Ионно–плазменные покрытия на основе нитридов и карбидов переходных металлов с регулируемой стехиометрией (стр. 27 )

При росте температуры свыше 500С покрытие становится гетерофазным, включающим наряду с твердым раствором (TiCr)N либо динитрид хрома– Cr2N при (600С), либо хрома – Cr (при 700С).

Фазовый рентгеноструктурный и микрорентгеноспектральный анализы показывают, что покрытие в основном состоит из твердого раствора (Ti, Cr)N0,47 с решеткой ГЦК типа NaCl.

3. Показано, что ванадий и хром образуют между собой непрерывный ряд твердых растворов. В системе V–Cr–N образуются твердые растворы на базе мононитридов ванадия и хрома – (V, Cr)N и на базе динитридов ванадия и хрома –(V, Cr)2N. Область гомогенности твердого раствора на базе V2N и Cr2N (при температуре 800оС) находится в пределах (V, Cr)N0,42–0,5. Введение ванадия в азотосодержащие сплавы хрома приводит к заметному повышению их прочности, твердости как при нормальной, так и повышенных температурах.

Исследовано (с использованием метода термодинамического моделирования) влияние температуры подложки, давления азота и скорости осаждения на фазовый состав нитридных покрытий при совместном напылении ванадия и хрома. Расчет показал, что при одинаковых скоростях осаждения хрома и ванадия (VCr/VV=1) соотношение VN и CrN приблизительно равно 49.23 и 50.76 мас.% соответственно (при 0.27 Па и 200–400С), то при соотношении скоростей осаждения VCr/VV=0,7 количество VN в твердом растворе (V, Cr)N увеличивается на 15 мас.%. Это объясняется уменьшением потока ионов хрома в процессе формирования покрытия. При этом фазовый состав остается качественно постоянным. При температуре 510С в покрытии наряду с (V, Cr)N появляется твердый раствор (V, Cr)2N, количество которого мало зависит от величины давления азота.

Микрорентгеноспектральным и фазовым рентгеноструктурным анализами установлено, что в случае VСr/Vv=1 покрытие содержит 34 мас.% хрома, 56 мас.% ванадия и 10 мас.% азота. При этом фазовый состав покрытия следующий: 89 % (V, Cr)2N, 11 % (V, Cr)N. При соотношении скоростей напыления хрома и ванадия VСr/Vv=0,7 существенно изменяется химический состав покрытия: возрастает концентрация ванадия с 56 до 68.6 % и уменьшается содержание хрома в покрытии с 34 до 22.4 мас.%; содержание азота изменяется незначительно – уменьшается с 10 до 9 мас.%. При этом соотношение фаз в покрытии меняется в сторону уменьшения доли твердого раствора нитридов ванадия и хрома – (V, Cr)2N: 79 % (V, Cr)2N; 21 % (V, Cr)N. Сопоставление расчетных данных с экспериментальными показывает их хорошее соответствие.

4. Исследованы эксплуатационные свойства ионно–плазменных покрытий, содержащих нитриды титана, хрома, ванадия и твердые растворы на их основе. В зависимости от легирования изучены микротвердость, микрохрупкость, износостойкость и окалиностойкость (жаростойкость) образцов с покрытиями. Установлено, что микротвердость (Н0.5Н) исследованных покрытий изменяется в пределах 16–30 ГПа. Среди изученных покрытий самой высокой твердостью обладает нитрид титана–TiN0.84 (26–30 ГПа). Легирование TiN хромом [(Ti0.55Cr0.45)Nу] уменьшает его твердость до 20–22 ГПа. Аналогичная тенденция снижения микротвердости наблюдается и при легировании нитрида ванадия (VN0.68) хромом. Микротвердость покрытия на основе нитридов хрома (74 % Cr2N, 26 % CrN) колеблется в пределах 16–20 ГПа.

Исследования микрохрупкости покрытий основе нитридов хрома, титана, ванадия и твердых растворов (TiхCr1–х)Nу, (Vх, Cr1–х)2Nу+(Vх, Cr1–х)Nу, показали, что наибольшей хрупкостью обладает TiN0,84. Легирование TiNх хромом уменьшает хрупкость покрытия. Микрохрупкость нитрида ванадия находится на уровне значений для нитридов хрома. В то же время легирование нитрида ванадия хромом приводит к резкому снижению микрохрупкости.

Износостойкость образцов и инструмента с покрытиями в 1.1–3.5 раза выше, чем без них. Наибольшей износостойкостью обладают стали с многокомпонентными покрытиями на основе твердых растворов (Ti0.55Cr0.45)Nу и (Vх, Cr1–х)2Nу+(Vх, Cr1–х)Nу. Это объясняется тенденцией уменьшения хрупкости при образовании твердых растворов нитридов по сравнению с хрупкостью нитридов, их образующих.

Анализ исследований жаростойкости быстрорежущих сталей с покрытиями при температуре 600С показал, что существенно (в 2.5 – 3 раза) повышают жаростойкость многокомпонентные покрытия – (Ti0.55Cr0.45)Nу, (Vх, Cr1–х)2Nу+(Vх, Cr1–х)Nу.

5. Известно, что при обработке резаньем происходит адгезия (схватывание) инструмента с обрабатываемой деталью и перенос материала с поверхности инструмента на деталь и наоборот. Процессы “переноса” реализуются при температурах выше температуры рекристаллизации. Величиной, характеризующей относительную сопротивляемость металла, указанному взаимодействию, может служить время ti, необходимое для разогрева материала в месте контактирования до критической температуры Ткр, выше которой может наступить перенос. Условие надежной работы покрытия выражается следующим образом:

>1,

где tз – ti заготовки, tп – ti покрытия на инструменте; Т0 – температура среды, К; Т3 и Тп – соответствующие температуры плавления материала заготовки и покрытия на инструменте; С3 и СП – удельная теплоемкость заготовки и покрытия, ; r3 и rП – плотность заготовки и покрытия, кг/м3; l3 и lП – коэффициент теплопроводности заготовки и покрытия,

Проанализирована относительная стойкость покрытий на основе, карбидов и нитридов переходных металлов, предназначенных для инструмента, работающего в условиях теплового износа в паре со сталью, титановыми и никелевыми сплавами, а также медью. Поскольку имитировались условия высокотемпературного износа, то температура заготовки и инструмента в области поверхности контакта (То – температура среды) принималась равной 1300 К.

Показано, что в большинстве случаев повышенной износостойкостью при обработке стали, сплавов титана и никеля обладают карбиды и нитриды переходных металлов и в первую очередь нитриды IV группы и карбиды V группы.

Проведенные исследования показывают, что выбранный метод расчета износостойкости пар трения дает хорошее соответствие с экспериментальными данными о повышении износостойкости инструмента из стали У8 и твердого сплава Т15К6 за счет нанесения карбидных покрытий в процессе продольного точения стали 20, также износостойкости твердосплавного инструмента ВК6 с нитридными покрытиями при точении стали 45.

Покрытия на основе нитридов и карбидов переходных металлов, согласно расчетным и экспериментальным данным, можно расположить по убыванию износостойкости (при обработки стали 45, титановых и никелевых сплавов) в следующей последовательности: TaC0.96 ,WC, TaC0.8 , HfC, TiC0.96 , ZrC0.97 , TiN0.83 , ZrN, HfN, VC0.9 , TaN, W2C и др.

6. Исследованы склерометрическим методом механические свойства и адгезионная прочность ионно–плазменных покрытий, сформированных на аустенитной хромазотистой нержавеющей стали Х24А1. Методика испытаний основана на не­прерывном нагружении материала и его деформировании в упругой и упругопластической областях до предельного состояния с последующим разрушением путем горизонтального перемещения индентора, предварительно внедренного на определенную глубину. В процессе испытания происходит регистрация диаграммы «деформирующая нагрузка – горизонтальное перемещение индентора». По диаграмме могут быть определены: склерометрическая твердость, истинное сопротивление разрыву, относительное конечное сужение и адгезионная прочность материала покрытия.

Определены механические свойства и адгезионная прочность ионно–плазменных покрытий на основе ниобия, циркония, нитрида циркония, титана и его сплавов (Ti– 5.6V– 1Al, Ti–15Co–6.6 Cr), сформированных на хромазотистой стали Х24А1. Показано, что по уменьшению адгезионной прочности сцепления с основой все исследованные покрытия можно выстроить в следующей последовательности: сплав (Ti–15Co–6.6Cr), Zr, ZrN, Ti, Nb, сплав (Ti–5.6V–1Al).

Глава 5. РАСЧЕТНО–ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В ИОННО–ПЛАЗМЕННЫХ ПОКРЫТИЯХ.

ВЛИЯНИЕ НЕСТЕХИОМЕТРИЧЕСКОГО СОСТАВА ФАЗ НА НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ В СИСТЕМЕ

«ПОКРЫТИЕ–ПОДЛОЖКА»

Качество и надежность работы покрытий, формируемых ионно–плазменным методом, в значительной мере зависит от остаточных напряжений в системе «покрытие–подложка». Поэтому разработка метода прогнозирования величины и знака остаточных напряжений в покрытии и подложке представляет большой практический интерес.

При плазменном напылении в вакууме тепловые явления и остаточные напряжения играют наиболее существенную роль в процессе формирования покрытий, поскольку знак и величина напряжений оказывает большое влияние на адгезию покрытия с основой. Покрытия могут разрушаться как в процессе напыления, так и после него. Избежать подобных явлений и получить покрытия с заданными физико–механическими свойствами можно путем управления их составом и технологическим режимом формирования. Для прогнозирования оптимальных напряжений в покрытиях используются как экспериментальные, так и расчетные методы их определения. Расчетные методы позволяют, используя известные данные по физико–механическим свойствам покрытий (модуль упругости, коэффициенты термического расширения и Пуассона), оперативно определять величину и знак остаточных напряжений в покрытии и подложке.

Согласно [15, 16], для любого процесса плазменного напыления в вакууме основными факторами, влияющими на формирование покрытий, их физико–механические и эксплуатационные свойства, являются подготовка поверхности изделий к напылению, энергия напыляемых частиц, температура конденсации и остаточные напряжения. Причем тепловые явления и остаточные напряжения играют наиболее существенную роль при формировании покрытий. Покрытия могут разрушаться как в процессе напыления, так и после него. Избежать подобных явлений и получить покрытия с заданными физико–механическими свойствами можно путем управления их составом и технологическим режимом формирования.