WO2021157716A1 - 切削工具の製造方法 - Google Patents

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tool
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拓矢 久保
涼太 ▲高▼部
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三菱マテリアル株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a method for manufacturing a cutting tool, and more particularly to a post-treatment method for improving the fracture resistance of a cutting edge of a cutting tool.
  • Patent Document 1 discloses a method of controlling residual stress by an impact force generated by colliding a submillimeter-order steel ball with a tool surface by shot peening.
  • Patent Document 2 discloses a surface treatment method of irradiating a nanosecond laser to reduce the tensile stress of the TiCN hard coating or to apply a compressive stress.
  • Patent Document 3 by making the residual stress value in the direction parallel to the cutting edge ridge portion larger than the residual stress value in the direction orthogonal to the cutting edge ridge portion, the growth of minute cracks can be suppressed. As a result, a technique for improving the fracture resistance of the cutting edge is also known.
  • Patent Document 4 compressive residual stress is applied to a substrate made of superhard alloy by performing so-called nanosecond laser peening using a high-energy nanosecond laser having a pulse width of about several ns and a pulse energy of several hundred mJ. The method of doing so is disclosed.
  • the compressive residual stress of the hard phase of the hard coating or the surface layer of the tool substrate is increased by adjusting the material and size of the media, or by increasing the projection pressure and projection time of shot peening. Can be done.
  • too high compressive residual stress is applied, peeling of the hard coating and vertical cracks that are the starting points of defects when using a tool become remarkable, and local compressive stress around the vertical cracks is released.
  • the vertical crack is a crack that divides the hard coating or the surface layer of the tool substrate, and a gap having a width of about several hundred nm is generated.
  • a nanosecond laser is used to remove the oxide layer (Al 2 O 3 ) which is the upper layer of the hard coating, and a maximum of 1 GPa is applied to the non-oxide layer (TiCN) which is the lower layer of the hard coating.
  • TiCN non-oxide layer
  • a degree of compressive residual stress is applied.
  • a compressive residual stress of about 1 GPa can be applied to the lower layer (TiCN) at a peak power density (0.02 GW / cm 2 ) close to the lower limit value at which the oxide layer can be removed.
  • the peak power density is increased more than this, the compressive residual stress of the lower layer is conversely decreased. It is considered that the reason for this is that the compressive residual stress is released due to the heat effect due to the excessive laser beam hitting the lower layer.
  • the effect of applying compressive residual stress to the surface layer of the tool substrate directly under the hard coating is hardly obtained. That is, the fracture resistance of the tool substrate cannot be improved.
  • Patent Document 3 shot peening is used to make a difference between the residual stress value in the direction orthogonal to the cutting edge ridge of ⁇ -Al 2 O 3 and the residual stress value in the direction parallel to the cutting edge ridge.
  • shot peening since the media is uniformly projected onto the rake face, it is difficult to stably apply a large residual stress difference.
  • the present invention provides a method for manufacturing a cutting tool capable of stably applying a high compressive residual stress to a hard coating and a tool substrate, thereby improving the fracture resistance of the cutting edge. It is one of the purposes.
  • One aspect of the present invention is a tool substrate made of a sintered alloy and a layer arranged on the outer surface of the tool substrate and composed of any of carbides, nitrides, and carbonitrides, or a composite compound thereof.
  • a method for manufacturing a cutting tool comprising: a hard coating having at least a portion of the tool, and a cutting edge formed on the ridgeline portion of the tool substrate and including a portion of the hard coating portion located at the ridgeline portion.
  • a short pulse laser having a pulse width of 100 ps (picoseconds) or less from above the hard film on a cutting tool having a hard film formed on the outer surface of the tool substrate.
  • Laser irradiation is performed, for example, in the atmosphere at a peak power density of 1 TW (terawatt) / cm 2 or more. This process is so-called ultra-short pulse laser peening, and when the plasma generated by slightly processing the surface of the laser-irradiated work (cutting tool) is explosively diffused, a shock wave is generated in the work due to the mechanical reaction.
  • by performing laser peening under the above laser conditions it is possible to stably apply compressive residual stress while suppressing the occurrence of vertical cracks in the hard coating or the tool substrate. Further, by setting the pulse width to 100 ps or less, the thermal effect of laser irradiation is remarkably suppressed, so that the peak power density, that is, the energy of the shock wave can be increased.
  • the layer (a layer composed of any of carbides, nitrides, and carbonitrides, or a composite compound thereof) that contributes to the fracture resistance of the hard coating is 0 or less, and the surface region of the tool substrate is formed. Residual stress of ⁇ 1000 MPa or less, that is, compressive residual stress can be applied to WC particles.
  • a high compressive residual stress is applied to both the hard coating and the tool substrate by the laser peening step under the special laser conditions while suppressing the occurrence of vertical cracks. This can improve the fracture resistance of the cutting edge. Good cutting accuracy is maintained and tool life is extended. Further, since the compressive residual stress can be stably applied, the variation in the quality of the cutting tool can be suppressed. Further, since laser irradiation can be performed in the atmosphere and no special pre- and post-treatment steps are required, the present invention can perform the treatment easily and at high speed as compared with the generally known stress control technology such as wet blasting, and the production can be performed. Improves sex.
  • the laser peening step it is preferable to irradiate the hard coating with a pulse laser having a pulse width of 10 ps or less.
  • the laser peening step it is preferable to irradiate the hard coating with a pulse laser having a pulse width of 10 fs or more.
  • the short pulse laser having a pulse width of 10 fs (femtoseconds) or more is irradiated from above the hard coating, the pulse width is suppressed from becoming too short, and the time for impacting the work is secured. .. Therefore, the impact of laser irradiation stably reaches the deep part of the work. High compressive residual stress can be stably applied not only to the hard coating but also to the surface region of the tool substrate.
  • anisotropy is imparted to the compressive residual stress of the hard coating and the tool substrate in a direction parallel to the cutting edge and a direction orthogonal to the cutting edge. It is preferable to do so.
  • the pulse laser irradiation point spacing in the direction parallel to the cutting edge and the pulse laser irradiation point spacing in the direction orthogonal to the cutting edge may be made different from each other. preferable.
  • anisotropy can be added to the compressive residual stress of the hard coating and the tool substrate. That is, a difference of a predetermined value or more can be provided between the compressive residual stress value in the direction parallel to the cutting edge and the compressive residual stress value in the direction orthogonal to the cutting edge.
  • the pulse laser irradiation point spacing in the direction parallel to the cutting edge and the pulse laser irradiation point spacing in the direction orthogonal to the cutting edge are set to the same value and narrow pitch, and the compressive residual stress value is set as a whole.
  • the breakage of the hard coating can be suppressed as compared with the case where the value is increased to the maximum (when isotropic property is imparted), and the cutting edge is determined according to the type of cutting, the work material, and the like.
  • the fracture resistance required for the above can be efficiently provided.
  • the compressive residual stress in the direction parallel to the cutting edge can be cut. It can be higher than the compressive residual stress in the direction orthogonal to the blade (increasing the absolute value of the residual stress). In this case, for example, it is possible to prevent so-called thermal cracks from growing in a direction orthogonal to the cutting edge.
  • the compressive residual stress in the direction orthogonal to the cutting edge can be reduced to the cutting edge. It can be higher than the compressive residual stress in the parallel direction. In this case, for example, it is possible to prevent so-called intermittent cracks from growing in a direction parallel to the cutting edge.
  • the spot diameter of the pulse laser irradiating the hard coating is 10 ⁇ m or more and 200 ⁇ m or less.
  • the spot diameter is 10 ⁇ m or more, local damage or peeling of the hard coating is less likely to occur during laser irradiation.
  • the spot diameter is 200 ⁇ m or less, it is possible to suppress a decrease in the value of the compressive residual stress applied to the hard coating and the surface of the tool substrate.
  • the laser peening step there are two methods, one is to scan the pulse laser in a direction parallel to the cutting edge, and the other is to scan the pulse laser in a direction orthogonal to the cutting edge. However, from the viewpoint of quality, it is preferable to scan the pulse laser in the direction orthogonal to the cutting edge.
  • damage to the hard coating may be suppressed as compared with the case where the pulse laser is scanned in a direction parallel to the cutting edge, and a higher compressive residual stress is applied. Can be done.
  • the pulse laser should be scanned in the direction orthogonal to the cutting edge, away from the cutting edge, that is, from the rake face side toward the cutting edge and in the direction approaching the cutting edge. Is preferable.
  • a high compressive residual stress can be stably applied to the hard coating and the tool substrate, thereby improving the fracture resistance of the cutting edge.
  • FIG. 1 is a perspective view showing a cutting tool of the present embodiment, and is a diagram for explaining a laser peening process.
  • FIG. 2 is an enlarged cross-sectional view showing the vicinity of the cutting edge of the cutting tool of the present embodiment.
  • FIG. 3 is an enlarged top view showing the vicinity of the straight edge portion of the cutting edge of the cutting tool of the present embodiment, and is a diagram for explaining the laser peening process.
  • FIG. 4 is an enlarged top view showing the vicinity of the corner blade portion of the cutting edge of the cutting tool of the present embodiment, and is a diagram for explaining the laser peening process.
  • FIG. 5 is a perspective view illustrating a laser peening process of a modified example of the present embodiment.
  • FIG. 1 is a perspective view showing a cutting tool of the present embodiment, and is a diagram for explaining a laser peening process.
  • FIG. 2 is an enlarged cross-sectional view showing the vicinity of the cutting edge of the cutting tool of the present embodiment.
  • FIG. 3
  • FIG. 6 is a partial top view illustrating a laser peening step of a modified example of the present embodiment.
  • FIG. 7 is a graph showing the relationship between the peak power density of the laser peening process in the examples and the residual stress applied to the tool substrate.
  • FIG. 8 is a graph showing the relationship between the peak power density of the laser peening step in the examples and the residual stress applied to the hard coating.
  • the cutting tool 10 according to the embodiment of the present invention and the manufacturing method of the cutting tool 10 will be described with reference to the drawings.
  • the cutting tool 10 of this embodiment is a cutting insert.
  • the cutting tool 10 of the present embodiment is used, for example, for a cutting edge replaceable cutting tool that turns a work material.
  • the cutting tool 10 of the present embodiment has a plate shape.
  • the cutting tool 10 has a polygonal plate shape, and in the illustrated example, it has a quadrangular plate shape.
  • the cutting tool 10 may have a polygonal plate shape, a disk shape, or the like other than the quadrangular plate shape.
  • the direction in which the central axis C of the cutting tool 10 extends is referred to as an axial direction.
  • the central axis C is located at the center of the cutting tool 10.
  • the central axis C extends along the thickness direction of the cutting tool 10.
  • the direction orthogonal to the central axis C is called the radial direction.
  • the direction closer to the central axis C is called the radial inner side
  • the direction away from the central axis C is called the radial outer side.
  • the direction of orbiting around the central axis C is called the circumferential direction.
  • the cutting tool 10 of the present embodiment is arranged on the tool base 1 made of a sintered alloy and the outer surface of the tool base 1, and is either a carbide, a nitride, or a carbonitride, or A cutting edge 3 including a hard coating 2 having a layer composed of these composite compounds (first layer 2a described later) and a portion of the hard coating 2 formed on the ridgeline portion of the tool substrate 1 and located at the ridgeline portion.
  • the cutting tool 10 of the present embodiment is a cutting insert in which a hard coating 2 is coated on a tool base 1.
  • the cutting tool 10 includes a pair of plate surfaces 10a and 10b, an outer peripheral surface 10c, and a through hole 10d.
  • the pair of plate surfaces 10a and 10b have a polygonal shape and face the axial direction of the central axis C.
  • the pair of plate surfaces 10a and 10b are each rectangular.
  • the pair of plate surfaces 10a and 10b has one plate surface (front surface) 10a and the other plate surface (back surface) 10b.
  • One plate surface 10a and the other plate surface 10b are arranged apart from each other in the axial direction and face opposite to each other in the axial direction.
  • the direction from the other plate surface 10b to one plate surface 10a is referred to as one axial direction, and the direction from one plate surface 10a to the other plate surface 10b is the axial direction and the other. Called the side.
  • at least one plate surface 10a has a part (corner portion or the like) of the plate surface 10a facing a work material (not shown) during cutting.
  • At least one plate surface 10a has a rake surface 5.
  • the rake face 5 constitutes at least a part of the plate surface 10a.
  • the rake face 5 is arranged at least two corners of the four corners located on the peripheral edge of the plate surface 10a.
  • the two corner portions are arranged at positions that are 180 ° rotationally symmetric with respect to the central axis C.
  • the rake face 5 has a land portion 5a and an inclined portion 5b.
  • the land portion 5a is a portion of the rake face 5 that is connected to the cutting edge 3.
  • the land portion 5a is arranged inside the cutting edge 3 in the radial direction.
  • the land portion 5a is an inclined surface that inclines toward the other side in the axial direction as it goes inward in the radial direction from the cutting edge 3.
  • the land portion 5a may have a flat shape extending in a direction perpendicular to the central axis C.
  • the inclined portion 5b is a portion of the rake face 5 located inside the land portion 5a in the radial direction.
  • the inclined portion 5b is connected to the radial inner end portion of the land portion 5a.
  • the inclined portion 5b is an inclined surface that inclines toward the other side in the axial direction as it goes inward in the radial direction from the land portion 5a.
  • the amount of displacement in the axial direction per unit length along the radial direction of the inclined portion 5b is larger than the amount of displacement in the axial direction per unit length along the radial direction of the land portion 5a. That is, the inclination of the inclined portion 5b with respect to the virtual plane (not shown) perpendicular to the central axis C is larger than the inclination of the land portion 5a with respect to the virtual plane.
  • the outer peripheral surface 10c is connected to a pair of plate surfaces 10a and 10b and faces outward in the radial direction. Both ends of the outer peripheral surface 10c in the axial direction are connected to a pair of plate surfaces 10a and 10b. Specifically, one end of the outer peripheral surface 10c on one side in the axial direction is connected to one plate surface 10a. The end of the outer peripheral surface 10c on the other side in the axial direction is connected to the other plate surface 10b.
  • the outer peripheral surface 10c extends over the entire circumferential direction of the cutting tool 10.
  • the outer peripheral surface 10c has a flank surface 6.
  • the flank 6 constitutes at least a part of the outer peripheral surface 10c.
  • the flank 6 is arranged on a portion of the outer peripheral surface 10c adjacent to each rake surface 5.
  • the through hole 10d penetrates the cutting tool 10 in the axial direction.
  • the through hole 10d opens in a pair of plate surfaces 10a and 10b and extends in the axial direction.
  • the central axis of the through hole 10d is arranged coaxially with the central axis C.
  • the through hole 10d has a circular hole shape.
  • a clamp screw (not shown) or the like is inserted into the through hole 10d.
  • the cutting edge 3 is formed at the ridge line portion where the rake face 5 and the flank surface 6 are connected, that is, the intersecting ridge line portion between the rake face 5 and the flank surface 6.
  • the cutting edge 3 is arranged at at least two corner portions of the four corner portions located on the peripheral edge portion of the plate surface 10a. As shown in FIG. 2, in the present embodiment, the cutting edge 3 has a round honing.
  • the cutting edge 3 may have chamfer honing.
  • the cutting edge 3 has a corner blade portion 3a and a pair of straight blade portions 3b.
  • the corner blade portion 3a has a convex curved shape that protrudes outward in the radial direction.
  • the straight blade portion 3b is linear and is connected to the corner blade portion 3a.
  • a pair of straight blade portions 3b are connected to both ends of the corner blade portion 3a in the blade length direction.
  • the blade length direction is the direction in which the cutting edge 3 extends, and specifically, the direction in which the blade portions 3a and 3b of the cutting edge 3 extend.
  • the corner blade portion 3a and the pair of straight blade portions 3b are substantially V-shaped as a whole when viewed from the axial direction.
  • the cutting edge 3 is composed of a ridge line portion (intersection ridge line portion) of the tool substrate 1 and a portion of the hard coating 2 coated on the ridge line portion.
  • the tool base 1 has the same shape as the cutting tool 10 described above.
  • the tool substrate 1 has a carbide having a carbide of a group 4a, 5a, 6a metal in the periodic table, a nitride, and at least one hard phase in these mutual solid solutions, and a Ni, Co or Ni—Co alloy. It is made of bond metal.
  • the tool base 1 is composed mainly of the hard phase and a Ni, Co or Ni—Co alloy.
  • the tool base 1 is made of a WC-based cemented carbide.
  • the tool base 1 may be made of a cermet such as a TiC group or a Ti (C, N) group.
  • the residual stress in the surface region of the tool substrate 1 is set to, for example, ⁇ 1000 MPa or less, preferably -1500 MPa or less.
  • the surface region (surface layer) of the tool base 1 may be a region from the surface of the tool base 1 to a depth of at least 1 ⁇ m.
  • the hard coating film 2 is formed on at least a part of the outer surface of the tool substrate 1 by a chemical vapor deposition method or a physical vapor deposition method.
  • the hard coating 2 is arranged on the outer surface of the tool substrate 1 in a region including at least the cutting edge 3.
  • the hard coating 2 is arranged on at least the cutting edge 3, the rake face 5, and the flank surface 6.
  • the hard coating film 2 may be formed on the entire outer surface of the tool substrate 1.
  • the film thickness of the hard coating 2 is, for example, 1 ⁇ m or more and 30 ⁇ m or less as a whole.
  • the hard coating 2 is composed of a single layer or a plurality of layers.
  • the hard coating 2 is composed of a plurality of layers laminated on the outer surface of the tool substrate 1.
  • the hard coating 2 has a first layer 2a located on the outer surface of the tool substrate 1 and a second layer 2b located on the first layer 2a.
  • the hard coating 2 may have a third layer (not shown) located on the second layer 2b.
  • the hard coating 2 may be composed of four or more layers. Of the plurality of layers of the hard coating 2, the thickest layer is the first layer 2a.
  • the hard coating 2 When the hard coating 2 is a single layer, the hard coating 2 has a first layer 2a. That is, the hard coating 2 has at least the first layer (layer) 2a.
  • the film thickness of the first layer 2a is, for example, 1 ⁇ m or more and 20 ⁇ m or less.
  • the residual stress of the hard coating 2 specifically, the residual stress of the first layer 2a is set to 0 MPa or less (that is, compressive residual stress is applied), preferably ⁇ 1000 MPa or less.
  • the first layer 2a is arranged directly on the outer surface of the tool base 1 or indirectly with an intermediate layer (not shown) interposed therebetween.
  • the first layer 2a is composed of any of carbides, nitrides, and carbonitrides, or a composite compound thereof.
  • the first layer 2a is, for example, a TiCN layer or the like. The TiCN layer subjected to the laser peening step described later improves the fracture resistance of the cutting edge 3.
  • the second layer 2b is arranged directly on the outer surface of the first layer 2a or indirectly with an intermediate layer (not shown) interposed therebetween.
  • the second layer 2b contains carbides, nitrides, carbonitrides, oxides, borides, carbides of Si, nitrides, carbonitrides, Al oxides, and nitrides of Group 4a, 5a, and 6a metals in the periodic table. It is composed of substances, their mutual solid solutions, diamonds, cubic boron nitride, and the like. Since the second layer 2b is not limited depending on the film type of the first layer 2a of the hard coating 2, those generally used as a hard coating for a cutting tool are listed here.
  • the second layer 2b is, for example, an Al 2 O 3 layer, a TiN layer, or the like. Further, the second layer 2b may be an Al 2 O 3 layer, and the third layer (not shown) may be a TiN layer.
  • the Al 2 O 3 layer By providing the Al 2 O 3 layer, the heat resistance and wear resistance of the rake face 5 and the cutting edge 3 are improved.
  • the TiN layer By providing the TiN layer, the appearance of the cutting tool 10 is enhanced, and it is easy to distinguish whether the cutting tool 10 has been used or not, that is, whether it has been used or not. Can be done.
  • the portion of the second layer 2b irradiated with the pulse laser L which will be described later, has disappeared.
  • the pulse laser L is irradiated over the radial outer end portion of the inclined portion 5b, the land portion 5a, and the cutting edge 3. Therefore, the second layer 2b is arranged at a portion other than the radial outer end portion of the inclined portion 5b, the land portion 5a, and the cutting edge 3.
  • the second layer 2b may remain on the radial outer end portion of the inclined portion 5b, the land portion 5a, and the cutting edge 3 after the pulse laser L irradiation.
  • the method for manufacturing the cutting tool 10 of the present embodiment includes a sintering step, a film forming step, and a laser peening step.
  • the green compact in the shape of the tool base 1, that is, the intermediate compact formed in the manufacturing process of the tool base 1 is sintered.
  • the green compact is plate-shaped, specifically polygonal plate-shaped.
  • a hard film 2 having a layer composed of any of carbides, nitrides, and carbonitrides, or a composite compound of these is formed on the outer surface of the sintered tool substrate 1. That is, in the film forming step, a hard coating film 2 having at least the first layer 2a is formed on the outer surface of the tool substrate 1.
  • the first layer 2a is formed directly on the outer surface of the tool substrate 1 or indirectly with an intermediate layer (not shown) sandwiched therein, and directly or not shown on the first layer 2a.
  • the second layer 2b is indirectly formed with the intermediate layer interposed therebetween.
  • the third layer may be formed directly on the second layer 2b or indirectly with an intermediate layer interposed therebetween.
  • a hard coating film 2 composed of four or more layers including the first layer 2a, the second layer 2b and the third layer may be formed.
  • a pulse laser L having a pulse width of 100 ps (picoseconds) or less is irradiated on the hard coating 2.
  • the hard coating 2 is irradiated with a pulse laser L having a pulse width of 10 ps or less. More preferably, in the laser peening step, the hard coating 2 is irradiated with a pulse laser L having a pulse width of 2 ps or less. Further, preferably, in the laser peening step, the hard coating 2 is irradiated with a pulse laser L having a pulse width of 10 fs (femtoseconds) or more.
  • the hard coating 2 is irradiated with a pulse laser L having a pulse width of 500 fs or more.
  • the peak power density of the pulsed laser L is preferably 1 TW (terawatt) / cm 2 or more, more preferably 5 TW / cm 2 or more, and further preferably 20 TW / cm 2 or more. In this way, by applying an impact at 1 TW (terawatt) / cm 2 or more, a high compressive residual stress can be stably applied to the tool base 1 and the hard coating 2.
  • the peak power density is 10 PW (petawatt) / cm 2 or less. The reason is that plasma is generated due to the breakdown of the atmosphere from around 10 PW (petawatt) / cm 2 and the laser beam is shielded.
  • the pulse laser L is irradiated to the radial outer end portion of the inclined portion 5b, the land portion 5a, and the range A extending over the cutting edge 3. Specifically, the pulse laser L is irradiated to a range A of at least 100 ⁇ m from the cutting edge 3 toward the rake face 5.
  • the nanosecond laser is not indirectly irradiated through the sacrificial film as in Patent Document 4 (Japanese Patent Laid-Open No. 2020-525301), but the pulse laser is directly applied on the hard film 2. I am irradiating L. That is, in the present embodiment, no sacrificial film is provided on the hard film 2.
  • the reason why laser irradiation as in this embodiment is possible is that there is no feedback (stress release) due to heat because an ultrashort pulse laser of 100 ps or less is used.
  • the process is simple and the shock wave easily propagates, so that high compressive residual stress can be efficiently applied.
  • the laser beam is hatch-scanned in the above range A using a galvano scanner (not shown) and an f ⁇ lens.
  • the processing atmosphere at this time is in the atmosphere or in any gas.
  • the arbitrary gas is, for example, an inert gas that suppresses oxidation.
  • the laser beam is a pulse laser L having a pulse width of 100 ps or less, and preferably, a laser beam adjusted by appropriately changing the pulse width and pulse energy so that the peak power density is 1 TW / cm 2 or more is used.
  • the peak power density is a value calculated by pulse energy / (pulse width ⁇ spot area).
  • the spot diameter on the surface of the work (cutting tool 10) of the pulse laser L is 10 ⁇ m or more and 200 ⁇ m or less. That is, in the laser peening step, it is preferable that the spot diameter of the pulse laser L irradiating the hard coating 2 is 10 ⁇ m or more and 200 ⁇ m or less.
  • the spot diameter is 10 ⁇ m or more, local peeling of the hard coating 2 is less likely to occur during laser irradiation.
  • local peeling of the hard coating 2 occurs, the strength of the cutting edge is significantly reduced, and it is necessary to suppress it.
  • the spot diameter is 200 ⁇ m or less, it is possible to suppress a decrease in the value of the compressive residual stress applied to the surfaces of the hard coating 2 and the tool substrate 1.
  • the spot diameter is more preferably 20 ⁇ m or more and 100 ⁇ m or less.
  • the pulse laser irradiation point interval Dy in the direction parallel to the cutting edge 3 and the pulse laser irradiation point interval Dx in the direction orthogonal to the cutting edge 3 are different from each other.
  • the pulse laser irradiation point interval Dy in the direction parallel to the cutting edge 3 may be smaller than the pulse laser irradiation point interval Dx in the direction orthogonal to the cutting edge 3.
  • the pulse laser irradiation point interval Dx in the direction orthogonal to the cutting edge 3 may be smaller than the pulse laser irradiation point interval Dy in the direction parallel to the cutting edge 3.
  • the pulse laser L is scanned in the direction orthogonal to the cutting edge 3.
  • the scanning direction S of the pulse laser L is a direction orthogonal to the straight blade portion 3b of the cutting edge 3.
  • the scanning direction S of the pulse laser L is a direction orthogonal to the corner blade portion 3a of the cutting edge 3.
  • the scanning direction S is a direction that approaches the cutting edge 3 among the directions orthogonal to the cutting edge 3.
  • the pulse laser L is scanned in the order of the radial outer end portion of the inclined portion 5b, the land portion 5a, and the cutting edge 3 along the direction orthogonal to the cutting edge 3. That is, the pulse laser L is scanned from above the rake face 5 toward the cutting edge 3 in the direction orthogonal to the cutting edge 3.
  • the plurality of circles shown by the alternate long and short dash line in FIG. 3 represent the spot B on the work surface of the pulse laser L. These spots B may not overlap each other as shown in the figure, or may overlap each other. Further, as shown in FIG. 3, the spot B is also located at the cutting edge (edge) of the cutting edge 3.
  • the pulse width is as short as 100 ps or less from above the hard coating 2 with respect to the cutting tool 10 in which the hard coating 2 is formed on the outer surface of the tool substrate 1.
  • the pulsed laser is irradiated with a laser, for example, in the atmosphere. This process is so-called ultra-short pulse laser peening, and when the plasma generated by slightly processing the surface of the laser-irradiated work (cutting tool 10) is explosively diffused, a shock wave is applied to the work due to a mechanical reaction.
  • This is a method of applying compressive residual stress to the work surface by generating it and imparting crystal defects such as plastic deformation and dislocations.
  • the present embodiment by performing laser peening under the above laser conditions, it is possible to stably apply compressive residual stress while suppressing the occurrence of vertical cracks in the hard coating 2 and the tool substrate 1. Further, by setting the pulse width to 100 ps or less, the thermal effect of laser irradiation is remarkably suppressed, so that the peak power density, that is, the energy of the shock wave can be increased. Thereby, for example, a residual stress of 0 or less, that is, a compressive residual stress of ⁇ 1000 MPa or less can be applied to the WC particles in the surface region of the tool substrate 1 to the first layer 2a, which is a layer contributing to the fracture resistance of the hard coating 2.
  • a high compressive residual stress can be applied to both the hard coating 2 and the tool substrate 1 while suppressing the occurrence of vertical cracks by the laser peening step under the special laser conditions.
  • the fracture resistance of the cutting edge 3 can be improved. Good cutting accuracy is maintained and tool life is extended.
  • the compressive residual stress can be stably applied, the variation in the quality of the cutting tool 10 can be suppressed.
  • laser irradiation can be performed in the atmosphere and no special pre- and post-treatment steps are required, the treatment can be performed easily and at high speed in this embodiment as compared with the generally known stress control technology such as wet blasting. Increased productivity.
  • the laser peening step it is preferable to irradiate the hard film 2 with a pulse laser L having a pulse width of 10 ps or less.
  • a pulse laser L having a pulse width of 10 ps or less.
  • the hard coating 2 is irradiated with a pulse laser L having a pulse width of 2 ps or less.
  • the hard coating film 2 in the laser peening step, it is preferable to irradiate the hard coating film 2 with a pulse laser L having a pulse width of 10 fs or more. In this case, it is suppressed that the pulse width of the pulse laser L becomes too short, and the time for impacting the work is secured. Therefore, the impact of laser irradiation stably reaches the deep part of the work, that is, the surface region of the tool substrate 1 directly under the hard coating 2. High compressive residual stress can be stably applied to both the hard coating 2 and the tool base 1. Even more preferably, in the laser peening step, the hard coating 2 is irradiated with a pulse laser L having a pulse width of 500 fs or more. As a result, the above-mentioned effect becomes more remarkable.
  • anisotropy is imparted to the compressive residual stress of the hard coating 2 and the tool substrate 1 in the direction parallel to the cutting edge 3 and the direction orthogonal to the cutting edge 3.
  • the pulse laser irradiation point interval Dy in the direction parallel to the cutting edge 3 and the pulse laser irradiation point interval Dx in the direction orthogonal to the cutting edge 3 are made different from each other.
  • anisotropy can be imparted to the compressive residual stress of the hard coating 2 and the tool substrate 1.
  • a difference of a predetermined value or more can be provided between the compressive residual stress value in the direction parallel to the cutting edge 3 and the compressive residual stress value in the direction orthogonal to the cutting edge 3.
  • the pulse laser irradiation point interval Dy in the direction parallel to the cutting edge 3 and the pulse laser irradiation point interval Dx in the direction orthogonal to the cutting edge 3 are set to the same value and a narrow pitch, and the compressive residual stress is set.
  • the damage of the hard coating 2 can be suppressed, and the type of cutting, the work material, etc. Therefore, the fracture resistance required for the cutting edge 3 can be efficiently imparted.
  • the pulse laser irradiation point interval Dy in the direction parallel to the cutting edge 3 smaller than the pulse laser irradiation point interval Dx in the direction orthogonal to the cutting edge 3
  • compression in the direction parallel to the cutting edge 3 is performed.
  • the residual stress can be made higher than the compressive residual stress in the direction orthogonal to the cutting edge 3 (the absolute value of the residual stress is increased). In this case, for example, it is possible to prevent the so-called thermal crack from extending in the direction orthogonal to the cutting edge 3.
  • the compressive residual stress in the direction orthogonal to the cutting edge 3 can be made higher than the compressive residual stress in the direction parallel to the cutting edge 3. In this case, for example, it is possible to prevent the so-called intermittent crack from extending in the direction parallel to the cutting edge 3.
  • the spot diameter of the pulse laser L irradiated on the hard coating 2 is 10 ⁇ m or more and 200 ⁇ m or less.
  • the spot diameter is 10 ⁇ m or more, local damage or peeling of the hard coating 2 is less likely to occur during laser irradiation.
  • the spot diameter is 200 ⁇ m or less, it is possible to suppress a decrease in the value of the compressive residual stress applied to the surfaces of the hard coating 2 and the tool substrate 1.
  • the spot diameter By setting the spot diameter to 20 ⁇ m or more and 100 ⁇ m or less, the above-mentioned effect can be made more remarkable, which is more desirable.
  • the pulse laser L is scanned in the scanning direction S, that is, in the direction orthogonal to the cutting edge 3.
  • damage to the hard coating 2 is suppressed as compared with the case where the pulse laser L is scanned in a direction parallel to the cutting edge 3.
  • the pulse laser irradiation point spacing Dy in the direction parallel to the cutting edge 3 and the pulse laser irradiation point spacing Dx in the direction orthogonal to the cutting edge 3 are made different from each other.
  • Anisotropy is added to the compressive residual stress.
  • the present invention is not limited to this, for example, the pulse laser irradiation point intervals Dy and Dx are set to the same value (constant), and the peak power density is changed in the direction orthogonal to the cutting edge 3, that is, in the scanning direction S of the pulse laser L.
  • anisotropy is imparted to the compressive residual stress by changing the direction parallel to the cutting edge 3, that is, the direction orthogonal to the scanning direction S of the pulse laser L (for example, for each predetermined scanning unit). May be good.
  • FIG. 5 and 6 are views for explaining the laser peening process of the modified example of the above-described embodiment.
  • the pulse laser L is scanned in a direction parallel to the cutting edge 3.
  • the scanning direction S of the pulse laser L is a direction parallel to the straight blade portion 3b and the corner blade portion 3a.
  • the anisotropy of the compressive residual stress can be imparted by, for example, changing the ratio of the pulse laser irradiation point intervals Dy and Dx.
  • the nose portion (corner portion) of the cutting tool 10 is laser-scanned in a curved shape along the corner blade portion 3a.
  • the scanning speed becomes slow due to the curve, but it is preferable to control the irradiation timing of the pulse laser L according to the scanning speed so that the laser irradiation can be performed at a uniform density.
  • the laser peening process can be performed at high speed, and the production efficiency of the cutting tool 10 is high.
  • the cutting tool 10 may be used, for example, in a cutting edge replaceable drill, a cutting edge replaceable end mill, or the like for rolling a work material. Further, the example in which the cutting tool 10 is a cutting insert has been given, but the present invention is not limited to this.
  • the cutting tool 10 may be, for example, a solid type drill, an end mill, a reamer, or other cutting tool.
  • a plurality of laser-untreated cutting tools 10, that is, cutting inserts described in the above-described embodiment are prepared.
  • these cutting tools 10 are cutting inserts having a JIS standard CNMG120408 shape.
  • the tool base 1 is made of a WC cemented carbide having a composition of 7.5% by mass of Co and an average WC particle size of 1.5 ⁇ m.
  • the film was formed by the vapor phase growth (CVD) method.
  • each cutting tool 10 was subjected to a laser treatment, that is, a laser peening step. Specifically, in the atmosphere, a laser beam was irradiated and scanned vertically on the rake face 5 of the cutting tool 10, that is, from the axial direction, and the rake face 5 and the cutting edge 3 were subjected to laser treatment. In both Examples and Comparative Examples, no sacrificial film was formed on the hard film 2, and the hard film 2 was directly laser-treated. The wavelength of the laser used was 1030 nm, the repetition frequency was 10 kHz, the beam profile was Gaussian, and the spot diameter on the work surface was ⁇ 30 ⁇ m.
  • lasers having different laser conditions for each cutting tool 10 are used.
  • a peening process was performed.
  • the pulse laser irradiation point intervals Dx and Dy are both set to 20 ⁇ m
  • the pulse width is adjusted in the range of 10 fs (femtoseconds) to 10 ns (nanoseconds)
  • the pulse energy is adjusted in the range of 0.4 mJ to 2 mJ.
  • the power density was varied from 41 GW (gigawatt) / cm 2 to 5.66 PW (petawatt) / cm 2 .
  • the cutting tool 10 irradiated with a pulse laser having a pulse width of 100 ps or less (and a peak power density of 1 TW / cm 2 or more) is Examples 1 to 10 of the present invention, and other laser conditions.
  • the cutting tools irradiated with the laser in the above are Comparative Examples 1 to 4.
  • An untreated cutting tool that is not subjected to laser irradiation was designated as Comparative Example 5.
  • the residual stress of each cutting tool 10 was measured as follows.
  • the residual stress of the tool substrate 1 and the hard coating 2 (first layer 2a) was measured by using the X-ray residual stress measuring device manufactured by Pulsetech Co., Ltd. and using the cos ⁇ method.
  • Using an X-ray shielding plate only a width of 0.3 mm was exposed from the tip of the cutting edge of the cutting edge 3, and measurement was performed so that the stress value was obtained only in the laser processing portion.
  • FIG. 7 is a graph showing the relationship between the peak power density (horizontal axis) of the laser peening process and the residual stress value (vertical axis) applied to the WC, that is, the tool substrate 1.
  • FIG. 8 is a graph showing the relationship between the peak power density (horizontal axis) of the laser peening step and the residual stress value (vertical axis) applied to TiCN, that is, the first layer 2a of the hard coating 2.
  • the criteria for judgment in Table 1 are as follows.
  • C The residual stress of TiCN (hard coating) is 0 MPa or less, and the residual stress of WC (tool substrate) is ⁇ 1000 MPa or less, and the effect of increasing the compressive residual stress is remarkably obtained.
  • Examples 1 to 10 the judgment was A, B or C, and the compressive residual stress was remarkably increased. Specifically, it was confirmed that Examples 1 to 8 were judged as A or B, and a more remarkable effect was obtained. Among them, Examples 4 to 6 were judged as A, and the compressive residual stress was particularly remarkable. It turned out to be enhanced. In Examples 1 to 3, the residual stress of TiCN (hard coating) reached ⁇ 2000 MPa, but the residual stress of WC (tool substrate) did not reach ⁇ 2000 MPa. It is considered that the reason for this is that when the pulse width becomes smaller than a predetermined value, the time for which the impact is applied to the work is shortened, and the impact does not sufficiently reach the deep part of the work.
  • Comparative Examples 1 to 4 were judged as D. Under the laser conditions of Comparative Examples 3 and 4 in which the pulse width was 1 ns or more, it was not possible to apply the compressive residual stress to the WC (tool substrate). The reason for this is considered to be the heat effect.
  • each cutting tool 10 was subjected to a laser peening step in which the laser conditions were different from each other.
  • the pulse laser irradiation point spacing Dy in the direction parallel to the cutting edge 3 is all 15 ⁇ m
  • the pulse laser irradiation point spacing Dx in the direction orthogonal to the cutting edge 3 is 25 ⁇ m, 35 ⁇ m, 50 ⁇ m and every cutting tool 10. It was changed to Example 11-13.
  • the laser conditions other than the above were set to the same settings as in Example 5 described above.
  • the measurement of the residual stress of each cutting tool 10 is the same as the measurement method described above. Then, the residual stress values ⁇ x and ⁇ y were measured by changing the X-ray incident direction in the x direction (direction orthogonal to the cutting edge 3) and the y direction (direction parallel to the cutting edge 3), respectively. The results are shown in Table 2 below.
  • Example 11 there is a difference between the residual stress in the x direction and the residual stress in the y direction of TiCN (hard coating), and WC (tool substrate) is provided. ), There is a difference between the residual stress in the x direction and the residual stress in the y direction. That is, it was confirmed that in Examples 11 to 13, anisotropy was imparted to the compressive residual stress. The anisotropy tends to become more remarkable as the difference between the pulsed laser irradiation point intervals Dx and Dy increases. For example, in Example 13, a difference of more than 1000 MPa could be provided between the residual stress in the x direction and the residual stress in the y direction of the WC (tool base).
  • a high compressive residual stress can be stably applied to the hard coating and the tool substrate, thereby improving the fracture resistance of the cutting edge. Therefore, it has industrial applicability.
  • Tool substrate 1 ... Tool substrate, 2 ... Hard coating, 2a ... First layer (layer), 3 ... Cutting edge, 10 ... Cutting tool, B ... Spot, Dx, Dy ... Pulse laser irradiation point interval, L ... Pulse laser, S ... Scanning direction

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Abstract

この切削工具（１０）の製造方法は、焼結合金製の工具基体（１）と、工具基体（１）の外面上に配置され、炭化物、窒化物、および炭窒化物のいずれか、あるいはこれらの複合化合物により構成される層を少なくとも有する硬質被膜（２）と、工具基体（１）の稜線部に形成され、硬質被膜（２）のうち稜線部に位置する部分を含む切れ刃（３）と、を備え、硬質被膜（２）上に、パルス幅が１００ｐｓ以下のパルスレーザ（Ｌ）を直接照射することで、硬質被膜（２）および工具基体（１）の表面領域に圧縮残留応力を付与するレーザピーニング工程を含む。

Description

切削工具の製造方法
　本発明は、切削工具の製造方法に関し、詳しくは、切削工具の切れ刃の耐欠損性を向上させるための後処理方法に関する。
　本願は、２０２０年２月５日に、日本に出願された特願２０２０－０１７８８７号、及び、２０２１年２月２日に、日本に出願された特願２０２１－０１５３０４号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　超硬合金製の工具基体上に硬質被膜をコーティングした切削工具において、後処理により硬質被膜あるいは工具基体の引張残留応力を解放し、または圧縮残留応力付与を行い、切れ刃の耐欠損性を向上させる技術が知られている。例えば、特許文献１では、ショットピーニングでサブミリメートルオーダーの鋼球を工具表面に衝突させることにより発生する衝撃力によって、残留応力を制御する方法が開示されている。特許文献２では、ナノ秒レーザを照射して、ＴｉＣＮ硬質被膜の引張応力を低減し、または圧縮応力を付与する表面処理方法が開示されている。また、特許文献３のように、切れ刃稜線部と直交する方向の残留応力値よりも、切れ刃稜線部と平行な方向の残留応力値を大きくすることで、微小な亀裂の進展を抑制でき、結果として切れ刃の耐欠損性が向上する技術も知られている。特許文献４では、パルス幅が数ｎｓ程度でパルスエネルギーが数百ｍJの高エネルギーナノ秒レーザを用いた、いわゆるナノ秒レーザピーニングを行うことで超硬合金製の基材に圧縮残留応力を付与する方法が開示されている。
特開平６－１０８２５８号公報 特開２０１２－２２３８０８号公報 特開２０１８－１８３８６２号公報 特表２０２０－５２５３０１号公報
　特許文献１の方法では、メディアの材質や大きさを調整することや、あるいはショットピーニングの投射圧や投射時間などを高めることにより、硬質被膜や工具基体表層の硬質相の圧縮残留応力を高めることができる。しかしながら、高い圧縮残留応力を付与しすぎると硬質被膜の剥離や、工具使用時の欠損の起点となる垂直クラックの発生が顕著となり、また、垂直クラック周辺の局所的な圧縮応力が解放されるため、製品ロットごとの残留応力のばらつきが大きくかつある程度の値よりも高い圧縮残留応力付与が困難になる問題がある。なお垂直クラックとは、硬質被膜や工具基体表層を分断する亀裂であり、幅数百ｎｍ程度の隙間が発生する。垂直クラックは、膜厚に垂直な方向（面方向）の圧縮残留応力を解放するため、好ましくない。特許文献１によると、ショットピーニングにより安定して圧縮残留応力を付与出来る最大値として、硬質被膜（ＴｉＣ）が－２００ＭＰａ程度、工具基体（ＷＣ）が－８００ＭＰａ程度と記載されている（マイナスが圧縮側）。
　特許文献２の方法では、ナノ秒レーザを用いて硬質被膜の上部層である酸化物層（Ａｌ２Ｏ３）を除去し、硬質被膜の下部層である非酸化物層（ＴｉＣＮ）に最大１ＧＰａ程度の圧縮残留応力を付与している。このメカニズムについては、特許文献２の明細書中に言及されていないが、酸化物層をナノ秒オーダーの時間で瞬間的に除去することで、酸化物層が微粒子やプラズマなどにて飛散する際の力学的反作用により下部層に衝撃を与える、いわゆるレーザピーニングの一種であると考えられる。特許文献２の実施例によると、酸化物層を除去可能な下限値に近いピークパワー密度（０．０２ＧＷ／ｃｍ２）で、下部層（ＴｉＣＮ）に１ＧＰａ程度の圧縮残留応力を付与できているが、これよりピークパワー密度を高めると、下部層の圧縮残留応力は逆に低下している。この理由については、下部層に過剰なレーザ光が当たることで、熱影響により圧縮残留応力が解放されたためであると考えられる。しかしながら、特許文献２のように０．０２ＧＷ／ｃｍ２程度の低いピークパワー密度では、硬質被膜直下の工具基体表層にまで圧縮残留応力を付与する効果はほとんど得られない。つまり、工具基体の耐欠損性を高めることはできない。
　また、特許文献３ではショットピーニングによって、α－Ａｌ２Ｏ３の切れ刃稜線部に対して直交する方向の残留応力値と、切れ刃稜線部に平行な方向の残留応力値とに差をつけているが、ショットピーニングではすくい面に対してメディアが均一に投射されるため、大きな残留応力差を安定して付与することは困難である。
　特許文献４のナノ秒レーザピーニングでは、一般的に衝撃力を高めるために工具を水中に設置した状態で処理を行う必要があるが、その場合、水面の揺らぎやレーザ照射部に発生する気泡などによるビームの散乱が生じるため、個体ごとの刃先の残留応力にばらつきが生じ、製品としての工具性能の安定性が低くなる問題があった。また、水中で処理を行うことや、熱保護層の塗布が必要なことなど、プロセスが煩雑であることも問題であった。
　本発明は、上記事情に鑑み、硬質被膜および工具基体に安定して高い圧縮残留応力を付与することができ、これにより切れ刃の耐欠損性を向上できる切削工具の製造方法を提供することを目的の一つとする。
　本発明の一つの態様は、焼結合金製の工具基体と、前記工具基体の外面上に配置され、炭化物、窒化物、および炭窒化物のいずれか、あるいはこれらの複合化合物により構成される層を少なくとも有する硬質被膜と、前記工具基体の稜線部に形成され、前記硬質被膜のうち前記稜線部に位置する部分を含む切れ刃と、を備える切削工具の製造方法であって、前記硬質被膜上に、パルス幅が１００ｐｓ以下のパルスレーザを直接照射することで、前記硬質被膜および前記工具基体の表面領域に圧縮残留応力を付与するレーザピーニング工程を含む。
　上記態様の切削工具の製造方法では、工具基体の外面に硬質被膜が成膜された切削工具に対して、硬質被膜の上から、パルス幅が１００ｐｓ（ピコ秒）以下の短パルスレーザを望ましくは１ＴＷ（テラワット）／ｃｍ２以上のピークパワー密度で、例えば大気中にてレーザ照射を行う。この処理はいわゆる超短パルスレーザピーニングであり、レーザ照射したワーク（切削工具）の表面を若干加工することで発生するプラズマが爆発的に拡散する際の、力学的な反作用によりワークに衝撃波を発生させ、塑性変形や転位などの結晶欠陥を付与することで、ワーク表面に圧縮残留応力を付与する手法である。本発明の上記態様では、レーザピーニングを上記レーザ条件で行うことで、硬質被膜や工具基体に垂直クラックが発生することを抑制しつつ、安定して圧縮残留応力を付与できる。また、パルス幅を１００ｐｓ以下にすることで、レーザ照射による熱影響が顕著に抑えられるため、ピークパワー密度、すなわち衝撃波のエネルギを大きくすることができる。これにより、例えば、硬質被膜の耐欠損性に寄与する層（炭化物、窒化物、および炭窒化物のいずれか、あるいはこれらの複合化合物により構成される層）に０以下、工具基体の表面領域のＷＣ粒子に－１０００ＭＰａ以下の残留応力つまり圧縮残留応力を付与できる。
　このように上記態様の切削工具の製造方法によれば、特別な上記レーザ条件のレーザピーニング工程により、硬質被膜および工具基体の両方に、垂直クラックの発生を抑制しながら高い圧縮残留応力を付与することができ、これにより切れ刃の耐欠損性を向上できる。切削の加工精度が良好に維持され、かつ工具寿命が延長する。
　また、安定して圧縮残留応力を付与できるため、切削工具の品質のばらつきが抑えられる。また、大気中でレーザ照射を行うことができ、その前後処理工程を特に必要としないため、一般に知られるウェットブラスト等の応力制御技術に比べて、本発明では処理が簡単かつ高速に行え、生産性が向上する。
　上記切削工具の製造方法において、前記レーザピーニング工程では、前記硬質被膜上に、パルス幅が１０ｐｓ以下のパルスレーザを照射することが好ましい。
　この場合、例えば、硬質被膜に対して－１０００ＭＰａ以下、工具基体の表面領域に対して－１５００ＭＰａ以下の残留応力、つまりより高い圧縮残留応力を付与することが可能になる。
　上記切削工具の製造方法において、前記レーザピーニング工程では、前記硬質被膜上に、パルス幅が１０ｆｓ以上のパルスレーザを照射することが好ましい。
　この場合、硬質被膜の上から、パルス幅が１０ｆｓ（フェムト秒）以上の短パルスレーザをレーザ照射するので、パルス幅が短くなり過ぎることが抑制されて、ワークに衝撃がかかる時間が確保される。このため、レーザ照射による衝撃がワーク深部まで安定して到達する。硬質被膜のみならず工具基体の表面領域にまで、安定して高い圧縮残留応力を付与することができる。
　上記切削工具の製造方法において、前記レーザピーニング工程では、前記硬質被膜および前記工具基体の圧縮残留応力に、前記切れ刃に平行な方向と、前記切れ刃と直交する方向とで異方性を付与することが好ましい。
　上記切削工具の製造方法において、前記レーザピーニング工程では、前記切れ刃と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔と、前記切れ刃と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔とを、互いに異ならせることが好ましい。
　この場合、硬質被膜および工具基体の圧縮残留応力に、異方性を付与することができる。すなわち、切れ刃と平行な方向の圧縮残留応力値と、切れ刃と直交する方向の圧縮残留応力値とに、所定以上の差を設けることができる。例えば上記構成と異なり、切れ刃と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔と、切れ刃と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔とを、互いに同じ値かつ狭ピッチとして、圧縮残留応力値を全体的に高めた場合（等方性を付与した場合）と比べて、本発明の上記構成によれば、硬質被膜の破損を抑制でき、かつ、切削の種類や被削材等に応じて、切れ刃に必要な耐欠損性能を効率よく付与できる。
　具体的に、切れ刃と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔を、切れ刃と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔よりも小さくすることで、切れ刃と平行な方向の圧縮残留応力を、切れ刃と直交する方向の圧縮残留応力よりも高める（残留応力の絶対値を大きくする）ことができる。この場合、例えば、いわゆる熱亀裂が切れ刃と直交する方向に進展することを抑制できる。
　また、切れ刃と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔を、切れ刃と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔よりも小さくすることで、切れ刃と直交する方向の圧縮残留応力を、切れ刃と平行な方向の圧縮残留応力よりも高めることができる。この場合、例えば、いわゆる断続亀裂が切れ刃と平行な方向に進展することを抑制できる。
　上記切削工具の製造方法において、前記レーザピーニング工程では、前記硬質被膜上に照射するパルスレーザのスポット直径を、１０μｍ以上２００μｍ以下とすることが好ましい。
　上記スポット直径が１０μｍ以上であれば、レーザ照射中に局所的な硬質被膜の損傷や剥離が発生しにくくなる。上記スポット直径が２００μｍ以下であれば、硬質被膜および工具基体表面に付与される圧縮残留応力の値が低下するのを抑制できる。なお、上記スポット直径を２０μｍ以上１００μｍ以下とすることで、上述の効果をより顕著なものとすることができ、より望ましい。
　上記切削工具の製造方法において、前記レーザピーニング工程では、前記切れ刃と平行な方向にパルスレーザを走査させる方法、または、前記切れ刃と直交する方向にパルスレーザを走査させる方法の２通りがあるが、品質の面からは、前記切れ刃と直交する方向にパルスレーザを走査させることが好ましい。
　例えば、切れ刃と平行な方向にパルスレーザを走査させる場合と比べて、本発明の上記構成によれば、硬質被膜の損傷が抑制される場合が見られ、より高い圧縮残留応力を付与することが出来る。なお硬質被膜の損傷をより抑えるには、切れ刃と直交する方向のうち、切れ刃と離れた位置つまりすくい面側から切れ刃へ向けて、切れ刃に接近する方向にパルスレーザを走査させることが好ましい。
　本発明の一つの態様の切削工具の製造方法によれば、硬質被膜および工具基体に安定して高い圧縮残留応力を付与することができ、これにより切れ刃の耐欠損性を向上できる。
図１は、本実施形態の切削工具を示す斜視図であり、レーザピーニング工程を説明する図である。 図２は、本実施形態の切削工具の切れ刃近傍を拡大して示す断面図である。 図３は、本実施形態の切削工具の切れ刃の直線刃部近傍を拡大して示す上面図であり、レーザピーニング工程を説明する図である。 図４は、本実施形態の切削工具の切れ刃のコーナ刃部近傍を拡大して示す上面図であり、レーザピーニング工程を説明する図である。 図５は、本実施形態の変形例のレーザピーニング工程を説明する斜視図である。 図６は、本実施形態の変形例のレーザピーニング工程を説明する部分上面図である。 図７は、実施例におけるレーザピーニング工程のピークパワー密度と、工具基体に付与された残留応力との関係を示すグラフである。 図８は、実施例におけるレーザピーニング工程のピークパワー密度と、硬質被膜に付与された残留応力との関係を示すグラフである。
　本発明の一実施形態の切削工具１０、および切削工具１０の製造方法について、図面を参照して説明する。本実施形態の切削工具１０は、切削インサートである。本実施形態の切削工具１０は、例えば、被削材に旋削加工を施す刃先交換式バイトに用いられる。
　図１に示すように、本実施形態の切削工具１０は、板状である。具体的に、切削工具１０は多角形板状であり、図示の例では四角形板状である。なお切削工具１０は、四角形板状以外の多角形板状や円板状等であってもよい。
　本実施形態では、切削工具１０の中心軸Ｃが延びる方向、つまり中心軸Ｃと平行な方向を、軸方向と呼ぶ。切削工具１０の平面視において、中心軸Ｃは、切削工具１０の中心に位置する。中心軸Ｃは、切削工具１０の厚さ方向に沿って延びる。
　中心軸Ｃと直交する方向を径方向と呼ぶ。径方向のうち、中心軸Ｃに近づく向きを径方向内側と呼び、中心軸Ｃから離れる向きを径方向外側と呼ぶ。
　中心軸Ｃ回りに周回する方向を周方向と呼ぶ。
　図２に示すように、本実施形態の切削工具１０は、焼結合金製の工具基体１と、工具基体１の外面上に配置され、炭化物、窒化物、および炭窒化物のいずれか、あるいはこれらの複合化合物により構成される層（後述する第１層２ａ）を有する硬質被膜２と、工具基体１の稜線部に形成され、硬質被膜２のうち稜線部に位置する部分を含む切れ刃３と、を備える。つまり本実施形態の切削工具１０は、工具基体１上に硬質被膜２をコーティングした切削インサートである。図１に示すように、切削工具１０は、一対の板面１０ａ，１０ｂと、外周面１０ｃと、貫通孔１０ｄと、を備える。
　一対の板面１０ａ，１０ｂは、多角形状であり、中心軸Ｃの軸方向を向く。本実施形態では、一対の板面１０ａ，１０ｂがそれぞれ四角形状である。一対の板面１０ａ，１０ｂは、一方の板面（表面）１０ａと、他方の板面（裏面）１０ｂと、を有する。一方の板面１０ａと他方の板面１０ｂとは、軸方向に互いに離れて配置され、軸方向において互いに反対側を向く。
　本実施形態では、軸方向のうち、他方の板面１０ｂから一方の板面１０ａへ向かう方向を軸方向一方側と呼び、一方の板面１０ａから他方の板面１０ｂへ向かう方向を軸方向他方側と呼ぶ。
　一対の板面１０ａ，１０ｂのうち、少なくとも一方の板面１０ａは、板面１０ａの一部（コーナ部等）が切削加工時に図示しない被削材と対向する。
　一対の板面１０ａ，１０ｂのうち、少なくとも一方の板面１０ａは、すくい面５を有する。すくい面５は、板面１０ａの少なくとも一部を構成する。本実施形態ではすくい面５が、板面１０ａの周縁部に位置する４つのコーナ部のうち、少なくとも２つのコーナ部にそれぞれ配置される。上記２つのコーナ部は、中心軸Ｃを中心として互いに１８０°回転対称となる位置に配置される。
　図２に示すように、すくい面５は、ランド部５ａと、傾斜部５ｂと、を有する。
　ランド部５ａは、すくい面５のうち、切れ刃３と接続される部分である。ランド部５ａは、切れ刃３の径方向内側に配置される。本実施形態ではランド部５ａが、切れ刃３から径方向内側へ向かうに従い軸方向他方側へ向けて傾斜する傾斜面である。なおランド部５ａは、中心軸Ｃと垂直な方向に拡がる平面状でもよい。
　傾斜部５ｂは、すくい面５のうち、ランド部５ａの径方向内側に位置する部分である。傾斜部５ｂは、ランド部５ａの径方向内端部と接続される。傾斜部５ｂは、ランド部５ａから径方向内側へ向かうに従い軸方向他方側へ向けて傾斜する傾斜面である。傾斜部５ｂの径方向に沿う単位長さあたりの軸方向へ向けた変位量は、ランド部５ａの径方向に沿う単位長さあたりの軸方向へ向けた変位量よりも大きい。すなわち、中心軸Ｃと垂直な図示しない仮想平面に対する傾斜部５ｂの傾きは、前記仮想平面に対するランド部５ａの傾きよりも大きい。
　図１に示すように、外周面１０ｃは、一対の板面１０ａ，１０ｂと接続され、径方向外側を向く。外周面１０ｃは、軸方向の両端部が一対の板面１０ａ，１０ｂと接続される。具体的に、外周面１０ｃのうち軸方向一方側の端部は、一方の板面１０ａと接続される。外周面１０ｃのうち軸方向他方側の端部は、他方の板面１０ｂと接続される。外周面１０ｃは、切削工具１０の周方向全域にわたって延びる。
　外周面１０ｃは、逃げ面６を有する。逃げ面６は、外周面１０ｃの少なくとも一部を構成する。逃げ面６は、外周面１０ｃのうち各すくい面５と隣接する部分にそれぞれ配置される。
　貫通孔１０ｄは、切削工具１０を軸方向に貫通する。貫通孔１０ｄは、一対の板面１０ａ，１０ｂに開口し、軸方向に延びる。貫通孔１０ｄの中心軸は、中心軸Ｃと同軸に配置される。図示の例では、貫通孔１０ｄが円孔状である。貫通孔１０ｄには、例えば、図示しないクランプネジ等が挿入される。
　切れ刃３は、すくい面５と逃げ面６とが接続される稜線部、つまりすくい面５と逃げ面６との交差稜線部に形成される。本実施形態では切れ刃３が、板面１０ａの周縁部に位置する４つのコーナ部のうち、少なくとも２つのコーナ部にそれぞれ配置される。図２に示すように、本実施形態では切れ刃３が、丸ホーニングを有する。なお切れ刃３は、チャンファホーニングを有していてもよい。
　図１および図４に示すように、切れ刃３は、コーナ刃部３ａと、一対の直線刃部３ｂと、を有する。コーナ刃部３ａは、径方向外側に向けて突出する凸曲線状である。直線刃部３ｂは、直線状であり、コーナ刃部３ａと接続される。本実施形態では、コーナ刃部３ａの刃長方向の両端部に、一対の直線刃部３ｂが接続される。なお刃長方向とは、切れ刃３が延びる方向であり、具体的には切れ刃３の各刃部３ａ，３ｂが延びる方向である。コーナ刃部３ａおよび一対の直線刃部３ｂは、軸方向から見て、全体に略Ｖ字状である。
　切れ刃３は、工具基体１の稜線部（交差稜線部）と、硬質被膜２のうち前記稜線部にコーティングされる部分と、により構成される。
　図１に示すように、工具基体１は、上述した切削工具１０の形状と同じ形状を有する。工具基体１は、周期律表の４ａ，５ａ，６ａ族金属の炭化物、窒化物およびこれらの相互固溶体の中の少なくとも１種の硬質相と、Ｎｉ，ＣｏまたはＮｉ－Ｃｏ合金と、を有する焼結合金製である。工具基体１は、前記硬質相と、Ｎｉ，ＣｏまたはＮｉ－Ｃｏ合金と、を主成分として構成される。本実施形態では工具基体１が、ＷＣ基の超硬合金製である。なお工具基体１は、例えばＴｉＣ基またはＴｉ（Ｃ，Ｎ）基等のサーメット製でもよい。
　後述するレーザピーニング工程を経ることにより、工具基体１の表面領域の残留応力は、例えば－１０００ＭＰａ以下、好ましくは－１５００ＭＰａ以下とされる。工具基体１の表面領域（表層）は、工具基体１の表面から少なくとも深さ１μｍまでの領域としてもよい。
　図２に示すように、硬質被膜２は、化学蒸着法または物理蒸着法により、工具基体１の外面のうち少なくとも一部に成膜される。硬質被膜２は、工具基体１の外面のうち、少なくとも切れ刃３を含む領域に配置される。本実施形態では硬質被膜２が、少なくとも切れ刃３、すくい面５および逃げ面６に配置される。なお硬質被膜２は、工具基体１の外面全体に成膜されていてもよい。
　硬質被膜２の膜厚は、全体として例えば１μｍ以上３０μｍ以下である。硬質被膜２は、単層または複数層で構成される。本実施形態では硬質被膜２が、工具基体１の外面に積層される複数の層により構成される。硬質被膜２は、工具基体１の外面上に位置する第１層２ａと、第１層２ａ上に位置する第２層２ｂと、を有する。なお硬質被膜２は、第２層２ｂ上に位置する図示しない第３層を有していてもよい。また硬質被膜２は、４つ以上の層により構成されてもよい。硬質被膜２が有する複数の層のうち、最も厚さが厚い層は、第１層２ａである。硬質被膜２が単層の場合、硬質被膜２は、第１層２ａを有する。つまり硬質被膜２は、少なくとも第１層（層）２ａを有する。第１層２ａの膜厚は、例えば１μｍ以上２０μｍ以下である。
　後述するレーザピーニング工程を経ることにより、硬質被膜２の残留応力、具体的には第１層２ａの残留応力は、０ＭＰａ以下（つまり圧縮残留応力が付与）、好ましくは－１０００ＭＰａ以下とされる。
　第１層２ａは、工具基体１の外面上に、直接的にまたは図示しない中間層を挟んで間接的に、配置される。第１層２ａは、炭化物、窒化物、および炭窒化物のいずれか、あるいはこれらの複合化合物により構成される。第１層２ａは、例えばＴｉＣＮ層等である。後述するレーザピーニング工程が施されたＴｉＣＮ層によって、切れ刃３の耐欠損性が向上する。
　第２層２ｂは、第１層２ａの外面上に、直接的にまたは図示しない中間層を挟んで間接的に、配置される。第２層２ｂは、周期律表の４ａ，５ａ，６ａ族金属の炭化物、窒化物、炭窒化物、酸化物、硼化物、Ｓｉの炭化物、窒化物、炭窒化物、Ａｌの酸化物、窒化物、およびこれらの相互固溶体、ダイヤモンド、立方晶窒化ホウ素などにより構成される。なお、第２層２ｂは、硬質被膜２の第１層２ａの膜種によっては限定されないため、ここでは一般に切削工具の硬質被膜として用いられるものを列挙した。第２層２ｂは、例えばＡｌ２Ｏ３層やＴｉＮ層等である。また、第２層２ｂがＡｌ２Ｏ３層であり、図示しない第３層がＴｉＮ層であってもよい。Ａｌ２Ｏ３層が設けられることによって、すくい面５および切れ刃３の耐熱性および耐摩耗性が向上する。ＴｉＮ層が設けられることによって、切削工具１０の外観上の美観が高められ、また、切削工具１０が使用に供されたか否か、つまり使用済みか未使用かの識別性を容易に付与することができる。
　図２に示す例では、第２層２ｂのうち後述するパルスレーザＬが照射された部分が消失している。パルスレーザＬは、傾斜部５ｂの径方向外端部、ランド部５ａおよび切れ刃３にわたって照射される。このため第２層２ｂは、傾斜部５ｂの径方向外端部、ランド部５ａおよび切れ刃３以外の部分に配置される。なお第２層２ｂは、パルスレーザＬ照射後において、傾斜部５ｂの径方向外端部、ランド部５ａおよび切れ刃３に残存していてもよい。
　次に、切削工具１０の製造方法について説明する。
　本実施形態の切削工具１０の製造方法は、焼結工程と、成膜工程と、レーザピーニング工程と、を含む。
　焼結工程では、工具基体１の形状とされた圧粉体、つまり工具基体１の製造過程において圧粉成形される中間成形体を、焼結する。本実施形態では、圧粉体は板状であり、具体的には多角形板状である。
　成膜工程では、焼結した工具基体１の外面上に、炭化物、窒化物、および炭窒化物のいずれか、あるいはこれらの複合化合物により構成される層を有する硬質被膜２を成膜する。つまり成膜工程では、工具基体１の外面上に、少なくとも第１層２ａを有する硬質被膜２を成膜する。本実施形態では、工具基体１の外面上に、直接的にまたは図示しない中間層を挟んで間接的に、第１層２ａを成膜し、第１層２ａ上に、直接的にまたは図示しない中間層を挟んで間接的に、第２層２ｂを成膜する。なお特に図示しないが、第２層２ｂ上に、直接的にまたは中間層を挟んで間接的に、第３層を成膜してもよい。また、第１層２ａ、第２層２ｂおよび第３層を含む４つ以上の層で構成される硬質被膜２を成膜してもよい。
　図１に示すように、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に、パルス幅が１００ｐｓ（ピコ秒）以下のパルスレーザＬを照射する。好ましくは、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に、パルス幅が１０ｐｓ以下のパルスレーザＬを照射する。より望ましくは、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に、パルス幅が２ｐｓ以下のパルスレーザＬを照射する。
　また好ましくは、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に、パルス幅が１０ｆｓ（フェムト秒）以上のパルスレーザＬを照射する。より望ましくは、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に、パルス幅が５００ｆｓ以上のパルスレーザＬを照射する。
　上記パルスレーザＬのピークパワー密度は、１ＴＷ（テラワット）／ｃｍ２以上が好ましく、より好ましくは５ＴＷ／ｃｍ２以上であり、さらに望ましくは、２０ＴＷ／ｃｍ２以上である。このように、１ＴＷ（テラワット）／ｃｍ２以上で衝撃を与えることで、工具基体１および硬質被膜２に高い圧縮残留応力を安定して付与することができる。また好ましくは、ピークパワー密度は、１０ＰＷ（ペタワット）／ｃｍ２以下である。その理由は、１０ＰＷ（ペタワット）／ｃｍ２を超えたあたりから、大気のブレイクダウンによるプラズマが生じ、レーザビームが遮蔽されてしまうためである。
　図２に示すように、本実施形態では、傾斜部５ｂの径方向外端部、ランド部５ａおよび切れ刃３にわたる範囲Ａに、パルスレーザＬを照射する。具体的には、切れ刃３からすくい面５へ向けた少なくとも１００μｍの範囲Ａに、パルスレーザＬを照射する。なお、本実施形態では、特許文献４（特表２０２０－５２５３０１号公報）のように犠牲皮膜を介して間接的にナノ秒レーザを照射するのではなく、硬質被膜２上に直接的にパルスレーザＬを照射している。つまり本実施形態では、硬質被膜２上に犠牲皮膜を設けない。本実施形態のようなレーザ照射が可能である理由は、１００ｐｓ以下の超短パルスレーザを使っているため、熱によるフィードバック（応力開放）が無いためである。本実施形態では、プロセスが簡便であり、かつ、衝撃波が伝搬しやすいため、効率的に高い圧縮残留応力を付与することができる。
　詳しくは、上記範囲Ａに、図示しないガルバノスキャナとｆθレンズを用いてレーザビームをハッチング走査する。このときの処理雰囲気は、大気中または任意のガス中とする。任意のガスとは、例えば酸化を抑える不活性ガス等である。レーザビームは、パルス幅が１００ｐｓ以下のパルスレーザＬであり、望ましくはピークパワー密度が１ＴＷ／ｃｍ２以上となるよう、パルス幅、パルスエネルギーを適宜変更することで調整したものを用いる。なお、ピークパワー密度は、パルスエネルギー／（パルス幅×スポット面積）で計算される値である。また、パルスレーザＬのワーク（切削工具１０）表面におけるスポット直径は、１０μｍ以上、２００μｍ以下が適切である。すなわちレーザピーニング工程では、硬質被膜２上に照射するパルスレーザＬのスポット直径を、１０μｍ以上２００μｍ以下とすることが好ましい。スポット直径が１０μｍ以上であれば、レーザ照射中に局所的な硬質被膜２の剥離が発生しにくくなる。局所的な硬質被膜２の剥離が発生すると刃先の強度が大幅に低下するため、それを抑制する必要がある。スポット直径が２００μｍ以下であれば、硬質被膜２および工具基体１表面に付与される圧縮残留応力の値が低下するのを抑制できる。なお、上記スポット直径は、２０μｍ以上１００μｍ以下とすることがより望ましい。
　本実施形態において、レーザピーニング工程では、硬質被膜２および工具基体１の圧縮残留応力に、切れ刃３に平行な方向と、切れ刃３と直交する方向とで異方性を付与する。詳しくは、図３に示すように、レーザピーニング工程では、切れ刃３と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｙと、切れ刃３と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｘとを、互いに異ならせる。すなわち、切れ刃３と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｙを、切れ刃３と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｘより小さくしてもよい。また、切れ刃３と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｘを、切れ刃３と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｙより小さくしてもよい。
　またレーザピーニング工程では、切れ刃３と直交する方向にパルスレーザＬを走査させる。具体的に、図３に示すように、パルスレーザＬの走査方向Ｓは、切れ刃３のうち直線刃部３ｂと直交する方向である。また図４に示すように、パルスレーザＬの走査方向Ｓは、切れ刃３のうちコーナ刃部３ａと直交する方向である。
　詳しくは、走査方向Ｓは、切れ刃３と直交する方向のうち、切れ刃３へ接近する方向である。本実施形態では、切れ刃３と直交する方向に沿って、傾斜部５ｂの径方向外端部、ランド部５ａおよび切れ刃３の順に、パルスレーザＬを走査させる。すなわち、パルスレーザＬを、切れ刃３と直交する方向のうち、すくい面５上から切れ刃３へ向けて走査させる。
　なお図３に２点鎖線で示す複数の円は、パルスレーザＬのワーク表面におけるスポットＢを表している。これらのスポットＢ同士は、図示するように互いにオーバーラップさせなくてもよいし、互いにオーバーラップさせてもよい。また図３に示すように、スポットＢは、切れ刃３の刃先（端縁）にも位置する。
　以上説明した本実施形態の切削工具１０の製造方法では、工具基体１の外面に硬質被膜２が成膜された切削工具１０に対して、硬質被膜２の上から、パルス幅が１００ｐｓ以下の短パルスレーザを、例えば大気中にてレーザ照射を行う。この処理はいわゆる超短パルスレーザピーニングであり、レーザ照射したワーク（切削工具１０）の表面を若干加工することで発生するプラズマが爆発的に拡散する際の、力学的な反作用によりワークに衝撃波を発生させ、塑性変形や転位などの結晶欠陥を付与することで、ワーク表面に圧縮残留応力を付与する手法である。本実施形態では、レーザピーニングを上記レーザ条件で行うことで、硬質被膜２や工具基体１に垂直クラックが発生することを抑制しつつ、安定して圧縮残留応力を付与できる。また、パルス幅を１００ｐｓ以下にすることで、レーザ照射による熱影響が顕著に抑えられるため、ピークパワー密度、すなわち衝撃波のエネルギを大きくすることができる。これにより、例えば、硬質被膜２の耐欠損性に寄与する層である第１層２ａに０以下、工具基体１の表面領域のＷＣ粒子に－１０００ＭＰａ以下の残留応力つまり圧縮残留応力を付与できる。
　このように本実施形態によれば、特別な上記レーザ条件のレーザピーニング工程により、硬質被膜２および工具基体１の両方に、垂直クラックの発生を抑制しながら高い圧縮残留応力を付与することができ、これにより切れ刃３の耐欠損性を向上できる。切削の加工精度が良好に維持され、かつ工具寿命が延長する。
　また、安定して圧縮残留応力を付与できるため、切削工具１０の品質のばらつきが抑えられる。また、大気中でレーザ照射を行うことができ、その前後処理工程を特に必要としないため、一般に知られるウェットブラスト等の応力制御技術に比べて、本実施形態では処理が簡単かつ高速に行え、生産性が向上する。
　また本実施形態において、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に、パルス幅が１０ｐｓ以下のパルスレーザＬを照射することが好ましい。
　この場合、例えば、硬質被膜２に対して－１０００ＭＰａ以下、工具基体１の表面領域に対して－１５００ＭＰａ以下の残留応力、つまりより高い圧縮残留応力を付与することが可能になる。
　なおより好ましくは、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に、パルス幅が２ｐｓ以下のパルスレーザＬを照射する。この場合、例えば、硬質被膜２に対して－１５００ＭＰａ以下、工具基体１の表面領域に対して－２０００ＭＰａ以下の残留応力、つまりより高い圧縮残留応力を付与することが可能になる。
　また本実施形態において、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に、パルス幅が１０ｆｓ以上のパルスレーザＬを照射することが好ましい。
　この場合、パルスレーザＬのパルス幅が短くなり過ぎることが抑制されて、ワークに衝撃がかかる時間が確保される。このため、レーザ照射による衝撃がワーク深部まで、すなわち硬質被膜２直下の工具基体１の表面領域にまで、安定して到達する。硬質被膜２および工具基体１の両方に対して、安定して高い圧縮残留応力を付与することができる。なおより好ましくは、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に、パルス幅が５００ｆｓ以上のパルスレーザＬを照射する。これにより上述の効果がより顕著となる。
　また本実施形態において、レーザピーニング工程では、硬質被膜２および工具基体１の圧縮残留応力に、切れ刃３に平行な方向と、切れ刃３と直交する方向とで異方性を付与する。具体的に、本実施形態においてレーザピーニング工程では、切れ刃３と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｙと、切れ刃３と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｘとを、互いに異ならせている。
　この場合、硬質被膜２および工具基体１の圧縮残留応力に、異方性を付与することができる。すなわち、切れ刃３と平行な方向の圧縮残留応力値と、切れ刃３と直交する方向の圧縮残留応力値とに、所定以上の差を設けることができる。例えば上記構成と異なり、切れ刃３と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｙと、切れ刃３と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｘとを、互いに同じ値かつ狭ピッチとして、圧縮残留応力値を全体的に高めた場合（等方性を付与した場合）と比べて、本実施形態の上記構成によれば、硬質被膜２の破損を抑制でき、かつ、切削の種類や被削材等に応じて、切れ刃３に必要な耐欠損性能を効率よく付与できる。
　具体的に、切れ刃３と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｙを、切れ刃３と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｘよりも小さくすることで、切れ刃３と平行な方向の圧縮残留応力を、切れ刃３と直交する方向の圧縮残留応力よりも高める（残留応力の絶対値を大きくする）ことができる。この場合、例えば、いわゆる熱亀裂が切れ刃３と直交する方向に進展することを抑制できる。
　また、切れ刃３と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｘを、切れ刃３と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｙよりも小さくすることで、切れ刃３と直交する方向の圧縮残留応力を、切れ刃３と平行な方向の圧縮残留応力よりも高めることができる。この場合、例えば、いわゆる断続亀裂が切れ刃３と平行な方向に進展することを抑制できる。
　また本実施形態において、レーザピーニング工程では、硬質被膜２上に照射するパルスレーザＬのスポット直径を、１０μｍ以上２００μｍ以下とすることが好ましい。
　上記スポット直径が１０μｍ以上であれば、レーザ照射中に局所的な硬質被膜２の損傷や剥離が発生しにくくなる。上記スポット直径が２００μｍ以下であれば、硬質被膜２および工具基体１表面に付与される圧縮残留応力の値が低下するのを抑制できる。なお、上記スポット直径を２０μｍ以上１００μｍ以下とすることで、上述の効果をより顕著なものとすることができ、より望ましい。
　また本実施形態において、レーザピーニング工程では、走査方向Ｓすなわち切れ刃３と直交する方向に、パルスレーザＬを走査させている。
　例えば、切れ刃３と平行な方向にパルスレーザＬを走査させる場合と比べて、本実施形態の上記構成によれば、硬質被膜２の損傷が抑制される。なお硬質被膜２の損傷をより抑えるには、切れ刃３と直交する方向のうち、切れ刃３と離れた位置つまりすくい面５側から切れ刃３へ向けて、切れ刃３に接近する方向にパルスレーザＬを走査させることが好ましい。
　なお、本発明は前述の実施形態に限定されず、例えば下記に説明するように、本発明の趣旨を逸脱しない範囲において構成の変更等が可能である。
　前述の実施形態では、レーザピーニング工程において、切れ刃３と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｙと、切れ刃３と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｘとを、互いに異ならせることにより、圧縮残留応力に異方性を付与している。ただしこれに限らず、例えば、パルスレーザ照射点間隔Ｄｙ，Ｄｘを、互いに同じ値（一定）とし、ピークパワー密度を、切れ刃３と直交する方向、つまりパルスレーザＬの走査方向Ｓにおいて変化させたり、切れ刃３と平行な方向、つまりパルスレーザＬの走査方向Ｓと直交する方向において（例えば所定の走査単位毎に）変化させたりすることにより、圧縮残留応力に異方性を付与してもよい。
　図５および図６は、前述の実施形態の変形例のレーザピーニング工程を説明する図である。この変形例では、レーザピーニング工程において、切れ刃３と平行な方向にパルスレーザＬを走査させる。具体的に、パルスレーザＬの走査方向Ｓは、直線刃部３ｂおよびコーナ刃部３ａと平行な方向である。このように切れ刃３に沿ったレーザ走査であっても、例えばパルスレーザ照射点間隔Ｄｙ，Ｄｘの比率を変えるなどにより、圧縮残留応力の異方性を付与することができる。なお特に図示しないが、切削工具１０のノーズ部分（コーナ部）では、コーナ刃部３ａに沿って曲線状にレーザ走査する。このとき、カーブのため走査速度が遅くなるが、走査速度に合わせてパルスレーザＬの照射タイミングを制御し、均一な密度でレーザ照射できるように制御することが好ましい。
　この変形例の場合、切れ刃３に沿ったスキャンであるため、レーザピーニング処理を高速で行うことができ、切削工具１０の生産効率がよい。また図６に示すように、切れ刃３の刃先にスポットＢを配列することが容易であり、刃先近傍の圧縮残留応力を均等化しやすい。
　前述の実施形態では、切削工具１０が刃先交換式バイトに用いられる例を挙げたが、これに限らない。切削工具１０は、例えば、被削材に転削加工を施す刃先交換式ドリルや刃先交換式エンドミル等に用いられてもよい。
　また、切削工具１０が切削インサートである例を挙げたが、これに限らない。切削工具１０は、例えばソリッドタイプのドリル、エンドミル、リーマおよびそれ以外の切削工具であってもよい。
　その他、本発明の趣旨から逸脱しない範囲において、前述の実施形態、変形例およびなお書き等で説明した各構成（構成要素）を組み合わせてもよく、また、構成の付加、省略、置換、その他の変更が可能である。また本発明は、前述した実施形態によって限定されず、特許請求の範囲によってのみ限定される。
　以下、本発明を実施例により具体的に説明する。ただし本発明はこの実施例に限定されない。
　本発明の実施例および比較例として、前述の実施形態で説明した切削工具１０つまり切削インサートのレーザ未処理品を、複数用意した。具体的に、これらの切削工具１０は、ＪＩＳ規格のＣＮＭＧ１２０４０８形状を有する切削インサートである。工具基体１は、Ｃｏ７．５質量％、ＷＣ平均粒径１．５μｍの組成を有するＷＣ超硬合金製である。硬質被膜２は、工具基体１の外面上に、第１層２ａとしてＴｉＣＮ層４μｍ、第２層２ｂとしてＡｌ２Ｏ３層１μｍ、および第３層としてＴｉＮ層０．３μｍを、この順にそれぞれ化学気相成長（ＣＶＤ）法で成膜した。
　この成膜の後工程において、各切削工具１０にレーザ処理つまりレーザピーニング工程を施した。詳しくは、大気中において、切削工具１０のすくい面５上にレーザビームを垂直に、つまり軸方向から照射および走査して、すくい面５および切れ刃３にレーザ処理を行った。なお、実施例および比較例ともに、硬質被膜２上に犠牲皮膜は形成されておらず、硬質被膜２に対して直接レーザ処理を施した。使用したレーザの波長は１０３０ｎｍ、繰り返し周波数は１０ｋＨｚ、ビームプロファイルはガウシアンとし、ワーク表面におけるスポット直径はφ３０μｍとした。
　詳しくは、レーザピークパワー密度と、硬質被膜２の第１層２ａおよび工具基体１の表面領域の各残留応力と、の関係を調べるため、各切削工具１０に対して、互いにレーザ条件が異なるレーザピーニング工程を施した。レーザ条件は、パルスレーザ照射点間隔Ｄｘ，Ｄｙをともに２０μｍに設定し、パルス幅を１０ｆｓ（フェムト秒）から１０ｎｓ（ナノ秒）、パルスエネルギーを０．４ｍＪから２ｍＪまでの範囲で調整し、ピークパワー密度を４１ＧＷ（ギガワット）／ｃｍ２から５．６６ＰＷ（ペタワット）／ｃｍ２の範囲で変えた。
　上記レーザ条件のうち、パルス幅が１００ｐｓ以下（かつピークパワー密度が１ＴＷ／ｃｍ２以上）のパルスレーザを照射した切削工具１０が、本発明の実施例１～１０であり、それ以外のレーザ条件でレーザ照射した切削工具が、比較例１～４である。なお、レーザ照射を行わない未処理品の切削工具を、比較例５とした。
　各切削工具１０の残留応力の測定は、下記のように行った。工具基体１および硬質被膜２（第１層２ａ）の残留応力は、パルステック社製のＸ線残留応力測定装置を使用し、ｃｏｓα法を用いて測定した。Ｘ線源にはＣｕ管球を使用し、２θ＝１５４°付近にあるＷＣ（１１３）回折ピーク、および２θ＝１３３°付近にあるＴｉＣＮ（４３１）回折ピークを用いて、それぞれの残留応力を測定した。Ｘ線遮蔽板を用いて切れ刃３の刃先先端から幅０．３ｍｍのみを露出させ、レーザ処理部のみの応力値になるように測定を行った。
　レーザ条件と、測定した残留応力値との関係を、下記表１、図７および図８に示す。なお図７は、レーザピーニング工程のピークパワー密度（横軸）と、ＷＣつまり工具基体１に付与された残留応力値（縦軸）との関係を示すグラフである。図８は、レーザピーニング工程のピークパワー密度（横軸）と、ＴｉＣＮつまり硬質被膜２の第１層２ａに付与された残留応力値（縦軸）との関係を示すグラフである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　なお表１の判定の基準は、下記の通りである。
　Ａ：ＴｉＣＮ（硬質被膜）の残留応力が－１５００ＭＰａ以下、かつＷＣ（工具基体）の残留応力が－２０００ＭＰａ以下であり、圧縮残留応力を高める効果が特に顕著に得られたもの。
　Ｂ：ＴｉＣＮ（硬質被膜）の残留応力が－１０００ＭＰａ以下、かつＷＣ（工具基体）の残留応力が－１５００ＭＰａ以下であり、圧縮残留応力を高める効果が顕著に得られたもの。
　Ｃ：ＴｉＣＮ（硬質被膜）の残留応力が０ＭＰａ以下、かつＷＣ（工具基体）の残留応力が－１０００ＭＰａ以下であり、圧縮残留応力を高める効果が顕著に得られたもの。 
　Ｄ：Ｃの基準に満たず、圧縮残留応力を高める効果が顕著に表れていないもの。具体的には、ＴｉＣＮ（硬質被膜）の残留応力が０ＭＰａを超え、かつＷＣ（工具基体）の残留応力が－１０００ＭＰａを超えるもの。
　表１に示されるように、実施例１～１０は、Ａ判定、Ｂ判定またはＣ判定となり、圧縮残留応力が顕著に高められた。具体的に、実施例１～８はＡ判定またはＢ判定となり、より顕著な効果が得られることが確認され、その中でも、実施例４～６は、Ａ判定となり、圧縮残留応力が特に顕著に高められることがわかった。なお、実施例１～３は、ＴｉＣＮ（硬質被膜）の残留応力が－２０００ＭＰａにまで達したものの、ＷＣ（工具基体）の残留応力は－２０００ＭＰａにまで達しなかった。この理由は、パルス幅が所定値以下にまで小さくなると、ワークに衝撃がかかる時間が短くなり、衝撃がワーク深部まで十分に達しなかったためと考えられる。
　一方、比較例１～４は、Ｄ判定となった。なお比較例３、４の、パルス幅が１ｎｓ以上のレーザ条件では、ＷＣ（工具基体）に圧縮残留応力を付与することはできなかった。この理由は、熱影響によるものと考えられる。
　次に、パルスレーザ照射点間隔Ｄｘ，Ｄｙと、圧縮残留応力の異方性との関係を調べるため、各切削工具１０に対して、互いにレーザ条件が異なるレーザピーニング工程を施した。レーザ条件は、切れ刃３と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｙをすべて１５μｍとし、切れ刃３と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔Ｄｘについては、２５μｍ、３５μｍ、５０μｍと切削工具１０毎に変えて、実施例１１～１３とした。上記以外のレーザ条件については、前述の実施例５と同じ設定とした。
　各切削工具１０の残留応力の測定は、前述した測定方法と同様である。そして、Ｘ線入射方向をｘ方向（切れ刃３と直交する方向）、ｙ方向（切れ刃３と平行な方向）に変化させることで、残留応力値σｘ，σｙをそれぞれ測定した。結果を下記表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２に示されるように、実施例１１～１３はそれぞれ、ＴｉＣＮ（硬質被膜）のｘ方向の残留応力とｙ方向の残留応力との間に差が設けられており、また、ＷＣ（工具基体）のｘ方向の残留応力とｙ方向の残留応力との間に差が設けられている。すなわち、実施例１１～１３は、圧縮残留応力に異方性が付与されたことが確認された。なお、パルスレーザ照射点間隔Ｄｘ，Ｄｙ同士の差が大きくなるに従い、異方性がより顕著となる傾向がある。例えば実施例１３については、ＷＣ（工具基体）のｘ方向の残留応力とｙ方向の残留応力との間に、１０００ＭＰａを超える差を設けることができた。
　本発明の切削工具の製造方法によれば、硬質被膜および工具基体に安定して高い圧縮残留応力を付与することができ、これにより切れ刃の耐欠損性を向上できる。したがって、産業上の利用可能性を有する。
　１…工具基体、２…硬質被膜、２ａ…第１層（層）、３…切れ刃、１０…切削工具、Ｂ…スポット、Ｄｘ，Ｄｙ…パルスレーザ照射点間隔、Ｌ…パルスレーザ、Ｓ…走査方向

Claims (5)

  1. 　焼結合金製の工具基体と、前記工具基体の外面上に配置され、炭化物、窒化物、および炭窒化物のいずれか、あるいはこれらの複合化合物により構成される層を少なくとも有する硬質被膜と、前記工具基体の稜線部に形成され、前記硬質被膜のうち前記稜線部に位置する部分を含む切れ刃と、を備える切削工具の製造方法であって、
    　前記硬質被膜上に、パルス幅が１００ｐｓ以下のパルスレーザを直接照射することで、前記硬質被膜および前記工具基体の表面領域に圧縮残留応力を付与するレーザピーニング工程を含む、
    　切削工具の製造方法。
  2. 　前記レーザピーニング工程では、前記硬質被膜上に、パルス幅が１０ｐｓ以下のパルスレーザを照射する、
    　請求項１に記載の切削工具の製造方法。
  3. 　前記レーザピーニング工程では、前記硬質被膜上に、パルス幅が１０ｆｓ以上のパルスレーザを照射する、
    　請求項１または２に記載の切削工具の製造方法。
  4. 　前記レーザピーニング工程では、前記硬質被膜および前記工具基体の圧縮残留応力に、前記切れ刃に平行な方向と、前記切れ刃と直交する方向とで異方性を付与する、
    　請求項１から３のいずれか１項に記載の切削工具の製造方法。
  5. 　前記レーザピーニング工程では、前記切れ刃と平行な方向のパルスレーザ照射点間隔と、前記切れ刃と直交する方向のパルスレーザ照射点間隔とを、互いに異ならせる、
    　請求項１から４のいずれか１項に記載の切削工具の製造方法。
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