复合部件及切削工具的制作方法

本申请发明涉及一种接合部的接合强度优异的复合部件及切削工具，尤其涉及一种接合有立方晶氮化硼(以下，称作cBN)烧结体和WC基硬质合金的复合部件、以及由该复合部件构成的切削工具。

本申请基于2014年3月24日在日本申请的专利申请2014-059529号主张优先权，并将其内容援用于此。

背景技术：

近年来，作为加工在制造便携式电话及智能手机等的框体时所使用的金属模具的工具，提供了将cBN烧结体使用于切削刃部的刀片(insert)或立铣刀等切削工具，该cBN烧结体发挥高生产率及高寿命，具有仅次于金刚石的硬度。

但是，cBN烧结体本身难以加工，价格高，而且烧结体形状局限于圆板状，无法自由地形成工具形状，因此其用途受到限制。

然而，近年来随着难切削材的使用量增加，尽管难以进行工具加工，但cBN烧结体的用途逐渐增加。作为用于克服价格、加工性的方法，提出有通过对廉价且加工性优异的WC基硬质合金制工具主体与以cBN烧结体为原材料的切削刃部进行钎焊来接合WC基硬质合金制工具主体和以cBN烧结体为原材料的切削刃部的切削工具。并且，不限于cBN烧结体，还提出了几种关于WC基硬质合金制工具主体与其他材料的复合部件的技术。

例如，专利文献1中提出有如下技术：在cBN烧结体经由接合部接合于WC基硬质合金制工具基体上的切削工具中，形成有由15～65重量％的Ti或Zr的一种或两种和Cu构成的接合部，由此cBN烧结体不会产生裂纹或龟裂而牢固地接合于WC基硬质合金制工具基体。

并且，专利文献2中公开有如下技术：在硬质合金部件和钢部件经由接合层接合的硬质合金部件与钢部件的复合材料、或对该复合材料的硬质合金部件实施刀尖加工而成的立铣刀、钻头等切削工具中，与硬质合金部件接触的一侧的接合层由Ni构成，另一方面，与钢部件接触的一侧的接合层由Ni-Cu合金构成，而且，在钢部件与接合层的接合面附近形成有Cu的含量随着远离该接合面而减少的Cu扩散区域，由此提高硬质合金部件与钢部件的接合强度。

并且，专利文献3中提出有如下技术：使由硬质合金构成的刃部与由碳工具钢构成的基体部经由镍箔或钴箔接合，并对该接合部进行激光照射而使刃部与基体部经由合金层接合，由此得到残余应力较小且接合强度较高的切割刀。

另外，专利文献4中提出有如下技术：cBN基烧结体经由接合部接合于WC基硬质合金制工具基体上，在cBN基烧结体与接合材的界面形成有厚度为10～300nm的氮化钛化合物层，并且cBN基烧结体背面的接合部的厚度薄于底面的接合部的厚度，由此提高cBN基烧结体与WC基硬质合金制工具基体之间的接合强度。

专利文献1：日本特开平11-320218号公报(A)

专利文献2：日本特开2009-131917号公报(A)

专利文献3：日本特开2008-100348号公报(A)

专利文献4：日本特开2012-111187号公报(A)

在专利文献1中提出的切削工具通过使用Ti类金属来得到牢固的接合强度，但若Ti过度扩散，则硬质刀柄及刀尖侧的由硬质合金构成的工具基体的力学特性降低，存在成为折损的原因的问题。

专利文献2中提出的复合材料或由该复合材料构成的切削工具在通常条件的切削加工中发挥一定程度的性能，但在高负荷作用于切削刃的重切削条件下，不能说接合强度充分，有可能从接合部发生破损。

专利文献3中提出的切割刀为用于将玻璃纤维切割成一定长度的工具，其无法用作钢或铸铁等的切削用工具。

专利文献4中提出的具有10～300nm的氮化钛化合物层的接合体中，接合材与cBN基烧结体的反应不适当，存在无法得到充分的接合强度的问题。

技术实现要素：

因此，本发明人等为了解决所述现有的复合部件及由该复合部件构成的切削工具的问题，在由cBN烧结体和WC基硬质合金构成的复合部件(例如在进行超高压高温烧结时，烧结cBN烧结体的同时接合了WC基硬质合金基体的复合烧结体)、或由cBN烧结体单一成分构成的切削刃部和WC基硬质合金制工具基体经由接合部件接合的切削工具中，对改善其接合部的接合强度的对策进行了深入研究的结果，得到了以下见解。

(1)发现如下：在将cBN烧结体和WC基硬质合金、或将WC基硬质合金和WC基硬质合金经由Ti-Ni层叠箔、Ti-Ni合金箔、或含有Ti及Ni的混合粉末构成的接合部件接合时，在硬质合金与接合部件的界面，以规定厚度形成TiC为主体的层，并且以规定厚度形成含有规定量以上的Ti和Ni的层，而且以与所述TiC为主体的层相邻的方式形成断续的网状组织，由此硬质合金与接合部件的界面的接合强度得到提高。

(2)并且发现如下：对于cBN烧结体与接合部件的界面，以与cBN晶粒相邻的方式形成含有Ti、B及N的针状组织，由此cBN烧结体与接合部件的界面的接合强度得到提高。

(3)从而发现如下：关于由具有所述(1)、(2)的界面组织的cBN烧结体和WC基硬质合金、或WC基硬质合金和WC基硬质合金构成的复合部件，由于接合部的接合强度得到提高，因此由该复合部件制作出的切削工具即使供于高负荷作用于切削刃的钢或铸铁的重切削加工的情况下，也能够防止从接合部发生破损，且能够在长期使用中发挥优异的切削性能。

本申请发明是基于所述见解而完成的，其具有以下方式。

(1)一种复合部件，其具备：切削刃部，由立方晶氮化硼烧结体或WC基硬质合金构成且具有切削刃；工具基体，由WC基硬质合金构成；及接合部件，设置于所述切削刃部与所述工具基体之间并接合所述切削刃部和所述工具基体，所述复合部件的特征在于，

(a)在所述硬质合金与所述接合部件的界面形成有平均层厚为0.5～3μm且含有50面积％以上的TiC的TiC主体层，并且以与该TiC主体层相邻的方式在所述接合部件侧形成有平均层厚为0.3～3μm且含有分别为30原子％以上的Ti及Ni的Ti-Ni稠化层，

(b)以与所述TiC主体层相邻的方式在所述接合部件侧形成有断续的网状组织，所述断续的网状组织含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C，平均宽度为10～200nm，且含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的各晶粒的长轴连结而成的直线横切平均3个晶粒以上的其他含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒。

(2)所述(1)中记载的复合部件，其特征在于，所述TiC主体层的TiC的含量为80面积％以下。

(3)所述(1)中记载的复合部件，其特征在于，所述Ti-Ni稠化层的Ti的含量为55原子％以下。

(4)所述(1)中记载的复合部件，其特征在于，所述Ti-Ni稠化层的Ti的含量为40原子％以上且55原子％以下。

(5)所述(1)中记载的复合部件，其特征在于，所述Ti-Ni稠化层的Ni的含量为70原子％以下。

(6)所述(1)中记载的复合部件，其特征在于，所述Ti-Ni稠化层的Ni的含量为45原子％以上且70原子％以下。

(7)所述(1)中记载的复合部件，其特征在于，所述切削刃部由立方晶氮化硼烧结体构成，

在所述立方晶氮化硼烧结体与所述接合部件的界面，以与立方晶氮化硼粒子相邻的方式在所述接合部件侧形成有针状组织，所述针状组织含有分别为10原子％以上的Ti、B及N，平均长径为0.1～3μm，且平均纵横尺寸比为5以上。

(8)一种切削工具，其特征在于，所述切削工具由所述(1)至(6)中任一个中记载的复合部件构成。

本申请发明为将cBN烧结体和WC基硬质合金、或将WC基硬质合金和WC基硬质合金经由至少含有分别为10原子％以上的Ti及Ni的接合部件接合的复合部件，在WC基硬质合金与接合部件的界面形成有规定层厚、规定面积率的TiC主体层，并且形成有规定层厚的Ti-Ni稠化层，而且以与TiC主体层相邻的方式形成有含有规定量的Ti、Ni及C的断续的网状组织，因此WC基硬质合金与接合部件之间的接合强度得到提高。

并且，在cBN烧结体和WC基硬质合金的情况下，在cBN烧结体与接合部件的界面，以与cBN粒子相邻的方式形成有针状组织，由此cBN烧结体与接合部件之间的接合强度也得到提高。

因此，由上述复合部件构成的切削工具即使在供于高负荷作用于切削刃的重切削加工的情况下，也不会从接合部发生破损，且在长期使用中发挥优异的切削性能。

附图说明

图1是本申请发明的切削工具的一实施方式中的垂直剖视图，示有该实施方式中的切削刃部、接合部件及工具基体的位置关系。

图2是本申请发明复合部件的WC基硬质合金与接合部件的界面的剖面示意简图，示有WC基硬质合金、TiC主体层、Ti-Ni稠化层、断续的网状组织、接合部件。

图3是cBN烧结体和WC基硬质合金的情况下的本申请发明复合部件的cBN烧结体侧的接合部的剖面示意简图，示有cBN烧结体、针状组织、接合部件。

图4是表示求出延长线交叉粒子数的例子的示意图，对于图中由圆包围的晶粒画出延长长径的直线，用箭头表示该直线所横切的晶粒。

具体实施方式

以下，对用于实施本申请发明的方式进行说明。

图1是本申请发明的切削工具的一实施方式中的垂直剖视图，示有该实施方式中的切削刃部2、接合部件3及工具基体4的位置关系。切削刃部2经由接合部件3接合于工具基体4。该接合部件3存在于切削刃部的接合面5与工具基体的接合面6之间。切削刃部的接合面5为形成于切削刃部2的下表面侧的面。工具基体的接合面6为形成于工具基体4的上表面侧的面。

图1是示意图，图1所示的各构成要件的尺寸未必一定与实际尺寸对应。例如，接合部件3的厚度有时明显薄于图示的厚度。

接合部件3的成分大大依赖于作为其前体的接合材料的成分。并且，接合条件、切削刃部2的成分及工具基体4的成分也会对接合部件3的成分带来影响。

本申请发明的复合部件1通过将cBN烧结体(由cBN烧结体构成的切削刃部)和WC基硬质合金(WC基硬质合金制工具基体)、或将WC基硬质合金(由WC基硬质合金构成的切削刃部)和WC基硬质合金(WC基硬质合金工具制基体)经由至少含有分别为10原子％以上的Ti及Ni的接合部件3接合而构成，并且，本申请发明的切削工具通过将上述复合部件1的cBN烧结体或WC基硬质合金作为切削刃部，另一方面将WC基硬质合金作为工具基体4而构成。

当接合部件3的Ti含量小于10原子％时，在接合部件3与WC基硬质合金的界面，含有50面积％以上的TiC的TiC主体层9的平均层厚小于0.5μm，无法期待接合部件3与WC基硬质合金的界面上的接合强度的提高，因此将接合部件3的Ti含量设为10原子％以上。接合部件3的Ti含量的上限值若考虑其与其他基本因素的平衡，则为85原子％。更优选的接合部件3的Ti含量的范围为20原子％以上且85原子％以下。进一步优选的接合部件3的Ti含量的范围为20原子％以上且60原子％以下。

并且，接合部件3中所含有的Ni具有明显提高接合部件3与WC基硬质合金的界面的润湿性的作用，由此，进行接合时在WC基硬质合金的表面上均匀地扩展润湿，其结果，形成于接合部件与WC基硬质合金的界面的所述TiC主体层9不会成为粒状组织或柱状组织而形成为层上的组织。

但是，若接合部件3的Ni含量小于10原子％，则难以得到上述效果，因此本申请发明中，将接合部件3的Ni含量设为10原子％以上。接合部件3的Ni含量的上限值若考虑其与其他基本因素的平衡，则为85原子％。更优选的接合部件3的Ni含量的范围为20原子％以上且85原子％以下。更进一步优选的接合部件3的Ti含量的范围为40原子％以上且85原子％以下。

如图2所示，在接合部件3与WC基硬质合金的界面形成有含有50面积％以上的TiC的TiC主体层9，当该层中的TiC的含有比例小于50面积％时，与WC基硬质合金中所含的WC的反应不充分，无法充分发挥界面强度。因此，需要将TiC主体层9的TiC含有比例设为50面积％以上。并且，当该层的平均层厚小于0.5μm时，无法得到接合部件3与WC基硬质合金的界面(工具基体的接合面6)上的接合强度的提高效果。另一方面，若其平均层厚超过3μm，则TiC主体层9显现脆性，断裂在TiC主体层9内传播，其结果无法显出充分的接合强度。因此，将TiC主体层9的平均层厚规定为0.5～3μm。

并且，如图2所示，在接合部件3与WC基硬质合金的界面形成有平均层厚为0.3～3μm且含有分别为30原子％以上的Ti及Ni的Ti-Ni稠化层8。Ti-Ni稠化层8与所述TiC主体层9相邻，且形成于所述接合部件侧。若该Ti-Ni稠化层8中的Ti含量及Ni含量中的至少任一个小于30原子％，则无法充分发挥其与TiC主体层9及接合部件3的润湿性，在Ti-Ni稠化层8内产生空隙，该空隙成为剥离的起点。因此，Ti-Ni稠化层8中的Ti及Ni的含有比例需要分别设为30原子％以上。

并且，当Ti-Ni稠化层8的平均层厚小于0.3μm时，无法对TiC主体层9及接合部件3这两者发挥优异的润湿性，容易产生空隙，另一方面，若成为超过3μm的平均层厚，则由其与WC基硬质合金的热膨胀率之差而产生的应力变得过大，容易发生界面剥离，因此将Ti-Ni稠化层8的平均层厚规定为0.3～3μm。

如图2所示，以与该发明中的形成于接合部件3与WC基硬质合金的界面(切削刃部的接合面或工具基体的接合面)的TiC主体层9相邻的方式在所述接合部件侧形成有断续的网状组织7，所述断续的网状组织7含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C，平均宽度为10～200nm，且含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的各晶粒的长轴连结而成的直线横切平均3个晶粒以上的其他含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒。

当晶粒的形状弯曲或分支而无法单纯地确定该晶粒的长轴时，将在该晶粒的形状中画出的最长的直线作为长轴。

上述断续的网状组织7通过网状的组织以纵向切割Ti-Ni稠化层8的方式存在而发挥牢固的锚定效果。另一方面，若网状组织连续，则无法松弛由在其与母相的界面上产生的晶格常数之差而产生的应变、或由热膨胀率之差而产生的应力，由于应力集中在连续的网状组织而产生断裂，该断裂成为剥离的起点，无法发挥充分的接合强度。因此，通过将连续的组织设为断续的组织从而使作用于网状组织的应力分散，由此网状组织不会产生断裂等，且断续的网状组织7具有提高接合部件3与WC基硬质合金的接合强度的效果。

在此，之所以将构成上述断续的网状组织7的成分即Ti、Ni及C的含量分别设为10原子％以上，是因为作为Ti及Ni的复合碳化物的性质提高TiC主体层9、Ti-Ni稠化层8及接合部件3的接合强度，当Ti、Ni及C的含量分别小于10原子％时无法充分发挥上述效果，因此将Ti、Ni及C的含量分别规定为10原子％以上。

并且，当上述断续的网状组织7的平均宽度小于10nm时，难以形成具有Ti-Ni稠化层8的层厚以上的长度的晶粒，因此无法期待充分的锚定效果，另一方面，若上述断续的网状组织7的平均宽度超过200nm，则接合部件3与WC基硬质合金的界面的接合强度下降，因此将断续的网状组织7的平均宽度规定为10～200nm。

关于上述断续的网状组织7的含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒(以下，简称为“网状组织晶粒”)，当各网状组织晶粒的长轴连结而成的直线横切其他网状组织晶粒的个数(以下，简称为“延长线交叉粒子数”)少于平均3个晶粒时，无法充分松弛通过分散配置网状组织晶粒而引起的应力，容易引发由于应力集中在界面而引起的剥离，因此延长线交叉粒子数需为平均3个晶粒以上。

并且，如图3所示，当切削刃部2为cBN烧结体且工具基体为WC基硬质合金时，在cBN烧结体与接合部件的界面(切削刃部的界面5)的接合部件3侧，以与cBN粒子接触的方式形成有呈针状的结晶组织(以下，简称为“针状组织”)11。该针状组织11为通过接合部件3中的Ti与cBN粒子进行反应而形成的含有Ti、B及N的组织。

并且，上述针状组织11发挥较大的锚定效果，从而提高cBN烧结体与接合部件3之间的接合强度。

但是，当上述针状组织11的平均纵横尺寸比小于5或者针状组织11的平均长径小于0.1μm时，无法发挥充分的锚定效果，另一方面，若针状组织11的平均长径超过3μm，则晶粒变粗，cBN烧结体与接合部件3的界面脆化，导致强度下降，因此优选将针状组织11的平均纵横尺寸比设为5以上且将针状组织11的平均长径设为0.1～3μm。

关于本申请发明的复合部件1中的TiC主体层9和Ti-Ni稠化层8，能够使用扫描型电子显微镜及能量分散型X射线分光器并利用以下说明的方法来进行鉴定。首先，在接合部件3与WC基硬质合金的界面上，以设定成WC基硬质合金占据观察区域的5～10％的视场进行纵剖面观察。在进行该纵剖面观察时，以10000倍的视场进行元素映射，根据Ti、Ni、C的含有比例，将含有分别为30原子％以上的Ti及C的相规定为TiC相。将在纵剖面中含有50面积％以上的如此规定的TiC相的层鉴定为TiC主体层9。接着，与WC基硬质合金和TiC主体层9的界面(切削刃部的接合面5或工具基体的接合面6)垂直地画出直线，将该直线横切TiC主体层9的长度作为TiC主体层9的厚度。并且，画出10条不同的直线，通过计算从这些10条直线上分别得到的10个值的平均来求出TiC主体层9的平均厚度。这些10条不同的直线是在水平方向的10μm的范围内以与相邻的其他直线至少隔开0.5μm的间隔的方式画出的。对于Ti-Ni稠化层8，在与所述WC基硬质合金和TiC主体层9的界面垂直的直线上，在该直线上进行组成分析，将Ti及Ni的含量为30原子％以上的区域鉴定为Ti-Ni稠化层8。将在垂直方向(与基体表面正交的方向)上横切通过所述直线上的组成分析而鉴定出的Ti-Ni稠化层8的长度作为Ti-Ni稠化层8的厚度。通过计算在与TiC主体层9的鉴定时同样地画出的不同的10条直线上得到的值的平均来求出Ti-Ni稠化层8的平均厚度。

并且，关于本申请发明的复合部件1中的断续的网状组织7，以与所述相同的视场，根据元素映射结果将具有含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的相且未成为层状组织的相的晶体鉴定为网状组织晶体，对于各网状组织晶体，将最大直径作为长径，将与其正交的线段的最大直径作为晶粒的宽度，求出了在该视场内延长长径的直线所横切的其他网状组织晶粒的个数。如图4所示，对于该视场内的各网状组织晶体，求出晶粒的宽度及延长线交叉粒子数，通过将各自的合计除以网状组织晶体的个数来求出了断续的网状组织7的平均宽度及平均延长线交叉粒子数。

以下示出断续的网状组织7的更详细的说明。

该断续的网状组织7为在切削刃部2经由接合部件3接合于工具基体的过程中由接合部3中所形成的无定形的晶体群构成的结晶组织。断续的网状组织7与形成于接合部件3与WC基硬质合金接触的界面的TiC主体层9相邻。并且，与Ti-Ni稠化层8重叠，且沿与工具基体接合面垂直的方向穿过Ti-Ni稠化层8而形成。即，断续的网状组织7与Ti-Ni稠化层8同样地与TiC主体层9相邻，且比Ti-Ni稠化层8更向接合部件3侧扩展。

作为断续的网状组织7的构成单位的晶体具有特殊的元素组成，具体而言，含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C。断续的网状组织7为在由不具有该特殊的元素组成的晶体群构成的基体中分散而形成的不连续的结晶组织。

断续的网状组织7能够通过根据其对比度或色调肉眼观察纵向切割面来识别。但是，为了严谨地得知元素组成，需要对纵切割面进行元素映射来确认用肉眼观察而识别出的断续的网状组织为含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的断续的网状组织7。

关于是否断续，在纵向切割面描绘出纵横5μm的正方形，根据与在该正方形中画出的纵向及横向的线段(长度：5μm)相交的含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒的个数来进行判断。该正方形的下侧的边描绘成与工具基体的接合面平行且与TiC主体层的向接合部侧最突出的部分接触。在正方形中，纵向画出5条且横向画出5条线段(长度：5μm)，相邻线段的间隙设为等间隔且至少隔开0.5μm。当在线段的两端部分，线段与晶体重叠且未穿过该晶体时，不判断为线段与该晶体相交。

根据与上述5条纵线段相交的晶体个数来计算出与每条纵线段相交的晶体个数的平均值。同样地，根据与上述5条横线段相交的晶体个数来计算出与每条横线段相交的晶体个数的平均值。若与这些纵向及横向的线段相交的晶体数的平均值为3个以上且20个以下，则判断为该网状组织为断续。

上述正方形中的断续的网状组织的面积比率被定义为在正方形中所占的含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒的总面积。该断续的网状组织7的面积比率为2％以上且20％以下。

在上述正方形中，含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒的个数为10个以上且300个以下。该个数的计数为在纵切割面上识别的晶粒的个数，而虽然三维地连结但在二维切割面上分开识别的个数分别作为单个晶粒来计数。

关于是否为网状的判断基准，根据上述正方形中所包含的含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的晶体的形状来进行判断。具体而言，掌握包含于上述正方形中且含有分别为10原子％以上的Ti、Ni及C的晶体的数量及形状之后，若该晶体数的50％以上具有2以上的纵横尺寸比，则判断为网状。该结晶组织的宽度(短轴宽度)的平均在10nm至200nm的范围内。为了得到作为晶粒形状的纵横尺寸比，需要该晶粒的长轴长度及短轴长度。晶粒的形状复杂，未必一定成为在正交的两轴上线对称的形状。在复杂形状的晶粒的情况下，例如晶粒的形状弯曲或分支而无法单纯地确定该晶粒的长轴时，将在该晶粒的形状中可画出的最长的直线作为长轴。短轴被定义为与长轴正交的线。当相对于长轴具有多个短轴宽度时，将其中最长的短轴宽度作为该晶粒的短轴宽度。

利用以下方法来测定断续的网状组织7向接合部件3侧的扩展。使上述正方形在与工具基体的接合面6垂直的方向上且向接合部件3侧以1μm的单位错开。将错开的正方形中的分析结果脱离上述“断续的”及“网状”定义中的至少一个时的、从该正方形的上边位置下移2μm的位置作为断续的网状组织7向接合部件3侧扩展的边界线。

在实际测定时，在5处不同的位置上测定断续的网状组织7向接合部件3侧扩展的边界线，根据所得到的值来得到平均值，由此得到平均化的断续的网状组织7向接合部件3侧扩展的边界线。

在与工具基体的接合面垂直的方向上观察时的断续的网状组织7的厚度范围为Ti-Ni稠化层8的厚度的3倍以上且20倍以下。

在cBN烧结体和WC基硬质合金的情况下，对于与cBN粒子相邻的针状组织11，在接合部件3与cBN烧结体的界面上，以cBN烧结体占据观察区域的5～10％的视场确认了有无以与cBN晶粒10接触的方式生长的针状组织11。对构成针状组织11的10个晶粒进行组成的点分析，通过计算平均值来确认了针状组织11含有分别为10原子％以上的Ti、B及N。并且，对于构成针状组织11的10个晶粒的每一个，将最大直径作为长径，将与其正交的线段的最大直径作为短径，进而通过长径除以短径来求出纵横尺寸比，通过计算10个晶粒的平均，能够得到平均长径及平均纵横尺寸比。

为了制作本申请发明的复合部件1，例如使用Ti-Ni层叠箔或合金箔、或含有Ti及Ni的混合粉末作为接合部件3，将其夹装于cBN烧结体与WC基硬质合金之间、或WC基硬质合金与WC硬质合金之间并进行加压接合，由此能够制作出复合部件1。

更具体而言，例如能够通过如下来制作：将Ti箔：1～10μm、Ni箔：1～10μm作为Ti-Ni层叠箔，将其插入夹装于cBN烧结体与WC基硬质合金之间、或WC基硬质合金与WC基硬质合金之间；

接着，能够将其在0.13kPa以下的真空中施加100～3000kPa的载荷，并在700～900℃的温度范围内保持5～180分钟。

接着，根据实施例对本申请发明进行具体说明。另外，以下说明的实施例为本申请发明的一实施方式，本申请发明的具体实施方式并不限于此。

实施例

作为原料粉末，准备均具有0.5～1μm的平均粒径的WC粉末、VC粉末、TaC粉末、NbC粉末、Cr₃C₂粉末及Co粉末，将这些原料粉末调配成表1所示的调配组成，并利用球磨机湿式混合24小时，干燥之后，以100MPa的压力冲压成型为压坯，将该压坯在6Pa的真空中于温度1400℃、保持时间1小时的条件下进行烧结来形成了表1所示的4种WC基硬质合金烧结体(以下，简称为“硬质合金”)A-1～A-4。

[表1]

接着，作为cBN烧结体的原料粉末，准备均具有0.5～4μm范围内的平均粒径的cBN粉末、TiN粉末、TiCN粉末、TiB₂粉末、TiC粉末、AlN粉末、Al₂O₃粉末，将这些原料粉末以规定的调配组成进行调配，利用球磨机并使用丙酮湿式混合24小时，干燥之后，以100MPa的压力冲压成型为具有直径15mm×厚度1mm的尺寸的压坯，接着，使用超高压产生装置将该压坯在温度：1300℃、压力：5.5GPa、时间：30分钟的条件下进行烧结来制作出cBN烧结体B-1、B-2。

并且，作为在进行超高压高温烧结时烧结cBN烧结体的同时接合了WC基硬质合金基体(以下，简称为“硬质衬里”)的复合烧结体(以下，简称为“复合烧结体”)，将所述硬质合金A-1～A-4设为具有直径15mm×厚度2mm的尺寸的烧结体，在硬质合金上以表2所示的组合层叠所述cBN压坯，接着，使用超高压产生装置将该层叠体在温度：1300℃、压力：5.5GPa、时间：30分钟的条件下进行烧结来制作出复合烧结体B-3～B-6。

关于cBN烧结体及复合烧结体B-1～B-6的cBN烧结体的组成，通过cBN烧结体剖面研磨面的SEM观察结果的图像分析，以体积％求出了cBN的面积％。关于cBN以外的成分，仅确认了构成主结合相及其他结合相的成分。将其结果示于表2。

[表2]

接着，准备了由表3所示的成分组成、尺寸构成的接合部件。

接着，在硬质合金A-1～A-4与cBN烧结体及复合烧结体B-1～B-6之间插入夹装表3所示的接合部件，在表4所示的条件下将cBN烧结体和硬质合金、或复合烧结体和硬质合金加压接合来制作出表7、表8所示的本发明复合部件1～12。另外，将复合烧结体配置成cBN烧结体成为外表面且硬质衬里成为内表面，即配置成硬质衬里和硬质合金经由接合部件接合。

为了进行比较，准备由表5所示的成分组成、尺寸构成的接合部件，并将其夹装装入于硬质合金A-1～A-4与cBN烧结体及复合烧结体B-1～B-6之间，在表6所示的条件下将cBN烧结体和硬质合金、或复合烧结体和硬质合金加压接合来制作出表9、表10所示的比较例复合部件1～12。复合烧结体的接合配置与本发明复合部件相同。

[表3]

※紧接在元素符号的％表示各元素的原子比例

[表4]

[表5]

[表6]

*符号表示本发明范围外的条件。

高温剪切强度测定试验：

对于上述中制作出的本发明复合部件1～12及比较例复合部件1～12，为了测定接合部的强度而进行了剪切强度测定试验。

关于试验中所使用的试验片，将从上述中制作出的本发明复合部件1～12及比较例复合部件1～12切成cBN烧结体或复合烧结体：1.5mm(W)×1.5mm(L)×0.75mm(H)、硬质合金：1.5mm(W)×4.5mm(L)×1.5mm(H)的尺寸而作为剪切强度测定用试验片。

将试验片的上下表面利用夹紧装置把持固定，使用一边为1.5mm的由硬质合金构成的四棱柱状的按压片，将气氛温度设为500℃并对试验片的硬质烧结片上表面的大致中心附近施加载荷，测定了硬质烧结片及支撑片从硬质合金片破裂的载荷。

在表7～表10中示出测定出的剪切强度的值。

并且，对于本发明复合部件1～12及比较例复合部件1～12，使用扫描型电子显微镜及能量分散型X射线分光器进行了硬质合金与接合部件的界面的纵剖面、cBN烧结体与接合部的界面的纵剖面的组织观察及组成分析。

对于硬质合金与接合部件的界面，以硬质合金占据观察区域的5～10％的视场进行纵剖面观察，并以10,000倍的视场进行元素映射，确认在硬质合金与接合部件的界面是否形成有TiC主体层且是否形成有Ti-Ni稠化层，并且进行10个点的点分析，通过计算平均值来求出了各层的成分组成。

并且，对于以与TiC主体层相邻的方式形成的断续的网状组织也进行10个点的点分析，并通过计算平均值来求出了该组织的成分组成。

并且，关于TiC主体层、Ti-Ni稠化层的平均层厚，从硬质合金与接合部件的界面画出与界面正交的线段，求出各层的界面为止的长度，求出进行了10个点的测量的平均值，并将其作为各层的平均层厚。

关于断续的网状组织的平均宽度、平均延长线交叉粒子数，对于构成观察视场内的断续的网状组织的每一个晶粒，将最大直径作为长径，将与其正交的线段的最大直径作为宽度，求出了在该视场内延长长径的直线所横切的其他网状组织晶粒的个数。对于该视场内的各网状组织晶体，求出晶粒的宽度及延长线交叉粒子数，通过将各自的合计除以网状组织晶体的个数来求出了断续的网状组织的平均宽度及平均延长线交叉粒子数。

对于cBN烧结体与接合部件的界面上的与cBN粒子相邻且含有Ti、B、N的针状组织，也利用与前述相同的方法求出了Ti、B、N的含量。

并且，关于针状组织，对于构成观察视场内10个针状组织的每一个晶粒，也将最大直径作为长径，将与其正交的线段的最大直径作为宽度，通过长径除以宽度来求出纵横尺寸比，通过计算10个晶粒的平均来作为平均长径、平均纵横尺寸比。

在表7～表10中示出其结果。

接着，制作出由本发明复合部件1～12及比较例复合部件1～12构成的切削工具，并检查了切削加工中有无破裂发生。

如下制作出由复合部件构成的切削工具。

将上述中制作出的cBN烧结体及复合烧结体B-1～B-6切割为平面形状：张角80°的一边为4mm的等腰三角形×厚度：2mm的尺寸。接着，将所述硬质合金A-1～A-4设为平面形状：12.7mm的内切圆且张角80°的菱形×厚度：4.76mm的尺寸的烧结体，对该烧结体的上下平行面中任一面的1角使用磨床形成了与上述cBN烧结体及复合烧结体的形状对应的大小的缺口。该缺口的底面的面积为2.96mm²，侧面的面积为4.89mm²。接着，在硬质合金A-1～A-4与cBN烧结体及复合烧结体B-1～B-6之间插入夹装表3所示的接合部件，在表4所示的条件下将cBN烧结体和硬质合金、或复合烧结体和硬质合金加压接合，对该复合部件进行外周研磨加工之后，对切削刃部分实施R：0.07mm的刃口修磨加工，由此制作出具有ISO标准·CNGA120408的刀片形状的本发明切削工具1～12。另外，将复合烧结体配置成cBN烧结体成为外表面且硬质衬里成为内表面，即配置成硬质衬里和硬质合金经由接合部件接合。并且，确认到这些本发明切削工具1～12的接合部与表7、表8所示的本发明复合部件1～12实质上相同。

同样地，在上述中制作出的cBN烧结体及复合烧结体B-1～B-6与上述中制作出的硬质合金A-1～A-4之间插入夹装表5所示的接合部件，并在表6所示的条件下进行加压接合而制作出比较例切削工具1～12。并且，确认到这些比较例切削工具1～12的接合部与表9、表10所示的比较例复合部件1～12实质上相同。

接着，以将所述各种切削工具均利用夹具螺固在工具钢制车刀的前端部的状态，对本发明切削工具1～12、比较例切削工具1～12进行以下所示的渗碳淬火钢的干式高速连续切削试验，并观察了刀尖脱落及破裂部的部位。

工件：JIS·SCM415(硬度：58HRc)的圆棒

切削速度：200m/min.

切削深度：0.2mm

进给速量：0.2mm/rev.

切削时间：40分钟

(通常的切削速度为100m/min)

在表11中示出切削试验结果。

[表11]

根据表7～表10所示的剪切强度的值可知，与比较例复合部件1～12相比，本发明复合部件1～12具有优异的接合强度。

并且，根据表11所示的结果可知，由本发明复合部件1～12构成的本发明切削工具1～12没有刀尖的脱落，在长期使用中发挥优异的切削性能，相对于此，由比较例复合部件1～12构成的比较例切削工具1～12在切削过程中从接合部发生刀尖脱落，较早地达到工具寿命。

另外，本实施例中，以刀片为例进行了具体说明，但本发明并不限于刀片，当然能够应用于钻头、立铣刀等具有切削刃部与工具主体的接合部的所有的切削工具。

产业上的可利用性

本申请发明的复合部件的接合强度较大，由该复合部件制作出的切削工具能够使用于各种钢或铸铁、Al-SiC复合材料等高负荷切削加工，而且长期发挥稳定的切削性能，因此能够足以令人满意地应对切削加工装置的高性能化、及切削加工的节省劳力化和节能化、以及低成本化。

符号说明

1-复合部件，2-切削刃部，3-接合部件，4-WC基硬质合金制工具基体(工具基体)，5-切削刃部的接合面，6-工具主体的接合面，7-断续的网状组织，8-Ti-Ni稠化层，9-TiC主体层，10-cBN晶粒，11-针状组织。