JP5240498B2 - 硬質被覆層がすぐれた耐欠損性を発揮する表面被覆切削工具 - Google Patents
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Description
また、被覆工具として、炭化タングステン(以下、WCで示す)基超硬合金、炭窒化チタン(以下、TiCNで示す)基サーメットまたは各種の立方晶窒化ほう素(以下、cBNで示す)基超高圧焼結材料で構成された工具本体の表面に、(Cr1−X AlX )N(ただし、原子比で、Xは0.40〜0.70)を満足するCrとAlの複合窒化物[以下、(Cr,Al)Nで示す]層からなる硬質被覆層を物理蒸着してなる被覆工具が提案され、各種の鋼や鋳鉄などの連続切削や断続切削加工に用いられている。
(a)上記の従来被覆工具は、例えば図3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(AIP)装置に上記の工具基体を装着し、
装置内加熱温度:300〜500℃、
超硬基体に印加する直流バイアス電圧:−60〜−100V、
カソード電極:Cr−Al合金、
上記カソード電極とアノード電極間のアーク放電電流:60〜100A、
装置内窒素ガス圧力:1〜6Pa、
の条件(以下、通常条件という)で、組成式:(Cr1−XAlX)N(ただし、原子比で、Xは0.40〜0.70)を満足する(Cr,Al)N層[以下、従来(Cr,Al)N層という]を形成することにより製造される。
しかし、前記(Cr,Al)N層の形成を、例えば図2に概略説明図で示される物理蒸着装置の1種である圧力勾配型Arプラズマガンを利用したイオンプレーティング装置に上記の工具基体を装着し、
工具基体温度:300〜450 ℃、
蒸発源:Cr−Al合金、
プラズマガン放電電力:10〜15 kW、
窒素ガス流量:20〜40 sccm、
装置内ガス圧力:0.1〜0.2 Pa、
工具基体に印加する直流バイアス電圧: −5〜−20 V
の条件で、かつ、プラズマアシスト用のArプラズマガン放電電力を5〜10kWとし、基板にプラズマを照射して蒸着粒子のイオン化率を上げて蒸着を行うと、この結果形成された(Cr,Al)N層[以下、改質(Cr,Al)N層という]は、前記従来(Cr,Al)N層に比し、高切り込み、高送りという厳しい切削条件の重切削加工において、すぐれた耐欠損性を示すこと。
(b)上記(a)の改質(Cr,Al)N層と上記従来(Cr,Al)N層について、電子線後方散乱回折装置(以下、EBSDという)を用いて個々の結晶粒の結晶方位を解析したところ、図1に概略説明図で示される通り、表面研磨面の測定範囲内に存在する立方晶結晶格子を有する結晶粒個々に電子線を照射して、前記表面研磨面の法線に対して、前記結晶粒の結晶方位<112>がなす傾斜角を測定し、前記測定傾斜角のうち、前記法線方向となす角度が0〜55度の範囲内にある測定傾斜角を0.25度のピッチ毎に区分して各区分内に存在する度数を集計し、また、各結晶粒界を構成する隣り合う結晶粒同士のなす角θを測定し、集計した時、前記従来(Cr,Al)N層は、表面研磨面の法線に対する結晶粒の結晶方位<112>がなす傾斜角の分布は、法線方向に対して0〜15度の範囲内の傾斜角区分にピークを有することがあったとしても、結晶粒界の角度分布は、小角粒界(0<θ≦15゜)の割合が10%程度と小さいのに対して、前記(a)の改質(Cr,Al)N層の結晶方位<112>の測定傾斜角の分布は、図4に例示される通り、法線方向に対して0〜15度の範囲内の傾斜角区分に結晶方位<112>が存在する結晶粒の面積割合が結晶粒全面積の50%以上である結晶配向を示し、さらに、結晶粒界の角度分布図において、小角粒界(0<θ≦15゜)の割合が50%以上である(図4)こと。
さらに、前記表面研磨面の法線方向に対して0〜15度の範囲内に、結晶方位<112>が存在する結晶粒の面積割合、また、結晶粒界の角度分布における小角粒界の割合は、基体の温度、バイアス電圧、窒素ガス流量、プラズマアシスト条件によって変化すること。
(c)多くの試験結果によれば、上記の通り工具基体に改質(Cr,Al)N層をRPD装置によって物理蒸着する条件を、例えば、
基体の温度: 300〜450℃
バイアス電圧: −5〜−20V
窒素ガス流量: 20〜40sccm
プラズマアシスト条件:Arプラズマガンの放電電力 5〜10 kW
のように調整すると、表面研磨面の法線に対して0〜15度の範囲内に結晶方位<112>が存在する結晶粒の面積割合が結晶粒全面積の50%以上を占め、また、結晶粒界の角度分布において、0<θ≦15°の割合が全粒界の50%以上を占めるという結晶配列を示すようになり、このような結晶配列を示す改質(Cr,Al)N層を硬質被覆層として形成してなる被覆工具は、重切削加工において長期に亘ってすぐれた耐欠損性、耐摩耗性を発揮するようになること。
以上(a)〜(c)に示される研究結果を得たのである。
この発明は、上記の研究結果に基づいてなされたものであって、
「 超硬合金、サーメットあるいは立方晶窒化ほう素基超高圧焼結体からなる切削工具基体の表面に、1〜10μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Cr1−XAlX)N
で表した場合、Xは0.40〜0.70(ただし、原子比)を満足するCrとAlの複合窒化物層を、圧力勾配型Arプラズマガンとプラズマアシスト用Arプラズマガンとを利用したイオンプレーティング装置によって物理蒸着形成した表面被覆切削工具において、
上記CrとAlの複合窒化物層について、電子線後方散乱回折装置を用いて個々の結晶粒の結晶方位を解析した場合、
(a)表面研磨面の法線方向に対する前記結晶粒の結晶方位<112>がなす傾斜角を測定し、前記測定傾斜角のうち、法線方向に対して0〜55度の範囲内にある測定傾斜角を0.25度のピッチ毎に区分して各区分内に存在する度数を集計したとき、0〜15度の範囲内の傾斜角区分に結晶方位<112>が存在する結晶粒の面積割合が結晶粒全面積の50%以上である結晶配向を示し、
(b)結晶粒界を構成する隣り合う結晶粒同士のなす角を測定した場合、前記なす角が0度を超え15度以下である小角粒界の割合が全粒界の50%以上を示し、
上記(a)、(b)を同時に満たすCrとAlの複合窒化物層からなる硬質被覆層を蒸着形成したことを特徴とする表面被覆切削工具(被覆工具)。」
に特徴を有するものである。
この発明の被覆工具の硬質被覆層を構成する改質(Cr,Al)N層において、Cr成分は高温強度を向上させ、一方Al成分は高温硬さおよび耐熱性(高温特性)を向上させる目的で含有するものであり、したがってAl成分の含有割合を示すX値がCr成分との合量に占める割合(原子比)で0.40未満になると、相対的にCrの割合が多くなり過ぎて、層の高温硬さが低下し、その結果耐摩耗性も低下するようになり、一方Alの割合を示すX値が同0.70を越えると、相対的にCrの割合が少なくなり過ぎて、層の高温強度の低下は避けられず、チッピング、欠損発生の原因となることから、X値を0.40〜0.70と定めたものであり、また、硬質被覆層の平均層厚が1μm未満では、所望の耐摩耗性を確保するのに不十分であり、一方その平均層厚が10μmを越えると、皮膜の剥離やチッピングが発生し易くなることから、その平均層厚を1〜10μmと定めた。
また、上記の通り、改質(Cr,Al)N層の表面研磨面の法線に対して0〜15度の範囲内に結晶方位<112>が存在する結晶粒の面積割合、結晶粒界の角度分布は、RPDによる蒸着条件、例えば、基体の温度、バイアス電圧、窒素ガス流量およびプラズマアシスト条件によって変化するが、多くの試験結果によれば、圧力勾配型Arプラズマガンを利用したイオンプレーティングによる蒸着条件を
基体の温度: 300〜450℃
バイアス電圧: −5〜−20V
窒素ガス流量: 20〜40sccm
プラズマアシスト条件:Arプラズマガンの放電電力 5〜10 kW
とすることによって、改質(Cr,Al)N層の表面研磨面の法線に対して0〜15度の範囲内に結晶方位<112>が存在する結晶粒の面積割合が結晶粒全面積の50%以上を占め、また、結晶粒界の角度分布において、0°<θ≦15°の割合が全粒界の50%以上を占めるという結晶配列を示す改質(Cr,Al)N層を得られる、という結論に達したものであり、したがって、法線に対して0〜15度の範囲内に結晶方位<112>が存在する結晶粒の面積割合が50%未満、あるいは、結晶粒界の角度分布において、0°<θ≦15°の割合が全粒界の50%未満となった場合には、(Cr,Al)N層に前記の結晶配列を付与することはできず、その結果、被覆工具にすぐれた耐欠損性を期待することはできない。
ついで、上記の工具基体A−1〜A−10およびB−1〜B−6のそれぞれを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図2に示される蒸着装置に装着し、蒸発源として、種々の成分組成をもったCr−Al合金を装着し、まず、装置内を排気して1×10−2Pa以下の真空に保持しながら、工具基体を400℃に加熱した後、Arガスを導入して2.0Paとしたのち、工具基体に−1000Vのバイアス電圧を印加することによって、前記工具基体を20分間Arボンバード処理し、ついで、装置内を一旦1×10−3Pa程度の真空にした後、圧力勾配型Arプラズマガンの放電電力を12kW、工具基体に−5Vのバイアス電圧を印加し、窒素ガスを25sccm流しながら、炉内の圧力を0.15Paに保ち、Arプラズマガンの放電電力を7kWとして、Arプラズマを基体に照射し、蒸発源にプラズマビームを入射しCr−Al合金の蒸気を発生させるとともにプラズマビームでイオン化して、工具基体表面に、表3に示される目標組成および目標層厚の改質(Cr,Al)N層を硬質被覆層として蒸着形成することにより、本発明被覆工具としての本発明表面被覆インサート(以下、本発明被覆インサートと云う)1〜16をそれぞれ製造した。
比較の目的で、上記の工具基体A−1〜A−10およびB−1〜B−6のそれぞれを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図3に示されるアークイオンプレーティング装置に装着し、カソード電極(蒸発源)として、種々の成分組成をもったCr−Al合金および工具基体表面ボンバード洗浄用金属Tiを装着し、まず、装置内を排気して0.5Pa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、前記工具基体に−800Vの直流バイアス電圧を印加し、かつ前記ボンバード洗浄用金属Ti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て、前記工具基体表面を5分間Tiボンバード処理し、ついで装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して、1〜6Paの範囲内の所定の雰囲気とすると共に、前記工具基体に印加する直流バイアス電圧を−60〜−100Vの範囲内の所定の電圧とし、前記カソード電極であるCr−Al合金とアノード電極との間に80Aの電流を流してアーク放電を発生させ、もって前記工具基体の表面に、表4に示される目標組成および目標層厚の従来(Cr,Al)N層を硬質被覆層として蒸着形成することにより、従来被覆工具としての従来被覆インサート1〜16をそれぞれ製造した。
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: 200 m/min.、
切り込み: 1.0 mm、
送り: 0.29 mm/rev.、
切削時間: 3 分、
の条件(切削条件A1という)での合金鋼の乾式断続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、1.5mm、0.15mm/rev.)、
被削材:JIS・S50Cの長さ方向等間隔4本縦溝入り丸棒、
切削速度: 220 m/min.、
切り込み: 1.4 mm、
送り: 0.28 mm/rev.、
切削時間: 3 分、
の条件(切削条件A2という)での炭素鋼の乾式断続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、1.5mm、0.15mm/rev.)、
被削材:JIS・SCr420の丸棒、
切削速度: 260 m/min.、
切り込み: 2.4 mm、
送り: 0.25 mm/rev.、
切削時間: 10 分、
の条件(切削条件A3という)でのクロム鋼の乾式連続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、1.5mm、0.18mm/rev.)、
を行い、いずれの切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。
また、上記本発明被覆インサート11〜16および従来被覆インサート11〜16について、これを工具鋼製バイトの先端部に固定治具にてネジ止めした状態で、
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: 220 m/min.、
切り込み: 1.2 mm、
送り: 0.22 mm/rev.、
切削時間: 3 分、
の条件(切削条件A4という)での合金鋼の乾式断続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、1・0mm、0.12mm/rev.)、
被削材:JIS・S55Cの長さ方向等間隔4本縦溝入り丸棒、
切削速度: 255 m/min.、
切り込み: 1.2 mm、
送り: 0.16 mm/rev.、
切削時間: 3 分、
の条件(切削条件A5という)での炭素鋼の乾式断続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、1.0mm、0.12mm/rev.)、
被削材:JIS・SUJ2の丸棒、
切削速度: 240 m/min.、
切り込み: 1.4 mm、
送り: 0.27 mm/rev.、
切削時間: 8 分、
の条件(切削条件A6という)での軸受鋼の乾式連続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、1.5mm、0.2mm/rev.)、
を行い、いずれの切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅を測定した。
ついで、上記の工具基体C−1〜C−10をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図2に示される蒸着装置に装着し、蒸発源として、種々の成分組成をもったCr−Al合金を装着し、まず、装置内を排気して1×10−2Pa以下の真空に保持しながら、工具基体を400℃に加熱した後、Arガスを導入して2.0Paとしたのち、工具基体に−200Vのバイアス電圧を印加することによって、前記工具基体を20分間Arボンバード処理し、ついで、装置内を一旦1×10−3Pa程度の真空にした後、圧力勾配型Arプラズマガンの放電電力を12kWとし、工具基体に−5Vのバイアス電圧を印加し、Arプラズマガンの放電電力を5kWとしてArプラズマを基体に照射させながら、蒸発源にプラズマビームを入射しCr−Al合金の蒸気を発生させるとともにプラズマビームでイオン化して、工具基体表面に、表7に示される目標組成および目標層厚の改質(Cr,Al)N層を硬質被覆層として蒸着形成することにより、本発明被覆工具としての本発明表面被覆cBN基インサート(以下、本発明被覆インサートと云う)21〜30をそれぞれ製造した。
また、比較の目的で、上記の工具基体C−1〜C−10のそれぞれを、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、図3に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、カソード電極(蒸発源)として、それぞれ表3に示される目標組成に対応した成分組成をもったCr−Al合金を装着し、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、Arガスを導入して、0.7Paの雰囲気とすると共に、前記テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−200Vの直流バイアス電圧を印加し、もって工具基体表面をアルゴンイオンによってボンバード洗浄し、ついで装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して3Paの反応雰囲気とすると共に、前記工具基体に印加するバイアス電圧を−30Vに下げて、前記Cr−Al合金の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、もって前記工具基体A〜Jのそれぞれの表面に、表3に示される目標組成および目標層厚の従来(Cr,Al)N層からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、従来被覆工具としての従来表面被覆cBN基焼結インサート(以下、従来被覆インサートという)21〜30をそれぞれ製造した。
[切削条件B1]
被削材:JIS・SCM415の長さ方向等間隔4本縦溝入り丸棒、
切削速度: 195 m/min.、
切り込み: 0.24 mm、
送り: 0.17 mm/rev.、
切削時間: 7 分、
の条件での合金鋼の焼入れ材の乾式断続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、0.2mm、0.12mm/rev.)、
[切削条件B2]
被削材:JIS・SUJ2の長さ方向等間隔4本縦溝入り丸棒、
切削速度: 155 m/min.、
切り込み: 0.22 mm、
送り: 0.21 mm/rev.、
切削時間: 3 分、
の条件での軸受鋼の焼入れ材の乾式断続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、0.2mm、0.12mm/rev.)、
[切削条件B3]
被削材:JIS・SKD61の長さ方向等間隔4本縦溝入り丸棒、
切削速度: 165 m/min.、
切り込み: 0.3 mm、
送り: 0.18 mm/rev.、
切削時間: 4 分、
の条件でのダイス鋼の焼入れ材の乾式断続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、0.15mm、0.10mm/rev.)、
[切削条件C1]
被削材:JIS・SCr420の丸棒、
切削速度: 225 m/min.、
切り込み: 0.30 mm、
送り: 0.20 mm/rev.、
切削時間: 8 分、
の条件でのクロム鋼の焼入れ材の乾式連続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、0.15mm、0.15mm/rev.)、
[切削条件C2]
被削材:JIS・SUJ2の丸棒、
切削速度: 195 m/min.、
切り込み: 0.20 mm、
送り: 0.23 mm/rev.、
切削時間: 8 分、
の条件での軸受鋼の焼入れ材の乾式連続重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、0.15mm、0.12mm/rev.)、
[切削条件C3]
被削材:JIS・SKD61の丸棒、
切削速度: 220 m/min.、
切り込み: 0.20 mm、
送り: 0.20 mm/rev.、
切削時間: 8 分、
の条件でのダイス鋼の焼入れ材の乾式連続高速重切削加工試験(通常の切り込み及び送りは、それぞれ、0.15mm、0.18mm/rev.)、
を行い、いずれの切削加工試験でも切刃の逃げ面摩耗幅(mm)を測定した。この測定結果を表9に示した。
本発明被覆エンドミル1〜3および従来被覆エンドミル1〜3については、
被削材:平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SKD61の板材、
切削速度: 105 m/min.、
溝深さ(切り込み): 2.5 mm、
テーブル送り: 860 mm/min.、
の条件でのダイス鋼の乾式高送り溝切削加工試験(通常の切り込みおよび送りは、それぞれ、2.0mm、500mm/min.)、
本発明被覆エンドミル4〜6および従来被覆エンドミル4〜6については、
被削材:平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SUS304の板材、
切削速度: 95 m/min.、
溝深さ(切り込み): 5.5 mm、
テーブル送り: 800 mm/min.、
の条件でのステンレス鋼の乾式高送り溝切削加工試験(通常の切り込みおよび送りは、それぞれ、3.5mm、300mm/min.)、
本発明被覆エンドミル7,8および従来被覆エンドミル7,8については、
被削材:平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SNCM439の板材、
切削速度: 165 m/min.、
溝深さ(切り込み): 8.5 mm、
テーブル送り: 900 mm/min.、
の条件での合金鋼の乾式高送り溝切削加工試験(通常の切り込みおよび送りは、それぞれ、7mm、250mm/min.)、
をそれぞれ行い、いずれの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11にそれぞれ示した。
被削材:平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mm
のJIS・SS400の板材、
切削速度: 105 m/min.、
送り: 0.22 mm/rev.、
穴深さ: 6 mm
の条件での軟鋼の湿式高送り穴あけ切削加工試験(通常の送りは、0.12mm/rev.)、
本発明被覆ドリル4〜6および従来被覆ドリル4〜6については、
被削材:平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SUS316の板材、
切削速度: 55 m/min.、
送り: 0.12 mm/rev.、
穴深さ: 12 mm
の条件でのステンレス鋼の湿式高送り穴あけ切削加工試験(通常の送りは0.08mm/rev.)、
本発明被覆ドリル7,8および従来被覆ドリル7,8については、
被削材:平面寸法:100mm×250mm、厚さ:50mmのJIS・SCMnH2の板材、
切削速度: 70 m/min.、
送り: 0.15 mm/rev、
穴深さ: 20 mm
の条件での高マンガン鋼の湿式高送り穴あけ切削加工試験(通常の送りは0.08mm/rev.)、
をそれぞれ行い、いずれの湿式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12に示した。
さらに、上記の本発明被覆工具の改質(Cr,Al)N層と従来被覆工具の従来(Cr,Al)N層について、上記の両(Cr,Al)N層の表面を研磨面とした状態で、電子線後方散乱回折装置(EBSD)を用いて個々の結晶粒の結晶方位を解析した(すなわち、30×50μmの領域を、0.1μm/stepの間隔で、前記表面研磨面の法線に対して、前記結晶粒の結晶面である{112}面の法線がなす傾斜角を測定し、この測定結果に基づいて、前記測定傾斜角のうち、0〜55度の範囲内にある測定傾斜角を0.25度のピッチ毎に区分すると共に、各区分内に存在する度数を集計することにより、傾斜角度数分布グラフを作成し、また、同様の領域において、すべての結晶粒界について、それを構成する隣り合う結晶粒のなす角を測定し、該なす角とそれぞれの割合を示すグラフを作成したところ、前記従来(Cr,Al)N層は、表面研磨面の法線に対する結晶粒の結晶方位<112>がなす傾斜角の分布は、法線方向に対して0〜15度の範囲内の傾斜角区分にピークを有することがあったとしても、結晶粒界の角度分布は小角粒界(0°<θ≦15°)の割合が20%程度と小さい(図5)のに対して、前記(a)の改質(Cr,Al)N層の結晶方位<112>の測定傾斜角の分布は、図4に例示される通り、法線方向に対して0〜15度の範囲内の傾斜角区分に結晶方位<112>が存在する結晶粒の面積割合が結晶粒全面積の50%以上である結晶配向を示し、さらに、結晶粒界の角度分布において、0°<θ≦15°の割合が全粒界の50%以上である結晶配向を示し(図4)、改質(Cr,Al)N層は上記のとおりの結晶配列を有するものであった。
図4に、本発明被覆工具1の改質(Cr,Al)N層の表面研磨面の法線方向に対する結晶方位<112>の測定傾斜角分布と、結晶粒界の角度分布を示す。
また、図5には、従来被覆工具1の従来(Cr,Al)N層の結晶粒界の角度分布を示す。
上記図4と図5との比較からも明らかなように、改質(Cr,Al)N層では(112)面の高配向性と小角粒界比率の高い結晶組織を示すのに対して、従来(Cr,Al)N層では、結晶粒界性格において、特段の特徴あるものとなっていない結晶組織を有していることが明らかである。
Claims (1)
- 超硬合金、サーメットあるいは立方晶窒化ほう素基超高圧焼結体からなる切削工具基体の表面に、1〜10μmの平均層厚を有し、かつ、
組成式:(Cr1−XAlX)N
で表した場合、Xは0.40〜0.70(ただし、原子比)を満足するCrとAlの複合窒化物層を、圧力勾配型Arプラズマガンとプラズマアシスト用Arプラズマガンとを利用したイオンプレーティング装置によって物理蒸着形成した表面被覆切削工具において、
上記CrとAlの複合窒化物層について、電子線後方散乱回折装置を用いて個々の結晶粒の結晶方位を解析した場合、
(a)表面研磨面の法線方向に対する前記結晶粒の結晶方位<112>がなす傾斜角を測定し、前記測定傾斜角のうち、法線方向に対して0〜55度の範囲内にある測定傾斜角を0.25度のピッチ毎に区分して各区分内に存在する度数を集計したとき、0〜15度の範囲内の傾斜角区分に結晶方位<112>が存在する結晶粒の面積割合が結晶粒全面積の50%以上である結晶配向を示し、
(b)結晶粒界を構成する隣り合う結晶粒同士のなす角を測定した場合、前記なす角が0度を超え15度以下である小角粒界の割合が全粒界の50%以上を示し、
上記(a)、(b)を同時に満たすCrとAlの複合窒化物層からなる硬質被覆層を蒸着形成したことを特徴とする表面被覆切削工具。
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