JP2012192517A - 表面被覆切削工具 - Google Patents

Abstract

【課題】 高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工等の高速切削加工において、すぐれた耐欠損性、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】 超硬基体、サーメット基体、高速度工具鋼基体等の工具基体表面に、組成式：［Ａｌ_ＸＣｒ_ＹＳｉ_Ｚ］Ｎ（原子比で、０．２≦Ｘ≦０．４５、０．４≦Ｙ≦０．７５、０．０１≦Ｚ≦０．２、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＝１）を満足する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる薄層Ａと、［Ａｌ_ＵＴｉ_ＶＳｉ_Ｗ］Ｎ（原子比で、０．０５≦Ｕ≦０．７５、０．１５≦Ｖ≦０．９４、０．０１≦Ｗ≦０．１、Ｕ＋Ｖ＋Ｗ＝１）を満足する（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層からなる薄層Ｂとの交互積層構造からなる上部層、及び、該上部層と工具基体表面との間に介在形成された前記（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層による下地層からなる硬質被覆層を形成する。
【選択図】 なし

Description

この発明は、硬質被覆層がすぐれた高温硬さ、高温靭性、高温強度、耐熱塑性変形性を備え、例えば、高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工などのような、高熱発生を伴うとともに、切刃に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる切削加工に用いたような場合であっても、硬質被覆層がすぐれた耐欠損性と耐摩耗性を示し、すぐれた工具特性を長期に亘って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。

一般に、被覆工具として、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、前記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、前記被削材の面削加工や溝加工、肩加工などに用いられるエンドミル、前記被削材の歯形の歯切加工などに用いられるソリッドホブ、ピニオンカッタなどが知られている。

また、具体的な被覆工具としては、例えば、炭化タングステン（以下、ＷＣで示す）基超硬合金、炭窒化チタン（以下、ＴｉＣＮで示す）基サーメット、高速度工具鋼（以下、ハイスという）で構成された工具基体の表面に、
組成式：［Ａｌ_ＸＣｒ_ＹＳｉ_Ｚ］Ｎで表した場合、
０．７５≦Ｘ≦０．９５、０．０５≦Ｙ≦０．２５、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＝１（ただし、Ｘ、Ｙ、Ｚはいずれも原子比）を満足するＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層（以下、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層で示す）からなる硬質被覆層を少なくとも１層以上設けることにより、被覆工具の耐熱性及び耐摩耗性の改善を図ることが知られている。
また、前記工具基体の表面に、
組成式：［Ａｌ_ＵＴｉ_ＶＳｉ_Ｗ］Ｎで表した場合、
０．０５≦Ｕ≦０．７５、０．０１≦Ｗ≦０．１０、Ｕ＋Ｖ＋Ｗ＝１（ただし、Ｕ、Ｖ、Ｗはいずれも原子比）を満足するＡｌとＴｉとＳｉの複合窒化物層（以下、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層で示す）からなる硬質被覆層を設けることにより、被覆工具の耐酸化性及び耐摩耗性の改善を図ることも知られている。

そして、上記従来の被覆工具は、例えば図２に概略説明図で示される物理蒸着装置の１種であるアークイオンプレーティング装置に上記の工具基体を装入し、装置内を、例えば５００℃の温度に加熱した状態で、蒸着形成する硬質被覆層の種類に応じた成分組成を有するカソード電極（蒸発源）とアノード電極との間に、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２Ｐａの反応雰囲気とし、一方、上記工具基体には、例えば−１００Ｖのバイアス電圧を印加した条件で、前記工具基体の表面に、上記硬質被覆層を蒸着形成することにより製造されることも知られている。

特開２００６−１７５５６９号公報 特許第２７９３７７３号明細書

近年の切削加工装置の高性能化はめざましく、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、これに伴い、切削加工はますます高速化の傾向にあるが、上記従来の被覆工具においては、これを鋼や鋳鉄などの通常の切削条件での切削加工に用いた場合には、特段の問題は生じないが、これを、例えば、高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工などのような、高熱発生を伴い、しかも、切刃に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる切削加工に用いた場合には、硬質被覆層の靭性不足、あるいは、熱塑性変形による偏摩耗の発生等により、チッピング、欠損の発生を抑制することができず、また、摩耗進行も促進されるため、比較的短時間で使用寿命に至るのが現状である。

そこで、本発明者等は、上述のような観点から、高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工などのような、高熱発生を伴い、しかも、切刃に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる切削加工条件下で、硬質被覆層がすぐれた耐欠損性と耐摩耗性を発揮する被覆工具を開発すべく、上記従来の被覆工具の硬質被覆層を構成する層形成材料およびその構造に着目し研究を行った結果、以下のような知見を得た。

（ａ）上記従来の被覆工具（特許文献１参照）の硬質被覆層を構成する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層におけるＡｌ成分には高温硬さ、同Ｃｒ成分には高温靭性、高温強度を向上させると共に、ＡｌおよびＣｒが共存含有した状態で高温耐酸化性を向上させ、さらに同Ｓｉ成分には耐熱塑性変形性を向上させる作用があるが、高熱発生を伴い、しかも、切刃に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工等の厳しい切削条件下においては、高温靭性、高温強度が充分であるとはいえないため、これがチッピング、欠損等の発生原因となりやすく、逆に、Ｃｒ含有割合を増加して高温靭性、高温強度の改善を図ろうとしても、相対的なＡｌ含有割合の減少によって、耐摩耗性が劣化してしまうため、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層における耐チッピング性、耐欠損性の抑制・向上には限界があること。

（ｂ）一方、上記従来の被覆工具（特許文献２参照）の硬質被覆層を構成する（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層におけるＡｌ成分、Ｓｉ成分には前記と同様な作用があり、そして、Ｔｉ成分には、高温靭性、高温強度を一段と向上させる作用があるため、前記高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工等の厳しい切削条件下でも、前記（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層は、すぐれた耐チッピング性、耐欠損性を発揮するが、その一方で、高温硬さ、耐熱塑性変形性が不足するために、耐摩耗性が劣るものであること。

（ｃ）そこで、所定組成かつ所定層厚の上記（ａ）の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる薄層Ａと、同じく、所定組成かつ所定層厚の上記（ｂ）の（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層からなる薄層Ｂとを交互に積層して硬質被覆層を構成したところ、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる硬質被覆層は、各薄層を所定の組成範囲のものとし、かつ、薄層の層厚を所定範囲に定めることにより、硬質被覆層全体として、薄層Ａの有するすぐれた耐摩耗性を損なうことなく薄層Ｂの有するすぐれた高温靭性・高温強度を相兼ね備えるようになるため、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる硬質被覆層を形成した被覆工具は、高熱発生を伴い、しかも、切刃に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工等の厳しい切削条件下の切削加工に用いた場合であっても、すぐれた耐チッピング性、耐欠損性および耐摩耗性を示すこと。

この発明は、上記の知見に基づいてなされたものであって、
「（１） 工具基体表面に硬質被覆層が形成された表面被覆切削工具において、
硬質被覆層は、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層と、該上部層と工具基体表面との間に介在形成された下地層とからなり、
前記上部層の薄層Ａと薄層Ｂは、それぞれ０．０１〜０．１μｍの層厚を有し、かつ、薄層Ａと薄層Ｂは１〜１０μｍの合計層厚を有し、さらに、
（ａ）薄層Ａは、
組成式：［Ａｌ_ＸＣｒ_ＹＳｉ_Ｚ］Ｎで表した場合、
０．２≦Ｘ≦０．４５、０．４≦Ｙ≦０．７５、０．０１≦Ｚ≦０．２、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＝１（ただし、Ｘ、Ｙ、Ｚはいずれも原子比）を満足するＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層、
（ｂ）薄層Ｂは、
組成式：［Ａｌ_ＵＴｉ_ＶＳｉ_Ｗ］Ｎで表した場合、
０．０５≦Ｕ≦０．７５、０．１５≦Ｖ≦０．９４、０．０１≦Ｗ≦０．１、Ｕ＋Ｖ＋Ｗ＝１（ただし、Ｕ、Ｖ、Ｗはいずれも原子比）を満足するＡｌとＴｉとＳｉの複合窒化物層、であり、
前記下地層は、０．５〜１０μｍの層厚を有し、前記薄層Ｂの組成式を満足する組成を有することを特徴とする表面被覆切削工具（被覆工具）。
（２） 表面被覆切削工具（被覆工具）が、高速度工具鋼を工具基体とする歯切工具であることを特徴とする前記（１）に記載の表面被覆切削工具（被覆工具）。
（３） 表面被覆切削工具（被覆工具）が、高速度工具鋼を工具基体とするエンドミルであることを特徴とする前記（１）に記載の表面被覆切削工具（被覆工具）。
（４） 表面被覆切削工具（被覆工具）が、炭化タングステン基超硬合金を工具基体とするエンドミルまたはドリルであることを特徴とする前記（１）に記載の表面被覆切削工具（被覆工具）。」

つぎに、この発明の被覆工具の硬質被覆層に関し、上記の通りに数値限定した理由を説明する。

（ａ）薄層Ａ
（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる薄層ＡにおけるＡｌ成分には高温硬さ、同Ｃｒ成分には高温靭性、高温強度を向上させると共に、ＡｌおよびＣｒが共存含有した状態で高温耐酸化性を向上させ、さらに同Ｓｉ成分には耐熱塑性変形性を向上させる作用がある。そして、Ａｌの含有割合を示すＸ値（原子比）がＣｒとＳｉの合量に占める割合で０．２未満では、最低限の高温硬さおよび高温耐酸化性を確保することができず、摩耗促進の原因となり、一方同Ｘ値が０．４５を超えると、高温靭性、高温強度が低下するようになり、チッピング・欠損発生の原因となることから、Ｘ値を０．２〜０．４５と定めた。また、Ｃｒの含有割合を示すＹ値（原子比）がＡｌとＳｉの合量に占める割合で０．４未満では、最低限必要とされる高温靭性、高温強度を確保することができないため、チッピング・欠損の発生を抑制することができず、一方同Ｙ値が０．７５を超えると、相対的なＡｌ含有割合の減少により、摩耗進行が促進することから、Ｙ値を０．４〜０．７５と定めた。さらに、Ｓｉの含有割合を示すＺ値（原子比）がＡｌとＣｒの合量に占める割合で０．０１未満では、耐熱塑性変形性の改善による耐摩耗性向上を期待することはできず、一方同Ｚ値が０．２を越えると、耐摩耗性向上効果に低下傾向がみられるようになることから、Ｚ値を０．０１〜０．２と定めた。
なお、上記Ｘ、Ｙ、Ｚについて、特に望ましい範囲は、０．３５≦Ｘ≦０．４５、０．４≦Ｙ≦０．５５、０．０３≦Ｚ≦０．１０である。

（ｂ）薄層Ｂ
薄層Ａとの交互積層構造を構成する（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層からなる薄層Ｂは、云わば、薄層Ａに不足する特性（高温靭性および高温強度）を補完するために設けた層である。
すでに述べたように、薄層Ａは、特に、Ａｌ成分、Ｓｉ成分を含有することによりすぐれた耐摩耗性を備え、さらに、Ｃｒ成分を含有することに所定の耐チッピング性、耐欠損性を保持しているが、高熱発生を伴い、しかも、高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工等の切刃に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる厳しい切削条件下での使用に耐えるためには、薄層Ａにはさらに一段とすぐれた高温靭性、高温強度が求められ、これを確保するためには薄層Ａにより多くのＣｒを含有させる必要があるが、そうすると、薄層ＡにおけるＡｌ、Ｓｉの含有割合は、少なくならざるを得ず、その場合には、薄層Ａは高温硬さおよび高温耐酸化性が不十分となり、ひいては、耐摩耗性の低下につながることから、薄層ＡにおいてＣｒ含有割合の更なる増加を図ることは不可能である。
そこで、この発明では、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層からなる薄層Ｂを、上記薄層Ａと交互に積層し、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる硬質被覆層を形成することにより、薄層Ａの有するすぐれた高温硬さ、耐熱塑性変形性を損なうことなしに、薄層Ａに不足する高温靭性、高温強度を、隣接する薄層Ｂの備えるすぐれた高温靭性、高温強度によって補い、もって、硬質被覆層全体として、すぐれた耐チッピング性、耐欠損性、耐摩耗性を発揮せしめるのである。
薄層Ｂの組成式におけるＡｌ成分、Ｓｉ成分の作用効果は、薄層Ａの場合と同様であるが、Ａｌの含有割合を示すＵ値（原子比）が０．０５未満、或いは、Ｓｉの割合を示すＷ値（原子比）が０．０１未満では、最低限必要とされる所定の高温硬さ、高温耐酸化性、耐熱塑性変形性を確保することができなくなるため、耐摩耗性低下の原因となり、またＵ値が０．７５を超えた場合は、相対的なＴｉ成分含有割合の減少により、Ｔｉ成分添加による高温靭性、高温強度改善効果が期待できず、また、Ｗ値が０．１を超えると、耐摩耗性向上作用に低下傾向がみられるようになる。したがって、Ａｌの含有割合示すＵ値は、０．０５〜０．７５、また、Ｓｉの含有割合を示すＷ値は、０．０１〜０．１と定めた。また、Ｔｉの含有割合を示すＶ値（原子比）が０．１５未満の場合には、より一段とすぐれた高温靭性、高温強度の向上効果を期待できず、一方、Ｖ値が０．９４を超えるような場合には、相対的なＡｌ成分、Ｓｉ成分の含有割合の減少により、最低限必要とされる高温硬さおよび高温耐酸化性を確保することができなくなることから、Ｔｉ成分の含有割合を示すＶ値を、０．１５〜０．９４と定めた。
なお、上記Ｕ、Ｖ、Ｗについて、特に望ましい範囲は、０．４５≦Ｕ≦０．５５、０．４≦Ｖ≦０．５、０．０３≦Ｗ≦０．０７である。

（ｃ）層厚
薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの層厚が０．０１μｍ未満では、それぞれの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、薄層Ａによる耐摩耗性向上効果、薄層Ｂによる高温靭性改善効果が十分発揮されず、一方、薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの層厚が０．１μｍを超えた場合には、それぞれの薄層がもつ欠点、すなわち薄層Ａであれば靭性不足、強度不足が、また、薄層Ｂであれば耐摩耗性不足が層内に局部的に現れ、硬質被覆層全体としての特性低下を招く恐れがあるので、薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの層厚を０．０１〜０．１μｍと定めた。
すなわち、薄層Ｂは、薄層Ａの有する特性のうちの不十分な特性を補うために設けたものであるが、薄層Ａ、薄層Ｂそれぞれの層厚が０．０１〜０．１μｍの範囲内であれば、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる硬質被覆層は、すぐれた高温硬さ、高温耐酸化性、耐熱塑性変形性を損なうことなく、すぐれた高温靭性、高温強度を具備したあたかも一つの層であるかのように作用するが、薄層Ａ、薄層Ｂの層厚が０．１μｍを超えると、薄層Ａの靭性不足、強度不足が、また、薄層Ｂの耐摩耗性不足が顕在化する。
また、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる層（上部層）は、その合計層厚が１μｍ未満ではすぐれた特性を発揮することはできず、また、合計層厚が１０μｍ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の交互積層構造からなる層（上部層）の合計層厚は、１〜１０μｍ、望ましくは、１〜５μｍと定めた。

（ｄ）下地層
工具基体表面上に直接、薄層Ａ、薄層Ｂを交互に、例えば、物理蒸着で積層形成すると、層内には残留圧縮応力が発生し、このような硬質被覆層を設けた被覆工具を一段と厳しい切削加工条件下で使用すると、この圧縮残留応力によって、工具基体−硬質被覆層間の密着力が不安定になる。そこで、このような場合には、工具基体表面と、交互積層構造の硬質被覆層との間の付着強度をより高めておく必要があるが、そのための手段としては、工具基体表面に下地層を形成し、付着強度を高めることが有効である。特に、本発明では、硬質被覆層を、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層と、該上部層と工具基体表面との間に介在形成された下地層とから形成し、かつ、下地層を、０．５〜１０μｍの層厚を有し、薄層Ａ或いは薄層Ｂと同様な組成のものとして形成することによって、工具基体−硬質被覆層間の密着力が改善され、一段と厳しい切削条件下で使用された場合であっても、硬質被覆層の剥離、欠落を生じることなく、安定した切削を行えることを確認している。
なお、下地層の層厚が０．５μｍ未満では、密着力向上効果が得られず、一方、層厚が１０μｍを超えると、残留圧縮応力の蓄積により、クラックが発生しやすくなり安定した密着力を確保できなくなることから、下地層の層厚は、０．５〜１０μｍ、望ましくは、２〜６μｍと定めた。

（ｅ）工具基体
被覆工具の工具基体としては、ＷＣ基超硬合金、ＴｉＣＮ基サーメット、高速度工具鋼（ハイス）等、従来から知られている各種の基体を用いることができる。
このような各種工具基体に、例えば、物理蒸着で硬質被覆層を形成するが、基体−硬質被覆層間での密着強度をより高めるためには、工具基体の表面粗度を、ＪＩＳＲｚ１．６μｍ以下としておくことが望ましい。
なお、この発明では、被覆工具の最表面に、使用、未使用等の識別を目的として、例えば、ＴｉＮ層（金色）等の色付け層を設けることもできるが、その厚さは０．５μｍ以下で十分である。

この発明の表面被覆切削工具は、硬質被覆層が、少なくとも、（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる薄層Ａと、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層からなる薄層Ｂの交互積層構造として構成されていることによって、すぐれた高温硬さ、高温靭性、高温強度、耐熱塑性変形性を備え、下部層として、薄層Ｂと同様な組成の下地層を設けることによって、付着強度も向上することから、特に高熱発生を伴い、かつ、切刃に対して大きな衝撃的・機械的負荷がかかる高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工でも、硬質被覆層がすぐれた高温硬さ、高温靭性、高温強度、耐熱塑性変形性を発揮し、この結果、チッピング、欠損、偏摩耗、剥離の発生はなく、すぐれた耐欠損性およびすぐれた耐摩耗性を長期に亘って発揮するものである。

本発明の被覆工具の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を示し、（ａ）は概略平面図、（ｂ）は概略正面図である。 通常のアークイオンプレーティング装置の概略説明図である。 ソリッドホブの概略斜視図である。 ディスク型ピニオンカッタの概略斜視図である。

つぎに、この発明の被覆工具を実施例により具体的に説明する。

材質がＪＩＳ・ＳＫＨ５１および同ＳＫＨ５５の高速度工具鋼からなる直径：９０ｍｍ×長さ：１３０ｍｍの寸法をもった素材から、機械加工にて外径：８５ｍｍ×長さ：１００ｍｍの全体寸法をもち、かつ４条左捩れ×１６溝の形状をもった図３に概略斜視図で示されるハイス歯切工具本体基体（ソリッドホブ）を製造した。

（ａ）ついで、上記の２種の材質のハイス歯切工具本体基体（ソリッドホブ）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、一方側のカソード電極（蒸発源）として、それぞれ表１に示される目標組成に対応した成分組成をもった薄層Ａ形成用Ａｌ−Ｃｒ−Ｓｉ合金、他方側のカソード電極（蒸発源）として、同じくそれぞれ表１に示される目標組成に対応した成分組成をもった薄層Ｂ形成用Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金を前記回転テーブルを挟んで対向配置する（２種のカソード電極の場合には、薄層Ａ或いは薄層Ｂ形成用カソード電極の一方を、下地層形成用カソード電極として兼用することができる。なお、下地層形成用の専用カソード電極として、３番目の電極を別途も受けることも勿論可能である）。
（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４００℃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歯切工具本体基体に−８００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつボンバード洗浄用電極（例えば、薄層Ａ形成用Ａｌ−Ｃｒ−Ｓｉ合金）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、もって歯切工具本体基体表面をボンバード洗浄する。
（ｃ）装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して３Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記回転テーブル上で自転しながら回転する歯切工具本体基体に−３５〜−４５Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつ前記薄層Ｂ形成用Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金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、もって前記ハイス歯切工具本体基体の表面に、表１に示される目標組成および目標層厚の下地層（薄層Ｂと同様な組成）を蒸着形成する。
（ｄ）ついで、装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して２Ｐａの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歯切工具本体基体に−２５〜−３５Ｖの直流バイアス電圧を印加した状態で、薄層Ｂ形成用Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金のカソード電極とアノード電極との間に５０〜２００Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させて、前記歯切工具本体基体上の下地層上に所定層厚の薄層Ｂを形成し、前記薄層Ｂ形成後、アーク放電を停止し、代って前記薄層Ａ形成用Ａｌ−Ｃｒ−Ｓｉ合金のカソード電極とアノード電極間に同じく５０〜２００Ａの範囲内の所定の電流を流してアーク放電を発生させて、所定層厚の薄層Ａを形成した後、アーク放電を停止し（下地層が薄層Ｂと同様な組成の層であれば、薄層Ａの形成から開始してもよい）、再び前記薄層Ｂ形成用Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金のカソード電極とアノード電極間のアーク放電による薄層Ｂの形成と、前記薄層Ａ形成用Ａｌ−Ｃｒ−Ｓｉ合金のカソード電極とアノード電極間のアーク放電による薄層Ａの形成を交互に繰り返し行う。
上記（ａ）〜（ｄ）の手順により、前記ハイス歯切工具本体基体の表面に、層厚方向に沿って表１に示される目標組成および目標層厚の下地層、同じく表１に示される目標組成および目標層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる上部層を蒸着形成することにより、本発明被覆ハイス歯切工具１〜３をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、上記の２種類の材質のハイス歯切工具本体基体を、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、それぞれ図２に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、カソード電極（蒸発源）として、それぞれ表２に示される目標組成に対応した成分組成をもったＡｌ−Ｃｒ−Ｓｉ合金（Ａｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金）を装着し、まず、装置内を排気して０．１Ｐａ以下の真空に保持しながら、ヒーターで装置内を４００℃に加熱した後、前記歯切工具本体基体に−８００Ｖの直流バイアス電圧を印加し、かつカソード電極の前記Ａｌ−Ｃｒ−Ｓｉ合金（あるいはＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金）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、もって歯切工具本体基体表面を前記Ａｌ−Ｃｒ−Ｓｉ合金（あるいはＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金）でボンバード洗浄し、ついで装置内に反応ガスとして窒素ガスを導入して３Ｐａの反応雰囲気とすると共に、前記歯切工具本体基体に印加するバイアス電圧を−３５〜−４５Ｖに下げて、前記Ａｌ−Ｃｒ−Ｓｉ合金（あるいはＡｌ−Ｔｉ−Ｓｉ合金）のカソード電極とアノード電極との間にアーク放電を発生させ、もって前記ハイス歯切工具本体基体の表面に、表２に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層（或いは、表２に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層）からなる硬質被覆層を蒸着形成することにより、被覆ハイス歯切工具１〜１６（以下、比較被覆ハイス歯切工具１〜１６と云う）をそれぞれ製造した。

つぎに、上記の本発明被覆ハイス歯切工具１〜３よび比較被覆ハイス歯切工具１〜８を用いて、材質がＪＩＳ・ＳＣｒ４２０Ｈの被削材に対して、
モジュール：１．７５、 圧力角：１７．５度、 歯数：４８、 ねじれ角：２５度左捩れ、 歯幅：５０ｍｍの寸法および形状をもった歯車の加工を、
切削速度（回転速度）： ２５０ ｍ／ｍｉｎ、
送り： ２．５ ｍｍ／ｒｅｖ、
加工形態：クライム、シフトなし、ドライ（エアーブロー）、
の条件で高速歯切加工（なお、上記被削材からなる歯車の加工の場合の切削速度は、通常２００ｍ／ｍｉｎ）で行い、
逃げ面摩耗幅が ０．２ ｍｍに至るまでの歯車加工数を測定した。
この測定結果を表１，２それぞれに示した。

また、ハイス歯切工具本体として、同じく材質がＪＩＳ・ＳＫＨ５１および同ＳＫＨ５５の高速度工具鋼からなる外径：１０５ｍｍ×厚さ：２２ｍｍの寸法をもった素材から、機械加工にてピッチ円直径：１００ｍｍ×厚さ：１８ｍｍの全体寸法をもち、かつカッタ歯数：５０の形状をもった図４に概略斜視図で示されるディスク型ピニオンカッタ本体基体（ＪＩＳ・Ｂ・４３５６記載の１００形）を製造した。

ついで、上記のハイス歯切工具本体（ピニオンカッタ）基体の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図１に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、層厚方向に沿って表１に示される目標組成および目標層厚の下地層、同じく表１に示される目標組成および目標層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる上部層を蒸着形成することにより、本発明被覆ハイス歯切工具４〜６をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、上記のハイス歯切工具本体（ピニオンカッタ）基体の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図２に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、層厚方向に沿って表２に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層からなる硬質被覆層（或いは、表２に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層）を蒸着することにより、被覆歯切工具９〜１６（以下、比較被覆ハイス歯切工具９〜１６と云う）をそれぞれ製造した。

つぎに、上記の本発明被覆ハイス歯切工具４〜６および比較被覆ハイス歯切工具９〜１６を用いて、材質がＪＩＳ・ＳＣｒ４２０Ｈの被削材に対して、
モジュール： ２、 圧力角： ２０度、 歯数： １５、 歯幅： ２２．５ｍｍの寸法および形状をもった歯車の加工を、
ストローク数： １２００ ストローク／ｍｉｎ、
円周送り： ０．３ ｍｍ／ストローク、
半径送り： ０．０３ ｍｍ／ストローク、
の条件で高速歯切加工（なお、上記被削材からなる歯車の加工の場合のストローク数は、通常８００ストローク／ｍｉｎ）で行い、
逃げ面摩耗幅が０．２ｍｍに至るまでの歯車加工数を測定した。
この測定結果を表１，２にそれぞれ示した。
なお、表１、２、４〜９では、目標組成として、Ａｌ成分、Ｃｒ成分、Ｔｉ成分およびＳｉ成分についての含有割合を原子比で示している。

本発明被覆ハイス歯切工具１〜６の硬質被覆層を構成する下地層、薄層Ａおよび薄層Ｂ、さらに、比較被覆ハイス歯切工具１〜１６の硬質被覆層の組成を、透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散型Ｘ線分析法により測定したところ、それぞれ目標組成と実質的に同じ組成を示した。
また、上記の硬質被覆層の各構成層の層厚を透過型電子顕微鏡により断面測定したところ、いずれも目標層厚と実質的に同じ平均値（５ヶ所の平均値）を示した。

表１，２に示される結果から、本発明被覆ハイス歯切工具の硬質被覆層は、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造と、さらに下地層とで構成され、硬質被覆層がすぐれた高温硬さ、耐熱塑性変形性とともに、すぐれた高温靭性、高温強度を兼ね備えたものであるので、高い発熱を伴い、かつ、大きな衝撃的・機械的負荷がかかる高速歯切加工条件で行なった場合にも、チッピング・欠損の発生なく、すぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が単一相構造の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層、あるいは、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層からなる比較被覆ハイス歯切工具は、前記高速歯切加工条件では、特に靭性不足で欠損、チッピングが発生したり、あるいは、耐摩耗性が劣るため、比較的短時間で使用寿命に至ることが明らかである。

原料粉末として、平均粒径：５．５μｍを有する中粗粒ＷＣ粉末、同０．８μｍの微粒ＷＣ粉末、同１．３μｍのＴａＣ粉末、同１．２μｍのＮｂＣ粉末、同１．２μｍのＺｒＣ粉末、同２．３μｍのＣｒ₃Ｃ₂粉末、同１．５μｍのＶＣ粉末、同１．０μｍの（Ｔｉ，Ｗ）Ｃ［質量比で、ＴｉＣ／ＷＣ＝５０／５０］粉末、および同１．８μｍのＣｏ粉末を用意し、これら原料粉末をそれぞれ表３に示される配合組成に配合し、さらにワックスを加えてアセトン中で２４時間ボールミル混合し、減圧乾燥した後、１００ＭＰａの圧力で所定形状の各種の圧粉体にプレス成形し、これらの圧粉体を、６Ｐａの真空雰囲気中、７℃／分の昇温速度で１３７０〜１４７０℃の範囲内の所定の温度に昇温し、この温度に１時間保持後、炉冷の条件で焼結して、直径が８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの３種の超硬基体形成用丸棒焼結体を形成し、さらに前記の３種の丸棒焼結体から、研削加工にて、表３に示される組合せで、切刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１３ｍｍ、１０ｍｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍｍの寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の４枚刃スクエア形状をもったＷＣ基超硬合金製の超硬エンドミル１〜１１をそれぞれ製造した。

ついで、これらの超硬エンドミル３、４、７、１１の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図１に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表４に示される目標組成および目標層厚の下部層と、同じく層厚方向に沿って表４に示される目標組成および目標層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる上部層を蒸着形成することにより、本発明表面被覆切削工具としての本発明表面被覆超硬製エンドミル（以下、本発明被覆超硬エンドミルと云う）１〜４を製造した。

また、比較の目的で、上記の超硬エンドミル１〜８の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図２に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、同じく表５に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する硬質被覆層を蒸着することにより、比較表面被覆超硬製エンドミル（以下、比較被覆超硬エンドミルと云う）１〜１１を製造した。

（ａ）つぎに、上記本発明被覆超硬エンドミル１〜４および比較被覆超硬エンドミル１〜１１のうち、
（ａ１）本発明被覆超硬エンドミル１、２および比較被覆超硬エンドミル１〜４については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＫＤ６１の板材、
切削速度： １５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １．０ ｍｍ、
テーブル送り： １０００ ｍｍ／分、
の条件での、金型鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は１２０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ａ２）本発明被覆超硬エンドミル３および比較被覆超硬エンドミル５〜８については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： １６０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １．０ ｍｍ、
テーブル送り： １２００ ｍｍ／分、
の条件での、合金鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は１００ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ａ３）本発明被覆超硬エンドミル４および比較被覆超硬エンドミル９〜１１については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＫＤ１１の板材、
切削速度： １００ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １．０ ｍｍ、
テーブル送り： ６００ ｍｍ／分、
の条件での、冷間金型用鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は５０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記（ａ１）〜（ａ３）のいずれの溝切削加工試験でも、切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる０．１ｍｍに至るまでの切削溝長を測定し、その測定結果を表４、表５にそれぞれ示した。

直径が８ｍｍ、１３ｍｍ、および２６ｍｍの３種の寸法の高速度工具鋼（ＪＩＳ・ＳＫＨ５５）素材を用意し、この素材から、機械加工にて、切刃部の直径×長さがそれぞれ６ｍｍ×１３ｍｍ、１０ｍｍ×２２ｍｍ、および２０ｍｍ×４５ｍｍの寸法、並びにいずれもねじれ角３０度の４枚刃スクエア形状をもったハイスエンドミル１〜９をそれぞれ製造した。
なお、ハイスエンドミル１〜３、４〜６、７〜９の寸法・形状は、それぞれ、実施例３に記載の前記超硬エンドミル１〜４、５〜８、９〜１１のそれらと同じである。

ついで、これらのハイスエンドミル３、６、９の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図１に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表６に示される目標組成および目標層厚の下部層と、同じく層厚方向に沿って表６に示される目標組成および目標層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる上部層を蒸着形成することにより、本発明表面被覆切削工具としての本発明表面被覆ハイス製エンドミル（以下、本発明被覆ハイスエンドミルと云う）１〜３をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、上記のハイスエンドミル１〜９の表面をアセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図２に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、同じく表７に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する硬質被覆層を蒸着することにより、比較表面被覆ハイスエンドミル（以下、比較被覆ハイスエンドミルと云う）１〜９をそれぞれ製造した。

（ｂ）つぎに、本発明被覆ハイスエンドミル１〜３および比較被覆ハイスエンドミル１〜９のうち、
（ｂ１）本発明被覆ハイスエンドミル１および比較被覆ハイスエンドミル１〜３については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： ６０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ６ ｍｍ、
テーブル送り： ４００ ｍｍ／分、
の条件での、炭素鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、３０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｂ２）本発明被覆ハイスエンドミル２および比較被覆ハイスエンドミル４〜６については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法の
ＪＩＳ・ＳＫＤ６１の板材、
切削速度： ５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： １０ ｍｍ、
テーブル送り： ４００ ｍｍ／分、
の条件での、金型鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、２５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｂ３）本発明被覆ハイスエンドミル３および比較被覆ハイスエンドミル７〜９については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： ５０ ｍ／ｍｉｎ．、
溝深さ（切り込み）： ２０ ｍｍ、
テーブル送り： ３５０ ｍｍ／分、
の条件での、合金鋼の乾式高速溝切削加工試験（通常の切削速度は、２５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記（ｂ１）〜（ｂ３）のいずれの溝切削加工試験でも、切刃部の外周刃の逃げ面摩耗幅が使用寿命の目安とされる０．１ｍｍに至るまでの切削溝長を測定し、その測定結果を表６、表７にそれぞれ示した。

実施例３における本発明被覆超硬エンドミル１〜４、実施例４における本発明被覆ハイスエンドミル１〜３硬質被覆層を構成する薄層Ａおよび薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層さらに下地層、さらに、比較被覆超硬エンドミル１〜１１、比較被覆ハイスエンドミル１〜９の硬質被覆層の組成を、透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散型Ｘ線分析法により測定したところ、それぞれ目標組成と実質的に同じ組成を示した。
また、上記の硬質被覆層の各構成層の層厚を透過型電子顕微鏡により断面測定したところ、いずれも目標層厚と実質的に同じ平均値（５ヶ所の平均値）を示した。

表４〜７に示される結果から、本発明被覆超硬エンドミル、本発明被覆ハイスエンドミルの硬質被覆層は、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造と、さらに下地層とで構成され、硬質被覆層がすぐれた高温硬さ、耐熱塑性変形性とともに、すぐれた高温靭性、高温強度を兼ね備えたものであるので、高い発熱を伴い、かつ、大きな衝撃的・機械的負荷がかかる高速ミーリング加工でも、チッピング・欠損の発生なく、すぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が単一相構造の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層、あるいは、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層からなる比較被覆超硬エンドミル、比較被覆ハイスエンドミルは、前記高速ミーリング加工条件では、特に靭性不足で欠損、チッピングが発生したり、あるいは、耐摩耗性が劣るため、比較的短時間で使用寿命に至ることが明らかである。

上記の実施例３で製造した直径が６ｍｍ（超硬エンドミル用原料粉末の基体記号イ〜ハ）、１０ｍｍ（超硬エンドミル用原料粉末の基体記号ニ〜ヘ）、および２０ｍｍ（超硬エンドミル用原料粉末の基体記号ト、チ）の３種の丸棒焼結体を用い、この３種の丸棒焼結体から、研削加工にて、いずれもねじれ角３０度の４枚刃形状をもち、かつ、溝形成部の直径×長さがそれぞれ４ｍｍ×１３ｍｍのＷＣ基超硬合金製の超硬ドリル１〜４、８ｍｍ×２２ｍｍのＷＣ基超硬合金製の超硬ドリル５〜８、および１６ｍｍ×４５ｍｍのＷＣ基超硬合金製の超硬ドリル９〜１１をそれぞれ製造した。

ついで、これらの超硬ドリル３、４、７、１１の切刃に、ホーニングを施し、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図１に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、表８に示される目標組成および目標層厚の下部層と、同じく層厚方向に沿って表８に示される目標組成および目標層厚の薄層Ａと薄層Ｂの交互積層からなる上部層を蒸着形成することにより、本発明表面被覆超硬製ドリル（以下、本発明被覆超硬ドリルと云う）１〜４をそれぞれ製造した。

また、比較の目的で、上記の超硬ドリル１〜１１の表面に、ホーニングを施し、アセトン中で超音波洗浄し、乾燥した状態で、同じく図２に示されるアークイオンプレーティング装置に装入し、上記実施例１と同一の条件で、同じく表９に示される目標組成および目標層厚の単一相構造を有する硬質被覆層を蒸着することにより、比較表面被覆超硬製ドリル（以下、比較被覆超硬ドリルと云う）１〜１１をそれぞれ製造した。

（ｃ）つぎに、上記本発明被覆超硬ドリル１〜４および比較被覆超硬ドリル１〜１１のうち、
（ｃ１）本発明被覆超硬ドリル１、２および比較被覆超硬ドリル１〜４については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＫＤ６１の板材
切削速度： ５０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．１８ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： １０ ｍｍ、
の条件での、熱間金型用合金工具鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、３５ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｃ２）本発明被覆超硬ドリル３および比較被覆超硬ドリル５〜８については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・ＳＣＭ４４０の板材、
切削速度： ８５ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ２０ ｍｍ、
の条件での、クロムモリブデン鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、６０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
（ｃ３）本発明被覆超硬ドリル４および比較被覆超硬ドリル９〜１１については、
被削材−平面：１００ｍｍ×２５０ｍｍ、厚さ：５０ｍｍの寸法のＪＩＳ・Ｓ５５Ｃの板材、
切削速度： １１０ ｍ／ｍｉｎ．、
送り： ０．３ ｍｍ／ｒｅｖ、
穴深さ： ４０ ｍｍ、
の条件での、機械構造用炭素鋼の湿式高速穴あけ切削加工試験（通常の切削速度は、８０ｍ／ｍｉｎ．）を行い、
上記（ｃ１）〜（ｃ３）のいずれの湿式高速穴あけ切削加工試験（水溶性切削油使用）でも、先端切刃面の逃げ面摩耗幅が０．３ｍｍに至るまでの穴あけ加工数を測定し、その測定結果を表８、表９にそれぞれ示した。

この結果得られた本発明被覆超硬ドリル１〜４の硬質被覆層を構成する薄層Ａおよび薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層とさらに下地層、および比較被覆超硬ドリル１〜１１の硬質被覆層の組成を、透過型電子顕微鏡を用いてのエネルギー分散型Ｘ線分析法により測定したところ、それぞれ目標組成と実質的に同じ組成を示した。
また、上記の硬質被覆層の各構成層の層厚を透過型電子顕微鏡により断面測定したところ、いずれも目標層厚と実質的に同じ平均値（５ヶ所の平均値）を示した。

表８、表９に示される結果から、本発明被覆超硬ドリルの硬質被覆層は、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造と、さらに下地層とで構成され、硬質被覆層がすぐれた高温硬さ、耐熱塑性変形性とともに、すぐれた高温靭性、高温強度を兼ね備えたものであるので、高い発熱を伴い、かつ、大きな衝撃的・機械的負荷がかかる高速ドリル加工でも、チッピング・欠損の発生なく、すぐれた耐摩耗性を発揮するのに対して、硬質被覆層が単一相構造の（Ａｌ，Ｃｒ，Ｓｉ）Ｎ層、あるいは、（Ａｌ，Ｔｉ，Ｓｉ）Ｎ層からなる比較被覆超硬ドリルは、前記高速ドリル加工条件では、特に靭性不足で欠損、チッピングが発生したり、あるいは、耐摩耗性が劣るため、比較的短時間で使用寿命に至ることが明らかである。

上記実施例１〜実施例５からも明らかなように、この発明の表面被覆切削工具（例えば、本発明被覆ハイス歯切工具、本発明被覆超硬エンドミル、本発明被覆ハイスエンドミル、本発明被覆超硬ドリル）は、各種の鋼や鋳鉄などの通常の切削条件での切削加工は勿論のこと、特に高い発熱を伴い、かつ、大きな衝撃的・機械的負荷がかかる高速歯切加工、高速ミーリング加工、高速ドリル加工でも、すぐれた耐欠損性、耐摩耗性を発揮し、長期に亘ってすぐれた切削性能を示すものであるから、切削加工装置の高性能化、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。

Claims (4)

1. 工具基体表面に硬質被覆層が形成された表面被覆切削工具において、
   硬質被覆層は、薄層Ａと薄層Ｂの交互積層構造からなる上部層と、該上部層と工具基体表面との間に介在形成された下地層とからなり、
   前記上部層の薄層Ａと薄層Ｂは、それぞれ０．０１〜０．１μｍの層厚を有し、かつ、薄層Ａと薄層Ｂは１〜１０μｍの合計層厚を有し、さらに、
   （ａ）薄層Ａは、
   組成式：［Ａｌ_ＸＣｒ_ＹＳｉ_Ｚ］Ｎで表した場合、
   ０．２≦Ｘ≦０．４５、０．４≦Ｙ≦０．７５、０．０１≦Ｚ≦０．２、Ｘ＋Ｙ＋Ｚ＝１（ただし、Ｘ、Ｙ、Ｚはいずれも原子比）を満足するＡｌとＣｒとＳｉの複合窒化物層、
   （ｂ）薄層Ｂは、
   組成式：［Ａｌ_ＵＴｉ_ＶＳｉ_Ｗ］Ｎで表した場合、
   ０．０５≦Ｕ≦０．７５、０．１５≦Ｖ≦０．９４、０．０１≦Ｗ≦０．１、Ｕ＋Ｖ＋Ｗ＝１（ただし、Ｕ、Ｖ、Ｗはいずれも原子比）を満足するＡｌとＴｉとＳｉの複合窒化物層、であり、
   前記下地層は、０．５〜１０μｍの層厚を有し、前記薄層Ｂの組成式を満足する組成を有することを特徴とする表面被覆切削工具。
2. 表面被覆切削工具が、高速度工具鋼を工具基体とする歯切工具であることを特徴とする請求項１に記載の表面被覆切削工具。
3. 表面被覆切削工具が、高速度工具鋼を工具基体とするエンドミルであることを特徴とする請求項１に記載の表面被覆切削工具。
4. 表面被覆切削工具が、炭化タングステン基超硬合金を工具基体とするエンドミルまたはドリルであることを特徴とする請求項１に記載の表面被覆切削工具。