復合部件及切削工具的制作方法

本申請發明涉及一種接合部的接合強度優異的復合部件及切削工具，尤其涉及一種接合有立方晶氮化硼(以下，稱作cBN)燒結體和WC基硬質合金的復合部件、以及由該復合部件構成的切削工具。

本申請基于2014年3月24日在日本申請的專利申請2014-059529號主張優先權，并將其內容援用于此。

背景技術：

近年來，作為加工在制造便攜式電話及智能手機等的框體時所使用的金屬模具的工具，提供了將cBN燒結體使用于切削刃部的刀片(insert)或立銑刀等切削工具，該cBN燒結體發揮高生產率及高壽命，具有僅次于金剛石的硬度。

但是，cBN燒結體本身難以加工，價格高，而且燒結體形狀局限于圓板狀，無法自由地形成工具形狀，因此其用途受到限制。

然而，近年來隨著難切削材的使用量增加，盡管難以進行工具加工，但cBN燒結體的用途逐漸增加。作為用于克服價格、加工性的方法，提出有通過對廉價且加工性優異的WC基硬質合金制工具主體與以cBN燒結體為原材料的切削刃部進行釬焊來接合WC基硬質合金制工具主體和以cBN燒結體為原材料的切削刃部的切削工具。并且，不限于cBN燒結體，還提出了幾種關于WC基硬質合金制工具主體與其他材料的復合部件的技術。

例如，專利文獻1中提出有如下技術：在cBN燒結體經由接合部接合于WC基硬質合金制工具基體上的切削工具中，形成有由15～65重量％的Ti或Zr的一種或兩種和Cu構成的接合部，由此cBN燒結體不會產生裂紋或龜裂而牢固地接合于WC基硬質合金制工具基體。

并且，專利文獻2中公開有如下技術：在硬質合金部件和鋼部件經由接合層接合的硬質合金部件與鋼部件的復合材料、或對該復合材料的硬質合金部件實施刀尖加工而成的立銑刀、鉆頭等切削工具中，與硬質合金部件接觸的一側的接合層由Ni構成，另一方面，與鋼部件接觸的一側的接合層由Ni-Cu合金構成，而且，在鋼部件與接合層的接合面附近形成有Cu的含量隨著遠離該接合面而減少的Cu擴散區域，由此提高硬質合金部件與鋼部件的接合強度。

并且，專利文獻3中提出有如下技術：使由硬質合金構成的刃部與由碳工具鋼構成的基體部經由鎳箔或鈷箔接合，并對該接合部進行激光照射而使刃部與基體部經由合金層接合，由此得到殘余應力較小且接合強度較高的切割刀。

另外，專利文獻4中提出有如下技術：cBN基燒結體經由接合部接合于WC基硬質合金制工具基體上，在cBN基燒結體與接合材的界面形成有厚度為10～300nm的氮化鈦化合物層，并且cBN基燒結體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基燒結體與WC基硬質合金制工具基體之間的接合強度。

專利文獻1：日本特開平11-320218號公報(A)

專利文獻2：日本特開2009-131917號公報(A)

專利文獻3：日本特開2008-100348號公報(A)

專利文獻4：日本特開2012-111187號公報(A)

在專利文獻1中提出的切削工具通過使用Ti類金屬來得到牢固的接合強度，但若Ti過度擴散，則硬質刀柄及刀尖側的由硬質合金構成的工具基體的力學特性降低，存在成為折損的原因的問題。

專利文獻2中提出的復合材料或由該復合材料構成的切削工具在通常條件的切削加工中發揮一定程度的性能，但在高負荷作用于切削刃的重切削條件下，不能說接合強度充分，有可能從接合部發生破損。

專利文獻3中提出的切割刀為用于將玻璃纖維切割成一定長度的工具，其無法用作鋼或鑄鐵等的切削用工具。

專利文獻4中提出的具有10～300nm的氮化鈦化合物層的接合體中，接合材與cBN基燒結體的反應不適當，存在無法得到充分的接合強度的問題。

技術實現要素：

因此，本發明人等為了解決所述現有的復合部件及由該復合部件構成的切削工具的問題，在由cBN燒結體和WC基硬質合金構成的復合部件(例如在進行超高壓高溫燒結時，燒結cBN燒結體的同時接合了WC基硬質合金基體的復合燒結體)、或由cBN燒結體單一成分構成的切削刃部和WC基硬質合金制工具基體經由接合部件接合的切削工具中，對改善其接合部的接合強度的對策進行了深入研究的結果，得到了以下見解。

(1)發現如下：在將cBN燒結體和WC基硬質合金、或將WC基硬質合金和WC基硬質合金經由Ti-Ni層疊箔、Ti-Ni合金箔、或含有Ti及Ni的混合粉末構成的接合部件接合時，在硬質合金與接合部件的界面，以規定厚度形成TiC為主體的層，并且以規定厚度形成含有規定量以上的Ti和Ni的層，而且以與所述TiC為主體的層相鄰的方式形成斷續的網狀組織，由此硬質合金與接合部件的界面的接合強度得到提高。

(2)并且發現如下：對于cBN燒結體與接合部件的界面，以與cBN晶粒相鄰的方式形成含有Ti、B及N的針狀組織，由此cBN燒結體與接合部件的界面的接合強度得到提高。

(3)從而發現如下：關于由具有所述(1)、(2)的界面組織的cBN燒結體和WC基硬質合金、或WC基硬質合金和WC基硬質合金構成的復合部件，由于接合部的接合強度得到提高，因此由該復合部件制作出的切削工具即使供于高負荷作用于切削刃的鋼或鑄鐵的重切削加工的情況下，也能夠防止從接合部發生破損，且能夠在長期使用中發揮優異的切削性能。

本申請發明是基于所述見解而完成的，其具有以下方式。

(1)一種復合部件，其具備：切削刃部，由立方晶氮化硼燒結體或WC基硬質合金構成且具有切削刃；工具基體，由WC基硬質合金構成；及接合部件，設置于所述切削刃部與所述工具基體之間并接合所述切削刃部和所述工具基體，所述復合部件的特征在于，

(a)在所述硬質合金與所述接合部件的界面形成有平均層厚為0.5～3μm且含有50面積％以上的TiC的TiC主體層，并且以與該TiC主體層相鄰的方式在所述接合部件側形成有平均層厚為0.3～3μm且含有分別為30原子％以上的Ti及Ni的Ti-Ni稠化層，

(b)以與所述TiC主體層相鄰的方式在所述接合部件側形成有斷續的網狀組織，所述斷續的網狀組織含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C，平均寬度為10～200nm，且含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的各晶粒的長軸連結而成的直線橫切平均3個晶粒以上的其他含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒。

(2)所述(1)中記載的復合部件，其特征在于，所述TiC主體層的TiC的含量為80面積％以下。

(3)所述(1)中記載的復合部件，其特征在于，所述Ti-Ni稠化層的Ti的含量為55原子％以下。

(4)所述(1)中記載的復合部件，其特征在于，所述Ti-Ni稠化層的Ti的含量為40原子％以上且55原子％以下。

(5)所述(1)中記載的復合部件，其特征在于，所述Ti-Ni稠化層的Ni的含量為70原子％以下。

(6)所述(1)中記載的復合部件，其特征在于，所述Ti-Ni稠化層的Ni的含量為45原子％以上且70原子％以下。

(7)所述(1)中記載的復合部件，其特征在于，所述切削刃部由立方晶氮化硼燒結體構成，

在所述立方晶氮化硼燒結體與所述接合部件的界面，以與立方晶氮化硼粒子相鄰的方式在所述接合部件側形成有針狀組織，所述針狀組織含有分別為10原子％以上的Ti、B及N，平均長徑為0.1～3μm，且平均縱橫尺寸比為5以上。

(8)一種切削工具，其特征在于，所述切削工具由所述(1)至(6)中任一個中記載的復合部件構成。

本申請發明為將cBN燒結體和WC基硬質合金、或將WC基硬質合金和WC基硬質合金經由至少含有分別為10原子％以上的Ti及Ni的接合部件接合的復合部件，在WC基硬質合金與接合部件的界面形成有規定層厚、規定面積率的TiC主體層，并且形成有規定層厚的Ti-Ni稠化層，而且以與TiC主體層相鄰的方式形成有含有規定量的Ti、Ni及C的斷續的網狀組織，因此WC基硬質合金與接合部件之間的接合強度得到提高。

并且，在cBN燒結體和WC基硬質合金的情況下，在cBN燒結體與接合部件的界面，以與cBN粒子相鄰的方式形成有針狀組織，由此cBN燒結體與接合部件之間的接合強度也得到提高。

因此，由上述復合部件構成的切削工具即使在供于高負荷作用于切削刃的重切削加工的情況下，也不會從接合部發生破損，且在長期使用中發揮優異的切削性能。

附圖說明

圖1是本申請發明的切削工具的一實施方式中的垂直剖視圖，示有該實施方式中的切削刃部、接合部件及工具基體的位置關系。

圖2是本申請發明復合部件的WC基硬質合金與接合部件的界面的剖面示意簡圖，示有WC基硬質合金、TiC主體層、Ti-Ni稠化層、斷續的網狀組織、接合部件。

圖3是cBN燒結體和WC基硬質合金的情況下的本申請發明復合部件的cBN燒結體側的接合部的剖面示意簡圖，示有cBN燒結體、針狀組織、接合部件。

圖4是表示求出延長線交叉粒子數的例子的示意圖，對于圖中由圓包圍的晶粒畫出延長長徑的直線，用箭頭表示該直線所橫切的晶粒。

具體實施方式

以下，對用于實施本申請發明的方式進行說明。

圖1是本申請發明的切削工具的一實施方式中的垂直剖視圖，示有該實施方式中的切削刃部2、接合部件3及工具基體4的位置關系。切削刃部2經由接合部件3接合于工具基體4。該接合部件3存在于切削刃部的接合面5與工具基體的接合面6之間。切削刃部的接合面5為形成于切削刃部2的下表面側的面。工具基體的接合面6為形成于工具基體4的上表面側的面。

圖1是示意圖，圖1所示的各構成要件的尺寸未必一定與實際尺寸對應。例如，接合部件3的厚度有時明顯薄于圖示的厚度。

接合部件3的成分大大依賴于作為其前體的接合材料的成分。并且，接合條件、切削刃部2的成分及工具基體4的成分也會對接合部件3的成分帶來影響。

本申請發明的復合部件1通過將cBN燒結體(由cBN燒結體構成的切削刃部)和WC基硬質合金(WC基硬質合金制工具基體)、或將WC基硬質合金(由WC基硬質合金構成的切削刃部)和WC基硬質合金(WC基硬質合金工具制基體)經由至少含有分別為10原子％以上的Ti及Ni的接合部件3接合而構成，并且，本申請發明的切削工具通過將上述復合部件1的cBN燒結體或WC基硬質合金作為切削刃部，另一方面將WC基硬質合金作為工具基體4而構成。

當接合部件3的Ti含量小于10原子％時，在接合部件3與WC基硬質合金的界面，含有50面積％以上的TiC的TiC主體層9的平均層厚小于0.5μm，無法期待接合部件3與WC基硬質合金的界面上的接合強度的提高，因此將接合部件3的Ti含量設為10原子％以上。接合部件3的Ti含量的上限值若考慮其與其他基本因素的平衡，則為85原子％。更優選的接合部件3的Ti含量的范圍為20原子％以上且85原子％以下。進一步優選的接合部件3的Ti含量的范圍為20原子％以上且60原子％以下。

并且，接合部件3中所含有的Ni具有明顯提高接合部件3與WC基硬質合金的界面的潤濕性的作用，由此，進行接合時在WC基硬質合金的表面上均勻地擴展潤濕，其結果，形成于接合部件與WC基硬質合金的界面的所述TiC主體層9不會成為粒狀組織或柱狀組織而形成為層上的組織。

但是，若接合部件3的Ni含量小于10原子％，則難以得到上述效果，因此本申請發明中，將接合部件3的Ni含量設為10原子％以上。接合部件3的Ni含量的上限值若考慮其與其他基本因素的平衡，則為85原子％。更優選的接合部件3的Ni含量的范圍為20原子％以上且85原子％以下。更進一步優選的接合部件3的Ti含量的范圍為40原子％以上且85原子％以下。

如圖2所示，在接合部件3與WC基硬質合金的界面形成有含有50面積％以上的TiC的TiC主體層9，當該層中的TiC的含有比例小于50面積％時，與WC基硬質合金中所含的WC的反應不充分，無法充分發揮界面強度。因此，需要將TiC主體層9的TiC含有比例設為50面積％以上。并且，當該層的平均層厚小于0.5μm時，無法得到接合部件3與WC基硬質合金的界面(工具基體的接合面6)上的接合強度的提高效果。另一方面，若其平均層厚超過3μm，則TiC主體層9顯現脆性，斷裂在TiC主體層9內傳播，其結果無法顯出充分的接合強度。因此，將TiC主體層9的平均層厚規定為0.5～3μm。

并且，如圖2所示，在接合部件3與WC基硬質合金的界面形成有平均層厚為0.3～3μm且含有分別為30原子％以上的Ti及Ni的Ti-Ni稠化層8。Ti-Ni稠化層8與所述TiC主體層9相鄰，且形成于所述接合部件側。若該Ti-Ni稠化層8中的Ti含量及Ni含量中的至少任一個小于30原子％，則無法充分發揮其與TiC主體層9及接合部件3的潤濕性，在Ti-Ni稠化層8內產生空隙，該空隙成為剝離的起點。因此，Ti-Ni稠化層8中的Ti及Ni的含有比例需要分別設為30原子％以上。

并且，當Ti-Ni稠化層8的平均層厚小于0.3μm時，無法對TiC主體層9及接合部件3這兩者發揮優異的潤濕性，容易產生空隙，另一方面，若成為超過3μm的平均層厚，則由其與WC基硬質合金的熱膨脹率之差而產生的應力變得過大，容易發生界面剝離，因此將Ti-Ni稠化層8的平均層厚規定為0.3～3μm。

如圖2所示，以與該發明中的形成于接合部件3與WC基硬質合金的界面(切削刃部的接合面或工具基體的接合面)的TiC主體層9相鄰的方式在所述接合部件側形成有斷續的網狀組織7，所述斷續的網狀組織7含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C，平均寬度為10～200nm，且含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的各晶粒的長軸連結而成的直線橫切平均3個晶粒以上的其他含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒。

當晶粒的形狀彎曲或分支而無法單純地確定該晶粒的長軸時，將在該晶粒的形狀中畫出的最長的直線作為長軸。

上述斷續的網狀組織7通過網狀的組織以縱向切割Ti-Ni稠化層8的方式存在而發揮牢固的錨定效果。另一方面，若網狀組織連續，則無法松弛由在其與母相的界面上產生的晶格常數之差而產生的應變、或由熱膨脹率之差而產生的應力，由于應力集中在連續的網狀組織而產生斷裂，該斷裂成為剝離的起點，無法發揮充分的接合強度。因此，通過將連續的組織設為斷續的組織從而使作用于網狀組織的應力分散，由此網狀組織不會產生斷裂等，且斷續的網狀組織7具有提高接合部件3與WC基硬質合金的接合強度的效果。

在此，之所以將構成上述斷續的網狀組織7的成分即Ti、Ni及C的含量分別設為10原子％以上，是因為作為Ti及Ni的復合碳化物的性質提高TiC主體層9、Ti-Ni稠化層8及接合部件3的接合強度，當Ti、Ni及C的含量分別小于10原子％時無法充分發揮上述效果，因此將Ti、Ni及C的含量分別規定為10原子％以上。

并且，當上述斷續的網狀組織7的平均寬度小于10nm時，難以形成具有Ti-Ni稠化層8的層厚以上的長度的晶粒，因此無法期待充分的錨定效果，另一方面，若上述斷續的網狀組織7的平均寬度超過200nm，則接合部件3與WC基硬質合金的界面的接合強度下降，因此將斷續的網狀組織7的平均寬度規定為10～200nm。

關于上述斷續的網狀組織7的含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒(以下，簡稱為“網狀組織晶粒”)，當各網狀組織晶粒的長軸連結而成的直線橫切其他網狀組織晶粒的個數(以下，簡稱為“延長線交叉粒子數”)少于平均3個晶粒時，無法充分松弛通過分散配置網狀組織晶粒而引起的應力，容易引發由于應力集中在界面而引起的剝離，因此延長線交叉粒子數需為平均3個晶粒以上。

并且，如圖3所示，當切削刃部2為cBN燒結體且工具基體為WC基硬質合金時，在cBN燒結體與接合部件的界面(切削刃部的界面5)的接合部件3側，以與cBN粒子接觸的方式形成有呈針狀的結晶組織(以下，簡稱為“針狀組織”)11。該針狀組織11為通過接合部件3中的Ti與cBN粒子進行反應而形成的含有Ti、B及N的組織。

并且，上述針狀組織11發揮較大的錨定效果，從而提高cBN燒結體與接合部件3之間的接合強度。

但是，當上述針狀組織11的平均縱橫尺寸比小于5或者針狀組織11的平均長徑小于0.1μm時，無法發揮充分的錨定效果，另一方面，若針狀組織11的平均長徑超過3μm，則晶粒變粗，cBN燒結體與接合部件3的界面脆化，導致強度下降，因此優選將針狀組織11的平均縱橫尺寸比設為5以上且將針狀組織11的平均長徑設為0.1～3μm。

關于本申請發明的復合部件1中的TiC主體層9和Ti-Ni稠化層8，能夠使用掃描型電子顯微鏡及能量分散型X射線分光器并利用以下說明的方法來進行鑒定。首先，在接合部件3與WC基硬質合金的界面上，以設定成WC基硬質合金占據觀察區域的5～10％的視場進行縱剖面觀察。在進行該縱剖面觀察時，以10000倍的視場進行元素映射，根據Ti、Ni、C的含有比例，將含有分別為30原子％以上的Ti及C的相規定為TiC相。將在縱剖面中含有50面積％以上的如此規定的TiC相的層鑒定為TiC主體層9。接著，與WC基硬質合金和TiC主體層9的界面(切削刃部的接合面5或工具基體的接合面6)垂直地畫出直線，將該直線橫切TiC主體層9的長度作為TiC主體層9的厚度。并且，畫出10條不同的直線，通過計算從這些10條直線上分別得到的10個值的平均來求出TiC主體層9的平均厚度。這些10條不同的直線是在水平方向的10μm的范圍內以與相鄰的其他直線至少隔開0.5μm的間隔的方式畫出的。對于Ti-Ni稠化層8，在與所述WC基硬質合金和TiC主體層9的界面垂直的直線上，在該直線上進行組成分析，將Ti及Ni的含量為30原子％以上的區域鑒定為Ti-Ni稠化層8。將在垂直方向(與基體表面正交的方向)上橫切通過所述直線上的組成分析而鑒定出的Ti-Ni稠化層8的長度作為Ti-Ni稠化層8的厚度。通過計算在與TiC主體層9的鑒定時同樣地畫出的不同的10條直線上得到的值的平均來求出Ti-Ni稠化層8的平均厚度。

并且，關于本申請發明的復合部件1中的斷續的網狀組織7，以與所述相同的視場，根據元素映射結果將具有含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的相且未成為層狀組織的相的晶體鑒定為網狀組織晶體，對于各網狀組織晶體，將最大直徑作為長徑，將與其正交的線段的最大直徑作為晶粒的寬度，求出了在該視場內延長長徑的直線所橫切的其他網狀組織晶粒的個數。如圖4所示，對于該視場內的各網狀組織晶體，求出晶粒的寬度及延長線交叉粒子數，通過將各自的合計除以網狀組織晶體的個數來求出了斷續的網狀組織7的平均寬度及平均延長線交叉粒子數。

以下示出斷續的網狀組織7的更詳細的說明。

該斷續的網狀組織7為在切削刃部2經由接合部件3接合于工具基體的過程中由接合部3中所形成的無定形的晶體群構成的結晶組織。斷續的網狀組織7與形成于接合部件3與WC基硬質合金接觸的界面的TiC主體層9相鄰。并且，與Ti-Ni稠化層8重疊，且沿與工具基體接合面垂直的方向穿過Ti-Ni稠化層8而形成。即，斷續的網狀組織7與Ti-Ni稠化層8同樣地與TiC主體層9相鄰，且比Ti-Ni稠化層8更向接合部件3側擴展。

作為斷續的網狀組織7的構成單位的晶體具有特殊的元素組成，具體而言，含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C。斷續的網狀組織7為在由不具有該特殊的元素組成的晶體群構成的基體中分散而形成的不連續的結晶組織。

斷續的網狀組織7能夠通過根據其對比度或色調肉眼觀察縱向切割面來識別。但是，為了嚴謹地得知元素組成，需要對縱切割面進行元素映射來確認用肉眼觀察而識別出的斷續的網狀組織為含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的斷續的網狀組織7。

關于是否斷續，在縱向切割面描繪出縱橫5μm的正方形，根據與在該正方形中畫出的縱向及橫向的線段(長度：5μm)相交的含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒的個數來進行判斷。該正方形的下側的邊描繪成與工具基體的接合面平行且與TiC主體層的向接合部側最突出的部分接觸。在正方形中，縱向畫出5條且橫向畫出5條線段(長度：5μm)，相鄰線段的間隙設為等間隔且至少隔開0.5μm。當在線段的兩端部分，線段與晶體重疊且未穿過該晶體時，不判斷為線段與該晶體相交。

根據與上述5條縱線段相交的晶體個數來計算出與每條縱線段相交的晶體個數的平均值。同樣地，根據與上述5條橫線段相交的晶體個數來計算出與每條橫線段相交的晶體個數的平均值。若與這些縱向及橫向的線段相交的晶體數的平均值為3個以上且20個以下，則判斷為該網狀組織為斷續。

上述正方形中的斷續的網狀組織的面積比率被定義為在正方形中所占的含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒的總面積。該斷續的網狀組織7的面積比率為2％以上且20％以下。

在上述正方形中，含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的晶粒的個數為10個以上且300個以下。該個數的計數為在縱切割面上識別的晶粒的個數，而雖然三維地連結但在二維切割面上分開識別的個數分別作為單個晶粒來計數。

關于是否為網狀的判斷基準，根據上述正方形中所包含的含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的晶體的形狀來進行判斷。具體而言，掌握包含于上述正方形中且含有分別為10原子％以上的Ti、Ni及C的晶體的數量及形狀之后，若該晶體數的50％以上具有2以上的縱橫尺寸比，則判斷為網狀。該結晶組織的寬度(短軸寬度)的平均在10nm至200nm的范圍內。為了得到作為晶粒形狀的縱橫尺寸比，需要該晶粒的長軸長度及短軸長度。晶粒的形狀復雜，未必一定成為在正交的兩軸上線對稱的形狀。在復雜形狀的晶粒的情況下，例如晶粒的形狀彎曲或分支而無法單純地確定該晶粒的長軸時，將在該晶粒的形狀中可畫出的最長的直線作為長軸。短軸被定義為與長軸正交的線。當相對于長軸具有多個短軸寬度時，將其中最長的短軸寬度作為該晶粒的短軸寬度。

利用以下方法來測定斷續的網狀組織7向接合部件3側的擴展。使上述正方形在與工具基體的接合面6垂直的方向上且向接合部件3側以1μm的單位錯開。將錯開的正方形中的分析結果脫離上述“斷續的”及“網狀”定義中的至少一個時的、從該正方形的上邊位置下移2μm的位置作為斷續的網狀組織7向接合部件3側擴展的邊界線。

在實際測定時，在5處不同的位置上測定斷續的網狀組織7向接合部件3側擴展的邊界線，根據所得到的值來得到平均值，由此得到平均化的斷續的網狀組織7向接合部件3側擴展的邊界線。

在與工具基體的接合面垂直的方向上觀察時的斷續的網狀組織7的厚度范圍為Ti-Ni稠化層8的厚度的3倍以上且20倍以下。

在cBN燒結體和WC基硬質合金的情況下，對于與cBN粒子相鄰的針狀組織11，在接合部件3與cBN燒結體的界面上，以cBN燒結體占據觀察區域的5～10％的視場確認了有無以與cBN晶粒10接觸的方式生長的針狀組織11。對構成針狀組織11的10個晶粒進行組成的點分析，通過計算平均值來確認了針狀組織11含有分別為10原子％以上的Ti、B及N。并且，對于構成針狀組織11的10個晶粒的每一個，將最大直徑作為長徑，將與其正交的線段的最大直徑作為短徑，進而通過長徑除以短徑來求出縱橫尺寸比，通過計算10個晶粒的平均，能夠得到平均長徑及平均縱橫尺寸比。

為了制作本申請發明的復合部件1，例如使用Ti-Ni層疊箔或合金箔、或含有Ti及Ni的混合粉末作為接合部件3，將其夾裝于cBN燒結體與WC基硬質合金之間、或WC基硬質合金與WC硬質合金之間并進行加壓接合，由此能夠制作出復合部件1。

更具體而言，例如能夠通過如下來制作：將Ti箔：1～10μm、Ni箔：1～10μm作為Ti-Ni層疊箔，將其插入夾裝于cBN燒結體與WC基硬質合金之間、或WC基硬質合金與WC基硬質合金之間；

接著，能夠將其在0.13kPa以下的真空中施加100～3000kPa的載荷，并在700～900℃的溫度范圍內保持5～180分鐘。

接著，根據實施例對本申請發明進行具體說明。另外，以下說明的實施例為本申請發明的一實施方式，本申請發明的具體實施方式并不限于此。

實施例

作為原料粉末，準備均具有0.5～1μm的平均粒徑的WC粉末、VC粉末、TaC粉末、NbC粉末、Cr₃C₂粉末及Co粉末，將這些原料粉末調配成表1所示的調配組成，并利用球磨機濕式混合24小時，干燥之后，以100MPa的壓力沖壓成型為壓坯，將該壓坯在6Pa的真空中于溫度1400℃、保持時間1小時的條件下進行燒結來形成了表1所示的4種WC基硬質合金燒結體(以下，簡稱為“硬質合金”)A-1～A-4。

[表1]

接著，作為cBN燒結體的原料粉末，準備均具有0.5～4μm范圍內的平均粒徑的cBN粉末、TiN粉末、TiCN粉末、TiB₂粉末、TiC粉末、AlN粉末、Al₂O₃粉末，將這些原料粉末以規定的調配組成進行調配，利用球磨機并使用丙酮濕式混合24小時，干燥之后，以100MPa的壓力沖壓成型為具有直徑15mm×厚度1mm的尺寸的壓坯，接著，使用超高壓產生裝置將該壓坯在溫度：1300℃、壓力：5.5GPa、時間：30分鐘的條件下進行燒結來制作出cBN燒結體B-1、B-2。

并且，作為在進行超高壓高溫燒結時燒結cBN燒結體的同時接合了WC基硬質合金基體(以下，簡稱為“硬質襯里”)的復合燒結體(以下，簡稱為“復合燒結體”)，將所述硬質合金A-1～A-4設為具有直徑15mm×厚度2mm的尺寸的燒結體，在硬質合金上以表2所示的組合層疊所述cBN壓坯，接著，使用超高壓產生裝置將該層疊體在溫度：1300℃、壓力：5.5GPa、時間：30分鐘的條件下進行燒結來制作出復合燒結體B-3～B-6。

關于cBN燒結體及復合燒結體B-1～B-6的cBN燒結體的組成，通過cBN燒結體剖面研磨面的SEM觀察結果的圖像分析，以體積％求出了cBN的面積％。關于cBN以外的成分，僅確認了構成主結合相及其他結合相的成分。將其結果示于表2。

[表2]

接著，準備了由表3所示的成分組成、尺寸構成的接合部件。

接著，在硬質合金A-1～A-4與cBN燒結體及復合燒結體B-1～B-6之間插入夾裝表3所示的接合部件，在表4所示的條件下將cBN燒結體和硬質合金、或復合燒結體和硬質合金加壓接合來制作出表7、表8所示的本發明復合部件1～12。另外，將復合燒結體配置成cBN燒結體成為外表面且硬質襯里成為內表面，即配置成硬質襯里和硬質合金經由接合部件接合。

為了進行比較，準備由表5所示的成分組成、尺寸構成的接合部件，并將其夾裝裝入于硬質合金A-1～A-4與cBN燒結體及復合燒結體B-1～B-6之間，在表6所示的條件下將cBN燒結體和硬質合金、或復合燒結體和硬質合金加壓接合來制作出表9、表10所示的比較例復合部件1～12。復合燒結體的接合配置與本發明復合部件相同。

[表3]

※緊接在元素符號的％表示各元素的原子比例

[表4]

[表5]

[表6]

*符號表示本發明范圍外的條件。

高溫剪切強度測定試驗：

對于上述中制作出的本發明復合部件1～12及比較例復合部件1～12，為了測定接合部的強度而進行了剪切強度測定試驗。

關于試驗中所使用的試驗片，將從上述中制作出的本發明復合部件1～12及比較例復合部件1～12切成cBN燒結體或復合燒結體：1.5mm(W)×1.5mm(L)×0.75mm(H)、硬質合金：1.5mm(W)×4.5mm(L)×1.5mm(H)的尺寸而作為剪切強度測定用試驗片。

將試驗片的上下表面利用夾緊裝置把持固定，使用一邊為1.5mm的由硬質合金構成的四棱柱狀的按壓片，將氣氛溫度設為500℃并對試驗片的硬質燒結片上表面的大致中心附近施加載荷，測定了硬質燒結片及支撐片從硬質合金片破裂的載荷。

在表7～表10中示出測定出的剪切強度的值。

并且，對于本發明復合部件1～12及比較例復合部件1～12，使用掃描型電子顯微鏡及能量分散型X射線分光器進行了硬質合金與接合部件的界面的縱剖面、cBN燒結體與接合部的界面的縱剖面的組織觀察及組成分析。

對于硬質合金與接合部件的界面，以硬質合金占據觀察區域的5～10％的視場進行縱剖面觀察，并以10,000倍的視場進行元素映射，確認在硬質合金與接合部件的界面是否形成有TiC主體層且是否形成有Ti-Ni稠化層，并且進行10個點的點分析，通過計算平均值來求出了各層的成分組成。

并且，對于以與TiC主體層相鄰的方式形成的斷續的網狀組織也進行10個點的點分析，并通過計算平均值來求出了該組織的成分組成。

并且，關于TiC主體層、Ti-Ni稠化層的平均層厚，從硬質合金與接合部件的界面畫出與界面正交的線段，求出各層的界面為止的長度，求出進行了10個點的測量的平均值，并將其作為各層的平均層厚。

關于斷續的網狀組織的平均寬度、平均延長線交叉粒子數，對于構成觀察視場內的斷續的網狀組織的每一個晶粒，將最大直徑作為長徑，將與其正交的線段的最大直徑作為寬度，求出了在該視場內延長長徑的直線所橫切的其他網狀組織晶粒的個數。對于該視場內的各網狀組織晶體，求出晶粒的寬度及延長線交叉粒子數，通過將各自的合計除以網狀組織晶體的個數來求出了斷續的網狀組織的平均寬度及平均延長線交叉粒子數。

對于cBN燒結體與接合部件的界面上的與cBN粒子相鄰且含有Ti、B、N的針狀組織，也利用與前述相同的方法求出了Ti、B、N的含量。

并且，關于針狀組織，對于構成觀察視場內10個針狀組織的每一個晶粒，也將最大直徑作為長徑，將與其正交的線段的最大直徑作為寬度，通過長徑除以寬度來求出縱橫尺寸比，通過計算10個晶粒的平均來作為平均長徑、平均縱橫尺寸比。

在表7～表10中示出其結果。

接著，制作出由本發明復合部件1～12及比較例復合部件1～12構成的切削工具，并檢查了切削加工中有無破裂發生。

如下制作出由復合部件構成的切削工具。

將上述中制作出的cBN燒結體及復合燒結體B-1～B-6切割為平面形狀：張角80°的一邊為4mm的等腰三角形×厚度：2mm的尺寸。接著，將所述硬質合金A-1～A-4設為平面形狀：12.7mm的內切圓且張角80°的菱形×厚度：4.76mm的尺寸的燒結體，對該燒結體的上下平行面中任一面的1角使用磨床形成了與上述cBN燒結體及復合燒結體的形狀對應的大小的缺口。該缺口的底面的面積為2.96mm²，側面的面積為4.89mm²。接著，在硬質合金A-1～A-4與cBN燒結體及復合燒結體B-1～B-6之間插入夾裝表3所示的接合部件，在表4所示的條件下將cBN燒結體和硬質合金、或復合燒結體和硬質合金加壓接合，對該復合部件進行外周研磨加工之后，對切削刃部分實施R：0.07mm的刃口修磨加工，由此制作出具有ISO標準·CNGA120408的刀片形狀的本發明切削工具1～12。另外，將復合燒結體配置成cBN燒結體成為外表面且硬質襯里成為內表面，即配置成硬質襯里和硬質合金經由接合部件接合。并且，確認到這些本發明切削工具1～12的接合部與表7、表8所示的本發明復合部件1～12實質上相同。

同樣地，在上述中制作出的cBN燒結體及復合燒結體B-1～B-6與上述中制作出的硬質合金A-1～A-4之間插入夾裝表5所示的接合部件，并在表6所示的條件下進行加壓接合而制作出比較例切削工具1～12。并且，確認到這些比較例切削工具1～12的接合部與表9、表10所示的比較例復合部件1～12實質上相同。

接著，以將所述各種切削工具均利用夾具螺固在工具鋼制車刀的前端部的狀態，對本發明切削工具1～12、比較例切削工具1～12進行以下所示的滲碳淬火鋼的干式高速連續切削試驗，并觀察了刀尖脫落及破裂部的部位。

工件：JIS·SCM415(硬度：58HRc)的圓棒

切削速度：200m/min.

切削深度：0.2mm

進給速量：0.2mm/rev.

切削時間：40分鐘

(通常的切削速度為100m/min)

在表11中示出切削試驗結果。

[表11]

根據表7～表10所示的剪切強度的值可知，與比較例復合部件1～12相比，本發明復合部件1～12具有優異的接合強度。

并且，根據表11所示的結果可知，由本發明復合部件1～12構成的本發明切削工具1～12沒有刀尖的脫落，在長期使用中發揮優異的切削性能，相對于此，由比較例復合部件1～12構成的比較例切削工具1～12在切削過程中從接合部發生刀尖脫落，較早地達到工具壽命。

另外，本實施例中，以刀片為例進行了具體說明，但本發明并不限于刀片，當然能夠應用于鉆頭、立銑刀等具有切削刃部與工具主體的接合部的所有的切削工具。

產業上的可利用性

本申請發明的復合部件的接合強度較大，由該復合部件制作出的切削工具能夠使用于各種鋼或鑄鐵、Al-SiC復合材料等高負荷切削加工，而且長期發揮穩定的切削性能，因此能夠足以令人滿意地應對切削加工裝置的高性能化、及切削加工的節省勞力化和節能化、以及低成本化。

符號說明

1-復合部件，2-切削刃部，3-接合部件，4-WC基硬質合金制工具基體(工具基體)，5-切削刃部的接合面，6-工具主體的接合面，7-斷續的網狀組織，8-Ti-Ni稠化層，9-TiC主體層，10-cBN晶粒，11-針狀組織。