表面被覆切削工具
【課題】高硬度鋼の高速重切削加工条件下において、硬質被覆層がすぐれた密着性と潤滑性と耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具を提供する。
【解決手段】ＷＣ基超硬合金またはＴｉＣＮ基サーメットで構成された工具基体の表面に、硬質被覆層として、薄層Ａ：（ＡｌＣｒ）Ｎ層または（ＡｌＣｒＭ）Ｎ層と薄層Ｂ：立方晶構造のＮｂＮと六方晶構造のＮｂＮの混合組織からなり、かつ、該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を調査したとき、立方晶構造のＮｂＮの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、また、六方晶構造のＮｂＮの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈとした場合、０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０を満足する回折ピーク強度比を有する層との交互積層構造からなる層を形成した表面被覆切削工具。
【解決手段】ＷＣ基超硬合金またはＴｉＣＮ基サーメットで構成された工具基体の表面に、硬質被覆層として、薄層Ａ：（ＡｌＣｒ）Ｎ層または（ＡｌＣｒＭ）Ｎ層と薄層Ｂ：立方晶構造のＮｂＮと六方晶構造のＮｂＮの混合組織からなり、かつ、該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を調査したとき、立方晶構造のＮｂＮの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、また、六方晶構造のＮｂＮの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈとした場合、０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０を満足する回折ピーク強度比を有する層との交互積層構造からなる層を形成した表面被覆切削工具。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材を、高熱発生を伴い、かつ、切刃に高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件で加工した場合にも、硬質被覆層がすぐれた靭性と潤滑性とを有し、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具（以下、被覆工具という）に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
一般に、被覆工具には、各種の鋼や鋳鉄などの被削材の旋削加工や平削り加工にバイトの先端部に着脱自在に取り付けて用いられるスローアウエイチップ、被削材の穴あけ切削加工などに用いられるドリルやミニチュアドリル、さらに被削材の面削加工や溝加工、肩加工などに用いられるソリッドタイプのエンドミルなどがあり、またスローアウエイチップを着脱自在に取り付けてソリッドタイプのエンドミルと同様に切削加工を行うスローアウエイエンドミル工具などが知られている。
【０００３】
具体的な被覆工具としては、例えば、炭化タングステン基（以下、ＷＣ基で示す）超硬合金または炭窒化チタン基（以下、ＴｉＣＮ基で示す）サーメット等で構成された工具基体の表面に硬質皮膜を蒸着形成し、被覆工具の耐摩耗性、工具寿命の改善を図ったものが一般的に知られている。
例えば、特許文献１に示すように、工具基体表面に、ＺｒＮ、ＨｆＮ、ＮｂＮ、ＴａＮ、ＭｏＮ、ＷＮからなる一種以上の固体潤滑膜を形成し、この固体潤滑膜と硬質皮膜との組み合わせにより、耐凝着性を高めた被覆工具が知られている。
また、特許文献２に示すように、工具基体表面に、ｈ− [（Ｖ，Ｃｒ，Ｎｂ，Ｔａ）ａ（Ｔｉ，Ｚｒ，Ｈｆ，Ａｌ，Ｓｉ）１−ａ]（Ｎ，Ｃ，Ｏ，Ｂ）ｂで表した場合、０．５≦ｂ≦１．０でかつ六方晶構造を有する硬質被覆層を形成することにより、耐摩耗性を改善した被覆工具が知られている。
また、特許文献３に示されるように、硬質被覆層をＸ線回折により測定した場合、六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面からの回折ピーク強度と六方晶構造の窒化ニオブの（１１０）面からの回折ピーク強度の合計量「Ｉｈ」と、立方晶構造の窒化ニオブの（２２０）面からの回折ピーク強度「Ｉｃ」との比の値Ｉｈ／Ｉｃを２．０以下とすることにより、Ｔｉ合金の切削加工に適した被覆工具が提供されることが知られている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００１−１７９５３３号公報
【特許文献２】特開２００６−３１２２３５号公報
【特許文献３】国際公開パンフレット ＷＯ２００９／０３５３９６
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
近年の切削加工装置のＦＡ化はめざましく、一方で切削加工に対する省力化および省エネ化、さらに低コスト化の要求は強く、これに伴って切削加工は一段と高効率化する傾向にあるが、前記従来被覆工具においては、これを通常条件での切削加工に用いた場合には問題はないが、これを特に、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材の、高い発熱を伴い、かつ、切刃に高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件で用いた場合には、切削時に発生する高熱によって硬質被覆層が過熱されることにより、高温硬さの低下が生じるとともに、潤滑性が不足し、その結果、耐摩耗性の低下が避けられないことに加えて、硬質被覆層の靭性が十分でないため、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
そこで、本発明者らは、前述のような観点から、高熱を発生し、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高速重切削条件で用いた場合にも、硬質被覆層がすぐれた潤滑性、耐摩耗性および靭性を発揮する被覆工具を開発すべく、前記従来被覆工具に着目し研究を行った結果、以下の知見を得た。
【０００７】
（イ）被覆工具の硬質被覆層を窒化ニオブで構成した場合、窒化ニオブからなる硬質被覆層は、高硬度および高靭性を備え、かつ、化学的安定性にも優れることが一般的に知られているが、高硬度被削材を、高熱発生を伴うとともに切刃に高負荷が作用する高速重切削条件で使用した場合には、その硬度、靭性は十分であるとはいえない。
そこで、本発明者らは、窒化ニオブが有する複数の化合物形態、複数の結晶構造について詳細に検討したところ、特定の結晶構造からなる窒化ニオブが、特定の割合で混合した混合組織からなる窒化ニオブ層は、一段と優れた高温硬さと高靭性を備え、かつ、高温条件下での高硬度被削材との潤滑性に優れることを見出したのである。
【０００８】
（ロ）即ち、窒化ニオブには、その化合物形態、結晶構造として、β−Ｎｂ２Ｎ（六方晶），γ−Ｎｂ４Ｎ３（正方晶），δ−ＮｂＮ（立方晶），δ’−ＮｂＮ（六方晶），ε−ＮｂＮ（六方晶），η−ＮｂＮ（六方晶）などがあるが、アークイオンプレーティングにより窒化ニオブを成膜するにあたり、例えば、窒素圧力を９．３Ｐａとした条件でバイアス電圧を付加し成膜したところ、図２に示すように、バイアス電圧が０〜−６０Ｖでは、立方晶構造の窒化ニオブ（以下、これをｃ−ＮｂＮで示す）が優先的に成膜されるが、バイアス電圧を高くし、−７０Ｖ以上のバイアス電圧範囲で成膜したところ、六方晶構造の窒化ニオブ（以下、これをｈ−ＮｂＮで示す）が優先的に成膜されるようになり、硬質被覆層としては、ｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮの混合組織からなる窒化ニオブが成膜された。
なお、前記成膜したｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮについての結晶構造は、例えば、Ｋα照射によるＸ線回折を行い、その回折ピーク強度位置によって確認することができる。
【０００９】
（ハ）さらに、本発明者らは、バイアス電圧を適正範囲に維持してアークイオンプレーティングで窒化ニオブ層を成膜した場合に、硬質被覆層は所定比率のｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮが存在する混合組織となり、そして、所定比率の混合組織からなる窒化ニオブによって硬質被覆層を構成した場合には、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件において、硬質被覆層がすぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮することを見出したのである。
【００１０】
（ニ）そして、本発明者らは、工具基体の表面に、硬質膜である（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層を薄層Ａとして２〜１００ｎｍの平均層厚で形成し、これの上に、硬質潤滑膜である窒化ニオブ層を薄層Ｂとして形成し、さらにその上に薄層Ａ、薄層Ｂ・・・のようにナノオーダーで交互積層すると、硬質膜である（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層は、すぐれた高温硬さ、高温強度、耐熱性を示し、また、硬質潤滑膜であるＮｂＮ層はすぐれた高硬度および高靭性を示すが、特に、硬質潤滑膜のＮｂＮ層中に含有されるＮｂ成分によって、硬質膜の皮膜靭性が向上することから、高熱発生を伴う切削加工においても、ＮｂＮ層のすぐれた高硬度および高靭性は維持され、したがって、難削材の高速高送り切削加工において、切刃部が高温になったとしても被削材との潤滑性にすぐれ、その結果、切刃部におけるチッピング（微少欠け）の発生が抑制され、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性が発揮されるという新規な知見を得て、かかる知見に基づき、本発明を完成するに至ったものである。
【００１１】
本発明は、前記知見に基づいてなされたものであって、
「（１）炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、硬質被覆層が蒸着形成された表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ａと２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ｂとが交互に積層された０．５〜８μｍの交互積層構造として構成され、かつ、
（ａ）前記薄層Ａは、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ（ここで、αはＣｒの含有割合を示し、原子比で、０．２５≦α≦０．５５である）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、
（ｂ）前記薄層Ｂは、
立方晶構造の窒化ニオブと六方晶構造の窒化ニオブの混合組織として構成され該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を測定したとき、
立方晶構造の窒化ニオブの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、
六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈ、
とした場合、
０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０
を満足する回折ピーク強度比を有し、
（ｃ）前記工具基体直上は、前記薄層Ａであることを特徴とする表面被覆切削工具。
（２）炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ａと２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ｂとが交互に積層された０．５〜８μｍの交互積層構造として構成され、かつ、
前記硬質被覆層が、
（ａ）前記薄層Ａは、
組成式：（Ａｌ１−α−βＣｒαＭβ）Ｎ（ここで、Ｍは、Ｃｒを除く周期律表４ａ，５ａ，６ａ族の元素、Ｓｉ、Ｂ、Ｙのうちから選ばれた１種又は２種以上の添加成分を示し、また、αはＣｒの含有割合、βはＭの含有割合をそれぞれ示し、原子比で、０．２５≦α≦０．５５、０．０１≦β≦０．２５である）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、
（ｂ）前記薄層Ｂは、
立方晶構造の窒化ニオブと六方晶構造の窒化ニオブの混合組織として構成され該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を測定したとき、
立方晶構造の窒化ニオブの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、
六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈ、
とした場合、
０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０
を満足する回折ピーク強度比を有し、
（ｃ）前記工具基体直上は、前記薄層Ａであることを特徴とする表面被覆切削工具。」
に特徴を有するものである。
【００１２】
つぎに、本発明の被覆工具の硬質被覆層について説明する。
【００１３】
（ａ）薄層Ａの組成
薄層Ａを構成する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層の構成成分であるＣｒ成分には硬質被覆層における高温硬さを向上させ、同Ｃｒ成分には高温強度を向上させる作用があり、さらに、Ｍ成分のうちの、Ｃｒを除く周期律表４ａ，５ａ，６ａ族の元素、Ｓｉ、Ｂには硬質被覆層の耐摩耗性を向上させる作用があり、また、Ｙには硬質被覆層の高温耐酸化性を向上させる作用があるが、Ｃｒの割合を示すα値がＡｌとの合量あるいはＡｌとＭの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．２５未満になると、所定の高温硬さを確保することができず、これが耐摩耗性低下の原因となり、一方、Ｃｒの割合を示すα値が同０．５５を越えると、相対的にＡｌの含有割合が減少し、高速高送り切削加工で必要とされる高温硬さを確保することができず、耐摩耗性が低下し、さらに、Ｍ成分の含有割合を示すβ値がＡｌとの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．０１未満では、Ｍ成分を含有させたことによる耐摩耗性、高温耐酸化性等の特性向上が期待できず、一方、同β値が０．２５を超えると、高温強度に低下傾向が現れるようになることから、α値を０．２５〜０．５５、β値を０．０１〜０．２５と定めた。
【００１４】
このような硬質被覆層の薄層Ａは、例えば、図１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装置に基体を装入し、ヒーターで装置内を、例えば、５００℃の温度に加熱した状態で、装置内に所定組成のＡｌ−Ｃｒ合金あるいはＡｌ−Ｃｒ−Ｍ合金からなるカソード電極（蒸発源）を配置し、アノード電極とカソード電極（蒸発源）との間に、例えば、電流：９０Ａの条件でアーク放電を発生させ、同時に装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して、例えば、２Ｐａの反応雰囲気とし、一方、前記基体には、例えば、−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で蒸着することに形成することができる。
（ｂ）薄層Ｂの組成
その後、ｃ−ＮｂＮ（立方晶構造の窒化ニオブ）とｈ−ＮｂＮ（六方晶構造の窒化ニオブ）の混合組織からなる硬質潤滑膜を構成するが、このような混合組織からなる硬質潤滑膜は、例えば、以下の条件のアークイオンプレーティングによって形成することができる。
【００１５】
成膜条件：
カソード電極： 金属Ｎｂ
反応ガス： Ｎ２、
反応ガス圧力： １．０〜３０ Ｐａ、
バイアス電圧： −７０〜−２００ Ｖ、
そして、蒸着形成された前記ｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮの混合組織からなる窒化ニオブ層について、Ｋα照射によるＸ線回折を行い、ｃ−ＮｂＮの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、また、ｈ−ＮｂＮの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈとして、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値を求めると、Ｉｃ／Ｉｈは０．０５〜１．０となる。
図２から明らかなように、この回折ピーク強度Ｉｃ，Ｉｈの値は、前記アークプレーティング法における成膜条件の内のバイアス電圧によって変化し、その結果、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値（即ち、ｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮとの混合比率）も、前記アークプレーティング法におけるバイアス電圧によって大きく影響される。
そして、バイアス電圧が−７０Ｖ未満の場合には、ｃ−ＮｂＮの形成割合が高くｈ−ＮｂＮの形成が少ないため、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈ＞１．０となるが、ｃ−ＮｂＮの混合比率が増加すると硬質被覆層の硬さを低下させ、耐摩耗性が劣化傾向を示すようになる。
一方、バイアス電圧が−２００Ｖを超えると、優先的にｈ−ＮｂＮが形成され、ｃ−ＮｂＮの形成割合が低下するため、回折ピーク強度比が０．０５＞Ｉｃ／Ｉｈとなるが、ｈ−ＮｂＮの混合比率の増加によって硬質被覆層の硬さ、高硬度被削材に対する潤滑性は大となるものの、半面、硬質被覆層の靭性の低下が生じるため、重切削加工においてチッピングが発生しやすくなる。
したがって、本発明では、ｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮとの混合比率を表す回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値を０．０５〜１．０と定めた。
【００１６】
なお、本発明でいう「ｈ−ＮｂＮの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度Ｉｈ」は、図２からも分かるように、２θ≒６１．９°に出現する（１０３）面からのＸ線回折強度と、２θ≒６２．６°に出現する（１１０）面からのＸ線回折強度との合計に相当する値である。
【００１７】
本発明では、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値を０．０５〜１．０の範囲に維持することによって、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材を、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件において切削加工する場合でも、硬質被覆層がすぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮することによって、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を維持することができる。
【００１８】
（ｃ）薄層Ａおよび薄層Ｂの層厚
薄層Ａと薄層Ｂとを交互に積層して構成した複層領域では、それぞれの層が隣接して組成の異なる層を形成することにより、それぞれの層の粒子の成長の粗大化が防止され、粒子の微細化が図られ、膜強度が向上するとともに、この積層構造によってクラックの伝播・進展が防止されることで耐欠損性、耐チッピング性が向上するが、前記薄層Ａおよび薄層Ｂのそれぞれの層厚が２ｎｍ未満では、各薄層を所定組成のものとして明確に形成することが困難であるばかりか、各薄層の有する前記のすぐれた特性を発揮することができず、一方、それぞれの層厚が１００ｎｍを超えると、粒子の粗大化による膜強度の低下により、耐欠損性、耐チッピング性が低下することから、薄層Ａ、薄層Ｂのそれぞれの層厚を、２〜１００ｎｍと定めた。
また、薄層Ａと薄層Ｂとを交互に積層した複層領域は、その領域厚みが０．５μｍ未満では、薄層Ａの備える高硬度を充分発揮して耐摩耗性の向上を図ることができず、一方、その領域厚みが８μｍを超えると、チッピング、欠損を発生しやすくなるので、薄層Ａと薄層Ｂとを交互に積層した複層領域の領域厚みは、０．５〜８μｍであることが望ましい。
【発明の効果】
【００１９】
本発明の被覆工具は、硬質被覆層を、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）層からなる薄層Ａと、立方晶構造の窒化ニオブ（ｃ−ＮｂＮ）と六方晶構造の窒化ニオブ（ｈ−ＮｂＮ）の混合組織を有し、かつ、Ｘ線回折により該混合組織について回折ピーク強度を測定したとき、立方晶構造の窒化ニオブ（ｃ−ＮｂＮ）の（２００）面からの回折ピーク強度Ｉｃと、六方晶構造の窒化ニオブ（ｈ−ＮｂＮ）の（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度Ｉｈとの回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈが、０．０５〜１．０となるような薄層Ｂとが交互に積層された交互積層構造として構成したことにより、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材を、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件において用いた場合でも、硬質被覆層がすぐれた靭性と潤滑性と耐摩耗性を発揮することによって、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を維持するものである。
【図面の簡単な説明】
【００２０】
【図１】被覆工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いたアークイオンプレーティング装置の概略正面図である。
【図２】アークイオンプレーティングにおいて、バイアス電圧とＸ線回折ピーク強度の関係を示す。
【図３】本発明の被覆工具の硬質被覆層の断面模式図である。
【発明を実施するための形態】
【００２１】
つぎに、本発明の被覆工具を実施例により具体的に説明する。
【実施例】
【００２２】
原料粉末として、いずれも１〜３μｍの平均粒径を有するＷＣ粉末、ＴｉＣ粉末、ＺｒＣ粉末、ＶＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ３Ｃ２粉末、ＴｉＮ粉末、ＴａＮ粉末、およびＣｏ粉末を用意し、これら原料粉末を、表１に示される配合組成に配合し、ボールミルで７２時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａ の圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６Ｐａの真空中、温度：１４００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体Ａ１〜Ａ１０を形成した。
【００２３】
また、原料粉末として、いずれも０．５〜２μｍの平均粒径を有するＴｉＣＮ（質量比で、ＴｉＣ／ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ２Ｃ粉末、ＺｒＣ粉末、ＮｂＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＷＣ粉末、Ｃｏ粉末、およびＮｉ粉末を用意し、これら原料粉末を、表２に示される配合組成に配合し、ボールミルで２４時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を２ｋＰａの窒素雰囲気中、温度：１５００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＴｉＣＮ基サーメット製の工具基体Ｂ１〜Ｂ６を形成した。
【００２４】
（ａ）ついで、前記工具基体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１に示されるアークイオンプレーティング装置内の回転テーブル上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、前記回転テーブルを挟んで相対向する両側にカソード電極（蒸発源）を配置し、その一方には、カソード電極（蒸発源）として薄層Ｂ形成用の金属Ｎｂを配置し、対向する他方側のカソード電極（蒸発源）として、表３に示される薄層Ａの目標組成に対応した成分組成をもった薄層Ａ形成用のＡｌ−Ｃｒ合金あるいはＡｌ−Ｃｒ−Ｍ合金を前記回転テーブルを挟んで配置する。
なお、金属Ｎｂからなるカソード電極（蒸発源）は薄層Ｂの蒸着形成に用い、Ａｌ−Ｃｒ合金あるいはＡｌ−Ｃｒ−Ｍ合金からなるカソード電極（蒸発源）は薄層Ａの蒸着形成および工具基体のボンバード洗浄用に用いる。
（ｂ）まず、装置内を排気して０．１Ｐａ以下の真空に保持しながら、ヒーターで装置内を５００℃に加熱した後、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、例えば、Ａｌ−Ｃｒ合金カソード電極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、もって工具基体表面をボンバード洗浄する。
（ｃ）ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して４Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で、６〜４８ｒｐｍの速度で自転しながら、同時に、回転テーブルの回転中心軸の周りに１〜８ｒｐｍの速度で回転（公転）する工具基体に−１００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極のＡｌ−Ｃｒ合金あるいはＡｌ−Ｃｒ−Ｍ合金のいずれかとアノード電極との間に１２０Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、前記工具基体の表面に、表３に示される目標組成、一層目標層厚の硬質膜としての（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層を蒸着形成した後、前記カソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を停止する。
（ｄ）ついで、装置内に反応ガスとして、窒素ガスを導入して表３に示される反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に表３に示される直流バイアス電圧を印加して、カソード電極の金属Ｎｂ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、表３に示される一層目標層厚のｃ−ＮｂＮ（立方晶構造の窒化ニオブ）とｈ−ＮｂＮ（六方晶構造の窒化ニオブ）の混合組織からなる硬質潤滑膜を蒸着形成する。
（ｅ）ついで、前記（ｃ）、（ｄ）を、目標とする硬質被覆層の全体膜厚になるまで交互に繰り返すことにより、図３に示される硬質潤滑膜：ｃ−ＮｂＮ（立方晶構造の窒化ニオブ）とｈ−ＮｂＮ（六方晶構造の窒化ニオブ）の混合組織からなるＮｂＮ層（薄層Ｂ）と硬質膜：（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層（薄層Ａ）との交互積層構造からなる硬質被覆層を有する、ＩＳＯ・ＣＮＭＧ１２０４０８に規定するスローアウエイチップ形状の本発明被覆工具１〜１６（以下、本発明チップ１〜１６という）をそれぞれ製造した。
【００２５】
比較の目的で、前記工具基体Ａ１〜Ａ１０およびＢ１〜Ｂ６のそれぞれを、本発明と同様な方法でＩＳＯ・ＣＮＭＧ１２０４０８に規定するスローアウエイチップ形状の比較例被覆工具１〜１６（以下、比較例チップ１〜１６という）をそれぞれ製造した。
【００２６】
つぎに、本発明チップ１〜１６および比較例チップ１〜１６のそれぞれの硬質被覆層について、Ｋα照射によるＸ線回折を行い、ｃ−ＮｂＮの（２００）面からの回折ピーク強度Ｉｃ、また、ｈ−ＮｂＮの（１０３）面からの回折ピーク強度Ｉｈを求め、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値を算出した。
この算出値を表３、表４に示す。
なお、図２には、比較例チップ１（バイアス電圧−５０Ｖ）、本発明チップ５（バイアス電圧−１００Ｖ）、本発明チップ１０（バイアス電圧−２００Ｖ）、比較例チップ１０（バイアス電圧−３００Ｖ）について測定したＸ線回折チャートを示す。
表３、表４から、本発明チップ１〜１６の回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値は、いずれも０．０５〜１．０の範囲内であるのに対して、比較例チップ１〜２、１１〜１２の回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値は、０．０５〜１．０の範囲内であり、比較例６〜１０、１４〜１６の回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値は、０．０５〜１．０の範囲を外れたものであることが分かる。なお、比較例チップ１〜２、１１〜１２は、薄層Ａを形成せず、ｃ−ＮｂＮ（立方晶構造の窒化ニオブ）とｈ−ＮｂＮ（六方晶構造の窒化ニオブ）の混合組織からなるＮｂＮ層の単層を表４に示される目標膜厚で形成したものである。
【００２７】
つぎに、前記の各種の被覆チップを、いずれも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、本発明チップ１〜１６および比較例チップ１〜１６について、
被削材：ＪＩＳ・ＳＫＤ６１（ＨＲＣ６０）の丸棒、
切削速度： １６０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２ｍｍ、
送り： ０．１９ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５分、
の条件（切削条件Ａ）での焼入れ合金鋼の乾式高速高送り切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、０．１ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４２０（ＨＲＣ６１）の丸棒、
切削速度： ２３０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：０．２７ｍｍ、
送り： ０．１５ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ６分、
の条件（切削条件Ｂ）での浸炭焼入れ合金鋼の乾式高速高切込み切削加工試験（通常の切削速度および切込みは、それぞれ、１７０ｍ／ｍｉｎ．、０．２ｍｍ）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＪ３（ＨＲＣ６０）の丸棒、
切削速度： ２５０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．３ｍｍ、
送り： ０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５分、
の条件（切削条件Ｃ）での焼入れ軸受鋼の乾式高速高送り・高切込み切削加工試験（通常の切削速度、送りおよび切込みは、それぞれ、１８０ｍ／ｍｉｎ．、０．１ｍｍ／ｒｅｖ．、０．２ｍｍ）、
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。この測定結果を表５に示した。
【００２８】
【表１】
【００２９】
【表２】
【００３０】
【表３】
【００３１】
【表４】
【００３２】
【表５】
【００３３】
表３〜５に示される結果から、本発明の被覆工具は、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材を、高熱発生を伴い、かつ、切刃に高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件で加工した場合にも、硬質被覆層がすぐれた靭性と潤滑性と高硬度を有し、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、比較例被覆工具においては、高硬度被削材を高速重切削条件で加工した場合、硬さ、潤滑性、靭性の不足によって、溶着、チッピング等の発生によって、比較的短時間で使用寿命に至ることが明らかである。
なお、被覆チップばかりでなく、被覆エンドミル、被覆ドリルを作成し、同様な切削試験を行ったところ、被覆エンドミル、被覆ドリルについても、被覆チップの場合と同様な結果が得られた。
【産業上の利用可能性】
【００３４】
前述のように、本発明の被覆工具は、一般鋼や普通鋳鉄などの切削加工は勿論のこと、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材の高い発熱を伴うとともに、切刃に高負荷が作用する高速重切削加工に用いた場合でも、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性、耐チッピング性を発揮し、すぐれた切削性能を示すものであるから、切削加工装置のＦＡ化、並びに切削加工の省力化および省エネ化、さらに低コスト化に十分満足に対応できるものである。
【技術分野】
【０００１】
本発明は、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材を、高熱発生を伴い、かつ、切刃に高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件で加工した場合にも、硬質被覆層がすぐれた靭性と潤滑性とを有し、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮する表面被覆切削工具（以下、被覆工具という）に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
一般に、被覆工具には、各種の鋼や鋳鉄などの被削材の旋削加工や平削り加工にバイトの先端部に着脱自在に取り付けて用いられるスローアウエイチップ、被削材の穴あけ切削加工などに用いられるドリルやミニチュアドリル、さらに被削材の面削加工や溝加工、肩加工などに用いられるソリッドタイプのエンドミルなどがあり、またスローアウエイチップを着脱自在に取り付けてソリッドタイプのエンドミルと同様に切削加工を行うスローアウエイエンドミル工具などが知られている。
【０００３】
具体的な被覆工具としては、例えば、炭化タングステン基（以下、ＷＣ基で示す）超硬合金または炭窒化チタン基（以下、ＴｉＣＮ基で示す）サーメット等で構成された工具基体の表面に硬質皮膜を蒸着形成し、被覆工具の耐摩耗性、工具寿命の改善を図ったものが一般的に知られている。
例えば、特許文献１に示すように、工具基体表面に、ＺｒＮ、ＨｆＮ、ＮｂＮ、ＴａＮ、ＭｏＮ、ＷＮからなる一種以上の固体潤滑膜を形成し、この固体潤滑膜と硬質皮膜との組み合わせにより、耐凝着性を高めた被覆工具が知られている。
また、特許文献２に示すように、工具基体表面に、ｈ− [（Ｖ，Ｃｒ，Ｎｂ，Ｔａ）ａ（Ｔｉ，Ｚｒ，Ｈｆ，Ａｌ，Ｓｉ）１−ａ]（Ｎ，Ｃ，Ｏ，Ｂ）ｂで表した場合、０．５≦ｂ≦１．０でかつ六方晶構造を有する硬質被覆層を形成することにより、耐摩耗性を改善した被覆工具が知られている。
また、特許文献３に示されるように、硬質被覆層をＸ線回折により測定した場合、六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面からの回折ピーク強度と六方晶構造の窒化ニオブの（１１０）面からの回折ピーク強度の合計量「Ｉｈ」と、立方晶構造の窒化ニオブの（２２０）面からの回折ピーク強度「Ｉｃ」との比の値Ｉｈ／Ｉｃを２．０以下とすることにより、Ｔｉ合金の切削加工に適した被覆工具が提供されることが知られている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００１−１７９５３３号公報
【特許文献２】特開２００６−３１２２３５号公報
【特許文献３】国際公開パンフレット ＷＯ２００９／０３５３９６
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
近年の切削加工装置のＦＡ化はめざましく、一方で切削加工に対する省力化および省エネ化、さらに低コスト化の要求は強く、これに伴って切削加工は一段と高効率化する傾向にあるが、前記従来被覆工具においては、これを通常条件での切削加工に用いた場合には問題はないが、これを特に、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材の、高い発熱を伴い、かつ、切刃に高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件で用いた場合には、切削時に発生する高熱によって硬質被覆層が過熱されることにより、高温硬さの低下が生じるとともに、潤滑性が不足し、その結果、耐摩耗性の低下が避けられないことに加えて、硬質被覆層の靭性が十分でないため、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
そこで、本発明者らは、前述のような観点から、高熱を発生し、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高速重切削条件で用いた場合にも、硬質被覆層がすぐれた潤滑性、耐摩耗性および靭性を発揮する被覆工具を開発すべく、前記従来被覆工具に着目し研究を行った結果、以下の知見を得た。
【０００７】
（イ）被覆工具の硬質被覆層を窒化ニオブで構成した場合、窒化ニオブからなる硬質被覆層は、高硬度および高靭性を備え、かつ、化学的安定性にも優れることが一般的に知られているが、高硬度被削材を、高熱発生を伴うとともに切刃に高負荷が作用する高速重切削条件で使用した場合には、その硬度、靭性は十分であるとはいえない。
そこで、本発明者らは、窒化ニオブが有する複数の化合物形態、複数の結晶構造について詳細に検討したところ、特定の結晶構造からなる窒化ニオブが、特定の割合で混合した混合組織からなる窒化ニオブ層は、一段と優れた高温硬さと高靭性を備え、かつ、高温条件下での高硬度被削材との潤滑性に優れることを見出したのである。
【０００８】
（ロ）即ち、窒化ニオブには、その化合物形態、結晶構造として、β−Ｎｂ２Ｎ（六方晶），γ−Ｎｂ４Ｎ３（正方晶），δ−ＮｂＮ（立方晶），δ’−ＮｂＮ（六方晶），ε−ＮｂＮ（六方晶），η−ＮｂＮ（六方晶）などがあるが、アークイオンプレーティングにより窒化ニオブを成膜するにあたり、例えば、窒素圧力を９．３Ｐａとした条件でバイアス電圧を付加し成膜したところ、図２に示すように、バイアス電圧が０〜−６０Ｖでは、立方晶構造の窒化ニオブ（以下、これをｃ−ＮｂＮで示す）が優先的に成膜されるが、バイアス電圧を高くし、−７０Ｖ以上のバイアス電圧範囲で成膜したところ、六方晶構造の窒化ニオブ（以下、これをｈ−ＮｂＮで示す）が優先的に成膜されるようになり、硬質被覆層としては、ｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮの混合組織からなる窒化ニオブが成膜された。
なお、前記成膜したｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮについての結晶構造は、例えば、Ｋα照射によるＸ線回折を行い、その回折ピーク強度位置によって確認することができる。
【０００９】
（ハ）さらに、本発明者らは、バイアス電圧を適正範囲に維持してアークイオンプレーティングで窒化ニオブ層を成膜した場合に、硬質被覆層は所定比率のｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮが存在する混合組織となり、そして、所定比率の混合組織からなる窒化ニオブによって硬質被覆層を構成した場合には、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件において、硬質被覆層がすぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮することを見出したのである。
【００１０】
（ニ）そして、本発明者らは、工具基体の表面に、硬質膜である（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層を薄層Ａとして２〜１００ｎｍの平均層厚で形成し、これの上に、硬質潤滑膜である窒化ニオブ層を薄層Ｂとして形成し、さらにその上に薄層Ａ、薄層Ｂ・・・のようにナノオーダーで交互積層すると、硬質膜である（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層は、すぐれた高温硬さ、高温強度、耐熱性を示し、また、硬質潤滑膜であるＮｂＮ層はすぐれた高硬度および高靭性を示すが、特に、硬質潤滑膜のＮｂＮ層中に含有されるＮｂ成分によって、硬質膜の皮膜靭性が向上することから、高熱発生を伴う切削加工においても、ＮｂＮ層のすぐれた高硬度および高靭性は維持され、したがって、難削材の高速高送り切削加工において、切刃部が高温になったとしても被削材との潤滑性にすぐれ、その結果、切刃部におけるチッピング（微少欠け）の発生が抑制され、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性が発揮されるという新規な知見を得て、かかる知見に基づき、本発明を完成するに至ったものである。
【００１１】
本発明は、前記知見に基づいてなされたものであって、
「（１）炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、硬質被覆層が蒸着形成された表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ａと２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ｂとが交互に積層された０．５〜８μｍの交互積層構造として構成され、かつ、
（ａ）前記薄層Ａは、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ（ここで、αはＣｒの含有割合を示し、原子比で、０．２５≦α≦０．５５である）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、
（ｂ）前記薄層Ｂは、
立方晶構造の窒化ニオブと六方晶構造の窒化ニオブの混合組織として構成され該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を測定したとき、
立方晶構造の窒化ニオブの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、
六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈ、
とした場合、
０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０
を満足する回折ピーク強度比を有し、
（ｃ）前記工具基体直上は、前記薄層Ａであることを特徴とする表面被覆切削工具。
（２）炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ａと２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ｂとが交互に積層された０．５〜８μｍの交互積層構造として構成され、かつ、
前記硬質被覆層が、
（ａ）前記薄層Ａは、
組成式：（Ａｌ１−α−βＣｒαＭβ）Ｎ（ここで、Ｍは、Ｃｒを除く周期律表４ａ，５ａ，６ａ族の元素、Ｓｉ、Ｂ、Ｙのうちから選ばれた１種又は２種以上の添加成分を示し、また、αはＣｒの含有割合、βはＭの含有割合をそれぞれ示し、原子比で、０．２５≦α≦０．５５、０．０１≦β≦０．２５である）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、
（ｂ）前記薄層Ｂは、
立方晶構造の窒化ニオブと六方晶構造の窒化ニオブの混合組織として構成され該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を測定したとき、
立方晶構造の窒化ニオブの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、
六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈ、
とした場合、
０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０
を満足する回折ピーク強度比を有し、
（ｃ）前記工具基体直上は、前記薄層Ａであることを特徴とする表面被覆切削工具。」
に特徴を有するものである。
【００１２】
つぎに、本発明の被覆工具の硬質被覆層について説明する。
【００１３】
（ａ）薄層Ａの組成
薄層Ａを構成する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層の構成成分であるＣｒ成分には硬質被覆層における高温硬さを向上させ、同Ｃｒ成分には高温強度を向上させる作用があり、さらに、Ｍ成分のうちの、Ｃｒを除く周期律表４ａ，５ａ，６ａ族の元素、Ｓｉ、Ｂには硬質被覆層の耐摩耗性を向上させる作用があり、また、Ｙには硬質被覆層の高温耐酸化性を向上させる作用があるが、Ｃｒの割合を示すα値がＡｌとの合量あるいはＡｌとＭの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．２５未満になると、所定の高温硬さを確保することができず、これが耐摩耗性低下の原因となり、一方、Ｃｒの割合を示すα値が同０．５５を越えると、相対的にＡｌの含有割合が減少し、高速高送り切削加工で必要とされる高温硬さを確保することができず、耐摩耗性が低下し、さらに、Ｍ成分の含有割合を示すβ値がＡｌとの合量に占める割合（原子比、以下同じ）で０．０１未満では、Ｍ成分を含有させたことによる耐摩耗性、高温耐酸化性等の特性向上が期待できず、一方、同β値が０．２５を超えると、高温強度に低下傾向が現れるようになることから、α値を０．２５〜０．５５、β値を０．０１〜０．２５と定めた。
【００１４】
このような硬質被覆層の薄層Ａは、例えば、図１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装置に基体を装入し、ヒーターで装置内を、例えば、５００℃の温度に加熱した状態で、装置内に所定組成のＡｌ−Ｃｒ合金あるいはＡｌ−Ｃｒ−Ｍ合金からなるカソード電極（蒸発源）を配置し、アノード電極とカソード電極（蒸発源）との間に、例えば、電流：９０Ａの条件でアーク放電を発生させ、同時に装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して、例えば、２Ｐａの反応雰囲気とし、一方、前記基体には、例えば、−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で蒸着することに形成することができる。
（ｂ）薄層Ｂの組成
その後、ｃ−ＮｂＮ（立方晶構造の窒化ニオブ）とｈ−ＮｂＮ（六方晶構造の窒化ニオブ）の混合組織からなる硬質潤滑膜を構成するが、このような混合組織からなる硬質潤滑膜は、例えば、以下の条件のアークイオンプレーティングによって形成することができる。
【００１５】
成膜条件：
カソード電極： 金属Ｎｂ
反応ガス： Ｎ２、
反応ガス圧力： １．０〜３０ Ｐａ、
バイアス電圧： −７０〜−２００ Ｖ、
そして、蒸着形成された前記ｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮの混合組織からなる窒化ニオブ層について、Ｋα照射によるＸ線回折を行い、ｃ−ＮｂＮの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、また、ｈ−ＮｂＮの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈとして、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値を求めると、Ｉｃ／Ｉｈは０．０５〜１．０となる。
図２から明らかなように、この回折ピーク強度Ｉｃ，Ｉｈの値は、前記アークプレーティング法における成膜条件の内のバイアス電圧によって変化し、その結果、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値（即ち、ｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮとの混合比率）も、前記アークプレーティング法におけるバイアス電圧によって大きく影響される。
そして、バイアス電圧が−７０Ｖ未満の場合には、ｃ−ＮｂＮの形成割合が高くｈ−ＮｂＮの形成が少ないため、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈ＞１．０となるが、ｃ−ＮｂＮの混合比率が増加すると硬質被覆層の硬さを低下させ、耐摩耗性が劣化傾向を示すようになる。
一方、バイアス電圧が−２００Ｖを超えると、優先的にｈ−ＮｂＮが形成され、ｃ−ＮｂＮの形成割合が低下するため、回折ピーク強度比が０．０５＞Ｉｃ／Ｉｈとなるが、ｈ−ＮｂＮの混合比率の増加によって硬質被覆層の硬さ、高硬度被削材に対する潤滑性は大となるものの、半面、硬質被覆層の靭性の低下が生じるため、重切削加工においてチッピングが発生しやすくなる。
したがって、本発明では、ｃ−ＮｂＮとｈ−ＮｂＮとの混合比率を表す回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値を０．０５〜１．０と定めた。
【００１６】
なお、本発明でいう「ｈ−ＮｂＮの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度Ｉｈ」は、図２からも分かるように、２θ≒６１．９°に出現する（１０３）面からのＸ線回折強度と、２θ≒６２．６°に出現する（１１０）面からのＸ線回折強度との合計に相当する値である。
【００１７】
本発明では、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値を０．０５〜１．０の範囲に維持することによって、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材を、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件において切削加工する場合でも、硬質被覆層がすぐれた潤滑性と耐摩耗性を発揮することによって、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を維持することができる。
【００１８】
（ｃ）薄層Ａおよび薄層Ｂの層厚
薄層Ａと薄層Ｂとを交互に積層して構成した複層領域では、それぞれの層が隣接して組成の異なる層を形成することにより、それぞれの層の粒子の成長の粗大化が防止され、粒子の微細化が図られ、膜強度が向上するとともに、この積層構造によってクラックの伝播・進展が防止されることで耐欠損性、耐チッピング性が向上するが、前記薄層Ａおよび薄層Ｂのそれぞれの層厚が２ｎｍ未満では、各薄層を所定組成のものとして明確に形成することが困難であるばかりか、各薄層の有する前記のすぐれた特性を発揮することができず、一方、それぞれの層厚が１００ｎｍを超えると、粒子の粗大化による膜強度の低下により、耐欠損性、耐チッピング性が低下することから、薄層Ａ、薄層Ｂのそれぞれの層厚を、２〜１００ｎｍと定めた。
また、薄層Ａと薄層Ｂとを交互に積層した複層領域は、その領域厚みが０．５μｍ未満では、薄層Ａの備える高硬度を充分発揮して耐摩耗性の向上を図ることができず、一方、その領域厚みが８μｍを超えると、チッピング、欠損を発生しやすくなるので、薄層Ａと薄層Ｂとを交互に積層した複層領域の領域厚みは、０．５〜８μｍであることが望ましい。
【発明の効果】
【００１９】
本発明の被覆工具は、硬質被覆層を、（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）層からなる薄層Ａと、立方晶構造の窒化ニオブ（ｃ−ＮｂＮ）と六方晶構造の窒化ニオブ（ｈ−ＮｂＮ）の混合組織を有し、かつ、Ｘ線回折により該混合組織について回折ピーク強度を測定したとき、立方晶構造の窒化ニオブ（ｃ−ＮｂＮ）の（２００）面からの回折ピーク強度Ｉｃと、六方晶構造の窒化ニオブ（ｈ−ＮｂＮ）の（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度Ｉｈとの回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈが、０．０５〜１．０となるような薄層Ｂとが交互に積層された交互積層構造として構成したことにより、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材を、高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件において用いた場合でも、硬質被覆層がすぐれた靭性と潤滑性と耐摩耗性を発揮することによって、長期の使用に亘ってすぐれた切削性能を維持するものである。
【図面の簡単な説明】
【００２０】
【図１】被覆工具を構成する硬質被覆層を形成するのに用いたアークイオンプレーティング装置の概略正面図である。
【図２】アークイオンプレーティングにおいて、バイアス電圧とＸ線回折ピーク強度の関係を示す。
【図３】本発明の被覆工具の硬質被覆層の断面模式図である。
【発明を実施するための形態】
【００２１】
つぎに、本発明の被覆工具を実施例により具体的に説明する。
【実施例】
【００２２】
原料粉末として、いずれも１〜３μｍの平均粒径を有するＷＣ粉末、ＴｉＣ粉末、ＺｒＣ粉末、ＶＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＮｂＣ粉末、Ｃｒ３Ｃ２粉末、ＴｉＮ粉末、ＴａＮ粉末、およびＣｏ粉末を用意し、これら原料粉末を、表１に示される配合組成に配合し、ボールミルで７２時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａ の圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を６Ｐａの真空中、温度：１４００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＷＣ基超硬合金製の工具基体Ａ１〜Ａ１０を形成した。
【００２３】
また、原料粉末として、いずれも０．５〜２μｍの平均粒径を有するＴｉＣＮ（質量比で、ＴｉＣ／ＴｉＮ＝５０／５０）粉末、Ｍｏ２Ｃ粉末、ＺｒＣ粉末、ＮｂＣ粉末、ＴａＣ粉末、ＷＣ粉末、Ｃｏ粉末、およびＮｉ粉末を用意し、これら原料粉末を、表２に示される配合組成に配合し、ボールミルで２４時間湿式混合し、乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で圧粉体にプレス成形し、この圧粉体を２ｋＰａの窒素雰囲気中、温度：１５００℃に１時間保持の条件で焼結し、焼結後、切刃部分にＲ：０．０３のホーニング加工を施してＩＳＯ規格・ＣＮＭＧ１２０４０８のチップ形状をもったＴｉＣＮ基サーメット製の工具基体Ｂ１〜Ｂ６を形成した。
【００２４】
（ａ）ついで、前記工具基体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１に示されるアークイオンプレーティング装置内の回転テーブル上の中心軸から半径方向に所定距離離れた位置に外周部にそって装着し、前記回転テーブルを挟んで相対向する両側にカソード電極（蒸発源）を配置し、その一方には、カソード電極（蒸発源）として薄層Ｂ形成用の金属Ｎｂを配置し、対向する他方側のカソード電極（蒸発源）として、表３に示される薄層Ａの目標組成に対応した成分組成をもった薄層Ａ形成用のＡｌ−Ｃｒ合金あるいはＡｌ−Ｃｒ−Ｍ合金を前記回転テーブルを挟んで配置する。
なお、金属Ｎｂからなるカソード電極（蒸発源）は薄層Ｂの蒸着形成に用い、Ａｌ−Ｃｒ合金あるいはＡｌ−Ｃｒ−Ｍ合金からなるカソード電極（蒸発源）は薄層Ａの蒸着形成および工具基体のボンバード洗浄用に用いる。
（ｂ）まず、装置内を排気して０．１Ｐａ以下の真空に保持しながら、ヒーターで装置内を５００℃に加熱した後、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に−１０００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、例えば、Ａｌ−Ｃｒ合金カソード電極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、もって工具基体表面をボンバード洗浄する。
（ｃ）ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して４Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で、６〜４８ｒｐｍの速度で自転しながら、同時に、回転テーブルの回転中心軸の周りに１〜８ｒｐｍの速度で回転（公転）する工具基体に−１００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極のＡｌ−Ｃｒ合金あるいはＡｌ−Ｃｒ−Ｍ合金のいずれかとアノード電極との間に１２０Ａの電流を流してアーク放電を発生させ、前記工具基体の表面に、表３に示される目標組成、一層目標層厚の硬質膜としての（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層を蒸着形成した後、前記カソード電極（蒸発源）とアノード電極との間のアーク放電を停止する。
（ｄ）ついで、装置内に反応ガスとして、窒素ガスを導入して表３に示される反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で自転しながら回転する工具基体に表３に示される直流バイアス電圧を印加して、カソード電極の金属Ｎｂ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、表３に示される一層目標層厚のｃ−ＮｂＮ（立方晶構造の窒化ニオブ）とｈ−ＮｂＮ（六方晶構造の窒化ニオブ）の混合組織からなる硬質潤滑膜を蒸着形成する。
（ｅ）ついで、前記（ｃ）、（ｄ）を、目標とする硬質被覆層の全体膜厚になるまで交互に繰り返すことにより、図３に示される硬質潤滑膜：ｃ−ＮｂＮ（立方晶構造の窒化ニオブ）とｈ−ＮｂＮ（六方晶構造の窒化ニオブ）の混合組織からなるＮｂＮ層（薄層Ｂ）と硬質膜：（Ａｌ，Ｃｒ）Ｎ層あるいは（Ａｌ，Ｃｒ，Ｍ）Ｎ層（薄層Ａ）との交互積層構造からなる硬質被覆層を有する、ＩＳＯ・ＣＮＭＧ１２０４０８に規定するスローアウエイチップ形状の本発明被覆工具１〜１６（以下、本発明チップ１〜１６という）をそれぞれ製造した。
【００２５】
比較の目的で、前記工具基体Ａ１〜Ａ１０およびＢ１〜Ｂ６のそれぞれを、本発明と同様な方法でＩＳＯ・ＣＮＭＧ１２０４０８に規定するスローアウエイチップ形状の比較例被覆工具１〜１６（以下、比較例チップ１〜１６という）をそれぞれ製造した。
【００２６】
つぎに、本発明チップ１〜１６および比較例チップ１〜１６のそれぞれの硬質被覆層について、Ｋα照射によるＸ線回折を行い、ｃ−ＮｂＮの（２００）面からの回折ピーク強度Ｉｃ、また、ｈ−ＮｂＮの（１０３）面からの回折ピーク強度Ｉｈを求め、回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値を算出した。
この算出値を表３、表４に示す。
なお、図２には、比較例チップ１（バイアス電圧−５０Ｖ）、本発明チップ５（バイアス電圧−１００Ｖ）、本発明チップ１０（バイアス電圧−２００Ｖ）、比較例チップ１０（バイアス電圧−３００Ｖ）について測定したＸ線回折チャートを示す。
表３、表４から、本発明チップ１〜１６の回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値は、いずれも０．０５〜１．０の範囲内であるのに対して、比較例チップ１〜２、１１〜１２の回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値は、０．０５〜１．０の範囲内であり、比較例６〜１０、１４〜１６の回折ピーク強度比Ｉｃ／Ｉｈの値は、０．０５〜１．０の範囲を外れたものであることが分かる。なお、比較例チップ１〜２、１１〜１２は、薄層Ａを形成せず、ｃ−ＮｂＮ（立方晶構造の窒化ニオブ）とｈ−ＮｂＮ（六方晶構造の窒化ニオブ）の混合組織からなるＮｂＮ層の単層を表４に示される目標膜厚で形成したものである。
【００２７】
つぎに、前記の各種の被覆チップを、いずれも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、本発明チップ１〜１６および比較例チップ１〜１６について、
被削材：ＪＩＳ・ＳＫＤ６１（ＨＲＣ６０）の丸棒、
切削速度： １６０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．２ｍｍ、
送り： ０．１９ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５分、
の条件（切削条件Ａ）での焼入れ合金鋼の乾式高速高送り切削加工試験（通常の切削速度および送りは、それぞれ、１００ｍ／ｍｉｎ．、０．１ｍｍ／ｒｅｖ．）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＣＭ４２０（ＨＲＣ６１）の丸棒、
切削速度： ２３０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み：０．２７ｍｍ、
送り： ０．１５ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ６分、
の条件（切削条件Ｂ）での浸炭焼入れ合金鋼の乾式高速高切込み切削加工試験（通常の切削速度および切込みは、それぞれ、１７０ｍ／ｍｉｎ．、０．２ｍｍ）、
被削材：ＪＩＳ・ＳＵＪ３（ＨＲＣ６０）の丸棒、
切削速度： ２５０ｍ／ｍｉｎ．、
切り込み： ０．３ｍｍ、
送り： ０．２ｍｍ／ｒｅｖ．、
切削時間： ５分、
の条件（切削条件Ｃ）での焼入れ軸受鋼の乾式高速高送り・高切込み切削加工試験（通常の切削速度、送りおよび切込みは、それぞれ、１８０ｍ／ｍｉｎ．、０．１ｍｍ／ｒｅｖ．、０．２ｍｍ）、
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。この測定結果を表５に示した。
【００２８】
【表１】
【００２９】
【表２】
【００３０】
【表３】
【００３１】
【表４】
【００３２】
【表５】
【００３３】
表３〜５に示される結果から、本発明の被覆工具は、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材を、高熱発生を伴い、かつ、切刃に高負荷が作用する高送り、高切込みの高速重切削条件で加工した場合にも、硬質被覆層がすぐれた靭性と潤滑性と高硬度を有し、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、比較例被覆工具においては、高硬度被削材を高速重切削条件で加工した場合、硬さ、潤滑性、靭性の不足によって、溶着、チッピング等の発生によって、比較的短時間で使用寿命に至ることが明らかである。
なお、被覆チップばかりでなく、被覆エンドミル、被覆ドリルを作成し、同様な切削試験を行ったところ、被覆エンドミル、被覆ドリルについても、被覆チップの場合と同様な結果が得られた。
【産業上の利用可能性】
【００３４】
前述のように、本発明の被覆工具は、一般鋼や普通鋳鉄などの切削加工は勿論のこと、軸受鋼、合金工具鋼、浸炭焼入れ鋼等の高硬度被削材の高い発熱を伴うとともに、切刃に高負荷が作用する高速重切削加工に用いた場合でも、長期に亘ってすぐれた耐摩耗性、耐チッピング性を発揮し、すぐれた切削性能を示すものであるから、切削加工装置のＦＡ化、並びに切削加工の省力化および省エネ化、さらに低コスト化に十分満足に対応できるものである。
【特許請求の範囲】
【請求項１】
炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、硬質被覆層が蒸着形成された表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ａと２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ｂとが交互に積層された０．５〜８μｍの交互積層構造として構成され、かつ、
（ａ）前記薄層Ａは、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ（ここで、αはＣｒの含有割合を示し、原子比で、０．２５≦α≦０．５５である）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、
（ｂ）前記薄層Ｂは、
立方晶構造の窒化ニオブと六方晶構造の窒化ニオブの混合組織として構成され該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を測定したとき、
立方晶構造の窒化ニオブの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、
六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈ、
とした場合、
０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０
を満足する回折ピーク強度比を有し、
（ｃ）前記工具基体直上は、前記薄層Ａであることを特徴とする表面被覆切削工具。
【請求項２】
炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ａと２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ｂとが交互に積層された０．５〜８μｍの交互積層構造として構成され、かつ、
前記硬質被覆層が、
（ａ）前記薄層Ａは、
組成式：（Ａｌ１−α−βＣｒαＭβ）Ｎ（ここで、Ｍは、Ｃｒを除く周期律表４ａ，５ａ，６ａ族の元素、Ｓｉ、Ｂ、Ｙのうちから選ばれた１種又は２種以上の添加成分を示し、また、αはＴｉの含有割合、βはＭの含有割合をそれぞれ示し、原子比で、０．２５≦α≦０．５５、０．０１≦β≦０．２５である）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、
（ｂ）前記薄層Ｂは、
立方晶構造の窒化ニオブと六方晶構造の窒化ニオブの混合組織として構成され該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を測定したとき、
立方晶構造の窒化ニオブの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、
六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈ、
とした場合、
０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０
を満足する回折ピーク強度比を有し、
（ｃ）前記工具基体直上は、前記薄層Ａであることを特徴とする表面被覆切削工具。
【請求項１】
炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に、硬質被覆層が蒸着形成された表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ａと２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ｂとが交互に積層された０．５〜８μｍの交互積層構造として構成され、かつ、
（ａ）前記薄層Ａは、
組成式：（Ａｌ１−αＣｒα）Ｎ（ここで、αはＣｒの含有割合を示し、原子比で、０．２５≦α≦０．５５である）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、
（ｂ）前記薄層Ｂは、
立方晶構造の窒化ニオブと六方晶構造の窒化ニオブの混合組織として構成され該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を測定したとき、
立方晶構造の窒化ニオブの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、
六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈ、
とした場合、
０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０
を満足する回折ピーク強度比を有し、
（ｃ）前記工具基体直上は、前記薄層Ａであることを特徴とする表面被覆切削工具。
【請求項２】
炭化タングステン基超硬合金または炭窒化チタン基サーメットで構成された工具基体の表面に硬質被覆層を形成してなる表面被覆切削工具において、
前記硬質被覆層が、２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ａと２〜１００ｎｍの層厚の薄層Ｂとが交互に積層された０．５〜８μｍの交互積層構造として構成され、かつ、
前記硬質被覆層が、
（ａ）前記薄層Ａは、
組成式：（Ａｌ１−α−βＣｒαＭβ）Ｎ（ここで、Ｍは、Ｃｒを除く周期律表４ａ，５ａ，６ａ族の元素、Ｓｉ、Ｂ、Ｙのうちから選ばれた１種又は２種以上の添加成分を示し、また、αはＴｉの含有割合、βはＭの含有割合をそれぞれ示し、原子比で、０．２５≦α≦０．５５、０．０１≦β≦０．２５である）を満足するＡｌとＣｒの複合窒化物層からなり、
（ｂ）前記薄層Ｂは、
立方晶構造の窒化ニオブと六方晶構造の窒化ニオブの混合組織として構成され該混合組織についてＸ線回折による回折ピーク強度を測定したとき、
立方晶構造の窒化ニオブの（２００）面からの回折ピーク強度をＩｃ、
六方晶構造の窒化ニオブの（１０３）面と（１１０）面からの回折ピーク強度をＩｈ、
とした場合、
０．０５≦Ｉｃ／Ｉｈ≦１．０
を満足する回折ピーク強度比を有し、
（ｃ）前記工具基体直上は、前記薄層Ａであることを特徴とする表面被覆切削工具。
【図１】
【図２】
【図３】
【図２】
【図３】
【公開番号】特開２０１１−１８９４３６（Ｐ２０１１−１８９４３６Ａ）
【公開日】平成２３年９月２９日（２０１１．９．２９）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１０−５６００３（Ｐ２０１０−５６００３）
【出願日】平成２２年３月１２日（２０１０．３．１２）
【出願人】（０００００６２６４）三菱マテリアル株式会社 (4,417)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２３年９月２９日（２０１１．９．２９）
【国際特許分類】
【出願日】平成２２年３月１２日（２０１０．３．１２）
【出願人】（０００００６２６４）三菱マテリアル株式会社 (4,417)
【Ｆターム（参考）】
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