專利名稱：高速重切削用表面涂覆硬質合金制造的切削工具的制作方法
技術領域：
本發(fā)明涉及特別是在高切深與高進刀等的重切削條件下，不發(fā)生切刃部位崩刃(微小缺口)，并可發(fā)揮優(yōu)越耐磨性的表面涂覆硬質合金制造的切削工具(以下稱涂覆硬質合金工具)。
本發(fā)明還涉及在用于伴隨發(fā)生高熱的鋼等的高速切削的場合，切刃部位可發(fā)揮優(yōu)越耐熱塑性變形性的表面涂覆硬質合金制造的切削工具。
本發(fā)明又涉及特別是在伴隨高的機械熱沖擊的高速斷續(xù)切削條件下進行鋼與鑄鐵等的切削加工的場合，不發(fā)生切刃部位崩刃(微小缺口)，并可發(fā)揮優(yōu)越耐磨性的表面涂覆硬質合金制造的切削工具。
另外，在一般情況下，構成上述涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層的Ti化合物層與Al2O3層具有粒狀結晶組織，再例如如特開平6-8010號公報與特開平7-328808號公報中所記載的，構成上述Ti化合物層的TiCN層，以改善層自身韌性為目的，在通常的化學蒸發(fā)裝置中作為反應氣體使用含有有機碳氮化物的混合氣體，利用在700-950的中溫溫度區(qū)域的化學蒸發(fā)形成并保持縱深生長結晶組織也是已知的。
另一方面，對于近年來的切削加工的省力化和節(jié)能(エネ)化，而且低成本化的要求更強，與此相伴，與切削機械的高性能化相結合，切削加工有在高切深與高進刀等的重切削條件下進行的傾向，因此在上述以前涂覆硬質合金工具的場合，在鋼和鑄鐵等的通常條件下的切削加工中使用它們的場合是沒有問題的，如在重切削條件下的切削加工中使用它們，特別時構成硬質涂覆層的上述上層的Al2O3層具有優(yōu)越的高溫強度和耐熱性，由于韌性差，切刃部位易于發(fā)生崩刃，其結果致使使用壽命時間比較短。
另外，如在高速切削條件下使用它們，由于切削時產生高熱，特別是構成硬質涂覆層的上述下層的高溫強度和耐熱性不足的原因切刃部位易于發(fā)生熱塑性變形，由于該熱塑性變形磨損處于偏磨損狀態(tài)，其結果促使切刃部位的磨損顯著進行，致使使用壽命時間比較短。
另外，如在伴隨著高的機械熱沖擊的高速斷續(xù)切削中使用它們，特別是構成硬質涂覆層的上述上層的Al2O3層具有優(yōu)越的高溫強度和耐熱性，由于韌性差，切刃部位易于發(fā)生崩刃，其結果致使使用壽命時間比較短。
另外，如在伴隨著高的機械熱沖擊的高速斷續(xù)切削中使用它們，特別是構成硬質涂覆層的上層的Al2O3層，由于切削時與下層的Ti化合物層比較與被切削材料優(yōu)先相接，Al2O3層本身直接遭受大的機械熱沖擊，切刃部位發(fā)生崩刃，由此原因致使使用壽命時間比較短。
還有，如在高速切削條件下使用它們，特別是與構成硬質涂覆層的上述上層和下層熱傳導性相對的好，順便說一下，構成上層的Al2O3的熱傳導率為6W/mK，同樣構成下層的，例如TiN的熱傳導率為14W/mK，切削時被切削材料與硬質涂覆層之間產生的高熱使硬質合金基體受影響，切刃部位的熱塑性變形不可避免，由于該熱塑性變形磨損處于偏磨損狀態(tài)，其結果促使切刃部位的磨損顯著進行，致使使用壽命時間比較短。
本發(fā)明特征在于以上述研究結果為基礎，在硬質合金基體的表面上以0.8-10μm的總平均厚度蒸發(fā)形成各平均厚度為0.01-0.1μm的第1薄層和第2薄層的交互多重疊層構成的硬質涂覆層，而且上述第1薄層以TiN層構成，上述第2薄層以κ型Al2O3層構成，同時上述第1薄層在硬質涂覆層中占的比例為70-95質量％，構成在重切削條件下切刃部位可發(fā)揮優(yōu)越耐崩刃性的涂覆硬質合金工具。
還有，關于該發(fā)明的涂覆硬質合金工具，構成硬質涂覆層的交互多重疊層的第1薄層和第2薄層的各平均層厚分別為0.01-0.1μm，其理由是，對于任何薄層，如其平均厚度不足0.01μm，每個薄層所具有的特性，即第1薄層的優(yōu)越的耐崩刃性和第2薄層的優(yōu)越的耐磨性在硬質涂覆層上不完全具備，另一方面，如其平均層厚分別超過0.1μm，每個薄層所具有的問題，即第1薄層耐磨性低和第2薄層耐崩刃性低呈現在硬質涂覆層上。
另外，構成本發(fā)明的涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層的第1薄層的TiN層在硬質涂覆層中所占的比例為70-95質量％，其理由是，如該比例不足70質量％，第2薄層κ型Al2O3層的比例過多，在重切削條件下的切削加工中切刃部位易發(fā)生崩刃；另一方面，如其比例超過95質量％，第2薄層κ型Al2O3層的比例過少，耐磨性急劇下降。
再者，硬質涂覆層的總平均層厚為0.8-10μm，其理由是，如該層厚不足0.8μm，不能確保所希望的優(yōu)越的耐磨性；另一方面，如該層厚超過10μm，切刃部位易發(fā)生缺口與崩刃。
另外，本發(fā)明人等進行開發(fā)研究在伴隨發(fā)生高熱的高速切削中切刃部位不發(fā)生熱塑性變形的涂覆硬質合金工具的結果，得到以下的研究結果，在涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層的構成層特定為κ型Al2O3層與TiN層方面，這2層交互多重疊層，同時使其各層厚為平均層厚0.01-0.1μm的極薄的薄層，在上述κ型Al2O3層在硬質涂覆層中占的比例為60-90質量％的狀態(tài)，如以總平均層厚為0.8-10μm構成硬質涂覆層，該硬質涂覆層由于按上述兩薄層的薄膜化交互多重疊層構造，各薄層的持有特性，即具有優(yōu)越的高溫硬度(高溫強度)與耐熱性的κ型Al2O3層(以下稱第1薄層)與具有優(yōu)越韌性的TiN層(以下稱第2薄層)的共存效果，該硬質涂覆層具備優(yōu)越的耐熱塑性變形性，其結果的涂覆硬質合金工具特別是在伴隨發(fā)生高熱的鋼與鑄鐵等的高速切削加工中使用它們，切刃部位不發(fā)生缺口與崩刃(微小缺口)，且顯著抑制偏磨損原因的熱塑性變形的發(fā)生，可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨損性。
本發(fā)明特征在于以上述研究結果為基礎，在硬質合金基體的表面上以0.8-10μm的總平均層厚蒸發(fā)形成各平均層厚為0.01-0.1μm的第1薄層和第2薄層的交互多重疊層構成的硬質涂覆層，而且以上述第1薄層κ型Al2O3層，上述第2薄層TiN層構成，同時上述第1薄層在硬質涂覆層中占的比例為60-90質量％，構成在高速切削下切刃部位可發(fā)揮優(yōu)越耐熱塑性變形性的涂覆硬質合金工具。
還有，關于本發(fā)明的涂覆硬質合金工具，構成硬質涂覆層的交互多重疊層的第1薄層和第2薄層的各平均層厚各自為0.01-0.1μm，其理由是，對于任何薄層，如其平均厚度不足0.01μm，每個薄層所具有的特性，即第1薄層的優(yōu)越的高溫硬度與耐熱性，第2薄層的優(yōu)越的韌性在硬質涂覆層上不完全具備，其結果不能確保所希望的耐熱塑性變形性；另一方面，如其平均層厚分別超過0.1μm，每個薄層所具有的問題，即第1薄層耐缺損性低和第2薄層熱塑性變形呈現在硬質涂覆層上。
另外，構成本發(fā)明的涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層的第1薄層的κ型Al2O3層在硬質涂覆層中所占的比例為60-90質量％，其理由是，如該比例不足60質量％，第2薄層TiN層的比例過多，在伴隨產生高熱的高速切削下硬質涂覆層中易發(fā)生熱塑性變形，這引起偏磨損，進而促使磨損；另一方面，如其比例超過90質量％，第2薄層TiN層的比例過少，不可避免使硬質涂覆層的韌性下降，其結果切刃部位發(fā)生缺口與崩刃。
再者，硬質涂覆層的總平均層厚為0.8-10μm，其理由是，如該層厚不足0.8μm，不能確保所希望的優(yōu)越的耐磨性；另一方面，如該層厚超過10μm，切刃部位易發(fā)生缺口與崩刃。
另外，本發(fā)明人等進行開發(fā)研究在高速斷續(xù)切削條件下的切削加工中發(fā)揮優(yōu)越耐崩刃性的涂覆硬質合金工具的結果，得到以下的研究結果，在涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層的構成層特定為TiN層與κ型Al2O3層方面，這2層交互多重疊層，同時使其各層厚為平均層厚0.01-0.1μm的極薄的薄層，在上述TiN層占硬質涂覆層的比例為41-69質量％的狀態(tài)，如以總平均層厚為0.8-10μm構成硬質涂覆層，該硬質涂覆層由于按上述兩薄層的薄膜化交互多重疊層構造，各薄層的持有特性，即具有高韌性的TiN層(以下稱第1薄層)與具有優(yōu)越耐崩刃性、高溫硬度(高溫強度)和耐熱性的κ型Al2O3層(以下稱第2薄層)，使具備優(yōu)越的耐磨損性，其結果的涂覆硬質合金工具，特別是在伴隨高的機械的熱沖擊的鋼與鑄鐵等的高速斷續(xù)切削中使用它們，切刃部位不發(fā)生崩刃，可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨損性。
本發(fā)明特征在于以上述研究結果為基礎，在硬質合金基體的表面上以0.8-10μm的總平均層厚蒸發(fā)形成各平均層厚為0.01-0.1μm的第1薄層和第2薄層的交互多重疊層構成的硬質涂覆層，而且以上述第1薄層TiN層，上述第2薄層κ型Al2O3層構成，同時上述第1薄層在硬質涂覆層中占的比例為41-69質量％，構成在高速斷續(xù)切削下切刃部位可發(fā)揮優(yōu)越耐崩刃性的涂覆硬質合金工具。
還有，關于本發(fā)明的涂覆硬質合金工具，構成硬質涂覆層的交互多重疊層的第1薄層和第2薄層的各平均層厚分別為0.01-0.1μm，其理由是，對于任何薄層，如其平均厚度不足0.01μm，每個薄層所具有的特性，即第1薄層的優(yōu)越的耐崩刃性，第2薄層的優(yōu)越的耐磨損性在硬質涂覆層上不完全具備；另一方面，如其平均層厚分別超過0.1μm，每個薄層所具有的問題，即第1薄層耐磨損性低和第2薄層耐崩刃性低呈現在硬質涂覆層上。
另外，構成本發(fā)明的涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層的第1薄層的TiN層在硬質涂覆層中所占的比例為41-69質量％，其理由是，如該比例不足41質量％，第2薄層κ型Al2O3層的比例過多，在高速斷續(xù)切削下切刃部位易發(fā)生崩刃；另一方面，如其比例超過69質量％，第2薄層κ型Al2O3層的比例過少，耐磨損性急劇降低。
再者，硬質涂覆層的總平均層厚為0.8-10μm，其理由是，如該層厚不足0.8μm，不能確保所希望的優(yōu)越的耐磨性；另一方面，如該層厚超過10μm，切刃部位易發(fā)生缺口與崩刃。
另外，本發(fā)明人等進行開發(fā)研究在高速斷續(xù)切削條件下的切削加工中硬質涂覆層發(fā)揮優(yōu)越耐崩刃性的涂覆硬質合金工具的結果，得到以下的研究結果，在涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層特定為TiCN層與Al2O3層的構成層方面，這2層交互多重疊層，同時其各層厚為平均層厚0.01-0.1μm的極薄的薄層，如以總平均層厚為0.8-10μm，其結果硬質涂覆層具有薄膜化交互多重疊層構造，在切削時上述TiCN薄層與Al2O3薄層同時直接關系被切削材料的切削，各薄層的持有特性，即上述TiCN薄層(以下稱第1薄層)具有的優(yōu)越的強度與韌性，和上述Al2O3薄層(以下稱第2薄層)具有的優(yōu)越高溫硬度和耐熱性同時且均等、不經時變化地發(fā)揮，從而，其結果的涂覆硬質合金工具，特別是在伴隨高的機械熱沖擊的鋼與鑄鐵等的高速斷續(xù)切削中使用它們，硬質涂覆層切刃部位不發(fā)生崩刃，可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨損性。
本發(fā)明特征在于以上述研究結果為基礎，在硬質合金基體的表面上以0.8-10μm的總平均層厚蒸發(fā)形成各平均層厚為0.01-0.1μm的第1薄層和第2薄層的交互多重疊層構成的硬質涂覆層，而且以上述第1薄層TiCN層，上述第2薄層Al2O3層構成，使構成在高速斷續(xù)切削下硬質涂覆層可發(fā)揮優(yōu)越耐崩刃性的涂覆硬質合金工具。
還有，關于本發(fā)明的涂覆硬質合金工具，構成硬質涂覆層的交互多重疊層的第1薄層和第2薄層的各平均層厚分別為0.01-0.1μm，其理由是，對于任何薄層，如其平均厚度不足0.01μm，每個薄層所具有的特性，即第1薄層的優(yōu)越的強度和韌性，和第2薄層的優(yōu)越的高溫硬度與耐熱性在硬質涂覆層上不完全具備；另一方面，如其平均層厚分別超過0.1μm，每個薄層所具有的問題，即第1薄層耐磨損性低和第2薄層耐崩刃性低呈現在硬質涂覆層上。
再者，硬質涂覆層的總平均層厚為0.8-10μm，其理由是，如該層厚不足0.8μm，不能確保所希望的優(yōu)越的耐磨性；另一方面，如該層厚超過10μm，硬質涂覆層易發(fā)生缺口與崩刃。
另外，本發(fā)明人等進行開發(fā)研究在伴隨產生高熱的高速切削中切刃部位不發(fā)生熱塑性變形的涂覆硬質合金工具的結果，得到以下的研究結果，在涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層特定為TiN層和/或TiCN層(以下其總稱以TiN·C表示)與氧化鉿(以下以HfO2表示)層的構成層方面，該TiN·C層與HfO2層交互多重疊層，同時使其各層厚為平均層厚0.01-0.1μm的極薄的薄層，如以總平均層厚為0.8-10μm，其結果硬質涂覆層具有薄膜化交互多重疊層構造，在切削時上述TiN·C薄層與HfO2薄層同時關系被切削材料的切削，各薄層的持有特性，即上述TiN·C薄層(以下稱第1薄層)具有的優(yōu)越的強度與韌性，和HfO2薄層(以下稱第2薄層)具有的優(yōu)越隔熱性(HfO2的熱傳導率為1.2W/mK)同時且均等、不經時變化地發(fā)揮，從而，其結果的涂覆硬質合金工具，特別是在伴隨產生高熱的鋼與鑄鐵等的高速切削加工中使用它們，上述硬質涂覆層隔斷高熱，可完全防止硬質合金基體遭受熱影響，可抑制切刃部位偏磨損原因的熱塑性變形發(fā)生，可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性。
本發(fā)明特征在于以上述研究結果為基礎，在硬質合金基體的表面上以0.8-10μm的總平均層厚蒸發(fā)形成各平均層厚為0.01-0.1μm的第1薄層和第2薄層的交互多重疊層構成的硬質涂覆層，而且以上述第1薄層TiN·C層，上述第2薄層HfO2層構成，構成在高速切削下切刃部位可發(fā)揮優(yōu)越耐熱塑性變形性的涂覆硬質合金工具。
還有，關于本發(fā)明的涂覆硬質合金工具，構成硬質涂覆層的交互多重疊層的第1薄層和第2薄層的各平均層厚各自為0.01-0.1μm，其理由是，對于任何薄層，如其平均厚度不足0.01μm，每個薄層所具有的特性，即第1薄層的優(yōu)越的韌性和強度，第2薄層的優(yōu)越的阻熱性在硬質涂覆層上不完全具備，其結果不能確保所希望的耐熱塑性變形性；另一方面，如其平均層厚分別超過0.1μm，每個薄層所具有的問題，即第1薄層硬度低和第2薄層強度和韌性低呈現在硬質涂覆層上，這構成任何場合下耐磨性低的原因。
再者，硬質涂覆層的總平均層厚為0.8-10μm，其理由是，如該層厚不足0.8μm，不能確保所希望的優(yōu)越的耐磨性；另一方面，如該層厚超過10μm，切刃部位易發(fā)生缺口與崩刃。
另外，本發(fā)明人等進行開發(fā)研究在伴隨產生高熱的高速切削中切刃部位不發(fā)生熱塑性變形的涂覆硬質合金工具的結果，得到以下的研究結果，在涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層特定為TiN層和/或TiCN層(以下稱第1構成層)與氧化鉿(以下以HfO2表示)層(以下稱第2構成層)的方面，這兩構成層交互多重疊層，同時使其各層厚為平均層厚0.25-0.75μm，且上述第1構成層和第2構成層的總層數為4-9，以總平均層厚為1-6μm的條件構成硬質涂覆層，其結果的硬質涂覆層，由于交互多重疊層構造，在切削時上述TiN層和/或TiCN層的第1構成層和HfO2層的第2構成層同時直接關系被切削材料的切削，各層具有的特性，即上述第1構成層具有的優(yōu)越的強度與韌性，和上述第2構成層具有的優(yōu)越隔熱性(HfO2的熱傳導率為1.2W/mK)同時且均等、不經時變化地發(fā)揮，從而，其結果的涂覆硬質合金工具，特別是在伴隨產生高熱的鋼與鑄鐵等的高速切削加工中使用它們，在上述硬質涂覆層保持強韌性的狀態(tài)，可隔斷上述高熱，可完全防止硬質合金基體遭受熱影響，可抑制切刃部位偏磨損原因的熱塑性變形發(fā)生，可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性。
本發(fā)明特征在于以上述研究結果為基礎，在硬質合金基體的表面上化學蒸發(fā)各平均層厚為0.25-0.75μm的第1構成層和第2構成層的交互多重疊層構成的，同時由上述第1構成層TiN層和/或TiCN層、上述第2構成層HfO2層構成的，且上述第1構成層和第2構成層的總層數為4-9層、總平均層厚1-6μm的硬質涂覆層，構成在高速切削下切刃部位可發(fā)揮優(yōu)越耐熱塑性變形性的涂覆硬質合金工具。
然后，關于本發(fā)明的涂覆硬質合金工具，涉及構成它們的硬質涂覆層，如上所述數值限定的理由如下所述(1)第1構成層和第2構成層的各平均層厚如各平均層厚不足0.25μm，第1構成層和第2構成層具有的各種特性，即第1構成層具有的優(yōu)越的強度和韌性，而第2構成層具有的優(yōu)越的隔熱性在切削時不能完全發(fā)揮，其結果不能確保所希望的耐熱塑性變形性；另一方面，如其平均層厚超過0.75μm，在切削時同時且均等、不經時變化地發(fā)揮上述第1構成層和第2構成層具有的各種特性是困難的，其結果特別是上述第2構成層的影響強烈地呈現，使在硬質涂覆層上易于發(fā)生崩刃，因此各平均層厚定為0.25-0.75μm。
(2)第1構成層和第2構成層的總層數如該總層數不足4層，上述第1構成層和第2構成層的任何特性在切削時強烈地呈現，特別是第2構成層的特性強烈地呈現，使硬質涂覆層上易于發(fā)生崩刃；另一方面，如超過9層，硬質涂覆層的切削性能不能呈現一級的改進效果，以及成本高的原因，該總層數定為4-9層。
(3)硬質涂覆層的總平均層厚如該總平均層厚不足1μm，不能確保所希望的優(yōu)越的耐磨性；另一方面，如該總平均層厚超過6μm，硬質涂覆層上易于發(fā)生缺口和崩刃，因此該總平均層厚定為1-6μm。
另外，本發(fā)明人等進行開發(fā)研究在高速斷續(xù)切削條件下的切削加工中硬質涂覆層發(fā)揮優(yōu)越的耐崩刃性的涂覆硬質合金工具的結果，得到以下研究結果，在涂覆硬質合金工具的硬質涂覆層的構成層特定為TiN層和/或TiCN層(以下稱第1構成層)與Al2O3層(以下稱第2構成層)的方面，這兩構成層交互多重疊層，同時其各層厚為平均層厚0.25-0.75μm，且總層數為4-9，以總平均層厚為1-6μm的條件下構成硬質涂覆層，其結果的硬質涂覆層，由于交互多重疊層構造，在切削時上述TiN層和/或TiCN層的第1構成層和Al2O3層的第2構成層同時直接關系被切削材料的切削，各層具有的特性，即上述第1構成層具有的優(yōu)越的強度與韌性，和上述第2構成層具有的優(yōu)越的高溫硬度與耐熱性同時且均等、不經時變化地發(fā)揮，從而，其結果的涂覆硬質合金工具，特別是在伴隨高的機械熱沖擊的鋼與鑄鐵等的高速斷續(xù)切削中使用它們，硬質涂覆層上不發(fā)生崩刃，可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性。
本發(fā)明特征在于以上述研究結果為基礎，在硬質合金基體的表面上化學蒸發(fā)各平均層厚為0.25-0.75μm的第1構成層和第2構成層的交互多重疊層構成的，同時由上述第1構成層TiN層和/或TiCN層、上述第2構成層Al2O3層構成，且上述第1構成層和第2構成層的總層數為4-9層、總平均層厚1-6μm的硬質涂覆層，構成在高速斷續(xù)切削下硬質涂覆層可發(fā)揮優(yōu)越耐崩刃性的涂覆硬質合金工具。
然后，關于本發(fā)明的涂覆硬質合金工具，涉及構成它們的硬質涂覆層，如上所述數值限定的理由如下所述(1)第1構成層和第2構成層的各平均層厚如各平均層厚不足0.25μm，第1構成層和第2構成層具有的各種特性，即第1構成層具有的優(yōu)越的強度和韌性，而第2構成層具有的優(yōu)越的高溫硬度與耐熱性在切削時不能完全發(fā)揮，其結果在高速斷續(xù)切削中顯著促使硬質涂覆層磨損的進行；另一方面，如其平均層厚超過0.75μm，在切削時同時且均等、不經時變化地發(fā)揮上述第1構成層和第2構成層具有的各種特性是困難的，其結果在高速斷續(xù)切削中上述第2構成層的影響強烈地呈現，使在硬質涂覆層上易于發(fā)生崩刃，因此各平均層厚定為0.25-0.75μm。
(2)第1構成層和第2構成層的總層數如該總層數不足4層，上述第1構成層和第2構成層的任何特性在切削時強烈地呈現，特別是在高速斷續(xù)切削中第2構成層的Al2O3層的特性強烈地呈現，使硬質涂覆層上易于發(fā)生崩刃；另一方面，如超過9層，硬質涂覆層的切削性能不能呈現一級的改進效果，以及成本高的原因，因此該總層數定為4-9層。
(3)硬質涂覆層的總平均層厚如該總平均層厚不足1μm，不能確保所希望的優(yōu)越的耐磨性；另一方面，如該總平均層厚超過6μm，硬質涂覆層上易于發(fā)生缺口和崩刃，因此該總平均層厚定為1-6μm。
接著，通過實施例具體的說明本發(fā)明的涂覆硬質合金工具。
由于對于任何實施例到此的制造工序是相同的，對于以后的實施例說明該工序以后的部分。
接著，將這些硬質合金基體A-J的每一個在丙酮中用超音波洗凈，在干燥狀態(tài)裝進普通的化學蒸發(fā)裝置，第1薄層TiN層的形成條件為通常已知的形成條件反應氣體組成(容量％)TiCl46％，N235％，H2余反應氣氛溫度880℃反應氣氛壓力27kPa
第2薄層κ型Al2O3層的形成條件為已知通常的形成條件反應氣體組成(容量％)AlCl34％，CO23％，HCl2％，H2S0.3％，H2余反應氣氛溫度880℃反應氣氛壓力7kPa分別將表2所示的目標層厚的第1薄層與第2薄層交互，且在第1薄層與第2薄層形成期間導入30秒鐘的H2氣進行反應氣氛替換，同時在上述硬質合金基體A-J的各自表面上分別蒸發(fā)形成同表2所示的疊層數和目標層厚的硬質涂覆層，分別制造本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10。
另外，為了比較的目的，在同樣的化學蒸發(fā)裝置中按通常的條件在上述硬質合金基體A-J的表面上蒸發(fā)形成表3所示的組成和目標層厚的硬質涂覆層，分別制造以前的涂覆硬質合金工具1-10。
對于其結果得到的各種涂覆硬質合金工具，用俄歇分光分析裝置、掃描電子顯微鏡和透射電子顯微鏡測定構成它們的各硬質涂覆層的組成和層厚，顯示出與表2、表3的目標組成和目標層厚實質上相同的組成和平均層厚(與任意5個所測定的平均值比較)。
然后，對于上述本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10和以前的涂覆硬質合金工具1-10，都為用固定夾具螺絲固定在工具鋼制刀頭的前端的狀態(tài)，在被切削材料JIS·SCM415的圓棒切削速度180m/min切深7mm進刀0.45mm/rev切削時間5分的條件下，進行合金鋼的干式高切深的連續(xù)切削試驗，和在被切削材料JIS·SCM415的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度150m/min切深4mm進刀0.7mm/rev切削時間3分的條件下，進行合金鋼的干式高進刀的斷續(xù)切削試驗，在任何切削試驗中都測定切刃部位的后面磨損寬度。其試驗結果示于表4。第2實施例將這些硬質合金基體A-J的每一個在丙酮中用超音波洗凈，在干燥狀態(tài)裝進普通的化學蒸發(fā)裝置中，第1薄層κ型Al2O3層的形成條件為通常已知的形成條件反應氣體組成(容量％)AlCl34％，CO23％，HCl2％，H2S0.3％，H2余反應氣氛溫度880℃反應氣氛壓力7kPa第2薄層TiN層的形成條件為通常已知的形成條件反應氣體組成(容量％)TiCl46％，N235％，H2余反應氣氛溫度880℃反應氣氛壓力27kPa分別將表2所示的目標層厚的第1薄層與第2薄層交互，且在第1薄層與第2薄層形成期間導入30秒鐘的H2氣進行反應氣氛替換，同時在上述硬質合金基體1A-1J各自表面上蒸發(fā)形成同表2所示的疊層數和總目標層厚的硬質涂覆層，分別制造本發(fā)明涂覆硬質合金工具11-20。
另外，為了比較的目的，在同樣的化學蒸發(fā)裝置中按通常的條件在上述硬質合金基體1A-1J的表面上蒸發(fā)形成表6所示的組成和目標層厚的硬質涂覆層，分別制造以前的涂覆硬質合金工具11-20。
對于其結果得到的各種涂覆硬質合金工具，用俄歇分光分析裝置、掃描電子顯微鏡和透射電子顯微鏡測定構成它們的各硬質涂覆層的組成和層厚，顯示出與表5、表6的目標組成和目標層厚實質上相同的組成和平均層厚(與任意5個所測定的平均值比較)。
然后，對于上述本發(fā)明涂覆硬質合金工具11-20和以前的涂覆硬質合金工具11-20，都為用固定夾具螺絲固定在工具鋼制刀頭的前端的狀態(tài)，在被切削材料JIS·SCM440的圓棒切削速度350m/min切深2mm進刀0.2mm/rev
切削時間5分的條件下，進行合金鋼的干式高速連續(xù)切削試驗，和在被切削材料JIS·SUS304的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度250m/min切深1.5mm進刀0.2mm/rev切削時間3分的條件下，進行不銹鋼的干式高速斷續(xù)切削試驗，在任何切削試驗中都測定切刃部位的后面磨損寬度。其試驗結果示于表7。第3實施例將這些硬質合金基體A-J的每一個在丙酮中用超音波洗凈，在干燥狀態(tài)裝進普通的化學蒸發(fā)裝置中，第1薄層TiN層的形成條件為通常已知的形成條件反應氣體組成(容量％)TiCl46％，N235％，H2余反應氣氛溫度880℃反應氣氛壓力27kPa第2薄層κ型Al2O3層的形成條件為通常已知的形成條件反應氣體組成(容量％)AlCl34％，CO23％，HCl2％，H2S0.3％，H2余反應氣氛溫度880℃反應氣氛壓力7kPa分別將表2所示的目標層厚的第1薄層與第2薄層交互，且在第1薄層與第2薄層形成期間導入30秒鐘的H2氣進行反應氣氛替換，同時在上述硬質合金基體2A-2J各自表面上蒸發(fā)形成同表8所示的疊層數和總目標層厚的硬質涂覆層，分別制造本發(fā)明涂覆硬質工具21-30。
另外，為了比較的目的，在同樣的化學蒸發(fā)裝置中按通常的條件在上述硬質合金基體A-J的表面上蒸發(fā)形成表9所示的組成和目標層厚的硬質涂覆層，分別制造以前的涂覆硬質合金工具21-30。
對于其結果得到的各種涂覆硬質合金工具，用俄歇分光分析裝置、掃描電子顯微鏡和透射電子顯微鏡測定構成它們的各硬質涂覆層的組成和層厚，顯示出與表8、表9的目標組成和目標層厚實質上相同的組成和平均層厚(與任意5個所測定的平均值比較)。
然后，對于上述本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10和以前的涂覆硬質合金工具1-10，都以用固定夾具螺絲固定在工具鋼制刀頭的前端的狀態(tài)，在被切削材料JIS·SCM415的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度330m/min切深2mm進刀0.25mm/rev切削時間3分的條件下，進行合金鋼的干式高速斷續(xù)切削試驗，和在被切削材料JIS·FC300的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度350m/min切深2mm進刀0.3mm/rev切削時間3分的條件下，進行鑄鐵的干式高速斷續(xù)切削試驗，在任何切削試驗中都測定切刃部位的后面磨損寬度。其試驗結果示于表10。第4實施例將這些硬質合金基體A-J的每一個在丙酮中用超音波洗凈，在干燥狀態(tài)下裝進普通的化學蒸發(fā)裝置中，第1薄層TiCN層的形成條件均為通常已知的形成條件反應氣體組成(容量％)TiCl44.2％，N220％，CH44％，H2余反應氣氛溫度980℃反應氣氛壓力7kPa第2薄層Al2O3層中的晶體構造為α型，形成條件為反應氣體組成(容量％)AlCl32.2％，CO25.5％，HCl2.2％，H2S0.2％，H2余反應氣氛溫度980℃反應氣氛壓力7kPa晶體構造為κ型，形成條件為反應氣體組成(容量％)AlCl33.3％，CO24.0％，HCl2.2％，H2S0.3％，H2余反應氣氛溫度980℃反應氣氛壓力7kPa分別將表2所示的目標層厚的第1薄層與第2薄層交互，且在第1薄層與第2薄層形成期間導入30秒鐘的H2氣進行反應氣氛替換，同時在上述硬質合金基體3A-3J各自表面上蒸發(fā)形成同表11所示的疊層數和總目標層厚的硬質涂覆層，分別制造本發(fā)明涂覆硬質合金工具31-40。
另外，為了比較的目的，在同樣的化學蒸發(fā)裝置中按表12所示的條件在上述硬質合金基體3A-3J的表面上蒸發(fā)形成表13所示的組成和目標層厚的硬質涂覆層，分別制造以前的涂覆硬質合金工具31-40。
對于其結果得到的各種涂覆硬質合金工具，用俄歇分光分析裝置、掃描電子顯微鏡和透射電子顯微鏡測定構成它們的各硬質涂覆層的組成和層厚，顯示出與表11、表13的目標組成和目標層厚實質上相同的組成和平均層厚(與任意5個所測定的平均值比較)。
然后，對于上述本發(fā)明涂覆硬質合金工具31-40和以前的涂覆硬質合金工具31-40，都為用固定夾具螺絲固定在工具鋼制刀頭的前端的狀態(tài)，在被切削材料JIS·SCM415的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度350m/min切深2mm進刀0.2mm/rev切削時間3分的條件下，進行合金鋼的干式高速斷續(xù)切削試驗，和在被切削材料JIS·FC300的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度350m/min切深2mm進刀0.25mm/rev切削時間3分的條件下，進行鑄鐵的干式高速斷續(xù)切削試驗，在任何切削試驗中都測定切刃部位的后面磨損寬度。其試驗結果示于表14。第5實施例將這些硬質合金基體A-J的每一個在丙酮中用超音波洗凈，在干燥狀態(tài)下裝進普通的化學蒸發(fā)裝置中，第1薄層TiN·C薄層中的TiN層的形成條件都為通常已知的形成條件為反應氣體組成(容量％)TiCl44.2％，N235％，H2余反應氣氛溫度960℃反應氣氛壓力25kPa同樣TiCN層的形成條件為反應氣體組成(容量％)TiCl44.2％，N220％，CH44％H2余反應氣氛溫度960℃反應氣氛壓力7kPa第2薄層HfO2層的形成條件為反應氣體組成(容量％)HfCl43.5％，CO26％，HCl1.5％，H2余反應氣氛溫度960℃反應氣氛壓力7kPa分別將表15所示的目標層厚的第1薄層與第2薄層交互，且在第1薄層與第2薄層形成期間導入30秒鐘的H2氣進行反應氣氛替換，同時在上述硬質合金基體4A-4J各自表面上蒸發(fā)形成同表15所示的疊層數和總目標層厚的硬質涂覆層，分別制造本發(fā)明涂覆硬質合金工具41-50。
另外，為了比較的目的，在同樣的化學蒸發(fā)裝置中按表12所示的條件在上述硬質合金基體A-J的表面上蒸發(fā)形成表13所示的組成和目標層厚的硬質涂覆層，分別制造與實施例4相同的以前的涂覆硬質合金工具31-40。
對于其結果得到的各種涂覆硬質合金工具，用俄歇分光分析裝置、掃描電子顯微鏡和透射電子顯微鏡測定構成它們的各硬質涂覆層的組成和層厚，顯示出與表15、表13的目標組成和目標層厚實質上相同的組成和平均層厚(與任意5個所測定的平均值比較)。
然后，對于上述本發(fā)明涂覆硬質合金工具41-50和以前的涂覆硬質合金工具31-40，都為用固定夾具螺絲固定在工具鋼制刀頭的前端的狀態(tài)，在被切削材料JIS·SCM440的圓棒切削速度450m/min切深1.5mm
進刀0.2mm/rev切削時間5分的條件下，進行合金鋼的干式高速連續(xù)切削試驗，和在被切削材料JIS·SUS304的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度250m/min切深1.5mm進刀0.2mm/rev切削時間3分的條件下，進行不銹鋼的干式高速斷續(xù)切削試驗，在任何切削試驗中都測定切刃部位的后面磨損寬度。其試驗結果示于表16。第6實施例將這些硬質合金基體A-J的每一個在丙酮中用超音波洗凈，在干燥狀態(tài)下裝進普通的化學蒸發(fā)裝置中，通常的形成條件都是已知的，第1構成層TiN層的形成條件是反應氣體組成(容量％)TiCl44.2％，N235％，H2余反應氣氛溫度960℃反應氣氛壓力25kPa同樣TiCN層的形成條件是反應氣體組成(容量％)TiCl44.2％，N220％，CH44％，H2余反應氣氛溫度960℃反應氣氛壓力7kPa第2構成層HfO2層的形成條件是反應氣體組成(容量％)HfCl43.5％，CO26％，HCl1.5％，H2余反應氣氛溫度960℃反應氣氛壓力7kPa分別將表17所示的目標層厚的第1構成層與第2構成層交互，且在第1構成層與第2構成層形成期間導入30秒鐘的H2氣進行反應氣氛替換，同時在上述硬質合金基體5A-5J各自表面上蒸發(fā)形成同表17所示的總層數和總目標層厚的硬質涂覆層，分別制造本發(fā)明涂覆硬質合金工具51-60。
另外，為了比較的目的，在同樣的化學蒸發(fā)裝置中按表12所示的條件在上述硬質合金基體5A-5J的表面上蒸發(fā)形成表18所示的組成和目標層厚的硬質涂覆層，分別制造以前的涂覆硬質合金工具51-60。
對于其結果得到的各種涂覆硬質合金工具，用俄歇分光分析裝置、掃描電子顯微鏡和透射電子顯微鏡測定構成它們的各硬質涂覆層的組成和層厚，顯示出與表17、表18的目標組成和目標層厚實質上相同的組成和平均層厚(與任意5個所測定的平均值比較)。
然后，對于上述本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10和以前的涂覆硬質合金工具1-10，都為用固定夾具螺絲固定在工具鋼制刀頭的前端的狀態(tài)，在被切削材料JIS·SCM440的圓棒切削速度420m/min切深1.5mm進刀0.25mm/rev切削時間5分的條件下，進行合金鋼的干式高速連續(xù)切削試驗，和在被切削材料JIS·SUS304的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度230m/min切深1.5mm進刀0.2mm/rev切削時間3分的條件下，進行不銹鋼的干式高速斷續(xù)切削試驗，在任何切削試驗中都測定切刃部位的后面磨損寬度。其試驗結果示于表19。第7實施例將這些硬質合金基體A-J的每一個在丙酮中用超音波洗凈，在干燥狀態(tài)下裝進普通的化學蒸發(fā)裝置中，通常的形成條件都是已知的，第1構成層TiN層的形成條件為反應氣體組成(容量％)TiCl44.2％，N230％，H2余反應氣氛溫度980℃反應氣氛壓力25kPa同樣TiCN層的形成條件為反應氣體組成(容量％)TiCl44.2％，N220％，CH44％，H2余反應氣氛溫度980℃反應氣氛壓力7kPa第2構成層Al2O3層中的晶體構造為α型的，其形成條件為反應氣體組成(容量％)AlCl32.2％，CO25.5％，HCl2.2％，H2S0.2％，H2余反應氣氛溫度980℃反應氣氛壓力7kPa同樣為κ型的，其形成條件為反應氣體組成(容量％)AlCl33.3％，CO24％，HCl2.2％，H2S0.3％，H2余反應氣氛溫度980℃反應氣氛壓力7kPa分別將表20所示的目標層厚的第1構成層與第2構成層交互，且在第1構成層與第2構成層形成期間導入30秒鐘的H2氣進行反應氣氛替換，同時在上述硬質合金基體6A-6J各自表面上蒸發(fā)形成同表20所示的總層數和總目標層厚的硬質涂覆層，分別制造本發(fā)明涂覆硬質合金工具61-70。
另外，為了比較的目的，在同樣的化學蒸發(fā)裝置中按表12所示的條件在上述硬質合金基體5A-5J的表面上蒸發(fā)形成表18所示的組成和目標層厚的硬質涂覆層，分別制造與第6實施例相同的以前的涂覆硬質合金工具51-60。
對于其結果得到的各種涂覆硬質工具，用俄歇分光分析裝置、掃描電子顯微鏡和透射電子顯微鏡測定構成它們的各硬質涂覆層的組成和層厚，顯示出與表20、表17的目標組成和目標層厚實質上相同的組成和平均層厚(與任意5個所測定的平均值比較)。
然后，對于上述本發(fā)明涂覆硬質合金工具61-70和以前的涂覆硬質合金工具51-60，都為用固定夾具螺絲固定在工具鋼制刀頭的前端的狀態(tài)，在被切削材料JIS·SCM415的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度330m/min切深2mm進刀0.2mm/rev切削時間3分的條件下，進行合金鋼的干式高速斷續(xù)切削試驗，和在被切削材料JIS·FC300的長度方向等間隔有4條縱溝的圓棒切削速度330m/min切深2mm進刀0.25mm/rev切削時間3分的條件下，進行鑄鐵的干式高速斷續(xù)切削試驗，在任何切削試驗中都測定切刃部位的后面磨損寬度。其試驗結果示于表21。發(fā)明效果由表2-4所示的第1實施例的結果可知，由硬質涂覆層第1薄層與第2薄層交互多重疊層構成的本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10都在重切削條件下進行鋼的切削加工，由于具有高韌性的第1薄層和具有優(yōu)越高溫硬度與耐熱性的第2薄層的交互多重疊層構造硬質涂覆層具有優(yōu)越的耐崩刃性，而且由于具備耐磨性，在切刃部位不發(fā)生崩刃，對比優(yōu)越耐磨性的發(fā)揮，以前的涂覆硬質合金工具1-10，在重切削條件下的切削加工中特別是由于上層的κ型Al2O3層的韌性不足的原因在切刃部位發(fā)生崩刃，至使使用壽命時間比較短。
如上所述，本發(fā)明涂覆硬質合金工具在通常條件下各種鋼和鑄鐵等的切削加工不言而喻，特別是在重切削條件下的切削加工可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性，可完全滿足切削加工省力、節(jié)能以及低成本。
由表5-7所示的第2實施例的結果可知，由硬質涂覆層第1薄層與第2薄層交互多重疊層構成的本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10都在伴隨高發(fā)熱的高速下進行鋼的切削加工，由于在具有高韌性的第2薄層之間存在的第1薄層可發(fā)揮其具有的優(yōu)越高溫硬度和耐熱性，硬質涂覆層可具有優(yōu)越的耐熱塑性變形性，切刃部位不發(fā)生偏磨損，對比優(yōu)越耐磨性的發(fā)揮，以前的涂覆硬質合金工具1-10，由于高速切削時產生高熱，由偏磨損原因引起熱塑性變形，由此顯著促使磨損的進行，至使使用壽命時間比較短。
如上所述，本發(fā)明涂覆硬質合金工具在通常條件下各種鋼和鑄鐵等的切削加工不言而喻，特別是在高速切削加工中可發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性，可完全滿足切削加工省力、節(jié)能以及低成本。
由表8-10所示的第3實施例的結果可知，由硬質涂覆層第1薄層與第2薄層交互多重疊層構成的本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10都在伴隨高的機械熱沖擊的高速斷續(xù)切削條件下進行鋼和鑄鐵的切削加工，由于具有高韌性的第1薄層和具有優(yōu)越高溫硬度與耐熱性的第2薄層的交互多重疊層構造，硬質涂覆層具有優(yōu)越的耐崩刃性，而且由于具備耐磨性，在切刃部位不發(fā)生崩刃，對比優(yōu)越耐磨性的發(fā)揮，以前的涂覆硬質合金工具1-10，在高速斷續(xù)切削條件下鋼和鑄鐵的切削加工中，特別是由于上層的κ型Al2O3層的韌性不足的原因在切刃部位都發(fā)生崩刃，至使使用壽命時間比較短。
如上所述，本發(fā)明涂覆硬質合金工具在通常條件下各種鋼和鑄鐵等的切削加工不言而喻，特別是在快的切削速度下進行其斷續(xù)切削的場合下可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性，可完全滿足切削加工省力、節(jié)能以及低成本。
由表11-14所示的第4實施例的結果可知，由硬質涂覆層第1薄層與第2薄層交互多重疊層構成的本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10都在伴隨高的機械熱沖擊的高速斷續(xù)切削條件下進行鋼和鑄鐵的切削加工，由于具有高強度和高韌性的第1薄層和具有優(yōu)越高溫硬度與耐熱性的第2薄層的交互多重疊層構造，硬質涂覆層整體且均勻地具有這些特性，硬質涂覆層不發(fā)生崩刃，對比優(yōu)越耐磨性的長期發(fā)揮，以前的涂覆硬質合金工具1-10，特別是在切削時都直接且優(yōu)先涉及上層Al2O3層，由于主要上述上層的切削樣式，在高速斷續(xù)切削條件下的切削加工中，由于上述上層的強度和韌性不足的原因發(fā)生崩刃，至使使用壽命時間比較短。
如上所述，本發(fā)明涂覆硬質合金工具在通常條件下各種鋼和鑄鐵等的切削加工不言而喻，特別是在快的切削速度下進行其斷續(xù)切削的場合下可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性，可完全滿足切削加工省力、節(jié)能以及低成本。
由表12、13、、15、16所示的第5實施例的結果可知，由硬質涂覆層上述第1薄層與第2薄層交互多重疊層構成的本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10都在伴隨高發(fā)熱的高速下進行鋼的切削加工，由于反復交互疊層的第2薄層造成的優(yōu)越隔熱效果，在切削時產生的高熱被顯著抑制在硬質合金基體中的傳送，可防止切刃部位的熱塑性變形，同樣結合由于交互疊層的第1薄層硬質涂覆層的韌性和強度提高，在切刃部位不發(fā)生偏磨損，對比優(yōu)越耐磨性的發(fā)揮，以前的涂覆硬質合金工具1-10，在高速切削時產生的高熱都引起偏磨損原因的熱塑性變形，由此顯著促使磨損進行，至使使用壽命時間比較短。
如上所述，本發(fā)明涂覆硬質合金工具在通常條件下各種鋼和鑄鐵等的切削加工不言而喻，特別是在其高速切削加工時可發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性，可完全滿足切削加工省力、節(jié)能以及低成本。
由表12、16-19所示的第6實施例的結果可知，由硬質涂覆層上述第1構成層與第2構成層4-9層交互疊層構成的本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10都在伴隨高發(fā)熱的高速下進行鋼的切削加工，由于上述第2薄層造成的優(yōu)越隔熱效果，在切削時產生的高熱被顯著抑制在硬質合金基體中的傳送，可防止切刃部位的熱塑性變形，同樣結合由于交互疊層的第1薄層硬質涂覆層的韌性和強度提高，在切刃部位不發(fā)生偏磨損，對比優(yōu)越耐磨性的發(fā)揮，以前的涂覆硬質合金工具1-10，在高速切削時產生的高熱都引起偏磨損原因的熱塑性變形，由此顯著促使磨損進行，至使使用壽命時間比較短。
如上所述，本發(fā)明涂覆硬質合金工具在通常條件下各種鋼和鑄鐵等的切削加工不言而喻，特別是在其高速切削加工時可發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性，可完全滿足切削加工省力、節(jié)能以及低成本。
由表12、18、20、21所示的第7實施例的結果可知，由硬質涂覆層第1構成層與第2構成層4-9層交互疊層構成的本發(fā)明涂覆硬質合金工具1-10都在伴隨高的機械熱沖擊的高速斷續(xù)切削條件下進行鋼和鑄鐵的切削加工，由于具有高強度和高韌性的第1構成層與具有優(yōu)越高溫硬度和耐熱性的第2構成層涉及同時且均等，并且不經時變化的切削，硬質涂覆層不發(fā)生崩刃，對比優(yōu)越耐磨性的長期發(fā)揮，以前的涂覆硬質合金工具1-10，特別是在切削時都直接且優(yōu)先涉及上層的Al2O3層，由于主要上述上層的切削樣式，在高速斷續(xù)切削條件下的在切削時，因上述上層的強度和韌性不足的原因而發(fā)生崩刃，至使使用壽命時間比較短。
如上所述，本發(fā)明涂覆硬質合金工具在通常條件下各種鋼和鑄鐵等的切削加工不言而喻，特別是在快的切削速度下進行其斷續(xù)切削的場合，可長期發(fā)揮優(yōu)越的耐磨性，可完全滿足切削加工省力、節(jié)能以及低成本。
表1

R表示余量(質量％)
表2

表3

表中1-TiCN的“1-”表示軸向生長的晶體結構表4

表中工具壽命是由切刃上發(fā)生崩刃導致的表5

表6

表中1-TiCN的“1-”表示軸向生長的晶體結構表7

表中工具壽命是由切刃上發(fā)生崩刃導致的表8

表9

表中1-TiCN的“1-”表示軸向生長的晶體結構表10

表中工具壽命是由切刃上發(fā)生崩刃導致的表11

*表示α型晶體結構。
除非另有說明晶體結構為K型表12

“R”表示反應氣體組成的剩余百分數表13

表14

表中工具壽命是由硬質涂層上發(fā)生崩刃導致的表15

表16

表17

表18

表19

表20

表21

在表中工具壽命是由硬質涂層上發(fā)生崩刃導致的
權利要求
1.一種在重切削條件下切刃部位發(fā)揮優(yōu)越耐崩刃性的表面涂覆硬質合金制造的切削工具，其特征在于在碳化鎢基硬質合金基體的表面上以0.8-10μm的總平均層厚蒸發(fā)形成由每層平均層厚0.01-0.1μm的第1薄層和第2薄層交互多重疊層構成的硬質涂覆層，而且以氮化鈦構成上述第1薄層，以結晶構造κ型的氧化鋁構成上述第2薄層，同時上述第1薄層在硬質涂覆層中所占的比例為70-95質量％。
2.權利要求1所述的表面涂覆硬質合金制造的切削工具，其特征在于以結晶構造κ型的氧化鋁層構成第1薄層，以氮化鈦層構成上述第2薄層，同時第1薄層在硬質涂覆層中所占的比例為60-90質量％。
3.權利要求1所述的表面涂覆硬質合金制造的切削工具，其特征在于以氮化鈦層構成第1薄層，以結晶構造κ型的氧化鋁層構成上述第2薄層，同時上述第1薄層在硬質涂覆層中所占的比例為41-69質量％。
4.一種在高速斷續(xù)切削中發(fā)揮優(yōu)越耐崩刃性的表面涂覆硬質合金制造的切削工具，其特征在于在碳化鎢基硬質合金基體的表面上以0.8-10μm的總平均層厚蒸發(fā)形成由每層平均層厚0.01-0.1μm的第1薄層和第2薄層交互多重疊層構成的硬質涂覆層，而且以碳氮化鈦層構成上述第1薄層，以氧化鋁層構成上述第2薄層。
5.利要求4所述的表面涂覆硬質合金制造的切削工具，其特征在于以氮化鈦層和/或碳氮化鈦層構成第1薄層，以氧化鉿構成上述第2薄層。
6.一種在高速切削中切刃部位發(fā)揮優(yōu)越耐熱塑性變形性的表面涂覆硬質合金制造的切削工具，其特征在于在碳化鎢基硬質合金基體的表面上化學蒸發(fā)由每層平均層厚0.25-0.75μm的第1構成層和第2構成層交互多重疊層構成的，同時上述第1構成層由氮化鈦層和/或碳氮化鈦層構成，上述第2構成層由氧化鉿層構成，且上述第1構成層和第2構成層總層數為4-9層，總平均層厚1-6μm的硬質涂覆層。
7.利要求6所述的表面涂覆硬質合金制造的切削工具，其特征在于第2構成層由氧化鋁層構成。
全文摘要
提供一種在重切削條件下切刃部位發(fā)揮優(yōu)越耐崩刃性的表面涂覆硬質合金制造的切削工具，在碳化鎢基硬質合金基體的表面上以0.8－10μm的總平均層厚蒸發(fā)形成由每層平均層厚0.01－0.1μm的第1薄層和第2薄層交互多重疊層構成的硬質涂覆層，而且以氮化鈦構成上述第1薄層，以結晶構造κ型的氧化鋁層構成上述第2薄層，同時上述第1薄層在硬質涂覆層中所占的比例為70－95質量％。
文檔編號C23C30/00GK1396029SQ0214190
公開日2003年2月12日 申請日期2002年3月26日 優(yōu)先權日2001年3月26日
發(fā)明者大鹿高歲, 植田稔晃 申請人:三菱綜合材料株式會社