JP2012106299A - 表面被覆切削工具 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】工具基体の表面に、(a)組成式:(Al1−α−βCrαMβ)N(但し、Mは、Alを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分を示し、原子比で、0.45≦α≦0.75、0.01≦β≦0.25)を満足するAlとCr(とM)の複合窒化物層からなるA層、(b)組成式:(Zr1−γYγ)N(但し、原子比で、0.01≦γ≦0.15)を満足するZrとYの複合窒化物層からなるB層、前記A層を下部層とし、B層を上部層とする2層もしくは、前記A層およびB層の交互積層で構成された硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具。
【選択図】なし
Description
本発明は、前記研究結果に基づいてなされたものであって、
「(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硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、
(a)0.5〜5μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Al1−αCrα)N(但し、αはCrの含有割合を示し、原子比で、0.45≦α≦0.75である)を満足するAlとCrの複合窒化物層からなる下部層と、
(b)0.5〜5μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Zr1−γYγ)N(但し、γはYの含有割合を示し、原子比で、0.01≦γ≦0.15である)を満足するZrとYの複合窒化物層からなる上部層とから構成されてい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硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、
(a)0.01〜0.1μmの一層平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Al1−αCrα)N(但し、αはCrの含有割合を示し、原子比で、0.45≦α≦0.75である)を満足するAlとCrの複合窒化物層からなる(Al,Cr)N薄層、
(b)0.01〜0.1μmの一層平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Zr1−γYγ)N(但し、γはYの含有割合を示し、原子比で、0.01≦γ≦0.15である)を満足するZrとYの複合窒化物層からなる(Zr,Y)N薄層、
上記(a)、(b)の交互積層からなり、1〜5μmの合計平均層厚を有することを特徴とする表面被覆切削工具。
(3) 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硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、
(a)0.5〜5μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Al1−α−βCrαMβ)N(ここで、Mは、Alを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分を示し、また、αはCrの含有割合、βはMの含有割合をそれぞれ示し、原子比で、0.45≦α≦0.75、0.01≦β≦0.25である)を満足するAlとCrとMの複合窒化物層からなる下部層と、
(b)0.5〜5μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Zr1−γYγ)N(但し、γはYの含有割合を示し、原子比で、0.01≦γ≦0.15である)を満足するZrとYの複合窒化物層からなる上部層とから構成されていることを特徴とする表面被覆切削工具。
(4) 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硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、
(a)0.01〜0.1μmの一層平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Al1−α−βCrαMβ)N(ここで、Mは、Alを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分を示し、また、αはCrの含有割合、βはMの含有割合をそれぞれ示し、原子比で、0.45≦α≦0.75、0.01≦β≦0.25である)を満足するAlとCrとMの複合窒化物層からなる(Al,Cr,M)N薄層、
(b)0.01〜0.1μmの一層平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Zr1−γYγ)N(但し、γはYの含有割合を示し、原子比で、0.01≦γ≦0.15である)を満足するZrとYの複合窒化物層からなる(Zr,Y)N薄層、
上記(a)、(b)の交互積層からなり、1〜5μmの合計平均層厚を有することを特徴とする表面被覆切削工具。」
を特徴とするものである。
下部層または交互積層の一方の層を構成する(Al,Cr)N層あるいは(Al,Cr,M)N層の構成成分であるCr成分には硬質被覆層における高温硬さを向上させ、同Al成分には高温強度を向上させる作用があり、さらに、M成分のうちの、Alを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、には硬質被覆層の耐摩耗性を向上させる作用があり、また、Yには硬質被覆層の高温耐酸化性を向上させる作用があるが、Crの割合を示すα値がAlとの合量あるいはAlとMの合量に占める割合(原子比、以下同じ)で0.45未満になると、所定の高温硬さを確保することができず、これが耐摩耗性低下の原因となり、一方、Crの割合を示すα値が同0.75を越えると、相対的にAlの含有割合が減少し、高速切削加工で必要とされる高温強度を確保することができず、チッピングの発生を防止することが困難になり、さらに、M成分の含有割合を示すβ値がAlとCrの合量に占める割合(原子比、以下同じ)で0.01未満では、M成分を含有させたことによる耐摩耗性、高温耐酸化性等の特性向上が期待できず、一方同β値が0.25を超えると、高温強度に低下傾向が現れるようになることから、α値を0.45〜0.75、β値を0.01〜0.25と定めた。
(Al,Cr)N層または(Al,Cr,M)N層の上部層あるいは交互積層の一方の層を構成するZrとYの複合窒化物(以下、(Zr,Y)Nと略記する)層は、所定の耐熱性、高温強度、耐溶着性を有するとともに、その構成成分であるY成分によって、すぐれた高温硬さを備えるようになり、そのため、高温切削条件下でも低摩擦係数が維持され、すぐれた耐溶着性を発揮するようになるが、Yの含有割合を示すγ値がZrとの合量に占める割合(原子比、以下同じ)で0.01未満になると、耐熱性を確保することができないために耐溶着効果を期待することはできず、一方、Yの割合を示すγ値が同0.15を越えると、相対的にZrの含有割合が減少し、高硬度難削材の高速切削加工で必要とされる高温強度を確保することができないばかりか、耐溶着性も低下し、チッピング発生を防止することが困難になることから、γ値を0.01〜0.15(原子比、以下同じ)と定めた。
また、交互積層の一方の層を構成する(Zr,Y)N層の一層平均層厚が0.01μm未満では、自身の持つすぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するには不十分であり、一方、その一層平均膜厚が0.1μmを越えると、前記高速高送り切削では、耐摩耗性の不足が顕在化し、切刃部にチッピングが発生しやすくなることから、その一層平均層厚を0.01〜0.1μmと定めた。
本発明の被覆工具の別の態様によれば、交互積層構造からなる硬質被覆層を(Al,Cr)N薄層あるいは(Al,Cr,M)N薄層が、すぐれた高温硬さ、耐熱性、高温強度を有し、あるいは、さらにすぐれた耐摩耗性、高温耐酸化性を有し、また、(Zr,Y)N層が、すぐれた耐熱性と耐溶着性を兼ね備えていることから、硬質被覆層は全体として、すぐれた高温硬さ、耐熱性、高温強度等に加え、すぐれた耐溶着性を備えたものとなり、その結果、特にTi合金、高硬度ステンレス鋼、Ni基耐熱合金などの高硬度難削材の、大きな発熱を伴い、かつ、高負荷のかかる高速切削加工であっても、すぐれた耐溶着性を示し、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するものである。
(b)まず、装置内を排気して0.1Pa以下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、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−1000Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ、カソード電極の前記下部層形成用Al−Cr−M合金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ることにより、工具基体表面を前記Al−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金によってボンバード洗浄し、
(c)次に、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して4Paの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−100Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ、カソード電極の前記Al−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させ、前記工具基体の表面に、表3、表4に示される目標組成、目標層厚の下部層としての(Al,Cr)N層あるいは(Al,Cr,M)N層を0.5〜5μmの平均層厚で蒸着形成した後、前記Al−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金のカソード電極(蒸発源)とアノード電極との間のアーク放電を停止し、
(d)引き続いて装置内雰囲気を2Paの窒素雰囲気に保持したままで、カソード電極(蒸発源)であるZr−Y合金電極とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させて、表3、表4に示される目標組成および目標層厚の(Zr,Y)N層を蒸着形成し、
前記(a)〜(d)により硬質被覆層を蒸着形成し、本発明被覆工具としての表面被覆スローアウエイチップ(以下、本発明被覆チップと云う)1〜24をそれぞれ製造した。
被削材:Ti−6Al−4V合金(HB400)の丸棒、
切削速度: 40m/min.、
切り込み: 2mm、
送り: 0.2mm/rev.、
切削時間: 5分、
の条件(切削条件A)でのTi合金の湿式連続高速切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、30m/min.、0.15mm/rev.)、
被削材:JIS・SUS630(HB370)の丸棒、
切削速度: 110m/min.、
切り込み: 3mm、
送り: 0.2mm/rev.、
切削時間: 5分、
の条件(切削条件B)での高硬度ステンレス鋼の湿式連続高速切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、90m/min.、0.2mm/rev.)、
被削材:Ni−18Cr−3Mo−18.5Fe−0.9Ti−1.0(Nb+Ta)−0.5Al(HB450)の丸棒、
切削速度: 45m/min.、
切り込み: 3mm、
送り: 0.15mm/rev.、
切削時間: 5分、
の条件(切削条件C)でのNi基耐熱合金の湿式連続高速切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、30m/min.、0.15mm/rev.)、
を行い、いずれの高速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7、表8に示した。
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのTi−6Al−4V合金(HB400)の板材、
切削速度: 45m/min.、
溝深さ(切り込み):15mm、
テーブル送り: 90mm/分、
の条件(切削条件D)でのTi合金の湿式高速溝切削加工試験(通常の切削速度およびテーブル送りは、それぞれ、30m/min.、80mm/分)、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SUS630(HB370)の板材、
切削速度: 120m/min.、
溝深さ(切り込み):15mm、
テーブル送り: 200mm/分、
の条件(切削条件D)での高硬度ステンレス鋼の湿式高速溝切削加工試験(通常の切削速度およびテーブル送りは、それぞれ、90m/min.、200mm/分)、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのNi−18Cr−3Mo−18.5Fe−0.9Ti−1.0(Nb+Ta)−0.5Al(HB450)の板材、
切削速度: 45m/min.、
溝深さ(切り込み):15mm、
テーブル送り: 90mm/分、
の条件(切削条件D)でのNi基耐熱合金の湿式高速溝切削加工試験(通常の切削速度およびテーブル送りは、それぞれ、30m/min.、80mm/分)、
をそれぞれ行い、いずれの高速溝切削加工試験でも切刃部の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9、表10にそれぞれ示した。
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのTi−6Al−4V合金(HB400)の板材、
切削速度: 45m/min.、
送り: 0.1mm/rev、
穴深さ: 5mm、
の条件(切削条件G)でのTi合金の湿式高速穴あけ切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、30m/min.、0.1mm/rev.)、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SUS630(HB370)の板材、
切削速度: 80m/min.、
送り: 0.2mm/rev、
穴深さ: 5mm、
の条件(切削条件H)での高硬度ステンレス鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、60m/min.、0.15mm/rev.)、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのNi−18Cr−3Mo−18.5Fe−0.9Ti−1.0(Nb+Ta)−0.5Al(HB450)の板材、
切削速度: 45m/min.、
送り: 0.1mm/rev、
穴深さ: 5mm、
の条件(切削条件I)でのNi基耐熱合金の湿式高速穴あけ切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、30m/min.、0.1mm/rev.)、
をそれぞれ行い、いずれの湿式高速穴あけ切削加工試験(水溶性切削油使用)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11、表12にそれぞれ示した。
(b)まず、装置内を排気して0.1Pa以下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、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−1000Vの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極の前記Al−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金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ることによって、前記工具基体表面をAl−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金によってボンバード洗浄し、
(c)次に、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して4Paの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−100Vの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極の前記Al−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させ、前記工具基体の表面に、表13、表14に示される目標組成、一層目標層厚の(Al,Cr)N薄層あるいは(Al,Cr,M)N薄層を蒸着形成した後、前記Al−Cr合金あるいはAl−Cr−M合金のカソード電極(蒸発源)とアノード電極との間のアーク放電を停止し、
(d)引き続いて装置内雰囲気を2Paの窒素雰囲気に保持したままで、カソード電極(蒸発源)であるZr−Y合金電極とアノード電極との間に120Aの電流を流してアーク放電を発生させて、表13、表14に示される目標組成、一層目標層厚の(Zr,Y)N薄層を蒸着形成し、
前記(c)、(d)の操作を、所定の合計平均層厚になるまで繰り返し行って硬質被覆層を蒸着形成し、本発明被覆工具としての本発明表面被覆スローアウエイチップ(以下、本発明被覆チップと云う)25〜48をそれぞれ製造した。
被削材:Ti−6Al−4V(HB350)の丸棒、
切削速度: 60m/min.、
切り込み: 2.0mm、
送り: 0.2mm/rev.、
切削時間: 5分、
の条件(切削条件a)でのTi合金の湿式連続高速高送り切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、35m/min.、0.15mm/rev.)、
被削材:JIS・SUS630(HB400)の丸棒、
切削速度: 120m/min.、
切り込み: 2.0mm、
送り: 0.25mm/rev.、
切削時間: 5分、
の条件(切削条件b)でのステンレス鋼の湿式連続高速高送り切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、85m/min.、0.2mm/rev.)、
被削材:Ni−18Cr−3Mo−18.5Fe−0.9Ti−1.0(Nb+Ta)−0.5Al(HB400)の丸棒、
切削速度: 60m/min.、
切り込み: 20mm、
送り: 0.20mm/rev.、
切削時間: 5分、
の条件(切削条件c)でのNi基耐熱合金の湿式連続高速高送り切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、35m/min.、0.15mm/rev.)、
を行い、いずれの高速高送り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17、表18に示した。
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのTi−6Al−4V(HB350)の板材、
切削速度: 65m/min.、
溝深さ(切り込み): 15mm、
テーブル送り: 110mm/分、
の条件(切削条件d)でのTi合金の湿式高速高送り溝切削加工試験(通常の切削速度およびテーブル送りは、それぞれ、35m/min.、80mm/分)、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SUS630(HB400)の板材、
切削速度: 120m/min.、
溝深さ(切り込み): 15mm、
テーブル送り: 240mm/分、
の条件(切削条件e)でのステンレス鋼の湿式高速高送り溝切削加工試験(通常の切削速度およびテーブル送りは、それぞれ、85m/min.、200mm/分)、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのNi−18Cr−3Mo−18.5Fe−0.9Ti−1.0(Nb+Ta)−0.5Al(HB400)の板材、
切削速度: 60m/min.、
溝深さ(切り込み): 15mm、
テーブル送り: 110mm/分、
の条件(切削条件f)でのNi基耐熱合金の湿式高速高送り溝切削加工試験(通常の切削速度およびテーブル送りは、それぞれ、35m/min.、80mm/分)、
をそれぞれ行い、いずれの高速高送り溝切削加工試験でも切刃部の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19、表20にそれぞれ示した。
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのTi−6Al−4V(HB350)の板材、
切削速度: 50m/min.、
送り: 0.20mm/rev、
穴深さ: 5mm、
の条件(切削条件g)でのTi合金の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、35m/min.、0.1mm/rev.)、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SUS630(HB400)の板材、
切削速度: 80m/min.、
送り: 0.25mm/rev、
穴深さ: 5mm、
の条件(切削条件h)でのステンレス鋼の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験((通常の切削速度および送りは、それぞれ、55m/min.、0.15mm/rev.)、
被削材−平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのNi−18Cr−3Mo−18.5Fe−0.9Ti−1.0(Nb+Ta)−0.5Al(HB400)の板材、
切削速度: 50m/min.、
送り: 0.2mm/rev、
穴深さ: 5mm、
の条件(切削条件i)でのNi基耐熱合金の湿式高速高送り穴あけ切削加工試験(通常の切削速度および送りは、それぞれ、35m/min.、0.1mm/rev.)、
をそれぞれ行い、いずれの湿式高速高送り穴あけ切削加工試験(水溶性切削油使用)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21、表22にそれぞれ示した。
Claims (4)
- 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硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、
(a)0.5〜5μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Al1−αCrα)N(但し、αはCrの含有割合を示し、原子比で、0.45≦α≦0.75である)を満足するAlとCrの複合窒化物層からなる下部層と、
(b)0.5〜5μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Zr1−γYγ)N(但し、γはYの含有割合を示し、原子比で、0.01≦γ≦0.15である)を満足するZrとYの複合窒化物層からなる上部層とから構成されていることを特徴とする表面被覆切削工具。 - 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硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、
(a)0.01〜0.1μmの一層平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Al1−αCrα)N(但し、αはCrの含有割合を示し、原子比で、0.45≦α≦0.75である)を満足するAlとCrの複合窒化物層からなる(Al,Cr)N薄層、
(b)0.01〜0.1μmの一層平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Zr1−γYγ)N(但し、γはYの含有割合を示し、原子比で、0.01≦γ≦0.15である)を満足するZrとYの複合窒化物層からなる(Zr,Y)N薄層、
上記(a)、(b)の交互積層からなり、1〜5μmの合計平均層厚を有することを特徴とする表面被覆切削工具。 - 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硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、
(a)0.5〜5μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Al1−α−βCrαMβ)N(ここで、Mは、Alを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分を示し、また、αはCrの含有割合、βはMの含有割合をそれぞれ示し、原子比で、0.45≦α≦0.75、0.01≦β≦0.25である)を満足するAlとCrとMの複合窒化物層からなる下部層と、
(b)0.5〜5μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Zr1−γYγ)N(但し、γはYの含有割合を示し、原子比で、0.01≦γ≦0.15である)を満足するZrとYの複合窒化物層からなる上部層とから構成されていることを特徴とする表面被覆切削工具。 - 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硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、
(a)0.01〜0.1μmの一層平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Al1−α−βCrαMβ)N(ここで、Mは、Alを除く周期律表4a,5a,6a族の元素、Si、B、Yのうちから選ばれた1種又は2種以上の添加成分を示し、また、αはCrの含有割合、βはMの含有割合をそれぞれ示し、原子比で、0.45≦α≦0.75、0.01≦β≦0.25である)を満足するAlとCrとMの複合窒化物層からなる(Al,Cr,M)N薄層、
(b)0.01〜0.1μmの一層平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Zr1−γYγ)N(但し、γはYの含有割合を示し、原子比で、0.01≦γ≦0.15である)を満足するZrとYの複合窒化物層からなる(Zr,Y)N薄層、
上記(a)、(b)の交互積層からなり、1〜5μmの合計平均層厚を有することを特徴とする表面被覆切削工具。
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