Ti,Cr,Si,Y)N」)層であって、その組成を、組成式:(Al1−a−b−c−dTiaCrbSicYd)Nで表した場合、0≦a≦0.40、0.05≦b≦0.40、0≦c≦0.20、0.01≦d≦0.10(ただし、a、b、c、dはいずれも原子比)を満足する平均組成を有する。
前記A層に関する組成式におけるN/(Ti+Al+N)の値、また、前記B層に関する組成式におけるN/((Al+Ti+Cr+Si+Y+N)の値は、必ずしも、化学量論比の0.5である必要はない。工具基体11表面の汚染の影響などで不可避的に検出される炭素や酸素などの元素を除いて、Ti、Al、Nの含有割合の原子比を定量し、また、Al、Ti、Cr、Si、Y、Nの含有割合の原子比を定量し、N/(Ti+Al+N)の値あるいはN/((Al+Ti+Cr+Si+Y+N)の値が、0.45以上0.65以下の範囲であれば、前記化学量論比が0.5であるA層あるいはB層と同等の効果が得られるため、特に問題はない。
[上部層のA層を構成する(Al,Ti)N層]
(Al,Ti)N層からなる前記A層について、その一層平均層厚が0.1μm未満の場合には、耐摩耗性向上効果、耐欠損性向上効果が十分でなく、一方、一層平均層厚が5.0μmを超えると、A層の内部歪みが大きくなり自壊しやすくなるため、A層の一層平均層厚は0.1〜5.0μmとする。
また、A層の組成式:(AlxTi1−x)Nにおいて、Alの平均組成を示すxの値が0.40未満の場合には、下部層2の金属炭窒化物層6とA層との密着強度、また、A層とB層の密着強度は高くなる反面、A層の高温硬さおよび高温耐酸化性が低下する。一方、xの値が0.70を超える場合には、六方晶構造の結晶粒が形成されやすくなり、A層の硬度が低下し十分な耐摩耗性を得ることができなくなる。
したがって、Alの平均組成を示すxの値は、0.40≦x≦0.70とする。
Alの平均組成を示すxの値は、0.50≦x≦0.70がより好ましい。
(Al,Ti)N層からなる前記A層について、その一層平均層厚が0.1μm未満の場合には、耐摩耗性向上効果、耐欠損性向上効果が十分でなく、一方、一層平均層厚が5.0μmを超えると、A層の内部歪みが大きくなり自壊しやすくなるため、A層の一層平均層厚は0.1〜5.0μmとする。
また、A層の組成式:(AlxTi1−x)Nにおいて、Alの平均組成を示すxの値が0.40未満の場合には、下部層2の金属炭窒化物層6とA層との密着強度、また、A層とB層の密着強度は高くなる反面、A層の高温硬さおよび高温耐酸化性が低下する。一方、xの値が0.70を超える場合には、六方晶構造の結晶粒が形成されやすくなり、A層の硬度が低下し十分な耐摩耗性を得ることができなくなる。
したがって、Alの平均組成を示すxの値は、0.40≦x≦0.70とする。
Alの平均組成を示すxの値は、0.50≦x≦0.70がより好ましい。
A層におけるAl成分の平均組成xは、SEM−EDSを用いて、A層の縦断面の複数個所(例えば、5箇所)でAl成分量を測定し、その測定値を平均することによって求めることができる。
縦断面の複数個所は、無作為に選択した1個所より各個所間が100nm〜200nmとなるように少なくとも5個所以上を選択するものとする。
縦断面の複数個所は、無作為に選択した1個所より各個所間が100nm〜200nmとなるように少なくとも5個所以上を選択するものとする。
[上部層のB層を構成する(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層]
上部層3のB層を構成する(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層におけるAl成分には高温硬さと耐熱性、同Ti成分には高温硬さを向上させる効果があり、同Cr成分には高温靭性、高温強度を向上させると共に、AlおよびCrが共存含有した状態で高温耐酸化性を向上させ、さらに同Si成分には耐熱塑性変形性を向上させる作用があり、また、Y成分には、前述したように、耐溶着性を高めると同時に耐酸化性を高める作用がある。
上部層3のB層を構成する(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層におけるAl成分には高温硬さと耐熱性、同Ti成分には高温硬さを向上させる効果があり、同Cr成分には高温靭性、高温強度を向上させると共に、AlおよびCrが共存含有した状態で高温耐酸化性を向上させ、さらに同Si成分には耐熱塑性変形性を向上させる作用があり、また、Y成分には、前述したように、耐溶着性を高めると同時に耐酸化性を高める作用がある。
前記(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層におけるAlとTiとCrとSiとYの合量に占めるTiの含有割合を示すa値(原子比)が0.40を超えると、相対的なAlの含有割合の低下によって被覆工具の耐久性が低下することから、a値は、0〜0.40と定める。
前記(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層におけるCrの含有割合を示すb値(原子比)が0.05未満では、最低限必要とされる高温靭性、高温強度を確保することができないため、チッピング、欠損の発生を抑制することができず、一方、同b値が0.40を超えると、相対的なAl含有割合の減少により、摩耗進行が促進することから、b値を0.05〜0.40と定める。
前記(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層におけるSiの含有割合を示すc値(原子比)が0.20を超えると、耐熱塑性変形性の向上が飽和する一方、耐摩耗性向上効果に低下傾向がみられるようになることから、c値を0〜0.20と定める。
前記(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層におけるYの含有割合を示すd値(原子比)が0.01未満では、耐溶着性、耐酸化性向上の効果を期待することができず、一方、同d値が0.10を超えると、六方晶構造のAlNが生成するようになり、B層の硬さが低下することから、d値を0.01〜0.10と定める。
上記a、b、c、dについての、望ましい範囲は0≦a≦0.30、0.10≦b≦0.30、0.05≦c≦0.15、0.05≦d≦0.08である。
前記(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層からなるB層は、その一層平均層厚が0.1μm未満では、長期の使用にわたってすぐれた耐摩耗性を発揮することはできず、一方、その一層平均層厚が5.0μmを超えると、チッピング、欠損を発生しやすくなるので、(Al,Ti,Cr,Si,Y)N層からなるB層の一層平均層厚は、0.1〜5.0μmと定めた。なお、B層におけるTi成分、Cr成分、Si成分及びY成分のそれぞれの平均組成a、b、c、dは、SEM−EDSを用いて、B層の縦断面の複数個所(例えば、5箇所)で各成分量を測定し、その測定値を平均することによって求めることができる。
[上部層の合計平均層厚]
前述のとおり、A層の一層平均層厚及びB層の一層平均層厚は、それぞれ、0.1〜5.0μmとするが、A層とB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された積層構造の上部層3の合計平均層厚は、1.0〜8.0μmとする。A層の一層平均層厚及びB層の一層平均層厚は、それぞれ、0.5〜4.0μmであることがより好ましい。
これは、上部層3の合計平均層厚が1.0μm未満では、長期の使用にわたってすぐれた耐摩耗性を発揮することができず、一方、合計平均層厚が8.0μmを超えると、上部層3がチッピング、欠損、剥離等の異常損傷を発生しやすくなるからである。
前述のとおり、A層の一層平均層厚及びB層の一層平均層厚は、それぞれ、0.1〜5.0μmとするが、A層とB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された積層構造の上部層3の合計平均層厚は、1.0〜8.0μmとする。A層の一層平均層厚及びB層の一層平均層厚は、それぞれ、0.5〜4.0μmであることがより好ましい。
これは、上部層3の合計平均層厚が1.0μm未満では、長期の使用にわたってすぐれた耐摩耗性を発揮することができず、一方、合計平均層厚が8.0μmを超えると、上部層3がチッピング、欠損、剥離等の異常損傷を発生しやすくなるからである。
A層とB層は、少なくとも1層ずつ交互に積層されている積層構造を有することが好ましい。
なお、下部層2の表面に、上部層3を成膜する場合、A層と下部層2の金属炭窒化物層6との密着強度は高く、また、A層とB層の密着強度も高いことから、下部層2の金属炭窒化物層6直上には、上部層3のA層を設けることが望ましい。
なお、下部層2の表面に、上部層3を成膜する場合、A層と下部層2の金属炭窒化物層6との密着強度は高く、また、A層とB層の密着強度も高いことから、下部層2の金属炭窒化物層6直上には、上部層3のA層を設けることが望ましい。
前記表面被覆切削工具は、表面被覆インサート、表面被覆エンドミル、表面被覆ドリルのいずれかであることが好ましい。
前記表面被覆切削工具は、Ni基耐熱合金高速切削加工用であることが好ましい。
前記表面被覆切削工具は、Ni基耐熱合金高速切削加工用であることが好ましい。
以下に実施例を用いて本発明をさらに詳しく説明するが、本発明はこれら実施例に限定されるものではない。
《実施例1》
原料粉末として、いずれも0.5〜5μmの平均粒径を有するWC粉末、TiC粉末、VC粉末、TaC粉末、NbC粉末、Cr3C2粉末およびCo粉末を用意し、これら原料粉末を、表1に示される配合組成に配合し、さらにワックスを加えてアセトン中で24時間ボールミル混合し、減圧乾燥した後、98MPaの圧力で所定形状の圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を5Paの真空中、1370〜1470℃の範囲内の所定の温度に1時間保持の条件で真空焼結し、焼結後、切刃部にホーニング加工を施すことによりISO・CNMG120408に規定するインサート形状をもったWC基超硬合金製の工具基体11(インサート)1〜4を製造した。
原料粉末として、いずれも0.5〜5μmの平均粒径を有するWC粉末、TiC粉末、VC粉末、TaC粉末、NbC粉末、Cr3C2粉末およびCo粉末を用意し、これら原料粉末を、表1に示される配合組成に配合し、さらにワックスを加えてアセトン中で24時間ボールミル混合し、減圧乾燥した後、98MPaの圧力で所定形状の圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を5Paの真空中、1370〜1470℃の範囲内の所定の温度に1時間保持の条件で真空焼結し、焼結後、切刃部にホーニング加工を施すことによりISO・CNMG120408に規定するインサート形状をもったWC基超硬合金製の工具基体11(インサート)1〜4を製造した。
前記の工具基体11(インサート)1〜4に対して、以下の工程で下部層と上部層を形成し、本発明の表面被覆インサート1〜8(以下、本発明工具1〜8という)をそれぞれ製造した。
工程(a):
上記の工具基体11の1〜4のそれぞれを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図2Aおよび図2Bに示すAIP装置10の回転テーブル上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、AIP装置10の一方に所定組成のAl−Ti合金からなるターゲット13(カソード電極)を、他方側に所定組成のAl−Ti−Cr−Si−Y合金からなるターゲット14(カソード電極)を配置し、
工程(b):
まず、装置内を排気して真空(1×10−3Pa以下)に保持しながら、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体11を、約500℃から表2に示す所定の温度(金属イオンボンバード処理中の工具基体温度)にまでヒータで順次加熱し、同じく表2に示すバイアス電圧を工具基体11に印加し、工具基体11と金属イオンボンバード用ターゲット(例えば、Ti)との間に同じく表2に示すアーク電流を流し、同じく表2に示す処理時間、工具基体11に金属イオンボンバード処理を施すことにより表4に示す下部層2を形成し、
工程(c):
ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して表3に示す窒素分圧とすると共に、前記回転テーブル12上で自転しながら回転する工具基体11の温度を表3に示す温度範囲内に維持するとともに、表3に示す直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Al−Ti合金ターゲット13とアノード電極15との間に150Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記工具基体11の表面に、表4に示される組成および一層平均層厚のA層を蒸着形成し、
工程(d):
ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを反応ガス導入口(20)から導入して表3に示す窒素分圧とすると共に、前記回転テーブル12上で自転しながら回転する工具基体11の温度を表3に示す温度範囲内に維持するとともに表3に示す直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Al−Ti−Cr−Si−Y合金ターゲット14とアノード電極16との間に150Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記工具基体11の表面に、表4に示される組成および一層平均層厚のB層を蒸着形成した、
工程(e):
ついで、前記(c)と(d)を、上部層の合計平均層厚になるまで繰り返し行った。
上記工程(a)〜(e)により、表4に示す本発明工具1〜8をそれぞれ製造した。
工程(a):
上記の工具基体11の1〜4のそれぞれを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図2Aおよび図2Bに示すAIP装置10の回転テーブル上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、AIP装置10の一方に所定組成のAl−Ti合金からなるターゲット13(カソード電極)を、他方側に所定組成のAl−Ti−Cr−Si−Y合金からなるターゲット14(カソード電極)を配置し、
工程(b):
まず、装置内を排気して真空(1×10−3Pa以下)に保持しながら、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体11を、約500℃から表2に示す所定の温度(金属イオンボンバード処理中の工具基体温度)にまでヒータで順次加熱し、同じく表2に示すバイアス電圧を工具基体11に印加し、工具基体11と金属イオンボンバード用ターゲット(例えば、Ti)との間に同じく表2に示すアーク電流を流し、同じく表2に示す処理時間、工具基体11に金属イオンボンバード処理を施すことにより表4に示す下部層2を形成し、
工程(c):
ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して表3に示す窒素分圧とすると共に、前記回転テーブル12上で自転しながら回転する工具基体11の温度を表3に示す温度範囲内に維持するとともに、表3に示す直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Al−Ti合金ターゲット13とアノード電極15との間に150Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記工具基体11の表面に、表4に示される組成および一層平均層厚のA層を蒸着形成し、
工程(d):
ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを反応ガス導入口(20)から導入して表3に示す窒素分圧とすると共に、前記回転テーブル12上で自転しながら回転する工具基体11の温度を表3に示す温度範囲内に維持するとともに表3に示す直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Al−Ti−Cr−Si−Y合金ターゲット14とアノード電極16との間に150Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記工具基体11の表面に、表4に示される組成および一層平均層厚のB層を蒸着形成した、
工程(e):
ついで、前記(c)と(d)を、上部層の合計平均層厚になるまで繰り返し行った。
上記工程(a)〜(e)により、表4に示す本発明工具1〜8をそれぞれ製造した。
比較例:
比較の目的で、実施例1で作製したWC基超硬合金製の工具基体11(インサート)1〜4のそれぞれを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図2Aおよび図2Bに示すAIP装置10の回転テーブル上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、実施例1とは、金属イオンボンバード処理条件を変更した以外、実施例1と同様な方法で、表7に示す比較例の表面被覆インサート1〜6(以下、比較例工具1〜6という)をそれぞれ製造した。
具体的に言えば、次のとおりである。
比較例工具1〜4については、表5の比較例条件1〜4に示されるように、AIP装置10内を表5に示す炉内雰囲気、炉内圧力に維持しながら、ヒータで工具基体11を表5に示す温度に加熱した後、回転テーブル12上で自転しながら回転する工具基体11に表5に示す直流バイアス電圧を印加し、かつ、金属イオンボンバード用ターゲットとアノード電極との間に表5に示すアーク電流を流してアーク放電を発生させ、もって工具基体11表面をボンバード処理した。
また、比較例工具5、6については、表5の比較例条件5、6に示されるようなボンバード処理を行ったが、比較例条件5の処理は、前記特許文献2に開示される範囲内の条件であり、また、比較例条件6の処理は、前記特許文献3に開示される範囲内の条件である。また、比較例工具1〜4及び比較例工具5、6のボンバード処理後の、上部層の成膜条件は、表6に示すとおりである。
比較の目的で、実施例1で作製したWC基超硬合金製の工具基体11(インサート)1〜4のそれぞれを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図2Aおよび図2Bに示すAIP装置10の回転テーブル上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、実施例1とは、金属イオンボンバード処理条件を変更した以外、実施例1と同様な方法で、表7に示す比較例の表面被覆インサート1〜6(以下、比較例工具1〜6という)をそれぞれ製造した。
具体的に言えば、次のとおりである。
比較例工具1〜4については、表5の比較例条件1〜4に示されるように、AIP装置10内を表5に示す炉内雰囲気、炉内圧力に維持しながら、ヒータで工具基体11を表5に示す温度に加熱した後、回転テーブル12上で自転しながら回転する工具基体11に表5に示す直流バイアス電圧を印加し、かつ、金属イオンボンバード用ターゲットとアノード電極との間に表5に示すアーク電流を流してアーク放電を発生させ、もって工具基体11表面をボンバード処理した。
また、比較例工具5、6については、表5の比較例条件5、6に示されるようなボンバード処理を行ったが、比較例条件5の処理は、前記特許文献2に開示される範囲内の条件であり、また、比較例条件6の処理は、前記特許文献3に開示される範囲内の条件である。また、比較例工具1〜4及び比較例工具5、6のボンバード処理後の、上部層の成膜条件は、表6に示すとおりである。
上記で作製した本発明工具1〜8および比較例工具1〜6について、収束イオンビーム(Focused Ion Beam:FIB)を用いて縦断面を切り出し、走査型電子顕微鏡(SEM)または透過型電子顕微鏡(TEM)を用いたエネルギー分散型X線分析法(EDS)、オージェ電子分光法(Auger Electron Spectroscopy:AES)や電子線マイクロアナライザー(Electron Probe Micro Analyzer:EPMA)を用いた断面測定により、上部層のA層、B層の成分組成、各層厚を5箇所測定し、その平均値から平均組成および平均層厚を算出した。
下部層のW層、金属炭化物層および金属炭窒化物層においても、上部層と同様の分析手法を用いた断面の平均測定より、各層の同定ならびに各層厚を算出した。下部層の各層の層厚を求める手法を具体的に述べれば次の通りに行った。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行った。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として各層の境界を次にしたがって定義した。まず、WCとW層の境界を、W含有量の増加開始位置とした。また、W層と金属炭化物層の境界を、Wの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とした。さらに、金属炭化物層と金属炭窒化物層の境界を、N含有量の増加開始位置とした。そして、金属炭窒化物層と上部層の境界を、金属炭窒化物層を構成する金属成分と上部層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とした。ここから、W層の深さ及び金属炭化物層の層厚及び金属炭窒化物層の層厚を、前記W含有量、N含有量の増加開始位置あるいは各曲線の交点を基準として求めた。
そして、この測定を工具の縦断面において5箇所で繰り返し、その平均値を下部層の各層の平均層厚とした。
表4、表7に、測定・算出したそれぞれの値を示す。
下部層のW層、金属炭化物層および金属炭窒化物層においても、上部層と同様の分析手法を用いた断面の平均測定より、各層の同定ならびに各層厚を算出した。下部層の各層の層厚を求める手法を具体的に述べれば次の通りに行った。工具の縦断面に対して、基体表面の法線方向に対する組成の線分析を行った。これにより得られる成分含有量変化曲線を基として各層の境界を次にしたがって定義した。まず、WCとW層の境界を、W含有量の増加開始位置とした。また、W層と金属炭化物層の境界を、Wの含有量変化を示す曲線と金属炭化物層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とした。さらに、金属炭化物層と金属炭窒化物層の境界を、N含有量の増加開始位置とした。そして、金属炭窒化物層と上部層の境界を、金属炭窒化物層を構成する金属成分と上部層を構成する金属成分の含有量変化を示す曲線との交点とした。ここから、W層の深さ及び金属炭化物層の層厚及び金属炭窒化物層の層厚を、前記W含有量、N含有量の増加開始位置あるいは各曲線の交点を基準として求めた。
そして、この測定を工具の縦断面において5箇所で繰り返し、その平均値を下部層の各層の平均層厚とした。
表4、表7に、測定・算出したそれぞれの値を示す。
つぎに、上記本発明工具1〜8および比較例工具1〜6について、いずれも工具鋼製バイトの先端部に固定治具にてネジ止めした状態で、下記の条件(切削条件1という)によるNi基耐熱合金の湿式連続切削加工試験を実施し、切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。
<切削条件1>
被削材:Ni基耐熱合金(Cr19質量%−Fe19質量%−Mo3質量%−Ti0.9質量%−Al0.5質量%−Ni残部)の丸棒、
切削速度:100 m/min.、
切り込み:0.5 mm、
送り:0.15 mm/rev.、
切削時間:10 分、
切削油:水溶性クーラント
表8に、その結果を示す。
<切削条件1>
被削材:Ni基耐熱合金(Cr19質量%−Fe19質量%−Mo3質量%−Ti0.9質量%−Al0.5質量%−Ni残部)の丸棒、
切削速度:100 m/min.、
切り込み:0.5 mm、
送り:0.15 mm/rev.、
切削時間:10 分、
切削油:水溶性クーラント
表8に、その結果を示す。
《実施例2》
表1に示される配合組成の原料粉末を、実施例1に示す条件で焼結して、直径が10mmの工具基体形成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記丸棒焼結体から、研削加工にて、切刃部の直径×長さが6mm×12mmの寸法で、ねじれ角30度の4枚刃スクエア形状をもったWC基超硬合金製の工具基体11(エンドミル)1〜4をそれぞれ製造した。
次いで、前記の工具基体11(エンドミル)1〜4ついて、AIP装置10を用いて、実施例1の工程(a)〜(e)と同様な工程で、表9に示す本発明の表面被覆エンドミル11〜18(以下、本発明工具11〜18という)を製造した。
上記で作製した本発明工具11〜18について、実施例1と同様な方法で、下部層のW層、金属炭化物層および金属炭窒化物層の同定ならびに各層厚を算出した。上部層のA層、B層においても、各成分の平均組成、平均層厚を算出した。
表9に、測定・算出したそれぞれの値を示す。
表1に示される配合組成の原料粉末を、実施例1に示す条件で焼結して、直径が10mmの工具基体形成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記丸棒焼結体から、研削加工にて、切刃部の直径×長さが6mm×12mmの寸法で、ねじれ角30度の4枚刃スクエア形状をもったWC基超硬合金製の工具基体11(エンドミル)1〜4をそれぞれ製造した。
次いで、前記の工具基体11(エンドミル)1〜4ついて、AIP装置10を用いて、実施例1の工程(a)〜(e)と同様な工程で、表9に示す本発明の表面被覆エンドミル11〜18(以下、本発明工具11〜18という)を製造した。
上記で作製した本発明工具11〜18について、実施例1と同様な方法で、下部層のW層、金属炭化物層および金属炭窒化物層の同定ならびに各層厚を算出した。上部層のA層、B層においても、各成分の平均組成、平均層厚を算出した。
表9に、測定・算出したそれぞれの値を示す。
つぎに、上記本発明工具11〜18のエンドミルについて、下記の条件(切削条件2という)によるNi基耐熱合金の側面切削加工試験を実施し、切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。
<切削条件2>
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのNi基耐熱合金(Cr19質量%−Fe19質量%−Mo3質量%−Ti0.9質量%−Al0.5質量%−Ni残部)の板材、
切削速度:40 m/min、
回転速度:2100 min.−1、
切り込み:ae 0.3 mm、ap 6 mm、
送り速度(1刃当り):0.03 mm/tooth、
切削長:10 m、
表10に、切削試験結果を示す。
<切削条件2>
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのNi基耐熱合金(Cr19質量%−Fe19質量%−Mo3質量%−Ti0.9質量%−Al0.5質量%−Ni残部)の板材、
切削速度:40 m/min、
回転速度:2100 min.−1、
切り込み:ae 0.3 mm、ap 6 mm、
送り速度(1刃当り):0.03 mm/tooth、
切削長:10 m、
表10に、切削試験結果を示す。
《実施例3》
上記の実施例2で製造した直径が10mmの丸棒焼結体を用い、この丸棒焼結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さが6mm×30mmの寸法、並びにいずれもねじれ角30度の2枚刃形状をもったWC基超硬合金製の工具基体11(ドリル)を製造した。
上記の実施例2で製造した直径が10mmの丸棒焼結体を用い、この丸棒焼結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さが6mm×30mmの寸法、並びにいずれもねじれ角30度の2枚刃形状をもったWC基超硬合金製の工具基体11(ドリル)を製造した。
ついで、この工具基体11(ドリル)の切刃に、ホーニングを施し、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した。
ついで、AIP装置10に装入し、前記実施例1と同一の条件で、表11に示される下部層、上部層を備える本発明の表面被覆ドリル21〜28(以下、本発明工具21〜28という)を製造した。
ついで、AIP装置10に装入し、前記実施例1と同一の条件で、表11に示される下部層、上部層を備える本発明の表面被覆ドリル21〜28(以下、本発明工具21〜28という)を製造した。
上記で作製した本発明工具21〜28について、実施例1と同様な方法で、下部層のW層4、金属炭化物層5および金属炭窒化物層6の同定ならびに各層厚を算出した。上部層のA層、B層においても、各成分の平均組成、平均層厚を算出した。
表11に、測定・算出したそれぞれの値を示す。
表11に、測定・算出したそれぞれの値を示す。
つぎに、上記本発明工具21〜28について、下記の条件(切削条件3という)によるNi基耐熱合金の湿式穴あけ切削加工試験を実施し、穴あけ加工数を30穴とした時の切れ刃の逃げ面摩耗幅を測定した。
<切削条件3>
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのNi基耐熱合金(Cr19質量%−Fe19質量%−Mo3質量%−Ti0.9質量%−Al0.5質量%−Ni残部)の板材、
切削速度:13.7 m/min.、
送り:0.06 mm/rev、
穴深さ:12 mm、
表12に、切削試験結果を示す。
<切削条件3>
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのNi基耐熱合金(Cr19質量%−Fe19質量%−Mo3質量%−Ti0.9質量%−Al0.5質量%−Ni残部)の板材、
切削速度:13.7 m/min.、
送り:0.06 mm/rev、
穴深さ:12 mm、
表12に、切削試験結果を示す。
表8、表10、表12に示される結果から、本発明工具1〜8、11〜18、21〜28は、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して大きな熱的負荷、機械的負荷がかかるNi基耐熱合金の高速切削加工において、剥離の発生はなく、さらに、溶着、チッピング、欠損等の異常損傷の発生もなく、長期の使用にわたってすぐれた耐摩耗性を発揮することがわかる。
これに対して、比較例工具1〜6は、切刃に作用する切削加工時の熱的負荷、機械的負荷により、剥離、チッピング、欠損等を発生し、しかも、寿命は短命であった。
これに対して、比較例工具1〜6は、切刃に作用する切削加工時の熱的負荷、機械的負荷により、剥離、チッピング、欠損等を発生し、しかも、寿命は短命であった。
本発明の被覆工具は、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して大きな熱的負荷、機械的負荷が作用するNi基耐熱合金の高速切削加工において、剥離の発生を抑制し、さらに、溶着、チッピング、欠損等の異常損傷の発生を抑制し、長期の使用にわたって、すぐれた切削性能を発揮する。
2 下部層
3 上部層
4 W層(タングステン層)
5 金属炭化物層
6 金属炭窒化物層
10 AIP装置(アークイオンプレーティング装置)
11 工具基体
12 回転テーブル
13 Al−Ti合金ターゲット(蒸発源)
14 Al−Ti−Cr−Si−Y合金ターゲット(蒸発源)
15、16 アノード電極
17、18 アーク電源
19 バイアス電源
20 反応ガス導入口
21 排ガス口
3 上部層
4 W層(タングステン層)
5 金属炭化物層
6 金属炭窒化物層
10 AIP装置(アークイオンプレーティング装置)
11 工具基体
12 回転テーブル
13 Al−Ti合金ターゲット(蒸発源)
14 Al−Ti−Cr−Si−Y合金ターゲット(蒸発源)
15、16 アノード電極
17、18 アーク電源
19 バイアス電源
20 反応ガス導入口
21 排ガス口
Claims (3)
- 炭化タングステン基超硬合金からなる工具基体に下部層が設けられ、前記下部層の表面に交互積層構造の上部層が設けられた表面被覆切削工具において、
(a)前記下部層は、W層と金属炭化物層と金属炭窒化物層とからなり、
(b)前記W層は、工具基体表面からその内部へ10〜500nmの深さにわたって形成され、
(c)前記金属炭化物層は、Ti、Cr、Zr、Hf、NbおよびTaから選択されるいずれか一種の金属炭化物層であって、5〜500nmの平均層厚を有し、前記W層の直上に形成され、
(d)前記金属炭窒化物層は、前記金属炭化物層に含有される金属成分を含む金属炭窒化物層であって、5〜300nmの平均層厚を有し、前記金属炭化物層の直上に形成され、
(e)前記上部層は、A層とB層が少なくとも1層ずつ交互に積層された交互積層構造からなり、1.0〜8.0μmの合計平均層厚を有し、
(f)前記A層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiの複合窒化物層であって、その組成を、組成式:(AlxTi1−x)Nで表した場合、
0.40≦x≦0.70(ただし、xは原子比)を満足する平均組成を有し、
(g)前記B層は、0.1〜5.0μmの一層平均層厚を有するAlとTiとCrとSiとYの複合窒化物層であって、その組成を、組成式:(Al1−a−b−c−dTiaCrbSicYd)Nで表した場合、0≦a≦0.40、0.05≦b≦0.40、0≦c≦0.20、0.01≦d≦0.10(ただし、a、b、c、dはいずれも原子比)を満足する平均組成を有することを特徴とする表面被覆切削工具。 - 前記表面被覆切削工具が、表面被覆インサート、表面被覆エンドミル、表面被覆ドリルのいずれかであることを特徴とする請求項1に記載の表面被覆切削工具。
- 請求項1または2に記載される表面被覆切削工具からなるNi基耐熱合金高速切削加工用の表面被覆切削工具。
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