技術報告
工程省略につ な が る 材 料 技 術 特 集

PVD コーティングの密着性におよぼす
工具鋼の硬さと一次炭化物の影響
Effects of Hardness and Primary Carbide in Tool Steel on Adhesion of PVD Coatings
三浦

滉大*1

舘

幸生*2

MIURA Kodai and TACHI Yukio

１. 緒言

コーティングと材料の密着性については多くの研究が既に存在する 3）-8）．その中でも市村らによる機械構造用鋼，環境負荷低減（CO2 削減，省資源化）を推進する社会的ステンレス鋼，工具鋼，超硬（WC-Co）を基材とした時背景から，金属加工分野の様相が変化している．例えば自の密着性（スクラッチ試験で評価した臨界荷重 Lc）に関1）する報告 7）,8） に着目すると，基材の組織形態に依存せず

動車骨格部品への超ハイテンの適用 ，熱間成形から温間成形，あるいは冷間成形へのシフトが予測される．このよ

Lc は主に基材硬さ（厳密には後述する複合硬さ）によっ

うな環境変化は，主に被加工材の高強度化をもたらし，金て決まることが示唆される．一方で，イオンボンバード処型への負荷を増大させる．これにより，金型寿命は低下し理時に生じる一次炭化物（焼入時に固溶せずに残存した炭

金型費のトータルコストアップにつながると考えられる．

化物）とマトリクスの段差に起因して密着性が変化するとこのような環境変化に対し，金型材料開発に留まらず，いう報告もある 9）．基材の組織形態，特に本研究で着目す発展の著しい表面処理（コーティング，窒化，ショットピー

る工具鋼の一次炭化物はコーティングとの密着性に影響をニングなど）との組合せを最適化することが重要である．

与えるのだろうか．一次炭化物が密着性に影響するのであ

表面処理と金型材料の組合せ最適化によって金型寿命の向れば，一次炭化物の制御は金型材料の設計指針になり，ユー

上だけでなく，金型使用時の負荷を上げて加工工程を省略

ザーサイドからは工具鋼の選択指針になり得る．したがっすることも可能になると考えられる．

て，前述の問いを考えることは材料メーカーだけでなく金型ユーザーにとっても重要であると考える．

このような背景に基づき，本研究では表面処理の中でも2）

上記の問いについて，工具鋼の種類と硬さを大きく変化

PVD コーティングに焦点を当て，PVD 膜とその基材となさせて，PVD 膜との密着性を評価した．ここで用いた評価

る工具鋼の密着性に与える材料パラメータを検討した．

指標は，比較強度評価として実績も多いスクラッチ試験 1 0）

多様な組成の成膜が可能で，その利用も増えてきている

Table 1

Parameters of substrates and coatings.

Substrates

Substrate hardness
(HRC)

SKD11
QCM®8
QCM®64-HARMOTEX®
SPM®23
SPM®30(SKH40 equivalent)
SPM®R8QCM®8QCM®64-HARMOTEX®
SKD61SPM®R8SKD11
QCM®64-HARMOTEX®
18Ni-Maraging steel
SPM®R846.9 ~ 60.8
49.4 ~ 62.1
57.7 ~ 64.2
63.4
64.9
64.9
62.2
64.2
51.7
63.8
46.0
63.4
54.6
64.7

*1
*2

研究・開発センター
研究・開発センター

新商品開発室新商品開発室Primary carbides
in substrates
M7C3
M7C3
M6C, M7C3
M6C, MC
M6C, MC
M7C3, MC
M7C3
M6C, M7C3MC
M7C3, MC
M7C3
M6C, M7C3－
M7C3, MC

Volume fractionof total carbides
vol %
10
5
3
13
13
7
5
3
<1
7
10
3
0
7

Coatings

AlCrN

TiN

CrN

Coating thickness(μm)
1.8~2.7
1.6~2.4
1.8~2.0
1.9
2.1
2.3
4.1
3.8
3.1
3.0
4.8
3.0
3.2
2.8

商品開発2グループ
商品開発2グループ長

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PVDコーティングの密着性におよぼす工具鋼の硬さと一次炭化物の影響した Lc を理論的に解析した市村のモデル

6）-8）を用いて，膜一例として示す．Fig. 1 および Table 1 に示すように，
硬さ，と基材を複合体として考えた複合硬さ（文献には「複合硬一次炭化物の種類，量，サイズが異なる複数の基材を用意し，度」と記載されているが，ここでは「硬さ」の表記で統一

それを調質した材料を 50 mmw × 5 ～ 7 mmt × 40 mmLする）と Lc 位置における圧痕の深さ（臨界スクラッチ深さに加工後，50 × 40 mm の面を研削加工で仕上げた．表面

δcr）の 2 つのパラメータに分離し，一次炭化物の影響を考粗さはいずれも Ra ≦ 0.02 μm であった．

察した．このδcr は膜と基材の接合強度，あるいは膜の機械研削加工した面に市販の AlCrN（膜厚 1.6 ～ 2.7 μm，6）-8）であると提案されている．

硬さ 3500 HV），TiN（3.0 ～ 4.1 μm，2500 HV），CrN

したがって，ここでは一次炭化物の影響をδcr の変化を通じ（2.8 ～ 4.8 μm, 2200 HV）をイオンプレーティング法て議論することになる．そして，3 章の最後に本研究で得で成膜した．膜厚はカロテスト法で測定した．

的強度に依存したパラメータ

られた結論を用いて，金型材料の選択指針も合わせて示す．

スクラッチ試験は CSR1000（レスカ製）を用いて，圧子半径 200 μm，初期荷重 1 ～ 5 N，最終荷重 121 ～２.実験方法

205 N，走査速度 10 mm/min の条件で実施した．Fig. 2に示すように Lc は摩擦力が急激に立ち上がる荷重と定義

Table 1 に本研究で用いた供試材を示す．基材工具として，
®

11）

®

した．後述するように，摩擦力から定義した Lc 位置では

®12）

基材の露出が観察される（Fig. 8）．また，通常のスクラッ®

チ試験に加え，被膜の損傷形態を確認するため，Lc 近傍

冷間ダイス鋼 SKD11，QCM 8 ，QCM 64-HARMOTEX®

®

（以降，QCM 64-H と略す）
，粉末ハイス SPM 23，SPM 30®

13）（SKH40 相当），SPM R8に加え，SKD61，18Ni マルエー

で試験を止める途中止め試験も実施した．

ジング鋼を用いた．AlCrN との組合せでは，冷間ダイス鋼

本研究では，Lc を市村のモデルを用いて解析した．導出の硬さを焼戻温度で調整し，複数の硬さ水準を用意した．

方法はここでは省略し，最終結果のみを以下に示す 6）-8）．
Lc=2πRβδcrHcr

一次炭化物の種類と体積率（焼入温度における平衡計算値）（1）

は Table 1 に示す．一次炭化物のサイズは定量的な評価を

ここで R はスクラッチ試験に用いた圧子の半径（200実施していないが，定性的な順位は粉末ハイス <QCM®8，μm），βはスクラッチ試験条件で決まる定数（ビッカー

QCM®64-H<SKD11 である．Fig. 1（a）–（c）に SKD11，

ス硬さで解析した場合は約 0.76）），δcr は Lc 位置におけ

(a)

(b)

(c)

®

®

®
Fig. 1 Back-scattering
Back-scatteringimages
imagesofoftool
tool
steels,(a)SKD11，(b)QCM(c)SPM
R8.thatNotethat cation
magnificationof (c) isof
deferent
Fig.1
steels,(a)SKD11，(b)QCM®64-H,64-H,(c)SPM
R8. Notemagnifiof (c) is deferent(a) andof(b).

(a) and (b).

2 Determination
criticalfromforce
frictional
force
curve
Fig.Fig.
2 Determinationof criticalofload
fromload
frictional
curve of
AlCrN
on of

Fig. 3 Measurement of composite hardness.

Fig. 3 Measurement of composite hardness.

AlCrN on SKD11(60.8 HRC).

SKD11(60.8 HRC).

三浦滉大

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QCM®64-H および SPM®R8 の反射電子像をミクロ組織のによって求めた Lc である．さらに，スクラッチ試験で評価

PVDコーティングの密着性におよぼす工具鋼の硬さと一次炭化物の影響

工程省略につ な が る 材 料 技 術 特 集るスクラッチ痕深さ，Hcr は Lc 位置における複合硬さであ等レベルであるのに対し CrN の Lc は低い傾向であった．

る．ここで市村のモデルを用いる利点は，膜の硬さ，膜厚

な お， 市 村 ら の 解 析 で は 6）-8），AE（Acoustic Emis-

および基材硬さの効果を複合硬さという統一したパラメーsion）信号の立上りから Lc を定義している．事前検討にタで表現できること，そして硬さのパラメータとは別において，AE 信号を用いた Lc の解析を試みた結果，Fig. 4

δcr を評価できることにある．前述したように，δcr は膜に近い関係が得られた．しかし，Lc のばらつきが大きいと基材の接合強度，あるいは膜の機械的強度に依存したパことを理由に，ここでは Lc を摩擦力から定義した．AE 信

ラメータ 6）-8） と提案されており，この値を鋼種ごとに比号の立上る位置に観察される膜の損傷は主に微小な膜の較評価することで一次炭化物の影響を検討した．なお，解「チッピング」であることを確認している．このチッピン

析に際し，ビッカース試験機を用いて複合硬さの荷重依存

グはドロップレットといった膜の欠陥や表面粗さにも影響

7）,8）は省略する．

されると考えられる．したがって，複数の因子が入り込む

これらの評価に加えて，スクラッチ痕の外観観察およびため AE 信号から求めた Lc のばらつきが大きかったと考FIB（Focused Ion Beam）で加工した断面観察も合わせえられるが，AE 信号による解析については今後の課題とて実施した．

する．以降で述べる内容は，摩擦力から定義した Lc の挙性を求めた（Fig. 3）．詳細な解析方法

動に基づいた結果であることに注意されたい．

３.実験結果
3.2臨界荷重の解析
3.1臨界荷重の評価結果

基材硬さによる整理では膜の特性が考慮されていないた

Fig. 4 に異なる基材硬さにおける摩擦力曲線を示す．

め，複合硬さを用いた解析を行った．Fig. 6 に Lc と Hcr の基材硬さの増加に伴い摩擦力が立ち上がる荷重は増加す関係を示す．式（1）に示すように，Lc は Hcr の原点を通る

る．さらに Fig. 5 に摩擦力曲線から求めた Lc を基材硬さ

1 次関数として表現され，実験結果もそのように整理できで整理した結果を示す．膜厚の影響を考慮していないためる．最小二乗法で求めた直線を比較すると，CrN の傾きが直線性は低いが，基材硬さの増加に伴い Lc は概ね増加す小さい．式（1）によれば，この傾きの差はδcr の差である．

る．また，Lc の値は膜種で層別され，AlCrN と TiN は同

Fig.6 load
Criticalload as ofa function
composite hardness.
Fig. 6 Critical
as a function
compositeofhardness.

三浦滉大

Frictional
forceofcurvesof various
AlCrN onvarious substrates.
Fig. Fig.4
4 Frictional
force curves
AlCrN onsubstrates.

Fig. 7（a）（b）に測定したδcr と基材硬さの関係を示

三浦滉大す．Fig. 7（a）は膜種，（b）は鋼種で層別した結果である．Fig. 7（a）からわかるように，CrN のδcr は AlCrN とTiN よりも浅い．一方で，鋼種で層別した結果（Fig. 7（b））

からは，明確な傾向は見られない．これらの結果から，δcrは膜種に依存するが，鋼種，つまり，一次炭化物の種類，量，
サイズ（Table 1，Fig. 1）には依存しないと考えられる．
なお，CrN のδcr が浅い理由の詳細は不明である．ここでのデータの記載は省略するが，AlCrN や TiN と異なった膜の損傷形態であり，膜 - 基材界面でのはく離が観察された．これは S. J. Bull が報告している脆性的な破壊の 1 種，compressive spallation の形態に類似している 14）．また，基材に依らず損傷形態は変化しなかった．このことから，今回用いFig.5 Relation between critical load and substrate hardness.
Fig. 5 Relation between critical load and substrate hardness.

三浦滉大

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PVDコーティングの密着性におよぼす工具鋼の硬さと一次炭化物の影響

Fig.7 Relation between critical scratch depth and substrate hardness, (a) stratified by types of coatings, (b) stratified by types of substrate

Fig. 7 Relation
steels. between critical scratch depth and substrate hardness, (a) stratified by types of coatings, (b) stratified bytypes of substrate steels.

た CrN 膜の成膜方法に依存した性質（結晶配向性，機械的三浦滉大
強度，残留応力など）に起因した現象であると想定している．

Exposed substrate

3.3臨界荷重位置における AlCrN の損傷形態
3.2 節にて，δcr は膜種に依存するが一次炭化物の種類，
量，サイズ（Table 1，
Fig. 1）には依存しないことを示した．
その理由を議論するため，Lc 近傍における AlCrN の損傷
形態を観察した．
Fig. 8 にスクラッチ痕（QCM®8，AlCrN）の表面観察結果を示す．矢印で示す白色の箇所で基材（QCM®8）がScratch direction

露出している．基材の露出が生じている箇所は主にスクラッチ痕の底であり，両脇の縁ではない．

®
®
Fig. 8 Typicalexampleof scratch
channel of
AlCrN on8(62.1
HRC).
Fig.8
Typicalexampleof scratch
channelof QCM
AlCrN
on QCM8(62.1HRC). Scratch
directionis left to right on paper.
Scratch directionis left to righton paper.

Fig. 9（a）-（d）に，Lc 前後で途中止め試験した結果

三浦滉大

(a)

(b)

Sectioned by FIB

Scratch channel

(c)

(d)

AlCrN embedded in substrate matrix

Sectioned part
Propagation of surface crack
AlCrN

AlCrN
Plastic flow of matrix

Substrate (SKD11)

Substrate (SKD11)

Scratch direction
Fig.modes
9 Failuremodesonof SKD11(60.8
AlCrN on SKD11(60.8
HRC)
at tip of channels,
scratch channels,(a) observed
positionsectionedby FIB,
Fig.9 Failureof AlCrN
HRC) at tipof scratch(a) observed
positionsectionedby FIB,(b) schematic
diagramof observationof sectioned
part,of(c)cross-section
just before criticalload, (d)crosssectionaftersection
critical after
load. Scratch(b) schematic
diagramof observation
sectioned part, (c)cross-section
just before
critical load,(d)crossdirectionis left
toScratchright ondirection
paper. Sectionedparts
by dottedin (c) byanddotted(d) areobserved
at 40°
tilt by using FE-SEM.
criticalload.
is left to righton(indicatedpaper. Sectioned
partslines)(indicatedlines)in (c) and(d) areobserved at 40o tilt by using FE-SEM.
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三浦滉大
Sanyo Technical
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(b)

(a)

PVDコーティングの密着性におよぼす工具鋼の硬さと一次炭化物の影響

工程省略につ な が る 材 料 技 術 特 集を示す．Fig. 9（a）の黒枠で示すスクラッチ痕の先端（圧子先端であった部分）を FIB 加工した．Fig. 9（b）に示
すように FIB 加工した断面を FE-SEM 内で 40o 傾けて観察し，その断面は Fig. 9（c）と（d）の点線で囲んだ部分である（点線部以外はスクラッチ痕の表面である）．
Fig. 9（c）は Lc の直前の様子を表わし，基材の露出が生じていない段階である．膜の損傷に着目すれば，膜のき裂は表面から内部へ進展している．ここで注目する点は，き裂は表面から膜の内部を進展するが，膜と基材の界面を進展していない点である．さらに，Fig. 9（d）に，（c）の状態から 5 N 加えた場合の膜の損傷形態を示す．基材のマトリクスが大きく塑性変形し，膜の前方（紙面右方向）

Fig.10 C ritical load in AlCrN on high strength substrates. SKD11,
QCM 8 and QCM 64-H are cold work die steel, while® work die steel, while SPM®30 is powder metallurgy high
QCM®64-H are
cold
SPM
30 is powder metallurgy high speed steel.
Fig. 10 Critical load® in AlCrN on highstrength substrates. SKD11, QCM®8 and®
speed steel.

を覆うような形態となっている．Fig. 9（c）および（d）

三浦滉大を考慮すれば，Lc 近傍では膜 - 基材界面でのはく離といスと比較し低合金で，かつ大気溶解材であるためハイスよ

うよりも，マトリクスの塑性変形によって基材の露出が生りも安価でありながら，高強度・高じん性を両立した冷間じると考えられる．さらに，Fig. 9（d）より，膜（AlCrN）

ダイス鋼である．このような新しい高強度冷間ダイス鋼をがマトリクス中に埋め込まれた状態も観察されている．膜選択することは，金型ユーザーのコストパフォーマンスの- 基材界面でのはく離という単純なモデルでは，Fig. 9（d）

向上に繋がると考える．実際に，QCM®64-H を SKH51の膜のマトリクス中への埋没は説明できない．したがって，の代替として用いた場合，同等以上の金型寿命（SKH51

Lc 近傍の基材の露出は，基材マトリクスの塑性変形によっに対し 2 倍）を達成した例もある 17）．

て説明できると考えられる．そして，マトリクスの変形能

なお，ここで述べたのはあくまで金型材料の選定指針でに対し一次炭化物の影響は小さい（粒子分散強化量が小さあり，被膜の選定指針ではない．そのため，金型の使用環

い 15））ことから，結果としてδcr は一次炭化物に依存しな境に応じて，被加工材と被膜の摩擦係数や耐酸化性などのいと考えられる．

パラメータに基づいて被膜を選定する必要がある．

なお，早川らによるスクラッチ試験における膜（DLC

４. 結言と TiN）と基材（SUS440C）の有限要素解析によれば，
膜のはく離に寄与する界面垂直応力および界面せん断応
力は，いずれもスクラッチ痕の縁近傍で最大値を示す 16）．

硬さおよび一次炭化物の種類，量，サイズの異なる水準

この計算結果と本研究での基材の露出位置（Fig. 8）の関の工具鋼と，スクラッチ試験の臨界荷重 Lc の理論を用い係は一致しない．このような計算との差異は，膜の損傷形た解析を組合わせ，PVD コーティングと工具鋼の密着性態の違いに起因するものであり，基材の露出が何に起因しに与える一次炭化物の影響を詳細に検討した．その結果をた現象であるかに注意する必要がある．

以下に示す．ただし，以下の記述は摩擦力から定義した
Lc の挙動に基づいた結果である．

3.4 臨界荷重の鋼種間比較と金型材料の選択指針（1）基 材硬さの増加に伴い Lc は増加した．市村らの提以上の結果から，Lc に対して複合硬さが最も重要なパ案するモデルで表されるように Lc は複合硬さ（膜ラメータであると結論できる．そして，金型材料の面からの硬さ，膜厚および基材硬さを考慮した硬さ）の一

考えれば膜種に依らず基材硬さの向上（高強度化）が重要

次関数として表現できる．

である．Fig. 10 に，AlCrN について鋼種間比較した結果（2）臨 界スクラッチ深さδcr は基材の鋼種に依らず概ねを示す．SKD11 以外の鋼種は，当社開発鋼の冷間ダイス一定であった．言い換えると，一次炭化物の種類，量，

®

11）

鋼 QCM 8®

12）

，QCM 64-H
13）（SKH40 相 当 ）®

および粉末ハイス SPM 30

サイズが大きく異なってもδcr は変化しない．

で あ る． こ こ で 注 目 す る の は，QC-®

（3）Lc の損傷状態である「基材の露出」は膜のはく離に®

M 64-H の値である．従来開発鋼 QCM 8 より硬さは 2よって生じるというより，基材マトリクスの塑性変ポイントの増加であるが Lc は 20 N 向上する．この値は形よって生じる．
（4）δ cr は一次炭化物の影響を受けないため，Lc に対し粉末ハイスの値と同等である．この比較からもわかるよう®

に，同等の硬さであれば QCM 64-H と粉末ハイスの間に複合硬さが最も重要なパラメータであると結論でき

Lc の違いはない．つまり，Lc を金型寿命の指標とした場合，る．そして，金型材料の観点から，膜種に依らず基基材を 64 HRC で使用する用途に対し QCM®64-H は粉材硬さの向上（高強度化）が重要である．したがっ®

末ハイスなどの代替候補となり得る．QCM 64-H はハイて，高い硬さを有する工具鋼の選択に際し，高速度

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工具鋼のような高価な材料だけでなく，QCM®64HARMOTEX® といった高強度冷間ダイス鋼を選べ
ば，コストパフォーマンスの向上が期待できると考
える．

参考文献
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