CN104668597A - 耐崩刀性优异的表面包覆切削工具 - Google Patents

Abstract

本发明的课题在于提供一种耐崩刀性优异的表面包覆切削工具，其为即使在要求高负荷切削条件的高硬度钢的高速切削加工中使用时也不易发生崩刀且长期维持优异的切削性能的cBN烧结体切削工具。本发明的表面包覆切削工具中，硬质包覆层由形成于工具基体表面的A层及形成于其上的B层构成，所述A层的组成为Ti_1-aAl_aN，其中，0.3≤a≤0.7，所述B层的组成为Ti_1-b-cAl_bSi_cN，其中，0.3≤b≤0.7、0.01≤c≤0.1，在所述工具基体的后刀面上，在与硬质包覆层接触的立方晶氮化硼粒子的表面存在球面状凹部，由此解决上述课题。

Description

耐崩刀性优异的表面包覆切削工具

技术领域

本发明涉及一种硬质包覆层具备优异的耐磨性的表面包覆切削工具，进一步详细而言涉及一种即使在淬火钢等高硬度钢的高速切削加工中使用时也不易发生崩刀且长期显示出优异的切削性能的表面包覆切削工具(以下称为包覆工具)。

背景技术

通常，包覆工具有在各种钢和铸铁等工件的车削加工和平面铣削加工中装卸自如地安装于车刀的前端部而使用的刀片、在工件的钻孔切削加工等中使用的钻头或小型钻头、以及在工件的端面切削加工和槽加工、台阶加工等中使用的整体式的立铣刀等，并且已知有装卸自如地安装有刀片并与整体式立铣刀同样地进行切削加工的刀片式立铣刀等。

本发明涉及一种将立方晶氮化硼(以下用cBN表示)作为主成分，并且将其在超高压、高温下进行烧结成型而成的cBN烧结体切削工具，尤其涉及一种即使在由合金钢、轴承钢等淬火钢构成的高硬度钢的高速切削加工中也能够抑制崩刀和缺损的发生，并且能够在长期使用中维持优异的切削性能的cBN烧结体切削工具。

以往，作为高硬度钢的切削工具，已知有将cBN烧结体作为工具基体且在该工具基体上形成硬质包覆层的cBN烧结体包覆工具，并且以提高工具寿命为目的提出了各种方案。

例如，专利文献1中公开有如下包覆工具，即，在由结合相和硬质相构成的烧结合金的工具基体的表面形成有选自周期表ⅣB、ⅤB、ⅥB族元素、Al、Si的碳化物、氮化物及它们的相互固溶体中的至少一种的硬质包覆层，其中，当观察包覆工具的截面组织时，在工具基体的结合相与硬质包覆层的界面的至少一部分形成有凸状结合相，从而耐缺损性及耐崩刀性优异，针对高速度、高进给速度的苛刻切削条件也能够长期进行稳定的加工。

并且，专利文献2中公开有具备工具基体和形成于该工具基体上的硬质包覆层的包覆工具，其中，工具基体包含硬质粒子和使该硬质粒子结合的结合相，与硬质包覆层接触的硬质粒子在与硬质包覆层接触的一侧的表面形成有凹凸，在以包含相对于包覆工具的前刀面的法线的平面来切割包覆工具时的截面上，工具基体的前刀面侧的表面在位于与硬质包覆层接触的一侧的表面的、长度为50μm的前刀面侧基准线上的表面粗糙度R_z，s为1μm以上30μm以下，工具基体的后刀面侧的表面在位于与被膜接触的一侧的表面的、长度为50μm的后刀面侧基准线上的表面粗糙度R_z，n为0.5μm以上5μm以下，并且R_z，s大于R_z，n，由此可以得到工具基体与硬质包覆层的粘附性保持为良好且加工面品质优异的包覆工具。

专利文献1：日本专利公开2007-31779号公报

专利文献2：日本专利公开2012-157915号公报

前述的专利文献1中公开的发明通过在工具基体的结合相与硬质包覆层的界面设置凸状结合相，并且，专利文献2中，通过在工具基体的硬质粒子上形成凹凸，由此分别发挥锚定效果，提高工具基体表面与硬质包覆层的粘附力。在将cBN烧结体作为工具基体的包覆工具中，淬火钢等难切削材料的进一步的高速切削中，需要进一步提高cBN粒子与硬质包覆层的粘附力，但如以往已知，指出了若加大cBN粒子表面上的凹凸则会引起工具基体的强度下降的课题。

发明内容

因此，本发明所要解决的技术课题即本发明的目的在于提供一种即使在要求高负荷切削条件的淬火钢等高硬度钢的高速切削加工中使用时也不易发生崩刀且长期维持优异的切削性能的cBN烧结体切削工具。

本发明人等为了解决上述课题，着眼于存在于由cBN烧结体构成的工具基体的表面上的cBN粒子的形状，进行了深入研究，结果得到如下见解。

(1)当由cBN粒子和包含选自Ti的氮化物、碳化物、碳氮化物、硼化物及Al的氮化物、氧化物中的至少一种以上的粒子及不可避免杂质的结合相构成cBN烧结体时，在工具基体上形成规定组成的TiAlN层时，形成结合相原料粒子中的Ti成分或Al成分在TiAlN层形成过程中扩散至TiAlN层中，由此容易在烧结体与TiAlN层的界面产生的应力差和热导率差得到缓和，因此TiAlN层的粘附性及耐剥离性得到提高。

(2)TiAlN层通过作为其构成成分的Ti成分，能够确保优异的强度和韧性，Al具有提高高温硬度和耐热性的作用，在同时含有Al和Ti的状态下具有进一步提高高温耐氧化性的作用。另外，由于具有岩盐型晶体结构，因此为高硬度，且能够通过形成于由cBN烧结体构成的工具基体上来提高耐磨性。

(3)另一方面，TiAlSiN层通过在所述TiAlN层中含有Si成分来进一步提高耐热性。由于氧化开始温度较高而高温耐氧化性较高，因此尤其在切削时为高温的这种高速切削时的耐磨性得到提高。

(4)在由cBN烧结体构成的工具基体上进行规定组成的TiAlN层的成膜，且在其上层压规定组成的TiAlSiN层，由此TiAlN层作为粘附层发挥作用，工具基体表面与硬质包覆层的粘附性得到提高，通过在工具基体表面露出的cBN粒子表面上形成三维的凹凸，能够有效地增加cBN粒子与硬质包覆层接触的面积。

(5)通过控制形成于cBN粒子表面上的凹凸形状，不会导致cBN粒子本身的强度下降，而能够增加cBN粒子的表面积，其结果，能够同时提高与硬质包覆层的粘附性及工具基体本身的强度。

基于上述见解，本发明人等通过重复进行多次实验及切削试验，成功制造出即使在高负荷及高温施加于刀尖的高硬度钢的高速切削中使用时也不易发生崩刀和缺损、剥离且切削寿命较长的的切削工具。

本发明是基于上述研究结果而完成的，其具有如下特征。

(1)一种表面包覆切削工具，在至少使用于切削的刀尖由立方晶氮化硼烧结体构成的工具基体上包覆有平均总层厚为2.0～8.0μm的硬质包覆层，其中，

所述立方晶氮化硼烧结体由立方晶氮化硼粒子和结合相构成，所述结合相包含选自Ti的氮化物、碳化物、碳氮化物、硼化物及Al的氮化物、氧化物中的至少一种以上、以及不可避免的杂质，

所述立方晶氮化硼粒子的平均粒径为0.5～4.0μm且相对于烧结体整体的含有比例为40～70体积％，

所述硬质包覆层由形成于工具基体表面的A层及形成于其上的B层构成，

所述A层的组成为Ti_1-aAl_aN(其中，0.3≤a≤0.7)，

所述B层的组成为Ti_1-b-cAl_bSi_cN(其中，0.3≤b≤0.7、0.01≤c≤0.1)，

在所述工具基体的后刀面上，在与硬质包覆层接触的立方晶氮化硼粒子的表面存在球面状凹部。

(2)所述(1)中记载的表面包覆切削工具，其中，

就存在于所述立方晶氮化硼粒子的表面的球面状凹部而言，该凹部的宽度L为0.1～1.0μm，深度D为0.01～0.1μm，并且，宽度L与深度D之比L/D的值为2以上，另外，该凹部的曲率为0.1～2μm^-1以下。

(3)所述(2)中记载的表面包覆切削工具，其中，相对于与硬质包覆层接触的立方晶氮化硼粒子的表面积，存在于所述立方晶碳化硼粒子的表面的球面状凹部的表面积占据20～75面积％。

在此，对本发明的结构进行更详细说明。

(a)烧结体中的cBN粒子的平均粒径：

在cBN烧结体中分散有微细的硬质cBN粒子，由此能够抑制在工具使用中以工具基体表面的cBN粒子脱落而产生的刀尖的凹凸形状为起点的崩刀的发生。其原因在于，即便工具基体表面的cBN粒子脱落，由于该粒子为规定粒径以下的微细粒子，因此也不会成为诱发崩刀的较大的凹凸形状。

并且，烧结体中的微细cBN粒子起到分散并缓解在工具使用中因施加于刀尖的应力而产生的从cBN粒子与结合相的界面扩展的裂纹、或cBN粒子破裂而扩展的裂纹的传播的作用，因此能够发挥优异的耐缺损性。

然而，若平均粒径小于0.5μm，则因过度微细而无法充分发挥作为硬质粒子的cBN粒子的功能。另一方面，若超过4.0μm，则cBN粒子脱落时形成于基体上的凹凸形状变大，因此在工具使用中有可能诱发基体的崩刀。

因此，cBN粒子的平均粒径定为0.5～4.0μm。

在此，就cBN粒子的平均粒径而言，通过图像处理，选出通过扫描型电子显微镜(Scanning Electron Microscopy：SEM)对所制作的cBN烧结体的截面组织进行观察而得到的二次电子图像内的cBN粒子部分，通过图像分析求出各cBN粒子的最大长度，将其作为各cBN粒子的直径，并求出1个图像中的cBN粒子的直径的平均值，将对至少3个图像求出的平均值的平均作为cBN的平均粒径[μm]。用于图像处理的观察区域通过进行初步观察来决定，但鉴于cBN粒子的平均粒径为0.5～4.0μm，优选设为15μm×15μm左右的视场区域。

(b)cBN烧结体中的cBN粒子的体积比例：

当cBN粒子在cBN烧结体中所占的含有比例小于40体积％时，烧结体中的硬质物质较少，cBN烧结体的硬度下降，因此耐磨性下降。另一方面，若超过70体积％，则结合相不充分，因此烧结体中生成成为裂纹起点的空隙，从而耐缺损性下降。因此，为了进一步发挥本发明所产生的效果，cBN粒子在cBN烧结体中所占的含有比例优选设在40～70体积％的范围。

在此，就cBN粒子在cBN烧结体中所占的含有比例(体积％)的测定方法而言，通过图像处理，选出通过SEM对cBN烧结体的截面组织进行观察而得到的二次电子图像内的cBN粒子部分，通过图像分析计算在观察区域中cBN粒子相对于cBN烧结体的整体面积中所占的面积，处理至少3个图像，将所求出的值的平均值作为cBN粒子的含有比例(体积％)。鉴于cBN粒子的平均粒径为0.5～4.0μm，用于图像处理的观察区域优选设在15μm×15μm左右的视场区域。

(c)硬质包覆层的平均总层厚：

就本发明的硬质包覆层而言，硬质包覆层具有至少由工具基体之上的下部层A和形成于其上的上部层B构成的层压结构，该下部层A由Ti_1-aAl_aN的成分体系构成，该上部层B由Ti_1-x-yAl_xSi_yN的成分体系构成。该硬质包覆层通过作为下部层A的TiAlN层中所包含的Ti成分确保优异的强度和韧性，Al提高高温硬度和耐热性，并且在同时含有Al和Ti的状态下具有进一步提高高温耐氧化性的作用，并且，由于具有岩盐型晶体结构，因此为高硬度且能够通过形成于工具基体上来提高耐磨性。

并且，作为上部层B的TiAlSiN层在所述TiAlN层中含有Si成分，由此耐热性进一步得到提高，且氧化开始温度较高而高温耐氧化性较高，因此尤其在切削时为高温的这种高速切削时的耐磨性得到提高。

尤其在平均总层厚为2.0～8.0μm时，可显著发挥其效果。其原因在于，当平均总层厚小于2.0μm时，与工具基体表面粗糙度相比，硬质包覆层的层厚较薄，因此无法在长期使用中充分确保耐磨性。另一方面，若其平均总层厚超过8.0μm，则构成硬质包覆层的复合氮化物的晶粒容易粗大化，从而容易发生崩刀。因此，将其平均总层厚定为2.0～8.0μm。

在此，就硬质包覆层的平均总层厚而言，通过图像处理，选出通过SEM对与硬质包覆层的工具基体表面垂直的截面进行观察而得到的二次电子图像内的硬质包覆层部分，通过图像分析对图像内的5个部位求出硬质包覆层的层厚，并求出其平均值来作为平均总层厚。作为用于图像处理的观察区域，鉴于所期待的硬质包覆层的平均总层厚为2.0～8.0μm，优选设为15μm×15μm左右的视场区域。

(d)构成硬质包覆层的下部层A：

就下部层A而言，Al在Ti与Al的总量中所占的含有比例a(其中，a为原子比)满足0.3≤a≤0.7。

当Al成分的含量小于0.3时，无法通过含有Al成分来充分提高高温硬度和耐热性，从而得不到所希望的性能。并且，若Al成分的含量超过0.7。则TiAlN层无法维持岩盐型晶体结构，硬度极度下降，因此不优选。

(e)构成硬质包覆层的上部层B：

就上部层B而言，Al及Si在Ti、Al、Si的总量中所占的含有比例b、c(其中，b、c均为原子比)分别满足0.3≤b≤0.7、0.01≤c≤0.1。

当满足该条件时，构成上部层B的Ti_1-b-cAl_bSi_cN层发挥所希望的耐氧化性、以及在切削时为高温的这种高速切削时发挥较高的耐磨性。

另一方面，当Al成分的含有比例b小于0.3时，无法通过含有Al成分来提高高温硬度和耐热性，从而得不到所希望的性能。并且，若Al成分的含有比例b超过0.7，则AlTiSiN层无法维持岩盐型晶体结构，硬度极度下降，因此不优选。当Si成分的含有比例c小于0.01时，无法发挥所希望的耐磨性，若超过0.1，则晶格的应变变大，耐缺损性下降，因此不优选。

(f)与硬质包覆层接触的cBN粒子的表面形状：

通常，与本发明中的硬质包覆层接触的cBN粒子的表面形状会与在cBN粒子的造粒过程中形成的凹部不同，具有球面状凹部。在此，球面状凹部设为在形成于cBN粒子上的凹部的截面形状中能够使连结夹着凹部区域的凸部和凸部的线近似于圆弧且可以求出曲率的形状。通过在cBN粒子上设置凹凸，能够增加与皮膜接触的表面积，从而提高粘附力，另一方面，若有过度的凹凸，则切削时力集中在凹部，不仅cBN粒子容易被破坏，而且基体表面上的皮膜的分散性受损，得不到所希望的粘附性。通过将凹部的形状控制为球面状，防止凹部成为cBN粒子的破坏起点，进而皮膜的分散性也不会受损，从而能够加大皮膜与粒子接触的表面积。

该凹部的形状通过在除膜后实施表面观察来确定。具体而言，通过使用聚焦离子束(Focused Ion Beam：FIB)的加工将皮膜削去，直至厚度成为0.1μm左右，其后，通过蚀刻进行除膜，并使用原子力显微镜(Atomic Force Microscope：AFM)测定cBN粒子表面的形状。

当通过如上所述的方法确定凹部的形状时，在本发明中，作为形成于与硬质包覆层接触的cBN粒子的表面上的球面状凹部的优选形状，优选宽度为0.1～1.0μm，深度为0.01～0.1μm，并且将宽度设为L、深度设为D时L≥2D，在凹部的截面形状中，将夹着凹部区域的凸部和凸部进行连结的线的曲率为0.1～2μm^-1以下。若宽度小于0.1μm或者曲率超过2μm^-1，则力容易集中在凹部，基体的强度下降。若深度超过0.1μm，则cBN粒子被大幅削去，因此基体的强度下降。若宽度超过1.0μm或者深度小于0.01μm或者曲率小于0.1μm^-1，则无法充分加大cBN粒子与皮膜接触的表面积，从而得不到所希望的粘附性的提高效果。另外，若为L＜2D，则在凹部的截面形状中，无法使连结夹着凹部区域的凸部和凸部的线近似于圆弧，无法求出上述所示的曲率。

另外，上述球面状凹部更优选相对于与硬质包覆层接触的立方晶氮化硼粒子的表面积以面积比例计占据20～75面积％。这是因为，若小于20面积％，则凹部的存在带来的提高粘附力的效果不一定充分，而若超过75面积％，则凹部彼此会相连，难以控制凹部的形状，反而会降低硬质包覆层与cBN接触的表面积。

凹部形状的具体测定方法如下。如图5所示，在连结包围各凹部a区域的凸部b(边界部)上的2个点的线段中，将长度最大的线段作为凹部的宽度c。决定在此确定的线段、以及与该线段正交的、连结相同凹部的边界部上的2个点的线段中长度最大的线段d，从基体表面的法线方向观察的线段c和线段d的交点向凹部下垂的垂线的长度设为凹部的深度e。接着，分别算出两个圆，其中一个圆是通过已确定的凹部深度的线段e的端点和已确定的凹部宽度的线段c的两端点这三个点的圆，其中另一个圆是通过已确定的凹部深度的线段e的端点和与已确定的凹部宽度线段正交的线段中长度最大的线段d的两端点这三个点的圆，并将工具基体表面与硬质包覆层接触的凹部的截面形状近似为正交的两个圆弧，算出具有这些圆弧的圆的半径f和g。并且，将圆的半径f和g的长度的倒数作为凹部的曲率，分别将各自曲率的平均值作为其凹部曲率，其中，此处的圆就是具有对工具基体表面与硬质包覆层接触的凹部的截面形状进行近似而得到的圆弧的圆。

通过以上步骤，对多个凹部求出宽度、深度、曲率，并将对这些值进行平均而得到的值作为形成于本发明工具的cBN粒子的表面上的球面状凹部的形状。鉴于cBN粒子的平均粒径为0.5～4.0μm，测定区域优选设为15μm×15μm左右的视场区域，对形成于测定区域内的cBN粒子上的所有凹部进行测定。并且，对凹部的表面积相对于与硬质包覆层接触的立方晶氮化硼粒子的表面积所占的面积比例，也用相同测定区域内的各cBN粒子和凹部来测定表面积，通过对它们进行平均来算出。

本发明的包覆工具在至少用于切削中的刀尖由立方晶氮化硼烧结体构成的工具基体上包覆有平均总层厚为2.0～8.0μm的硬质包覆层，所述立方晶氮化硼烧结体由立方晶氮化硼粒子和包含选自Ti的氮化物、碳化物、碳氮化物、硼化物及Al的氮化物、氧化物中的至少一种以上及不可避免的杂质的结合相构成，所述立方晶氮化硼粒子的平均粒径为0.5～4.0μm且相对于烧结体整体的含有比例为40～70体积％，所述硬质包覆层由形成于工具基体表面上的A层及形成于其上的B层构成，所述A层的组成为Ti_1-aAl_aN(其中，0.3≤a≤0.7)，所述B层的组成为Ti_1-b-cAl_bSi_cN(其中，0.3≤b≤0.7、0.01≤c≤0.1)，在所述工具基体的后刀面上，在与硬质包覆层接触的立方晶氮化硼粒子的表面存在球面状凹部，本发明通过这种特有的结构，发挥如下特有的效果，即使在要求高负荷的切削条件的淬火钢等高硬度钢的高速切削加工中使用时，也不易发生崩刀，且长期维持优异的切削性能。

附图说明

图1表示本发明的切削工具的硬质包覆层的截面概略示意图。

图2是用于蒸镀形成本发明的切削工具的硬质包覆层的电弧离子镀装置的概略图，(a)表示主视图，(b)表示侧视图。

图3的(a)表示本发明的切削工具的工具基体及硬质包覆层基于SEM的截面图像的示意图，(b)表示cBN粒子表面附近的放大示意图。

图4是对存在于cBN粒子的表面上的凹部的说明图，(a)表示存在于本发明的cBN粒子的表面上的球面状凹部的一种方式的示意图，(b)表示存在于本发明的cBN粒子的表面上的球面状凹部的另一方式的示意图，(c)表示不具备本发明的球面状凹部的cBN粒子的表面的示意图。

图5表示存在于cBN粒子表面的凹部的形状的测定方法的说明图。

具体实施方式

接着，通过实施例对本发明的包覆工具进行具体说明。

[实施例]

工具基体的形成工序：

作为原料粉末，准备具有0.5～4.0μm的平均粒径的cBN粒子作为硬质相形成用原料粉末，并且准备均具有0.3～0.9μm范围内的平均粒径的TiN粉末、TiC粉末、TiCN粉末、Al粉末、AlN粉末及Al₂O₃粉末作为结合相形成用原料粉末。

以其中几种原料粉末与cBN粉末的总量设为100体积％时cBN粒子的含有比例成为40～70体积％的方式，以表1所示的配合比进行配合。

接着，利用球磨机将该原料粉末湿式混合72小时，在干燥之后，以100MPa的成型压力冲压成型为直径：50mm×厚度：1.5mm的尺寸，接着，将该成型体在压力：1Pa以下的真空气氛中保持为900～1300℃范围内的规定温度并进行预烧结，其后，装入超高压烧结装置中，在压力：5GPa、温度：1200～1400℃范围内的规定温度下进行烧结，由此制作cBN烧结体。

利用电火花线切割加工机，将该烧结体切割为规定尺寸，使用以质量％计具有由Cu：26％、Ti：5％、Ag：剩余部分构成的组成的Ag系钎料，对具有Co：5质量％、TaC：5质量％、WC：剩余部分的组成、及ISO标准CNGA120408的刀片形状的WC基硬质合金制刀片主体的钎焊部(角部)进行钎焊，并实施上下表面及外周的研磨、刃口修磨处理，由此制造出具有ISO标准CNGA120408的刀片形状的本发明用的工具基体1～6。

并且，将作为原料粉末的cBN粒子的平均粒径、及cBN粒子的含有比例中的至少一方设在前述范围之外，由此制造出比较用的工具基体7～12。

将其结果示于表1。

[表1]

成型工序：

使用如图2所示的电弧离子镀装置，对通过前述工序制作的工具基体1～6形成硬质包覆层。

(a)在丙酮中对工具基体1～6进行超声波清洗，并以干燥的状态，在从电弧离子镀装置内的转台上的中心轴沿半径方向相隔规定距离的位置上，沿着外周部进行安装。并且，作为阴极电极(蒸发源)，配置规定组成的Ti-Al合金及Ti-Al-Si合金。

(b)首先，对装置内进行排气而保持为10^-2Pa以下的真空，同时利用加热器将装置内加热至500℃之后，设定为0.5～2.0Pa的Ar气气氛，并且，对于在所述转台上一边自转一边旋转的工具基体施加-400～-1000V的直流偏置电压，由此，通过氩离子对工具基体表面进行5～30分钟的轰击处理。

(c)接着，将Ar气压力设定为2.0～6.0Pa、施加于工具基体的直流偏置电压设定为-200～-600V，并进行20～120分钟的轰击处理。

(d)接着，在装置内导入作为反应气体的氮气而设为2～10Pa的规定反应气氛，并且对于在所述转台上一边自转一边旋转的工具基体施加-25～100V的规定直流偏置电压，并且，使90～200A的规定电流流过由所述Ti-Al合金构成的阴极电极(蒸发源)与阳极电极之间而产生电弧放电，由此在所述工具基体的表面蒸镀形成表2所示的目标平均组成及目标平均层厚的(Ti，Al)N层。

(e)接着，在装置内导入作为反应气体的氮气而同样设为2～10Pa的规定反应气氛，并且对于在所述转台上一边自转一边旋转的工具基体施加-25～100V的规定直流偏置电压，并且，使90～200A的规定电流流过由所述Ti-Al-Si合金构成的阴极电极(蒸发源)与阳极电极之间而产生电弧放电，由此在所述工具基体的表面蒸镀形成表2所示的目标平均组成及目标平均层厚的(Ti，Al，Si)N层。

经过如上所述的(a)～(e)的工序，制造出图1所示的本发明切削工具1～6。

当制作工具基体时，通过外周研磨、刃口修磨处理等对表面进行磨削，由此优先去除硬度较小的结合相，使cBN粒子在表面露出。另外，如所述(b)～(c)，通过在成膜前实施轰击处理，能够控制在表面露出的cBN粒子表面的凹部的形状。

与硬质包覆层接触的cBN粒子表面的凹部通过前述的基于氩离子的轰击处理来形成。凹部的形状通过制作工具基体时与机械研磨处理组合来进行控制。即，由于突起状部分容易被削去，因此通过以cBN粒子上的研磨痕为起始点实施轰击处理来控制凹部的形状。在比较低压且高偏置的轰击处理中，氩离子强力撞击cBN粒子，因此能够优先加大凹部的深度。另一方面，在比较高压且低偏置的轰击处理中，氩离子的撞击cBN粒子的力相对较小，因此能够优先削去突起状部分，加宽凹部的宽度、将曲率控制为较小。通过组合这些操作来控制凹部的形状。对工具基体进行如上述的处理之后，以规定组成、构成进行硬质包覆层的成膜，由此得到本发明的表面包覆切削工具。

为了比较，对于工具基体7～12，在如上述的(a)～(e)的工序中的(b)～(c)的工序中，将Ar气压力设定为0.5～6.0Pa、工具基体的直流偏置电压设定为-100～-1000V的范围并以单一条件进行轰击处理，由此制造出比较切削工具1～6。将其结果示于表3。

使用聚焦离子束(Focused Ion Beam:FIB)，对本发明切削工具1～6、比较切削工具1～6的刃口修磨面进行截面加工，形成与刀尖棱线垂直的截面，并通过扫描型电子显微镜(Scanning Electron Microscopy：SEM)对截面组织进行观察，由此得到二次电子图像。

观察区域为15μm×15μm左右，设为能够观察到cBN烧结体中的cBN粒子及硬质包覆层整体的倍率。

利用如上述的方法，由该二次电子图像测定cBN粒子的平均粒径、硬质包覆层的平均层厚。

并且，通过前述步骤，由AFM对除膜后的cBN粒子表面进行观察，获得与硬质包覆层接触的cBN粒子表面的凹部的三维形状。由所得到的三维形状，根据前述步骤计算出凹部的宽度和深度、曲率以及cBN粒子的表面积中所占的凹部的面积比例。而且，求出所测定的凹部的宽度和深度、曲率的平均值，并计算出平均宽度、平均深度、平均曲率。

将其结果示于表2及表3。

另外，在图3的(a)中示出本发明切削工具的工具基体及硬质包覆层基于SEM的截面图像的示意图，在(b)中示出cBN粒子表面附近的放大示意图。

并且，在图4中示出将cBN表面的凹部判定为本发明中规定的球面状凹部的情况(图4的(a)、(b))、及判定为本发明之外的凹部形状的情况(图4的(c))的cBN表面形状的示意图。

[表2]

[表3]

对于本发明切削工具1～6及比较切削工具1～6，在

切削条件A：

工件：铬钢钢材SCr420的渗碳淬火材(HRC60)的圆棒、

切削速度：250m/min.、

切削深度：0.2mm、

进给量：0.12mm、

的干式连续切削、以及

切削条件B：

工件：铬钼钢钢材SCM415的渗碳淬火材(HRC60)的在长度方向上等间隔地有4条纵槽的圆棒、

切削速度：150m/min.、

切削深度：0.2mm、

进给量：0.2mm、

的干式断续切削

的切削条件下，将最大切削长度在切削条件A下设为900m、在切削条件B下设为1200m，对每100m的切削长度评价刀尖的崩刀及后刀面磨损量。

将其结果示于表4。

[表4]

※表示在到达最大切削长度之前达到使用寿命的切削工具的切削寿命(sec)。

另外，使用SEM(倍率从5000倍至200000倍的范围设定为适当的值)测定本发明切削工具1～6及比较切削工具1～6的构成硬质包覆层的TiAlN层及TiAlSiN层的层厚，并且测定观察视场内的5个点的层厚并进行平均来求出平均层厚，结果均显出与表2及表3所示的平均层厚基本上相同的平均层厚。并且，同时，通过使用SEM的能量分散型X射线分析法(Energy Dispersive X-ray Spectroscopy：EDS)，测定本发明切削工具1～6及比较切削工具1～6的构成硬质包覆层的TiAlN层及TiAlSiN层的组成，结果均显出与表2及表3所示的目标组成基本上相同的组成。

由表2及表4所示的结果明确可知，由于本发明切削工具在与硬质包覆层接触的cBN粒子的表面存在球面状凹部，因此即使在要求高负荷切削条件的淬火钢等高硬度钢的高速切削加工中使用时，也不易发生崩刀，并且即使在发生崩刀的情况下损伤也不易扩展，从而长期维持优异的切削性能。并且，通过将凹部的宽度、深度、曲率和面积比例设在优选的规定范围内，尤其在高负荷的断续切削试验中也能够防止发生崩刀，从而能够经长期维持优异的切削性能。

另一方面，由表3及表4所示的结果明确可知，比较切削工具在与硬质包覆层接触的cBN粒子的表面不存在球面状凹部，因此硬质包覆层整体在耐缺损性、耐磨性方面较差，发生剥离、缺损、崩刀，从而在较短时间内达到使用寿命。

产业上的可利用性

本发明的表面包覆切削工具不用说是在各种钢等的通常切削条件下的切削加工中，就是伴随高热发生且较大的负荷施加于切削刃部的合金钢、不锈钢等的高速断续车削加工中，也发挥优异的耐缺损性及耐磨性，从而长期显出优异的切削性能，因此能够十分满意地应对切削加工装置的高性能化、以及切削加工的节省劳力化及节能化、甚至低成本化。

Claims (3)

1.一种表面包覆切削工具，其特征在于，

在至少使用于切削的刀尖由立方晶氮化硼烧结体构成的工具基体上包覆有平均总层厚为2.0～8.0μm的硬质包覆层，

所述立方晶氮化硼烧结体由立方晶氮化硼粒子和结合相构成，所述结合相包含选自Ti的氮化物、碳化物、碳氮化物、硼化物及Al的氮化物、氧化物中的至少一种以上以及不可避免的杂质，

所述立方晶氮化硼粒子的平均粒径为0.5～4.0μm且相对于烧结体整体的含有比例为40～70体积％，

所述硬质包覆层由形成于工具基体表面的A层及形成于A层上的B层构成，

所述A层的组成为Ti_1-aAl_aN，其中，0.3≤a≤0.7，

所述B层的组成为Ti_1-b-cAl_bSi_cN，其中，0.3≤b≤0.7、0.01≤c≤0.1，

在所述工具基体的后刀面上，在与硬质包覆层接触的立方晶氮化硼粒子的表面存在球面状凹部。

2.根据权利要求1所述的表面包覆切削工具，其特征在于，

就存在于所述立方晶氮化硼粒子表面的球面状凹部而言，该凹部的宽度L为0.1～1.0μm，深度D为0.01～0.1μm，并且，宽度L与深度D之比L/D的值为2以上，另外，该凹部的曲率为0.1～2μm^-1以下。

3.根据权利要求2所述的表面包覆切削工具，其特征在于，

相对于与硬质包覆层接触的立方晶氮化硼粒子的表面积，存在于所述立方晶碳化硼粒子的表面的球面状凹部的表面积占据20～75面积％。