WO2007057995A1

WO2007057995A1 - 高品位表面性状加工用ｃＢＮ焼結体及びｃＢＮ焼結体切削工具およびこれを用いた切削加工方法

Info

Publication number: WO2007057995A1
Application number: PCT/JP2006/310757
Authority: WO
Inventors: Satoru Kukino; Yoshihiro Kuroda; Tomohiro Fukaya; Katsumi Okamura
Original assignee: Sumitomo Electric Hardmetal Corp.
Priority date: 2005-11-18
Filing date: 2006-05-30
Publication date: 2007-05-24
Also published as: CN101102978A; CA2571470A1; KR101270840B1; KR20080069508A; US7771847B2; EP1950189B1; US20080286558A1; CN100584804C; EP1950189A4; EP1950189A1; JP4528786B2; CA2571470C; JPWO2007057995A1

Description

高品位表面性状加工用 cBN焼結体及び cBN焼結体切削工具およびこれを用いた切削加工方法

技術分野

[0001] 本発明は、焼入れ鋼や FCD铸鉄、及び ADI铸鉄などの鉄系材料の高硬度難削材切削の高品位表面性状加工用 cBN焼結体に関し、切削中の刃先温度熱を抑制することによって、切削工具による切削面への加工変質層の生成を抑制し、圧縮応力の残留が促進され、もって切削工具の疲労寿命を向上し、切削工具の長寿命化を達成する。

背景技術

[0002] 例えば cBN焼結体工具は、従来の超硬工具などの工具材料と比較し、 cBN焼結体の化学的安定性や硬度の高さに起因する高能率で長寿命を達成できる材料的な高性能特性と、また切削工具などの塑性加工工具としての研削工具を大きく凌ぐ優れたフレキシビリティーや高環境性が評価され、鉄系難加工性材料の加工にお！、て従来工具を置換してきた。

[0003] cBN焼結体材種は、 2つに分類され、 1つは特許文献 1に記載されているように cB N含有率が高ぐ cBN同士が結合し、残部が Coや A1を主成分とする結合材カなるものや、特許文献 2のような、極力 cBN以外の成分を含有しない焼結体 (以降、高 cB N含有率焼結体と略す)であり、もう 1つは、特許文献 3に記載されているように cBN 含有率が比較的低ぐ cBN同士の接触率が低ぐ鉄との親和性の低い Tiの窒化物（ TIN)や炭化物 (TiC)力もなるセラミックスを介して結合されて！、るもの（以降、低 cB N含有率焼結体と略す)である。

[0004] 前者の高 cBN含有率焼結体は、切り屑が分断され、切り屑でのせん断熱の発生し難い用途では、 cBNの優れた機械特性 (高硬度、高強度、高靭性)と高熱伝導性により、抜群の安定性と長寿命を達成し、硬質粒子との擦れによる機械的な摩耗や損傷や、高速断続切削による熱衝撃による損傷が支配的な、鉄系焼結部品やねずみ铸鉄の切削加工に適して、る。し力しながら、連続した切り屑により発生する多量のせん断熱により刃先が高温に曝される鋼や焼入れ鋼などの加工では、 cBN成分が鉄との熱的な摩耗により、従来の超硬工具やセラミックス工具よりも急速に摩耗が発達するため短寿命となる。

[0005] 一方後者の低 cBN含有率焼結体は、 cBNよりも、高温下での鉄との親和性の低い TiNや TiCセラミックスカゝらなる結合材の働きにより、優れた耐摩耗性を発揮し、特に、従来の超硬工具やセラミックス工具では実用加工ができな力つた焼入れ鋼加工において、従来工具の 10倍〜数十倍の工具寿命を達成できる切削工具として、研削加工を積極的に置換してきた。

[0006] 近年では、工作機械の高剛性化や低 cBN含有率焼結体材種の cBNと Ti系結合材の割合を調整することにより、例えば、浸炭焼入れなどのいわゆる焼入れ処理により表面硬度を Hv4. 5GPa〜8. 0GPa (HRc45〜： HRc64)に高めた鋼である SCM4 20, SCR420, S50Cや SUJ2【こ代表される焼人れ岡や、 HB200以上【こ硬度を高めた FCD600のような FCD (ダクタイル）铸鉄ゃ ADI1000のような ADI (オーステンパード)铸鉄などの鉄系難削材カもなる自動車のトランスンミッションやエンジン部品の切削加工のように、十点平均粗さ（以降 Rzと略す)で 3. 2 /ζ πι〜6. の要求精度である加工用途においても研削加工の代わりに cBN焼結体工具が適用されつつある。

[0007] 更に最近では、 RzO. 4 μ m〜3. 2 μ mの高精度の表面粗さが必要とされる摺動面や転動面などでは、加工部位に十分な疲労強度を有する高品位表面が必要とされる最終仕上げ工程や、もしくはその後の研削加工と比べてカ卩ェ代の少ないホーニング加工ホーユングなどの 5〜 10 μ m以下の極微小の加工代での仕上げ加工のみで高品位表面が得られる中仕上げカ卩ェ用途にぉ、ても、加工能率やフレキシビリティ一の観点で制約のある研削加工にとって代わり、低 cBN含有率焼結体力なる切削工具の適用が検討され始めてヽる。

[0008] し力しながら、焼入れ鋼や FCDや ADIなどの高強度铸鉄カ卩ェにおいて工業的に c BN焼結体切削工具を適用する価値があると判断される、切削速度 V= lOOm/mi n、切り込み量 d=0. 15mm、送り量 f=0. 08mm/rev. (単位時間当たりの切り屑除去体積量 Wが 1, 200mm³Zmin)以上の加工能率で、焼入れ鋼切削を行うと、 1 〜20 /z mの厚み力もなる加工変質層が加工部品表面に形成される場合がある。この加工変質層の生成量に関する許容範囲については、加工部品が最終製品となった際に付加されることが想定される種々の応力環境に応じて必要とされる疲労寿命特性に応じて規定されている。

[0009] 具体的には、コロゃボールの転道面となる、ユニバーサルジョイントやベアリングのレース面の切削加工用途では、前記加工変質層が数/ z m程度まであれば、この加ェ変質層が焼入れされた硬度以上の高硬度保護膜として作用することもあるが、高応力が付加される用途向けのベアリングのレース面での加工変質層が 10 mを超えるような場合には、嵌めあわせ面の摩耗やフレーキングやピーリングなどの損傷をカロ速し、疲労寿命を低下させることが懸念されるために、工業的には数十/ z mの加工代を、別工程の研削加工で時間を掛けて除去する加工工程が適用されている。焼き後切削の際に発生する加工変質層は、高能率条件で加工すればするほど生成量が増加することが分力つている力し力しながら、詳細な加工変質層の生成条件や加工変質層自体の特性にっ、ては明確でなかった。

[0010] そこで、焼入れ鋼切削において、市販の cBN焼結体工具を用いた種々の切削条件評価を行い、加工変質層の生成調査と分析を行ったところ、焼入れ鋼切削における加工変質層は、マルテンサイトを主成分とし、残留オーステナイト、ベイナイトや酸化鉄、及び極少量の窒化鉄などの混相力もなり、 Hv9GPa〜10GPa程度の高硬度と、本来圧縮応力が残留しているはずの焼入れ鋼表面の残留応力と異なり引張り応力を有する傾向があり、加工変質層が 10 mを超えると、終にはほとんどの場合カロ工面に引張り応力が残留することが分力つた。

[0011] 前記の加工変質層は、高能率条件で加工した場合や、切削工具の逃げ面摩耗量が発達した場合に生成量が顕著であることから、焼入れ鋼特有の連続した切り屑のせん断熱と摩擦熱、及び加工部品の加工面と工具逃げ面との摩擦熱による切削時の発熱により、焼入れ処理でカ卩ェ部品表面に生成されたマルテンサイトが、オーステナイトに相変態し、酸素、窒素、及び水蒸気を含んだ大気中での、切削後の急冷により、酸ィ匕相ゃ窒化相などを含んだマルテンサイトを主体とする混相が形成される。したがって、刃先が加工面を通過する際に、少なくとも共析鋼のオーステナイト変態温度である 727°C以上の高温に曝されるため、この際の熱応力により加工物の際表面で選択的な塑性変形が生じ、加工面の圧縮残留応力を相殺するメカニズムにより、加工変質相の生成が 5 mを超えるような高温にカ卩工面が曝される場合には、引張り応力が加工面に残留し、この引張り応力が、加工部品の用途によっては、疲労強度を低下させる場合があるという仮説を得るに至った。

[0012] 更に、問題解決のための工具側の要求特性を明確にすべぐ TiC-Al O系セラミ

2 3 ックスや cBN焼結体工具を用いて、同じ刃先形状、同切削条件で、かつ同じ逃げ面摩耗量の時点での加ェ変質層の生成形態の差異について、 Hv7GPaの硬度に焼入れされた SUJ2製のテストピースを用いて切削評価を実施したところ、同じ逃げ面摩耗量の時点にもかかわらず、 cBN焼結体工具では、セラミックス工具と比較し、加ェ変質層が生成しにくぐ生成したとしても加工変質層の厚みがセラミックス工具の 2 Z3以下であることが判明した力 cBN焼結体工具を用いても、加工変質層が mを超えると、ほとんどの場合、残留応力が圧縮から引張りへと変化することがわかつた。

[0013] 前記の残留応力生成のメカニズムに関する仮説から、 cBN焼結体工具の方が切削時の刃先温度が低くなつている影響であることが推定された。より明確にするため、逃げ面摩耗量に差異のない、切削初期の段階で、工具材料や工具表面の状態の影響を受けずに、微小領域の温度測定が可能である 2色温度計を用いて、切削時のェ具刃先の温度を測定したところ、 cBN焼結体工具では、セラミックス工具の 50%〜8 0%の切削温度であることが判明し、 cBN焼結体工具を用いた焼入れ鋼切削における加工変質層発生メカニズムに関する前記仮説を支持する結果が得られた。

[0014] 前記の調査結果より、焼入れ鋼切削における加工部品の疲労寿命を向上させるためには、工具の刃先温度の低温ィ匕が必要であり、最も簡単な解決の手段は、低加工能率ィ匕による切削時の発熱量の抑制が有効であった。し力しながら、市販の焼入れ鋼切削用の TiNや TiC力なるセラミックス結合材を用いた cBN焼結体工具で、切削条件を種々検討したところ、クーラントの有無にかかわらず、切削速度 V= 70mZ min、切り込み d=0. 15mm、送り量 f=0. 07mm/rev. (単位時間当たりの切り屑除去体積量 Wが 735mm³Zmin)の加工能率以上であると、一般に焼入れ鋼切削の際の寸法精度の観点から寿命と判断される逃げ面摩耗量 VBの値である VB = 0. 2 mmの半分の VB = 0. 1mmの時点でも、加工部品と工具刃先の擦過の際の摩擦熱に起因する更なる温度上昇により、 10 m程度の厚みの加工変質層が発生、残留応力も引張り応力となり、 cBN焼結体工具による焼入れ鋼切削の際の大きなメリットの一つである高能率力卩ェが不可能となってしまう。

[0015] そこで、 cBN焼結体工具を用いた焼入れ鋼切削における一般的な加工能率である、 cBN焼結体チップ 1個の単位時間当たりの切り屑除去体積量 Wが 1, 200mm V min以上の加工能率を維持した上で、引張り応力の残留を抑える方法を開発する必要があった。

[0016] 特許文献 1 :特公昭 52— 43486号公報

特許文献 2 :特開平 10— 158065号公報

特許文献 3：特開昭 53 - 77811号公報

特許文献 4：特開平 08— 119774号公報

発明の開示

発明が解決しょうとする課題

[0017] 焼入れ鋼や FCD铸鉄、及び ADI铸鉄などの鉄系材料の高硬度難削材切削の高能率切削おいて、従来の cBN焼結体工具と比較し、被削材の加工面に形成される加工変質層の生成抑制、及び圧縮応力の残留を促進することにより、加工部品の疲労寿命の向上を達成し、かつ工具寿命も長寿命であることを特徴とする高品位なカロ工面性状を得るための高 cBN含有率焼結体を提供することを目的とする。

課題を解決するための手段

[0018] 加工能率を低下させずに、工具刃先温度を低下させる方法として、 i)切り屑のせん断と摩擦熱による切削時の発熱を効率よく刃先部位力他の部位へ放熱すること、もしくは、 ii)切削時の発熱自体を抑制する方策を種々検討した。

[0019] 前記の TiC—Al Oセラミックス工具と、 cBN焼結体工具において、切削条件が同

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じでも、刃先温度が異なることに着目し、種々の分析の結果、 cBN焼結体工具では、工具の熱伝導率が向上していること、及び切削時の高温下で cBN中の B原子が酸素と反応して、潤滑性に優れる B O相が刃先表面部に形成されていることが確認され、切り屑やカ卩ェ部品との摩擦熱が低減され工具刃先での発熱が低減されていることが示唆される結果を得た。

そこで、まずは、従来の cBN焼結体工具よりも、熱伝導率、及び潤滑性に優れる専用組成力もなる cBN焼結体を、切削部での発熱を効率よく工具 (チップ）内部に放熱する構造を有する cBN焼結体工具を発明した。

[0020] すなわち、本発明は以下の構成を採用する。

(1)体積％で、 87%以上 99%以下の cBN成分を有し、かつ熱伝導率が lOOWZm •K以上の cBN焼結体の最表面力 4a, 5a, 6a族元素及び A1の中力選択される少なくとも 1種以上の元素と、 C, N, Oの中力選択される少なくとも 1種以上の元素の化合物カゝらなる 0. 5 m〜12 mの厚みを有する耐熱膜で被覆されたことを特徴とする高品位表面性状加ェ用 cBN焼結体である。

[0021] (2)前記 cBN焼結体が、該 cBN焼結体を構成している cBN成分中の Nに対する Bのモル比が 1. 10以上 1. 17以下であり、さらに結合材成分として、 Co化合物、 A1ィ匕合物、 W化合物及び酸素化合物から選択される少なくとも 1種及び炭素とを含有することを特徴とする上記（1)に記載の高品位表面性状加工用 cBN焼結体である。

[0022] (3)前記 cBN焼結体が、 cBN焼結体を構成して、る cBN粒子の平均粒径が 1. 0 μ m以上 6. O /z m以下であり、該 cBN成分中に Li, Si, Al, Ca, Mgの中から選択される少なくとも 1種以上の元素、炭素、及び酸素が含有され、該 cBN成分に対する前記 Li, Si, Al, Ca, Mg及び炭素の和が、重量％で 0. 02%以上 0. 20%以下であり、該 cBN成分に対する酸素量が重量％で 0. 17%以下である高純度 cBN成分力もなり、 130WZm'K以上の熱伝導率を有することを特徴とする上記（1)又は（2)に記載の高品位表面性状力卩ェ用 cBN焼結体である。

[0023] (4)前記耐熱膜が、 30WZm'K以上 45WZm'K以下の熱伝導率を有することを特徴とする請求項 1〜3に記載の高品位表面性状力卩ェ用 cBN焼結体である。

[0024] (5)上記（1)〜（4)のいずれか一に記載の cBN焼結体力直接、または、 cBN焼結体と一体焼結された超硬合金製バックメタルを介して、超硬合金、サーメット、セラミツタス、もしくは鉄系材料力もなる基材にロー付け接合されている cBN焼結体切削工具であり、該バックメタル及びロー付け部が 80WZm · K以上の熱伝導率を有することを特徴とする cBN焼結体切削工具である。

[0025] (6)前記ロー材部が、 Tiと Zr力も選択される少なくとも 1種以上と、 Ag, Cu, Au, Ni の中から選択される 1種以上とを含有し、 220WZm'K以上の熱伝導率を有し、該ロー材部の厚みが 0. 02mm以上 0. 20mm以下であり、かつロー材部内に 0. 5mmを超える長径を有する空孔を含まな!/ヽことを特徴とする上記（5)に記載の cBN焼結体切削工具である。

[0026] (7)前記ロー材部が、平均粒径 5〜 150 μ m以下の cBN粒子ないしはダイヤモンド粒子を体積で 5%〜40%含有し、 280WZm'K以上の熱伝導率を有することを特徴とする上記（5)又は（6)に記載の cBN焼結体切削工具である。

[0027] (8)前記 cBN焼結体切削工具の切削に関与する部位において、ノーズ、切り込み d、送り量 f、横すくい角 a b、切刃傾き角ひ s、としたときに、切削断面積 Q= {R²'tan 1 [f/sqr (4R²— f ²) ] + 0. 25f · sqr (4R² -f²) +f (d-R) }/ (cos a s · cos a b)で定義される切削断面積 Qに対する 10%以上 80%以下の面積を有する領域の前記耐熱膜が除去され、切削時に被削材と cBN焼結体が直接接触していることを特徴とする上記（5)〜（7)の、ずれか一に記載の cBN焼結体切削工具である。

[0028] (9)前記 cBN焼結体切削工具の工具逃げ面の切削に関与する部位において、上記

(8)において定義された切削断面積 Qに対する 10%以上 80%以下の面積を有する領域が除去され、切削時に被削材と cBN焼結体が直接接触していることを特徴とする上記（8)に記載の cBN焼結体切削工具である。

[0029] (10)切削速度 V力 0mZmin以上 70mZmin以下、切り込み量が 0. 05mm以上 0 . 30mm以下、送り量 . 16mm/rev.以上 0. 20mm/rev.以下で、 300ccZ min以上の水溶性切削液を刃先に掛けながら HRc45以上の焼入れ鋼を、上記（5) 〜（9)のいずれか一に記載の cBN焼結体切削工具を使用して連続切削することを特徴とする被削材を高品位表面性状に加工する切削加工方法である。

[0030] (11)切削速度 V力 0mZmin以上 70mZmin以下、切り込み量が 0. 05mm以上 0 . 30mm以下、送り量 . 16mm/rev.以上 0. 20mm/rev.以下で、 lccZ時間以上 300ccZ時間未満のオイルミストを刃先に掛けながら HRc45以上の焼入れ鋼を、上記（5)〜（9)のいずれか一に記載の cBN焼結体切削工具を使用して連続切削することを特徴とする被削材を高品位表面性状に加工する切削加工方法である

[0031] 前記 i)の具体的な方策として、まずは cBN焼結体自体の熱伝導率を向上させるために、高々数十 WZm'K程度の熱伝導率である TiN、 TiCや Wィヒ合物、 Co化合物、 A1化合物などの結合材よりも、地球上でダイヤモンドに次ぐ 1, OOOWZm'K以上の熱伝導率を有する cBN粉末の含有率を高め、残部の結合材についても、結合材での熱抵抗を極力減少させる本発明を cBN焼結体に適用した。

また、前記 cBN焼結体による高熱伝導特性による刃先での切削熱の停滞による高温化の抑制を促進すベぐ cBN焼結体周辺を構成する超硬合金やロー材部材質についても、それぞれ 80WZm'K以上、及び 220WZm'K以上の熱伝導率を有する材料等を配置することによって、切削時の刃先温度の低下をより確実に達成できる。

[0032] 更に、前記 ii)の具体的な方策として、前記の潤滑作用を有する B O相の供給源と

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なる cBNの含有率を高めることと、及び、均質に適量の B O相を生成させるベぐ焼

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結体の耐摩耗性ゃ耐欠損性を低下させるような、例えば鉄との反応性に富む TiBや

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、 Co B、 CoWB化合物などとして添加するのではなぐ cBN原料粉のストィキオメトリ

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一を見直し、 cBN焼結体を構成している cBN成分中の Nに対する Bのモル比が 1. 1 0以上 1. 17以下となるような組成の cBN粒子を本発明の cBN焼結体に適用すること力より望ましい。

[0033] cBN粒子のストィキオメトリーを本発明の範囲に変更する手法としては、焼結カプセルの内の cBN粒子と結合材粉末の混合粉末を Tiカプセルで包囲し、原料粉末部を真空雰囲気とし、 cBNが安定な圧力温度領域で、かつ cBN粒子と結合材の間に窒素が抜け易いように間隙を埋め尽くさない圧力である 3. 5〜4. OGPaで、温度を 1, 100〜1, 400°Cで加熱すること〖こより、 cBN焼結体を構成している cBN成分中の N に対する Bのモル比が 1. 10以上 1. 17以下となるような組成の cBN粒子を得ることができる。

[0034] また、 RzO. 4 μ m〜3. 2 μ mの要求精度を必要とする焼入れ鋼の切削加工用途においては、 a)工具逃げ面に筋状の摩耗が発生することによる加工物表面に転写される送りマークの山谷の段差と、 b)工具の逃げ面摩耗量の増加に起因するうねり成分の発達により、加工面の表面粗さが悪化する。

a)の筋状摩耗の発達は、焼入れ鋼との刃先逃げ面の擦過方向と一致しており、擦過時に高応力が cBN粒子や結合材粒子に付加され、この高応力により脱落、破砕が生じながら機械的に摩耗が発達するためと推定されている。

[0035] 実際に、従来の技術では、前記 a)の送りマークの山谷の段差の低減のために V=

150mZmin以上の高速条件で、刃先での発熱量を増加させ、加工物や切り屑を軟化させながら加工することにより、前記の面粗度の悪ィ匕を抑制することがしばしば行われている。その際には、高速条件化の際の発熱による熱的な要因に起因する逃げ面摩耗が発生しやすくなるデメリットを、 cBN含有率を体積で 40〜60%とし、 cBNよりも、高温下での鉄との親和性の低、TiNや TiCセラミックス力もなる結合材の割合が多いため熱的な摩耗に対して強い、熱伝導率特性としては高々 50WZm'K程度の cBN焼結体材料を適用するのが同業者での常識であった。すなわち、高速条件化による面粗度の改善方法では、本発明の課題である工具刃先部での発熱の抑制による引張り応力の残留防止は原理的に困難であった。

[0036] 一方、体積で、 65%以上 99%以下の cBN成分を有し、結合材成分として、 Coィ匕合物、 A1ィ匕合物を有している特許文献 1に記載されている従来の cBN焼結体は、 70 〜90WZm.Kの高熱伝導率を有している力この cBN焼結体を超硬合金製の台金にロー付けした cBN焼結体工具を用いて、 V= 70mZmin以下の低速条件で用いて焼入れ鋼切削を行った場合でも、切削を開始して力数分の切削初期で、欠損はないものの、数百/ z mの逃げ面摩耗が発達により、切削加工が不可能となった。この従来の cBN焼結体に特許文献 4に開示されているような TiAIN膜を被覆した cBN焼結体工具では、若干逃げ面摩耗は抑制されるが、逆に、 TiAIN膜による断熱作用との相殺作用により、加工変質層の生成量は、改善されていな力つた。

[0037] 本発明では、従来の構成では、刃先温度の上昇により、 cBN焼結体の熱的な摩耗が不可避であった、体積で、 87%以上 99%以下の cBN成分を有する cBN焼結体でも、前記のように高熱伝導率、高潤滑性を有する cBN焼結体を高熱伝導性基材で保持することによって、刃先の温度上昇を低下させることができる。また、従来の cBN 焼結体工具では、良好な面粗度の得られにくかった低速条件でも、高 cBN含有率に起因する高強度特性を生力して、単位時間当たりの切り屑除去体積量 Wが 1, 200 mm³Zmin以上の加工能率での RzO. 4 /ζ πι〜3. 2 mの要求精度を必要とする、焼入れ鋼の切削加工用途においても、引張り応力の残留を防止しながら、従来の焼入れ鋼切削用 cBN焼結体工具を高速条件化で適用した場合と同等の寿命を達成することができる。

発明の効果

[0038] 本発明の cBN焼結体力なる切削工具を用いて Hv4. 5GPa以上の硬度を有する焼入れ鋼部品の切削する用途において、切削中の刃先温度熱が抑制されるために、加工部品の切削面への加工変質層の生成抑制、及び圧縮応力の残留が促進されるため、加工部品の疲労寿命が向上し、かつ切削工具の寿命も大幅に改善される。発明を実施するための最良の形態

[0039] 図 1に示すように、本発明の cBN焼結体切削工具 10は、前記の高熱伝導率 cBN 焼結体 1からなる工具最表面に、 0. 5 m〜 12 mの厚みを有する、 TiAINや CrA INなどに代表される耐熱膜 2を被覆することにより、低熱伝導率材料のセラミックスの弱点である刃先温度上昇による引張り応力の残留を抑制しつつ、耐摩耗性、すなわち工具寿命を大幅に向上させることが可能となる。

また、本発明の cBN焼結体切削工具 10は、前記 cBN焼結体 1が直接ロー材部 4を介して、または、 cBN焼結体 1と一体焼結された超硬合金製バックメタル 13とロー材部 4を介して超硬合金、サーメット、セラミックス、もしくは鉄系材料力もなる基材 3に接合される構造を有する。

[0040] 更に、本発明の cBN焼結体切削工具 10を、 V=40mZmin以上 70mZmin以下の切削条件で適用することにより、単位時間当たりの切り屑除去体積量 Wが 1, 200 mm³Zmin以上の加工能率での RzO. 4 /ζ πι〜3. 2 mの要求精度を必要とする焼入れ鋼の切削加工用途においても、引張り応力の残留を防止しながら、従来の焼入れ鋼切削用 cBN焼結体工具を高速条件化で適用した場合と同等の寿命を達成することができる。 V=40mZmin以上 70mZmin以下の切削条件では、切削温度が低下し、加工変質層が生成しにくいというメリットがあるものの、逆に切削時に加工物の軟ィ匕が不十分であるため切削抵抗が高ぐ機械的な摩耗、チッビングの発生により、 V= lOOmZminを超える高速条件で適用した場合と異なり、面粗度の悪化や欠損による工具の短寿命化が、不可避となる。従って、 TiNや TiC力もなるセラミックス結合材からなる低 cBN含有率焼結体に前記耐熱膜を被覆した cBN焼結体切削工具で切削を行っても、本発明の cBN焼結体よりも、強度ゃ靭性が低いため、本発明の c BN焼結体切削工具のように良好な面粗度を維持しながら、安定した長寿命加工は難しい。

[0041] cBNの含有率が高い cBN焼結体工具は、上述の如ぐ強度ゃ靭性に優れるため、本発明の耐熱膜が密着力良く被覆できれば、 cBN焼結体中の cBN含有率が高ければ高いほど高性能化が期待できる力実際には体積で 99%を超える cBN焼結体は、半導体である cBN粒子に対して、電気伝導体である結合材の割合が少ないため、アークイオンプレーティング PVDで成膜される耐熱膜との密着力が焼き後切削に耐え得るほど十分ではなぐ適切ではない。

[0042] 本発明の耐熱膜 2は、 A1量を膜組成の C, N, O以外の成分に対して、 0〜： LOat% とすることにより、 18WZm'K以上熱伝導率が得られて、刃先温度がより低温となるため望ましい。更に、 TiAlVNの組成で、 A1量が膜組成の C, N, O以外の成分に対して、 0〜： LOat%, V量が 0〜： LOat%であるコーティング膜は、潤滑性に優れ、より望ましい。

また、 TiAlMN (M = C, O, Si, Vなど）の組成で、 A1量が膜組成の C, N, O以外の成分に対して、 0〜10at%、 Mの含有量が 12〜20at%であるコーティング膜は、熱伝導率が 50WZm'K以下となり、切削熱の過度の工具刃先への流入を抑制できるので、工具の摩耗量が抑制され、加工面の表面性状も向上する。

[0043] より望ましい形態としては、図 2に示す工具の切削に関与する部位において、ノー

R,切り込み d、送り量 f、横すくい角 a b、切刃傾き角 a s、としたときに、切削断面積 Q = {R² · tan"¹ [f/sqr (4R²— f ²) ] + 0. 25f · sqr (4R² f ²) + f (d R) } / (cos α s · cos a b)で定義される切削断面積 Qに対する 10%以上 80%以下の面積を有する領域の前記耐熱膜が除去され、切削時に被削材と cBN焼結体が直接接触して、る工具は、刃先の放熱性に優れ、かつ耐熱膜に工具摩耗の進展も抑制されるので、特に優れた表面性状を切削初期力も維持したままで、長寿命を達成できる。実施例 1

[0044] 市販の平均粒径 2. 5 μ mの cBN粉末と結合材粉末とを準備した。この結合材粉末は、重量で 50%の Coと、 40%の Al、及び 10%の WCを混ぜて作製したもので、 Co 、 Al、 WCのいずれも平均粒径 1 μ mの粉末を用いた。この cBN粉末について、 cBN 以外の成分にっ、ての定量を高周波誘導プラズマ発光分析法 (ICP分析）によって実施したところ、 Li, Si, Al, Ca, Mg,炭素を合計で、 0. 35%と、酸素を 0. 18%の重量割合で含有していた。この結合材と cBN粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。この混合粉末を超硬合金製容器に充填し、圧力 7. 2GPa、温度 2, 050°Cで 60分間焼結し、表 1の試料番号 11〜25に示す各種焼結体を得た。各種 cBN焼結体の組成については、 X線回折分析により生成物を同定し、 cBN含有率については、 ICP分析で定量した。 cBN焼結体の熱伝導率については、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

[0045] 更に、各種 cBN焼結体を切削に関与する表面には、 ISO型番で CNGA120424 に分類されるチップ形状の工具を用意し、下記の条件にて切削評価を行った。

その際、ずれのチップも、超硬バックメタルを有しなヅリツド cBN焼結体素材を超硬合金、サーメット、セラミックス、及び鉄系焼結材よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノー R部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後の cBN焼結体、及び超硬基材の厚みは、いずれの工具も 0. 8mmであり、 2. 4Rのノーズ Rを有する工具の cBN焼結体素材底面部のロー付け面積は、 9. Omm²であった。ロー材部は、 Ag : 76wt%, C u: 21wt%, Zr: lwt%, Ti: 2wt%の組成であり、 850°Cで接合を行った。いずれの試料も 0. 05mmであり、ロー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはな力つた。

[0046] V、ずれのチップも cBN焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノー R部の加工を実施した力その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を 25° の角度で、幅 0. 13mmのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、 - 5° , - 5° , 5° , 5° , 5° , —5° となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式の PVDにより、各種耐熱膜を 0. 2〜15 /ζ πιの厚みで被覆したものを用意した。

[0047] 被削材： JIS型番： SUJ2外周加工 (DIN型番： 100Cr6) ,連続加工

被削材硬度: HRc60

切削速度： V = 40m/min .

切り込み： d=0. 2mm

送り量： f=0. 18mm/rev.

切削時間： lOOmin

クーラント：ェマルジヨン (製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット 96) 20倍希釈、 300cc/min

[0048] [表 1]

※ェ

試料 1は市販の焼入れ鋼切削用の CNGA120416形状の TiC— Al O (黒セラミ

2 3 ッタス）チップで、他のサンプルと同じ刃先処理のものを使用した。

試料 2も市販の焼入れ鋼仕上げ切削用の CNMA120416形状の TiC—Al O (黒

2 3 セラミックス）チップから、他の cBN焼結体素材と同じサイズの TiC— Al O (黒セラミ

2 3 ッタス)ソリッド素材を切り出し、他の試料と同様に、超硬基材へのロー付け、刃先処理、および TiAINコーティングを行い、切削評価を行った。

試料 3〜5は、 cBN粉末と、 TiNと A1からなる結合材粉末の混合粉末を出発原料として、 5GPa、温度 1, 500°Cで 60分間焼結した、市販の焼入れ鋼仕上げ切削用のロー付けタイプの cBN焼結体工具である。他の試料と同じ刃先処理を行い、更に試料 4以外の試料については TiAINコーティングを実施後、切削評価を行った。 cBN 焼結体の厚みは、他の試料と同じであり、組織観察、 XRD分析、及び ICP分析により調査した cBN含有率、粒径、組成を表 1に記載した。

試料 6〜10は、 cBN粉末と、平均粒径 1 μ mの重量で 50%の Coと、 40%の Al、及び 10%の WCを混ぜて作製した結合材の混合粉末を出発原料として 5GPa、温度 1 , 500°Cで 60分間焼結した、市販の铸鉄切削用のロー付けタイプの cBN焼結体ェ具である。他の試料と同じ刃先処理を行い、更に試料 9以外の試料については TiAl Nコーティングを実施後、切削評価を行った。 cBN焼結体の厚みは、他の試料と同じであり、組織観察、 XRD分析、及び ICP分析により調査した cBN含有率、粒径と、組成を表 1に載し 7こ。

[0050] ※2

基材で使用した材料を表記している。超硬は、 WC— 8wt%Coの組成からなる超硬合金、サーメットは、 TiC— 5wt%Ni—8wt%Coからなるサーメット、セラミックスは、 Si N製セラミックス、 PZMは、 JISSMF4045相当の鉄系焼結部品を使用した。

3 4

[0051] ※

耐熱膜で使用した材料の組成を表記している。 T1A1Nは、 Tiに対する A1の原子比 Al/Tiが 1の TiAINであり、 CrAINは、 AlZCr=0. 7の CrAINであり、 TiCNは、 C /N= 1の TiCNである。

[0052] ※

切削時間 1 OOmin後の VB摩耗量の測定値を表記した。

[0053] ※

切削時間 lOOmin後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール + 5 wt%硝酸)でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

[0054] 表 1に示すように、セラミックス、及びセラミックスの刃先に耐熱膜を被覆した試料番号 1及び 2は、 VB摩耗量の大小にかかわらず、 37 μ m以上の加工変質層が生成している。一方 cBN焼結体、及び cBN焼結体上に耐熱膜を被覆した切削工具では、いずれも 22 m以下の加工変質層である。

cBN焼結体切削工具の中でも、本発明の熱伝導率に優れる、試料番号 11, 13〜 16, 18〜25は、加工変質層の生成量が 5 μ m以下であり、特に 120WZm'K以上の熱伝導率を有する試料番号 13〜 16 , 18〜 25は高品位な表面性状を有する加ェ面を達成できる。

[0055] 試料 12は、 lOOWZm'K以上の熱伝導率を有するが、耐熱膜が 0. 2 μ mと薄いために、 cBN焼結体の耐摩耗性を向上させる効果が少なぐ νΒ = 210 /ζ mと発達した逃げ面摩耗部と加工面の摩擦熱により、加工変質層の生成量が 11 mと本発明の cBN焼結体切削工具よりも、厚くなつている。

試料 17は、 120WZm'K以上の熱伝導率を有し、耐熱膜が 15 mと厚いために逃げ面摩耗量が VB = 90 mと非常に抑制される力逆に、加工変質層は、 18 /z m と本発明の cBN焼結体切削工具よりも、厚くなつている。これは、 cBN焼結体と比較し、熱伝導率に劣る耐熱膜の厚みが厚いため、工具逃げ面と加工面での摩擦熱が、 cBN焼結体内部へと放熱されに《なり、本発明の cBN焼結体切削工具よりも、刃先温度が上昇したため、加工変質層が生成しやすくなつたためと推定される。

実施例 2

[0056] 市販の平均粒径 3. 5 μ mの cBN粉末と結合材粉末とを準備した。この結合材粉末は、重量で 50%の Coと、 40%の Al、及び 10%の WCを混ぜて作製したもので、 Co 、 Al、 WCのいずれも平均粒径 1 μ mの粉末を用いた。この cBN粉末について、 cBN 以外の成分にっ、ての定量を高周波誘導プラズマ発光分析法 (ICP分析）によって実施したところ、 Li, Si, Al, Ca, Mg,炭素を合計で、 0. 35%と、酸素を 0. 18%の重量割合で含有していた。この結合材と cBN粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。

[0057] この混合粉末にメラミン榭脂を 2wt%添加し、各種の超硬合金製容器に充填し、圧力 7. lGPa、温度 2, 050°Cで 60分間焼結し、体積含有率で、 90%の cBNと、残部の結合材が W Co B , Co W C, CoWB, WCからなり、 125WZm'Kの熱伝導率

2 21 6 3 3

を有する焼結体を得た。

各種焼結体の組成については、 X線回折分析により生成物を同定し、 cBN含有率については、 ICP分析で定量した。超硬バックメタル、及びロー材の熱伝導率については、研削により、測定対象の外周部を除去し、単体として、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

[0058] 前記 cBN焼結体を切削に関与する表面に有する、 ISO型番で CNGA120412に分類されるチップ形状の工具を用意し、下記の条件にて切削評価を行った。

その際、いずれのチップも、超硬バックメタルを有する cBN焼結体素材を超硬合金よりなる基材に各種ロー材を用いて付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体からなる工具刃先部のすく!/、面とノーズ部の加工を実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後の cBN焼結体、及び超硬バックメタルの厚みは、いずれのチップも 0. 8mmであり、 1. 2Rのノーズ Rを有するチップの cBN焼結体素材底面部のロー付け面積は、 2. 9mm²であった。ロー材部については、各種口ー材を使用し、真空雰囲気中で、 870°Cで接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も 0. 05mmであり、ロー材部に空孔（ロー隙）を有するものはなかつた o

[0059] V、ずれのチップも cBN焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノー R部の加工を実施した力その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を 25° の角度で、幅 0. 13mmのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、 - 5° , - 5° , 5° , 5° , 5° , —5° となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式の PVDにより、膜厚 1 μ mの Tiに対する A1の原子比 A1 ZTiが 1である TiAINの耐熱膜を被覆した。

[0060] 被削材： JIS型番： SUJ2外周加工 (DIN型番： 100Cr6) ,連続加工

被削材硬度: HRc62

切削速度： V= 90m/min.

切り込み： d=0. 2mm

送り量： f=0. 12mm/rev.

切削時間： 60min

クーラント：ェマルジヨン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット 96) 20倍希釈、 300cc/min [表 2]

※ェ

切削時間 60min後の VB摩耗量の測定値を表記した。

※2

切削時間 60min後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール (エタノール + 5w t%硝酸)でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

※3

切削時間 60min後の加工面を、微小部 X線応力測定装置による sin² 法（並傾法 )により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。 [0063] 表 2中の試料番号 26〜30に示したように、同じ組成の超硬合金製バックメタルを有する、同じ組成の cBN焼結体素材を、各種ロー材を用いて作製した本発明の cBN 焼結体切削工具の中でも、特に、 80WZm'K以上の熱伝導率を有するロー材を使用した工具が、加工変質層の生成が少なぐ残留する圧縮応力の値も高い。

試料番号 32、 33に示したように、異なる組成の超硬合金製バックメタルを有する cB N焼結体素材を、同じ組成のロー材を用いて作製した本発明の cBN焼結体切削ェ具の中でも、特に、 80WZm'K以上の熱伝導率を有する超硬合金製バックメタルを使用した工具が、加工変質層の生成が少なぐ残留する圧縮応力の値も高い。これは、切削時の発熱が、本発明の熱伝導率に優れる cBN焼結体内部から、本発明の熱伝導率に優れる超硬バックメタルやロー材部へと、伝熱するため、切削時の発熱が加工面に流れ込むことがなぐ刃先温度の上昇が抑制されたためと推定される。

実施例 3

[0064] 市販の平均粒径 3 μ mの cBN粉末と結合材粉末とを準備した。この結合材粉末は、重量で 65%の Coと、 25%の Al、及び 10%の WCを混ぜて作製したもので、 Co、 A 1、 WCのいずれも平均粒径 1 μ mの粉末を用いた。ここの cBN粉末について、 cBN 以外の成分にっ、ての定量を高周波誘導プラズマ発光分析法 (ICP分析）によって実施したところ、 Li, Si, Al, Ca, Mg,炭素を合計で、 0. 35%と、酸素を 0. 18%の重量割合で含有していた。この結合材と cBN粉末とを、超硬合金製ポット及びボールを用いて混合した。

[0065] この混合粉末に水酸化アンモ-ゥム粉末（NH OH)を lwt%添カ卩し、 Tiカプセル

4

で包囲した状態で、超硬合金製容器に真空封入し、 3〜3. 5GPaで、温度を 1, 200 °C〜1, 600°Cで脱窒化処理を行った後、圧力 6. 7GPa、温度 1, 900°Cで 120分間焼結し、表 3の試料番号 35〜47に示す cBN焼結体を得た。

[0066] この焼結体について X線回折分析を行ったところ、いずれの試料力も cBN以外に W Co B , Co W C, CoWB, WCが同定され、表 3に示す 88〜510WZm'Kの熱

2 21 6 3 3

伝導率を有する焼結体を得た。

この焼結体中の cBN成分の Nに対する Bのモル比については、一辺が 3〜7mmで厚みが 0. 3〜0. 5mmである長方形にした当該焼結体を密閉容器中に入れて、濃度 60%以上 65%未満の硝酸を 2倍希釈したもの 40mlと、濃度 45%以上 50%未満のフッ化水素酸 10mlを混合したフッ硝酸にて、 120°C以上 150°C未満で 48時間処理を行った。その結果得られた残渣成分中について前記 ICP法で定量した。この残渣について X線回折分析を行ったところ、いずれの試料の残渣からも W Co B , Co

2 21 6 3

W C, CoWB, WCは同定されなかった。また、 cBN含有率ついては、 ICP分析で定

3

量し、 cBN焼結体の熱伝導率については、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

[0067] 次に得られた焼結体について、表 3の試料番号 35〜47に示す組成の異なる cBN 焼結体を切削に関与する表面に有する、 ISO型番で CNGA120420に分類されるチップ形状の工具を用意した。

その際、ずれのチップも、超硬バックメタルを有しなヅリツド cBN焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノーズ R部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工した力前記刃先形状加工後の cBN焼結体の厚みは、いずれのチップも 0. 8mmであり、 2. 0Rのノーズ R を有するチップの cBN焼結体素材底面部のロー材部面積は、 9. 5mm²であった。口ー材部は、 Ag : 76wt%, Cu: 21wt%, Zr: lwt%, Ti: 2wt%の組成であり、 850°C で接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も 0. 05mmであり、口ー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

[0068] V、ずれのチップも cBN焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノー R部の加工を実施した力その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を 25° の角度で、幅 0. 13mmのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、 - 5° , - 5° , 5° , 5° , 5° , —5° となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式の PVDにより、膜厚 1 μ mの Tiに対する A1の原子比 A1 ZTiが 1である TiAINの耐熱膜を被覆した。

[0069] 被削材： JIS型番： FCD600 (DIN型番： GJS— 600) ,連続加工被削材硬度: HB200

切削速度： V= 100mZmin.

切り込み： d=0. 15mm

送り量： f=0. l6mm/ rev.

切削時間： lOOmin

クーラント：ェマルジヨン（製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット 96) 20倍希釈、 300cc/min

[表 3]

[0071] ※ェ

切削時間 60min後の VB摩耗量の測定値を表記した。

※2

切削時間 60min後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール + 5w t%硝酸)でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

[0072] ※3

試料 47のみ TiAlN耐熱膜の剥離により、切削時間 lOminで、 VB摩耗量が 350 mまで、発達したため、切削を中止し、加工変質層厚みと、残留応力を測定した。他の試料については、切削時間 60minの時点での、 VB摩耗量を測定し、その際の加工変質層厚み、及び残留応力を測定した。

※

切削後の加工面を、微小部 X線応力測定装置による sin²¥法 (並傾法）により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

[0073] 表 3に示すように、試料番号 36〜42および 44〜46の試料は、本発明の cBN焼結体切削工具であり、 cBN焼結体を構成している cBN粒子の BZN比が 1. 10以上 1. 17以下で、すべての試料において、加工変質層の生成量が 6. 0 m以下に抑制されている。さらに、 cBN焼結体を構成している cBN粒子の BZN比が 1. 13以上 1. 1 5以下であることを特徴とする試料番号 39、 41、 44〜46の試料は、加工変質層の生成量が 2. 5 m以下と抑制され、高圧縮応力が残留している。

[0074] 試料番号 36〜42の試料では、 cBN成分中の Nに対する Bのモル比が増加するにつれて、熱伝導率が若干低下しているにもかかわらず、高品位な表面性状が得られているが、これは、 cBN粒子における Bと Nのストィキオメトリー力 B過剰な組成にずれたために、加工物との擦過部で、潤滑性に優れる B Oが生成し、摩擦熱を低下さ

2 3

せたためと推定している。

一方、 cBN成分中の Nに対する Bのモル比力 1. 20と 1. 17を超えている試料番号 43の試料は、加工変質層の生成量、及び残留応力特性についても、逆に低下しているが、これは、 cBN格子間の原子結合に関与しない余剰な、 B成分の存在により、耐摩耗性が低下したこと、および cBN成分を構成している cBN結晶格子の調和振動が乱されたためと推定される。

[0075] 試料 47は、本発明の cBN焼結体切削工具と同様に、熱伝導率が非常に高い。したがって、焼入れ鋼切削を行う際の、高 cBN含有率を特徴とする cBN焼結体切削ェ具の弱点である、過度の VB摩耗量の発達を抑制できれば、高品位な表面性状を得られること〖こなる。しカゝしながら、 cBNの含有率が体積で 99%を超える cBN焼結体は、電気伝導性のない cBN粒子に対して、電気伝導性を有する結合材の割合が少なく、アークイオンプレーティング PVDで成膜される耐熱膜との密着力が焼き後切削に耐え得るほど十分ではないため、切削初期に耐熱膜が剥離してしまうため、 VB量が大きくなり、本発明のような、高品位な表面性状は得られていない。実施例 4

[0076] 市販の hBNとメラミン榭脂粉末を出発原料とし、微量の Al, Siを含む LiCaBN、 M gBN力なる金属触媒を用いて平均粒径 0. 7〜7 _μ τηで、 cBN成分に対する Li, Si , Mg, Al, Ca,炭素が重量で 0. 05%以下の高純度 cBN粉末を合成した。

[0077] Li, Ca, Al, Si, Mgの cBN成分への混入量のコントロールについては、微量の A1 , Siを含む LiCaBN、 MgBN金属触媒量の添加量で、また、炭素の混入量については、前記 hBN出発原料の高周波炉を用いた水素ガス雰囲気での前処理温度を 1, 1 00°C〜1, 500°Cと調整することによって、実施した。

[0078] この結合材粉末は、 70重量％のじ0、 20重量％の八1、及び 10重量％の WCを混ぜ合わせて作製した。この高純度 cBN粉末と結合材を、超硬合金製のポット及びボールを用いて混合した。

[0079] この混合粉末を超硬合金製容器に充填し、圧力 8. OGPa、温度 1, 700°Cで 30分間焼結した。この焼結体について X線回折分析を行ったところ、いずれの試料からも cBN以外に、 W Co B , Co W C, CoWB, WCなどが同定された。この cBN焼結

2 21 6 3 3

体の ICP分析の結果、試料番号 49を除く試料のいずれも、体積で、 90%の cBNの含有率であった。

[0080] 各種 cBN焼結体を表 4に示す。また、この焼結体中の cBN成分に対する、 Li, Ca, Al, Si, Mg,炭素量、酸素量については、一辺が 3〜7mmで厚みが 0. 3〜0. 5m mである長方形にした当該焼結体を、密閉容器中に入れて、濃度 60%以上 65%未満の硝酸を 2倍希釈したもの 40mlと、濃度 45%以上 50%未満のフッ化水素酸 10m 1を混合したフッ硝酸にて、 120°C以上 150°C未満で 48時間処理を行った。その結果得られた残渣成分中ついて前記 ICP法で、定量した。この残渣について X線回折分析を行ったところいずれの試料からも W Co B , Co W C, CoWB, WCは同定さ

2 21 6 3 3

れなかった。

[0081] 次に得られた焼結体について、表 4の試料番号 48〜62に示す組成の異なる cBN 焼結体を切削に関与する表面に有する ISO型番で CNGA120416に分類されるチップ形状の工具を用意した。

その際、ずれのチップも、超硬バックメタルを有しなヅリツド cBN焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノーズ R部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工した力前記刃先形状加工後の cBN焼結体の厚みは、いずれのチップも 0. 8mmであり、 1. 6Rのノーズ R を有するチップの cBN焼結体素材底面部のロー材部面積は、 10. Omm²であった。ロー付けは、 Ag : 76wt%, Cu: 21wt%, Zr: lwt%, Ti: 2wt%の組成であり、 850 °Cで接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も 0. 05mmであり、ロー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはな力つた。

[0082] V、ずれのチップも cBN焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノー R部の加工を実施した力その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を 25° の角度で、幅 0. 13mmのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、 - 5° , - 5° , 5° , 5° , 5° , —5° となるようにした。そして最後に、前記の刃先形状の加工後、アークイオンプレーティング式の PVDにより、膜厚 1 μ mの Tiに対する A1の原子比 A1 ZTiが 1の耐熱膜を被覆した。

[0083] 被削材： JIS型番： SUJ2外周加工 (DIN型番： 100Cr6) ,連続加工

被削材硬度: HRc63

切削速度： V=60mZmin.

切り込み： d=0. 25mm

送り量： f=0. 12mm/rev.

切削時間： 70min

[0084] [表 4] 試 hBN前 cBN成分中に占める各元素の割合面粗度加工変質

cBN焼結体

料処理温重暈％層※ 5 番度。。 Li'Mg, Si, Li,Mg,Si, cBN 熱伝導率 μ m μ m 号酸素量炭素 Al， Caの和 Al，Ca,炭素粒径/ W/m · K

※ェの和※ 2

48 - 0.20 0.130 0,220 0,350 3.0 85 75 3.4 11.0

49 - 0.20 0.130 0.220 0.350 3.0 120 75 3.2 4.0

50 なし 0.20 0.130 0.090 0.210 3.0 125 75 3.2 4.0

51 1,100 0.17 0.020 0,050 0.070 3.0 135 75 2.8 2.5

52 1,250 0.15 0.050 0.050 0.100 3.0 】42 74 2.8 2.2

53 1 ,500 0.12 0.010 0.050 0.060 3.0 150 74 2.8 2.0

54 1,500 0.13 0.010 0.050 0.060 0.7 100 76 2.0 7.0

55 1,500 0.14 0.007 0.050 0.057 1.0 130 75 2.0 3.5

56 】,500 0.12 0.002 0.010 0.012 3.0 105 75 2.8 6.0

57 1,500 0.12 0.003 0.017 0.020 3.0 152 73 2.8 2.0

58 1 ,500 0.12 0.002 0.100 0.102 3.0 135 75 2.8 2.5

59 1,500 0.12 0.003 0.017 0.200 3.0 133 75 2.8 2.5

60 1 ,500 0.12 0.002 0.220 0.222 3.0 125 75 3.2 4.0

61 1,500 0.12 0.001 0.050 0.051 6.0 150 74 3.2 2.0

62 1 ,500 0,11 0.001 0.050 0.051 7.0 160 72 5.0 1.5

[0085] ※ェ

試料番号 48の試料は、市販の cBN粉末を出発原料とする実施例 1の試料番号 8 で使用した市販のチップである。 s ¾

試料番号 49の試料は、市販の cBN粉末原料を出発原料とする実施例 1の試料番号 14で使用した本発明の cBN焼結体である。

試料番号 50〜62の試料は、 hBN粉末力合成した cBN粉末を使用した本発明の cBN焼結体である。

[0086] ※2

この焼結体中の cBN成分が内包する、 Li, Ca, Al, Si, Mgなど炭素、酸素を除く元素の総重量を cBN成分に占める割合を重量％で表記した。

※3

切削時間 70min後の VB摩耗量の測定値を表記した。

※

面粗度 Rzについては、 JISB0601に準拠した十点平均粗さで、カットオフ 0. 8 m 、基準長さ l=4mmの条件で被削材の軸方向で測定した。

※

切削時間 70min後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール + 5w t%硝酸)でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

[0087] 表 4に示すように、従来の cBN焼結体では、加工変質層の生成量が 11. O /z mであるのに対し、本発明の cBN焼結体切削工具である、試料番号 49〜62の試料は、加工変質層の生成量が 7. 0 m以下に抑制されている。

[0088] 本発明の中でも、試料番号 51〜53、 55、 57〜59、 61の試料は、 cBN焼結体を構成している cBN粒子の平均粒径が 1. O /z m以上 6. O /z m以下であり、 cBN成分中に Li, Si, Al, Ca, Mgの中力も選択される少なくとも 1種以上の元素、炭素、及び酸素が含有され、 cBN成分に対する前記 Li, Si, Al, Ca, Mg,炭素の和が、重量％で 0. 02%以上 0. 2%以下であり、 cBN成分に対する酸素量が重量％で 0. 17%以下である高純度 cBN成分力もなり本発明の cBN焼結体切削工具の中でも、熱伝導率が優れ、加工変質層の生成量が 3. 5 m以下に抑制されている。これは、 cBN結晶格子の調和振動を阻害する、 cBN粒子中の Li, Si, Al, Ca, Mg,及び炭素成分が少なくなつたため、フオノン伝導性が向上したためと推定される。

[0089] 本発明の中でも cBN粒子中の Li, Si, Al, Ca, Mg及び炭素成分の和が 0. 2を超えている試料番号 48〜50及び 60では、前記の調和振動が阻害されるために熱伝導率が低下しているものと推定される。

逆に、 cBN粒子中の Li, Si, Al, Ca, Mg及び炭素成分の和が、 0. 02未満の試料番号 56の試料では、熱伝導率が低下しているが、これは、 Li, Si, Al, Ca, Mg,及び炭素成分が少なすぎると、 cBN粒子同士の結合力を高める効果がなくなるため、熱障壁となる欠陥が cBN焼結体内に形成されるためと推定される。

[0090] 試料番号 54の試料も熱伝導率が低下している力 cBN粒径が細かぐこれも熱障壁となる cBN粒子の粒界面積の増加によると推定される。

一方試料番号 62の試料は、 cBN粒子径が大きいため、熱障壁となる粒界面積が減少し熱伝導率が向上し、加工変質層の生成量も小さくなつたと思われるが、他の試料が Rz3. 2 μ m以下の良好な面粗度を達成しているのに対し、 Rz5. 0 μ mと悪化している。これは、評価済みチップの刃先を観察したところ、何れの試料でも工具前切れ刃部に cBN粒子の脱落が観察された力この脱落粒子の脱落痕が、加工面に転写され、面粗度が決定されること〖こよる。実施例 5

[0091] 実施例 2の試料番号 26で使用した超硬バックメタルを有する cBN焼結体素材を、 3 種類のロー材を使用して、 700°C〜1, 000°Cで真空雰囲気内での超硬基材への接合を行い、実施例 2と同じチップ形状、刃先処理、耐熱膜を被覆した各種 cBN焼結体切削工具を表 5に示す。

[0092] 試料番号 63〜79の試料は、重量で Ag : 76%, Cu: 23%, Ti: 1%の組成からなるロー材部、或いは、このロー材部に平均粒径で 5〜200 の cBN、ダイヤモンド、ないしは WC、 Wを分散させたロー材を、試料番号 81の試料は、重量で Ag : 89%, Cu : 10%, Ti: l%の組成のロー材を、試料番号 82の試料は、重量で Ag : 76%, Cu: 2 1%, Ti: 2%, Zr: l%の組成のロー材を使用した。

[0093] ロー材部の熱伝導率については、ロー材部の外周を研削で除去し、ロー材部単体とした後、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

そして、実施例 2と同じぐ前記の工具の刃先処理の加工後、アークイオンプレーテイング式の PVDにより、膜厚 1 μ mの Tiに対する A1の原子比 AlZTiが 1である TiAl Nの耐熱膜を被覆し、実施例 2と同じ、切削条件での加工変質層の生成評価を行つた。

[0094] [表 5]

試加工変

ロー材 VB摩残留応力添加材

料耗質層番粒子の平均粒径含有率接合温度厚み空孔の長熱伝導率 μ m μ m GPa 号種類 μ mm 体積％。C mm 径 mm W/m . K

63 - - - 700 0.30 0.6 80 90 2.5 -3.7

64 - 一 - 750 0.20 0.5 150 89 2.1 -3.9

65 - - - 800 0.10 0.3 240 87 1.8 -4.2

66 - - - 850 0.05 0 250 87 1.5 -4.3

67 - - 900 0.03 0.4 230 87 1.8 -4.2

68 - - - 950 0.02 0.5 220 87 1.9 -4.1

69 - - - 1,000 0.02 0.8 80 91 2.5 -3.7

70 Dia: 2 40 850 0.04 0.4 260 87 1 ,8 -4.5

71 Dia 5 40 850 0.06 0.3 300 86 1.0 -5.0

72 Dia 20 5 850 0.10 0.3 280 87 1.1 -4.9

73 Dia 20 15 850 0.10 0.3 300 86 1 ,0 -5.0

74 Dia 20 40 850 0.10 0.3 320 86 0.9 -5.2

75 Dia 20 50 850 0.10 0.7 100 90 2.3 -3.8

76 Dia 150 40 850 0.20 0.7 100 90 2.3 -3.8

77 Dia 200 40 850 0.25 0.6 80 90 2.6 -3.7

78 cBN 20 40 850 0.10 0.1 350 85 0.8 -6.0

79 WC 20 40 850 0.10 0.5 260 87 1.5 -4.6

80 w 20 40 850 0.10 0.5 260 87 1.5 -4.6

81 - - 850 0.05 0 220 87 1.8 -4.2

82 - - - 850 0.05 0 150 89 2.0 -3.9

[0095] ※ェ

切削時間 60min後の VB摩耗量の測定値を表記した。

※2

※3

切削時間 60min後の加工面を、微小部 X線応力測定装置による sin²¥法 (並傾法 )により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。

[0096] 試料番号 63〜82に示した試料は、本発明の cBN焼結体切削工具である力特に、試料番号 65〜68、及び 81に示したように、 220WZm'K以上の熱伝導率を有するロー材部で構成され、ロー材部のロー層の厚みが 0. 02mm以上 0. 2mm以下であり、かつロー材部内に 0. 5mmを超える長径を有する空孔を含まないロー材部を使用した工具が、加工変質層の生成が少なぐ残留する圧縮応力の値も高い。

[0097] 更に、ロー材部の内部に、平均粒径 5〜150 μ m以下の cBNないしはダイヤモンド粒子を体積で 5%〜40%含有し、 280WZm'K以上の熱伝導率を有する、試料番号 71〜74、及び 78の本発明の cBN焼結体切削工具は、加工変質層の生成が少なぐ残留する圧縮応力の値も高い。

[0098] ロー付け温度が低温である試料番号 63の試料は、ロー材の溶融と cBN焼結体素材、超硬基材との濡れが十分でなぐロー材の回り込まない 0. 6mm以上の空孔が形成されたため、この空孔が熱障壁となり、熱伝導率が大きく低下したと推定される。一方試料番号 69の試料では、ロー材が十分に溶融した力過度に高温すぎる条件であったため、溶融したロー材の粘性が低下し、 cBN焼結体素材と超硬基材界面力流出してしまい、 0. 8mmの大きな空孔が形成されてしまったと推定される。

[0099] 試料番号 75〜77、 79及び 80の試料では、ロー材部に、熱伝導率とヤング率に優れる硬質粒子を分散させ、切削時の cBN焼結体部の刃先温度を低下させることを目的としていたが、粒径が大き過ぎたり、ロー材部への添加量が多すぎると、ロー材の回り込みが不十分となり、逆に空孔欠陥を生じ、加工面の表面性状は、改善されないまた、硬質粒子の種類も、ロー材部との濡れ性に影響を与え、ダイヤモンド粒子よりも、硬質粒子単体としては、熱伝導率に劣る cBN粒子の方力ロー材部との濡れ性に優れて、るものと思われ、 cBN粒子をロー材部に分散させた試料番号 78の試料力特に優れる。

実施例 6

[0100] 実施例 2の試料番号 27で使用した本発明の cBN焼結体素材を切削に関与する表面に有する、 ISO型番で CNGA120408に分類されるチップ形状の工具を用意し、最後にアークイオンプレーティング式の PVDにより、表 6に示す、膜厚 1 μ mの各種耐熱膜を被覆した cBN焼結体切削工具を作製し、下記の条件にて切削評価を行つた。

[0101] その際、ずれのチップも、超硬バックメタルを有しなヅリツド cBN焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノーズ R部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工した力前記刃先形状加工後の cBN焼結体の厚みは、いずれのチップも 0. 8mmであり、 0. 8Rのノーズ R を有するチップの cBN焼結体素材底面部のロー付け面積は、 3. 2mm²であった。口一付けは、 Ag : 76wt%, Cu: 21wt%, Zr: lwt%, Ti: 2wt%の組成であり、 850°C で接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も 0. 05mmであり、口ー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

[0102] V、ずれのチップも cBN焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノー R部の加工を実施した力その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を 25° の角度で、幅 0. 13mmのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、 - 5° , - 5° , 5。 , 5° , 5° , —5° となるようにした。

耐熱膜の熱伝導率については、 SUS304板上に、厚さ 15 /z mの耐熱膜を成膜し、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。

[0103] 被削材: JIS型番： S55C外周加工（DIN型番： C55)、連続カロェ

被削材硬度: HRc45

切削速度： V= 120mZmin.

切り込み： d=0. 3mm

送り量： f=0. 12mm/rev.

切削時間： lOOmin

クーラント：なし

[0104] [表 6]

[0105] ※ェ

切削時間 60min後の VB摩耗量の測定値を表記した。

※2

切削時間 60min後の KT摩耗量の測定値を表記した。

※3

[0106] 試料番号 83〜102に示した試料は、本発明の cBN焼結体切削工具である力特【こ、試料番号 87、 91〜97、及び 100〜102【こ示したよう【こ、 30W/m'K以上 45W Zm'K以下の熱伝導率を有する耐熱膜を有する本発明の cBN焼結体切削工具は、加工変質層の生成が 9. O /z m以下と少なぐかつ長寿命であった。

[0107] 試料番号 83〜86, 88の試料は、耐熱膜の熱伝導率が 29WZm'K以下であり、加工面で発生した切削熱が、本発明の cBN焼結体切削工具へと流入するのを妨げるため、加工変質層の生成量が 10. 0 μ m以上となっている。一方、熱伝導率が 47WZm 'K以上である試料番号 89, 90, 98及び 99では、カロ工面で発生した切削熱が、本発明の cBN焼結体切削工具内部へと積極的に流入するため、クレーター摩耗の発達により、欠損に至っている。

実施例 7

[0108] 実施例 6の試料番号 96で使用した本発明の cBN焼結体工具を切削に関与する表面に有する、 ISO型番で CNGA120408に分類されるチップ形状の工具を用意した

[0109] その際、ずれのチップも、超硬バックメタルを有しなヅリツド cBN焼結体素材を超硬合金よりなる基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノーズ R部の加工実施し、その後前記の各種刃先形状を加工した力前記刃先形状加工後の cBN焼結体の厚みは、いずれのチップも 0. 8mmであり、 0. 8Rのノーズ R を有するチップの cBN焼結体素材底面部のロー材部面積は、 3. 2mm²であった。口ー材部は、 Ag : 76wt%, Cu : 21wt%, Zr : lwt%, Ti : 2wt%の組成であり、 850°C で接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も 0. 05mmであり、口ー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはなかった。

[0110] いずれのチップも cBN焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノー R部の加工を実施した力その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を 25° の角度で、幅 0. 13mmのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、 - 5° , - 5° , 5。 , 5° , 5° , —5° となるようにした。

[0111] 次に、前記の刃先形状の加工後、実施例 6の試料番号 96の本発明の cBN焼結体工具と同様に、アークイオンプレーティング式の PVDにより、膜厚 1 μ mの Tiと A1と V の割合力それぞれ 85at%, 10at%, 5at%である TiAlVNの耐熱膜を被覆した。

[0112] 最後に研削により、切削に関与する部位において、ノーズ R、切り込み d、送り量 f、横すくい角 a b、切刃傾き角 a s、としたときに、 Q = {R² · tan"¹ [f /sqr (4R² - f²) ] + 0. 25 5 1：(41^ ;[²) +;[ ((1—1¾ }7(。05 0；5 '。05 0；1))で定義される切削断面積<3 に対する 10%以上 80%以下の面積を有する領域の耐熱膜を除去した、表 7に示す 18種類の試料を作製した。

これらのサンプルを、各種クーラントを使用して、下記の条件にて切削評価を行った

[0113] 被削材: JIS型番： SCM420外周加工（DIN型番： 25CrMo4)、連続カロェ

被削材硬度: HRc58

切削速度： V= 120mZmin.

切り込み： d=0. 2mm

り量： f=0. lmm/ rev.

切削時間： 80min

クーラント：（1)ェマルジヨン (製造元：日本フルードシステム、商品名：システムカット 96) 20倍希釈、 500cc/min

(2)オイルミスト (製造元：フジ BC技研、商品名：ブルーべ LB— 1)

[0114] [表 7]

切削断面積 Qに対す

料る耐熱膜の除去面クーラント VB KT 加工変質層残留応力番積の割合 m

GPa

号 m

逃げ面 m

すくい面

67minで欠 67minで欠

103 耐熱膜の耐熱膜の

なし 220 75

被覆なし被覆なし損損

104 0 0 なし 85 18 6.0 -5.2

105 10 0 なし 87 18 4.0 -5.7

106 20 0 なし 90 18 3.0 -6.2

107 40 0 なし 100 18 2.5 -6.4

108 80 0 なし 1 15 18 1.5 -6.7

109 100 0 なし 125 18 6.0 -5.2

1 10 0 10 なし 85 22 4.0 -5.7

111 0 20 なし 84 33 3.0 -6.2

112 0 40 なし 84 40 3.0 -6.2

113 0 80 なし 84 42 3.0 -6.2

1 14 0 100 なし 84 75 72minで欠 72min で欠

115 40 40 なし 100 40 2.5 -6.7

116 40 40 100 37 3.0 -6.2

20倍希釈

ミスト

1 17 40 40 100 40 2.0 -6.7

0.5cc/時間

ミスト

1 18 40 40 100 39 1.4 -6.8

lcc/時間

ミスト

119 40 40 98 38 1.1 -6.9

l Occ/時間

ミスト

120 40 40 97 38 0.6 -7.2

300cc/時間

ミスト

121 40 40 97 38 2.5 -6.6

350cc/時間

※ェ

切削時間 60min後の VB摩耗量の測定値を表記した。

※2

切削時間 60min後の KT摩耗量の測定値を表記した。

※3

切削時間 80min後の加工面の断面を、ラッピング後、ナイタール（エタノール + 5w t%硝酸)でエッチングした後に、加工変質層の厚みを測定した。

※

切削時間 80min後の加工面を、微小部 X線応力測定装置による sin²¥法 (並傾法 )により、残留応力を測定した。表中のマイナス表記は圧縮応力が付加されていることを示す。 [0116] 試料番号 103〜121に示した試料は、本発明の cBN焼結体切削工具である力特に、工具逃げ面、あるいは工具すくい面の耐熱膜の Q= {R²'tan— fZsqr R²— f² ) ] +0. 25 5 1：(41^ ;[²) +;[((1—1¾ }7(。05 0；5 '。05 0；1))で定義される切削断面積 Qに対する 10%以上 80%以下の面積を除去した、試料番号 105〜107、 110〜 113、及び 115〜121の試料は、いずれも、耐熱膜を除去していない本発明の cBN 焼結体切削工具と比較して、加工変質層の生成量が少なぐ残留応力も高圧縮応力が付加されていた。これは、加工面で発生した切削熱が、耐熱膜よりも、大幅に熱伝導率に優れる本発明の cBN焼結体素材と直接擦過するため、切削熱が効率的に放熱されたためと推定される

[0117] 耐熱膜の一部を除去した前記の本発明の cBN焼結体切削工具の中でも、特に逃げ面の耐熱膜の一部を除去した本発明の cBN焼結体切削工具は、すくい面の耐熱膜を除去した本発明の cBN焼結体切削工具と比較し、長寿命であった。

すくい面の耐熱膜を除去した本発明の cBN焼結体切削工具は、逃げ面の耐熱膜を除去した本発明の cBN焼結体切削工具よりも、欠損までの寿命が低下している。これは、逃げ面の VB摩耗が平面的な摩耗であるのと異なり、すくい面の KT摩耗は、クレーター状に発達するため、この KT摩耗の発達により刃先エッジ部の楔角が減少するため欠損を引き起こしゃすぐすくい面の耐熱膜が除去されたことにより、 KT摩耗の発達が加速されたためと推定される。

実施例 8

[0118] 実施例 6の試料番号 96で使用した本発明の cBN焼結体工具を切削に関与する表面に有する、 ISO型番で CNGA120408〖こ分類され、図 3に示すように cBN焼結体 1の前切れ刃部に 0. 5mmのさらえ刃 12を有するチップ形状の工具を用意した。

[0119] その際、、ずれのチップも、超硬バックメタルを有する cBN焼結体素材を超硬合金よりなる基材に各種ロー材を用いてロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体力なる工具刃先部のすくい面とノーズ部の加工を実施し、その後前記の各種刃先形状を加工したが、前記刃先形状加工後の cBN焼結体、及び超硬バックメタルの厚みは、いずれのチップも 0. 8mmであり、前記刃先形状加工後の cBN焼結体の 0. 8Rのノー Rを有するチップの cBN焼結体素材底面部のロー付け面積は、 3. 1 5mm²であった。ロー材部は、 Ag : 76wt%, Cu : 21wt%, Zr : lwt%, Ti : 2wt%の組成であり、 850°Cで接合を行った。ロー材部のロー層の厚みは、いずれの試料も 0 . 05mmであり、ロー材部内に空孔（ロー隙）を有するものはな力つた。

[0120] V、ずれのチップも cBN焼結体を前記のように各種チップ基材にロー付け接合した後、研削加工により、 cBN焼結体すくい面とノー R部の加工を実施した力その後、更に研削加工により、前記のいずれのチップも刃先処理を 25° の角度で、幅 0. 13mmのチャンファー形状とし、チップをホルダーに取り付けた際の切刃傾き角，横すくい角，前逃げ角，横逃げ角，前切刃角，横切刃角が、それぞれ、 - 5° , - 5° , 5。 , 5° , 5° , —5° となるようにした。

[0121] 最後に、前記の刃先形状の加工後、実施例 6の試料番号 96の本発明の cBN焼結体工具と同様に、アークイオンプレーティング式の PVDにより、膜厚 1 μ mの Tiと Alと Vの割合が、それぞれ 85at%, 10at%, 5at%である TiAlVNの耐熱膜を被覆し、表 8に示す各種、切削速度、送り量、切り込み量条件、及びクーラント吐出条件にて切削評価を行った。

その際、いずれの切削条件も加工能率が同じになるように切削速度、送り量、切り込み量を設定した。

[0122] また比較のために、 TiNに対して、重量で 15%の A1力もなる結合材粉末と、市販の平均粒径 3. ！！！の？^粉末とを準備した。この混合粉末を超硬合金製容器に充填し、圧力 8. 5GPa、温度 2, 100°Cで 60分間焼結して得られた、体積で、 72%の c BNの含有率であり、 TiNは、 Tiと Nのモル比が 1. 4であり、 cBN成分中で、 Li, Si, Al, Ca, Mg,炭素を合計で、 0. 35%と、酸素を 0. 18%の重量割合で含有しており、 72WZm'Kの熱伝導率を有する cBN焼結体に試料番号 122〜138と同じ形状、耐熱膜を被覆した試料番号 139〜 142のチップを用意した。この試料番号 139〜 14 2の cBN焼結体につ!、て X線回折分析を行ったところ、、ずれの試料からも cBN以外に、 TiN, TiB , A1N, Al Oなどが同定された。 cBN含有率については、 ICP分

2 2 3

祈で定量し、 cBN焼結体の熱伝導率については、キセノンフラッシュ式の熱伝導率測定装置により測定した。この cBN焼結体中の cBN成分に対する、 Li, Ca, Al, Si, Mg,炭素量、酸素量については、一辺が 3〜7mmで厚みが 0. 3〜0. 5mmである長方形にした当該焼結体を、密閉容器中に入れて、濃度 60%以上 65%未満の硝酸を 2倍希釈したもの 40mlと、濃度 45%以上 50%未満のフッ化水素酸 10mlを混合したフッ硝酸にて、 120°C以上 150°C未満で 48時間処理を行った。その結果得られた残渣成分中つ、て前記 ICP法で定量した。この残渣につ、て X線回折分析を行つたところ、いずれの試料の残渣からも TiN, TiB , A1N, Al Oは同定されなかった。

2 2 3

[0123] 被削材： JIS型番： SUJ2外周加工 (DIN型番： 100Cr6)、連続加工

被削材硬度: HRc60

切削時間： 60min

切り屑除去体積： 134, 400mm³ (カロ工能率 2, 240mmVmin)

[0124] [表 8]

試切削条件

料切削送り量 F 切込み d 加工変質層残留応力速度 V mm/rev. mm クーラント ※ ※？号 m/min μ m GPa ミスト： 30cc/

122 140 0.080 0.2 120 5.0 -5.0 時間

ミスト： 30cc/

123 1 12 0.160 0.1 88 1.8 -6.5 時間

ミスト： 30cc/

124 1 12 0.160 0.05 99 2.0 -6.3 時間

ミスト： 30cc/

125 1 12 0.160 0.02 150 6.0 -4.5 時間

126 1 12 0.100 0.2 なし 95 3.0 -5.8

127 1 12 0.100 0.2 70 2.2 -6.0

： 20倍希釈

ミスト：

128 1 12 0.100 0.2 140 3.0 -5.8

0.5cc/時間

ミスト： lcc/

129 1 12 0.100 0.2 95 1.9 -6.4 時間

ミスト： 30cc/

130 1 12 0.100 0.2 90 1.7 -6.5 時間

ミスト：

131 1 12 0.100 0.2 77 1.6 -6.6

300cc/時間

ミスト：

132 1 12 0.100 0.2 > I 75 2.2 -6.0

500cc/時間

ミスト： 30cc/

133 100 0.1 12 0.2 70 1.2 -6.8 時間

ミスト： 30cc/

134 70 0.160 0.2 48 0.8 -7.0 時間

135 70 0.160 0.2 なし 55 2.0 -6.2 ミスト： 30cc/

136 50 0.224 0.2 40 0.7 -7.2 時間

ミスト： 30cc/

137 40 0.280 0.2 38 0.5 -7.5 時間

ミスト： 30cc/

138 20 0.280 0.4 150 5.0 -4.5 時間

139 1 12 0.100 0.2 なし 85 5.0 -4.5

140 70 0.160 0.2 なし 50minで欠損

ミスト： 30cc/

141 70 0.160 0.2 55minで欠損

時間

ミスト： 30cc/

142 40 0.280 0.2 12minで欠損

時間 ※ェ

切削時間 60min後の VB摩耗量の測定値を表記した。

※2

※3

[0126] 試料番号 122〜138の試料は、何れも本発明の CBN焼結体切削工具である力ク一ラントを使用しない乾式切削ではなぐ水溶性クーラントやオイルミストに変更し、切削速度 V力 OmZmin以上 70mZmin以下、切り込み量が 0. 05mm以上 0. 3mm 以下、送り量 fが 0. 16mm/rev.以上 0. 2mm/rev.以下の条件で使用することにより、焼入れ鋼切削においてより優れた表面性状を達成できている。

[0127] 試料番号 126〜132は、いずれもクーラントの供給方法を除いて、すべて同じ切削条件であるが、クーラントのない試料 126よりも、水溶性のクーラントを使用している試料 127が、加工変質層の生成量が少なぐ残留応力も高圧縮応力が付加されている。オイルミスト量の吐出量が lcc〜300ccZ時間の試料 129〜131では、クーラントを使用していない試料 126とほぼ同じ VB摩耗量であるにもかかわらず、更に加工変質層の生成が少なぐ残留する圧縮応力の値も高ぐ好ましい。

[0128] これは、オイルミストを適量吐出することにより、工具と加工物の界面にオイルミストが侵入し、摩擦を低減することにより、切削時の発熱が抑制されるためと推定される。一方、オイルミストの吐出量が lccZ時間未満の試料 128や 300ccZ時間を超えて、る試料 132では、試料 129〜 131ほどの表面性状改善効果が見られて!/、な！/、が、これは、吐出量が少なすぎる場合には、オイルミストの潤滑効果が発揮されず、多すぎる場合には、オイルミスト粒子の凝集により、工具と加工物の界面への浸入が難しくなるためと推定される。

[0129] 試料番号 122〜125, 130, 133, 134, 136〜 138【こ示したよう【こ同じ才ィノレミスト吐出量でも、加工変質層の生成量や残留応力の値が異なっている力切削速度 Vが 40mZmin以上 70mZmin以下、切り込み量が 0. 05mm以上 0. 3mm以下、送り量 . 16mm/rev.以上 0. 2mm/rev.以下の低速、小切り込み、高送り条件で加工することにより、切削時の刃先温度を抑制しつつ、工具と被削材との擦過距離を減らせるため摩耗量が抑制されたためと推定される。

[0130] 一方、切削速度が V=40mZmin未満の試料番号 138の本発明の CBN焼結体では、逆に摩耗が発達している力これは、切削温度が減少しすぎたために切削熱による加工物の軟ィ匕が不十分となり、切削抵抗が高いことによるものと推定される。また、切り込み量が 0. 05mm未満の試料番号 125の本発明の CBN焼結体でも、擦過距離の増加により、摩耗量が増加することにより、工具と加工物間での摩擦熱の増加により、それぞれ試料番号 137, 124ほどの高品位な表面性状が得られなかつたものと推定される。

試料番号 139〜142の cBN焼結体は、本発明の cBN焼結体とは異なる TiNを結合材の主成分とする高熱伝導率焼結体であるが、耐摩耗性には優れるものの、低速領域での耐欠損性が不足し、本発明の cBN焼結体と比較して短寿命となって、る。図面の簡単な説明

[0131] [図 1]本発明に係る cBN焼結体切削工具の一例を示す図である。（a)は斜視図、 (b) は cBN焼結体の部分拡大図である。

[図 2]本発明に係る cBN焼結体切削工具の切削に関する部位を説明するための図である。

[図 3]本発明に係る cBN焼結体切削工具であって、さらえ刃を有する cBN焼結体の一例を説明するための図である。

符号の説明

[0132] 1 cBN焼結体

2 耐熱膜

3 基材

4 ロー材部

10 cBN焼結体切削工具

12 さらえ刃

13 ノックメタノレ

Claims

請求の範囲

[1] 体積％で、 87%以上 99%以下の cBN成分を有し、かつ熱伝導率が lOOWZm'K 以上の cBN焼結体の最表面力 4a, 5a, 6a族元素及び Alの中力選択される少なくとも 1種以上の元素と、 C, N, Oの中力選択される少なくとも 1種以上の元素の化合物からなる 0. 5 m〜12 mの厚みを有する耐熱膜で被覆されたことを特徴とする高品位表面性状加工用 cBN焼結体。

[2] 前記 cBN焼結体が、該 cBN焼結体を構成している cBN成分中の Nに対する Bのモル比が 1. 10以上 1. 17以下であり、さらに結合材成分として、 Co化合物、 A1ィ匕合物、W化合物及び酸素化合物から選択される少なくとも 1種及び炭素とを含有することを特徴とする請求項 1に記載の高品位表面性状加工用 cBN焼結体。

[3] 前記 cBN焼結体が、 cBN焼結体を構成している cBN粒子の平均粒径が 1. O /z m以上 6. O /z m以下であり、該 cBN成分中に Li, Si, Al, Ca, Mgの中力選択される少なくとも 1種以上の元素、炭素、及び酸素が含有され、該 cBN成分に対する前記 Li, Si, Al, Ca, Mg及び炭素の和が、重量％で 0. 02%以上 0. 20%以下であり、該 cB N成分に対する酸素量が重量％で 0. 17%以下である高純度 cBN成分力なり、 13 OWZm'K以上の熱伝導率を有することを特徴とする請求項 1又は請求項 2に記載の高品位表面性状加工用 cBN焼結体。

[4] 前記耐熱膜が、 30WZm'K以上 45WZm'K以下の熱伝導率を有することを特徴とする請求項 1〜3に記載の高品位表面性状加工用 cBN焼結体。

[5] 請求項 1〜4のいずれか一に記載の cBN焼結体力直接、または、 cBN焼結体と一体焼結された超硬合金製バックメタルを介して、超硬合金、サーメット、セラミックス、もしくは鉄系材料力なる基材に接合されている cBN焼結体切削工具であり、該バックメタル及びロー付け部が 80WZm'K以上の熱伝導率を有することを特徴とする cB N焼結体切削工具。

[6] 前記ロー材部が、 Tiと Zr力も選択される少なくとも 1種以上と、 Ag, Cu, Au, Niの中から選択される 1種以上とを含有し、 220WZm，K以上の熱伝導率を有し、該ロー材部の厚みが 0. 02mm以上 0. 20mm以下であり、かつロー材部内に 0. 5mmを超える長径を有する空孔を含まないことを特徴とする請求項 5に記載の cBN焼結体切削工具。

[7] 前記ロー材部が、平均粒径 5〜 150 μ m以下の cBN粒子ないしはダイヤモンド粒子を体積で 5%〜40%含有し、 280WZm'K以上の熱伝導率を有することを特徴とする請求項 5又は 6に記載の cBN焼結体切削工具。

[8] 前記 cBN焼結体切削工具の切削に関与する部位において、ノーズ、切り込み d、送り量 f、横すくい角 a b、切刃傾き角 a s、としたときに、切削断面積 Q= {R²*tan— /sqr (4R²— f ²) ] + 0. 25f · sqr (4R² -f²) +f (d-R) }/ (cos a s · cos a b)で定義される切削断面積 Qに対する 10%以上 80%以下の面積を有する領域の前記耐熱膜が除去され、切削時に被削材と cBN焼結体が直接接触していることを特徴とする請求項 5〜7のいずれか一に記載の cBN焼結体切削工具。

[9] 前記 cBN焼結体切削工具の工具逃げ面の切削に関与する部位において、請求項 8 において定義された切削断面積 Qに対する 10%以上 80%以下の面積を有する領域が除去され、切削時に被削材と cBN焼結体が直接接触していることを特徴とする請求項 8に記載の cBN焼結体切削工具。

[10] 切削速度 V力 0mZmin以上 70mZmin以下、切り込み量が 0. 05mm以上 0. 30 mm以下、送り量 . 16mm/rev.以上 0. 20mm/rev.以下で、 300ccZmin 以上の水溶性切削液を刃先に掛けながら HRc45以上の焼入れ鋼を、請求項 5〜9 のいずれか一に記載の cBN焼結体切削工具を使用して連続切削することを特徴とする被削材を高品位表面性状に加工する切削加工方法。

[11] 切削速度 V力 0mZmin以上 70mZmin以下、切り込み量が 0. 05mm以上 0. 30 mm以下、送り量 . 16mm/rev.以上 0. 20mm/rev.以下で、 lccZ時間以上 300ccZ時間未満のオイルミストを刃先に掛けながら HRc45以上の焼入れ鋼を、請求項 5〜9のいずれか一に記載の cBN焼結体切削工具を使用して連続切削することを特徴とする被削材を高品位表面性状に加工する切削加工方法。