JP2009190146A

JP2009190146A - 工具素材

Info

Publication number: JP2009190146A
Application number: JP2008035474A
Authority: JP
Inventors: Masayuki Imai; 真之今井
Original assignee: Hitachi Tool Engineering Ltd
Current assignee: Moldino Tool Engineering Ltd
Priority date: 2008-02-18
Filing date: 2008-02-18
Publication date: 2009-08-27

Abstract

【課題】折損強度の高い工具素材を提供することを目的とする。
【解決手段】円柱形状の工具素材の一方の端部がｃＢＮ焼結体、他の端部がＷＣ基超硬合金で形成され、該ＷＣ基超硬合金は長手方向に超硬合金Ａと超硬合金Ｂとからなり、該超硬合金Ａの一方の端部は、該ｃＢＮ焼結体との接合面Ｃを有し、該超硬合金Ａの他の端部は、該超硬合金Ｂとの接合面Ｄを有し、該超硬合金Ａは、ＷＣ平均粒径をｄ１（μｍ）としたとき、２≦ｄ１≦４、Ｃｏ含有量は質量％で、６％以上、１２％以下であり、該超硬合金Ｂは、ＷＣ平均粒径をｄ２（μｍ）としたとき、０．３≦ｄ２≦１、Ｃｏ含有量は５％以上、１１％以下であり、工具素材（１）の長さ（ｍｍ）をＬ、直径（ｍｍ）をＤとしたとき３≦Ｌ≦６０、Ｄ≦６、であることを特徴とする工具素材である。
【選択図】図１

Description

本願発明は、ｃＢＮ焼結体を刃部に用いる工具素材に関する。特に、刃径が１ｍｍ以下の回転工具に関するものである。

特許文献１は、超硬合金が裏打ちされたｃＢＮ焼結体円板と、これを用いて形成した回転工具の技術を開示している。

特開２００４−２６８２０２号公報

本願発明は、折損強度の高い工具素材を提供することを目的とする。

本願発明は、円柱形状の工具素材（１）の一方の端部がｃＢＮ焼結体（２）、他の端部がＷＣ基超硬合金（３）で形成され、該ＷＣ基超硬合金（３）は長手方向に超硬合金Ａ（４）と超硬合金Ｂ（５）とからなり、該超硬合金Ａ（４）の一方の端部は、該ｃＢＮ焼結体（２）との接合面Ｃ（６）を有し、該超硬合金Ａ（４）の他の端部は、該超硬合金Ｂ（５）との接合面Ｄ（７）を有し、該超硬合金Ａ（４）は、ＷＣ平均粒径をｄ１（μｍ）としたとき、２≦ｄ１≦４、Ｃｏ含有量は質量％で、６％以上、１２％以下であり、該超硬合金Ｂ（５）は、ＷＣ平均粒径をｄ２（μｍ）としたとき、０．３≦ｄ２≦１、Ｃｏ含有量は５％以上、１１％以下であり、工具素材（１）の長さ（ｍｍ）をＬ、直径（ｍｍ）をＤとしたとき、３≦Ｌ≦６０、Ｄ≦６、であることを特徴とする工具素材である。上記の構成を採用することによって折損強度の高い工具素材を提供することができる。また、本願発明の工具素材は、ｃＢＮ焼結体（２）の長さ（ｍｍ）をＬ１、超硬合金Ａ（４）の長さ（ｍｍ）をＬ２、超硬合金Ｂ（５）の長さ（ｍｍ）をＬ３、としたとき、Ｌ２／Ｌ１≧２、（Ｌ１＋Ｌ２）／Ｌ３≦０．７、であることが好ましい。また、ｄ１値が、２．５≦ｄ１≦３．５、ｄ２値が、０．３≦ｄ２≦０．６、であることが好ましい。

本願発明によって、折損強度の高い工具素材を提供することができた。

本願発明の工具素材（１）の例を図１に示す。円柱形状の工具素材（１）の一方の端部がｃＢＮ焼結体（２）、他の端部がＷＣ基超硬合金（３）で形成されている。またＷＣ基超硬合金（３）は長手方向に超硬合金Ａ（４）と超硬合金Ｂ（５）とからなっている。更に、超硬合金Ａ（４）の一方の端部は、ｃＢＮ焼結体（２）との接合面Ｃ（６）を有し、超硬合金Ａ（４）の他の端部は、超硬合金Ｂ（５）との接合面Ｄ（７）を有している。例えば、ｃＢＮ焼結体を刃部とする切削工具は、切削加工時に刃部の温度が約８００から１０００℃の高温となる。特に切削条件が高速高送り等の過酷な場合、刃部の温度上昇は著しい。従って、ｃＢＮ焼結体と超硬合金Ａとの接合面Ｃは、高温域での密着強度が要求される。そこで超高圧高温条件下で両者を一体焼結処理することによって形成された接合面Ｃを有することが必要である。またこの一体焼結処理は、ｃＢＮ焼結体と超硬合金とを接合させるために必要な処理でもある。一方、超硬合金Ａと超硬合金Ｂとの接合面Ｄは、超硬合金Ａの厚さの分、ｃＢＮ焼結体からの距離が離れているため、例えば拡散接合法をよって形成された接合面Ｄを選択することができる。
本願発明の工具素材のＷＣ基超硬合金において、ｃＢＮ焼結体との接合面Ｃを有する超硬合金Ａは、ＷＣ平均粒径をｄ１（μｍ）としたとき、２≦ｄ１≦４、より好ましくは、２．５≦ｄ１≦３．５であり、Ｃｏ含有量は質量％で、６％以上、１２％以下である。また、この超硬合金Ａの別の端部と接合面Ｄを有する超硬合金Ｂは、ＷＣ平均粒径をｄ２（μｍ）としたとき、０．３≦ｄ２≦１、より好ましくは０．３≦ｄ２≦０．６であり、Ｃｏ含有量は５％以上、１１％以下である。ｃＢＮ焼結体と接合面Ｃを介している超硬合金Ａも熱伝導によって６００から７００℃の高温域での機械的強度が要求され、破壊、亀裂の進展を回避しなければならない。そのため、高温となる接合面Ｃ近傍の超硬合金Ａの亀裂が進展し難いｄ１値が２μｍ以上の粗粒超硬合金を用いれば、高温域となる接合面Ｃ近傍の超硬合金Ａの折損強度を向上させることができる。しかし、ｄ１値の増大により曲げ変形が起こりやすくなるため、ｄ１値は４μｍ以下にする必要がある。このためｄ１値は２≦ｄ１≦４、より好ましくは、２．５≦ｄ１≦３．５とする。また、超硬合金Ａには、加熱と冷却が加わるため、熱衝撃抵抗Ｒも大きいことが必要となる。熱衝撃抵抗Ｒは、次の化１によって定義される。ここで、ｋは定数、λは熱伝導率、σｍは抗折力、αは熱膨張係数、Ｅはヤング率である。

Ｃｏ量が６％未満の場合、Ｒ値が減少するが、Ｃｏ量が１２％を超えて大きくてもλ値の低下によりＲ値が減少してしまう。そこで、超硬合金ＡのＣｏ量を６％以上、１２％以下とする。本願発明の工具素材における超硬合金Ａは、主に回転工具における首部を構成することになる。
一方、超硬合金Ｂは、回転工具におけるシャンク部やシャンク部よりも径が絞られる首部、又はシャンク部から首部に跨った構成をすることになる。そこで、径が絞られる首部とシャンク部の境界は応力が集中するため、超硬合金Ｂは、折損強度の高い超微粒系超硬合金を用いることになる。例えば、特に首下が長い小径工具においてその影響は大きい。超硬合金Ｂは、ｄ２値が１μｍ以下の折損強度の高い超微粒系超硬合金を用いることにより、応力の集中する首部とシャンク部の境界部の強度を向上することができる。しかし、ｄ２値が０．３μｍ未満の超硬合金では、焼結時に異常成長するＷＣ粒子の影響のため、抗折力は低下してしまう。このため超硬合金Ｂのｄ２値を０．３≦ｄ２≦１、とする。また、首部は振動や曲げ変形を抑制する必要があり、同時に小径工具では耐衝撃性を高める必要がある。破壊靱性値Ｋ１ｃは、Ｃｏ量の増加とともに増大するため首部においてもＣｏ量を規定する必要がある。Ｃｏ量が５％未満の場合、Ｋ_１ｃの減少により耐衝撃性が低下してしまい、Ｃｏ量が１１％を超えて大きいいと、耐振動性が低下する他、曲げ変形を生じやすくなってしまう。そこで、超硬合金ＢのＣｏ含有量を５％以上、１１％以下に規定する。
本願発明の工具素材において、Ｌ値、Ｄ値は、３≦Ｌ≦６０、Ｄ≦６、である。これは、回転工具、特に小径工具における工具の全長とシャンク径のサイズを配慮している。

本願発明の工具素材において、Ｌ２／Ｌ１値が２未満であると、超硬合金Ｂまで高温となるため、超硬合金Ｂの折損強度が低下してしまう。この理由は、超硬合金Ｂは高温での折損強度の低いからである。（Ｌ１＋Ｌ２）／Ｌ３≦０．７に規定する理由は、刃先先端より長手方向に離れるに従って急速に温度は低下し２００℃以下の低温となる。このため、（Ｌ１＋Ｌ２）値が０．７＊Ｌ３値以下であれば、低温となる部分で折損強度の高い微粒の超硬合金Ｂを用いることができるため小径工具の折損強度が向上する。一方、回転工具は刃先先端に力が作用するため、作用点より離れた部分の応力が大となる。そこで、（Ｌ１＋Ｌ２）値が０．７＊Ｌ３値を超えて長いと超硬合金Ａの応力負荷が大となってしまい不都合である。本願発明の工具素材において、超硬合金Ｂの抗折力は３５００ＭＰａ以上であることが好ましい。この理由は、応力の集中する首部とシャンク部の境界の折損強度をより向上できるからである。

本願発明の工具素材における超硬合金のｄ１、ｄ２値は、超硬合金の断面を鏡面研磨した後、村上試薬で０．５分、王水で３分間エッチングすることによりＷＣ粒子以外の金属を除去し、ＷＣ粒子の結晶粒界を明確にした後、顕微鏡による観察した。例えば、ＦＥ−ＥＰＭＡ（日本電子社製ＪＸＡ−８５００Ｆ型）を用いて倍率１０ｋ〜２０ｋ倍で観察を行い、その観察画像をコンピュータに取り込み、画像解析装置にて解析した。例えば、一定の面積の１０〜３０ｍｍ２の範囲に存在するＷＣの平均粒径を測定することができる。Ｃｏ含有量は蛍光Ｘ線分析装置により、また抗折力はＪＩＳ規格、Ｒ１６０１に記載の３点曲げ試験法により求めることができる。次に、本願発明の工具素材を実施例により具体的に説明する。

（実施例１）
図１にｃＢＮ焼結部材（８）の模式図示す。ｃＢＮ焼結部材（８）は、ｃＢＮ焼結体、超硬合金Ａと超硬合金Ｂとから構成される。まず、図２に示すｃＢＮ焼結部材（９）の超硬合金Ａを作製した。超硬合金Ａは、配合時のＷＣ平均粒径を３．８μｍ、Ｃｏ量を８．０％にし、１４００℃６０分真空中で焼結し、その後、１３５０°Ｃ５０ＭＰａ、３０分の条件でＨＩＰ処理をすることにより作製した。その後、研削加工により、厚み２．４ｍｍ、直径３０ｍｍの円板に加工した。次に、得られた超硬合金Ａの円板上に６５容量％のｃＢＮ粉末と、残りがＴｉＮとＡｌからなる粉末を混合した粉体からなるｃＢＮ成形体を配置し、５．６ＧＰａ、１４５０℃の超高圧高温条件で一体焼結後に研削加工を施し、ｃＢＮ焼結体の厚さが０．６ｍｍ、超硬合金Ａの厚さが２．４ｍｍの総厚３．０ｍｍのｃＢＮ焼結部材（９）を得た。
次に、超硬合金Ｂを作製した。超硬合金Ｂは、配合時のＷＣ平均粒径を１．２μｍ、Ｃｏ量を８％にし、１４００℃、６０分真空中で焼結し、その後、１３５０℃、５０ＭＰａ、３０分の条件でＨＩＰ処理をすることにより作製した。その後、厚み４７ｍｍ、直径３０ｍｍの円柱（１０）に加工した。同時に超硬合金Ｂの抗折力試験片も作成した。
先に作製した厚さ３ｍｍのｃＢＮ焼結部材（９）と、超硬合金Ｂの円柱（１０）との間に厚さ１０μｍのＮｉ箔をはさみ、ホットプレス法を用いて、真空中で１０５０℃、３０ＭＰａ、１０分の条件で拡散接合を施し、ｃＢＮ焼結体、超硬合金Ａ、Ｂで構成した厚さ５０ｍｍ、直径３０ｍｍのｃＢＮ焼結部材（８）を作成した。
図１に示す様に本願発明の工具素材の作製方法は、ｃＢＮ焼結部材（８）よりワイヤー放電加工により直径４．０１ｍｍの円柱部材を作製した後、Ｄ値が４ｍｍ、Ｌ値が５０ｍｍの丸棒にセンタレス加工した。図３に作成した本発明例１の工具素材を示す。ここで、工具素材の各種測定を行った。ｄ１、ｄ２値の測定結果、Ｃｏ含有量、超硬合金Ｂの抗折力値、Ｌ１、Ｌ２、Ｌ３の値を表１に示した。

（実施例２）
実施例１によって得られた本発明例１の工具素材を用いて、図４に示す様なｃＢＮ小径ボールエンドミルを作製した。ｃＢＮ小径ボールエンドミルは、円筒研削加工で首部を形成した後、溝研削加工で刃部を形成することにより、刃径が１ｍｍ、首下長さＬｎが８ｍｍのｃＢＮ小径ボールエンドミルを得た。更に、同様の方法を用いて、超硬合金作製時における配合ＷＣ粉末の粒径とＣｏ量やＬ１値、Ｌ２値、Ｌ３値を調整して本発明例２〜１３、比較例１６〜２６を作製した。これらの工具素材よりｃＢＮ小径ボールエンドミルを作成した。図５は、本発明例１４、１５の別の実施形態に用いたｃＢＮ小径ボールエンドミルの作製方法の例を説明する模式図を示す。本願発明の工具素材を、丸棒（１１）の先端に設けた孔に差し込みロウ付け後、所定の形状に加工して小径ボールエンドミルを得る方法である。
別に本発明例１と同様の方法で、ｃＢＮ焼結体と１種類の超硬合金からなるｃＢＮ焼結部材を得た。得られたｃＢＮ焼結体部材４からワイヤー放電加工により、円柱部材を切り出した後、直径２ｍｍ長さ１３ｍｍの丸棒にセンタレス加工して従来例２７、２８の工具素材を作成した。超硬合金作製時において、配合ＷＣ粉末の粒径とＣｏ量や厚みを調整した。この工具素材から、ｃＢＮ小径ボールエンドミルを作成した。
工具素材の折損強度を評価するため本発明例１から１５、比較例１６から２６、従来例２７から２９の各々５本の工具素材を使用して作成したｃＢＮ小径ボールエンドミルを評価した。切削試験は下記の試験条件で行った。評価は、切削距離３００ｍまでに折損した本数を測定した。折損数を表１に併せて示した。
（試験条件）
被切削材：ＳＫＤ１１、硬さ、ＨＲＣ６０
工具形状：先端ボール刃、Ｒ：０．５ｍｍ
工具回転数：毎分４００００回転
送り速度：１５００ｍｍ／分
切り込み量：０．０５ｍｍ
加工方法：乾式切削による等高線仕上げ加工、勾配角度：１０°

表１に示す本発明例１から１５、比較例１６から２６と従来例２７から２８の切削試験の評価結果では、本発明例はいずれも折損はなく、折損強度に優れていた。本発明例１０〜１３、１５は、本願発明の規定範囲を満足しているために、Ｌｎ／Ｄ値が１０以上の首下が長く、刃径が１ｍｍの小径のボールエンドミルにおいても折損はなく、優れた折損強度を示した。本発明例は、１２、１３、１５は、本願発明の規定範囲を満足しているほか、首部を構成する超硬合金Ｂの抗折力が３８００ＭＰａであり強度が高いため、Ｌｎ／Ｄ値が１５以上の首下長さの長い小径ボールエンドミルにおいても、折損はなく、優れた折損強度を示した。本発明例１３は、本願発明の規定範囲を満足しているほか、更に超硬合金Ｂのｄ２値が０．６μｍ、超硬合金Ａのｄ１値が３．１μｍと好ましい値にあり、超硬合金Ｂの抗折力が３８００ＭＰａであるために、Ｌｎ／Ｄ値が２０のような首下がさらに長い小径ボールエンドミルにおいても、折損はなく優れた折損強度を示した。
一方、比較例１６、１７は、ｄ１値が２μｍ未満であり、本発明の規定の範囲よりも小さく、高温での折損強度が弱いため、刃部側での欠損本数が多く、工具の折損強度は低いものであった。比較例１８は、ｄ１値が５．６μｍであり、本発明の規定の範囲よりも大きく、曲げ変形に起因する折損が多く、工具の折損強度は低いものであった。比較例１９は、ｄ２値が０．２μｍであり本願発明の規定の範囲よりも小さく、比較例１６、２０は、ｄ２値が１μｍを超えて大きく本願発明の規定の範囲よりも大きく、伴に強度が弱いため、シャンク側での欠損本数が多く、工具の折損強度は低いものであった。比較例２１は、超硬合金ＡのＣｏ量が５％であり、本願発明の規定の範囲よりも小さく、比較例２２は、超硬合金ＡのＣｏ量が１２．５％であり、本願発明の規定の範囲よりも大きく、伴に熱衝撃に起因する刃部側での欠損本数が多く、工具の折損強度は低いものであった。比較例２３は、超硬合金ＢのＣｏ量が４．５％であり本願発明の規定の範囲よりも小さく、衝撃に起因する折損が多く、工具の折損強度は低いものであった。比較例２４は、超硬合金ＢのＣｏ量が１２％であり本願発明の規定の範囲よりも大きく、振動や曲げ変形に起因する破損が多く、工具の折損強度は低いものであった。比較例２５は、Ｌ２／Ｌ１の値が１．７であり、本願発明の規定の範囲よりも小さく、シャンク側の首部が刃部に近接するため、シャンク側の首部での折損が多く、工具の折損強度は低いものであった。比較例２６は、（Ｌ１＋Ｌ２）／Ｌ３の値が０．７５であり、本願発明の規定の範囲よりも大きく、刃部側の首部の部分が必要以上に長くなるため、刃部側の首部での折損が多く、工具の折損強度は低いものであった。従来例２８、２９は、超硬合金が１層であり本願発明の構成と異なるため、工具の折損強度は低いものであった。

図１は、本願発明の実施形態に用いたｃＢＮ焼結部材の模式図を示す。図２は、ｃＢＮ焼結部材の模式図を示す。図３は、本願発明の工具素材の模式図を示す。図４は、本願発明のｃＢＮ小径ボールエンドミルの模式図を示す。図５は、本願発明の別の実施形態に用いたｃＢＮ小径ボールエンドミルを示す。

符号の説明

１：工具素材
２：ｃＢＮ焼結体
３：ＷＣ基超硬合金
４：超硬合金Ａ
５：超硬合金Ｂ
６：接合面Ｃ
７：接合面Ｄ
８：ｃＢＮ焼結部材
９：ｃＢＮ焼結部材
１０：超硬合金Ｂの円柱
１１：丸棒

Claims

円柱形状の工具素材（１）の一方の端部がｃＢＮ焼結体（２）、他の端部がＷＣ基超硬合金（３）で形成され、該ＷＣ基超硬合金（３）は長手方向に超硬合金Ａ（４）と超硬合金Ｂ（５）とからなり、該超硬合金Ａ（４）の一方の端部は、該ｃＢＮ焼結体（２）との接合面Ｃ（６）を有し、該超硬合金Ａ（４）の他の端部は、該超硬合金Ｂ（５）との接合面Ｄ（７）を有し、該超硬合金Ａ（４）は、ＷＣ平均粒径をｄ１（μｍ）としたとき、２≦ｄ１≦４、Ｃｏ含有量は質量％で、６％以上、１２％以下であり、該超硬合金Ｂ（５）は、ＷＣ平均粒径をｄ２（μｍ）としたとき、０．３≦ｄ２≦１、Ｃｏ含有量は５％以上、１１％以下であり、工具素材（１）の長さ（ｍｍ）をＬ、直径（ｍｍ）をＤとしたとき、３≦Ｌ≦６０、Ｄ≦６、であることを特徴とする工具素材。
請求項１記載の工具素材において、該ｃＢＮ焼結体（２）の長さ（ｍｍ）をＬ１、該超硬合金Ａ（４）の長さ（ｍｍ）をＬ２、該超硬合金Ｂ（５）の長さ（ｍｍ）をＬ３、としたとき、Ｌ２／Ｌ１≧２、（Ｌ１＋Ｌ２）／Ｌ３≦０．７、であることを特徴とする工具素材。
請求項１又は２記載の工具素材において、該ｄ１値が、２．５≦ｄ１≦３．５、該ｄ２値が、０．３≦ｄ２≦０．６、であることを特徴とする工具素材。