JP3790949B2

JP3790949B2 - Disk-shaped tool

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Publication number: JP3790949B2
Application number: JP35661498A
Authority: JP
Inventors: 豊忠平野; 真司下廣; 勝明曽我
Original assignee: Kanefusa Corp
Current assignee: Kanefusa Corp
Priority date: 1997-12-16
Filing date: 1998-12-15
Publication date: 2006-06-28
Anticipated expiration: 2018-12-15
Also published as: JPH11239915A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は円盤状工具に関し、更に詳細には、鋼材・木質材料等の切断・溝切りに用いる付け刃丸鋸に代表される円盤状基板に刃先チップを鑞付けしてなる円盤状工具において、高い耐久性を有するチップを実現し得る耐摩耗性膜のコーティング技術に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来より鉄鋼切削用の工具、特にスローアウェイチップを機械的にクランプして用いる工具では、物理蒸着法により窒化チタン(TiN)、炭化チタン(TiC)、炭窒化チタン(Ti-C-N)等の膜のコーティング、或いはこれらチタン系の膜の組合せに係る積層コーティングを施したチップが広く使用されている。特に最近は、チタンアルミ系窒化物(Ti-Al-N)の膜が、前記の膜より耐久性に優れるものとして注目され、殊にＴｉ／Ａｌ原子比で０.３〜３のものが実用化されている。
【０００３】
また前記のスローアウェイチップを機械的にクランプしてなる工具の外に、図１の(ａ)に示す如く、鋼材や木材等を切断する丸鋸に代表される鋼製の円盤状基板１０に耐摩耗性のチップ１２を鑞付けした円盤状工具１４が広く使用されている。しかしながら、このチップ鑞付け工具１４に前述した各種のコーティングを施す場合、円盤状基板１０は比較的小さな熱応力によって大きな変形・座屈を生ずるため、膜質と密着性の双方において良好なコーティングを施すことは困難であった。すなわち、コーティングを施すには被コーティング部を数百℃程度の処理温度に保持して成膜を行なう必要があるが、このような高温処理では円盤状基板における不均一な温度分布に起因する熱応力により該基板に高温塑性変形が発生し、これが歪みとして残留するので高温処理ができない。そこで歪みの発生しない低温で処理すると、今度は良好な膜質と密着性が得られないことになる。
【０００４】
このように円盤状基板に残留歪みを生ずると、その修正は殆ど困難であるか、或いは非常に手間が掛るために実用に供し得ないものであった。殊にこのような歪みは、円盤状基板の直径寸法Ｄに対し該基板の厚さｔが比較的に小さい、所謂薄鋸(丸鋸の場合)に関して発生し易いことが確認されている。具体的な例を挙げると、基板直径Ｄが２００ｍｍで厚さｔが１.４ｍｍ以下、直径Ｄが２５０ｍｍで厚さｔが１.７５ｍｍ以下、直径Ｄが３００ｍｍで厚さｔが２.２ｍｍ以下、直径Ｄが３５０ｍｍで厚さｔが２.５ｍｍ以下の如き比率である。但し、本明細書で円盤状基板の直径Ｄとは、該基板の外周から切込みを設けている場合には(例えば丸鋸では刃室となる切込み)、その切込みの底部位置の半径の２倍、換言すれば一方の切込みの底部から対向的に位置する他方の切込みの底部までの最小径を指すものである。
【０００５】
またコーティングされる膜物質について観察すると、鉄鋼切削用工具に施される膜物質の中で、窒化チタン(TiN)は比較的に低い処理温度で良好な成膜が出来るのに対して、炭化チタン(TiC)は高い処理温度を必要としている。なおＣ/Ｎ原子比が略０.５を超える炭窒化チタン(Ti-C-N)も同様である。更に窒化アルミチタン(Ti-Al-N)の膜も、窒化チタン(TiN)に比較してより高温の処理で良好な成膜が出来る。これらの点は、例えば特許第２,５６０,５４１号公報に、超硬合金やサーメットの基材表面に対しチタン(Ｔｉ)とアルミニゥム(Ａｌ)の複合窒化物被覆層が良好に密着する工具として、基材表面と窒化アルミチタン(Ti-Al-N)膜の間に、窒化チタン(TiN)からなる密着性被覆層を設けることが提案されている事実からも窺われる。これらの難成膜性物質を成膜するには、密着強さと膜質(内部応力や靭性)の双方において、成膜時の温度(処理温度)を高くすることが必要であって、望ましくはより高温で処理される。この点は、例えば表面技術協会の発行に係る「表面技術」誌(ｖｏｌ.４４、Ｎｏ.９１９９３年)"アークイオンプレーティング膜の特性と工業的応用"の「３.３膜と基材」の項に指摘がなされている。
【０００６】
しかし、前述した如く円盤状工具には、コーティングの際の処理温度に起因する「歪みの発生」という固有の問題がある。このため従来は、高速度工具鋼の円盤状基板の外周縁に直接刃先を刻み形成してなる全鋼製の丸鋸(メタルソー)に窒化チタン(TiN)をコーティングしたものや、超硬合金付け刃丸鋸で鋸径に対し比較的厚み寸法のあるものに限って、窒化チタン(TiN)や炭窒化チタン(Ti-C-N)等のコーティングを施したものがあるに過ぎない。例えば、日本金属学会誌第５８巻、第６号(１９９４年)に掲載の「イオンプレーティング低温成膜と鋸刃への応用」には、「外径２８０ｍｍで厚さ３.７ｍｍの超硬チップ付け刃丸鋸において、鋸刃が変形しない範囲の処理温度は２５０℃以下とする必要がある」との記載がなされている。この場合のコーティング膜は窒化チタン(TiN)を主体とし、膜の硬さを上げるためにＴｉＣ₀.₆Ｎ₀.₄を間に挟んでいる。またこの研究では、ＰＶＤ装置としてアーク放電活性化反応性イオンプレーティング装置と称するやや特殊なものを用い、低温での成膜を可能にしている。
【０００７】
耐摩耗性膜のコーティングが施されて実用化されている全鋼製の丸鋸(メタルソー)では、該丸鋸の外周から丸鋸直径(Ｄ)の０.４０〜０.６倍程度内側へ入った部分にまで成膜がなされている。その理由は、前記メタルソーは再研磨を繰返すことにより、半径で数１０ｍｍ減少するまで使用するので、この範囲まで成膜を行なう必要があるからである。また超硬合金付け刃の丸鋸にも、前記のように広い範囲に亘って成膜されている理由は、▲１▼円盤状基板の耐食性向上や商品価値の向上という見地からの他に、▲２▼物理蒸着法でコーティング処理する際は多数枚の丸鋸を同軸的にセットして行なう必要のあることが挙げられる。すなわち複数の丸鋸をセットするときは、図４に示すように、丸鋸１０の間にリング状の間座(シム)２０を同軸的に介装してこれら丸鋸１０の間に隙間を確保するが、その間座２０の大きさとしては丸鋸直径の半分程度あればよい、という理由に基づく。何れにしても、成膜範囲を円盤状基板における外周の一定範囲に制限して、歪みを防止するという考えに基づく提案は従来全くなされていなかった。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
丸棒・パイプ等の鉄鋼を冷間で切断する合金付け刃丸鋸(コールドソー)や、木質材料・段ボール紙等を切断するチップソーは、鋸本体をなす円盤状基板の厚みを薄く設定して、切断時における材料歩留りの向上、機械負荷の低減その他粉塵の減少等を図る必要がある。例えば、鉄鋼切断専用機はガイドを備えて丸鋸の挽き曲りを抑制し、これにより鋸刃の剛性を補って薄鋸での効率的な切断を行ない得るようになっている。他方でこれらの用途に供される丸鋸は、ランニングコストおよび生産性を向上させる見地から、刃先チップにおける耐久性の向上が求められている。このため刃先チップ材料の最適化を図る他に、その刃先チップに表面処理を施すことで耐久性を更に向上させる必要性が重要課題になっている。
【０００９】
この表面処理としては物理蒸着法(ＰＶＤ)が好適に使用される。このＰＶＤにおいて、コーティングによる膜質と密着性とを良好なものとするためには、成膜前にＰＶＤ装置の内部で円盤状基板にイオンボンバード(イオン衝撃)を行ない、被コーティング面の清浄化と昇温を実施する必要がある。なお円盤状基板の昇温は、ＰＶＤ装置に別途内蔵したヒーターを用いて予熱してもよい。本体が円盤状基板からなる工具、特に丸鋸の如く基板の直径に対して相対的に厚みの薄い「薄鋸」では、僅かな温度分布の差により様々な形態の変形・座屈を生ずる。殊に円盤状基板が高温になっている状態で、このような変形や座屈が大きく生ずると塑性変形が発生し、常温に戻った後に歪みが残留してしまうことになる。この残留歪みには皿状の変形(節直径数ｎ＝０の変形)と、円盤状基板の側面が振れる変形(節直径数ｎ＝１,２,３等の変形)とが知られている。何れにしても歪みが残留すると、円盤状基板における煩わしい歪み修正が必要になったり、或いは歪み修正をなし得ない等の問題が生じる。従って強力なイオンボンバードを行なったり、或いは予熱温度を上げて被コーティング部の温度を高くして、膜質と密着強さを確保すると共に残留歪みの発生を防止することが課題であった。
【００１０】
【発明の目的】
丸鋸をＰＶＤ処理する場合は、円筒状の真空チャンバにおける内部中央に立設した軸(図４に符号２２で示す)に該丸鋸１４の中心孔２４を挿通し、これにより多数枚の丸鋸１４を同心的にセットする。このとき丸鋸１４と丸鋸１４との間に適当な間隔を確保するために、前述の間座(シム)２０が同軸的に介装されるものであり、簡便には該間座としてパイプを輪切りしたリングが用いられる。これによって前記イオンボンバードは、間座の外側に集中する形となり、またコーティング層は該間座の外側だけに成膜されることになる。本発明は、この間座による成膜範囲の制限によって残留歪みの発生を有効に防止するものである。すなわち本発明は、従来技術に係る耐摩耗性膜のコーティングを施した円盤状工具に内在している前記欠点に鑑み、高い耐久性を実現し得る耐摩耗性膜のコーティング技術を提供することを目的とする。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
前記課題を克服し、所期の目的を好適に達成するために本発明は、鋼製の円盤状基板に超硬合金・サーメット・耐摩耗鋳造合金等の耐摩耗性チップが鑞付けされ、該基板の間に間座を同軸的に介装して、これら複数の基板の間に間隙を確保すると共に、該基板の前記間座外側となる外周に物理蒸着法による耐摩耗性膜のコーティングを施してなる円盤状工具において、前記円盤状基板の直径をＤ (mm) とし、該基板の厚みをｔ (mm) とした場合に、ｔ / Ｄ ² は３ . ７× ( １／１０ ⁵ ) 以下に収まっており、前記円盤状基板の外周に前記コーティングが施される範囲を、該基板の直径(D)の０.７５倍以上となるように設定したことを特徴とする。
【００１２】
【発明の実施の形態】
ＰＶＤによるコーティングの金属蒸発源としてチタンを用い、アークイオンプレーティング装置を使用して表１および表３の実験を行なった。試験に供した基板として、例えば直径Ｄが３６０ｍｍで厚さｔが２.２５ｍｍ等の各種円盤や丸鋸を用い、前記間座として使用されるリングの大きさｄｓを変更することで、イオンボンバード処理による残留歪みを調べた。リングの肉厚は、その材料となるパイプ材の寸法の都合から７〜１５ｍｍの範囲とした。またリングの幅、すなわち積層される基板の間隔は２０ｍｍとした。イオンボンバードの強さは、供試円盤に印加される負電圧とアーク電流および時間によって決定される。表１の実験および表３の実験では、アーク電流１００Ａで一定としてイオンボンバードを行なった。また一部は、装置に内蔵したヒータにより予熱を６０分行ない、その後直ちにイオンボンバードを行なった。予熱の欄に掲げた温度は、前記ヒータの温度である。表１の実験では、寸法２０×５×２(単位ｍｍ)で、焼入れ後に１８０℃で焼戻し処理したＪＩＳＳＫＳ２のテストピースを、供試円盤の最外周部およびリング直近内側に載置して同時にイオンボンバード処理し、処理後に測定した硬さの低下からイオンボンバード時の温度を推定して、これを表中に示した。ここでＴ₁はリング直近内側の温度、Ｔ₂は供試円盤における最外周の温度、△ＴはＴ₂−Ｔ₁の温度差である。
【００１３】
【表１】

【００１４】
この実験により、リングの直径ｄｓと供試円盤の直径Ｄとの比(ｄｓ/Ｄ)が小さい方が最外周部の温度は低くなるが、歪みが出易くなることが判った。またリング径を大きくすると、歪みのモードが高次化することにより、歪みが発生し難くなることが判った。
【００１５】
そこで以下の座屈解析を行なった。この解析は前記のリング直径ｄｓと基板直径Ｄとの比(ｄｓ/Ｄ)を変更し、リングの内側と外側の温度差△Ｔを大きくしていって、供試基板が座屈する温度差△Ｔｂとその変形のモードを有限要素法を用いて求めた。簡単化のために円盤を考え、該円盤の寸法を直径Ｄ＝３６０、厚みｔ２.２５、中心孔の直径φ４０(寸法単位ｍｍ)とした。要素としては三角形薄肉シエルを用い、鋼材の物性として縦弾性係数Ε＝２１,０００(kgf/ｍｍ²)、ポアソン比ν＝０.３、密度ρ＝８ｇ／ｃｍ³とした。間座としてのリングの肉厚は７ｍｍに設定し、該間座の当る部分と中心孔周縁とに厚み方向の変位がないよう拘束条件を設定した。
【００１６】
前記の座屈解析における計算結果を図２に示す。図中の例えば(０,３)は、節円数ｍ＝０、節直径数ｎ＝３のモードでの座屈であることを示している。なお、節円数ｍが０でないモードの座屈は、解析結果でも実際に発生した歪みでも認められなかった。よって以下の説明では、ｍ数を省略することにする。この図２から、リング直径ｄｓと円盤直径Ｄとの比(ｄｓ/Ｄ)が０.７０までの間は、▲１▼この比ｄｓ/Ｄが大きくなるに伴って座屈モードが高次になること、および▲２▼この間の座屈温度差△Ｔｂは余り大きく変わらないことが判明した。またｄｓ/Ｄが０.７０を超えると、座屈モードはｎ＝０になり、△Ｔｂが急に大きくなることが判明した。
【００１７】
この解析結果ではｄｓ/Ｄが０.７０を超えて座屈モードがｎ＝０になると、△Ｔｂが５００〜８００℃にならないと座屈しない。実際には表１のデータから、このような温度差がＰＶＤ処理中に発生することはなく、従ってリングの大きさをｄｓ/Ｄ＞０.７０になるようにすれば、物理蒸着法の工程で座屈からの残留歪みが発生することはない、という解析結果を得たと云える。図２と表１の実験結果とを対照し、ｎ＝３〜５の歪みが発生した実験Ｎo.１,２,８,１０,１１について見ると、実験結果では解析結果の△Ｔｂより小さい温度差で歪みが発生しているが、発生した歪みのモードと解析による座屈のモードとは略合致している。またｄｓ/Ｄが略０.７０以上では、歪みが発生していない点でも解析と実験の結果は一致している。このことから解析結果が、相当に実際的なものであることが推定できた。
【００１８】
次に、円盤の直径と厚みの変化によりどうなるかを解析した。その結果は、表２に示す如く、ｔ/Ｄ²に正比例して△Ｔｂが大きくなることが判明した。また、この比例定数はリング直径ｄｓと円盤直径Ｄの比(ｄｓ/Ｄ)によって決まるものであり、従って直径Ｄや厚みｔが異なる場合も、共通的に図２の曲線が成り立つものである。但し、この場合の縦軸の目盛りはｔ/Ｄ²に正比例して増減する。
【００１９】
【表２】

【００２０】
前述した解析結果を更に検証するために、表１の実験よりもイオンボンバード条件を強くした実験Ｎo.１２〜１４(表３)を行なった。この場合に、イオンボンバードは印加電圧を装置能力の上限である９００Ｖまで高めて行なった(アーク電流は１００Ａとした)。この結果、実験Ｎｏ.３では歪みが発生しなかったリング直径ｄｓと円盤直径Ｄの比(ｄｓ/Ｄ)が、０.６９の条件でｎ＝６の大きな歪みが発生した。これに対しｄｓ/Ｄが０.７８および０.９４では、前記の如き大きな歪みは発生しなかった。
【００２１】
次に丸鋸の円盤状基板についての実験Ｎｏ.１５〜２２を行なった。この丸鋸には刃数４６個の刃室形状が形成されているので、図１の(ａ)および(ｂ)に符号１８で示す任意の刃底から中心孔２４を通過して対向する刃底１８に至るまでの直径(刃底径)をＤとして、リング直径ｄｓと刃底径Ｄの比(ｄｓ/Ｄ)を示した。この実験では、ｄｓ/Ｄが０.７５以上で歪みが発生しなかった。
【００２２】
【表３】

【００２３】
表３に示す実験Ｎｏ.２３〜２５は、略装置能力の実用的な限界で行なったもので、また実際にチップを鑞付けした鋸刃を処理すると、普通に超硬合金の鑞付けに用いた銀鑞が変質して強度が低下する程の温度になる、という意味でも限界的な条件で行なったものである。実際にこの条件の下で、最も普通に用いられるＪＩＳＢＡg３相当のＡg５０−Ｃｕ１５.５−Ｚｎ１５.５−Ｃｄ１６−Ｎｉ３(％)の銀鑞(固相線６３０℃、液相線６９０℃)で鑞付けした超硬付け刃丸鋸を処理すると、９００Ｖのイオンボンバードの際に銀鑞成分からの放出ガスの発生が多くあり、かつ処理後に観察すると銀鑞層が部分的に溶融していた。また銀鑞層の強度が平均的に明らかに低下し、かつ著しく強度低下した刃も認められた。そして実際に鋼材を切断すると、簡単にチップが剥離した。
【００２４】
従って、前記の如き限界的な条件の下で実施する場合には、融点がもっと高く、かつ亜鉛のような蒸発し易い成分を多く含まない銀鑞を用いる必要がある。この例として、デグッサ(DEGUSSA)社製の銀鑞６４８８(Ａｇ６４−Ｃｕ２６−Ｍｎ２−Ｎｉ２−Ｉｎ６、固相線７３０℃、液相線７７０℃)を用いて製作した鋸刃では、前記の限界的条件で処理しても鑞付層の溶融は見られず、鑞付強度の低下も全く起きなかった。また田中貴金属製のＴ−１４(Ａｇ７５−Ｃｕ２０−Ｚｎ５、固相線７３２℃、液相線７７４℃)も、銀鑞成分からの放出ガスの発生がなく、鑞付層の再溶融も起きなかった。この結果から再溶融は、放出ガスに起因するガス圧上昇によって鑞付層に異常放電が起きることによる、と云う事実が判明した。従って実験Ｎｏ.２３〜２５の如く強いボンバードを行なう必要がある場合には、亜鉛(Zn)が５％以下好ましくは０％である銀鑞を用いることで鑞付強度を確保し得るものである。
【００２５】
実験Ｎｏ.２３中で「歪みのモード」の欄におけるｎ＝０(±)の意味は、皿型の変形はあるが、これは軽い力でボコボコと変形が反転する状態で丸鋸の外周部が緊張し過ぎている状態(過腰入れ状態)にあることを示している。すなわち丸鋸の外周部は、高温により熱膨張しようとするにも拘らず、該丸鋸内部の低温部分により拘束されて完全に膨張し切れず、その結果として塑性変形による縮みが残ったものである(所謂ヒートテンション)。この状態は、例えば１,５００ｒ.ｐ.ｍ.以上の高回転で使用される木材や木質材料の切断用薄鋸では、却って良好な挽材性能が得られる場合があり、必ずしも悪い状態ではない。しかし鉄鋼切断用の丸鋸は一般に鋸刃の周速度が遅いので、このような状態で実用に供されることは稀である。従って修正が必要であるが、歪みではないので、外周部を円周方向に均等にハンマリング或いはショットブラストして展伸させることで容易に元に戻すことが出来る。実験Ｎｏ.２４とＮｏ.２５の場合も、前記ヒートテンションが生じたが、過腰入れ状態には至っておらず、修正なしで使用出来る状態であった。従って生産能率からみると、鉄鋼切断用の丸鋸ではリング直径ｄｓと円盤直径Ｄの比(ｄｓ/Ｄ)は０.８５以上とすることが好ましい。
【００２６】
前記の実験に基づき、外径３６０(刃底径Ｄ＝３５１.５)、鋸刃厚２.６、基板厚さｔ＝２.２５、中心孔４０(何れも単位ｍｍ)で刃数１００の鉄鋼切断用鋸刃について、本発明を実施した効果を以下に述べる。なお、この場合のコーティングを施した鋸刃のチップはＪＩＳＭ２０に相当する超硬合金であって、そのコーティング条件および成膜品質の評価を表４に示す。
【００２７】
【表４】

【００２８】
比較用に同一チップでコーティング無しの鋸刃と、サーメットチップを付けた鋸刃(サーメット鋸刃)とを用い、実験Ｎｏ.２７〜３０に係るコーティング鋸刃の耐久切断試験を行なった。その結果を、図３に示す(図の縦軸は鋸厚１ｍｍ当たりの正味切断動力を示す)。この耐久試験では、被切断材としてＪＩＳＳＣＭ４４０Ｈの熱間圧延鋼(ロックウエル硬度Ｃ２８〜３５)で直径５０ｍｍの丸棒を選択し、該丸棒を軸回転数２００ｒ.ｐ.ｍ.、送り速度６００ｍｍ/分の切削条件で切断した。この場合に使用したサーメットは強靱サーメットと称され、前記ＪＩＳＭ２０に相当する超硬合金と共に、この種の用途に多数用いられている。刃形状は、図１の(ａ)に示す丸鋸１４において、その図１(ｃ)に示す如く、交互に左右にずらした位置に切粉分割溝１６を設けた刃型を有し、第１すくい角がマイナス２０°で外周逃げ角８°となっている。また刃先端部には、０.３Ｃの面取りが施されている。
【００２９】
従来技術に係る実験Ｎｏ.２６では歪みの発生はなかったが、膜の密着強さが不足しており、膜応力が大きいためチップの外周面や側面に部分的に視認し得る大きさの膜剥離があり(一部は母材チップ面が露出)、コーティング性能としては充分な期待をなし得ないものであった。実験Ｎｏ.２７に係る窒化チタン(TiN)のコーティングでは、チップ刃先のＣ面取りや切粉分割溝の角部に微妙な剥離が見られるが、これは膜内剥離に留まるものであって、母材チップ面の露出はなく良好であった。この膜内剥離は膜厚の一部がはじけ飛んだ状態を指称し、結果的にその部分での膜が薄くなっているものである。また実験Ｎｏ.２８に係る窒化アルミチタン(Ti-Al-N)のコーティングも、同様のコーティング品質であった。更に実験Ｎｏ.２９に係る炭窒化チタン(Ti-C-N)のコーティングも膜内剥離であったが、先の実験Ｎｏ.２７およびＮｏ.２８に比べると僅かに大きく出ていた。しかし良好な範囲にあった。
【００３０】
これら実験Ｎｏ.２７,Ｎｏ.２８およびＮｏ.２９の何れも、コーティング無しの鋸刃に比較すると、特に外周逃げ面と側面の耐摩耗性が向上して、図３に示すような切断所要動力経過を示し、従ってコーティング品質が良好であることを確認できた。なお、窒化チタン(TiN)のコーティングや炭窒化チタン(Ti-C-N)のコーティングと、窒化アルミチタン(Ti-Al-N)のコーティングとの性能差は、高硬度材に対する高速微小切込み切削という本試験条件の特徴から、夫々の耐高温酸化性の差が顕著に現れて耐摩耗性に影響し、切削動力の差となったものである。実験Ｎｏ.３０は、前記した銀鑞の変質・強度低下を防ぐために、前記デグッサ社製の銀鑞６４８８を用いた。図３に示した如く、実験Ｎｏ.３０に係る窒化アルミチタン(Ti-Al-N)のコーティングが、耐久性において最も良好であった。
【００３１】
本発明の実施に際しては、以下の点を考慮する必要がある。すなわち、コーティングを施すために丸鋸と丸鋸との間に間座を介装させる際には、全ての部材について高い同心精度が得られるよう積層することが望ましい。リング(間座)における偏心の度合が大きいと、丸鋸におけるコーティングゾーンが円周的に不均等になり、これが歪みを生ずる別の原因になりかねないからである。但し、リングを配置する際の偏心は若干は差し支えなく、また該リングの部分的な変形その他によりコーティングゾーンが円周上的に不均等になっても、必ずしも支障を来すものではない。その場合は、円周全体の平均値で見たリング直径ｄｓと丸鋸直径Ｄの比(ｄｓ/Ｄ)を考慮すればよい。また真空排気を容易にするために、このリングに通気孔を設けると、該通気孔を通してリング内部に部分的にコーティングゾーンが出来るが、その影響は小さいので支障はない。
【００３２】
本発明は、用途に合った耐摩耗性膜を密着性良く、また良好な膜質に成膜するためにコーティングゾーンを制限するものであるので、これとは別に耐食性や商品価値の面から必要ならば、更に広い範囲にコーティングを追加的に行なってもよい。例えば、窒化アルミチタン(Ti-Al-N)をｄｓ/Ｄが０.８５以上の範囲にコーティングした後、別途に窒化チタン(TiN)をｄｓ/Ｄが０.５０以上の範囲にコーティングする等である。なお、本件の実施例に係る円盤および丸鋸基板の直径Ｄ、厚さｔとｔ/Ｄ²との関係は、表５に示す通りである。丸鋸基板の直径Ｄに対し厚さｔが薄過ぎると、すなわちｔ/Ｄ²＜０.９×(１／１０⁵)の場合は、丸鋸として基板の剛性が不足する。また表５からは、丸鋸基板における直径Ｄと厚みｔの関係ｔ/Ｄ²が３.６８×(１／１０⁵)以下の場合に、本発明を応用すれば良好な状態となることが判明している。従って、これを一般的な関係に敷衍すると、円盤状基板の直径がＤで該基板の厚みがｔである場合に、ｔ/Ｄ²が３.７×(１／１０⁵)以下である円盤状工具に本発明を適用すると効果的である。
【００３３】
【表５】

【００３４】
【発明の効果】
以上に説明した如く、本発明に係る円盤状工具によれば、鋼材・木質材料等の切断・溝切りに用いる丸鋸に代表される円盤状基板に刃先チップを鑞付けしてなる円盤状工具において、該基板の直径(Ｄ)に対してコーティングを施す範囲を、該直径(Ｄ)の０.７５倍以上となるように設定したことで、高い耐久性を有する耐摩耗性膜を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】耐摩耗性チップを鑞付けした円盤状工具の典型である丸鋸の説明図であって、この図１における(ａ)は丸鋸の平面図、(ｂ)は前記丸鋸の隣接し合う刃の間に形成される刃底を示す部分拡大図、(ｃ)は前記丸鋸において切粉分割溝を設けた刃型を半径方向から観察した部分拡大図である。
【図２】座屈解析における計算結果を示すグラフ図である。
【図３】コーティング鋸刃の耐久切断試験を示すグラフ図である。
【図４】丸鋸と丸鋸との間にリング状の間座を介装して、これら丸鋸間に隙間を確保するようにした状態を示す概略図である。
【符号の説明】
１０円盤状基板
１２チップ
１４円盤状工具(丸鋸)
１６切粉分割溝
１８刃底
２０間座(リング)
２２軸
２４中心孔[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a disk-shaped tool, and more specifically, in a disk-shaped tool formed by brazing a blade tip to a disk-shaped substrate typified by a circular blade saw used for cutting and grooving steel materials, wood materials, etc. The present invention relates to a coating technology for a wear-resistant film capable of realizing a chip having high durability.
[0002]
[Prior art]
Conventionally, steel cutting tools, especially tools that mechanically clamp the throw-away tip, are made of titanium nitride (TiN), titanium carbide (TiC), titanium carbonitride (Ti-CN), etc. by physical vapor deposition. In general, chips having a multilayer coating according to the above coating or a combination of these titanium-based films are widely used. In particular, titanium aluminum nitride (Ti-Al-N) films have recently attracted attention as being superior in durability to the above films, and those having a Ti / Al atomic ratio of 0.3 to 3 are particularly practical. It has become.
[0003]
In addition to the tool that mechanically clamps the above throwaway tip, as shown in FIG. 1 (a), a steel disk-like substrate 10 typified by a circular saw for cutting steel, wood, etc. A disk-shaped tool 14 with a wear-resistant tip 12 brazed is widely used. However, when the above-described various coatings are applied to the chip brazing tool 14, the disc-like substrate 10 undergoes large deformation and buckling due to a relatively small thermal stress, and thus a good coating is applied in both film quality and adhesion. It was difficult. In other words, in order to perform coating, it is necessary to form a film while maintaining the coating portion at a processing temperature of about several hundred degrees Celsius. In such a high temperature processing, heat caused by uneven temperature distribution in the disk-shaped substrate is required. High-temperature plastic deformation occurs in the substrate due to the stress, and this remains as strain, so high-temperature processing cannot be performed. Therefore, if the treatment is performed at a low temperature at which distortion does not occur, good film quality and adhesion cannot be obtained.
[0004]
Thus, when residual distortion is generated in the disk-shaped substrate, the correction is almost difficult, or it takes much time and cannot be put to practical use. In particular, it has been confirmed that such distortion is likely to occur with a so-called thin saw (in the case of a circular saw) in which the thickness t of the substrate is relatively small with respect to the diameter D of the disc-like substrate. Specifically, the substrate diameter D is 200 mm and the thickness t is 1.4 mm or less, the diameter D is 250 mm, the thickness t is 1.75 mm or less, the diameter D is 300 mm, and the thickness t is 2.2 mm or less. The ratio is such that the diameter D is 350 mm and the thickness t is 2.5 mm or less. However, in this specification, the diameter D of the disk-shaped substrate means that when a notch is provided from the outer periphery of the substrate (for example, a notch that becomes a blade chamber in a circular saw), it is twice the radius of the bottom position of the notch. In other words, it refers to the minimum diameter from the bottom of one of the cuts to the bottom of the other cut located oppositely.
[0005]
Also, when observing the film material to be coated, titanium nitride (TiN) can form a good film at a relatively low processing temperature among the film materials applied to steel cutting tools, whereas titanium carbide. (TiC) requires high processing temperature. The same applies to titanium carbonitride (Ti-CN) having a C / N atomic ratio exceeding about 0.5. Furthermore, a film of aluminum titanium nitride (Ti—Al—N) can also be satisfactorily formed by treatment at a higher temperature than titanium nitride (TiN). These points are disclosed in, for example, Japanese Patent No. 2,560,541 as a tool for satisfactorily adhering a composite nitride coating layer of titanium (Ti) and aluminum (Al) to the base material surface of cemented carbide or cermet. It is also seen from the fact that it has been proposed to provide an adhesive coating layer made of titanium nitride (TiN) between the substrate surface and the aluminum titanium nitride (Ti—Al—N) film. In order to form these difficult-to-film materials, it is necessary to increase the temperature (treatment temperature) at the time of film formation in both adhesion strength and film quality (internal stress and toughness), and more preferably Processed at high temperature. This is because, for example, “Surface technology” magazine (vol. 44, No. 9 1993) “Characteristics and industrial application of arc ion plating film” published by the Surface Technology Association “3.3 Films and Substrates Is pointed out in the section.
[0006]
However, as described above, the disk-shaped tool has an inherent problem of “generation of distortion” due to the processing temperature during coating. For this reason, conventionally, all-steel circular saws (metal saws) with titanium nitride (TiN) coated on the outer periphery of the disk-shaped substrate of high-speed tool steel, or cemented carbide Only the blade circular saw having a relatively thick thickness with respect to the saw diameter has only been coated with titanium nitride (TiN) or titanium carbonitride (Ti-CN). For example, “Ion plating low-temperature film formation and application to saw blade” published in Journal of the Japan Institute of Metals Vol. 58, No. 6 (1994) “Carbide with an outer diameter of 280 mm and a thickness of 3.7 mm” In the chip-attached blade circular saw, the processing temperature in a range where the saw blade is not deformed needs to be 250 ° C. or less ”. Coating in this case is titanium nitride (TiN) as a main component, is sandwiched between the TiC _{_0.} ₆ N _0. ₄ in order to increase the hardness of the film. In this research, a somewhat special device called an arc discharge activated reactive ion plating device is used as a PVD device, and film formation at a low temperature is possible.
[0007]
In an all-steel circular saw (metal saw) that has been practically used with a wear-resistant coating, the outer periphery of the circular saw is inwardly approximately 0.40 to 0.6 times the circular saw diameter (D). The film is formed even in the part where it enters. The reason is that the metal saw is used until the radius is reduced by several tens of millimeters by repeating the re-polishing, so that it is necessary to form the film up to this range. The reason why the circular saw of the cemented carbide alloy blade is formed over a wide range as described above is as follows. (1) In addition to the improvement of the corrosion resistance of the disk-shaped substrate and the improvement of the commercial value, {Circle around (2)} When coating is performed by physical vapor deposition, it is necessary to set a large number of circular saws coaxially. That is, when setting a plurality of circular saws, as shown in FIG. 4, a ring-shaped spacer (shim) 20 is coaxially interposed between the circular saws 10 so that a gap is formed between the circular saws 10. However, the size of the spacer 20 is about half the diameter of the circular saw. In any case, there has been no proposal based on the idea of restricting the film formation range to a certain range on the outer periphery of the disk-shaped substrate to prevent distortion.
[0008]
[Problems to be solved by the invention]
For alloy saw blade saws (cold saws) that cut steel such as round bars and pipes cold, and tip saws that cut wood materials and corrugated paper, etc., the thickness of the disc-shaped substrate that forms the saw body is set thin. It is necessary to improve the material yield during cutting, reduce the mechanical load, and reduce dust. For example, a dedicated steel cutting machine is provided with a guide to prevent the circular saw from being bent, thereby making it possible to efficiently cut with a thin saw by supplementing the rigidity of the saw blade. On the other hand, the circular saw provided for these uses is required to improve durability in the cutting edge tip from the viewpoint of improving running cost and productivity. For this reason, in addition to optimizing the cutting edge tip material, the necessity of further improving the durability by subjecting the cutting edge tip to surface treatment has become an important issue.
[0009]
As this surface treatment, physical vapor deposition (PVD) is preferably used. In this PVD, in order to improve the film quality and adhesion by coating, ion bombardment (ion bombardment) is performed on the disk-shaped substrate inside the PVD apparatus before film formation, and the surface to be coated is cleaned. It is necessary to raise the temperature. Note that the temperature of the disk-shaped substrate may be preheated using a heater built in the PVD apparatus. In a tool whose main body is a disk-shaped substrate, especially a “thin saw” having a relatively small thickness relative to the diameter of the substrate, such as a circular saw, various forms of deformation and buckling occur due to a slight difference in temperature distribution. In particular, when such a deformation or buckling occurs greatly in a state where the disk-like substrate is at a high temperature, plastic deformation occurs, and strain remains after returning to room temperature. As the residual strain, there are known a plate-like deformation (deformation with a node diameter number n = 0) and a deformation in which the side surface of the disk-shaped substrate shakes (deformation with a node diameter number n = 1, 2, 3, etc.) . In any case, if the distortion remains, there arises a problem that troublesome distortion correction in the disk-shaped substrate becomes necessary or the distortion correction cannot be performed. Therefore, it has been a problem to perform strong ion bombardment or raise the preheating temperature to increase the temperature of the coated portion to ensure the film quality and adhesion strength and prevent the occurrence of residual strain.
[0010]
OBJECT OF THE INVENTION
In the case of PVD processing of a circular saw, a center hole 24 of the circular saw 14 is inserted into a shaft (indicated by reference numeral 22 in FIG. 4) standing in the center of the inside of a cylindrical vacuum chamber. Set the saw 14 concentrically. At this time, in order to ensure an appropriate distance between the circular saw 14 and the circular saw 14, the above-described spacer (shim) 20 is coaxially interposed. For convenience, a pipe is used as the spacer. A ring that is cut in a circle is used. As a result, the ion bombardment is concentrated on the outside of the spacer, and the coating layer is formed only on the outside of the spacer. The present invention effectively prevents the occurrence of residual strain by limiting the film formation range by this spacer. That is, the present invention provides a coating technique for an abrasion resistant film capable of realizing high durability in view of the above-mentioned drawback inherent in the disk-shaped tool coated with the abrasion resistant film according to the prior art. Objective.
[0011]
[Means for Solving the Problems]
In order to overcome the above-mentioned problems and achieve the intended purpose suitably, the present invention comprises a steel disk-shaped substrate brazed with a wear-resistant tip such as cemented carbide, cermet or wear-resistant cast alloy, A spacer is coaxially interposed between the substrates to secure a gap between the plurality of substrates, and a coating of a wear resistant film by physical vapor deposition is provided on the outer periphery of the substrate on the outer side of the spacer. in disc-shaped tool comprising subjecting, the diameter of the disk-shaped substrate and D (mm), when the thickness of the substrate was set to t (mm), t / D 2 is 3. 7 × (1/10 ⁵⁾ The range in which the coating is applied to the outer periphery of the disc-shaped substrate is set to be 0.75 times or more the diameter (D) of the substrate.
[0012]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Experiments in Tables 1 and 3 were performed using titanium as a metal evaporation source for coating by PVD and using an arc ion plating apparatus. By using various disks or circular saws having a diameter D of 360 mm and a thickness t of 2.25 mm, for example, and changing the size ds of the ring used as the spacer, the ion bombardment Residual strain due to treatment was examined. The wall thickness of the ring was in the range of 7 to 15 mm for the convenience of the dimensions of the pipe material used as the material. Further, the width of the ring, that is, the interval between the stacked substrates was 20 mm. The strength of the ion bombardment is determined by the negative voltage, arc current and time applied to the specimen disk. In the experiment of Table 1 and the experiment of Table 3, ion bombardment was performed at a constant arc current of 100A. A part of the sample was preheated for 60 minutes by a heater built in the apparatus, and then ion bombardment was performed immediately. The temperature listed in the preheating column is the temperature of the heater. In the experiment of Table 1, a test piece of JIS SKS2 having a size of 20 × 5 × 2 (unit: mm) and tempered at 180 ° C. after quenching was placed on the outermost periphery of the specimen disk and the innermost side of the ring at the same time. The temperature at the time of ion bombardment was estimated from the decrease in hardness measured after the ion bombardment treatment, and this was shown in the table. Here, T ₁ is the temperature immediately inside the ring, T ₂ is the temperature of the outermost periphery of the test disk, and ΔT is the temperature difference of T ₂ −T ₁ .
[0013]
[Table 1]

[0014]
From this experiment, it was found that the smaller the ratio (ds / D) between the ring diameter ds and the test disk diameter D, the lower the temperature of the outermost peripheral portion, but the more likely distortion occurs. It was also found that when the ring diameter is increased, the distortion mode becomes higher and distortion is less likely to occur.
[0015]
Therefore, the following buckling analysis was performed. In this analysis, the ratio of the ring diameter ds to the substrate diameter D (ds / D) is changed to increase the temperature difference ΔT between the inside and the outside of the ring, and the temperature difference Δ at which the test substrate buckles. Tb and its deformation mode were determined using the finite element method. For the sake of simplicity, a disk was considered, and the dimensions of the disk were a diameter D = 360, a thickness t2.25, and a center hole diameter φ40 (dimension unit mm). A triangular thin shell was used as an element, and the physical properties of the steel were a longitudinal elastic modulus Ε = 21,000 (kgf / mm ² ), a Poisson's ratio ν = 0.3, and a density ρ = 8 g / cm ³ . The thickness of the ring as a spacer was set to 7 mm, and the constraint condition was set so that there was no displacement in the thickness direction between the portion where the spacer hit and the periphery of the center hole.
[0016]
A calculation result in the buckling analysis is shown in FIG. For example, (0, 3) in the figure indicates buckling in a mode in which the number of node circles m = 0 and the number of node diameters n = 3. It should be noted that the buckling of the mode in which the number of nodal circles m is not 0 was not recognized in the analysis result or the actually generated strain. Therefore, in the following description, the m number is omitted. From FIG. 2, as long as the ratio (ds / D) of the ring diameter ds to the disk diameter D is 0.70, (1) the buckling mode becomes higher as the ratio ds / D increases. And (2) the buckling temperature difference ΔTb during this period was found not to change significantly. It was also found that when ds / D exceeds 0.70, the buckling mode becomes n = 0 and ΔTb suddenly increases.
[0017]
In this analysis result, when ds / D exceeds 0.70 and the buckling mode becomes n = 0, the buckling is not performed unless ΔTb is 500 to 800 ° C. Actually, from the data in Table 1, such a temperature difference does not occur during the PVD process. Therefore, if the size of the ring is ds / D> 0.70, the physical vapor deposition process is performed. Therefore, it can be said that the analysis result that the residual strain from buckling does not occur is obtained. 2 and Table 1, the experiment No. 1, 2, 8, 10, 11 in which a strain of n = 3 to 5 occurred is seen. In the experiment result, the temperature is lower than ΔTb of the analysis result. Although the strain is generated due to the difference, the mode of the generated strain and the buckling mode by the analysis are substantially matched. In addition, when ds / D is approximately 0.70 or more, the results of the analysis and the experiment agree with each other in that no distortion occurs. From this, it was possible to estimate that the analysis results are quite practical.
[0018]
Next, we analyzed what happens when the diameter and thickness of the disk change. As a result, as shown in Table 2, it was found that ΔTb increases in direct proportion to t / D ² . Further, this proportionality constant is determined by the ratio (ds / D) of the ring diameter ds and the disk diameter D. Therefore, even when the diameter D and the thickness t are different, the curve of FIG. 2 is established in common. However, the scale of the vertical axis in this case will be increased or decreased in direct proportion to t / D ^2.
[0019]
[Table 2]

[0020]
In order to further verify the analysis results described above, Experiments Nos. 12 to 14 (Table 3) were performed in which the ion bombardment conditions were made stronger than those in Table 1. In this case, ion bombardment was performed by increasing the applied voltage to 900 V, which is the upper limit of the apparatus capability (the arc current was 100 A). As a result, a large strain of n = 6 was generated under the condition that the ratio (ds / D) of the ring diameter ds and the disc diameter D in which the strain was not generated in Experiment No. 3 was 0.69. On the other hand, when ds / D was 0.78 and 0.94, such a large distortion did not occur.
[0021]
Next, Experiments Nos. 15 to 22 for a circular saw disk-shaped substrate were performed. Since this circular saw has a blade chamber shape with 46 blades, the blades facing each other through the center hole 24 from any blade bottom indicated by reference numeral 18 in FIGS. The diameter (blade bottom diameter) up to the bottom 18 is represented by D, and the ratio (ds / D) between the ring diameter ds and the blade bottom diameter D is shown. In this experiment, no distortion occurred when ds / D was 0.75 or more.
[0022]
[Table 3]

[0023]
Experiments Nos. 23 to 25 shown in Table 3 were carried out at practical limits of the apparatus capability, and when a saw blade that was actually brazed with chips was processed, it was normally used for brazing cemented carbide. This was performed under critical conditions in the sense that the temperature would be such that the strength of the silver cocoon deteriorated and the strength decreased. Actually, under this condition, the silver salt (solid phase line 630 ° C., liquid phase line 690 ° C.) of Ag50-Cu15.5-Zn15.5-Cd16-Ni3 (%) equivalent to JIS BAg3, which is most commonly used. When the brazed super-hardened blade circular saw was processed, a large amount of gas was released from the silver glaze component during 900V ion bombardment, and the silver glaze layer was partially melted when observed after processing. In addition, blades in which the strength of the silver glaze layer was clearly reduced on average and the strength was significantly reduced were also observed. And when steel material was actually cut | disconnected, the chip | tip peeled easily.
[0024]
Therefore, when carried out under the above-mentioned limit conditions, it is necessary to use silver candy that has a higher melting point and does not contain many easily evaporated components such as zinc. As an example of this, a saw blade manufactured using Degussa's silver iron 6488 (Ag64-Cu26-Mn2-Ni2-In6, solidus line 730 ° C., liquidus line 770 ° C.) Even if the treatment was carried out under the conditions, no melting of the brazing layer was observed, and no reduction in the brazing strength occurred. Also, T-14 (Ag75-Cu20-Zn5, solidus line 732 ° C, liquidus line 774 ° C) made by Tanaka Kikinzoku has no generation of released gas from the silver bran component and remelting of the brazing layer does not occur. It was. From this result, it has been found that remelting is caused by abnormal discharge occurring in the brazing layer due to an increase in gas pressure caused by the released gas. Therefore, when it is necessary to perform strong bombardment as in Experiment Nos. 23 to 25, the brazing strength can be ensured by using a silver bran having zinc (Zn) of 5% or less, preferably 0%. .
[0025]
The meaning of n = 0 (±) in the column of “distortion mode” in Experiment No. 23 is that there is a dish-shaped deformation, but this is the outer periphery of the circular saw in a state where the deformation is reversed with a slight force. Is in a state of being too tense (over-sucking state). In other words, the outer periphery of the circular saw is not fully expanded due to restraint by the low temperature portion inside the circular saw, despite the fact that it tries to thermally expand due to high temperature, and as a result, shrinkage due to plastic deformation remains. There is so-called heat tension. In this state, for example, a thin saw for cutting wood or woody material used at a high rotation of 1,500 rpm or more may obtain good sawn performance, and is not necessarily in a bad state. . However, since a circular saw for cutting steel is generally slow in the peripheral speed of the saw blade, it is rarely put to practical use in such a state. Therefore, although correction is necessary, since it is not distortion, it can be easily restored by extending the outer peripheral portion by hammering or shot blasting evenly in the circumferential direction. In the case of Experiment No. 24 and No. 25, the heat tension was generated, but it was not in an excessively swollen state and could be used without correction. Therefore, from the viewpoint of production efficiency, it is preferable that the ratio (ds / D) of the ring diameter ds to the disk diameter D is 0.85 or more in a circular saw for cutting steel.
[0026]
Based on the above experiment, the outer diameter 360 (blade bottom diameter D = 351.5), saw blade thickness 2.6, substrate thickness t = 2.25, center hole 40 (both units are mm), and the number of blades is 100. The effects of implementing the present invention will be described below with respect to a steel cutting saw blade. In addition, the chip | tip of the saw blade which performed the coating in this case is the cemented carbide alloy corresponding to JISM20, The evaluation of the coating conditions and film-forming quality is shown in Table 4.
[0027]
[Table 4]

[0028]
For comparison, a durable cutting test of the coated saw blades according to Experiment Nos. 27 to 30 was performed using a saw blade without coating with the same tip and a saw blade with a cermet tip (cermet saw blade). The results are shown in FIG. 3 (the vertical axis in the figure indicates the net cutting power per 1 mm of saw thickness). In this durability test, a JIS SCM440H hot rolled steel (Rockwell hardness C28-35) was selected as a material to be cut, and a round bar having a diameter of 50 mm was selected. The round bar was rotated at 200 rpm and feed speed was 600 mm. Cutting was performed under cutting conditions per minute. The cermet used in this case is called a tough cermet and is used in many applications of this type together with the cemented carbide corresponding to JIS M20. The blade shape of the circular saw 14 shown in FIG. 1 (a) has a blade shape in which chip dividing grooves 16 are provided at positions shifted alternately left and right as shown in FIG. 1 (c). One rake angle is minus 20 ° and the outer clearance angle is 8 °. The blade tip is chamfered with 0.3C.
[0029]
In the experiment No. 26 according to the prior art, no distortion was generated, but the film adhesion strength was insufficient, and the film stress was so large that the film could be partially visually recognized on the outer peripheral surface or side surface of the chip. There was peeling (a part of the base material chip surface was exposed), and the coating performance could not be expected sufficiently. In the coating of titanium nitride (TiN) according to Experiment No. 27, subtle delamination is observed at the chamfering of the tip edge and the corner of the chip dividing groove, but this is limited to in-film delamination. The material chip surface was not exposed and was good. This in-film peeling refers to a state in which a part of the film thickness has popped off, and as a result, the film at that part is thinned. Moreover, the coating of aluminum titanium nitride (Ti-Al-N) according to Experiment No. 28 had the same coating quality. Further, the coating of titanium carbonitride (Ti-CN) according to Experiment No. 29 was also peeled off in the film, but was slightly larger than the previous Experiment No. 27 and No. 28. However, it was in a good range.
[0030]
In any of these experiments No. 27, No. 28 and No. 29, the wear resistance of the outer peripheral flank and the side surface is improved, compared with the uncoated saw blade, and the power required for cutting as shown in FIG. It was confirmed that the coating quality was good. The difference in performance between titanium nitride (TiN) coating and titanium carbonitride (Ti-CN) coating and aluminum titanium nitride (Ti-Al-N) coating is the result of high-speed micro-cutting for high-hardness materials. From the characteristics of the test conditions, the difference in high-temperature oxidation resistance of each of them appears remarkably, which affects the wear resistance, resulting in a difference in cutting power. Experiment No. 30 used the above-described Degussa's silver coffin 6488 in order to prevent the above-described alteration and strength reduction of the silver coffin. As shown in FIG. 3, the coating of aluminum titanium nitride (Ti—Al—N) according to Experiment No. 30 was the best in durability.
[0031]
In carrying out the present invention, it is necessary to consider the following points. That is, when a spacer is interposed between the circular saw and the circular saw for coating, it is desirable that all the members are laminated so as to obtain high concentric accuracy. This is because if the degree of eccentricity in the ring (spacer) is large, the coating zone in the circular saw becomes circumferentially uneven, which can cause another distortion. However, there is no problem in the eccentricity when the ring is arranged, and even if the coating zone becomes uneven circumferentially due to partial deformation of the ring or the like, it does not necessarily cause any trouble. In that case, the ratio (ds / D) of the ring diameter ds and the circular saw diameter D viewed as the average value of the entire circumference may be considered. In order to facilitate evacuation, if a ventilation hole is provided in the ring, a coating zone is partially formed inside the ring through the ventilation hole, but there is no problem because the influence is small.
[0032]
Since the present invention limits the coating zone in order to form a wear-resistant film suitable for the application with good adhesion and good film quality, it is necessary from the standpoint of corrosion resistance and commercial value. For example, the coating may be additionally performed over a wider range. For example, after aluminum titanium nitride (Ti-Al-N) is coated in a ds / D range of 0.85 or more, titanium nitride (TiN) is separately coated in a ds / D range of 0.50 or more. It is. The relationship between the diameter D, thickness t, and t / D ² of the disk and circular saw substrate according to the present example is as shown in Table 5. If the thickness t is too small with respect to the diameter D of the circular saw substrate, that is, if t / D ² <0.9 × (1/10 ⁵ ), the rigidity of the substrate as a circular saw is insufficient. Further, from Table 5, it can be seen that when the relationship t / D ² between the diameter D and the thickness t of the circular saw substrate is 3.68 × (1/10 ⁵ ) or less, the present invention can be applied in a good state. It turns out. Therefore, when this is laid out in a general relationship, when the diameter of the disk-shaped substrate is D and the thickness of the substrate is t, the disk whose t / D ² is 3.7 × (1/10 ⁵ ) or less. It is effective to apply the present invention to a shaped tool.
[0033]
[Table 5]

[0034]
【The invention's effect】
As described above, according to the disk-shaped tool according to the present invention, a disk-shaped tool formed by brazing a cutting edge tip onto a disk-shaped substrate represented by a circular saw used for cutting and grooving steel materials, wood materials, etc. In order to obtain a wear-resistant film having high durability, the coating range for the diameter (D) of the substrate is set to be at least 0.75 times the diameter (D). Can do.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is an explanatory view of a circular saw that is a typical disc-shaped tool brazed with a wear-resistant tip, in which FIG. 1 (a) is a plan view of the circular saw, and FIG. (C) is the elements on larger scale which observed the blade type | mold which provided the chip | tip division | segmentation groove | channel in the said circular saw from the radial direction, and shows the blade bottom formed between adjacent blades.
FIG. 2 is a graph showing calculation results in buckling analysis.
FIG. 3 is a graph showing a durable cutting test of a coated saw blade.
FIG. 4 is a schematic view showing a state in which a ring-shaped spacer is interposed between the circular saws and a gap is secured between the circular saws.
[Explanation of symbols]
10 disk-shaped substrate 12 chip 14 disk-shaped tool (circular saw)
16 Chip Dividing Groove 18 Blade Bottom 20 Spacer (Ring)
22 shaft 24 center hole

Claims

Wear-resistant tips such as cemented carbide, cermet, wear-resistant cast alloy, etc. are brazed to a steel disk-shaped substrate, and a spacer is coaxially interposed between the substrates, and a space between these multiple substrates. In the disk-shaped tool formed by applying a wear-resistant film coating by physical vapor deposition on the outer periphery of the spacer that is outside the spacer of the substrate,
The diameter of the disk-shaped substrate and D (mm), when the thickness of the substrate was set to t (mm), t / D 2 is accommodated in 3. 7 × (1/10 ⁵⁾ or less,
A disk-shaped tool characterized in that a range in which the coating is applied to the outer periphery of the disk-shaped substrate is set to be 0.75 times or more the diameter (D) of the substrate.

The disk-shaped tool according to claim 1, wherein a range to be coated is set to be a large range not less than 0.85 times the diameter (D).