JP2022539988A - 被覆切削工具 - Google Patents
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Abstract
本発明は、基材（１００）およびコーティングを含む被覆切削工具であって、コーティングが、交互する、立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層（１０１）、０．６０≦ｘ≦０．７５、および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層（１０２）、０．６０≦ｙ≦０．７５の（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ多層を含み、平均の立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層の厚さが７５～４５０ｎｍであり、平均の立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層の厚さが５０～３００ｎｍであり、立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層の各々の数が２～５０である、被覆切削工具に関する。【選択図】図１
Description
本発明は、多層の（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎの立方晶および六角晶の副層を含む被覆切削工具に関する。
物理蒸着（ＰＶＤ）によって作られる（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎコーティングは、金属加工用の切削工具の分野において慣用される。
ＰＶＤコーティングにおける（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎの結晶構造は、立方晶（ＮａＣｌ（＝Ｂ１））構造または六方晶（ウルツ鉱型）構造である場合がある。先行技術の研究では、一般に（Ｔｉ、Ａｌ）ＮにおいてＡｌ＋Ｔｉの＜６０％などの低いＡｌ含有量は立方晶構造をもたらし、＞７０％などの高いＡｌ含有量は六方晶構造をもたらす。単相の立方晶構造または立方晶および六方晶構造の両方を含む混合構造のいずれかをもたらすＡｌ含有量のレベルの特定の限界が報告されており、例えば蒸着条件に応じてある程度変動する。
例えば、Ｔａｎａｋａら、「Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ （Ｔｉ１－ｘＡｌｘ）Ｎ ｃｏａｔｉｎｇｓ ｆｏｒ ｃｕｔｔｉｎｇ ｔｏｏｌｓ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｃａｔｈｏｄｉｃ ａｒｃ ｉｏｎ ｐｌａｔｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ」、Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｖａｃｕｕｍ Ｓｃｉｅｎｃｅ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ａ １０、１７４９（１９９２）は、最大でｘ＝０．６までの立方晶Ｂ１構造を有する単相である（Ｔｉ１－ｘＡｌｘ）Ｎフィルムを報告しており、一方アルミニウム含有量がさらに増加するとｘ＝０．８５のウルツ鉱型構造が得られる。さらに、Ｋｉｍｕｒａら、「Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ Ａｌ ｃｏｎｔｅｎｔ ｏｎ ｈａｒｄｎｅｓｓ、ｌａｔｔｉｃｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒ ａｎｄ ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ （Ｔｉ１－ｘＡｌｘ）Ｎ ｆｉｌｍｓ」、Ｓｕｒｆａｃｅ ａｎｄ Ｃｏａｔｉｎｇｓ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ １２０～１２１（１９９９）４３８～４４１は、アークイオンプレーティング法により合成される（Ｔｉ１－ｘＡｌｘ）Ｎフィルムを報告しており、ここではｘ≦０．６のＮａＣｌ構造がｘ≧０．７のウルツ鉱型構造へ変化した。
逃げ面摩耗は、主に研磨摩耗メカニズムにより、明らかに刃先の逃げ面で生じる。逃げ面は被加工物の動きにさらされ、逃げ面摩耗が多すぎると、被加工物の不良な表面形状、切削プロセスの不正確さ、および切削が進行したときの摩擦の増大につながることになる。
現在市販されている切削工具よりも優れた特性を有する切削工具を提供するために、コーティングが耐逃げ面摩耗性に関して優れた特性を有する被覆切削工具が継続的に必要とされている。より良好な耐逃げ面摩耗性が実現されると、一定の金属加工用途においてより長い工具寿命が実現される。したがって、本発明の目的は、優れた耐逃げ面摩耗性を有する被覆切削工具を提供することである。
ここでは、金属切削操作での耐クレーター摩耗性において性能が低下することなく驚くほど良好な耐逃げ面摩耗性を示す、立方晶（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎと立方晶および六方晶の混合相（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎとの多層の交互副層を含むコーティングを有する金属加工用の被覆切削工具が提供されている。
立方晶（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎと立方晶および六方晶の混合相（立方晶＋六方晶）（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎとの多層の交互副層を含むコーティングを有する被覆切削工具であって、立方相副層および立方晶＋六方晶副層それぞれにおけるＴｉ対Ａｌ比が、必要に応じて非常に近い値で保たれるか、または実質的に同じであってもよい、被覆切削工具がさらに提供されている。後者の場合、立方晶および立方晶＋六方晶の副層の両方を蒸着するのに同じターゲットを使用することができ、これは費用上の理由からおよび製造効率において有利である。
本発明は、基材およびコーティングを含む金属加工用の被覆切削工具であって、コーティングが、交互する、立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層、０．６０≦ｘ≦０．７５、および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層、０．６０≦ｙ≦０．７５の（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ多層を含み、平均の立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層の厚さが７５～４５０ｎｍであり、平均の立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層の厚さが５０～３００ｎｍであり、立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層の各々の数が２～５０である、被覆切削工具に関する。
平均の立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層の厚さは、適切には１００～４００ｎｍ、好ましくは１５０～４００ｎｍ、より好ましくは１５０～３５０ｎｍ、最も好ましくは２００～３５０ｎｍである。
平均の立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層の厚さは、適切には７０～２５０ｎｍ、好ましくは９０～２００ｎｍである。
立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層と立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層との厚さの比は、適切には５：１～１：１、好ましくは４：１～１．５：１である。
立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層において、適切には０．６４≦ｘ≦０．７０、好ましくは０．６６～０．６８である。
立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層において、適切には０．６４≦ｙ≦０．７０、好ましくは０．６６～０．６８である。
立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層の各々の数は、適切には３～４０、好ましくは４～２０、最も好ましくは５～１５である。
一実施形態において、立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層におけるｘと立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層におけるｙとの差は０．０９未満、または０．０５以下、または０．０３以下である。
一実施形態においてｘは実質的にｙと等しい。
（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ多層の合計厚さは０．５～１０μｍ、または１～８μｍ、または２～６μｍである。
（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ多層全体の２θＸＲＤにおいて、六方晶（０ ０－１ ０）の反射のピーク面積強度と立方晶（２ ０ ０）の反射のピーク面積強度との比、Ｉ（０ ０－１ ０）／Ｉ（２ ０ ０）は、０．０５～０．７５、好ましくは０．０８～０．３５である。
立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層は、適切にはＰＶＤ層、好ましくはカソードアーク気相堆積層である。
一実施形態において、コーティングは（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ多層の下に金属窒化物の１つまたは複数のさらなる層を含む。金属窒化物は、適切にはＩＵＰＡＣ元素周期表の第４族～第６族に属する１つまたは複数の金属、ならびに場合によりＡｌおよび／またはＳｉの窒化物／窒化物（複数）である。そのような金属窒化物の例は、ＴｉＮおよび（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎである。これらの１つまたは複数の金属窒化物層の合計厚さは約０．１～約２μｍ、または約０．２～約１μｍであってもよい。
被覆切削工具の基材は、超硬合金、サーメット、セラミック、立方晶窒化ホウ素、および高速度鋼の群から選択されてもよい。
被覆切削工具は、金属加工用の切削工具インサート、ドリル、またはソリッドエンドミルであってもよい。切削工具インサートは適切にはミリングインサート、ドリルインサート、または旋削インサートである。
「立方晶副層」という用語の「立方晶」は本明細書において、電子回折解析において見られるべき六方晶の結晶面からの点状の回折スポットがないこと、および／またはＸＲＤθ－２θ解析において見られる六方晶のピークがないことを意味する。
実施例１：
本発明および本発明外の両方による、Ｔｉ０．３３Ａｌ０．６７Ｎの異なるコーティングを、ＣＮＭＧ１２０８０４－ＭＭの形状の焼結超硬合金切削工具インサートブランク上に蒸着させた。超硬合金の組成は１０ｗｔ％ Ｃｏ、０．４ｗｔ％ Ｃｒ、および残りはＷＣであった。４つのアークフランジを含む真空チャンバー中でカソードアークエバポレーションにより超硬合金ブランクをコーティングした。Ｔｉ－Ａｌのターゲットをすべてのフランジに取り付けた。
本発明および本発明外の両方による、Ｔｉ０．３３Ａｌ０．６７Ｎの異なるコーティングを、ＣＮＭＧ１２０８０４－ＭＭの形状の焼結超硬合金切削工具インサートブランク上に蒸着させた。超硬合金の組成は１０ｗｔ％ Ｃｏ、０．４ｗｔ％ Ｃｒ、および残りはＷＣであった。４つのアークフランジを含む真空チャンバー中でカソードアークエバポレーションにより超硬合金ブランクをコーティングした。Ｔｉ－Ａｌのターゲットをすべてのフランジに取り付けた。
コーティングされていないブランクをピンに取り付け、これをＰＶＤチャンバー中で３回回転させる。
立方晶Ｔｉ０．３３Ａｌ０．６７Ｎ層を作るために、チャンバーを高真空（１０－２Ｐａ未満）までポンプで排気し、チャンバー内に置かれたヒーターにより約４５０℃まで加熱した。基材上に第１の層として層を蒸着しなければならない場合、ブランクをＡｒプラズマ中で６０分エッチングした。チャンバー圧力（反応圧力）をＮ２ガスの１０Ｐａに設定し、－３００Ｖの単極ＤＣバイアス電圧（チャンバー壁に対して）をブランク組立体に印加した。１５０Ａの電流で（各々）、アーク放電モードで正極を作動させた。
立方晶＋六方晶Ｔｉ０．３３Ａｌ０．６７Ｎ層を作るために、チャンバーを高真空（１０－２Ｐａ未満）までポンプで排気し、チャンバー内に置かれたヒーターにより約４５０℃まで加熱した。基材上に第１の層として層を蒸着しなければならない場合、ブランクをＡｒプラズマ中で６０分エッチングした。チャンバー圧力（反応圧力）をＮ２ガスの４Ｐａに設定し、２ｋＨｚのパルスバイアス周波数および１０％のデューティサイクルにおいて、－５０Ｖの単極パルスバイアス電圧（チャンバー壁に対して）をブランク組立体に印加した。１５０Ａの電流で（各々）、アーク放電モードで正極を作動させた。
３μｍの合計厚さの層を蒸着した。
作成した試料である、単層、および層の組み合わせは表１で見られる。副層厚さは平均値である。
透過電子顕微鏡法（ＴＥＭ）による制限視野電子回折（ＳＡＥＤ）解析を試料４について行った。図２は立方晶＋六方晶副層の回折像を示し、図３は立方晶副層の回折像を示す。
ビームを平行照明モードとし、目標面においておよそ１５０ｎｍの投影サイズ（すなわち、試料の形体と直接比較可能なサイズ）を有する制限視野絞りを使用して、３００ｋＶ ＦＥＧ ＴＥＭを使用した。
試料は、集束イオンビームリフトアウトおよびＧａ＋イオンを使用した研磨により得られた断面切片試料とした。
図２は第１のタイプの副層による結果を示し、立方晶の結晶面（２ ２ ０）、（２ ０ ０）、および（１ １ １）からの明瞭な点状の回折スポットが、六方晶の結晶面（１ ０－１ ０）からの明瞭な点状の回折スポットと共に見られる。したがって、この層は混合立方晶＋六方晶層である。
図３は第２のタイプの副層による結果を示し、立方晶の結晶面（２ ２ ０）、（２ ０ ０）、および（１ １ １）からの明瞭な点状の回折スポットがここでも見られる。しかし、六方晶の結晶面からの点状の回折スポットはない。（１ ０－１ ０）面からの弱い不明瞭なリング状の反射のみが見られる。したがって、この層は実質的な結晶性六方相を含有せず、単相立方晶層と考えられる。
さらなる検討として、立方晶および立方晶＋六方晶層についてＸＲＤ解析を行った。多層構造の一部として存在する特定の副層についてのＸＲＤを行うのが困難であるため、立方晶単分子膜である試料１についてＸＲＤ測定を行い、立方晶＋六方晶副層の作成のために使用されたプロセスパラメーターにしたがってさらなる試料を作成した。
被覆インサートの逃げ面について、ＰＩＸｃｅｌ検出器を備えたＰＡＮａｌｙｔｉｃａｌ ＣｕｂｉＸ３回折計を使用してＸ線回折（ＸＲＤ）解析を行った。被覆切削工具インサートを試料ホルダーに取り付け、これにより試料の逃げ面が試料ホルダーの基準面と平行となること、およびまた逃げ面が適当な高さとなることを確実にした。４５ｋＶの電圧および４０ｍＡの電流で、Ｃｕ－Ｋα線を測定に使用した。１／２度の散乱防止スリットおよび１／４度の発散スリットを使用した。関連するピークが生じる２θ角の付近で被覆切削工具からの回折強度を測定した。
図４および５はディフラクトグラムを示す。図４は試料１のディフラクトグラムを示し、六方晶（ｈ）のピークの兆候がない。図５は立方晶（ｃ）および六方晶（ｈ）の両方のピークを含有する他のタイプの層からのディフラクトグラムを示す。
したがって、ＸＲＤ解析もまた、存在する立方晶層が実際に単相立方晶層であると考えることができると結論づけた。
（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ多層全体についてＸＲＤ解析をさらに行った。試料４を使用した。上記と同じＸＲＤ解析法を使用した。
図６はディフラクトグラムを示す。下記の表２はピーク強度の値を示す。
したがって比Ｉ（１ ０－１ ０）／Ｉ（２ ０ ０）は０．１１であった。
実施例２～３で使用される用語の説明
以下の表現／用語は金属切削において慣用されるが、下記の表で説明する。
Ｖｃ（ｍ／ｍｉｎ） メートル毎分での切削速度
ｆｎ（ｍｍ／ｒｅｖ） １回転当たりの送り量（旋削）
ａｐ（ｍｍ） ミリメートルでの軸方向切込み深さ
以下の表現／用語は金属切削において慣用されるが、下記の表で説明する。
Ｖｃ（ｍ／ｍｉｎ） メートル毎分での切削速度
ｆｎ（ｍｍ／ｒｅｖ） １回転当たりの送り量（旋削）
ａｐ（ｍｍ） ミリメートルでの軸方向切込み深さ
実施例１のインサートを逃げ面摩耗およびクレーター摩耗について試験した。
実施例２
逃げ面摩耗試験
長手方向の旋削
被加工物材料
Ｕｄｄｅｈｏｌｍ Ｓｖｅｒｋｅｒ ２１（工具鋼）、硬度 約２１０ＨＢ、Ｄ＝１８０、Ｌ＝７００ｍｍ、
Ｖｃ＝１２５ｍ／分
ｆｎ＝０．０７２ｍｍ／ｒｅｖ
ａｐ＝２ｍｍ
切削液なし
逃げ面摩耗試験
長手方向の旋削
被加工物材料
Ｕｄｄｅｈｏｌｍ Ｓｖｅｒｋｅｒ ２１（工具鋼）、硬度 約２１０ＨＢ、Ｄ＝１８０、Ｌ＝７００ｍｍ、
Ｖｃ＝１２５ｍ／分
ｆｎ＝０．０７２ｍｍ／ｒｅｖ
ａｐ＝２ｍｍ
切削液なし
工具寿命のカットオフ基準は０．１５ｍｍの逃げ面摩耗ＶＢである。
実施例３
クレーター摩耗試験：
長手方向の旋削
被加工物材料
Ｏｖａｋｏ ８２５Ｂ、ボールベアリング鋼。熱間圧延およびアニール処理済み、硬度 約２００ＨＢ、Ｄ＝１６０、Ｌ＝７００ｍｍ、
Ｖｃ＝１６０ｍ／ｍｉｎ
ｆｎ＝０．３ｍｍ／ｒｅｖ
ａｐ＝２ｍｍ
切削液あり
クレーター摩耗試験：
長手方向の旋削
被加工物材料
Ｏｖａｋｏ ８２５Ｂ、ボールベアリング鋼。熱間圧延およびアニール処理済み、硬度 約２００ＨＢ、Ｄ＝１６０、Ｌ＝７００ｍｍ、
Ｖｃ＝１６０ｍ／ｍｉｎ
ｆｎ＝０．３ｍｍ／ｒｅｖ
ａｐ＝２ｍｍ
切削液あり
工具寿命の基準は０．８ｍｍ２のクレーター面積である。
実施例２～３による試験の結果は下記の表３に見られる。
本発明による試料（Ｎｏ．３およびＮｏ．４）は非常に優れた耐逃げ面摩耗性を有するが、一方耐クレーター摩耗性は単層立方晶（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ層におけるのとおよそ同じレベルにとどまることが結論づけられる。
Claims (12)
- 基材およびコーティングを含む金属加工用の被覆切削工具であって、コーティングが、交互する、立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層、０．６０≦ｘ≦０．７５、および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層、０．６０≦ｙ≦０．７５の（Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ多層を含み、平均の立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層の厚さが７５～４５０ｎｍであり、平均の立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層の厚さが５０～３００ｎｍであり、立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層の各々の数が２～５０である、被覆切削工具。
- 平均の立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層厚さが１５０～４００ｎｍである、請求項１に記載の被覆切削工具。
- 平均の立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層厚さが７０～２５０ｎｍである、請求項１から２のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
- 立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層と立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層との厚さの比が５：１～１：１である、請求項１から３のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
- 立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層において、０．６４≦ｘ≦０．７０である、請求項１から４のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
- 立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層において、０．６４≦ｙ≦０．７０である、請求項１から５のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
- 立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層の各々の数が３～４０である、請求項１から６のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
- 立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層におけるｘと立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層におけるｙとの差が０．０９未満である、請求項１から７のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
- 一実施形態においてｘが実質的にｙと等しい、請求項１から８のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
- （Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ多層の合計厚さが０．５～１０μｍ、または１～８μｍ、または２～６μｍである、請求項１から９のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
- （Ｔｉ、Ａｌ）Ｎ多層全体の２θＸＲＤにおいて、Ｉ（０ ０－１ ０）／Ｉ（２ ００）が０．０５～０．７５である、請求項１から１０のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
- 立方晶Ｔｉ１－ｘＡｌｘＮ副層および立方晶＋六方晶Ｔｉ１－ｙＡｌｙＮ副層がカソードアーク気相堆積層である、請求項１から１１のいずれか一項に記載の被覆切削工具。
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