JPH11188510A

JPH11188510A - 硬質焼結体切削工具

Info

Publication number: JPH11188510A
Application number: JP35687997A
Authority: JP
Inventors: Yasuyuki Kaneda; 泰幸金田; Kunihiro Tomita; 邦洋富田; Tetsuo Nakai; 哲男中井
Original assignee: Sumitomo Electric Industries Ltd
Current assignee: Sumitomo Electric Industries Ltd
Priority date: 1997-12-25
Filing date: 1997-12-25
Publication date: 1999-07-13
Anticipated expiration: 2017-12-25
Also published as: JP3803773B2

Abstract

(57)【要約】【課題】硬質焼結体部が割れや亀裂を有することなく
強固かつ高剛性に工具母材に接合された、硬質焼結体切
削工具を提供することを主要な目的とする。【解決手段】焼結体部１が接合層５を介して工具母材
４に直接接合されている。接合層５は、接合層全体に対
して２〜１５重量％の、ＷまたはＭｏの少なくとも一方
からなる粒子と、該接合層全体に対して１〜１０重量％
の、ＴｉまたはＺｒの少なくとも一方と、ＡｇまたはＣ
ｕの少なくとも一方からなる残部と、不可避不純物とか
らなる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は、一般に硬質焼結
体切削工具に関するものであり、より特定的には、ダイ
ヤモンド焼結体または立方晶窒化硼素を含有する焼結体
が工具母材に強固にかつ高剛性に接合されてなる硬質焼
結体切削工具に関する。

【０００２】

【従来の技術】微細なダイヤモンド粒子を鉄族金属等の
結合材を用いて超高圧高温下で焼結して得られるダイヤ
モンド焼結体は、切削工具、伸線ダイス、ドリルビット
耐摩工具の刃先材料として、従来の超硬合金に比べ、格
段に優れた耐摩耗性を有している。また、微細な立方晶
窒化硼素を種々の結合材を用いて焼結した材料は、高硬
度の鉄族金属や鋳鉄の切削に対して優れた性能を示す。

【０００３】図２は、従来の硬質焼結体工具の断面図で
ある。硬質焼結体部１は、ダイヤモンド複合焼結体また
は立方晶窒化硼素複合焼結体で構成され、超硬合金製支
持体２に裏打ちされた状態で、一体焼結により作製され
る。硬質焼結体部１の超硬合金支持体２側を、主にＡｇ
やＣｕからなるろう材３を介して、工具母材４にろう接
することにより、硬質焼結体工具が得られる。

【０００４】この場合、ろう付け工程において、急速な
加熱と冷却がこれら複合焼結体中に加えられるために、
条件によっては硬質焼結体部１と超硬合金製支持体２間
の接合界面において、これら材料間の熱膨張差に起因す
る亀裂や割れが発生する場合があった。さらに、切削工
具として完成した場合も、焼結体の条件条件によって
は、硬質焼結体部１と超硬合金製支持体２の界面の接合
強度が不足し、過酷な切削条件下では、切削中に剥離や
欠損が発生する場合があり、工具の信頼性の点で問題が
あった。

【０００５】このような問題を克服するために、たとえ
ば特開昭６０−８５９４０号公報では、ダイヤモンド焼
結体あるいは立方晶窒化硼素焼結体と超硬合金製支持体
との接合界面に、ＴｉやＺｒなどの炭化物・窒化物を形
成させることにより、この接合部分の信頼性を向上させ
ることを提案している。しかし、この場合も、結果的に
は熱膨張差の異なる異種材料を接合した複合焼結体であ
るために、改善の効果は少なく、問題点を解決すること
はできなかった。

【０００６】一方、硬質焼結体部（ダイヤモンド焼結体
および立方晶窒化硼素焼結体で形成される）と、超硬合
金製支持体との接合界面をなくすために、図３に示すよ
うに、ダイヤモンド焼結体あるいは立方晶窒化硼素焼結
体１を、直接工具母材４に接合させることが考えられて
いる。このような工具の構造は、特開昭５９−１３４６
６号公報、特開昭６８−１８７６０３号公報、実公昭６
４−４８３９号公報、特開平２−２７４４０号公報、特
公平３−１７７９１号公報、特開平７−１２４８０４号
公報、特開平９−１０３９０１号公報に開示されてい
る。ここでは、予めダイヤモンド焼結体あるいは立方晶
窒化硼素焼結体１の表面に活性金属層を成形した後に、
Ａｇ，Ｃｕを主とするろう材３により工具母材４に接合
させるか、あるいはＡｇ−Ｃｕ−Ｔｉ、Ｃｕ−Ｔｉ、Ａ
ｇ−Ｔｉ、Ａｕ−Ｔａ、Ａｕ−Ｎｂなど、Ａｇ、Ｃｕ、
Ａｕなどの軟質金属に、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｔａなどの活性金
属を含む活性ろう材を用いて、直接工具母材４に接合す
ることが開示されている。

【０００７】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、図３に
示す従来の硬質焼結体切削工具の場合、ＡｇやＣｕなど
の軟質金属からなるろう材３を介して、ダイヤモンド焼
結体、あるいは立方晶窒化硼素焼結体が直接工具母材４
に接合されているために、過酷な切削条件下ではろう材
３の変形による被削材精度の低下や、被削面粗さの悪
化、あるいは剛性不足によるびびりの発生、さらには工
具刃先の切削熱が、熱伝導率の高いダイヤモンド焼結体
や立方晶窒化硼素焼結体１を介して、直接ろう材３に流
れ込むために、ろう材３が流出し、工具に欠損が発生す
る、などの問題点があった。

【０００８】この発明は上記のような問題点を解決する
ためになされたもので、硬質焼結体が、割れや亀裂を有
することなく、強固かつ高剛性に工具母材に接合されて
なる硬質焼結体切削工具を提供することを目的とする。

【０００９】

【課題を解決するための手段】この発明は、ダイヤモン
ドおよび／または立方晶窒化硼素を２０容量％以上含有
する焼結体部が、接合層を介して工具母材に直接接合さ
れている硬質焼結体切削工具にかかるものである。上記
接合層が、該接合層全体に対して２〜１５重量％の、Ｗ
またはＭｏの少なくとも一方からなる粒子と、該接合層
全体に対して１〜１０重量％の、ＴｉまたはＺｒの少な
くとも一方と、ＡｇまたはＣｕの少なくとも一方からな
る残部と、不可避不純物と、からなることを特徴とす
る。

【００１０】この発明の好ましい実施態様によれば、上
記接合層中の、ＷまたはＭｏの粒子径が、０．５〜３０
μｍの範囲内にある。

【００１１】この発明のさらに好ましい実施態様によれ
ば、上記残部は、ＡｇおよびＣｕの両者を含み、Ａｇに
対するＣｕの重量比率が５〜７０重量％である。

【００１２】この発明のさらに好ましい実施態様によれ
ば、上記接合層の融点は７８０℃〜９５０℃である。

【００１３】この発明のさらに好ましい実施態様によれ
ば、上記焼結体部の厚みは、０．２５〜１．５ｍｍであ
る。

【００１４】この発明のさらに好ましい実施態様によれ
ば、上記工具母材は超硬合金からなる。

【００１５】

【発明の実施の形態】本発明者は、ダイヤモンド焼結体
または立方晶窒化硼素を含有する焼結体が工具母材に直
接接合され、この焼結体が割れや亀裂を有することなく
強固かつ高剛性に接合される接合方法の研究を鋭意行な
った。

【００１６】その結果、図１を参照して、接合層５を、
該接合層全体に対して２〜１５重量％の、ＷまたはＭｏ
の少なくとも一方からなる粒子と、該接合層全体に対し
て１〜１０重量％の、ＴｉまたはＺｒの少なくとも一方
と、ＡｇまたはＣｕの少なくとも一方からなる残部と、
不可避不純物とから形成することにより、ダイヤモンド
焼結体または立方晶窒化硼素を２０容量％以上含有する
焼結体部１を、割れや亀裂の発生なく強固かつ高剛性に
工具母材４に接合できることを見出した。

【００１７】ここで、接合層の主成分となり得る金属材
料はＡｇ、Ｃｕ，Ａｕなど、一般にろう材として用いら
れる低融点であり、かつ軟質の金属であればどのような
金属の組合せでもよい。経済性を考慮に入れた場合、Ａ
ｇ−Ｃｕ合金が好ましい。これによると、Ａｇ−Ｃｕの
共晶組成付近では低融点となり、低温度での接合が可能
となる。

【００１８】すなわち、上述のような軟質金属が接合層
の主成分となることにより、ダイヤモンド焼結体あるい
は立方晶窒化硼素焼結体と、工具母材との接合時に発生
する熱膨張差による歪みを吸収し、焼結体中に発生する
割れや亀裂を防止することが可能となる。そして、この
ような軟質金属による緩衝効果を得るためには、接合さ
れる材料間での熱歪みを、可能な限り小さくしておく必
要がある。このため、接合材料の融点を引き下げる必要
があり、接合材の主成分がＡｇおよびＣｕからなる場合
において、Ａｇに対するＣｕの重量比率が、５〜７０重
量％の範囲にあれば、共晶組成による融点降下作用が顕
著に現われ、好適であることを見出した。そして、接合
材がこのような範囲内の組成であれば、接合材の融点は
７８０℃〜９５０℃となり、低温での接合を可能とする
ことを見出した。

【００１９】一方、このようなＡｇ、Ｃｕなどの軟質金
属を直接ダイヤモンド焼結体あるいは立方晶窒化硼素焼
結体と接合させるためには、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｔａなどの活
性金属の添加が必要不可欠となる。これら活性金属は、
ダイヤモンド焼結体あるいは立方晶窒化硼素焼結体の表
面で、表面エネルギを低下させ、接合層の主成分の濡れ
性を向上させる役割を果たす。このような効果を引出す
ためには、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｔａなどの活性金属は、接合層
中で、１重量％以上必要となる。一方、接合層中にて、
活性金属が増加した場合、活性金属による脆い金属間化
合物が増加して、逆に接合強度は低下することになる。
このため、Ｔｉ，Ｚｒ，Ｔａなどの活性金属は、接合層
中で１０重量％以下となることが必要となる。

【００２０】ここで、上記のような組成を持つ軟質金属
による接合層では、接合層部分の剛性や、接合強度の面
で問題があることは前述のとおりである。発明者は、こ
れらの改善のために鋭意研究を行なった結果、上記軟質
金属に、ＷあるいはＭｏを添加することにより、接合層
の剛性と強度が飛躍的に改善されることを見出した。こ
こで添加されるＷとＭｏは粉末の状態で添加されるため
に、接合層中で、硬質分散粒子としてふるまう。

【００２１】すなわち、硬質粒子であるＷとＭｏが、軟
質金属中で均一に存在することにより、接合層の剛性を
高め、また接合層中ての亀裂の伝播を阻止することによ
り、飛躍的な接合強度の向上が図られることになる。

【００２２】ここで、硬質分散粒子としては、主成分で
ある軟質金属以上の高融点を持つ金属、またはそれらの
炭化物、窒化物、酸化物等が考えられる。このうち、接
合層の主成分であるＡｇやＣｕとの濡れ性や、添加され
ているＴｉ，Ｚｒ，Ｔａなどの活性金属との反応性を考
慮した場合、ＷおよびＭｏが最も好適である。すなわ
ち、硬質分散粒子として添加される粒子は、高温となる
接合時において、主成分であるＡｇおよびＣｕに溶解や
反応せず、かつこれら主成分の液相化や流動性を妨げて
はならない。このためには、ＡｇやＣｕに対して実質的
に溶解せず、かつ添加される粒子上でのＡｇやＣｕの濡
れ性が優れることが求められる。ＷおよびＭｏは、Ａｇ
やＣｕに対して、実質的に溶解せず、またＡｇやＣｕと
の濡れ性に非常に優れており、このような用途に好適で
あることが見出された。

【００２３】ここで、前述した接合層の剛性および強度
を向上させるためには、ＷあるいはＭｏが接合層中で２
重量％以上必要である。また、接合層中でのＷあるいは
Ｍｏの量が、１５重量％を超えた場合、接合体に対する
ＡｇやＣｕの接触面積が少なくなり、急激に接合強度が
低下することになる。このため、添加されるＷあるいは
Ｍｏ粉末は、２〜１５重量％の範囲にあることが必要と
なる。

【００２４】一方、このような接合体による接合層の厚
みは、通常１０μｍ〜２００μｍ程度の厚みとなる。こ
のため、添加されるＷあるいはＭｏ粉末の粒径が３０μ
ｍを超えた場合、接合層の主成分であるＡｇやＣｕ同士
の接触を低下させることになり接合層そのものの強度
が、急激に低下することになる。さらに、添加されるＷ
あるいはＭｏ粉末の粒径が０．５μｍ未満である場合、
接合層中でこれら粉末は凝集しやすくなり、それが破壊
の起点となり、強度を低下させやすくなることも見出さ
れた。このため、添加されるＷあるいはＭｏ粉末の粒径
は、０．５〜３０μｍの範囲内にあることが必要であ
る。

【００２５】ところで、上記のような高剛性の接合層を
用いても、ダイヤモンド焼結体あるいは立方晶窒化硼素
焼結体の厚みが０．２５ｍｍ未満となった場合には、工
具刃先に発生した切削熱が、熱伝導率の高いダイヤモン
ド焼結体や立方晶窒化硼素焼結体を介して、大量に接合
層部分に流れ込むために、接合層部分の温度が上昇し、
これの変形や、変形に起因する欠損が発生しやすくな
る。このため、接合されるダイヤモンド焼結体または立
方晶窒化硼素焼結体の厚みは、０．２５ｍｍ以上必要で
あることが見出された。また、ダイヤモンド焼結体また
は立方晶窒化硼素焼結体の厚みが１．５ｍｍを超える
と、切れ刃の研磨に要する労力が多大になる。このた
め、ダイヤモンド焼結体または立方晶窒化硼素焼結体の
厚みは、経済性の観点から１．５ｍｍ以下であることが
望ましいことが見出された。

【００２６】また、硬質焼結体が接合される工具母材と
しては、超硬合金、鋼、セラミックス等、切削抵抗に耐
え得る強度を有する材料であれば、どのような材料でも
構わない。接合される硬質焼結体との熱膨張差や、材料
強度等を考慮に入れた場合、超硬合金が最も好適であ
る。

【００２７】

【実施例】実施例１表１に、接合層中のＷあるいはＭｏの含有量が、接合強
度や切削性能に及ぼす影響を調べるために準備された種
々の接合材の例を示している。

【００２８】

【表１】

【００２９】表１において、接合材１Ａ〜１Ｄは、いず
れもＡｇ、Ｃｕが主成分として用いられており、接合材
中のＷの含有量が種々変えられている。

【００３０】まず、接合材試料を作製するため、表１に
記載される組成を有する接合材粉末を作製し、これを有
機溶剤と混ぜ合わせることにより、ペースト状の接合材
１Ａ〜１Ｄを得た。立方晶窒化硼素焼結体と超硬合金母
材との接合強度の評価を行なうために、断面が２．５×
２．５ｍｍの四角形形状を有し、長手方向の長さが１０
ｍｍである棒状の立方晶窒化硼素焼結体と超硬合金製サ
ンプルを作製した。そして、これの断面部分に、上記１
Ａ〜１Ｄの接合材を塗布し、真空中、表１の温度にて加
熱することにより、断面部分同士の接合を行なった。な
お、そのときの真空度は１×１０^-5ｔｏｒｒであった。
その後、１Ａ〜１Ｄにより接合された試料２Ａ〜２Ｄ
は、断面積が２×２ｍｍの四角形状になるように、試料
の長手方向の４面に研削加工が施された。この接合部分
における剪断強度を評価した結果を表２に示す。

【００３１】

【表２】

【００３２】試料２Ｄは、接合材中のＷの含有量が多い
ために、接合に関与するＡｇやＣｕ、あるいはＴｉと被
接合材との接触面積が小さくなり、明らかな接合強度の
低下が認められた。これに対して、２Ａ〜２Ｃは高い接
合強度を有しているが、中でも２Ｂと２Ｃは、含有して
いるＷが硬質分散粒子として効果があるために、接合層
部分の強度が向上し、高い接合強度を有することが明ら
かとなった。

【００３３】引続き、切削性能の評価を行なうため、１
Ａ〜１Ｄの接合材を用いて立方晶窒化硼素焼結体と超硬
合金製母材を接合させて、表３に示されるテスト工具３
Ａ〜３Ｄを作製した。なお、立方晶窒化硼素焼結体の厚
みは０．７５ｍｍであった。

【００３４】

【表３】

【００３５】その結果、工具３Ａは接合層部分の剛性が
低く、びびりが発生し、これが原因で切削中に工具の欠
損が生じた。また、工具３Ｄは接合強度が低いために、
切削初期に焼結体が接合部から剥離し、継続切削を行な
うことが不可能であった。これに対して、工具３Ｂ，３
Ｃは、焼結体の接合強度が高く、かつ接合層の剛性が高
いために、切削中に焼結体の剥離や欠損が発生すること
なく、安定した加工を行なうことが可能であった。

【００３６】実施例２表４に、接合層中のＷあるいはＭｏの粒子径が、接合強
度に及ぼす影響を調べるために準備された種々の接合材
の例を示している。

【００３７】

【表４】

【００３８】表４における接合材４Ａ〜４Ｄは、いずれ
もＡｇ、Ｃｕが主成分として用いられており、接合材中
のＭｏの粒子径が種々変えられている。

【００３９】接合材試料を作製するため、実施例１と同
様に、表４に記載される組成を有する接合材粉末を作製
し、これを有機溶剤と混ぜ合わせることにより、ペース
ト状の接合材４Ａ〜４Ｄを得た。ダイヤモンド焼結体と
超硬合金製母材との接合強度の評価を行なうために、断
面が２．５×２．５ｍｍの四角形形状を有し、長手方向
の長さが１０ｍｍである棒状のダイヤモンド焼結体と超
硬合金製サンプルを作製した。そして、これの断面部分
に、上記４Ａ〜４Ｄの接合材を塗布し、真空中、表４の
温度にて加熱することにより、断面部分同士の接合を行
なった。そのときの真空度は８×１０^-5ｔｏｒｒであっ
た。その後、４Ａ〜ＡＤにより接合された試料５Ａ〜５
Ｄは、断面積が２×２ｍｍの四角形形状になるように、
試料の長手方向の４面に研削加工が施された。この接合
部分の接合層の厚みは３０μｍであった。表５に、この
接合材試料のせん断強度を評価した結果を示す。

【００４０】

【表５】

【００４１】試料５Ｄは、接合材中のＭｏ粒子径が大き
く、接合層中の主成分であるＡｇやＣｕ同士の接触が低
下した結果、接合層そのものの強度が急激に低下し、低
いせん断強度を示すことが明らかとなった。また、細か
いＭｏ粒子を含む試料５Ａでは、接合層中にＭｏ粒子の
凝集部分が観察され、これが破壊の起点となって、低い
荷重でせん断されることが明らかとなった。これに対し
て、５Ｂ、５Ｃでは、硬質分散粒子であるＭｏが、接合
層中でのＡｇやＣｕ同士の接触を妨げることがなく、接
合層中の亀裂伝播を防ぐために、高いせん断強度を示す
ことが明らかとなった。

【００４２】実施例３表６は、接合層の主成分であるＡｇとＣｕの組成が、接
合強度に及ぼす影響を調べるために準備された種々の接
合材の例を示している。

【００４３】

【表６】

【００４４】表４における接合材６Ａ〜６Ｄは、いずれ
もＡｇ、Ｃｕが主成分として用いられており、接合材中
のＡｇとＣｕの組成が種々変えられている。

【００４５】接合材試料を作製するため、実施例１と同
様に、表６に記載される組成を有する接合材粉末を作製
し、これを有機溶剤と混ぜ合わせることによりペースト
状の接合材６Ａ〜６Ｄを得た。立方晶窒化硼素焼結体と
超硬合金製母材との接合強度の評価を行なうために、断
面が３．５×３．５ｍｍの四角形形状を有し、長手方向
の長さが８ｍｍである棒状のダイヤモンド焼結体と超硬
合金製サンプルを作製した。そして、これの断面部分
に、上記６ａ〜６ｄの接合材を塗布し、Ａｒ雰囲気中、
表６の温度にて加熱することにより、断面部分同士の接
合を行なった。その後、６Ａ〜６Ｄにより接合された試
料７Ａ〜７Ｄは、断面積が３×３ｍｍの四角形形状にな
るように、試料の長手方向４面に研削加工が施された。
研削加工実施後にこれらサンプルの接合界面を観察した
結果、いずれのサンプルにも亀裂や割れは観察されなか
った。表７に、この接合材試料のせん断強度を評価した
結果を示す。

【００４６】

【表７】

【００４７】試料７Ｄは、接合時には亀裂や割れは観察
されなかったものの、接合温度が高いために、立方晶窒
化硼素焼結体と超硬合金製母材との接合界面付近に、大
きな熱歪みが発生した。その結果、これが原因で、せん
断強度測定時に立方晶窒化硼素焼結体界面が破壊して、
低いせん断強度となった。これに対して、低い温度で接
合された試料７Ａ〜７Ｃは熱歪みの発生が少なく、高い
せん断強度を示すことが明らかとなった。

【００４８】実施例４表８は、接合される硬質焼結体の厚みが、切削性能に及
ぼす影響を調べるために準備された種々の切削工具の例
を示している。

【００４９】

【表８】

【００５０】すなわち、表８における切削工具８Ａ〜８
Ｄは、実施例１と同様の方法により、表８に記載された
接合材により立方晶窒化硼素焼結体が剛性の工具母材上
に接合され、工具が作製された、これが、表９に示す条
件にて切削評価が行なわれた。

【００５１】

【表９】

【００５２】その結果、工具９Ａは立方晶窒化硼素焼結
体の厚みが薄いために、刃先に発生した切削熱が大量に
接合層部分に流入するために、接合層部分が軟化し、接
合強度の低下を招き、これが原因で切削中に工具に欠損
が発生した。これに対して、９Ｂ〜９Ｄは立方晶窒化硼
素焼結体の厚みが厚いために、刃先で発生した切削熱が
分散・放熱されるために、接合層部分の軟化が発生せ
ず、高い接合強度が維持されているために、安定した加
工が可能であることが明らかとなった。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係る硬質焼結体切削工具の断面図であ
る。

【図２】硬質焼結体切削工具の第１の従来例の断面図で
ある。

【図３】硬質焼結体切削工具の第２の従来例の断面図で
ある。

【符号の説明】

１硬質焼結体部４工具母材５接合層

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号ＦＩＣ２２Ｃ 9/00 Ｃ２２Ｃ 9/00 29/08 29/08

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】ダイヤモンドおよび／または立方晶窒化
硼素を２０容量％以上含有する焼結体部が、接合層を介
して工具母材に直接接合されている硬質焼結体切削工具
において、前記接合層が、該接合層全体に対して２〜１５重量％の、ＷまたはＭｏ
の少なくとも一方からなる粒子と、該接合層全体に対して１〜１０重量％の、ＴｉまたはＺ
ｒの少なくとも一方と、ＡｇまたはＣｕの少なくとも一方からなる残部と、不可避不純物と、からなることを特徴とする硬質焼結体
切削工具。
【請求項２】前記接合層中のＷまたはＭｏの粒子径
が、０．５〜３０μｍの範囲内である、請求項１に記載
の硬質焼結体切削工具。
【請求項３】前記残部はＡｇおよびＣｕの両者を含
み、Ａｇに対するＣｕの重量比率が５〜７０重量％である請
求項１に記載の硬質焼結体切削工具。
【請求項４】前記接合層の融点が７８０℃〜９５０℃
である請求項１に記載の硬質焼結体切削工具。
【請求項５】前記焼結体部の厚みが０．２５〜１．５
ｍｍである請求項１に記載の硬質焼結体切削工具。
【請求項６】前記工具母材が超硬合金からなる、請求
項１に記載の硬質焼結体切削工具。