专利名称：用于高表面完整性加工的cBN烧结体以及cBN烧结体切削工具的制作方法
技术领域：
本发明涉及一种用于在高硬度难切削的铁基材料的切削加工中实施高表面完整性加工的cBN烧结体，并且涉及通过控制切削过程中的切削刃温度，而达到以下效果使加工件切削表面上的加工影响层的产生受到抑制，促进压应力的残留，增强加工件的疲劳寿命，并延长切削工具的寿命。
背景技术：
例如，与诸如超硬工具等切削工具所用的传统材料相比，由于cBN烧结体具有化学稳定性和极高的硬度，所以cBN基烧结体切削工具具有可能为高效率和长寿命之类的高性能材料特征。另外，与研磨工具相比，cBN烧结体切削工具由于具有优异的适应性和环境友好型的较高生产率而得到较高的评价，并且已经代替传统工具而被用在难切削的铁基材料的加工应用中。
cBN烧结体材料可以分为两类一类是含有cBN颗粒和粘结剂材料的烧结体(其中cBN的含有率高，cBN颗粒彼此结合，并且其余的主要成分是Co和Al(参见专利文献1))，或者是其中除cBN以外尽可能不包含其它任何成分的烧结体(参见专利文献2)(以下称这一类cBN烧结体材料为“cBN含有率高的烧结体”)；另一类cBN烧结体材料的cBN含有率较低，cBN颗粒间的接触率低，并且是通过对铁的亲和性低的、含有氮化钛(TiN)和碳化钛(TiC)的陶瓷而结合在一起的(参见专利文献3)(以下称这一类cBN烧结体材料为“cBN含有率低的烧结体”)。
由于cBN具有优异的力学性能(高硬度、高强度、高韧性)和高导热性，所以在分断切屑以及不容易产生剪切热的用途中，前一类cBN含有率高的烧结体可达到高的稳定性和长的寿命；并且其适合用于切削铁基烧结件和灰铸铁，在这种切削加工中，由硬质颗粒的摩擦所造成的机械磨损和损坏、以及由高速断续切削产生的热冲击所造成的损坏是主要的。
然而，在加工钢和硬化钢(其中连续切削产生大量的剪切热，使得切削刃暴露于高温下)时，因为cBN成分与铁发生热磨损而导致磨损快速发展，所以cBN含有率高的烧结体比传统硬质合金工具和陶瓷工具的寿命短。
另一方面，后一类cBN含有率低的烧结体由于其含有在高温下对铁的亲和性低的、含有TiN和TiC的陶瓷粘结剂，所以显示出优异的耐磨性，特别是在传统硬质合金工具和陶瓷工具实际不能加工的硬化钢的加工情况中，因为cBN含有率低的烧结体作为切削工具，其工具寿命可达到传统工具的寿命的十倍到几十倍，所以人们已经积极地用其来取代研磨加工工具。
近年来，通过提高机械工具的刚性、以及调节cBN含有率低的烧结体中的cBN与陶瓷粘结剂(该陶瓷粘结剂中含有TiN和TiC)的百分比，在要求精度达到10点平均粗糙度(以下缩写为Rz)为3.2μm到6.3μm的加工应用中(例如，在含有硬化钢的汽车传动部分的切削加工应用中，其中所述的硬化钢是通过诸如渗碳硬化等所谓的硬化处理使表面硬度提高到Hv为4.5GPa到7.6GPa的钢)，人们使用cBN烧结体工具代替研磨工具。
最近，在要求高精度(表面粗糙度Rz为0.4μm到3.2μm)的滑动表面和旋转表面等表面的加工中，在要求加工区具有足够的疲劳强度这样的高表面完整性的最终精加工步骤的应用中、或者由要求加工公差比传统研磨工艺的加工公差更小这样的半精加工(仅仅使用加工公差极小(5到10μm或更低)的精加工过程，例如机械珩磨)而得到高表面完整性的加工应用中，人们已经开始研究使用由cBN含有率低的烧结体制成的切削工具来代替在加工效率和适应性方面都受到制约的研磨加工。
专利文献1日本专利公开昭52-43486专利文献2日本专利公开平10-158065
专利文献3日本专利公开昭53-77811专利文献4日本专利公开平08-119774发明内容然而，在硬化钢的切削加工中，当加工效率为切削速度V＝100m/分钟、切削深度d＝0.15mm、进给量f＝0.08mm/转(单位时间的排屑体积W为1,200mm3/分钟)或加工效率更高(该加工效率是将cBN烧结体切削工具工业化应用于硬化钢加工是否有利的判断)时，可能会在加工件的表面上形成厚度为1-20μm的加工影响层。加工影响层的生成量的允许范围是根据加工件被制成最终产品时预期应用的各种应力环境所要求的疲劳寿命特性来规定的。
具体地说，在切削万向节或轴承的转动面(这些表面是辊和球的转动轨道面)时，如果上述加工影响层的厚度达到约几微米，则此加工影响层可作为其硬度比硬化加工所得到的硬度更高的高硬度保护膜。对于施加高应力的应用，如果轴承的转动面上所形成的加工影响层的厚度超过10μm，则会出现以下可能的情况配合表面的损坏(例如磨损、掉片和剥离)被加速，并且疲劳寿命被降低。因此在工业中，还要用另外的研磨加工费时地除去数十微米的加工公差。
公知的是，在硬化后进行切削的情况下，在高效率条件下进行加工时加工影响层的生成量会大大增加。然而，加工影响层的产生条件以及加工影响层自身的特性这二者的详细情况尚不清楚。
因此，使用市售的cBN烧结体工具切削硬化钢来评价各种切削条件，然后研究和分析加工影响层的生成，结果表明在切削硬化钢的过程中，加工影响层由马氏体(主要成分)和混合相构成，其中混合相含有奥氏体、贝氏体、氧化铁和极少量的氮化铁等。加工影响层具有Hv为约9GPa到10GPa的高硬度，并易于形成拉应力，这与据推测主要为压应力的硬化钢表面残余应力不同。如果加工影响层的厚度超过5μm，则在所有情况下加工表面最终都会残留有拉应力。
当在高效率条件下加工、或者当切削工具的后刀面磨损量不断增大时，上述加工影响层的生成量极为显著。因此，在由持续的切屑摩擦热和剪切热引起的切削过程发热、以及在由加工件的加工表面与工具后刀面之间的摩擦热引起的切削过程发热的作用下，由硬化处理在加工件中生成的马氏体会发生相变而成为奥氏体。而通过将硬化钢在含有氧气、氮气和水蒸汽的空气中快速冷却，就会在切削之后形成以马氏体为主体并含有氧化物相和氮化物相的混合相。结果，当切削刃经过加工表面时，该表面将暴露在至少为727℃(共析钢的奥氏体转变温度)或更高的高温下，因此，热应力使得加工物的最外表面出现选择性塑性变形，从而使得加工表面的残余压应力被抵消，根据这一机理在此得到以下假说如果加工表面被暴露在使得加工影响层的厚度超过5μm这样的高温下，则加工表面上会残留拉应力，根据加工件的用途的不同这种拉应力可能会降低其疲劳强度。
此外，为了阐明解决上文所述的问题时工具必须具有的特性，使用TiC-Al2O3陶瓷工具和cBN烧结体工具、采用相同的切削刃形状、在相同的切削条件下对硬化到其硬度Hv为7GPa的SUJ2试验样品进行切削，由此对后刀面磨损宽度相同时加工影响层的厚度和形状的差异进行评价。无论cBN烧结体工具和陶瓷工具何时达到相同的后刀面磨损宽度，cBN烧结体工具总是比陶瓷工具较不容易产生加工影响层，结果还表明，即使cBN烧结体工具产生加工影响层，该加工影响层的厚度也仅为由陶瓷工具产生的加工影响层的厚度的2/3或更低。但是，在使用cBN烧结体工具的情况下，如果加工影响层的厚度超过10μm，则几乎在所有情况下残余应力均从压应力变为拉应力。
从上述残余应力产生机理的相关假说推测出如下结果cBN烧结体工具在切削时表现出较低的切削刃温度。为了进一步阐明这一点，在后刀面磨损宽度没有出现差异的初始切削阶段，使用双色高温计(其可以不受工具材料或者工具表面状态的影响而测出微区的温度)测量切削过程中切削刃的温度。结果表明，cBN烧结体工具的切削温度是陶瓷工具的切削温度的50％到80％，所得到的这一结果对上述涉及使用cBN烧结体工具切削硬化钢时加工影响层产生机理的假说提供了支持。
根据上述研究结果，在切削硬化钢时，为了提高加工件的疲劳寿命，就需要降低工具的切削刃温度。通过降低加工效率来控制切削过程中产生的热量作为最简单的解决措施是有效的。但是，当使用市售的cBN烧结体工具(其对切削用硬化钢使用含有TiN和TiC的陶瓷粘结剂材料)进行各种研究时，无论是否使用冷却液，如果加工效率为切削速度V＝70m/分钟、切削深度d＝0.15mm、进给量f＝0.07mm/转(单位时间的排屑体积W是735mm3/分钟)或加工效率更高，则即使在VB＝0.1mm(是VB＝0.2mm(该值通常是在切削硬化钢时从尺寸精度的观点来确定使用寿命时的后刀面磨损量VB值)的一半)时，也会产生厚度为10μm的加工影响层，残余应力为拉应力，并且高效率加工也变得不可能实现，而高效率加工是使用cBN烧结体工具切削硬化钢的一大优点。
因此，需要开发一种方法来防止产生残余拉应力，同时保持使cBN烧结体刀头的加工效率达到单位时间的排屑体积W为1200mm3/分钟或更高(这是使用cBN烧结体工具切削硬化钢的常规加工效率)。
针对降低工具的切削刃温度而不降低加工效率的方法，对以下手段进行了多种研究i)将切削过程中由于切屑的剪切和摩擦而产生的热量从切削刃区有效地释放到另外的区域，或ii)采取措施抑制切削过程中实际产生的热量。
着眼于上述TiC-Al2O3陶瓷工具和cBN烧结体工具二者在相同的切削条件下所表现出的切削刃温度的差异，各种分析结果确认，cBN烧结体工具的导热率提高，并且由于在切削过程的高温下cBN中的B原子与氧发生反应从而在切削刃的表面区形成了润滑性能优异的B2O3相。所得到的结果表明，通过减少切屑与加工件的摩擦热，使得在工具的切削刃处产生的热量减少。
首先，不使用传统cBN烧结体工具，而是发明了一种由导热性和润滑性优异的特定成分构成的cBN烧结体、以及具有将切削部分产生的热量有效地释放到工具(刀头)内部这样一种结构的cBN烧结体工具。
作为上述手段i)的一个具体措施，为了主要提高cBN烧结体本身的导热性，而不是提高导热率最高为几十W/m·K的粘结剂材料(例如TiN、TiC、W化合物、Co化合物和Al化合物)的导热性，本发明采用以下技术方案来增大了cBN粉(其导热率为1,000W/m·K或更高，仅次于金刚石)的百分含量，并且尽可能地降低所含粘结剂材料的耐热性，所述技术方案为(1)一种用于高表面完整性加工的cBN烧结体，其含有不小于60体积％并且不大于95体积％的cBN成分，该cBN烧结体的导热率等于或大于70W/m·K，并且其最外表面涂有厚度为0.5到12μm的耐热膜，该耐热膜含有选自在日本使用的元素周期表4a、5a、6a族元素和Al中的至少一种元素以及选自C、N和O中的至少一种元素所形成的化合物。
(2)一种cBN烧结体，其含有不小于72体积％并且不大于95体积％的cBN成分，该cBN烧结体的导热率等于或大于80W/m·K，并且其含有选自在日本使用的元素周期表4a、5a和6a族元素的氮化物、碳化物和碳氮化物中的至少一者以及Al化合物作为粘结剂材料，所述Al化合物在所述粘结剂材料中的含量不超过20重量％，在除了所述cBN成分以外的其它成分中，在日本使用的元素周期表4a、5a和6a族元素的摩尔数加和M与C和N的摩尔数加和之比不小于1.3并且不大于1.6，并且该cBN烧结体的最外表面涂有厚度为0.5到12μm的耐热膜，该耐热膜含有选自在日本使用的元素周期表4a、5a、6a族元素和Al中的至少一种元素以及选自C、N和O中的至少一种元素所形成的化合物。
(3)根据以上(1)或(2)所述的cBN烧结体，其中，构成所述cBN烧结体的cBN颗粒的平均粒径不小于2μm并且不大于4μm；所述的cBN成分含有C、O以及选自Li、Si、Al、Ca和Mg中的至少一种元素；所述的C以及选自Li、Si、Al、Ca和Mg中的至少一种元素的含量之和不小于所述cBN成分的0.02重量％、并且不大于所述cBN成分的0.2重量％；所述的cBN烧结体包含高纯度的其中O含量不大于所述cBN成分的0.17重量％的cBN成分，并且所述cBN烧结体的导热率不小于85W/m·K。
(4)根据以上(1)到(3)中任意一项所述的cBN烧结体，其中在构成所述cBN烧结体的所述cBN成分中，B与N的摩尔比不小于1.15并且不大于1.20。
(5)根据以上(1)到(4)中任意一项所述的cBN烧结体，其中所述耐热膜的导热率不小于30W/m·K并且不大于45W/m·K。
基于上述特定的cBN烧结体所具有的高导热特性，为了更加有效地对切削热在切削刃中积累而造成的高温进行抑制，本发明采用以下技术手段通过对cBN烧结体周围的硬质合金和钎焊料分别配置导热率不小于80W/m·K和不小于220W/m·K的材料，使得可以更加可靠地在切削过程中实现切削刃的温度下降。
(6)一种用于高表面完整性加工的cBN烧结体切削工具，其中，根据以上(1)到(5)中任意一项所述的cBN烧结体通过钎焊料与支撑件结合或与支撑件整体烧结，该支撑件包括硬质合金、金属陶瓷、陶瓷或铁基材料；并且所述的cBN烧结体部分和所述钎焊料部分的导热率均不小于80W/m·K。
(7)根据以上(6)所述的cBN烧结体切削工具，其中，所述钎焊料部分包含选自Ti和Zr中的至少一者、以及选自Ag和Cu中的至少一者，并且所述钎焊料部分由导热率不小于220W/m·K的钎焊料构成，所述钎焊料部分的厚度不小于0.02mm并且不大于0.20mm，并且所述钎焊料不含长径超过0.5mm的孔隙。
(8)根据以上(6)或(7)所述的cBN烧结体切削工具，该cBN烧结体切削工具在所述钎焊料部分中包含5体积％到40体积％的平均粒径不小于5μm并且不大于150μm的cBN颗粒或金刚石颗粒；并且该cBN烧结体切削工具的导热率不小于280W/m·K。
(9)根据以上(6)到(8)中任意一项所述的cBN烧结体切削工具，其中，在所述cBN烧结体切削工具参与切削的部分中，从所述耐热膜去除其面积不小于切削横截面积Q的10％并且不大于所述切削横截面积Q的80％这样一块区域，使得该区域的cBN烧结体在切削过程中直接接触被切削工件，其中，所述的切削横截面积Q被定义为Q＝{R2·tan-1[f/sqr(4R2-f2)]+0.25f·sqr(4R2-f2)+f(d-R)}/(cosαs·cosαb)其中，设R为刀尖圆弧半径，d为切削深度，f为进给量，αb为侧前角(side rake angle)，αs为刃倾角(inclination angle)。
(10)根据以上(6)到(9)中任意一项所述的cBN烧结体切削工具，其中，在所述cBN烧结体切削工具的后刀面的参与切削的部分中，从所述耐热膜去除其面积不小于所述切削横截面积Q的10％并且不大于所述切削横截面积Q的80％这样一块区域，使得该区域的cBN烧结体在切削过程中直接接触被切削工件。
此外，作为涉及上述手段ii)的具体措施，还希望提高cBN成分(其作为具有上述润滑功能的B2O3相的供给源)的百分含量、并且为了均匀地生成适量的B2O3相，所以不添加诸如TiB2和AlB2这些与铁的反应性大于与cBN颗粒的反应性的化合物(这些化合物会降低cBN烧结体的耐磨性和耐缺陷性)，而是重新考虑cBN原料粉的化学计量关系，从而将这样一种cBN颗粒施用到本发明的cBN烧结体中，该cBN颗粒所具有的成分使得在构成cBN烧结体的cBN成分中，B与N的摩尔比不小于1.15并且不大于1.20。
作为将cBN颗粒的化学计量关系调整到本发明的范围内的方法，通过将粘结剂粉与烧结管中的cBN颗粒这二者的混合物密封在Ti烧结管中，将原料粉置于真空气氛中，在3到3.5GPa下加热到1,000到1,200℃的温度(这是cBN稳定的压力和温度区域，并且在该压力下间隙不会被压扁，而且cBN颗粒和粘结剂之间的氮气容易逸出)，由此可以得到cBN成分中B与N的摩尔比不小于1.15并且不大于1.20这种组成的cBN颗粒。
在要求精度Rz需为0.4μm到3.2μm的硬化钢切削应用中，因为a)由于工具后刀面产生条纹磨损而将走刀痕迹高低位的位差转印到加工物表面上、以及b)由于工具后刀面的磨损宽度增大而形成波纹，所以加工表面的表面粗糙性变差。
上述a)中所产生的条纹磨损与硬化钢和切削刃后刀面的摩擦方向一致，据推测，在二者相对擦过时产生机械磨损，同时高应力作用于cBN颗粒和粘结剂材料，这种高应力导致颗粒脱落和破裂。
实际上，在传统技术中，为了减小上述a)中所述的走刀痕迹高低位的位差，通常在V＝150m/分钟或更高的高速条件下，使切削刃的发热量增大、以及将加工工件和切屑软化的情况下进行加工，从而抑制上述表面粗糙性变差的问题。在这种情况中，高速条件下生成的热量容易引起由热因素而导致的后刀面磨损，解决此缺陷的通常的工业常识是使用这样一种cBN烧结体材料，在该cBN烧结体材料中，cBN的体积百分含量被设置为等于或大于40％并小于65％，并且该cBN烧结体材料能强烈地抵抗热磨损(因为含有TiN和TiC陶瓷的大部分粘结剂材料在高温下对铁的亲和力小于对cBN的亲和力)、并具有最高为50W/m·K的导热率。因此，从原理上来说，在高速条件下改善表面粗糙性的方法中，难以通过抑制工具切削刃部分的发热来防止残余拉应力，而这正是本发明要解决的问题。
同时，在专利文献2中描述的一些传统cBN烧结体中，cBN成分不少于60体积％，并含有Al化合物以及选自在日本使用的元素周期表4a、5a和6a族元素的氮化物、碳化物和碳氮化物中的至少一者作为粘结剂材料，该cBN烧结体的导热率为65W/m·K。但是，在传统cBN烧结体工具中，含有这种cBN成分的cBN烧结体被简单地钎焊到由硬质合金制成的基体金属上，这种cBN烧结体工具即使在切削初期能改善对加工影响层的抑制作用，也会在切削开始后的十几分钟到几十分钟的阶段中形成高达约100μm的后刀面磨损，这当然会增大上述b)中所述的波纹，由于耐磨性不足，所以在硬化钢精加工切削的连续切削应用中不可能达到实用化的切削。在专利文献4中披露了一种对上述传统cBN烧结体涂敷TiAlN膜的cBN烧结体工具，这种工具可以在一定程度上抑制后刀面磨损，但由于TiAlN膜具有隔热的功能，使得热性能减弱而抵消了所述的抑制作用，因此并未改善所产生的加工影响层的厚度。
不考虑加工表面的粗糙度，如果为了降低切削温度以抑制加工影响层并保持压应力，而在低于V＝70m/分钟的低速条件下进行硬化钢切削，则使用传统cBN烧结体或涂有TiAlN膜的cBN烧结体工具是不可能进行切削的，这是因为在开始切削后几分钟的切削初期中，由于材料的强度不足会导致cBN烧结体或cBN烧结体工具破损。
因此，在本发明中，即使是对于常规构造的、cBN成分的含量不小于60体积％并且不大于95体积％的cBN烧结体(其中，切削刃温度升高会不可避免地在cBN烧结体中出现热磨损)，如上所述，通过将具有高导热率和高润滑性的cBN烧结体承载在高导热性的支撑件上，也可以降低温升。并且，甚至在传统cBN工具不能达到良好的表面精度的低速加工条件下，即使在要求精度Rz需为0.4μm到3.2μm、加工效率为单位时间排屑体积W等于或大于1,200mm3/分钟的硬化钢切削应用中，通过利用高cBN百分含量所带来的高强度特性，也可以实现与传统cBN烧结体工具在高速条件下使用时同等的寿命，同时防止形成残余拉应力。
本发明的效果在利用含有本发明的cBN烧结体的工具来切削硬度Hv为4.5GPa或更高的硬化钢工件时，由于切削过程中切削刃的温度和热量均得到抑制，所以产生以下效果使加工件切削表面上的加工影响层的产生受到抑制，促进压应力的残留，增强加工件的疲劳寿命，并延长切削工具的寿命。
实施本发明的最佳方式如图1所示，通过在上述高导热率cBN烧结体1的最外表面涂敷厚度为0.5μm到12μm的耐热膜2(代表性的是TiAlN和CrAlN，等等)，本发明的cBN烧结体切削工具10的耐磨性(即工具寿命)可以被大大提高，同时可防止由于切削刃温升而造成的残余拉应力(这是低导热率陶瓷的缺点)。
但是，cBN体积百分含量超过95％的cBN烧结体是不理想的，这是因为作为导电物质的粘结剂材料的百分含量相对于cBN颗粒太少，而cBN颗粒是半导体，因此通过电弧离子镀PVD形成的耐热膜与cBN烧结体的结合强度不足以承受对热处理工件所进行的切削加工。
本发明的耐热膜2是优选的，这是因为通过使铝含量为膜成分中除C、N和O以外其它成分的0原子％到10原子％，就得到18W/m·K或更高的导热率，并且使切削刃温度变低。此外，TiAlVN成分中的V含量为膜成分中除C、N和O以外其它成分的0原子％到10原子％、并且其中的Al含量为膜成分中除C、N和O以外其它成分的0原子％到10原子％这样一种涂膜在润滑性方面是优异的，因此是更加优选的。
本发明的cBN烧结体切削工具10具有以下结构上述cBN烧结体1通过钎焊料部分4结合到由硬质合金、金属陶瓷、陶瓷或铁基材料制成的支撑件3上。
TiAlMN成分(M＝C、O、Si、V等)中M含量为膜成分中除C、N和O以外其它成分的12原子％到20原子％、并且其中的Al含量为膜成分中除C、N和O以外其它成分的0原子％到10原子％这样一种涂膜，其导热率不超过50W/m·K，因为可防止过多的切削热量传递到工具切削刃，所以使工具磨损宽度减小、并使加工表面的表面完整性提高。
关于更优选的形式，设R为刀尖圆弧半径、d为切削深度、f为进给量(参见图2(e))、αb为侧前角(参见图2(d))、αs为刃倾角(参见图2(c))，则切削横截面积Q被定义为Q＝{R2·tan-1[f/sqr(4R2-f2)]+0.25f·sqr(4R2-f2)+f(d-R)}/(cosαs·cosαb)如图2所示，从工具的参与切削的部分中，去除其面积不小于切削横截面积Q的10％并且不大于切削横截面积Q的80％这样一块区域的上述耐热膜，使得该区域的cBN烧结体在切削过程中直接接触被切削工件，这样一种工具具有优异的切削刃散热性，而且在耐热膜位置处抑制工具磨损的发展，因此可延长工具寿命，同时从切削初期开始就保持相当优异的表面性能。
实施例1准备其中Al含量为TiN的15重量％的粘结剂粉、以及平均粒径为3μm的市售cBN粉。通过高频电感耦合等离子体发射分析(ICP分析)检验cBN粉中除cBN以外的成分，结果该cBN粉含有0.18重量％的氧、以及总计为0.35重量％的Li、Si、Al、Ca、Mg和C。使用由硬质合金制成的桶和球将粘结剂粉与cBN粉混合。在此准备的TiN中，Ti和N的摩尔比为1.6。将混合后的粉末装入由硬质合金制成的容器中，在压力8.5GPa和温度2,100℃下烧结60分钟，从而得到表1中11到27所示的各种cBN烧结体。对每种cBN烧结体的组成，通过X射线衍射分析来鉴定产品、并通过ICP分析来检验cBN的百分含量。通过氙闪导热率测试仪(xenon flash thermal conductivitymeter)测量cBN烧结体的导热率。
此外，在以下条件下，使用其中在参与切削的表面中具有相应的cBN烧结体、并且其刀头形状属于ISO CNGA120408型的工具来进行切削评价。
对于所有刀头，将没有硬质合金衬底(backing)的cBN烧结体钎焊到由硬质合金、金属陶瓷、陶瓷或铁基烧结材料制成的基体上，接着通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分，随后，对上述各种切削刃形状进行加工。在经过上述切削刃形状加工后，所有刀头中的cBN烧结体的厚度均为0.8mm，并且在刀尖圆弧半径为0.8R的刀头中，cBN烧结体材料底面的钎焊区面积是3.2mm2。钎焊料的组成为Ag 76重量％，Cu 21重量％，Zr 1重量％，Ti 2重量％；并且在850℃进行钎焊。所有样品的厚度均为0.05mm，并且钎焊料中没有孔隙。
对于所有刀头，如前所述，在将cBN烧结体钎焊到相应的刀头基体之后，通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分。随后，进一步进行研磨加工，使得所有上述刀头的切削刃均形成角度为-25°、宽度为0.13mm的倒角形状；当刀头被安装到夹持器中时，刃倾角为-5°，侧前角为-5°，背后角(back relief angle)为5°，侧后角(side relief angle)为5°，副偏角(end cutting angle)为5°，斜切削刃角(side cutting edge angle)为-5°。最后，在加工成上述切削刃形状之后，通过电弧离子镀PVD涂敷厚度为0.2到15μm的各种耐热膜。
被切削工件JIS SCR415型(DIN 15Cr3型)，外径车削加工，连续加工被切削工件的硬度HRc 60切削速度V＝100m/分钟切削深度d＝0.15mm进给量f＝0.08mm/转切削时间120分钟冷却液稀释20倍的乳液(制造商为Japan Fluid System株式会社，商品名为System Cut 96)
*1样品1是用于硬化钢精切削加工的、其形状属于CNGA120408型的市售Al2O3-TiC(黑陶瓷)刀头，并且在与其它样品相同的切削刃制备过程中进行了处理的试样。
关于样品2，从与样品1相同的、用于硬化钢精切削加工的、其形状属于CNGA120408型的市售Al2O3-TiC(黑陶瓷)刀头上，用线切割切出尺寸与其它cBN烧结体材料相同的Al2O3-TiC(黑陶瓷)一块整体材料，并钎焊到硬质合金基体上，按照与其它样品相同的方式进行切削刃制备和施加TiAlN涂层，并进行切削评价。
样品3到10是钎焊的cBN烧结体工具，用于市售硬化钢的精切削加工，其中采用cBN粉以及含有TiN和Al作为起始原料的粘结剂材料粉，并在压力5GPa和温度1,500℃的条件下烧结60分钟。实施与其它样品相同的切削刃制备，除样品8以外其它样品均涂敷TiAlN，然后进行切削评价。cBN层的厚度与其它样品相同，通过显微组织观察、XRD分析和ICP分析对cBN的百分含量、粒径和组成进行研究，并将结果示于表1中。通过电感耦合等离子发射分析(ICP分析)来检验除了cBN成分以外的其它成分，结果表明该cBN粉含有0.18重量％的氧，以及总计为0.35重量％的Li、Si、Al、Ca、Mg和C。使用由硬质合金制成的桶和球混合该粘结剂粉和cBN粉。在此准备的TiN的特征在于，Ti和N的摩尔比是1.7。
*2表示基体所用材料，硬质合金使用具有WC-8重量％Co组成的硬质合金，金属陶瓷使用具有TiC-5重量％Ni-8重量％Co组成的金属陶瓷，陶瓷使用由Si3N4制成的陶瓷，P/M使用相当于JIS SMF4045的铁基烧结制品。
*3表示耐热膜所用的材料组成。TiAlN是Al与Ti的原子比Al/Ti为1的TiAlN，CrAlN是Al/Cr＝0.7的CrAlN，TiCN是C/N＝1的TiCN。
*4表示120分钟切削时间之后的后刀面磨损宽度VB的测量值。
*5在120分钟切削时间之后，在将加工表面的横截面抛光并且用硝酸乙醇溶液(乙醇+5重量％硝酸)蚀刻后，测量加工影响层的厚度。
如表1所示，在样品1和2(其中陶瓷和陶瓷切削刃均涂有耐热膜)中，无论磨损宽度VB是多少，产生的加工影响层均等于或大于30μm。同时，在所有情况下，无论cBN切削工具是否具有耐热涂膜，其产生的加工影响层都等于或小于22μm。
在cBN烧结体切削工具中，样品11、13-16和18-27(本发明的样品)都具有优异的导热性，加工影响层的厚度都等于或小于8μm。特别是，导热率都等于或大于73W/m·K的样品13-16以及18-27，能得到具有优异的表面完整性的加工表面。
样品12的导热率等于或大于73W/m·K，但由于其耐热膜薄(为0.2μm)，因此对提高cBN烧结体的耐磨性几乎没有效果。加工表面与后刀面磨损部分(磨损量高达VB＝160μm)之间的摩擦热，导致产生了11μm厚的加工影响层，该层的厚度大于本发明的cBN烧结体切削工具所产生的加工影响层的厚度。
样品17的导热率等于或大于73W/m·K，因为耐热膜的厚度为15μm，所以极大地抑制了后刀面磨损(VB＝90μm)，但与此形成对照的是，加工影响层的厚度为15μm，比本发明的cBN烧结体切削工具的厚。据推测，由于样品17的耐热膜厚，并且其导热率比cBN烧结体的导热率低，因此加工表面与切削工具后刀面之间的摩擦热难以释放到cBN烧结体内部，并且由于其切削刃的温升大于本发明cBN烧结体切削工具的切削刃的温升，所以就更加容易形成加工影响层。
实施例2准备其中Al含量为TiN的20重量％的粘结剂材料粉、以及平均粒径为2μm的市售cBN粉。通过高频电感耦合等离子体发射分析(ICP分析)检验cBN粉中除cBN以外的成分，结果该cBN粉含有0.18重量％的氧、以及总计为0.35重量％的Li、Si、Al、Ca、Mg和C。使用由硬质合金制成的桶和球将粘结剂材料粉和cBN粉混合。在此准备的TiN的特征在于，Ti和N的摩尔比为1.1。
将2重量％三聚氰胺树脂加入该混合粉中；将混合后的粉末装入由硬质合金制成的各种容器中，在压力4.5GPa和温度1,900℃下烧结60分钟，由此得到其中包含70体积％的cBN成分以及余量为粘结剂材料(TiN、TiB2、AlB2、AlN和Al2O3)的烧结体，其导热率为72W/m·K。
对每种cBN烧结体的组成，通过X射线衍射分析来鉴定产品、并通过ICP分析来定量检验cBN的百分含量。在通过研磨去除其它材料之后，使用氙闪导热率测试仪，单独测量硬质合金衬底和钎焊料的导热率。
在以下条件下，使用其中在参与切削的表面中具有上述cBN烧结体、并且其刀头形状属于ISO CNGA120408型的工具进行切削评价。
对于所有刀头，使用不同的钎焊料将具有硬质合金衬底的cBN烧结体材料连接到硬质合金基体上，接着通过研磨来加工cBN烧结体工具切削刃部分的切削面和刀尖圆弧R部分，随后，对上述各种切削刃形状进行加工。在经过上述切削刃形状加工后，所有刀头的cBN烧结体和硬质合金衬底的厚度均为0.8mm，并且在刀尖圆弧半径为0.8R的刀头中，cBN烧结体材料底面的钎焊区面积是3.2mm2。使用多种钎焊料进行钎焊，并且在真空气氛和870℃的条件下进行钎焊。对于所有样品，钎焊层的钎焊料厚度均为0.05mm，并且钎焊料中没有孔隙。
对于所有刀头，如前所述，在将cBN烧结体钎焊到各种刀头基体上之后，通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分。随后，进一步进行研磨加工，使得所有上述刀头的切削刃均形成角度为-25°、宽度为0.13mm的倒角形状；当刀头被安装到夹持器中时，刃倾角为-5°，侧前角为-5°，背后角为5°，侧后角为5°，副偏角为5°，斜切削刃角为-5°。最后，在加工成上述切削刃形状之后，通过电弧离子镀PVD涂敷厚度1μm的TiAlN耐热膜，其中TiAlN中的Al与Ti的原子比Al/Ti为1。
被切削工件JIS SCR415型(DIN 15Cr3型)，外径车削加工，连续加工被切削工件的硬度HRc 58切削速度V＝100m/分钟切削深度d＝0.2mm进给量f＝0.08mm/转切削时间150分钟冷却液稀释20倍的乳液(制造商为Japan Fluid System株式会社，商品名为System Cut 96)[表2]
*1表示150分钟切削时间后的后刀面磨损VB的测量值。
*2在150分钟切削时间后，在将加工表面的横截面抛光并且用硝酸乙醇溶液(乙醇+5重量％硝酸)蚀刻后，测量加工影响层的厚度。
*3
在150分钟切削时间后，使用微区X射线应力分析仪通过sin2Ψ法(等倾法)来测量加工表面的残余应力。表中的负号表示受到压应力。
如表2中的样品28-32所示，在由相同组成的cBN烧结体材料(具有由相同组成的硬质合金制成的金属衬底)、用不同的钎焊料制备的本发明的cBN烧结体切削工具中，特别是，使用导热率等于或大于80W/m·K的钎焊料制成的工具会形成较少的加工影响层、并且具有较高的残余压应力值。
如样品34-36所示，在由cBN烧结体(具有由不同组成的硬质合金制成的金属衬底)、用相同组成的钎焊料制备的本发明的cBN烧结体切削工具中，特别是，其中所用金属衬底由导热率等于或大于80W/m·K的硬质合金制成的工具会形成较少的加工影响层、并且具有较高的残余压应力值。
据推测，切削过程中产生的热量从导热率优异的本发明的cBN烧结体的内部传导到导热率优异的本发明的硬质合金衬底和钎焊料中，从而增强了对切削刃温升的抑制作用，并且减少了流向加工表面的热量的比例。
实施例3如表3所示，准备其中Al含量为选自TiN、TiC和ZrN中的至少一种物质的3重量％到25重量％的粘结剂材料粉，以及平均粒径为4.5μm的市售cBN粉。通过高频电感耦合等离子体发射分析(ICP分析)检验cBN粉中除cBN以外的成分，结果该cBN粉含有0.18重量％的氧，以及总计为0.35重量％的Li、Si、Al、Ca、Mg和C。使用由硬质合金制成的桶和球将粘结剂材料粉和cBN粉混合。
将各种混合粉装入由硬质合金制成的各种容器中，在压力5.5GPa和温度1,850℃下烧结60分钟，由此得到包含不小于72体积％并且不大于99体积％的cBN以及余量为粘结剂(TiN、TiB2、AlB2、AlN和Al2O3)的烧结体，其导热率为72W/m·K。
对各个cBN烧结体组成，通过X射线衍射分析来鉴定产品、并通过ICP分析来检验cBN的百分含量。
对上述cBN烧结体中除了cBN成分以外的其它成分，使用电感耦合等离子发射分析(ICP分析)定量检验Al化合物的百分含量，以及在日本使用的元素周期表4a、5a和6a族元素的摩尔数加和M与C和N的摩尔数加和之比。使用氙闪导热率测试仪测量导热率。
在以下条件下，使用其中在参与切削的表面中具有这种cBN烧结体、并且其刀头形状属于ISO CNGA120408型的工具进行切削评价。
对所有刀头，将没有硬质合金衬底的cBN烧结体钎焊到硬质合金基体上，接着通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分，随后，对上述各种切削刃形状进行加工。在经过上述切削刃形状加工后，所有刀头的cBN烧结体厚度均为0.8mm，并且在刀尖圆弧半径为0.8R的刀头中，cBN烧结体材料底面的钎焊区面积是3.2mm2。钎焊料的组成为Ag 76重量％，Cu 21重量％，Zr 1重量％，Ti 2重量％，在850℃进行钎焊。所有样品的钎焊层的钎焊料厚度均为0.05mm，并且钎焊料中没有孔隙。
对所有刀头，如前所述，在将cBN烧结体钎焊到各种刀头基体上之后，通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分。随后，进一步进行研磨加工，使得所有上述刀头的切削刃均形成角度为-25°、宽度为0.13mm的倒角形状；当刀头被安装到夹持器中时，刃倾角为-5°，侧前角为-5°，背后角为5°，侧后角为5°，副偏角为5°，斜切削刃角为-5°。最后，在加工成上述切削刃形状之后，通过电弧离子镀PVD涂敷厚度为1μm的TiAlN耐热膜，其中TiAlN中的Al与Ti的原子比Al/Ti为1。
被切削工件JIS SUJ2型(DIN 100Cr6型)，外径车削加工，连续加工被切削工件的硬度HRc 62切削速度V＝120m/分钟切削深度d＝0.15mm进给量f＝0.08mm/转切削时间80分钟冷却液稀释20倍的乳液(制造商为Japan Fluid System株式会社，商品名为System Cut 96)[表3]
*1样品37是实施例1中样品9使用的市售刀头。
*2
表示80分钟切削时间后的后刀面磨损宽度VB的测量值。
*3仅在样品52中，由于TiAlN耐热膜剥落，导致10分钟切削时间后的后刀面磨损宽度VB达到300μm，于是停止切削，测量加工影响层厚度和残余应力。对其它样品，测量80分钟切削时间后的后刀面磨损宽度VB，并测量此时的加工影响层厚度和残余应力。
*4除样品52以外，其它样品均在80分钟切削时间后，在将加工表面的横截面抛光并且用硝酸乙醇溶液(乙醇+5重量％硝酸)蚀刻后，测量加工影响层的厚度。
*5除了样品52以外，其它样品均在80分钟切削时间后，使用微区X射线应力分析仪通过sin2Ψ法(等倾法)来测量加工表面的残余应力。表中的负号表示受到压应力，并且正号表示受到拉应力。
如表3所示，与传统cBN烧结体中加工影响层为15μm相比，样品38-51(本发明的cBN烧结体切削工具)的加工影响层都等于或小于9μm，并且所受到的残余应力都是较高的残余压应力。
具体而言，结果表明样品40-43以及47-51的cBN烧结体切削工具(其中cBN烧结体中的粘结剂包含选自在日本使用的元素周期表4a、5a和6a族元素的氮化物、碳化物和碳氮化物中的至少一者以及Al化合物，在日本使用的元素周期表4a、5a和6a族元素的摩尔数加和M与C和N的摩尔数加和之比M/(C+N)不小于1.3并且不大于1.6，Al化合物的百分含量等于或小于20％，并且其导热率等于或大于80W/m·K)，达到了较高等级的表面完整性。
当M/(C+N)小于1.3时，cBN颗粒与粘结剂之间的结合力不足，颗粒界面区易于出现微缺陷，这些缺陷区成为热障，因此使导热率降低。当M/(C+N)超过1.6时，导热率也会降低，据推测其原因为由于构成粘结剂的晶体点阵的谐振动受到粘结剂材料中微小的析出物或固溶物的影响而被扰乱，使得声子传导性下降。
样品52具有类似于本发明的cBN烧结体切削工具的良好的导热性。因此，如果可以抑制过大的后刀面磨损VB的形成(这是cBN百分含量高的cBN烧结体切削工具的弱点)，就可以在切削硬化钢时得到高表面完整性。但是，cBN体积百分含量超过95％的cBN烧结体不能得到像本发明一样的高等级的表面性能，这是因为这种cBN烧结体含有少量(相对于不导电的cBN颗粒)导电的粘结剂材料；cBN烧结体与通过电弧离子镀PVD形成的耐热膜之间的结合强度不足以承受对热处理工件所进行的切削加工；耐热膜在切削早期就剥离，于是后刀面磨损宽度增大。
实施例4以市售hBN和三聚氰胺树脂粉为起始原料，并利用含有微量Al和Si的金属催化剂MgBN和LiCaBN，合成出表4所示的高纯度cBN粉，其平均粒径为2到5μm，并且Li、Si、Mg、Al、Ca和C占cBN成分的0.222重量％或更低。
通过含有微量Al和Si的金属催化剂MgBN和LiCaBN的加入量，来控制混入cBN成分中的Li、Ca、Al、Si和Mg的量。并且，通过使用高频炉在氢气气氛中将上述hBN起始原料的预处理温度从1,100℃调节到1,500℃，来控制碳的混入量。
混合82重量％的TiN和8重量％的Al，制成用于这种高纯度cBN粉的粘结剂粉。使用由硬质合金制成的桶和球混合高纯度cBN粉和粘结剂。
将这种混合后的粉末装入硬质合金容器中，在压力8.0GPa和温度1,700℃下烧结30分钟。在对烧结体进行X射线衍射分析时，确定每个样品中除cBN以外的TiN、TiB2、AlN、Al2O3等。在cBN烧结体的ICP分析结果中，除样品54外，其它所有样品的cBN体积百分含量均为72％，并且TiN的特征在于Ti与N的摩尔比为1.4。通过ICP分析检测cBN百分含量以及Ti与N的摩尔比，通过氙闪导热率测试仪测量cBN烧结体的导热率。
各个cBN烧结体列在表4中。为测定烧结体中的氧以及Li、Ca、Al、Si、Mg和C相对于cBN成分的含量，将每边长3到7mm、厚0.3到0.5mm的长方形烧结体试样，在密闭容器中用氢氟酸-硝酸(其中氢氟酸-硝酸是将浓度等于或大于60％并小于65％的2倍稀释的硝酸40mL与浓度等于或大于45％并小于50％的氢氟酸10mL混合)在等于或大于120℃并且小于150℃的温度下处理48小时，并通过上述ICP法来检验残余的成分。当对此残余成分进行X射线衍射分析时，在任何样品的残余成分中均未发现TiN、TiB2、AlN或Al2O3。
接着，在以下条件下，使用在其中参与切削的表面中具有表4中53-67所示不同成分的cBN烧结体、并且其刀头形状属于ISOCNGA120412型的工具对所得烧结体进行切削评价。
对所有刀头，将没有硬质合金衬底的cBN烧结体钎焊到硬质合金基体上，接着通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分，随后，对上述各种切削刃形状进行加工。在经过上述切削刃形状加工后，所有刀头的cBN烧结体厚度均为0.8mm，并且在刀尖圆弧半径为1.2R的刀头中，cBN烧结体材料底面的钎焊区面积是2.9mm2。钎焊料的组成为Ag 76重量％，Cu 21重量％，Zr 1重量％，Ti 2重量％，在850℃进行钎焊。所有样品的钎焊层的钎焊料厚度均为0.05mm，并且钎焊料中没有孔隙。
对所有刀头，如前所述，在将cBN烧结体钎焊到各种刀头基体上之后，通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分。随后，进一步进行研磨加工，使得所有上述刀头的切削刃均形成角度为-25°、宽度为0.13mm的倒角形状；当刀头被安装到夹持器中时，刃倾角为-5°，侧前角为-5°，背后角为5°，侧后角为5°，副偏角为5°，斜切削刃角为-5°。最后，在加工成上述切削刃形状之后，通过电弧离子镀PVD涂敷厚度为1μm的TiAlN耐热膜，其中TiAlN中的Al与Ti的原子比Al/Ti为1。
被切削工件JIS SCR415型(DIN 15Cr3型)，外径车削加工，连续加工被切削工件的硬度HRc 58切削速度V＝120m/分钟切削深度d＝0.15mm
进给量f＝0.08mm/转切削时间60分钟冷却液无
*1样品53是实施例1中样品9(以市售cBN粉作为起始原料)使用的市售刀头。
样品54是实施例1中样品24(以市售cBN粉作为起始原料)所用的本发明的cBN烧结体。
样品55-67是本发明的cBN烧结体(使用由hBN粉合成的cBN粉)。
*2表示烧结体中的cBN成分所包含的除氧以外的元素(例如Li、Ca、Al、Si、Mg和C)的加和占cBN成分的重量百分比。
*3表示60分钟切削时间后的后刀面磨损宽度测量值。
*4表面粗糙度Rz是JIS B0601中规定的10点平均粗糙度，是在切削掉0.8μm、并且基准长度l＝4mm的条件下沿被切削材料的轴向测出的。
*5在60分钟切削时间后，在将加工表面的横截面抛光并且用硝酸乙醇溶液(乙醇+5重量％硝酸)蚀刻后，测量加工影响层的厚度。
如表4所示，与传统cBN烧结体产生的加工影响层厚度15μm相比，样品54-67(本发明的cBN烧结体切削工具)把产生的加工影响层的量控制在等于或小于8μm。
在本发明的样品中，样品56-58、60、62-64和66包含高纯度cBN成分，其中构成cBN烧结体的cBN的平均粒径不小于2μm并且不大于4μm；cBN成分中包含碳、氧和选自Li、Si、Al、Ca和Mg中的至少一者；上述Li、Si、Al、Ca、Mg和碳的加和不小于cBN成分的0.02重量％并且不大于cBN成分的0.2重量％；氧占cBN成分的0.17重量％或更低。本发明的cBN烧结体切削工具均具有优异的导热性，并且所产生的加工影响层的厚度均限制在等于或小于3.5μm以内。据推测其原因是因为cBN颗粒中阻碍cBN晶体点阵谐振动的Li、Si、Al、Ca、Mg和碳成分的量减少，所以声子的传导性提高。
在本发明的样品中，其中cBN颗粒中的Li、Si、Al、Ca、Mg和碳成分超过0.2％的样品53、54和65具有较低的导热率，据推测这是因为上述谐振动受阻之故。
与此形成对照的是，其中cBN颗粒中的Li、Si、Al、Ca、Mg和碳成分小于0.02重量％的样品61具有较低的导热率，据推测其原因是如果Li、Si、Al、Ca、Mg和碳成分太少，则不再具有增强cBN颗粒之间的结合强度的效果，使得cBN烧结体内形成了成为热障的缺陷。
样品59的导热率也较低。据推测其原因是cBN颗粒尺寸非常细小，使得cBN颗粒的颗粒界面表面积增大，从而成为热障。
同时，由于样品67的cBN粒径大，使得作为热障的颗粒界面面积减少，从而使导热率提高，并且所产生的加工影响层的厚度也小。但是，与达到令人满意的表面粗糙度(Rz等于或小于2.4μm)的其它样品相比，样品67的表面粗糙性差，其Rz为4.0μm。通过观察已经评价过的刀头切削刃，在所有样品工具的副切削刃部分均观察到cBN颗粒脱落，这些脱落颗粒留下的痕迹转移到加工表面而引起粗糙，并决定表面粗糙度。
实施例5通过将实施例4中样品58中使用的cBN粉和粘结剂材料粉的混合粉封闭在Ti管中，将该管真空密封在硬质合金容器中，在压力3到3.5GPa和温度1,000℃到1,200℃的条件下脱氮，接着在压力7.7GPa和温度2,000℃的条件下烧结60分钟，得到表5中68-75所示的cBN烧结体。
在对烧结体进行X射线衍射分析时，确定每个样品中除cBN成分以外的TiN、TiB2、AlN、Al2O3等。在cBN烧结体的ICP分析结果中，除样品2外，其它所有样品的cBN体积百分含量均为72％，并且TiN的特征在于Ti与N的摩尔比为1.4。
关于烧结体中cBN成分的B与N的摩尔比，将每边长3到7mm、厚0.3到0.5mm的长方形烧结体试样，在密闭容器中用氢氟酸-硝酸(其中氢氟酸-硝酸是将浓度等于或大于60％并小于65％的2倍稀释的硝酸40mL与浓度等于或大于45％并小于50％的氢氟酸10mL混合)在等于或大于120℃并且小于150℃的温度下处理48小时，并通过上述ICP法来检验残余的成分。当对此残余成分进行X射线衍射分析时，在所有样品的残余成分中均未发现TiN、TiB2、AlN或Al2O3。
接着，在与实施例4相同的条件下，使用其中在参与切削的表面中具有表5中68-75所示的不同组成的cBN烧结体、并且其刀头形状属于ISO CNGA120412型的工具对所得烧结体进行切削评价。
对于所有刀头，将没有硬质合金衬底的cBN烧结体钎焊到硬质合金基体上，接着通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分，随后，对上述各种切削刃形状进行加工。在经过上述切削刃形状加工后，所有刀头的cBN烧结体厚度均为0.8mm，在刀尖圆弧半径为1.2R的刀头中，cBN烧结体材料底面的钎焊区面积是2.9mm2。钎焊料的组成为Ag 76重量％，Cu 21重量％，Zr 1重量％，Ti 2重量％，在850℃进行钎焊。所有样品的钎焊层的钎焊料厚度均为0.05mm，并且钎焊料中没有孔隙。
对所有刀头，如前所述，在将cBN烧结体钎焊到各种刀头基体上之后，通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分。随后，进一步进行研磨加工，使得所有上述刀头的切削刃均形成角度为-25°、宽度为0.13mm的倒角形状；当刀头被安装到夹持器中时，刃倾角为-5°，侧前角为-5°，背后角为5°，侧后角为5°，副偏角为5°，斜切削刃角为-5°。最后，在加工成上述切削刃形状之后，通过电弧离子镀PVD涂敷厚度为1μm的TiAlN耐热膜，其中TiAlN中的Al与Ti的原子比Al/Ti为1。
*1表示60分钟切削时间后的后刀面磨损测量值。
*2在60分钟切削时间后，在将加工表面的横截面抛光并且用硝酸乙醇溶液(乙醇+5重量％硝酸)蚀刻后，测量加工影响层的厚度。
*3在切削5分钟后，使用微区X射线应力分析仪通过sin2Ψ法(等倾法)测量加工表面的残余应力。表中的负号表示受到压应力。
如表5所示，样品68-75是本发明的cBN烧结体切削工具，并且所有样品产生的加工影响层的厚度均在小于3.5μm以内。在样品71-74中，形成cBN烧结体的cBN成分中的B与N的摩尔比不小于1.15并且不大于1.2，其形成的加工影响层的厚度均在等于或小于1.9μm以内，并且残余压应力大。
在样品68-75中，虽然导热率随B/N的比值增大而略微下降，但得到了高等级的表面完整性。据推测，这是由于cBN成分中的B和N的化学计量关系发生偏离使得该成分中的B过剩，于是在加工物的摩擦部分产生了润滑性优异的B2O3，因此使摩擦热降低。
另一方面，在样品75中，cBN成分中的B与N的摩尔比为1.25(超过1.20)，该样品的加工影响层厚度以及残余应力特性之类的特性都变差。据推测其原因是未参与cBN点阵中的原子结合的过量B成分的存在降低了耐磨性，并扰乱了谐振动。
实施例6将实施例2中样品28使用的具有硬质合金衬底的cBN烧结体材料，用三种钎焊料在真空气氛和700℃到1,000℃的条件下钎焊到硬质合金基体上。表6示出各种cBN烧结体切削工具，它们具有与实施例2相同的刀头形状和耐热膜涂层、并经过与实施例2相同的切削刃加工。
样品76-93使用的钎焊料的组成为Ag 76重量％、Cu 23重量％、Ti 1重量％，或者该钎焊料中分散有平均粒径为5到200μm的cBN、金刚石、WC或W。样品94使用的钎焊料的组成为Ag 70重量％、Cu 29重量％、Ti 1重量％；样品95使用的钎焊料的组成为Ag 65重量％、Cu 32重量％、Ti 2重量％、Zr 1重量％。
通过研磨去除钎焊料部分的周围部分，使钎焊料部分成为一个单独的单元，接着使用氙闪导热率测试仪测量钎焊料部分的导热率。
在与实施例2所述相同进行工具切削刃的加工之后，通过电弧离子镀PVD涂敷厚度为1μm的TiAlN耐热膜，其中TiAlN中的Al与Ti的原子比Al/Ti为1。在与实施例2相同的切削条件下评价加工影响层的生成。
*1表示150分钟切削时间后的后刀面磨损宽度VB测量值。
*2在150分钟切削时间后，在将加工表面的横截面抛光并且用硝酸乙醇溶液(乙醇+5重量％硝酸)蚀刻后，测量加工影响层的厚度。
*3在150分钟切削时间后，使用微区X射线应力分析仪通过sin2Ψ法(等倾法)测量加工表面的残余应力。表中的负号表示受到压应力。
如表6所示，样品76-95所示的样品是本发明的cBN烧结体切削工具。特别是，如样品78-81和94所示，这些工具(其中包含导热率等于或大于220W/m·K的钎焊料，其钎焊层的厚度不小于0.02mm并且不大于0.2mm，并且其钎焊层不含长径大于0.5mm的孔隙)均生成较少的加工影响层并且表现出较高的残余压应力值。
样品84-87和91中的本发明的cBN烧结体切削工具(其钎焊层中含有5体积％到40体积％、平均粒径为5到150μm或更小的cBN或金刚石颗粒，并且其导热率等于或大于280W/m·K)均生成较少的加工影响层并表现出较高的残余压应力值。
样品76-82使用导热率为250W/m·K的一种钎焊料作为钎焊料部分。据推测，在钎焊温度低的样品76中，钎焊材料的熔化以及cBN烧结体材料与硬质合金基体之间的润湿都不充分，并且形成钎焊料未渗透的等于或大于0.6mm的孔隙，因此这些孔隙起到热障的作用，使导热率明显降低。
另一方面，在样品82中，钎焊料充分熔化，但温度很高。因此，据推测，熔融钎焊料的粘度降低，使得钎焊料从cBN烧结体材料和硬质合金基体的界面流出，而形成0.8mm的大孔隙。
关于样品83-92，为了降低在切削过程中cBN烧结体部分的切削刃的温度，在钎焊料部分中分布着导热率和杨氏模量都优异的硬质颗粒。但是，关于样品88-90，在所述硬质颗粒的粒径太大或者加入钎焊料中的量太多的情况下，钎焊料渗透不充分，反而产生孔隙缺陷，并且不能提高加工表面的表面特性。
由此看出，硬质颗粒的种类影响其与钎焊料的润湿性，并且cBN颗粒(作为硬质颗粒单体，其导热率比金刚石颗粒低)与钎焊料具有优异的润湿性。因此，钎焊料中分散有cBN颗粒的样品91相当优异。
实施例7准备其刀头形状属于ISO CNGA120408型、并且其中在参与切削的表面中具有实施例2中样品29所用的本发明的cBN烧结体材料的工具，通过电弧离子镀PVD制备表7所示的被覆有厚度为1μm的各种耐热膜的cBN烧结体切削工具，并在以下条件下进行切削评价。
在这种情况下，对所有刀头都像实施例2一样，使用各种钎焊料将具有硬质合金衬底的cBN烧结体结合到硬质合金基体上，接着通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分，随后，对上述各种切削刃形状进行加工。在上述切削刃形状加工之前，所有工具的cBN烧结体和硬质合金衬底的厚度均为0.8mm，并且在刀尖圆弧半径为0.8R的刀头中，cBN烧结体材料底面的钎焊区面积是3.2mm2。在真空气氛和850℃的条件下使用钎焊料进行钎焊，所述钎焊料的组成为Ag 76重量％，Cu 23重量％、Ti 1重量％。所有样品的钎焊层的钎焊料厚度均为0.05mm，并且钎焊料部分中没有孔隙。
对所有刀头，如前所述，在将cBN烧结体钎焊到各种刀头基体上之后，通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分。随后，进一步进行研磨加工，使得所有上述刀头的切削刃均形成角度为-25°、宽度为0.13mm的倒角形状；当刀头被安装到夹持器中时，刃倾角为-5°，侧前角为-5°，背后角为5°，侧后角为5°，副偏角为5°，斜切削刃角为-5°。
关于耐热膜的导热率，在SUS 304板上形成厚度为15μm的耐热膜，并且通过氙闪导热率测试仪来测量该膜。
在以下条件下进行切削评价。
被切削工件JIS S55C型(DIN C55型)，外径车削加工，连续加工被切削工件的硬度HRc 45切削速度V＝150m/分钟切削深度d＝0.2mm进给量f＝0.1mm/转切削时间150分钟冷却液无
*1表示100分钟切削时间后的后刀面磨损宽度VB的测量值。
*2表示100分钟切削时间后的磨损深度KT的测量值。
*3在150分钟切削时间后，在将加工表面的横截面抛光并且用硝酸乙醇溶液(乙醇+5重量％硝酸)蚀刻后，测量加工影响层的厚度。
如表7所示，样品96-115所示的样品是本发明的cBN烧结体切削工具。特别是，如样品100、104-110以及113-115所示，具有导热率不小于30W/m·K并且不大于45W/m·K的耐热膜的本发明的cBN烧结体切削工具，产生其厚度等于或小于8μm的很少的加工影响层，并具有长的寿命。样品96-99和101的耐热膜的导热率等于或小于29W/m·K，由于妨碍了加工表面产生的切削热流入本发明的cBN烧结体切削工具内，所以产生的加工影响层的厚度等于或大于11μm。
另一方面，样品102、103、111和112的导热率等于或大于47W/m·K，由于加工表面产生的切削热大量流入本发明的cBN烧结体切削工具内，所以形成月牙洼磨损而导致切削工具破损。
实施例8制备其刀头形状属于ISO CNGA120408型、并且其中参与切削的表面中具有实施例7中样品109所用的本发明的cBN烧结体的工具。
对所有刀头，将没有硬质合金衬底的cBN烧结体钎焊到硬质合金基体上，接着通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分，随后，对上述各种切削刃形状进行加工。在经过上述切削刃形状加工后，所有刀头的cBN烧结体厚度均为0.8mm，并且在刀尖圆弧半径为0.8R的刀头中，cBN烧结体材料底面的钎焊区面积是3.2mm2。钎焊料的组成为Ag 76重量％，Cu 21重量％，Zr 1重量％，Ti 2重量％，在850℃进行钎焊。所有样品的钎焊层的钎焊料厚度均为0.05mm，并且钎焊料中没有孔隙。
对所有刀头，如前所述，在将cBN烧结体钎焊到各种刀头基体上之后，通过研磨来加工cBN烧结体切削面和刀尖圆弧R部分。随后，进一步进行研磨加工，使得所有上述刀头的切削刃均形成角度为-25°、宽度为0.13mm的倒角形状；当刀头被安装到夹持器中时，刃倾角为-5°，侧前角为-5°，背后角为5°，侧后角为5°，副偏角为5°，斜切削刃角为-5°。
然后，按照与实施例7中样品109所表示的本发明的cBN烧结体工具相同的方式，在加工成上述切削刃形状之后，通过电弧离子镀PVD在切削刃上涂敷厚度为1μm的TiAlVN耐热膜，其中Ti、Al、V的百分含量分别为85原子％、10原子％和5原子％。
最后，通过从参与切削的工具部分中去除其面积不小于切削横截面积Q的0％并且不大于切削横截面积Q的80％这样一块区域的耐热膜，制成18种表8所示的样品，其中将切削横截面积Q定义为Q＝{R2·tan-1[f/sqr(4R2-f2)]+0.25f·sqr(4R2-f2)+f(d-R)}/(cosαs·cosαb)其中设R为刀尖圆弧半径，d为切削深度，f为进给量，αb为侧前角，αs为刃倾角。使用不同类型的冷却液在以下条件下进行切削评价。
被切削工件JIS SCM420型(DIN 25CrMo4型)，外径车削加工，连续加工被切削工件的硬度HRc 58切削速度V＝120m/分钟切削深度d＝0.2mm进给量f＝0.1mm/转切削时间80分钟冷却液(1)乳液(制造商为Japan Fluid System株式会社，商品名为System Cut 96)(2)油雾(制造商为Fuji BC Engineering株式会社，商品名为Bluebe LB-1)
*1表示60分钟切削时间后的后刀面磨损宽度VB的测量值。
*2表示60分钟切削时间后的月牙洼磨损深度KT的测量值。
*3在80分钟切削时间后，在将加工表面的横截面抛光并且用硝酸乙醇溶液(乙醇+5重量％硝酸)蚀刻后，测量加工影响层的厚度。
*4在80分钟切削时间后，使用微区X射线应力分析仪通过sin2Ψ法(等倾法)测量加工表面的残余应力。表中的负号表示受到压应力。
如表8所示，样品116-134所示的样品是本发明的cBN烧结体切削工具。特别是，如样品118-121、123-126和128-134所示，其中从刀具后刀面或刀具前刀面去除面积不小于切削横截面积Q的0％并且不大于切削横截面积Q的80％这样一个区域的耐热膜，与不去除耐热膜的本发明的cBN烧结体切削工具相比，样品118-121、123-126和128-134均产生较少的加工影响层并具有较高的残余压应力值，其中将切削横截面积Q定义为Q＝{R2·tan-1[f/sqr(4R2-f2)]+0.25f·sqr(4R2-f2)+f(d-R)}/(cosαs·cosαb)据推测，这是因为加工表面直接擦过本发明的cBN烧结体材料，而cBN烧结体材料的导热性明显优于耐热膜的导热性，从而使得加工表面所产生的切削热量被有效地释放。
在上述去除部分耐热膜的本发明的cBN烧结体切削工具中，特别是，与从前刀面去除部分耐热膜的本发明的cBN烧结体切削工具相比，从后刀面去除部分耐热膜的本发明的cBN烧结体切削工具表现出较长的寿命。
与从后刀面去除耐热膜的本发明的cBN烧结体切削工具相比，从前刀面去除耐热膜的本发明的cBN烧结体切削工具到破损为止的寿命较短。据推测其原因是与后刀面的平面磨损VB不同，前刀面的月牙洼磨损KT形成月牙洼形状，由于所述月牙洼磨损KT的形成会减小切削刃的楔角(wedge angle)，因此容易出现破损；并且从刀面去除耐热膜会加速KT磨损的发展。
样品131-133(其中油雾排量为1cc/hr到300cc/hr)虽然与未使用冷却液的样品128具有相同的后刀面磨损宽度VB，但前者生成较少的加工影响层，并且残余压应力值也高。
据推测其原因是通过排出适量的油雾，使油雾渗透到工具与加工物之间的界面中，从而通过减小摩擦来抑制切削过程的发热。
另一方面，在样品130中，油雾排量小于1cc/hr，在样品134中，油雾排量超出300cc/hr，在这两个样品中未观察到与样品131-133一样的表面完整性得到改善的效果。据推测，这是因为如果油雾排量太小，则不能发挥油雾润滑作用；如果油雾排量太大，则由于油雾颗粒聚集而使得油雾难以向工具与加工表面之间的界面中渗透。
图1示出本发明cBN烧结体切削工具的一个实例。(a)是立体图，(b)是cBN烧结体的局部放大图；以及图2是解释本发明cBN烧结体切削工具的切削相关部分的示意图。(a)、(b)、(c)、(d)和(e)分别示出cBN烧结体切削工具、背后角αof、背后角αof和刃倾角αs、侧前角αb和侧后角αos，以及切削工具的刀头的放大图。
附图标号说明1cBN烧结体2耐热膜3支撑件(基体)4钎焊料部分10BN烧结体切削工具
权利要求
1.一种用于高表面完整性加工的cBN烧结体，该cBN烧结体含有不小于60体积％并且不大于95体积％的cBN成分，该cBN烧结体的导热率等于或大于70W/m·K，并且其最外表面涂有厚度为0.5到12μm的耐热膜，该耐热膜含有选自在日本使用的元素周期表4a、5a、6a族元素和Al中的至少一种元素以及选自C、N和O中的至少一种元素所形成的化合物。
2.一种cBN烧结体，该cBN烧结体含有不小于72体积％并且不大于95体积％的cBN成分，该cBN烧结体的导热率等于或大于80W/m·K，并且其含有选自在日本使用的元素周期表4a、5a和6a族元素的氮化物、碳化物和碳氮化物中的至少一者以及Al化合物作为粘结剂材料，所述Al化合物在所述粘结剂材料中的含量不超过20重量％，在除了所述cBN成分以外的其它成分中，在日本使用的元素周期表4a、5a和6a族元素的摩尔数加和M与C和N的摩尔数加和之比不小于1.3并且不大于1.6，并且该cBN烧结体的最外表面涂有厚度为0.5到12μm的耐热膜，该耐热膜含有选自在日本使用的元素周期表4a、5a、6a族元素和Al中的至少一种元素以及选自C、N和O中的至少一种元素所形成的化合物。
3.根据权利要求1或2所述的cBN烧结体，其中，构成所述cBN烧结体的cBN颗粒的平均粒径不小于2μm并且不大于4μm；所述的cBN成分含有C、O以及选自Li、Si、Al、Ca和Mg中的至少一种元素；所述的C以及选自Li、Si、Al、Ca和Mg中的至少一种元素的含量之和不小于所述cBN成分的0.02重量％、并且不大于所述cBN成分的0.2重量％；所述的cBN烧结体包含高纯度的其中O含量不大于所述cBN成分的0.17重量％的cBN成分，并且所述cBN烧结体的导热率不小于85W/m·K。
4.根据权利要求1到3中任意一项所述的cBN烧结体，其中在构成所述cBN烧结体的所述cBN成分中，B与N的摩尔比不小于1.15并且不大于1.20。
5.根据权利要求1到4中任意一项所述的cBN烧结体，其中所述耐热膜的导热率不小于30W/m·K并且不大于45W/m·K。
6.一种用于高表面完整性加工的cBN烧结体切削工具，其中，根据权利要求1到5中任意一项所述的cBN烧结体通过钎焊料与支撑件结合或与支撑件整体烧结，该支撑件包括硬质合金、金属陶瓷、陶瓷或铁基材料；并且所述的cBN烧结体部分和所述钎焊料部分的导热率均不小于80W/m·K。
7.根据权利要求6所述的cBN烧结体切削工具，其中，所述钎焊料部分包含选自Ti和Zr中的至少一者、以及选自Ag和Cu中的至少一者，并且所述钎焊料部分由导热率不小于220W/m·K的钎焊料构成，所述钎焊料部分的厚度不小于0.02mm并且不大于0.20mm，并且所述钎焊料不含长径超过0.5mm的孔隙。
8.根据权利要求6或7所述的cBN烧结体切削工具，该cBN烧结体切削工具在所述钎焊料部分中包含5体积％到40体积％的平均粒径不小于5μm并且不大于150μm的cBN颗粒或金刚石颗粒；并且该cBN烧结体切削工具的导热率不小于280W/m·K。
9.根据权利要求6到8中任意一项所述的cBN烧结体切削工具，其中，在所述cBN烧结体切削工具参与切削的部分中，从所述耐热膜去除其面积不小于切削横截面积Q的10％并且不大于所述切削横截面积Q的80％这样一块区域，使得该区域的cBN烧结体在切削过程中直接接触被切削工件，其中，所述的切削横截面积Q被定义为Q＝{R2·tan-1[f/sqr(4R2-f2)]+0.25f·sqr(4R2-f2)+f(d-R)}/(cosαs·cosαb)其中，设R为刀尖圆弧半径，d为切削深度，f为进给量，αb为侧前角，αs为刃倾角。
10.根据权利要求6到9中任意一项所述的cBN烧结体切削工具，其中，在所述cBN烧结体切削工具的后刀面的参与切削的部分中，从所述耐热膜去除其面积不小于所述切削横截面积Q的10％并且不大于所述切削横截面积Q的80％这样一块区域，使得该区域的cBN烧结体在切削过程中直接接触被切削工件。
全文摘要
在高效率切削高硬度难切削的铁基材料时，与传统的cBN烧结体工具相比，本发明通过控制在被切削工件的加工表面上形成的加工影响层的产生以及通过促进压应力的残留，来提高加工件的疲劳寿命，得到使用时间更长的工具。本发明的cBN烧结体含有不小于60体积％并且不大于95体积％的cBN成分，并且其导热率等于或大于70W/m·K；其最外表面涂有耐热膜，所述耐热膜含有选自在日本使用的元素周期表4a、5a、6a族元素和Al中的至少一种元素以及选自C、N和O中的至少一种元素所形成的化合物。
文档编号B23B27/20GK101068759SQ200680000638
公开日2007年11月7日 申请日期2006年5月30日 优先权日2005年10月4日
发明者久木野晓, 黑田善弘, 深谷朋弘, 冈村克己 申请人:住友电工硬质合金株式会社