JP2002263910A - 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具 - Google Patents
高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具Info
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- JP2002263910A JP2002263910A JP2001066035A JP2001066035A JP2002263910A JP 2002263910 A JP2002263910 A JP 2002263910A JP 2001066035 A JP2001066035 A JP 2001066035A JP 2001066035 A JP2001066035 A JP 2001066035A JP 2002263910 A JP2002263910 A JP 2002263910A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗
性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具を提供する。 【解決手段】 炭化タングステン基超硬合金または炭窒
化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、
組成式：（Ｔｉ1-XＡｌX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは
０．４５〜０．７５を示す）を有するＴｉとＡｌの複合
窒化物からなる硬質被覆層を０．５〜８μｍの平均層厚
で物理蒸着してなる表面被覆超硬合金製切削工具におい
て、前記工具基体表面と前記硬質被覆層の間に、熱遮断
層として、０．５〜１０μｍの平均層厚を有する酸化ア
ルミニウム層を蒸着介在させ、さらに、前記工具基体表
面と上記熱遮断層の間に、工具基体側密着層として、
０．１〜３μｍの平均層厚を有する窒化チタン層と、熱
遮断層側密着層として、０．１〜３μｍの平均層厚を有
する炭酸化チタン層および／または炭窒酸化チタン層を
蒸着介在させる。
性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具を提供する。 【解決手段】 炭化タングステン基超硬合金または炭窒
化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、
組成式：（Ｔｉ1-XＡｌX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは
０．４５〜０．７５を示す）を有するＴｉとＡｌの複合
窒化物からなる硬質被覆層を０．５〜８μｍの平均層厚
で物理蒸着してなる表面被覆超硬合金製切削工具におい
て、前記工具基体表面と前記硬質被覆層の間に、熱遮断
層として、０．５〜１０μｍの平均層厚を有する酸化ア
ルミニウム層を蒸着介在させ、さらに、前記工具基体表
面と上記熱遮断層の間に、工具基体側密着層として、
０．１〜３μｍの平均層厚を有する窒化チタン層と、熱
遮断層側密着層として、０．１〜３μｍの平均層厚を有
する炭酸化チタン層および／または炭窒酸化チタン層を
蒸着介在させる。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、高い発熱を伴な
う高速切削で切刃部の熱塑性変形が著しく抑制され、こ
の結果切刃部における摩耗促進の原因となる偏摩耗の発
生が防止されるようになることから、長期に亘ってすぐ
れた切削性能を発揮するようになる表面被覆超硬合金製
切削工具（以下、被覆超硬工具という）に関するもので
ある。
う高速切削で切刃部の熱塑性変形が著しく抑制され、こ
の結果切刃部における摩耗促進の原因となる偏摩耗の発
生が防止されるようになることから、長期に亘ってすぐ
れた切削性能を発揮するようになる表面被覆超硬合金製
切削工具（以下、被覆超硬工具という）に関するもので
ある。
【０００２】
【従来の技術】一般に、切削工具には、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バイトの先端部
に着脱自在に取り付けて用いられるスローアウエイチッ
プ、前記被削材の穴あけ切削加工などに用いられるドリ
ルやミニチュアドリル、さらに前記被削材の面削加工や
溝加工、肩加工などに用いられるソリッドタイプのエン
ドミルなどがあり、また前記スローアウエイチップを着
脱自在に取り付けて前記ソリッドタイプのエンドミルと
同様に切削加工を行うスローアウエイエンドミル工具な
どが知られている。
などの被削材の旋削加工や平削り加工にバイトの先端部
に着脱自在に取り付けて用いられるスローアウエイチッ
プ、前記被削材の穴あけ切削加工などに用いられるドリ
ルやミニチュアドリル、さらに前記被削材の面削加工や
溝加工、肩加工などに用いられるソリッドタイプのエン
ドミルなどがあり、また前記スローアウエイチップを着
脱自在に取り付けて前記ソリッドタイプのエンドミルと
同様に切削加工を行うスローアウエイエンドミル工具な
どが知られている。
【０００３】また、一般に、例えば図１に概略説明図で
示される物理蒸着装置の１種であるアークイオンプレー
ティング装置を用い、基本的に、ヒータで装置内を、例
えば雰囲気を１．３×１０-3Ｐａの真空として、５００
℃の温度に加熱した状態で、アノード電極と、所定組成
を有するＴｉ−Ａｌ合金がセットされたカソード電極
（蒸発源）との間に、例えば電圧：３５Ｖ、電流：１０
０Ａの条件でアーク放電を発生させ、同時に装置内に反
応ガスとして窒素ガスを導入し、一方炭化タングステン
（以下、ＷＣで示す）基超硬合金または炭窒化チタン
（以下、ＴｉＣＮで示す）基サーメットからなる工具基
体（以下、これらを総称して超硬基体と云う）には、例
えば−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記
超硬基体の表面に、例えば特開昭６２−５６５６５号公
報に記載されるように、ＴｉとＡｌの複合窒化物［以
下、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎで示す］で構成された硬質被覆層
を０．５〜１０μｍの平均層厚で蒸着することにより被
覆超硬工具を製造することが知られている。
示される物理蒸着装置の１種であるアークイオンプレー
ティング装置を用い、基本的に、ヒータで装置内を、例
えば雰囲気を１．３×１０-3Ｐａの真空として、５００
℃の温度に加熱した状態で、アノード電極と、所定組成
を有するＴｉ−Ａｌ合金がセットされたカソード電極
（蒸発源）との間に、例えば電圧：３５Ｖ、電流：１０
０Ａの条件でアーク放電を発生させ、同時に装置内に反
応ガスとして窒素ガスを導入し、一方炭化タングステン
（以下、ＷＣで示す）基超硬合金または炭窒化チタン
（以下、ＴｉＣＮで示す）基サーメットからなる工具基
体（以下、これらを総称して超硬基体と云う）には、例
えば−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記
超硬基体の表面に、例えば特開昭６２−５６５６５号公
報に記載されるように、ＴｉとＡｌの複合窒化物［以
下、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎで示す］で構成された硬質被覆層
を０．５〜１０μｍの平均層厚で蒸着することにより被
覆超硬工具を製造することが知られている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】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も強く、これ
に伴い、切削加工は高速化の傾向にあるが、上記の従来
被覆超硬工具においては、これを鋼や鋳鉄などの通常の
条件での切削加工に用いた場合には問題はないが、これ
を特に高速切削条件で用いた場合には、高速切削時に発
生する高い発熱で切刃部に熱塑性変形を起すようにな
り、これが偏摩耗発生の原因となり、この結果摩耗の進
行が促進し、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状で
ある。
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も強く、これ
に伴い、切削加工は高速化の傾向にあるが、上記の従来
被覆超硬工具においては、これを鋼や鋳鉄などの通常の
条件での切削加工に用いた場合には問題はないが、これ
を特に高速切削条件で用いた場合には、高速切削時に発
生する高い発熱で切刃部に熱塑性変形を起すようにな
り、これが偏摩耗発生の原因となり、この結果摩耗の進
行が促進し、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状で
ある。
【０００５】
【課題を解決するための手段】そこで、本発明者等は、
上述のような観点から、上記の従来被覆超硬工具に着目
し、高速切削時の切刃部における熱塑性変形の発生を防
止すべく研究を行った結果、（ａ）上記の従来被覆超硬
工具の硬質被覆層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を、組
成式：（Ｔｉ1-XＡｌX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは
０．４５〜０．７５を示す）を満足する（Ｔｉ，Ａｌ）
Ｎ層に特定した上で、これと超硬基体表面との間に、
０．５〜１０μｍの平均層厚で酸化アルミニウム（以
下、Ａｌ2Ｏ3で示す）層を蒸着介在させると、前記Ａｌ
2Ｏ3層は、高温熱伝導性がきわめて低く、高い熱遮断作
用をもつことから、この結果の被覆超硬工具において
は、高速切削で発生した高熱の超硬基体切刃部への伝達
が前記Ａｌ2Ｏ3層によって著しく抑制され、前記切刃部
の熱塑性変形が防止されるようになることから、偏摩耗
の発生が避けられるようになり、切刃部の摩耗は高速切
削でも正常摩耗となること。
上述のような観点から、上記の従来被覆超硬工具に着目
し、高速切削時の切刃部における熱塑性変形の発生を防
止すべく研究を行った結果、（ａ）上記の従来被覆超硬
工具の硬質被覆層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を、組
成式：（Ｔｉ1-XＡｌX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは
０．４５〜０．７５を示す）を満足する（Ｔｉ，Ａｌ）
Ｎ層に特定した上で、これと超硬基体表面との間に、
０．５〜１０μｍの平均層厚で酸化アルミニウム（以
下、Ａｌ2Ｏ3で示す）層を蒸着介在させると、前記Ａｌ
2Ｏ3層は、高温熱伝導性がきわめて低く、高い熱遮断作
用をもつことから、この結果の被覆超硬工具において
は、高速切削で発生した高熱の超硬基体切刃部への伝達
が前記Ａｌ2Ｏ3層によって著しく抑制され、前記切刃部
の熱塑性変形が防止されるようになることから、偏摩耗
の発生が避けられるようになり、切刃部の摩耗は高速切
削でも正常摩耗となること。
【０００６】（ｂ）しかし、上記（ａ）の被覆超硬工具
においては、硬質被覆層としての（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層と
熱遮断層としてのＡｌ2Ｏ3層との密着性に問題はない
が、前記熱遮断層の超硬基体表面に対する密着性が不十
分であり、このためこれら両者間に、超硬基体側密着層
として、０．１〜３μｍの平均層厚を有する窒化チタン
（以下、ＴｉＮで示す）層を蒸着介在させ、また熱遮断
層側密着層として、０．１〜３μｍの平均層厚を有する
炭酸化チタン（以下、ＴｉＣＯで示す）層および／また
は炭窒酸化チタン層（以下、ＴｉＣＮＯで示す）を蒸着
介在させると、前記熱遮断層のＡｌ2Ｏ3層とＴｉＣＯ層
およびＴｉＣＮＯ層、ＴｉＣＯ層およびＴｉＣＮＯ層と
ＴｉＮ層、さらにＴｉＮ層と超硬基体表面との間には、
いずれもすぐれた密着性が確保されることから、前記熱
遮断層は超硬基体表面に対して強固に密着するようにな
ること。以上（ａ）および（ｂ）に示される研究結果を
得たのである。
においては、硬質被覆層としての（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層と
熱遮断層としてのＡｌ2Ｏ3層との密着性に問題はない
が、前記熱遮断層の超硬基体表面に対する密着性が不十
分であり、このためこれら両者間に、超硬基体側密着層
として、０．１〜３μｍの平均層厚を有する窒化チタン
（以下、ＴｉＮで示す）層を蒸着介在させ、また熱遮断
層側密着層として、０．１〜３μｍの平均層厚を有する
炭酸化チタン（以下、ＴｉＣＯで示す）層および／また
は炭窒酸化チタン層（以下、ＴｉＣＮＯで示す）を蒸着
介在させると、前記熱遮断層のＡｌ2Ｏ3層とＴｉＣＯ層
およびＴｉＣＮＯ層、ＴｉＣＯ層およびＴｉＣＮＯ層と
ＴｉＮ層、さらにＴｉＮ層と超硬基体表面との間には、
いずれもすぐれた密着性が確保されることから、前記熱
遮断層は超硬基体表面に対して強固に密着するようにな
ること。以上（ａ）および（ｂ）に示される研究結果を
得たのである。
【０００７】この発明は、上記の研究結果にもとづいて
なされたものであって、超硬基体の表面に、組成式：
（Ｔｉ1-XＡｌX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．４５
〜０．７５を示す）を満足する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層から
なる硬質被覆層を０．５〜８μｍの平均層厚で物理蒸着
してなる被覆超硬工具において、上記超硬基体表面と上
記硬質被覆層の間に、熱遮断層として、０．５〜１０μ
ｍの平均層厚を有するＡｌ2Ｏ3層を蒸着介在させ、さら
に、上記超硬基体表面と上記熱遮断層の間に、超硬基体
側密着層として、０．１〜３ｍの平均層厚を有するＴｉ
Ｎ層と、熱遮断層側密着層として、０．１〜３μｍの平
均層厚を有するＴｉＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層
を蒸着介在させてなる、高速切削加工で硬質被覆層がす
ぐれた耐摩耗性を発揮する被覆超硬工具に特徴を有する
ものである。
なされたものであって、超硬基体の表面に、組成式：
（Ｔｉ1-XＡｌX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは０．４５
〜０．７５を示す）を満足する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層から
なる硬質被覆層を０．５〜８μｍの平均層厚で物理蒸着
してなる被覆超硬工具において、上記超硬基体表面と上
記硬質被覆層の間に、熱遮断層として、０．５〜１０μ
ｍの平均層厚を有するＡｌ2Ｏ3層を蒸着介在させ、さら
に、上記超硬基体表面と上記熱遮断層の間に、超硬基体
側密着層として、０．１〜３ｍの平均層厚を有するＴｉ
Ｎ層と、熱遮断層側密着層として、０．１〜３μｍの平
均層厚を有するＴｉＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層
を蒸着介在させてなる、高速切削加工で硬質被覆層がす
ぐれた耐摩耗性を発揮する被覆超硬工具に特徴を有する
ものである。
【０００８】つぎに、この発明の被覆超硬工具におい
て、これの硬質被覆層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層の
組成式におけるのＸ値およびその平均層厚、さらに熱遮
断層としてのＡｌ2Ｏ3層、超硬基体表面側密着層、およ
び熱遮断層側密着層の平均層厚をそれぞれ上記の通りに
限定した理由を説明する。 （ａ）（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層のＸ値および平均層厚 （Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層におけるＡｌはＴｉＮに対して高温
硬さおよび耐熱性を向上させるために固溶するものであ
り、したがって組成式：（Ｔｉ1-XＡｌX）ＮのＸ値が原
子比で０．４５未満では所望の高温硬さおよび耐熱性向
上効果を確保することができず、一方その値が同０．７
５を越えると、ＴｉＮによってもたらされるすぐれた高
温強度が急激に低下するようになり、切刃部にチッピン
グ（微小欠け）が発生し易くなるという理由で、Ｘ値を
原子比で０．４５〜０．７５、望ましくは０．５〜０．
７と定めた。また、その平均層厚を０．５〜８μｍとし
たのは、その層厚が０．５μｍでは所望のすぐれた耐摩
耗性を長期に亘って確保することができず、一方その層
厚が８μｍを越えると、切刃部にチッピングが発生し易
くなるという理由によるものである。
て、これの硬質被覆層を構成する（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層の
組成式におけるのＸ値およびその平均層厚、さらに熱遮
断層としてのＡｌ2Ｏ3層、超硬基体表面側密着層、およ
び熱遮断層側密着層の平均層厚をそれぞれ上記の通りに
限定した理由を説明する。 （ａ）（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層のＸ値および平均層厚 （Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層におけるＡｌはＴｉＮに対して高温
硬さおよび耐熱性を向上させるために固溶するものであ
り、したがって組成式：（Ｔｉ1-XＡｌX）ＮのＸ値が原
子比で０．４５未満では所望の高温硬さおよび耐熱性向
上効果を確保することができず、一方その値が同０．７
５を越えると、ＴｉＮによってもたらされるすぐれた高
温強度が急激に低下するようになり、切刃部にチッピン
グ（微小欠け）が発生し易くなるという理由で、Ｘ値を
原子比で０．４５〜０．７５、望ましくは０．５〜０．
７と定めた。また、その平均層厚を０．５〜８μｍとし
たのは、その層厚が０．５μｍでは所望のすぐれた耐摩
耗性を長期に亘って確保することができず、一方その層
厚が８μｍを越えると、切刃部にチッピングが発生し易
くなるという理由によるものである。
【０００９】（ｂ）Ａｌ2Ｏ3層の平均層厚 また、Ａｌ2Ｏ3層の平均層厚を、０．５〜１０μｍとし
たのは、その層厚が０．５μｍ未満ではＡｌ2Ｏ3層によ
る上記の作用、すなわち高速切削で発生した高熱の超硬
基体切刃部への伝達を遮断して、前記切刃部が熱塑性変
形するのを防止し、もって偏摩耗が発生しないようにす
る作用を十分満足に発揮させることができず、一方その
層厚が１０μｍを越えると、切刃部にチッピングが発生
し、使用寿命短命化の原因となるという理由によるもの
である。
たのは、その層厚が０．５μｍ未満ではＡｌ2Ｏ3層によ
る上記の作用、すなわち高速切削で発生した高熱の超硬
基体切刃部への伝達を遮断して、前記切刃部が熱塑性変
形するのを防止し、もって偏摩耗が発生しないようにす
る作用を十分満足に発揮させることができず、一方その
層厚が１０μｍを越えると、切刃部にチッピングが発生
し、使用寿命短命化の原因となるという理由によるもの
である。
【００１０】（ｃ）超硬基体表面側密着層および熱遮断
層側密着層の平均層厚 その平均層厚がいずれの場合も０．１μｍ未満では、こ
れら両者間、並びに超硬基体表面および熱遮断層のそれ
ぞれに対して所定の強固な密着性を確保することができ
ず、一方これらの強固な密着性は３μｍまでの平均層厚
で十分であることから、その平均層厚をそれぞれ０．１
〜３μｍと定めた。
層側密着層の平均層厚 その平均層厚がいずれの場合も０．１μｍ未満では、こ
れら両者間、並びに超硬基体表面および熱遮断層のそれ
ぞれに対して所定の強固な密着性を確保することができ
ず、一方これらの強固な密着性は３μｍまでの平均層厚
で十分であることから、その平均層厚をそれぞれ０．１
〜３μｍと定めた。
【００１１】
【発明の実施の形態】ついで、この発明の被覆超硬工具
を実施例により具体的に説明する。 （実施例１）原料粉末として、いずれも０．８〜３μｍ
の平均粒径を有するＷＣ粉末、ＴｉＣ粉末、ＺｒＣ粉
末、ＶＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ3 Ｃ2 粉
末、ＴｉＮ粉末、およびＣｏ粉末を用意し、これら原料
粉末を、表１に示される配合組成に配合し、ボールミル
で７２時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａ の
圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６Ｐａの真
空中、温度：１４００℃に１時間保持の条件で焼結し、
焼結後、切刃部分にＲ：０．０５ｍｍのホーニング加工
を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８の形状をも
ったＷＣ基超硬合金製のチップ超硬基体Ａ１〜Ａ１０を
形成した。
を実施例により具体的に説明する。 （実施例１）原料粉末として、いずれも０．８〜３μｍ
の平均粒径を有するＷＣ粉末、ＴｉＣ粉末、ＺｒＣ粉
末、ＶＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ3 Ｃ2 粉
末、ＴｉＮ粉末、およびＣｏ粉末を用意し、これら原料
粉末を、表１に示される配合組成に配合し、ボールミル
で７２時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａ の
圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６Ｐａの真
空中、温度：１４００℃に１時間保持の条件で焼結し、
焼結後、切刃部分にＲ：０．０５ｍｍのホーニング加工
を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８の形状をも
ったＷＣ基超硬合金製のチップ超硬基体Ａ１〜Ａ１０を
形成した。
【００１２】また、原料粉末として、いずれも０．５〜
２μｍの平均粒径を有するＴｉＣＮ（質量比でＴｉＣ／
ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ2 Ｃ粉末、ＺｒＣ粉
末、ＮｂＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＷＣ粉末、Ｃｏ粉末、お
よびＮｉ粉末を用意し、これら原料粉末を、表２に示さ
れる配合組成に配合し、ボールミルで２４時間湿式混合
し、乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で圧粉体にプレス
成形し、この圧粉体を２ｋＰａの窒素雰囲気中、温度：
１５００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃
部分にＲ：０．０５ｍｍのホーニング加工を施してＩＳ
Ｏ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８の形状をもったＴｉＣＮ
系サーメット製のチップ超硬基体Ｂ１〜Ｂ６を形成し
た。
２μｍの平均粒径を有するＴｉＣＮ（質量比でＴｉＣ／
ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ2 Ｃ粉末、ＺｒＣ粉
末、ＮｂＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＷＣ粉末、Ｃｏ粉末、お
よびＮｉ粉末を用意し、これら原料粉末を、表２に示さ
れる配合組成に配合し、ボールミルで２４時間湿式混合
し、乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で圧粉体にプレス
成形し、この圧粉体を２ｋＰａの窒素雰囲気中、温度：
１５００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃
部分にＲ：０．０５ｍｍのホーニング加工を施してＩＳ
Ｏ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８の形状をもったＴｉＣＮ
系サーメット製のチップ超硬基体Ｂ１〜Ｂ６を形成し
た。
【００１３】ついで、これらチップ超硬基体Ａ１〜Ａ１
０およびＢ１〜Ｂ６の表面に、アセトン中で超音波洗浄
し、乾燥した状態で、通常の化学蒸着装置を用い、表３
に示される条件（表中、α−Ａｌ2Ｏ3は結晶構造がα型
のＡｌ2Ｏ3層、κ−Ａｌ2Ｏ3は結晶構造がκ型のＡｌ2
Ｏ3層をそれぞれ示すものである）で、超硬基体表面側
密着層であるＴｉＮ層と熱遮断層側密着層であるＴｉＣ
Ｏ層および／またはＴｉＣＮＯ層、さらに熱遮断層であ
るＡｌ2Ｏ3層を表４に示される目標層厚で蒸着形成し、
さらにこれらを、それぞれ図１に例示される通常のアー
クイオンプレーティング装置に装入し、一方カソード電
極（蒸発源）として、種々の成分組成をもったＴｉ−Ａ
ｌ合金を装着し、装置内を排気して０．５Ｐａの真空に
保持しながら、ヒーターで装置内を５００℃に加熱した
後、Ａｒガスを装置内に導入して１０ＰａのＡｒ雰囲気
とし、この状態で上記の熱遮断層形成後の超硬基体に−
８００Ｖのバイアス電圧を印加して、これの表面をＡｒ
ガスボンバート洗浄し、ついで装置内に反応ガスとし
て、窒素ガスを導入して６Ｐａの反応雰囲気とすると共
に、前記熱遮断層形成後の超硬基体に印加するバイアス
電圧を−２００Ｖに下げて、前記カソード電極とアノー
ド電極との間にアーク放電を発生させ、もってそれぞれ
の表面に、表４に示される目標組成および目標層厚の硬
質被覆層である（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を蒸着形成すること
により、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超
硬合金製スローアウエイチップ（以下、本発明被覆超硬
チップと云う）１〜１７をそれぞれ製造した。
０およびＢ１〜Ｂ６の表面に、アセトン中で超音波洗浄
し、乾燥した状態で、通常の化学蒸着装置を用い、表３
に示される条件（表中、α−Ａｌ2Ｏ3は結晶構造がα型
のＡｌ2Ｏ3層、κ−Ａｌ2Ｏ3は結晶構造がκ型のＡｌ2
Ｏ3層をそれぞれ示すものである）で、超硬基体表面側
密着層であるＴｉＮ層と熱遮断層側密着層であるＴｉＣ
Ｏ層および／またはＴｉＣＮＯ層、さらに熱遮断層であ
るＡｌ2Ｏ3層を表４に示される目標層厚で蒸着形成し、
さらにこれらを、それぞれ図１に例示される通常のアー
クイオンプレーティング装置に装入し、一方カソード電
極（蒸発源）として、種々の成分組成をもったＴｉ−Ａ
ｌ合金を装着し、装置内を排気して０．５Ｐａの真空に
保持しながら、ヒーターで装置内を５００℃に加熱した
後、Ａｒガスを装置内に導入して１０ＰａのＡｒ雰囲気
とし、この状態で上記の熱遮断層形成後の超硬基体に−
８００Ｖのバイアス電圧を印加して、これの表面をＡｒ
ガスボンバート洗浄し、ついで装置内に反応ガスとし
て、窒素ガスを導入して６Ｐａの反応雰囲気とすると共
に、前記熱遮断層形成後の超硬基体に印加するバイアス
電圧を−２００Ｖに下げて、前記カソード電極とアノー
ド電極との間にアーク放電を発生させ、もってそれぞれ
の表面に、表４に示される目標組成および目標層厚の硬
質被覆層である（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を蒸着形成すること
により、本発明被覆超硬工具としての本発明表面被覆超
硬合金製スローアウエイチップ（以下、本発明被覆超硬
チップと云う）１〜１７をそれぞれ製造した。
【００１４】また、表５に示される通り化学蒸着装置で
の超硬基体表面側密着層であるＴｉＮ層と熱遮断層側密
着層であるＴｉＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層、さ
らに熱遮断層であるＡｌ2Ｏ3層の形成を行なわない以外
は同一の条件で、被覆超硬工具としての従来表面被覆超
硬合金製スローアウエイチップ（以下、従来被覆超硬チ
ップと云う）１〜１７をそれぞれ製造した。
の超硬基体表面側密着層であるＴｉＮ層と熱遮断層側密
着層であるＴｉＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層、さ
らに熱遮断層であるＡｌ2Ｏ3層の形成を行なわない以外
は同一の条件で、被覆超硬工具としての従来表面被覆超
硬合金製スローアウエイチップ（以下、従来被覆超硬チ
ップと云う）１〜１７をそれぞれ製造した。
【００１５】なお、この結果得られた各種の被覆超硬チ
ップについて、これを構成する各種被覆層の組成および
層厚を、オージェ分光分析装置および走査型電子顕微鏡
を用いて測定したところ、表４、５の目標組成（Ｘ値）
および目標層厚と実質的に同じ組成および平均層厚（任
意５ヶ所測定の平均値）を示した。
ップについて、これを構成する各種被覆層の組成および
層厚を、オージェ分光分析装置および走査型電子顕微鏡
を用いて測定したところ、表４、５の目標組成（Ｘ値）
および目標層厚と実質的に同じ組成および平均層厚（任
意５ヶ所測定の平均値）を示した。
【００１６】ついで、この結果得られた各種の被覆超硬
チップのうち、本発明被覆超硬チップ１〜１０および従
来被覆超硬切削工具１〜１０について、 被削材：ＪＩＳ・ＦＣ３００の丸棒、 切削速度：４００ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：２ｍｍ、 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件での鋳鉄の乾式高速連続旋削加工試験、 被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の長さ方向等間隔４本縦
溝入り丸棒、 切削速度：３５０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．５ｍｍ、 送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件での合金の乾式高速断続旋削加工試験を行ない、
また、本発明被覆超硬チップ１１〜１７および従来被覆
超硬チップ１１〜１７については、 被削材：ＪＩＳ・Ｓ４５Ｃの丸棒、 切削速度：３５０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．２ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件での炭素鋼の乾式高速連続旋削加工試験、 被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の長さ方向等間隔４本縦
溝入り丸棒、 切削速度：３８０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：０．８ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件での合金鋼の乾式高速断続旋削加工試験を行い、
いずれの旋削加工試験でも切刃部の逃げ面摩耗幅を測定
した。この測定結果を表４、５に示した。
チップのうち、本発明被覆超硬チップ１〜１０および従
来被覆超硬切削工具１〜１０について、 被削材：ＪＩＳ・ＦＣ３００の丸棒、 切削速度：４００ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：２ｍｍ、 送り：０．３ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件での鋳鉄の乾式高速連続旋削加工試験、 被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の長さ方向等間隔４本縦
溝入り丸棒、 切削速度：３５０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．５ｍｍ、 送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件での合金の乾式高速断続旋削加工試験を行ない、
また、本発明被覆超硬チップ１１〜１７および従来被覆
超硬チップ１１〜１７については、 被削材：ＪＩＳ・Ｓ４５Ｃの丸棒、 切削速度：３５０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：１．２ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件での炭素鋼の乾式高速連続旋削加工試験、 被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の長さ方向等間隔４本縦
溝入り丸棒、 切削速度：３８０ｍ／ｍｉｎ．、 切り込み：０．８ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、 切削時間：１０分、 の条件での合金鋼の乾式高速断続旋削加工試験を行い、
いずれの旋削加工試験でも切刃部の逃げ面摩耗幅を測定
した。この測定結果を表４、５に示した。
【００１７】
【表１】
【００１８】
【表２】
【００１９】
【表３】
【００２０】
【表４】
【００２１】
【表５】
【００２２】（実施例２）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２．３μ
ｍのＣｒ3Ｃ2粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０
μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ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６に示され
る配合組成に配合し、さらにワックスを加えてアセトン
中で２４時間ボールミル混合し、減圧乾燥した後、１０
０ＭＰａの圧力で所定形状の各種の圧粉体にプレス成形
し、これらの圧粉体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／
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時間保持後、炉冷の条件で
焼結して、直径が８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの
３種の超硬基体形成用丸棒焼結体を形成し、この３種の
丸棒焼結体から、研削加工にて、表６に示される組み合
わせで、切刃部の直径×長さが、それぞれ６ｍｍ×１３
ｍｍ、１０ｍｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍｍ
の寸法をもった４枚刃スクエア形状のエンドミル超硬基
体ａ〜ｈをそれぞれ製造した。
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２．３μ
ｍのＣｒ3Ｃ2粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０
μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ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６に示され
る配合組成に配合し、さらにワックスを加えてアセトン
中で２４時間ボールミル混合し、減圧乾燥した後、１０
０ＭＰａの圧力で所定形状の各種の圧粉体にプレス成形
し、これらの圧粉体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／
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時間保持後、炉冷の条件で
焼結して、直径が８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの
３種の超硬基体形成用丸棒焼結体を形成し、この３種の
丸棒焼結体から、研削加工にて、表６に示される組み合
わせで、切刃部の直径×長さが、それぞれ６ｍｍ×１３
ｍｍ、１０ｍｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍｍ
の寸法をもった４枚刃スクエア形状のエンドミル超硬基
体ａ〜ｈをそれぞれ製造した。
【００２３】ついで、これらのエンドミル超硬基体ａ〜
ｈのそれぞれの表面に、アセトン中で超音波洗浄し、乾
燥した状態で、同じく通常の化学蒸着装置にて、上記実
施例１におけると同一の条件で、表７に示される目標層
厚の超硬基体表面側密着層であるＴｉＮ層、熱遮断層側
密着層であるＴｉＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層、
さらに熱遮断層であるＡｌ2Ｏ3層を蒸着形成し、さらに
これらの表面に図１に例示されるアークイオンプレーテ
ィング装置を用い、同じく上記実施例１におけると同一
の条件で、表７に示される目標組成（Ｘ値）および目標
層厚をもったＴｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸
着形成することにより、本発明被覆超硬工具としての本
発明表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、本発明被覆
超硬エンドミルと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。
また、表８に示される通り化学蒸着装置での超硬基体表
面側密着層（ＴｉＮ層）および熱遮断層側密着層（Ｔｉ
ＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層）、さらに熱遮断層
（Ａｌ2Ｏ3層）の形成を行なわない以外は同一の条件
で、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合金製
エンドミル（以下、従来被覆超硬エンドミルと云う）１
〜１６をそれぞれ製造した。
ｈのそれぞれの表面に、アセトン中で超音波洗浄し、乾
燥した状態で、同じく通常の化学蒸着装置にて、上記実
施例１におけると同一の条件で、表７に示される目標層
厚の超硬基体表面側密着層であるＴｉＮ層、熱遮断層側
密着層であるＴｉＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層、
さらに熱遮断層であるＡｌ2Ｏ3層を蒸着形成し、さらに
これらの表面に図１に例示されるアークイオンプレーテ
ィング装置を用い、同じく上記実施例１におけると同一
の条件で、表７に示される目標組成（Ｘ値）および目標
層厚をもったＴｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸
着形成することにより、本発明被覆超硬工具としての本
発明表面被覆超硬合金製エンドミル（以下、本発明被覆
超硬エンドミルと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。
また、表８に示される通り化学蒸着装置での超硬基体表
面側密着層（ＴｉＮ層）および熱遮断層側密着層（Ｔｉ
ＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層）、さらに熱遮断層
（Ａｌ2Ｏ3層）の形成を行なわない以外は同一の条件
で、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合金製
エンドミル（以下、従来被覆超硬エンドミルと云う）１
〜１６をそれぞれ製造した。
【００２４】また、この結果得られた本発明被覆超硬エ
ンドミル１〜１６および従来被覆超硬エンドミル１〜１
６について、これを構成する各種被覆層の組成および層
厚を、オージェ分光分析装置および走査型電子顕微鏡を
用いて測定したところ、表７、８の目標組成（Ｘ値）お
よび目標層厚と実質的に同じ組成および平均層厚（任意
５ヶ所測定の平均値）を示した。
ンドミル１〜１６および従来被覆超硬エンドミル１〜１
６について、これを構成する各種被覆層の組成および層
厚を、オージェ分光分析装置および走査型電子顕微鏡を
用いて測定したところ、表７、８の目標組成（Ｘ値）お
よび目標層厚と実質的に同じ組成および平均層厚（任意
５ヶ所測定の平均値）を示した。
【００２５】つぎに、上記本発明被覆超硬エンドミル１
〜１６および従来被覆超硬エンドミル１〜１６のうち、
本発明被覆超硬エンドミル１〜６および従来被覆超硬エ
ンドミル１〜６ついては、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ４５Ｃの板材、 切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切込み）：３ｍｍ、 テーブル送り：６００ｍｍ／分、 形態：乾式（エアーブロー）、 の条件での炭素鋼の高速溝切削加工試験、本発明被覆超
硬エンドミル７〜１２および従来被覆超硬エンドミル７
〜１２については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ４２０Ｊ２の板材、 切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切込み）：５ｍｍ、 テーブル送り：３００ｍｍ／分、 形態：湿式（水溶性切削油）、 の条件でのステンレス鋼の高速溝切削加工試験、本発明
被覆超硬エンドミル１３〜１６、および従来被覆超硬エ
ンドミル１３〜１６については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＦＣ２５０の板材、 切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切込み）：１０ｍｍ、 テーブル送り：８００ｍｍ／分、 形態：乾式（エアーブロー）、 の条件での鋳鉄の高速高切込み溝切削加工試験、をそれ
ぞれ行い、いずれの溝切削加工試験でも外周刃の逃げ面
摩耗幅が使用寿命の目安とされる０．１ｍｍに至るまで
の切削溝長を測定した。この測定結果を表７、８にそれ
ぞれ示した。
〜１６および従来被覆超硬エンドミル１〜１６のうち、
本発明被覆超硬エンドミル１〜６および従来被覆超硬エ
ンドミル１〜６ついては、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・Ｓ４５Ｃの板材、 切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切込み）：３ｍｍ、 テーブル送り：６００ｍｍ／分、 形態：乾式（エアーブロー）、 の条件での炭素鋼の高速溝切削加工試験、本発明被覆超
硬エンドミル７〜１２および従来被覆超硬エンドミル７
〜１２については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ４２０Ｊ２の板材、 切削速度：１００ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切込み）：５ｍｍ、 テーブル送り：３００ｍｍ／分、 形態：湿式（水溶性切削油）、 の条件でのステンレス鋼の高速溝切削加工試験、本発明
被覆超硬エンドミル１３〜１６、および従来被覆超硬エ
ンドミル１３〜１６については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＦＣ２５０の板材、 切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ．、 溝深さ（切込み）：１０ｍｍ、 テーブル送り：８００ｍｍ／分、 形態：乾式（エアーブロー）、 の条件での鋳鉄の高速高切込み溝切削加工試験、をそれ
ぞれ行い、いずれの溝切削加工試験でも外周刃の逃げ面
摩耗幅が使用寿命の目安とされる０．１ｍｍに至るまで
の切削溝長を測定した。この測定結果を表７、８にそれ
ぞれ示した。
【００２６】
【表６】
【００２７】
【表７】
【００２８】
【表８】
【００２９】（実施例３）上記の実施例２で製造した直
径が８ｍｍ（超硬基体ａ〜ｃ形成用）、１３ｍｍ（超硬
基体ｄ〜ｆ形成用）、および２６ｍｍ（超硬基体ｇ、ｈ
形成用）の３種の丸棒焼結体を用い、この３種の丸棒焼
結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれ
ぞれ４ｍｍ×２２ｍｍ（超硬基体ａ′〜ｃ′）、８ｍｍ
×３７ｍｍ（超硬基体ｄ′〜ｆ′）、および１６ｍｍ×
５８ｍｍ（超硬基体ｇ′、ｈ′）の寸法をもった超硬基
体（ドリル）ａ′〜ｈ′をそれぞれ製造した。
径が８ｍｍ（超硬基体ａ〜ｃ形成用）、１３ｍｍ（超硬
基体ｄ〜ｆ形成用）、および２６ｍｍ（超硬基体ｇ、ｈ
形成用）の３種の丸棒焼結体を用い、この３種の丸棒焼
結体から、研削加工にて、溝形成部の直径×長さがそれ
ぞれ４ｍｍ×２２ｍｍ（超硬基体ａ′〜ｃ′）、８ｍｍ
×３７ｍｍ（超硬基体ｄ′〜ｆ′）、および１６ｍｍ×
５８ｍｍ（超硬基体ｇ′、ｈ′）の寸法をもった超硬基
体（ドリル）ａ′〜ｈ′をそれぞれ製造した。
【００３０】ついで、これらの超硬基体（ドリル）ａ′
〜ｈ′の表面に、ホーニングを施し、アセトン中で超音
波洗浄し、乾燥した状態で、同じく通常の化学蒸着装置
にて、上記実施例１におけると同一の条件で、表９に示
される目標層厚の超硬基体表面側密着層（ＴｉＮ層）、
熱遮断層側密着層（ＴｉＣＯ層および／またはＴｉＣＮ
Ｏ層）、さらに熱遮断層（Ａｌ2Ｏ3層）を蒸着形成し、
さらにこれらの表面に図１に例示されるアークイオンプ
レーティング装置を用い、同じく上記実施例１における
と同一の条件で、表９に示される目標組成（Ｘ値）およ
び目標層厚をもった（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層（硬質被覆層）
を蒸着形成することにより、本発明被覆超硬工具として
の本発明表面被覆超硬合金製ドリル（以下、本発明被覆
超硬ドリルと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。ま
た、表１０に示される通り化学蒸着装置での超硬基体表
面側密着層（ＴｉＮ層）および熱遮断層側密着層（Ｔｉ
ＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層）、さらに熱遮断層
（Ａｌ2Ｏ3層）の形成を行なわない以外は同一の条件
で、アークイオンプレーティング装置にて、同じく表１
０にに示される目標組成（Ｘ値）および目標層厚の（Ｔ
ｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成すること
により、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合
金製ドリル（以下、従来被覆超硬ドリルと云う）１〜１
６をそれぞれ製造した。
〜ｈ′の表面に、ホーニングを施し、アセトン中で超音
波洗浄し、乾燥した状態で、同じく通常の化学蒸着装置
にて、上記実施例１におけると同一の条件で、表９に示
される目標層厚の超硬基体表面側密着層（ＴｉＮ層）、
熱遮断層側密着層（ＴｉＣＯ層および／またはＴｉＣＮ
Ｏ層）、さらに熱遮断層（Ａｌ2Ｏ3層）を蒸着形成し、
さらにこれらの表面に図１に例示されるアークイオンプ
レーティング装置を用い、同じく上記実施例１における
と同一の条件で、表９に示される目標組成（Ｘ値）およ
び目標層厚をもった（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層（硬質被覆層）
を蒸着形成することにより、本発明被覆超硬工具として
の本発明表面被覆超硬合金製ドリル（以下、本発明被覆
超硬ドリルと云う）１〜１６をそれぞれ製造した。ま
た、表１０に示される通り化学蒸着装置での超硬基体表
面側密着層（ＴｉＮ層）および熱遮断層側密着層（Ｔｉ
ＣＯ層および／またはＴｉＣＮＯ層）、さらに熱遮断層
（Ａｌ2Ｏ3層）の形成を行なわない以外は同一の条件
で、アークイオンプレーティング装置にて、同じく表１
０にに示される目標組成（Ｘ値）および目標層厚の（Ｔ
ｉ，Ａｌ）Ｎ層からなる硬質被覆層を蒸着形成すること
により、従来被覆超硬工具としての従来表面被覆超硬合
金製ドリル（以下、従来被覆超硬ドリルと云う）１〜１
６をそれぞれ製造した。
【００３１】また、この結果得られた各種の被覆超硬ド
リルについて、これを構成する各種被覆層の組成および
層厚を、オージェ分光分析装置および走査型電子顕微鏡
を用いて測定したところ、表９、１０の目標組成（Ｘ
値）および目標層厚と実質的に同じ組成および平均層厚
（任意５ヶ所測定の平均値）を示した。
リルについて、これを構成する各種被覆層の組成および
層厚を、オージェ分光分析装置および走査型電子顕微鏡
を用いて測定したところ、表９、１０の目標組成（Ｘ
値）および目標層厚と実質的に同じ組成および平均層厚
（任意５ヶ所測定の平均値）を示した。
【００３２】つぎに、上記本発明被覆超硬ドリル１〜１
６および従来被覆超硬ドリル１〜１６のうち、本発明被
覆超硬ドリル１〜６および従来被覆超硬ドリル１〜６に
ついては、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０厚さ：５０ｍｍ
のＪＩＳ・ＦＣ３００の板材、 切削速度：８０ｍ／ｍｉｎ．、 穴深さ：８ｍｍ 送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件での鋳鉄の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明
被覆超硬ドリル７〜１２および従来被覆超硬ドリル７〜
１２については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・の板材、 切削速度：７０ｍ／ｍｉｎ．、 穴深さ：１５ｍｍ、 送り：０．２５ｍ／ｒｅｖ、 の条件での炭素鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発
明被覆超硬ドリル１３〜１６および従来被覆超硬ドリル
１３〜１６については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、 切削速度：５０ｍ／ｍｉｎ．、 穴深さ：３０ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試
験、をそれぞれ行い、いずれの湿式（水溶性切削油使
用）高速穴あけ切削加工試験でも先端切刃面の逃げ面摩
耗幅が０．３ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定し
た。この測定結果を表９、１０にそれぞれ示した。
６および従来被覆超硬ドリル１〜１６のうち、本発明被
覆超硬ドリル１〜６および従来被覆超硬ドリル１〜６に
ついては、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０厚さ：５０ｍｍ
のＪＩＳ・ＦＣ３００の板材、 切削速度：８０ｍ／ｍｉｎ．、 穴深さ：８ｍｍ 送り：０．２５ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件での鋳鉄の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発明
被覆超硬ドリル７〜１２および従来被覆超硬ドリル７〜
１２については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・の板材、 切削速度：７０ｍ／ｍｉｎ．、 穴深さ：１５ｍｍ、 送り：０．２５ｍ／ｒｅｖ、 の条件での炭素鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験、本発
明被覆超硬ドリル１３〜１６および従来被覆超硬ドリル
１３〜１６については、 被削材：平面寸法：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５
０ｍｍのＪＩＳ・ＳＵＳ３０４の板材、 切削速度：５０ｍ／ｍｉｎ．、 穴深さ：３０ｍｍ、 送り：０．２ｍｍ／ｒｅｖ、 の条件でのステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試
験、をそれぞれ行い、いずれの湿式（水溶性切削油使
用）高速穴あけ切削加工試験でも先端切刃面の逃げ面摩
耗幅が０．３ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定し
た。この測定結果を表９、１０にそれぞれ示した。
【００３３】
【表９】
【００３４】
【表１０】
【００３５】
【発明の効果】表４〜１０に示される結果から、本発明
被覆超硬工具は、いずれも超硬基体と硬質被覆層である
（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層との間に、熱遮断層として介在させ
たＡｌ 2Ｏ3層によって高速切削時に発生する高熱が超硬
基体切刃部に伝達するのが著しく抑制されることから、
前記切刃部の熱塑性変形が防止され、この結果摩耗進行
の原因となる偏摩耗の発生がなくなり、正常摩耗が確保
されるのに対して、前記（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を硬質被覆
層として超硬基体表面に直接蒸着形成してなる従来被覆
超硬工具においては、切刃部に熱塑性変形の発生が避け
られず、偏摩耗による急速な摩耗進行によって、比較的
短時間で使用寿命に至ることが明らかである。上述のよ
うに、この発明の被覆超硬工具は、各種の鋼や鋳鉄など
の通常の条件での切削加工は勿論のこと、特に高速切削
加工条件でもすぐれた切削性能を長期に亘って発揮する
ものであるから、切削加工装置の高性能化は勿論のこ
と、切削加工の省力化および省エネ化、さらに低コスト
化にも十分満足に対応できるものである。
被覆超硬工具は、いずれも超硬基体と硬質被覆層である
（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層との間に、熱遮断層として介在させ
たＡｌ 2Ｏ3層によって高速切削時に発生する高熱が超硬
基体切刃部に伝達するのが著しく抑制されることから、
前記切刃部の熱塑性変形が防止され、この結果摩耗進行
の原因となる偏摩耗の発生がなくなり、正常摩耗が確保
されるのに対して、前記（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ層を硬質被覆
層として超硬基体表面に直接蒸着形成してなる従来被覆
超硬工具においては、切刃部に熱塑性変形の発生が避け
られず、偏摩耗による急速な摩耗進行によって、比較的
短時間で使用寿命に至ることが明らかである。上述のよ
うに、この発明の被覆超硬工具は、各種の鋼や鋳鉄など
の通常の条件での切削加工は勿論のこと、特に高速切削
加工条件でもすぐれた切削性能を長期に亘って発揮する
ものであるから、切削加工装置の高性能化は勿論のこ
と、切削加工の省力化および省エネ化、さらに低コスト
化にも十分満足に対応できるものである。
【図１】アークイオンプレーティング装置の概略説明図
である。
である。
Claims (1)
- 【請求項１】 炭化タングステン基超硬合金または炭窒
化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、
組成式：（Ｔｉ1-XＡｌX）Ｎ（ただし、原子比で、Ｘは
０．４５〜０．７５を示す）を有するＴｉとＡｌの複合
窒化物からなる硬質被覆層を０．５〜８μｍの平均層厚
で物理蒸着してなる表面被覆超硬合金製切削工具におい
て、 上記工具基体表面と上記硬質被覆層の間に、熱遮断層と
して、０．５〜１０μｍの平均層厚を有する酸化アルミ
ニウム層を蒸着介在させ、 さらに、上記工具基体表面と上記熱遮断層の間に、工具
基体側密着層として、０．１〜３μｍの平均層厚を有す
る窒化チタン層と、熱遮断層側密着層として、０．１〜
３μｍの平均層厚を有する炭酸化チタン層および／また
は炭窒酸化チタン層を蒸着介在させたこと、を特徴とす
る高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮
する表面被覆超硬合金製切削工具。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2001066035A JP2002263910A (ja) | 2001-03-09 | 2001-03-09 | 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2001066035A JP2002263910A (ja) | 2001-03-09 | 2001-03-09 | 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
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| JP2002263910A true JP2002263910A (ja) | 2002-09-17 |
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Family Applications (1)
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| JP2001066035A Pending JP2002263910A (ja) | 2001-03-09 | 2001-03-09 | 高速切削加工で硬質被覆層がすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆超硬合金製切削工具 |
Country Status (1)
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|---|---|
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Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008137130A (ja) * | 2006-12-04 | 2008-06-19 | Mitsubishi Materials Corp | 表面被覆切削工具 |
| JP2008137129A (ja) * | 2006-12-04 | 2008-06-19 | Mitsubishi Materials Corp | 表面被覆切削工具 |
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| JP2008296356A (ja) * | 2007-06-04 | 2008-12-11 | Sumitomo Electric Hardmetal Corp | 表面被覆切削工具 |
| CN104175682A (zh) * | 2014-08-29 | 2014-12-03 | 株洲钻石切削刀具股份有限公司 | 自硬化TiAlN/CrAlN多层涂层刀具及其制备方法 |
-
2001
- 2001-03-09 JP JP2001066035A patent/JP2002263910A/ja active Pending
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| JP2008149391A (ja) * | 2006-12-14 | 2008-07-03 | Mitsubishi Materials Corp | 表面被覆切削工具 |
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