WO2005123312A1 - 表面被覆切削工具、及びその製造方法 - Google Patents

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cutting
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coated
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Tsuyoshi Ogami
Yusuke Tanaka
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Mitsubishi Materials Corporation
Mitsubishi Materials Kobe Tools Corporation
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    • C23C14/06—Coating by vacuum evaporation, by sputtering or by ion implantation of the coating forming material characterised by the coating material
    • C23C14/067—Borides

Definitions

  • the present invention particularly performs cutting of hard difficult-to-cut materials such as Ti-based alloys, Ni-based alloys, Co-based alloys, and high Si-containing A1-Si alloys under high-speed cutting conditions accompanied by high heat generation. Also, the present invention relates to a surface-coated cutting tool exhibiting excellent wear resistance and a method for producing the same.
  • surface-coated cutting tools include a tip-changing insert, which is detachably attached to the tip of a cutting tool for turning or flat cutting of various materials such as steel and iron.
  • a tip-changing insert which is detachably attached to the tip of a cutting tool for turning or flat cutting of various materials such as steel and iron.
  • drills and miniature drills used for drilling and cutting the work material
  • solid type end mills used for face cutting, grooving, shoulder processing, and the like of the work material.
  • Ti is added to the surface of a cutting tool base made of tungsten carbide (hereinafter, referred to as WC) based cemented carbide or titanium carbonitride (hereinafter, referred to as TiCN) based cermet.
  • WC tungsten carbide
  • TiCN titanium carbonitride
  • Abrasion resistant hard nitride layer consisting of a composite nitride layer containing A1 (hereinafter, referred to as (Ti, A1) N)
  • a hard coating layer with a surface coating cut by physical vapor deposition with an average layer thickness of 0.8 to 5 m Cutting tools are known, and since the (Ti, A1) N layer has high-temperature hardness and heat resistance due to the constituent component A1 and high-temperature strength due to the Ti, various types of the surface-coated cutting tools can be used. It is known that it exhibits excellent cutting performance when used for continuous or interrupted cutting of steel and iron.
  • the above-mentioned surface-coated cutting tool is, for example, the above-mentioned cutting tool base is charged into an arc ion plating apparatus, which is a kind of physical vapor deposition apparatus schematically shown in FIG.
  • the current between the anode electrode and a force sword electrode (evaporation source) in which an alloy containing Ti and A1 having a predetermined composition is set for example, current:
  • An arc discharge was generated under the condition of 90 A, and at the same time, a nitrogen gas was introduced as a reaction gas into the apparatus to form a reaction atmosphere of, for example, 2 Pa, while a bias voltage of, for example, -100 V was applied to the cutting tool base.
  • the present inventors have developed a surface-coated cutting tool in which the wear-resistant hard layer exhibits excellent wear resistance particularly in the high-speed cutting of the hard-to-cut material.
  • the (Ti, A1) N layer which is the hard coating layer of the conventional surface-coated cutting tools, was used as the lower layer, and the upper layer was To form a chromium boride (hereinafter referred to as CrB) layer, the CrB layer becomes thermally stable.
  • the point strength of high-temperature hardness, heat resistance, and high-temperature strength is also preferable.
  • the hard coating layer of the present invention is, for example, an arc ion plating apparatus (hereinafter abbreviated as AIP apparatus) having a structure shown in a schematic plan view in FIG. 2A and a schematic front view in FIG.
  • a vapor deposition device in which a device (hereinafter abbreviated as SP device) coexists, that is, a rotary table for mounting a cutting tool base is provided at the center of the device.
  • SP device a device
  • a plurality of cutting tool bases are mounted in a ring shape along the outer periphery at a position radially away from the central axis on the rotary table of the apparatus by using a vapor deposition apparatus placed in the apparatus. While rotating the rotary table in a nitrogen atmosphere and rotating the cutting tool base itself for the purpose of equalizing the thickness of the hard coating layer formed by vapor deposition, basically, first, the Ti and A1 are combined. An arc discharge is generated between the source electrode (evaporation source) and the anode electrode of the containing alloy, and the (Ti, A1) N layer is formed on the surface of the cutting tool base with an average layer thickness of 0.8 to 5 m. Then, the atmosphere in the vapor deposition apparatus is changed to a substantially Ar atmosphere instead of a nitrogen atmosphere, and is disposed as a force source electrode (evaporation source) of the SP apparatus. Start sputtering of the sintered CrB
  • a CrB layer is deposited on the (Ti, A1) N layer as a surface layer with an average layer thickness of 0.8 to 5 m.
  • the adhesion bonding layer having, the adhesion bonding layer and the (Ti, A1) N layer which is the lower layer
  • the (Ti, A1) N layer is cut off because it firmly adheres to any of the upper CrB layers.
  • the hard coating layer which has an adhesive bonding layer between the two layers and the (Ti, A1) N layer, is effective in preventing delamination even in high-speed cutting of the above hard-to-cut materials with high heat generation. It has been found that the steel exhibits excellent wear resistance. It is desirable that the adhesion bonding layer be a chromium nitride (hereinafter, referred to as CrN) layer or a composite boronitride layer containing Ti, A1, and Cr.
  • CrN chromium nitride
  • an AIP device and a SP device having a structure shown in a schematic plan view in FIG. 1A and a schematic front view in FIG.
  • a Cr metal having a predetermined composition as a power source electrode (evaporation source) of the AIP device, an alloy containing Ti and A1, and a sintered CrB body as the power source electrode (evaporation source) of the SP device on the other side Steaming
  • the (Ti, A1) N layer is formed by vapor deposition using the method described above. While maintaining the nitrogen atmosphere of the above, an arc discharge was generated between the metal Cr force source electrode (evaporation source) and the anode electrode to form a CrN layer forming condition, and then the atmosphere in the vapor deposition apparatus was changed to a nitrogen atmosphere. Instead, a mixed gas atmosphere of Ar and nitrogen is used, but the introduction rate of Ar is gradually increased with time, while the introduction rate of nitrogen is gradually reduced. Simultaneously with the introduction of the mixed gas of Ar and nitrogen into the vapor deposition device, the sintering of the CrB sintered body arranged as a force source electrode (evaporation source) of the SP device was performed.
  • the (Ti, A1) N layer was abrasion-resistant and hardened by the method described above.
  • nitrogen gas is substituted in the apparatus while continuing the arc discharge between the cathode electrode and the anode electrode of the alloy containing Ti and A1 for forming the wear-resistant hard layer.
  • a mixed gas containing Ti, Al and Cr is introduced by introducing a mixed gas of Ar and nitrogen to generate a spatter on the CrB sintered body arranged as a force source electrode (evaporation source) of the SP apparatus.
  • An object layer can be formed.
  • the wear-resistant hard layer of the present invention instead of the (Ti, A1) N layer, a composite nitride containing Ti, A1 and Si in which part of A1 is substituted with S or B [
  • a layer represented by (Ti, Al, Si) N] or a composite nitride containing Ti, Al, and ⁇ [hereinafter, represented by (Ti, Al, B) N] layers may be used.
  • the composition formula: (Ti Al Si) N (X: 0.40-0.75, Y: 0.10 or less)
  • Ti Al B) N (X: 0.40-0.75, Z: 0.10 or less) is preferred in terms of heat resistance and high temperature hardness l-X X— Z Z
  • FIGS. 1A and IB and FIGS. 2A and 2B In the vapor deposition apparatus shown in the figure, an alloy force source electrode (evaporation source) containing Ti and Al of an AIP apparatus is used for forming a lower layer having a predetermined composition, and an alloy containing A1, Si, and Ti, A1, B, and It can be manufactured by the same method as described above except that an alloy containing is used.
  • an alloy force source electrode evaporation source
  • the X value indicating the ratio of the force A1 to the total amount with Ti (atomic ratio, the same applies hereinafter). If it is less than 0.40, the proportion of Ti becomes relatively too large, so that it becomes impossible to secure the excellent high-temperature hardness and heat resistance required for high-speed cutting, and the wear progresses. On the other hand, when the X value indicating the ratio of A1 exceeds 0.75, the ratio of Ti becomes relatively small and the high-temperature strength decreases, resulting in chipping (small chipping) at the cutting edge. It becomes easier and the wear progresses faster. Therefore, the X value is preferably 0.40 to 0.75.
  • the average thickness of the (Ti, Al) N layer constituting the wear-resistant hard layer is less than 0.8 ⁇ m, it is insufficient to exhibit its own excellent wear resistance over a long period of time. On the other hand, if the average layer thickness exceeds 5 m, chipping tends to occur at the cutting edge in high-speed cutting of the hard-to-cut material, and the average layer thickness is 0.8 to 5 m. Is preferred.
  • the CrB layer constituting the upper layer has extremely stable properties as described above,
  • the lower layer (Ti, A1) N It protects the work material and chips from being heated at a high temperature and suppresses the progress of abrasion.However, if the average layer thickness is less than 0.8 m, the desired effect can be obtained. On the other hand, if the average layer thickness exceeds 5 ⁇ m and becomes too thick, it may cause chipping. Therefore, the average layer thickness is preferably 0.8 to 5 ⁇ m.
  • An adhesive bonding layer is interposed between the lower layer (Ti, A1) N layer and the upper layer CrB layer.
  • the average thickness of the coating layer is preferably 0.1-0.5 m since the strength of the coating layer is reduced at the portion of the adhesive bonding layer, which causes chipping.
  • the Si component and the B component coexist with Al by replacing a part of Al with S or B.
  • the Z value indicating the ratio of the total amount of Ti and A1 exceeds 0.10, the high-temperature strength decreases, and therefore the Y value and the Z value are preferably 0.10 or less.
  • the surface-coated cutting tool according to the present invention includes a (Ti, A1) N layer as a lower layer constituting the hard coating layer,
  • the (Ti, Al, Si) N layer or (Ti, Al, B) N layer has excellent high-temperature hardness and heat resistance, excellent high-temperature strength, and is cut by the CrB layer as the upper layer. Excellent between wood
  • Thermal stability ensures excellent long-term wear resistance even when cutting hard-to-cut materials at high speeds with high heat generation. is there.
  • FIG. 1A is a schematic plan view of a vapor deposition apparatus used to form a surface coating layer constituting the surface-coated cutting tool according to the first embodiment.
  • FIG. IB is a schematic front view of the vapor deposition apparatus shown in FIG. 1A.
  • FIG. 2A is a schematic plan view of a vapor deposition apparatus used for forming a surface coating layer constituting a surface-coated cutting tool according to a second embodiment.
  • FIG. 2B is a schematic front view of the vapor deposition device shown in FIG. 2A.
  • FIG. 3 is a schematic explanatory view showing another example of a normal arc ion plating apparatus.
  • WC powder As raw material powders, WC powder, TiC powder, ZrC powder, VC powder, TaC powder, NbC powder, CrC powder, TiN powder, TaN powder, and WC powder having an average particle diameter of 13 ⁇ m And C
  • o Powders are prepared, and the raw material powders are blended in the composition shown in Table 1, wet-mixed in a ball mill for 72 hours, dried, and then pressed into a green compact at a pressure of 100MPa. Is sintered in a vacuum of 6 Pa at a temperature of 1400 ° C for 1 hour, and after sintering, the cutting edge is subjected to a honing process of R: 0.03 mm, and the tip shape of ISO standard 'CNMG120408 A-1-1 A-10 cutting tool base made of WC-based cemented carbide with
  • Powder, Co powder, and Ni powder are prepared, and the raw material powders are blended into the blending composition shown in Table 2, wet-mixed for 24 hours in a ball mill, dried, and pressed into a green compact at a pressure of 100 MPa. Then, this compact was sintered in a 2 kPa nitrogen atmosphere at a temperature of 1500 ° C for 1 hour, and after sintering, the cutting edge was subjected to a honing process of R: 0.03 mm and subjected to ISO standard.
  • a cutting tool base B-1-1B-6 made of TiCN-based cermet having a chip shape of CNMG120408 was formed.
  • a CrB powder having an average particle size of 0.8 m was used as a power source electrode (evaporation source) for forming the upper layer of the hard coating layer at a temperature of 1500 ° C, a pressure of 20 MPa, and a holding time of 3 hours.
  • a hot pressed CrB was used to prepare a CrB sintered body.
  • each of the above cutting tool bases A—11 A—10 and B—11 B—6 is After being ultrasonically cleaned in acetone and dried, it is mounted along the outer periphery at a position radially away from the center shaft on the rotating table in the evaporation apparatus shown in Figs.1A and 1B.
  • Metal Cr for forming the adhesion bonding layer as the power source electrode (evaporation source) for the AIP device on one side
  • CrB sintered body for forming the upper layer as the power source electrode (evaporation source) for the SP device on the other side.
  • a Ti-A1 alloy for forming the lower layer having a predetermined composition was placed at a position 90 degrees away from each as a force source electrode (evaporation source) of the AIP device.
  • Nitrogen gas is introduced into the apparatus as a reaction gas to make a reaction atmosphere of 3 Pa, and a 100 V DC bias voltage is applied to the cutting tool base rotating while rotating on the rotary table, and a force source is applied.
  • An electric current of 100 A is applied between the TiA1 alloy of the electrode and the anode electrode to generate an arc discharge, so that the surface of the cutting tool base has a target composition and a target layer thickness (Ti, Al ) N layer is formed by vapor deposition as a lower layer of the hard coating layer,
  • Sputtering was continued under the same conditions as for the sputtering output between the electrodes and 3 kW, and a CrB layer having the target layer thickness shown in Table 3 was also deposited and formed as the upper layer of the hard coating layer.
  • the surface-coated tip-changeable inserts of the present invention (hereinafter referred to as the coated tips of the present invention) 1-16 as the coated cutting tools of the present invention were manufactured.
  • the cutting tool bases A-1-1 A-10 and B-1-1 B-6 are each subjected to ultrasonic cleaning in acetone and dried, as shown in FIG. And a Ti-Al alloy having various component compositions as a power source electrode (evaporation source).
  • a power source electrode evaporation source
  • the inside of the apparatus is evacuated and kept at a vacuum of 0.1 lPa or less. After heating the inside of the apparatus to 500 ° C. with a heater, a DC bias voltage of ⁇ 1000 V was applied to the cutting tool base, and a current of 100 A was passed between the Ti A1 alloy of the force source electrode and the anode electrode.
  • the coated tips of the present invention and the conventional coated tips of the various types were coated with the above-mentioned various coated tips in a state where V and deviation were screwed to the tip of the tool steel tool with a fixing jig.
  • V and deviation were screwed to the tip of the tool steel tool with a fixing jig.
  • Cutting tool A round bar sintered body for forming a base was formed, and the above three types of round bar sintered bodies were subjected to grinding to obtain the combinations shown in Table 6 in which the diameter X length of the cutting edge portion was respectively set.
  • WC-based cemented carbide cutting tool substrate end mill
  • 6 mm X 13 mm, 10 mm X 22 mm, and 20 mm X 45 mm, and a 4-flute square shape with a helix angle of 30 degrees C 1 C 8 was manufactured respectively.
  • the surface coated end mill (hereinafter referred to as the coated end mill of the present invention) 118 as the surface coated cutting tool of the present invention was produced by vapor deposition forming a hard coating layer composed of two upper layers. .
  • the surface of the cutting tool substrate (end mill) C 1 -C 8 was ultrasonically cleaned in acetone and dried, and then dried in a vapor deposition apparatus also shown in FIG. Under the same conditions as in Example 1 above, a hard coating layer consisting of a (Ti, A1) N layer having the target composition and target layer thickness also shown in Table 6 was deposited to obtain a conventional surface-coated cutting tool.
  • a conventional surface-coated end mill (hereinafter referred to as a conventional coated end mill) 118 was manufactured, respectively.
  • Work material One plane 100mm X 250mm, thickness: 50mm high Si content A1-Si based alloy (mass%, A1-18% Si alloy) plate material,
  • Work material one plane: 100mm X 250mm, thickness: 50mm, Ti-based alloy (mass%, Ti 6% A1-4% V alloy) plate material,
  • the dry-type high-speed grooving test for the Ti-base alloy was performed under the following conditions, and the flank wear width of the outer peripheral edge of the cutting edge is also used as a guide for the service life in the grooving and grooving tests.
  • the cutting groove length up to lm m was measured. Table 6 shows the measurement results.
  • Target composition (atomic ratio) fa Iss CrN.
  • Layer of CrN layer (m) a
  • Target layer thickness Target layer thickness
  • the diameters produced in Example 2 above were 8 mm (for forming the cutting tool base C1 to C3), 13 mm (for forming the cutting tool base C-4 to C-6), and 26 mm (for the cutting tool base C-7). , C-8 forming) three kinds of round rod sintered bodies, and from these three kinds of round rod sintered bodies, the diameter X length of the groove forming part is 4mm X 13mm (cutting) by grinding.
  • Tool base D—1D-3 Dimensions of tool base D—1D-3), 8m mX 22mm (Cutting tool base D-4D-6), and 16mm X 45mm (Cutting tool base D7, D-8), and torsion angles
  • the lower layer composed of the (Ti, A1) N layer having the target composition and the target layer thickness shown in Table 7 and the target layer shown in Table 7 were charged into the evaporation apparatus shown in FIG.
  • a hard coating layer composed of an adhesion layer consisting of a thick CrN layer and an upper layer consisting of a CrB layer is formed by vapor deposition.
  • coated drills of the present invention 118 as the surface-coated cutting tools of the present invention were manufactured.
  • the surface of the cutting tool substrate (drill) D-11-D-8 was horned, ultrasonically cleaned in acetone, and dried, and 3 and a hard coating layer composed of a (Ti, A1) N layer having a target composition and a target layer thickness also shown in Table 7 under the same conditions as in Example 1 above.
  • conventional surface-coated drills hereinafter referred to as conventional coated drills
  • conventional surface-coated cutting tools were manufactured, respectively.
  • coated drill 118 of the present invention the coated drill 113 of the present invention and the conventional coated drill 113 of the present invention are described below.
  • Work material One plane 100mm X 250mm, thickness: 50mm high Si content A1-Si based alloy (mass%, A1-18% Si alloy) plate material,
  • Work material one plane: 100mm X 250mm, thickness: 50mm, Ti-based alloy (mass%, Ti 6% A1-4% V alloy) plate material,
  • Tool cover layer Invented cover layer 1 Tool Joining layer Drilling Type Number of processing Substrates
  • Target layer thickness Target layer thickness
  • the cutting tool base (chip) used in Example 1 was inserted into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 1A and 1B, and instead of a Ti-Al alloy as a power source electrode (evaporation source) of an AIP apparatus. Under the same conditions as in Example 1 except that a TiA1-Si alloy for forming a lower layer having a predetermined composition was used, a hard coating layer having a target composition and a target layer thickness shown in Table 8 was formed by vapor deposition. Inventive coated chips 1 to 16 were manufactured respectively.
  • the above-mentioned cutting tool base (chip) was placed in a vapor deposition apparatus shown in FIG.
  • the same conditions as in Example 1 were used, except that a TiA1-Si alloy for forming a lower layer having a predetermined composition was used instead of the Ti-Al alloy as the power source electrode (evaporation source) of the AIP device.
  • conventional coated chips 1 to 116 were manufactured by vapor-depositing the (Ti, Al, Si) N layer having the target composition and target layer thickness shown in Table 9 as a hard coating layer.
  • the coated tip 1-16 of the present invention and the conventional coated tip 1-16 were:
  • Target coating composition (atomic ratio) Target cutting Cutting Cutting
  • the cutting tool base (end mill) used in Example 2 was charged into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 1A and 1B, and the target composition and target shown in Table 10 were obtained under the same conditions as in Example 4 above.
  • the coated end mills 118 of the present invention were produced by depositing a hard coating layer having a layer thickness.
  • the cutting tool base (end mill) was placed on the vapor deposition apparatus shown in FIG. Under the same conditions as in Example 4 and vapor-depositing a hard coating layer consisting of a (Ti, Al, Si) N layer having a target composition and a target layer thickness shown in Table 10, thereby obtaining a conventional coated end mill. 1 to 8 were manufactured respectively.
  • coated end mills 118 of the present invention are:
  • Workpiece one plane 100 mm X 250 mm, thickness: 50 mm, and sheet material of Ti-based alloy with composition of 3% A1—2.5% V in mass%,
  • the dry-type high-speed grooving test for Co-base alloys was performed under the following conditions, and the flank wear width of the outer peripheral edge of the cutting edge is also used as a guide for the service life in the grooving test for V and misalignment. lm
  • the cutting groove length up to m was measured. Table 10 shows the measurement results.
  • Example 3 The cutting tool base (drill) used in Example 3 was charged into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 1A and 1B, and under the same conditions as in Example 4, the target composition and the target layer shown in Table 11 were obtained.
  • Each of the coated drills 118 of the present invention was produced by depositing a thick hard coating layer.
  • the cutting tool base (drill) was mounted on the vapor deposition apparatus shown in FIG. Then, under the same conditions as in Example 4 above, a hard coating layer composed of a (Ti, Al, Si) N layer having the target composition and the target layer thickness also shown in Table 11 is formed by vapor deposition to obtain a conventional coating. Capping drills 1 to 8 were manufactured respectively.
  • the covered drills of the present invention 113 and the conventional coated drills 113 are:
  • One plane of work material 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and by mass%, Co-20% Cr-20% Ni-4% Mo-4% W-4% Cd-3% Fe-l 5% Mn—0.7% Si-0.38% C Co-based alloy sheet material,
  • One plane of work material 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and by mass%, Ni—19% Cr-18.5% Fe-5.2% Cd—5% Ta—3% Mo—0 9% T 0.5% Al-0.3% Si -0.2% Mn-0.05% Cu-0.04% C
  • the cutting tool base (chip) used in Example 1 was inserted into the vapor deposition apparatus shown in FIGS. 1A and 1B, and a predetermined composition was used as a force source electrode (evaporation source) of the AIP apparatus instead of the Ti-Al alloy.
  • Table 1 was used under the same conditions as in Example 1 except that a TiA1-B alloy for forming a lower layer having The coated chips 111 and 116 of the present invention were produced by depositing a hard coating layer having a target composition and a target layer thickness shown in (1).
  • the cutting tool base (chip) described above was loaded into the vapor deposition device shown in Fig. 3, and the force source electrode (evaporation source) of the AIP device was replaced with a Ti-Al alloy.
  • the force source electrode (evaporation source) of the AIP device was replaced with a Ti-Al alloy.
  • (Ti, Al, B) N of the target composition and target layer thickness shown in Table 13 were used.
  • coated chips 1 to 16 were manufactured by vapor-depositing the layers as hard coating layers.
  • Target coating composition (atomic ratio) Cutting Cutting Cutting Cutting substrate Condition Condition Condition
  • Example 2 The cutting tool base (end mill) used in Example 2 was loaded into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 1A and 1B, and under the same conditions as in Example 7 above, the target composition and target shown in Table 14 were obtained.
  • the coated end mills 118 of the present invention were produced by depositing a hard coating layer having a layer thickness.
  • the cutting tool substrate (end mill) was charged into the vapor deposition apparatus shown in FIG. 3, and the same conditions as in Example 7 were applied to the target composition and target layer shown in Table 14.
  • Thick T Conventionally, coated end mills 18 were manufactured by depositing a hard coating layer composed of i, Al, B) N layers.
  • One plane of work material 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and by mass%, Co-20% Cr-20% Ni-4% Mo-4% W-4% Cd-3% Fe-l 5% Mn— 0.7% Si-0.38% C Co-based alloy sheet,
  • Example 3 The cutting tool base (drill) used in Example 3 was charged into the vapor deposition device shown in Figs. 1A and 1B, and under the same conditions as in Example 7, the target composition and the target layer shown in Table 15 were obtained. By forming a thick hard coating layer by vapor deposition, coated drills 118 of the present invention were produced.
  • the cutting tool base (drill) was inserted into the vapor deposition apparatus shown in FIG. 3, and under the same conditions as in Example 7, the target composition and the target shown in Table 15 were also obtained.
  • Work material one plane: 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and a sheet material of Ti-based alloy with composition of Ti-3% Al-2.5% V by mass%,
  • the cutting tool base (chip) used in Example 1 is mounted along the outer peripheral portion at a position radially away from the center axis on the rotary table in the vapor deposition apparatus shown in FIGS. 2A and 2B.
  • the forming CrB sintered body is arranged facing
  • Nitrogen gas is introduced into the apparatus as a reaction gas to make a reaction atmosphere of 3 Pa, and a 100 V DC bias voltage is applied to the cutting tool base rotating while rotating on the rotary table, and a force source is applied.
  • An electric current of 100 A is applied between the Ti A1 alloy of the electrode and the anode electrode to generate an arc discharge, so that the surface of the cutting tool base has a target composition and a target layer thickness (Ti, Al ) N layer is formed by evaporation as a wear-resistant hard layer of the hard coating layer.
  • the gas introduced into the apparatus was changed from a mixed gas of Ar and nitrogen to Ar gas, and the atmosphere in the apparatus was reduced to 0.
  • the arc discharge between the force electrode and anode electrode of the Ti A1 alloy for forming the wear-resistant hard layer was stopped at the same time, and sputtering was performed for a time corresponding to the layer thickness under these conditions.
  • the CrB layer of the target layer thickness indicated as the surface layer of the hard coating layer
  • coated chips of the present invention were manufactured by vapor deposition.
  • the cutting tool base (chip) was loaded into the vapor deposition apparatus shown in FIG. 3, and the target composition and target shown in Table 17 were obtained under the same conditions as in Example 1 above.
  • coated chips 1 to 16 were manufactured by vapor-depositing and forming a wear-resistant hard layer composed of a (Ti, A1) N layer having a layer thickness as a hard coating layer.
  • Work material In mass%, A1-18% Si alloy with 4 longitudinal grooves at equal intervals in the longitudinal direction, Cutting speed: 300mZmin,
  • Type Tool base Target composition (atomic ratio) Target Cutting
  • the cutting tool substrate (end mill) used in Example 2 was charged into the vapor deposition apparatus shown in FIGS. 2A and 2B, and under the same conditions as in Example 10, the target compositions and target layer thicknesses shown in Table 18 were obtained.
  • Each of the coated end mills 18 of the present invention was manufactured by vapor-depositing a porous coating layer.
  • the cutting tool substrate (end mill) was charged into a vapor deposition device shown in FIG.
  • the target composition and target layer shown in Table 18 Conventionally, coated end mills 118 were manufactured by depositing a wear-resistant hard layer composed of a thick (Ti, A1) N layer as a hard coating layer.
  • the coated end mills 113 of the present invention and the conventional coated end mills 113 of the present invention are:
  • Work material one plane: 100mm X 250mm, thickness: 50mm high Si content A1-Si based alloy (mass%, A1-18% Si alloy) plate material,
  • Target composition (atomic ratio) Target (m) of two layers of GrB
  • the cutting tool base (drill) used in Example 3 was charged into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 2A and 2B, and under the same conditions as in Example 10, the target composition and the target layer shown in Table 19 were obtained.
  • the coated drills 118 of the present invention were produced by depositing a thick hard coating layer by vapor deposition.
  • the above cutting tool base (drill) was inserted into the vapor deposition apparatus shown in Fig. 3, and under the same conditions as in Example 10, the target composition and target also shown in Table 19 were used.
  • a wear-resistant hard layer consisting of a (Ti, A1) N layer with a layer thickness is formed by vapor deposition as a hard coating layer.
  • conventional coated drills 1 to 8 were manufactured.
  • Plate material of Ti-based alloy (Ti-3% Al-2.5% V alloy by mass%) with dimensions of 100mm X 250, thickness: 50mm
  • Work material one plane: 100mm X 250mm, thickness: 50mm, Ti-based alloy (mass%, Ti 6% A1-4% V alloy) plate material,
  • Work material One plane 100mm X 250mm, thickness: 50mm high Si content A1-Si based alloy (mass%, A1-18% Si alloy) plate material,
  • the cutting tool base (chip) used in Example 1 was loaded into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 2A and 2B, and used as a force source electrode (evaporation source) of the AIP apparatus instead of the Ti-Al alloy.
  • a force source electrode evaporation source
  • the coated chip of the present invention was obtained. 1 1 16 were manufactured respectively.
  • the cutting tool base (chip) was mounted on a vapor deposition apparatus shown in FIG. Under the same conditions as in Example 10 except that a Ti A1—Si alloy having various component compositions was used instead of the Ti A1 alloy as the power source electrode (evaporation source).
  • Conventionally coated chips 1 to 16 were manufactured by vapor deposition forming a (Ti, Al, Si) N layer having a composition and a target layer thickness as a hard coating layer.
  • the coated tip 1-16 of the present invention and the conventional coated tip 1-16 were:
  • Type Target composition (atomic ratio) Target Cutting Cutting Submerged chip Substrate Condition Condition a Self Ti AI Si N (U m) (B) (C)
  • Example 2 The cutting tool base (end mill) used in Example 2 was charged into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 2A and 2B, and the target composition and target shown in Table 22 were obtained under the same conditions as in Example 13 above. By forming a hard coating layer having a layer thickness by vapor deposition, the coated end mills 118 of the present invention were manufactured respectively.
  • Target composition A conventional coated end mill 118 was manufactured by depositing a hard coating layer composed of a (Ti, Al, Si) N layer having a target layer thickness.
  • coated end mills 118 of the present invention are:
  • Workpiece flat 100mmX250mm, thickness: 50mm, dimensions and mass. /.
  • Work material one plane 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and sheet material of Ti base alloy with composition of 3% Al-2.5% V in mass%
  • the dry-type high-speed grooving test for the Ti-base alloy was performed under the following conditions, and the flank wear width of the outer peripheral edge of the cutting edge is also used as a guide for the service life in the grooving and grooving tests.
  • the cutting groove length up to lm m was measured. Table 22 shows the measurement results. [0089] [Table 22]
  • the cutting tool base (drill) used in Example 3 was charged into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 2A and 2B, and the target composition and the target composition shown in Table 23 were obtained under the same conditions as in Example 13 above.
  • the coated drills 118 of the present invention were produced by depositing a hard coating layer having a target thickness.
  • the cutting tool base (drill) was mounted on a vapor deposition apparatus shown in FIG. Then, under the same conditions as in Example 13 above, a hard coating layer composed of a (Ti, Al, Si) N layer having the target composition and the target layer thickness also shown in Table 23 was formed by vapor deposition to obtain a conventional coating. Capping drills 1 to 8 were manufactured respectively.
  • the covered drills of the present invention 113 and the conventional coated drills 113 are:
  • Work material one plane 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and sheet material of Ti base alloy with composition of Ti 3% Al-2.5% V by mass%,
  • One plane of work material 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and by mass%, Co-20% Cr-20% Ni-4% Mo-4% W-4% Cd-3% Fe-l 5% Mn—0.7% Si-0.38% C Co-based alloy sheet material,
  • One plane of work material 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and by mass%, Ni—19% Cr-18.5% Fe-5.2% Cd—5% Ta—3% Mo—0 9% T 0.5% Al-0.3% Si -0.2% Mn-0.05% Cu-0.04% C
  • the cutting tool base (chip) used in Example 1 was inserted into the vapor deposition apparatus shown in FIGS. 2A and 2B, and a predetermined composition was used as a force source electrode (evaporation source) of the AIP apparatus instead of the Ti-Al alloy.
  • a force source electrode evaporation source
  • To A hard coating layer having a target layer thickness shown in Table 24 was formed under the same conditions as in Example 10 except that a TiAl-B alloy for forming a lower layer having Each was manufactured.
  • the above-mentioned cutting tool base (chip) was inserted into the vapor deposition apparatus shown in Fig. 3, and various components were used as a force source electrode (evaporation source) instead of the Ti-Al alloy.
  • the Ti A1-B alloy having the composition was mounted, the (Ti, Al, B) N layer having the target composition and target layer thickness shown in Table 25 was used as the hard coating layer.
  • coated chips 1 to 16 were manufactured by vapor deposition.
  • the coated tips of the present invention 111 and the conventional coated tips 111 were screwed with the fixing jig to the tip of the tool steel cutting tool with the V and the deviation, with the above-mentioned various coated tips.
  • the fixing jig to the tip of the tool steel cutting tool with the V and the deviation, with the above-mentioned various coated tips.
  • Cut 0.8 mm
  • Feed 0.15mmZrev
  • Example 2 The cutting tool substrate (end mill) used in Example 2 was charged into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 2A and 2B, and the target composition and target layer shown in Table 26 were obtained under the same conditions as in Example 16.
  • Each of the coated end mills 18 of the present invention was produced by depositing a thick hard coating layer.
  • the coated end mills 113 of the present invention and the conventional coated end mills 13 of the present invention are:
  • One plane of work material 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and by mass%, Co-20% Cr-20% Ni-4% Mo-4% W-4% Cd-3% Fe-l 5% Mn— 0.7% Si-0.38% C Co-based alloy sheet,
  • One plane of work material 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and by mass%, Ni—19% Cr-18.5% Fe-5.2% Cd—5% Ta—3% Mo—0 9% T 0.5% Al-0.3% M n- 0.05% Cu-0.04% C Ni-based alloy sheet with composition of
  • Workpiece one plane 100mm X 250mm, thickness: 50mm, and sheet material of Ti base alloy with composition of Ti 3% Al-2.5% V by mass%,
  • the dry-type high-speed grooving test for the Ti-base alloy was performed under the following conditions, and the flank wear width of the outer peripheral edge of the cutting edge is also used as a guide for the service life in the grooving and grooving tests. lm The cutting groove length up to m was measured. Table 26 shows the measurement results.
  • the cutting tool base (drill) used in Example 3 was charged into the vapor deposition apparatus shown in Figs. 2A and 2B, and under the same conditions as in Example 16, the target composition and the target layer shown in Table 27 were obtained.
  • the coated drills 118 of the present invention were produced by depositing a thick hard coating layer by vapor deposition.
  • the above cutting tool base (drill) was placed in a vapor deposition apparatus shown in FIG. Under the same conditions as in Example 16, the conventional coating was performed by evaporating and forming a hard coating layer composed of a (Ti, Al, B) N layer having the target composition and target layer thickness also shown in Table 27. Drills 118 were produced respectively.
  • Workpiece one plane 100mm X 250mm, thickness: 50mm dimensions and mass. / 0 , Ti-based alloy sheet material with a composition of Ti 3% Al-2.5% V,
  • the composition of the N-layer hard coating layer was measured by an energy dispersive X-ray analysis using a transmission electron microscope. As a result, each of the compositions showed substantially the same composition as the target composition.
  • Excellent thermal stability ensures excellent wear resistance over a long period of time, while the hard coating layer is composed of (Ti, A1) N layer, (Ti , Al, Si) N layer or (Ti, Al, B) N layer, any of the conventional surface-coated cutting tools, the wear progresses rapidly in high-speed cutting of the hard difficult-to-cut material. It is clear that the service life can be reached in a short time.
  • a CrN layer as an adhesion bonding layer and a CrB layer tightly adhered by a composite boronitride layer containing Ti, A1, and Cr are superior to a hard-to-cut material as a work material.
  • the surface-coated cutting tool of the present invention can be used not only for cutting under ordinary cutting conditions, such as various types of steel and iron, but also for the above-mentioned hard cutting tools that involve particularly high heat generation. It exhibits excellent wear resistance even in high-speed cutting of cutting materials and exhibits excellent cutting performance over a long period of time. Labor saving, energy saving, and cost reduction can be sufficiently satisfied.

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Abstract

　切削工具基体と；前記切削工具基体上に物理蒸着された硬質被覆層と；を備えた表面被覆切削工具であって、前記硬質被覆層は、硼化クロム層からなる上部層と、ＴｉとＡｌを含む複合窒化物からなる下部層と、を備えている。前記複合窒化物は、組成式：（Ｔｉ１−ＸＡｌＸ）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．４０～０．７５を示す）を満足することが好ましい。

Description

明 細 書
表面被覆切削工具、及びその製造方法
技術分野
[0001] この発明は、特に Ti基合金や Ni基合金、 Co基合金、さらには高 Si含有 A1— Si系合 金などの硬質難削材の切削加工を高熱発生を伴う高速切削条件で行った場合にも 、すぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具、及びその製造方法に関するも のである。
本願は、 2004年 6月 18日に出願された特願 2004-181248号、同日に出願され た特願 2004— 181250号、同日に出願された特願 2004— 181251号、 2004年 11 月 30曰に出願された特願 2004— 345465号、同曰に出願された特願 2004— 3454 71号、同日に出願された特願 2004— 345474号、 2004年 12月 1日に出願された 特願 2004— 348163号、同曰に出願された特願 2004— 348170号、及び同曰に出 願された特願 2004-353531号に対し優先権を主張し、それらの内容をここに援用 する。
背景技術
[0002] 一般に、表面被覆切削工具には、各種の鋼ゃ铸鉄などの被削材の旋削加工や平 肖 IJ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刃先交換型チップ、 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、さらに、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ソリッドタイプのエンドミル などがあり、また前記刃先交換型チップを着脱自在に取り付けて前記ソリッドタイプの エンドミルと同様に切削加工を行う刃先交換型エンドミル工具などが知られている。
[0003] また、表面被覆切削工具として、炭化タングステン（以下、 WCで示す)基超硬合金 または炭窒化チタン (以下、 TiCNで示す)基サーメットで構成された切削工具基体 の表面に、 Tiと A1とを含む複合窒化物 [以下、（Ti, A1) Nで示す]層からなる耐摩耗 硬質層を硬質被覆層として 0. 8— 5 mの平均層厚で物理蒸着してなる表面被覆切 削工具が知られており、前記 (Ti, A1) N層が、構成成分である A1によって高温硬さと 耐熱性、同 Tiによって高温強度を具備することから、前記表面被覆切削工具を各種 の鋼ゃ铸鉄などの連続切削や断続切削加工に用いた場合にすぐれた切削性能を発 揮することち知られている。
[0004] さらに、上記の表面被覆切削工具が、例えば図 3に概略説明図で示される物理蒸 着装置の 1種であるアークイオンプレーティング装置に上記の切削工具基体を装入 し、ヒーターで装置内を、例えば 500°Cの温度に加熱した状態で、アノード電極と所 定組成を有する Tiと A1を含む合金がセットされた力ソード電極 (蒸発源）との間に、例 えば電流： 90Aの条件でアーク放電を発生させ、同時に装置内に反応ガスとして窒 素ガスを導入して、例えば 2Paの反応雰囲気とし、一方上記切削工具基体には、例 えば - 100Vのバイアス電圧を印加した条件で、前記切削工具基体の表面に、上記（ Ti, A1) N層からなる耐摩耗硬質層を硬質被覆層として蒸着することにより製造される ことも知られている（例えば、特開平 8— 209333号公報、特開平 7— 310174号公報 、特開平 4 26756号公報参照)。
発明の開示
発明が解決しょうとする課題
[0005] 近年の切削加工装置の高性能化および自動化はめざましぐ一方で切削加工に対 する省力化および省エネ化、さらに低コストィ匕の要求は強ぐこれに伴い、切削加工 は高速ィ匕し、かつ被削材の種類に限定されない汎用性のある表面被覆切削工具が 強く望まれる傾向にあるが、上記の従来表面被覆切削工具においては、これを各種 の鋼ゃ铸鉄などの被削材を通常の切削加工条件で行うのに用いた場合には問題は ないが、これを特に Ti基合金や Ni基合金、 Co基合金、さらには高 Si含有 A1— Si系 合金などの硬質難削材の切削加工を高速切削条件で行うのに用いた場合、切削時 に発生するきわめて高い発熱によって、耐摩耗硬質層の摩耗進行が著しく促進する ようになることから、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。
課題を解決するための手段
[0006] そこで、本発明者等は、上述のような観点から、特に上記の硬質難削材の高速切 削加工で耐摩耗硬質層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具を開発 すべぐ上記の従来表面被覆切削工具に着目し、研究を行った結果、上記従来表面 被覆切削工具の硬質被覆層である (Ti, A1) N層を下部層とし、これの上に上部層と して硼化クロム（以下、 CrBで示す)層を形成すると、前記 CrB層は熱的安定性に
2 2
すぐれ、特に被削材である硬質難削材の高速切削時に発生する高熱で高温加熱さ れた状態でも前記被削材である硬質難削材との親和性がきわめて低ぐ低い反応性 を保持することから、前記下部層である (Ti, A1) N層を良く保護し、この結果 (Ti, A1 ) N層のもつすぐれた特性が長期に亘つて発揮するということを見出した。特に、下部 層の（Ti, A1) Nとしては、組成式：（Ti Al ) N (原子比で、 Xは 0. 40-0. 75を示
1— X X
す）が高温硬さ、耐熱性、および高温強度の点力も好ましいことがわ力つた。
[0007] なお、本発明の硬質被覆層は、例えば図 2Aに概略平面図で、図 2Bに概略正面 図、で示される構造のアークイオンプレーティング装置（以下、 AIP装置と略記する） とスパッタリング装置 (以下、 SP装置と略記する）が共存の蒸着装置、すなわち装置 中央部に切削工具基体装着用回転テーブルを設け、前記回転テーブルを挟んで、 一方側に前記 AIP装置の力ソード電極 (蒸発源）として所定の組成を有する Tiと A1と を含む合金、他方側に前記 SP装置の力ソード電極 (蒸発源）として CrB焼結体 (例
2
えば原料粉末として CrB粉末を用いて、ホットプレスにより成形された焼結体)を配
2
置した蒸着装置を用い、この装置の前記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沿って複数の切削工具基体をリング状に装着し、こ の状態で装置内雰囲気を窒素雰囲気として前記回転テーブルを回転させると共に、 蒸着形成される硬質被覆層の層厚均一化を図る目的で切削工具基体自体も自転さ せながら、基本的に、まず前記 Tiと A1とを含む合金の力ソード電極 (蒸発源）とァノー ド電極との間にアーク放電を発生させて、前記切削工具基体の表面に (Ti, A1) N層 を 0. 8— 5 mの平均層厚で耐摩耗硬質層として蒸着形成し、ついで、前記蒸着装 置内の雰囲気を、窒素雰囲気に代って、実質的に Ar雰囲気とすると共に、前記 SP 装置の力ソード電極 (蒸発源）として配置した CrB焼結体のスパッタリングを開始し、
2
前記 (Ti, A1) N層に重ねて表面層として 0. 8— 5 mの平均層厚で CrB層を蒸着
2 形成することで製造できる。
[0008] 更に、断続切削を高速で行った場合などのように剥離が問題となる場合には、下部 層である（Ti, A1) N層と上部層である CrB層の間に 0. 1-0. の平均層厚を
2
有する密着接合層を介在させると、密着接合層は前記下部層である (Ti, A1) N層と 上部層である CrB層のいずれとも強固に密着することから、前記 (Ti, A1) N層が切
2
削工具基体表面に対してすぐれた密着性を有することと相俟って、前記 CrB
2層と (T i, A1) N層との間に密着接合層を介在させてなる硬質被覆層は、高熱発生を伴う上 記の硬質難削材の高速切削でも、層間剥離の発生なぐすぐれた耐摩耗性を発揮 するようになることを見出した。なお、この前記密着接合層としては、窒化クロム（以下 、 CrNで示す)層、あるいは、 Tiと A1と Crとを含む複合硼窒化物層であることが望まし い。
[0009] 密着接合層として CrN層を蒸着する場合には、図 1Aに概略平面図で、図 1Bに概 略正面図で示される構造の AIP装置と SP装置が共存の蒸着装置を用い、前記 AIP 装置の力ソード電極 (蒸発源）として所定の組成を有する Cr金属、 Tiと A1とを含む合 金、他方側に前記 SP装置の力ソード電極 (蒸発源）として CrB焼結体を配置した蒸
2
着装置を用い、切削工具を装着した回転テーブルを回転させながら，切削工具自体 も自転させながら，前記記載の方法で (Ti, A1) N層を蒸着形成した後に、 (Ti, A1) N層の窒素雰囲気を保持したまま、前記金属 Crの力ソード電極 (蒸発源)とアノード 電極との間にアーク放電を発生させて CrN層形成条件とした後、前記蒸着装置内の 雰囲気を、窒素雰囲気にかわって、 Arと窒素の混合ガス雰囲気とするが、経時的に Arの導入割合を漸次増加させ、一方窒素の導入割合は漸次減少させた雰囲気とし て、最終的に Ar雰囲気とすると共に、前記蒸着装置中への Arと窒素の混合ガス導 入と同時に、前記 SP装置の力ソード電極 (蒸発源）として配置した CrB焼結体のス
2
ノ ッタリングを開始することで形成することができる。
[0010] 密着接合層として Tiと A1と Crとを含む複合硼窒化物層を蒸着する場合には、図 2A に概略平面図で、図 2Bに概略正面図で示される構造の AIP装置と SP装置が共存 の蒸着装置を用い、前記 AIP装置の力ソード電極 (蒸発源)として所定の組成を有す る Tiと A1とを含む合金、他方側に前記 SP装置の力ソード電極 (蒸発源）として CrB
2 焼結体を配置した蒸着装置を用い，切削工具を装着した回転テーブルを回転させな がら，切削工具自体も自転させながら，前記記載の方法で (Ti, A1) N層を耐摩耗硬 質層として蒸着形成した後に、上記耐摩耗硬質層形成用 Tiと A1とを含む合金のカソ ード電極とアノード電極との間のアーク放電を継続したまま、装置内に窒素ガスに代 えて、 Arと窒素の混合ガスを導入して、前記 SP装置の力ソード電極 (蒸発源）として 配置した CrB焼結体にスパッタを発生させることで Tiと Alと Crとを含む複合硼窒化
2
物層を形成することができる。
[0011] また、本発明の耐摩耗硬質層として， （Ti, A1) N層のかわりに、 A1の一部を Sほた は Bで置換した Tiと A1と Siとを含む複合窒化物 [以下、（Ti, Al, Si) Nで示す]層や T iと Alと Βとを含む複合窒化物 [以下、 (Ti, Al, B) Nで示す]層とすることも可能であ る。特に、組成式：（Ti Al Si ) N (X:0. 40—0. 75、 Y: 0. 10以下）、組成式：（
1-X X— Υ Υ
Ti Al B ) N (X:0. 40-0. 75、Z : 0. 10以下）が耐熱性や高温硬さの点から好 l-X X— Z Z
ましい。
[0012] なお， （Ti, A1) N層として (Ti, Al, Si) N層や (Ti, Al, B) N層を成膜する場合に は、図 1A、 IBおよび図 2A、 2Bで示される蒸着装置において、 AIP装置の Tiと Alと を含む合金力ソード電極 (蒸発源)として、所定の組成を有する下部層形成用の と A1と Siとを含む合金， Tiと A1と Bとを含む合金を用いた以外は前記記載と同様の方 法で製造することができる。
[0013] つぎに、この発明の表面被覆切削工具の硬質被覆層の構成層に関し、上記の通り に数値限定した理由を説明する。
[0014] 耐摩耗硬質層を構成する (Ti, Al) N (組成式：（Ti Al ) N)層における Al成分に
1— X X
は高温硬さと耐熱性を向上させ、一方同 1成分には、高温強度を向上させる作用が ある力 A1の割合を示す X値が Tiとの合量に占める割合 (原子比、以下同じ)で 0. 4 0未満になると、相対的に Tiの割合が多くなり過ぎて、高速切削に要求されるすぐれ た高温硬さと耐熱性を確保することができなくなり、摩耗進行が促進するようになる。 一方 A1の割合を示す X値が同 0. 75を越えると、相対的に Tiの割合が少なくなり過ぎ て、高温強度が低下し、この結果切刃部にチッビング (微少欠け)などが発生し易くな り、摩耗進行が促進するようになる。従って、 X値は 0. 40-0. 75が好ましい。
[0015] 耐摩耗硬質層を構成する (Ti, Al) N層の平均層厚が 0. 8 μ m未満では、自身のも つすぐれた耐摩耗性を長期に亘つて発揮するには不十分であり、一方その平均層 厚が 5 mを越えると、上記の硬質難削材の高速切削では切刃部にチッビングが発 生し易くなることから、その平均層厚は 0. 8— 5 mが好ましい。 [0016] 上部層を構成する CrB層は、上記の通り熱的にきわめて安定した性質を有し、高
2
温加熱された被削材および切粉との反応性の著しく低い特性をもつものであるから、 熱発生が著しい硬質難削材の高速切削でも、下部層である (Ti, A1) N層を前記高 温加熱された被削材および切粉から保護し、これの摩耗進行を抑制する作用を発揮 するが、その平均層厚が 0. 8 m未満では、前記作用に所望の効果が得られず、一 方その平均層厚が 5 μ mを越えて厚くなり過ぎると、チッビング発生の原因となること から、その平均層厚は 0. 8— 5 μ mが好ましい。
[0017] なお、下部層である (Ti, A1) N層と上部層である CrB層の間に密着接合層を介在
2
させる場合には、その平均層厚が 0. 未満では、上部層と下部層の間に強固な 接合強度を確保することができず、一方その平均層厚が 0. 5 mを越えると、硬質 被覆層の強度が密着接合層部分で低下するようになり、これがチッビング発生の原 因となることから、その平均層厚は 0. 1-0. 5 mが好ましい。
[0018] また、（Ti, Al) N層のかわりに A1の一部を Sほたは Bで置換した (Ti, Al, Si) N層（ 組成式：（Ti Al Si ) N)や (Ti, Al, B)層（組成式：（Ti Al B ) N)を用いた
1-X X— Y Y l-x x-z z
場合、 Alの一部を Sほたは Bで置換することで Si成分および B成分が Alとの共存に ぉ ヽて耐熱性や高温硬さを向上させる力 Siの割合を示す Y値および Bの割合を示 す Z値が Tiと A1との合量に占める割合で 0. 10を超えると、高温強度が低下するよう になることから、 Y値および Z値は 0. 10以下が好ましい。
発明の効果
[0019] この発明の表面被覆切削工具は、硬質被覆層を構成する下部層の (Ti, A1) N層、
(Ti, Al, Si) N層、または (Ti, Al, B) N層がすぐれた高温硬さと耐熱性、さらにすぐ れた高温強度を有し、かつ上部層としての CrB層によって、被削材との間にすぐれ
2
た熱的安定性 (きわめて低い反応性)が確保されることから、硬質難削材の切削加工 を高い発熱を伴う高速で行っても、すぐれた耐摩耗性を長期に亘つて発揮するもの である。
図面の簡単な説明
[0020] [図 1A]図 1Aは、第 1実施形態の表面被覆切削工具を構成する表面被覆層を形成す るのに用いた蒸着装置の概略平面図である。 [図 IB]図 IBは図 1Aに示す蒸着装置の概略正面図である。
[図 2A]図 2Aは、第 2実施形態の表面被覆切削工具を構成する表面被覆層を形成す るのに用いた蒸着装置の概略平面図である。
[図 2B]図 2Bは図 2Aに示す蒸着装置の概略正面図である。
[図 3]図 3は、通常のアークイオンプレーティング装置の他の例を示す概略説明図で ある。
発明を実施するための最良の形態
[0021] つぎに、この発明の表面被覆切削工具を実施例により具体的に説明する。
実施例 1
[0022] 原料粉末として、 Vヽずれも 1一 3 μ mの平均粒径を有する WC粉末、 TiC粉末、 ZrC 粉末、 VC粉末、 TaC粉末、 NbC粉末、 Cr C粉末、 TiN粉末、 TaN粉末、および C
3 2
o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、ボールミルで 72時間湿式混合し、乾燥した後、 lOOMPaの圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧 粉体を 6Paの真空中、温度： 1400°Cに 1時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃部 分に R : 0. 03mmのホーユング加工を施して ISO規格 ' CNMG120408のチップ形 状をもった WC基超硬合金製の切削工具基体 A - 1一 A - 10を形成した。
[0023] また、原料粉末として、 V、ずれも 0. 5-2 μ mの平均粒径を有する TiCN (重量比で TiCZTiN= 50Z50)粉末、 Mo C粉末、 ZrC粉末、 NbC粉末、 TaC粉末、 WC粉
2
末、 Co粉末、および Ni粉末を用意し、これら原料粉末を、表 2に示される配合組成に 配合し、ボールミルで 24時間湿式混合し、乾燥した後、 lOOMPaの圧力で圧粉体に プレス成形し、この圧粉体を 2kPaの窒素雰囲気中、温度： 1500°Cに 1時間保持の 条件で焼結し、焼結後、切刃部分に R : 0. 03mmのホーニング加工を施して ISO規 格 ' CNMG120408のチップ形状をもった TiCN基サーメット製の切削工具基体 B— 1一 B— 6を形成した。
さらに、硬質被覆層の上部層形成用力ソード電極 (蒸発源）として、 0. 8 mの平均 粒径を有する CrB粉末を温度： 1500°C、圧力： 20MPa、保持時間： 3時間の条件
2
でホットプレスして成形した CrB焼結体を用意した。
2
[0024] (a)ついで、上記の切削工具基体 A— 1一 A— 10および B— 1一 B— 6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 1A, 1Bに示される蒸着装置内の回 転テーブル上の中心軸カゝ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、一方側の AIP装置の力ソード電極 (蒸発源)として密着接合層形成用金属 Cr、他 方側の SP装置の力ソード電極 (蒸発源）として上部層形成用 CrB焼結体を対向配
2
置し、さらに前記回転テーブルに沿って、かつ前記金属 Crおよび CrB焼結体のそ
2
れぞれから 90度離れた位置に AIP装置の力ソード電極 (蒸発源）として所定の組成 を有する下部層形成用 Ti - A1合金を配置し、
(b)まず、装置内を排気して 0. lPa以下の真空に保持しながら、ヒーターで装置内 を 500°Cに加熱した後、前記回転テーブル上で自転しながら回転する切削工具基 体に— 1000Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ力ソード電極の前記 Ti A1合金と アノード電極との間に 100Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって切削工具 基体表面を前記 Ti A1合金によってボンバード洗浄し、
(c)装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して 3Paの反応雰囲気とすると共に、 前記回転テーブル上で自転しながら回転する切削工具基体に 100Vの直流バイァ ス電圧を印加し、かつ力ソード電極の前記 Ti A1合金とアノード電極との間に 100A の電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記切削工具基体の表面に、表 3に 示される目標組成および目標層厚の (Ti, Al) N層を硬質被覆層の下部層として蒸 着形成し、
(d)上記の下部層形成用 Ti A1合金の力ソード電極とアノード電極との間のアーク 放電を停止し、装置内の雰囲気を同じ 3Paの窒素雰囲気に保持すると共に、切削ェ 具基体への直流バイアス電圧 (一 100V)も同じくしたままで、力ソード電極の前記金 属 Crとアノード電極との間に 100Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって同 じく表 3に示される目標層厚の CrN層を硬質被覆層の密着接合層として蒸着形成し
(e)上記金属 Crとアノード電極とのアーク放電を続行させながら、前記蒸着装置内 の雰囲気を、窒素雰囲気に代って、 Arと窒素の混合ガス雰囲気とするが、経時的に Arの導入割合を漸次増加させ、一方窒素の導入割合は漸次減少させた雰囲気とし て、最終的に Ar雰囲気とすると共に、この間の反応雰囲気も同じく経時的に 3Paから 0. 3Paに漸減し、かつ前記蒸着装置中への Arと窒素の混合ガス導入と同時に前記 SP装置の力ソード電極 (蒸発源）として配置した CrB焼結体に、スパッタ出力： 3kW
2
の条件でスパッタリングを開始し、前記金属 Crとアノード電極とのアーク放電は前記 反応雰囲気の Arと窒素の混合ガスの窒素の割合が 10容量％になった時点で中止 し、
(f)以後、上記の 0. 3Paの Ar雰囲気を保持しながら、上記 CrB焼結体とアノード
2
電極と間のスパッタ出力も 3kWと同じくした条件でスパッタリングを続行し、同じく表 3 に示される目標層厚の CrB層を硬質被覆層の上部層として蒸着形成しすることによ
2
り、本発明被覆切削工具としての本発明表面被覆刃先交換型チップ (以下、本発明 被覆チップと云う） 1一 16をそれぞれ製造した。
[0025] また、比較の目的で、これら切削工具基体 A— 1一 A— 10および B— 1一 B— 6を、ァ セトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、それぞれ図 3に示される蒸着装置に装入 し、力ソード電極 (蒸発源）として種々の成分組成をもった Ti-Al合金を装着し、まず 、装置内を排気して 0. lPa以下の真空に保持しながら、ヒーターで装置内を 500°C に加熱した後、前記切削工具基体に—1000Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ力 ソード電極の前記 Ti A1合金とアノード電極との間に 100Aの電流を流してアーク放 電を発生させ、もって切削工具基体表面を前記 Ti A1合金でボンバード洗浄し、つ いで装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して 3Paの反応雰囲気とすると共に、前 記切削工具基体に印加するバイアス電圧を 100Vに下げて、前記 Ti A1合金の力 ソード電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させ、もって前記切削工具基体 A— 1一 A— 10および B— 1一 B— 6のそれぞれの表面に、表 4に示される目標組成およ び目標層厚の (Ti, A1) N層を硬質被覆層として蒸着形成することにより、従来表面 被覆切削工具としての従来表面被覆刃先交換型チップ (以下、従来被覆チップと云 う） 1一 16をそれぞれ製造した。
[0026] つぎに、上記の各種の被覆チップを、 V、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、本発明被覆チップ 1一 16および従来被覆チップ 1一 16 について、
被削材:質量％で、 Al-18%Si合金の丸棒、 切削速度： 280mZmin、
切り込み： 1. 5mm、
送り： 0. 25mmZrev、 切削時間： 10min、
の条件での高 Si含有 A1 - Si系合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材：質量％で Ti 6% - 4%V合金の丸棒、
切削速度： 85mZmin、
切り込み： 1. 5mm、
送り： 0. 3mmZrev、
切削時間： 5min、
の条件での Ti基合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材:質量％で、 A1— 13%Si合金の長き方向等間隔 4本縦溝入り丸棒、 切削速度： 250m/min、
切り込み： 1. 2mm、
送り： 0. 2mmZrev、
切削時間： 13min、
の条件での高 Si含有 A1— Si系合金の乾式断続高速切削加工試験を行 、、 V、ずれの 切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。この測定結果を表 3、 4に示した [表 1]
Figure imgf000013_0001
硬質被覆層
逃げ面摩耗幅 ' 切削 密着 (mm) プ被本覆発明チッ 下部層 上部層
工具 接合層
種別
基体 標組成
目標 GrN層の CrB2層の 切削 切削 切削
( 子比）
層厚 目標層厚 目標層厚 条件 条件 条件
Ti AI N m) (jt/m) (A) (B) (C)
1 A-1 0.40 0.60 1.00 3.2 0.1 1.0 0.15 0.17 0.16
2 A- 2 0.45 0.55 1.00 0.8 0.3 3.0 0.15 0.18 0.17
3 A-3 0.60 0.40 1.00 2.0 0.5 0.8 0.16 0.20 0.18
4 A - 4 0.50 0.50 1.00 4.5 0.1 2.5 0.09 0.12 0.08
5 A~5 0.60 0.40 1.00 1.0 0.3 4.0 013 0.16 0.16
6 A-6 0.40 0.60 1.00 3.0 0.5 1.0 015 0.19 0.15
7 A-7 0.45 0.55 1.00 2.4 0.1 5.0 008 0.13 0.08
8 A-8 0.35 065 1.00 2.5 0.3 3.0 013 0.16 0.12
9 A-9 0.25 0.75 1.00 4.0 0.5 2.4 010 0.14 0.11
10 A- 10 0.50 0.50 1.00 5.0 0.1 3.5 008 0.12 0.09
11 B-1 0.40 0.60 1.00 0.8 0.1 1.6 0.16 0.20 0.17
12 B-2 0.50 0.50 1.00 3.5 0.3 5.0 007 0.12 0.10
13 B-3 0.45 0.55 1.00 2.5 0.5 2.2 0.14 0.15 0.15
14 B-4 0.40 0.60 1.00 2.2 0.3 4.0 011 0.13 0.11
15 B-5 0.60 0.40 1.00 3.0 0.1 3.1 012 0.14 0.13
16 B-6 0.25 0.75 1.00 5.0 0.1 0.8 014 0.15 0.12 ]
硬質被覆層 逃げ面摩耗幅 (mm)
切削
工具 目榡組成（原子比）
プ来被覆従チッ種別 目標 切削 切削 切削
基体 条件 条件 条件
S己 Ti AI N ( ί m) (A) (B) (C)
1 A-1 0.40 0.60 1.00 4.3 0.29 0.35 0.34
2 A-2 0.45 0.55 1.00 4.1 0.31 0.36 035
3 A-3 0.60 0.40 1.00 3.3 0.34 0.38 0.35
4 A-4 0.50 0.50 1.00 7.1 0.24 0.30 0.27
5 A-5 0.60 0.40 1.00 5.3 0.27 0.32 0.30
6 A-6 0.40 0.60 1.00 4.5 0.30 0.37 034
7 A - 7 0.45 0.55 1.00 7.5 0.25 0.29 0.23
8 A-8 0.35 0.65 1.00 5.8 0.27 0.32 0.30
9 A-9 0.25 0.75 1.00 6.9 0.26 0.30 0.29
10 A-10 0.50 0.50 1.00 8.6 0.24 0.28 0.27
11 B-1 0.40 0.60 1.00 2.5 0.34 0.38 0.36
12 B-2 0,50 0.50 1.00 8.8 0.25 0.28 0.27
13 B-3 0.45 0.55 1.00 5.2 0.31 0.34 0.32
14 B-4 0.40 0.60 1.00 6.5 0.28 0.31 0.31
15 B-5 0.60 0.40 1.00 6.2 0.29 0.33 0.30
16 B-6 0.25 0.75 1.00 5.9 0.31 0.35 0.34 実施例 2
原料粉末として、平均粒径 :5.5^ mを有する中粗粒 WC粉末、同 0.8 μ mの微粒 WC粉末、同 1.3^ 111の丁&じ粉末、同 1. の NbC粉末、同 1.2^ 111の2]：じ粉末 、同 2.3 μ m( Cr C粉末、同 1.5μπιの VC粉末、同 1. O/zmの（Ti, W)C [質量
3 2
比で、 TiCZWC = 50Z50]粉末、および同 1.8 mの Co粉末を用意し、これら原 料粉末をそれぞれ表 5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、 lOOMPaの圧力で所定形状の各 種の圧粉体にプレス成形し、これらの圧粉体を、 6Paの真空雰囲気中、 7°CZ分の昇 温速度で 1370— 1470°Cの範囲内の所定の温度に昇温し、この温度に 1時間保持 後、炉冷の条件で焼結して、直径が 8mm、 13mm,および 26mmの 3種の切削工具 基体形成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記の 3種の丸棒焼結体から、研削加工に て、表 6に示される組合せで、切刃部の直径 X長さがそれぞれ 6mm X 13mm、 10m m X 22mm、および 20mm X 45mmの寸法、並びにいずれもねじれ角 30度の 4枚 刃スクェア形状をもった WC基超硬合金製の切削工具基体 (エンドミル) C 1一 C 8 をそれぞれ製造した。
[0032] ついで、これらの切削工具基体（エンドミル） C 1一 C 8の表面をアセトン中で超音 波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図 1A, 1Bに示される蒸着装置に装入し、上記実 施例 1と同一の条件で、表 6に示される目標組成および目標層厚の (Ti, A1) N層か らなる下部層と、表 6に示される目標層厚の CrN層からなる密着接合層および CrB
2 層からなる上部層で構成された硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発明表面 被覆切削工具としての本発明表面被エンドミル (以下、本発明被覆エンドミルと云う） 1一 8をそれぞれ製造した。
[0033] また、比較の目的で、上記の切削工具基体 (エンドミル) C 1一 C 8の表面をァセ トン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図 3に示される蒸着装置に装入し、 上記実施例 1と同一の条件で、同じく表 6に示される目標組成および目標層厚の (Ti , A1) N層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来表面被覆切削工具として の従来表面被覆エンドミル (以下、従来被覆エンドミルと云う） 1一 8をそれぞれ製造し た。
[0034] つぎに、上記本発明被覆エンドミル 1一 8および従来被覆エンドミル 1一 8のうち、本 発明被覆エンドミル 1一 3および従来被覆エンドミル 1一 3につ 、ては、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった高 Si含有 A1— Si 系合金 (質量％で、 A1— 18%Si合金）の板材、
切削速度： 260mZmin、
溝深さ (切り込み）： 3mm、
テーブル送り： 800mZmin、
の条件での高 Si含有 A1— Si系合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンド ミル 4一 6および従来被覆エンドミル 4一 6については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった Ti基合金（質量％ で、 Ti—3%Al—2. 5%V合金）の板材、
切削速度： 55mZmin、
溝深さ（切り込み）： 3. 5mm、
テーブル送り： 250mmZmin、
の条件での Ti基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 7、 8およ び従来被覆エンドミル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった Ti基合金（質量％ で、 Ti 6%A1 - 4%V合金）の板材、
切削速度： 50mZmin、
溝深さ (切り込み）： 5mm、
テーブル送り： 160mm,min、
の条件での Ti基合金の乾式高速溝切削加工試験をそれぞれ行 、、 V、ずれの溝切 削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる 0. lm mに至るまでの切削溝長を測定した。この測定結果を表 6にそれぞれ示した。
[表 5]
Figure imgf000017_0001
[表 6] 硬質被覆層
切削 密着
本発明従来ミルンエ 下部層 上部層
被 §ド 工具 接 D層 切削 種別 /
基体
目標組成 (原子比） fa Iss CrN層の CrB..層の (m) a己
目標層厚 目檁層厚
Ti AI N ( m) ( m) ( μ m)
1 C-1 0.50 0.50 1.00 2.0 0.1 3.3 155
2 C-2 0.40 0.60 1.00 1.6 0.3 0.8 110
III 3 C-3 0.25 0.75 1.00 0.8 0.2 2.2 120 H 4 C-4 0.40 0.60 1.00 5.0 0.3 1.8 56
5 C-5 0.50 0.50 1.00 2.2 0.1 3.6 50
6 C - 6 0.45 0.55 1.00 1.0 0.5 2.0 48
7 C-7 0.35 0.65 1.00 3.5 0.2 50 52
8 C-8 0.60 0.40 1.00 3.0 0.5 1.5 45
1 C-1 0.50 0.50 1.00 5.4 ― ― 85
2 C-2 0.40 0.60 1.00 2.7 ― ― 65
3 C-3 0.25 0.75 1.00 3.2 ― ― 70
4 C - 4 0.40 0.60 1.00 7.1 ― ― 26 m
5 C-5 0.50 0.50 1.00 5.9 ― ― 23
6 C-6 0.45 0.55 1.00 3.5 ― ― 18
7 C-7 0.35 0.65 1.00 8.7 ― ― 20
8 C-8 0.60 0.40 1.00 5.0 ― ― 15 実施例 3
上記の実施例 2で製造した直径が 8mm (切削工具基体 C 1一 C 3形成用）、 13 mm (切削工具基体 C-4一 C-6形成用）、および 26mm (切削工具基体 C-7、 C-8 形成用）の 3種の丸棒焼結体を用い、この 3種の丸棒焼結体から、研削加工にて、溝 形成部の直径 X長さがそれぞれ 4mm X 13mm (切削工具基体 D— 1一 D— 3)、 8m mX 22mm (切削工具基体 D - 4一 D - 6)、および 16mm X 45mm (切削工具基体 D 7、 D— 8)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 合金製の切削工具基体 (ドリル) D— 1一 D— 8をそれぞれ製造した。 [0038] ついで、これらの切削工具基体（ドリル） D—l— D—8の切刃に、ホー-ングを施し、 アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図 1A, 1Bに示される蒸着装置 に装入し、上記実施例 1と同一の条件で、表 7に示される目標組成および目標層厚 の (Ti, A1) N層からなる下部層と、表 7に示される目標層厚の CrN層からなる密着接 合層および CrB層からなる上部層で構成された硬質被覆層を蒸着形成することによ
2
り、本発明表面被覆切削工具としての本発明表面被覆ドリル (以下、本発明被覆ドリ ルと云う） 1一 8をそれぞれ製造した。
[0039] また、比較の目的で、上記の切削工具基体 (ドリル) D— 1一 D— 8の表面に、ホー- ングを施し、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図 3に示される蒸着 装置に装入し、上記実施例 1と同一の条件で、同じく表 7に示される目標組成および 目標層厚を有する (Ti, A1) N層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、従来 表面被覆切削工具としての従来表面被覆ドリル (以下、従来被覆ドリルと云う） 1一 8 をそれぞれ製造した。
[0040] つぎに、上記記本発明被覆ドリル 1一 8および従来被覆ドリル 1一 8のうち、本発明 被覆ドリル 1一 3および従来被覆ドリル 1一 3については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった高 Si含有 A1— Si 系合金 (質量％で、 A1— 18%Si合金）の板材、
切削速度： 85mZmin、
送り： 0. 2mmZrev、
穴深さ： 10mm、
の条件での高 Si含有 Al— Si系合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ド リル 4一 6および従来被覆ドリル 4一 6については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった Ti基合金（質量％ で、 Ti 3%A1— 2. 5%V)の板材、
切削速度： 50mZmin、
送り： 0. 2mmZrev、
穴深さ： 15mm、
の条件での Ti基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被彊ドリル 7、 8およ び従来被覆ドリル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった Ti基合金（質量％ で、 Ti 6%A1 - 4%V合金）の板材、
切削速度： 55mZrev、
送り： 0. 3mmZrev、
穴深さ： 28mm、
の条件での Ti基合金の湿式高遠穴あけ切削加工試験、をそれぞれ行い、いずれの 湿式高速穴あけ切削加工試験 (水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗 幅が 0. 3mmに至るまでの穴あけカ卩工数を測定した。この測定結果を表 7にそれぞ れ示した。
[表 7]
硬質被覆層
切削 密着
下部層 上部層
被ド本覆発明被覆ド来1リ 工具 接合層 穴あけ 種別 加工数 基体
目標組成（原子比）
Figure imgf000021_0001
CrN層の CrB2層の (穴） §5
目標層厚 目標層厚
Ti AI N (jUm) 。-' m)
1 C-1 0.60 ' 0.40 1.00 0.8 0.3 ,21 85
2 C-2 0.40 0.60 1.00 4.0 0.1 0.8 92
3 C-3 0.45 0.55 1.00 2.8 0.5 3.3 95
4 C - 4 0.25 0.75 1.00 1.6 0.3 2.7 73
5 C-5 0.40 0.60 1.00 3.0 0.2 M 80
6 C-6 0.45 0.55 1.00 1.0 0.5 2.5 75
¾
7 C-7 0.35 0.65 1.00 3.5 0.1 5.0 フ 0
8 C-8 0.50 0.50 1.00 5.0 0.3 1.3 65
1 C-1 0.60 0.40 1.00 3.2 ― ― 42
2 C-2 0.40 0.60 1.00 4.9 ― —― 44
3 C-3 0.45 0.55 1.00 6.6 ― 50
4 C-4 0.25 0.75 1.00 4.6 ― —一 34
5 C-5 0.40 0.60 1.00 7.4 ― ― 38
6 C-6 0.45 0.55 1.00 4.0 ― ― 30
7 C- 7 0.35 0.65 1.00 8.6 ― 35
8 C-8 0.50 0.50 1.00 6.6 ― ― 28
実施例 4
[0042] 実施例 1で用いた切削工具基体 (チップ)を、図 1A, 1Bで示される蒸着装置に装 入し、 AIP装置の力ソード電極 (蒸発源）として、 Ti-Al合金のかわりに所定の組成を 有する下部層形成用 Ti A1— Si合金を用いた以外は実施例 1と同じ条件にて、表 8 に示される目標組成および目標層厚の硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発 明被覆チップ 1一 16をそれぞれ製造した。
[0043] また、比較の目的で、上記の切削工具基体 (チップ)を、図 3に示される蒸着装置に 装入し、 AIP装置の力ソード電極 (蒸発源）として、 Ti-Al合金のかわりに所定の組成 を有する下部層形成用 Ti A1— Si合金を用いた以外は実施例 1と同一の条件にて、 表 9に示される目標組成および目標層厚の (Ti, Al, Si) N層を硬質被覆層として蒸 着形成することにより、従来被覆チップ 1一 16をそれぞれ製造した。
つぎに、上記の各種の被覆チップを、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、本発明被覆チップ 1一 16および従来被覆チップ 1一 16 について、
被削材：質量％で、 Ti 6%A1— 4%Vの組成を有する Ti基合金の丸棒、 切削速度： 110mZmin、
切り込み： 1. 5mm、
送り： 0. 2mmZrev、
切削時間： 5min、
の条件 (切削条件 A)での Ti基合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材：質量％で、 Ni— 19%Cr— 18. 5%Fe— 5. 2%Cd— 5%Ta— 3%Mo— 0. 9 %Ti-0. 5%Al-0. 3%Si-0. 2%Mn— 0. 05%Cu— 0. 04%Cの組成を有する Ni 基合金の丸棒、
切削速度： 80mZmin、
切り込み： 1. Omm、
送り： 0. 15mmZrev、
切削時間： 6min、
の条件 (切削条件 B)での Ni基合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材：質量0 /。で、 Co—23%Cr— 6%Mo—2%Ni— l%Fe— 0. 6%Si— 0. 4%Cの 組成を有する Co基合金の長さ方向等間隔 4本縦溝入り丸棒、
切削速度： 60mZmin、
切り込み： 0. 5mm,
送り： 0. lmmz rev、
切削時間： 4min、
の条件 (切削条件 C)での Co基合金の乾式断続高速切削加工試験を行 、、 V、ずれ の切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。この測定結果を表 8、 9に示 した。
[0045] [表 8]
Figure imgf000023_0001
[0046] [表 9] 硬質被覆層 逃げ面摩耗幅（mm)
切削
プ被覆来チッ種別 目標組成（原子比） 目標 切削 切削 切削
基体 層厚 条件 条件 条件
8己 Ti AI Si N ( jLi m) (A) (B) ： C)
1 A-1 0.49 0.50 0.01 1 .00 5.9 0.34 0.32 0.35
2 A-2 0.55 0.40 0.05 1 .00 5.2 0.32 0.40 0.32
3 A-3 0.45 0.45 0.10 1 .00 5.0 0.29 0.30 0.38
4 A-4 0.49 0.50 0.01 1 .00 6.3 0.37 0.33 0.31
5 A-5 0.40 0.55 0.05 1.00 5.7 0.36 0.39 0.35
6 A-6 0.30 0.60 0.10 1 .00 5.6 0.30 0.26 0.30
7 A-7 0.59 0.40 0.01 1.00 6.6 0.33 0.36 0.34
8 A-8 0.60 0.35 0.05 1.00 5.0 0.39 0.40 0.37
9 A-9 0.55 0.35 0.10 1 .00 5.2 0.35 0.29 0.32
お 10 A-10 0.34 0.65 0.01 1 .00 5.3 0.42 0.36 0.35
1 1 B-1 0.35 0.60 0.05 1 .00 6.3 0.29 0.32 0.37
12 B-2 0.40 0.50 0.10 1 .00 5.4 0.40 0.38 0.42
13 B-3 0.59 0.40 0.01 1 .00 5.5 0.33 0.31 0.34
14 B-4 0.60 0.35 0.05 1 .00 7.5 0.32 0.28 0.39
15 B-5 0.25 0.65 0,10 1 .00 2.5 0.40 0.38 0.42
1 6 B-6 0.34 0.65 0.01 1 .00 6.6 0.31 0.29 0.30
実施例 5
[0047] 実施例 2で用いた切削工具基体 (エンドミル)を、図 1A, 1Bに示される蒸着装置に 装入し、上記実施例 4と同一の条件で、表 10に示される目標組成および目標層厚の 硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆エンドミル 1一 8をそれぞれ製造 した。
[0048] また、比較の目的で、上記切削工具基体 (エンドミル)を、図 3に示される蒸着装置 に装入し、実施例 4と同一の条件で、表 10に示される目標組成および目標層厚の (T i, Al， Si) N層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆エンドミル 1一 8を それぞれ製造した。
つぎに、上記本発明被覆エンドミル 1一 8および従来被覆エンドミル 1一 8のうち、本 発明被覆エンドミル 1一 3および従来被覆エンドミル 1一 3については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ni 1 9%Cr-14%Co-4. 5%Mo— 2. 5%Tト 2%Fe— 1. 2%Α1-0. 7%Mn— 0. 4%Si の組成を有する Ni基合金の板材、
切削速度： 55mZmin、
溝深さ (切り込み）： 1. 2mm,
テーブル送り： 410mm/min、
の条件での Ni基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 4一 6およ ぴ従来被覆エンドミル 4一 6については、
被削材一平面： lOOmm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ti 3 %A1— 2. 5%Vの組成を有する Ti基合金の板材、
切削速度： 100mZmin、
溝深さ (切り込み）： 3. Omm,
テーブル送り： 500mm/min、
の条件での Ti基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 7、 8およ び従来被覆エンドミル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Co— 2 0%Cr-15%W-10%Ni-l . 5%Mn— l%Si— l%Fe— 0. 12%Cの組成を有する Co基合金の板材、
切削速度： 50mZmin、
溝深さ（切り込み）： 4. 0mm、
テープノレ送り： 150mmZmin、
の条件での Co基合金の乾式高速溝切削加工試験をそれぞれ行 、、 V、ずれの溝切 削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる 0. lm mに至るまでの切削溝長を測定した。この測定結果を表 10にそれぞれ示した。
[0050] [表 10]
Figure imgf000026_0001
実施例 6
[0051] 実施例 3で用いた切削工具基体 (ドリル)を、図 1A, 1Bに示される蒸着装置に装入 し、実施例 4と同一の条件で、表 11に示される目標組成および目標層厚の硬質被覆 層を蒸着形成することにより、本発明被覆ドリル 1一 8をそれぞれ製造した。
[0052] また、比較の目的で、上記切削工具基体 (ドリル)を、図 3に示される蒸着装置に装 入し、上記実施例 4と同一の条件で、同じく表 11に示される目標組成および目標層 厚を有する (Ti, Al, Si) N層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、従来被 覆ドリル 1一 8をそれぞれ製造した。
つぎに、上記本発明被覆ドリル 1一 8および従来被覆ドリル 1一 8のうち、本発明被 覆ドリル 1一 3および従来被覆ドリル 1一 3については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Co— 2 0%Cr-20%Ni-4%Mo-4%W-4%Cd-3%Fe-l. 5%Mn— 0. 7%Si-0. 38 %Cの組成を有する Co基合金の板材、
切削速度： 40mZmin、
送り： 0. 08mmZrev、
穴深さ： 8mm、
の条件での Co基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 4一 6およ び従来被覆ドリル 4一 6については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ni— 1 9%Cr-18. 5%Fe-5. 2%Cd— 5%Ta— 3%Mo— 0. 9%Tト 0. 5%Al-0. 3% Si -0. 2%Mn-0. 05%Cu-0. 04%Cの組成を有する Ni基合金の板材、
切削速度： 50mZmin、
送り： 0. lmmZrev、
穴深さ： 15mm、
の条件での Ni基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 7、 8およ び従来被覆ドリル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ti 3 %A1 - 2. 5%Vの組成を有する Ti基合金の板材、
切削速度： 65mZmin、
送り： 0. 2mmZrev、
穴深さ： 30mm、
の条件での Ti基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、をそれぞれ行い、いずれの 湿式高速穴あけ切削加工試験 (水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗 幅が 0. 3mmに至るまでの穴あけカ卩工数を測定した。この測定結果を表 11にそれぞ れ示した。
[表 11]
Figure imgf000028_0001
実施例 7
実施例 1で用いた切削工具基体 (チップ)を、図 1A, 1Bで示される蒸着装置に装 入し、 AIP装置の力ソード電極 (蒸発源）として、 Ti-Al合金のかわりに所定の組成を 有する下部層形成用 Ti A1— B合金を用 、た以外は実施例 1と同じ条件にて、表 12 に示される目標組成および目標層厚の硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発 明被覆チップ 1一 16をそれぞれ製造した。
[0056] また、比較の目的で、上記の切削工具基体 (チップ)を、図 3に示される蒸着装置に 装入し、 AIP装置の力ソード電極 (蒸発源）として、 Ti-Al合金のかわりに所定の組成 を有する下部層形成用 Ti A1— B合金を用いた以外は実施例 1と同一の条件にて、 表 13に示される目標組成および目標層厚の (Ti, Al, B) N層を硬質被覆層として蒸 着形成することにより、従来被覆チップ 1一 16をそれぞれ製造した。
[0057] つぎに、上記の各種の被覆チップを、 V、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、本発明被覆チップ 1一 16および従来被覆チップ 1一 16 について、
被削材：質量％で、 Ti 6%A1— 4%Vの組成を有する Ti基合金の丸棒
切削速度： 120mZmin、
切り込み： 1. 2mm、
り： 0. 15mmz rev、
切削時間： 3min、
の条件 (切削条件 A)での Ti基合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材：質量％で、 Ni— 19%Cr— 14%Co— 4. 5%Mo— 2. 5%Ti— 2%Fe—l. 2 %Al-0. 7%Mn-0. 4%Siの組成を有する Ni基合金の丸棒
切削速度： 80mZmin、
切り込み： 0. 3mm,
送り： 0. 2mmZrev、
切削時間： 8min、
の条件 (切削条件 B)での Ni基合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材：質量0 /。で、 Co—23%Cr— 6%Mo—2%Ni— l%Fe— 0. 6%Si— 0. 4%Cの 組成を有する Co基合金の長さ方向等間隔 4本縦溝入り丸棒
切削速度： 60mZmin、
切り込み： 0. 5mm,
り： 0. lmmZrev、 切削時間： 4min、
の条件 (切削条件 C)での Co基合金の乾式断続高速切削加工試験を行 、、 V、ずれ の切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。この測定結果を表 12、 13に 示した。
[0058] [表 12]
Figure imgf000030_0001
[0059] [表 13] 硬質被覆層 逃げ面摩耗幅（mm)
切削
て目
プ被覆従来チッ種別 目標組成 (原子比） 切削 切削 切削 基体 条件 条件 条件
Ti AI B N (A) (B) ： C)
1 Α-1 0.49 0.50 0.01 1 .00 6.6 0.27 0.31 0.33
2 Α-2 0.55 0.40 0.05 1 .00 5.9 0.36 0.40 0.38
3 Α-3 0.45 0.45 0.10 1.00 6.4 0.31 0.29 0.41
4 Α - 4 0.49 0.50 0.01 1.00 5.5 0.37 0.34 0.31
5 A- 5 0.40 0.55 0.05 1.00 6.2 0.30 0.36 0.29
6 A-6 0.30 0.60 0.10 1 .00 5.1 0.33 0.39 0.37 フ A-7 0.59 0.40 0.01 1 .00 4.2 0.38 0.34 0.36
8 A-8 0.60 0.35 0.05 1 .00 6.¾E1 l ' 0.31 0.32 0.29
9 A - 9 0.55 0.35 0.10 1 .00 6.1 0.29 0.34 0.37
10 A-10 0.34 0.65 0.01 1 .00 5.8 0.35 0.31 0.33
1 1 B-1 0.35 0.60 0.05 1 .00 3.8 0.42 0.38 0.36
12 B-2 0.40 0.50 0.10 1 .00 5.3 0.41 0.33 0.40
13 B-3 0.59 0.40 0.01 1 .00 5.8 0.34 0.39 0.35
14 B-4 0.60 0.35 0.05 1 .00 4.3 0.40 0.37 0.42
1 5 B-5 0.25 0.65 0.10 1 .00 8.4 0.37 0.41 0.35
1 6 B-6 0.34 0.65 0.01 1 .00 6.4 0.32 0.36 0.39
実施例 8
[0060] 実施例 2で用いた切削工具基体 (エンドミル)を、図 1A, 1Bに示される蒸着装置に 装入し、上記実施例 7と同一の条件で、表 14に示される目標組成および目標層厚の 硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆エンドミル 1一 8をそれぞれ製造 した。
[0061] また、比較の目的で、上記切削工具基体 (エンドミル)を、図 3に示される蒸着装置 に装入し、実施例 7と同一の条件で、表 14に示される目標組成および目標層厚の (T i, Al, B) N層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆エンドミル 1一 8を それぞれ製造した。
つぎに、本発明被覆エンドミル 1一 8および従来被覆エンドミル 1一 8のうち、本発明 被覆エンドミル 1一 3および従来被覆エンドミル 1一 3については、
被削材一平面： lOOmm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ni— 1 9%Cr-18. 5%Fe-5. 2%Cd— 5%Ta— 3%Mo— 0. 9%Tト 0. 5%Aト 0. 3%M n - 0. 05%Cu-0. 04%Cの組成をもった Ni基合金の板材、
切削速度： 50m/min、
溝深さ (切り込み）： lmm、
テーブル送り： 350mmZminゝ
の条件での Ni基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 4一 6およ び従来被覆エンドミル 4一 6については、
被削材一平面： lOOmm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ti 3 %Al-2. 5%Vの組成をもった Ti基合金の板材、
切削速度： 120mZmin、
溝深さ（切り込み）： 2mm、
テープノレ送り： 540mmZmin、
の条件での Ti基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 7、 8およ び従来被覆エンドミル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Co— 2 0%Cr-20%Ni-4%Mo-4%W-4%Cd-3%Fe-l. 5%Mn— 0. 7%Si-0. 38 %Cの組成をもった Co基合金の板材、
切削速度： 45mZmin、
溝深さ (切り込み）： 5mm、
テーブル送り： 145mmZmin、
の条件での Co基合金の乾式高速溝切削加工試験をそれぞれ行 ヽ、 V、ずれの溝切 削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる 0. lm mに至るまでの切削溝長を測定した。この測定結果を表 14にそれぞれ示した。 [0063] [表 14]
Figure imgf000033_0001
実施例 9
[0064] 実施例 3で用いた切削工具基体 (ドリル)を、図 1A, 1Bに示される蒸着装置に装入 し、実施例 7と同一の条件で、表 15に示される目標組成および目標層厚の硬質被覆 層を蒸着形成することにより、本発明被覆ドリル 1一 8をそれぞれ製造した。
[0065] また、比較の目的で、上記切削工具基体 (ドリル)を、図 3に示される蒸着装置に装 入し、上記実施例 7と同一の条件で、同じく表 15に示される目標組成および目標層 厚を有する (Ti, Al, B) N層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、従来被 覆ドリル 1一 8をそれぞれ製造した。
つぎに、上記の本発明被覆ドリル 1一 8および従来被覆ドリル 1一 8のうち、本発明 被覆ドリル 1一 3および従来被覆ドリル 1一 3については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Co— 2 0%Cr-15%W-10%Ni-l . 5%Mn— 1 %Sト 1 %Fe— 0. 12%Cの組成をもった C o基合金の板材、
切削速度： 45mZmin、
送り： 0. lmmZrev、
穴深さ： 6mm、
の条件での Co基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 4一 6およ び従来被覆ドリル 4一 6については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ni— 1 9%Cr-14%Co-4. 5%Mo— 2. 5%Tト 2%Fe— 1. 2%Α1-0. 7%Mn— 0. 4%Si の組成をもった Ni基合金の板材、
切削速度： 50mZmin、
送り： 0. 12mmZrevゝ
穴深さ： 14mm、
の条件での Ni基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 7、 8およ び従来被覆ドリル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ti一 3 %Al-2. 5%Vの組成をもった Ti基合金の板材、
切削速度： 70mZmin、
溝深さ (切り込み）： 0. 2mm,
テーブル送り： 28mmZmin、
の条件での Ti基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、をそれぞれ行い、いずれの 湿式高速穴あけ切削加工試験 (水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗 幅が 0. 3mmに至るまでの穴あけカ卩工数を測定した。この測定結果を表 15にそれぞ れ示した。
[0067] [表 15]
Figure imgf000035_0001
実施例 10
[0068] 実施例 1で用いた切削工具基体 (チップ)を、図 2A, 2Bに示される蒸着装置内の 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、一方側の AIP装置の力ソード電極 (蒸発源）として所定の組成を有する耐摩耗 硬質層形成用 Ti A1合金、他方側の SP装置の力ソード電極 (蒸発源）として表面層 形成用 CrB焼結体を対向配置し、
2
(b)まず、装置内を排気して 0. lPa以下の真空に保持しながら、ヒーターで装置内 を 500°Cに加熱した後、前記回転テーブル上で自転しながら回転する切削工具基 体に— 1000Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ力ソード電極の前記 Ti A1合金と アノード電極との間に 100Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって切削工具 基体表面を前記 Ti A1合金によってボンバード洗浄し、
(c)装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して 3Paの反応雰囲気とすると共に、 前記回転テーブル上で自転しながら回転する切削工具基体に 100Vの直流バイァ ス電圧を印加し、かつ力ソード電極の前記 Ti A1合金とアノード電極との間に 100A の電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記切削工具基体の表面に、表 16に 示される目標組成および目標層厚の (Ti, Al) N層を硬質被覆層の耐摩耗硬質層と して蒸着形成し、
(d)ついで、既に蒸着形成された上記の耐摩耗硬質層としての (Ti, A1) N層と、こ れから蒸着形成される表面層としての CrB層との密着接合性を向上させる目的で、
2
上記耐摩耗硬質層形成用 Ti A1合金の力ソード電極とアノード電極との間のアーク 放電を継続したまま、装置内に窒素ガスに代えて Arと窒素の混合ガス (N：八 =容
2 積比で 3 : 1)を導入して、装置内雰囲気を同じく 3Paとし、同時に前記 SP装置のカソ ード電極 (蒸発源）として配置した CrB焼結体に、 3kWの出力でスパッタを発生させ
2
、この状態を 20分間保持して、密着接合層としての Tiと A1と Crとを含む複合硼窒化 物層（この場合後の測定でいずれも 0. 3 /z mの平均層厚を示した力 0. 1-0. 5 μ mの平均層厚ですぐれた密着接合性が確保される)を形成し、
(e)引き続いて、前記 SP装置の力ソード電極 (蒸発源）として配置した CrB焼結体
2 とアノード電極と間のスパッタを同一条件 (スパッタ出力： 3kW)で続行しながら、前記 装置内に導入するガスを Arと窒素の混合ガスから Arガスに代えると共に、装置内雰 囲気を 0. 5Paとし、同時に上記耐摩耗硬質層形成用 Ti A1合金の力ソード電極とァ ノード電極との間のアーク放電を停止し、この条件で層厚に対応した時間スパッタリ ングを行い、同じく表 16に示される目標層厚の CrB層を硬質被覆層の表面層として
2
蒸着形成することにより、本発明被覆チップ 1一 16をそれぞれ製造した。 [0069] また、比較の目的で、上記切削工具基体 (チップ)を、図 3に示される蒸着装置に装 入し、上記実施例 1と同一の条件で、表 17に示される目標組成および目標層厚の（ Ti, A1) N層からなる耐摩耗硬質層を硬質被覆層として蒸着形成することにより、従 来被覆チップ 1一 16をそれぞれ製造した。
[0070] つぎに、上記の各種の被覆チップを、 V、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、本発明被覆チップ 1一 16および従来被覆チップ 1一 16 について、
被削材:質量％で、 Ti 6%A1 - 4%V合金の丸棒、
切削速度： 100mZmin、
切り込み： 1. 5mm、
送り： 0. 2mmZrev、
切削時間： 5分、
の条件 (切削条件 Aと ヽぅ）での Ti基合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材:質量％で、 A1 - 13%Si合金の丸棒、
切削速度： 300mZmin、
切り込み： 2. Omm,
り： 0. 15mmz rev、
切削時間： 10min、
の条件 (切削条件 Bと ヽぅ）での高 Si含有 A1— S係合金の乾式連続高速切削加工試 験、
被削材:質量％で、 A1— 18%Si合金の長さ方向等間隔 4本縦溝入り丸棒、 切削速度： 300mZmin、
切り込み： 1. 5mm、
送り： 0. 18mmZrevゝ
切削時間： 10min、
の条件 (切削条件 Cと ヽぅ）での高 Si含有 A1 - Si系合金の乾式断続高速切削加工試 験を行い、いずれの切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。この測定結 果を表 16、 17に示した。 [0071] [表 16]
Figure imgf000038_0001
[0072] [表 17] 硬霣被覆層 逃げ面摩耗幅（mm)
切削ェ
種別 具基体 目檁組成（原子比） 目標 切削
プ被覆来チッ 層 ' 条件
Ti AI N ( im) (C)
1 A m-1 0.38 0.62 1.00 4.3 0.32 0.30 0.31
DO
2 0.25 0.75 1.00 3.3 0.41 0.34 0.32
3 A— 3 0.42 0.58 1.00 6.9 0.37 0.28 0.30
4 A— 4 0.55 0.45 1.00 2.2 0.35 0.32 0.35
5 A— 5 0.36 0.64 1.00 7.6 0.29 0.39 0.29
6 A— 6 0.50 0.50 1.00 4.7 0.40 0.30 0.34
7 A— 7 0.42 0.58 1.00 7.3 0.33 0.36 0.37
8 A— 8 0.58 0.42 1.00 6.1 0.31 0.29 0.30
9 A— 9 0.60 0.40 1.00 6.9 0.42 0.32 0.35 お 10 A— 10 0.40 0.60 1.00 7.4 0.36 0.30 0.36
11 B-1 0.35 0.65 1.00 4.1 0.33 * 0S.33 0.28
12 B-2 0.40 0.60 1.00 7.1 0.30 0.34 0.34
13 0.58 0.42 1.00 8.2 0.39 0.28 0.40
14 B— 4 0.43 0.57 1.00 6.5 0.30 0.31 0.38
15 0.30 0.70 1.00 6.7 0.34 0.35 0.32
16 B-6 0.55 0.45 1.00 6.8 0.38 0.37 0.29
実施例 11
実施例 2で用いた切削工具基体 (エンドミル)を、図 2A, 2Bに示される蒸着装置に 装入し、実施例 10と同一の条件で、表 18に示される目標組成および目標層厚の硬 質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆エンドミル 1一 8をそれぞれ製造した また、比較の目的で、上記切削工具基体 (エンドミル)を、図 3に示される蒸着装置 に装入し、上記実施例 10と同一の条件で、表 18に示される目標組成および目標層 厚の (Ti, A1) N層からなる耐摩耗硬質層を硬質被覆層として蒸着することにより、従 来被覆エンドミル 1一 8をそれぞれ製造した。
[0075] つぎに、上記の本発明被覆エンドミル 1一 8および従来被覆エンドミル 1一 8のうち、 本発明被覆エンドミル 1一 3および従来被覆エンドミル 1一 3については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった Ti基合金（質量％ で、 Ti一 3%A1 - 2. 5%V合金）の板材、
切削速度： 100mZmin、
溝深さ（切り込み）： 2mm、
テーブル送り： 800mmZmin、
の条件での Ti基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 4一 6およ び従来被覆エンドミル 4一 6については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった Ti基合金（質量％ で、 Ti一 6%A1 - 4%V合金）の板材、
切削速度： 150mZmin、
溝深さ (切り込み）： 4mm、
テーブル送り： 960mmZmin、
の条件での Ti基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 7、 8およ び従来被覆エンドミル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった高 Si含有 A1— Si 系合金（質量％で、 A1— 18%Si合金）の板材、
切削速度： 300m/min、
溝深さ (切り込み）： 12mm、
テーブル送り： 950mm/min,
の条件での高 Si含有 A1— Si系合金の乾式高速溝切削加工試験をそれぞれ行!ヽ、 Vヽ ずれの溝切削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とさ れる 0. 1mmに至るまでの切削溝長を測定した。この測定結果を表 18にそれぞれ示 した。
[0076] [表 18] 硬質被覆層
被覆ド本被発明従来覆ドミルンミエンルエ 下部層 上部層 切削 種別 溝長
目標組成（原子比） 目標 GrB2層の (m)
P 固
Τί ΑΙ Ν ( m)
1 C-1 0.36 0.64 1.00 3.2 2.7 31
2 C-2 0.60 0.40 1.00 0.8 3.6 47
3 C-3 0.50 0.50 1.00 1.5 0.8 27
4 C- 4 0.45 0.55 1.00 2.3 2.4 40
5 C-5 0.38 0.62 1.00 4.3 5.0 36
6 C-6 0.40 0.60 1.00 3.8 4.2 38
7 C-7 0.25 0.75 1.00 2.6 3.3 122
8 C- 8 0.52 0.48 1.00 5.0 4.6 152
1 C-1 0.36 0.64 1.00 5.9 ― 10
2 C-2 0.60 0.40 1.00 4.4 ― 15
3 C-3 0.50 0.50 1.00 2.3 ― 3
4 C- 4 0.45 0.55 1.00 4.7 ― 16
5 C-5 0.38 0.62 1.00 9.3 ― 15
6 C-6 0.40 0.60 1.00 8.0 ― 20
7 C-7 0.25 0.75 1.00 5.9 - 60
8 C - 8 0.52 0.48 1.00 9.6 一 85 実施例 12
[0077] 実施例 3で用いた切削工具基体 (ドリル)を、図 2A, 2Bに示される蒸着装置に装入 し、実施例 10と同一の条件で、表 19に示される目標組成および目標層厚の硬質被 覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆ドリル 1一 8をそれぞれ製造した。
[0078] また、比較の目的で、上記切削工具基体 (ドリル）に、図 3に示される蒸着装置に装 入し、実施例 10と同一の条件で、同じく表 19に示される目標組成および目標層厚を 有する (Ti, A1)N層からなる耐摩耗硬質層を硬質被覆層として蒸着形成することに より、従来被覆ドリル 1一 8をそれぞれ製造した。
[0079] つぎに、上記の本発明被覆ドリル 1一 8および従来被覆ドリル 1一 8のうち、本発明 被覆ドリル 1一 3および従来被覆ドリル 1一 3については、
被削材一平面： 100mm X 250、厚さ： 50mmの寸法をもった Ti基合金（質量％で、 Ti-3%Al-2. 5 %V合金）の板材、
切削速度： 50mZmin、
送り： 0. 2mmZrev、
穴深さ： 10mm、
の条件での Ti基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 4一 6およ び従来被覆ドリル 4一 6については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった Ti基合金（質量％ で、 Ti 6%A1 - 4%V合金）の板材、
切削速度： 75mZmin、
送り： 0. 15mmz rev、
穴深さ： 15mm、
の条件での Ti基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 7、 8およ び従来被覆ドリル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法をもった高 Si含有 A1— Si 系合金 (質量％で、 A1— 18%Si合金）の板材、
切削速度： 120mZmin、
送り： 0. 4mmZrev、
穴深さ： 30mm、
の条件での高 Si含有 A1— Si系合金の湿式高速穴あけ切削加工試験をそれぞれ行 い、いずれの湿式高速穴あけ切削加工試験 (水溶性切削油使用）でも先端切刃面の 逃げ面摩耗幅が 0. 3mmに至るまでの穴あけ加工数を測定した。この測定結果を表 19にそれぞれ示した。
[0080] [表 19] 硬質被覆層
切削 下部層 上部層 穴あけ
被本覆ド来被覆ド発明従リ 工具
種别 加工数 ：
基体 目標組成 (原子比） 目檁 CrB2層の (穴）
S己 層厚 目標層厚
Ti Al N ( i m) i U m)
1 C-1 0.42 0.58 1 .00 5.0 3.0 85
2 C-2 0.60 0.40 1 .00 3.1 4.8 95
3 C-3 0.36 0.64 1 .00 4.5 1.6 70
4 C-4 0.40 0.60 1.00 0.8 5.0 1 11〕
5 C-5 0.33 0.67 1.00 4.6 4.2 85
6 C-6 0.43 0.57 1.00 3.4 2.6 120
7 C-7 0.50 0.50 1 .00 1.2 0.8 59
8 C-8 0.25 0.75 1 .00 2.7 3.5 74
1 C-1 0.42 0.58 1 .00 8.0 ― 40
2 C-2 0.60 0.40 1 .00 7.9 ― 55
3 C- 3 0.36 0.64 1.00 6.1 ― 30
4 C-4 0.40 0.60 1.00 5.8 ― 25
5 C-5 0.33 0.67 1.00 8.8 ― 45
6 C-6 0.43 0.57 1.00 6.0 ― 60
7 C-7 0.50 0.50 1.00 2.0 ― 20
8 C-8 0.25 0.75 1.00 6.2 ― 3S 実施例 13
[0081] 実施例 1で用いた切削工具基体 (チップ)を、図 2A, 2Bで示される蒸着装置に装 入し、 AIP装置の力ソード電極 (蒸発源）として、 Ti-Al合金のかわりに所定の組成を 有する下部層形成用 Ti A1— Si合金を用いた以外は実施例 10と同じ条件で、表 20 に示される目標層厚を有する硬質被覆層を形成することにより、本発明被覆チップ 1 一 16をそれぞれ製造した。
[0082] また、比較の目的で、上記切削工具基体 (チップ)を、図 3に示される蒸着装置に装 入し、力ソード電極 (蒸発源）として、 Ti A1合金のかわりに種々の成分組成をもった Ti A1— Si合金を装着した以外は実施例 10と同一の条件で、表 21に示される目標 組成および目標層厚の (Ti, Al, Si) N層を硬質被覆層として蒸着形成することにより 、従来被覆チップ 1一 16をそれぞれ製造した。
つぎに、上記の各種の被覆チップを、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、本発明被覆チップ 1一 16および従来被覆チップ 1一 16 について、
被削材：質量％で、 Ni—19%Cr - 18. 5%Fe - 5. 2%Cd—5%Ta—3%Mo—0. 9 %Ti-0. 5%A1の組成を有する Ni基合金の丸棒、
切削速度： 65mZmin、
切り込み： lmm、
达り： 0. lmmz rev、
切削時間： 5min、
の条件 (切削条件 Aと 、う）での Ni基合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材：質量0 /。で、 Co—23%Cr— 6%Mo—2%Ni— l%Fe— 0. 6%Si— 0. 4%Cの 組成を有する Co基合金の丸棒、
切削速度： 60mZmin、
切り込み： 0. 8mm,
り： 0. 15mmZrev、
切削時間： 4min、
の条件 (切削条件 Bと！/ヽぅ）での Co基合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材：質量％で、 Ti 6%A1— 4%Vの組成を有する Ti基合金の長さ方向等間隔 4本縦溝入り丸棒、
切削速度： 60mZmin、
切り込み： 1. 2mm、
送り： 0. 2mmZrev、
切削時間： 5min、
の条件 (切削条件 Cとレ、う）での Ti基合金の乾式断続高速切削加工試験を行い、レ、 ずれの切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。この測定結果を表 20 2 1に示した。
[0084] [表 20]
Figure imgf000045_0001
[0085] [表 21] 硬質被覆層 逃げ面摩耗幅 (mm)
切削
工具
種別 目標組成 (原子比） 目標 切削 切削 被プ来覆従チッ 基体 条件 条件 a己 Ti AI Si N (U m) (B) (C)
1 A-1 0.49 0.50 0.01 1.00 3.8 0.39 0.36 0.42
2 A - 2 0.55 0.40 0.05 1.00 7.5 0.30 0.29 0.33
3 A-3 0.45 0.45 0.10 1.00 3.8 0.38 0.35 0.39
4 A-4 0.49 0.50 0.01 1.00 3.5 0.41 0.37 0.40
5 A-5 0.40 0.55 0.05 1.00 3.6 0.39 0.38 0.40
6 A-6 0.30 0.60 0.10 1.00 1.9 0.42 0.40 0.39
7 A-7 0.59 0.40 0.01 1.00 4.7 0.35 0.34 0.35
8 A-8 0.60 0.35 0.05 1.00 7.2 0.30 0.29 0.32
9 A-9 0.55 0.35 0.10 1.00 5.3 0.32 0.30 0.34
5
10 A-10 0.34 0.65 0.01 1.00 7.6 0.29 0.28 0.32
11 B-1 0.35 0.60 0.05 1.00 3.7 0.38 0.36 0.38
12 B- 2 0.40 0.50 0.10 1.00 5.9 0.32 0.31 0.33
13 B-3 0.59 0.40 0.01 1.00 5.5 0.34 0.32 0.35
14 B- 4 0.60 0.35 0.05 1.00 7.6 0.30 0.29 0.32
15 B-5 0.25 0.65 0.10 1.00 5.8 0.36 0.33 0.36
16 B-6 0.34 0.65 0.01 1.00 4.6 0.37 0.35 0.38
実施例 14
[0086] 実施例 2で用いた切削工具基体 (エンドミル)を、図 2A, 2Bに示される蒸着装置に 装入し、上記実施例 13と同一の条件で、表 22に示される目標組成および目標層厚 の硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆エンドミル 1一 8をそれぞれ製 し 7こ。
[0087] また、比較の目的で、上記の切削工具基体 (エンドミル)を、同じく図 3に示される蒸 着装置に装入し、上記実施例 13と同一の条件で、同じく表 22に示される目標組成 および目標層厚の (Ti, Al, Si) N層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来 被覆エンドミル 1一 8をそれぞれ製造した。
つぎに、上記本発明被覆エンドミル 1一 8および従来被覆エンドミル 1一 8のうち、本 発明被覆エンドミル 1一 3および従来被覆エンドミル 1一 3については、
被削材一平面： 100mmX 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量。 /。で、 Co— 2 0%Cr-15%W-10%Ni-l. 5%Mn— l%Si— l%Fe— 0. 12%Cの組成を有する Co基合金の板材、
切削速度： 50mZmin、
溝深さ（切り込み）： 2mm、
テーブル送り： 200mm/分、
の条件での Co基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 4一 6およ び従来被覆エンドミル 4一 6については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ni— 1 9%Cr-14%Co-4. 5%Mo— 2. 5%Tト 2%Fe— 1. 2%Α1-0. 7%Mn— 0. 4%Si の組成を有する Ni基合金の板材、
切削速度： 55mZmin、
溝深さ (切り込み）： 3mm、
テーブル送り： 250mm,min、
の条件での Ni基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 7、 8およ び従来被覆エンドミル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ti 3 %Al-2. 5%Vの組成を有する Ti基合金の板材、
切削速度： 45mZmin、
溝深さ (切り込み）： 5mm、
テーブル送り： 120mmZmin、
の条件での Ti基合金の乾式高速溝切削加工試験をそれぞれ行 、、 V、ずれの溝切 削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる 0. lm mに至るまでの切削溝長を測定した。この測定結果を表 22にそれぞれ示した。 [0089] [表 22]
Figure imgf000048_0001
実施例 15
[0090] 実施例 3で用いた切削工具基体 (ドリル)を、同じく図 2A, 2Bに示される蒸着装置 に装入し、上記実施例 13と同一の条件で、表 23に示される目標組成および目標層 厚の硬質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆ドリル 1一 8をそれぞれ製造 した。
[0091] また、比較の目的で、上記切削工具基体 (ドリル)を、図 3に示される蒸着装置に装 入し、上記実施例 13と同一の条件で、同じく表 23に示される目標組成および目標層 厚を有する (Ti, Al, Si) N層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、従来被 覆ドリル 1一 8をそれぞれ製造した。
つぎに、上記本発明被覆ドリル 1一 8および従来被覆ドリル 1一 8のうち、本発明被 覆ドリル 1一 3および従来被覆ドリル 1一 3については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ti 3 %Al-2. 5%Vの組成を有する Ti基合金の板材、
切削速度： 40mZmin、
送り： 0. 2mmZrev、
穴深さ： 8mm、
の条件での Ti基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 4一 6およ び従来被覆ドリル 4一 6については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Co— 2 0%Cr-20%Ni-4%Mo-4%W-4%Cd-3%Fe-l. 5%Mn— 0. 7%Si-0. 38 %Cの組成を有する Co基合金の板材、
切削速度： 45mZmin、
り： 0. 15mmz rev、
穴深さ： 14mm、
の条件での Co基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 7、 8およ び従来被覆ドリル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ni— 1 9%Cr-18. 5%Fe-5. 2%Cd— 5%Ta— 3%Mo— 0. 9%Tト 0. 5%Al-0. 3% Si -0. 2%Mn-0. 05%Cu-0. 04%Cの組成を有する Ni基合金の板材、
切削速度： 55mZmin、
送り： 0. 25mmZrev、
穴深さ： 25mm、
の条件での Ni基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、をそれぞれ行い、いずれの 湿式高速穴あけ切削加工試験 (水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗 幅が 0. 3mmに至るまでの穴あけカ卩工数を測定した。この測定結果を表 23にそれぞ れ示した。
[表 23]
Figure imgf000050_0001
実施例 16
実施例 1で用いた切削工具基体 (チップ)を、図 2A, 2Bで示される蒸着装置に装 入し、 AIP装置の力ソード電極 (蒸発源）として、 Ti-Al合金のかわりに所定の組成を 有する下部層形成用 Ti Al— B合金を用いた以外は実施例 10と同じ条件で、表 24 に示される目標層厚を有する硬質被覆層を形成することにより、本発明被覆チップ 1 一 16をそれぞれ製造した。
[0095] また、比較の目的で、上記切削工具基体 (チップ)を、図 3に示される蒸着装置に装 入し、力ソード電極 (蒸発源）として、 Ti-Al合金のかわりに種々の成分組成をもった Ti A1— B合金を装着した以外は実施例 10と同一の条件で、表 25に示される目標組 成および目標層厚の (Ti, Al, B) N層を硬質被覆層として蒸着形成することにより、 従来被覆チップ 1一 16をそれぞれ製造した。
[0096] つぎに、上記の各種の被覆チップを、 V、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、本発明被覆チップ 1一 16および従来被覆チップ 1一 16 について、
被削材：質量0 /。で、 Co—23%Cr— 6%Mo—2%Ni— l%Fe— 0. 6%Si— 0. 4%Cの 組成を有する Co基合金の長さ方向等間隔 4本縦溝入り丸棒、
切削速度： 55mZmin、
切り込み： 1. 3mm、
り： 0. lmmZrev、
切削時間： 5min、
の条件 (切削条件 A)での Co基合金の乾式断続高速切削加工試験、
被削材：質量％で、 Ti 6%A1— 4%Vの組成を有する Ti基合金の丸棒
切削速度： 75mZmin、
切り込み： 1. 5mm、
送り： 0. 2mmZrev、
切削時間： 5min、
の条件 (切削条件 B)での Ti基合金の乾式連続高速切削加工試験、
被削材：質量％で、 Ni— 19%Cr— 14%Co— 4. 5%Mo— 2. 5%Ti— 2%Fe—l. 2 %Al-0. 7%Mn-0. 4%Siの組成を有する Ni基合金の丸棒
切削速度： 60mZmin、
切り込み： 0. 8mm, 送り： 0. 15mmZrev、
切削時間： 4min、
の条件 (切削条件 C)での Ni基合金の乾式連続高速切削加工試験を行 、、 V、ずれ の切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。この測定結果を表 24、 25に 示した。
[0097] [表 24]
Figure imgf000052_0001
[0098] [表 25]
Figure imgf000053_0001
実施例 17
[0099] 実施例 2で用いた切削工具基体 (エンドミル)を、図 2A, 2Bに示される蒸着装置の 装入し、実施例 16と同一の条件で、表 26に示される目標組成および目標層厚の硬 質被覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆エンドミル 1一 8をそれぞれ製造した
[0100] また、比較の目的で、上記の切削工具基体 (エンドミル)を、図 3に示される蒸着装 置に装入し、実施例 16と同一の条件で、同じく表 26に示される目標組成および目標 層厚の (Ti, Al, B) N層からなる硬質被覆層を蒸着することにより、従来被覆エンドミ ル 1一 8をそれぞれ製造した。
つぎに、上記の本発明被覆エンドミル 1一 8および従来被覆エンドミル 1一 8のうち、 本発明被覆エンドミル 1一 3および従来被覆エンドミル 1一 3については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Co— 2 0%Cr-20%Ni-4%Mo-4%W-4%Cd-3%Fe-l. 5%Mn— 0. 7%Si-0. 38 %Cの組成をもった Co基合金の板材、
切削速度： 45mZmin、
溝深さ (切り込み）： 2mm、
テーブル送り： 250mm,min、
の条件での Co基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 4一 6およ び従来被覆エンドミル 4一 6については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ni— 1 9%Cr-18. 5%Fe-5. 2%Cd— 5%Ta— 3%Mo— 0. 9%Tト 0. 5%Al-0. 3%M n— 0. 05%Cu-0. 04%Cの組成をもった Ni基合金の板材、
切削速度： 60mZmin、
溝深さ (切り込み）： 4mm、
テーブル送り： 280mm,min、
の条件での Ni基合金の乾式高速溝切削加工試験、本発明被覆エンドミル 7、 8およ び従来被覆エンドミル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ti 3 %Al-2. 5%Vの組成をもった Ti基合金の板材、
切削速度： 50mZmin、
溝深さ (切り込み）： 7mm、
テープノレ送り： 160mmZmin、
の条件での Ti基合金の乾式高速溝切削加工試験をそれぞれ行 、、 V、ずれの溝切 削加工試験でも切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる 0. lm mに至るまでの切削溝長を測定した。この測定結果を表 26にそれぞれ示した。
[0102] [表 26]
Figure imgf000055_0001
実施例 18
[0103] 実施例 3で用いた切削工具基体 (ドリル)を、図 2A, 2Bに示される蒸着装置に装入 し、実施例 16と同一の条件で、表 27に示される目標組成および目標層厚の硬質被 覆層を蒸着形成することにより、本発明被覆ドリル 1一 8をそれぞれ製造した。
[0104] また、比較の目的で、上記の切削工具基体 (ドリル)を、図 3に示される蒸着装置に 装入し、実施例 16と同一の条件で、同じく表 27に示される目標組成および目標層厚 を有する (Ti, Al, B) N層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、従来被覆ド リル 1一 8をそれぞれ製造した。
つぎに、上記の本発明被覆ドリル 1一 8および従来被覆ドリル 1一 8のうち、本発明 被覆ドリル 1一 3および従来被覆ドリル 1一 3については、
被削材一平面： 100mm X 250mm,厚さ： 50mmの寸法、並びに質量。 /0で、 Ti 3 %Al-2. 5%Vの組成をもった Ti基合金の板材、
切削速度： 45mZmin、
送り： 0. 25mmZrev、
穴深さ： 7mm、
の条件での Ti基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 4一 6およ び従来被覆ドリル 4一 6につ!/、ては、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Co— 2 0%Cr-15%W-10%Ni-l . 5%Mn— 1 %Si— 1 %Fe— 0. 12%Cの組成をもった C o基合金の板材、
切削速度： 50m/min、
达り： 0. lmmZrev、
穴深さ： 16mm、
の条件での Co基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明被覆ドリル 7、 8およ び従来被覆ドリル 7、 8については、
被削材一平面： 100mm X 250mm、厚さ： 50mmの寸法、並びに質量％で、 Ni— 1 9%Cr-14%Co-4. 5%Mo-2. 5%Tト 2%Fe— 1. 2%Α1-0. 7%Mn— 0. 4%Si の組成をもった Ni基合金の板材、
切削速度： 55mZmin、
り： 0. 3mmZrev、
穴深さ： 30mm、
の条件での Ni基合金の湿式高速穴あけ切削加工試験をそれぞれ行 、、 V、ずれの湿 式高速穴あけ切削加工試験 (水溶性切削油使用）でも先端切刃面の逃げ面摩耗幅 が 0. 3mmに至るまでの穴あけカ卩工数を測定した。この測定結果を表 27にそれぞれ 示した。
[表 27]
Figure imgf000057_0001
この結果得られた本発明表面被覆切削工具としての本発明被覆チップ、本発明被 覆エンドミル、および本発明被覆ドリルの硬質被覆層を構成する (Ti, Al, Si) N層、 ( Ti, Al, B) N層（下部層）の組成、並びに従来表面被覆切削工具としての従来被覆 チップ、従来被覆エンドミル、および従来被覆ドリルの（Ti, Al, Si) N層、 (Ti, Al, B ) N層カゝらなる硬質被覆層の組成を、透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散 X線分析法により測定したところ、それぞれ目標組成と実質的に同じ組成を示した。
[0108] また、上記の硬質被覆層の構成層の平均層厚を走査型電子顕微鏡を用いて断面 測定したところ、いずれも目標層厚と実質的に同じ平均値 (5ケ所の平均値)を示した
[0109] 表 3— 27に示される結果から、本発明表面被覆切削工具は、いずれも著しい高熱 発生を伴なう Ti基合金や Ni基合金、 Co基合金、さらには高 Si含有 A1— Si系合金な どの硬質難削材の高速切削でも、硬質被覆層の下部層である (Ti, A1) N層， (Ti, A 1, Si) N層または (Ti, Al, B) N層がすぐれた高温硬さと耐熱性、さらにすぐれた高温 強度を有し、かつ上部層である CrB層によって、被削材である硬質難削材との間に
2
すぐれた熱的安定性 (きわめて低い反応性)が確保されることから、すぐれた耐摩耗 性を長期に亘つて発揮するのに対して、硬質被覆層が (Ti, A1) N層， (Ti, Al, Si) N層または (Ti, Al, B) N層で構成された従来表面被覆切削工具においては、いず れも前記硬質難削材の高速切削加工では摩耗進行が速ぐ比較的短時間で使用寿 命に至ることが明らかである。
[0110] また、密着接合層としての CrN層や Tiと A1と Crとを含む複合硼窒化物層によって 強固に密着した CrB層によって、被削材である硬質難削材との間にすぐれた熱的安
2
定性 (きわめて低い反応性)が確保されることから、層間剥離の発生なぐすぐれた耐 摩耗性を長期に亘つて発揮することが可能となる。
[0111] 以上、本発明の好ましい実施例を説明したが、本発明はこれら実施例に限定される ことはない。本発明の趣旨を逸脱しない範囲で、構成の付加、省略、置換、およびそ の他の変更が可能である。本発明は前述した説明によって限定されることはなぐ添 付のクレームの範囲によってのみ限定される。
産業上の利用可能性
[0112] 上述のように、この発明の表面被覆切削工具は、特に各種の鋼ゃ铸鉄などの通常 の切削条件での切削加工は勿論のこと、特に高い発熱を伴なう上記の硬質難削材 の高速切削加工でもすぐれた耐摩耗性を発揮し、長期に亘つてすぐれた切削性能を 示すものであるから、切削加工装置の高性能化および自動化、並びに切削加工の 省力化および省エネ化、さらに低コスト化に十分満足に対応できるものである。

Claims

請求の範囲
[1] 切削工具基体と；
前記切削工具基体の表面に形成された硬質被覆層と;を備えた表面被覆切削ェ 具であって、
前記硬質被覆層は、 Tiと A1とを含む複合窒化物力 なる下部層と、硼化クロムから なる上部層と、を備えている。
[2] 請求項 1に記載の表面被覆切削工具であって、
前記下部層が、組成式：（Ti Al ) N、ただし原子比で、 Xは 0. 40-0. 75を満
1— X X
足する。
[3] 請求項 1に記載の表面被覆切削工具であって、
前記下部層が、 A1の一部を Siで置換して形成されて 、る。
[4] 請求項 3に記載の表面被覆切削工具であって、
前記下部層が、組成式：（Ti Al Si ) N、ただし X:0. 40-0. 75、 Y: 0. 10以
1-Χ Χ-Υ Υ
下を満足する。
[5] 請求項 1に記載の表面被覆切削工具であって、
前記下部層が、 A1の一部を Βで置換して形成されて 、る。
[6] 請求項 5に記載の表面被覆切削工具であって、
前記下部層が、組成式：（Ti Al B ) N、ただし X:0. 40-0. 75、 Z : 0. 10以下
l-x x-z z
を満足する。
[7] 請求項 1に記載の表面被覆切削工具であって、
前記上部層と前記下部層との間に、窒化クロム力 なる密着接合層を備えている。
[8] 請求項 1に記載の表面被覆切削工具であって、
前記上部層と前記下部層との間に、 Tiと A1と Crとを含む複合硼窒化物力もなる密 着接合層を備えている。
[9] 請求項 1に記載の表面被覆切削工具であって、
前記下部層は、 0. 8— 5 mの平均層厚を有する。
[10] 請求項 1に記載の表面被覆切削工具であって、
前記上部層は、 0. 8— 5 mの平均層厚を有する。
[11] 請求項 7に記載の表面被覆切削工具であって、
前記密着接合層は、 0. 1-0. 5 mの平均層厚を有する。
[12] 請求項 8に記載の表面被覆切削工具であって、
前記密着接合層は、 0. 1-0. 5 mの平均層厚を有する。
[13] 請求項 1に記載の表面被覆切削工具であって、
前記切削工具基体は、炭化タングステン基超硬合金からなる。
[14] 請求項 1に記載の表面被覆切削工具であって、
前記切削工具基体は、炭窒化チタン基サーメットからなる。
[15] (a)中央部に回転テーブルを設け、前記回転テーブルの外側に、 Tiと A1とを含む合 金力 なる力ソード電極を備えたアークイオンプレーティング装置、他方側に硼化クロ ム焼結体力 なる力ソード電極を配置したスパッタリング装置を設けた蒸着装置を準 備し、
(b)前記回転テーブル上に切削工具基体を装着し、
(c)前記蒸着装置内雰囲気を窒素雰囲気とするとともに、前記 Tiと A1とを含む合金 力 なる力ソード電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させて、前記切削ェ 具基体の表面に Tiと A1とを含む複合窒化物層を蒸着形成し、
(d)ついで、前記蒸着装置内の雰囲気を、窒素雰囲気に代って、実質的に Ar雰囲 気とすると共に、前記スパッタリング装置の力ソード電極として配置した硼化クロム焼 結体のスパッタリングにより硼化クロム層を蒸着形成する、表面被覆切削工具の製造 方法。
[16] (a)中央部に回転テーブルを設け、前記回転テーブルの外側に、金属 Crカゝらなる力 ソード電極及び Tiと A1とを含む合金力 なる力ソード電極を備えたアークイオンプレ 一ティング装置、他方側に硼化クロム焼結体力 なる力ソード電極を配置したスパッタ リング装置を設けた蒸着装置を準備し、
(b)前記回転テーブル上に切削工具基体を装着し、
(c)前記蒸着装置内雰囲気を窒素雰囲気とするとともに、前記 Tiと A1とを含む合金 力 なる力ソード電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させて、前記切削ェ 具基体の表面に Tiと A1とを含む複合窒化物層を蒸着形成し、 (d)前記段階 (c)の窒素雰囲気を保持したまま、前記金属 Cr力もなる力ソード電極と アノード電極との間にアーク放電を発生させて CrN層を形成した後、
(e)前記蒸着装置内の雰囲気を、窒素雰囲気に代って、実質的に Ar雰囲気とすると 共に、前記スパッタリング装置の力ソード電極として配置した硼化クロム焼結体のスパ ッタリングにより硼化クロム層を蒸着形成する、表面被覆切削工具の製造方法。
(a)中央部に回転テーブルを設け、前記回転テーブルの外側に、 Tiと A1とを含む合 金力 なる力ソード電極を備えたアークイオンプレーティング装置、他方側に硼化クロ ム焼結体力 なる力ソード電極を配置したスパッタリング装置を設けた蒸着装置を用 い、
(b)前記回転テーブル上に切削工具基体を装入し、
(c)前記蒸着装置内雰囲気を窒素雰囲気とするとともに、前記 Tiと A1とを含む合金 力 なる力ソード電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させて、前記切削ェ 具基体の表面に Tiと A1とを含む複合窒化物層を蒸着形成し、
(d)前記 Tiと A1とを含む合金カゝらなる力ソード電極とアノード電極との間のアーク放電 を継続したまま、前記蒸着装置内に窒素ガスに代えて、 Arと窒素の混合ガスを導入 して、前記スパッタリング装置の力ソード電極として配置した CrB焼結体にスパッタを
2
発生させて、 Tiと A1と Crとを含む複合硼窒化物層を蒸着形成し、
(e)ついで、前記蒸着装置内の雰囲気を、 Arと窒素の混合雰囲気に代って、実質的 に Ar雰囲気とすると共に、前記スパッタリング装置の力ソード電極として配置した硼 化クロム焼結体のスパッタリングにより硼化クロム層を蒸着形成する、表面被覆切削 工具の製造方法。
FIG. 1A
0
替
Μ
2
Figure imgf000063_0001
FIG. IB
反応カス
Figure imgf000063_0002
FIG. 2A
Figure imgf000064_0001
FIG. 2B
反 i心力ス
力ソ-ド電極
0^2燒結体 . 力ソ-ド電極
(蒸発源） Ti-Al合金
SP装置-
回転 テーブル スッ八。タリンク 3/3
FIG. 3
Figure imgf000065_0001
アーク電源
差替え招鉞 (ΜΜ2β)
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