 |
Характеристики одноэлементных, однослойных покрытий.
|
|
|
|
Характеристики однослойных покрытий, создаваемых на основе вышеуказанных соединений, зависят не только от физико-химических свойств данных соединений, но также и от ряда других факторов, к которым относятся: однородность покрытия, его пористость, толщина, метод нанесения на рабочую поверхность. Последний из факторов играет наиболее значимую роль, определяя предшествующие ему факторы (табл.1,2) [3].
Таблица 1
Твердость некоторых карбидовых покрытий, полученных различными способами.
| Соединение | Метод | Микротвердость, кгс/мм2 |
|
TiC
| МТИ | 2500-3000 3000-5500 |
| РИБ | 2400 | |
| ХОП | 3350-3600 4500 | |
|
Cr7C3 | МТИ | 2200 |
| ХОП | 1900-2200 |
Таблица 2
Твердость некоторых нитридных покрытий, полученных осаждением из паровой и газовой фазы.
| Соединение | Метод | Микротвердость, кгс/мм2 |
|
TiN | МТИ | 1900-2800 |
| РИБ | 1400-4000 1900 | |
| ХОП | 1900-2400 | |
| CrN | РИБ | 3500 |
|
|
|
Если рассматривать МТИ, то микроструктура покрытий, получаемых этим методом (Al2O3, TiC, ZrC и др.) непосредственно зависит от температуры конденсации. При температуре менее 600-700 оС структура состоит из мелкозернистых волокон диаметром ~ 10 нм, разделенных тонкой сеткой пор шириной ~ 1 нм. При 700-1000 оС величина зерна достигает в диаметре 1 мкм [3].
Твердость покрытия зависит от парциального давления реактивного газа, температуры подложки и потенциала на подложке. Так например, твердость TiC достигает 3000 кгс/мм2 при парциальном давлении реактивного газа ~ (1.1¸1.3)×10-3 мм рт. ст., температуре подложки 650 оС и потенциале на подложке 0¸50 В.
 |
На рис.5 показано влияние парциального давления азота и потенциала на подложке на микротвердость покрытий из TiN и CrN, полученных осаждением в разряде с полым катодом [3].
Если рассматривать метод РИБ, то в [3] отмечается, что в зависимости от параметров процесса при магнетронном распылении покрытие TiNx (x меняется от 1 до 0.6) может иметь микротвердость от 1400 до 4000 кгс/мм2 (при температуре подложки 300-330 оС).
Зависимость микротвердости TiN от парциального давления азота так же, как и при МТИ, имеет явно выраженный максимум (рис.6).
 |
Давление реакционного газа непосредственное влияние оказывает и на микротвердость однослойных покрытий типа MNx и MC в процессе их формирования. Из Рис.7 видно, что с увеличением давления реакционного газа, микротвердость покрытий возрастает, так как поступление большего объема реактивного газа способствует более полному протеканию плазмохимических реакций. Но при дальнейшем увеличении давления микротвердость покрытия снижается, что обусловлено образованием покрытий, имеющих в своем составе повышенную концентрацию химических элементов реакционного газа, приводящих к дефектности структуры и снижению микротвердости [6].
|
|
|
На рис.8 показано влияние давления аргона, в процессе ионного осаждения, на однородность однослойного покрытия (соотношение между толщиной покрытия на передней и задней поверхностях подложки) [3].
Зависимость свойств покрытия от условий его получения можно продемонстрировать и на наибольшее распространенном в качестве
однослойного карбидного покрытия - TiC. На рис.9 приведены данные по
 |  | ||
износостойкости хромистой стали и покрытий TiC (покрытие получено вакуумно-дуговым методом), нанесенных при давлениях С2Н2 – 0.17 Па (TiC 1) и 0.27 Па (TiC 2) при напряжении на подложке 200 В [9].
Величина К есть удельная скорость изнашивания покрытия,
определяется выражением:
∆V
K = ———— (1)
F × ∆L
В (1), ∆V есть приращение объемного износа покрытия на пути трения ∆L, а F- нагрузка. В [9] установлена зависимость удельной скорости изнашевания от потенциала на подложке (рис.10). Из рисунка видно, что при напряжении 150 В величина К имеет минимум. Это, по-видимому, определяется плотностью покрытия и его адгезионной прочностью.
 |  | ||
 |  | ||
Микротвердость покрытия непосредственно определяется и концентрацией реактивного газа, учавствующего в процессе его формирования. Так на рис.11 показана зависимость микротвердости покрытий TiNx от расхода азота при магнетронном распылении, при величине полезной мощности равной 2 кВт [4].
Изменение расход азота влияет не только на микроструктуру осаждаемых пленок TiNx, но так же и на другие свойства пленок, например, на их удельное сопротивление Rs (рис.12), велечина полезной мощности равна 3 кВт. Из рисунка видно, что величина Rx пленок TiNx увеличивается при увеличении расхода азота подобно микротвердости. Максимальное значение удельного сопротивления пленок TiNx приблизительно в пять раз больше, чем для пленок титана [4].
|
|
|
В табл.3 приведены характеристики различных видов одноэлементных покрытий. Из таблицы видно, что карбидные покрытия по своей сути наиболее твердые и жаростойкие, обладают высокой адгезией с материалом инструмента.
Нитридные покрытия более пластичны и менее хрупкие, чем карбидные. Наименее твердыми и наиболее хрупкими из покрытий являются оксиды, но по своим коррозионным свойствам они превосходят карбидные и нитридные покрытия.
Таблица 3
Физические свойства различных представителей одноэлементных износостойких покрытий.
| Свойства | Материал покрытия | ||
| TiC | TiN | Al2O3 | |
| Точка плавления, оС Плотность, кг/м3 Микротвердость, Мпа Модуль упругости, Гпа Коэффициент линейного расширения, град-1 Вязкость разрушения, МПа×м1/2 | 3140 4930 32000 313.7 7.4×10-6 2.2 | 2930 5210 21600 250.28 9.4×10-6 3.4 | 2015 3970 21000 361.29 8.3×10-6 --- |
6.3. Многослойные покрытия.
Непосредственная классификация многослойных покрытий, наносимых на инструментальный материал, приведена в табл.4.
Таблица 4
Классификация многослойных покрытий для режущего инструмента.
| Многослойные | |||
| Одноэлементные | Многоэлементные | Многокомпонентные | Композиционные |
| На основе Соединения одного Тугоплавкого металла Пример: TiC, TiN | На основе соединения двух или более тугоплавких металлов Пример: (Ti-Cr)N | На основе смесей двух или более соединений одного металла Пример: TiCN | На основе смесей двух или более соединений, двух или более металлов Пример:TiC-Al2O3-TiN |
С учетом двойственной природы покрытия, как технологической промежуточной среды между инструментальным и обрабатываемым материалами, использование одного из тугоплавких соединений в качестве покрытия не всегда удолетворяет комплексу требованей к покрытию (пар. 4). Поэтому на практике, при производстве режущего инструмента с покрытием все большее применение находят многослойно-композиционные покрытия с переменными свойствами и химическим составом. Кроме того, они способны хороше сопротивлятся хрупкому разрушению в условиях развития трещин или при сильных пластических деформациях режущей части. Многослойные покрытия рекомендуется наносить на весьма хрупкие и кристаллохимически несовместимые с инструментальным материалом системы, обладающие наибольшей термодинамической устойчевостью среди всех известных соединений. К таким системам можно отнести некоторые оксиды (особенно Al2O3), бориды (HfB2, NbB2, TaB2) и Si3N4. Такие соединения способны сохранять высокую твердость при больших температурах, имеют повышенную пассивность по отношению к обрабатываемым материалам. Эти соединения должны входить в состав многослойно-композиционных покрытий в качестве барьерных слоев, которые могли бы эффективно сдерживать диффузионные процессы, служить своеобразным термоизолирующим слоем, снижать склонность инструментального материала к коррозии и окислению при высоких температурах.
|
|
|
Значительный интерес в качестве основы покрытий представляют двойные и тройные системы карбидов, нитридов, а также карбонитридов переходных материалов [5]:
пары карбид-карбид: TiC-ZrC; ZrC-TaC; MoC-WC; TiC-TaC; TiC-HfC; Cr33C6-Mn23C6; Cr7C3-Mn7C3;
пары нитрид-нитрид: TiN-ZrN; ZrN-HfN; TaN-CrN; TiN-HfN; CrN-MoN;
пары карбид нитрид: TiC-TiN; ZrN-ZrC; TiC-ZrN; NbC-TiN; TiC-VN; ZrN;
Высокая термодинамическая устойчивость, твердость и прочность этих соединений обусловлена большим подобием структур и близкими размерами атомов, с чем связано и наличие значительных областей растворимости. Двойные и тройные соединения имеют широкую область растворимости и перспективны при разработке композиционных покрытий.
Как и для однослойных покрытий, свойства многослойных покрытий непосредственно зависят от технологических особенностей процесса их нанесения на рабочую поверхность режущего инструмента. Выше сказанное можно проиллюстрировать на примере покрытия TiCN, наносимого методом РИБ. Период решетки данного покрытия зависит от соотношения между количеством азота и углеводородной смеси в реакционном газе. Из рис.13 видно, что период решетки максимален и равен 4.325 Å, когда реактивный газ содержит только углеводородную смесь, и минимальный период – 4.261 Å, когда реактивный газ содержит только азот [2].
|
|
|
 |  | ||
На рис.14 приведена зависимость микротвердости покрытия TiCN от концентрации азота в газовой смеси, напускаемого в рабочую камеру при конденсации. Здесь же приведены результаты измерения коэффициента трения покрытия в паре со сталью 45 в среде СО (нагрузка 750 Н, время испытаний 1 час) [2]. Из рисунка видно, что повышение твердости покрытия соответствует увеличению коэффициента трения, что свидетельствует о большем вкладе в коэффициент трения его механической составляющей.
На примере износостойких покрытий на основе карбонитрида титана, легированного цирконием, алюминием и кремнием, можно показать, как влияет изменение состава углеродосодержащей газовой смеси, применяемой в процессе их нанесения, на структурные параметры покрытий (период а кристаллической решетки; ширину βIII рентгеновских линий; текстуру J111/J200; остаточные макронапряжения σо) и на микротвердость Нм, а следовательно, и на ружущую способность инструмента.
На основе результатов структурных исследований установлено, что изменение состава углеродсодержащей газовой смеси (повышение в ней содержания А ацетилена С2Н2) приводит к увеличению периуда а, ширины βIII и существенно сказывается на текстуре покрытия. Увеличение ширины βIII свидетельствует о повышении уровня микродеформации кристаллической решетки, что характеризуется изменением микронапряжений σо и микротвердости Нм покрытий (Табл.4) [7].
Таблица 4
Структурные параметры и микротвердость Нм покрытия TiCN.
| А, % | 0 | 15 | 25 | 35 | 50 | 60 | 70 | 80 |
| а, нм | 0.4276 | 0.4280 | 0.4286 | 0.4296 | 0.4303 | 0.4311 | 0.4319 | 0.4328 |
| βIII, градус | 0.5 | 0.5 | 0.64 | 0.78 | 1.55 | 1.70 | 1.85 | 2.0 |
| J111/J200 | 100 | 43 | 35 | 16 | 0.9 | 0.8 | 0.8 | 0.7 |
| σо, ГПа | -3.0 | -3.25 | -3.51 | -3.9 | -1.5 | -0.9 | -1.05 | -1.2 |
| Нм, ГПа | 31 | 38 | 44.5 | 48 | 45 | 28 | 28.5 | 31 |
В работе [7] исследуется влияние состава покрытия и газовой смеси на режущие свойства пластин. Это влияние оценивалось по интенсивности износа I, определяемой соотношением:
h
I = —— (2)
L
В (2) величина h – износ по задней поверхности после 10 мин. работы резца, мм; L – путь резания, соответствующий данному износу. Результаты исследований приведены на рис.15.
 |
На практике часто используются двухслойные структуры, состоящие из промежуточного слоя карбидов, нитридов, карбонитридов металлов IV-VI групп, AlN и SiO2 (для керамических инструментов) и поверхностного слоя Al2O3, обеспечивающего достаточную защиту от коррозии. Толщина подслоя в них изменяется в пределах от 0.1 до 10 мкм, а наружного слоя – от 1 до 10 мкм. Такие двухслойные покрытия, как правило, наносятся на нитридокремневые керамические покрытия; кроме того, они обеспечивают превосходную износостойкость и ударную вязкость твердых сплавов. В частности, представляет интерес двухслойное износостойкое покрытие на керамическом инструменте (основа – Si3N4). Оно состоит из внутреннего слоя толщиной 0.5-20 мкм, представляющего собой смесь Al2O3 с AlN, и внешнего слоя Al2O3 толщиной 1-10 мкм. Такое покрытие может также наносится на Al2O3 , карбиды и нитриды кремния [11].
Al2O3 в качестве внешнего слоя снижает усилия резания и благодаря устойчивости при высоких температурах обеспечивает наилучшую стойкость инструмента при обработке стали и чугуна с большими скоростями. Из-за низкой теплопроводности Al2O3 его применяют в качестве промежуточного слоя. Слой Al2O3 толщиной 0.2-0.3 мкм наносят также для образования диффузионного барьера перед осаждением TiN и TiC, что благоприятно влияет на стойкость инструмента [3].
В многослойных покрытиях используют TiC (нижний слой) (так как данное соединение обеспечивает высокую адгезию с материалом инструмента), TiN (верхний слой) (обладающее меньшей адгезией и менее хрупкое, чем TiC) и переходное состояние Ti(C,N) – в качестве промежуточного слоя. Покрытия на основе титана повышают стойкость твердосплавных режущих пластин в 4-6 раз, на 50-100% увеличивают скорость резания [3].
При резании со значительными скоростями и ударными нагрузками эффективно многослойное покрытие WC/TiC + TiC + Ti(C,N).
При высоких скоростях резания с большей тепловой нагрузкой эффективно покрытие TiC + TiB2.
Как правило, толщина покрытий на твердосплавном инструменте составляет 4- 10 мкм (иногда до 15 мкм), а дальних слоев (в зависимости от их количества) – от 1 до 3-4 мкм. Большая толщина в связи с хрупкостью соединения может снизить суммарную вязкость материала.
Существенно повысить стабильность кристаллохимических свойств материала можно путем применения покрытий на основе системы (Ti,Cr)N, которая обладает высокой сопротивляемостью к окислению и сохраняет свои характеристики при более высоких температурах, чем покрытия из TiC т TiN. Такая стабилизация свойств обусловлена большей прочностью связи атомов в кристаллической решетке, которая формируется в процессе замещения атомов азота атомами хрома, имеющими меньший размер.
Особый интерес вызывает композиционное покрытие двойного нитрида (Ti,Al)N. Это покрытие обладает такой же кубической структурой, как и TiN, но имеет меньший период решетки, что отражается на его твердости (в 0.6 раза больше, чем у TiN). Покрытие (Ti,Al)N стабильно при температуре 710-830 оС, в то время, как покрытие TiN начинает окислятся при 550 оС. Объясняется это тем, что на поверхности (Ti,Al)N формируется защитный аморфный слой Al2O3 предотвращающий дальнейшее окисление. Следовательно долговечность инструмента с покрытием из (Ti,Al)N значительно превосходит долговечность инструмента с нитридотитановым слоем. Например, стойкость сверла из быстрорежущей стали с покрытием из (Ti,Al)N при сверлении отверстия в чугуне и сплаве Al-Si соответственно в 12.3 раза выше, чем у сверла с нитридотитановым слоем. Данное покрытие наносят, как правило, методом ФОП на любые инструментальные материалы [11].
7. Вывод.
Нанесение износостойких покрытий на режущий инструмент является комплексной задачей. Отвечая ряду требований, покрытие в конечном счете должно характеризоваться высокой износостойкостью. Следовательно, оно должно обладать высокими термической стойкостью, механическими свойствами и прочностью сцепления с инструментальной основой. Выбор покрытия осуществляется в зависимости от типа обрабатываемого материала и области его применения. Любое покрытие должно обладать максимальной инертностью к обрабатываемому материалу, поэтому необходимо учитывать тип химической связи материала покрытия.
Считается, что чем заметнее проявляется металлический тип связи покрытия, тем сильнее оно схватывается с обрабатываемым материалом. Вот почему карбиды переходных металлов проявляют высокую адгезионную активность по отношению к различным металлам и сплавам, чем нитриды.
Необходимо отметить то, что применение многослойных и композиционных покрытий значительно увеличивает возможность оптимизации их свойств по сравнению с инструментальной основой и обрабатываемым материалом.
Список литературы.
1. Орлов П.И. Основы конструирования. Справочник, методическое пособие. – Москва: Машиностроение, 1983.
2. Мацевитый В.М., Борушко М.С., Береснев В.М., Романова Л.М., Удовенко Е.С. Структура и механические свойства вакуумно-плазменных покрытий TiCN // Известия высших учебных заведений. Черная металлургия.– № 3. –1984.
3. Волин Э.М. Ионно-плазменные методы получения износостойких покрытий (Обзор зарубежной литературы за 1979-1983 гг.) // Технология легких сплавов.-№ 10.-1984.
4. Заявка 20935 Англия. Механические свойства пленок нитрида титана. Плазменное осаждение пленок нитрида титана / Мюзил Дж., Вискожид Дж., Баснер Р., Уэллер Ф. Опубл. 1985.
5. Третьяков И.П., Верещака А.С. Режущие инструменты с износостойкими покрытиями. – Москва: Машиностроение, 1986.
6. Белый А.В., Карпенко Г.Д., Мышкин Н.К. Структура и методы формирования износостойких поверхностных слоев. – Москва: Машиностроение, 1991.
7. Табаков В.П. Применение покрытий на основе карбонитрида титана для повышения стойкости режущего инструмента // Станки и инструменты.- № 11. -1991.
8. Карпов Ю.И., Чижмаков М.Б. Особенности формирования покрытий Ti (N,C) на твердосплавных пластинах // Вестник машиностроения. – № 3. – 1992.
9. Фукс-Рабинович Г.С. Особенности структуры и свойств комбинированных покрытий для режущего инструмента // Трение и износ. -1994. - 15. -№ 6. - С.994.
10. Булатов В.П., Гинзбург Б.М., Козырев Ю.П., Красный В.А., Седаков Е.Б., Кузнецов В.Г. Влияние режимов вакуумно-дугового напыления на износостойкость карбидо-титановых покрытий. -Там же. -С.1009.
11. Гнесин Г.Г., Фоменко С.Н. Износостойкие покрытия на инструментальных материалах (обзор) // Порошковая металлургия. – 1996. – № 9-10.- С.17-26.
|
|
|
12 |
