專利名稱：由表面涂覆的立方氮化硼基超高壓燒結材料制成的切削工具的制作方法
技術領域：
本發(fā)明涉及由表面涂覆的立方氮化硼基超高壓燒結材料制成的切削工具(下文稱為表面涂覆的cBN基燒結工具)，其包括由立方氮化硼基超高壓燒結材料制成的切削工具本體和在切削工具本體表面形成的硬質(zhì)涂層，其包括具有優(yōu)異高溫硬度、高溫強度、耐熱性和耐刀刃缺口性能的硬質(zhì)涂層，也能在長的時間內(nèi)甚至在硬質(zhì)鋼例如合金鋼或硬化軸承鋼的高速切削操作中，顯現(xiàn)出優(yōu)異耐刀刃缺口性能并保持優(yōu)異的表面光潔度。
本申請要求于2006年5月26日提交的日本專利申請2006-147300的權益，該申請的內(nèi)容在這里通過參考進行引用。
背景技術：
表面涂覆的cBN基燒結工具通常包括在車刀的尖端裝上可轉(zhuǎn)位刀片用于各種鑄鐵等旋轉(zhuǎn)工件的切削加工，以及與整體式立銑工具有同樣切削加工能力的可轉(zhuǎn)位刀片式立銑刀用于工件的平面、槽和臺階面的加工。
一種已知的表面涂覆的cBN基燒結工具的結構包括由各種立方氮化硼基超高壓燒結材料(下文稱為cBN基燒結材料)制成的工具本體和在工具本體表面通過氣相淀積形成的表面涂層例如氮化鈦(TiN)層或鈦鋁硅氮化物([Ti，Al，Si]N)層。也已知這些表面涂覆的cBN基燒結工具用于切削由各種鋼或鑄鐵制成的工件(日本專利3460288)。
也已知，可使用作為如圖1A和1B示意表示的物理氣相淀積設備一種的電弧離子鍍設備通過在工具本體S表面涂覆適宜組成的層，例如TiN層或[Ti，Al，Si]N層制備上述表面涂覆的cBN基燒結工具。例如可通過將工具本體置于電弧離子鍍設備中；通過在陽極61、62和由金屬Ti或預定組成的Ti-Al-Si合金構成的陰極(蒸發(fā)源)31、32間提供90A電流產(chǎn)生電弧放電，其中通過加熱器維持環(huán)境溫度在例如500℃，同時在設備中引入氮氣作為反應氣體以獲得2Pa壓力的反應氣氛，并對工具本體施用例如-100V的偏壓而形成表面涂層(日本專利2793773)。
最近已經(jīng)在切削設備的設計和安裝工廠自動化(FA)方面取得顯著的發(fā)展。另一方面，在切削操作中仍然具有強烈的省工、節(jié)能和減少成本的需求。因此，除在常規(guī)條件下進行切削操作外，也具有增加的在高速切削條件下進行切削操作的需求。常規(guī)表面涂覆的cBN基燒結工具在通常切削條件下在鋼和鑄鐵加工中表現(xiàn)令人滿意。然而，當用于具有50或更高Rockwell硬度(C等級)的硬質(zhì)鋼(具有高硬度的鋼)、例如合金鋼或硬化(淬火)軸承鋼的高速連續(xù)切削操作或高速間歇切削操作中，由于在切削刃上產(chǎn)生的高熱或在切削刀口上因斷續(xù)式?jīng)_擊而受到的相當大的機械載荷，在切削刃邊緣部分發(fā)生損壞(下文稱為刀刃缺口(edge notching))。因此，難以在長時期內(nèi)保持工件的表面光潔度；因此切削工具在相對短的時間內(nèi)達到工具的使用壽命。

發(fā)明內(nèi)容
在上述情況下，發(fā)明人進行研究旨在研發(fā)具有硬質(zhì)涂層的表面涂覆的cBN基燒結工具，該硬質(zhì)涂層在硬質(zhì)鋼例如合金鋼或硬化軸承鋼的高速連續(xù)切削操作或高速斷續(xù)切削操作(下文僅稱為“高速切削操作”)中具有優(yōu)異的耐刀刃缺口性能，并確保在長的操作時間內(nèi)保持優(yōu)異的工件表面光潔度，通過下面發(fā)現(xiàn)(a)-(c)獲得。
(a)構成硬質(zhì)涂層的Ti-Al-Si復合氮化物[Ti1-X-YAlXSiY]N層具有優(yōu)異的耐熱性能、高溫硬度和高溫強度，因此提供在通常切削條件下所需的性能，其中Al含量的比例X(原子比)在0.40-0.60范圍，而Si含量的比例Y(原子比)在0.02-0.10的范圍。然而，在切削刃上產(chǎn)生高熱量或在切削刀口上因斷續(xù)式?jīng)_擊而受到相當大的機械載荷的高速繼續(xù)切削操作中，因為由Ti-Al-Si復合氮化物[Ti1-X-YAlXSiY]N構成的硬質(zhì)涂層的不充分的高溫強度，在切削刃的邊緣部分發(fā)生刀刃缺口。因此，由于容易發(fā)生切削刃的崩刀，所以難以保持工件的表面光潔度，且切削工具在相當短的時間內(nèi)達到工具壽命。
(b)盡管Ti氮化物(TiN)層具有優(yōu)異的高溫強度和耐沖擊強度，但不具有充分的耐熱性和高溫硬度。因此，在切削刃上產(chǎn)生極高熱并因斷續(xù)式?jīng)_擊而受到相當大機械載荷的硬質(zhì)鋼的高速繼續(xù)切削操作中，僅由Ti氮化物(TiN)層構成的硬質(zhì)涂層不具有充分的耐磨性。
(c)當具有Al含量比例X在40-60原子％、具有Si含量比例Y在2-10原子％范圍并具有耐熱性、高溫硬度和預定高溫強度的上述(a)的[Ti1-X-YAlXSiY]N層定義為薄層A時，與薄層A相比具有較差耐熱性和高溫硬度但具有優(yōu)異高溫強度和抗沖擊強度的Ti氮化物(TiN)層定義為薄層B，薄層A和B交替層疊以構成硬質(zhì)涂層的上層，使得薄層A和B每一層具有0.05-0.3μm的平均層厚。
具有交替層疊結構的硬質(zhì)涂層具有薄層A的優(yōu)異的耐熱性和高溫硬度，也具有薄層B更優(yōu)異的高溫強度和抗沖擊強度，因此能防止崩刀(chipping)的發(fā)生和刀刃缺口的發(fā)生。因此能在長時間內(nèi)保持優(yōu)異的工件表面光潔度。
通過發(fā)明人的研究獲得發(fā)現(xiàn)(a)-(c)。
本發(fā)明基于上述發(fā)現(xiàn)完成，提供由表面涂覆的立方氮化硼基超高壓燒結材料(已經(jīng)在超高壓條件下燒結的材料)制成的切削工具，該切削工具包括切削刀片的主體和在主體表面氣相淀積的硬質(zhì)涂層。
切削刀片的主體由通過超高壓燒結壓坯形成的超高壓燒結材料構成，該壓坯的組成按質(zhì)量％計為13-30％氮化鈦、6.5-18％鋁和/或氧化鋁，以及余量的氮化硼。使用掃描電鏡觀察時，該主體顯示出的織構為在構成分散相的立方氮化硼相和構成連續(xù)相的氮化鈦相之間的界面上存在通過超高壓燒結過程形成的反應產(chǎn)物。在主體上淀積的硬質(zhì)涂層具有下面(a)-(c)的組成。
(a)硬質(zhì)涂層包括平均層厚1.5-3μm的下層和平均層厚0.3-3μm的上層。
(b)硬質(zhì)涂層的下層包括氣相淀積的Ti、Al和Si復合氮化物，其具有[Ti1-X-YAlXSiY]N的組成(由化學式表示的組成)，其中X按原子比計在0.40-0.60的范圍和Y按原子比計在0.02-0.10的范圍。
(c)在下層上氣相淀積硬質(zhì)涂層的上層，其具有包括至少一個薄層A和至少一個薄層B交替層疊的結構，其中薄層A是具有[Ti1-X-YAlXSiY]N組成的Ti、Al和Si復合氮化物層，其中X按原子比計在0.40-0.60的范圍，Y按原子比計在0.02-0.10的范圍，薄層B是Ti氮化物(TiN)層。在該疊層結構中，薄層A和B的每一層具有0.05-0.3μm的平均層厚。
即使在硬質(zhì)鋼的高速切削操作中，由上述組成的表面涂覆的立方氮化硼基超高壓燒結材料制成的切削工具(下文稱為涂覆的cBN基燒結工具)能在長時間內(nèi)在硬質(zhì)鋼的高速切削操作中確保優(yōu)異的工件表面光潔度。
接下來，設定切削刀片的cBN基燒結材料的組成和硬質(zhì)涂層的組成和厚度的數(shù)值范圍的理由解釋如下，其中切削刀片構成本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具。
(A)切削刀片本體的cBN基燒結材料的組成TiN燒結材料中的TiN組分具有提高可燒結性和在燒結體中形成連續(xù)相的作用，因此提高強度。當TiN組分含量比例少于13質(zhì)量％時，不能確保所需的強度。另一方面，當TiN組分含量的比例大于30質(zhì)量％時，cBN含量相對降低，更容易發(fā)生前刀面磨損。因此，TiN組分含量的比例設定在13-30質(zhì)量％。
鋁和/或氧化鋁這些組分在燒結中優(yōu)先地在cBN粉末表面凝聚，并反應形成反應產(chǎn)物，因此在燒結后在cBN基材料中在構成連續(xù)相的TiN相和構成硬質(zhì)分散相的cBN相間存在這些組分。由于反應產(chǎn)物對構成連續(xù)相的TiN相和構成硬質(zhì)分散相的cBN相均具有牢固地緊密附著的性能，所以cBN相對作為連續(xù)粘結劑相的TiN相的附著顯著提高，因此導致提高切削刃的耐崩刀性能。當鋁和/或氧化鋁含量比例偏離6.5-18質(zhì)量％時，不能實現(xiàn)中間附著層和硬質(zhì)分散相和連續(xù)相間的牢固附著。因此，鋁和/或氧化鋁含量的比例設定在6.5-18質(zhì)量％范圍。
立方氮化硼(cBN)在由超高壓燒結材料制成的工具本體中的立方氮化硼(cBN)非常硬，并且在燒結材料中形成分散相，通過該分散相提高耐磨性。當立方氮化硼含量的比例過小時，不能確保所需的優(yōu)異耐磨性。另一方面，當立方氮化硼含量的比例過大時，立方氮化硼(cBN)基材料本身的可燒結性下降，因此容易發(fā)生切削刃的崩刀。立方氮化硼(cBN)含量的比例是作為燒結材料組成組分的TiN、鋁和氧化鋁的余量，即在52-80.5質(zhì)量％。
(B)硬質(zhì)涂層的下層由于在構成硬質(zhì)涂層下層的Ti-Al-Si復合氮化物([Ti1-X-YAlXSiY]N)層中的Ti組分有助于保持高溫強度，Al組分有助于提高高溫硬度和耐熱性，Si組分有助于進一步提高耐熱性，構成硬質(zhì)涂層下層的Ti-Al-Si復合氮化物([Ti1-X-YAlXSiY]N)層具有優(yōu)異高溫強度、高溫硬度和耐熱性能，主要確保在硬質(zhì)鋼的高速切削操作中切削刃的耐磨性能。當Al含量比例X大于60原子％時，提高下層的高溫硬度和耐熱性。然而，通過Ti含量比例的相對降低，高溫強度下降，因此使得容易發(fā)生崩刀。另一方面，當Al含量比例X小于40原子％時，高溫硬度和耐熱性下降，因此導致差的耐磨性能。當Si含量的比例Y多于10原子％時，高溫強度明顯下降。另一方面，當Si含量的比例Y小于2原子％時，不能獲得提高耐熱性的優(yōu)異的效果。因此，Al含量的比例X設定按原子比計在0.40-0.60的范圍，Si含量的比例Y設定按原子比計在0.02-0.10的范圍。
當下層的平均層厚小于1.5μm時，在長時間內(nèi)不能對硬質(zhì)涂層賦予下層的耐熱性、高溫硬度和高溫強度，因此導致短的工具壽命。另一方面，當平均層厚大于3μm時，更可能發(fā)生崩刀。因此，下層的平均層厚設定在1.5-3μm范圍。
為了確保由超高壓燒結材料制成的切削工具本體和下層間的充分附著，可在工具本體和下層間插入由氮化鈦(TiN)制成的薄層。當由TiN制成的薄層的層厚小于0.01μm時，提高附著的作用較小。另一方面，當層厚大于0.5μm時，不能獲得附著的進一步提高。因此，插入工具本體和下層間的TiN層的層厚優(yōu)選設定在0.01-0.5μm。
(C)硬質(zhì)涂層的上層1)上層的薄層A構成上層的薄層A的Ti-Al-Si復合氮化物([Ti1-X-YAlXSiY]N)層(其中X按原子比計在0.40-0.60的范圍和Y按原子比計在0.02-0.10的范圍)基本上與下層相似，具有預定的耐熱性、高溫硬度和高溫強度，也具有在硬質(zhì)鋼高速切削操作中確保切削刃處的耐磨性的作用。
2)上層的薄層B由Ti氮化物(TiN)構成的薄層B的主要目標是彌補上層中薄層A不充分的性能(高溫強度、抗沖擊強度)，該上層具有薄層A和薄層B交替層疊的結構。
如上描述，上層的薄層A具有優(yōu)異的耐熱性、高溫硬度和高溫強度，但在施加大的機械載荷和產(chǎn)生高熱的硬質(zhì)鋼的高速切削操作中，并不顯示出充分的高溫強度和抗沖擊強度。因此，在切削刃尖的邊緣部分發(fā)生刀刃缺口，引起表面光潔度的下降，容易發(fā)生崩刀。
通過薄層B和薄層A的交替層疊，形成交替層疊的結構，其中薄層B由具有優(yōu)異高溫強度和抗沖擊強度的Ti氮化物(TiN)制成，彌補了鄰接薄層A的不充分的高溫強度和抗沖擊強度，形成具有薄層B更為優(yōu)異的高溫強度和抗沖擊強度的上層而沒有損失薄層A的優(yōu)異耐熱性、高溫硬度和高溫強度。
Ti氮化物(TiN)層具有優(yōu)異的高溫強度和抗沖擊強度和在產(chǎn)生高熱的硬質(zhì)鋼的高速切削操作中具有防止在切削刃刃尖的邊緣部分發(fā)生刀刃缺口的作用。
3)上層單一薄層A和單一薄層B的平均層厚，和上層的平均層厚當上層的每一單層薄層A和薄層B的平均層厚小于0.05μm時，不能獲得每一薄層的優(yōu)異性能，因此不能賦予上層優(yōu)異的高溫硬度、高溫強度和耐熱性和更優(yōu)異的高溫強度和抗沖擊強度。另一方面，當薄層A每一單層的平均層厚多于0.3μm或薄層B的每一單層的平均層厚多于0.3μm時，在上層中局部出現(xiàn)的每一薄層的不利性能，即薄層A不充分的高溫強度和抗沖擊強度或薄層B不充分的耐熱性和高溫硬度，因此更容易發(fā)生切削刃刃尖的刀刃缺口，損壞表面光潔度或加速磨損進程。因此，薄層A和薄層B的每一單層的平均層厚設定在0.05-0.3μm范圍。
提供薄層B使得賦予上層更優(yōu)異的高溫強度和抗沖擊強度。當薄層A和薄層B的每一單層薄層的平均層厚在上述范圍內(nèi)時，具有薄層A和薄層B交替層疊結構的上層作為具有優(yōu)異耐熱性和高溫硬度和更優(yōu)異的高溫強度和抗沖擊強度的一個層發(fā)揮作用。當薄層A和薄層B的每一單層薄層的平均層厚偏離上述范圍時，上層中局部存在的薄層A的不充分的高溫強度和抗沖擊強度或薄層B的不充分的耐熱性和高溫硬度，因此上層不能作為一個層展現(xiàn)良好的性能。因此，薄層A和薄層B的每一單層薄層的平均層厚設定在0.05-0.3μm范圍。
通過在下層表面上形成具有由交替層疊的至少一個薄層A和至少一個薄層B構成的交替層疊結構的上層，其中薄層A和薄層B的每一單層薄層的平均層厚設定在0.05-0.3μm范圍，獲得具有優(yōu)異耐熱性和高溫硬度和更優(yōu)異高溫強度和抗沖擊強度的硬質(zhì)涂層，因此能夠在硬質(zhì)鋼的高速連續(xù)切削操作或高速繼續(xù)切削操作中防止在切削刃刃尖的邊緣部分發(fā)生刀刃缺口并保持優(yōu)異的表面光潔度。
優(yōu)選的，薄層A的每一單層薄層的平均層厚可設定在0.05-0.2μm范圍。
當上層的總平均層厚(即，以構成交替層疊結構的薄層A和薄層B各自平均層厚的總和作為總層厚)小于0.3μm，不能賦予上層在硬質(zhì)鋼的高速切削操作中所需的充分的耐熱性、高溫硬度、高溫強度和抗沖擊強度，因此導致較短的工具壽命。另一方面，當層厚大于3μm時，更可能發(fā)生崩刀。因此，上層的平均層厚設定在0.3-3μm范圍。
優(yōu)選的，控制薄層A和薄層B的每一單層的平均層厚以不大于上層平均層厚的一半。
在本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具中，有時會依據(jù)最外表面上的涂層層厚發(fā)生各自稍不同的干涉色，因此導致不均勻的工具外觀。在這種情況下，可通過使用氣相淀積方法形成厚的Ti-Al-Si復合氮化物(TiAlSiN)層防止工具不均勻的外觀。在這種情況下，當TiAlSiN層的平均層厚小于0.2μm時，不能防止不均勻外觀。當平均層厚不多于2μm時，可足以防止不均勻的外觀。因此，Ti-Al-Si復合氮化物(TiAlSiN)層的平均層厚可設定在0.2-2μm范圍。
本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具的工具本體表面粗糙度Ra優(yōu)選0.05-1.0μm。當表面粗糙度Ra是0.05μm或更多時，可通過錨固效應獲得基體和硬質(zhì)涂層間的附著。另一方面，當Ra大于1.0μm時，對工件表面光潔度會具有不利影響。
本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具提供有具有上層和下層的硬質(zhì)涂層。通過在由至少一個薄層A和至少一個薄層B相互交替層疊構成的結構中形成上層，能夠獲得優(yōu)異耐熱性、高溫硬度、高溫強度和抗沖擊強度。因此，表面涂覆的cBN基燒結工具可在長的時間內(nèi)保持優(yōu)異的耐崩刀性能和耐磨性，而不會在硬質(zhì)涂層上發(fā)生刀刃缺口，且能夠在長的時間內(nèi)保持優(yōu)異的工件表面光潔度，甚至在苛刻條件下的切削操作中，例如產(chǎn)生高熱或除高熱產(chǎn)生外，在切削刀口上因斷續(xù)式?jīng)_擊而受到機械載荷的硬質(zhì)鋼例如合金鋼或硬化軸承鋼的高速連續(xù)切削操作或高速繼續(xù)切削操作中。


圖1A是用于形成作為本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具的組成部分的硬質(zhì)涂層的電弧離子鍍設備的示意性平面圖。
圖1B是用于形成作為本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具的組成部分的硬質(zhì)涂層的電弧離子鍍設備的示意性正視圖。
圖2是顯示常規(guī)電弧離子鍍設備的示意圖。
具體實施例方式
現(xiàn)在將通過實施例詳細描述本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具。
實施例準備均具有平均粒徑為0.5-4μm的立方氮化硼(cBN)粉末、Ti氮化物(TiN)粉末、Al粉末和氧化鋁(Al2O3)粉末作為原料粉末，以表1所示比例進行摻混，使用球磨機濕法混合80小時。在干燥后，混合物通過壓力120MPa壓成為直徑50mm、厚度1.5mm壓坯。通過900-1300℃范圍的預定溫度下在1Pa真空中加熱60分鐘而燒結壓坯以獲得切削刃用預燒結體。另外地，制備由WC基硬質(zhì)合金制成的支承片，其直徑50mm、厚度2mm并具有8質(zhì)量％Co和余量WC的組成。預燒結體和支承片上下疊在一起置于處于穩(wěn)定狀態(tài)的常規(guī)超高壓燒結設備中，并在5GPa壓力、1200-1400℃的預定溫度、保溫時間0.8小時的常規(guī)條件下進行超高壓燒結。在燒結后，使用金剛石粘結磨料對制成的燒結體的頂部和底部表面進行拋光。使用電火花線切割加工設備將燒結體切割成單邊3mm的等邊三角形刀片。制備含WC基硬質(zhì)合金的刀片主體，其組成為5質(zhì)量％Co、5質(zhì)量％TaC和余量WC，和根據(jù)ISO標準中規(guī)定的SNGA120412的形狀(四角形厚度4.76mm和邊12.7mm)。通過使用Ag合金硬焊材料將上述超高壓燒結體的切削刀片硬焊到上述刀片主體的焊接部分(刀尖部分)，該Ag合金硬焊材料的組成(質(zhì)量％)為26％Cu、5％Ti、2.5％Ni和余量Ag。在圓周削銑以形成具有預定尺寸的坯體后，切削刃部分進行修磨處理(寬度0.13mm，角度25°)，然后進行精拋光。根據(jù)上述過程，制備具有刀片幾何形狀滿足ISO標準規(guī)定的SNGA120412的工具本體A-J。
(a)然后工具本體A-J在丙酮中進行超聲波清洗。在干燥后，在如圖1A和1B所示的電弧離子鍍設備10中，以預定的到中心的徑向間隔沿著其圓周將工具本體置于旋轉(zhuǎn)臺20上。在一側放置用于形成作為上層的薄層B的金屬Ti作為陰極(蒸發(fā)源)31，在另一側放置用于形成作為上層的薄層A和下層的Ti-Al-Si合金作為陰極(蒸發(fā)源)32以與陰極32相對，該Ti-Al-Si合金具有與表2所示目標組成相應的組成，旋轉(zhuǎn)臺2置于其間。參考標號50表示偏壓電源和參考標號71、72表示電弧電源。
(b)在將設備中的氣體排除以維持內(nèi)部真空水平不高于0.1Pa的同時，使用加熱器40加熱設備內(nèi)部到500℃并在設備中引入Ar氣以維持0.7Pa氣氛，對在旋轉(zhuǎn)臺20(旋轉(zhuǎn)的臺)上旋轉(zhuǎn)的工具本體S施用-200V的DC偏壓，由此通過氬離子的轟擊清洗工具本體S表面。
(c)然后在設備中引入氮氣作為反應氣體以維持3Pa的反應氣氛，對在旋轉(zhuǎn)臺20上旋轉(zhuǎn)的工具本體S施用-100V的DC偏壓。同時，通過在用于形成薄層A和下層的Ti-Al-Si合金和陽極62間提供100A電流產(chǎn)生電弧放電，因此氣相淀積具有表2中所示目標組成和目標層厚度的[Ti，Al，Si]N層作為工具本體S表面上硬質(zhì)涂層的下層。
(d)然后，控制引入設備中作為反應氣體的氮氣流速以維持2Pa的反應氣氛，對在旋轉(zhuǎn)臺20上旋轉(zhuǎn)的工具本體S應用-10到-100V的DC偏壓。同時，通過在用于形成薄層B的金屬Ti陰極31和陽極61間提供50-200A的預定強度的電流產(chǎn)生電弧放電，因此在工具本體表面上形成預定厚度的薄層B。在形成薄層B后，停止電弧放電，在用于形成薄層A和下層的Ti-Al-Si合金陰極32和陽極62間提供50-200A的預定強度的電流，因此產(chǎn)生電弧放電和形成預定厚度的薄層A。然后停止電弧放電。然后交替重復通過在用于形成薄層B的金屬Ti陰極31和陽極61間放電形成薄層B，和通過在用于形成薄層A和下層的Ti-Al-Si合金陰極32和陽極62間電弧放電形成薄層A。由此通過氣相淀積在工具本體表面上形成具有由薄層A和薄層B交替層疊構成的結構的上層，其中薄層A和薄層B的單層具有如表2所示目標組成和目標厚度，其總厚度(平均層厚)如表2所示。因此，制備根據(jù)各個本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具1-10。
出于比較的目的，工具本體A-J在丙酮中進行超聲波清洗。在干燥后，工具本體置于如圖2所示的標準電弧離子鍍設備1中，放置具有組成相應于表3所示目標組成的Ti-Al-Si合金作為陰極(蒸發(fā)源)3。排空設備以維持內(nèi)部真空水平不高于0.1Pa的同時，使用加熱器4加熱設備內(nèi)部到500℃，在設備中引入Ar氣以維持0.7Pa的反應氣氛，對在旋轉(zhuǎn)臺2上旋轉(zhuǎn)的工具本體S應用-200V的DC偏壓，由此通過氬離子轟擊清洗工具本體表面。然后在設備中引入氮氣作為反應氣體以維持3Pa的反應氣氛，應用于工具本體的偏壓設定為-100V，在由Ti-Al-Si合金制成的陰極3和陽極6間使用電弧電源7產(chǎn)生電弧放電。因此工具本體A-J的表面涂覆有具有表3所示目標組成和目標層厚度的[Ti，Al，Si]N層，因此制備常規(guī)表面涂覆的cBN基燒結工具1-10。
對于由此獲得的構成各種表面涂覆的cBN基燒結工具的切削刀片主體的cBN基燒結材料，使用掃描電鏡觀察結構。結果是，所有切削刀片主體的結構是，在主要構成分散相的cBN相和構成連續(xù)相的TiN相之間的界面上存在超高壓燒結反應產(chǎn)物。
此外，通過能量色散X射線分析使用透射電鏡分析表面涂層的組成，所有樣品顯示出與目標組成基本上相同的組成。通過使用透射電鏡觀察橫截面測量硬質(zhì)涂層的各構成層的平均層厚。所有樣品顯示出與目標厚度基本上相同的平均層厚(5點測量的平均值)。
然后，各種表面涂覆的cBN基燒結工具通過螺紋連接夾具固定在由工具鋼制成的切削工具的末端。根據(jù)本發(fā)明的表面涂覆的cBN基燒結工具1-5和常規(guī)表面涂覆的cBN基燒結工具1-5在下面切削條件A-C下進行高速繼續(xù)切削操作測試。而且，根據(jù)本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具6-10和常規(guī)表面涂覆的cBN基燒結工具6-10在下面切削條件a-c下進行高速連續(xù)切削操作測試。
在下面條件下進行合金鋼干法繼續(xù)高速切削操作測試(正常切削速度120m/分鐘)工件滲碳和硬化(淬火)的JIS SCM415(硬度HRC61)的圓棒，在長度方向上以相同的間距形成四個凹槽。
切削速度250m/分鐘切削深度0.15mm進刀0.08mm/rev
切削時間8分鐘[切削條件B]在下面條件下進行鉻鋼干法繼續(xù)高速切削操作測試(正常切削速度120m/分鐘)工件滲碳和硬化的JIS SCr420(硬度HRC60)的圓棒，在長度方向上以相同的間距形成四個凹槽。
切削速度260m/分鐘切削深度0.15mm進刀0.09mm/rev切削時間8分鐘[切削條件C]在下面條件下進行軸承鋼干法繼續(xù)高速切削操作測試(正常切削速度150m/分鐘)工件硬化的JIS SUJ2(硬度HRC61)的圓棒，在長度方向上以相同的間距形成四個凹槽。
切削速度250m/分鐘切削深度0.12mm進刀0.07mm/rev切削時間8分鐘[切削條件a]在下面條件下進行合金鋼干法連續(xù)高速切削操作測試(正常切削速度180m/分鐘)工件滲碳和硬化的JIS SCM415(硬度HRC61)的圓棒切削速度260m/分鐘切削深度0.25mm進刀0.12mm/rev切削時間8分鐘[切削條件b]在下面條件下進行鉻鋼干法連續(xù)高速切削操作測試(正常切削速度180m/分鐘)工件滲碳和硬化的JIS SCr420(硬度HRC60)的圓棒切削速度270m/分鐘切削深度0.15mm進刀0.08mm/rev切削時間8分鐘[切削條件c]在下面條件下進行軸承鋼干法連續(xù)高速切削操作測試(正常切削速度150m/分鐘)工件硬化的JIS SUJ2(硬度HRC61)的圓棒切削速度240m/分鐘切削深度0.15mm進刀0.07mm/rev切削時間8分鐘在上述切削測試每次測試中，測量切削工具刀刃的后刀面磨損寬度(mm)和工件的表面光潔度(根據(jù)JIS B0601-2001的算術平均高度(Ra(μm))。在表4和5中顯示結果。
表1

表2

表3

表4

表5

在表中，符號*指的是發(fā)生刀刃缺口的工具，而符號**指的是由于刀刃缺口和崩刀導致工具達到壽命時的工具切削時間(分鐘)。
表2-5中顯示的結果明顯地顯示本發(fā)明下面的效果。所有根據(jù)本發(fā)明的表面涂覆的cBN基燒結工具具有硬質(zhì)涂層，其具有平均層厚1.5-3μm的下層；平均層厚(總厚度)0.3-3μm、由薄層A和薄層B彼此上下交疊而構成的上層，其各自具有0.05-0.3μm的平均層厚。在每一個本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具中，由于下層具有優(yōu)異的耐熱性、高溫強度和高溫硬度，上層具有優(yōu)異的耐熱性和高溫硬度和更優(yōu)異的高溫強度和抗沖擊強度，硬質(zhì)涂層附著了這些優(yōu)異性能，因此能顯示出優(yōu)異的耐磨性和確保優(yōu)異的工件表面光潔度，而沒有引起刀刃缺口和崩刀，甚至在硬質(zhì)鋼、例如合金鋼或硬化軸承鋼的高速切削操作中。相反，常規(guī)的表面涂覆的cBN基燒結工具具有包括單相結構的[Ti，Al，Si]N層的硬質(zhì)涂層，因為該硬質(zhì)涂層不充分的高溫強度和抗沖擊強度而引起切削刃處的刀刃缺口或崩刀。常規(guī)表面涂覆的cBN基燒結工具的工具壽命相對較短，工件顯示出明顯較差的表面。
如上描述，在通常切削條件下各種鋼和鑄鐵的加工中，甚至在伴隨產(chǎn)生高熱和在切削刀口上因斷續(xù)式?jīng)_擊而受到相當大機械載荷的硬質(zhì)鋼的高速連續(xù)切削操作或高速繼續(xù)切削操作中，本發(fā)明的表面涂覆的cBN基燒結工具通過該硬質(zhì)涂層而顯示優(yōu)異的耐刀刃缺口性能，并在長的時間內(nèi)保持優(yōu)異的工件表面光潔度，并具有優(yōu)異的耐磨性。因此，本發(fā)明表面涂覆的cBN基燒結工具有助于提高切削設備的性能，能在切削操作中充分實現(xiàn)省力、節(jié)能和減少成本。
盡管上面已經(jīng)描述和舉例說明了本發(fā)明的優(yōu)選實施方式，但應理解的是，這些是本發(fā)明的例示而不是限制?？稍诓幻撾x本發(fā)明實質(zhì)或范圍內(nèi)進行添加、省略、替換和其它改變。因此，本發(fā)明不認為由前述說明書進行限制，而僅由所附權利要求書的范圍進行限制。
權利要求
1.由表面涂覆的立方氮化硼基超高壓燒結材料制成的切削工具，包括主體和硬質(zhì)涂層，其中主體由通過超高壓燒結壓坯形成的超高壓燒結材料構成，該壓坯的組成按質(zhì)量％計為13-30％氮化鈦、6.5-18％鋁和/或氧化鋁，以及余量的氮化硼，使用掃描電鏡觀察時，該主體顯示出的織構為在構成分散相的立方氮化硼相和構成連續(xù)相的氮化鈦相之間的界面上存在超高壓燒結反應產(chǎn)物；硬質(zhì)涂層氣相淀積在主體表面上，具有平均層厚1.5-3μm的下層和平均層厚0.3-3μm的上層，其中硬質(zhì)涂層的下層由氣相淀積的Ti、Al和Si的復合氮化物構成，其組成為[Ti1-X-YAlXSiY]N，其中X按原子比計在0.40-0.60的范圍，Y按原子比計在0.02-0.10的范圍；并且在下層表面上氣相淀積硬質(zhì)涂層的上層，其包括至少一個薄層A和至少一個薄層B，其中薄層A由組成為[Ti1-X-YAlXSiY]N的Ti、Al和Si復合氮化物構成，其中X按原子比計在0.40-0.60的范圍，Y按原子比計在0.02-0.10的范圍，薄層B由氮化鈦構成，該上層具有薄層A和薄層B交替層疊的結構，使得每個單層具有0.05-0.3μm的平均層厚。
2.根據(jù)權利要求1的由表面涂覆的立方氮化硼基超高壓燒結材料制成的切削工具，其中在下層表面上首先形成薄層B。
3.根據(jù)權利要求1的由表面涂覆的立方氮化硼基超高壓燒結材料制成的切削工具，其中控制薄層A和薄層B各單層的平均層厚，以使其不大于上層平均層厚的一半。
4.根據(jù)權利要求1的由表面涂覆的立方氮化硼基超高壓燒結材料制成的切削工具，其中主體的表面粗糙度是0.05-1.0μm。
全文摘要
由表面涂覆的立方氮化硼基超高壓燒結材料制成的切削工具，包括通過超高壓燒結壓坯形成的切削刀片主體和氣相淀積在主體表面上的硬質(zhì)涂層，其中該壓坯由氮化鈦、鋁和/或氧化鋁，及氮化硼構成。主體具有含有立方氮化硼、氮化鈦和反應產(chǎn)物的織構。硬質(zhì)涂層具下層和上層，該下層為具有[Ti
文檔編號B22F3/14GK101077645SQ20071010457
公開日2007年11月28日 申請日期2007年5月25日 優(yōu)先權日2006年5月26日
發(fā)明者高岡秀充, 田島逸郎 申請人:三菱麻鐵里亞爾株式會社, 三菱綜合材料神戶工具株式會社