表面包覆切削工具及其制造方法技术领域
本发明涉及一种通过硬质包覆层具备优异的抗氧化性和高温硬度来长期发挥优
异的耐磨性的表面包覆切削工具(以下，也称为包覆工具)及其制造方法。
本申请主张基于2014年9月3日于日本申请的特愿2014-178723号的优先权，并将
其内容援用于此。
背景技术
通常，表面包覆切削工具具有装卸自如地安装于车刀的前端部而在各种钢或铸铁
等工件材料的车削加工或刨削加工中被使用的刀片、用于所述工件材料的钻孔切削加工等
的钻头或小型钻头、以及用于所述工件材料的端面切削或槽加工、台阶面加工等的整体式
立铣刀等。并且，作为包覆工具，已知有装卸自如地安装所述刀片而进行与所述整体式立铣
刀相同的切削加工的刀片式立铣刀工具等。
而且，从耐磨性优异的观点考虑，一直以来已知有如下的包覆工具：通过作为物理
蒸镀的一种的电弧离子镀(以下，用“AIP”表示)法，在由碳化钨基硬质合金构成的工具基体
的表面，作为硬质包覆层而包覆形成有Ti与Al的复合氮化物(以下，用(Ti，Al)N表示)。
例如，专利文献1中公开有通过在基体表面上蒸镀形成硬质包覆层而在高速重切
削加工中硬质包覆层发挥优异的耐缺损性的包覆工具，其中，所述硬质包覆层由满足组成
式(Ti1-XAlX)N(其中，以原子比计X为0.40～0.60)的(Ti，Al)N层构成，并且由表示如下晶体
排列的改性(Ti，Al)N层构成，上述晶体排列为如下：对所述(Ti，Al)N层进行利用电子背散
射衍射装置的晶体取向分析的情况下，在从表面研磨面的法线方向起0～15度的范围内具
有晶体取向＜111＞的晶粒的面积比例为50％以上，并且，测定相邻的晶粒彼此所成的角度
的情况下，小角度晶界(0＜θ≤15°)的比例为50％以上。
并且，在专利文献2中公开有如下包覆工具，即，包覆(Ti，Al)N、Ti与Al的复合碳氮
化物、碳化物的立铣刀中，关于硬质包覆层的X射线衍射，将(111)面的衍射强度设为I
(111)，将(200)面的衍射强度设为I(200)时，I(200)/I(111)的值为2.0以下，由此在超过洛
氏硬度50(C标尺)的高硬度钢的切削加工中，改善了硬质包覆层的粘附性以及耐磨性。
并且，专利文献3中公开有，通过如下氮化硬质被膜使包覆工具的切削特性优异，
所述氮化硬质被膜的特征在于，在Ti及/或Ti与Al及/或4A、5A、6A族的金属化合物膜中改变
氮含量，由此在蒙赛尔色卡中呈色相为7.5YR～10Y、亮度为3～8、彩度为2～8的色调。
专利文献1：日本特开2008-264890号公报
专利文献2：日本特开平9-291353号公报
专利文献3：日本特开平7-243047号公报
近几年的切削加工装置的高性能化非常惊人，另一方面对切削加工的节省劳力化
及节能化、以及低成本化的要求强烈。伴随于此，切削加工具有高速化的倾向。例如，将作为
硬质包覆层蒸镀形成有(Ti，Al)N层的现有包覆工具用于钢或铸铁的通常条件下的切削时，
并无特别问题。然而，尤其使用这种现有包覆工具在高温氧化气氛中(例如，温度因切削上
升的状态)进行切削加工的情况下，由于硬质包覆层的抗氧化性不充分而被膜容易劣化，由
此，无法在长期使用中发挥充分的耐磨性。其结果，现状是在比较短时间内达到使用寿命。
发明内容
于是，本发明人等从如前述的观点考虑，为了开发在高温氧化气氛中进行切削加
工的情况下，硬质包覆层具备优异的抗氧化性和高温硬度，在长期使用中发挥优异的耐磨
性的包覆工具，而进行了深入研究。其结果，得到了以下见解。
具有由(Ti，Al)N层构成的硬质包覆层的包覆工具中，具有为了提高硬质包覆层的
高温硬度与抗氧化性而提高Al的含有比率的方法。该情况下，若Al的含有比率超过70原
子％则晶体结构易成为六方晶结构，其结果，硬度下降，因此难以兼顾高温硬度与抗氧化
性。
于是，本发明人等设立一种用于维持高温硬度的同时提高抗氧化性的假设，来代
替通过调整构成(Ti，Al)N层的成分元素含量来提高抗氧化性的对策，为了证实这一假设而
进行了深入研究。其结果，本发明人等经实验发现：通过分光光度计测定包覆工具的硬质包
覆层表面的光吸收光谱时，在波长400～500nm下的吸收率的平均值Ia(％)与波长600～
700nm下的吸收率的平均值Ib(％)之间成立Ia-Ib＜5的规定关系的情况下，硬质包覆层具
备优异的高温硬度，并且显示优异的抗氧化性。
因此，蒸镀形成有关于硬质包覆层表面的光吸收光谱的所述Ia-Ib＜5的规定关系
成立的硬质包覆层的包覆工具，即使在高温氧化气氛中进行切削加工的情况下，也由于硬
质包覆层具备优异的抗氧化性，因此不会产生硬质包覆层的劣化。由此，本发明人等发现在
长期使用中发挥优异的耐磨性。
本发明是根据上述见解而完成的，具备以下结构。
(1)一种表面包覆切削工具，其在由碳化钨基硬质合金构成的工具基体的表面蒸
镀形成有硬质包覆层，所述表面包覆切削工具的特征在于，
(a)所述硬质包覆层具有至少一层的平均层厚为0.5～10μm的(Ti，Al)N层，由组成
式：(Ti1-XAlX)N表示所述(Ti，Al)N层时，X的值满足0.4≤X≤0.7(其中，X为原子比)，并且所
述(Ti，Al)N层具有立方晶体结构，
(b)在通过分光光度计测定所述硬质包覆层表面的光吸收光谱的情况下，将波长
400～500nm下的吸收率的平均值设为Ia(％)，并且，将波长600～700nm下的吸收率的平均
值设为Ib(％)时，满足Ia-Ib＜5的关系。
(2)根据(1)所述的表面包覆切削工具，其中，使在Ti-Al合金靶的表面中心测定表
面任意10mm的范围时的最大磁通密度梯度为6G/mm以上且使最大磁场磁通密度在100～
250G的范围内，从而制作硬质包覆层。
(3)一种表面包覆工具的制造方法，所述表面包覆切削工具在由碳化钨基硬质合
金构成的工具基体的表面蒸镀形成有硬质包覆层，所述制造方法中，
所述硬质包覆层具有至少一层(Ti，Al)N层，
将在Ti-Al合金靶的表面中心测定表面任意10mm的范围时的最大磁通密度梯度设
为6G/mm以上，且将最大磁场磁通密度设为100～250G，并且使用所述Ti-Al合金靶将所述
(Ti，Al)N层蒸镀形成于所述工具基体表面。
本发明的表面包覆切削工具中，在测定由(Ti，Al)N层构成的硬质包覆层表面的光
吸收光谱时，波长400～500nm下的吸收率的平均值Ia(％)与波长600～700nm下的吸收率的
平均值Ib(％)满足Ia-Ib＜5的规定关系。因此，即使在高温氧化气氛下进行切削加工的情
况下，抗氧化性也优异，且不会导致皮膜特性的劣化，在长期使用中发挥优异的耐磨性。
附图说明
图1A是表示形成构成本发明的实施方式所涉及的表面包覆切削工具的硬质包覆
层时所使用的AIP装置的概略俯视图。
图1B是表示图1A的AIP装置的概略主视图。
图2表示硬质包覆层表面的光吸收光谱测定方法的概略说明图。
图3表示对样品1、2进行测定得到的样品1、2的表面的光吸收光谱测定结果。
图4表示使用了本发明的实施方式所涉及的表面包覆切削工具的切削试验结果的
一例。
具体实施方式
接着，对本发明的实施方式(以下，称为本实施方式)所涉及的表面包覆切削工具
进行更详细的说明。
本实施方式的包覆工具具备工具基体及硬质包覆层。硬质包覆层蒸镀形成于由碳
化钨基硬质合金构成的工具基体的表面上。硬质包覆层由至少一层的平均层厚为0.5～10μ
m的立方晶体结构的(Ti，Al)N层(Ti与Al的复合氮化物层)构成。将该层的成分组成用组成
式：(Ti1-XAlX)N表示的情况下，X以原子比计满足0.4≤X≤0.7。
上述(Ti，Al)N层中，Al成分具有提高高温硬度与耐热性的作用，Ti成分具有提高
高温韧性、高温强度的作用。然而，若Ti与Al的总量中Al所占的含有比例X(原子比、以下相
同)超过0.7，则无法使硬质包覆层成为硬度优异的立方晶相的单相，而成为六方晶相与立
方晶相的混合相，因此硬度下降。另一方面，若Ti与Al的总量中Al所占的含有比例X小于
0.4，则Al的含有比例相对少，导致耐热性的下降。其结果，因不均匀磨损的发生、热塑性变
形的发生等而耐磨性变劣化。因此，需要Ti与Al的总量中Al所占的含有比例X(原子比)为
0.4～0.7。Ti与Al的总量中Al所占的含有比例X(原子比)优选为0.45～0.7，更优选为0.5～
0.7，但并不限定于此。
并且，上述(Ti，Al)N层的平均层厚小于0.5μm时，无法长期发挥自身所具有的优异
的耐磨性。另一方面，若平均层厚超过10μm，则容易发生崩刀。因此，需要将(Ti，Al)N层的平
均层厚设为0.5～10μm。该平均层厚优选为0.5～8μm，更优选为0.5～6μm，但并不限定于此。
本发明人等设立了如下假设。在硬质包覆层表面所存在的晶格缺陷(例如，位错
等)等较多的情况下，在切削加工时的高温氧化气氛下在晶格缺陷中容易吸附有氧原子，因
此，形成多个用于在硬质包覆层表面形成氧化物的成核的起点。如此，晶格缺陷有助于提高
硬质包覆层的抗氧化性，由此提高切削性能。而且，能够用光吸收光谱的变化来表示硬质包
覆层的晶格缺陷等的影响。本发明人等能够通过各种实验(后述详细内容)证实该变化与切
削性能的关系。
而且，本实施方式中，通过分光光度计测定硬质包覆层表面的光吸收光谱，将波长
400～500nm下的吸收率的平均值设为Ia(％)，并且，将波长600～700nm下的吸收率的平均
值设为Ib(％)时，两者的吸收率的平均值之差(以下，称为“吸收率差”)即Ia-Ib需要满足
Ia-Ib＜5的关系。另外，本说明书中，只要没有特别标明，吸收率差(Ia-Ib)表示其绝对值(|
Ia-Ib|)。
在此，所述吸收率差为5(％)以上的情况下，在硬质包覆层表面中晶格缺陷(例如，
位错等)较少，因此在切削加工时的高温氧化气氛下在硬质包覆层表面难以产生氧化物的
成核，且难以产生氧化物的生成，因此无法期待提高抗氧化性的效果。因此，所述吸收率差
(Ia-Ib)的值需要满足Ia-Ib＜5(％)。另外，为了获得更优异的抗氧化性的提高效果，优选
将吸收率差(Ia-Ib)的值设为0～3.5(％)，更优选为0～3.0(％)，但并不限定于此。
关于具有本实施方式中规定的上述小于5(％)的吸收率差(Ia-Ib)的硬质包覆层，
例如，通过使用图1A、图1B所示的AIP装置(电弧离子镀装置)100，在Ti-Al合金靶(阴极)113
的背面配置永久磁铁等磁力发生源121，并在靶113表面施加控制了磁通密度梯度的100G
(0.01T)以上的表面最大磁通密度的同时，对(Ti，Al)N层进行成膜，从而能够进行蒸镀形
成。
此时，将靶113的表面上的最大磁通密度(最大磁场磁通密度)设为100～250G
(0.01～0.025T)。若最大磁通密度小于100G，则难以设为(Ia-Ib)＜5。另一方面，若最大磁
通密度超过250G，则(Ia-Ib)≥5。靶113的表面上的最大磁通密度优选为100～250G，更优选
为100～150G，但并不限定于此。并且，将在靶113的表面中心测定表面任意10mm的范围时的
最大磁通密度梯度设为6G/mm(0.6mT/mm)以上。若最大磁通密度梯度小于6G/mm，则(Ia-Ib)
≥5。该最大磁通密度梯度的上限优选设为20G/mm。最大磁通密度梯度优选为6～20G，更优
选为6～10G，但并不限定于此。在此，上述任意10mm的范围是指，将靶表面的中心部以10mm
间隔分割成晶格状的晶格点中，任意晶格点与相邻晶格点之间的范围。
在此，图1A、图1B的AIP装置100具备：转台101，用于载置工具基体(硬质基体)1；加
热器102，用于加热工具基体1；反应气体导入口103，用于导入反应气体；排气口104，用于将
气体排出到系统外；两个阳极111、112；及两个阴极113、114。阳极111与阴极(Al-Ti合金靶)
113连接于装置100外部的电弧电源115。阳极112与阴极(Ti靶)114连接于装置100外部的电
弧电源116。转台101连接于装置100外部的偏压电源117。而且，在阴极113的背面即在电弧
离子镀装置100的外部以隔着AIP装置100的侧壁与阴极113对置的方式设置有磁力发生源
121。在阴极114的背面同样也设置有磁力发生源122。另外，在图示的例中，磁力发生源121、
122为圆环状线圈磁铁或永久磁铁。
并且，前述的利用分光光度计进行的硬质包覆层表面的光吸收光谱的测定例如能
够按如下方式进行。
图2中示出硬质包覆层表面的光吸收光谱测定方法的概略说明图。
如图2所示，在分光光度计的光源10与检测部11之间设置积分球12。从包覆工具切
出样品S，在积分球12内以向硬质包覆层表面S1照射光L(图2中的箭头)的方式设置样品S。
另外，从光源10至样品S的照射光L的路径上设有仅衍射具有特定波长的光的光栅13。
接着，一边将波长连续改变至200nm～1100nm一边将光L从光源10照射至积分球
内，通过检测部11测定各波长下的硬质包覆层表面S1中的光的吸收率(衰减率)。
通过在各波长下连续进行吸收率的检测，能够测定硬质包覆层表面的光吸收光
谱。
在表1示出测定样品及其测定结果。
表1所示的样品1、2为如下的样品：在图1A、图1B所示的AIP装置100中，使用50原
子％Ti-50原子％Al的成分组成的靶(阴极113)，蒸镀形成有包含目标组成(Ti0.5，Al0.5)N层
的硬质包覆层。
在此，为了了解由靶表面最大磁通密度(100G以上或小于40G)、及靶表面的测定任
意10mm的范围时的最大磁通密度梯度引起的影响，制作使用了两种样品。在此，使用高斯
[特拉斯]计，在以如上所述那样对将靶表面分割成晶格状后的每一晶格点以10mm间隔测定
表面磁通密度，将所测定的表面磁通密度中最大的磁通密度设为靶表面最大磁通密度。并
且，在所测定的表面磁通密度之间计算磁通密度梯度，并将所计算的磁通密度梯度中最大
的磁通密度梯度设为最大磁通密度梯度。
图3中示出对上述制作的样品1、2进行测定得到的样品1、2表面的光吸收光谱测定
结果。
从图3所示的结果看出，在靶表面的最大磁通密度及最大磁通密度梯度不同的情
况下(即，通过在靶表面施加观测任意10mm的范围时的最大磁通密度梯度为6G/mm以上且
100G以上的最大磁通密度，或者，在靶表面施加测定任意10mm的范围时的最大磁通密度梯
度为小于6G/mm且小于40G的最大磁通密度)，在波长600～700nm下的吸收率中并没有太大
的差异，但在波长400～500nm下的吸收率中发现了较大的差异。
即，在测定了波长400～500nm下的吸收率中发现较大差异的样品1与样品2的表面
的光吸收系数的结果，确认到与样品2相比，在靶113背面配置永久磁铁121并在靶表面施加
了100G以上的最大磁通密度的样品1在波长400～500nm下的吸收率明显较小。
而且，可以说由于样品1具有如后述那样优异的抗氧化性、耐磨性，因此样品1在波
长400～500nm与波长600～700nm下的吸收率的差异反映了由存在于硬质包覆层表面的位
错等晶格缺陷引起的影响。
[表1]
表2中，关于样品1、2示出从图3求出的波长400～500nm下的吸收率的平均值Ia、波
长600～700nm下的吸收率的平均值Ib、吸收率差(Ia-Ib)。另外，关于各吸收率的平均值，将
波长400～500nm下的以1nm为单位的100个吸收率的平均值设为Ia(％)，将波长600～700nm
下的以1nm为单位的100个吸收率的平均值设为Ib(％)。并且，同样在表2中示出在蒸镀形成
于样品1、2的由目标组成(Ti0.5，Al0.5)N层构成的硬质包覆层中由能量分散型X射线分析
(EDS)测定的Al含有率(基于原子比的Al/(Ti+Al)的值)。
根据表2，虽然Ia、Ib、(Ia-Ib)发生变化，但样品1、2的Al含有率几乎相同。由此可
知，前述的样品1在波长400～500nm下的吸收率较小的原因并不在于硬质包覆层的Al含有
率，而是因为存在于硬质包覆层表面的位错等晶格缺陷。
图4中示出使用本实施方式所涉及的包覆工具来进行的切削试验结果的一例。该
切削试验条件如下。
工具：硬质合金制双刃球立铣刀(尺寸3R)
工件材料：SKD61(52HRC)
转速：17,000min-1
切削速度：300m/min
进给速度：1,700mm/min
每1刃的进给速度：0.05mm/刃
切深量：ae0.3mm(宽度方向)，ap2mm(深度方向)
切削方式：顺铣
切削油剂：吹气
突出长度：22mm
根据图4所示的结果可知，靶表面的最大磁通密度梯度与最大磁通密度不同的情
况下，切削性能发生很大的变化。
即，样品1的靶表面的测定任意10mm的范围时的最大磁通密度梯度为7G/mm，且靶
表面最大磁通密度为110G。即使切削长度超过450m，这种样品1也具备优异的切削性能(后
刀面磨损宽度)。
相对于此，发现样品2的靶表面的测定任意10mm的范围时的最大磁通密度梯度为
2G/mm、且靶表面最大磁通密度为35G的样品2从切削长度超过300m的时点开始切削性能下
降。
从图4得知，靶表面的测定任意10mm的范围时的最大磁通密度梯度及靶表面最大
磁通密度较大的样品1具备优异的切削性能。另一方面，切削性能良好的样品1为表2中示出
的吸收率差(Ia-Ib)较小的样品。由此可以说证实了当吸收率差(Ia-Ib)在规定的数值范围
内时可获得硬质包覆层的优异切削性能。
[表2]
样品记号
Ia[％]
Ib[％]
Ia-lb[％]
Al/(Al+Ti)
1
67.7
66.7
1.0
0.48
2
78.0
65.2
12.7
0.47
(注释)Ia：400～500nm的平均吸收率
Ib：600～700nm的平均吸收率
根据以上实验性事实，关于本实施方式的包覆工具的由(Ti，Al)N层构成的硬质包
覆层，通过分光光度计测定光吸收光谱，将波长400～500nm下的吸收率的平均值设为Ia
(％)，并且，将波长600～700nm下的吸收率的平均值设为Ib(％)时，吸收率差(Ia-Ib)在小
于5(％)的范围内的情况下，具备优异的切削性能。
而且，这可推论为如下。即，在硬质包覆层的表面存在晶格缺陷(例如，位错)等的
情况下，在缺陷位置容易吸附氧原子，成为形成氧化物时的成核的起点，由此在硬质包覆层
表面容易形成氧化物。其结果，在高温氧化气氛下进行切削加工的情况下，提高硬质包覆层
的抗氧化性并且还提高耐磨性。
接着，根据实施例对本发明的包覆工具进行更具体的说明。
实施例
作为原料粉末，准备具有平均粒径5.5μm的中粗粒碳化钨(以下，称为WC)粉末、平
均粒径0.8μm的微粒WC粉末、平均粒径1.3μm的TaC粉末、平均粒径1.2μm的NbC粉末、平均粒
径1.2μm的ZrC粉末、平均粒径2.3μm的Cr3C2粉末、平均粒径1.5μm的VC粉末、平均粒径1.0μm
的(Ti，W)C[以质量比计TiC/WC＝50/50]粉末、及平均粒径1.8μm的Co粉末，并将这些原料粉
末分别以表3所示的配合组成进行配合。所配合的原料粉末中进一步添加蜡并在丙酮中球
磨混合24小时，并进行减压干燥。之后，在100MPa的压力下冲压成型为规定形状的各种压
坯。在6Pa的真空气氛中，将这些压坯以7℃/分钟的升温速度升温至1370～1470℃的范围内
的规定温度，并在该温度保持1小时后，在炉冷的条件下进行烧结，从而形成了直径为8mm、
26mm的两种硬质基体形成用圆棒烧结体。进一步，通过磨削加工，以表3所示的组合由所述
两种圆棒烧结体分别制造了切削刃部的直径×长度分别为6mm×13mm及20mm×45mm的尺
寸、以及均具有螺旋角30度的四刃方形的WC基硬质合金制的工具基体(立铣刀)1～8。
(a)接着，将各个所述工具基体1～8在丙酮中进行超声波清洗并进行干燥的状态
下，沿转台101的外周部安装在从图1A、图1B所示的AIP装置100内的转台101上的中心轴起
沿半径方向远离规定距离的位置上，并且在AIP装置100的一侧配置轰击清洗用Ti阴极(Ti
靶)114，在AIP装置100的另一侧隔着转台相对配置由规定成分组成的Ti-Al合金构成的靶
(阴极)113。
(b)首先，对装置100内进行排气而保持在0.1Pa以下的真空，并且通过加热器102
将装置100内加热至500℃。之后，对在转台101上边自转边旋转的工具基体(图中的符号1)
施加-1000V的直流偏置电压，并且，使前述Ti阴极114与阳极112之间通过100A的电流而产
生电弧放电，由此，对工具基体表面进行了轰击清洗。
(c)接着，根据Ti-Al的Al含量的变化，调整作为向装置100内导入的反应气体的氮
气的流量来设为4～10Pa的反应气氛，并且对在转台101上边自转边旋转的工具基体施加
了-250～-50V的直流偏置电压。而且，以在Ti-Al合金靶113表面测定任意10mm的范围时的
最大磁通密度梯度为6G/mm以上且最大磁通密度在100～250G的范围内的方式施加了表4所
示的各种磁通密度。在这种状态下，使Ti-Al合金靶113与阳极111之间通过100A的电流而产
生电弧放电，从而将由规定目标层厚的(Ti，Al)N层构成的硬质包覆层蒸镀形成在工具基体
1～8上。
通过上述工序(a)～(c)，制造了表4所示的作为本发明所涉及的表面包覆切削工
具的本发明表面包覆硬质制立铣刀(以下，称为本发明包覆立铣刀)1～8。
并且，以比较为目的，将所述工具基体1～8在丙酮中进行超声波清洗并进行干燥
的状态下，装入到图1A、图1B所示的AIP装置，作为阴极(蒸发源)113安装了Ti-Al合金。首
先，对装置100内进行排气而保持在0.1Pa以下的真空，并且通过加热器102将装置100内加
热至500℃。之后，对所述工具基体施加-1000V的直流偏置电压，并且，使Ti阴极114与阳极
112之间通过100A的电流而产生电弧放电，从而对工具基体表面进行了轰击清洗。接着，向
装置100内作为反应气体导入氮气来设为4Pa的反应气氛，并且对工具基体施加了-50V的偏
置电压。以在Ti-Al合金靶113表面测定任意10mm的范围时的最大磁通密度梯度小于6G/mm
且最大磁通密度小于40G的方式施加了表5所示的各种磁通密度。在这种状态下，使Ti-Al合
金的阴极113与阳极111之间通过100A的电流而产生电弧放电，从而在工具基体1～8各个表
面蒸镀形成有由目标层厚的(Ti，Al)N层构成的硬质包覆层。由此，分别制造了表5所示的比
较表面包覆硬质制立铣刀(以下，称为比较包覆立铣刀)1～8。
并且，关于上述本发明包覆立铣刀1～8及比较包覆立铣刀1～8，从各个立铣刀切
出其一部分，制作了光吸收光谱测定用试样。使用该试样，按照图2所示的前述光吸收光谱
测定方法，测定了由(Ti，Al)N层构成的硬质包覆层表面的吸收率。
然后，根据该测定值，计算求出波长400～500nm下的吸收率的平均值Ia(％)、波长
600～700nm下的吸收率的平均值Ib(％)、吸收率差(Ib-Ia)。
另外，具体计算方法如下。在波长400～500nm及600～700nm下，测定了每1nm的吸
收率。然后，将波长400～500nm下的以1nm为单位的100个吸收率的平均值设为Ia(％)，将波
长600～700nm下的以1nm为单位的100个吸收率的平均值设为Ib(％)。
在表4、表5示出该值。
并且，关于分别制作了上述本发明包覆立铣刀1～8及比较包覆立铣刀1～8时的成
膜条件即靶表面的最大磁通密度(G)的值及靶表面的测定任意10mm的范围时的最大磁通密
度梯度(G/mm)的值，也在表4、表5中示出。
并且，将上述本发明包覆立铣刀1～8、比较包覆立铣刀1～8的由(Ti，Al)N层构成
的硬质包覆层的Al含量作为使用了EPMA的五点测定的平均值而求出。
并且，将所述硬质包覆层的(Ti，Al)N层的平均层厚作为通过使用了扫描电子显微
镜的截面测定而进行的五处测定的平均值来求出。
在表4、表5示出该值。
接着，在本发明包覆立铣刀1～8及比较包覆立铣刀1～8中，关于本发明包覆立铣
刀1～4及比较包覆立铣刀1～4，在以下条件下进行了合金工具钢的干式高速沟槽切削加工
试验。
工件材料-平面：100mm×250mm、厚度：50mm尺寸的JIS 4404：2006(与ISO 4957：
1999对应)中所规定的SKD61(HRC52)板材；
切削速度：300m/min；
沟槽深度(切深量)：ae0.3mm，ap2mm；
台进给速度：1700mm/min。
关于本发明包覆立铣刀5～8及比较包覆立铣刀5～8，在以下条件下进行了合金工
具钢的干式高速沟槽切削加工试验。
工件材料-平面：100mm×250mm、厚度：50mm尺寸的JIS·SKD61板材；
切削速度：300m/min；
沟槽深度(切深量)：ae0.3mm，ap2mm；
台进给速度：1.700mm/min。
在上述任一沟槽切削加工试验中，均测定了切削刃部的外周刃的后刀面磨损宽度
直至达到成为使用寿命的标准的0.1mm为止的切削沟槽长度。
在表6示出其测定结果。
[表6]
根据表4～6所示的结果，关于本发明包覆立铣刀1～8，在测定由(Ti，Al)N层构成
的硬质包覆层表面的光吸收光谱时，波长400～500nm下的吸收率的平均值Ia(％)与波长
600～700nm下的吸收率的平均值Ib(％)满足Ia-Ib＜5的规定的关系。由此，即使在高温氧
化气氛下进行切削加工的情况下，本发明包覆立铣刀1～8的抗氧化性也优异，因此不会导
致皮膜特性的劣化，在长期使用中发挥优异的耐磨性。
相对于此，关于硬质包覆层表面的光吸收光谱的吸收率的平均值Ia(％)、Ib(％)
不满足Ia-Ib＜5的关系的比较包覆立铣刀1～8，因高温氧化气氛的切削条件下的皮膜特性
的劣化而耐磨性下降，显然在较短时间内达到使用寿命。
另外，在本实施例中示出了单层硬质包覆层中的效果，但在本发明的皮膜((Ti，
Al)N层)与其他皮膜的组合中也发挥效果。例如，(Ti，Al)N与TiN、Ti(C，N)、(Al，Cr)N等氮化
物、Al2O3或无定形碳膜等的多层结构、或者与这些皮膜交替层叠的情况下，也发挥效果。另
外，与其他皮膜组合的情况下，为了发挥优异的抗氧化性，优选将本发明的皮膜((Ti，Al)N
层)作为硬质包覆层的最外层而形成。
产业上的可利用性
本发明的表面包覆切削工具在高温氧化气氛下进行切削加工的情况下，其抗氧化
性也优异，因此没有皮膜特性的劣化，在长期使用中发挥优异的耐磨性。因此，能够充分地
应对切削加工装置的高性能化、以及切削加工的节省劳力化及节能化，进而能够十分满意
地应对低成本化。
符号说明
1 工具基体
100 电弧离子镀装置(AIP装置)
101 转台
102 加热器
103 反应气体导入口
104 排气口
111 阳极
112 阳极
113 阴极
114 阴极
115 电弧电源
116 电弧电源
117 偏压电源
121 磁力发生源
122 磁力发生源