(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
硬質相と、１種以上の鉄系金属からなる結合相とを含む硬質材料からなり、かつ接合部分がなく一体となって構成されている刃先交換型切削チップであって、
前記刃先交換型切削チップは、複数の刃先を備え、
前記硬質材料の全体に対する前記結合相の濃度をＡ1質量％として表わす場合、前記複数の刃先のうち、前記結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその結合相の濃度と、前記結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその結合相の濃度との差がＡ1×０．０２質量％未満となる刃先交換型切削チップ。
【請求項２】
前記硬質相は、炭化タングステンからなる請求項１記載の刃先交換型切削チップ。
【請求項３】
前記硬質相は、第１材料と第２材料とからなり、
前記第１材料は、炭化タングステンであり、
前記第２材料は、周期律表のＩＶａ族元素、Ｖａ族元素およびＶＩａ族元素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素と、炭素、窒素、酸素および硼素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる、Ｂ１型結晶構造を有する固溶体であり、前記硬質材料の全体に対して０．１質量％以上５０質量％以下含まれる請求項１記載の刃先交換型切削チップ。
【請求項４】
前記硬質相は、周期律表のＩＶａ族元素、Ｖａ族元素およびＶＩａ族元素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素と、炭素、窒素、酸素および硼素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる固溶体であり、前記硬質材料の全体に対して６０質量％以上９９質量％以下含まれる請求項１記載の刃先交換型切削チップ。
【請求項５】
前記刃先交換型切削チップは、その全体の抗磁力をＣ1とする場合、前記結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその抗磁力と、前記結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその抗磁力との差がＣ1×０．０４以下となる請求項１〜４のいずれかに記載の刃先交換型切削チップ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、刃先交換型切削チップに関する。
【背景技術】
【０００２】
一般に刃先交換型切削チップをはじめとする切削工具として用いられるサーメットや超硬合金は、耐熱亀裂性、耐酸化性、高温硬度、破壊靭性などの特性に優れていることが要求される。現状の切削工具に用いられる超硬合金およびサーメットは、耐熱亀裂性や破壊靭性を改善するために、多くの研究者により様々な工夫がなされてきている。近年の市場ニーズとして、工具の管理コストを減らすため、単一の工具で広範な被削材、切削条件に対応できる切削工具の登場が望まれている。
【０００３】
超硬合金やサーメットのように、硬質相と結合相とから構成され、粉体をプレスして焼結する方法で製造する硬質材料は、硬質相組成はもちろん、合金組織中の硬質相の粒径や結合相量により、その硬度や強度が変わり、それに伴って使用用途も変わる。例えば、断続切削には結合相が多く強度の高い合金が用いられ、一方、高硬度の被削材を連続切削する場合には、結合相が少なく硬度の高い合金を用いるのが一般的である。
【０００４】
一方、切削工具の部位によって硬質材料の特性を変える試みは、従来からなされており、たとえば特開２００３−０８２４３２号公報（特許文献１）では部位によって結合相量を変える技術、特開平０３−０４３１１２号公報（特許文献２）では切刃部とシャンク部とで硬質合金の組成を変える技術、特開昭６１−１９１３８０号公報（特許文献３）では超硬合金にサーメットを溶射する技術、特開昭５４−００６８０３号公報（特許文献４）、特開２０００−１４４３００号公報（特許文献５）では組成の異なる超硬合金を焼結接合する技術、特開平０９−０４１００６号公報（特許文献６）では複数のスラリーを用いて造形する技術がそれぞれ提案されている。しかし、いずれも従来の製造方法に新しい工程を加えるもので、製造コストアップの要因となり、また接合部分の強度不足が発生しており、製造できる形状も限られていた。
【０００５】
さらに、上記のように切削工具の部位により硬質材料の特性を変えると、特定の用途への適用に際しては好適な作用が示されることが期待できるが、その反面、汎用性に欠けることになっていた。前述の通り、工具の管理コストを減らすため、単一の工具で広範な被削材、切削条件に対応でき、しかも長く安定した工具寿命を有する切削工具の登場が望まれており、そのような要求に応える切削工具、特に刃先交換型切削チップの開発が望まれている。
【特許文献１】特開２００３−０８２４３２号公報
【特許文献２】特開平０３−０４３１１２号公報
【特許文献３】特開昭６１−１９１３８０号公報
【特許文献４】特開昭５４−００６８０３号公報
【特許文献５】特開２０００−１４４３００号公報
【特許文献６】特開平０９−０４１００６号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
本発明は、上記のような現状に鑑みなされたものであって、その目的とするところは、汎用性に優れかつ長く安定した工具寿命を有する刃先交換型切削チップを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
本発明者は、上記課題を解決するべく種々の検討を重ねた結果、刃先交換型切削チップのあらゆる箇所で同等の硬度や強度を有していることが広範囲の使用用途に適応しかつ長く安定した工具寿命を実現するための理想的状態であるとの知見を得、この知見に基づきさらに鋭意検討を重ねることにより、刃先交換型切削チップを構成する硬質材料の結合相の濃度分布に注目し、刃先交換型切削チップの切削に関与する部位において結合相の濃度を可能な限り均一な状態とすることが上記目的に対して最も効果的であるとの更なる知見を得、この知見の下、更に鋭意検討を重ねることによりついに本発明を完成したものである。
【０００８】
すなわち、本発明の刃先交換型切削チップは、硬質相と、１種以上の鉄系金属からなる結合相とを含む硬質材料からなり、かつ接合部分がなく一体となって構成されているものであって、該刃先交換型切削チップは、複数の刃先を備え、該硬質材料の全体に対する該結合相の濃度をＡ1質量％として表わす場合、該複数の刃先のうち、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその結合相の濃度と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその結合相の濃度との差がＡ1×０．０２質量％未満となることを特徴としている。
【０００９】
ここで、該硬質相は、炭化タングステンからなること（このような硬質相を便宜的に「第１硬質相」と記す）が好ましく、また下記のような第１材料と第２材料とからなること（このような硬質相を便宜的に「第２硬質相」と記す）が好ましい。上記第１材料は、炭化タングステンであり、上記第２材料は、周期律表のＩＶａ族元素（Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆなど）、Ｖａ族元素（Ｖ、Ｎｂ、Ｔａなど）およびＶＩａ族元素（Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗなど）からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素と、炭素、窒素、酸素および硼素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる、Ｂ１型結晶構造を有する固溶体であり、硬質材料の全体に対して０．１質量％以上５０質量％以下含まれるものである。
【００１０】
さらに、該硬質相は、周期律表のＩＶａ族元素、Ｖａ族元素およびＶＩａ族元素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素と、炭素、窒素、酸素および硼素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる固溶体であり、硬質材料の全体に対して６０質量％以上９９質量％以下含まれるもの（このような硬質相を便宜的に「第３硬質相」と記す）が好ましい。
【００１１】
また、該刃先交換型切削チップは、その全体の抗磁力をＣ1とする場合、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその抗磁力と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその抗磁力との差がＣ1×０．０４以下となることが好ましい。
【発明の効果】
【００１２】
本発明の刃先交換型切削チップは、上記の通りの構成を有することにより、種々の被削材および切削条件に対応でき、広範囲の使用用途に適するものである。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１３】
以下、本発明についてさらに詳細に説明する。なお、以下の実施の形態の説明では、図面を用いて説明しているが、本願の図面において同一の参照符号を付したものは、同一部分または相当部分を示している。
【００１４】
＜刃先交換型切削チップ＞
本発明の刃先交換型切削チップは、硬質相と、１種以上の鉄系金属からなる結合相とを含む硬質材料からなり、かつ接合部分がなく一体となって構成されているものであって、複数の刃先を備えている。このような本発明の刃先交換型切削チップは、上面およびそれに平行な断面が多角形または円形（好ましくは、菱形、正方形、三角形、長方形、丸形など）をなす形状を有している（たとえば図１参照）。なお、このような刃先交換型切削チップは、上面の中央に下面まで貫通する孔が設けられている場合もある。
【００１５】
ここで、「接合部分がなく一体となって構成されている」とは、本発明の刃先交換型切削チップが硬質材料（の焼結体）からなる複数のパーツをロウ付けや通電接合のような手段により接合して形成したものではなく、それ自体が一体となった硬質材料により構成されていることを示す。
【００１６】
また「刃先」とは、刃先交換型切削チップのコーナー部分であって、切削に関与する部分をいう。たとえば、図１に表されている刃先交換型切削チップ１０の斜線を付した部分が刃先１１である。なお、図１において、斜線部分は１つのコーナー部分にのみ付されているが、図１のように上面およびそれに平行な断面が菱形である場合、４つのコーナー部分すべてが刃先となる（便宜的に他の３つのコーナー部分には斜線を付していない）。
【００１７】
なお、上記「コーナー部分」とは、多角形の各辺が交差する交点から各辺方向に延びる所定長さ（ｔｍｍ）の線分を１辺とする四角形を断面とし、かつその高さ（ｈｍｍ）が刃先交換型切削チップの上面から下面までの厚みとなる柱状部分をいう(図１参照)。
【００１８】
ここで、上記高さ（ｈｍｍ）は、刃先交換型切削チップの厚みとなるため必然的に定まるが、長さ（ｔｍｍ）を具体的な数値によって特定することは困難である。これは、刃先交換型切削チップの形状、被削材の種類等により切削に関与する部分の範囲が異なるためである。よって、この刃先を定義する場合、上述のように「切削に関与する部分」とするのが最も好適であるが、あえてこの長さ（ｔｍｍ）を規定するならば、それは上記多角形を構成する辺の長さの０．５％以上４０％以下とすることができる（なお、この長さは多角形の形状により必ずしも各辺で同じ長さとなるものではない）。
【００１９】
なお、「切削に関与する部分」とは、被削材と接触する部分および被削材と接触はしないが切り屑と接触する部分をいう。
【００２０】
一方、上記「硬質材料」は、硬質相と、１種以上の鉄系金属からなる結合相ととを含む限り、不可避不純物や他の成分が含まれていても差し支えない。すなわち、本発明における硬質材料は、本発明の効果が示される範囲で他の成分の含有を排除するものではない。
【００２１】
＜結合相＞
本発明の刃先交換型切削チップを構成する硬質材料に含まれる結合相は、１種以上の鉄系金属からなるものである。ここで、本発明において「鉄系金属」とは、鉄（Ｆｅ）、コバルト（Ｃｏ）、およびニッケル（Ｎｉ）からなる群より選ばれる少なくとも１種の金属をいう。また、Ｃｒ、Ｖ、およびＺｒについては、Ｃｏ中に固溶している場合、または金属元素として単独で存在している場合は、結合相を構成する鉄系金属として扱うものとする。
【００２２】
このような結合相は、該硬質材料の全体に対する濃度をＡ1質量％として表わす場合、０．５質量％≦Ａ1≦４０質量％の範囲の濃度で含まれることが好ましい。より好ましくは、その上限が３０質量％、さらに好ましくは２５質量％、その下限が１質量％、さらに好ましくは２質量％である。硬質材料の全体に対する結合相の濃度が０．５質量％未満の場合、刃先の強度が不足する場合があり、またその濃度が４０質量％を超えると耐摩耗性が不足する場合がある。
【００２３】
そしてこのような結合相は、刃先交換型切削チップの複数の刃先のうち、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその結合相の濃度と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその結合相の濃度との差がＡ1×０．０２質量％未満となることを特徴としている。より好ましくはＡ1×０．０１８質量％未満、さらに好ましくはＡ1×０．０１５質量％未満である。上記結合相の濃度の差がＡ1×０．０２質量％を超えると各刃先によって刃先の強度と耐摩耗性とのバランスが異なり工具寿命が不安定となる。また、上記結合相の濃度差の下限値は、小さくなればなる程好ましいため、あえて規定する必要はない。
【００２４】
このように硬質材料中の結合相の濃度分布を規定することにより、種々の被削材および切削条件に対応することが可能となり、刃先交換型切削チップを広範囲の使用用途に適用することが可能となったものである。刃先交換型切削チップを広範囲の用途に適用する場合、種々の被削材や種々の切削条件が適用されることとなるため、刃先交換型切削チップの各部位での強度の不均一性を防止することが必要であり、刃先交換型切削チップのあらゆる箇所で同等の硬度や強度を有していることが理想的である。しかしながら、あらゆる箇所で同等の硬度や強度を付与された刃先交換型切削チップを工業的に生産することは困難が予想されるため、本発明者は刃先交換型切削チップの各部位の中で特に切削に関与する刃先に注目し、各刃先において結合相の濃度を可能な限り均一な状態とすることにより、刃先交換型切削チップを極めて広範囲の使用用途に適用することを可能としたものである。
【００２５】
このように各刃先において結合相の濃度が均一化されたということは、換言するといずれかの刃先部分において強度が低下するという現象を効果的に防止したものであり、このような強度の低下部分が起点となって生じる刃先交換型切削チップの破壊を極めて有効に防止したことにより、上述のように広範囲の使用用途への適用を確保したものである。
【００２６】
＜不可避不純物＞
本発明の硬質材料に含まれる可能性のある不可避不純物としては、硬質相に起因する不純物や結合相に起因する不純物の他、Ａｌ、Ｐ、Ｓ、Ｚｒ、Ｔｉ、Ｔａ、Ｎｂ、Ｓｉ、Ｚｎ、Ｍｏ、Ｂ、Ｃａ、Ｙなどが挙げられる。
【００２７】
このような不可避不純物は、本発明の硬質材料中、それぞれ０．００１質量％以上０．３質量％以下含まれることがある。
【００２８】
＜硬質相＞
本発明の硬質材料に含まれる硬質相は、結合相を上記のように規定する限りその組成等は特に限定されない。たとえば、以下に述べる第１硬質相、第２硬質相、第３硬質相等が好ましいがこれらのみに限定されるものではなく、立方晶窒化硼素やダイヤモンド等を含むこともできる。
【００２９】
＜第１硬質相＞
本発明の硬質相は、炭化タングステンからなるものとすることが好ましい（第１硬質相）。炭化タングステンを硬質相として含む硬質材料は、一般的に超硬合金と呼ばれる。
【００３０】
炭化タングステンからなる硬質相は、硬質材料の全体に対して６０質量％以上９９．５質量％以下含まれることが好ましい。より好ましくは、その上限が９９質量％、さらに好ましくは９８質量％、その下限が６５質量％、さらに好ましくは７０質量％である。
【００３１】
このような第１硬質相が、硬質材料の全体に対して６０質量％未満となると、焼結時に重力の影響による全体的な変形が生じることがあり、また９９．５質量％を超えると焼結が進行しにくいことから焼結体の強度が低下する場合がある。
【００３２】
＜第２硬質相＞
また、本発明の硬質相は、その用途に応じて第１材料と第２材料とからなり、該第１材料は、炭化タングステンであり、該第２材料は、周期律表のＩＶａ族元素、Ｖａ族元素およびＶＩａ族元素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素と、炭素、窒素、酸素および硼素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる、Ｂ１型結晶構造を有する固溶体であり、硬質材料の全体に対して０．１質量％以上５０質量％以下含まれるものであることが好ましい（第２硬質相）。このような第２硬質相を硬質相として含む硬質材料も一般的に超硬合金と呼ばれる。
【００３３】
なお、ここでＢ１型結晶構造とは、ＮａＣｌ型結晶構造を意味する。
このような第２材料である固溶体の組成としては、たとえばＴａＣ、ＮｂＣ、ＴｉＣ、ＴｉＣＮ、ＺｒＣＮ、ＺｒＮ、ＺｒＣ、ＴａＮｂＣ等を挙げることができる。これらの化学式において、各元素間の原子比が特定されていない場合（元素記号のみで表記されている場合）は、その原子比は特に限定されず従来公知の原子比がすべて含まれる（特に断りのない限り他の化学式において同じ）。
【００３４】
第１材料と第２材料の合計は、硬質材料の全体に対して６０質量％以上９９質量％以下含まれることが好ましい。より好ましくは、その上限が９８質量％、さらに好ましくは９６質量％、その下限が６５質量％、さらに好ましくは７０質量％である。
【００３５】
このように第１材料と第２材料の合計が、硬質材料の全体に対して６０質量％未満となると、焼結時に重力の影響による全体的な変形が生じることがあり、また９９質量％を超えると焼結が進行しにくいことから焼結体の強度が低下する場合がある。
【００３６】
＜第３硬質相＞
本発明の硬質相は、周期律表のＩＶａ族元素、Ｖａ族元素およびＶＩａ族元素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素と、炭素、窒素、酸素および硼素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる固溶体であり、硬質材料の全体に対して６０質量％以上９９質量％以下含まれるものとすることが好ましい（第３硬質相）。このような第３硬質相を硬質相とする硬質材料は一般的にサーメットと呼ばれる。
【００３７】
このような第３硬質相が、硬質材料の全体に対して６０質量％未満となると、焼結時に重力の影響による全体的な変形が生じることがあり、また９９質量％を超えると焼結が進行しにくいことから焼結体の強度が低下する場合がある。
【００３８】
このような第３硬質相を構成する固溶体としては、たとえばＴｉ、Ｔａ、Ｎｂ、Ｗ、Ｍｏ、Ｚｒ、およびＶからなる群より選ばれる少なくとも１以上の元素の炭窒化物からなる固溶体等を挙げることができる。
【００３９】
＜抗磁力＞
本発明の刃先交換型切削チップは、その全体の抗磁力（Ｈｃ、単位：ｋＡ／ｍまたはＯｅ）をＣ1とする場合、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその抗磁力と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその抗磁力との差がＣ1×０．０４以下となることが好ましい。
【００４０】
上述のように本発明においては、硬質材料の各部位、とりわけ各刃先において結合相の濃度を可能な限り等しくすることを目的としたものであるが、それらの部位において結合相の濃度を完全に等しくすることは困難であり、実質的に濃度差を生じることになる。このため、本発明の硬質材料においては、各部位において飽和磁化量（４πσ）が異なり、これにより抗磁力も変化する。
【００４１】
そこで、硬質材料全体の抗磁力（Ｈｃ）をＣ1とする場合、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその抗磁力と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその抗磁力との差をＣ1×０．０４以下と規定することにより、種々の被削材および切削条件に対応でき、広範囲の使用用途を有する刃先交換型切削チップを得られることが、本発明者の研究により明らかとなった。
【００４２】
上記抗磁力の差は、より好ましくはＣ1×０．０３５以下、さらに好ましくはＣ1×０．０３以下である。上記抗磁力の差がＣ1×０．０４を超えると、焼結体の硬度や切削時の耐熱亀裂性等が変化するため好ましくない。また、上記抗磁力の差の下限値は、小さくなればなる程好ましいため、あえて規定する必要はない。
【００４３】
＜製造方法＞
上記のような構成を有する本発明の刃先交換型切削チップは、原則として従来公知の刃先交換型切削チップと同様に、原料粉末を粉砕混合し（粉砕混合工程）、それをプレス成型した（成形工程）後、その成形体を焼結すること（焼結工程）により製造される。すなわち、本発明の刃先交換型切削チップは焼結体である。
【００４４】
また、本発明の刃先交換型切削チップは、上記のような焼結工程後、必要に応じてさらに砥石、ブラシ等で加工することにより所定の形状や寸法精度に整えられる。
【００４５】
本発明の刃先交換型切削チップは、上記のように各刃先における結合相の濃度をできる限り均一にしたものであることから、上記のような製造方法において焼結工程の条件を制御したことに特徴がある。すなわち、上記焼結工程において、温度および／または雰囲気を可能な限り均一化したものである。
【００４６】
従来、刃先交換型切削チップの製造時の焼結工程は、焼結炉内の温度および／または雰囲気を均一化する努力がなされていたけれども、それらを均一化することは困難であった。このため、焼結炉内に温度勾配および／または雰囲気勾配が生じた条件下で焼結工程が実行されていたため、その勾配に沿って硬質材料中の結合相が質量移動することにより、結果的に焼結後の硬質材料中において結合相の濃度分布が生じていた。このように結合相の質量移動が生じる詳細なメカニズムは未だ解明されていないものの、上記のような温度勾配中の高温領域において結合相が液相として出現し、その液相に低温領域の結合相が順次溶解していくことにより、上記のような質量移動が生じるものと推測される。
【００４７】
本発明における製造方法は、焼結工程において上記のように焼結炉内の温度および／または雰囲気を可能な限り均一化することにより、従来技術で生じていた結合相の質量移動を防止し、以って硬質材料中において結合相を可能な限り均一に存在させること（特に各刃先において結合相を均一に存在させること）に成功したものである。
【００４８】
以下、図２〜図５を用いて、本発明の焼結工程についてより詳細に説明する。図２は本発明の焼結工程において好適に用いることができる焼結炉１００の模式的な上面図であり、図３はその焼結炉１００の模式的な断面図（図２の中央部の側面方向からの模式的な断面図）である。これに対して、図４は従来一般的に用いられていた焼結炉２００の模式的な上面図であり、図５はその焼結炉２００の模式的な断面図（図４の中央部の側面方向からの模式的な断面図）である。なお、図２および図３に示された焼結炉は、本発明の焼結工程において好適に用いることができるものであるが、焼結時の温度および／または雰囲気を均一化できるものであれば、この焼結炉のみに限られるものではなく、いかなる焼結炉を使用しても差し支えない。また、硬質材料中の各刃先において結合相を均一に存在させることができる製造方法であれば、このように焼結時の温度および／または雰囲気を均一化させる方法のみに限られるものではなく、いかなる方法を採用することもできる。
【００４９】
まず、図２および図３に示される焼結炉１００（炉壁１０５内の中央の支持台１０２上に硬質材料の成形体１０１が載置されている）は、図４および図５に示される従来の焼結炉２００（炉壁２０５内の中央の支持台２０２上に硬質材料の成形体２０１が載置されている）が排気方向を一方向のみ（排気口２０３が１つのみ）とし、加熱手段もヒーター２１１および２１２のように２面のみ（または４面（図示せず）のみ）であり、断熱手段も断熱材２０４が２面のみに配されている構造であるのに対して、排気方向（排気口１０３）が六方向であり、加熱手段も支持台１０２を中心としてその周囲６面を囲うようにして６面のヒーター１１１、１１２、１１３、１１４、１１５、１１６が配置され、さらに断熱材１０４も支持台１０２の周囲６面を囲うようにして配置された構造を有する。
【００５０】
すなわち、このような構造を有する図２および図３に示された焼結炉１００を用いて硬質材料の成形体１０１を焼結することにより、成形体１０１の周囲の温度および雰囲気を極めて精密に制御することができ、もってそれらを均一化できることから硬質材料中の結合相の濃度（特に各刃先における結合相の濃度）を均一化すること（上記Ａ1×０．０２質量％未満にすること）が可能となったものである。
【００５１】
そして、特に昇温時における１２００℃を超える温度領域および最高保持温度後の冷却時における１３００〜１２００℃の温度領域において温度を精密に制御することが好ましく、それらの温度領域における上記成形体１０１の各部位の温度差を２℃以下、より好ましくは１℃以下とすることが好適である。また、上記のように排出口１０３の設置箇所も６面とすることにより、酸化還元反応や結合相の焼結炉内への飛散を悉く解決することができる。
【００５２】
このようにして、本発明の刃先交換型切削チップを極めて好適に製造することができる。
【００５３】
＜刃先交換型切削チップの用途等＞
本発明の刃先交換型切削チップは、この種のチップにより切削が可能なあらゆる種類の被削材に対して用いることができ、またその用途もドリル加工用、エンドミル加工用、フライス加工用、旋削加工用、メタルソー加工用、歯切工具加工用、リーマ加工用、タップ加工用、またはクランクシャフトのピンミーリング加工用等の極めて広範囲の用途に用いることができる。
【００５４】
また、本発明の刃先交換型切削チップは、稜線やコーナーに対して面取り加工を行なったり、アール（Ｒ）を有するように処理することができる。また、本発明の刃先交換型切削チップは、上面等にチップブレーカと呼ばれる凹凸形状が形成されていても差し支えなく、また形状はネガティブタイプのものであっても、ポジティブタイプのものであっても良い。
【００５５】
さらに本発明の刃先交換型切削チップは、化学蒸着法や物理蒸着法により、その表面部に各種の被覆層を形成することもでき、このような被覆層が形成されていても本発明の上記効果は発揮される。
【００５６】
なお、本発明において結合相の濃度は、電子線マイクロアナライザ（ＥＰＭＡ）、エネルギー分散型蛍光Ｘ線分析（ＥＤＳ）、湿式分析等により測定することができ、特にその分析方法が限定されることはない。たとえば、ＥＰＭＡやＥＤＳにより測定する場合は、分析する面を切断ラップすることにより行なうことができ、湿式分析する場合は、刃先交換型切削チップから分析対象部位を切断分離することにより行なうことができる。
【００５７】
また、本発明における硬質材料の組成は、ＥＰＭＡ、ＥＤＳ、ＷＤＳ（波長分散形Ｘ線分光分析）、ＩＣＰ−ＡＥＳ（誘導結合プラズマ発光分光分析）、ＩＣＰ−ＭＳ（誘導結合プラズマ質量分析）、ＥＳＣＡ（Ｘ線光電子分光分析）、ＡＡＳ（原子吸光分析）などのような化学分析や各種湿式分析や赤外線吸収分析を併用することにより測定することができる。
【００５８】
また、本発明においてＢ１型結晶構造等の結晶構造は、Ｘ線回折やＴＥＭ（透過型電子顕微鏡）による格子像観察により測定することができる。また、本発明において抗磁力は、抗磁力測定機により測定することができる。
【実施例】
【００５９】
以下、実施例を挙げて本発明をより詳細に説明するが、本発明はこれらに限定されるものではない。
【００６０】
＜実施例１＞
ＷＣ８９．５質量％、ＴａＣ１．５質量％、およびＣｏ１０．０質量％からなる組成の原料粉末を、溶媒としてエチルアルコールを用いた湿式条件下で１０時間混合粉砕した（粉砕混合工程）。続いて、このように粉砕された混合粉末を１ｔｏｎ／ｃｍ2の圧力でプレス成形することにより成形体を得た（成形工程）。
【００６１】
次いで、図２および図３に示した焼結炉１００を用いて、上記のようにして得た成形体を下記の条件（焼結条件１〜４）で焼結した（焼結工程）。その後、このようにして得られた焼結された成形体に対してダイヤモンド砥石を用いて研削加工を施すことによりＪＩＳ  Ｂ  ４１２０−１９９８で規定されるＳＮＭＮ１９０６０８の形状を有する刃先交換型切削チップを得た。この刃先交換型切削チップの刃先処理量は、０．０５ｘ−２０°のチャンファーホーニングとした。
【００６２】
なお、下記の焼結条件毎に焼結成形体を４個ずつ作製した。
＜焼結条件１＞
上記の成形体１０１を支持台１０２上に載置し、６面のヒーター１１１〜１１６を用いて炉内温度を６．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で室温から８００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。引き続き、６面のヒーター１１１〜１１６を用いて炉内温度を３．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で８００℃から１２００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。
【００６３】
次いで、６面のヒーター１１１〜１１６間の昇温速度の差が１．０℃／ｍｉｎ．以内となるようにこれらのヒーターの昇温速度を精密に制御することにより、炉内温度を０．３℃／ｍｉｎ．の昇温速度で１２００℃から１３８０℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。その後、１３８０℃の温度で４０分間保持した後、１５℃／ｍｉｎ．の冷却速度で１２００℃まで冷却した後、室温まで冷却することにより成形体１０１の焼結を完了した。
【００６４】
なお、上記の焼結工程を通して雰囲気は１０Ｐａ以下の真空状態とし、上記のヒーターの温度制御は熱電対を用いて行なった。また、１２００℃を超える昇温時において、各ヒーター間の温度差が１．０℃を超えることがあればその差が１℃以内になるまで昇温を一旦停止した後、その差が１℃以内となったところで再度昇温させることにした。
【００６５】
この焼結条件１により焼結された成形体１０１を用いて得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．１１」とする。
【００６６】
＜焼結条件２＞
上記焼結条件１において、１２００℃から１３８０℃までの加熱を、次の条件とすることを除き、その他はすべて焼結条件１と同様にして成形体１０１を焼結した。
【００６７】
すなわち、６面のヒーター１１１〜１１６間の昇温速度の差が０．５℃／ｍｉｎ．以内となるようにこれらのヒーターの昇温速度を精密に制御することにより、炉内温度を０．１℃／ｍｉｎ．の昇温速度で加熱する条件を採用した。
【００６８】
この焼結条件２により焼結された成形体１０１を用いて得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．１２」とする。
【００６９】
＜焼結条件３＞
上記の成形体１０１を支持台１０２上に載置し、４面のヒーター１１１、１１３、１１５、１１６を用いて炉内温度を６．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で室温から８００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。引き続き、上記４面のヒーターを用いて炉内温度を３．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で８００℃から１３８０℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した（この間、ヒーターの温度制御は熱電対を用いて行なったが、焼結条件１、２のように各ヒーター間の昇温速度を精密に制御することはしなかった）。
【００７０】
次いで、１３８０℃の温度で４０分間保持した後、４℃／ｍｉｎ．の冷却速度で１２００℃まで冷却した後、室温まで冷却することにより成形体１０１の焼結を完了した。
【００７１】
なお、上記の焼結工程を通して雰囲気は１０Ｐａ以下の真空状態としたが、排気口１０３は、図２左側の１箇所のみを使用し、他の５箇所は封鎖して用いた（焼結条件１、２では６箇所の排気口１０３のすべてを使用した）。また、昇温時において、上記４面のヒーターの温度を測温したところ、１２００℃に到達した時点から１３８０℃の保持終了までの間、最高６℃の温度差を発生していた。
【００７２】
この焼結条件３により焼結された成形体１０１を用いて得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．１３」とする。
【００７３】
＜焼結条件４＞
上記の成形体１０１を支持台１０２上に載置し、２面のヒーター１１１、１１３を用いて炉内温度を６．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で室温から８００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。引き続き、上記２面のヒーターを用いて炉内温度を３．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で８００℃から１３８０℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した（この間、ヒーターの温度制御は熱電対を用いて行なったが、焼結条件１、２のように各ヒーター間の昇温速度を精密に制御することはしなかった）。
【００７４】
次いで、１３８０℃の温度で４０分間保持した後、４℃／ｍｉｎ．の冷却速度で１２００℃まで冷却した後、室温まで冷却することにより成形体１０１の焼結を完了した。
【００７５】
なお、上記の焼結工程を通して雰囲気は１０Ｐａ以下の真空状態としたが、排気口１０３は、図２左側の１箇所のみを使用し、他の５箇所は封鎖して用いた。また、昇温時において、上記２面のヒーターの温度を測温したところ、１２００℃に到達した時点から１３８０℃の保持終了までの間、最高１０℃の温度差を発生していた。
【００７６】
この焼結条件４により焼結された成形体１０１を用いて得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．１４」とする。
【００７７】
＜刃先交換型切削チップＮｏ．１１〜１４＞
上記の刃先交換型切削チップＮｏ．１１とＮｏ．１２とが、本発明の実施例の刃先交換型切削チップであり、刃先交換型切削チップＮｏ．１３とＮｏ．１４とが比較例の刃先交換型切削チップである。
【００７８】
なお、これらの刃先交換型切削チップは、硬質相と、１種以上の鉄系金属からなる結合相とを含む硬質材料からなり、かつ接合部分がなく一体となって構成されているものであって、複数の刃先を備えている。該硬質相は、第１材料と第２材料とからなり、該第１材料は炭化タングステン（ＷＣ）であり、第２材料は炭化タンタル（ＴａＣ）である。
【００７９】
そして、この炭化タンタルは、Ｂ１型結晶構造を有する固溶体であり、硬質材料の全体に対して１．５質量％含まれている。また、結合相は、１種の鉄系金属であるコバルト（Ｃｏ）からなっている。
【００８０】
＜内接円寸法の測定＞
上記の刃先交換型切削チップＮｏ．１１、１２、１３、１４について、ダイヤモンド砥石を用いた研削加工を行なう前に、図６に示したａ、ｂ、ｃ、ｄ、ｅ、ｆの６本のラインの部分を、汎用のマイクロメーター（先端測定子サイズ：φ３ｍｍ）を用いて刃先交換型切削チップの内接円寸法を測定することにより、その最大値と最小値との差（内接円寸法差という）を求めた。
【００８１】
その結果、内接円寸法差は刃先交換型切削チップＮｏ．１１では５μｍ、刃先交換型切削チップＮｏ．１２では９μｍ、刃先交換型切削チップＮｏ．１３では３４μｍ、刃先交換型切削チップＮｏ．１４では５３μｍであった。
【００８２】
このように、本発明の刃先交換型切削チップは、比較例の刃先交換型切削チップに比し、焼結時の収縮に伴う変形量が小さいことは明らかである。
【００８３】
＜連続切削試験＞
刃先交換型切削チップＮｏ．１１〜１４を用いて、以下の条件による連続切削試験を行なうことにより、逃げ面平均摩耗量（ＶB）を測定した。その結果を以下の表１に示す。
【００８４】
なお、連続切削試験は、各刃先交換型切削チップの上面および下面の計８コーナーについて行ない、それらのコーナー中、逃げ面平均摩耗量（ＶB）の最大値、最小値、および全８コーナーの平均値を求めた。逃げ面平均摩耗量（ＶB）は、数値が小さいもの程、耐摩耗性に優れていることを示す。
【００８５】
（連続切削試験の条件）
被削材：ＳＣＭ４３５（ＨＢ＝２４０）丸棒
切削速度：２２０ｍ／ｍｉｎ.
送り：０．２６ｍｍ／ｒｅｖ.
切込み：２．０ｍｍ
湿式／乾式：湿式（水溶性油）
切削時間：６分
＜断続切削試験＞
連続切削試験に用いたものとは異なる刃先交換型切削チップＮｏ．１１〜１４を用いて、以下の条件による断続切削試験を行なうことにより、欠損数を測定した。その結果を以下の表１に示す。
【００８６】
なお、断続切削試験は、各刃先交換型切削チップの上面および下面の計８コーナーについて行ない、欠損したコーナー数を欠損数とした。欠損数が少ないもの程、耐欠損性に優れていることを示す。
【００８７】
（断続切削試験の条件）
被削材：ＳＣＭ４３５（ＨＢ＝２４０）角材
切削速度：１１０ｍ／ｍｉｎ.
送り：０．４０ｍｍ／ｒｅｖ.
切込み：２．０ｍｍ
湿式／乾式：乾式
切削時間：３０秒
＜結合相濃度の測定＞
刃先交換型切削チップＮｏ．１１〜１４の各々について、図７に示した４つの刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚを切断分離することによりその刃先に含まれる結合相（Ｃｏ）の濃度（質量％）を超硬工具協会規格（ＣＩＳ−０３２（１９８５））により測定した。その結果を以下の表１に示す。
【００８８】
なお、刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚは、それぞれ図１における所定長さ（ｔｍｍ）が２．５ｍｍであり、高さ（ｈｍｍ）が６．３５ｍｍである。
【００８９】
また、刃先交換型切削チップの全体の結合相の濃度（硬質材料の全体に対する結合相の濃度）は、上記刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚを切断分離していない刃先交換型切削チップを用いて、超硬工具協会規格（ＣＩＳ−０３２（１９８５））により測定した。なお、このようにして求めた刃先交換型切削チップの全体の結合相の濃度は、上記において刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚを切断分離した残りの部分の刃先交換型切削チップを同様にして測定した値と一致することを確認した。
【００９０】
このようにして、硬質材料の全体に対する結合相の濃度（Ａ1質量％、表１では「全体濃度」と記す）と、４つの刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚ中、結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその結合相の濃度（表１では「最大濃度」と記す）と結合相の濃度が最も低くなる刃先における結合相の濃度（表１では「最小濃度」と記す）とを表１に示す。
【００９１】
【表１】
0004888659.tif 000002
【００９２】
表１より明らかな通り、本発明の実施例である刃先交換型切削チップＮｏ．１１の結合相の全体濃度は１０．００質量％であり、最大濃度は１０．０７質量％であり、最小濃度は９．９３質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．１４質量％であり、これは全体濃度×０．０２（すなわち０．２質量％）未満であった。
【００９３】
また、本発明の実施例である刃先交換型切削チップＮｏ．１２の結合相の全体濃度は１０．００質量％であり、最大濃度は１０．０２質量％であり、最小濃度は９．９８質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．０４質量％であり、これは全体濃度×０．０２（すなわち０．２質量％）未満であった。
【００９４】
これに対して、比較例である刃先交換型切削チップＮｏ．１３の結合相の全体濃度は１０．００質量％であり、最大濃度は１０．１４質量％であり、最小濃度は９．８７質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．２７質量％であり、これは全体濃度×０．０２（すなわち０．２質量％）を超えていた。
【００９５】
また、比較例である刃先交換型切削チップＮｏ．１４の結合相の全体濃度は１０．００質量％であり、最大濃度は１０．３６質量％であり、最小濃度は９．６１質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．７５質量％であり、これも全体濃度×０．０２（すなわち０．２質量％）を超えていた。
【００９６】
一方、本発明の実施例の刃先交換型切削チップＮｏ．１１およびＮｏ．１２は、比較例の刃先交換型切削チップＮｏ．１３およびＮｏ．１４に比し、耐摩耗性も耐欠損性も優れていた。
【００９７】
このため、刃先交換型切削チップにおいて、該硬質材料の全体に対する結合相の濃度をＡ1質量％として表わす場合、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその結合相の濃度と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその結合相の濃度との差がＡ1×０．０２質量％未満である場合において、優れた耐摩耗性と優れた耐欠損性が示されることが明らかとなった。よって、本発明の刃先交換型切削チップは、長く安定した工具寿命を有することから種々の被削材および切削条件に対応でき、広範囲の使用用途に適するものであることは明らかである。
【００９８】
＜実施例２＞
実施例１の原料粉末の組成をＷＣ８７．２質量％、Ｃｒ3Ｃ2０．８質量％、およびＣｏ１２．０質量％に換えること、およびチップの形状をＪＩＳ  Ｂ  ４１２０−１９９８で規定されるＳＮＭＮ２５０７２４に換えることを除き、他はすべて実施例１と同様にして刃先交換型切削チップを作製した。
【００９９】
すなわち、焼結条件１により得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．２１」、焼結条件２により得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．２２」、焼結条件３により得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．２３」、焼結条件４により得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．２４」とし、これらを各々４個ずつ製造した。
【０１００】
＜刃先交換型切削チップＮｏ．２１〜２４＞
上記の刃先交換型切削チップＮｏ．２１とＮｏ．２２とが、本発明の実施例の刃先交換型切削チップであり、刃先交換型切削チップＮｏ．２３とＮｏ．２４とが比較例の刃先交換型切削チップである。
【０１０１】
なお、これらの刃先交換型切削チップは、硬質相と、１種以上の鉄系金属からなる結合相とを含む硬質材料からなり、かつ接合部分がなく一体となって構成されているものであって、複数の刃先を備えている。該硬質相は炭化タングステン（ＷＣ）である。
【０１０２】
また、Ｃｒ3Ｃ2はＣｒとしてＣｏ中に固溶していることとし、結合相は、２種の鉄系金属であるＣｏとＣｒとした。
【０１０３】
＜内接円寸法の測定＞
上記の刃先交換型切削チップＮｏ．２１、２２、２３、２４について、図６に示した６ラインについて実施例１と同様にして内接円寸法を測定することにより、その最大値と最小値との差（内接円寸法差という）を求めた。
【０１０４】
その結果、内接円寸法差は刃先交換型切削チップＮｏ．２１では７μｍ、刃先交換型切削チップＮｏ．２２では１１μｍ、刃先交換型切削チップＮｏ．２３では４２μｍ、刃先交換型切削チップＮｏ．２４では６８μｍであった。
【０１０５】
このように、本発明の刃先交換型切削チップは、比較例の刃先交換型切削チップに比し、焼結時の収縮に伴う変形量が小さいことは明らかである。
【０１０６】
＜連続切削試験＞
刃先交換型切削チップＮｏ．２１〜２４を用いて、以下の条件による連続切削試験を行なうことにより、逃げ面平均摩耗量（ＶB）を測定した。その結果を以下の表２に示す。
【０１０７】
なお、連続切削試験は、各刃先交換型切削チップの上面および下面の計８コーナーについて行ない、それらのコーナー中、逃げ面平均摩耗量（ＶB）の最大値、最小値、および全８コーナーの平均値を求めた。逃げ面平均摩耗量（ＶB）は、数値が小さいもの程、耐摩耗性に優れていることを示す。
【０１０８】
（連続切削試験の条件）
被削材：ＳＣＭ４３５（ＨＢ＝２４０）丸棒
切削速度：１７０ｍ／ｍｉｎ.
送り：０．３２ｍｍ／ｒｅｖ.
切込み：３．０ｍｍ
湿式／乾式：湿式（水溶性油）
切削時間：４分
＜断続切削試験＞
連続切削試験に用いたものとは異なる刃先交換型切削チップＮｏ．２１〜２４を用いて、以下の条件による断続切削試験を行なうことにより、欠損数を測定した。その結果を以下の表２に示す。
【０１０９】
なお、断続切削試験は、各刃先交換型切削チップの上面および下面の計８コーナーについて行ない、欠損したコーナー数を欠損数とした。欠損数が少ないもの程、耐欠損性に優れていることを示す。
【０１１０】
（断続切削試験の条件）
被削材：ＳＣＭ４３５（ＨＢ＝２４０）角材
切削速度：１２０ｍ／ｍｉｎ.
送り：０．４４ｍｍ／ｒｅｖ.
切込み：３．０ｍｍ
湿式／乾式：乾式
切削時間：３０秒
＜結合相濃度の測定＞
刃先交換型切削チップＮｏ．２１〜２４の各々について、図７に示した４つの刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚを切断分離することによりその刃先に含まれる結合相（ＣｏとＣｒ）の濃度（質量％）を実施例１と同様にして測定した。その結果を以下の表２に示す。
【０１１１】
なお、４つの刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚは、実施例１と同様にそれぞれ図１における所定長さ（ｔｍｍ）が２．５ｍｍであり、高さ（ｈｍｍ）が７．９４ｍｍである。
【０１１２】
このようにして、硬質材料の全体に対する結合相の濃度（Ａ1質量％、表２では「全体濃度」と記す）と、４つの刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚ中、結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその結合相の濃度（表２では「最大濃度」と記す）と結合相の濃度が最も低くなる刃先における結合相の濃度（表２では「最小濃度」と記す）とを表２に示す。なお表２中、結合相の濃度はＩＣＰ−ＡＥＳ分析により測定したＣｒとＣｏとの合計濃度（ただしカッコ内の数値はＣｒ単独の濃度）を示す。表２では、光学顕微鏡による組織観察の結果、明瞭なＣｒの化合物相が認められなかったためＣｒ元素は結合相として計上した。
【０１１３】
＜抗磁力の測定＞
刃先交換型切削チップＮｏ．２１〜２４の各々について、チップ全体の抗磁力（Ｃ1、表２では「抗磁力Ｃ1」と記す）を超硬工具協会規格（ＣＩＳ−０３１（１９８５））により測定した。続いて、図７に示した刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚを切断分離することにより各刃先の抗磁力を同規格により測定した。この場合、各刃先交換型切削チップは上記の結合相濃度を測定した刃先交換型切削チップと同じ刃先交換型切削チップを用い、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその抗磁力(表２では「抗磁力ＣHC」と記す)と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその抗磁力（表２では「抗磁力ＣLC」と記す）とを求め、表２に示す。
【０１１４】
【表２】
0004888659.tif 000003
【０１１５】
表２より明らかな通り、本発明の実施例である刃先交換型切削チップＮｏ．２１の結合相の全体濃度は１２．６８質量％であり、最大濃度は１２．７５質量％であり、最小濃度は１２．６１質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．１４質量％であり、これは全体濃度×０．０２（すなわち０．２５質量％）未満であった。
【０１１６】
また、本発明の実施例である刃先交換型切削チップＮｏ．２２の結合相の全体濃度は１２．６８質量％であり、最大濃度は１２．７１質量％であり、最小濃度は１２．６５質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．０６質量％であり、これは全体濃度×０．０２（すなわち０．２５質量％）未満であった。
【０１１７】
これに対して、比較例である刃先交換型切削チップＮｏ．２３の結合相の全体濃度は１２．６８質量％であり、最大濃度は１２．８４質量％であり、最小濃度は１２．５４質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．３０質量％であり、これは全体濃度×０．０２（すなわち０．２５質量％）を超えていた。
【０１１８】
また、比較例である刃先交換型切削チップＮｏ．２４の結合相の全体濃度は１２．６８質量％であり、最大濃度は１３．１０質量％であり、最小濃度は１２．２７質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．８３質量％であり、これも全体濃度×０．０２（すなわち０．２５質量％）を超えていた。
【０１１９】
一方、本発明の実施例の刃先交換型切削チップＮｏ．２１およびＮｏ．２２は、比較例の刃先交換型切削チップＮｏ．２３およびＮｏ．２４に比し、耐摩耗性も耐欠損性も優れていた。
【０１２０】
このため、刃先交換型切削チップにおいて、該硬質材料の全体に対する結合相の濃度をＡ1質量％として表わす場合、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその結合相の濃度と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその結合相の濃度との差がＡ1×０．０２質量％未満である場合において、優れた耐摩耗性と優れた耐欠損性が示されることが明らかとなった。よって、本発明の刃先交換型切削チップは、長く安定した工具寿命を有することから種々の被削材および切削条件に対応でき、広範囲の使用用途に適するものであることは明らかである。
【０１２１】
なお、本発明の実施例である刃先交換型切削チップＮｏ．２１のチップ全体の抗磁力は１５．２ｋＡ／ｍであり、抗磁力ＣHCは１５．１５ｋＡ／ｍであり、抗磁力ＣLCは１５．３３ｋＡ／ｍであることから、抗磁力ＣHCと抗磁力ＣLCとの差は０．１８ｋＡ／ｍであり、これは全体の抗磁力×０．０４（すなわち０．６０８ｋＡ／ｍ）未満であった。
【０１２２】
また、本発明の実施例である刃先交換型切削チップＮｏ．２２のチップ全体の抗磁力は１５．２ｋＡ／ｍであり、抗磁力ＣHCは１５．１１ｋＡ／ｍであり、抗磁力ＣLCは１５．２８ｋＡ／ｍであることから、抗磁力ＣHCと抗磁力ＣLCとの差は０．１７ｋＡ／ｍであり、これは全体の抗磁力×０．０４（すなわち０．６０８ｋＡ／ｍ）未満であった。
【０１２３】
これに対して、比較例である刃先交換型切削チップＮｏ．２３のチップ全体の抗磁力は１５．２ｋＡ／ｍであり、抗磁力ＣHCは１４．８９ｋＡ／ｍであり、抗磁力ＣLCは１５．５０ｋＡ／ｍであることから、抗磁力ＣHCと抗磁力ＣLCとの差は０．６１ｋＡ／ｍであり、これは全体の抗磁力×０．０４（すなわち０．６０８ｋＡ／ｍ）を超えていた。
【０１２４】
また、比較例である本発明の実施例である刃先交換型切削チップＮｏ．２４のチップ全体の抗磁力は１５．２ｋＡ／ｍであり、抗磁力ＣHCは１４．７１ｋＡ／ｍであり、抗磁力ＣLCは１５．６８ｋＡ／ｍであることから、抗磁力ＣHCと抗磁力ＣLCとの差は０．９７ｋＡ／ｍであり、これは全体の抗磁力×０．０４（すなわち０．６０８ｋＡ／ｍ）を超えていた。
【０１２５】
このため、刃先交換型切削チップにおいて、その全体の抗磁力をＣ1とする場合、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその抗磁力と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその抗磁力との差がＣ1×０．０４以下となる場合において、優れた耐摩耗性と優れた耐欠損性が示されることが裏付けられ、種々の被削材および切削条件に対応でき、広範囲の使用用途に適するものであることが裏付けられた。
【０１２６】
今回の実施例は、光学顕微鏡による組織観察の結果、明瞭なＣｒの化合物相が認められなかったためＣｒ元素は結合相として計上したが、組織中にＣｒの化合物相が認められた場合、結合相に存在するＣｒ量のみを結合相として計上する。具体的には、ＥＰＭＡやＴＥＭ−ＥＤＳ（透過型電子顕微鏡−エネルギー分散型蛍光Ｘ線分析装置）にて、スポットサイズを結合相部分のみに絞って分析を行なう方法が挙げられる。
【０１２７】
＜実施例３＞
ＴｉＣＮ４７．５質量％、ＴｉＣ１０質量％、ＴａＣ２質量％、ＮｂＣ４質量％、Ｍｏ2Ｃ８質量％、ＷＣ１５質量％、Ｃｏ９質量％、およびＮｉ４．５質量％からなる組成の原料粉末を、溶媒としてエチルアルコールを用いた湿式条件下で１２時間混合粉砕した（粉砕混合工程）。続いて、このように粉砕された混合粉末を１ｔｏｎ／ｃｍ2の圧力でプレス成形することにより成形体を得た（成形工程）。
【０１２８】
次いで、図２および図３に示した焼結炉１００を用いて、上記のようにして得た成形体を下記の条件（焼結条件１１〜１４）で焼結した（焼結工程）。その後、このようにして得られた焼結された成形体に対してダイヤモンド砥石を用いて研削加工を施すことによりＪＩＳ  Ｂ  ４１２０−１９９８で規定されるＳＮＭＮ２５０７１２の形状を有する刃先交換型切削チップを得た。この刃先交換型切削チップの刃先処理量は、０．１ｘ−２５°のチャンファーホーニングとした。
【０１２９】
なお、下記の焼結条件毎に焼結成形体を２個ずつ作製した。
＜焼結条件１１＞
上記の成形体１０１を支持台１０２上に載置し、６面のヒーター１１１〜１１６を用いて炉内温度を６．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で室温から８００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。引き続き、６面のヒーター１１１〜１１６を用いて炉内温度を３．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で８００℃から１２００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。
【０１３０】
次いで、６面のヒーター１１１〜１１６間の昇温速度の差が１．０℃／ｍｉｎ．以内となるようにこれらのヒーターの昇温速度を精密に制御することにより、炉内温度を０．３℃／ｍｉｎ．の昇温速度で１２００℃から１５００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。なお、この加熱時、１０００ｃｃ／ｍｉｎ．の窒素ガスを流して、圧力を０．４ｋＰａの雰囲気とした。その後、１５００℃の温度で１時間保持（引き続き１０００ｃｃ／ｍｉｎ．の窒素ガスを流したが、この間の圧力は４００Ｐａとした）した後、１８℃／ｍｉｎ．の冷却速度で１２００℃まで冷却した（この冷却時は１０００ｃｃ／ｍｉｎ．のＣＯガスを流し、圧力は６ｋＰａとした）後、室温まで冷却することにより成形体１０１の焼結を完了した。
【０１３１】
なお、上記の焼結工程を通して窒素ガスおよびＣＯガスを流していないときの雰囲気は１０Ｐａ以下の真空状態とし、上記のヒーターの温度制御は熱電対を用いて行なった。また、１２００℃を超える昇温時において、各ヒーター間の温度差が１．０℃を超えることがあればその差が１℃以内になるまで昇温を一旦停止した後、その差が１℃以内となったところで再度昇温させることにした。
【０１３２】
この焼結条件１１により焼結された成形体１０１を用いて得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．３１」とする。
【０１３３】
＜焼結条件１２＞
上記焼結条件１１において、１２００℃から１５００℃までの加熱を、次の条件とすることを除き、その他はすべて焼結条件１１と同様にして成形体１０１を焼結した。
【０１３４】
すなわち、６面のヒーター１１１〜１１６間の昇温速度の差が０．５℃／ｍｉｎ．以内となるようにこれらのヒーターの昇温速度を精密に制御することにより、炉内温度を０．１℃／ｍｉｎ．の昇温速度で加熱する条件を採用した。
【０１３５】
この焼結条件１２により焼結された成形体１０１を用いて得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．３２」とする。
【０１３６】
＜焼結条件１３＞
上記の成形体１０１を支持台１０２上に載置し、４面のヒーター１１１、１１３、１１５、１１６を用いて炉内温度を６．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で室温から８００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。引き続き、上記４面のヒーターを用いて炉内温度を３．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で８００℃から１５００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した（この間、ヒーターの温度制御は熱電対を用いて行なったが、焼結条件１１、１２のように各ヒーター間の昇温速度を精密に制御することはしなかった。また、この加熱期間中１２００℃〜１５００℃までの期間は、１０００ｃｃ／ｍｉｎ．の窒素ガスを流して、圧力を０．４ｋＰａの雰囲気とした。）。
【０１３７】
次いで、１５００℃の温度で１時間保持した（引き続き１０００ｃｃ／ｍｉｎ．の窒素ガスを流したが、この間の圧力は４００Ｐａとした）後、５℃／ｍｉｎ．の冷却速度で１２００℃まで冷却した（この冷却時は１０００ｃｃ／ｍｉｎ．のＣＯガスを流し、圧力は６ｋＰａとした）後、室温まで冷却することにより成形体１０１の焼結を完了した。
【０１３８】
なお、上記の焼結工程を通して窒素ガスおよびＣＯガスを流していないときの雰囲気は１０Ｐａ以下の真空状態としたが、排気口１０３は、図２左側の１箇所のみを使用し、他の５箇所は封鎖して用いた（焼結条件１１、１２では６箇所の排気口１０３のすべてを使用した）。また、昇温時において、上記４面のヒーターの温度を測温したところ、１２００℃に到達した時点から１５００℃の保持終了までの間、最高１１．２℃の温度差を発生していた。
【０１３９】
この焼結条件１３により焼結された成形体１０１を用いて得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．３３」とする。
【０１４０】
＜焼結条件１４＞
上記の成形体１０１を支持台１０２上に載置し、２面のヒーター１１１、１１３を用いて炉内温度を６．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で室温から８００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した。引き続き、上記２面のヒーターを用いて炉内温度を３．０℃／ｍｉｎ．の昇温速度で８００℃から１５００℃まで加熱することにより成形体１０１を加熱した（この間、ヒーターの温度制御は熱電対を用いて行なったが、焼結条件１、２のように各ヒーター間の昇温速度を精密に制御することはしなかった。また、この加熱期間中１２００℃〜１５００℃までの期間は、１０００ｃｃ／ｍｉｎ．の窒素ガスを流して、圧力を０．４ｋＰａの雰囲気とした。）。
【０１４１】
次いで、１５００℃の温度で１時間保持した（引き続き１０００ｃｃ／ｍｉｎ．の窒素ガスを流したが、この間の圧力は４００Ｐａとした）後、５℃／ｍｉｎ．の冷却速度で１２００℃まで冷却した（この冷却時は１０００ｃｃ／ｍｉｎ．のＣＯガスを流し、圧力は６ｋＰａとした）後、室温まで冷却することにより成形体１０１の焼結を完了した。
【０１４２】
なお、上記の焼結工程を通して窒素ガスおよびＣＯガスを流していないときの雰囲気は１０Ｐａ以下の真空状態としたが、排気口１０３は、図２左側の１箇所のみを使用し、他の５箇所は封鎖して用いた。また、昇温時において、上記２面のヒーターの温度を測温したところ、１２００℃に到達した時点から１５００℃の保持終了までの間、最高２０．１℃の温度差を発生していた。
【０１４３】
この焼結条件１４により焼結された成形体１０１を用いて得られる刃先交換型切削チップを「刃先交換型切削チップＮｏ．３４」とする。
【０１４４】
＜刃先交換型切削チップＮｏ．３１〜３４＞
上記の刃先交換型切削チップＮｏ．３１とＮｏ．３２とが、本発明の実施例の刃先交換型切削チップであり、刃先交換型切削チップＮｏ．３３とＮｏ．３４とが比較例の刃先交換型切削チップである。
【０１４５】
なお、これらの刃先交換型切削チップは、硬質相と、１種以上の鉄系金属からなる結合相とを含む硬質材料からなり、かつ接合部分がなく一体となって構成されているものであって、複数の刃先を備えている。該硬質相は、周期律表のＩＶａ族元素、Ｖａ族元素およびＶＩａ族元素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素と、炭素、窒素、酸素および硼素からなる群より選ばれる少なくとも１種の元素とからなる固溶体であり、硬質材料の全体に対して６０質量％以上９９質量％以下含まれるもの（すなわち、Ｔｉ、Ｔａ、Ｎｂ、Ｍｏ、およびＷの炭窒化物からなる固溶体が硬質材料の全体に対して８６．５質量％含まれるもの）である。
【０１４６】
また、結合相は、２種の鉄系金属であるＣｏとＮｉからなっている。
＜内接円寸法の測定＞
上記の刃先交換型切削チップＮｏ．３１、３２、３３、３４について、図６に示した６ラインについて実施例１と同様にして内接円寸法を測定することにより、その最大値と最小値との差（内接円寸法差という）を求めた。
【０１４７】
その結果、内接円寸法差は刃先交換型切削チップＮｏ．３１では６μｍ、刃先交換型切削チップＮｏ．３２では１０μｍ、刃先交換型切削チップＮｏ．３３では４３μｍ、刃先交換型切削チップＮｏ．３４では７０μｍであった。
【０１４８】
このように、本発明の刃先交換型切削チップは、比較例の刃先交換型切削チップに比し、焼結時の収縮に伴う変形量が小さいことは明らかである。
【０１４９】
＜連続切削試験＞
刃先交換型切削チップＮｏ．３１〜３４を用いて、以下の条件による連続切削試験を行なうことにより、逃げ面平均摩耗量（ＶB）を測定した。その結果を以下の表３に示す。
【０１５０】
なお、連続切削試験は、各刃先交換型切削チップの上面および下面の計８コーナーについて行ない、それらのコーナー中、逃げ面平均摩耗量（ＶB）の最大値、最小値、および全８コーナーの平均値を求めた。逃げ面平均摩耗量（ＶB）は、数値が小さいもの程、耐摩耗性に優れていることを示す。
【０１５１】
（連続切削試験の条件）
被削材：ＳＣＭ４１５（ＨＢ＝２２０）丸棒
切削速度：２３０ｍ／ｍｉｎ.
送り：０．２２ｍｍ／ｒｅｖ.
切込み：１．５ｍｍ
湿式／乾式：湿式（水溶性油）
切削時間：１０分
＜断続切削試験＞
連続切削試験に用いたものとは異なる刃先交換型切削チップＮｏ．３１〜３４を用いて、以下の条件による断続切削試験を行なうことにより、欠損数を測定した。その結果を以下の表３に示す。
【０１５２】
なお、断続切削試験は、各刃先交換型切削チップの上面および下面の計８コーナーについて行ない、欠損したコーナー数を欠損数とした。欠損数が少ないもの程、耐欠損性に優れていることを示す。
【０１５３】
（断続切削試験の条件）
被削材：ＳＣＭ４３５（ＨＢ＝２４０）角材
切削速度：９０ｍ／ｍｉｎ.
送り：０．４０ｍｍ／ｒｅｖ.
切込み：２．０ｍｍ
湿式／乾式：乾式
切削時間：３０秒
＜結合相濃度の測定＞
刃先交換型切削チップＮｏ．３１〜３４の各々について、図７に示した４つの刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚを切断分離することによりその刃先に含まれる結合相（ＣｏとＮｉ）の濃度（質量％）を実施例１と同様にして測定した。その結果を以下の表３に示す。
【０１５４】
なお、４つの刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚは、実施例１と同様にそれぞれ図１における所定長さ（ｔｍｍ）が２．５ｍｍであり、高さ（ｈｍｍ）が７．９４ｍｍである。
【０１５５】
このようにして、硬質材料の全体に対する結合相の濃度（Ａ1質量％、表３では「全体濃度」と記す）と、４つの刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚ中、結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその結合相の濃度（表３では「最大濃度」と記す）と結合相の濃度が最も低くなる刃先における結合相の濃度（表３では「最小濃度」と記す）とを表３に示す。なお表３中、結合相の濃度はＩＣＰ−ＡＥＳ分析により測定したＮｉとＣｏとの合計濃度（ただしカッコ内の数値はＮｉ単独の濃度）を示す。
【０１５６】
【表３】
0004888659.tif 000004
【０１５７】
表３より明らかな通り、本発明の実施例である刃先交換型切削チップＮｏ．３１の結合相の全体濃度は１３．５０質量％であり、最大濃度は１３．５６質量％であり、最小濃度は１３．５０質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．０６質量％であり、これは全体濃度×０．０２（すなわち０．２７質量％）未満であった。
【０１５８】
また、本発明の実施例である刃先交換型切削チップＮｏ．３２の結合相の全体濃度は１３．５０質量％であり、最大濃度は１３．５４質量％であり、最小濃度は１３．５０質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．０４質量％であり、これは全体濃度×０．０２（すなわち０．２７質量％）未満であった。
【０１５９】
これに対して、比較例である刃先交換型切削チップＮｏ．３３の結合相の全体濃度は１３．５０質量％であり、最大濃度は１３．６９質量％であり、最小濃度は１３．３０質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．３９質量％であり、これは全体濃度×０．０２（すなわち０．２７質量％）を超えていた。
【０１６０】
また、比較例である刃先交換型切削チップＮｏ．３４の結合相の全体濃度は１３．５０質量％であり、最大濃度は１３．９１質量％であり、最小濃度は１３．０７質量％であることから、最大濃度と最小濃度との差は０．８４質量％であり、これも全体濃度×０．０２（すなわち０．２７質量％）を超えていた。
【０１６１】
一方、本発明の実施例の刃先交換型切削チップＮｏ．３１およびＮｏ．３２は、比較例の刃先交換型切削チップＮｏ．３３およびＮｏ．３４に比し、耐摩耗性も耐欠損性も優れていた。
【０１６２】
このため、刃先交換型切削チップにおいて、該硬質材料の全体に対する結合相の濃度をＡ1質量％として表わす場合、該結合相の濃度が最も高くなる刃先におけるその結合相の濃度と、該結合相の濃度が最も低くなる刃先におけるその結合相の濃度との差がＡ1×０．０２質量％未満である場合において、優れた耐摩耗性と優れた耐欠損性が示されることが明らかとなった。よって、本発明の刃先交換型切削チップは、長く安定した工具寿命を有することから種々の被削材および切削条件に対応でき、広範囲の使用用途に適するものであることは明らかである。
【０１６３】
以上のように本発明の実施の形態および実施例について説明を行なったが、上述の各実施の形態および実施例の構成を適宜組み合わせることも当初から予定している。
【０１６４】
今回開示された実施の形態および実施例はすべての点で例示であって制限的なものではないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。
【図面の簡単な説明】
【０１６５】
【図１】刃先を明確にした刃先交換型切削チップの斜視図である。
【図２】本発明で好適に用いることができる焼結炉の模式的上面図である。
【図３】本発明で好適に用いることができる焼結炉の模式的な側面方向の断面図である。
【図４】従来用いられていた焼結炉の模式的上面図である。
【図５】従来用いられていた焼結炉の模式的な側面方向の断面図である。
【図６】内接円寸法を測定するラインを示した刃先交換型切削チップの上面図である。
【図７】４つの刃先Ｗ、Ｘ、Ｙ、Ｚを有する刃先交換型切削チップの斜視図である。
【符号の説明】
【０１６６】
１００，２００  焼結炉、１０１，２０１  成形体、１０２，２０２  支持台、１０３，２０３  排出口、１０４，２０４  断熱材、１０５，２０５  炉壁、１１１，１１２，１１３，１１４，１１５，１１６，２１１，２１２  ヒーター。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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