立方晶窒化硼素質焼結体およびそれを用いた切削工具
【課題】 耐摩耗性の低下が抑制され、しかも優れた耐欠損性を有する立方晶窒化硼素質焼結体およびそれを用いた切削工具である。
【解決手段】 この焼結体は、繊維状の芯材の外周面を表皮材によって被覆した繊維状構造で、立方晶窒化硼素粒子を結合相で結合したものであり、前記結合相は、周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物を芯材または表皮材に、周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物を表皮材または芯材に存在させることによって、前記粒子の脱落と結合相の摩耗、脱落とを同時に抑制でき、耐摩耗性が高く、かつ耐欠損性が特に優れた焼結体となる。
【解決手段】 この焼結体は、繊維状の芯材の外周面を表皮材によって被覆した繊維状構造で、立方晶窒化硼素粒子を結合相で結合したものであり、前記結合相は、周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物を芯材または表皮材に、周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物を表皮材または芯材に存在させることによって、前記粒子の脱落と結合相の摩耗、脱落とを同時に抑制でき、耐摩耗性が高く、かつ耐欠損性が特に優れた焼結体となる。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、立方晶窒化硼素粒子を結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体およびそれを用いた切削工具に関する。
【背景技術】
【０００２】
立方晶窒化硼素（ｃＢＮ：Ｃｕｂｉｃ Ｂｏｒｏｎ Ｎｉｔｒｉｄｅ）はダイヤモンドに次ぐ硬度を有し、しかもダイヤモンドと異なり鉄系金属との親和性を持たないという特徴を有する。そのため、その焼結体である立方晶窒化硼素質焼結体（ｃＢＮ質焼結体）は鉄系材料、特に高硬度焼入れ鋼や鋳鉄の切削工具に用いられている。
【０００３】
切削工具に用いられるｃＢＮ質焼結体としては、例えば特許文献１に記載されるように、コバルト（Ｃｏ）等の金属や炭化チタン（ＴｉＣ）などのセラミックス１０〜６０体積％を結合材として、ｃＢＮを超高圧下で焼結させたｃＢＮ質焼結体が用いられてきた。また、特許文献１では、ｃＢＮ質焼結体の耐摩耗性、耐熱性を損なわないようにするため、結合相をできるだけ少量に抑えて、残部のｃＢＮが直接結合した組織を形成させることが提案されている。
【０００４】
近時、切削加工においては高能率化と難削材対応が求められており、ｃＢＮ質焼結体においても基本的な要求特性である耐摩耗性と耐欠損性の改善が必要となっている。特許文献２には、これらの性能向上を目的として、炭窒化チタン（ＴｉＣＮ）などのセラミックス、ＴｉとＡｌの金属間化合物および炭化タングステン（ＷＣ）で構成される多量の結合材にてｃＢＮ粒子を結合したｃＢＮ質焼結体が提案されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特公昭５２−４３８４６号公報
【特許文献２】特開２００３−１７５４０７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、特許文献１に記載されているｃＢＮ質焼結体で切削工具を作製し、高硬度焼入れ鋼や鋳鉄を切削すると、切削中に焼結体中のｃＢＮ粒子が脱落してしまい、工具摩耗が大きく進行するという問題があった。
【０００７】
一方、特許文献２に記載されているように、多量の結合材を添加する方法では、ｃＢＮ粒子の脱落を抑制して摩耗の急激な進行を防止することはできるが、炭窒化チタン（ＴｉＣＮ）、ＴｉとＡｌの金属間化合物および炭化タングステン（ＷＣ）からなる結合相は機械的特性、熱的特性が劣る。このため、結果的に結合相の摩耗、脱落が顕著になって工具摩耗、欠損が発生し、工具寿命を延ばすことができないという欠点があった。
【０００８】
本発明の課題は、耐摩耗性の低下が抑制され、しかも優れた耐欠損性を有するｃＢＮ質焼結体およびそれを用いた切削工具を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明者は、上記課題による工具摩耗及び欠損の進行とを同時に解決するために研究した。その結果、ｃＢＮ粒子を結合相で結合したｃＢＮ質焼結体において、前記結合相が特定の金属元素の炭化物と、特定の金属元素の窒化物とを共存させる場合には、炭化物単体
、窒化物単体、またはこれらの相互固溶体である炭窒化物を結合相とした場合では得られなかった特性を発揮できることを見出した。そして、ｃＢＮ粒子の脱落と結合相の摩耗、脱落とを同時に抑制でき、耐摩耗性が高く、かつ耐欠損性が特に優れたｃＢＮ質焼結体を得ることができることを見出し、本発明を完成した。
【００１０】
すなわち、本発明のｃＢＮ質焼結体は、ｃＢＮ粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材の外周面を、ｃＢＮ粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる表皮材によって被覆した単芯繊維状構造からなる。
【００１１】
本発明の他のｃＢＮ質焼結体は、ｃＢＮ粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材の外周面を、ｃＢＮ粒子を周期律表第４，５および６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる表皮材によって被覆した単芯繊維状構造からなる。
【００１２】
本発明の切削工具は、上記した本発明にかかるｃＢＮ質焼結体からなり、すくい面と逃げ面との交差稜線部に形成された切刃を被切削物に当てて切削加工するものである。
【発明の効果】
【００１３】
本発明のｃＢＮ質焼結体は、特定の金属元素の炭化物が芯材で特定の金属元素の窒化物が表皮材に、または特定の金属元素の炭化物が表皮材で特定の金属元素の窒化物が芯材に存在していることが大きな特徴である。これによって、炭化物単体、窒化物単体、またはこれらの相互固溶体である炭窒化物を結合相とした従来の焼結体では得られなかった結合相の強度およびｃＢＮ粒子との密着力の強化を同時に達成することができる。その結果、ｃＢＮ粒子の脱落と結合相の摩耗、脱落の進行を同時に抑制して、耐摩耗性が高く、かつ、耐欠損性を大幅に改善したｃＢＮ質焼結体を得ることができる。
【００１４】
したがって、本発明のｃＢＮ質焼結体および切削工具は、通常の条件での切削加工は勿論のこと、高硬度焼き入れ鋼などの難削材の断続切削でも優れた耐欠損性・耐チッピング性を発揮することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】（ａ）は、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の組織を示す概略説明図であり、（ｂ）は、結合相が均一組成からなるｃＢＮ質焼結体の組織を示す概略説明図である。
【図２】本発明にかかるｃＢＮ質焼結体に対してＸ線回折分析を行った際の回折ピークを示すチャート図である。
【図３】第５の実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図である。
【図４】（ａ）は、本発明にかかる単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図であり、（ｂ）は、（ａ）の斜視図である。
【図５】（ａ）は、本発明にかかる多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図であり、（ｂ）は、（ａ）の斜視図である。
【図６】（ａ）〜（ｄ）は、本発明にかかる繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の配置例を示す概略斜視図である。
【図７】（ａ），（ｂ）は、本発明の単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の製造方法において、複合成形体を製造する方法を示す概略説明図である。
【図８】本発明の多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の製造方法における成形体を製造する方法を示す概略説明図である。
【図９】本発明の多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の製造方法における他の形態の成形体を製造する方法を示す概略説明図である。
【図１０】本発明にかかる切削工具の一実施形態を示す斜視図である。
【図１１】（ａ）は、本発明の工具チップにおけるコーナー部の構成の一例を示す概略断面図であり、（ｂ）は、他の例を示す概略断面図である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
＜ｃＢＮ質焼結体＞
以下、本発明にかかるｃＢＮ質焼結体の実施形態について、図面を参照して詳細に説明する。
【００１７】
（第１の実施形態）
図１（ａ）は、本発明の参考例についての第１の実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体の組織を示す概略説明図である。図１（ａ）に示すように、このｃＢＮ質焼結体１は、ｃＢＮ粒子２［図１（ａ）中の黒塗り部分］と結合相３とからなる。すなわち、ｃＢＮ質焼結体１は、硬質相をなすｃＢＮ粒子２の周囲を結合相マトリックスである結合相３にて結合したものである。さらに、ｃＢＮ粒子２と結合相３との間には、ｃＢＮ粒子２と結合相３とを密着させる中間相４が存在している。
【００１８】
本実施形態にかかる結合相３は、周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物５と、周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物６とが共存している。結合相３をこのように構成すると、結合相３の強度およびｃＢＮ粒子２との密着力の強化を同時に達成することができるとともに、ｃＢＮ粒子２と結合相３との間に残留応力を発生させて、ｃＢＮ粒子２の結合を強固なものとすることができる。その結果、ｃＢＮ粒子２の脱落と結合相３の摩耗の進行を同時に抑制し、耐摩耗性と特に耐欠損性に優れたｃＢＮ質焼結体１を得ることができる。前記炭化物５と窒化物６とが共存しているとは、結合相３中で炭化物５および窒化物６の各々がそれぞれ個々に独立して存在している状態のことを意味する。
【００１９】
一方、結合相３が、図１（ｂ）に示すように、炭化物と窒化物との相互固溶体である炭窒化物７を用いた均一組成からなると、結合相の強度および結合相とｃＢＮ粒子２との密着力の強化を同時に達成することができない。また、結合相３が炭化物５のみからなると、結合相３とｃＢＮ粒子２との結合性が低下し、焼結不良やｃＢＮ粒子２の脱落等が発生する。このため、衝撃がかかった際には、破壊されてチッピングや欠損が生じる。さらに、結合相３が窒化物６のみからなると、耐摩耗性が大きく低下する。
【００２０】
なお、後述する繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０、１１のように、芯材と表皮材とが組み合わされた構造体の場合には、芯材または表皮材における結合相の一方を炭化物で他方を窒化物で構成することで、芯材および表皮材を求められる特性をバランスよく発揮させることができ、ｃＢＮ焼結体１０、１１として最適な性能を発揮することができる。
【００２１】
結合相３に、炭化物５と窒化物６とが共存しているのを確認する方法としては、例えばｃＢＮ焼結体１を鏡面研磨し、その研磨面を金属顕微鏡で倍率１００〜１０００倍程度にて観察することで確認できる。具体的には、炭化物５および窒化物６をなす金属元素として、例えばチタンを用いた場合には、最も明るく見える部分が炭化物５であり、最も暗く見える部分がｃＢＮ粒子２であり、２つの中間の明るさを示す窒化物６であるという様に確認することができる。
【００２２】
また、その他の方法として、成分分析のマッピングを行うことでも、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存しているのを確認することもできる。例えば、ＥＰＭＡ（電子プロ
ーブ微小分析）分析のＷＤＳ（波長分散型Ｘ線マイクロアナライザー）でマッピングを行う際には、炭素、窒素、硼素、金属元素成分でそれぞれマッピングを行うことで確認することができる。また、Ｘ線光電子分光分析法（ＥＳＣＡ）にて、各領域が炭化物５であるか、窒化物６であるかを確定することも可能である。さらに、その他の方法として、後述するＸ線回折分析を用いて炭化物と窒化物の共存を確認する方法も有効である。
【００２３】
炭化物５を構成する金属元素および窒化物６を構成する金属元素は、異なる金属元素であってもよいが、結合相３の強度およびｃＢＮ粒子２の結合を強固なものとするうえで、同じ金属元素であるのが望ましい。特に、この金属元素がチタン元素（Ｔｉ）であること、すなわち、結合相３が炭化チタン（ＴｉＣ）と窒化チタン（ＴｉＮ）とで構成されるのが好ましい。これにより、チタンはｃＢＮ粒子２との親和性が高く、かつｃＢＮ粒子２に高い圧縮の残留応力が残留することができるので、ｃＢＮ粒子２の結合がより強固なものになり、耐摩耗性および耐欠損性に優れたものとなる。
【００２４】
ｃＢＮ質焼結体１全体に対する炭化物５の含有比率ｐＣと、窒化物６の含有比率ｐＮとの比（ｐＣ／ｐＮ）が０．２〜３．０、好ましくは０．５〜２．０であるのが、ｃＢＮ粒子２の脱落と結合相３の摩耗、脱落の進行の抑制効果が高い点で望ましい。また、ｃＢＮ質焼結体１を切削工具に用いる場合には、切削中に耐摩耗性が低下するのを抑制し、ｃＢＮ粒子２が脱落するのを防止でき、異常摩耗を防ぐことができる。
【００２５】
また、ｃＢＮ質焼結体中１のｃＢＮ粒子２の外周部に、周期律表第４、５および６族金属、鉄族金属およびＡｌから選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物、窒化物、炭窒化物、硼化物、硼炭化物、硼窒化物および酸化物のうち、結合相３の成分以外の化合物を含む中間相４が存在しているのが好ましい。これにより、ｃＢＮ粒子２を強固に保持することができる。中間相４としては、例えばＴｉＢ２、ＡｌＮ等が挙げられる。
【００２６】
ｃＢＮ質焼結体１全体に対するｃＢＮ粒子２の含有比率ｐｃＢＮが４５〜８０面積％、炭化物５の含有比率ｐＣが２〜４５面積％、窒化物６の含有比率ｐＮが３〜５０面積％、中間相４の含有比率ｐｍが０〜２５面積％であるのが好ましい。これにより、炭化物５の高硬度および窒化物６のｃＢＮ粒子２との結合性を十分に生かすことができ、かつｃＢＮ粒子２、結合相３および中間相４の含有量のバランスに優れた構成となるので、高硬度、高靭性を維持でき、高い耐摩耗性と耐欠損性を得ることができる。前記面積％の算出は、例えば、金属顕微鏡像を画像解析することで算出することができる。
【００２７】
また、炭化物５および窒化物６の相互固溶体化合物である炭窒化物の含有比率が、ｃＢＮ質焼結体１全体に対して５質量％以下であるのが好ましい。これにより、ｃＢＮ粒子２の存在比率を高めて、結合相３を少ない比率とすることができ、ｃＢＮ粒子２の脱落と、結合相３の摩耗、脱落の進行の抑制効果が高い点で望ましい。炭窒化物の含有量は、Ｘ線回折ピーク強度を測定し、別途作成した標準試料の検量線等を用いて算出することができる。
【００２８】
ｃＢＮ粒子２の平均粒径は、耐摩耗性および強度の点から０．２〜５．０μｍ、好ましくは０．５〜３．０μｍであるのがよい。
【００２９】
次に、本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体の具体的な製造方法の一例を示す。まず、原料粉末として平均粒径０．２〜３μｍのｃＢＮ原料粉末と、平均粒径０．２〜３μｍ、好ましくは０．５〜３μｍ、より好ましくは１〜３μｍの周期律表第４、５、６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物粉末と、平均粒径０．２〜３μｍ、好ましくは０．５〜３μｍ、より好ましくは１〜３μｍの周期律表第４、５、６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物粉末とを秤量する。さらに、必要に応じて、平均粒
径０．５〜５μｍのＡｌあるいは鉄族金属の内の少なくとも一種の原料粉末を特定の組成に秤量する。ついで、各粉末を１６〜７２時間かけてボールミルで粉砕混合する。
【００３０】
その後、粉砕混合したものを必要に応じて所定形状に成形する。この成形には、例えばプレス成形、射出成形、鋳込成形、押出成形等の周知の成形手段を用いることができる。
【００３１】
ついで、これを別途用意した超硬合金製裏打ち支持体と共に超高圧焼結装置に装入し、１２００〜１４００℃の温度、５ＧＰａの圧力下で１０〜３０分保持することによって、本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体を得ることができる。この際、周期率表第４、５、６族金属の炭化物と、周期率表第４、５、６族金属の窒化物とが個々に存在した構造とするには、昇温速度および降温速度を毎分３０〜５０℃とし、加熱保持時間（焼成時間）を１０〜１５分とするのが好ましい。これに対し、焼成温度、焼成加圧保持時間、昇温および降温速度が上記範囲から外れると、所定の炭化物と窒化物の両方が共存した組織に制御することが困難となる。
【００３２】
（第２の実施形態）
次に、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の第２の実施形態について説明する。なお、本実施形態においては、前述した第１の実施形態の構成と同一または同等な部分には同一の符号を付して説明は省略する。
【００３３】
本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体は、Ｘ線回折分析において、図１（ａ）に示す窒化物６のピークと炭化物５のピークとが共存している。具体的には、図２に示すように、このｃＢＮ質焼結体は、Ｘ線回折分析［ＸＲＤ（Ｘ−ｒａｙ ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ）］において、周期率表第４、５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物６に帰属される回折ピーク（窒化物ピーク）ＩＮと、周期率表第４、５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物５に帰属される回折ピーク（炭化物ピーク）ＩＣとが共に存在することが大きな特徴である。
【００３４】
より詳しくは、ｃＢＮ質焼結体中に、Ｘ線回折分析チャートにおいて窒化物６の（２００）面に帰属される回折ピークと、炭化物５の（２００）面に帰属される回折ピークとがそれぞれ確認できるレベルで、窒化物６および炭化物５がともに存在する。これにより、図１（ａ）に示す結合相３とｃＢＮ粒子２との間に残留応力を残留させることができ、ｃＢＮ粒子２の結合を強固なものとし、ｃＢＮ粒子２の脱落を防ぐことができる。なお、本発明におけるピーク強度Ｉは、実際の回折チャートにおいて、ピーク同士が接近して重なっている場合には、回折チャートからピーク分離することによって見積もることができる。
【００３５】
本実施形態において、窒化物６および炭化物５がともに存在する状態とは、窒化物６の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度をＩＮ、炭化物５の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度をＩＣとしたとき、上記ピーク強度の比（ＩＣ／ＩＮ）が０．５〜２０の範囲内にある状態を指す。
【００３６】
ここで、前記Ｘ線回折分析において、炭化物５の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＣと、窒化物６の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＮとの比（ＩＣ／ＩＮ）が０．２〜１．２、好ましくは０．３〜０．９の範囲内となるように制御するのがよい。これにより、切削中に耐摩耗性を低下させずにｃＢＮ粒子２が脱落することを防止して異常摩耗を防ぐことができる。
【００３７】
また、前記Ｘ線回折分析において、ｃＢＮ粒子２の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、窒化物６のピーク強度ＩＮとの比（ＩＮ／ＩｃＢＮ）が０．
３〜１であるのが好ましい。これにより、高硬度を維持しつつ、ｃＢＮ粒子２と結合相３との結合力を高めて、ｃＢＮ粒子２の脱落を抑制することができ、その結果、ｃＢＮ質焼結体１の耐衝撃性を向上できる点で望ましい。
【００３８】
前記Ｘ線回折分析において、ｃＢＮ粒子２の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、炭化物５のピーク強度ＩＣとの比（ＩＣ／ＩｃＢＮ）が０．１〜０．９であるのが好ましい。これにより、耐摩耗性と耐欠損性とを両立することができる。なお、各ピーク強度は、Ｘ線回折チャートからピーク分離して、各ピーク毎に算出することができる。
【００３９】
前記Ｘ線回折分析において、炭化物５および窒化物６の相互固溶体化合物である炭窒化物７の（２００）面に帰属される回折ピーク、すなわち炭化物５の（２００）面ピークおよび窒化物６の（２００）面ピークが現れる角度の中間付近の角度に現れるピークのピーク強度ＩＣＮと、前記ピーク強度ＩＣ、ＩＮとの比が、ＩＣＮ＜０．３ＩＣ、かつＩＣＮ＜０．３ＩＮであるのが好ましい。つまり、炭窒化物７のピークが、ほとんど検出されないことが望ましく、これによって、ｃＢＮ粒子２の結合の低下を抑えることができ、ｃＢＮ粒子２の脱落をより確実に防ぐことができる。
【００４０】
前記Ｘ線回折分析において、ｃＢＮ粒子２の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、中間相４の（１０１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＩＬとの比（ＩＩＬ／ＩｃＢＮ）が０．１〜０．８、好ましくは０．４〜０．７であるのがよい。これにより、ｃＢＮ粒子２をさらに強固に保持することができるとともに、ｃＢＮ粒子２、結合相３の含有量とのバランスに優れ、高硬度、高靭性を維持できる点で望ましい。
【００４１】
（第３の実施形態）
次に、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の第３の実施形態について説明する。なお、本実施形態においては、前述した第１および第２の実施形態の構成と同一または同等な部分には同一の符号を付して説明は省略する。
【００４２】
本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体は、図１（ａ）に示す結合相３に窒化物６と炭化物５とが共存しており、ｃＢＮ質焼結体を断面観察したときに、ｃＢＮ粒子２間に存在する炭化物５の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄＣと、窒化物６の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄＮとの比（ｄＮ／ｄＣ）が０．４〜１．２である。これにより、炭化物単体、窒化物単体、またはこれらの相互固溶体である炭窒化物からなる結合相では達成できなかったｃＢＮ粒子２の脱粒をより防止することができる。その結果、ｃＢＮ粒子２の脱落による結合相３の摩耗、脱落の進行をも同時に抑制でき、耐摩耗性と特に耐欠損性の優れたｃＢＮ質焼結体を得ることができる。
【００４３】
ここで、本実施形態における平均粒径とは、ｃＢＮ質焼結体の顕微鏡観察にて個々の窒化物６および炭化物５等の各化合物の存在領域をそれぞれ特定し、ルーゼックス法などを用いて窒化物６および炭化物５の平均面積、すなわち、個々の窒化物６、炭化物５の面積の平均値を算出する。そして、この平均面積を円に換算したときの円の直径それぞれを窒化物６および炭化物５の平均粒径として算出することができる。また、顕微鏡観察には、例えば金属顕微鏡、レーザー顕微鏡、デジタル顕微鏡、走査型電子顕微鏡、透過型電子顕微鏡などを用いることができ、ｃＢＮ質焼結体の構成によって適当なものを選択することができる。
【００４４】
ｃＢＮ粒子２の平均粒径ｄｃＢＮは５μｍ以下であり、かつ炭化物５の平均粒径ｄＣは１〜３μｍ、窒化物６の平均粒径ｄＮは０．５〜２μｍであるのが好ましい。これにより
、ｃＢＮ質焼結体の硬度を高めることができるとともに、ｃＢＮ粒子２を強固に結合することができ、耐摩耗性が向上する。
【００４５】
（第４の実施形態）
次に、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の第４の実施形態について説明する。なお、本実施形態においては、前述した第１〜第３の実施形態の構成と同一または同等な部分には同一の符号を付して説明は省略する。
【００４６】
本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体は、図１（ａ）に示すｃＢＮ粒子２に圧縮の残留応力σｃＢＮが３００ＭＰａ以上、好ましくは３００〜１０００ＭＰａ、より好ましくは５００〜７００ＭＰａ残留している。これにより、ｃＢＮ粒子２の脱粒をさらに防止することができ、耐摩耗性を高め、かつ耐欠損性を大幅に向上させることができる。
【００４７】
また、ｃＢＮ粒子２および結合相３の両方に圧縮の残留応力が残留しているとともに、ｃＢＮ粒子２に残留している圧縮の残留応力σｃＢＮと、結合相３に残留している圧縮の残留応力σｂとの比（σｃＢＮ／σｂ）は２〜５、好ましくは２〜３であるのがよい。これにより、ｃＢＮ粒子２の脱粒をさらに抑制できるとともに、ｃＢＮ質焼結体の強度を高めることができる。特に、比（σｃＢＮ／σｂ）が２〜３であると、耐摩耗性も高めることができる。
【００４８】
ここで、前記圧縮の残留応力は、例えば、焼結体１に対してＸ線回折分析［ＸＲＤ（Ｘ−ｒａｙ ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ）］を用いたＸ線残留応力測定法（２θ−ｓｉｎ２φ法）により算出することができる。また、ｃＢＮ質焼結体１中に結合相３として炭化物５と窒化物６とを含む場合のように、２種以上の材料を含む場合には、炭化物５と窒化物６の存在比率を考慮して結合相３の残留応力を算出する。すなわち、まず、各材料について残留応力をそれぞれ算出する。また、これらの材料の含有比率をＸ線回折ピークのうちの最大ピークの強度と同じであるとみなしてそれぞれの比率を算出する。そして、各材料の残留応力に対して、前記それぞれの含有比率（それぞれの含有比率の総和である結合相総量を１としたときの比率）を乗じた値の総和を結合相３の残留応力とすることができる。
【００４９】
結合相３に残留している圧縮の残留応力σｂは６０〜３００ＭＰａ、好ましくは１００〜３００ＭＰａであるのがよい。これにより、ｃＢＮ粒子２の脱粒を防止することができて、耐摩耗性を高め、かつ耐欠損性を大幅に向上させることができる。
【００５０】
結合相３のうち、窒化物６にかかる圧縮の残留応力をσＮ、炭化物５にかかる圧縮の残留応力をσＣとしたとき、σＣとσＮとの比（σＣ／σＮ）が１．５〜５であるのが好ましい。これにより、ｃＢＮ質焼結体１の残留応力を最適化することができて、ｃＢＮ質焼結体１の耐欠損性と耐摩耗性を高めることができる。
【００５１】
また、窒化物６にかかる圧縮の残留応力σＮが３０〜２００ＭＰａ、炭化物５にかかる圧縮の残留応力σＣが１００〜７００ＭＰａであるのが好ましく、これらの値の範囲内で、前記σＣとσＮとの比（σＣ／σＮ）が上記した所定の範囲となるようにすればよい。
【００５２】
（第５の実施形態）
次に、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の第５の実施形態について説明する。なお、本実施形態においては、前述した第１〜第４の実施形態の構成と同一または同等な部分には同一の符号を付して説明は省略する。
【００５３】
図３は、本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図である。図３に示すように、本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体Ａは、ｃＢＮ質焼結体１の表面に、特定の硬質膜
４０を被着形成したものである。すなわち、このｃＢＮ質焼結体Ａは、ｃＢＮ粒子２と、炭化物５および窒化物６を含有する結合相３とを具備するｃＢＮ質焼結体１の表面を、上記特定の硬質膜４０にて被覆した構成からなる。
【００５４】
ここで、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存していると、炭化物５と窒化物６の熱膨張係数や収縮率の差によって焼成終了後にｃＢＮ質焼結体１中に圧縮の残留応力が生じ、ｃＢＮ質焼結体１の強度を向上させる効果がある。本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体Ａは、ｃＢＮ質焼結体１の表面に特定の硬質膜４０を被覆するので、ｃＢＮ質焼結体１にさらに残留応力がかかり、炭化物５と窒化物６とによる圧縮の残留応力との相乗効果により、硬質膜４０とｃＢＮ質焼結体１との界面付近に大きな圧縮の残留応力を存在させることができる。その結果、硬質膜４０表面における残留応力を小さくでき、ｃＢＮ質焼結体Ａが非常に高い靭性を持つことができる。さらに、硬質膜４０が高硬度であるので、耐摩耗性がより向上する。また、硬質膜４０は、特に、高温硬度、耐酸化性、潤滑性等に優れるため、切削工具や耐摩材等が用いられる過酷な条件下で特に優れた耐摩耗性、耐欠損性を発揮する。
【００５５】
硬質膜４０は、周期律表第４、５および６族金属元素、ＡｌおよびＳｉの群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物、窒化物、硼化物、酸化物、炭窒化物およびこれらの固溶体、硬質炭素、並びに窒化硼素から選ばれる少なくとも１種からなる硬質膜を少なくとも１層被覆したものである。なお、図３には、硬質膜４０が２層の構成である場合を示している。
【００５６】
硬質膜４０の好適例としては、例えばＴｉ系化合物膜、Ａｌ２Ｏ３膜、多結晶ダイヤモンド膜、ダイヤモンドライクカーボン（ＤＬＣ）膜、立方晶窒化硼素（ｃＢＮ）膜の群から選ばれる１種からなる単層、または２種以上の複数層等が挙げられる。
【００５７】
硬質膜４０は、熱ＣＶＤ法、プラズマＣＶＤ法等の化学的気相蒸着法や、イオンプレーティング法、アークイオンプレーティング法、スパッタリング法、真空蒸着法等の物理的気相蒸着法（物理蒸着法：ＰＶＤ法）、メッキ法等による薄膜形成法にて、切刃稜を含む特定の領域、またはｃＢＮ質焼結体１の表面全体に所定の膜厚にて成膜される。具体的には、例えば、アークイオンプレーティング法にて、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ硬質膜を成膜する際には、チタンアルミ（ＴｉＡｌ）合金をターゲットに用い、アーク放電により金属源を蒸発させイオン化すると同時に、窒素源の窒素（Ｎ２）ガスと反応させて成膜する。皮膜の緻密度や基体との密着力を高めるために、３０〜３００Ｖのバイアス電圧を印加しながら成膜することが望ましい。なお、成膜時のガス種、ガス圧を変化させることによって、硬質膜のＸ線回折ピークの状態を後述する所定の範囲内に制御することが可能である。
【００５８】
特に、硬質膜４０は物理蒸着法（ＰＶＤ法）によって形成されたものであるのが好ましい。これにより、ｃＢＮ質焼結体１に対する密着性を高め、かつ、ｃＢＮ質焼結体Ａの表面に存在する残留応力を最適化でき、ｃＢＮ質焼結体Ａの耐摩耗性および耐欠損性を高めることができる。
【００５９】
硬質膜４０の総膜厚は０．０１〜１５μｍ、望ましくは０．１〜１０μｍであるのが好ましい。これにより、硬質膜４０のｃＢＮ質焼結体１への密着性が高く、剥離しにくくなるので、耐摩耗性を維持しながら膜剥離を抑えることができる。より具体的には、硬質膜の材種ごとに、さらに最適な膜厚が存在する。例えば、ＤＬＣ膜またはｃＢＮ膜等の超硬質の硬質膜の場合には、単層で０．０１〜０．３μｍであるのがよい。また、後述するＴｉ系化合物からなる硬質膜の場合には、単層で０．５〜８μｍであるのがよい。なお、上記範囲の膜厚であれば、硬質膜４０の残留応力も適正なものとなる。
【００６０】
硬質膜４０に存在する圧縮の残留応力が０．１〜３０ＧＰａであるのが好ましい。これにより、硬質膜４０のｃＢＮ質焼結体１への密着性が高く、かつｃＢＮ質焼結体Ａの表面に存在する残留応力を最適化でき、ｃＢＮ質焼結体Ａの強度を高めることができる。
【００６１】
硬質膜４０を被覆した状態でのｃＢＮ質焼結体Ａの圧縮の残留応力は２００ＭＰａ以上、好ましくは３００〜１０００ＭＰａ、さらに好ましくは５００〜１０００ＭＰａであるのがよい。これにより、硬質膜４０の密着性が高まり、かつｃＢＮ質焼結体Ａの表面に存在する残留応力を最適化でき、ｃＢＮ質焼結体Ａの強度を高めることができる。
【００６２】
硬質膜４０の少なくとも１層が、下記一般式（１）で表される化合物からなるのが好ましい。これにより、硬質膜４０の硬度、靭性が高く、ｃＢＮ質焼結体１との密着性が優れたものとなる。
【００６３】
【数３】
【００６４】
（式中、Ｍは、Ｔｉを除く周期律表第４、５および６族元素、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素を示す。０＜ａ≦１、０≦ｘ≦１、０≦ｙ≦１、０≦ｚ≦１）
さらに、硬質膜４０の少なくとも１層が、下記一般式（２）で表される化合物からなるのが、より好ましい。この場合には、硬質膜４０の硬度、強度等の特性を高めることができ、ｃＢＮ質焼結体Ａがより高い靭性および硬度を持つことができる。
【００６５】
【数４】
【００６６】
（式中、Ｍは、Ｔｉを除く周期律表第４、５、６族金属元素、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素を示す。０．３≦ａ≦０．７、０≦ｘ≦０．５、０≦ｙ≦０．５、０．５≦ｚ≦１、ｘ＋ｙ＋ｚ≦１）
硬質膜４０の少なくとも１層は、Ｘ線回折分析における（１１１）結晶面を示すピークの強度Ｉ（１１１）と、（２００）結晶面を示すピークの強度Ｉ（２００）との比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］が０．７以上であるのが好ましい。これにより、硬質膜４０を構成する化合物の結晶の粒径が微細になり、硬質膜４０の硬度が高くなって、耐摩耗性が向上する。さらに、硬質膜４０の粒子が緻密になることで、硬質膜４０の粒子欠陥が減少し、硬質膜４０とｃＢＮ質焼結体１との間の密着力が高まるので、膜剥離が抑制され、耐欠損性と耐熱衝撃性が大幅に改善する。
【００６７】
なお、硬質膜４０とｃＢＮ質焼結体１との間に、硬質膜４０の密着強度を向上させるために、チタン等の金属や、周期律表第４、５および６族金属元素、Ｂ、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物，炭化物および炭窒化物よりなる中間層（図示せず）を設けても良い。
【００６８】
また、硬質膜４０を成膜する前に、ｃＢＮ質焼結体１の表面をショットピーニングやブラスト処理、電解エッチング、化学エッチング、機械研削、研磨、イオン注入等の方法で処理してもよい。これらの表面処理でも硬質膜４０の密着強度を向上させることができる。
【００６９】
次に、上記第１〜第５の実施形態にかかる本発明のｃＢＮ質焼結体である繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の一例について、第１の実施形態を例として図面を参照して詳細に説明す
る。図４（ａ）は、本実施形態にかかる他のｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図であり、図４（ｂ）は、その斜視図である。図４（ａ），（ｂ）に示すように、このｃＢＮ質焼結体１０は、特定のｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材８の外周面を、特定のｃＢＮ質焼結体からなる表皮材９によって被覆した単芯繊維状構造を有している。
【００７０】
具体的には、この単芯繊維状構造には、以下の２種類の形態がある。すなわち、第１のｃＢＮ質焼結体１０ａは、ｃＢＮ粒子２を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物５からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材８ａの外周面を、ｃＢＮ粒子２を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物６からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる表皮材９ａによって被覆した単芯繊維状構造からなる。
【００７１】
第２のｃＢＮ質焼結体１０ｂは、ｃＢＮ粒子２を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物６からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材８ｂの外周面を、ｃＢＮ粒子２を周期律表第４，５および６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物５からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる表皮材９ｂによって被覆した単芯繊維状構造からなる。
【００７２】
ｃＢＮ質焼結体が、上記のような単芯繊維状構造からなる場合でも、該ｃＢＮ質焼結体１０全体としては、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存した構成となるので、上記で説明したｃＢＮ質焼結体１と同様の効果が得られる。さらに、単芯繊維状構造を有し、かつ、芯材８および表皮材９の結合相を、一方が炭化物５で他方が窒化物６にて構成することによって、芯材８および表皮材９に求められる特性をバランスよく発揮させることができ、ｃＢＮ焼結体の全体として最適な性能を発揮することができる。その結果、ｃＢＮ質焼結体は、より効果的に耐摩耗性および耐欠損性が向上する。また、繊維方向を調整することによって、耐摩耗性または耐欠損性を優先して向上させることができる。
【００７３】
繊維状構造のｃＢＮ質焼結体は、上記した単芯繊維状構造の他、図５（ａ），（ｂ）に示すように、単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０を複数本集束した多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１１とすることもできる。これにより、更なる耐摩耗性、耐欠損性の向上を図ることができる。
【００７４】
単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０を集束する方法としては、第１のｃＢＮ質焼結体１０ａのみを集束する方法、第２のｃＢＮ質焼結体１０ｂのみを集束する方法、または第１のｃＢＮ質焼結体１０ａおよび第２のｃＢＮ質焼結体１０ｂを混合して集束する方法のいずれであってもよく、用途によって使い分けることができる。
【００７５】
また、これら繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０、１１のサイズは、例えば切削工具としての耐欠損性を高めるうえで、図４（ａ）に示す芯材８の平均直径ｄｃが１０〜２００μｍ、表皮材９の厚みｄｓが１〜２０μｍであることが望ましい。芯材８の平均直径ｄｃおよび表皮材９の厚みは、繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体１０、１１の断面における走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）写真あるいは金属顕微鏡写真の観察によって求めることができる。
【００７６】
また、多芯繊維状構造の構成としては、図５（ａ），（ｂ）に示す集束体の形態の他に、例えば図６（ａ）〜（ｄ）に示すものが挙げられる。具体的には、図６（ａ）に示す繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）をシート状に並べたｃＢＮ質焼結体１６Ａ、図６（ｂ）に示すシート状のｃＢＮ質焼結体１６Ａを同じ方向に複数枚積層したｃＢＮ質焼結体１６Ｂ、図６（ｃ）に示すシート状のｃＢＮ質焼結体１６Ａを異なる方向に複数枚積層したｃＢＮ質焼結体１６Ｃ、図６（ｄ）に示すシートの主面がｃＢＮ質焼結体１０
（または１１）の断面方向となるように配置したｃＢＮ質焼結体１６Ｄ等が挙げられる。また、繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）をランダムに配列させることも可能である。
【００７７】
なお、上記で説明した第２の実施形態では、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存しているｃＢＮ質焼結体１において、Ｘ線回折分析で窒化物６のピークおよび炭化物５のピークが共存している場合ついて説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、単芯繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体１０、１１においても、Ｘ線回折分析において、窒化物のピークと炭化物のピークとが共存したものであってもよい。
【００７８】
特に、後述する工具用ｃＢＮ質焼結体３０が、上記第２の実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体である場合には、上記した繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０、１１においても、繊維状構造の断面についてのＸ線回折分析において、窒化物６の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度をＩＮ、炭化物５の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度をＩＣとしたとき、上記ピーク強度の比（ＩＣ／ＩＮ）が０．２〜１．２、好ましくは０．３〜０．９の範囲内となるように制御することにより、切削中に耐摩耗性を低下させずにｃＢＮ粒子２が脱落するのを防止して異常摩耗を防ぐことができる。なお、第２の実施形態にかかる比率ＩＮ／ＩｃＢＮ、比率ＩＣ／ＩｃＢＮ、ピーク強度ＩＣＮとピーク強度ＩＣ、ＩＮとの比などについても、上記と同様の条件を満足するのがよい。
【００７９】
また、上記で説明した第３の実施形態では、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存しているｃＢＮ質焼結体１において、比（ｄＮ／ｄＣ）が所定の値である場合ついて説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、単芯繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体１０、１１においても、比（ｄＮ／ｄＣ）は所定の値であることが望ましい。
【００８０】
特に、後述する工具用ｃＢＮ質焼結体３０が、上記第３の実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体である場合には、上記した繊維状構造のｃＢＮ質焼結体においても、該ｃＢＮ質焼結体全体としてみると結合相３に窒化物６と炭化物５とが共存しており、これらの窒化物６および炭化物５は、個々の炭化物５の平均粒径ｄＣと、個々の窒化物６の平均粒径ｄＮとの比ｄＮ／ｄＣが０．４〜１．２である。さらに、ｃＢＮ粒子２の平均粒径ｄｃＢＮが５μｍ以下であり、かつ炭化物５の平均粒径ｄＣが１〜３μｍ、窒化物６の平均粒径ｄＮが０．５〜２μｍであるのがよい。これにより、従来の結合相ではできなかったｃＢＮ粒子２の脱粒を防止することができる。その結果、ｃＢＮ粒子２の脱落による結合相３の摩耗、脱落の進行をも同時に抑制でき、耐摩耗性と特に耐欠損性の優れたｃＢＮ質焼結体を得ることができる。
【００８１】
さらに、上記繊維状構造のｃＢＮ焼結体１０、１１においても、ｃＢＮ粒子２に圧縮の残留応力σｃＢＮが３００ＭＰａ以上残留していることが望ましい。これにより、ｃＢＮ粒子２の脱粒を抑制できる。なお、繊維状構造としたｃＢＮ焼結体１０、１１の場合、上述した通常の均一なセラミック構造に比べて、ｃＢＮ粒子２の残留応力σｃＢＮおよび結合相３の残留応力σｂともに上昇する傾向にある。
【００８２】
さらに、上記で説明した第５の実施形態では、硬質膜４０が結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存しているｃＢＮ質焼結体１の表面に被覆している場合について説明したが、本発明にかかる硬質膜はこれに限定されるものではなく、単芯繊維状構造または多芯繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体１０、１１における表皮材９の表面にも硬質膜４０が被覆していた構造であってもよい。
【００８３】
次に、本実施形態にかかる他のｃＢＮ質焼結体である繊維状構造のｃＢＮ質焼結体を製造する方法の一例ついて、図面を参照して詳細に説明する。図７（ａ），（ｂ）は、単芯
繊維状構造のｃＢＮ質焼結体にかかる複合成形体を製造する方法を示す概略説明図である。
【００８４】
まず、上記で説明したｃＢＮ質焼結体の製造方法のうち、結合相成分として炭化物または窒化物のいずれか一方のみを添加する以外は、上記と同様の工程で粉砕混合し、芯材用原料粉末を作製する。ついで、該芯材用原料粉末に有機バインダを添加して混錬し、プレス成形、押出成形または鋳込成形等の成形方法により円柱形状に成形して、図７（ａ）に示す芯材用成形体１７を作製する。
【００８５】
前記有機バインダとしては、例えばパラフィンワックス、ポリスチレン、ポリエチレン、エチレン−エチルアクリレ−ト、エチレン−ビニルアセテート、ポリブチルメタクリレート、ポリエチレングリコール、ジブチルフタレート等が挙げられる。
【００８６】
ついで、結合相成分として芯材用原料粉末に用いた炭化物または窒化物のいずれか一方とは逆の窒化物または炭化物を添加する以外は、上記と同様の工程で表皮材用原料粉末を作製する。ついで、該表皮材用原料粉末に前記バインダ等を添加して混錬し、前記成形方法により、図７（ａ）に示す半割円筒形状の２本の表皮材用成形体１８を作製する。ついで、芯材用成形体１７の外周を覆うように表皮材用成形体１８を配置し、複合成形体１９を作製する。
【００８７】
次に、図７（ｂ）に示すように、複合成形体１９を共押出成形する。すなわち、芯材用成形体１７および表皮材用成形体１８を同時に押出成形する。これにより、芯材用成形体１７の外周に表皮材用成形体１８が被覆されると共に、細い径に伸延された単芯繊維状構造の複合成形体２０を作製する。
【００８８】
また、多芯繊維状（マルチフィラメント）構造の成形体２１を作製するには、図８に示すように、上記共押出しした繊維状の単芯繊維状構造の複合成形体２０を複数本収束し、再度共押出し成形すればよい。この方法によれば、成形体２０中の複合構造体同士の密着性をより強固にすることができる。
【００８９】
なお、上記共押出成形においては、口金を変えること等により、上記伸延された繊維状の成形体の断面形状を、円形、三角形、四角形または六角形等の所望の形状に成形することも可能である。
【００９０】
また、図６に示したような複合構造体をシート状に集束した複合構造体を形成する場合には、前述のようにして作製した複合成形体２０を並べてシート状成形体２２を形成する。そして、所望により、シート状成形体２２中の複合成形体２０同士が平行、直交または４５°等の所定の角度をなすように積層させた積層体とすることもできる。その場合、複合成形体２０間に所望により上記バインダなどの接着剤を介在させ、さらに、このシート状成形体２２に冷間静水圧プレス（ＣＩＰ）などによって圧力を印加するものであってもよい。また、必要に応じて、図９に示すように、一対のロール２３を用いてシート状成形体２２をロール圧延成形することも可能である。さらに、シート状成形体２２を作製する場合には、複合構造体を整列させる（図６に示すｃＢＮ質焼結体１６Ａ〜Ｄ）際に、公知のラピッドプロトタイピング法などの成形法を用いることも可能である。なお、複合成形体２０に代えて、成形体２１を用いてもよい。
【００９１】
次に、上記のようにして作製された各成形体２０〜２２を２Ｐａ以下の真空雰囲気中、６００〜１０００℃の温度に１〜７２時間保持し、脱脂熱処理を行う。ついで、これを別途用意した超硬合金製裏打ち支持体と共に、超高圧焼結装置に装入し、上述した焼成条件にて焼成することによって、繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体が得られる。
【００９２】
なお、焼成する際には、脱脂した成形体を別途用意した超硬合金製裏打ち支持体と共に超高圧焼結装置に装入し、焼成によって超硬合金製裏打ち支持体と接着一体化した焼結体とすることもできる。さらに、焼成した焼結体の表面をダイヤモンド砥石、電解研磨、ブラシ等の加工方法にて所定の厚みに研削または研磨する。
【００９３】
ｃＢＮ質焼結体を切削工具として使用する場合には、所望によって、焼結体のエッジの部分に弾性砥石やブラシ等にて、Ｃ面加工やＲ面加工等を施して、強度が高く、切れ味の鋭い切刃を作製してもよい。
【００９４】
＜切削工具＞
次に、上記で説明した各実施形態におけるｃＢＮ質焼結体を備えた、本発明にかかる切削工具について、図面を参照して詳細に説明する。図１０は、本発明にかかる切削工具の一実施形態を示す斜視図である。図１０に示すように、切削工具である工具チップ１２は、チップ本体１３のコーナー部に設けられたチップ取付座に、所定の形状に切り出した工具用ｃＢＮ質焼結体３０が裏打ち板１５を介してロウ付けされた構造を有している。工具用ｃＢＮ質焼結体３０は、上面と側面の交差稜線に切刃１４が形成されている。
【００９５】
図１１は、上述した繊維状のｃＢＮ質焼結体を用いた工具チップ１２におけるコーナー部の構成を示す概略断面図である。このうち、図１１（ａ）は、その一例を示す概略断面図であり、図１１（ｂ）は、他の例を示す概略断面図である。図１１（ａ）に示す工具チップ１２では、工具用ｃＢＮ質焼結体３０がシート状のｃＢＮ質焼結体１６Ｃで構成されており、すくい面３１に対して繊維方向が平行となる（逃げ面３２に繊維断面が露出する）ように繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）が配置されている。
【００９６】
図１１（ｂ）に示す工具チップ１２では、工具用ｃＢＮ質焼結体３０がｃＢＮ質焼結体１６Ｄで構成されており、逃げ面３２に対して繊維方向が平行となる（すくい面３１に繊維断面が露出する）ように繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）が配置されている。
【００９７】
上記形態以外にも、例えば繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）の繊維方向がすくい面３１に対して所定の角度に設定された形態（図示せず）、ｃＢＮ質焼結体１０（または１１）の繊維方向がランダムに配置された形態（図示せず）等であってもよい。これらの形態の中でも、特に、耐欠損性を向上させる点では、図１１（ｂ）に示す構成であるのが望ましい。なお、工具チップ１２に使用されるｃＢＮ質焼結体は、上記繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）以外に、上述した単純なｃＢＮ質焼結体１も好適に使用可能である。
【００９８】
上記ｃＢＮ質焼結体は、耐摩耗性、耐欠損性に優れた効果を発揮するものであり、例えば掘削工具の切刃部、金型や摺動部材等の耐摩材等の耐摩耗性および耐欠損性が要求される構造材に好適に使用することが可能である。切削工具の前記すくい面と前記逃げ面との交差稜線部に形成された切刃を切削物、特に、鉄やアルミニウム等の金属や耐熱合金等に当てて切削加工を行う切削物の製造方法についての用途では、優れた性能を発揮し、工具寿命の長い切削工具として使用することができる。中でも、特に高硬度焼き入れ鋼などの難削材加工において、優れた切削性能を発揮する。
【００９９】
なお、切削工具として用いる場合には、該切削工具の構成が、前述したような、工具本体と、該工具本体の取付座にろう付けされた切刃チップとからなり、該切刃チップが本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体からなるのが好ましい。この場合には、切刃チップのロウ付け時にｃＢＮ質焼結体に残留した残留応力が一部開放される傾向にあるが、ロウ付けさ
れた切削工具であっても、切刃チップのｃＢＮ質焼結体の残留応力が適正範囲に制御されて、高い耐欠損性、耐摩耗性が得られる。
【０１００】
以下、実施例を挙げて本発明をさらに詳細に説明するが、本発明は以下の実施例のみに限定されるものではない。
【０１０１】
［参考例Ｉ］
平均粒径２μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＨｆＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＮｂＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表１に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合した。
【０１０２】
次に、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。この成形体を超高圧、高温装置を用いて、表１に示す焼成条件、すなわち、表１に示す昇温速度で昇温し、圧力５．０ＧＰａで、表１に示す焼成温度および時間で保持した後、表１に示す降温速度で降温することにより焼成して各ｃＢＮ質焼結体を得た（表１中の試料Ｎｏ．Ｉ−１〜１０）。
【０１０３】
（含有率）
上記で得られた各ｃＢＮ質焼結体を研削後、鏡面加工し、金属顕微鏡で組織を観察した。その結果、黒色を示すｃＢＮ粒子と、茶褐色を示す窒化物および白色を示す炭化物を明確に区別することが可能であり、ＥＰＭＡ（電子プローブ微小分析）のＷＤＳ（波長分散型Ｘ線マイクロアナライザー）を用いて構成成分を確認することによって中間相および炭窒化物の区別も可能であった。さらに、画像解析法により、各化合物それぞれ２０個以上について面積を測定し、その平均値をｃＢＮ粒子、炭化物、窒化物、中間相および炭窒化物の含有率としてそれぞれ測定した。その結果を表１に示す。なお、炭窒化物については、Ｘ線回折ピークにて、その存在の有無を確認し、ピークが確認された場合には、標準試料（ｃＢＮ粉末と炭窒化物粉末との混合粉末の成形体）に基づいて含有比率を算出した。
【０１０４】
【表１】
【０１０５】
さらに、各ｃＢＮ質焼結体を、ワイヤ放電加工などを用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にろう付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製し、下記に示す条件で、連続切削試験と断続切削試験とを行った。これらの結果を表２に示す。
【０１０６】
（連続切削試験）
切削方法：旋削
被削材 ：ＳＣＭ４１５Ｈ浸炭焼き入れ鋼（ＨＲＣ５８〜６２）、φ７０ｍｍの円柱形状切削速度：２００ｍ／分
切り込み：０．２ｍｍ
送り ：０．１ｍｍ／ｒｅｖ
切削時間：２０分
測定項目：先端摩耗幅
（断続切削試験）
切削方法：旋削
被削材 ：ＳＣＭ４１５Ｈ浸炭焼き入れ鋼（ＨＲＣ５８〜６２）、八穴蓮根型材切削速度：１５０ｍ／分
切り込み：０．２ｍｍ
送り ：０．２ｍｍ／ｒｅｖ
測定項目：欠損に至るまでの衝撃回数（上限４００００回）
【０１０７】
【表２】
【０１０８】
表１、２に示される結果から、炭化物（ＴｉＣ）のみが焼結体中に存在していた試料Ｎｏ．Ｉ−５，８，９では、ｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため、耐欠損性が不十分であった。一方、窒化物（ＴｉＮ）のみが焼結体中に存在していた試料Ｎｏ．Ｉ−６では、耐摩耗性が十分ではなく、工具寿命が短い結果を示した。また、結合相が炭窒化物（ＴｉＣＮ）のみで構成される試料Ｎｏ．Ｉ−７，１０では、耐摩耗性および耐欠損性が十分ではなかった。
【０１０９】
これに対して、ｃＢＮ質焼結体（試料Ｎｏ．Ｉ−１〜４）にかかる切削工具では、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下であり、十分な耐摩耗性を有しているのがわかる。また、断続加工においては、欠損に至までの衝撃回数が３００００回以上、特に、試料Ｎｏ．Ｉ−１，４は、４００００回の衝撃後においても、チッピングや欠損が発生しておらず、優れた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
【実施例１】
【０１１０】
（実施例ＩＩ）
ｃＢＮ：４５体積％、ＴｉＮ：４２体積％、Ａｌ：１５体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて芯材用成形体を作製した。次に、ｃＢＮ
：５５体積％、ＴｉＣ：３５体積％、Ａｌ：１０体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて表皮材用成形体を作製した。
【０１１１】
上記で得られた芯材用成形体と表皮材用成形体とを、図７に示すようにして押し出し成形し、複合成形体を作製した。そして、この複合成形体を束ねて、図８に示す要領で多芯構造の複合成形体を作製した。さらに、この多芯構造の複合成形体をシート状に並べ、そのシートを積層してプレスし、超高圧、高温装置を用いて、５０℃／分で昇温し、圧力５．０ＧＰａ、温度１４００℃で１５分保持した後、５０℃／分で降温することにより焼成し、ｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１１２】
上記で得られたｃＢＮ複合焼結体を研削後、鏡面加工し、金属顕微鏡で組織を観察した。その結果、黒色を示すｃＢＮ粒子と、茶褐色を示す窒化物（ＴｉＮ）および白色を示す炭化物（ＴｉＣ）を明確に区別することが可能であり、炭窒化物（ＴｉＣＮ）の区別も可能であった。そして、画像解析法により、それぞれの面積％を算出した結果、ｃＢＮ：５０％、ＴｉＣ：１０％、ＴｉＮ：２５％、ＴｉＣＮ：２％であった。
【０１１３】
さらに、この焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製し、上記参考例Ｉと同様の切削試験を行った。切削試験の結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１５ｍｍと小さく、断続試験では、４００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
【０１１４】
［参考例ＩＩＩ］
平均粒径２μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＨｆＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＴａＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表３に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合し、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。
【０１１５】
次に、この成形体を超高圧、高温装置を用いて、表１に示す焼成条件に代えて、表３に示す焼成条件で焼成した以外は、上記参考例Ｉと同様にして焼成し、各ｃＢＮ質焼結体を得た（表３中の試料Ｎｏ．ＩＩＩ−１〜１０）。
【０１１６】
【表３】
【０１１７】
（Ｘ線回折ピーク強度）
そして、各ｃＢＮ質焼結体をＣｕ−Ｋα線源を用い、２θ＝３０〜５０°についてＸ線回折分析（ＸＲＤ）にて分析し（Ｋα２除去を実施）、得られた回折強度チャートから炭化物および窒化物ピークを確認し、炭化物と窒化物ピーク強度比を計算した。
結果は、表４に示した。
【０１１８】
（切削試験）
さらに、各ｃＢＮ質焼結体を用いて、上記参考例Ｉと同様にして、ＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状のスローアウェイ型切削工具を作製した。ついで、断続切削試験における測定項目において、欠損に至るまでの衝撃回数を、上限４００００回に代えて、６００００回にした以外は、上記参考例Ｉと同様にして、連続切削試験と断続切削試験とを行った。これらの結果を表４に示す。
【０１１９】
【表４】
【０１２０】
表３、４に示される結果から、炭化物ピークのみが確認された試料Ｎｏ．ＩＩＩ−５では、ｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため耐欠損性が不十分であった。一方、窒化物ピークのみが確認された試料Ｎｏ．ＩＩＩ−６は、耐摩耗性が十分ではなく、工具寿命が短かった。また、結合相としてＴｉＣＮ粉末を原料として用いた試料Ｎｏ．ＩＩＩ−７、
および焼成条件によって結合相がＴｉＣＮ相となった試料Ｎｏ．ＩＩＩ−８は、耐摩耗性、耐欠損性共に十分ではなかった。さらに、結合相としてＴｉＣＮ相とＴｉＣ相からなる試料Ｎｏ．ＩＩＩ−９、および結合相としてＴｉＣＮ相とＴｉＮ相からなる試料Ｎｏ．ＩＩＩ−１０でも耐摩耗性、耐欠損性が十分ではなかった。
【０１２１】
これに対して、ＴｉＣ相のＸＲＤピークとＴｉＮ相のＸＲＤピークとが共存した焼結体からなる切削チップである試料Ｎｏ．ＩＩＩ−１〜４は、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下と十分な耐摩耗性を有しているのがわかる。特に、断続加工においては、欠損に至るまでの衝撃回数が３００００回以上と、優れた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
［参考例ＩＶ］
上記参考例ＩＩと同様にして、芯材用成形体を作製した。次に、ＴｉＣを３５体積％に代えて、３０体積％にした以外は、上記参考例ＩＩと同様にして、表皮材用成形体を作製した。ついで、この芯材用成形体と表皮材用成形体とを用い、上記参考例ＩＩと同様にして、多芯構造の複合成形体を作成し、焼成してｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１２２】
このｃＢＮ複合焼結体の断面部においてＸ線回折分析（ＸＲＤ）を行い、得られた回折強度チャートから表皮材の炭化物および芯材の窒化物ピークをそれぞれ確認した。また、炭化物ピークＩＣと窒化物ピークＩＮの比ＩＣ／ＩＮは０．４２であった。別途顕微鏡観察および組成分析を行ったところ、芯材にＴｉＮが、表皮材にＴｉＣが存在していることを確認した。
【０１２３】
さらに、この焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製し、上記参考例Ｉと同様の切削試験を行った。切削試験の結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１５ｍｍと小さく、断続試験では、６００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
［参考例Ｖ］
平均粒径２．５μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１．５μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＮｂＣ原料粉末、平均粒径１．１μｍのＴａＣ原料粉末、平均粒径０．９μｍのＮｂＮ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表５に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合した。
【０１２４】
次に、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。この成形体を超高圧、高温装置を用いて、表１に示す焼成条件に代えて、表５に示す焼成条件で焼成した以外は、上記参考例Ｉと同様にして焼成し、各ｃＢＮ質焼結体を得た（表５中の試料Ｎｏ．Ｖ−１〜１０）。
【０１２５】
【表５】
【０１２６】
（Ｘ線回折ピーク強度）
そして、上記参考例ＩＩＩと同様にして、Ｘ線回折分析（ＸＲＤ）チャートから、炭化物ピーク、窒化物ピークおよびその他のピークを確認した。また、表６に示すピーク強度比を計算した。
【０１２７】
（平均粒径）
また、金属顕微鏡を用いた組織観察をカラーで行い、結合相中の窒化物と炭化物との存在状態を確認し、ルーゼックス画像解析装置により、平均粒径ｄＮ、ｄＣ、ｄｃＢＮを測定した。なお、ｄＮ、ｄＣ、ｄｃＢＮの測定に際しては、組織写真にて観察される各相の個数はそれぞれ５０個以上とした。
【０１２８】
また、一視野にて各相の個数が５０個に満たない場合は、別の視野にて観察されるそれぞれの相についての観察を加えた値で評価した。さらに、上記各相について、５０個以上のカウントを一回の測定として、任意３箇所以上について測定を行ない、その平均値をそれぞれｄＮ、ｄＣ、ｄｃＢＮとした。これらの測定結果を表６に併せて示す。
【０１２９】
（切削試験）
さらに、各ｃＢＮ質焼結体を用いて、上記参考例Ｉと同様にして、ＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製した。ついで、断続切削試験における測定項目において、欠損に至るまでの衝撃回数を、上限４００００回に代えて、６００００回にした以外は、上記参考例Ｉと同様にして、連続切削試験と断続切削試験とを行った。これらの結果を表６に示す。
【０１３０】
【表６】
【０１３１】
表５、６に示される結果から、結合相として炭化物と窒化物が共存しない試料Ｎｏ．Ｖ
−５〜１０では、いずれもｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため、耐欠損性が不十分であり工具寿命が短かった。
【０１３２】
これに対して、結合相として炭化物と窒化物の両方が存在し、かつ個々の炭化物の平均粒径ｄＣと、個々の窒化物の平均粒径ｄＮとの比ｄＮ／ｄＣが０．４〜１．２である試料Ｎｏ．Ｖ−１〜４は、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下と十分な耐摩耗性を有しており、特に断続加工においては、欠損に至るまでの衝撃回数３００００回以上と、優れた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
【実施例２】
【０１３３】
（実施例ＶＩ）
ｃＢＮ：４７体積％、ＴｉＮ：３９体積％、Ａｌ：１４体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて芯材用成形体を作製した。次に、ｃＢＮ：６０体積％、ＴｉＣ：３０体積％、Ａｌ：１０体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて表皮材用成形体を作製した。
【０１３４】
ついで、この芯材用成形体と表皮材用成形体とを用い、上記参考例ＩＩと同様にして、多芯構造の複合成形体を作成し、焼成してｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１３５】
このｃＢＮ質焼結体の顕微鏡観察から窒化物（ＴｉＮ）と炭化物（ＴｉＣ）の存在状態を観察し画像解析したところ、炭化物の平均粒径ｄＣ＝１．２μｍ、窒化物の平均粒径ｄＮ＝０．７μｍ、比ｄＮ／ｄＣ＝０．６であった。また、ｃＢＮ焼結体の芯材および表皮材についてＸ線回折分析（ＸＲＤ）を行い、得られたＸ線回折チャートから炭化物および窒化物ピークを確認でき、炭化物ピークＩＣと窒化物ピークＩＮの比ＩＣ／ＩＮは０．４２であった。
【０１３６】
さらに、この焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製し、上記参考例Ｉと同様の切削試験を行った。切削試験の結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１６ｍｍと小さく、断続試験では、６００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
【０１３７】
［参考例ＶＩＩ］
平均粒径２μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴａＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍのＺｒＣ原料粉末、平均粒径１．１μｍのＺｒＮ原料粉末、平均粒径０．９μｍのＷＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表７に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合した。
【０１３８】
次に、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。この成形体を超高圧、高温装置を用いて、表１に示す焼成条件に代えて、表７に示す焼成条件で焼成した以外は、上記参考例Ｉと同様にして焼成し、各ｃＢＮ質焼結体を得た（表７中の試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１〜１２）。
【０１３９】
そして、各ｃＢＮ質焼結体を用いて、上記参考例Ｉと同様にして、ＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製した。なお、試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１１については、ワイヤ加工にて切り出した焼結体をロウ付けせず、単体に
て工具チップとした。また、試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１２については、得られた焼結体の表面にイオンプレーティング法にて成膜温度５００℃、バイアス電圧３０ＶでＴｉＡｌＮ層を１μｍ厚みで成膜した。
【０１４０】
【表７】
【０１４１】
（Ｘ線回折ピーク強度）
そして、参考例ＩＩＩと同様にしてＸ線回折分析（ＸＲＤ）にて、炭化物ピーク、窒化物ピークおよびその他のピークを確認した。また、表８に示すピーク強度比を計算した。
【０１４２】
（残留応力）
また、ｃＢＮについてはＦｅ−Ｋα線を用いて、結合相のＴｉＣとＴｉＮについてはＣｕ−Ｋα線を用いて、２θ≧１００°に観測されるピーク、例えばｃＢＮの（３１１）面に帰属されるピーク、および結合相の（４２２）面に帰属されるピークを用いてＸ線残留応力測定法（２θ−ｓｉｎ２φ法）によりｃＢＮ粒子および結合相にかかる残留応力を算出した。なお、この計算には、例えばｃＢＮ粒子については弾性定数Ｅ＝７１２ＧＰａ、ポアソン比＝０．２１５、ＴｉＮについては弾性定数Ｅ＝２５０ＧＰａ、ポアソン比＝０．１９、ＴｉＣについては弾性定数Ｅ＝４００ＧＰａ、ポアソン比＝０．１９を用いた。
【０１４３】
なお、試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１１については、ワイヤ加工にて切り出した焼結体について残留応力を測定した。試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１２については、成膜したＴｉＡｌＮ層を電解研磨によって除去した状態で残留応力を算出した。
【０１４４】
（切削試験）
さらに、各ｃＢＮ質焼結体を用いて、断続切削試験における測定項目において、欠損に至るまでの衝撃回数を、上限４００００回に代えて、６００００回にした以外は、上記参考例Ｉと同様にして、連続切削試験と断続切削試験とを行った。これらの結果を表８に示す。
【０１４５】
【表８】
【０１４６】
表７、８に示される結果から、ｃＢＮ粒子の残留応力が圧縮の残留応力で３００ＭＰａ以上でない試料Ｎｏ．ＶＩＩ−５〜１０では、いずれもｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため耐欠損性が不十分であり工具寿命が短かった。
【０１４７】
これに対して、ｃＢＮ粒子の残留応力が圧縮の残留応力で３００ＭＰａ以上の試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１〜４、１１、１２は、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下と十分な耐摩耗性を有しており、特に断続加工においては欠損に至るまでの衝撃回数３００００回以上と優れた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
【実施例３】
【０１４８】
［実施例ＶＩＩＩ］
ｃＢＮ：５０体積％、ＴｉＮ：３７体積％、Ａｌ：１３体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて芯材用成形体を作製した。次に、ｃＢＮ：６０体積％、ＴｉＣ：３０体積％、Ａｌ：１０体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて表皮材用成形体を作製した。
【０１４９】
ついで、この芯材用成形体と表皮材用成形体とを用い、上記参考例ＩＩと同様にして、多芯構造の複合成形体を作成し、焼成してｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１５０】
このｃＢＮ複合焼結体の芯材および表皮材についてＸ線回折分析（ＸＲＤ）を行い、得られた回折強度チャートから参考例ＶＩＩと同様にして残留応力を測定したところ、σｃＢＮ＝７１７ＭＰａ、σｂ＝２８１ＭＰａであった。また、炭化物および窒化物ピークを確認でき、炭化物ピークＩＣと窒化物ピークＩＮの比ＩＣ／ＩＮは０．４２であった。
【０１５１】
さらに、この焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製した。
【０１５２】
得られた切削工具の切刃チップについて残留応力を測定したところ、σｃＢＮ＝５３５ＭＰａ、σＴｉＣ＝１２０ＭＰａ、σＴｉＮ＝２２０ＭＰａであった。そして、この切削工具を用いて参考例Ｉと同様の切削試験を行った。切削試験の結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１６ｍｍと小さく、断続試験では、６００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
【０１５３】
［参考例ＩＸ］
平均粒径１．５μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１
μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＨｆＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＮｂＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表９に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合した。
【０１５４】
次に、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。この成形体を超高圧、高温装置を用いて、圧力５．０ＧＰａ、温度１４００℃で１５分保持することにより焼成し、各ｃＢＮ質焼結体を得た（表９中の試料Ｎｏ．ＩＸ−１〜９）。
【０１５５】
【表９】
【０１５６】
そして、各ｃＢＮ質焼結体に対してワイヤ放電加工などを用いてＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にろう付けした。ついで、ろう付けした各ｃＢＮ質焼結体の表面に、表１１に示す組成および成膜方法で硬質膜を被覆し、硬質膜が被覆したｃＢＮ質焼結体（表面被覆ｃＢＮ質焼結体）からなるスローアウェイ型切削工具を作製した。なお、イオンプレーティング法にて成膜した硬質膜の成膜条件は、温度５００℃、バイアス電圧１５０Ｖとした。
【０１５７】
上記で得られた各切削工具について、含有率、ピーク強度、膜厚、比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］、圧縮残留応力、連続切削試験および断続切削試験の評価を行った。各評価方法を以下に示すと共に、その結果を、含有率およびピーク強度については表１０に、膜厚、比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］、圧縮残留応力、連続切削試験および断続切削試験については表１１にそれぞれ示した。
【０１５８】
（含有率）
得られた各切削工具に対して、参考例Ｉと同様にして、金属顕微鏡で組織観察を行い、各化合物の含有率を算出した。
【０１５９】
なお、炭窒化物についてはＸ線回折ピークにて存在の有無を確認し、ピークが確認された場合には、ピーク分離に基づいて炭化物ピーク、窒化物ピーク、および炭窒化物ピークをそれぞれ定量化して炭窒化物ピークのピーク強度比を含有比率として算出した。
【０１６０】
（ピーク強度）
参考例ＩＩＩと同様に、Ｘ線回折測定を行ない、その回折チャートから、ＩｃＢＮを１００としたときの各ピークのピーク強度比ＩｃＢＮ（＝１００）、ＩＣ、ＩＮ、ＩＩＬ、
ＩＣＮを算出した。
（硬質膜の膜厚）
硬質膜の膜厚は、表面被覆ｃＢＮ質焼結体の破断面を走査型電子顕微鏡で観察して測定した。
（硬質膜のＸ線回折ピークにおける比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］） Ｘ線回折分析にて硬質膜の（１１１）結晶面に帰属するピークの強度Ｉ（１１１）と、（２００）結晶面に帰属するピーク強度Ｉ（２００）を測定し、その比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］の値を計算した。
（ｃＢＮ質焼結体の圧縮残留応力）
参考例ＶＩＩと同様にしてｃＢＮ粒子および硬質膜にかかる残留応力を算出した。
なお、硬質膜が多層膜からなる場合の残留応力は、最も厚く成膜した硬質膜の残留応力を用いて測定した。
【０１６１】
（切削試験）
断続切削試験における測定項目において、欠損に至るまでの衝撃回数を、上限４００００回に代えて、６００００回にした以外は、上記参考例Ｉと同様にして、連続切削試験と断続切削試験とを行った。
【０１６２】
【表１０】
【０１６３】
【表１１】
【０１６４】
表９〜１１に示すように、炭化物（ＴｉＣ）のみが焼結体中に存在していた試料Ｎｏ．ＩＸ−６、９では、ｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため、耐欠損性が不十分であった。一方、窒化物（ＴｉＮ）のみが焼結体中に存在していた試料Ｎｏ．ＩＸ−７は、耐摩耗性が十分ではなく、工具寿命が短かった。また、結合相として炭窒化物（ＴｉＣＮ）を用いた試料Ｎｏ．ＩＸ−８は耐摩耗性，耐欠損性共に十分ではなかった。硬質膜を設けなかった試料Ｎｏ．ＩＸ−９は、耐摩耗性、耐欠損性共に不十分であった。
【０１６５】
これに対し、本発明の範囲内である試料Ｎｏ．ＩＸ−１〜５は、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下と十分な耐摩耗性を有していた。断続加工においては、欠損に至るまでの衝撃回数が３５０００回以上であった。特に、試料Ｎｏ．ＩＸ−１は、５００００回の衝撃後においてもチッピングの発生や欠損を生じず、すぐれた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
【実施例４】
【０１６６】
（実施例Ｘ）
ｃＢＮ：５０体積％、ＴｉＮ：３５体積％、Ａｌ：１５体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて芯材用成形体を作製した。次に、ｃＢＮ：６５体積％、ＴｉＣ：２５体積％、Ａｌ：１０体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて表皮材用成形体を作製した。
【０１６７】
ついで、この芯材用成形体と表皮材用成形体とを用い、上記参考例ＩＩと同様にして、多芯構造の複合成形体を作成し、焼成してｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１６８】
このｃＢＮ複合焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法（ＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状）に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けした。その後、上記ロウ付けしたｃＢＮ複合焼結体の表面に、アークイオンプレーティング法にて、（Ｔｉ０．５，Ａｌ０．５）Ｎ膜を２．０μｍの膜厚で成膜し、表面被覆ｃＢＮ質焼結体からなる切削工具（試料Ｎｏ．Ｘ−１）を作製した。
【０１６９】
得られた切削工具について、金属顕微鏡で組織を観察した。その結果、黒色を示すｃＢ
Ｎ粒子と、茶褐色を示すＴｉＣおよび白色を示すＴｉＮが明確に区別可能であり、画像解析法によりそれぞれについて、３０個以ずつの面積を測定して平均値を求め、この平均値同士を比較して面積比率を算出した。その結果、ｃＢＮ：５０％、ＴｉＣ：１０％、ＴｉＮ：２５％、ＴｉＣＮ：２％であった。
【０１７０】
また、上記切削工具の硬質膜をＸ線回折分析（ＸＲＤ）にて（１１１）結晶面に帰属するピークの強度Ｉ（１１１）と、（２００）結晶面に帰属するピーク強度Ｉ（２００）とを、参考例ＩＸと同様にして測定したところ、その比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］は１．８であった。
【０１７１】
さらに、参考例ＩＸと同様の切削試験を行った結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１５ｍｍと小さく、断続試験では、６００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
【０１７２】
［参考例ＸＩ］
参考例ＩＸと同様の方法で、表９の試料Ｎｏ．ＩＸ−１と同じｃＢＮ質焼結体を作製した。ついで、このｃＢＮ質焼結体を放電加工によって所定の形状に切り出し、フライス切削用の超硬合金製スローアウェイチップの刃先先端部に形成した切り込み段部にロウ付けした後、プラズマＣＶＤ法で膜厚０．２μｍのダイヤモンドライクカーボン膜を成膜する以外は、参考例ＩＸと同様にして切削工具を作製した（試料Ｎｏ．ＸＩ−１）。
【０１７３】
また、表９の試料Ｎｏ．ＩＸ−８と同じｃＢＮ質焼結体を作製した。ついで、このｃＢＮ質焼結体を放電加工によって所定の形状に切り出し、フライス切削用の超硬合金製スローアウェイチップの刃先先端部に形成した切り込み段部にロウ付けした後、プラズマＣＶＤ法で膜厚０．２μｍのダイヤモンドライクカーボン膜を成膜する以外は、参考例ＩＸと同様にして切削工具を作製した（試料Ｎｏ．ＸＩ−２）。
【０１７４】
上記で得られた各切削工具について、下記条件で切削性能を試験した。
切削方法：フライス
被削材 ：Ｔｉ−１６Ａｌ−４Ｖ合金
切削速度：５００ｍ／分
切り込み：１．０ｍｍ
送り ：０．３ｍｍ／刃
測定項目：切削長１ｍに達した時の刃先の状態を走査型電子顕微鏡で確認
切削試験の結果、試料Ｎｏ．ＸＩ−２の刃先は、チッピングや膜剥離が発生して損傷していたのに対し、試料Ｎｏ．ＸＩ−１の刃先は、チッピングや膜剥離がなく、良好な状態であった。
【符号の説明】
【０１７５】
１ ｃＢＮ質焼結体
２ ｃＢＮ粒子
３ 結合相
４ 中間相
５ 炭化物
６ 窒化物
７ 炭窒化物
８ ｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材
８ａ ｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材（結合相が炭化物）
８ｂ ｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材（結合相が窒化物）
９ ｃＢＮ質焼結体からなる表皮材
９ａ ｃＢＮ質焼結体からなる表皮材（結合相が窒化物）
９ｂ ｃＢＮ質焼結体からなる表皮材（結合相が炭化物）
１０ 単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体
１０ａ 第１のｃＢＮ質焼結体
１０ｂ 第２のｃＢＮ質焼結体
１１ 多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体
１２ 工具チップ
１３ チップ本体
１４ 切刃部
１５ 裏打ち板
１６ シート状構造体
１６Ａ ｃＢＮ複合焼結体をシート状に並べたもの
１６Ｂ １６Ａの繊維方向を平行にして重ねたもの
１６Ｃ １６Ａの繊維方向を垂直にして重ねたもの
１６Ｄ １６Ａの繊維断面方向がシートの主面となるように配置したもの
１７ 芯材用成形体
１８ 表皮材用成形体
１９ 複合成形体
２０ 単芯繊維状構造の複合成形体
２１ 多芯繊維状構造の複合成形体
２２ シート状複合成形体
２３ ロール
３０ 工具用ｃＢＮ質焼結体
３１ すくい面
３２ 逃げ面
４０ 硬質膜
ＩｃＢＮ Ｘ線回折分析でのｃＢＮ粒子の最強回折ピーク
ＩＮ Ｘ線回折分析での（２００）面に帰属される窒化物の回折ピーク
ＩＣ Ｘ線回折分析での（２００）面に帰属される炭化物の回折ピーク
ｄｃ 芯材の直径
ｄｓ 表皮材の厚み
【技術分野】
【０００１】
本発明は、立方晶窒化硼素粒子を結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体およびそれを用いた切削工具に関する。
【背景技術】
【０００２】
立方晶窒化硼素（ｃＢＮ：Ｃｕｂｉｃ Ｂｏｒｏｎ Ｎｉｔｒｉｄｅ）はダイヤモンドに次ぐ硬度を有し、しかもダイヤモンドと異なり鉄系金属との親和性を持たないという特徴を有する。そのため、その焼結体である立方晶窒化硼素質焼結体（ｃＢＮ質焼結体）は鉄系材料、特に高硬度焼入れ鋼や鋳鉄の切削工具に用いられている。
【０００３】
切削工具に用いられるｃＢＮ質焼結体としては、例えば特許文献１に記載されるように、コバルト（Ｃｏ）等の金属や炭化チタン（ＴｉＣ）などのセラミックス１０〜６０体積％を結合材として、ｃＢＮを超高圧下で焼結させたｃＢＮ質焼結体が用いられてきた。また、特許文献１では、ｃＢＮ質焼結体の耐摩耗性、耐熱性を損なわないようにするため、結合相をできるだけ少量に抑えて、残部のｃＢＮが直接結合した組織を形成させることが提案されている。
【０００４】
近時、切削加工においては高能率化と難削材対応が求められており、ｃＢＮ質焼結体においても基本的な要求特性である耐摩耗性と耐欠損性の改善が必要となっている。特許文献２には、これらの性能向上を目的として、炭窒化チタン（ＴｉＣＮ）などのセラミックス、ＴｉとＡｌの金属間化合物および炭化タングステン（ＷＣ）で構成される多量の結合材にてｃＢＮ粒子を結合したｃＢＮ質焼結体が提案されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特公昭５２−４３８４６号公報
【特許文献２】特開２００３−１７５４０７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、特許文献１に記載されているｃＢＮ質焼結体で切削工具を作製し、高硬度焼入れ鋼や鋳鉄を切削すると、切削中に焼結体中のｃＢＮ粒子が脱落してしまい、工具摩耗が大きく進行するという問題があった。
【０００７】
一方、特許文献２に記載されているように、多量の結合材を添加する方法では、ｃＢＮ粒子の脱落を抑制して摩耗の急激な進行を防止することはできるが、炭窒化チタン（ＴｉＣＮ）、ＴｉとＡｌの金属間化合物および炭化タングステン（ＷＣ）からなる結合相は機械的特性、熱的特性が劣る。このため、結果的に結合相の摩耗、脱落が顕著になって工具摩耗、欠損が発生し、工具寿命を延ばすことができないという欠点があった。
【０００８】
本発明の課題は、耐摩耗性の低下が抑制され、しかも優れた耐欠損性を有するｃＢＮ質焼結体およびそれを用いた切削工具を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明者は、上記課題による工具摩耗及び欠損の進行とを同時に解決するために研究した。その結果、ｃＢＮ粒子を結合相で結合したｃＢＮ質焼結体において、前記結合相が特定の金属元素の炭化物と、特定の金属元素の窒化物とを共存させる場合には、炭化物単体
、窒化物単体、またはこれらの相互固溶体である炭窒化物を結合相とした場合では得られなかった特性を発揮できることを見出した。そして、ｃＢＮ粒子の脱落と結合相の摩耗、脱落とを同時に抑制でき、耐摩耗性が高く、かつ耐欠損性が特に優れたｃＢＮ質焼結体を得ることができることを見出し、本発明を完成した。
【００１０】
すなわち、本発明のｃＢＮ質焼結体は、ｃＢＮ粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材の外周面を、ｃＢＮ粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる表皮材によって被覆した単芯繊維状構造からなる。
【００１１】
本発明の他のｃＢＮ質焼結体は、ｃＢＮ粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材の外周面を、ｃＢＮ粒子を周期律表第４，５および６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる表皮材によって被覆した単芯繊維状構造からなる。
【００１２】
本発明の切削工具は、上記した本発明にかかるｃＢＮ質焼結体からなり、すくい面と逃げ面との交差稜線部に形成された切刃を被切削物に当てて切削加工するものである。
【発明の効果】
【００１３】
本発明のｃＢＮ質焼結体は、特定の金属元素の炭化物が芯材で特定の金属元素の窒化物が表皮材に、または特定の金属元素の炭化物が表皮材で特定の金属元素の窒化物が芯材に存在していることが大きな特徴である。これによって、炭化物単体、窒化物単体、またはこれらの相互固溶体である炭窒化物を結合相とした従来の焼結体では得られなかった結合相の強度およびｃＢＮ粒子との密着力の強化を同時に達成することができる。その結果、ｃＢＮ粒子の脱落と結合相の摩耗、脱落の進行を同時に抑制して、耐摩耗性が高く、かつ、耐欠損性を大幅に改善したｃＢＮ質焼結体を得ることができる。
【００１４】
したがって、本発明のｃＢＮ質焼結体および切削工具は、通常の条件での切削加工は勿論のこと、高硬度焼き入れ鋼などの難削材の断続切削でも優れた耐欠損性・耐チッピング性を発揮することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】（ａ）は、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の組織を示す概略説明図であり、（ｂ）は、結合相が均一組成からなるｃＢＮ質焼結体の組織を示す概略説明図である。
【図２】本発明にかかるｃＢＮ質焼結体に対してＸ線回折分析を行った際の回折ピークを示すチャート図である。
【図３】第５の実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図である。
【図４】（ａ）は、本発明にかかる単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図であり、（ｂ）は、（ａ）の斜視図である。
【図５】（ａ）は、本発明にかかる多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図であり、（ｂ）は、（ａ）の斜視図である。
【図６】（ａ）〜（ｄ）は、本発明にかかる繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の配置例を示す概略斜視図である。
【図７】（ａ），（ｂ）は、本発明の単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の製造方法において、複合成形体を製造する方法を示す概略説明図である。
【図８】本発明の多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の製造方法における成形体を製造する方法を示す概略説明図である。
【図９】本発明の多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の製造方法における他の形態の成形体を製造する方法を示す概略説明図である。
【図１０】本発明にかかる切削工具の一実施形態を示す斜視図である。
【図１１】（ａ）は、本発明の工具チップにおけるコーナー部の構成の一例を示す概略断面図であり、（ｂ）は、他の例を示す概略断面図である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
＜ｃＢＮ質焼結体＞
以下、本発明にかかるｃＢＮ質焼結体の実施形態について、図面を参照して詳細に説明する。
【００１７】
（第１の実施形態）
図１（ａ）は、本発明の参考例についての第１の実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体の組織を示す概略説明図である。図１（ａ）に示すように、このｃＢＮ質焼結体１は、ｃＢＮ粒子２［図１（ａ）中の黒塗り部分］と結合相３とからなる。すなわち、ｃＢＮ質焼結体１は、硬質相をなすｃＢＮ粒子２の周囲を結合相マトリックスである結合相３にて結合したものである。さらに、ｃＢＮ粒子２と結合相３との間には、ｃＢＮ粒子２と結合相３とを密着させる中間相４が存在している。
【００１８】
本実施形態にかかる結合相３は、周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物５と、周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物６とが共存している。結合相３をこのように構成すると、結合相３の強度およびｃＢＮ粒子２との密着力の強化を同時に達成することができるとともに、ｃＢＮ粒子２と結合相３との間に残留応力を発生させて、ｃＢＮ粒子２の結合を強固なものとすることができる。その結果、ｃＢＮ粒子２の脱落と結合相３の摩耗の進行を同時に抑制し、耐摩耗性と特に耐欠損性に優れたｃＢＮ質焼結体１を得ることができる。前記炭化物５と窒化物６とが共存しているとは、結合相３中で炭化物５および窒化物６の各々がそれぞれ個々に独立して存在している状態のことを意味する。
【００１９】
一方、結合相３が、図１（ｂ）に示すように、炭化物と窒化物との相互固溶体である炭窒化物７を用いた均一組成からなると、結合相の強度および結合相とｃＢＮ粒子２との密着力の強化を同時に達成することができない。また、結合相３が炭化物５のみからなると、結合相３とｃＢＮ粒子２との結合性が低下し、焼結不良やｃＢＮ粒子２の脱落等が発生する。このため、衝撃がかかった際には、破壊されてチッピングや欠損が生じる。さらに、結合相３が窒化物６のみからなると、耐摩耗性が大きく低下する。
【００２０】
なお、後述する繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０、１１のように、芯材と表皮材とが組み合わされた構造体の場合には、芯材または表皮材における結合相の一方を炭化物で他方を窒化物で構成することで、芯材および表皮材を求められる特性をバランスよく発揮させることができ、ｃＢＮ焼結体１０、１１として最適な性能を発揮することができる。
【００２１】
結合相３に、炭化物５と窒化物６とが共存しているのを確認する方法としては、例えばｃＢＮ焼結体１を鏡面研磨し、その研磨面を金属顕微鏡で倍率１００〜１０００倍程度にて観察することで確認できる。具体的には、炭化物５および窒化物６をなす金属元素として、例えばチタンを用いた場合には、最も明るく見える部分が炭化物５であり、最も暗く見える部分がｃＢＮ粒子２であり、２つの中間の明るさを示す窒化物６であるという様に確認することができる。
【００２２】
また、その他の方法として、成分分析のマッピングを行うことでも、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存しているのを確認することもできる。例えば、ＥＰＭＡ（電子プロ
ーブ微小分析）分析のＷＤＳ（波長分散型Ｘ線マイクロアナライザー）でマッピングを行う際には、炭素、窒素、硼素、金属元素成分でそれぞれマッピングを行うことで確認することができる。また、Ｘ線光電子分光分析法（ＥＳＣＡ）にて、各領域が炭化物５であるか、窒化物６であるかを確定することも可能である。さらに、その他の方法として、後述するＸ線回折分析を用いて炭化物と窒化物の共存を確認する方法も有効である。
【００２３】
炭化物５を構成する金属元素および窒化物６を構成する金属元素は、異なる金属元素であってもよいが、結合相３の強度およびｃＢＮ粒子２の結合を強固なものとするうえで、同じ金属元素であるのが望ましい。特に、この金属元素がチタン元素（Ｔｉ）であること、すなわち、結合相３が炭化チタン（ＴｉＣ）と窒化チタン（ＴｉＮ）とで構成されるのが好ましい。これにより、チタンはｃＢＮ粒子２との親和性が高く、かつｃＢＮ粒子２に高い圧縮の残留応力が残留することができるので、ｃＢＮ粒子２の結合がより強固なものになり、耐摩耗性および耐欠損性に優れたものとなる。
【００２４】
ｃＢＮ質焼結体１全体に対する炭化物５の含有比率ｐＣと、窒化物６の含有比率ｐＮとの比（ｐＣ／ｐＮ）が０．２〜３．０、好ましくは０．５〜２．０であるのが、ｃＢＮ粒子２の脱落と結合相３の摩耗、脱落の進行の抑制効果が高い点で望ましい。また、ｃＢＮ質焼結体１を切削工具に用いる場合には、切削中に耐摩耗性が低下するのを抑制し、ｃＢＮ粒子２が脱落するのを防止でき、異常摩耗を防ぐことができる。
【００２５】
また、ｃＢＮ質焼結体中１のｃＢＮ粒子２の外周部に、周期律表第４、５および６族金属、鉄族金属およびＡｌから選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物、窒化物、炭窒化物、硼化物、硼炭化物、硼窒化物および酸化物のうち、結合相３の成分以外の化合物を含む中間相４が存在しているのが好ましい。これにより、ｃＢＮ粒子２を強固に保持することができる。中間相４としては、例えばＴｉＢ２、ＡｌＮ等が挙げられる。
【００２６】
ｃＢＮ質焼結体１全体に対するｃＢＮ粒子２の含有比率ｐｃＢＮが４５〜８０面積％、炭化物５の含有比率ｐＣが２〜４５面積％、窒化物６の含有比率ｐＮが３〜５０面積％、中間相４の含有比率ｐｍが０〜２５面積％であるのが好ましい。これにより、炭化物５の高硬度および窒化物６のｃＢＮ粒子２との結合性を十分に生かすことができ、かつｃＢＮ粒子２、結合相３および中間相４の含有量のバランスに優れた構成となるので、高硬度、高靭性を維持でき、高い耐摩耗性と耐欠損性を得ることができる。前記面積％の算出は、例えば、金属顕微鏡像を画像解析することで算出することができる。
【００２７】
また、炭化物５および窒化物６の相互固溶体化合物である炭窒化物の含有比率が、ｃＢＮ質焼結体１全体に対して５質量％以下であるのが好ましい。これにより、ｃＢＮ粒子２の存在比率を高めて、結合相３を少ない比率とすることができ、ｃＢＮ粒子２の脱落と、結合相３の摩耗、脱落の進行の抑制効果が高い点で望ましい。炭窒化物の含有量は、Ｘ線回折ピーク強度を測定し、別途作成した標準試料の検量線等を用いて算出することができる。
【００２８】
ｃＢＮ粒子２の平均粒径は、耐摩耗性および強度の点から０．２〜５．０μｍ、好ましくは０．５〜３．０μｍであるのがよい。
【００２９】
次に、本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体の具体的な製造方法の一例を示す。まず、原料粉末として平均粒径０．２〜３μｍのｃＢＮ原料粉末と、平均粒径０．２〜３μｍ、好ましくは０．５〜３μｍ、より好ましくは１〜３μｍの周期律表第４、５、６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物粉末と、平均粒径０．２〜３μｍ、好ましくは０．５〜３μｍ、より好ましくは１〜３μｍの周期律表第４、５、６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物粉末とを秤量する。さらに、必要に応じて、平均粒
径０．５〜５μｍのＡｌあるいは鉄族金属の内の少なくとも一種の原料粉末を特定の組成に秤量する。ついで、各粉末を１６〜７２時間かけてボールミルで粉砕混合する。
【００３０】
その後、粉砕混合したものを必要に応じて所定形状に成形する。この成形には、例えばプレス成形、射出成形、鋳込成形、押出成形等の周知の成形手段を用いることができる。
【００３１】
ついで、これを別途用意した超硬合金製裏打ち支持体と共に超高圧焼結装置に装入し、１２００〜１４００℃の温度、５ＧＰａの圧力下で１０〜３０分保持することによって、本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体を得ることができる。この際、周期率表第４、５、６族金属の炭化物と、周期率表第４、５、６族金属の窒化物とが個々に存在した構造とするには、昇温速度および降温速度を毎分３０〜５０℃とし、加熱保持時間（焼成時間）を１０〜１５分とするのが好ましい。これに対し、焼成温度、焼成加圧保持時間、昇温および降温速度が上記範囲から外れると、所定の炭化物と窒化物の両方が共存した組織に制御することが困難となる。
【００３２】
（第２の実施形態）
次に、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の第２の実施形態について説明する。なお、本実施形態においては、前述した第１の実施形態の構成と同一または同等な部分には同一の符号を付して説明は省略する。
【００３３】
本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体は、Ｘ線回折分析において、図１（ａ）に示す窒化物６のピークと炭化物５のピークとが共存している。具体的には、図２に示すように、このｃＢＮ質焼結体は、Ｘ線回折分析［ＸＲＤ（Ｘ−ｒａｙ ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ）］において、周期率表第４、５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物６に帰属される回折ピーク（窒化物ピーク）ＩＮと、周期率表第４、５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物５に帰属される回折ピーク（炭化物ピーク）ＩＣとが共に存在することが大きな特徴である。
【００３４】
より詳しくは、ｃＢＮ質焼結体中に、Ｘ線回折分析チャートにおいて窒化物６の（２００）面に帰属される回折ピークと、炭化物５の（２００）面に帰属される回折ピークとがそれぞれ確認できるレベルで、窒化物６および炭化物５がともに存在する。これにより、図１（ａ）に示す結合相３とｃＢＮ粒子２との間に残留応力を残留させることができ、ｃＢＮ粒子２の結合を強固なものとし、ｃＢＮ粒子２の脱落を防ぐことができる。なお、本発明におけるピーク強度Ｉは、実際の回折チャートにおいて、ピーク同士が接近して重なっている場合には、回折チャートからピーク分離することによって見積もることができる。
【００３５】
本実施形態において、窒化物６および炭化物５がともに存在する状態とは、窒化物６の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度をＩＮ、炭化物５の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度をＩＣとしたとき、上記ピーク強度の比（ＩＣ／ＩＮ）が０．５〜２０の範囲内にある状態を指す。
【００３６】
ここで、前記Ｘ線回折分析において、炭化物５の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＣと、窒化物６の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＮとの比（ＩＣ／ＩＮ）が０．２〜１．２、好ましくは０．３〜０．９の範囲内となるように制御するのがよい。これにより、切削中に耐摩耗性を低下させずにｃＢＮ粒子２が脱落することを防止して異常摩耗を防ぐことができる。
【００３７】
また、前記Ｘ線回折分析において、ｃＢＮ粒子２の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、窒化物６のピーク強度ＩＮとの比（ＩＮ／ＩｃＢＮ）が０．
３〜１であるのが好ましい。これにより、高硬度を維持しつつ、ｃＢＮ粒子２と結合相３との結合力を高めて、ｃＢＮ粒子２の脱落を抑制することができ、その結果、ｃＢＮ質焼結体１の耐衝撃性を向上できる点で望ましい。
【００３８】
前記Ｘ線回折分析において、ｃＢＮ粒子２の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、炭化物５のピーク強度ＩＣとの比（ＩＣ／ＩｃＢＮ）が０．１〜０．９であるのが好ましい。これにより、耐摩耗性と耐欠損性とを両立することができる。なお、各ピーク強度は、Ｘ線回折チャートからピーク分離して、各ピーク毎に算出することができる。
【００３９】
前記Ｘ線回折分析において、炭化物５および窒化物６の相互固溶体化合物である炭窒化物７の（２００）面に帰属される回折ピーク、すなわち炭化物５の（２００）面ピークおよび窒化物６の（２００）面ピークが現れる角度の中間付近の角度に現れるピークのピーク強度ＩＣＮと、前記ピーク強度ＩＣ、ＩＮとの比が、ＩＣＮ＜０．３ＩＣ、かつＩＣＮ＜０．３ＩＮであるのが好ましい。つまり、炭窒化物７のピークが、ほとんど検出されないことが望ましく、これによって、ｃＢＮ粒子２の結合の低下を抑えることができ、ｃＢＮ粒子２の脱落をより確実に防ぐことができる。
【００４０】
前記Ｘ線回折分析において、ｃＢＮ粒子２の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、中間相４の（１０１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＩＬとの比（ＩＩＬ／ＩｃＢＮ）が０．１〜０．８、好ましくは０．４〜０．７であるのがよい。これにより、ｃＢＮ粒子２をさらに強固に保持することができるとともに、ｃＢＮ粒子２、結合相３の含有量とのバランスに優れ、高硬度、高靭性を維持できる点で望ましい。
【００４１】
（第３の実施形態）
次に、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の第３の実施形態について説明する。なお、本実施形態においては、前述した第１および第２の実施形態の構成と同一または同等な部分には同一の符号を付して説明は省略する。
【００４２】
本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体は、図１（ａ）に示す結合相３に窒化物６と炭化物５とが共存しており、ｃＢＮ質焼結体を断面観察したときに、ｃＢＮ粒子２間に存在する炭化物５の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄＣと、窒化物６の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄＮとの比（ｄＮ／ｄＣ）が０．４〜１．２である。これにより、炭化物単体、窒化物単体、またはこれらの相互固溶体である炭窒化物からなる結合相では達成できなかったｃＢＮ粒子２の脱粒をより防止することができる。その結果、ｃＢＮ粒子２の脱落による結合相３の摩耗、脱落の進行をも同時に抑制でき、耐摩耗性と特に耐欠損性の優れたｃＢＮ質焼結体を得ることができる。
【００４３】
ここで、本実施形態における平均粒径とは、ｃＢＮ質焼結体の顕微鏡観察にて個々の窒化物６および炭化物５等の各化合物の存在領域をそれぞれ特定し、ルーゼックス法などを用いて窒化物６および炭化物５の平均面積、すなわち、個々の窒化物６、炭化物５の面積の平均値を算出する。そして、この平均面積を円に換算したときの円の直径それぞれを窒化物６および炭化物５の平均粒径として算出することができる。また、顕微鏡観察には、例えば金属顕微鏡、レーザー顕微鏡、デジタル顕微鏡、走査型電子顕微鏡、透過型電子顕微鏡などを用いることができ、ｃＢＮ質焼結体の構成によって適当なものを選択することができる。
【００４４】
ｃＢＮ粒子２の平均粒径ｄｃＢＮは５μｍ以下であり、かつ炭化物５の平均粒径ｄＣは１〜３μｍ、窒化物６の平均粒径ｄＮは０．５〜２μｍであるのが好ましい。これにより
、ｃＢＮ質焼結体の硬度を高めることができるとともに、ｃＢＮ粒子２を強固に結合することができ、耐摩耗性が向上する。
【００４５】
（第４の実施形態）
次に、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の第４の実施形態について説明する。なお、本実施形態においては、前述した第１〜第３の実施形態の構成と同一または同等な部分には同一の符号を付して説明は省略する。
【００４６】
本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体は、図１（ａ）に示すｃＢＮ粒子２に圧縮の残留応力σｃＢＮが３００ＭＰａ以上、好ましくは３００〜１０００ＭＰａ、より好ましくは５００〜７００ＭＰａ残留している。これにより、ｃＢＮ粒子２の脱粒をさらに防止することができ、耐摩耗性を高め、かつ耐欠損性を大幅に向上させることができる。
【００４７】
また、ｃＢＮ粒子２および結合相３の両方に圧縮の残留応力が残留しているとともに、ｃＢＮ粒子２に残留している圧縮の残留応力σｃＢＮと、結合相３に残留している圧縮の残留応力σｂとの比（σｃＢＮ／σｂ）は２〜５、好ましくは２〜３であるのがよい。これにより、ｃＢＮ粒子２の脱粒をさらに抑制できるとともに、ｃＢＮ質焼結体の強度を高めることができる。特に、比（σｃＢＮ／σｂ）が２〜３であると、耐摩耗性も高めることができる。
【００４８】
ここで、前記圧縮の残留応力は、例えば、焼結体１に対してＸ線回折分析［ＸＲＤ（Ｘ−ｒａｙ ｄｉｆｆｒａｃｔｉｏｎ）］を用いたＸ線残留応力測定法（２θ−ｓｉｎ２φ法）により算出することができる。また、ｃＢＮ質焼結体１中に結合相３として炭化物５と窒化物６とを含む場合のように、２種以上の材料を含む場合には、炭化物５と窒化物６の存在比率を考慮して結合相３の残留応力を算出する。すなわち、まず、各材料について残留応力をそれぞれ算出する。また、これらの材料の含有比率をＸ線回折ピークのうちの最大ピークの強度と同じであるとみなしてそれぞれの比率を算出する。そして、各材料の残留応力に対して、前記それぞれの含有比率（それぞれの含有比率の総和である結合相総量を１としたときの比率）を乗じた値の総和を結合相３の残留応力とすることができる。
【００４９】
結合相３に残留している圧縮の残留応力σｂは６０〜３００ＭＰａ、好ましくは１００〜３００ＭＰａであるのがよい。これにより、ｃＢＮ粒子２の脱粒を防止することができて、耐摩耗性を高め、かつ耐欠損性を大幅に向上させることができる。
【００５０】
結合相３のうち、窒化物６にかかる圧縮の残留応力をσＮ、炭化物５にかかる圧縮の残留応力をσＣとしたとき、σＣとσＮとの比（σＣ／σＮ）が１．５〜５であるのが好ましい。これにより、ｃＢＮ質焼結体１の残留応力を最適化することができて、ｃＢＮ質焼結体１の耐欠損性と耐摩耗性を高めることができる。
【００５１】
また、窒化物６にかかる圧縮の残留応力σＮが３０〜２００ＭＰａ、炭化物５にかかる圧縮の残留応力σＣが１００〜７００ＭＰａであるのが好ましく、これらの値の範囲内で、前記σＣとσＮとの比（σＣ／σＮ）が上記した所定の範囲となるようにすればよい。
【００５２】
（第５の実施形態）
次に、本発明の参考例にかかるｃＢＮ質焼結体の第５の実施形態について説明する。なお、本実施形態においては、前述した第１〜第４の実施形態の構成と同一または同等な部分には同一の符号を付して説明は省略する。
【００５３】
図３は、本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図である。図３に示すように、本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体Ａは、ｃＢＮ質焼結体１の表面に、特定の硬質膜
４０を被着形成したものである。すなわち、このｃＢＮ質焼結体Ａは、ｃＢＮ粒子２と、炭化物５および窒化物６を含有する結合相３とを具備するｃＢＮ質焼結体１の表面を、上記特定の硬質膜４０にて被覆した構成からなる。
【００５４】
ここで、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存していると、炭化物５と窒化物６の熱膨張係数や収縮率の差によって焼成終了後にｃＢＮ質焼結体１中に圧縮の残留応力が生じ、ｃＢＮ質焼結体１の強度を向上させる効果がある。本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体Ａは、ｃＢＮ質焼結体１の表面に特定の硬質膜４０を被覆するので、ｃＢＮ質焼結体１にさらに残留応力がかかり、炭化物５と窒化物６とによる圧縮の残留応力との相乗効果により、硬質膜４０とｃＢＮ質焼結体１との界面付近に大きな圧縮の残留応力を存在させることができる。その結果、硬質膜４０表面における残留応力を小さくでき、ｃＢＮ質焼結体Ａが非常に高い靭性を持つことができる。さらに、硬質膜４０が高硬度であるので、耐摩耗性がより向上する。また、硬質膜４０は、特に、高温硬度、耐酸化性、潤滑性等に優れるため、切削工具や耐摩材等が用いられる過酷な条件下で特に優れた耐摩耗性、耐欠損性を発揮する。
【００５５】
硬質膜４０は、周期律表第４、５および６族金属元素、ＡｌおよびＳｉの群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物、窒化物、硼化物、酸化物、炭窒化物およびこれらの固溶体、硬質炭素、並びに窒化硼素から選ばれる少なくとも１種からなる硬質膜を少なくとも１層被覆したものである。なお、図３には、硬質膜４０が２層の構成である場合を示している。
【００５６】
硬質膜４０の好適例としては、例えばＴｉ系化合物膜、Ａｌ２Ｏ３膜、多結晶ダイヤモンド膜、ダイヤモンドライクカーボン（ＤＬＣ）膜、立方晶窒化硼素（ｃＢＮ）膜の群から選ばれる１種からなる単層、または２種以上の複数層等が挙げられる。
【００５７】
硬質膜４０は、熱ＣＶＤ法、プラズマＣＶＤ法等の化学的気相蒸着法や、イオンプレーティング法、アークイオンプレーティング法、スパッタリング法、真空蒸着法等の物理的気相蒸着法（物理蒸着法：ＰＶＤ法）、メッキ法等による薄膜形成法にて、切刃稜を含む特定の領域、またはｃＢＮ質焼結体１の表面全体に所定の膜厚にて成膜される。具体的には、例えば、アークイオンプレーティング法にて、（Ｔｉ，Ａｌ）Ｎ硬質膜を成膜する際には、チタンアルミ（ＴｉＡｌ）合金をターゲットに用い、アーク放電により金属源を蒸発させイオン化すると同時に、窒素源の窒素（Ｎ２）ガスと反応させて成膜する。皮膜の緻密度や基体との密着力を高めるために、３０〜３００Ｖのバイアス電圧を印加しながら成膜することが望ましい。なお、成膜時のガス種、ガス圧を変化させることによって、硬質膜のＸ線回折ピークの状態を後述する所定の範囲内に制御することが可能である。
【００５８】
特に、硬質膜４０は物理蒸着法（ＰＶＤ法）によって形成されたものであるのが好ましい。これにより、ｃＢＮ質焼結体１に対する密着性を高め、かつ、ｃＢＮ質焼結体Ａの表面に存在する残留応力を最適化でき、ｃＢＮ質焼結体Ａの耐摩耗性および耐欠損性を高めることができる。
【００５９】
硬質膜４０の総膜厚は０．０１〜１５μｍ、望ましくは０．１〜１０μｍであるのが好ましい。これにより、硬質膜４０のｃＢＮ質焼結体１への密着性が高く、剥離しにくくなるので、耐摩耗性を維持しながら膜剥離を抑えることができる。より具体的には、硬質膜の材種ごとに、さらに最適な膜厚が存在する。例えば、ＤＬＣ膜またはｃＢＮ膜等の超硬質の硬質膜の場合には、単層で０．０１〜０．３μｍであるのがよい。また、後述するＴｉ系化合物からなる硬質膜の場合には、単層で０．５〜８μｍであるのがよい。なお、上記範囲の膜厚であれば、硬質膜４０の残留応力も適正なものとなる。
【００６０】
硬質膜４０に存在する圧縮の残留応力が０．１〜３０ＧＰａであるのが好ましい。これにより、硬質膜４０のｃＢＮ質焼結体１への密着性が高く、かつｃＢＮ質焼結体Ａの表面に存在する残留応力を最適化でき、ｃＢＮ質焼結体Ａの強度を高めることができる。
【００６１】
硬質膜４０を被覆した状態でのｃＢＮ質焼結体Ａの圧縮の残留応力は２００ＭＰａ以上、好ましくは３００〜１０００ＭＰａ、さらに好ましくは５００〜１０００ＭＰａであるのがよい。これにより、硬質膜４０の密着性が高まり、かつｃＢＮ質焼結体Ａの表面に存在する残留応力を最適化でき、ｃＢＮ質焼結体Ａの強度を高めることができる。
【００６２】
硬質膜４０の少なくとも１層が、下記一般式（１）で表される化合物からなるのが好ましい。これにより、硬質膜４０の硬度、靭性が高く、ｃＢＮ質焼結体１との密着性が優れたものとなる。
【００６３】
【数３】
【００６４】
（式中、Ｍは、Ｔｉを除く周期律表第４、５および６族元素、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素を示す。０＜ａ≦１、０≦ｘ≦１、０≦ｙ≦１、０≦ｚ≦１）
さらに、硬質膜４０の少なくとも１層が、下記一般式（２）で表される化合物からなるのが、より好ましい。この場合には、硬質膜４０の硬度、強度等の特性を高めることができ、ｃＢＮ質焼結体Ａがより高い靭性および硬度を持つことができる。
【００６５】
【数４】
【００６６】
（式中、Ｍは、Ｔｉを除く周期律表第４、５、６族金属元素、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素を示す。０．３≦ａ≦０．７、０≦ｘ≦０．５、０≦ｙ≦０．５、０．５≦ｚ≦１、ｘ＋ｙ＋ｚ≦１）
硬質膜４０の少なくとも１層は、Ｘ線回折分析における（１１１）結晶面を示すピークの強度Ｉ（１１１）と、（２００）結晶面を示すピークの強度Ｉ（２００）との比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］が０．７以上であるのが好ましい。これにより、硬質膜４０を構成する化合物の結晶の粒径が微細になり、硬質膜４０の硬度が高くなって、耐摩耗性が向上する。さらに、硬質膜４０の粒子が緻密になることで、硬質膜４０の粒子欠陥が減少し、硬質膜４０とｃＢＮ質焼結体１との間の密着力が高まるので、膜剥離が抑制され、耐欠損性と耐熱衝撃性が大幅に改善する。
【００６７】
なお、硬質膜４０とｃＢＮ質焼結体１との間に、硬質膜４０の密着強度を向上させるために、チタン等の金属や、周期律表第４、５および６族金属元素、Ｂ、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物，炭化物および炭窒化物よりなる中間層（図示せず）を設けても良い。
【００６８】
また、硬質膜４０を成膜する前に、ｃＢＮ質焼結体１の表面をショットピーニングやブラスト処理、電解エッチング、化学エッチング、機械研削、研磨、イオン注入等の方法で処理してもよい。これらの表面処理でも硬質膜４０の密着強度を向上させることができる。
【００６９】
次に、上記第１〜第５の実施形態にかかる本発明のｃＢＮ質焼結体である繊維状構造のｃＢＮ質焼結体の一例について、第１の実施形態を例として図面を参照して詳細に説明す
る。図４（ａ）は、本実施形態にかかる他のｃＢＮ質焼結体を示す概略断面図であり、図４（ｂ）は、その斜視図である。図４（ａ），（ｂ）に示すように、このｃＢＮ質焼結体１０は、特定のｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材８の外周面を、特定のｃＢＮ質焼結体からなる表皮材９によって被覆した単芯繊維状構造を有している。
【００７０】
具体的には、この単芯繊維状構造には、以下の２種類の形態がある。すなわち、第１のｃＢＮ質焼結体１０ａは、ｃＢＮ粒子２を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物５からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材８ａの外周面を、ｃＢＮ粒子２を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物６からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる表皮材９ａによって被覆した単芯繊維状構造からなる。
【００７１】
第２のｃＢＮ質焼結体１０ｂは、ｃＢＮ粒子２を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物６からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材８ｂの外周面を、ｃＢＮ粒子２を周期律表第４，５および６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物５からなる結合相で結合したｃＢＮ質焼結体からなる表皮材９ｂによって被覆した単芯繊維状構造からなる。
【００７２】
ｃＢＮ質焼結体が、上記のような単芯繊維状構造からなる場合でも、該ｃＢＮ質焼結体１０全体としては、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存した構成となるので、上記で説明したｃＢＮ質焼結体１と同様の効果が得られる。さらに、単芯繊維状構造を有し、かつ、芯材８および表皮材９の結合相を、一方が炭化物５で他方が窒化物６にて構成することによって、芯材８および表皮材９に求められる特性をバランスよく発揮させることができ、ｃＢＮ焼結体の全体として最適な性能を発揮することができる。その結果、ｃＢＮ質焼結体は、より効果的に耐摩耗性および耐欠損性が向上する。また、繊維方向を調整することによって、耐摩耗性または耐欠損性を優先して向上させることができる。
【００７３】
繊維状構造のｃＢＮ質焼結体は、上記した単芯繊維状構造の他、図５（ａ），（ｂ）に示すように、単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０を複数本集束した多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１１とすることもできる。これにより、更なる耐摩耗性、耐欠損性の向上を図ることができる。
【００７４】
単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０を集束する方法としては、第１のｃＢＮ質焼結体１０ａのみを集束する方法、第２のｃＢＮ質焼結体１０ｂのみを集束する方法、または第１のｃＢＮ質焼結体１０ａおよび第２のｃＢＮ質焼結体１０ｂを混合して集束する方法のいずれであってもよく、用途によって使い分けることができる。
【００７５】
また、これら繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０、１１のサイズは、例えば切削工具としての耐欠損性を高めるうえで、図４（ａ）に示す芯材８の平均直径ｄｃが１０〜２００μｍ、表皮材９の厚みｄｓが１〜２０μｍであることが望ましい。芯材８の平均直径ｄｃおよび表皮材９の厚みは、繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体１０、１１の断面における走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）写真あるいは金属顕微鏡写真の観察によって求めることができる。
【００７６】
また、多芯繊維状構造の構成としては、図５（ａ），（ｂ）に示す集束体の形態の他に、例えば図６（ａ）〜（ｄ）に示すものが挙げられる。具体的には、図６（ａ）に示す繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）をシート状に並べたｃＢＮ質焼結体１６Ａ、図６（ｂ）に示すシート状のｃＢＮ質焼結体１６Ａを同じ方向に複数枚積層したｃＢＮ質焼結体１６Ｂ、図６（ｃ）に示すシート状のｃＢＮ質焼結体１６Ａを異なる方向に複数枚積層したｃＢＮ質焼結体１６Ｃ、図６（ｄ）に示すシートの主面がｃＢＮ質焼結体１０
（または１１）の断面方向となるように配置したｃＢＮ質焼結体１６Ｄ等が挙げられる。また、繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）をランダムに配列させることも可能である。
【００７７】
なお、上記で説明した第２の実施形態では、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存しているｃＢＮ質焼結体１において、Ｘ線回折分析で窒化物６のピークおよび炭化物５のピークが共存している場合ついて説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、単芯繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体１０、１１においても、Ｘ線回折分析において、窒化物のピークと炭化物のピークとが共存したものであってもよい。
【００７８】
特に、後述する工具用ｃＢＮ質焼結体３０が、上記第２の実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体である場合には、上記した繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０、１１においても、繊維状構造の断面についてのＸ線回折分析において、窒化物６の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度をＩＮ、炭化物５の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度をＩＣとしたとき、上記ピーク強度の比（ＩＣ／ＩＮ）が０．２〜１．２、好ましくは０．３〜０．９の範囲内となるように制御することにより、切削中に耐摩耗性を低下させずにｃＢＮ粒子２が脱落するのを防止して異常摩耗を防ぐことができる。なお、第２の実施形態にかかる比率ＩＮ／ＩｃＢＮ、比率ＩＣ／ＩｃＢＮ、ピーク強度ＩＣＮとピーク強度ＩＣ、ＩＮとの比などについても、上記と同様の条件を満足するのがよい。
【００７９】
また、上記で説明した第３の実施形態では、結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存しているｃＢＮ質焼結体１において、比（ｄＮ／ｄＣ）が所定の値である場合ついて説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、単芯繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体１０、１１においても、比（ｄＮ／ｄＣ）は所定の値であることが望ましい。
【００８０】
特に、後述する工具用ｃＢＮ質焼結体３０が、上記第３の実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体である場合には、上記した繊維状構造のｃＢＮ質焼結体においても、該ｃＢＮ質焼結体全体としてみると結合相３に窒化物６と炭化物５とが共存しており、これらの窒化物６および炭化物５は、個々の炭化物５の平均粒径ｄＣと、個々の窒化物６の平均粒径ｄＮとの比ｄＮ／ｄＣが０．４〜１．２である。さらに、ｃＢＮ粒子２の平均粒径ｄｃＢＮが５μｍ以下であり、かつ炭化物５の平均粒径ｄＣが１〜３μｍ、窒化物６の平均粒径ｄＮが０．５〜２μｍであるのがよい。これにより、従来の結合相ではできなかったｃＢＮ粒子２の脱粒を防止することができる。その結果、ｃＢＮ粒子２の脱落による結合相３の摩耗、脱落の進行をも同時に抑制でき、耐摩耗性と特に耐欠損性の優れたｃＢＮ質焼結体を得ることができる。
【００８１】
さらに、上記繊維状構造のｃＢＮ焼結体１０、１１においても、ｃＢＮ粒子２に圧縮の残留応力σｃＢＮが３００ＭＰａ以上残留していることが望ましい。これにより、ｃＢＮ粒子２の脱粒を抑制できる。なお、繊維状構造としたｃＢＮ焼結体１０、１１の場合、上述した通常の均一なセラミック構造に比べて、ｃＢＮ粒子２の残留応力σｃＢＮおよび結合相３の残留応力σｂともに上昇する傾向にある。
【００８２】
さらに、上記で説明した第５の実施形態では、硬質膜４０が結合相３に炭化物５と窒化物６とが共存しているｃＢＮ質焼結体１の表面に被覆している場合について説明したが、本発明にかかる硬質膜はこれに限定されるものではなく、単芯繊維状構造または多芯繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体１０、１１における表皮材９の表面にも硬質膜４０が被覆していた構造であってもよい。
【００８３】
次に、本実施形態にかかる他のｃＢＮ質焼結体である繊維状構造のｃＢＮ質焼結体を製造する方法の一例ついて、図面を参照して詳細に説明する。図７（ａ），（ｂ）は、単芯
繊維状構造のｃＢＮ質焼結体にかかる複合成形体を製造する方法を示す概略説明図である。
【００８４】
まず、上記で説明したｃＢＮ質焼結体の製造方法のうち、結合相成分として炭化物または窒化物のいずれか一方のみを添加する以外は、上記と同様の工程で粉砕混合し、芯材用原料粉末を作製する。ついで、該芯材用原料粉末に有機バインダを添加して混錬し、プレス成形、押出成形または鋳込成形等の成形方法により円柱形状に成形して、図７（ａ）に示す芯材用成形体１７を作製する。
【００８５】
前記有機バインダとしては、例えばパラフィンワックス、ポリスチレン、ポリエチレン、エチレン−エチルアクリレ−ト、エチレン−ビニルアセテート、ポリブチルメタクリレート、ポリエチレングリコール、ジブチルフタレート等が挙げられる。
【００８６】
ついで、結合相成分として芯材用原料粉末に用いた炭化物または窒化物のいずれか一方とは逆の窒化物または炭化物を添加する以外は、上記と同様の工程で表皮材用原料粉末を作製する。ついで、該表皮材用原料粉末に前記バインダ等を添加して混錬し、前記成形方法により、図７（ａ）に示す半割円筒形状の２本の表皮材用成形体１８を作製する。ついで、芯材用成形体１７の外周を覆うように表皮材用成形体１８を配置し、複合成形体１９を作製する。
【００８７】
次に、図７（ｂ）に示すように、複合成形体１９を共押出成形する。すなわち、芯材用成形体１７および表皮材用成形体１８を同時に押出成形する。これにより、芯材用成形体１７の外周に表皮材用成形体１８が被覆されると共に、細い径に伸延された単芯繊維状構造の複合成形体２０を作製する。
【００８８】
また、多芯繊維状（マルチフィラメント）構造の成形体２１を作製するには、図８に示すように、上記共押出しした繊維状の単芯繊維状構造の複合成形体２０を複数本収束し、再度共押出し成形すればよい。この方法によれば、成形体２０中の複合構造体同士の密着性をより強固にすることができる。
【００８９】
なお、上記共押出成形においては、口金を変えること等により、上記伸延された繊維状の成形体の断面形状を、円形、三角形、四角形または六角形等の所望の形状に成形することも可能である。
【００９０】
また、図６に示したような複合構造体をシート状に集束した複合構造体を形成する場合には、前述のようにして作製した複合成形体２０を並べてシート状成形体２２を形成する。そして、所望により、シート状成形体２２中の複合成形体２０同士が平行、直交または４５°等の所定の角度をなすように積層させた積層体とすることもできる。その場合、複合成形体２０間に所望により上記バインダなどの接着剤を介在させ、さらに、このシート状成形体２２に冷間静水圧プレス（ＣＩＰ）などによって圧力を印加するものであってもよい。また、必要に応じて、図９に示すように、一対のロール２３を用いてシート状成形体２２をロール圧延成形することも可能である。さらに、シート状成形体２２を作製する場合には、複合構造体を整列させる（図６に示すｃＢＮ質焼結体１６Ａ〜Ｄ）際に、公知のラピッドプロトタイピング法などの成形法を用いることも可能である。なお、複合成形体２０に代えて、成形体２１を用いてもよい。
【００９１】
次に、上記のようにして作製された各成形体２０〜２２を２Ｐａ以下の真空雰囲気中、６００〜１０００℃の温度に１〜７２時間保持し、脱脂熱処理を行う。ついで、これを別途用意した超硬合金製裏打ち支持体と共に、超高圧焼結装置に装入し、上述した焼成条件にて焼成することによって、繊維状構造からなるｃＢＮ質焼結体が得られる。
【００９２】
なお、焼成する際には、脱脂した成形体を別途用意した超硬合金製裏打ち支持体と共に超高圧焼結装置に装入し、焼成によって超硬合金製裏打ち支持体と接着一体化した焼結体とすることもできる。さらに、焼成した焼結体の表面をダイヤモンド砥石、電解研磨、ブラシ等の加工方法にて所定の厚みに研削または研磨する。
【００９３】
ｃＢＮ質焼結体を切削工具として使用する場合には、所望によって、焼結体のエッジの部分に弾性砥石やブラシ等にて、Ｃ面加工やＲ面加工等を施して、強度が高く、切れ味の鋭い切刃を作製してもよい。
【００９４】
＜切削工具＞
次に、上記で説明した各実施形態におけるｃＢＮ質焼結体を備えた、本発明にかかる切削工具について、図面を参照して詳細に説明する。図１０は、本発明にかかる切削工具の一実施形態を示す斜視図である。図１０に示すように、切削工具である工具チップ１２は、チップ本体１３のコーナー部に設けられたチップ取付座に、所定の形状に切り出した工具用ｃＢＮ質焼結体３０が裏打ち板１５を介してロウ付けされた構造を有している。工具用ｃＢＮ質焼結体３０は、上面と側面の交差稜線に切刃１４が形成されている。
【００９５】
図１１は、上述した繊維状のｃＢＮ質焼結体を用いた工具チップ１２におけるコーナー部の構成を示す概略断面図である。このうち、図１１（ａ）は、その一例を示す概略断面図であり、図１１（ｂ）は、他の例を示す概略断面図である。図１１（ａ）に示す工具チップ１２では、工具用ｃＢＮ質焼結体３０がシート状のｃＢＮ質焼結体１６Ｃで構成されており、すくい面３１に対して繊維方向が平行となる（逃げ面３２に繊維断面が露出する）ように繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）が配置されている。
【００９６】
図１１（ｂ）に示す工具チップ１２では、工具用ｃＢＮ質焼結体３０がｃＢＮ質焼結体１６Ｄで構成されており、逃げ面３２に対して繊維方向が平行となる（すくい面３１に繊維断面が露出する）ように繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）が配置されている。
【００９７】
上記形態以外にも、例えば繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）の繊維方向がすくい面３１に対して所定の角度に設定された形態（図示せず）、ｃＢＮ質焼結体１０（または１１）の繊維方向がランダムに配置された形態（図示せず）等であってもよい。これらの形態の中でも、特に、耐欠損性を向上させる点では、図１１（ｂ）に示す構成であるのが望ましい。なお、工具チップ１２に使用されるｃＢＮ質焼結体は、上記繊維状構造のｃＢＮ質焼結体１０（または１１）以外に、上述した単純なｃＢＮ質焼結体１も好適に使用可能である。
【００９８】
上記ｃＢＮ質焼結体は、耐摩耗性、耐欠損性に優れた効果を発揮するものであり、例えば掘削工具の切刃部、金型や摺動部材等の耐摩材等の耐摩耗性および耐欠損性が要求される構造材に好適に使用することが可能である。切削工具の前記すくい面と前記逃げ面との交差稜線部に形成された切刃を切削物、特に、鉄やアルミニウム等の金属や耐熱合金等に当てて切削加工を行う切削物の製造方法についての用途では、優れた性能を発揮し、工具寿命の長い切削工具として使用することができる。中でも、特に高硬度焼き入れ鋼などの難削材加工において、優れた切削性能を発揮する。
【００９９】
なお、切削工具として用いる場合には、該切削工具の構成が、前述したような、工具本体と、該工具本体の取付座にろう付けされた切刃チップとからなり、該切刃チップが本実施形態にかかるｃＢＮ質焼結体からなるのが好ましい。この場合には、切刃チップのロウ付け時にｃＢＮ質焼結体に残留した残留応力が一部開放される傾向にあるが、ロウ付けさ
れた切削工具であっても、切刃チップのｃＢＮ質焼結体の残留応力が適正範囲に制御されて、高い耐欠損性、耐摩耗性が得られる。
【０１００】
以下、実施例を挙げて本発明をさらに詳細に説明するが、本発明は以下の実施例のみに限定されるものではない。
【０１０１】
［参考例Ｉ］
平均粒径２μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＨｆＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＮｂＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表１に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合した。
【０１０２】
次に、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。この成形体を超高圧、高温装置を用いて、表１に示す焼成条件、すなわち、表１に示す昇温速度で昇温し、圧力５．０ＧＰａで、表１に示す焼成温度および時間で保持した後、表１に示す降温速度で降温することにより焼成して各ｃＢＮ質焼結体を得た（表１中の試料Ｎｏ．Ｉ−１〜１０）。
【０１０３】
（含有率）
上記で得られた各ｃＢＮ質焼結体を研削後、鏡面加工し、金属顕微鏡で組織を観察した。その結果、黒色を示すｃＢＮ粒子と、茶褐色を示す窒化物および白色を示す炭化物を明確に区別することが可能であり、ＥＰＭＡ（電子プローブ微小分析）のＷＤＳ（波長分散型Ｘ線マイクロアナライザー）を用いて構成成分を確認することによって中間相および炭窒化物の区別も可能であった。さらに、画像解析法により、各化合物それぞれ２０個以上について面積を測定し、その平均値をｃＢＮ粒子、炭化物、窒化物、中間相および炭窒化物の含有率としてそれぞれ測定した。その結果を表１に示す。なお、炭窒化物については、Ｘ線回折ピークにて、その存在の有無を確認し、ピークが確認された場合には、標準試料（ｃＢＮ粉末と炭窒化物粉末との混合粉末の成形体）に基づいて含有比率を算出した。
【０１０４】
【表１】
【０１０５】
さらに、各ｃＢＮ質焼結体を、ワイヤ放電加工などを用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にろう付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製し、下記に示す条件で、連続切削試験と断続切削試験とを行った。これらの結果を表２に示す。
【０１０６】
（連続切削試験）
切削方法：旋削
被削材 ：ＳＣＭ４１５Ｈ浸炭焼き入れ鋼（ＨＲＣ５８〜６２）、φ７０ｍｍの円柱形状切削速度：２００ｍ／分
切り込み：０．２ｍｍ
送り ：０．１ｍｍ／ｒｅｖ
切削時間：２０分
測定項目：先端摩耗幅
（断続切削試験）
切削方法：旋削
被削材 ：ＳＣＭ４１５Ｈ浸炭焼き入れ鋼（ＨＲＣ５８〜６２）、八穴蓮根型材切削速度：１５０ｍ／分
切り込み：０．２ｍｍ
送り ：０．２ｍｍ／ｒｅｖ
測定項目：欠損に至るまでの衝撃回数（上限４００００回）
【０１０７】
【表２】
【０１０８】
表１、２に示される結果から、炭化物（ＴｉＣ）のみが焼結体中に存在していた試料Ｎｏ．Ｉ−５，８，９では、ｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため、耐欠損性が不十分であった。一方、窒化物（ＴｉＮ）のみが焼結体中に存在していた試料Ｎｏ．Ｉ−６では、耐摩耗性が十分ではなく、工具寿命が短い結果を示した。また、結合相が炭窒化物（ＴｉＣＮ）のみで構成される試料Ｎｏ．Ｉ−７，１０では、耐摩耗性および耐欠損性が十分ではなかった。
【０１０９】
これに対して、ｃＢＮ質焼結体（試料Ｎｏ．Ｉ−１〜４）にかかる切削工具では、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下であり、十分な耐摩耗性を有しているのがわかる。また、断続加工においては、欠損に至までの衝撃回数が３００００回以上、特に、試料Ｎｏ．Ｉ−１，４は、４００００回の衝撃後においても、チッピングや欠損が発生しておらず、優れた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
【実施例１】
【０１１０】
（実施例ＩＩ）
ｃＢＮ：４５体積％、ＴｉＮ：４２体積％、Ａｌ：１５体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて芯材用成形体を作製した。次に、ｃＢＮ
：５５体積％、ＴｉＣ：３５体積％、Ａｌ：１０体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて表皮材用成形体を作製した。
【０１１１】
上記で得られた芯材用成形体と表皮材用成形体とを、図７に示すようにして押し出し成形し、複合成形体を作製した。そして、この複合成形体を束ねて、図８に示す要領で多芯構造の複合成形体を作製した。さらに、この多芯構造の複合成形体をシート状に並べ、そのシートを積層してプレスし、超高圧、高温装置を用いて、５０℃／分で昇温し、圧力５．０ＧＰａ、温度１４００℃で１５分保持した後、５０℃／分で降温することにより焼成し、ｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１１２】
上記で得られたｃＢＮ複合焼結体を研削後、鏡面加工し、金属顕微鏡で組織を観察した。その結果、黒色を示すｃＢＮ粒子と、茶褐色を示す窒化物（ＴｉＮ）および白色を示す炭化物（ＴｉＣ）を明確に区別することが可能であり、炭窒化物（ＴｉＣＮ）の区別も可能であった。そして、画像解析法により、それぞれの面積％を算出した結果、ｃＢＮ：５０％、ＴｉＣ：１０％、ＴｉＮ：２５％、ＴｉＣＮ：２％であった。
【０１１３】
さらに、この焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製し、上記参考例Ｉと同様の切削試験を行った。切削試験の結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１５ｍｍと小さく、断続試験では、４００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
【０１１４】
［参考例ＩＩＩ］
平均粒径２μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＨｆＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＴａＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表３に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合し、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。
【０１１５】
次に、この成形体を超高圧、高温装置を用いて、表１に示す焼成条件に代えて、表３に示す焼成条件で焼成した以外は、上記参考例Ｉと同様にして焼成し、各ｃＢＮ質焼結体を得た（表３中の試料Ｎｏ．ＩＩＩ−１〜１０）。
【０１１６】
【表３】
【０１１７】
（Ｘ線回折ピーク強度）
そして、各ｃＢＮ質焼結体をＣｕ−Ｋα線源を用い、２θ＝３０〜５０°についてＸ線回折分析（ＸＲＤ）にて分析し（Ｋα２除去を実施）、得られた回折強度チャートから炭化物および窒化物ピークを確認し、炭化物と窒化物ピーク強度比を計算した。
結果は、表４に示した。
【０１１８】
（切削試験）
さらに、各ｃＢＮ質焼結体を用いて、上記参考例Ｉと同様にして、ＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状のスローアウェイ型切削工具を作製した。ついで、断続切削試験における測定項目において、欠損に至るまでの衝撃回数を、上限４００００回に代えて、６００００回にした以外は、上記参考例Ｉと同様にして、連続切削試験と断続切削試験とを行った。これらの結果を表４に示す。
【０１１９】
【表４】
【０１２０】
表３、４に示される結果から、炭化物ピークのみが確認された試料Ｎｏ．ＩＩＩ−５では、ｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため耐欠損性が不十分であった。一方、窒化物ピークのみが確認された試料Ｎｏ．ＩＩＩ−６は、耐摩耗性が十分ではなく、工具寿命が短かった。また、結合相としてＴｉＣＮ粉末を原料として用いた試料Ｎｏ．ＩＩＩ−７、
および焼成条件によって結合相がＴｉＣＮ相となった試料Ｎｏ．ＩＩＩ−８は、耐摩耗性、耐欠損性共に十分ではなかった。さらに、結合相としてＴｉＣＮ相とＴｉＣ相からなる試料Ｎｏ．ＩＩＩ−９、および結合相としてＴｉＣＮ相とＴｉＮ相からなる試料Ｎｏ．ＩＩＩ−１０でも耐摩耗性、耐欠損性が十分ではなかった。
【０１２１】
これに対して、ＴｉＣ相のＸＲＤピークとＴｉＮ相のＸＲＤピークとが共存した焼結体からなる切削チップである試料Ｎｏ．ＩＩＩ−１〜４は、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下と十分な耐摩耗性を有しているのがわかる。特に、断続加工においては、欠損に至るまでの衝撃回数が３００００回以上と、優れた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
［参考例ＩＶ］
上記参考例ＩＩと同様にして、芯材用成形体を作製した。次に、ＴｉＣを３５体積％に代えて、３０体積％にした以外は、上記参考例ＩＩと同様にして、表皮材用成形体を作製した。ついで、この芯材用成形体と表皮材用成形体とを用い、上記参考例ＩＩと同様にして、多芯構造の複合成形体を作成し、焼成してｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１２２】
このｃＢＮ複合焼結体の断面部においてＸ線回折分析（ＸＲＤ）を行い、得られた回折強度チャートから表皮材の炭化物および芯材の窒化物ピークをそれぞれ確認した。また、炭化物ピークＩＣと窒化物ピークＩＮの比ＩＣ／ＩＮは０．４２であった。別途顕微鏡観察および組成分析を行ったところ、芯材にＴｉＮが、表皮材にＴｉＣが存在していることを確認した。
【０１２３】
さらに、この焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製し、上記参考例Ｉと同様の切削試験を行った。切削試験の結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１５ｍｍと小さく、断続試験では、６００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
［参考例Ｖ］
平均粒径２．５μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１．５μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＮｂＣ原料粉末、平均粒径１．１μｍのＴａＣ原料粉末、平均粒径０．９μｍのＮｂＮ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表５に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合した。
【０１２４】
次に、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。この成形体を超高圧、高温装置を用いて、表１に示す焼成条件に代えて、表５に示す焼成条件で焼成した以外は、上記参考例Ｉと同様にして焼成し、各ｃＢＮ質焼結体を得た（表５中の試料Ｎｏ．Ｖ−１〜１０）。
【０１２５】
【表５】
【０１２６】
（Ｘ線回折ピーク強度）
そして、上記参考例ＩＩＩと同様にして、Ｘ線回折分析（ＸＲＤ）チャートから、炭化物ピーク、窒化物ピークおよびその他のピークを確認した。また、表６に示すピーク強度比を計算した。
【０１２７】
（平均粒径）
また、金属顕微鏡を用いた組織観察をカラーで行い、結合相中の窒化物と炭化物との存在状態を確認し、ルーゼックス画像解析装置により、平均粒径ｄＮ、ｄＣ、ｄｃＢＮを測定した。なお、ｄＮ、ｄＣ、ｄｃＢＮの測定に際しては、組織写真にて観察される各相の個数はそれぞれ５０個以上とした。
【０１２８】
また、一視野にて各相の個数が５０個に満たない場合は、別の視野にて観察されるそれぞれの相についての観察を加えた値で評価した。さらに、上記各相について、５０個以上のカウントを一回の測定として、任意３箇所以上について測定を行ない、その平均値をそれぞれｄＮ、ｄＣ、ｄｃＢＮとした。これらの測定結果を表６に併せて示す。
【０１２９】
（切削試験）
さらに、各ｃＢＮ質焼結体を用いて、上記参考例Ｉと同様にして、ＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製した。ついで、断続切削試験における測定項目において、欠損に至るまでの衝撃回数を、上限４００００回に代えて、６００００回にした以外は、上記参考例Ｉと同様にして、連続切削試験と断続切削試験とを行った。これらの結果を表６に示す。
【０１３０】
【表６】
【０１３１】
表５、６に示される結果から、結合相として炭化物と窒化物が共存しない試料Ｎｏ．Ｖ
−５〜１０では、いずれもｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため、耐欠損性が不十分であり工具寿命が短かった。
【０１３２】
これに対して、結合相として炭化物と窒化物の両方が存在し、かつ個々の炭化物の平均粒径ｄＣと、個々の窒化物の平均粒径ｄＮとの比ｄＮ／ｄＣが０．４〜１．２である試料Ｎｏ．Ｖ−１〜４は、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下と十分な耐摩耗性を有しており、特に断続加工においては、欠損に至るまでの衝撃回数３００００回以上と、優れた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
【実施例２】
【０１３３】
（実施例ＶＩ）
ｃＢＮ：４７体積％、ＴｉＮ：３９体積％、Ａｌ：１４体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて芯材用成形体を作製した。次に、ｃＢＮ：６０体積％、ＴｉＣ：３０体積％、Ａｌ：１０体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて表皮材用成形体を作製した。
【０１３４】
ついで、この芯材用成形体と表皮材用成形体とを用い、上記参考例ＩＩと同様にして、多芯構造の複合成形体を作成し、焼成してｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１３５】
このｃＢＮ質焼結体の顕微鏡観察から窒化物（ＴｉＮ）と炭化物（ＴｉＣ）の存在状態を観察し画像解析したところ、炭化物の平均粒径ｄＣ＝１．２μｍ、窒化物の平均粒径ｄＮ＝０．７μｍ、比ｄＮ／ｄＣ＝０．６であった。また、ｃＢＮ焼結体の芯材および表皮材についてＸ線回折分析（ＸＲＤ）を行い、得られたＸ線回折チャートから炭化物および窒化物ピークを確認でき、炭化物ピークＩＣと窒化物ピークＩＮの比ＩＣ／ＩＮは０．４２であった。
【０１３６】
さらに、この焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製し、上記参考例Ｉと同様の切削試験を行った。切削試験の結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１６ｍｍと小さく、断続試験では、６００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
【０１３７】
［参考例ＶＩＩ］
平均粒径２μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴａＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍのＺｒＣ原料粉末、平均粒径１．１μｍのＺｒＮ原料粉末、平均粒径０．９μｍのＷＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表７に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合した。
【０１３８】
次に、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。この成形体を超高圧、高温装置を用いて、表１に示す焼成条件に代えて、表７に示す焼成条件で焼成した以外は、上記参考例Ｉと同様にして焼成し、各ｃＢＮ質焼結体を得た（表７中の試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１〜１２）。
【０１３９】
そして、各ｃＢＮ質焼結体を用いて、上記参考例Ｉと同様にして、ＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製した。なお、試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１１については、ワイヤ加工にて切り出した焼結体をロウ付けせず、単体に
て工具チップとした。また、試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１２については、得られた焼結体の表面にイオンプレーティング法にて成膜温度５００℃、バイアス電圧３０ＶでＴｉＡｌＮ層を１μｍ厚みで成膜した。
【０１４０】
【表７】
【０１４１】
（Ｘ線回折ピーク強度）
そして、参考例ＩＩＩと同様にしてＸ線回折分析（ＸＲＤ）にて、炭化物ピーク、窒化物ピークおよびその他のピークを確認した。また、表８に示すピーク強度比を計算した。
【０１４２】
（残留応力）
また、ｃＢＮについてはＦｅ−Ｋα線を用いて、結合相のＴｉＣとＴｉＮについてはＣｕ−Ｋα線を用いて、２θ≧１００°に観測されるピーク、例えばｃＢＮの（３１１）面に帰属されるピーク、および結合相の（４２２）面に帰属されるピークを用いてＸ線残留応力測定法（２θ−ｓｉｎ２φ法）によりｃＢＮ粒子および結合相にかかる残留応力を算出した。なお、この計算には、例えばｃＢＮ粒子については弾性定数Ｅ＝７１２ＧＰａ、ポアソン比＝０．２１５、ＴｉＮについては弾性定数Ｅ＝２５０ＧＰａ、ポアソン比＝０．１９、ＴｉＣについては弾性定数Ｅ＝４００ＧＰａ、ポアソン比＝０．１９を用いた。
【０１４３】
なお、試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１１については、ワイヤ加工にて切り出した焼結体について残留応力を測定した。試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１２については、成膜したＴｉＡｌＮ層を電解研磨によって除去した状態で残留応力を算出した。
【０１４４】
（切削試験）
さらに、各ｃＢＮ質焼結体を用いて、断続切削試験における測定項目において、欠損に至るまでの衝撃回数を、上限４００００回に代えて、６００００回にした以外は、上記参考例Ｉと同様にして、連続切削試験と断続切削試験とを行った。これらの結果を表８に示す。
【０１４５】
【表８】
【０１４６】
表７、８に示される結果から、ｃＢＮ粒子の残留応力が圧縮の残留応力で３００ＭＰａ以上でない試料Ｎｏ．ＶＩＩ−５〜１０では、いずれもｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため耐欠損性が不十分であり工具寿命が短かった。
【０１４７】
これに対して、ｃＢＮ粒子の残留応力が圧縮の残留応力で３００ＭＰａ以上の試料Ｎｏ．ＶＩＩ−１〜４、１１、１２は、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下と十分な耐摩耗性を有しており、特に断続加工においては欠損に至るまでの衝撃回数３００００回以上と優れた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
【実施例３】
【０１４８】
［実施例ＶＩＩＩ］
ｃＢＮ：５０体積％、ＴｉＮ：３７体積％、Ａｌ：１３体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて芯材用成形体を作製した。次に、ｃＢＮ：６０体積％、ＴｉＣ：３０体積％、Ａｌ：１０体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて表皮材用成形体を作製した。
【０１４９】
ついで、この芯材用成形体と表皮材用成形体とを用い、上記参考例ＩＩと同様にして、多芯構造の複合成形体を作成し、焼成してｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１５０】
このｃＢＮ複合焼結体の芯材および表皮材についてＸ線回折分析（ＸＲＤ）を行い、得られた回折強度チャートから参考例ＶＩＩと同様にして残留応力を測定したところ、σｃＢＮ＝７１７ＭＰａ、σｂ＝２８１ＭＰａであった。また、炭化物および窒化物ピークを確認でき、炭化物ピークＩＣと窒化物ピークＩＮの比ＩＣ／ＩＮは０．４２であった。
【０１５１】
さらに、この焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けすることによりＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状をもったスローアウェイ型切削工具を作製した。
【０１５２】
得られた切削工具の切刃チップについて残留応力を測定したところ、σｃＢＮ＝５３５ＭＰａ、σＴｉＣ＝１２０ＭＰａ、σＴｉＮ＝２２０ＭＰａであった。そして、この切削工具を用いて参考例Ｉと同様の切削試験を行った。切削試験の結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１６ｍｍと小さく、断続試験では、６００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
【０１５３】
［参考例ＩＸ］
平均粒径１．５μｍのｃＢＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣ原料粉末、平均粒径１
μｍのＴｉＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＴｉＣＮ原料粉末、平均粒径１μｍのＨｆＣ原料粉末、平均粒径１μｍのＮｂＣ原料粉末、平均粒径１．２μｍの金属Ａｌ原料粉末、平均粒径０．８μｍの金属Ｃｏ原料粉末を用いて、表９に示す組成となるように調合し、この粉体を、アルミナ製ボールを用いたボールミルで１６時間混合した。
【０１５４】
次に、混合した粉体を圧力９８ＭＰａで加圧成形した。この成形体を超高圧、高温装置を用いて、圧力５．０ＧＰａ、温度１４００℃で１５分保持することにより焼成し、各ｃＢＮ質焼結体を得た（表９中の試料Ｎｏ．ＩＸ−１〜９）。
【０１５５】
【表９】
【０１５６】
そして、各ｃＢＮ質焼結体に対してワイヤ放電加工などを用いてＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にろう付けした。ついで、ろう付けした各ｃＢＮ質焼結体の表面に、表１１に示す組成および成膜方法で硬質膜を被覆し、硬質膜が被覆したｃＢＮ質焼結体（表面被覆ｃＢＮ質焼結体）からなるスローアウェイ型切削工具を作製した。なお、イオンプレーティング法にて成膜した硬質膜の成膜条件は、温度５００℃、バイアス電圧１５０Ｖとした。
【０１５７】
上記で得られた各切削工具について、含有率、ピーク強度、膜厚、比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］、圧縮残留応力、連続切削試験および断続切削試験の評価を行った。各評価方法を以下に示すと共に、その結果を、含有率およびピーク強度については表１０に、膜厚、比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］、圧縮残留応力、連続切削試験および断続切削試験については表１１にそれぞれ示した。
【０１５８】
（含有率）
得られた各切削工具に対して、参考例Ｉと同様にして、金属顕微鏡で組織観察を行い、各化合物の含有率を算出した。
【０１５９】
なお、炭窒化物についてはＸ線回折ピークにて存在の有無を確認し、ピークが確認された場合には、ピーク分離に基づいて炭化物ピーク、窒化物ピーク、および炭窒化物ピークをそれぞれ定量化して炭窒化物ピークのピーク強度比を含有比率として算出した。
【０１６０】
（ピーク強度）
参考例ＩＩＩと同様に、Ｘ線回折測定を行ない、その回折チャートから、ＩｃＢＮを１００としたときの各ピークのピーク強度比ＩｃＢＮ（＝１００）、ＩＣ、ＩＮ、ＩＩＬ、
ＩＣＮを算出した。
（硬質膜の膜厚）
硬質膜の膜厚は、表面被覆ｃＢＮ質焼結体の破断面を走査型電子顕微鏡で観察して測定した。
（硬質膜のＸ線回折ピークにおける比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］） Ｘ線回折分析にて硬質膜の（１１１）結晶面に帰属するピークの強度Ｉ（１１１）と、（２００）結晶面に帰属するピーク強度Ｉ（２００）を測定し、その比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］の値を計算した。
（ｃＢＮ質焼結体の圧縮残留応力）
参考例ＶＩＩと同様にしてｃＢＮ粒子および硬質膜にかかる残留応力を算出した。
なお、硬質膜が多層膜からなる場合の残留応力は、最も厚く成膜した硬質膜の残留応力を用いて測定した。
【０１６１】
（切削試験）
断続切削試験における測定項目において、欠損に至るまでの衝撃回数を、上限４００００回に代えて、６００００回にした以外は、上記参考例Ｉと同様にして、連続切削試験と断続切削試験とを行った。
【０１６２】
【表１０】
【０１６３】
【表１１】
【０１６４】
表９〜１１に示すように、炭化物（ＴｉＣ）のみが焼結体中に存在していた試料Ｎｏ．ＩＸ−６、９では、ｃＢＮ粒子の結合が十分ではなかったため、耐欠損性が不十分であった。一方、窒化物（ＴｉＮ）のみが焼結体中に存在していた試料Ｎｏ．ＩＸ−７は、耐摩耗性が十分ではなく、工具寿命が短かった。また、結合相として炭窒化物（ＴｉＣＮ）を用いた試料Ｎｏ．ＩＸ−８は耐摩耗性，耐欠損性共に十分ではなかった。硬質膜を設けなかった試料Ｎｏ．ＩＸ−９は、耐摩耗性、耐欠損性共に不十分であった。
【０１６５】
これに対し、本発明の範囲内である試料Ｎｏ．ＩＸ−１〜５は、いずれも難削材である浸炭焼き入れ鋼の連続加工において、摩耗幅が０．２０ｍｍ以下と十分な耐摩耗性を有していた。断続加工においては、欠損に至るまでの衝撃回数が３５０００回以上であった。特に、試料Ｎｏ．ＩＸ−１は、５００００回の衝撃後においてもチッピングの発生や欠損を生じず、すぐれた耐欠損性を示し、安定した切削性能を長期に亘って発揮した。
【実施例４】
【０１６６】
（実施例Ｘ）
ｃＢＮ：５０体積％、ＴｉＮ：３５体積％、Ａｌ：１５体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて芯材用成形体を作製した。次に、ｃＢＮ：６５体積％、ＴｉＣ：２５体積％、Ａｌ：１０体積％の割合でそれぞれの粉末を混合し、有機バインダを添加して押出成形にて表皮材用成形体を作製した。
【０１６７】
ついで、この芯材用成形体と表皮材用成形体とを用い、上記参考例ＩＩと同様にして、多芯構造の複合成形体を作成し、焼成してｃＢＮ複合焼結体を作製した。
【０１６８】
このｃＢＮ複合焼結体に対してワイヤ放電加工を用いて所定の寸法（ＪＩＳ・ＣＮＧＡ１２０４０８に規定する形状）に切り出し、超硬合金基体の切刃先端部に形成した切り込み段部にロウ付けした。その後、上記ロウ付けしたｃＢＮ複合焼結体の表面に、アークイオンプレーティング法にて、（Ｔｉ０．５，Ａｌ０．５）Ｎ膜を２．０μｍの膜厚で成膜し、表面被覆ｃＢＮ質焼結体からなる切削工具（試料Ｎｏ．Ｘ−１）を作製した。
【０１６９】
得られた切削工具について、金属顕微鏡で組織を観察した。その結果、黒色を示すｃＢ
Ｎ粒子と、茶褐色を示すＴｉＣおよび白色を示すＴｉＮが明確に区別可能であり、画像解析法によりそれぞれについて、３０個以ずつの面積を測定して平均値を求め、この平均値同士を比較して面積比率を算出した。その結果、ｃＢＮ：５０％、ＴｉＣ：１０％、ＴｉＮ：２５％、ＴｉＣＮ：２％であった。
【０１７０】
また、上記切削工具の硬質膜をＸ線回折分析（ＸＲＤ）にて（１１１）結晶面に帰属するピークの強度Ｉ（１１１）と、（２００）結晶面に帰属するピーク強度Ｉ（２００）とを、参考例ＩＸと同様にして測定したところ、その比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］は１．８であった。
【０１７１】
さらに、参考例ＩＸと同様の切削試験を行った結果、切削時間２０分時の摩耗幅が０．１５ｍｍと小さく、断続試験では、６００００回の衝撃を与えた状態でも欠損は見られず、非常に優れた切削性能を示した。
【０１７２】
［参考例ＸＩ］
参考例ＩＸと同様の方法で、表９の試料Ｎｏ．ＩＸ−１と同じｃＢＮ質焼結体を作製した。ついで、このｃＢＮ質焼結体を放電加工によって所定の形状に切り出し、フライス切削用の超硬合金製スローアウェイチップの刃先先端部に形成した切り込み段部にロウ付けした後、プラズマＣＶＤ法で膜厚０．２μｍのダイヤモンドライクカーボン膜を成膜する以外は、参考例ＩＸと同様にして切削工具を作製した（試料Ｎｏ．ＸＩ−１）。
【０１７３】
また、表９の試料Ｎｏ．ＩＸ−８と同じｃＢＮ質焼結体を作製した。ついで、このｃＢＮ質焼結体を放電加工によって所定の形状に切り出し、フライス切削用の超硬合金製スローアウェイチップの刃先先端部に形成した切り込み段部にロウ付けした後、プラズマＣＶＤ法で膜厚０．２μｍのダイヤモンドライクカーボン膜を成膜する以外は、参考例ＩＸと同様にして切削工具を作製した（試料Ｎｏ．ＸＩ−２）。
【０１７４】
上記で得られた各切削工具について、下記条件で切削性能を試験した。
切削方法：フライス
被削材 ：Ｔｉ−１６Ａｌ−４Ｖ合金
切削速度：５００ｍ／分
切り込み：１．０ｍｍ
送り ：０．３ｍｍ／刃
測定項目：切削長１ｍに達した時の刃先の状態を走査型電子顕微鏡で確認
切削試験の結果、試料Ｎｏ．ＸＩ−２の刃先は、チッピングや膜剥離が発生して損傷していたのに対し、試料Ｎｏ．ＸＩ−１の刃先は、チッピングや膜剥離がなく、良好な状態であった。
【符号の説明】
【０１７５】
１ ｃＢＮ質焼結体
２ ｃＢＮ粒子
３ 結合相
４ 中間相
５ 炭化物
６ 窒化物
７ 炭窒化物
８ ｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材
８ａ ｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材（結合相が炭化物）
８ｂ ｃＢＮ質焼結体からなる繊維状の芯材（結合相が窒化物）
９ ｃＢＮ質焼結体からなる表皮材
９ａ ｃＢＮ質焼結体からなる表皮材（結合相が窒化物）
９ｂ ｃＢＮ質焼結体からなる表皮材（結合相が炭化物）
１０ 単芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体
１０ａ 第１のｃＢＮ質焼結体
１０ｂ 第２のｃＢＮ質焼結体
１１ 多芯繊維状構造のｃＢＮ質焼結体
１２ 工具チップ
１３ チップ本体
１４ 切刃部
１５ 裏打ち板
１６ シート状構造体
１６Ａ ｃＢＮ複合焼結体をシート状に並べたもの
１６Ｂ １６Ａの繊維方向を平行にして重ねたもの
１６Ｃ １６Ａの繊維方向を垂直にして重ねたもの
１６Ｄ １６Ａの繊維断面方向がシートの主面となるように配置したもの
１７ 芯材用成形体
１８ 表皮材用成形体
１９ 複合成形体
２０ 単芯繊維状構造の複合成形体
２１ 多芯繊維状構造の複合成形体
２２ シート状複合成形体
２３ ロール
３０ 工具用ｃＢＮ質焼結体
３１ すくい面
３２ 逃げ面
４０ 硬質膜
ＩｃＢＮ Ｘ線回折分析でのｃＢＮ粒子の最強回折ピーク
ＩＮ Ｘ線回折分析での（２００）面に帰属される窒化物の回折ピーク
ＩＣ Ｘ線回折分析での（２００）面に帰属される炭化物の回折ピーク
ｄｃ 芯材の直径
ｄｓ 表皮材の厚み
【特許請求の範囲】
【請求項１】
立方晶窒化硼素粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物からなる結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体からなる繊維状の芯材の外周面を、立方晶窒化硼素粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物からなる結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体からなる表皮材によって被覆した単芯繊維状構造からなる立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２】
立方晶窒化硼素粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物からなる結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体からなる繊維状の芯材の外周面を、立方晶窒化硼素粒子を周期律表第４，５および６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物からなる結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体からなる表皮材によって被覆した単芯繊維状構造からなる立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項３】
前記単芯繊維状構造を複数本集束した多芯繊維状構造からなる請求項１または２記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項４】
前記炭化物を構成する金属元素および前記窒化物を構成する金属元素が同じ金属元素である請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項５】
前記金属元素がチタン元素である請求項４記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項６】
立方晶窒化硼素質焼結体全体に対する前記炭化物の含有比率ｐＣと、前記窒化物の含有比率ｐＮとの比（ｐＣ／ｐＮ）が０．２〜３．０である請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項７】
前記立方晶窒化硼素粒子の外周部に、周期率表第４、５および６族金属、鉄族金属およびＡｌから選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物、窒化物、炭窒化物、硼化物、硼炭化物、硼窒化物および酸化物のうち、前記結合相成分以外の化合物を含む中間相が存在する請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項８】
立方晶窒化硼素質焼結体全体に対する前記立方晶窒化硼素粒子の含有比率ｐｃＢＮが４５〜８０面積％、前記炭化物の含有比率ｐＣが２〜４５面積％、前記窒化物の含有比率ｐＮが３〜５０面積％、前記中間相の含有比率ｐｍが０〜２５面積％である請求項７記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項９】
前記炭化物および窒化物の相互固溶体化合物である炭窒化物の含有比率が立方晶窒化硼素質焼結体全体に対して５質量％以下である請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１０】
Ｘ線回折分析において、前記窒化物のピークと前記炭化物のピークとが共存している請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１１】
前記Ｘ線回折分析において、前記炭化物の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度Ｉｃと、前記窒化物の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＮとの比（ＩＣ／ＩＮ）が０．２〜１．２である請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１２】
前記Ｘ線回折分析において、前記立方晶窒化硼素粒子の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、前記窒化物のピーク強度ＩＮとの比（ＩＮ／ＩｃＢＮ）が０．３〜１である請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１３】
前記Ｘ線回折分析において、前記立方晶窒化硼素粒子の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、前記炭化物のピーク強度Ｉｃとの比（Ｉｃ／ＩｃＢＮ）が０．１〜０．９である請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１４】
前記Ｘ線回折分析において、前記炭化物および窒化物の相互固溶体化合物である炭窒化物の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＣＮと、前記ピーク強度Ｉｃ、ＩＮとの比が、ＩＣＮ＜０．３ＩＣ、かつＩＣＮ＜０．３ＩＮである請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１５】
前記Ｘ線回折分析において、前記立方晶窒化硼素粒子の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、前記中間相の（１０１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＩＬとの比（ＩＩＬ／ＩｃＢＮ）が０．１〜０．８である請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１６】
前記立方晶窒化硼素質焼結体を断面観察したときに、前記立方晶窒化硼素粒子間に存在する前記炭化物の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄｃと、前記窒化物の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄＮとの比（ｄＮ／ｄｃ）が０．４〜１．２である請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１７】
前記立方晶窒化硼素質焼結体を断面観察したときに、前記立方晶窒化硼素粒子の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄｃＢＮが５μｍ以下であり、かつ前記炭化物の平均粒径ｄｃが１〜３μｍ、前記窒化物の平均粒径ｄＮが０．５〜２μｍである請求項１６記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１８】
前記立方晶窒化硼素粒子に圧縮の残留応力σｃＢＮが３００ＭＰａ以上残留している請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１９】
前記結合相に圧縮の残留応力σｂが残留しており、前記残留応力σｃＢＮと前記残留応力σｂとの比（σｃＢＮ／σｂ）が２〜５である請求項１８記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２０】
前記結合相に残留している圧縮の残留応力σｂが６０〜３００ＭＰａである請求項１９記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２１】
前記結合相のうち、前記窒化物にかかる圧縮の残留応力をσＮ、前記炭化物にかかる圧縮の残留応力をσＣとしたとき、σＣとσＮとの比（σＣ／σＮ）が１．５〜５である請求項１８記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２２】
前記窒化物にかかる圧縮の残留応力σＮが３０〜２００ＭＰａ、前記炭化物にかかる圧縮の残留応力σＣが１００〜７００ＭＰａである請求項２１記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２３】
前記立方晶窒化硼素質焼結体の表面に、周期律表第４、５および６族金属元素、ＡｌおよびＳｉの群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物、窒化物、硼化物、酸化物、炭窒化物およびこれらの固溶体、硬質炭素、並びに窒化硼素から選ばれる少なくとも１種からなる硬質膜を少なくとも１層被覆した請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２４】
前記硬質膜が物理蒸着法（ＰＶＤ法）によって形成されたものである請求項２３記載の
立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２５】
前記硬質膜の総膜厚が０．１〜１５μｍである請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２６】
前記硬質膜に存在する圧縮の残留応力が０．１〜３０ＧＰａである請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２７】
前記硬質膜を被覆した状態での立方晶窒化硼素質焼結体の圧縮の残留応力が２００ＭＰａ以上である請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２８】
前記硬質膜の少なくとも１層が、下記一般式（１）で表される化合物からなる請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【数１】
（式中、Ｍは、Ｔｉを除く周期律表第４、５および６族元素、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素を示す。０＜ａ≦１、０≦ｘ≦１、０≦ｙ≦１、０≦ｚ≦１）
【請求項２９】
前記硬質膜の少なくとも１層が、下記一般式（２）で表される化合物からなる請求項２８記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【数２】
（式中、Ｍは、Ｔｉを除く周期律表第４、５、６族金属元素、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素を示す。０．３≦ａ≦０．７、０≦ｘ≦０．５、０≦ｙ≦０．５、０．５≦ｚ≦１、ｘ＋ｙ＋ｚ≦１）
【請求項３０】
前記硬質膜の少なくとも１層は、Ｘ線回折分析における（１１１）結晶面を示すピークの強度Ｉ（１１１）と、（２００）結晶面を示すピークの強度Ｉ（２００）との比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］が０．７以上である請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項３１】
請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体からなり、すくい面と逃げ面との交差稜線部に形成された切刃を被切削物に当てて切削加工するための切削工具。
【請求項３２】
工具本体と、該工具本体の取付座にろう付けされた切刃チップとからなり、該切刃チップが前記立方晶窒化硼素質焼結体からなる請求項３１記載の切削工具。
【請求項３３】
請求項３１に記載の切削工具の前記すくい面と前記逃げ面との交差稜線部に形成された切刃を切削物に当てて切削加工を行う切削物の製造方法。
【請求項１】
立方晶窒化硼素粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物からなる結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体からなる繊維状の芯材の外周面を、立方晶窒化硼素粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物からなる結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体からなる表皮材によって被覆した単芯繊維状構造からなる立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２】
立方晶窒化硼素粒子を周期律表第４，５および６族金属の群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の窒化物からなる結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体からなる繊維状の芯材の外周面を、立方晶窒化硼素粒子を周期律表第４，５および６族金属から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物からなる結合相で結合した立方晶窒化硼素質焼結体からなる表皮材によって被覆した単芯繊維状構造からなる立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項３】
前記単芯繊維状構造を複数本集束した多芯繊維状構造からなる請求項１または２記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項４】
前記炭化物を構成する金属元素および前記窒化物を構成する金属元素が同じ金属元素である請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項５】
前記金属元素がチタン元素である請求項４記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項６】
立方晶窒化硼素質焼結体全体に対する前記炭化物の含有比率ｐＣと、前記窒化物の含有比率ｐＮとの比（ｐＣ／ｐＮ）が０．２〜３．０である請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項７】
前記立方晶窒化硼素粒子の外周部に、周期率表第４、５および６族金属、鉄族金属およびＡｌから選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物、窒化物、炭窒化物、硼化物、硼炭化物、硼窒化物および酸化物のうち、前記結合相成分以外の化合物を含む中間相が存在する請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項８】
立方晶窒化硼素質焼結体全体に対する前記立方晶窒化硼素粒子の含有比率ｐｃＢＮが４５〜８０面積％、前記炭化物の含有比率ｐＣが２〜４５面積％、前記窒化物の含有比率ｐＮが３〜５０面積％、前記中間相の含有比率ｐｍが０〜２５面積％である請求項７記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項９】
前記炭化物および窒化物の相互固溶体化合物である炭窒化物の含有比率が立方晶窒化硼素質焼結体全体に対して５質量％以下である請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１０】
Ｘ線回折分析において、前記窒化物のピークと前記炭化物のピークとが共存している請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１１】
前記Ｘ線回折分析において、前記炭化物の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度Ｉｃと、前記窒化物の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＮとの比（ＩＣ／ＩＮ）が０．２〜１．２である請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１２】
前記Ｘ線回折分析において、前記立方晶窒化硼素粒子の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、前記窒化物のピーク強度ＩＮとの比（ＩＮ／ＩｃＢＮ）が０．３〜１である請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１３】
前記Ｘ線回折分析において、前記立方晶窒化硼素粒子の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、前記炭化物のピーク強度Ｉｃとの比（Ｉｃ／ＩｃＢＮ）が０．１〜０．９である請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１４】
前記Ｘ線回折分析において、前記炭化物および窒化物の相互固溶体化合物である炭窒化物の（２００）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＣＮと、前記ピーク強度Ｉｃ、ＩＮとの比が、ＩＣＮ＜０．３ＩＣ、かつＩＣＮ＜０．３ＩＮである請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１５】
前記Ｘ線回折分析において、前記立方晶窒化硼素粒子の（１１１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩｃＢＮと、前記中間相の（１０１）面に帰属される回折ピークのピーク強度ＩＩＬとの比（ＩＩＬ／ＩｃＢＮ）が０．１〜０．８である請求項１０記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１６】
前記立方晶窒化硼素質焼結体を断面観察したときに、前記立方晶窒化硼素粒子間に存在する前記炭化物の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄｃと、前記窒化物の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄＮとの比（ｄＮ／ｄｃ）が０．４〜１．２である請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１７】
前記立方晶窒化硼素質焼結体を断面観察したときに、前記立方晶窒化硼素粒子の個々の面積を円に換算して求められる平均粒径ｄｃＢＮが５μｍ以下であり、かつ前記炭化物の平均粒径ｄｃが１〜３μｍ、前記窒化物の平均粒径ｄＮが０．５〜２μｍである請求項１６記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１８】
前記立方晶窒化硼素粒子に圧縮の残留応力σｃＢＮが３００ＭＰａ以上残留している請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項１９】
前記結合相に圧縮の残留応力σｂが残留しており、前記残留応力σｃＢＮと前記残留応力σｂとの比（σｃＢＮ／σｂ）が２〜５である請求項１８記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２０】
前記結合相に残留している圧縮の残留応力σｂが６０〜３００ＭＰａである請求項１９記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２１】
前記結合相のうち、前記窒化物にかかる圧縮の残留応力をσＮ、前記炭化物にかかる圧縮の残留応力をσＣとしたとき、σＣとσＮとの比（σＣ／σＮ）が１．５〜５である請求項１８記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２２】
前記窒化物にかかる圧縮の残留応力σＮが３０〜２００ＭＰａ、前記炭化物にかかる圧縮の残留応力σＣが１００〜７００ＭＰａである請求項２１記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２３】
前記立方晶窒化硼素質焼結体の表面に、周期律表第４、５および６族金属元素、ＡｌおよびＳｉの群から選ばれる少なくとも１種の金属元素の炭化物、窒化物、硼化物、酸化物、炭窒化物およびこれらの固溶体、硬質炭素、並びに窒化硼素から選ばれる少なくとも１種からなる硬質膜を少なくとも１層被覆した請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２４】
前記硬質膜が物理蒸着法（ＰＶＤ法）によって形成されたものである請求項２３記載の
立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２５】
前記硬質膜の総膜厚が０．１〜１５μｍである請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２６】
前記硬質膜に存在する圧縮の残留応力が０．１〜３０ＧＰａである請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２７】
前記硬質膜を被覆した状態での立方晶窒化硼素質焼結体の圧縮の残留応力が２００ＭＰａ以上である請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項２８】
前記硬質膜の少なくとも１層が、下記一般式（１）で表される化合物からなる請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【数１】
（式中、Ｍは、Ｔｉを除く周期律表第４、５および６族元素、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素を示す。０＜ａ≦１、０≦ｘ≦１、０≦ｙ≦１、０≦ｚ≦１）
【請求項２９】
前記硬質膜の少なくとも１層が、下記一般式（２）で表される化合物からなる請求項２８記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【数２】
（式中、Ｍは、Ｔｉを除く周期律表第４、５、６族金属元素、Ａｌ、Ｓｉから選ばれる少なくとも１種の金属元素を示す。０．３≦ａ≦０．７、０≦ｘ≦０．５、０≦ｙ≦０．５、０．５≦ｚ≦１、ｘ＋ｙ＋ｚ≦１）
【請求項３０】
前記硬質膜の少なくとも１層は、Ｘ線回折分析における（１１１）結晶面を示すピークの強度Ｉ（１１１）と、（２００）結晶面を示すピークの強度Ｉ（２００）との比［Ｉ（１１１）／Ｉ（２００）］が０．７以上である請求項２３記載の立方晶窒化硼素質焼結体。
【請求項３１】
請求項１または２に記載の立方晶窒化硼素質焼結体からなり、すくい面と逃げ面との交差稜線部に形成された切刃を被切削物に当てて切削加工するための切削工具。
【請求項３２】
工具本体と、該工具本体の取付座にろう付けされた切刃チップとからなり、該切刃チップが前記立方晶窒化硼素質焼結体からなる請求項３１記載の切削工具。
【請求項３３】
請求項３１に記載の切削工具の前記すくい面と前記逃げ面との交差稜線部に形成された切刃を切削物に当てて切削加工を行う切削物の製造方法。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【公開番号】特開２０１１−２１９３６０（Ｐ２０１１−２１９３６０Ａ）
【公開日】平成２３年１１月４日（２０１１．１１．４）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−１３６５８８（Ｐ２０１１−１３６５８８）
【出願日】平成２３年６月２０日（２０１１．６．２０）
【分割の表示】特願２００６−５４３７１３（Ｐ２００６−５４３７１３）の分割
【原出願日】平成１７年１０月２６日（２００５．１０．２６）
【出願人】（０００００６６３３）京セラ株式会社 (13,660)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２３年１１月４日（２０１１．１１．４）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年６月２０日（２０１１．６．２０）
【分割の表示】特願２００６−５４３７１３（Ｐ２００６−５４３７１３）の分割
【原出願日】平成１７年１０月２６日（２００５．１０．２６）
【出願人】（０００００６６３３）京セラ株式会社 (13,660)
【Ｆターム（参考）】
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