WIPO专利WO1990010090A1 Nitrogen-containing cermet

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公开号:WO1990010090A1
申请号:PCT/JP1990/000200
申请日:1990-02-21
公开日:1990-09-07
发明作者:Kazutaka Isobe；Toshio Nomura
申请人:Sumitomo Electric Industries, Ltd.；
IPC主号:B23B51-00

专利说明:
[0001] 明細書
[0002] 発明の名称
[0003] 窒素含有サーメット合金
[0004] 技術分野
[0005] この発明は、耐磨耗性ゃ靭性に優れ、高速切削に耐え得る高品質な窒素含有サーメット合金およびそのようなサーメット合金で作られたドリルに関するものである。
[0006] 背景技術
[0007] ドリルは、鋼材などの穿孔加工に用いられる切削工具であり、その一例としてツイストドリルの構造が第 1図に示されている。ツイストドリルは、一般に穿孔加工に供される切刃部 1 と、切削にあまり関与せず、主として切屑の排出とボール盤などの切削機械のチヤック部などに装着するための働きをなすシャンク部 2 とを備えている。
[0008] 使用状態において、ドリルの切刃部およびシャンク部は各々異なった負荷状態で使用される。したがって、ドリルの各部に要求される特性は異なる。たとえば、切刃部の刃先部では耐磨耗性や耐溶着性などが要求され、シャンク部では工具としての強度を保持するための靭性が要求される ₍ また、切刃部の刃先部についても、その中心部と外周部とでは切削速度が大きく異なるため、要求される特性も異なる。このような複雑な要求に応えるように、従来からドリルの材料として種々のものが開発されてきた。
[0009] 従来より、一般的なドリルの材質は高速度鋼および超硬合金である。高速度鋼は、靭性に富むが耐磨耗性が低く、高速切削に不適である。一方、超硬合金は、耐磨耗性や精度特性に優れる反面、脆い性質を有し、たとえば剛性の低い工作機械に使用すると折損する場合があつた。
[0010] これらの改良として高速度鋼の切刃部に硬質の T i Nをコーティングする構造、あるいは切刃部を超硬合金にし、ろう付けする構造などが考えられた。しかし、切刃部にコ —ティングを施したものは、ドリルの再研削を実施したとき、少なくとも前逃面側のコーティング層が除去されてしまい、コーティングの効果の大半が失われてしまうという欠点を有していた。また、切刃部に超硬合金をろう付けする構造は、ろう付け自体が本質的に熱的強度や機械的強度に劣るので、難削材ゃ深孔加工には適用できないという欠点を有していた。
[0011] さらに、近年では耐磨耗性および靭性の向上などを意図して、異なる材質の超硬合金同士（P 3 0 D 3 0) をろう付けした構造（実開昭 5 8— 1 4 3 1 1 5号）あるいは冶金学的に一体化接合した構造（実公昭 6 2— 4 6 4 8 9 号）、さらに、ドリルの中心部と外周部との要求される特性の違いに着目し、その中心部と外周部との超硬合金の材質を異ならせて二重構造にしたもの（特開昭 6 2— 2 1 8 0 1 0号）、あるいはこの二重構造を射出成形によって形成する方法（特開昭 6 3— 3 8 5 0 1号、 3 8 5 0 2号）等が提案されている。また、ドリルの耐溶着性の向上のために、ドリルの材質をサーメットで構成した構造（特開昭6 2 — 2 9 2 3 0 7号）などがある。これらの従来の例において、ドリルのシャンク部の靭性を向上させる目的で超硬合金の粗粒化や高結合相化を行なつたものは、逆に材料の強度を低下させたり、あるいは弾性変化歪を低下させ、被削材のぶれやマシンの不安定な回転などにより、孔あけ加工中に折損してしまうという問題を生じた。
[0012] このように従来からドリルの複雑な要求に対して個々の観点からの改良がなされている。しかし、従来のこれらの構造は、いずれもドリルの全ての特性上の要求を完全に満たすものではなかった。
[0013] 発明の開示
[0014] 本発明の目的は、耐磨耗性および靭性に特に優れた性能を発揮する窒素含有サーメット合金を提供することである。本発明の他の目的は、ドリルの切刃部において優れた耐磨耗性、耐溶着性を有し、かつシャンク部において必要十分な特性を併せ持つサーメットで構成されるサーメットドリルを提供することである。
[0015] この発明のさらに他の目的は、ドリルの切刃部において優れた耐磨耗性、耐溶着性を有し、かつシャンク部は必要十分な特性を併せ持つ W C超硬合金で構成される焼結硬質合金製ドリルを提供することである。
[0016] 本発明者たちは、ドリルに要求される特性のうち、特に耐磨耗性および耐溶着性の向上を意図した。発明者たちは、耐磨耗性および耐溶着性の向上のためにはチタン（T i ) を主成分とした窒素含有サ一メットを用いることが必須であると考えた。そこで、サ一メットの種々の含有成分に対しパラメトリックな実験を行ない、多くの有効な知見を得た。本発明はこの知見に基づいてなされたものである。第 1の局面において、ドリルは、以下の特徴を有する。
[0017] ( 1 ) サーメッ卜の硬質分散相は、精密に分級した粒径 0. 2〜 0. 6 / mの微粒硬質相と、 l〜 3 /i mの粗粒硬質相との混合構造を有する。粗粒硬質相に対する微粒硬質相の体積混合比は、 0. 3〜 3. 0である。この範囲においては、使用時にドリルの刃先が受ける熱衝撃に起因する亀裂の発生、進展を有効に抑制し得る。さらに好ましくは、微粒硬質相の粒径は 0. 3〜 0. 5 ^ mであり、かつ粗粒硬質相の粒径は 1. 5〜 2. 2 j mである。
[0018] (2 ) サ一メットの硬質分散相は、チタンと、チタンを除く周期律表第 IV a、 V a、 W a族金属のうちの 1種類もしくは 2種類以上の金属との炭化物、窒化物、複炭窒化物のいずれかからなり、さらに硬質分散相の組成は金属原子中のチタン量が原子比で 0. 5〜 0. 9 5である。チタン量が 0. 5未満ではサーメットの耐磨耗性および耐溶着性が不足する。また、 0. 9 5を越えると、サーメットの焼結性が劣化する。
[0019] ( 3 ) 硬質分散相に含まれる非金属原子中の窒素の割合が原子比で 0. 1〜 0. 7である。すなわち、窒素の割合が原子比で 0. 1未満では、窒素が焼結時の硬質分散相の粒成長を抑制するという効果が生じなくなる。また、 0. 7を越えると、サーメットの焼結性が劣化する。
[0020] ( 4 ) サーメット中に占める結合金属相の量は、 5重量％〜 3 0重量％である。 5重量％未満ではサーメットの靭性が不足し、ドリルの使用時においてチッビングを生じる。また、 3 0重量％を越えると、耐磨耗性が不足し、ドリルの刃先の逃面やマージン部に大きな磨耗が生じる。
[0021] 第 2の局面において、ドリルは、以下の特徴を有する。 ( 1 ) ドリルの刃先における熱衝撃に起因する亀裂の発生、進展を抑制するためには、粒径が 0. 2〜 0. 6 μ mの微粒硬質相と、粒径が 1〜 3 /z mの粗粒硬質相との体積混合比が、 0. 3〜 3. 0の範囲にあることが必要である。なお、より好ましくは、微粒硬質相の粒径は 0. 3〜 0. 5 mであり、粗粒硬質相の粒径は 1. 5〜 2. 2 β mである。
[0022] ( 2 ) シャンク部に要求される靭性強度を高めるためには、サーメットの硬質分散相が粒径 0. 2〜 0.
[0023] の微粒な構造であることが必要である。上記 2つのサーメットは互いにその特性が異なるものの、組成的には類似している。したがって、ろう付けのように、不連続で低強度の接合方法を用いることなく、この両者を連続的に接合形成することが可能である。その接合方法の例としては、プレス（ドライバッグ）時接合や H I P時接合がある。以上の知見により、第 2の局面では、互いに異なる組成のサーメットで形成されているドリルの切刃部とシャンク部とを一体接合している。このドリルの各部の組成およびその特性を以下に説明する。
[0024] I . 切刃部
[0025] A. 硬質分散相の成分
[0026] a . 硬質分散相は、チタンと、チタンを除く周期律表第 W a、 V a、 VI a族金属のうちの 1種類もしくは 2種類以上の金属との炭化物、窒化物、複炭窒化物のいずれかからなり、さらに、硬質分散相中に含まれる金属原子中のチタンの量は原子比で 0. 5〜 0. 9 5の範囲である。 0. 5未満ではサ一メットの耐磨耗性および耐溶着性が不足する。また、 0. 9 5を越えると、サーメットの焼結性が劣化する。
[0027] b . 硬質分散相に含まれる非金属原子中の窒素の割合が原子比で 0. 1〜 0. 7の範囲である。 0. 1未満では、窒素原子が焼結時の硬質分散相 P粒成長を抑制するという効果が生じなくなる。また、 0. 7を越えるとサーメットの焼結性が劣化する。
[0028] c . 硬質分散相は、粒径が 0. 2〜 0. 6 mの微粒硬質相と粒径が 1〜 3 /z mの粗粒硬質相との混合体であり、粗粒硬質相に対する微粒硬質相の体積比率は 0. 3〜 3. 0の範囲である。 0. 3未満では、靱性が劣り、ドリルの刃先部にチッビングが生じる。また、 3. 0を越えると耐熱衝撃性が劣化し熱亀裂が発生する。
[0029] B . サーメット中に占める結合金属相の量
[0030] a . サーメット中に占める結合金属相の量は、 5重量 %〜 3 0重量％の範囲である。 5重量％未満では靭性が不足し、刃先にチッビングが生じる。また、 3 0重量％を越えると耐磨耗性が不足し、刃先の逃面やマージン部に大きな磨耗が生じる。
[0031] Π . シャンク部
[0032] シャンク部には高い靭性が要求されるので、曲げ荷重に順応して歪み得る低ヤング率と、刃先部との良好な接合性とを実現するために、刃先部との熱膨脹係数の差が 1ノ 0 X 1 0 ⁶ °C以下であることが必要である。
[0033] A . 硬質分散相の成分
[0034] a . 硬質分散相は、チタンと、チタンを除く周期律表第 IV a、 V a、 VI a族金属のうちの 1種類もしくは 2種類以上の金属との炭化物、窒化物、複炭窒化物のいずれかからなり、さらに、硬質分散相に含まれる金属原子中のチタン量が原子比で 0 . 5〜 0 . 9 5の範囲にある。 0 . 5未満では刃先部との接合性が劣化する。また、 0 . 9 5を越えると、サーメットの焼結性が劣化する。
[0035] b . 硬質分散相に含まれる非金属原子中の窒素の割合が原子比で 0 . 1〜 0 . 7の範囲である。 0 . 1未満では、サーメットの焼結時に硬質分散相の粒成長が生じ、所定の粒径が得られない。また、 0 . 7を越えるとサーメットの焼結性が劣化する。
[0036] c . 硬質分散相の粒径は、 0. 2〜 0. 6 mの微粒子構造である。粒径は 0. 6 /z mを越えるとサーメットの強度が劣化し、シャンク部に要求される十分な靭性を保持し得ない。
[0037] B . サーメット中に占める結合金属相の量
[0038] サーメット中に占める結合金属相の量は 5重量％〜 3 0 重量％の範囲にある。 5重量％未満では、強度が不足し、 3 0重量％を越えるとサ一メットは塑性変形を生じる。また、前記の範囲を外れると刃先部との熱膨脹係数の差が大きくなり好ましくない。
[0039] このように、第 2の局面では、サ一メットドリルは、互いに異なる粒度組成を有する切刃部とシャンク部とを一体接合成形している。
[0040] 本発明者たちは、ドリルのシャンク部に要求される靭性および強度を満足させるためには、 WC系超硬合金の使用が好ましいとの知見も得た。第 3の局面では、ドリルの切刃部に対して耐磨耗性、耐溶着性の優れたサーメットを使用し、シャンク部に対しては靭性に優れた WC系超硬合金を使用している。切刃部とシャンク部とは、一体に接合される。以下に、このドリルの特性について説明する。
[0041] I . 切刃部
[0042] A. サーメットの硬質分散相の成分
[0043] a . 硬質分散相はチタン（T i ) とチタンを除く周期律表第 IV a、 V a、 VI a族金属のうち 1種類もしくは 2 種類以上の金属との炭化物、窒化物、複炭窒化物から構威され、かっこの硬質分散相中に含まれる金属原子中のチタンの量が原子比で 0. 5〜 0. 9 5の範囲にある。 0. 5 未満ではサーメットの耐磨耗性および耐溶着性が不足するまた、 0. 9 5を越えると、サーメットの焼結性が劣化すな o
[0044] b . 硬質分散相に含まれる非金属原子中の窒素の割合が原子比で 0. 1〜 0. 7の範囲にある。 0. 1未満では、窒素がサ一メットの焼結時の硬質分散相の粒成長を抑制するという効果が生じなくなる。また、 0. 7を越えるとサーメットの焼結性が劣化する。
[0045] c . 硬質分散相は、粒径が 0. 2〜 0. 6 / mの微粒硬質相と粒径が 1〜 3 mの粗粒硬質相との混合体からなり、粗粒硬質相に対する微粒硬質相の体積比率が 0. 3 〜 3の範囲にある。すなわち、 0. 3未満では、サーメットの靭性が劣化し、ドリル刃先部にチッピングが生じる。また、 3. 0を越えると、ドリルの刃先に熱亀裂が発生し問題となる。
[0046] B . サーメットに占める結合金属相の量
[0047] サーメット中に占める結合金属相の量は、 5重量％〜
[0048] 3 0重量％の範囲にある。すなわち、 5重量％未満では、サーメットの靭性が不足し、ドリルの刃先にチッビングが生じる。また、 3 0重量％を越えると耐磨耗性が不足し、刃先の逃面やマージン部に大きな磨耗が生じる。
[0049] Π . シャンク部
[0050] にドリルのシャンク部には W C系超硬合金を用いる。たとえば高速度鋼などを用いれば、その熱膨脹係数が大きいため、切刃部のサーメットとの熱膨脹差に起因した切刃部の切刃裂が発生しやすい。また、高速度鋼のヤング率は W C系合金の約 1 / 3であり、切削時の耐振性が悪いため、切刃部の磨耗、欠損も助長することになる。
[0051] 図面の簡単な説明
[0052] 第 1図は、一般的なツイストドリルの構造を示す図であ o
[0053] 第 2図は、サ―メットの硬質分散相の粒度分布を示す硬質分散相粒度分布図である。
[0054] 発明を実施するための最良の形態
[0055] 実施例 1
[0056] 種々の材料組成および粒度分布を有するサーメット合金を用いて各々の単材料で直径 1 0 m mのドリルを作製し、その加工性能を実験的に調査した。第 1表は、実験に供された種々の合金の組成等を示したもので、表中の合金 N o . A〜 Cは本発明品を示し、 D 〜 Hは比較のために用いられた比較品を示している。比較品のうち、 Dおよび Eは硬質分散相の非金属原子中の窒素原子の割合の比較に用いられるものである。さらに、比較品 Fは硬質分散相の粒度比の比較に用いられるものである。さらに、比較品 Gおよび H は結合相量の割合の比較に用いられるものである。そして、比較品 D〜Hと本発明品 A〜 C とが相互に比較検討された。
[0057]
[0058] (* 1 ) 硬目の S¾依存比：
[0059]
[0060] 次に、ドリルの孔あけ性能評価テストの条件を第 2表に示す。性能評価テストは 2種類の条件で行なわれた。テスト 1 はドリルの耐磨耗性評価テストである。すなわち、ドリルが破損や磨耗により寿命に到るまで連続孔あけ加工を行ない、その刃先の状況を評価するテストである。
[0061] テスト 2は、ドリルの耐熱亀裂評価テストである。すなわち、被削材に複数回に分けて同一箇所に深い孔あけ加工を施し、所定の孔あけ加工終了後の刃先状況を評価するテストである。第 2表
[0062]
[0063] なお、本実験においては、参考のために現在使用されているコ一ティングハイスドリルおよびコーティング超硬ドリルに同様の切削テストも行なった。
[0064] 上記のドリル性能評価テストの結果を第 3表に示す。第 3表に示す実験結果より、以下のことが判明した。
[0065] a . 本発明品 A〜 Cと比較品 D、 E との比較において, 耐磨耗性テスト 1の結果に示されるように、硬質分散相の粒度において粗粒の多い材料はシャンク強度が劣り、突発的な折損などにより靭性が劣ることが判明した。
[0066] b . 本発明品 A〜 Cと比較品 F との比較において、硬質分散相の粒度が微粒子のみの場合は、シャンク強度に優れるが、耐熱亀裂性（テスト 2 ) で大きく劣ることが判明した。
[0067] c . 本発明品 A〜 Cと比較品 G、 Hとの比較において、結合相量の少ないもの（比較品 G) は靭性に劣り（テスト 1 ) 、また、結合相量の大きいもの（比較品 H) は耐磨耗性に劣る（テスト 1およびテスト 2) ことが判明した。
[0068] これらの実験結果の比較から、本発明品 A〜（：は、耐磨耗性、耐熱亀裂性およびシャンク靭性強度の全ての面にわたって優れた特性を有することが判明した。なお、コ一ティングハイスゃコ一ティング超硬媒体に比べても優れた特性を示すことが第 3表から判明した。なお、本発明品は、さらに再研磨加工を施して使用しても新品と同等の性能を示す特徴を有する。笫 3发
[0069] テスト① テスト②
[0070] 合金 No. · 穴あけ個数刃先状況刃先状況
[0071] A 2450穴正常摩耗良好本発明品 B 2390 正常摩耗良好
[0072] C 2660 正常雜良好
[0073] D 384 折損 500 亀裂 2本
[0074] E 1248 折損 500穴でチッビング赚品 F 2580 マージン部^€ 28 穴で欠損 ·
[0075] G 104 欠損 . 32穴で莨
[0076] H 624 前逃面摩耗 245穴で目リ逃面摩耗コーティング 114 前逃面摩耗 24 r-雜ノヽイス
[0077] 現行品コーティング 2040 すくい面摩耗 500穴ですくい面摩耗超硬料）
[0078] コーティング 1820 すくい面摩耗 500 "'すくい面摩耗超硬（刃先のみ）実施例 2
[0079] 第 4表は、実験に用いられたサーメット合金の組成および粒度分布等を示している。これらのサーメット合金を用いて、各々の単材料で直径 1 O mmのドリルを作製し、その孔あけ性能を調べた。第 4表に示す合金群において、たとえば合金 A A〜 F Fのグループは、硬質分散相の粒度分布に着目したものである。また、合金 G G〜 I Iのグループは主に非金属原子中の窒素の割合に着目したものである, さらに、合金 J ：! 〜 MMのグループは、主に結合相量に着目したものである。第 4 表
[0080]
[0081] (*1) 硬質相の iiK依存比： ― 赚比） , C 2図参
[0082] Β
[0083] (*2) 本発明品 1 ：シャンク用
[0084] " 2 ··刃性能評価テストは、第 5表に示す条件において行なわれた。すなわち、耐磨耗性評価テストおよび耐熱亀裂性評価テストである。各々のテスト結果を、第 6表に示す。
[0085] ¾ 5 *
[0086] ら
[0087] テスト① テス卜②
[0088] 合金 No. 穴あけ個数刃先状況刃先
[0089] 本発明品 1 AA 2550穴マージン摩耗 224穴で欠け比較品 B 5 2610穴 500穴でチッビング本発明品 2 CC 2430穴シャンク良好
[0090] D D 2580穴 ... // · 〃
[0091] EE
[0092] 雌品 2110穴前舰 128 折れ
[0093] FF 505穴折れ良 .好比較品 GGr 1420穴折れ 280穴でチッビング本発明品 2 HH 2500穴シャンクお良好
[0094] 比較品 I I 2780穴マージン 5〇0穴でマージン欠け比較品. JJ Γ60穴欠け 15 欠け本発明品 1 K 2410穴マージン摩耗 328^0 欠け ' 発 ^B月 ά¾ 2 LL 2640穴シンフれ良好
[0095] 雌品 MM 480穴 ]* L 艇 204 刖逃面摩耗合金 A A〜 F Fのグループでの結果において、硬質分散相の粒度が比較的細かい合金 A A〜D Dでは優れた耐磨耗性を示した。合金 E E、 F Fは突発的な折損を生じた。耐熱亀裂性に対しては、粒度のより細かい合金 A Aおよび B Bが劣る結果を示した。シャンク強度に対しては、合金 A Aが最も優れ、硬質分散相の粒度が粗くなるにつれて（合金 C C〜F Fの順）、劣る傾向を示した。
[0096] したがって、合金 A A〜 F Fのグループでは、合金 C C、 D Dが耐磨耗性、耐熱亀裂性に優れ、合金 A Aがシャンク強度に優れることが判明した。
[0097] 合金 G G〜 I Iでは、合金 G Gの寿命が短く、合金 I I はシャンク強度に劣ることが判明した。
[0098] 合金 J J〜MMのグループにおいては、合金 KKが優れたシャンク強度を示し、合金 L Lが優れた耐熱亀裂性を示した。この結果から、合金 K Kはシャンク部に適した特性を有し、合金 L Lは刃先部に適した特性を有している。
[0099] 第 6表に示した結果から、まずドリルの切刃部に適する特性を有する合金として、合金 C C、 D D、 HH、 L Lを選出し、ドリルのシャンク部に適する特性を有する合金として合金 AA、 KKを選出した。これらの合金を各々一体接合成形した数種のドリルを作製し、その性能評価テストを行なつた。第 7表には、ドリルの刃先部とシャンク部とに用いられた合金の組合せとその評価テストの結果を示している。性能評価テストは、第 5表に示した条件に従って行なわれた。ドリルの刃先部とシャンク部との結合形成方法は、互いに合金同士を熱拡散で接合する方法、あるいは粉末圧縮成形時に各々を接合して成形した後、焼結時に一体化する方法などが使用される。なお、参考のために、現在使用されているコーティングハイスドリルおよびコーティング超硬ドリルのテスト結果も併せて第 7表に示した。
[0100] ^ 7 *
[0101] 第 7表に示される性能評価テストの結果を第 6表と比較すると、いずれの複合合金 N N〜 Q Qも耐磨耗性、耐熱亀裂性および高靭性を有していることが明らかとな.る。また. 第 6表に示した性能評価テストで、たとえば合金 E E、 F Fに突発的に生じた折損も本複合合金 N N〜 Q Qにおいてはまったく発生しなかった。しかも、本複合合金は切刃部を再研磨してもその諸特性に何ら変化が見られず、高品質を有することが明らかとなつた。
[0102] 実施例 3 焼結硬質合金製ドリルは、切刃部にサーメット合金を用い、シャンク部に WC超硬合金を用い、粉体の成型プレス時に接合し、焼結して形成されている。第 8表には、性能試験に供された焼結硬質合金製ドリルおよび比較のために用いられたドリルのサーメット合金部の組成および粒度分布などを示している。第 8表において、比較品の合金 D D D、 E E Eは主に硬質分散相に含まれる非金属原子の割合に着目して用いられたものである。また、比較品の合金 F F Fは硬質分散相の粒度分布に着目して用いられたものである。さらに、比較品の合金 G G G、 HHHはサ一メットに占める結合金属相の割合に着目して用いられたものであ O
[0103] 第 g 表
[0104]
[0105] (*1) 硬 ¾Ϋ目の依存比： ― (蹄比）， M2W^
[0106] B ドリルの性能評価テストは、第 8表に示した合金 A A A 〜H H Hの材料を用いて直径 1 0 mmのドリルを作製し、第 9表に示される条件下で行なわれた。この性能評価テストは、主に耐磨耗性評価テストおよび耐熱亀裂性テストの
[0107] 2つで構成される。
[0108]
[0109] 上記のドリル性能評価テストの結果を第 1 0表に示す。第 1 0表を参照して、まず、合金 A A A〜C C C と合金 D D D、 E E E との比較において、合金 D D Dおよび E E E は特にシャンク強度に劣り、テスト①の試験中に突然折損を生じた。
[0110] 合金 A A A〜 C C Cと合金 F F F との比較において、合金 F F Fは耐熱亀裂性が乏しいことが判明した。
[0111] 合金 A A A〜 C C Cと合金 G G G、 H H Hとの比較において、合金 G G Gは耐熱亀裂性が劣り、かつ非常に寿命が短いことが判明した。合金 H H Hにおいても耐磨耗性が劣ることが判明した。
[0112] 比較のために、現在使用されているコーティングハイスあるいはコーティング超硬ドリルなども併せてこの性能試験が行なわれた。これらのドリルと合金 AAA〜 C C Cのドリルとの比較において、いずれのテストにおいても本発明品のドリルの性能が優れることが明らかである。
[0113] 本発明品の合金 A A A〜 C C Cと、たとえば合金 AAA の単材料からなるドリルぉよび W C超硬合金の単材料からなるドリルについても性能評価テストを行なった。その結果、本発明品の合金 A A Aと単材料の合金 A A Aとの比較において、本発明の合金 A A Aでは強度に特徴的な向上が見られる。また、本発明品の合金 AAAと WC超硬合金との比較において、本発明の合金 A A Aは耐磨耗性および強度ともに優れることが明らかである。
[0114] [o A
[0115]
[0116] 産業上の利用可能性
[0117] 以上のように、この発明に従った窒素含有サ一メット合金は、耐磨耗性、靭性、および高速切削性において優れた特性が要求されるドリル、エンドミル、フライス用切削ェ具などに有利に利用され得る。

权利要求:
Claims請求の範囲
1 . チタンと、チタンを除く周期律表第 IV a、 V a、 Yl a族金属のうち 1種または 2種以上の金属との炭化物、窒化物、複炭窒化物のいずれかを主要成分とする硬質分散相と、ニッケルとコバルトとを主成分とする結合金属相とからなる窒素含有サ一メット合金において、
前記硬質分散相は、チタンを含む金属原子群と窒素を含む非金属原子群とを含み、
前記金属原子群中の前記チタンの量は原子比で 0 . 5以上 0 . 9 5以下であり、
前記非金属原子群中の前記窒素の量は原子比で 0 . 1以上 0 . 7以下であり、
前記硬質分散相は、平均粒径が 0 . 2 111以上 0 . 6 m以下の微粒子群と、平均粒径が 1 β m以上 3 m以下の粗粒子群とを備え、
前記微粒子群は前記粗粒子群に対する体積比が 0 . 3以上 3以下であり、
前記結合金属相は、前記窒素含有サーメット合金中に占める割合が 5重量％以上 3 0重量％以下であることを特徴とする、窒素含有サ一メット合金。
2 . チタンと、チタンを除く周期律表第 IV a、 V a、 VI a族金属のうち 1種または 2種以上の金属との炭化物、窒化物、複炭窒化物のいずれかを主要成分とする硬質分散相と、ニッケルとコバルトとを主成分とする結合金属相とからなるサーメットで構成されたサーメットドリルにおいて、前記硬質分散相は、チタンを含む金属原子群と窒素を含む非金属原子群とを含み、
前記金属原子群中の前記チタンの量は原子比で 0 . 5以上 0 , 9 5以下であり、
前記非金属原子群中の前記窒素の量は原子比で 0 . 1以上 0 . 7以下であり、
前記硬質分散相は、平均粒径が 0 . 2. 以上 0 . ら fi m以下の微粒子群と、平均粒径が 1 β m以上 3 m以下の粗粒子群とを備え、
前記微粒子群は前記粗粒子群に対する体積比が 0 . 3以上 3以下であり、
前記結合金属相は、前記サ一メット中に占める割合が 5 重量％以上 3 0重量％以下であることを特徵とする、サーメッ卜ド、リノレ。
3 . チタンと、チタンを除く周期律表第 IV a、 V a、 VI a族金属のうち 1種または 2種以上の金属との炭化物、窒化物、複炭窒化物のいずれかを主要成分とする硬質分散相と、ニッケルとコバルトとを主成分とする結合金属相とからなるサ一メットで構成され、かつ被削物を切削するための切刃部と、その一部が切削機械の所定の取付位置に取付けられるシャンク部とを備えたサーメットドリルにおいて、前記硬質分散相は、チタンを含む金属原子群と窒素を含む非金属原子群とを含み、前記金属原子群中の前記チタンの量は原子比で 0 , 5以上 0. 9 5以下であり、
前記非金属原子群中の前記窒素の量は原子比で 0. 1以上 0. 7以下であり、
前記結合金属相は、前記サーメット中に占める割合が 5 重量％以上 3 0重量％以下であり、
前記切刃部を構成する前記サーメットの前記硬質分散相は、平均粒径が 0. 2 m以上 0. 6 m以下の微粒子群と、平均粒径が 1 / m以上 3 / m以下の粗粒子群とを備え、前記粗粒子群に対する前記微粒子群の体積比は 0. 3以上 3以下であり、
前記シャンク部を構成する前記サーメットの前記硬質分散相は、その大部分が粒径 0. 2 m以上 0. 以下の粒子群で構成されていることを特徴とする、サーメットドリル。
4. 被削物を切削するための切刃部と、その一部が切削機械の所定の取付位置に取付けられるシャンク部とを備えた焼結硬質合金製ドリルにおいて、
前記切刃部は、
チタンと、チタンを除く周期律表第 IV a、 V a、 Vi a族金属のうち 1種類または 2種類以上の炭化物、窒化物、複炭窒化物のいずれかを主要成分とする硬質分散相と、ニッゲルとコバルトとを主成分とする結合金属相とからなるサーメットで構成され、前記硬質分散相は、チタンを含む金属原子群と窒素を含む非金属原子群とを含み、
前記金属原子群中の前記チタンの量は原子比で 0 . 5以上 0 . 9 5以下であり、
前記非金属原子群中の前記窒素の量は原子比で 0 . 1以上 0 . 7以下であり、
前記硬質分散相は、平均粒径が 0 . 2 111以上 0 . ら β m以下の微粒子群と、平均粒径が 1 m以上 3 以下の粗粒子群とを備え、
前記粗粒子群に対する前記微粒子群の体積比は 0 . 3以上 3以下であり、
前記結合金属相は、前記サーメット中に占める割合が 5 重量％以上 3 0重量％以下であり、
前記シャンク部は、前記切刃部と一体に接合されており、かつコバルトを含有する W C超硬合金で構成されていることを特徴とする、焼結硬質合金製ドリル。

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