JP5116777B2

JP5116777B2 - 切削工具

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Publication number: JP5116777B2
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Authority: JP
Inventors: 正人松澤
Original assignee: Kyocera Corp
Current assignee: Kyocera Corp
Priority date: 2008-01-29
Filing date: 2009-01-29
Publication date: 2013-01-09
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Description

本発明は基体の表面に被覆層を成膜してなる切削工具に関する。

現在、切削工具では耐摩耗性や摺動性、耐欠損性が必要とされるため、ＷＣ基超硬合金やＴｉＣＮ基サーメット等の硬質基体の表面に様々な被覆層を成膜して切削工具の耐摩耗性、耐欠損性を向上させる手法が使われている。

かかる被覆層として、ＴｉＣＮ層やＴｉＡｌＮ層が一般的に広く採用されているが、より高い耐摩耗性と耐欠損性の向上を目的として種々な被覆層が開発されつつある。

例えば、特許文献１では、基体の表面を被覆するＴｉＡｌ複合化合物層のＸ線回折について、（１１１）面の回折強度Ｉ（１１１）と（２００）面の回折強度Ｉ（２００）との比率Ｉ（２００）／Ｉ（１１１）の値を１以上に制御したスローアウェイインサートが開示されている。また、特許文献２では、被覆層の耐酸化性、耐剥離性を高めるために、ＴｉＡｌ複合化合物層のＸ線回折における回折強度をＩｂ（２２０）／Ｉａ（１１１）の値が１．０＜Ｉｂ／Ｉａ≦５．０の範囲としたスローアウェイインサートが開示されている。

さらに、特許文献３では、ＴｉＡｌＣｒ系複合窒化物または炭窒化物被覆層において、Ｘ線回折にて測定される（１１１）、（２００）、（２２０）結晶面のピーク強度比率を制御することが記載されている。なお、この文献に図６として記載されたＸ線回折チャートでは（４００）面の回折ピークがほとんど存在していない。また、特許文献４では、ＴｉＡｌ窒化物層において（２００）結晶面が最大高さの第１層と、（１１１）結晶面が最大高さの第２層との積層構造としたことが記載されている。

上記特許文献１〜４のように、ＴｉＡｌ複合窒化物層においてＸ線回折における回折強度を制御して被覆層の特性を制御すること、特に、回折強度の強い（１１１）、（２００）および（２２０）結晶面の回折強度を制御すれば、被覆層の硬度や耐酸化性を高めるとともに基体との密着性を高めることが知られている。
特開平９−２９５２０４号公報特開平９−３００１０６号公報特開２００２−３２８４号公報特開平１０−３３０９１４号公報

しかしながら、切削油を用いたいわゆる湿式条件で加工する湿式切削加工、中でもフライス切削においては、単純に被覆層の硬度や酸化性を高めても耐摩耗性が向上せず、逆に被覆層の層厚を厚くすると被覆層が部分的に剥離してしまい、結果的に切削工具の寿命を延ばすことができないという問題があった。

本発明は、湿式切削のような耐摩耗性と耐剥離性が要求される切削条件においても工具寿命が長い切削工具を提供することを目的とする。

本発明の切削工具は、基体と、該基体の表面を被覆するＴｉとＡｌとを含む窒化物または炭窒化物からなる被覆層であって、逃げ面における層厚が３〜９μｍであり、かつＣｕ−Ｋα線の薄膜Ｘ線回折ピークについての（４００）面の回折強度Ｉ（４００）と（３１１）面の回折強度Ｉ（３１１）との比率Ｉ（４００）／Ｉ（３１１）をｐとするとき、ｐが前記基体側よりも外表面側で大きい被覆層と、からなることを特徴とする。

ここで、上記構成において、前記被覆層の外表面で薄膜Ｘ線回折分析をしたときの前記比率ｐをｐ_ｓとするとき、ｐ_ｓ＝０．２〜１であることが望ましい。

また、上記構成において、前記被覆層の前記基体側の界面から厚み１．５μｍ以内の領域が露出した状態で薄膜Ｘ線回折分析をしたときの前記比率ｐをｐ_ｂとするとき、ｐ_ｂ＝０．１〜０．５であることが望ましい。

さらに、上記構成において、前記比率ｐ_ｓとｐ_ｂとの比ｐ_ｓ／ｐ_ｂをｒとするとき、ｒ＝１．５〜７であることが望ましい。

また、本発明の切削工具においては、前記被覆層が下層および上層にて構成されており、該被覆層を厚み方向に対して斜めに研磨した研磨面において、前記基体の表面に垂直な方向を中心に、該被覆層のＣｕ−Ｋα線のＸ線回折ピークについての（４００）面の回折強度Ｉ（４００）と（３１１）面の回折強度Ｉ（３１１）との比率Ｉ（４００）／Ｉ（３１１）をＰとするとき、前記上層の未研磨面で測定したＰ_１＝０．１〜０．５であるとともに、前記研磨面における前記下層と前記上層との界面が露出した部分で測定したＰ_３が前記上層の研磨面で測定したＰ_２よりも小さく、かつ該Ｐ_２が前記Ｐ_１よりも小さいものであっても良い。

そして、上記構成において、前記被覆層の前記切刃における総厚みＴ_ｅが３〜１５μｍであり、前記逃げ面の中心位置における前記被覆層の厚みＴ_ｆに対する比（Ｔ_ｅ／Ｔ_ｆ）が１．２〜３．８であることが望ましい。

また、この構成において、前記切刃における前記被覆層の総厚みＴ_ｅに対する前記下層の厚みｔ_ｅの比率（ｔ_ｅ／Ｔ_ｅ）をＡとするとき、比率Ａが０．２〜０．６であるとともに、前記逃げ面の中心位置における前記被覆層の総厚みＴ_ｆに対する前記下層の厚みｔ_ｆの比率（ｔ_ｆ／Ｔ_ｆ）をａとするとき、比率ａに対する比率Ａの比（Ａ／ａ）が０．４〜０．９であることが望ましい。

さらに、本発明の切削工具においては、前記被覆層の前記切刃における層厚が３〜１０μｍであり、かつ前記被覆層のＣｕ−Ｋα線の微小部Ｘ線回折ピークについての（１１１）、（２００）、（２２０）、（２２２）、（４００）面それぞれの回折強度Ｉ（１１１）、Ｉ（２００）、Ｉ（２２０）、Ｉ（２２２）、Ｉ（４００）に関する比率Ｉ（２２０）／（Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（２２０）＋Ｉ（２２２）＋Ｉ（４００））をｑ、すくい面におけるｑ値をｑ_ｒ、逃げ面におけるｑ値をｑ_ｆ、切刃におけるｑ値をｑ_ｅとしたとき、ｑ_ｅ＞ｑ_ｒかつｑ_ｅ＞ｑ_ｆであることが望ましい。

ここで、上記構成において、ｑ_ｅ＞ｑ_ｒ＞ｑ_ｆであることが望ましい。

また、上記構成において、前記被覆層の（１１１）、（２００）、（２２０）、（２２２）、（４００）面それぞれの回折強度Ｉ（１１１）、Ｉ（２００）、Ｉ（２２０）、Ｉ（２２２）、Ｉ（４００）に関する比率Ｉ（４００）／（Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（２２０）＋Ｉ（２２２）＋Ｉ（４００））をＱ、すくい面におけるＱ値をＱ_ｒ、逃げ面におけるＱ値をＱ_ｆ、切刃におけるＱ値をＱ_ｅとしたとき、Ｑ_ｒ＞Ｑ_ｅ＞Ｑ_ｆであることが望ましい。

本発明の切削工具は、基体の表面にＴｉとＡｌとを含む窒化物または炭窒化物からなる被覆層が逃げ面における層厚３〜９μｍで被覆され、かつ前記被覆層におけるＣｕ−Ｋα線の薄膜Ｘ線回折ピークについての（４００）面の回折強度Ｉ（４００）と（３１１）面の回折強度Ｉ（３１１）との比率Ｉ（４００）／Ｉ（３１１）をｐとするとき、前記被覆層におけるｐが前記基体側よりも外表面側で大きいことが大きな特徴である。これによって、湿式切削加工、特にフライス切削加工においても、耐摩耗性が高くかつ被覆層が剥離することなく耐欠損性に優れた工具寿命の長い切削工具とするができる。

ここで、上記構成において、前記被覆層の外表面で薄膜Ｘ線回折分析をしたときの前記比率ｐをｐ_ｓとするとき、ｐ_ｓ＝０．２〜１であることによって、被覆層の耐摩耗性を高めることができるという効果がある。

また、上記構成において、前記被覆層の前記基体側の界面から厚み１．５μｍ以内の領域が露出した状態で薄膜Ｘ線回折分析をしたときの前記比率ｐをｐ_ｂとするとき、ｐ_ｂ＝０．１〜０．５であることによって、密着力を高めることができる。ｐ_ｂの特に望ましい範囲はｐ_ｂ＝０．１５〜０．３５である。

さらに、前記比率ｐ_ｓとｐ_ｂとの比ｐ_ｓ／ｐ_ｂをｒとするとき、ｒ＝１．５〜７であることによって、耐摩耗性、耐欠損性、耐剥離性の均整がとれ、長寿命化を達成できる。

ここで、被覆層としては、下層と上層の多層構造で構成され、かつその配向方向（Ｐ_１、Ｐ_２、Ｐ_３）を制御するものであってもよい。これによって、回転工具の切削加工においても、被覆層が剥離することなくかつ耐摩耗性が高い工具寿命の長い切削工具とするができる。なお、（４００）面と（３１１）面との回折ピークのピーク強度比が被覆層の密着性に関係する理由は不明であるが、被覆層の内部応力が関連しているものと推定される。

なお、前記被覆層の前記切刃における総厚みＴ_ｅが３〜１５μｍであり、前記逃げ面の中心位置における前記被覆層の厚みＴ_ｆに対する比（Ｔ_ｅ／Ｔ_ｆ）が１．２〜３．８であることによって、切刃における耐欠損性を損なうことなく耐摩耗性を高めることができる。

このとき、前記切刃における前記被覆層の総厚みＴ_ｅに対する前記下層の厚みｔ_ｅの比率（ｔ_ｅ／Ｔ_ｅ）をＡとするとき、比率Ａが０．２〜０．６であるとともに、前記逃げ面の中心位置における前記被覆層の総厚みＴ_ｆに対する前記下層の厚みｔ_ｆの比率（ｔ_ｆ／Ｔ_ｆ）をａとするとき、比率ａに対する比率Ａの比（Ａ／ａ）が０．４〜０．９であることが、切刃における被覆層の剥離をより抑制できる点で望ましい。

また、本発明の切削工具によれば、被覆層の前記切刃における層厚が３〜１０μｍであり、かつ前記被覆層のＣｕ−Ｋα線の微小部Ｘ線回折ピークについての（１１１）、（２００）、（２２０）、（２２２）、（４００）面それぞれの回折強度Ｉ（１１１）、Ｉ（２００）、Ｉ（２２０）、Ｉ（２２２）、Ｉ（４００）に関する比率Ｉ（２２０）／（Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（２２０）＋Ｉ（２２２）＋Ｉ（４００））をｑ、すくい面におけるｑ値をｑ_ｒ、逃げ面におけるｑ値をｑ_ｆ、切刃におけるｑ値をｑ_ｅとしたとき、ｑ_ｅ＞ｑ_ｒかつｑ_ｅ＞ｑ_ｆであることが望ましい。これによって、回転工具の切削加工においても、被覆層が剥離することなくかつ耐摩耗性が高い工具寿命の長い切削工具とするができる。

なお、（２２０）面の回折ピークのピーク強度比が切削性能に関係する理由は不明であるが、交差稜線部に位置する切刃における被覆層の内部応力が関連しているものと推定される。すなわち、すくい面と逃げ面との交差稜線部に位置する切刃の結晶の配列を最適化することによって、切刃における被覆層のチッピングや剥離が低減されるものと思われる。

すくい面及び逃げ面共に高い耐摩耗性が必要となるが、切削開始時や断続加工時においては衝撃負荷となるため、特にすくい面においては耐チッピング性、耐欠損性が失われないことが望ましい。

ここで、ｑ_ｅ＞ｑ_ｒ＞ｑ_ｆであることが、切削加工時の耐溶着性の改善のために望ましい。

また、前記被覆層の（１１１）、（２００）、（２２０）、（２２２）、（４００）面それぞれの回折強度Ｉ（１１１）、Ｉ（２００）、Ｉ（２２０）、Ｉ（２２２）、Ｉ（４００）に関する比率Ｉ（４００）／（Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（２２０）＋Ｉ（２２２）＋Ｉ（４００））をＱ、すくい面におけるＱ値をＱｒ、逃げ面におけるＱ値をＱｆ、切刃におけるＱ値をＱｅとしたとき、Ｑｒ＞Ｑｅ＞Ｑｆであることが、切削時の衝撃によるチッピングや剥離を生じることなく厚膜化を可能とし、優れた耐摩耗性を発揮するために望ましい。

（第１の実施態様）
本発明の切削工具の一例について、その好適例であるスローアウェイチップ（以下、単にチップと略す。）を装着したスローアウェイ式ミリング工具（以下、単に工具と略す。）Ａの先端部についての概略斜視図である図１、装着されるチップ１の（ａ）概略斜視図、（ｂ）平面図である図２、図２のチップ１について図２（ａ）のａ−ａラインについての断面図である図３、図３のチップ１の被覆層９について（ｓ）外表面および（ｂ）基体から１．５μｍ以内の層厚領域が露出した状態で薄膜Ｘ線回折測定したときのＸ線回折パターンの一例である図４を基に説明する。

図１〜３によれば、チップ１は、主面が略平板状を呈する基体２のすくい面３をなす主面および逃げ面４をなす側面との交差稜線がコーナー切刃５を挟んで主切刃６および副切刃７を具備した切刃８をなし、かつ基体２の表面が被覆層９にて被覆されている。また、工具Ａではホルダ１１のチップポケット１２にチップ１が装着されている。そして、チップ１の中央部に形成されているねじ穴１４にねじ１３を挿入してホルダ１１にねじ１３を螺合することにより、チップ１がホルダ１１にクランプされている。

ここで、本発明によれば、図３、４に示すように、ＴｉとＡｌとを含む窒化物または炭窒化物からなり逃げ面における層厚３〜９μｍの被覆層９が被覆され、かつ被覆層９におけるＣｕ−Ｋα線の薄膜Ｘ線回折の回折ピークについての（４００）面の回折強度Ｉ（４００）と（３１１）面の回折強度Ｉ（３１１）との比率Ｉ（４００）／Ｉ（３１１）をｐとするとき、被覆層９におけるｐが基体２側よりも外表面側で大きいことが大きな特徴である。これによって、湿式切削加工においても、耐摩耗性が高く、また被覆層が剥離することなく耐欠損性に優れた工具寿命の長い切削工具とするができる。特に、フライス切削加工時に発生しやすい境界損傷の進行を大幅に抑制することができる。

すなわち、被覆層９の逃げ面における層厚が３μｍ未満では耐摩耗性が急激に低下して境界損傷等により摩耗が進行して工具寿命に達してしまう。逆に、被覆層９の逃げ面における層厚が１０μｍを越えると被覆層９の剥離が部分的に生じやすく、剥離から摩耗が進行して早期に工具寿命に至る場合がある。被覆層９の層厚の望ましい範囲は５〜８μｍである。また、前記比率ｐが基体２側よりも外表面側で小さいかまたは同じである場合にはチップ１の耐摩耗性が低下し、例えば、フライス湿式切削等の切削加工において特に境界損傷が発生しやすく工具寿命が短くなる。

なお、上記構成において、被覆層９の外表面で薄膜Ｘ線回折分析をしたときの前記比率ｐをｐ_ｓとするとき、ｐ_ｓ＝０．２〜１であることによって、被覆層９の耐摩耗性を高めることができる。ｐ_ｓの望ましい範囲はｐ_ｓ＝０．４５〜０．９である。

また、上記構成において、被覆層９の基体２側の界面から厚み１．５μｍ以内の領域が露出した状態で薄膜Ｘ線回折分析をしたときの前記比率ｐをｐ_ｂとするとき、ｐ_ｂ＝０．１〜０．５であることによって、被覆層９の基体２への密着性が向上する。ｐ_ｂの望ましい範囲はｐ_ｂ＝０．２〜０．４である。

さらに、前記比率ｐ_ｓとｐ_ｂとの比ｐ_ｓ／ｐ_ｂをｒとするとき、ｒ＝１．５〜７であるこが望ましいものである。すなわち、ｒがこの範囲であれば、被覆層９の摩耗の進行が遅くかつ被覆層９の微少剥離等が発生することも抑制できる。ｒのさらに望ましい範囲はｒ＝２．５〜４．５である。

さらに、コーナー切刃５にホーニング１０を設けることもできる。ホーニング１０の形状は、被覆層９の剥離を抑制するためにＲホーニングであることが望ましいが、Ｃホーニング（チャンファホーニング）であってもよい。なお、ホーニング量は、すくい面３側Ｒ_ｒと逃げ面４側Ｒ_ｆとの比率Ｒ_ｒ／Ｒ_ｆが１〜１．５であることが切刃５における切れ味と耐チッピング性能との兼ね合いで望ましい。また、底刃である主切刃６側が大きく外周刃である副切刃７側が小さいことが、切刃８の各位置での切削環境に適した構成を実現して、最適な切削性能を発揮できるために望ましい。

また、被覆層９がスパッタリング法により形成されたものであることが、表面が平滑で耐溶着性が高いとともに、被覆層９に内在する内部応力が小さくて層厚を厚くしても自己破壊することなく被覆層９のチッピングや剥離が発生しにくい点で望ましい。

さらに、被覆層９は、単純なＴｉ_１−ａＡｌ_ａＮにて構成されていても良いが、例えば、Ｔｉ_{１−ａ−ｂ}Ａｌ_ａＭ_ｂ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（ただし、ＭはＴｉを除く周期表第４、５、６族元素、希土類元素およびＳｉから選ばれる１種以上であり、０≦ａ＜１、０＜ｂ≦１、０≦ｘ≦１である。）にて構成されていてもよい。なお、被覆層９の組成はエネルギー分散型Ｘ線分光（ＥＤＳ）分析法またはＸ線光電子分光分析法（ＸＰＳ）にて測定できる。

また、基体としては、炭化タングステンや、炭窒化チタンを主成分とする硬質相とコバルト、ニッケル等の鉄族金属を主成分とする結合相とからなる超硬合金やサーメットの他、窒化ケイ素や、酸化アルミニウムを主成分とするセラミック、多結晶ダイヤモンドや立方晶窒化ホウ素からなる硬質相と、セラミックスや鉄族金属等の結合相とを超高圧下で焼成する超高圧焼結体等の硬質材料が好適に使用される。

本発明の切削工具は、切削工具として種々の切削条件で使用することができるが、特に、切削油を使用しながら切削加工を行う湿式切削条件で、中でも、エンドミル加工、ドリル加工を含むフライス加工する際に優れた耐摩耗性および耐欠損性を示す。

（製造方法）
次に、上述した第１の切削工具の実施態様についての製造方法の一例について説明する。

まず、工具形状の基体を従来公知の方法を用いて作製する。次に、基体の表面に、被覆層を成膜する。被覆層の成膜方法として、イオンプレーティング法やスパッタリング法等の物理蒸着（ＰＶＤ）法が好適に適応可能である。

成膜方法の一例についての詳細について説明すると、被覆層をイオンプレーティング法で作製する場合には、金属チタン（Ｔｉ）、金属アルミニウム（Ａｌ）、金属Ｍ（ただし、ＭはＴｉを除く周期表第４、５、６族元素、希土類元素およびＳｉから選ばれる１種以上）をそれぞれ独立に含有する金属ターゲットまたは複合化した合金ターゲットに用いる。

成膜条件としては、このターゲットを用いて、アーク放電やグロー放電などにより金属源を蒸発させイオン化すると同時に、窒素源の窒素（Ｎ_２）ガスや炭素源のメタン（ＣＨ_４）／アセチレン（Ｃ_２Ｈ_２）ガスと反応させる条件が好適に採用できる。このとき、窒素に対するアルゴンガス流量が１：９〜４：６の割合の窒素（Ｎ_２）ガスとアルゴン（Ａｒ）ガスの混合ガスを用いて、イオンプレーティング法またはスパッタリング法によって、成膜温度４５０〜５５０℃、スパッタ電力６ｋＷ〜９ｋＷまたはバイアス電圧３０〜２００Ｖにて被覆層を成膜する。本発明によれば、スパッタリング法より被覆されたものであることが、アークイオンプレーティング法で成膜した際に生成するドロップレット等のような異常部が発生することなく均一な組織にできる点で望ましい。また、内部応力が低いために、層厚を増加させても内部応力の蓄積による耐チッピング性の低下などが生じにくい傾向にある。そのため、より厚膜の成膜が可能となり、加工中における脆性的な剥離も抑制され、表面被覆による耐摩耗性向上の効果を発揮させることができる。

そして、本発明によれば、成膜に際して試料の回転速度を成膜前期よりも成膜後期で速くなるように制御することによって、上述した被覆層の構成が達成できる。

（第２の実施態様）
本発明の切削工具の第２の実施態様について、その好適例であるスローアウェイドリルの一例を基に説明する。図６は、本実施形態にかかるドリルを示す概略側面図である。図７は、図６のドリルを先端から見た概略正面図である。図８は、図６のドリルを用いて切削した際の外刃と内刃の配置を説明するための模式図である。なお、図８中、破線で示すインサートは、実線で示すインサートが１８０度回転したときの位置を示している。

図６〜８に示すように、本実施形態にかかるドリル２１は、中心が回転軸Ｏとなる工具本体２２の先端部に、後述する２つのスローアウェイインサート（以下、単にインサートと略す）２３をそれぞれ装着したものである。一方のインサート２３ａは工具本体２２の先端に内刃２５が突出するようにネジ２４によって装着され、他方のインサート２３ｂは、工具本体２２の先端のインサート２３ａよりも径方向外側であって工具本体２２の外周方向から工具本体２２の先端にわたって外刃２６が突出するようにネジ２４によって装着されている。すなわち、内刃２５が工具本体２２から突出するインサート２３ａは、外刃２６が工具本体２２から突出するインサート２３ｂよりも径方向内側に設けられている。

ここで、工具本体２２は略円柱状をなして、ドリル２１の回転軸（図６〜８の線Ｏ）を有し、後端側に自身を工作機械に固定するためのシャンク部２８を有するとともに、シャンク部２８よりも先端側には切屑を工具本体２２の先端から後端へと排出するための切屑排出溝２９が螺旋状に形成されている。また、工具本体２２の先端部には、インサート２３を取り付けるためのインサートポケット３０（３０ａ、３０ｂ）が２つの位置に設けられ、内側のインサートポケット３０ａは工具本体２２の軸線方向先端側に開放されてインサート２３ａが装着され、外側のインサートポケット３０ｂには工具本体２２の軸線方向先端側から外刃にかけて開放されてインサート２３ｂが装着される。

そして、ドリル２１は、内刃２５が被削材（図示せず。）の穴底面内周側を切削し、外刃２６が被削材（図示せず。）の穴底面外側および外周面を切削するが、図７、図８に示すように、内刃２５と外刃２６との回転軌跡が互いに交叉して両方の切刃でドリル２１の先端から外周までをカバーするように配置されている。

ドリル２１に装着されるインサート２３の詳細について説明する。図９は、本実施形態のインサートを示す平面図である。図１０は、図９のインサートを（ａ）矢印Ａ側から見た側面図であり、（ｂ）矢印Ｂ側から見た側面図である。図１１は、図９のインサートについて（ａ）Ｉ−Ｉ線の断面を示す拡大図であり、（ｂ）ＩＩ−ＩＩ線の断面を示す拡大図である。

図９〜１１に示す実施形態にかかるインサート２３は、上面視が略多角形の板状をなし、上面３１の中央部には貫通穴３４が形成されている。また、インサート２３は、図１１に示すように、基体３５の表面に被覆層３６が被着形成されており、インサート２３の上面３１と側面３２との交差稜線部４１には互いに隣接して内刃２５および外刃２６が形成されている。

ここで、本実施態様によれば、ＴｉとＡｌとを含む窒化物または炭窒化物からなり、交差稜線部４１における層厚３〜１５μｍの被覆層３６が被覆されており、図１１に示すように、被覆層３６は下層３８および上層３９にて構成されている。そして、被覆層３６を厚み方向に対して斜めに研磨した研磨面において、前記基体の表面に垂直な方向を中心に、被覆層３６のＣｕ−Ｋα線の微小部Ｘ線回折ピークについての（４００）面の回折強度Ｉ（４００）と（３１１）面の回折強度Ｉ（３１１）との比率Ｉ（４００）／Ｉ（３１１）をＰとするとき、上層３９の未研磨面で測定したＰ_１＝０．１〜０．５であるとともに、研磨面における下層３８と上層３９との界面が露出した部分で測定したＰ_３が上層３９
の研磨面で測定したＰ_２よりも小さく、かつ該Ｐ_２が前記Ｐ_１よりも小さい構成となっている。

これによって、切削加工において耐摩耗性が高く、また被覆層３６が剥離することなく耐欠損性に優れた工具寿命の長いインサート２３とすることができる。特に、被覆層３６の切刃（内刃２５および外刃２６）における層厚を３〜１５μｍと厚くした場合でも、切刃（内刃２５、外刃２６）の被覆層３６において内部応力が増大して成膜した時点で欠けが発生したり、被覆層３６内に残存した欠陥によって切削加工の初期に切刃にチッピングが発生することを防止する。被覆層３６の層厚の望ましい範囲は４〜１２μｍ、特に望ましくは４〜８μｍである。

なお、本実施態様においても、ｐはｐ_Ｓ＞ｐ_ｂであり、基体側よりも外表面側で大きい構成となっている。

ここで、被覆層３６の切刃（内刃２５および外刃２６）における総厚みＴ_ｅが３〜１５μｍであり、逃げ面（側面３２）の中央であるインサート２３の高さ方向（切刃（内刃２５および外刃２６）に垂直な方向）の中心位置における被覆層３６の厚みＴ_ｆに対する比（Ｔ_ｅ／Ｔ_ｆ）が１．２〜３．８であることによって、切刃における耐欠損性を損なうことなく耐摩耗性を高めることができる。

このとき、切刃（内刃２５および外刃２６）における被覆層３６の総厚みＴ_ｅに対する下層３８の厚みｔ_ｅの比率（ｔ_ｅ／Ｔ_ｅ）をＡとするとき、比率Ａが０．２〜０．６であるとともに、逃げ面（側面３２）のインサート２３の高さ方向の中心位置における被覆層３６の総厚みＴ_ｆに対する下層３８の厚みｔ_ｆの比率（ｔ_ｆ／Ｔ_ｆ）をａとするとき、比率ａに対する比率Ａの比（Ａ／ａ）が０．４〜０．９であることが、切刃（内刃２５および外刃２６）における被覆層３６の剥離をより抑制できる点で望ましい。

また、被覆層３６は物理蒸着（ＰＶＤ）法にて形成されたものであることが望ましく、中でも、下層３８はスパッタリング法によって形成されたものであり、上層３９はアークイオンプレーティング法により形成されたものであることが、各層の配向性を制御して、被覆層３６の硬度及び付着力を得る上でより望ましい。さらに、後述する組成の被覆層３６であれば、被覆層３６を厚く形成しても自己破壊することなく被覆層３６のチッピングや自己破壊の発生を抑制することが可能となる。

被覆層３６の組成は、単純なＴｉ_１−ａＡｌ_ａＮにて構成されていても良いが、例えば、Ｔｉ_{１−ａ−ｂ}Ａｌ_ａＭ_ｂ（Ｃ_ｘＮ_１−ｘ）（ただし、ＭはＴｉを除く周期表第４、５、６族元素、希土類元素およびＳｉから選ばれる１種以上であり、０≦ａ＜１、０＜ｂ≦１、０≦ｘ≦１である。）にて構成されていてもよい。特に、Ｔｉ_{１−ａ−ｂ−ｃ}Ａｌ_ａＭ_ｂＷ_ｃ（Ｃ_ｙＮ_１−ｙ）（ただし、ＭはＴｉおよびＷを除く周期表４、５、６族元素、希土類元素およびＳｉから選ばれる１種以上であり、０．４≦ａ≦０．６５、０≦ｂ≦０．５、０．０１≦ｃ≦０．３、０≦ｙ≦０．８である。）からなる場合には、被覆層３６を厚く形成することができる。なお、被覆層３６の組成はエネルギー分散型Ｘ線分光（ＥＤＳ）分析法またはＸ線光電子分光分析法（ＸＰＳ）にて測定できる。

また、図１１（ａ）に示すように、内刃２５は、インサート２３の上面３１（内刃すくい面４３）と側面３２（内刃逃げ面４４）との交差稜線部４１に形成されているが、図１１（ａ）に示すように、この内刃２５から順に０．０５〜０．１５ｍｍの内刃ランド４２と、内刃すくい角α_１（内刃すくい面４３の仮想延長線Ｌ_２と、下面４０に平行な線Ｌ_３とがなす角度）が５°〜２５°で下向きに傾斜している内刃すくい面４３とが続いて形成されている。さらに、内刃２５の側面３２には内刃逃げ面４４が内刃逃げ角β_１で形成されている。なお、図１１においては、下面（着座面）に垂直な線をＬ_１と記載している。

一方、外刃２６は、図１１（ｂ）に示すように、上面３１（外刃すくい面４９）と外刃逃げ角β_２で形成された側面３２（外刃逃げ面５０）との交差稜線部４１に形成されており、図９に示すように、その一端側に上面視でインサート２３から外方に突出した突出部４６を有している。そして、図１１（ｂ）に示すように、この外刃２６から順に、０．０５〜０．１５ｍｍの外刃ランド４７と、幅１．２〜２ｍｍで深さ０．０３〜０．１５ｍｍの外刃ブレーカ溝４８と、外刃陸部４５とが続いて形成されている。また、外刃２６の側面３２には外刃逃げ面５０が形成されている。

外刃ブレーカ溝４８は、すくい角α_２（外刃すくい面４９の仮想延長線Ｌ_４と、下面４０に平行な線Ｌ_３とがなす角度）が５°〜２５°の下向きに傾斜した外刃すくい面４９と、この外刃すくい面４９からインサート２３の中央側（貫通穴３４側）に向かって立ち上がり角γ（外刃立ち上がり面５１の仮想延長線Ｌ_５と、下面４０に平行な線Ｌ_３とのなす角度）２０°〜４５°で立ち上がる外刃立ち上がり面５１とからなる。

なお、インサート２３を構成する基体３５は、第１の実施態様と同様の材質が好適に使用できる。

（製造方法）
そして、焼成後の基体３５に被覆層３６の成膜方法としてはイオンプレーティング法やスパッタリング法等の物理蒸着（ＰＶＤ）法が好適に適応可能である。特に、本発明の好適な成膜方法の一例として、図１３の模式図に示されるようなマグネトロンスパッタリングカソードとアークイオンプレーティングカソードとの両方を具備する成膜装置６０を用いて被覆層３６を成膜する方法が挙げられる。つまり、マグネトロンスパッタリング法によって下層３８を成膜し、かつアークイオンプレーティング法によって上層３９を成膜する方法が好適である。

つまり、図１３の成膜装置６０は、真空チャンバ６１の中にＮ_２やＡｒ等のガスをガス導入口６２から導入し、カソード電極６７とアノード電極６４とを有するスパッタリング部６８を具備しており、両者間でスパッタリングによって基体３５の表面に下層３８を成膜する。

また、成膜装置６０は、下層３８の成膜が終了した後、カソード電極６３とアノード電極６４との間のアーク放電を停止し、カソード電極６３とアノード電極６４との間に高電圧を印加してプラズマを発生させ、このプラズマによってターゲット６５から所望の金属あるいはセラミックスを蒸発させるとともにイオン化させて高エネルギー状態とし、このイオン化した金属を試料（基体３５）の表面に付着させるアークイオンプレーティング部６６によって、成膜を続行することによって、下層３８の表面に上層３９を成膜する構造となっている。

さらに、図１３によれば、基体３５を加熱するためのヒータ６９と、ガスを系外に排出するためのガス排出口７０と、基体３５にバイアス電圧を印加するためのバイアス電源７１が配置されている。そして、ターゲット６５を用いて、アーク放電やグロー放電などにより金属源を蒸発させイオン化すると同時に、窒素源の窒素（Ｎ_２）ガスや炭素源のメタン（ＣＨ_４）／アセチレン（Ｃ_２Ｈ_２）ガスと反応させることにより、基体３５の表面に被覆層３６が堆積する。

具体的には、成膜温度を５００〜７００℃として、マグネトロンスパッタリングカソードに３ｋＷ〜７ｋＷのパルス電力を加える。その際、繰り返し周波数を２０−１００ｋＨｚに、デューティサイクルを５〜８０％とする。バイアス電圧としてパルスＤＣ電圧を３０〜１５０Ｖ、５０ｋＨｚ〜３５０ｋＨｚ印加するとともに、０．３〜０．８Ｐａの窒素ガスを流すことによって放電状態とし、下層３８を成膜する。

次に、バイアス電圧３０〜２００Ｖ、成膜温度４００〜６００℃で、アークイオンプレーティングカソードにアーク放電やグロー放電などを照射して金属源を蒸発させイオン化すると同時に、窒素源の窒素（Ｎ_２）ガスや炭素源のメタン（ＣＨ_４）／アセチレン（Ｃ_２Ｈ_２）ガスを２〜５Ｐａのガス圧で流して反応させることにより、下層３８の表面に上層３９を成膜する。

また、図１３によれば、基体３５はテーブル７２上に載置される試料支持治具７３に設けられた複数の試料支持部７４それぞれにすくい面がターゲット６５に対向するように載置されてタワー７６が複数（図１３では試料支持治具７３が８セット、タワー７６が２セット図示されている。）配置された構成となっている。なお、試料支持治具７３、タワー７６およびテーブル７２はそれぞれ回転しており、各試料が順にターゲット６５に対向して被覆層の厚みは均一となるように配慮されている。本発明においては、下層３８を成膜するときの回転速度に比べて上層３９を成膜するときの回転速度を１．１〜３．０の割合で速くすることによって、下層３８と上層３９の配向状態を制御することができる。

なお、ターゲットとして、例えば、金属チタン（Ｔｉ）、金属アルミニウム（Ａｌ）、金属Ｗ、金属Ｓｉ、金属Ｍ（ただし、ＭはＴｉ、Ｗを除く周期表第４、５、６族元素、希土類元素から選ばれる１種以上）をそれぞれ独立に含有する金属ターゲット、これらを複合化した合金ターゲット、またはこれらの炭化物、窒化物、硼化物化合物粉末または焼結体からなる混合物ターゲットを用いることができる。

（第３の実施態様）
本発明の切削工具の第３の実施態様について、その好適例であるスローアウェイドリルの一例を基に説明する。本実施形態にかかるドリルの基本的な構成は上述した第２の実施態様に示すドリルおよびインサートと同じ構成である。

ここで、本実施態様によれば、図１２に示すように、ＴｉとＡｌとを含む窒化物または炭窒化物からなり切刃における層厚３〜１０μｍの被覆層５２が被覆されているとともに、被覆層５２のＣｕ−Ｋα線の微小部Ｘ線回折ピークについての（１１１）、（２００）、（２２０）、（２２２）、（４００）面それぞれの回折強度Ｉ（１１１）、Ｉ（２００）、Ｉ（２２０）、Ｉ（２２２）、Ｉ（４００）に関する比率Ｉ（２２０）／（Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（２２０）＋Ｉ（２２２）＋Ｉ（４００））をｑ、すくい面（図９、１０の上面３１）におけるｑ値をｑ_ｒ、逃げ面（図９、１０の側面３２）におけるｑ値をｑ_ｆ、切刃（図１２の内刃２５、外刃２６）におけるｑ値をｑ_ｅとしたとき、ｑ_ｅ＞ｑ_ｒかつｑ_ｅ＞ｑ_ｆである。

これによって、切削加工において耐摩耗性が高く、また被覆層５２が剥離することなく耐欠損性に優れた工具寿命の長いインサート５３とすることができる。特に、被覆層５２の切刃（内刃２５および外刃２６）における層厚を３〜１０μｍと厚くした場合でも、切刃（内刃２５、外刃２６）の被覆層５２において内部応力が増大して成膜した時点で欠けが発生したり、被覆層５２内に残存した欠陥によって切削加工の初期に切刃（内刃２５、外刃２６）にチッピングが発生することを防止する。

また、被覆層５２の（１１１）、（２００）、（２２０）、（２２２）、（４００）面それぞれの回折強度Ｉ（１１１）、Ｉ（２００）、Ｉ（２２０）、Ｉ（２２２）、Ｉ（４００）に関する比率Ｉ（４００）／（Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（２２０）＋Ｉ（２２２）＋Ｉ（４００））をＱ、すくい面図９、１０の上面３１）におけるＱ値をＱ_ｒ、逃げ面図９、１０の上面３２）におけるＱ値をＱ_ｆ、切刃（図１２の内刃２５、外刃２６）におけるＱ値をＱ_ｅとしたとき、Ｑ_ｒ＞Ｑ_ｅ＞Ｑ_ｆであることが、切削時の衝撃によるチッピングや剥離を生じることなく厚膜化を可能とし、優れた耐摩耗性を発揮するために望ましい。

また、被覆層５２は実施態様２と同じく物理蒸着（ＰＶＤ）法にて形成されたものであることが望ましく、中でもアークイオンプレーティング法により形成されたものであることが、硬度及び付着力を得る上でより望ましい。

そして、本実施態様によれば、成膜の途中で試料の向きをすくい面、切刃、逃げ面と４５度ずつ回転させながら成膜を行う。この条件で成膜することによって、被覆層３６の結晶成長方向を制御することができる。また、各試料の切刃全周の厚みばらつきを小さくできるので、全体の厚みが厚くなっても部分的に欠損しやすい部分ができにくい。その他の工程は、第２の実施態様と同様である。

平均粒径０．８μｍの炭化タングステン（ＷＣ）粉末を主成分として、平均粒径１．２μｍの金属コバルト（Ｃｏ）粉末を１０質量％、平均粒径１．０μｍの炭化バナジウム（ＶＣ）粉末を０．２質量％、平均粒径１．０μｍの炭化クロム（Ｃｒ_３Ｃ_２）粉末を０．６質量％の割合で添加し混合して、プレス成形により切刃交換式ミリング用切削工具形状（ＢＤＭＴ１１Ｔ３０８ＥＲ−ＪＴ）に成形した後、脱バインダ処理を施し、０．０１Ｐａの真空中、１４５０℃で１時間焼成して超硬合金を作製した。また、各試料のすくい面表面をブラスト加工、ブラシ加工等によって研磨加工するとともに、切刃にホーニングを形成した。さらに、作製した超硬合金にブラシ加工を施し、ホーニング量がＲ_ｒ＝０．０３ｍｍ、Ｒ_ｆ＝０．０２ｍｍとなるように切刃処理（ホーニング）を行なった。このようにして作製した基体に対してスパッタリング法により成膜温度５００℃で表１に示す条件でＴｉＡｌＮ組成の被覆層を成膜した。なお、表１に示す試料の回転速度は図５に示す成膜装置を上から見た模式図において、試料１５を保持するタワー１６が１周する回数を１回とカウントして１分間に回転した回転数を表記した。なお、図５において、１７はターゲット、１８は試料台を示す。また、被覆層の層厚は逃げ面の中心位置において測定した。

得られた試料（Ｉ−１〜Ｉ−９）に対して、薄膜Ｘ線回折分析を行い、I（４００）／I（３１１）のピーク強度比ｐの測定を行った。なお、測定条件は、入射角度２．０°、Ｃｕ−Ｋα線、Ｓｔｅｐ・０．０２°、Ｔｉｍｅ・２ｓｅｃとした。また、ｐ_ｓについては被覆層の表面を研磨することなくそのままＸ線を照射して薄膜Ｘ線回折測定を行い、ｐ_ｂについては、層厚が１．５μｍ以内（およそ１μｍ）になるまでエッチング処理をした後に被覆層の露出面にＸ線を照射して薄膜Ｘ線回折測定を行い、回折ピークからｐ_ｓ、ｐ_ｂを算出した。また、各チップをホルダに取り付けて図１のエンドミルを作製し、下記条件で切削試験を行った。
切削方法：肩削り（ミリング加工）
被削材：ＳＫＤ１１
切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ
送り：０．１２ｍｍ／ｔｏｏｔｈ
切り込み：横切り込み１０ｍｍ、深さ切り込み３ｍｍ
切削状態：湿式
評価方法：１５分間切削した時点で、切刃の観察を行うと共に、逃げ面における摩耗量（幅）を測定した。なお、加工済みのホーニング量は摩耗幅には含めないように注意した。

表１、２より、成膜期間を通して試料の回転のタイミングを一定とした試料Ｎｏ．Ｉ−６、Ｉ−９では、ｐ_ｓとｐ_ｂが同じでｐ_ｓ／ｐ_ｂは１以下となったが、切削試験においても工具寿命が短いものであった。また、被覆層の層厚が３μｍよりも薄い試料Ｎｏ．Ｉ−７では早期に境界損傷が発生し、被覆層の層厚が９μｍよりも厚い試料Ｎｏ．Ｉ−８では被覆層の微少剥離が発生して、いずれも摩耗が進行し工具寿命は短いものであった。

これに対し、ｐ_ｓ／ｐ_ｂが１より大きい、すなわちｐ_ｓがｐ_ｂよりも大きい試料Ｎｏ．Ｉ−１〜Ｉ−５では、切削性能に優れたものであった。

平均粒径１．５μｍの炭化タングステン（ＷＣ）粉末を主成分として、平均粒径１．２μｍの金属コバルト（Ｃｏ）粉末を１０質量％、１．５μｍの炭化チタン（ＴｉＣ）粉末３質量％、平均粒径１．０μｍの炭化タンタル（ＴａＣ）を７質量％）の割合で添加し混合して、プレス成形により切刃交換式穴あけドリル用切削工具形状（ＺＣＭＴ０６Ｔ２０４）に成形した後、脱バインダ処理を施し、０．０１Ｐａの真空中、１４５０℃で１時間焼成して超硬合金を作製した。また、各試料のすくい面表面をブラスト加工、ブラシ加工等によって研磨加工した。さらに、作製した超硬合金にブラシ加工を施し、ホーニング量Ｒを、０．０２≦Ｒ≦０．０４ｍｍとなるように切刃処理（ホーニング）を行った。

このようにして作製した基体に対して、マグネトロンスパッタリングカソードとアークイオンプレーティングカソードとの両方を具備する成膜装置を用いて、表１に示す成膜条件によって種々の組成にて被覆層を成膜した。なお、下層の成膜条件はスパッタリング法により、成膜温度５００℃、繰り返し周波数５０ｋＨｚに、デューティサイクルを７５％、０．３〜０．８Ｐａの窒素ガスを流しながら表３に示す条件とした。

次に、上層の成膜条件は、アークイオンプレーティング法により成膜温度５５０℃、３．８Ｐａの窒素（Ｎ_２）ガスをチャンバ内に導入して表１に示す条件で上層を成膜してインサートを作製した。

得られたサンプル（II−１〜II−９）のすくい面および逃げ面に対して、切刃と垂直になるように精密切断して断面観察を行い、走査型電子顕微鏡ＳＥＭ写真から被覆層の膜厚を測定した。なお、被覆層の膜厚は切刃において最も厚くなっていた。また、逃げ面に対して１°の角度で斜めに研磨して、未研磨面および研磨面の所定の位置で、基体の表面に垂直な方向が中心となる向きでＸ線回折分析を行った。コリメータ径は０．３ｍｍφ、出力は４５ｋＶ、１１０ｍＡ、Ｃｕ−Ｋα線、Ｓｔｅｐ・０．０２°、Ｔｉｍｅ・２ｓｅｃとした。Ｘ線回折分析で得られえた回折ピークから、Ｐ_１、Ｐ_２、Ｐ_３を算出した。

そして、このインサートを図６の工具本体（京セラ製スローアウェイドリルホルダＳ２５−ＤＲＺ１７３４−０６）に装着して以下の切削試験を行い、切削性能を評価した。
切削方法：穴あけ（ドリル加工）
被削材：ダクタイル鋳鉄（ＦＣＤ４５０）
切削速度：１４０ｍ／ｍｉｎ
送り：０．１２ｍｍ／ｔｏｏｔｈ
切り込み：穴径２０ｍｍ、穴深さ４０ｍｍ
切削状態：湿式
評価方法：４００穴加工を上限として切削を行い、内刃（あるいは外刃）に欠損が生じるまでの加工数を記録した。また、外刃については１５０穴加工後における逃げ面摩耗量を計測し、耐摩耗性の比較も行った。
結果は表３または４に示した。

表３、４の結果から明らかなように、下層を成膜するときの試料の回転速度と上層を成膜するときの回転速度が同じ試料Ｎｏ．II−９では、Ｐ_３値がＰ_１値とＰ_２値よりも大きい値となり、切刃に欠損が発生した。また、バイアス電圧と回転速度を調整してＰ_１値とＰ_２値とＰ_３値がほぼ同じとなる成膜条件で作製した試料Ｎｏ．II−８は、被覆層の剥離によるチッピングが発生してしまった。さらに、下層を成膜するときの試料の回転速度よりも上層を成膜するときの回転速度が遅い試料Ｎｏ．II−６、II−７では、Ｐ_１値とＰ_２値とＰ_３値がＰ_３＜Ｐ_２＜Ｐ_１となり、摩耗幅が大きく境界損傷寿命も大きいものとなった。

これに対して、下層を成膜するときの試料の回転速度よりも上層を成膜するときの回転速度を１．１〜３．０の割合として成膜した試料Ｎｏ．II−１〜II−５では、Ｐ_３＜Ｐ_２＜Ｐ_１となり、耐摩耗性および耐欠損性ともに優れたものであった。

実施例２と同様にして作製した基体に対して、図１３の状態で試料を成膜装置内に載置して、アークイオンプレーティング法により窒素（Ｎ_２）ガスをチャンバ内に導入してバイアス電圧３５Ｖの条件でＰＶＤ法によって表１に示す厚みのＴｉＡｌＮ被覆層を成膜してインサートを作製した（III−１〜III−１０）。なお、試料Ｎｏ．III−１〜III−５については、試料固定冶具を用いて、成膜の中間段階で試料のターゲットに対する向きをすくい面、切刃、逃げ面と４５°ずつ回転させた。

得られたサンプルのすくい面および逃げ面に対して、切刃と垂直になるように精密切断して断面観察を行い、走査型電子顕微鏡ＳＥＭ写真から被覆層の膜厚を測定した。なお、被覆層の膜厚は切刃において最も厚くなっていた。また、すくい面、切刃、逃げ面に対して微小部Ｘ線回折分析を行った。コリメータ径は０．３ｍｍφとし、それぞれの面の平坦部中央において測定した。なお、線源はＣｕ−Ｋα線であり、出力は４５ｋＶ、１１０ｍＡ、Ｃｕ−Ｋα線、Ｓｔｅｐ・０．０２°、Ｔｉｍｅ・２ｓｅｃとした。Ｘ線回折分析で得られえた回折ピークから、ｑ_ｅ、ｑ_ｒ、ｑ_ｆ、およびＱ_ｒ、Ｑ_ｅ、Ｑ_ｆを算出した。

そして、このインサートを図１の工具本体（京セラ製スローアウェイドリルホルダＳ２５−ＤＲＺ１７３４−０６）に装着して以下の切削試験を行い、切削性能を評価した。
切削方法：穴あけ（ドリル加工）
被削材：炭素鋼（Ｓ４５Ｃ）
切削速度：１５０ｍ／ｍｉｎ
送り：０．２５ｍｍ／ｔｏｏｔｈ
切り込み：穴径２０ｍｍ、穴深さ２０ｍｍ
切削状態：湿式
評価方法：７００穴加工を上限として切削を行い、内刃（あるいは外刃）に欠損が生じるまでの加工数を記録した。また、外刃については４００穴加工後における逃げ面摩耗量を計測し、耐摩耗性の比較も行った。
結果は表６に示した。

表５、６の結果から明らかなように、被覆層の切刃における層厚が３μｍより薄い試料Ｎｏ．III−８ではインサートの摩耗量が大きいものであった。また、被覆層の厚みが１０μｍを越える試料Ｎｏ．III−７では耐欠損性が悪いものであった。さらに、ｑ_ｅ＜ｑ_ｆの試料Ｎｏ．III−６では耐摩耗性が悪く、ｑｅ＝ｑｒの試料Ｎｏ．III−９では内刃で早期に欠損した。また、ｑ_ｅ＜ｑ_ｒかつｑ_ｅ＜ｑ_ｆの試料Ｎｏ．III−１０では成膜終了後の外観検査の際に切刃に被覆層の剥離が発生しており、切削加工においても早期に欠損した。

これに対して、本発明に従い、切刃における被覆層の層厚が３〜１０μｍであり、かつｑ_ｅ＞ｑ_ｒかつｑ_ｅ＞ｑ_ｆの試料Ｎｏ．III−１〜III−５では、いずれも耐欠損性および耐摩耗性に優れたものであった。

表７に記載した組成の基体と被覆層を用いる以外は実施例３と同様に被覆層を成膜してインサートを作製し、表８の被削材を用いて下記条件で切削試験を行なって実施例３と同様に評価した（IV−１〜IV−６）。結果は表８に示した。
切削方法：穴あけ（ドリル加工）
切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ
送り：０．１ｍｍ／ｔｏｏｔｈ
切り込み：穴径２０ｍｍ、穴深さ４０ｍｍ
切削状態：湿式
評価方法：４００穴加工を上限として切削を行い、内刃（あるいは外刃）に欠損が生じるまでの加工数を記録した。また、外刃については２００穴加工後における逃げ面摩耗量を計測し、耐摩耗性の比較も行った。

表７、８より、ｐ_ｓ／ｐ_ｂが１以下の試料Ｎｏ．IV−４、IV−６では切削試験においても工具寿命が短いものであった。また、被覆層の層厚が３μｍよりも薄い試料Ｎｏ．IV−５では早期に境界損傷が発生し、摩耗が進行して工具寿命は短くなった。これに対し、ｐ_ｓ／ｐ_ｂが１より大きい、すなわちｐ_ｓがｐ_ｂよりも大きい試料Ｎｏ．IV−１〜IV−３では、切削性能に優れたものであった。

本発明の切削工具の第１の実施態様であるスローアウェイ式ミリング工具の一例を示す概略斜視図である。図１のスローアウェイ式ミリング工具に装着されるスローアウェイチップの一例を示し、（ａ）概略斜視図、（ｂ）平面図である。図２（ａ）におけるａ−ａ線についての概略断面図である。図３のスローアウェイチップの被覆層についての薄膜Ｘ線回折パターンを示し、（ａ）被覆層の外表面からＸ線を照射した際の薄膜Ｘ線回折パターン、（ｂ）被覆層を基体から１．５μｍ以内の厚みとなるように上部を除去した後、露出した表面にＸ線を照射した際の薄膜Ｘ線回折パターンである。本発明の切削工具の実施例１（第１の実施態様）の切削工具の被覆層を成膜する成膜装置の配置について説明するため、成膜装置を上から見たときの模式図である。本発明の切削工具の第２の実施形態にかかるドリルを示す概略側面図である。図６のドリルを先端から見た概略正面図である。図６のドリルによって切削した際の外刃と内刃の配置を説明するための模式図である。図６のドリルに装着されるスローアウェイインサート（インサート）を示す平面図である。図９のインサートを（ａ）矢印Ａ側から見た側面図であり、（ｂ）矢印Ｂ側から見た側面図である。図９のインサートについて（ａ）Ｉ−Ｉ線の断面を示す拡大図であり、（ｂ）ＩＩ−ＩＩ線の断面を示す拡大図である。第２の実施態様のドリルにおける図９のインサートについて、他の形態（第３の実施態様）についての（ａ）Ｉ−Ｉ線の断面を示す拡大図であり、（ｂ）ＩＩ−ＩＩ線の断面を示す拡大図である。図１１、図１２のインサートの被覆層の成膜方法の一例である成膜装置の模式図である。

符号の説明

Ａスローアウェイ式ミリング工具（工具）
１スローアウェイチップ（チップ）
２基体
３すくい面
４逃げ面
５コーナー切刃
６主切刃
７副切刃
８切刃
９被覆層
１０ホーニング
Ｒ_ｒすくい面３側のホーニング量
Ｒ_ｆ逃げ面４側のホーニング量
１１ホルダ
１２チップポケット
１３ねじ
１４ねじ穴
１５試料
１６タワー
１７ターゲット
１８試料台
２１ドリル
２２工具本体
２３、５３スローアウェイインサート（インサート）
２３ａ一方のインサート
２３ｂ他方のインサート
２４ネジ
２５内刃
２６外刃
２８シャンク部
２９切屑排出溝
３０インサートポケット
３０ａ内側のインサートポケット
３０ｂ外側のインサートポケット
３１上面
３２側面
３４貫通穴
３５基体
３６、５２被覆層
３８下層
３９上層
４０下面（着座面）
４１交差稜線部
４２内刃ランド
４３内刃すくい面
４４内刃逃げ面
４５外刃陸部
４６突出部
４７外刃ランド
４８外刃ブレーカ溝
４９外刃すくい面
５０外刃逃げ面
５１外刃立ち上がり面
６０成膜装置
６１真空チャンバ
６２ガス導入口
６３、６７カソード電極
６４アノード電極
６５ターゲット
６６アークイオンプレーティング部
６８スパッタリング部
６９ヒータ
７０ガス排出口
７１バイアス電源
７２テーブル
７３試料支持治具
７４試料支持部
７６タワー
Ｏドリルの回転軸
Ｌ_１下面（着座面）に垂直な線
Ｌ_２内刃すくい面の仮想延長線
Ｌ_３下面（着座面）に平行な線
Ｌ_４外刃すくい面の仮想延長線
Ｌ_５外刃立ち上がり面の仮想延長線
α_１内刃すくい角
α_２外刃すくい角
β_１内刃逃げ角
β_２外刃逃げ角
γ 立ち上がり角

Claims

基体と、
該基体の表面を被覆するＴｉとＡｌとを含む窒化物または炭窒化物からなる被覆層であって、逃げ面における層厚が３〜９μｍであり、かつＣｕ−Ｋα線の薄膜Ｘ線回折ピークについての（４００）面の回折強度Ｉ（４００）と（３１１）面の回折強度Ｉ（３１１）との比率Ｉ（４００）／Ｉ（３１１）をｐとするとき、ｐが前記基体側よりも外表面側で大きい被覆層と、
からなることを特徴とする切削工具。
前記被覆層の外表面で薄膜Ｘ線回折分析をしたときの前記比率ｐをｐ_ｓとするとき、ｐ_ｓ＝０．２〜１であることを特徴とする請求項１記載の切削工具。
前記被覆層の前記基体側の界面から厚み１．５μｍ以内の領域が露出した状態で薄膜Ｘ線回折分析をしたときの前記比率ｐをｐ_ｂとするとき、ｐ_ｂ＝０．１〜０．５であることを特徴とする請求項１記載の切削工具。
前記比率ｐ_ｓとｐ_ｂとの比ｐ_ｓ／ｐ_ｂをｒとするとき、ｒ＝１．５〜７であることを特徴とする請求項２または３記載の切削工具。
前記被覆層は下層および上層にて構成されており、前記被覆層を厚み方向に対して斜めに研磨した研磨面において、前記基体の表面に垂直な方向を中心に、該被覆層のＣｕ−Ｋα線のＸ線回折ピークについての（４００）面の回折強度Ｉ（４００）と（３１１）面の回折強度Ｉ（３１１）との比率Ｉ（４００）／Ｉ（３１１）をＰとするとき、前記被覆層の未研磨面で測定したＰ_１＝０．１〜０．５であるとともに、前記研磨面の前記下層と前記上層との界面が露出した部分で測定したＰ_３が前記研磨面のうちの上層が残存する部分で測定したＰ_２よりも小さく、かつ該Ｐ_２が前記Ｐ_１よりも小さいことを特徴とする請求項１乃至３のいずれか記載の切削工具。
前記被覆層の前記切刃における総厚みＴ_ｅが３〜１５μｍであり、前記逃げ面の中心位置における前記被覆層の厚みＴ_ｆに対する比（Ｔ_ｅ／Ｔ_ｆ）が１．２〜３．８であることを特徴とする請求項５記載の切削工具。
前記切刃における前記被覆層の総厚みＴ_ｅに対する前記下層の厚みｔ_ｅの比率（ｔ_ｅ／Ｔ_ｅ）をＡとするとき、比率Ａが０．２〜０．６であるとともに、前記逃げ面の中心位置
における前記被覆層の総厚みＴ_ｆに対する前記下層の厚みｔ_ｆの比率（ｔ_ｆ／Ｔ_ｆ）をａとするとき、比率ａに対する比率Ａの比（Ａ／ａ）が０．４〜０．９であることを特徴とする請求項６記載の切削工具。
前記被覆層の切刃における層厚が３〜１０μｍであり、かつ前記被覆層のＣｕ−Ｋα線の微小部Ｘ線回折ピークについての（１１１）、（２００）、（２２０）、（２２２）、（４００）面それぞれの回折強度Ｉ（１１１）、Ｉ（２００）、Ｉ（２２０）、Ｉ（２２２）、Ｉ（４００）に関する比率Ｉ（２２０）／（Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（２２０）＋Ｉ（２２２）＋Ｉ（４００））をｑ、すくい面におけるｑ値をｑ_ｒ、逃げ面におけるｑ値をｑ_ｆ、切刃におけるｑ値をｑ_ｅとしたとき、ｑ_ｅ＞ｑ_ｒかつｑ_ｅ＞ｑ_ｆであることを特徴とする請求項１乃至７のいずれか記載の切削工具。
ｑ_ｅ＞ｑ_ｒ＞ｑ_ｆであることを特徴とする請求項８記載の切削工具。
前記被覆層の（１１１）、（２００）、（２２０）、（２２２）、（４００）面それぞれの回折強度Ｉ（１１１）、Ｉ（２００）、Ｉ（２２０）、Ｉ（２２２）、Ｉ（４００）に関する比率Ｉ（４００）／（Ｉ（１１１）＋Ｉ（２００）＋Ｉ（２２０）＋Ｉ（２２２）＋Ｉ（４００））をＱ、すくい面におけるＱ値をＱ_ｒ、逃げ面におけるＱ値をＱ_ｆ、切刃におけるＱ値をＱ_ｅとしたとき、Ｑ_ｒ＞Ｑ_ｅ＞Ｑ_ｆであることを特徴とする請求項８または９記載の切削工具。