KR102353655B1

KR102353655B1 - 피복 절삭 공구

Info

Publication number: KR102353655B1
Application number: KR1020187037879A
Authority: KR
Inventors: 욘 안데르손; 외사르 마트스 요한손
Original assignee: 쎄코 툴스 에이비
Priority date: 2016-07-01
Filing date: 2017-06-30
Publication date: 2022-01-19
Also published as: EP3478868A1; CN109415799B; KR20190025853A; WO2018002307A1; US10954590B2; CN109415799A; EP3263736A1; US20190323118A1

Abstract

보디 및 보디 상의 경질의 내마모성 코팅을 포함하는 피복 절삭 공구로서, 코팅은 0.2 ㎛ 내지 15 ㎛ 의 두께를 갖는 적어도 하나의 NbN 층을 포함하고, NbN 층은 입방정 상 c-NbN 과 육방정 상 h-NbN 의 상 혼합물을 포함한다.

Description

피복 절삭 공구

본 발명은 칩 형성 금속 기계가공용 피복 절삭 공구에 관한 것이다.

1980 년대 중반 이후, 특성, 예컨대 내마모성을 개선하여 절삭 공구 코팅의 성능을 개선하려는 노력이 있었다. 그 당시, 일반적인 관행은 TiN 으로 절삭 공구를 코팅하는 것이었다. 그러나, 고온에서 상대적으로 불량한 내산화성 때문에, (Ti,Al)N 에 Al 을 합금화하는 것이 제안되었고 1980 년대 중반에 좋은 결과로 실행되었다. 오늘날 가장 보편적인 경질 보호 코팅 재료들 중에서 (Ti,Al)N 계 코팅이 금속 절삭 분야에서 사용되고 있다. 모노리스 층 및/또는 라미네이트 코팅 구조의 일부로서 (Ti,Al)N 의 입방정 B1 구조는 높은 경도와 같은 매력적인 기계적 특성과 개선된 온도 및 산화 저항을 결합하여 금속 기계가공 분야에서 양호한 성능을 제공한다. 특히 고온에서의 (Ti,Al)N 의 기술적 이점과 우수한 물리적 특성은 입방정 (Ti,Al)N 이 응집성의 (coherent) 입방정 c-AlN- 및 c-TiN-풍부 도메인들로 등구조로 (isostructurally) 분해되는 스피노달 분해 과정의 측면에서 부분적으로 설명된다. 응집성 c-AlN- 및 c-TiN-풍부 도메인들 사이의 격자 불일치와 탄성 특성들의 조합은 상당한 시효 경화를 초래하고, 이 시효 경과 동안 (Ti,Al)N 얇은 층들의 경도가 15% 내지 20% 증가를 나타내었다. 추가 시효 시, c-AlN 은 열역학적으로 안정한 육방정, 우르츠광 (wurtzite) B4 구조, h-AlN 으로 변하여, 감소된 기계적 특성을 갖는 c-TiN 및 h-AlN 을 포함하는 이중 상 구조를 생성한다.

ISO S 재료 그룹에 속하는 티타늄계 합금의 기계가공은 일반적으로 공구 수명이 짧고 금속 제거율이 낮다는 특징이 있다. 이는 열전도율이 낮은 티타늄으로 인해 작업편에서 고온이 발생하게 되어 공구에 바람직하지 않은 온도 분포가 발생하기 때문이다. 습식 기계가공은 일반적으로 열 발생을 최소화하여 공구 수명을 늘리기 위해 사용된다. 기재가 초경합금인 경우, 비피복 초경합금 절삭 인서트가 전통적으로 티타늄계 합금의 기계가공에 사용되어 왔다. 그러나, 최근 몇 년 동안, 전형적으로 (Ti,Al)N 을 포함하는 코팅을 갖는 피복 카바이드 기재를 사용하는 것이 더 일반적이다.

오늘날의 산업은 경제적이며 생산성 높은 제조 솔루션을 계속 추구한다. 이러한 요구를 충족시키기 위해. 특히 스테인리스 강과 같은 ISO M 재료, 및 니켈-, 철- 및 코발트계 합금과 같은 내열성 슈퍼 합금 및 티타늄 합금인 ISO S 재료에서, 작동 중에 공구 수명을 향상시키는 개선된 특성을 지닌 새로운 재료가 필요하다. 금속 절삭 공구 산업 내에서, 이러한 노력의 주요 부분은 적용에 사용되는 코팅 재료의 특성을 설계함으로써 절삭 공구의 마모 거동을 개선하는 데 초점을 맞춘다. 전형적으로, 고생산성 절삭 프로세스는 공구 온도를 극적으로 증가시키므로, 고온 마모 저항성을 갖는 코팅 재료가 필수적이다. ISO S 및 ISO M 재료를 기계가공하는 데 사용되는 절삭 공구에 고려되는 다른 특성은 일반적으로 공구 수명 단축의 원인이 되는 절삭 에지에 대한 작업편 재료의 접착이다.

본 발명의 목적은 접착 재료의 감소, 낮은 마찰, 감소된 서비스 온도, 우수한 마모 특성 및 증가된 공구 수명과 같은 개선된 절삭 성능으로 ISO M 및 ISO S 재료를 기계가공하기 위한 코팅을 갖는 피복 절삭 공구를 제공하는 것이다.

본 발명의 제 1 양태에 따르면, 보디 및 상기 보디 상의 경질의 내마모성 코팅을 포함하는 피복 절삭 공구가 제공되며, 코팅은 0.2 ㎛ 내지 15 ㎛ 의 두께를 갖는 적어도 하나의 NbN 층을 포함하고, 0.4 < R₀ < 1 의 X선 회절 피크 면적 강도 비를 갖는, 입방정 상 c-NbN 과 육방정 상 h-NbN 의 상 혼합물을 포함하고, 여기서 R₀ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_h-NbN(100)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_h-NbN(100) 는 각각 c-NbN (200) 및 h-NbN (100) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt (pseudo-Voigt) 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₀ 는 0.6 < R₀ < 1.0 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₀ 는 0.8 < R₀ < 1.0 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, NbN 층은 0.5 < R₁ ≤ 1 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₁ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_h-NbN(101)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_h-NbN(101) 는 각각 c-NbN (200) 및 h-NbN (101) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₁ 은 0.6 < R₁ ≤ 1.0 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₁ 은 0.7 < R₁ ≤ 1.0 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₁ 은 0.8 < R₁ ≤ 1.0 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₁ 은 R₁ = 1 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 상기 입방정 상 c-NbN 은 0.2 < R₂ ≤ 1 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₂ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_c-NbN(111)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_c-NbN(111) 는 각각 c-NbN (200) 및 h-NbN (111) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₂ 는 0.4 < R₂ ≤ 1 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₂ 는 0.6 < R₂ ≤ 1 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₂ 는 0.5 < R₂ < 0.9 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₂ 는 0.6 < R₂ < 0.9 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₂ 는 0.5 < R₂ < 0.8 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₂ 는 0.6 < R₂ < 0.8 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, NbN 층은 0 ≤ R₃ < 0.5 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₃ = I_h-NbN(101)/(I_h-NbN(101)+I_c-NbN(200)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_c-NbN(101) 는 각각 입방정 상 c-NbN (200) 및 육방정 상 h-NbN (101) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₃ 는 0 ≤ R₃ < 0.35 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, NbN 층은 0.2 < R₄ ≤ 1.0 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₄ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_h-NbN(103) +I_h-NbN(110) 이고, I_c-NbN(200), I_h-NbN(103) 및 I_h-NbN(110) 는 각각 입방정 상 c-NbN (200), 육방정 상 h-NbN (103) 및 육방정 상 h-NbN (110) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₄ 는 0.3 ≤ R₄ ≤ 1.0 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₄ 는 0.5 ≤ R₄ ≤ 1.0 이다.

일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₄ 는 0.7 ≤ R₄ ≤ 1.0 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, NbN 층은 0 ≤ R₅ < 0.5 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₅ = I_h-NbN(101)/(I_h-NbN(101)+I_h-NbN(103) +I_h-NbN(110)) 이고, I_h-NbN(101), I_h-NbN(103) 및 I_h-NbN(110) 는 각각 육방정 상 h-NbN (101), h-NbN (103) 및 h-NbN (110) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, NbN 층은 2 < R₆ < 6 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₆ = (I_h-NbN(103) + I_h-NbN(110))/ I_c-NbN(220) 이고, I_c-NbN(220), I_h-NbN(103) 및 I_h-NbN(110) 는 각각 입방정 상 c-NbN (220), 육방정 상 h-NbN (103) 및 육방정 상 h-NbN (110) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 입방정 c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층을 포함하는 코팅이 보디와 NbN 층 사이에 배치되고, 여기서 0 < x < 0.7, 바람직하게는 0.4 < x < 0.7, 및 0.7 < y < 1.1 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 0.5 < x < 0.7 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 0.5 < x < 0.6 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 0.7 < y < 1.05 이다.

일 실시형태에 따르면, 코팅은 c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층 및 NbN 층을 포함하고, 피복 절삭 공구의 절삭 에지, 플랭크면 또는 레이크면에 걸쳐 코팅 두께의 가장 얇은 부분에서 측정했을 때, 두께 비 d_{c-(Ti1-xAlx)Ny}:d_NbN 가 2:3 < d_{c-(Ti1-xAlx)Ny}:d_NbN < 6:1, 바람직하게는 1:1 < d_{c-(Ti1-xAlx)Ny}:d_NbN < 5:1, 가장 바람직하게는 d_{c-(Ti1-xAlx)Ny}:d_NbN = 2:1 이고, 총 코팅 두께가 0.2 ㎛ 내지 15 ㎛, 바람직하게는 0.2 ㎛ 내지 10 ㎛, 가장 바람직하게는 0.2 ㎛ 내지 5 ㎛ 이다.

일 실시형태에 따르면, 코팅은 피복 절삭 공구의 절삭 에지, 플랭크면 또는 레이크면에 걸쳐 코팅 두께의 가장 얇은 부분에서 측정했을 때 0.2 ㎛ 내지 15 ㎛, 바람직하게는 0.2 ㎛ 내지 10 ㎛, 더 바람직하게는 0.5 ㎛ 내지 5 ㎛ 의 두께를 갖는 c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층 및 0.1 ㎛ 내지 10 ㎛, 바람직하게는 0.1 ㎛ 내지 5 ㎛, 가장 바람직하게는 0.2 ㎛ 내지 3 ㎛ 의 두께를 갖는 NbN 층을 포함한다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층은 다음 중 임의의 것을 각각 5 at% 미만으로 선택적으로 포함한다: 입방정 상 c-TiN, 입방정 상 c-AlN 및 육방정 상 h-AlN.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층은 0.5 < R₇ ≤ 1 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₇ = I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(200)}/(I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(200)}+I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(111)}) 이고, I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(200)} 및 I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(111)} 는 각각 c-(Ti_1-xAl_x)N_y (200) 및 c-(Ti_1-xAl_x)N_y (111) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₇ 은 0.6 < R₇ ≤ 1 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₇ 은 0.5 < R₇ < 0.9 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₇ 은 0.6 < R₇ < 0.9 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 피크 면적 비 R₇ 은 0.5 < R₇ < 0.8 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 코팅은 산소 (O) 및 탄소 (C) 중 적어도 하나를 소량으로 0 내지 5 at%, 바람직하게는 0 내지 2 at%, 가장 바람직하게는 0 내지 1 at% 의 총 농도까지 포함할 수 있다.

본 명세서 및 청구범위에서 설명된 바와 같은 보디는 경질의 내마모성 PVD 코팅이 증착되는 기재로서 이해되어야 한다. 절삭 공구들의 공통점은 이 보디, 예컨대 절삭 공구 인서트가 솔리드 보디, 또는 레이크면의 절삭 에지 위에 (이른바 팁트 (tipped) 보디) 또는 전체 레이크를 덮도록 (이른바 전면 (full face) 보디) 추가적인 재료가 위치되는 백킹 (backing) 보디를 포함하는 보디일 수 있다는 것이다. 팁트 또는 전면 솔루션은 다결정 다이아몬드 또는 다결정 입방정 질화붕소 재료에 기초한 절삭 기술에 종종 사용된다.

일 실시형태에 따르면, 보디는 WC 및 4-15 wt% Co 를 포함하는 초경합금을 포함한다.

본 발명에 따른 피복 절삭 공구의 하나의 이점은, 절삭 에지에의 작업편 부착이 전형적으로 공구 수명을 저하시키는 조건을 설정하는 적용에서 개선된 금속 절삭 성능을 갖는 피복 절삭 공구가 획득된다는 것이다. 본 발명에 따른 피복 절삭 공구의 다른 이점은, 경질의 내마모성 코팅이 서비스 온도를 감소시켜서 수명을 연장시키거나 대안적으로는 생산성을 향상시켜 더 진보된 절삭 파라미터를 허용한다는 것이다. 피복 절삭 공구는 ISO M 및 ISO S 재료의 금속 절삭에서의 사용에 특히 적합하다.

본 발명의 제 2 양태에 따르면, 절삭 속도 및 인서트 지오메트리에 따라 0.05 - 0.5 mm/rev, 바람직하게는 0.1 - 0.4 mm/rev 의 평균 이송 및 10 - 400 m/min, 바람직하게는 35 - 300 m/min 의 절삭 속도로 스테인리스 강, 티타늄 및 티타늄 합금과 같은 ISO M 및 ISO S 재료를 기계가공할 때 전술한 임의의 실시형태에 따른 피복 절삭 공구의 사용이 제공된다.

일 실시형태에 따르면, 피복 절삭 공구는 티타늄 및 티타늄 합금과 같은 ISO S 재료를 기계가공하기 위한 드릴이다. 바람직하게는, 드릴은 0.05-0.50 mm/revolution, 바람직하게는 0.1- 0.4 mm/revolution 의 평균 이송 속도로 10-100 m/min, 바람직하게는 35-80 m/min 의 절삭 속도에서 사용된다.

도 1 은 본 발명의 일 실시형태에 따른 c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅의 파단 단면도로서, c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층 (I) 이 보디 (S) 와 NbN layer (II) 사이에 배치되어 있다.
도 2 는 본 발명의 일 실시형태에 따른 A: c-(Ti_0.34Al_0.66)N/NbN 및 B: c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅들의 X선 θ-2θ 회절도이다.
도 3 은 본 발명의 일 실시형태에 따른 A: c-(Ti_0.34Al_0.66)N/NbN 및 B: c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅들의 그레이징 입사 (θ=1.5°) X선 2θ 회절도이다.
도 4 는 의사 Voigt 프로파일 피팅 회절 피크들을 포함하는 본 발명의 일 실시형태에 따른 증착된 상태의 (as-deposited) c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅의 X선 θ-2θ 회절도이다. 피팅에서 사용된 각각의 피크 위치 (2θ) 는 표에 기재되어 있다.

본 발명의 제 1 양태에 따르면, 보디 및 상기 보디 상의 경질의 내마모성 코팅을 포함하는 피복 절삭 공구가 제공되며, 코팅은 0.4 < R₀ < 1.0 의 X선 회절 피크 면적 강도 비를 갖는, 입방정 상, c-NbN 과 육방정 상, h-NbN 의 상 혼합물을 포함하는 적어도 하나의 NbN 층을 포함하고, 여기서 R₀ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_h-NbN(100)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_h-NbN(100) 는 각각 c-NbN (200) 및 h-NbN (100) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다. NbN-층은 피복 절삭 공구의 절삭 에지, 플랭크면 또는 레이크면에 걸쳐 코팅 두께의 가장 얇은 부분에서 측정했을 때 0.2 ㎛ 내지 15 ㎛ 의 두께를 갖는다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, NbN 층은 0.5 < R₁ ≤ 1, 바람직하게는 0.6 < R₁ ≤ 1.0, 가장 바람직하게는 0.7 < R₁ ≤ 1.0 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₁ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_h-NbN(101)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_h-NbN(101) 는 각각 c-NbN (200) 및 h-NbN (101) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 입방정 상 c-NbN 은 0.2 < R₂ ≤ 1, 바람직하게는 0.4 < R₂ ≤ 1, 가장 바람직하게는 0.6 < R₂ ≤ 1 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₂ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_c-NbN(111)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_c-NbN(111) 는 각각 c-NbN (200) 및 h-NbN (111) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 입방정 c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층을 포함하는 상기 코팅은 보디와 NbN 층 사이에 배치되고, 여기서 0 < x < 0.7 및 0.7 < y < 1.1, 바람직하게는 0.4 < x < 0.7 이다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층은 0.5 < R₇ ≤ 1, 바람직하게는 0.6 < R₇ ≤ 1 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₇ = I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(200)}/(I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(200)}+I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(111)}) 이고, I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(200)} 및 I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(111)} 는 각각 c-(Ti_1-xAl_x)N_y (200) 및 c-(Ti_1-xAl_x)N_y (111) 회절 피크에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과로부터 추출된 X선 회절 피크 면적이다.

층들의 평균 조성은 Thermo Noran EDS 가 장착된 피복 표면에의 수직 입사 및 20 kV 에서 작동되는 LEO Ultra 55 주사 전자 현미경 (SEM) 을 사용하는 에너지 분산 분광기 (EDS) 분석 영역에 의해 추정되었다. 정량 분석을 위해 산업 표준 및 ZAF 수정을 사용하였다. 금속 조성은 Noran System Six (NSS ver 2) 소프트웨어를 사용하여 평가되었다.

코팅을 위한 증착 방법은 1.0 Pa 내지 7.0 Pa, 바람직하게는 2.5 Pa 내지 5 Pa 의 총 가스 압력에서 N₂ 를 함유하는 그리고 선택적으로 Ar 과 혼합된 반응성 가스 분위기에서 하나 이상의 순수한, 합성의 또는 합금된 캐소드를 사용하는 PVD 기술, 바람직하게는 음극 아크 증착에 기초한다. 가스 혼합물 및 캐소드 조성 쌍방은 증착된 NbN 및 (Ti_1-xAl_x)N_y 층들 (0.4 < x < 0.7 및 0.7 < y < 1.1) 에 대한 목표 조성에 도달하도록 선택된다. 증착은 50 A 내지 200 A 의 증발 아크 전류, 20 V 내지 300 V, 바람직하게는 20 V 내지 150 V, 가장 바람직하게는 20 V 내지 60 V 의 네거티브 기재 바이어스, 및 200 ℃ 내지 800 ℃, 바람직하게는 300 ℃ 내지 600 ℃ 의 증착 온도로 행해진다. 유사한 증착 조건을 얻기 위해서는 더 큰 캐소드에 더 높은 증발 전류가 필요하다.

코팅은 층의 중간 구역으로부터, 즉 성장 방향으로 층 두께의 30% 내지 70% 의 구역에서, 20 kV 에서 작동되는 LEO Ultra 55 주사 전자 현미경에 의해 획득된 주사 전자 현미경 사진으로 평가하였을 때 1 ㎛ 미만, 바람직하게는 0.9 ㎛ 미만, 더 바람직하게는 0.8 ㎛ 미만의 평균 주상 폭 (average column width) 을 갖는 주상정 미세조직을 갖고, 상기 평균 주상 폭은 적어도 10 개의 인접한 주상들의 평균이다.

도 1 은 본 발명의 일 실시형태에 따른 NbN 층 (II) 과 보디 (S) 사이에 배치된 c-(Ti_0.45Al_0.55)N 층 (I) 으로 이루어진 c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅의 파단 단면도 SEM 현미경 사진이다.

코팅 상 검출은 Bragg-Brentano 및 그레이징 입사각 구성 쌍방에서 Bruker AXS D8-어드밴스 X선 회절계 및 Cu Kα 방사선을 사용하는 X선 회절도 (XRD) 에 의해 수행되었다. 전형적으로, 다결정질 혼합 상 재료에서의 각 상에 대한 검출 한계는 5 vol% 미만이다.

도 2 는 각각 본 발명의 두 실시형태들에 따른 A: c-(Ti_0.34Al_0.66)N/NbN 및 B: c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅들의 33°≤ 2θ ≤ 63°에 대한 X선 θ-2θ 회절도이다. 쌍방의 A 및 B 회절도는 입방정 c-NbN, 육방정 h-NbN 및 입방정 c-TiAlN 의 코팅 상들 및 WC-Co 기재 (S) 로부터 유래하는 회절 피크들을 보여준다. 코팅 상들은 JCPDS 카드 38-1155 (c-NbN), 25-1361 (h-NbN) and 38-1420 (c-TiAlN) 에 대하여 인덱싱되었다. 입방정 c-NbN 및 c-TiAlN 상들의 경우, 회절도들에서 (111) 및 (200) 회절 피크 위치들이 표시된다. c-NbN 상의 경우, c-NbN (220) 피크의 위치도 또한 표시된다. 쌍방의 c-NbN 및 c-TiAlN 상들은 개별 (200) 회절 피크들에 대한 더 강한 회절 강도로 200 바람직한 배향을 드러낸다. h-NbN 상의 경우, (100), (101), (103) 및 (110) 회절 피크들의 위치들이 회절도들에서 또한 표시된다. 회절 기술의 검출 한계에 가깝거나 그보다 더 적은 소량의 입방정 상 c-TiN, 입방정 상 c-AlN 및 육방정 상 h-AlN 상들은 무시될 수 있다.

다른 코팅 상들의 상세를 드러내기 위해, 그레이징 입사 XRD 가 행해졌고, 즉 WC-Co 기재로부터 회절 강도들의 중첩이 회피되었다. 도 3 은 각각 본 발명의 두 실시형태들에 따른 A: c-(Ti_0.34Al_0.66)N/NbN 및 B: c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅들의 33°≤ 2θ ≤ 63°에 대한 그레이징 입사 (θ = 1.5°) X선 검출기 2θ 회절도이다. A 및 B 회절도는 입방정 상 c-NbN, 육방정 상 h-NbN 및 입방정 상 c-TiAlN 상들로부터 유래하는 회절 피크들을 보여준다. 입방정 c-NbN 및 c-TiAlN 상들의 경우, 회절도들에서 이들 각각의 (111) 및 (200) 회절 피크 위치들이 표시된다. 그리고, c-NbN 의 경우, c-NbN (220) 피크가 또한 표시된다. h-NbN 상의 경우, (100), (101), (103) 및 (110) 회절 피크들의 위치들이 회절도들에 표시된다. 검출 한계보다 적은 소량의 기재 재료뿐만 아니라 입방정 상 c-TiN, 입방정 상 c-AlN 및 육방정 상 h-AlN 은 무시될 수 있다.

XRD 회절도들에서의 결정질 피크들의 위치 및 면적 (적분 세기 (integral intensity)) 은 표 1 에 따른 각 결정질 피크 및 초기 피크 위치들에 대해 의사 voigt 함수를 사용하여 피팅된다. 부가적으로, 피팅 함수는 백그라운드로부터 발생하는 잔류 산란을 설명하기 위한 일차항을 포함한다. XRD 데이터 피크 피팅은 Bruker AXS Topas 2.1 소프트웨어를 사용하여 수행되었다.

도 4 는 도 3 의 코팅 B 에 따른 증착된 상태의 c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅의 X선 θ-2θ 회절도이다.

본 발명의 실시형태들에 따른 A: c-(Ti_0.34Al_0.66)N/NbN 및 B: c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅들에 대한 의사 Voigt 피팅 결과가 표 2 에 기재되어 있다.

A: c-(Ti_0.34Al_0.66)N/NbN 및 B: c-(Ti_0.45Al_0.55)N/NbN 코팅들에 대한 상이한 XRD 회절 피크(들)와 그의 개별 피팅된 피크 면적 강도들의 상관관계 및 다양한 피크 면적 강도 비가 각각 표 3 및 표 4 에 기재되어 있다.

본 발명의 일 실시형태에 따르면, 보디는 예컨대 초경합금, 서멧, 세라믹, 입방정 질화붕소 (CBN) 계 재료 또는 고속도강의 경질 합금의 보디를 포함하는 칩 제거에 의한 기계가공을 위한 솔리드 드릴 또는 엔드 밀 및 예컨대 밀링, 선삭 및 드릴링 적용을 위한 인덕서블 절삭 인서트를 포함하는 절삭 공구이다.

일 실시형태에 따르면, 보디는 WC/Co - 95wt%/5 wt% 를 포함하는 초경합금으로 이루어진다.

일 실시형태에 따르면, 보디는 WC/Co - 94wt%/6 wt% 를 포함하는 초경합금으로 이루어진다.

일 실시형태에 따르면, 보디는 WC/Co - 90wt%/10 wt% 를 포함하는 초경합금으로 이루어진다.

일 실시형태에 따르면, 보디는 WC/Co - 87wt%/13 wt% 를 포함하는 초경합금으로 이루어진다.

일 실시형태에 따르면, 피복 절삭 공구는 0.05-0.50 mm/revolution, 바람직하게는 0.1-0.4 mm/revolution 의 평균 이송 속도로 10-100 m/min, 바람직하게는 35-80 m/min 의 절삭 속도에서 사용되는 티타늄 및 티타늄 합금과 같은 ISO S 재료의 기계가공을 위한 드릴이다.

일 실시형태에 따르면, 피복 절삭 공구는 절삭 속도 및 인서트 지오메트리에 따라 밀링의 경우에 0.08 - 0.5 ㎜, 바람직하게는 0.1 - 0.4 ㎜ 의 치형부당 평균 이송으로 50 - 400 m/min, 바람직하게는 75 - 300 m/min 의 절삭 속도에서의 밀링 및 선삭을 위한 인서트이다.

예 1

상이한 지오메트리들을 가지며 텅스텐 카바이드 (WC) 및 예컨대 티타늄, 탄탈 또는 니오븀의 다른 카바이드로 균형잡힌 4 내지 15 wt% Co 바인더뿐만 아니라 다양한 양의 바인더 합금 원소, 예컨대 철, 크롬, 니켈, 몰리브덴 또는 이 원소들의 합금을 포함하는 다양한 조성을 갖는 초경합금 (WC-Co) 절삭 공구들, 예컨대 인덱서블 인서트 및 솔리드 드릴 또는 엔드밀이 Oerlikon-Balzers Domino Large 음극 아크 증착 시스템을 사용함으로써 층 증착을 위한 보디로서 사용되었다.

증착 전에, 절삭 공구는 알칼리 용액과 알코올의 초음파 욕에서 세척되었다. 시스템은 2.0x10^-3 Pa 미만의 압력까지 비워졌고, 그 후, 공구는 Ar 이온으로 스퍼터 세척되었다. (Ti_1-xAl_x)N_y (0 < x < 0.7, 0.7 < y < 1.1) 및 NbN 층들은 증착된 (Ti_1-xAl_x)N_y 및 NbN 층들에 대해 목표 조성에 도달하도록 선택된 2.5 Pa 내지 5 Pa 의 총 가스 압력에서 반응성 N₂ 가스 분위기 중에서 Ti_1-zAl_z (0 ≤ z ≤ 0.75) 및 순수 Nb 캐소드를 사용하여 450 ℃ 에서 성장되었다. 그리고, 증착은 50 A 내지 200 A 의 증발 아크 전류 및 20 V 내지 100 V 의 네거티브 기재 바이어스로 행해졌다.

표 5 는 드릴 직경이 8 ㎜ 인 솔리드 드릴 (10 % Co 를 갖는 WC-Co) 에 행해진 상이한 층 증착을 보여준다 (SD216A-8.0-120-8R1).

예 2

표 6 에 나타낸 바와 같이 상이한 층 증착을 위한 보디로서 약 13 wt% Co 를 갖는 WC-Co 인서트 (ISO 지오메트리 XOEX120408R-M07) 를 사용하여 예 1 을 반복하였다.

예 3

표 5 (예 1) 의 코팅을 사용하여 다음의 데이터의 드릴 작업에서 절삭 시험을 수행하였다:

드릴 다이: SD216A-8.0-120-8R1

적용: 드릴링

작업편 재료: TA6V

절삭 속도: 38 m/min

이송: 0.08 mm/rev

드릴 깊이: 18 mm

성능 기준: 빌드업 에지

표 7 은 기준 비교 코팅 1 및 2 에 비해 본 발명의 코팅의 경우 광범위한 상대적인 개선을 갖는 상대적인 절단 거동을 보여준다.

예 4

절삭 시험을 위해, 다음의 데이터를 갖는 밀링 작업에서 표 6 (예 2) 의 코팅을 사용한다:

지오메트리: XOEX120408R-M07

적용: 밀링

작업편 재료: Ti6-4

절삭 속도: 50 m/min

이송: 0.165 mm/rev.

축선방향 절삭 깊이, a_p: 15 mm

반경방향 절삭 깊이, a_e: 3 mm

성능 기준: 공구 수명

표 8 은 샘플 5, 6 및 7 의 기준 코팅에 비해 본 발명의 일 실시형태에 따른 코팅을 갖는 샘플 B 에 대한 개선된 수명을 갖는 절삭 결과를 보여준다.

Claims

보디 및 상기 보디 상의 경질의 내마모성 코팅을 포함하는 피복 절삭 공구로서,
상기 코팅은 0.2 ㎛ 내지 15 ㎛ 의 두께를 갖는 적어도 하나의 NbN 층, 및 상기 보디와 상기 NbN 층 사이에 배치된 (Ti_1-xAl_x)N_y 층을 포함하고,
상기 (Ti_1-xAl_x)N_y 층은 입방정 c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층이고, 여기서 0.4 < x < 0.7 및 0.7 < y < 1.1 이고,
상기 NbN 층은 0.4 < R₀ < 1 의 X선 회절 피크 면적 비를 갖는, 입방정 상 c-NbN 과 육방정 상 h-NbN 의 상 혼합물을 포함하고, 여기서 R₀ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_h-NbN(100)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_h-NbN(100) 는 각각 c-NbN (200) 및 h-NbN (100) 회절 피크들에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt (pseudo-Voigt) 피크 프로파일 피팅 결과들로부터 추출된 X선 회절 피크 면적들인, 피복 절삭 공구.
제 1 항에 있어서,
상기 피크 면적 비 R₀ 는 0.6 < R₀ <1.0 인, 피복 절삭 공구.
제 1 항에 있어서,
상기 입방정 상 c-NbN 은 0.2 < R₂ ≤ 1 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₂ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_c-NbN(111)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_c-NbN(111) 는 각각 c-NbN (200) 및 h-NbN (111) 회절 피크들에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과들로부터 추출된 X선 회절 피크 면적들인, 피복 절삭 공구.
제 3 항에 있어서,
피크 면적 비 R₂ 는 0.4 < R₂ ≤ 1 인, 피복 절삭 공구.
제 3 항에 있어서,
피크 면적 비 R₂ 는 0.6 < R₂ ≤ 1 인, 피복 절삭 공구.
제 1 항 내지 제 5 항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 NbN 층은 0.5 < R₁ ≤ 1 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₁ = I_c-NbN(200)/(I_c-NbN(200)+I_h-NbN(101)) 이고, I_c-NbN(200) 및 I_h-NbN(101) 는 각각 c-NbN (200) 및 h-NbN (101) 회절 피크들에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과들로부터 추출된 X선 회절 피크 면적들인, 피복 절삭 공구.
제 6 항에 있어서,
피크 면적 비 R₁ 은 0.7 < R₁ ≤ 1.0 인, 피복 절삭 공구.
제 1 항 내지 제 5 항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층 및 상기 NbN 층은 2:3 < d_{c-(Ti1-xAlx)Ny}:d_NbN < 6:1, 또는 1:1 < d_{c-(Ti1-xAlx)Ny}:d_NbN < 5:1 의 두께 비 d_{c-(Ti1-xAlx)Ny}:d_NbN 를 갖는, 피복 절삭 공구.
제 1 항 내지 제 5 항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 입방정 c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층은 5 at% 미만의 입방정 c-TiN, 입방정 c-AlN 및 육방정 h-AlN 상들을 포함하는, 피복 절삭 공구.
제 1 항 내지 제 5 항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 c-(Ti_1-xAl_x)N_y 층은 0.5 < R₇ ≤ 1 의 결정학적 배향 관계를 갖고, 여기서 R₇ = I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(200)}/(I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(200)}+I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(111)}) 이고, I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(200)} 및 I_{c-(Ti1-xAlx)Ny(111)} 는 각각 c-(Ti_1-xAl_x)N_y (200) 및 c-(Ti_1-xAl_x)N_y (111) 회절 피크들에 대해 Cu-K_α-방사선으로 획득된 θ-2θ 스캔의 의사 Voigt 피크 프로파일 피팅 결과들로부터 추출된 X선 회절 피크 면적들인, 피복 절삭 공구.
제 10 항에 있어서,
피크 면적 비 R₇ 은 0.6 < R₇ ≤ 1 인, 피복 절삭 공구.
제 1 항 내지 제 5 항 중 어느 한 항에 있어서,
상기 피복 절삭 공구는 칩 제거에 의한 기계가공을 위한 드릴 또는 엔드밀이고, 상기 보디는 초경 합금, 서멧, 세라믹, 입방정 질화붕소계 재료 또는 고속도강의 경질 합금을 포함하는, 피복 절삭 공구.
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