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(19)【発行国】日本国特許庁(JP)
(12)【公報種別】特許公報(B2)
(11)【特許番号】
(24)【登録日】2024-09-17
(45)【発行日】2024-09-26
(54)【発明の名称】切削工具
(51)【国際特許分類】
B23B 27/14 20060101AFI20240918BHJP
C22C 1/051 20230101ALI20240918BHJP
C22C 29/02 20060101ALI20240918BHJP
C22C 29/12 20060101ALI20240918BHJP
【ＦＩ】
B23B27/14 B
B23B27/14 A
C22C1/051 G
C22C1/051 J
C22C29/02 B
C22C29/12 A
【請求項の数】
3
(21)【出願番号】P 2020209993
(22)【出願日】2020-12-18
(65)【公開番号】P2022096803
(43)【公開日】2022-06-30
【審査請求日】2023-11-20
(73)【特許権者】
【識別番号】523194617
【氏名又は名称】ＮＴＫカッティングツールズ株式会社
(74)【代理人】
【識別番号】100079108
【弁理士】
【氏名又は名称】稲葉 良幸
(74)【代理人】
【識別番号】100109346
【弁理士】
【氏名又は名称】大貫 敏史
(74)【代理人】
【識別番号】100117189
【弁理士】
【氏名又は名称】江口 昭彦
(74)【代理人】
【識別番号】100134120
【弁理士】
【氏名又は名称】内藤 和彦
(72)【発明者】
【氏名】茂木 淳
(72)【発明者】
【氏名】池田 光生
(72)【発明者】
【氏名】飯田 悠太
(72)【発明者】
【氏名】佐久間 翔丸
【審査官】小川 真
(56)【参考文献】
【文献】特開昭６０－１４９７７５（ＪＰ，Ａ）
【文献】特開２０１６－１１３３２０（ＪＰ，Ａ）
【文献】特開２０１０－２３５３５１（ＪＰ，Ａ）
【文献】米国特許出願公開第２０１７／０３３４７８９（ＵＳ，Ａ１）
【文献】特開２００５－２７２８７７（ＪＰ，Ａ）
【文献】国際公開第２０１４／００２７４３（ＷＯ，Ａ１）
(58)【調査した分野】(Int.Cl.，ＤＢ名)
Ｂ２３Ｂ ２７／１４、５１／００
Ｂ２３Ｃ ５／１６
Ｃ２２Ｃ １／０５１
Ｃ２２Ｃ ２９／０２
Ｃ２２Ｃ ２９／１２
(57)【特許請求の範囲】
【請求項1】
アルミナと、ジルコニアと、炭化タングステンとを含む焼結体からなる切削工具であって、前記焼結体は、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素から選ばれる少なくとも１種の金属炭化物を含有し、
前記金属炭化物にはＷ元素が固溶しており、
前記焼結体に含まれる全炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｗ元素のモル分率が最も大きく、
前記焼結体をＸ線回折で測定し、
前記炭化タングステンの最強ピーク強度をＩＡとし、
前記金属炭化物の最強ピーク強度をＩＢとした際に、
ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値が１．００以下であり、
前記焼結体は、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉから選ばれる少なくとも１種を、合計で５．０ｍｏｌ％以下含む切削工具。
【請求項2】
２つのアルミナ結晶粒子が隣接する界面である結晶粒界と、アルミナ結晶粒子と炭化タングステン結晶粒子とが隣接する界面である結晶粒界とに、Ｚｒ元素が分布する請求項１に記載の切削工具。
【請求項3】
表面に被覆層が形成された請求項１または２に記載の切削工具。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【0001】
本開示は、切削工具に関する。
【背景技術】
【0002】
従来の切削工具は、高強度化によって耐欠損性の向上が図られている（特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【0003】
【文献】国際公開第２０１４／００２７４３号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【0004】
近年、切削工具は、切削加工のさらなる高能率化が要求されている。鋼材等の鉄系金属の切削加工を高能率化するために、切削速度を上げるか、切込み量を大きくするかの少なくとも一方の対応がなされている。しかし、従来の切削工具は、鉄系金属を高速又は高切込の条件で加工した場合に、耐摩耗性及び耐欠損性の点で改善が要求されるものであった。
本開示は、上記実情に鑑みてなされたものであり、被削材が鉄系金属であっても耐摩耗性及び耐欠損性が改善された切削工具を提供することを目的とする。本開示は、以下の形態として実現することが可能である。
本開示は、上記実情に鑑みてなされたものであり、被削材が鉄系金属であっても耐摩耗性及び耐欠損性が改善された切削工具を提供することを目的とする。本開示は、以下の形態として実現することが可能である。
【課題を解決するための手段】
【0005】
〔１〕アルミナと、ジルコニアと、炭化タングステンとを含む焼結体からなる切削工具であって、
前記焼結体は、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素から選ばれる少なくとも１種の金属炭化物を含有し、
前記金属炭化物にはＷ元素が固溶しており、
前記焼結体に含まれる全炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｗ元素のモル分率が最も大きく、
前記焼結体をＸ線回折で測定し、
前記炭化タングステンの最強ピーク強度をＩＡとし、
前記金属炭化物の最強ピーク強度をＩＢとした際に、
ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値が１．００以下である切削工具。
前記焼結体は、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素から選ばれる少なくとも１種の金属炭化物を含有し、
前記金属炭化物にはＷ元素が固溶しており、
前記焼結体に含まれる全炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｗ元素のモル分率が最も大きく、
前記焼結体をＸ線回折で測定し、
前記炭化タングステンの最強ピーク強度をＩＡとし、
前記金属炭化物の最強ピーク強度をＩＢとした際に、
ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値が１．００以下である切削工具。
【0006】
〔２〕２つのアルミナ結晶粒子が隣接する界面である結晶粒界と、アルミナ結晶粒子と炭化タングステン結晶粒子とが隣接する界面である結晶粒界とに、Ｚｒ元素が分布する〔１〕に記載の切削工具。
【0007】
〔３〕前記焼結体は、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉから選ばれる少なくとも１種を、合計で５．０ｍｏｌ％以下含む〔１〕又は〔２〕に記載の切削工具。
【0008】
〔４〕表面に被覆層が形成された〔１〕から〔３〕のいずれか１項に記載の切削工具。
【発明の効果】
【0009】
焼結体に含まれる全炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｗ元素のモル分率が最も大きく、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値が１．００以下であることにより、切削工具の耐摩耗性及び耐欠損性が優れる。
２つのアルミナ結晶粒子が隣接する界面である結晶粒界と、アルミナ結晶粒子と炭化タングステン結晶粒子とが隣接する界面である結晶粒界とに、Ｚｒ元素が分布している場合には、粒界が強化され、切削工具の耐摩耗性及び耐欠損性が向上する。
Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉから選ばれる少なくとも１種を、合計で５．０ｍｏｌ％以下含む場合には、切削工具の耐摩耗性及び耐欠損性が向上する。
表面に被覆層が形成されている場合には、切削工具の耐摩耗性が向上する。
２つのアルミナ結晶粒子が隣接する界面である結晶粒界と、アルミナ結晶粒子と炭化タングステン結晶粒子とが隣接する界面である結晶粒界とに、Ｚｒ元素が分布している場合には、粒界が強化され、切削工具の耐摩耗性及び耐欠損性が向上する。
Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉから選ばれる少なくとも１種を、合計で５．０ｍｏｌ％以下含む場合には、切削工具の耐摩耗性及び耐欠損性が向上する。
表面に被覆層が形成されている場合には、切削工具の耐摩耗性が向上する。
【図面の簡単な説明】
【0010】
【発明を実施するための形態】
【0011】
以下、本開示を詳しく説明する。なお、本明細書において、数値範囲について「～」を用いた記載では、特に断りがない限り、下限値及び上限値を含むものとする。例えば、「１０～２０」という記載では、下限値である「１０」、上限値である「２０」のいずれも含むものとする。すなわち、「１０～２０」は、「１０以上２０以下」と同じ意味である。
【0012】
１．切削工具１
切削工具１は、アルミナ（Ａｌ２Ｏ３）と、ジルコニア（ＺｒＯ２）と、炭化タングステン（ＷＣ）とを含む焼結体２からなる。
焼結体２は、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素から選ばれる少なくとも１種の金属炭化物を含有している。金属炭化物にはＷ元素が固溶している。
切削工具１は、焼結体２に含まれる全炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｗ元素のモル分率が最も大きい。
切削工具１は、焼結体２をＸ線回折で測定し、炭化タングステンの最強ピーク強度をＩＡとし、金属炭化物の最強ピーク強度をＩＢとした際に、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値が１．００以下である。
切削工具１は、アルミナ（Ａｌ２Ｏ３）と、ジルコニア（ＺｒＯ２）と、炭化タングステン（ＷＣ）とを含む焼結体２からなる。
焼結体２は、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素から選ばれる少なくとも１種の金属炭化物を含有している。金属炭化物にはＷ元素が固溶している。
切削工具１は、焼結体２に含まれる全炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｗ元素のモル分率が最も大きい。
切削工具１は、焼結体２をＸ線回折で測定し、炭化タングステンの最強ピーク強度をＩＡとし、金属炭化物の最強ピーク強度をＩＢとした際に、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値が１．００以下である。
【0013】
（１）焼結体に含まれる成分、及び各成分の含有量
焼結体２は、アルミナと、ジルコニアと、炭化タングステンとを含んでいる。
各成分の含有量について説明する。以下の含有量は、焼結体２（切削工具１）の全体を１００ｍｏｌ％としたときの量である。
アルミナの含有量は、特に限定されない。アルミナの含有量は、硬度や焼結性の観点から、１０ｍｏｌ％～５５ｍｏｌ％が好ましい。
ジルコニアの含有量は、特に限定されない。ジルコニアの含有量は、耐欠損性の観点から、３ｍｏｌ％～５ｍｏｌ％が好ましい。
炭化タングステンの含有量は、特に限定されない。焼結体２中のタングステンを炭化物に換算した場合の炭化タングステンの含有量は、硬度や焼結性の観点から、２０ｍｏｌ％～４５ｍｏｌ％が好ましい。
焼結体２は、アルミナと、ジルコニアと、炭化タングステンとを含んでいる。
各成分の含有量について説明する。以下の含有量は、焼結体２（切削工具１）の全体を１００ｍｏｌ％としたときの量である。
アルミナの含有量は、特に限定されない。アルミナの含有量は、硬度や焼結性の観点から、１０ｍｏｌ％～５５ｍｏｌ％が好ましい。
ジルコニアの含有量は、特に限定されない。ジルコニアの含有量は、耐欠損性の観点から、３ｍｏｌ％～５ｍｏｌ％が好ましい。
炭化タングステンの含有量は、特に限定されない。焼結体２中のタングステンを炭化物に換算した場合の炭化タングステンの含有量は、硬度や焼結性の観点から、２０ｍｏｌ％～４５ｍｏｌ％が好ましい。
【0014】
焼結体２は、Ｔｉ（チタン）、Ｚｒ（ジルコニウム）、Ｈｆ（ハフニウム）、Ｖ（バナジウム）、Ｎｂ（ニオブ）、及びＴａ（タンタル）元素から選ばれる少なくとも１種の金属炭化物を含有している。本開示における金属炭化物は、上記元素の１種と炭素とからなる化合物と、上記元素の２種以上と炭素とからなる化合物との両方を意味する。上記元素の１種と炭素とからなる化合物は、炭化チタン、炭化ジルコニウム、炭化ハフニウム、炭化バナジウム、炭化ニオブ、炭化タンタルである。上記元素の２種以上と炭素とからな
る化合物は、特に限定されないが、炭化チタンタンタル、炭化チタンジルコニウム等が例示される。
る化合物は、特に限定されないが、炭化チタンタンタル、炭化チタンジルコニウム等が例示される。
【0015】
金属炭化物にはＷ（タングステン）元素が固溶している。金属炭化物にＷ元素が固溶している場合、焼結体２中のＷ元素の量を減らすことなく、固溶したＷ元素の量に応じて単味の炭化タングステンの量を少なくできる。このため、被削材に含まれる鉄と反応しやすい単味の炭化タングステンの量を少なくして、鉄に対する耐反応性を向上できる。
金属炭化物の含有量は、特に限定されない。金属炭化物の含有量は、Ｗ元素の固溶量を確保する観点から、３０ｍｏｌ％～８０ｍｏｌ％が好ましく、１５ｍｏｌ％～４０ｍｏｌ％がより好ましい。
金属炭化物に固溶したＷ元素の量は、後述するピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件を充足する範囲内において特に限定されない。金属炭化物に所定の量のＷ元素を固溶させる方法については、後に説明する。
金属炭化物の含有量は、特に限定されない。金属炭化物の含有量は、Ｗ元素の固溶量を確保する観点から、３０ｍｏｌ％～８０ｍｏｌ％が好ましく、１５ｍｏｌ％～４０ｍｏｌ％がより好ましい。
金属炭化物に固溶したＷ元素の量は、後述するピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件を充足する範囲内において特に限定されない。金属炭化物に所定の量のＷ元素を固溶させる方法については、後に説明する。
【0016】
（２）炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件
焼結体２は、焼結体２に含まれる全炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｗ元素のモル分率が最も大きい。すなわち、全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合が、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素のいずれの割合よりも多い。焼結体２に含まれる全炭化物は、炭化タングステン、金属炭化物、及びこれらの固溶体である。
全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合は、特に限定されない。全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合は、耐欠損性の観点から、４６％以上が好ましく、５０％以上がより好ましく、５３％以上が更に好ましい。全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合は、被削材に含まれる鉄に対する耐反応性の観点から、７７％以下が好ましく、７０％以下がより好ましく、６５％以下が更に好ましい。これらの観点から、全炭化物中のＷ元素の割合は、４６％以上７７％以下が好ましく、５０％以上７０％以下がより好ましく、５３％以上６５％以下が更に好ましい。
焼結体２の原料粉末の組成（配合）は、焼成後にもほとんど変化しないから、各焼結体２の組成と同等である。全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合は、原料の組成（配合）を適宜変更して調整できる。
焼結体２は、焼結体２に含まれる全炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｗ元素のモル分率が最も大きい。すなわち、全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合が、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素のいずれの割合よりも多い。焼結体２に含まれる全炭化物は、炭化タングステン、金属炭化物、及びこれらの固溶体である。
全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合は、特に限定されない。全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合は、耐欠損性の観点から、４６％以上が好ましく、５０％以上がより好ましく、５３％以上が更に好ましい。全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合は、被削材に含まれる鉄に対する耐反応性の観点から、７７％以下が好ましく、７０％以下がより好ましく、６５％以下が更に好ましい。これらの観点から、全炭化物中のＷ元素の割合は、４６％以上７７％以下が好ましく、５０％以上７０％以下がより好ましく、５３％以上６５％以下が更に好ましい。
焼結体２の原料粉末の組成（配合）は、焼成後にもほとんど変化しないから、各焼結体２の組成と同等である。全炭化物中の金属元素に占めるＷ元素の割合は、原料の組成（配合）を適宜変更して調整できる。
【0017】
（３）ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件
ここで、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件について説明する。
ピーク強度ＩＡは、Ｃｕ－Ｋα線を用いたＸ線回折装置によって測定した炭化タングステンのＸＲＤピークのうちで、最も高い強度を示すピークの強度を表わす。例えば、２θ＝３５．６°付近におけるピーク高さが好適に用いられる。
ピーク強度ＩＢは、Ｃｕ－Ｋα線を用いたＸ線回折装置によって測定した金属炭化物のＸＲＤピークのうちで、最も高い強度を示すピークの強度を表わす。例えば、最強ピーク
を示す金属炭化物が炭化チタンである場合には、２θ＝４１．７°付近におけるピーク高さが好適に用いられる。
ここで、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件について説明する。
ピーク強度ＩＡは、Ｃｕ－Ｋα線を用いたＸ線回折装置によって測定した炭化タングステンのＸＲＤピークのうちで、最も高い強度を示すピークの強度を表わす。例えば、２θ＝３５．６°付近におけるピーク高さが好適に用いられる。
ピーク強度ＩＢは、Ｃｕ－Ｋα線を用いたＸ線回折装置によって測定した金属炭化物のＸＲＤピークのうちで、最も高い強度を示すピークの強度を表わす。例えば、最強ピーク
を示す金属炭化物が炭化チタンである場合には、２θ＝４１．７°付近におけるピーク高さが好適に用いられる。
【0018】
ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値は、１．００以下である。ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値が１．００以下であることは、全炭化物中において、被削材に含まれる鉄と反応しやすい単味の炭化タングステンが所定量以下であることを示す。
ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値は、耐摩耗性の観点から、０．７０以下であることが好ましく、０．４５以下であることがより好ましい。なお、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の下限値は特に限定されないが、通常０．２０であり、さらに「０」に近い値であってもよい。
なお、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の制御方法は、後に説明する。
ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値は、耐摩耗性の観点から、０．７０以下であることが好ましく、０．４５以下であることがより好ましい。なお、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の下限値は特に限定されないが、通常０．２０であり、さらに「０」に近い値であってもよい。
なお、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の制御方法は、後に説明する。
【0019】
（４）Ｚｒ元素の分布
切削工具１は、２つのアルミナ結晶粒子が隣接する界面である結晶粒界（以下、結晶粒界Ａとも称する）と、アルミナ結晶粒子と炭化タングステン結晶粒子とが隣接する界面である結晶粒界（以下、結晶粒界Ｂとも称する）とに、Ｚｒ元素が分布していてもよい。すなわち、Ｚｒ元素は、結晶粒界Ａと結晶粒界Ｂの双方に分布していることが好ましい。
切削工具１は、２つのアルミナ結晶粒子が隣接する界面である結晶粒界（以下、結晶粒界Ａとも称する）と、アルミナ結晶粒子と炭化タングステン結晶粒子とが隣接する界面である結晶粒界（以下、結晶粒界Ｂとも称する）とに、Ｚｒ元素が分布していてもよい。すなわち、Ｚｒ元素は、結晶粒界Ａと結晶粒界Ｂの双方に分布していることが好ましい。
【0020】
結晶粒界ＡにＺｒ元素が存在することは、次のようにして確認できる。すなわち、２つのアルミナ結晶粒子が隣接する界面を走査透過型電子顕微鏡（Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ、ＳＴＥＭ）で観察する。この界面を横断するように、エネルギー分散形Ｘ線分光器（Ｅｎｅｒｇｙ Ｄｉｓｐｅｒｓｉｖｅ Ｘ－ｒａｙ Ｓｐｅｃｔｒｏｍｅｔｅｒ、ＥＤＳ）にてＺｒ元素の濃度を測定する。粒界にＺｒ元素が存在する場合には、界面においてＺｒ元素の濃度が高いピークが観察される。
【0021】
結晶粒界ＢにＺｒ元素が存在することは、次のようにして確認できる。すなわち、アルミナ結晶粒子と炭化タングステン結晶粒子が隣接する界面を走査透過型電子顕微鏡で観察する。この界面を横断するように、エネルギー分散形Ｘ線分光器にてＺｒ元素の濃度を測定する。粒界にＺｒ元素が存在する場合には、界面においてＺｒ元素の濃度が高いピークが観察される。
【0022】
一実施形態としての焼結体２は、結晶粒界Ａおよび結晶粒界Ｂに分布するＺｒ元素によって、各結晶粒界Ａ，Ｂにおける結晶粒子間の結合力を向上させることができる。したがって、アルミナ－炭化タングステン－ジルコニア系セラミック組成物の機械特性を向上させ、結果的に、その耐摩耗性・耐欠損性を向上させることができる。
【0023】
なお、Ｚｒ元素を結晶粒界Ａ，Ｂに分布させるには、焼結体２の製造時において、各成分をボールミル粉砕等の手法でよく分散させればよい。例えば、微細なジルコニア粉末やジルコニウム塩溶液をジルコニア原料として用いると、ジルコニウム元素が効果的に粒界に分布する。その他、ジルコニア原料のみを先に粉砕する分散混合処理や、粉砕メディアにジルコニア製のものを用いることも効果的である。
また、焼成時の昇温速度及び保持時間を最適化することで、Ｚｒ元素の移動（拡散）を促進することができる。
また、焼成時の昇温速度及び保持時間を最適化することで、Ｚｒ元素の移動（拡散）を促進することができる。
【0024】
（５）その他の成分
焼結体２は、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉから選ばれる少なくとも１種を、合計で５．０ｍｏｌ％以下含んでいてもよい。
焼結体２は、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉを含むことで、耐摩耗性・耐欠損性が向上する。理由は定かではないが、金属炭化物結晶粒子同士の結晶粒界に、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉ等の金属が層状に析出することによって、金属炭化物結晶粒子間の結合力を向上させることができるためであると推測される。他方、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉの含有量が合計で５．０ｍｏｌ％より大きい場合には、粒界以外の相として、高温下で軟化しやすい金属相が多くなるので、耐摩耗性が低下する懸念がある。
一実施形態としての焼結体２は、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉから選ばれる少なくとも１種を、合計で５．０ｍｏｌ％以下含むことによって、耐摩耗性を確保しつつ、耐欠損性を向上できる。
焼結体２は、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉから選ばれる少なくとも１種を、合計で５．０ｍｏｌ％以下含んでいてもよい。
焼結体２は、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉを含むことで、耐摩耗性・耐欠損性が向上する。理由は定かではないが、金属炭化物結晶粒子同士の結晶粒界に、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉ等の金属が層状に析出することによって、金属炭化物結晶粒子間の結合力を向上させることができるためであると推測される。他方、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉの含有量が合計で５．０ｍｏｌ％より大きい場合には、粒界以外の相として、高温下で軟化しやすい金属相が多くなるので、耐摩耗性が低下する懸念がある。
一実施形態としての焼結体２は、Ｃｏ、Ｆｅ、及びＮｉから選ばれる少なくとも１種を、合計で５．０ｍｏｌ％以下含むことによって、耐摩耗性を確保しつつ、耐欠損性を向上できる。
【0025】
（６）被覆層
切削工具１は、表面に被覆層が形成されていてもよい。被覆層は、チタン（Ｔｉ）、ジルコニウム（Ｚｒ）、ケイ素（Ｓｉ）、クロム（Ｃｒ）、及びアルミニウム（Ａｌ）からなる群より選択される少なくとも１種の炭化物、窒化物、酸化物、炭窒化物、炭酸化物、窒酸化物、及び炭窒酸化物からなることが好ましい。具体的には、例えば、ＴｉＮ、Ｔｉ
ＡｌＮ、ＴｉＡｌＣｒＮ、ＡｌＣｒＮが好ましい。被覆層が形成されると、切削工具１の表面硬度が増加すると共に、被削材との反応・溶着による摩耗進行が抑制される。その結果、切削工具１の耐摩耗性が向上する。被覆層は単層でも複層でもよく、合計の厚みは、
特に限定されないが、通常０．５μｍ～１５μｍである。
切削工具１は、表面に被覆層が形成されていてもよい。被覆層は、チタン（Ｔｉ）、ジルコニウム（Ｚｒ）、ケイ素（Ｓｉ）、クロム（Ｃｒ）、及びアルミニウム（Ａｌ）からなる群より選択される少なくとも１種の炭化物、窒化物、酸化物、炭窒化物、炭酸化物、窒酸化物、及び炭窒酸化物からなることが好ましい。具体的には、例えば、ＴｉＮ、Ｔｉ
ＡｌＮ、ＴｉＡｌＣｒＮ、ＡｌＣｒＮが好ましい。被覆層が形成されると、切削工具１の表面硬度が増加すると共に、被削材との反応・溶着による摩耗進行が抑制される。その結果、切削工具１の耐摩耗性が向上する。被覆層は単層でも複層でもよく、合計の厚みは、
特に限定されないが、通常０．５μｍ～１５μｍである。
【0026】
２．ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の制御（切削工具１の製造方法）
ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）は、切削工具１を製造する過程において、金属炭化物へのＷ元素の固溶量を調整することによって制御できる。切削工具１は、原料粉末の準備工程、配合工程、混合工程、乾燥及び造粒工程、焼成工程を経て製造される。
金属炭化物へのＷ元素の固溶量は、例えば、原料粉末の配合工程において、原料粉末として金属炭化物にＷ元素が固溶した固溶体原料を使用すること、原料粉末の焼成工程において、ホットプレスや、放電プラズマ焼結（ＳＰＳ：Ｓｐａｒｋ Ｐｌａｓｍａ Ｓｉｎｔｅｒｉｎｇ）等の加熱条件をコントロールすること等によって、調整できる。以下、より具体的に説明する。
ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）は、切削工具１を製造する過程において、金属炭化物へのＷ元素の固溶量を調整することによって制御できる。切削工具１は、原料粉末の準備工程、配合工程、混合工程、乾燥及び造粒工程、焼成工程を経て製造される。
金属炭化物へのＷ元素の固溶量は、例えば、原料粉末の配合工程において、原料粉末として金属炭化物にＷ元素が固溶した固溶体原料を使用すること、原料粉末の焼成工程において、ホットプレスや、放電プラズマ焼結（ＳＰＳ：Ｓｐａｒｋ Ｐｌａｓｍａ Ｓｉｎｔｅｒｉｎｇ）等の加熱条件をコントロールすること等によって、調整できる。以下、より具体的に説明する。
【0027】
（１）原料粉末の準備工程、配合工程
原料粉末の配合工程に用いられる固溶体原料は、次のようにして作製できる。まず、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素から選ばれる少なくとも１種の金属粉末と、Ｗ元素の粉末と、Ｃ元素の粉末を調合し、ボールミル等で粉砕する。得られた混合粉末を加熱して炭化処理する。炭化処理後の冷却は、通常の炉冷速度よりも速い急速冷却が好ましい。
原料粉末の配合工程に用いられる固溶体原料は、次のようにして作製できる。まず、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素から選ばれる少なくとも１種の金属粉末と、Ｗ元素の粉末と、Ｃ元素の粉末を調合し、ボールミル等で粉砕する。得られた混合粉末を加熱して炭化処理する。炭化処理後の冷却は、通常の炉冷速度よりも速い急速冷却が好ましい。
【0028】
固溶体原料を作製するに際し、炭化物の出発原料として金属粉末、Ｗ元素の粉末を用いることによって、均質な固溶体原料を得ることができる。これは、金属元素とＷ元素を均質に混合できること、金属元素及びＷ元素の炭化反応に伴う燃焼反応が固溶反応を促進することに起因する。また、炭化処理後に急速冷却すると、ＷＣの分離を抑制できる。一般的に、温度が低い程Ｗ元素のその他の金属炭化物に対する固溶量は少なくなる。したがって、急速冷却してＷＣの分離が生じる時間を短縮することによって、通常の炉冷速度で冷却した場合に比して、ＷＣの分離を抑制できる。
【0029】
得られた固溶体原料の配合量は、特に限定されない。固溶体原料の配合量は、焼結体２の原料全体を１００ｍｏｌ％とした場合に、３０ｍｏｌ％～８０ｍｏｌ％が好ましく、１５ｍｏｌ％～４０ｍｏｌ％がより好ましい。
【0030】
（２）焼成工程
従来、焼結体２を製造するに際して、所定のプレス圧力にて所定の焼成温度で焼成し、焼結温度から所定の降温速度で降温する焼成工程を採用していた。所定の降温速度は、通常２．５℃／ｍｉｎ～５．０℃／ｍｉｎであった。これに対して、焼結温度からの降温速度を大きくすることによって、Ｗ元素が固溶した金属炭化物からＷＣが分離することを抑制できる。金属炭化物へのＷ元素の固溶量を確保するために、焼結温度からの降温速度は１５℃／ｍｉｎ以上であることが好ましく、２０℃／ｍｉｎ以上であることがより好ましい。
従来、焼結体２を製造するに際して、所定のプレス圧力にて所定の焼成温度で焼成し、焼結温度から所定の降温速度で降温する焼成工程を採用していた。所定の降温速度は、通常２．５℃／ｍｉｎ～５．０℃／ｍｉｎであった。これに対して、焼結温度からの降温速度を大きくすることによって、Ｗ元素が固溶した金属炭化物からＷＣが分離することを抑制できる。金属炭化物へのＷ元素の固溶量を確保するために、焼結温度からの降温速度は１５℃／ｍｉｎ以上であることが好ましく、２０℃／ｍｉｎ以上であることがより好ましい。
【0031】
３．耐摩耗性及び耐欠損性が優れる推測理由
ここで、本開示の切削工具１が、耐摩耗性及び耐欠損性に優れることについて、推測される理由を説明する。
一般に、炭化タングステンは鉄と反応しやすい性質を有する。したがって、炭化タングステンを含む焼結体と、被削材にふくまれる鉄との耐反応性を向上させるためには、焼結体中の炭化タングステンの量を減少させればよい。しかしながら、そうすると焼結体中のＷ元素の量が減少して焼結体の機械的強度が不足する。このような焼結体からなる切削工具は、耐摩耗性に優れるが耐欠損性に劣る。
これに対して、本実施形態の焼結体２は、金属炭化物にＷ元素が固溶しているから、金属炭化物にＷ元素が固溶しない構成に比して、被削材に含まれる鉄に対する耐反応性が向上する。これに伴い、切削工具１は、耐欠損性に優れつつ耐摩耗性が向上すると考えられる。
本実施形態の焼結体２では、上記の炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足するから、Ｗ元素が十分に確保される。このため、焼結体２の機械的強度に優れ、切削工具１の耐欠損性が優れると考えられる。
さらに、本実施形態の焼結体２は、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件も充足する。ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値が１．００以下であるから、被削材の鉄と反応しやすい単味の炭化タングステンの量を少なくすることができる。このため、焼結体２の被削材に含まれる鉄に対する耐反応性が向上し、切削工具１の耐摩耗性が向上する。
このように、上記の炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足し、かつ、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件を充足する焼結体２は、Ｗ元素の量を減少させることなく被
削材に含まれる鉄に対する耐反応性を向上させることができるので、耐摩耗性及び耐欠損性に優れる。
ここで、本開示の切削工具１が、耐摩耗性及び耐欠損性に優れることについて、推測される理由を説明する。
一般に、炭化タングステンは鉄と反応しやすい性質を有する。したがって、炭化タングステンを含む焼結体と、被削材にふくまれる鉄との耐反応性を向上させるためには、焼結体中の炭化タングステンの量を減少させればよい。しかしながら、そうすると焼結体中のＷ元素の量が減少して焼結体の機械的強度が不足する。このような焼結体からなる切削工具は、耐摩耗性に優れるが耐欠損性に劣る。
これに対して、本実施形態の焼結体２は、金属炭化物にＷ元素が固溶しているから、金属炭化物にＷ元素が固溶しない構成に比して、被削材に含まれる鉄に対する耐反応性が向上する。これに伴い、切削工具１は、耐欠損性に優れつつ耐摩耗性が向上すると考えられる。
本実施形態の焼結体２では、上記の炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足するから、Ｗ元素が十分に確保される。このため、焼結体２の機械的強度に優れ、切削工具１の耐欠損性が優れると考えられる。
さらに、本実施形態の焼結体２は、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件も充足する。ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の値が１．００以下であるから、被削材の鉄と反応しやすい単味の炭化タングステンの量を少なくすることができる。このため、焼結体２の被削材に含まれる鉄に対する耐反応性が向上し、切削工具１の耐摩耗性が向上する。
このように、上記の炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足し、かつ、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件を充足する焼結体２は、Ｗ元素の量を減少させることなく被
削材に含まれる鉄に対する耐反応性を向上させることができるので、耐摩耗性及び耐欠損性に優れる。
【実施例】
【0032】
以下の実験では、実施例１～１３、比較例１～４の各焼結体を作製し、これらの各セラミックス焼結体を加工して、実施例１～１３、比較例１～４の各切削工具とした。
【0033】
１．焼結体の作製
（１）原料粉末の準備工程
原料粉末は、以下に示すものである。（Ｔｉ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｚｒ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｖ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｎｂ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｔａ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｔｉ,Ｔａ,Ｗ）Ｃ粉末は、それぞれ固溶体原料粉末である。
Ａｌ２Ｏ３粉末：平均粒径０．３μｍ
ＺｒＯ２粉末：平均粒径０．３μｍ、３ｍｏｌ％のＹ２Ｏ３で部分安定化
ＷＣ粉末：平均粒径０．５μｍ
（Ｔｉ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｚｒ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｖ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｎｂ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｔａ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｔｉ,Ｔａ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
ＴｉＣ粉末：平均粒径０．７μｍ
（１）原料粉末の準備工程
原料粉末は、以下に示すものである。（Ｔｉ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｚｒ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｖ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｎｂ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｔａ,Ｗ）Ｃ粉末、（Ｔｉ,Ｔａ,Ｗ）Ｃ粉末は、それぞれ固溶体原料粉末である。
Ａｌ２Ｏ３粉末：平均粒径０．３μｍ
ＺｒＯ２粉末：平均粒径０．３μｍ、３ｍｏｌ％のＹ２Ｏ３で部分安定化
ＷＣ粉末：平均粒径０．５μｍ
（Ｔｉ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｚｒ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｖ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｎｂ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｔａ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
（Ｔｉ,Ｔａ,Ｗ）Ｃ粉末：平均粒径０．７μｍ
ＴｉＣ粉末：平均粒径０．７μｍ
【0034】
上記の中でＡｌ２Ｏ３粉末、ＺｒＯ２粉末、ＷＣ粉末は市販の原料を用いた。（Ｔｉ,Ｗ）Ｃ粉末等の固溶体原料は、次の手順で作製した。まず、平均粒径１．０μｍのＴｉ粉末、Ｚｒ粉末、Ｖ粉末、Ｎｂ粉末、Ｔａ粉末、Ｗ粉末と、平均粒径０．３μｍのＣ粉末（カーボンブラック）を表１の組成（ｍｏｌ％）になるように調合した。ＳＵＳ製のポットに超硬球とエタノールを投入し、調合した粉末を投入した。次に、ＳＵＳ製のポットを４８時間回転させ、粉砕混合した。
【0035】
【表1】
【0036】
得られた混合スラリーを、振動乾燥機にて乾燥し、混合粉末を得た。得られた混合粉末をカーボン型に入れ、Ａｒ雰囲気下で２，０００℃にて炭化処理を行った。２，０００℃からの降温は急速冷却にて行った。得られた粉末を粉末Ｘ線回折分析する事により、Ｗ元素がその他の元素の炭化物に固溶した固溶体原料となっていることを確認した。
（２）配合工程
準備した原料粉末を表２の組成（ｍｏｌ％）になるように配合（調合）した。
なお、表３における「固溶体原料の使用」の「有」とは「原料に固溶体原料を使用したこと」を意味する。
（２）配合工程
準備した原料粉末を表２の組成（ｍｏｌ％）になるように配合（調合）した。
なお、表３における「固溶体原料の使用」の「有」とは「原料に固溶体原料を使用したこと」を意味する。
【0037】
【表2】
【0038】
（３）混合、乾燥及び造粒工程
ＳＵＳ製のポットに超硬球とエタノールを投入し、調合した原料粉末を投入した。次に、ＳＵＳ製のポットを７２時間回転させ、粉砕混合した。得られた混合スラリーを、振動乾燥機にて乾燥し、混合粉末を得た。
なお、ここまでの工程（（１）～（３））は、全ての実施例及び比較例のセラミックス焼結体で共通している。
ＳＵＳ製のポットに超硬球とエタノールを投入し、調合した原料粉末を投入した。次に、ＳＵＳ製のポットを７２時間回転させ、粉砕混合した。得られた混合スラリーを、振動乾燥機にて乾燥し、混合粉末を得た。
なお、ここまでの工程（（１）～（３））は、全ての実施例及び比較例のセラミックス焼結体で共通している。
【0039】
（４）焼成工程
（４－１）実施例１～１３、比較例１，２，４のセラミックス焼結体
実施例１～１３、比較例１，２，４のセラミックス焼結体では、次の方法でホットプレス焼成してセラミックス焼結体を得た。
すなわち、乾燥混合粉末は、カーボン冶具に投入され、表３の焼成温度、プレス圧力３０ＭＰａ、Ａｒ ３気圧の雰囲気の条件で焼成された。焼成温度からの降温時に急冷した。
このホットプレス焼成における代表的な温度変化が図２に示されている。図２では、焼成温度（１５００℃）で所定時間保持された後に、２０℃／ｍｉｎで降温した様子が示されている。
以上のようにして、実施例１～１３、比較例１，２，４のセラミックス焼結体が得られた。
なお、表３における「焼成時の急冷」の「有」とは「焼成温度からの降温時に急冷したこと」を意味する。また、「無」とは「焼成温度からの降温時に急冷しないこと」を意味する。
（４－１）実施例１～１３、比較例１，２，４のセラミックス焼結体
実施例１～１３、比較例１，２，４のセラミックス焼結体では、次の方法でホットプレス焼成してセラミックス焼結体を得た。
すなわち、乾燥混合粉末は、カーボン冶具に投入され、表３の焼成温度、プレス圧力３０ＭＰａ、Ａｒ ３気圧の雰囲気の条件で焼成された。焼成温度からの降温時に急冷した。
このホットプレス焼成における代表的な温度変化が図２に示されている。図２では、焼成温度（１５００℃）で所定時間保持された後に、２０℃／ｍｉｎで降温した様子が示されている。
以上のようにして、実施例１～１３、比較例１，２，４のセラミックス焼結体が得られた。
なお、表３における「焼成時の急冷」の「有」とは「焼成温度からの降温時に急冷したこと」を意味する。また、「無」とは「焼成温度からの降温時に急冷しないこと」を意味する。
【0040】
【表3】
【0041】
（４－２）比較例３のセラミックス焼結体
比較例３のセラミックス焼結体は、乾燥及び造粒までは実施例１～１３、比較例１，２，４のセラミックス焼結体と同じであるが、焼成温度からの降温時に急冷せず、一般的な速度で冷却した。
このホットプレス焼成における温度変化が図３に示されている。焼成後に、１５５０℃、８００ＭＰａの１軸加圧が行われている。図３では、焼成温度（１５２５℃）で所定時間保持された後に、２．５℃／ｍｉｎで降温した様子が示されている。
以上のようにして、比較例３のセラミックス焼結体が得られた。
比較例３のセラミックス焼結体は、乾燥及び造粒までは実施例１～１３、比較例１，２，４のセラミックス焼結体と同じであるが、焼成温度からの降温時に急冷せず、一般的な速度で冷却した。
このホットプレス焼成における温度変化が図３に示されている。焼成後に、１５５０℃、８００ＭＰａの１軸加圧が行われている。図３では、焼成温度（１５２５℃）で所定時間保持された後に、２．５℃／ｍｉｎで降温した様子が示されている。
以上のようにして、比較例３のセラミックス焼結体が得られた。
【0042】
２．Ｗ元素の割合
（１）算出方法
焼結体の任意の位置における切断面を鏡面研磨後、切断面うち異なる５か所において電子線マイクロアナライザ（ＥＰＭＡ）によって□２５μｍを視野とするＥＰＭＡ画像を得た。このＥＰＭＡ画像を分析して焼結体におけるＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素のモル分率の５か所における平均値を算出した。そして、焼結体に含まれるＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％として、Ｗ元素のモル分率を算出した。
なお、別途、ＸＲＤ分析の組成分析をして、実施例及び比較例について、いずれも焼成
前後で焼結体を構成する組成が変化していないことを確認した。
（２）算出結果
実施例及び比較例における、Ｗ元素の割合を表３に示す。
実施例１～１３、比較例１～３のＷ元素のモル分率の割合は、いずれも５０％以上であった。実施例１～１３、比較例１～３のＷ元素のモル分率は、焼結体に含まれる炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、最も大きく、炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足していた。
比較例４のＷ元素のモル分率の割合は、４５．０％であった。比較例４のＷ元素のモル分率は、焼結体に含まれる炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｔｉ元素のモル分率（５５％）よりも少なく、炭化物における炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足していなかった。比較例４の組成は、実施例３におけるＷＣ粉末原料の代わりに同量のＴｉＣ粉末原料を添加することによって、炭化物中のＷ元素のモル分率よりもＴｉ元素のモル分率が大きくなっている。なお、比較例４の作製方法は実施例と同じである。
（１）算出方法
焼結体の任意の位置における切断面を鏡面研磨後、切断面うち異なる５か所において電子線マイクロアナライザ（ＥＰＭＡ）によって□２５μｍを視野とするＥＰＭＡ画像を得た。このＥＰＭＡ画像を分析して焼結体におけるＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素のモル分率の５か所における平均値を算出した。そして、焼結体に含まれるＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％として、Ｗ元素のモル分率を算出した。
なお、別途、ＸＲＤ分析の組成分析をして、実施例及び比較例について、いずれも焼成
前後で焼結体を構成する組成が変化していないことを確認した。
（２）算出結果
実施例及び比較例における、Ｗ元素の割合を表３に示す。
実施例１～１３、比較例１～３のＷ元素のモル分率の割合は、いずれも５０％以上であった。実施例１～１３、比較例１～３のＷ元素のモル分率は、焼結体に含まれる炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、最も大きく、炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足していた。
比較例４のＷ元素のモル分率の割合は、４５．０％であった。比較例４のＷ元素のモル分率は、焼結体に含まれる炭化物中のＷ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、及びＴａ元素の合計のモル分率を１００％とした場合に、Ｔｉ元素のモル分率（５５％）よりも少なく、炭化物における炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足していなかった。比較例４の組成は、実施例３におけるＷＣ粉末原料の代わりに同量のＴｉＣ粉末原料を添加することによって、炭化物中のＷ元素のモル分率よりもＴｉ元素のモル分率が大きくなっている。なお、比較例４の作製方法は実施例と同じである。
【0043】
３．ＸＲＤ分析（Ｘ線回折分析）
（１）測定方法
得られた焼結体を１２ｍｍ×１２ｍｍ×４ｍｍの柱状体に加工後、１２ｍｍ×１２ｍｍの面の一方を琢磨し鏡面に仕上げた。この鏡面について次の評価を行った。
炭化タングステンの最強ピーク強度ＩＡと、金属炭化物の最強ピーク強度ＩＢを測定するために、各セラミックス焼結体に対してＸ線回折測定を行った。各ピーク強度ＩＡ、ＩＢは、以下の２θ値付近に観察されたピークの高さである。
ピーク強度ＩＡ：２θ＝３５．６°
ピーク強度ＩＢ：
最強ピークを示す金属炭化物がＴｉＣである場合には、２θ＝４１．７°、
最強ピークを示す金属炭化物がＺｒＣである場合には、２θ＝３３．０°、
最強ピークを示す金属炭化物がＶＣである場合には、２θ＝３７．４°、
最強ピークを示す金属炭化物がＮｂＣである場合には、２θ＝３４．８°、
最強ピークを示す金属炭化物がＴａＣである場合には、２θ＝３５．０°、
最強ピークを示す金属炭化物がＴｉＴａＣである場合には、２θ＝３５．３°
各焼結体について、それぞれピーク強度ＩＡ、ＩＢを求め、ピーク強度比ＩＡ／ＩＢの値を算出した。
なお、各面のピーク強度は、以下の条件で測定した。
・Ｘ線回折装置
（株）リガク製 Ｘ線回折装置 ＲＩＮＴ－ＴＴＲ ＩＩＩ
・Ｘ線回折条件
モノクロメータ：使用
ターゲット：Ｃｕ
管電流：３００ｍＡ
管電圧：５０ｋＶ
スキャンスピード２度／分
サンプリング幅０．０２度
（１）測定方法
得られた焼結体を１２ｍｍ×１２ｍｍ×４ｍｍの柱状体に加工後、１２ｍｍ×１２ｍｍの面の一方を琢磨し鏡面に仕上げた。この鏡面について次の評価を行った。
炭化タングステンの最強ピーク強度ＩＡと、金属炭化物の最強ピーク強度ＩＢを測定するために、各セラミックス焼結体に対してＸ線回折測定を行った。各ピーク強度ＩＡ、ＩＢは、以下の２θ値付近に観察されたピークの高さである。
ピーク強度ＩＡ：２θ＝３５．６°
ピーク強度ＩＢ：
最強ピークを示す金属炭化物がＴｉＣである場合には、２θ＝４１．７°、
最強ピークを示す金属炭化物がＺｒＣである場合には、２θ＝３３．０°、
最強ピークを示す金属炭化物がＶＣである場合には、２θ＝３７．４°、
最強ピークを示す金属炭化物がＮｂＣである場合には、２θ＝３４．８°、
最強ピークを示す金属炭化物がＴａＣである場合には、２θ＝３５．０°、
最強ピークを示す金属炭化物がＴｉＴａＣである場合には、２θ＝３５．３°
各焼結体について、それぞれピーク強度ＩＡ、ＩＢを求め、ピーク強度比ＩＡ／ＩＢの値を算出した。
なお、各面のピーク強度は、以下の条件で測定した。
・Ｘ線回折装置
（株）リガク製 Ｘ線回折装置 ＲＩＮＴ－ＴＴＲ ＩＩＩ
・Ｘ線回折条件
モノクロメータ：使用
ターゲット：Ｃｕ
管電流：３００ｍＡ
管電圧：５０ｋＶ
スキャンスピード２度／分
サンプリング幅０．０２度
【0044】
（２）測定結果
実施例及び比較例における、ピーク強度比ＩＡ／ＩＢを表３に示す。
実施例１～１３のピーク強度比ＩＡ／ＩＢはいずれも１．００以下であった。
比較例１のピーク強度比ＩＡ／ＩＢは、２以上であり、１．００より大きかった。比較例１の作製方法は実施例と同じであるが、比較例１の組成は、炭化物中にＷＣ以外の金属炭化物を含んでいない。
比較例２のピーク強度比ＩＡ／ＩＢは、１．４４であり、１．００より大きかった。比較例２の作製方法は実施例と同じであるが、比較例２の組成は、ＷＣ粉末原料の配合量が実施例１～１３よりも多かった。
比較例３のピーク強度比ＩＡ／ＩＢは、１．２０であり、１．００より大きかった。比較例３の組成は実施例３と同じであるが、比較例３の作製方法は、焼成温度からの降温時に急冷を行わなかった。
実施例及び比較例における、ピーク強度比ＩＡ／ＩＢを表３に示す。
実施例１～１３のピーク強度比ＩＡ／ＩＢはいずれも１．００以下であった。
比較例１のピーク強度比ＩＡ／ＩＢは、２以上であり、１．００より大きかった。比較例１の作製方法は実施例と同じであるが、比較例１の組成は、炭化物中にＷＣ以外の金属炭化物を含んでいない。
比較例２のピーク強度比ＩＡ／ＩＢは、１．４４であり、１．００より大きかった。比較例２の作製方法は実施例と同じであるが、比較例２の組成は、ＷＣ粉末原料の配合量が実施例１～１３よりも多かった。
比較例３のピーク強度比ＩＡ／ＩＢは、１．２０であり、１．００より大きかった。比較例３の組成は実施例３と同じであるが、比較例３の作製方法は、焼成温度からの降温時に急冷を行わなかった。
【0045】
４．切削工具の作製
実施例１～１３及び比較例１～４の焼結体を、工具形状（ＳＥＫＮ４２）に加工した。 なお、焼成後の各焼結体を機械加工して、切削工具としているのであるから、切削工具の組成は原料粉末の組成と同等である。
実施例１～１３及び比較例１～４の焼結体を、工具形状（ＳＥＫＮ４２）に加工した。 なお、焼成後の各焼結体を機械加工して、切削工具としているのであるから、切削工具の組成は原料粉末の組成と同等である。
【0046】
５．切削試験
（１）耐摩耗試験
各切削工具を用いて、切削試験を行った。試験条件は下記の通りである。
・被削材：合金鋼ＳＣＭ４４０
・切削速度：４００ｍ／ｍｉｎ
・切込み量：２．０ｍｍ
・切込幅：５０ｍｍ
・送り量：０．２ｍｍ／ｔｏｏｔｈ
・切削環境：Ｄｒｙ
・評価：逃げ面摩耗量が０．３ｍｍに達した時の切削距離（ｍ）で評価した。
（２）耐欠損性試験
各切削工具を用いて、切削試験を行った。試験条件は下記の通りである。
・被削材：合金鋼ＳＣＭ４４０
・切削速度：２００ｍ／ｍｉｎ
・切込み量：２．０ｍｍ～５．０ｍｍ
・切込幅：５０ｍｍ
・送り量：０．２ｍｍ／ｔｏｏｔｈ
・切削環境：Ｄｒｙ
・評価：切込量を２．０ｍｍから０．２５ｍｍずつ増やし、切込量を増やす度に０．５ｍ加工して、欠損が発生した時の切込量で評価した。
（３）試験結果
実施例及び比較例における、耐摩耗試験及び耐欠損性試験の評価を表３に示す。実施例１～１３の切削工具は、良好な耐摩耗性及び耐欠損性を示した。一方、炭化物におけるＷ
元素の割合に関する要件を充足するが、ピーク強度比ＩＡ／ＩＢが１．００よりも大きい比較例１～３の切削工具は、実施例１～１３の切削工具に比べて、同等の耐欠損性を有するが、耐摩耗性は低かった。これは、Ｗ元素を多く含むことで機械的強度が確保される一方、焼結体中の単味のＷＣが多く、被削材の鉄との反応が進行しやすかったからだと思われる。また、ピーク強度比ＩＡ／ＩＢが１．００よりも小さいが、炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足しない比較例４の切削工具は、実施例１～１３の切削工具に比べて、同等の耐摩耗性を有するが、耐欠損性は低かった。これは、焼結体中の単味のＷＣが少ないことで被削材の鉄との反応が進行し難かった一方、Ｗ元素が不十分で機械的強度が確保されなかったからだと思われる。
以上の結果から、炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足し、かつ、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件を充足することで、耐摩耗性及び耐欠損性が向上することが確認された。
（１）耐摩耗試験
各切削工具を用いて、切削試験を行った。試験条件は下記の通りである。
・被削材：合金鋼ＳＣＭ４４０
・切削速度：４００ｍ／ｍｉｎ
・切込み量：２．０ｍｍ
・切込幅：５０ｍｍ
・送り量：０．２ｍｍ／ｔｏｏｔｈ
・切削環境：Ｄｒｙ
・評価：逃げ面摩耗量が０．３ｍｍに達した時の切削距離（ｍ）で評価した。
（２）耐欠損性試験
各切削工具を用いて、切削試験を行った。試験条件は下記の通りである。
・被削材：合金鋼ＳＣＭ４４０
・切削速度：２００ｍ／ｍｉｎ
・切込み量：２．０ｍｍ～５．０ｍｍ
・切込幅：５０ｍｍ
・送り量：０．２ｍｍ／ｔｏｏｔｈ
・切削環境：Ｄｒｙ
・評価：切込量を２．０ｍｍから０．２５ｍｍずつ増やし、切込量を増やす度に０．５ｍ加工して、欠損が発生した時の切込量で評価した。
（３）試験結果
実施例及び比較例における、耐摩耗試験及び耐欠損性試験の評価を表３に示す。実施例１～１３の切削工具は、良好な耐摩耗性及び耐欠損性を示した。一方、炭化物におけるＷ
元素の割合に関する要件を充足するが、ピーク強度比ＩＡ／ＩＢが１．００よりも大きい比較例１～３の切削工具は、実施例１～１３の切削工具に比べて、同等の耐欠損性を有するが、耐摩耗性は低かった。これは、Ｗ元素を多く含むことで機械的強度が確保される一方、焼結体中の単味のＷＣが多く、被削材の鉄との反応が進行しやすかったからだと思われる。また、ピーク強度比ＩＡ／ＩＢが１．００よりも小さいが、炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足しない比較例４の切削工具は、実施例１～１３の切削工具に比べて、同等の耐摩耗性を有するが、耐欠損性は低かった。これは、焼結体中の単味のＷＣが少ないことで被削材の鉄との反応が進行し難かった一方、Ｗ元素が不十分で機械的強度が確保されなかったからだと思われる。
以上の結果から、炭化物におけるＷ元素の割合に関する要件を充足し、かつ、ピーク強度比（ＩＡ／ＩＢ）の要件を充足することで、耐摩耗性及び耐欠損性が向上することが確認された。
【0047】
本開示は上記で詳述した実施形態に限定されず、本開示の請求項に示した範囲で様々な変形又は変更が可能である。
【符号の説明】
【0048】
１ …切削工具
２ …焼結体
２ …焼結体
【図1】
【図2】
【図3】