WO2014148488A1 - 表面被覆切削工具 - Google Patents

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WO2014148488A1
WO2014148488A1 PCT/JP2014/057334 JP2014057334W WO2014148488A1 WO 2014148488 A1 WO2014148488 A1 WO 2014148488A1 JP 2014057334 W JP2014057334 W JP 2014057334W WO 2014148488 A1 WO2014148488 A1 WO 2014148488A1
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hard coating
tool
tool base
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強 大上
達生 橋本
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三菱マテリアル株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a surface-coated cutting tool (hereinafter referred to as a coated tool) having a hard coating layer that exhibits excellent wear resistance in the cutting of hardened steel such as hardened steel.
  • a coated tool a surface-coated cutting tool having a hard coating layer that exhibits excellent wear resistance in the cutting of hardened steel such as hardened steel.
  • inserts that can be detachably attached to the tip of a cutting tool used for turning and planing of various steels and cast irons, and drilling of the work material.
  • Drills, and solid type end mills used for chamfering, grooving, shouldering and the like of the work material.
  • a coated tool there is known a blade edge replaceable end mill tool or the like in which the insert is detachably attached and the cutting is performed in the same manner as the solid type end mill.
  • Patent Document 1 a composite of Al, Cr, and B is formed on the surface of a substrate (hereinafter referred to as a tool substrate) made of tungsten carbide (hereinafter referred to as WC) based cemented carbide as a coated tool.
  • a coated tool is known in which a hard coating layer made of a nitride [hereinafter referred to as (Al, Cr, B) N] layer is formed by vapor deposition.
  • the (Al, Cr, B) N layer constituting the hard coating layer has excellent adhesion, high-temperature oxidation resistance, and wear resistance, and therefore exhibits excellent cutting performance. It is known.
  • An arc ion plating apparatus 100 includes a rotary table 101 for placing a tool substrate (super-hard substrate) 1, a heater 102 for heating the tool substrate 1, and a reaction gas inlet for introducing a reaction gas. 103, an exhaust gas port 104 for discharging gas out of the system, two anode electrodes 111 and 112, and two cathode electrodes 113 and 114.
  • the anode electrode 111 and the cathode electrode 113 are connected to an arc power supply 115 outside the apparatus 100
  • the anode electrode 112 and the cathode electrode 114 are connected to an arc power supply 116 outside the apparatus 100
  • the rotary table 101 is a bias power supply outside the apparatus 100.
  • 117 is connected.
  • a tool base (carbide base) 1 is mounted on a rotary table 101 in such an arc ion plating apparatus 100, and the tool base 1 is heated to a temperature of 500 ° C. by a heater 102, and is supplied from a reaction gas inlet 103.
  • Nitrogen gas is introduced as a reaction gas into the apparatus 100 to make a reaction atmosphere of 2 Pa, while a bias voltage of ⁇ 100 V is applied to the tool base 1 from a bias power source 117. Under such conditions, a current of 90 A is supplied from the arc power supply 115 between the anode electrode 111 and the cathode electrode 113 on which an Al—Cr—B alloy (Al—Cr—B alloy target) having a predetermined composition is set. It is also known that a coated tool can be manufactured by generating arc discharge and depositing (Al, Cr, B) N on the surface of the tool base 1.
  • Patent Document 2 as a coated tool, a composite of Al, Cr, and Si is formed on the surface of a base body (hereinafter referred to as a tool base body) made of tungsten carbide (hereinafter referred to as WC) base cemented carbide.
  • a coated tool in which a hard coating layer made of a nitride layer is formed by vapor deposition is known.
  • the composite nitride layer of Al, Cr, and Si constituting the hard coating layer has excellent adhesion, high-temperature oxidation resistance, and wear resistance, and thus exhibits excellent cutting performance. It is known to do.
  • the arc ion plating apparatus 200 includes a rotary table 201 for placing a tool base (super-hard base) 2, a heater 202 for heating the tool base 2, and a reactive gas inlet for introducing reactive gas. 203, an exhaust gas port 204 for discharging gas out of the system, two anode electrodes 211 and 212, and two cathode electrodes 213 and 214.
  • the anode electrode 211 and the cathode electrode 213 are connected to an arc power source 215 outside the apparatus 200
  • the anode electrode 212 and the cathode electrode 214 are connected to an arc power source 216 outside the apparatus 200
  • the rotary table 201 is a bias power source outside the apparatus 200. 217.
  • a tool base (carbide base) 2 is mounted on a rotary table 201 in such an arc ion plating apparatus 200, and the tool base 2 is heated to a temperature of 500 ° C. by a heater 202, and is supplied from a reaction gas inlet 203. Nitrogen gas is introduced as a reaction gas into the apparatus 200 to form a reaction atmosphere of 2 Pa.
  • a bias voltage of ⁇ 100 V is applied to the tool base 2 from a bias power source 217.
  • a current of 90 A is supplied from the arc power source 215 between the anode electrode 211 and the cathode electrode 213 on which an Al—Cr—Si alloy (Al—Cr—Si alloy target) having a predetermined composition is set.
  • Al—Cr—Si alloy target Al—Cr—Si alloy target
  • Patent Document 3 discloses a coating tool (e.g., the following) as a coating tool that improves chipping resistance by suppressing chipping of the coating layer on the rake face and also improves wear resistance on the flank face ( End mill). That is, the coating layer is composed of columnar crystals, the coating layer thickness on the rake face is thinner than the coating layer thickness on the flank surface, and the lower layer region and the average crystal width on the coating layer substrate side are larger than the average crystal width of the lower layer region.
  • the coating layer is composed of two layer regions, the upper layer region on the surface side of the large coating layer, and the ratio of the thickness of the upper layer region to the coating layer thickness on the rake face is the thickness of the upper layer region to the coating layer thickness on the flank surface.
  • a coated tool end mill
  • Patent Document 4 describes the following coated tools as a coated tool having a coating having both wear resistance and toughness and excellent adhesion to a substrate. Yes.
  • the coating formed on the substrate includes a first coating layer, and the first coating layer includes a fine structure region and a coarse structure region, and the fine structure region is an average of the compounds constituting the fine structure region.
  • the crystal grain size is 10 to 200 nm, and it occupies a range of 50% or more of the total thickness of the first coating layer from the surface side of the first coating layer, and is ⁇ 4 GPa or more. ⁇ 2 GPa or less of the average compressive stress, the first coating layer has a stress distribution in the thickness direction thereof, and has two or more maximum or minimum values in the stress distribution.
  • a coated tool is described in which the maximum value or the minimum value is located closer to the surface in the thickness direction and has a higher compressive stress.
  • the present invention has been made in view of such circumstances, and even in the cutting of hardened steel such as hardened steel, it has excellent wear resistance without causing abnormal damage, and is excellent over a long period of use.
  • An object of the present invention is to provide a surface-coated cutting tool that exhibits excellent cutting performance.
  • a CVD method, a PVD method or the like is generally employed as a means for forming a hard coating layer.
  • a hard coating layer made of (Al, Cr, B) N is formed by an arc ion plating method (hereinafter referred to as AIP method) which is a kind of PVD method
  • AIP method arc ion plating method
  • the tool base is inserted into the apparatus.
  • AIP method arc ion plating method
  • an arc discharge is generated between the anode electrode and an Al—Cr—B alloy target having a predetermined composition and simultaneously reacting in the apparatus.
  • a hard coating layer was formed by introducing nitrogen gas as a gas and depositing in a reaction atmosphere at a predetermined pressure (see FIGS. 1A and 1B).
  • the inventors of the present invention applied a magnetic field between the tool base and the target when forming the hard coating layer made of (Al, Cr, B) N by the conventional AIP method, and applied the magnetic field exerted on the structure of the hard coating layer.
  • the crystal grain size of the granular crystal grains constituting the hard coating layer can be adjusted by forming the hard coating layer by the AIP method in a magnetic field having a predetermined strength.
  • a coated tool provided with a hard coating layer made of (Al, Cr, B) N with the hard coating layer having an optimized crystal grain size in this way is excellent in the cutting of hardened steel such as hardened steel.
  • the present inventors have found that they exhibit excellent chipping resistance and wear resistance, and excellent cutting performance over a long period of use.
  • a first aspect of the present invention is a surface-coated cutting tool that has been made based on the above findings and has the following characteristics. “In a surface-coated cutting tool in which a hard coating layer having an average layer thickness of 2 to 10 ⁇ m is vapor-deposited on the surface of a tool base composed of a tungsten carbide-based cemented carbide, (A) The hard coating layer is composed of a composite nitride layer of Al, Cr, and B, and the Cr content in the total amount of Al, Cr, and B in the layer is 0.2 to 0.45 (however, , Atomic ratio), and the content ratio of B is 0.01 to 0.1 (however, atomic ratio), (B) In the range from the cutting edge on the flank of the coated tool to a position 100 ⁇ m away, the hard coating layer has a granular crystal structure, and the average particle size of the granular crystal grains on the surface of the hard coating layer is 0.
  • the average grain size of the granular crystal grains at the interface between the tool base and the hard coating layer is 0.02 to 0.1 ⁇ m smaller than the average grain diameter of the granular crystal grains on the surface of the hard coating layer.
  • the surface-coated cutting tool is characterized in that the crystal grain length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is 20% or less.
  • a CVD method, a PVD method or the like is generally employed as a means for forming a hard coating layer.
  • a hard coating layer made of a composite nitride of Al, Cr and Si [hereinafter referred to as (Al, Cr, Si) N] is formed by an arc ion plating method (hereinafter referred to as AIP method) which is a kind of PVD method.
  • AIP method arc ion plating method
  • the tool base is inserted into the apparatus, a predetermined bias voltage is applied, and the anode electrode and an Al—Cr—Si alloy target having a predetermined composition are heated in the apparatus at a predetermined temperature.
  • the inventors of the present invention applied a magnetic field between the tool base and the target when forming the hard coating layer made of (Al, Cr, Si) N by the conventional AIP method, and applied the magnetic field on the structure of the hard coating layer.
  • the crystal grain size of the granular crystal grains constituting the hard coating layer can be adjusted by forming the hard coating layer by the AIP method in a magnetic field having a predetermined strength.
  • a coated tool provided with a hard coating layer made of (Al, Cr, Si) N in which the crystal grain size of the hard coating layer is optimized in this way is excellent in the cutting of hardened steel such as hardened steel.
  • the present inventors have found that they exhibit excellent chipping resistance and wear resistance, and excellent cutting performance over a long period of use.
  • a second aspect of the present invention is a surface-coated cutting tool that has been made based on the above findings and has the following characteristics. “In a surface-coated cutting tool in which a hard coating layer having an average layer thickness of 2 to 10 ⁇ m is vapor-deposited on the surface of a tool base composed of a tungsten carbide-based cemented carbide, (A) The hard coating layer is composed of a composite nitride layer of Al, Cr and Si, and the Cr content in the total amount of Al, Cr and Si in the layer is 0.2 to 0.45 (however, , Atomic ratio), the content ratio of Si is 0.01 to 0.15 (however, atomic ratio), (B) In the range from the cutting edge on the flank of the coated tool to a position 100 ⁇ m away, the hard coating layer has a granular crystal structure, and the average particle size of the granular crystal grains on the surface of the hard coating layer is 0.
  • the average grain size of the granular crystal grains at the interface between the tool base and the hard coating layer is 0.02 to 0.1 ⁇ m smaller than the average grain diameter of the granular crystal grains on the surface of the hard coating layer.
  • the surface-coated cutting tool is characterized in that the crystal grain length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is 20% or less.
  • the average aspect ratio of the crystal grains is 1 or more and 6 or less in a range from the cutting edge on the flank of the coated tool to a position 100 ⁇ m away.
  • a third aspect of the present invention is a method for manufacturing a surface-coated cutting tool having the following characteristics.
  • the hard coating layer is composed of a composite nitride layer of Al, Cr, and B, and the content ratio of Cr in the total amount of Al, Cr, and B in the layer is 0.2 to 0.45 (however, an atom Ratio), the content ratio of B is 0.01 to 0.1 (however, atomic ratio),
  • the temperature of the tool base is maintained at 370 to 450 ° C., the tool base is rotated and revolved, and a magnetic field with an integrated magnetic force of 40 to 150 mT ⁇ mm is applied between the Al—Cr—B alloy target and the tool base.
  • the manufacturing method of the surface-coated cutting tool which vapor-deposits the said hard coating layer
  • a fourth aspect of the present invention is a method for manufacturing a surface-coated cutting tool having the following characteristics.
  • the hard coating layer is composed of a composite nitride layer of Al, Cr, and Si, and the content ratio of Cr in the total amount of Al, Cr, and Si in the layer is 0.2 to 0.45 (however, an atom Ratio), the content ratio of Si is 0.01 to 0.15 (however, atomic ratio),
  • the temperature of the tool base is maintained at 370 to 450 ° C., the tool base is rotated and revolved, and a magnetic field with an integrated magnetic force of 40 to 150 mT ⁇ mm is applied between the Al—Cr—Si alloy target and the tool base.
  • the manufacturing method of the surface coating cutting tool which vapor-deposits the said hard coating layer on
  • a bias voltage is applied to the tool base while depositing the hard coating layer on the surface of the tool base. Further, in the third and fourth aspects of the present invention, before the hard coating layer is vapor-deposited on the surface of the tool base, a bias voltage is applied to the tool base between the Ti electrode and the anode electrode. It is preferable that the surface of the tool base is bombarded by generating an arc discharge.
  • the hard coating layer composed of the (Al, Cr, B) N layer having a predetermined composition is composed of a granular crystal structure in a range up to a position 100 ⁇ m away from the blade edge.
  • the surface particle size is 0.1 to 0.4 ⁇ m
  • the interface particle size is 0.02 to 0.1 ⁇ m smaller than the surface particle size, and in the range up to 100 ⁇ m away from the cutting edge on the flank.
  • the crystal grain length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is 20% or less.
  • the hard coating layer composed of an (Al, Cr, Si) N layer having a predetermined composition is composed of a granular crystal structure in a range up to a position 100 ⁇ m away from the blade edge.
  • the surface particle size is 0.1 to 0.4 ⁇ m
  • the interface particle size is 0.02 to 0.1 ⁇ m smaller than the surface particle size, and in the range up to 100 ⁇ m away from the cutting edge on the flank.
  • the crystal grain length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is 20% or less.
  • the top view of the schematic explanatory drawing of the conventional AIP apparatus is shown.
  • the side view of the schematic explanatory drawing of the conventional AIP apparatus is shown.
  • the top view of the schematic explanatory drawing of the AIP apparatus for producing the covering tool which concerns on 1st embodiment is shown.
  • the side view of the schematic explanatory drawing of the AIP apparatus for producing the covering tool which concerns on 1st embodiment is shown.
  • the longitudinal cross-section schematic explanatory drawing of the coating tool which concerns on 1st embodiment is shown.
  • the top view of the schematic explanatory drawing of the conventional AIP apparatus is shown.
  • the side view of the schematic explanatory drawing of the conventional AIP apparatus is shown.
  • the top view of the schematic explanatory drawing of the AIP apparatus for producing the covering tool which concerns on 2nd embodiment is shown.
  • the side view of the schematic explanatory drawing of the AIP apparatus for producing the covering tool which concerns on 2nd embodiment is shown.
  • the hard coating layer according to the present embodiment is composed of a composite nitride layer ((Al, Cr, B) N layer) of Al, Cr, and B.
  • the Al component has the effect of improving the high temperature hardness and heat resistance
  • the Cr component has the effect of improving the high temperature strength
  • Cr and Al are contained and coexist to improve the high temperature oxidation resistance.
  • the B component has the effect of improving the wear resistance of the hard coating layer and at the same time reducing the reactivity with the work material. Because of these effects, the (Al, Cr, B) N layer is already well known as a hard coating layer having excellent high-temperature hardness, heat resistance, and high-temperature strength.
  • the Cr content ratio in the total amount of Al, Cr, and B is 0.2 to 0.45 (however, atomic ratio), and the B content ratio is 0.01 to 0.1 (however, Atomic ratio).
  • the content ratio of Cr is less than 0.2, the ratio of the hexagonal crystal structure increases, so that the hardness decreases.
  • the Cr content ratio (atomic ratio) exceeds 0.45, the Al content ratio decreases relatively, leading to a decrease in heat resistance. As a result, the occurrence of uneven wear, the occurrence of thermoplastic deformation, etc. Wear resistance deteriorates. For this reason, the Cr content (atomic ratio) in the total amount of Al, Cr and B needs to be 0.2 to 0.45.
  • the content ratio of B in the total amount of Al, Cr, and B is less than 0.01, improvement in wear resistance cannot be expected.
  • the content ratio of B exceeds 0.1, precipitates with low toughness are formed in the C layer, and the substrate tends to become brittle. Therefore, the B content (atomic ratio) needs to be 0.01 to 0.1.
  • the average thickness of the hard coating layer composed of the (Al, Cr, B) N layer is less than 2 ⁇ m, excellent wear resistance cannot be exhibited over a long period of time, and the tool life is shortened. Become.
  • the average layer thickness exceeds 10 ⁇ m, the film tends to self-destruct. Therefore, the average layer thickness needs to be 2 to 10 ⁇ m.
  • Layer structure of hard coating layer composed of (Al, Cr, B) N layer is formed as a granular crystal.
  • the average crystal grain size (hereinafter simply referred to as “surface grain size”) of crystal grains on the hard coating layer surface is set to 0.1 to 0.4 ⁇ m.
  • the average crystal grain size of the hard coating layer at the interface between the tool base and the hard coating layer (hereinafter simply referred to as “interface grain size”) is 0.02 to 0.1 ⁇ m smaller than the surface grain size.
  • a hard coating layer having a crystal structure in which the surface particle size and the interface particle size are different from each other is formed.
  • the crystal grains of the hard coating layer at the interface between the tool base and the hard coating layer refers to a region within the hard coating layer having a thickness of 0.5 ⁇ m from the interface between the tool base and the hard coating layer in the hard coating layer.
  • the term “crystal grains on the surface of the hard coating layer” means crystal grains formed in a region having a depth of 0.5 ⁇ m from the surface of the hard coating layer.
  • “granular crystal” means crystal grains having an aspect ratio of 1 or more and 6 or less. The aspect ratio is the ratio of the longest diameter (long side) in the crystal grain cross section perpendicular to the surface of the tool base (flank) to the longest diameter (short side) of the diameters perpendicular to it. The numerator and short side are calculated as the denominator.
  • the average crystal grain size will be specifically described as follows.
  • the average crystal grain size (surface grain size) of the crystal grains on the hard coating layer surface is less than 0.1 ⁇ m, the grain boundaries contained in the layer increase, so that it is relatively brittle than the inside of the grains during cutting. Breaking easily occurs at the grain boundary. As a result, the wear resistance is deteriorated.
  • the surface particle diameter exceeds 0.4 ⁇ m, the grain boundary contained in the layer is small, so that a load is easily applied to the grain boundary locally during cutting. For this reason, when a crack generate
  • the surface particle size was determined to be 0.1 to 0.4 ⁇ m.
  • the average crystal grain size (interface grain size) of the hard coating layer crystal grains at the interface between the tool base and the hard coating layer must be a value smaller by 0.02 to 0.1 ⁇ m than the surface grain size. .
  • the technical reason is that when the interface particle size is smaller than the surface particle size by more than 0.1 ⁇ m, the surface and interface regions are caused by the difference in average particle size between the hard coating layer surface and the interface region. Due to the difference in wear resistance, wear and chipping are likely to occur during cutting and cutting performance deteriorates.
  • the wear resistance is equivalent because the average particle size is the same between the surface and the interface, and cutting is performed. In this case, the above-described effect of improving the wear resistance cannot be imparted.
  • the interface particle size 0.02 to 0.1 ⁇ m smaller than the surface particle size, the effect of improving the wear resistance on the surface of the hard coating layer at the time of cutting, the interface region The effect of improving chipping resistance can be made synergistic. As a result, sufficient wear resistance or chipping resistance can be exhibited over a long period of use.
  • the particle size measurement method is described below.
  • a section on the flank side is cut out from the tool base blade edge, and the section is observed by SEM.
  • This cross section is a surface perpendicular to the flank 12 of the tool base 1, as shown in FIG.
  • the position where a straight line is drawn parallel to the flank 12 is the position where the longest crystal grain size is obtained in each crystal grain.
  • the crystal grain size is measured in a range from the cutting edge 121 on the flank 12 to a position 100 ⁇ m away, and the average value of the crystal grain size is defined as the surface grain size. More specifically, there are three positions, a position P11 immediately above the cutting edge 121 on the flank 12, a position P12 that is 50 ⁇ m away from the cutting edge 121 on the flank 12, and a position P13 that is 100 ⁇ m away from the cutting edge 121.
  • the crystal grain size of the crystal grains existing in the range of 10 ⁇ m is measured, and the average value of the total crystal grain sizes at the three locations is defined as the surface grain size.
  • the interface grain size of each crystal grain formed in a region having a thickness of 0.5 ⁇ m from the interface between the tool base 1 (flank 12) and the hard coating layer 14 in the hard coating layer 14 is also set by the same method. calculate.
  • the crystal grain length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is 20% or less for both the surface grain size and the interface grain size. is required.
  • fine crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less are formed in excess of 20%, the grain boundaries contained in the layer increase, and therefore grains that are relatively brittle than the grains at the time of cutting.
  • the ratio of the crystal grain length occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less means that the grain size of a plurality of crystal grains is measured and 0.1 ⁇ m or less relative to the sum of all the measured crystal grain sizes
  • the ratio of the sum of the crystal grain sizes of crystal grains having a grain size of As shown in FIG. 3, after measuring each crystal grain size using the crystal grains present in the dotted line parts (P11 to P16), the surface grain size, the interface grain size, and the crystal grain size length of 0.1 ⁇ m or less. Calculate the percentage.
  • the width of the dotted line part is 10 ⁇ m.
  • the “blade edge” means “the most distal end of the linear cutting edge excluding the conical (curved) portion of the corner 15 of the cutting edge tip of the tool base 1. In the present invention, it is defined as “a portion close to”. That is, the cutting edge 121 of the flank 12 is an inflection point between the straight portion and the curved portion of the flank 12 on the SEM observation surface, and the extension line L12 from the straight portion of the flank 12 and the corner portion. It is a point of contact.
  • reference numeral 13 denotes a rake face
  • 131 denotes a rake face cutting edge
  • L13 denotes an extended line from a straight portion of the rake face.
  • the hard coating layer 14 of the present embodiment is deposited on the tool base 1 using an arc ion plating apparatus (AIP apparatus) 150 as shown in FIGS. 2A and 2B.
  • AIP apparatus arc ion plating apparatus
  • the same reference numerals are given to portions common to FIGS. 1A and 1B or portions having equivalent functions.
  • the tool base 1 While maintaining the temperature of the tool base 1 at 370 to 450 ° C., the tool base 1 rotates and revolves within the AIP apparatus 150, and a predetermined magnetic field (integrated magnetic force) is generated between the center of the target surface and the tool base 1 closest to the target.
  • the hard coating layer 14 can be formed by performing vapor deposition while applying 40 to 150 mT ⁇ mm).
  • a cathode electrode 114 made of a substrate cleaning Ti electrode is provided on one side of the AIP apparatus 150, and a target (cathode electrode) 113 made of an Al—Cr—B alloy is provided on the other side. That is, the cathode electrodes 113 and 114 are arranged at positions facing each other with the rotary table 101 interposed therebetween.
  • the tool base 1 made of tungsten carbide (WC) based cemented carbide is cleaned and dried, mounted on the rotary table 101 in the AIP apparatus 150, and the Ti electrode 114 for cleaning the base in vacuum by an arc power source 116.
  • WC tungsten carbide
  • An arc discharge of 100 A is generated between the anode electrode 112 and the surface of the tool base 1 is bombarded while a bias voltage of ⁇ 1000 V is applied to the tool base 1 by the bias power source 117.
  • a magnetic field is applied so that the integrated magnetic force from the center of the surface of the Al—Cr—B alloy target 113 to the tool base 1 closest to the target is 40 to 150 mT ⁇ mm.
  • nitrogen gas is introduced as a reaction gas into the apparatus 150 from the reaction gas inlet 203, the atmosphere in the apparatus 150 is set to 6 Pa, the temperature of the tool base 1 is maintained at 370 to 450 ° C., and a bias power source 117 is used.
  • an arc power of 115 A is generated between the Al—Cr—B alloy target (cathode electrode) 113 and the anode electrode 111 by the arc power supply 115.
  • the tool base 1 is closest to the target 113, the tool base 1 is supported and revolved on the rotary table 101 so that a part or all of the flank 12 and the surface of the target 113 are horizontal. Evaporate.
  • the hard coating layer composed of the (Al, Cr, B) N layer having the layer structure of the present embodiment can be formed by vapor deposition.
  • the magnetic field is applied between the Al—Cr—B alloy target 113 and the tool base 1 described above, for example, around the cathode electrode 113, specifically, at a position indicated by reference numeral 118 in FIGS. 2A and 2B.
  • the magnetic field can be formed by any means such as installing an electromagnetic coil or a permanent magnet, which is a generation source, or arranging a permanent magnet inside or in the center of the AIP device 150.
  • the integrated magnetic force in the present embodiment is calculated by the following calculation method.
  • the magnetic flux density is measured at intervals of 10 mm on a straight line from the center of the Al—Cr—B alloy target 113 to the position of the tool base 1 with a magnetic flux density meter.
  • the magnetic flux density is expressed in units of mT (millitesla), and the distance from the surface center of the target 113 to the position of the tool base 1 is expressed in units of mm (millimeters). Furthermore, when the distance from the surface center of the target 113 to the position of the tool base 1 is represented on the horizontal axis and the magnetic flux density is represented by a graph on the vertical axis, a value corresponding to the area is defined as an integrated magnetic force (mT ⁇ mm).
  • the position of the tool base 1 is the position closest to the Al—Cr—B alloy target.
  • the magnetic flux density may be measured in a state where a magnetic field is formed, not in a discharge, for example, in a state where the magnetic field is not discharged under atmospheric pressure.
  • the “target center” or “target surface center” means that if the target is circular, the center of the circle is the target center, and if the target is rectangular, the intersection of the diagonal lines is the target center.
  • the hard coating layer according to the present embodiment is composed of a composite nitride layer ((Al, Cr, Si) N layer) of Al, Cr, and Si.
  • the Al component has the effect of improving the high temperature hardness and heat resistance
  • the Cr component has the effect of improving the high temperature strength
  • Cr and Al are contained and coexist to improve the high temperature oxidation resistance.
  • the Si component has the effect of improving the plastic deformation resistance of the hard coating layer. Because of these effects, the (Al, Cr, Si) N layer is already well known as a hard coating layer having excellent high-temperature hardness, heat resistance, and high-temperature strength.
  • the Cr content ratio in the total amount of Al, Cr, and Si is 0.2 to 0.45 (however, atomic ratio), and the Si content ratio is 0.01 to 0.15 (however, Atomic ratio).
  • the content ratio of Cr is less than 0.2, the ratio of the hexagonal crystal structure increases, so that the hardness decreases.
  • the Cr content ratio (atomic ratio) exceeds 0.45, the Al content ratio decreases relatively, leading to a decrease in heat resistance. As a result, the occurrence of uneven wear, the occurrence of thermoplastic deformation, etc. Wear resistance deteriorates. Therefore, the Cr content (atomic ratio) in the total amount of Al, Cr, and Si needs to be 0.2 to 0.45.
  • the Si content ratio of Si in the total amount of Al, Cr, and Si is less than 0.01, improvement in plastic deformation resistance cannot be expected.
  • the Si content exceeds 0.15, the hardness of the layer is improved, but the embrittlement tendency is exhibited. For this reason, the Si content (atomic ratio) needs to be 0.01 to 0.15.
  • the average thickness of the hard coating layer made of the (Al, Cr, Si) N layer is less than 2 ⁇ m, excellent wear resistance cannot be exhibited over a long period of time, and the tool life is shortened. Become.
  • the average layer thickness exceeds 10 ⁇ m, the film tends to self-destruct. Therefore, the average layer thickness needs to be 2 to 10 ⁇ m.
  • Layer structure of hard coating layer composed of (Al, Cr, Si) N layer is formed as a granular crystal.
  • the average crystal grain size (hereinafter simply referred to as “surface grain size”) of crystal grains on the surface of the hard coating layer is set to 0.1 to 0.4 ⁇ m.
  • the average crystal grain size of the hard coating layer at the interface between the tool base and the hard coating layer (hereinafter simply referred to as “interface grain size”) is 0.02 to 0.1 ⁇ m smaller than the surface grain size.
  • a hard coating layer having a crystal structure in which the surface particle size and the interface particle size are different from each other is formed.
  • the crystal grains of the hard coating layer at the interface between the tool base and the hard coating layer refers to a region within the hard coating layer having a thickness of 0.5 ⁇ m from the interface between the tool base and the hard coating layer in the hard coating layer.
  • the term “crystal grains on the surface of the hard coating layer” means crystal grains formed in a region having a depth of 0.5 ⁇ m from the surface of the hard coating layer.
  • “granular crystal” means crystal grains having an aspect ratio of 1 or more and 6 or less. The aspect ratio is the ratio of the longest diameter (long side) in the crystal grain cross section perpendicular to the surface of the tool base (flank) to the longest diameter (short side) of the diameters perpendicular to it. The numerator and short side are calculated as the denominator.
  • the average crystal grain size will be specifically described as follows.
  • the average crystal grain size (surface grain size) of the crystal grains on the hard coating layer surface is less than 0.1 ⁇ m, the grain boundaries contained in the layer increase, so that it is relatively brittle than the inside of the grains during cutting. Breaking easily occurs at the grain boundary. As a result, the wear resistance is deteriorated.
  • the surface particle diameter exceeds 0.4 ⁇ m, the grain boundary contained in the layer is small, so that a load is easily applied to the grain boundary locally during cutting. For this reason, when a crack generate
  • the surface particle size was determined to be 0.1 to 0.4 ⁇ m.
  • the average crystal grain size (interface grain size) of the hard coating layer crystal grains at the interface between the tool base and the hard coating layer must be a value smaller by 0.02 to 0.1 ⁇ m than the surface grain size. .
  • the technical reason is that when the interface particle size is smaller than the surface particle size by more than 0.1 ⁇ m, the surface and interface regions are caused by the difference in average particle size between the hard coating layer surface and the interface region. Due to the difference in wear resistance, wear and chipping are likely to occur during cutting and cutting performance deteriorates.
  • the wear resistance is equivalent because the average particle size is the same between the surface and the interface, and cutting is performed. In this case, the above-described effect of improving the wear resistance cannot be imparted.
  • the interface particle size 0.02 to 0.1 ⁇ m smaller than the surface particle size, the effect of improving the wear resistance on the surface of the hard coating layer at the time of cutting, the interface region The effect of improving chipping resistance can be made synergistic. As a result, sufficient wear resistance or chipping resistance can be exhibited over a long period of use.
  • a section on the flank side is cut out from the tool base blade edge, and the section is observed by SEM.
  • This cross section is a plane perpendicular to the flank 22 of the tool base 2 as shown in FIG.
  • a straight line is drawn parallel to the flank 22 and between the intersections of the straight line and the crystal grain boundary. The distance is defined as the particle size.
  • the position where a straight line is drawn parallel to the flank 22 is the position where the longest crystal grain size is obtained in each crystal grain.
  • the crystal grain size is measured in the range from the cutting edge 221 on the flank 22 to a position 100 ⁇ m away, and the average value of the crystal grain size is defined as the surface grain size. More specifically, there are three widths: a position P21 immediately above the cutting edge 221 on the flank 22; a position P22 that is 50 ⁇ m away from the cutting edge 221 on the flank 22; and a position P23 that is 100 ⁇ m away from the cutting edge 221.
  • the crystal grain size of the crystal grains existing in the range of 10 ⁇ m is measured, and the average value of the total crystal grain sizes at the three locations is defined as the surface grain size.
  • the interface grain size of each crystal grain formed in an area of 0.5 ⁇ m in thickness from the interface between the tool base 2 (flank 22) and the hard coating layer 24 in the hard coating layer 24 is set by the same method. calculate.
  • the ratio of the crystal grain size length occupied by the crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is 20% or less for both the surface grain size and the interface grain size. It is necessary. When fine crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less are formed in excess of 20%, the grain boundaries contained in the layer increase, and therefore grains that are relatively brittle than the grains at the time of cutting.
  • the ratio of the crystal grain length occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less means that the grain size of a plurality of crystal grains is measured and 0.1 ⁇ m or less relative to the sum of all the measured crystal grain sizes.
  • the ratio of the sum of the crystal grain sizes of crystal grains having a grain size of As shown in FIG. 6, after measuring each crystal grain size using the crystal grains present in the dotted line parts (P21 to P26), the surface grain size, the interface grain size, and the crystal grain size length of 0.1 ⁇ m or less. Calculate the percentage.
  • the width of the dotted line part is 10 ⁇ m. Further, as shown in FIG.
  • the “blade edge” means “the most distal end of the linear cutting edge excluding the conical (curved) portion of the corner portion 25 of the cutting edge tip of the tool base 2. In the present invention, it is defined as “a portion close to”. That is, the cutting edge 221 of the flank 22 is an inflection point between the straight portion and the curved portion of the flank 22 on the SEM observation surface, and an extension line L22 from the straight portion of the flank 22 and a corner portion. It is a point of contact.
  • symbol 23 in FIG. 6 is a rake face, 231 is a rake face cutting edge, L23 is an extension line from the linear part of a rake face.
  • the hard coating layer 24 of this embodiment is deposited on the tool base 2 using an arc ion plating apparatus (AIP apparatus) 250 as shown in FIGS. 5A and 5B.
  • AIP apparatus arc ion plating apparatus
  • FIGS. 5A and 5B the same reference numerals are given to portions common to FIGS. 4A and 4B or portions having equivalent functions.
  • the tool base 2 is revolved in the AIP apparatus 250, and a predetermined magnetic field (integrated magnetic force) is formed between the center of the target surface and the tool base 2 closest to the target.
  • the hard coating layer 24 can be formed by vapor deposition while applying 40 to 150 mT ⁇ mm).
  • a cathode electrode 214 made of a substrate cleaning Ti electrode is provided on one side of the AIP apparatus 250, and a target (cathode electrode) 213 made of an Al—Cr—Si alloy is provided on the other side. That is, the cathode electrodes 213 and 214 are arranged at positions facing each other with the rotary table 201 interposed therebetween.
  • the tool base 2 made of tungsten carbide (WC) based cemented carbide is cleaned and dried, mounted on the rotary table 201 in the AIP apparatus 250, and the Ti electrode 214 for cleaning the base in vacuum by the arc power source 216.
  • WC tungsten carbide
  • An arc discharge of 100 A is generated between the anode base 212 and the surface of the tool base 2 is bombarded while a bias voltage of ⁇ 1000 V is applied to the tool base 2 by the bias power source 217.
  • a magnetic field is applied so that the integrated magnetic force from the center of the surface of the Al—Cr—Si alloy target 213 to the tool base 2 closest to the target is 40 to 150 mT ⁇ mm.
  • nitrogen gas is introduced as a reaction gas from the reaction gas inlet 203 into the apparatus 250, the inside pressure of the apparatus 250 is set to 6 Pa, the temperature of the tool base 2 is maintained at 370 to 450 ° C., and a bias power source 217 is used.
  • the tool base 2 While applying a bias voltage of ⁇ 50 V to the tool base 2, an arc discharge of 100 A is generated between the Al—Cr—Si alloy target (cathode electrode) 213 and the anode electrode 211 by the arc power source 215.
  • the tool base 2 is closest to the target 213, the tool base 2 is supported and revolved on the rotary table 201 so that a part or all of the flank 22 and the surface of the target 213 are horizontal. Evaporate.
  • the hard coating layer composed of the (Al, Cr, Si) N layer having the layer structure of the present embodiment can be formed by vapor deposition.
  • the magnetic field is applied between the Al—Cr—Si alloy target 213 and the tool base 2 described above, for example, around the cathode electrode 213, specifically, at a position indicated by reference numeral 218 in FIGS. 5A and 5B.
  • the magnetic field can be formed by any means such as installing an electromagnetic coil or a permanent magnet, which is a generation source, or arranging a permanent magnet inside or in the center of the AIP device 250.
  • the integrated magnetic force in the present embodiment is calculated by the following calculation method. Using a magnetic flux density meter, the magnetic flux density is measured at intervals of 10 mm on a straight line from the center of the Al—Cr—Si alloy target 213 to the position of the tool base 2.
  • the magnetic flux density is expressed in units of mT (millitesla), and the distance from the surface center of the target 213 to the position of the tool base 2 is expressed in units of mm (millimeters). Further, when the distance from the center of the surface of the target 213 to the position of the tool base 2 is represented on the horizontal axis and the magnetic flux density is represented by a graph on the vertical axis, a value corresponding to the area is defined as an integrated magnetic force (mT ⁇ mm).
  • the position of the tool base 2 is the position closest to the Al—Cr—Si alloy target.
  • the magnetic flux density may be measured in a state where a magnetic field is formed, not in a discharge, for example, in a state where the magnetic field is not discharged under atmospheric pressure.
  • the “target center” or “target surface center” means that if the target is circular, the center of the circle is the target center, and if the target is rectangular, the intersection of the diagonal lines is the target center.
  • the round bar sintered body is made of a WC-based cemented carbide having a two-blade ball shape with a cutting edge portion diameter ⁇ length of 6 mm ⁇ 6 mm and a twist angle of 30 degrees by grinding.
  • Tool base (end mill) A1 to A3 and a tool base (end mill) made of a WC-based cemented carbide having a two-blade ball shape with a cutting blade portion diameter ⁇ length of 6 mm ⁇ 12 mm and a twist angle of 30 degrees A4 to A6 were produced.
  • Each of the tool bases A1 to A6 is ultrasonically cleaned in acetone and dried, and then is a predetermined distance in the radial direction from the central axis on the rotary table 101 of the AIP device 150 shown in FIGS. 2A and 2B. Attached at a distant position along the outer periphery, a Ti cathode electrode 114 for bombard cleaning is disposed on one side of the AIP apparatus 150, and a target (cathode electrode) 113 made of an Al—Cr—B alloy having a predetermined composition is disposed on the other side. did.
  • the tool base 1 is heated to 400 ° C.
  • the magnetic flux density was measured at intervals of 10 mm on a straight line from the center of the Al—Cr—B alloy target 113 to the position of the tool base 1 with a magnetic flux density meter.
  • the magnetic flux density is expressed in units of mT (millitesla), and the distance from the target surface to the position of the tool base is expressed in units of mm (millimeters).
  • a value corresponding to the area is defined as an integrated magnetic force (mT ⁇ mm).
  • the position of the tool base 1 was the position closest to the Al—Cr—B alloy target 113.
  • the magnetic flux density was measured in a state in which a magnetic field was formed and not discharged in advance under atmospheric pressure.
  • nitrogen gas is introduced as a reaction gas into the apparatus to form a reaction atmosphere of 6 Pa, and the temperature of the tool base 1 rotating while rotating on the rotary table 101 is within a range of 370 to 450 ° C.
  • a DC bias voltage of ⁇ 50 V is applied, and a current of 100 A is passed between the Al—Cr—B alloy target 113 and the anode electrode 111 to generate an arc discharge.
  • a hard coating layer 14 composed of an (Al, Cr, B) N layer having the composition and target average layer thickness shown in Table 2 was formed on the surface by vapor deposition.
  • the content ratio of Cr or B in the total amount of Al, Cr, and B in the coating layer is out of the range specified in the present invention, and the average layer thickness of the coating layer is out of the range of 2 to 10 ⁇ m.
  • Surface-coated end mills A6 to A10 (hereinafter referred to as Comparative Examples A6 to A10) were produced.
  • the crystal grain morphology of the hard coating layer in the longitudinal section was observed. It was comprised from the granular crystal structure of this.
  • the aspect ratio was calculated by calculating the ratio of the longest diameter (long side) in the crystal grain cross section to the longest length (short side) of the diameters perpendicular to the longest side as the numerator and the short side as the denominator.
  • the crystal grain size of the granular crystal was measured with a scanning electron microscope (SEM), and the surface grain size and the interface grain size in a range from the cutting edge on the flank to a position 100 ⁇ m away were obtained.
  • the position immediately above the cutting edge on the flank at the interface and the surface (P11, P14 in FIG. 3), the position 50 ⁇ m away from the cutting edge on the flank (P12, P15), and the position 100 ⁇ m away from the cutting edge. (P13, P16) at three locations, the crystal grain size of all the crystal grains existing within a range of 10 ⁇ m in width is measured, and the average value of the crystal grain sizes measured at the three locations is calculated, and the surface grain size and The interface particle size was determined.
  • the crystal grain length ratio occupied by the crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is expressed as the cutting edge on the flank face at the interface and surface. It was determined by measuring at a total of 6 positions (P11, P14), positions on the flank 50 Pm away from the cutting edge (P12, P15), and positions 100 Pm away from the cutting edge (P13, P16). . Tables 2 and 3 show the values measured and calculated above.
  • the measurement method of the crystal grain size and the measurement method of the crystal grain size length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less are as follows. After polishing the cross section of the flank including the corner portion at the tip of the coated tool, the cross section was observed with an SEM image. As measurement conditions, an observation magnification of 10000 times and an acceleration voltage of 3 kV were used. Each crystal grain formed in a region having a depth of 0.5 ⁇ m from the surface of the hard coating layer was used for measurement. A straight line was drawn parallel to the tool base surface (flank), and the distance between the intersections of the straight line and the crystal grain boundary was defined as the grain size.
  • the position where a straight line was drawn parallel to the tool base surface (flank) was set to the position where the longest crystal grain size was obtained in each crystal grain.
  • the range from the cutting edge on the flank to a position 100 ⁇ m away, and specific measurement points include the position immediately above the cutting edge on the flank, the position 50 ⁇ m away from the cutting edge on the flank, and the position 100 ⁇ m away from the cutting edge.
  • the crystal grain size of the crystal grains present within the range of 10 ⁇ m width was measured at three locations, and the average value of the average crystal grain size at the three locations was defined as the surface grain size.
  • the interface grain size was calculated in the same manner for each crystal grain formed in a region having a thickness of 0.5 ⁇ m from the interface between the tool base and the hard coating layer in the hard coating layer.
  • the measuring method of the crystal grain size length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is obtained by measuring all the measurement data of crystal grain sizes measured at the three interfaces and the three surfaces where the above-mentioned particle size was measured. Use.
  • the sum of the crystal grain sizes of crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less with respect to the sum of all the measured crystal grain diameters was defined as the crystal grain size length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less.
  • Cutting conditions B a side cutting test of high hardness steel (SKD11 (corresponding to AISI D2, HRC60) defined in JIS G4404: 2006) under the following conditions (referred to as cutting conditions B) was performed.
  • Cutting conditions B a side cutting test of high hardness steel (SKD11 (corresponding to AISI D2, HRC60) defined in JIS G4404: 2006) under the following conditions (referred to as cutting conditions B) was performed.
  • the side cutting test is a test in which a side surface of a target work material is processed under the above-described cutting conditions, and the damage state of the tool at that time is evaluated.
  • the coated tool of the present invention (the present invention A1 to A10) has specified the surface grain size and interface grain size of the granular crystal grains of the hard coating layer composed of the (Al, Cr, B) N layer. It is defined in the numerical range.
  • the crystal grain length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less in a range from the cutting edge on the flank to a position 100 ⁇ m away was determined to be 20% or less. Therefore, as shown in Table 4, the coated tool of the present invention (present inventions A1 to A10) exhibited excellent wear resistance as well as excellent chipping resistance in cutting of hardened steel such as hardened steel.
  • the structure of the hard coating layer was outside the range defined in the present invention.
  • the comparative example-coated tools reached the service life in a relatively short time due to occurrence of chipping or a decrease in wear resistance.
  • the round bar sintered body is made of a WC-based cemented carbide having a two-blade ball shape with a cutting edge portion diameter ⁇ length of 6 mm ⁇ 6 mm and a twist angle of 30 degrees by grinding.
  • Tool base (end mill) B1 to B3 and a tool base (end mill) made of a WC-based cemented carbide having a double blade ball shape with a cutting blade portion diameter ⁇ length of 6 mm ⁇ 12 mm and a twist angle of 30 degrees ) B4 to B6 were produced.
  • Each of the tool bases B1 to B6 is ultrasonically cleaned in acetone and dried, and then is a predetermined distance in the radial direction from the central axis on the rotary table 201 of the AIP apparatus 250 shown in FIGS. 5A and 5B. Attached along the outer periphery at a distant position, a Ti cathode electrode 214 for bombard cleaning is arranged on one side of the AIP device 250, and a target (cathode electrode) 213 made of an Al—Cr—Si alloy having a predetermined composition is arranged on the other side. did.
  • the tool base 2 is heated to 400 ° C.
  • the magnetic flux density was measured at intervals of 10 mm on a straight line from the center of the Al—Cr—Si alloy target 213 to the position of the tool base 2 with a magnetic flux density meter.
  • the magnetic flux density is expressed in units of mT (millitesla), and the distance from the target surface to the position of the tool base is expressed in units of mm (millimeters). Further, when the distance from the center of the surface of the target 213 to the position of the tool base 2 is represented on the horizontal axis and the magnetic flux density is represented by a graph on the vertical axis, a value corresponding to the area is defined as an integrated magnetic force (mT ⁇ mm).
  • the position of the tool base 2 was the position closest to the Al—Cr—Si alloy target 213.
  • the magnetic flux density was measured in a state in which a magnetic field was formed and not discharged in advance under atmospheric pressure.
  • nitrogen gas is introduced as a reaction gas into the apparatus to form a reaction atmosphere of 6 Pa, and the temperature of the tool base 2 that rotates while rotating on the rotary table 201 is within a range of 370 to 450 ° C.
  • a DC bias voltage of ⁇ 50 V is applied, and a current of 100 A is passed between the Al—Cr—Si alloy target 213 and the anode electrode to generate an arc discharge, so that the surface of the tool base is formed.
  • a hard coating layer composed of an (Al, Cr, Si) N layer having the composition and target average layer thickness shown in Table 6 was formed by vapor deposition.
  • surface-coated end mills B1 to B10 (hereinafter referred to as the present invention B1 to B10) as the coated tools of the present invention were produced.
  • the content ratio of Cr or Si in the total amount of Al, Cr and Si in the coating layer is out of the range specified in the present invention, and the average layer thickness of the coating layer is out of the range of 2 to 10 ⁇ m.
  • Surface-coated end mills B6 to B10 (hereinafter referred to as comparative examples B6 to B10) were produced.
  • the crystal grain morphology of the hard coating layer in the longitudinal section was observed. It was comprised from the granular crystal structure of this.
  • the aspect ratio was calculated by calculating the ratio of the longest diameter (long side) in the crystal grain cross section to the longest length (short side) of the diameters perpendicular to the longest side as the numerator and the short side as the denominator.
  • the crystal grain size of the granular crystal was measured with a scanning electron microscope (SEM), and the surface grain size and the interface grain size in a range from the cutting edge on the flank to a position 100 ⁇ m away were obtained.
  • the position immediately above the cutting edge on the flank at the interface and the surface (P21, P24 in FIG. 6), the position 50 ⁇ m away from the cutting edge on the flank (P22, P25), and the position 100 ⁇ m away from the cutting edge. (P23, P26) at three locations, the crystal grain size of all the crystal grains existing within a range of 10 ⁇ m in width is measured, and the average value of the crystal grain sizes measured at the three locations is calculated. The interface particle size was determined.
  • the crystal grain length ratio occupied by the crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is expressed as the cutting edge on the flank face at the interface and surface.
  • the measurement method of the crystal grain size and the measurement method of the crystal grain size length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less are as follows. After polishing the cross section of the flank including the corner portion at the tip of the coated tool, the cross section was observed with an SEM image. As measurement conditions, an observation magnification of 10000 times and an acceleration voltage of 3 kV were used. Each crystal grain formed in a region having a depth of 0.5 ⁇ m from the surface of the hard coating layer was used for measurement. A straight line was drawn parallel to the tool base surface (flank), and the distance between the intersections of the straight line and the crystal grain boundary was defined as the grain size.
  • the position where a straight line was drawn parallel to the tool base surface (flank) was set to the position where the longest crystal grain size was obtained in each crystal grain.
  • the range from the cutting edge on the flank to a position 100 ⁇ m away, and specific measurement points include the position immediately above the cutting edge on the flank, the position 50 ⁇ m away from the cutting edge on the flank, and the position 100 ⁇ m away from the cutting edge.
  • the crystal grain size of the crystal grains present within the range of 10 ⁇ m width was measured at three locations, and the average value of the average crystal grain size at the three locations was defined as the surface grain size.
  • the interface grain size was calculated in the same manner for each crystal grain formed in a region having a thickness of 0.5 ⁇ m from the interface between the tool base and the hard coating layer in the hard coating layer.
  • the measuring method of the crystal grain size length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less is obtained by measuring all the measurement data of crystal grain sizes measured at the three interfaces and the three surfaces where the above-mentioned particle size was measured. Use.
  • the sum of the crystal grain sizes of crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less with respect to the sum of all the measured crystal grain diameters was defined as the crystal grain size length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less.
  • high hardness steel corresponding to ISO 40CrMoV5 defined by JIS G4404: 2006
  • cutting conditions A A side cutting test of Rockwell hardness HRC52)
  • Work material-Plane dimensions 100 mm x 250 mm, thickness: 50 mm JIS / SKD61 (HRC52) plate material, Rotational speed: 17000 min.
  • Cutting conditions B a side cutting test of high hardness steel (SKD11 (corresponding to AISI D2, HRC60) defined in JIS G4404: 2006) under the following conditions (referred to as cutting conditions B) was performed.
  • Cutting conditions B a side cutting test of high hardness steel (SKD11 (corresponding to AISI D2, HRC60) defined in JIS G4404: 2006) under the following conditions (referred to as cutting conditions B) was performed.
  • the flank wear width of the cutting edge was measured in any side cutting test. The measurement results are shown in Table 8.
  • the side cutting test is a test in which a side surface of a target work material is processed under the above-described cutting conditions, and the damage state of the tool at that time is evaluated.
  • the coated tool of the present invention (the present invention A1 to A10) has specified the surface grain size and interface grain size of the granular crystal grains of the hard coating layer made of the (Al, Cr, Si) N layer. It is defined in the numerical range.
  • the crystal grain length ratio occupied by crystal grains having a grain size of 0.1 ⁇ m or less in a range from the cutting edge on the flank to a position 100 ⁇ m away was determined to be 20% or less. Therefore, as shown in Table 8, the coated tools of the present invention (present inventions A1 to A10) exhibited excellent wear resistance as well as excellent chipping resistance in cutting of hardened steel such as hardened steel.
  • the comparative example coated tools (Comparative Examples A1 to A10), as shown in Table 7, the structure of the hard coating layer was outside the range defined in the present invention. For this reason, as shown in Table 8, the comparative example coated tools (Comparative Examples A1 to A10) reached the service life in a relatively short time due to occurrence of chipping or a decrease in wear resistance.
  • the coated tool of the present invention exhibits excellent cutting performance over a long period when subjected to cutting of high hardness steel such as hardened steel. It can fully satisfy the labor-saving and energy-saving of cutting and cost reduction.

Abstract

　本発明の表面被覆切削工具は、炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に、平均層厚が２～１０μｍの硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具であって、（ａ）硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物層からなり、かつ、該層においてＡｌとＣｒとＢの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｂの占める含有割合は０．０１～０．１（但し、原子比）であり、（ｂ）上記被覆工具の逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、硬質被覆層は粒状結晶組織を有し、さらに、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径は０．１～０．４μｍであり、また、工具基体と硬質被覆層の界面における粒状結晶粒の平均粒径は、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径より０．０２～０．１μｍ小さく、しかも、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合は２０％以下である。

Description

表面被覆切削工具
　この発明は、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工において、すぐれた耐摩耗性を発揮する硬質被覆層を有する表面被覆切削工具（以下、被覆工具という）に関する。
　本願は、２０１３年３月２２日に日本に出願された特願２０１３－０６１０１１号、２０１３年３月２２日に日本に出願された特願２０１３－０６１０１０号、２０１３年７月２５日に日本に出願された特願２０１３－１５４１１０号、および２０１３年７月２５日に日本に出願された特願２０１３－１５４１１１号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　一般に、被覆工具には、各種の鋼や鋳鉄などの被削材の旋削加工や平削り加工に用いられるバイトの先端部に着脱自在に取り付けられるインサート、前記被削材の穴あけ切削加工などに用いられるドリル、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る。また、被覆工具として、前記インサート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式エンドミル工具などが知られている。
　例えば、特許文献１に示すように、被覆工具として、炭化タングステン（以下、ＷＣで示す）基超硬合金で構成された基体（以下、工具基体という）の表面に、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物［以下、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎで示す］層からなる硬質被覆層を蒸着形成した被覆工具が知られている。かかる従来の被覆工具においては、硬質被覆層を構成する前記（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層が、密着性、耐高温酸化特性、耐摩耗性にすぐれることから、すぐれた切削性能を発揮することが知られている。
　そして、上記従来の被覆工具は、イオンプレーティング法やスパッタリング法により成膜することが知られている。例えば、アークイオンプレーティングによる成膜としては、図１Ａ、Ｂに示すようなアークイオンプレーティング装置１００を用いた方法が知られている。アークイオンプレーティング装置１００は、工具基体（超硬基体）１を載置するための回転テーブル１０１と、工具基体１を加熱するためのヒータ１０２と、反応ガスを導入するための反応ガス導入口１０３と、ガスを系外に排出するための排ガス口１０４と、２つのアノード電極１１１、１１２と、２つのカソード電極１１３、１１４を備える。アノード電極１１１とカソード電極１１３とは装置１００外部のアーク電源１１５に接続され、アノード電極１１２とカソード電極１１４とは装置１００外部のアーク電源１１６に接続され、回転テーブル１０１は装置１００外部のバイアス電源１１７に接続されている。このようなアークイオンプレーティング装置１００内の回転テーブル１０１上に工具基体（超硬基体）１を装着し、ヒータ１０２で工具基体１を５００℃の温度に加熱して、反応ガス導入口１０３から装置１００内に反応ガスとして窒素ガスを導入して、２Ｐａの反応雰囲気とし、一方、上記工具基体１には、バイアス電源１１７から－１００Ｖのバイアス電圧を印加する。このような条件で、アノード電極１１１と所定組成のＡｌ－Ｃｒ－Ｂ合金（Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット）がセットされたカソード電極１１３との間に、アーク電源１１５から９０Ａの電流を供給してアーク放電を発生させて、前記工具基体１の表面に、上記（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎを蒸着形成することにより、被覆工具を製造し得ることも知られている。
　また、特許文献２に示すように、被覆工具として、炭化タングステン（以下、ＷＣで示す）基超硬合金で構成された基体（以下、工具基体という）の表面に、ＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層からなる硬質被覆層を蒸着形成した被覆工具が知られている。かかる従来の被覆工具においては、硬質被覆層を構成する前記ＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層が、密着性、耐高温酸化特性、耐摩耗性にすぐれることから、すぐれた切削性能を発揮することが知られている。
　そして、上記従来の被覆工具は、イオンプレーティング法やスパッタリング法により成膜することが知られている。例えば、アークイオンプレーティングによる成膜としては、図４Ａ、Ｂに示すようなアークイオンプレーティング装置２００を用いた方法が知られている。アークイオンプレーティング装置２００は、工具基体（超硬基体）２を載置するための回転テーブル２０１と、工具基体２を加熱するためのヒータ２０２と、反応ガスを導入するための反応ガス導入口２０３と、ガスを系外に排出するための排ガス口２０４と、２つのアノード電極２１１、２１２と、２つのカソード電極２１３、２１４を備える。アノード電極２１１とカソード電極２１３とは装置２００外部のアーク電源２１５に接続され、アノード電極２１２とカソード電極２１４とは装置２００外部のアーク電源２１６に接続され、回転テーブル２０１は装置２００外部のバイアス電源２１７に接続されている。このようなアークイオンプレーティング装置２００内の回転テーブル２０１上に工具基体（超硬基体）２を装着し、ヒータ２０２で工具基体２を５００℃の温度に加熱して、反応ガス導入口２０３から装置２００内に反応ガスとして窒素ガスを導入して、２Ｐａの反応雰囲気とし、一方、上記工具基体２には、バイアス電源２１７から－１００Ｖのバイアス電圧を印加する。このような条件で、アノード電極２１１と所定組成のＡｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金（Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲット）がセットされたカソード電極２１３との間に、アーク電源２１５から９０Ａの電流を供給してアーク放電を発生させて、前記工具基体２の表面に、上記ＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物を蒸着形成することにより、被覆工具を製造し得ることも知られている。
　ところで、被覆工具においては、その切削性能、特に、耐チッピング性、耐摩耗性等、のより一層の改善を図るべく、硬質被覆層の組織構造について種々の提案がなされている。
　例えば、特許文献３には、すくい面での被覆層の欠損を抑制して耐欠損性を向上させ、また、逃げ面における耐摩耗性を向上させた被覆工具として、以下のような被覆工具（エンドミル）が記載されている。すなわち、被覆層を柱状結晶で構成し、すくい面における被覆層厚は逃げ面での被覆層厚よりも薄く、被覆層基体側の下層領域と平均結晶幅が当該下層領域の平均結晶幅よりも大きい被覆層表面側の上層領域との２つの層領域にて被覆層が構成され、すくい面での被覆層厚に対する上層領域の厚みの比率が、逃げ面での被覆層厚に対する上層領域の厚みの比率よりも小さく、すくい面での柱状結晶の平均結晶幅が逃げ面での柱状結晶の平均結晶幅より小さい被覆工具（エンドミル）が記載されている。
　また、例えば、特許文献４には、耐摩耗性と靭性とを両立させたとともに、基材との密着性にも優れた被膜を備えた被覆工具として、以下のような被覆工具が記載されている。すなわち、基材上に形成された被膜は、第１被膜層を含み、該第１被膜層は、微細組織領域と粗大組織領域とを含み、該微細組織領域は、それを構成する化合物の平均結晶粒径が１０～２００ｎｍであり、かつ該第１被膜層の表面側から該第１被膜層の全体の厚みに対して５０％以上の厚みとなる範囲を占めて存在し、かつ－４ＧＰａ以上－２ＧＰａ以下の範囲の平均圧縮応力を有し、該第１被膜層は、その厚み方向に応力分布を有しており、その応力分布において２つ以上の極大値または極小値を持ち、それらの極大値または極小値は厚み方向表面側に位置するものほど高い圧縮応力を有する被覆工具が記載されている。
特許第３６６９７００号公報 特許第３５９８０７４号公報 特開２００８－２９６２９０号公報 特開２０１１－６７８８３号公報
　近年の切削加工装置の高性能化はめざましく、一方で切削加工に対する省力化および省エネ化、さらに低コスト化の要求は強く、これに伴い、切削加工は一段と厳しい切削条件下で行われるようになってきている。
　上記従来の被覆工具においては、ある程度の耐チッピング性、耐欠損性、耐摩耗性の改善は図り得る。しかしながら、これらを焼入れ鋼等の高硬度鋼の一段と厳しい切削加工に用いた場合には、チッピング等の異常損傷が発生しやすく、また、摩耗が激しい。この結果、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。
　本発明は、このような事情に鑑みてなされたもので、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工においても、異常損傷を発生することなく耐摩耗性にもすぐれ、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を発揮する表面被覆切削工具を提供することを目的とする。
　本発明者等は、上記目的を達成すべく、硬質被覆層の結晶組織構造について鋭意研究を行った結果、以下の知見を得た。
　従来、被覆工具を作製するにあたり、硬質被覆層の形成手段としては、ＣＶＤ法、ＰＶＤ法等が一般的に採用されている。例えば、ＰＶＤ法の一種であるアークイオンプレーティング法（以下、ＡＩＰ法という）により（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎからなる硬質被覆層を成膜する際には、工具基体を装置内に装入し、所定のバイアス電圧を印加するとともに、装置内を所定温度に加熱した状態で、アノード電極と所定組成のＡｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲットとの間に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、所定圧の反応雰囲気中で蒸着することによって、硬質被覆層を成膜していた（図１Ａ、Ｂ参照）。
　本発明者らは、上記従来のＡＩＰ法による（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎからなる硬質被覆層の成膜に際し、工具基体とターゲット間に磁場をかけ、硬質被覆層の組織構造に及ぼす磁場の影響を調査検討したところ、ＡＩＰ法による硬質被覆層の成膜を所定強度の磁場中で行うことによって、硬質被覆層を構成する粒状結晶粒の結晶粒径を調整することができることを見出した。そして、このようにして硬質被覆層の結晶粒径を適正化した（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎからなる硬質被覆層を備えた被覆工具は、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工において、すぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮し、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を発揮することを、本発明者らは見出した。
　この発明の第一の態様は、上記の知見に基づいてなされたものであって、以下の特徴を有する表面被覆切削工具である。
「炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に、平均層厚が２～１０μｍの硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
（ａ）硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物層からなり、かつ、該層においてＡｌとＣｒとＢの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｂの占める含有割合は０．０１～０．１（但し、原子比）であり、
（ｂ）上記被覆工具の逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、硬質被覆層は粒状結晶組織を有し、さらに、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径は０．１～０．４μｍであり、また、工具基体と硬質被覆層の界面における粒状結晶粒の平均粒径は、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径より０．０２～０．１μｍ小さく、しかも、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合は２０％以下であることを特徴とする表面被覆切削工具。」
　また、従来、被覆工具を作製するにあたり、硬質被覆層の形成手段としては、ＣＶＤ法、ＰＶＤ法等が一般的に採用されている。ＰＶＤ法の一種であるアークイオンプレーティング法（以下、ＡＩＰ法という）によりＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物［以下、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎで示す］からなる硬質被覆層を成膜する際には、工具基体を装置内に装入し、所定のバイアス電圧を印加するとともに、装置内を所定温度に加熱した状態で、アノード電極と所定組成のＡｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲットとの間に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、所定圧の反応雰囲気中で蒸着することによって、硬質被覆層を成膜していた（図４Ａ、Ｂ参照）。
　本発明者らは、上記従来のＡＩＰ法による（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎからなる硬質被覆層の成膜に際し、工具基体とターゲット間に磁場をかけ、硬質被覆層の組織構造に及ぼす磁場の影響を調査検討したところ、ＡＩＰ法による硬質被覆層の成膜を所定強度の磁場中で行うことによって、硬質被覆層を構成する粒状結晶粒の結晶粒径を調整することができることを見出した。そして、このようにして硬質被覆層の結晶粒径を適正化した（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎからなる硬質被覆層を備えた被覆工具は、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工において、すぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮し、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を発揮することを、本発明者らは見出した。
　この発明の第二の態様は、上記の知見に基づいてなされたものであって、以下の特徴を有する表面被覆切削工具である。
「炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に、平均層厚が２～１０μｍの硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
（ａ）硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層からなり、かつ、該層においてＡｌとＣｒとＳｉの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｓｉの占める含有割合は０．０１～０．１５（但し、原子比）であり、
（ｂ）上記被覆工具の逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、硬質被覆層は粒状結晶組織を有し、さらに、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径は０．１～０．４μｍであり、また、工具基体と硬質被覆層の界面における粒状結晶粒の平均粒径は、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径より０．０２～０．１μｍ小さく、しかも、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合は２０％以下であることを特徴とする表面被覆切削工具。」
　本発明の第一及び第二の態様において、上記被覆工具の逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、結晶粒の平均アスペクト比が１以上６以下であることが好ましい。
　この発明の第三の態様は、以下の特徴を有する表面被覆切削工具の製造方法である。
「炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具の製造方法であって、
　前記硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物層からなり、かつ、該層においてＡｌとＣｒとＢの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｂの占める含有割合は０．０１～０．１（但し、原子比）であり、
　前記工具基体の温度を３７０～４５０℃に維持し、前記工具基体を自公転させ、Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲットと前記工具基体との間に積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍの磁場を印加しながら、前記硬質被覆層を前記工具基体表面に蒸着する表面被覆切削工具の製造方法。」
　この発明の第四の態様は、以下の特徴を有する表面被覆切削工具の製造方法である。
「炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具の製造方法であって、
　前記硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層からなり、かつ、該層においてＡｌとＣｒとＳｉの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｓｉの占める含有割合は０．０１～０．１５（但し、原子比）であり、
　前記工具基体の温度を３７０～４５０℃に維持し、前記工具基体を自公転させ、Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲットと前記工具基体との間に積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍの磁場を印加しながら、前記硬質被覆層を前記工具基体の表面に蒸着する表面被覆切削工具の製造方法。」
　本発明の第三及び第四の態様において、前記硬質被覆層を前記工具基体の表面に蒸着しつつ、前記工具基体にバイアス電圧を印加することが好ましい。
　また、本発明の第三及び第四の態様において、前記硬質被覆層を前記工具基体の表面に蒸着する前に、前記工具基体にバイアス電圧を印加しながら、Ｔｉ電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させることにより、前記工具基体の表面をボンバード洗浄することが好ましい。
　この発明の第一の態様の被覆工具は、所定組成の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層が、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては粒状結晶組織で構成され、しかも、表面粒径は０．１～０．４μｍ、また、界面粒径は、表面粒径より０．０２～０．１μｍ小さく、また、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合は２０％以下となっている。このような構成により、第一の態様の被覆工具は、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工において、すぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮し、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を発揮する。
　この発明の第二の態様の被覆工具は、所定組成の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層が、刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては粒状結晶組織で構成され、しかも、表面粒径は０．１～０．４μｍ、また、界面粒径は、表面粒径より０．０２～０．１μｍ小さく、また、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合は２０％以下となっている。このような構成により、第二の態様の被覆工具は、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工において、すぐれた耐チッピング性、耐摩耗性を発揮し、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を発揮する。
従来のＡＩＰ装置の概略説明図の平面図を示す。 従来のＡＩＰ装置の概略説明図の側面図を示す。 第一の実施形態に係る被覆工具を作製するための、ＡＩＰ装置の概略説明図の平面図を示す。 第一の実施形態に係る被覆工具を作製するための、ＡＩＰ装置の概略説明図の側面図を示す。 第一の実施形態に係る被覆工具の縦断面概略説明図を示す。 従来のＡＩＰ装置の概略説明図の平面図を示す。 従来のＡＩＰ装置の概略説明図の側面図を示す。 第二の実施形態に係る被覆工具を作製するための、ＡＩＰ装置の概略説明図の平面図を示す。 第二の実施形態に係る被覆工具を作製するための、ＡＩＰ装置の概略説明図の側面図を示す。 第二の実施形態に係る被覆工具の縦断面概略説明図を示す。
（第一の実施形態）
　つぎに、この発明の第一の実施形態に係る被覆工具について詳細に説明する。
硬質被覆層の種別、平均層厚：
　本実施形態に係る硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物層（（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層）からなる。
　Ａｌ成分には高温硬さと耐熱性を向上させる作用があり、Ｃｒ成分には高温強度を向上させる作用があり、ＣｒとＡｌにはこれらが含有されて共存することによって高温耐酸化性を向上させる作用がある。さらに、Ｂ成分には硬質被覆層の耐摩耗性を向上させると同時に被削材との反応性を低下させる作用がある。これらの作用から、上記（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層は、高温硬さ、耐熱性、高温強度にすぐれた硬質被覆層として既によく知られている。
　本実施形態では、ＡｌとＣｒとＢの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｂの占める含有割合は０．０１～０．１（但し、原子比）としている。Ｃｒの含有割合が０．２未満では、六方晶結晶構造の割合が増加するため硬さが低下する。一方、Ｃｒの含有割合（原子比）が０．４５を越えると、相対的にＡｌの含有割合が少なくなり、耐熱性の低下を招き、その結果、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性が劣化する。このため、ＡｌとＣｒとＢとの合量に占めるＣｒの含有割合（原子比）は、０．２～０．４５であることが必要である。
　また、ＡｌとＣｒとＢの合量に占めるＢの含有割合が０．０１未満の場合には、耐摩耗性の向上を期待することはできない。一方、Ｂの含有割合が０．１を超えるような場合には、Ｃ層中に低靭性の析出物が形成され、素地が脆化傾向を示すようになる。このため、Ｂの含有割合（原子比）は０．０１～０．１とすることが必要である。
　さらに、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層の平均層厚は、２μｍ未満では、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮することができず、工具寿命が短くなる原因となる。一方、その平均層厚が１０μｍを越えると、膜が自己破壊し易くなる。このため、その平均層厚は２～１０μｍとすることが必要である。
（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層の層構造：
　本実施形態では、上記（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を粒状結晶として成膜する。さらに、硬質被覆層表面における結晶粒の平均結晶粒径（以下、単に「表面粒径」という）を０．１～０．４μｍとする。一方、工具基体と硬質被覆層の界面における硬質被覆層の結晶粒の平均結晶粒径（以下、単に「界面粒径」という）が、表面粒径より０．０２～０．１μｍ小さくなるように成膜し、表面粒径と界面粒径とが互いに異なる結晶組織構造を有する硬質被覆層を形成する。
　ここで、「工具基体と硬質被覆層の界面における硬質被覆層の結晶粒」とは、硬質被覆層内における工具基体と硬質被覆層の界面から厚さ０．５μｍの硬質被覆層内部の領域に形成されている結晶粒を意味し、また、「硬質被覆層表面における結晶粒」とは、硬質被覆層の表面から深さ０．５μｍの領域に形成されている結晶粒を意味する。
　また、ここで「粒状結晶」とはアスペクト比が１以上６以下の結晶粒を意味する。アスペクト比は、工具基体の表面（逃げ面）に垂直な結晶粒断面で最も長い直径（長辺）とそれに垂直な直径のうち最長のもの（短辺）の長さの比を、長辺を分子、短辺を分母として算出するものとする。
　平均結晶粒径について、具体的に説明すれば、次のとおりである。
　硬質被覆層表面における結晶粒の平均結晶粒径（表面粒径）が０．１μｍ未満であると、層中に含有される粒界が多くなるため、切削加工時に相対的に粒内よりも脆い粒界部分での破壊が生じやすくなる。この結果、耐摩耗性が悪化する。一方、表面粒径が０．４μｍを超えると、層中に含有される粒界が少ないために、切削加工時に局所的に粒界に負荷がかかりやすい。このため、クラックが発生した場合に進展しやすく、耐チッピング性が悪化する。そのため、切削加工時に長期の使用にわたって十分な耐摩耗性、または耐チッピング性を発揮することができなくなる。以上より、表面粒径を０．１～０．４μｍと定めた。
　工具基体と硬質被覆層の界面における硬質被覆層の結晶粒の平均結晶粒径（界面粒径）については、表面粒径よりも０．０２～０．１μｍだけ小さい値とすることが必要である。その技術的な理由は、表面粒径より０．１μｍを超えて界面粒径が小さい場合には、硬質被覆層表面と界面の領域の平均粒径の差に起因して、表面と界面の領域との耐摩耗性の差に起因して、切削加工時に摩耗やチッピングが発生しやすくなり、切削性能が悪化する。
　一方、界面粒径と表面粒径との差が０．０２μｍより小さい場合には、表面と界面とで平均粒径が互いに同等であることに起因して耐摩耗性が同等となり、切削を行った際に、上述の耐摩耗性の向上の作用を付与できない。
　なお、本実施形態では、表面粒径よりも界面粒径を０．０２～０．１μｍ小さい値にする事で、切削加工時に硬質被覆層表面での耐摩耗性を向上させる効果と、界面領域での耐チッピング性を向上させる効果を相乗させることができる。この結果、長期の使用にわたって十分な耐摩耗性、または耐チッピング性を発揮させることが可能となる。
　粒径の測定方法を以下に記述する。
　工具基体刃先から逃げ面側の断面を切り出し、その断面をＳＥＭにより観察する。この断面は、図３に示すように、工具基体１の逃げ面１２に垂直な面である。逃げ面１２上の硬質被覆層１４の表面から深さ０．５μｍの領域に形成されている各結晶粒を用い、逃げ面１２と平行に直線を引き、直線と結晶粒界との交点間の距離を粒径と定義する。なお、逃げ面１２と平行に直線を引く位置は、各結晶粒において最長の結晶粒径となる位置とする。逃げ面１２上の刃先１２１から１００μｍ離れた位置までの範囲において結晶粒径を測定し、その結晶粒径の平均値を表面粒径とする。より具体的にいえば、逃げ面１２上の刃先１２１の直上の位置Ｐ１１、及び逃げ面１２上において刃先１２１から５０μｍ離れた位置Ｐ１２、及び刃先１２１から１００μｍ離れた位置Ｐ１３の３箇所で、幅１０μｍの範囲内に存在する結晶粒の結晶粒径を測定し、さらに、その３箇所での全結晶粒径の平均値を表面粒径とする。また、硬質被覆層１４内における工具基体１（逃げ面１２）と硬質被覆層１４の界面から厚さ０．５μｍの領域に形成されている各結晶粒においても同様の方法にて界面粒径を算出する。
　また、逃げ面１２上の刃先１２１から１００μｍ離れた位置までの範囲（具体的に測定するのは、逃げ面上の刃先直上の位置Ｐ１１、及び逃げ面上において刃先から５０μｍ離れた位置Ｐ１２、及び刃先から１００μｍ離れた位置Ｐ１３の３箇所）においては、表面粒径および界面粒径のいずれについても、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合は２０％以下であることが必要である。粒径が０．１μｍ以下の微細結晶粒が２０％を超えて形成されている場合には、層中に含有される粒界が多くなるため、切削加工時に相対的に粒内よりも脆い粒界部分での破壊が生じやすく、耐摩耗性が悪化する。
　ここで「粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とは、複数の結晶粒の粒径を測定し、測定された全ての結晶粒径の和に対する０．１μｍ以下の粒径を有する結晶粒の結晶粒径の和の割合を示す。
　図３に示すように、点線部（Ｐ１１～Ｐ１６）に存在する結晶粒を用いて、各結晶粒径を測定後、表面粒径、界面粒径、粒径０．１μｍ以下の結晶粒径長割合を算出する。なお、点線部の幅は各１０μｍとする。また、「刃先」とは、図３に示すように、「工具基体１の切れ刃先端のコーナー部１５の円錐形状（曲線状）となっている部分を除いた、直線状切れ刃の最も先端に近い部分」であると、本発明では定義する。すなわち、逃げ面１２の刃先１２１とは、ＳＥＭ観察面上において、逃げ面１２の直線状部分と曲線部分との変曲点であり、逃げ面１２の直線部からの延長線Ｌ１２と、コーナー部との接点である。なお、図３中の符号１３はすくい面、１３１はすくい面刃先、Ｌ１３はすくい面の直線部からの延長線である。
硬質被覆層の蒸着形成：
　本実施形態の硬質被覆層１４は、図２Ａ、Ｂに示すようなアークイオンプレーティング装置（ＡＩＰ装置）１５０を用いて工具基体１に蒸着する。なお、図２Ａ、Ｂにおいて、図１Ａ、Ｂと共通する部分、若しくは同等の機能を有する部分には同じ符号を付している。工具基体１の温度を３７０～４５０℃に維持しつつ、工具基体１をＡＩＰ装置１５０内で自公転させ、ターゲット表面中心とターゲットに最近接した工具基体１との間に所定の磁場（積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍ）を印加しながら蒸着することによって、硬質被覆層１４を形成することができる。
　例えば、ＡＩＰ装置１５０内部の一方には基体洗浄用のＴｉ電極からなるカソード電極１１４を、他方にはＡｌ－Ｃｒ－Ｂ合金からなるターゲット（カソード電極）１１３を設ける。すなわち、回転テーブル１０１を挟んで対向する位置にカソード電極１１３、１１４を配置する。
　まず、炭化タングステン（ＷＣ）基超硬合金からなる工具基体１を洗浄・乾燥し、ＡＩＰ装置１５０内の回転テーブル１０１上に装着し、アーク電源１１６により真空中で基体洗浄用のＴｉ電極１１４とアノード電極１１２との間に１００Ａのアーク放電を発生させて、バイアス電源１１７により工具基体１に－１０００Ｖのバイアス電圧を印加しつつ工具基体１表面をボンバード洗浄する。
　ついで、Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット１１３の表面中心からターゲットに最近接した工具基体１までの積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍとなる磁場を印加する。
　ついで、装置１５０内に反応ガス導入口２０３から反応ガスとして窒素ガスを導入して、装置１５０内を６Ｐａの雰囲気圧力とし、工具基体１の温度を３７０～４５０℃に維持し、バイアス電源１１７により工具基体１に－５０Ｖのバイアス電圧を印加しつつ、アーク電源１１５によりＡｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット（カソード電極）１１３とアノード電極１１１との間に１００Ａのアーク放電を発生させる。工具基体１がターゲット１１３に最接近した際には、逃げ面１２の一部又は全部とターゲット１１３の表面が水平となるように、回転テーブル１０１上で工具基体１を支持して自公転させつつ蒸着する。以上のような方法により、本実施形態の層構造を有する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することができる。
　なお、上記のＡｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット１１３と工具基体１との間での磁場の印加は、例えば、カソード電極１１３周辺、具体的には、図２Ａ、Ｂの符号１１８に示す位置に磁場発生源である電磁コイル又は永久磁石を設置する、あるいは、ＡＩＰ装置１５０の内部、中心部に永久磁石を配置する等、任意の手段で磁場を形成することができる。
　ここで本実施形態における積算磁力は、以下の算出方法により算出する。
　磁束密度計にて、Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット１１３中心から工具基体１の位置までの直線上を１０ｍｍ間隔で磁束密度を測定する。磁束密度は単位ｍＴ（ミリテスラ）で表し、ターゲット１１３表面中心から工具基体１の位置までの距離は単位ｍｍ（ミリメートル）で表す。さらに、ターゲット１１３表面中心から工具基体１の位置までの距離を横軸とし、磁束密度を縦軸のグラフで表現した場合、面積に相当する値を積算磁力（ｍＴ×ｍｍ）と定義する。
　ここで工具基体１の位置は、Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲットに最近接する位置とする。なお、磁束密度の測定は磁場を形成している状態であれば、放電中でなくても良く、例えば大気圧下にて放電させていない状態で測定しても良い。また、「ターゲット中心」若しくは「ターゲット表面中心」とは、ターゲットが円形であれば、円の中心がターゲット中心であり、ターゲットが長方形であれば、対角線の交点がターゲット中心である。
（第二の実施形態）
　つぎに、この発明の第二の実施形態に係る被覆工具について詳細に説明する。
硬質被覆層の種別、平均層厚：
　本実施形態に係る硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層（（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層）からなる。
　Ａｌ成分には高温硬さと耐熱性を向上させる作用があり、Ｃｒ成分には高温強度を向上させる作用があり、ＣｒとＡｌにはこれらが含有されて共存することによって高温耐酸化性を向上させる作用がある。さらに、Ｓｉ成分には硬質被覆層の耐塑性変形性を向上させる作用がある。これらの作用から、上記（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層は、高温硬さ、耐熱性、高温強度にすぐれた硬質被覆層として既によく知られている。
　本実施形態では、ＡｌとＣｒとＳｉの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｓｉの占める含有割合は０．０１～０．１５（但し、原子比）としている。Ｃｒの含有割合が０．２未満では、六方晶結晶構造の割合が増加するため硬さが低下する。一方、Ｃｒの含有割合（原子比）が０．４５を越えると、相対的にＡｌの含有割合が少なくなり、耐熱性の低下を招き、その結果、偏摩耗の発生、熱塑性変形の発生等により耐摩耗性が劣化する。このため、ＡｌとＣｒとＳｉとの合量に占めるＣｒの含有割合（原子比）は、０．２～０．４５であることが必要である。
　また、ＡｌとＣｒとＳｉの合量に占めるＳｉの含有割合が０．０１未満の場合には、耐塑性変形性の向上を期待することはできない。一方、Ｓｉの含有割合が０．１５を超えるような場合には、層の硬さが向上するものの脆化傾向を示すようになる。このため、Ｓｉの含有割合（原子比）は０．０１～０．１５とすることが必要である。
　さらに、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層の平均層厚は、２μｍ未満では、すぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮することができず、工具寿命が短くなる原因となる。一方、その平均層厚が１０μｍを越えると、膜が自己破壊し易くなる。このため、その平均層厚は２～１０μｍとすることが必要である。
（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層の層構造：
　本実施形態では、上記（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層を粒状結晶として成膜する。さらに、硬質被覆層表面における結晶粒の平均結晶粒径（以下、単に「表面粒径」という）を０．１～０．４μｍとする。一方、工具基体と硬質被覆層の界面における硬質被覆層の結晶粒の平均結晶粒径（以下、単に「界面粒径」という）が、表面粒径より０．０２～０．１μｍ小さくなるように成膜し、表面粒径と界面粒径とが互いに異なる結晶組織構造を有する硬質被覆層を形成する。
　ここで、「工具基体と硬質被覆層の界面における硬質被覆層の結晶粒」とは、硬質被覆層内における工具基体と硬質被覆層の界面から厚さ０．５μｍの硬質被覆層内部の領域に形成されている結晶粒を意味し、また、「硬質被覆層表面における結晶粒」とは、硬質被覆層の表面から深さ０．５μｍの領域に形成されている結晶粒を意味する。
　また、ここで「粒状結晶」とはアスペクト比が１以上６以下の結晶粒を意味する。アスペクト比は、工具基体の表面（逃げ面）に垂直な結晶粒断面で最も長い直径（長辺）とそれに垂直な直径のうち最長のもの（短辺）の長さの比を、長辺を分子、短辺を分母として算出するものとする。
　平均結晶粒径について、具体的に説明すれば、次のとおりである。
　硬質被覆層表面における結晶粒の平均結晶粒径（表面粒径）が０．１μｍ未満であると、層中に含有される粒界が多くなるため、切削加工時に相対的に粒内よりも脆い粒界部分での破壊が生じやすくなる。この結果、耐摩耗性が悪化する。一方、表面粒径が０．４μｍを超えると、層中に含有される粒界が少ないために、切削加工時に局所的に粒界に負荷がかかりやすい。このため、クラックが発生した場合に進展しやすく、耐チッピング性が悪化する。そのため、切削加工時に長期の使用にわたって十分な耐摩耗性、または耐チッピング性を発揮することができなくなる。以上より、表面粒径を０．１～０．４μｍと定めた。
　工具基体と硬質被覆層の界面における硬質被覆層の結晶粒の平均結晶粒径（界面粒径）については、表面粒径よりも０．０２～０．１μｍだけ小さい値とすることが必要である。その技術的な理由は、表面粒径より０．１μｍを超えて界面粒径が小さい場合には、硬質被覆層表面と界面の領域の平均粒径の差に起因して、表面と界面の領域との耐摩耗性の差に起因して、切削加工時に摩耗やチッピングが発生しやすくなり、切削性能が悪化する。
　一方、界面粒径と表面粒径との差が０．０２μｍより小さい場合には、表面と界面とで平均粒径が互いに同等であることに起因して耐摩耗性が同等となり、切削を行った際に、上述の耐摩耗性の向上の作用を付与できない。
　なお、本実施形態では、表面粒径よりも界面粒径を０．０２～０．１μｍ小さい値にする事で、切削加工時に硬質被覆層表面での耐摩耗性を向上させる効果と、界面領域での耐チッピング性を向上させる効果を相乗させることができる。この結果、長期の使用にわたって十分な耐摩耗性、または耐チッピング性を発揮させることが可能となる。
　粒径の測定方法を以下に記述する。
　工具基体刃先から逃げ面側の断面を切り出し、その断面をＳＥＭにより観察する。この断面は、図６に示すように、工具基体２の逃げ面２２に垂直な面である。逃げ面２２上の硬質被覆層２４の表面から深さ０．５μｍの領域に形成されている各結晶粒を用い、逃げ面２２と平行に直線を引き、直線と結晶粒界との交点間の距離を粒径と定義する。なお、逃げ面２２と平行に直線を引く位置は、各結晶粒において最長の結晶粒径となる位置とする。逃げ面２２上の刃先２２１から１００μｍ離れた位置までの範囲において結晶粒径を測定し、その結晶粒径の平均値を表面粒径とする。より具体的にいえば、逃げ面２２上の刃先２２１の直上の位置Ｐ２１、及び逃げ面２２上において刃先２２１から５０μｍ離れた位置Ｐ２２、及び刃先２２１から１００μｍ離れた位置Ｐ２３の３箇所で、幅１０μｍの範囲内に存在する結晶粒の結晶粒径を測定し、さらに、その３箇所での全結晶粒径の平均値を表面粒径とする。また、硬質被覆層２４内における工具基体２（逃げ面２２）と硬質被覆層２４の界面から厚さ０．５μｍの領域に形成されている各結晶粒においても同様の方法にて界面粒径を算出する。
　また、逃げ面２２上の刃先２２１から１００μｍ離れた位置までの範囲（具体的に測定するのは、逃げ面上の刃先２２１直上の位置Ｐ２１、及び逃げ面上において刃先から５０μｍ離れた位置Ｐ２２、及び刃先から１００μｍ離れた位置Ｐ２３の３箇所）においては、表面粒径および界面粒径のいずれについても、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合は２０％以下であることが必要である。粒径が０．１μｍ以下の微細結晶粒が２０％を超えて形成されている場合には、層中に含有される粒界が多くなるため、切削加工時に相対的に粒内よりも脆い粒界部分での破壊が生じやすく、耐摩耗性が悪化する。
　ここで「粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合」とは、複数の結晶粒の粒径を測定し、測定された全ての結晶粒径の和に対する０．１μｍ以下の粒径を有する結晶粒の結晶粒径の和の割合を示す。
　図６に示すように、点線部（Ｐ２１～Ｐ２６）に存在する結晶粒を用いて、各結晶粒径を測定後、表面粒径、界面粒径、粒径０．１μｍ以下の結晶粒径長割合を算出する。なお、点線部の幅は各１０μｍとする。また、「刃先」とは、図６に示すように、「工具基体２の切れ刃先端のコーナー部２５の円錐形状（曲線状）となっている部分を除いた、直線状切れ刃の最も先端に近い部分」であると、本発明では定義する。すなわち、逃げ面２２の刃先２２１とは、ＳＥＭ観察面上において、逃げ面２２の直線状部分と曲線部分との変曲点であり、逃げ面２２の直線部からの延長線Ｌ２２と、コーナー部との接点である。なお、図６中の符号２３はすくい面、２３１はすくい面刃先、Ｌ２３はすくい面の直線部からの延長線である。
硬質被覆層の蒸着形成：
　本実施形態の硬質被覆層２４は、図５Ａ、Ｂに示すようなアークイオンプレーティング装置（ＡＩＰ装置）２５０を用いて工具基体２に蒸着する。なお、図５Ａ、Ｂにおいて、図４Ａ、Ｂと共通する部分、若しくは同等の機能を有する部分には同じ符号を付している。工具基体２の温度を３７０～４５０℃に維持しつつ、工具基体２をＡＩＰ装置２５０内で自公転させ、ターゲット表面中心とターゲットに最近接した工具基体２との間に所定の磁場（積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍ）を印加しながら蒸着することによって、硬質被覆層２４を形成することができる。
　例えば、ＡＩＰ装置２５０内部の一方には基体洗浄用のＴｉ電極からなるカソード電極２１４を、他方にはＡｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金からなるターゲット（カソード電極）２１３を設ける。すなわち、回転テーブル２０１を挟んで対向する位置にカソード電極２１３、２１４を配置する。
　まず、炭化タングステン（ＷＣ）基超硬合金からなる工具基体２を洗浄・乾燥し、ＡＩＰ装置２５０内の回転テーブル２０１上に装着し、アーク電源２１６により真空中で基体洗浄用のＴｉ電極２１４とアノード電極２１２との間に１００Ａのアーク放電を発生させて、バイアス電源２１７により工具基体２に－１０００Ｖのバイアス電圧を印加しつつ工具基体２表面をボンバード洗浄する。
　ついで、Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲット２１３の表面中心からターゲットに最近接した工具基体２までの積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍとなる磁場を印加する。
　ついで、装置２５０内に反応ガス導入口２０３から反応ガスとして窒素ガスを導入して、装置２５０内を６Ｐａの雰囲気圧力とし、工具基体２の温度を３７０～４５０℃に維持し、バイアス電源２１７により工具基体２に－５０Ｖのバイアス電圧を印加しつつ、アーク電源２１５によりＡｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲット（カソード電極）２１３とアノード電極２１１との間に１００Ａのアーク放電を発生させる。工具基体２がターゲット２１３に最接近した際には、逃げ面２２の一部又は全部とターゲット２１３の表面が水平となるように、回転テーブル２０１上で工具基体２を支持して自公転させつつ蒸着する。以上のような方法により、本実施形態の層構造を有する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成することができる。
　なお、上記のＡｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲット２１３と工具基体２との間での磁場の印加は、例えば、カソード電極２１３周辺、具体的には、図５Ａ、Ｂの符号２１８に示す位置に磁場発生源である電磁コイル又は永久磁石を設置する、あるいは、ＡＩＰ装置２５０の内部、中心部に永久磁石を配置する等、任意の手段で磁場を形成することができる。
　ここで本実施形態における積算磁力は、以下の算出方法により算出する。
　磁束密度計にて、Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲット２１３中心から工具基体２の位置までの直線上を１０ｍｍ間隔で磁束密度を測定する。磁束密度は単位ｍＴ（ミリテスラ）で表し、ターゲット２１３表面中心から工具基体２の位置までの距離は単位ｍｍ（ミリメートル）で表す。さらに、ターゲット２１３表面中心から工具基体２の位置までの距離を横軸とし、磁束密度を縦軸のグラフで表現した場合、面積に相当する値を積算磁力（ｍＴ×ｍｍ）と定義する。
　ここで工具基体２の位置は、Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲットに最近接する位置とする。なお、磁束密度の測定は磁場を形成している状態であれば、放電中でなくても良く、例えば大気圧下にて放電させていない状態で測定しても良い。また、「ターゲット中心」若しくは「ターゲット表面中心」とは、ターゲットが円形であれば、円の中心がターゲット中心であり、ターゲットが長方形であれば、対角線の交点がターゲット中心である。
　つぎに、この発明の被覆工具を実施例により具体的に説明する。
　原料粉末として、平均粒径：５．５μｍを有する中粗粒ＷＣ粉末、同０．８μｍの微粒ＷＣ粉末、同１．３μｍのＴａＣ粉末、同１．２μｍのＮｂＣ粉末、同１．２μｍのＺｒＣ粉末、同２．３μｍのＣｒ３Ｃ２粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ［質量比で、ＴｉＣ／ＷＣ＝５０／５０］粉末、および同１．８μｍのＣｏ粉末を用意し、これら原料粉末をそれぞれ表１に示される配合組成に配合し、さらにワックスを加えてアセトン中で２４時間ボールミル混合し、減圧乾燥した。その後、１００ＭＰａの圧力で所定形状の各種の圧粉体に押出しプレス成形し、これらの圧粉体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／分の昇温速度で１３７０～１４７０℃の範囲内の所定の温度に昇温し、この温度に１時間保持した。その後、炉冷の条件で焼結して、直径が１０ｍｍの工具基体形成用丸棒焼結体を形成した。さらに前記丸棒焼結体から、研削加工にて、切刃部の直径×長さが６ｍｍ×６ｍｍの寸法で、ねじれ角３０度の２枚刃ボール形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体（エンドミル）Ａ１～Ａ３、および切刃部の直径×長さが６ｍｍ×１２ｍｍの寸法で、ねじれ角３０度の２枚刃ボール形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体（エンドミル）Ａ４～Ａ６をそれぞれ製造した。
（ａ）上記の工具基体Ａ１～Ａ６のそれぞれを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図２Ａ、Ｂに示すＡＩＰ装置１５０の回転テーブル１０１上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、ＡＩＰ装置１５０の一方にボンバード洗浄用のＴｉカソード電極１１４を、他方側に所定組成のＡｌ－Ｃｒ－Ｂ合金からなるターゲット（カソード電極）１１３を配置した。
（ｂ）まず、装置１５０内を排気して真空に保持しながら、ヒータ１０２で工具基体１を４００℃に加熱した後、前記回転テーブル１０１上で自転しながら回転する工具基体１に－１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ、Ｔｉカソード電極１１４とアノード電極１１２との間に１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって工具基体１表面をボンバード洗浄した。
（ｃ）ついで、上記Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット１１３の表面中心から工具基体１までの積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍの範囲内となるように種々の磁場を印加した。
　ここで積算磁力の算出方法を以下に記述する。磁束密度計にて、Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット１１３中心から工具基体１の位置までの直線上を１０ｍｍ間隔で磁束密度を測定した。磁束密度は単位ｍＴ（ミリテスラ）で表し、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離は単位ｍｍ（ミリメートル）で表す。さらに、ターゲット１１３表面中心から工具基体１の位置までの距離を横軸とし、磁束密度を縦軸のグラフで表現した場合、面積に相当する値を積算磁力（ｍＴ×ｍｍ）と定義した。ここで工具基体１の位置は、Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット１１３に最近接する位置とした。なお、磁束密度の測定は、磁場を形成している状態で大気圧下にて事前に放電させていない状態で測定した。
（ｄ）ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して６Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル１０１上で自転しながら回転する工具基体１の温度を３７０～４５０℃の範囲内に維持するとともに、－５０Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット１１３とアノード電極１１１との間に１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記工具基体１の表面に、表２に示される組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層１４を蒸着形成した。
　以上の手順で、本発明被覆工具としての表面被覆エンドミルＡ１～Ａ１０（以下、本発明Ａ１～Ａ１０という）をそれぞれ製造した。
［比較例］
　比較の目的で、上記実施例における（ｃ）の条件を変更し（即ち、Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲット１１３の表面中心から工具基体１までの積算磁力が４０ｍＴ×ｍｍ未満、あるいは１５０ｍＴ×ｍｍを超える）、また、（ｄ）の条件を変更し（即ち、工具基体１が３７０℃未満、あるいは４５０℃を超える温度に維持し）て、その他は実施例と同一の条件で、比較例被覆工具としての表面被覆エンドミルＡ１～Ａ５（以下、比較例Ａ１～Ａ５という）をそれぞれ製造した。
　さらに、被覆層中のＡｌとＣｒとＢの合量に占めるＣｒあるいはＢの含有割合が、本発明で規定する範囲外のもの、また、被覆層の平均層厚が２～１０μｍの範囲外の表面被覆エンドミルＡ６～Ａ１０（以下、比較例Ａ６～Ａ１０という）をそれぞれ製造した。
　上記で作製した本発明Ａ１～Ａ１０および比較例Ａ１～Ａ１０について、その縦断面（逃げ面に垂直な面）の硬質被覆層の結晶粒形態を観察したところ、いずれもアスペクト比が１以上６以下の粒状結晶組織から構成されていた。アスペクト比は、結晶粒断面で最も長い直径（長辺）とそれに垂直な直径のうち最長のもの（短辺）の長さの比を、長辺を分子、短辺を分母として算出した。
　さらに、該粒状結晶の結晶粒径を走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）で測定し、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における表面粒径、界面粒径を求めた。具体的には、界面及び表面における逃げ面上の刃先の直上位置（図３のＰ１１、Ｐ１４）、及び逃げ面上において刃先から５０μｍ離れた位置（Ｐ１２、Ｐ１５）、及び刃先から１００μｍ離れた位置（Ｐ１３、Ｐ１６）の３箇所にて、幅１０μｍの範囲内に存在する全結晶粒の結晶粒径を測定し、３箇所で測定した結晶粒径の平均値を算出することにより表面粒径および界面粒径を求めた。
　また、同様にして、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、０．１μｍ以下の粒径を有する結晶粒が占める結晶粒径長割合を、界面及び表面における逃げ面上の刃先の直上位置（Ｐ１１、Ｐ１４）、及び逃げ面上において刃先から５０μｍ離れた位置（Ｐ１２、Ｐ１５）、及び刃先から１００μｍ離れた位置（Ｐ１３、Ｐ１６）の計６箇所にて測定することにより求めた。
　表２、表３に、上記で測定・算出したそれぞれの値を示す。
　なお、上記結晶粒径の測定法、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合の測定法をより具体的にいえば、以下のとおりである。
　被覆工具の切れ刃先端のコーナー部を含む逃げ面の断面を研磨加工した後、その断面をＳＥＭ像にて、観察した。測定条件として、観察倍率：１００００倍、加速電圧：３ｋＶの条件を使用した。硬質被覆層表面から深さ０．５μｍの領域に形成されている各結晶粒を測定に用いた。工具基体表面（逃げ面）と平行に直線を引き、直線と結晶粒界との交点間の距離を粒径と定義した。なお、工具基体表面（逃げ面）と平行に直線を引く位置は、各結晶粒において最長の結晶粒径となる位置とした。逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲、具体的な測定点としては、逃げ面上の刃先の直上、及び逃げ面上において刃先から５０μｍ離れた位置、及び刃先から１００μｍ離れた位置の３箇所で、幅１０μｍの範囲内に存在する結晶粒の結晶粒径を測定し、さらに、その３箇所での平均結晶粒径の平均値を表面粒径とした。幅１０μｍの領域で粒径を測定するにあたり、各測定箇所（逃げ面の刃先からの距離が５０μｍ、１００μｍの位置）を中心に刃先側５μｍ、刃先と逆側５μｍの領域に存在する結晶粒を用いた。ただし、逃げ面上の刃先の測定箇所においては、刃先から５μｍ離れた位置を中心として、刃先側５μｍ、刃先と逆側５μｍの幅１０μｍの範囲内で測定した。また、硬質被覆層内における工具基体と硬質被覆層の界面から厚さ０．５μｍの領域に形成されている各結晶粒についても同様の方法にて界面粒径を算出した。
　また、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合の測定方法は、上記粒径を測定した界面３箇所、及び表面３箇所にて測定した結晶粒径の全測定データを用いる。測定された全ての結晶粒径の和に対する０．１μｍ以下の粒径を有する結晶粒の結晶粒径の和を、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　つぎに、上記本発明Ａ１～Ａ１０および比較例Ａ１～Ａ１０のエンドミルについて、下記の条件（切削条件Ａという）での高硬度鋼（ＪＩＳ　Ｇ４４０４：２００６で規定されるＳＫＤ６１（ＩＳＯの４０ＣｒＭｏＶ５に対応、ロックウェル硬さＨＲＣ５２））の側面切削加工試験を実施した。
　被削材－平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＫＤ６１（ＨＲＣ５２）の板材、
　回転速度：１７０００ｍｉｎ．－１、
　縦方向切り込み：２．０ｍｍ、
　横方向切り込み：０．３ｍｍ、
　送り速度（１刃当り）：０．０５ｍｍ／ｔｏｏｔｈ、
　切削長：２５０ｍ、
　切削方式：エアブロー、
　さらに、下記の条件（切削条件Ｂという）での高硬度鋼（ＪＩＳ　Ｇ４４０４：２００６で規定されるＳＫＤ１１（ＡＩＳＩのＤ２に対応、ＨＲＣ６０））の側面切削加工試験を実施した。
　被削材－平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＫＤ１１（ＨＲＣ６０）の板材、
　回転速度：５４００ｍｉｎ．－１、
　縦方向切り込み：２．０ｍｍ、
　横方向切り込み：０．２ｍｍ、
　送り速度（１刃当り）：０．０５ｍｍ／ｔｏｏｔｈ、
　切削長：３０ｍ、
　切削方式：エアブロー、
　いずれの側面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４に示した。
　なお、側面切削加工試験とは、対象の被削材の側面を上記切削加工条件にて加工し、その際の工具の損傷状況を評価する試験である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表２に示される結果から、本発明被覆工具（本発明Ａ１～Ａ１０）は、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｂ）Ｎ層からなる硬質被覆層の粒状結晶粒の表面粒径、界面粒径を特定の数値範囲に定めている。また、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合を２０％以下と定めた。このため、本発明被覆工具（本発明Ａ１～Ａ１０）は、表４に示されるように、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工においてすぐれた耐チッピング性とともにすぐれた耐摩耗性を発揮した。
　これに対して、比較例被覆工具（比較例Ａ１～Ａ１０）では、表３に示されるように硬質被覆層の構造が本発明で規定する範囲を外れていた。このため、表４に示されるように、比較例被覆工具（比較例Ａ１～Ａ１０）では、チッピング発生あるいは耐摩耗性の低下によって、比較的短時間で使用寿命に至った。
　つぎに、この発明の被覆工具を実施例により具体的に説明する。
　原料粉末として、平均粒径：５．５μｍを有する中粗粒ＷＣ粉末、同０．８μｍの微粒ＷＣ粉末、同１．３μｍのＴａＣ粉末、同１．２μｍのＮｂＣ粉末、同１．２μｍのＺｒＣ粉末、同２．３μｍのＣｒ３Ｃ２粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ［質量比で、ＴｉＣ／ＷＣ＝５０／５０］粉末、および同１．８μｍ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。その後、１００ＭＰａの圧力で所定形状の各種の圧粉体に押出しプレス成形し、これらの圧粉体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／分の昇温速度で１３７０～１４７０℃の範囲内の所定の温度に昇温し、この温度に１時間保持した。その後、炉冷の条件で焼結して、直径が１０ｍｍの工具基体形成用丸棒焼結体を形成した。さらに前記丸棒焼結体から、研削加工にて、切刃部の直径×長さが６ｍｍ×６ｍｍの寸法で、ねじれ角３０度の２枚刃ボール形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体（エンドミル）Ｂ１～Ｂ３、および切刃部の直径×長さが６ｍｍ×１２ｍｍの寸法で、ねじれ角３０度の２枚刃ボール形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体（エンドミル）Ｂ４～Ｂ６をそれぞれ製造した。
（ａ）上記の工具基体Ｂ１～Ｂ６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５Ａ、Ｂに示すＡＩＰ装置２５０の回転テーブル２０１上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、ＡＩＰ装置２５０の一方にボンバード洗浄用のＴｉカソード電極２１４を、他方側に所定組成のＡｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金からなるターゲット（カソード電極）２１３を配置した。
（ｂ）まず、装置２５０内を排気して真空に保持しながら、ヒータ２０２で工具基体２を４００℃に加熱した後、前記回転テーブル２０１上で自転しながら回転する工具基体２に－１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ、Ｔｉカソード電極２１４とアノード電極２１２との間に１００Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、もって工具基体２表面をボンバード洗浄した。
（ｃ）ついで、上記Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲット２１３の表面中心から工具基体２までの積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍの範囲内となるように種々の磁場を印加した。
　ここで積算磁力の算出方法を以下に記述する。磁束密度計にて、Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲット２１３中心から工具基体２の位置までの直線上を１０ｍｍ間隔で磁束密度を測定した。磁束密度は単位ｍＴ（ミリテスラ）で表し、ターゲット表面から工具基体の位置までの距離は単位ｍｍ（ミリメートル）で表す。さらに、ターゲット２１３表面中心から工具基体２の位置までの距離を横軸とし、磁束密度を縦軸のグラフで表現した場合、面積に相当する値を積算磁力（ｍＴ×ｍｍ）と定義した。ここで工具基体２の位置は、Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲット２１３に最近接する位置とした。なお、磁束密度の測定は、磁場を形成している状態で大気圧下にて事前に放電させていない状態で測定した。
（ｄ）ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して６Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル２０１上で自転しながら回転する工具基体２の温度を３７０～４５０℃の範囲内に維持するとともに、－５０Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ前記Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲット２１３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、もって前記工具基体の表面に、表６に示される組成および目標平均層厚の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成した。
　以上の手順で、本発明被覆工具としての表面被覆エンドミルＢ１～Ｂ１０（以下、本発明Ｂ１～Ｂ１０という）をそれぞれ製造した。
［比較例］
　比較の目的で、上記実施例における（ｃ）の条件を変更し（即ち、Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲットの表面中心から工具基体２までの積算磁力が４０ｍＴ×ｍｍ未満、あるいは１５０ｍＴ×ｍｍを超える）、また、（ｄ）の条件を変更し（即ち、工具基体が３７０℃未満、あるいは４５０℃を超える温度に維持し）て、その他は実施例と同一の条件で、比較例被覆工具としての表面被覆エンドミルＢ１～Ｂ５（以下、比較例Ｂ１～Ｂ５という）をそれぞれ製造した。
　さらに、被覆層中のＡｌとＣｒとＳｉの合量に占めるＣｒあるいはＳｉの含有割合が、本発明で規定する範囲外のもの、また、被覆層の平均層厚が２～１０μｍの範囲外の表面被覆エンドミルＢ６～Ｂ１０（以下、比較例Ｂ６～Ｂ１０という）をそれぞれ製造した。
　上記で作製した本発明Ｂ１～Ｂ１０および比較例Ｂ１～Ｂ１０について、その縦断面（逃げ面に垂直な面）の硬質被覆層の結晶粒形態を観察したところ、いずれもアスペクト比が１以上６以下の粒状結晶組織から構成されていた。アスペクト比は、結晶粒断面で最も長い直径（長辺）とそれに垂直な直径のうち最長のもの（短辺）の長さの比を、長辺を分子、短辺を分母として算出した。
　さらに、該粒状結晶の結晶粒径を走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）で測定し、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における表面粒径、界面粒径を求めた。具体的には、界面及び表面における逃げ面上の刃先の直上位置（図６のＰ２１、Ｐ２４）、及び逃げ面上において刃先から５０μｍ離れた位置（Ｐ２２、Ｐ２５）、及び刃先から１００μｍ離れた位置（Ｐ２３、Ｐ２６）の３箇所にて、幅１０μｍの範囲内に存在する全結晶粒の結晶粒径を測定し、３箇所で測定した結晶粒径の平均値を算出することにより表面粒径および界面粒径を求めた。
　また、同様にして、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、０．１μｍ以下の粒径を有する結晶粒が占める結晶粒径長割合を、界面及び表面における逃げ面上の刃先の直上位置（Ｐ２１、Ｐ２４）、及び逃げ面上において刃先から５０μｍ離れた位置（Ｐ２２、Ｐ２５）、及び刃先から１００μｍ離れた位置（Ｐ２３、Ｐ２６）の計６箇所にて測定することにより求めた。
　表６、表７に、上記で測定・算出したそれぞれの値を示す。
　なお、上記結晶粒径の測定法、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合の測定法をより具体的にいえば、以下のとおりである。
　被覆工具の切れ刃先端のコーナー部を含む逃げ面の断面を研磨加工した後、その断面をＳＥＭ像にて、観察した。測定条件として、観察倍率：１００００倍、加速電圧：３ｋＶの条件を使用した。硬質被覆層表面から深さ０．５μｍの領域に形成されている各結晶粒を測定に用いた。工具基体表面（逃げ面）と平行に直線を引き、直線と結晶粒界との交点間の距離を粒径と定義した。なお、工具基体表面（逃げ面）と平行に直線を引く位置は、各結晶粒において最長の結晶粒径となる位置とした。逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲、具体的な測定点としては、逃げ面上の刃先の直上、及び逃げ面上において刃先から５０μｍ離れた位置、及び刃先から１００μｍ離れた位置の３箇所で、幅１０μｍの範囲内に存在する結晶粒の結晶粒径を測定し、さらに、その３箇所での平均結晶粒径の平均値を表面粒径とした。幅１０μｍの領域で粒径を測定するにあたり、各測定箇所（逃げ面の刃先からの距離が５０μｍ、１００μｍの位置）を中心に刃先側５μｍ、刃先と逆側５μｍの領域に存在する結晶粒を用いた。ただし、逃げ面上の刃先の測定箇所においては、刃先から５μｍ離れた位置を中心として、刃先側５μｍ、刃先と逆側５μｍの幅１０μｍの範囲内で測定した。また、硬質被覆層内における工具基体と硬質被覆層の界面から厚さ０．５μｍの領域に形成されている各結晶粒についても同様の方法にて界面粒径を算出した。
　また、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合の測定方法は、上記粒径を測定した界面３箇所、及び表面３箇所にて測定した結晶粒径の全測定データを用いる。測定された全ての結晶粒径の和に対する０．１μｍ以下の粒径を有する結晶粒の結晶粒径の和を、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
　つぎに、上記本発明Ｂ１～Ｂ１０および比較例Ｂ１～Ｂ１０のエンドミルについて、下記の条件（切削条件Ａという）での高硬度鋼（ＪＩＳ　Ｇ４４０４：２００６で規定されるＳＫＤ６１（ＩＳＯの４０ＣｒＭｏＶ５に対応、ロックウェル硬さＨＲＣ５２））の側面切削加工試験を実施した。
　被削材－平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＫＤ６１（ＨＲＣ５２）の板材、
　回転速度：１７０００ｍｉｎ．－１、
　縦方向切り込み：２．０ｍｍ、
　横方向切り込み：０．３ｍｍ、
　送り速度（１刃当り）：０．０５ｍｍ／ｔｏｏｔｈ、
　切削長：２５０ｍ、
　切削方式：エアブロー、
　さらに、下記の条件（切削条件Ｂという）での高硬度鋼（ＪＩＳ　Ｇ４４０４：２００６で規定されるＳＫＤ１１（ＡＩＳＩのＤ２に対応、ＨＲＣ６０））の側面切削加工試験を実施した。
　被削材－平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍのＪＩＳ・ＳＫＤ１１（ＨＲＣ６０）の板材、
　回転速度：５４００ｍｉｎ．－１、
　縦方向切り込み：２．０ｍｍ、
　横方向切り込み：０．２ｍｍ、
　送り速度（１刃当り）：０．０５ｍｍ／ｔｏｏｔｈ、
　切削長：３０ｍ、
　切削方式：エアブロー。
　そして、いずれの側面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に示した。
　なお、側面切削加工試験とは、対象の被削材の側面を上記切削加工条件にて加工し、その際の工具の損傷状況を評価する試験である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
　表６に示される結果から、本発明被覆工具（本発明Ａ１～Ａ１０）は、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層の粒状結晶粒の表面粒径、界面粒径を特定の数値範囲に定めている。また、逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲における粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合を２０％以下と定めた。このため、本発明被覆工具（本発明Ａ１～Ａ１０）は、表８に示されるように、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工においてすぐれた耐チッピング性とともにすぐれた耐摩耗性を発揮した。
　これに対して、比較例被覆工具（比較例Ａ１～Ａ１０）では、表７に示されるように硬質被覆層の構造が本発明で規定する範囲を外れていた。このため、表８に示されるように、比較例被覆工具（比較例Ａ１～Ａ１０）では、チッピング発生あるいは耐摩耗性の低下によって、比較的短時間で使用寿命に至った。
　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く、請求の範囲によってのみ限定される。
　また、本発明の被覆工具における硬質被覆層には、不可避不純物が含まれることは妨げられず、実質的に各層が請求の範囲に記された組成を有していれば良い。
　上述のように、この発明の被覆工具は、焼入れ鋼等の高硬度鋼の切削加工に供した場合に長期に亘っ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ＦＡ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。
１　　工具基体
１２　　逃げ面
１３　　すくい面
１４　　硬質被覆層
１５　　コーナー部
１００　　アークイオンプレーティング装置（ＡＩＰ装置）
１０１　　回転テーブル
１０２　　ヒータ
１０３　　反応ガス導入口
１０４　　排ガス口
１１１　　アノード電極
１１２　　アノード電極
１１３　　カソード電極
１１４　　カソード電極
１１５　　アーク電源
１１６　　アーク電源
１１７　　バイアス電源
１２１　　逃げ面刃先
１３１　　すくい面刃先

Claims (7)

  1. 　炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に、平均層厚が２～１０μｍの硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
    （ａ）硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物層からなり、かつ、該層においてＡｌとＣｒとＢの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｂの占める含有割合は０．０１～０．１（但し、原子比）であり、
    （ｂ）上記被覆工具の逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、硬質被覆層は粒状結晶組織を有し、さらに、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径は０．１～０．４μｍであり、また、工具基体と硬質被覆層の界面における粒状結晶粒の平均粒径は、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径より０．０２～０．１μｍ小さく、しかも、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合は２０％以下であることを特徴とする表面被覆切削工具。
  2. 　炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に、平均層厚が２～１０μｍの硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具において、
    （ａ）硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層からなり、かつ、該層においてＡｌとＣｒとＳｉの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｓｉの占める含有割合は０．０１～０．１５（但し、原子比）であり、
    （ｂ）上記被覆工具の逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲においては、硬質被覆層は粒状結晶組織を有し、さらに、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径は０．１～０．４μｍであり、また、工具基体と硬質被覆層の界面における粒状結晶粒の平均粒径は、硬質被覆層表面の粒状結晶粒の平均粒径より０．０２～０．１μｍ小さく、しかも、粒径が０．１μｍ以下の結晶粒が占める結晶粒径長割合は２０％以下であることを特徴とする表面被覆切削工具。
  3. 　上記被覆工具の逃げ面上の刃先から１００μｍ離れた位置までの範囲において、結晶粒の平均アスペクト比が１以上６以下であることを特徴とする請求項１または２に記載の表面被覆切削工具。
  4. 　炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具の製造方法であって、
    　前記硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＢの複合窒化物層からなり、かつ、該層においてＡｌとＣｒとＢの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｂの占める含有割合は０．０１～０．１（但し、原子比）であり、
    　前記工具基体の温度を３７０～４５０℃に維持し、前記工具基体を自公転させ、Ａｌ－Ｃｒ－Ｂ合金ターゲットと前記工具基体との間に積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍの磁場を印加しながら、前記硬質被覆層を前記工具基体表面に蒸着する表面被覆切削工具の製造方法。
  5. 　炭化タングステン基超硬合金で構成された工具基体の表面に硬質被覆層を蒸着形成した表面被覆切削工具の製造方法であって、
    　前記硬質被覆層は、ＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層からなり、かつ、該層においてＡｌとＣｒとＳｉの合量に占めるＣｒの含有割合は０．２～０．４５（但し、原子比）、Ｓｉの占める含有割合は０．０１～０．１５（但し、原子比）であり、
    　前記工具基体の温度を３７０～４５０℃に維持し、前記工具基体を自公転させ、Ａｌ－Ｃｒ－Ｓｉ合金ターゲットと前記工具基体との間に積算磁力が４０～１５０ｍＴ×ｍｍの磁場を印加しながら、前記硬質被覆層を前記工具基体の表面に蒸着する表面被覆切削工具の製造方法。
  6. 　前記硬質被覆層を前記工具基体の表面に蒸着しつつ、前記工具基体にバイアス電圧を印加する請求項４または５に記載の表面被覆切削工具の製造方法。
  7. 　前記硬質被覆層を前記工具基体の表面に蒸着する前に、前記工具基体にバイアス電圧を印加しながら、Ｔｉ電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させることにより、前記工具基体の表面をボンバード洗浄する請求項４乃至６のいずれかに記載の表面被覆切削工具の製造方法。
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