Выпускаемых зарубежными фирмами

Окончание табл. 12.3

Методы термодиффузионного насы­щения (ТДН). При производстве твердосплавных пластин с покрытием используют также методы термодиффузионного насыщения (ТДН), к которым относится метод ДТ, разработанный во ВНИИТСе.

Метод ДТ основан на термообработке твердосплавных пластин в специальной порошковой засыпке из материалов, содержащих ти­тан, при температурах, достаточных для реализации диффузионных реакций в среде водорода [3]. Метод не требует специального оборудования, так как осуществляется в стандартных водородных электропечах непрерывного действия, исключается необходимость точной дозировки и очистки газа восстановителя (водорода). Производительность процесса ДТ очень высокая и составляет до 500 пластинок в час (например квадратных пластин формы 03111–120408, 03111–120412 по ГОСТ 19049–80) при выходе годной продукции не ниже 95%. Скорость роста покрытия до 10–15 мкм/ч. Вместе с тем методы ТДН, основанные на использовании порошковой технологии, имеют заметные недостатки, связанные с налипанием порошковой смеси на рабочие поверхности инструмен­та, необходимостью герметизации контейнера или использования защитных газов, одноразовым использованием смеси. В настоящее время промышленностью страны выпускаются пластины ВК6–TiC ДТ, рекомендуемые для обработки чугуна в области применения К10–К20 [20].

Методы физического осаждения покрытий (PVD). Методы PVD основаны на физическом испа­рении вещества в вакуумное пространство камеры с последующей подачей реакционного газа (N₂, O₂, СН₄ и др). Отличие методов состоит в принципах физического испарения вещества, различной степени ионизации пароионного потока, конструктивных особен­ностях установок.

Среди методов наибольшее распространение по­лучили: конденсация вещества из плазменной фазы в вакууме с ионной бомбардировкой (метод КИБ), магнетронное распыление (метод МИР), ионное плакирование.

Широкие возможности варьирования температурой в зонах на­несения покрытий позволяет использовать методы PVD в качестве универсальных для нанесения покрытий на режущий инструмент из быстрорежущей стали и твердого сплава. Методы PVD универсальны также и с точки зрения возможности гаммы монослойных, мно­гослойных покрытий на основе нитридов, карбидов, карбонитридов, оксидов, боридов тугоплавких металлов IV–VI групп Перио­дической таблицы. Применение методов PVD для получения покры­тий на режущем инструменте существенно расширяет его техноло­гические возможности за счет более эффективного, чем для мето­дов CVD, управления процессами получения покрытий и их свойс­твами, а также направленного воздействия на геометрические, кристаллохимические дефекты поверхностных слоев инструменталь­ного материала.

Среди методов PVD наибольшее распростране­ние получил метод КИБ, сущность которого заключается в генера­ции вещества катодным пятном вакуумной дуги сильноточного, низковольтного разряда, развивающегося исключительно в парах металла катода. Подача в вакуумное пространство реагирующих газов приводит к конденсации покрытия на рабочие поверхности режущего инструмента благодаря протеканию плазмохимических ре­акций [22, 39].

Испарение металла, ионная бомбардировка, плазмохимические реакции и конденсация покрытия происходят в вакуумной камере, металлический корпус которой служит анодом. Характерной осо­бенностью метода КИБ является высокая химическая активность испаряющегося материала, который состоит из высокоионизиро­ванного потока низкотемпературной плазмы.

Конденсат в процессе осаждения покрытия подвергается ин­тенсивной бомбардировке ионами испаряемого вещества, что при­водит к его частичному распылению, повышению температуры в зо­не формирования. В результате резко возрастает подвижность атомов на поверхности инструмента, происходит активизация химичеcкой реакции между конденсатом и компонентами реакционной газовой смеси. Еще одной особенностью процесса КИБ является возможность ускорения ионного потока путем создания отрица­тельного заряда (относительно корпуса камеры) на режущем инструменте.

Высокая плотность энергии в катодном пятне позволяет испарять любые электропроводящие материалы, в том числе тугоп­лавкие IV–VI групп Периодической таблицы.

Важнейшими параметрами процесса КИБ являются плотность потока и энергии ионов при бомбардировке поверхности инстру­ментального материала и последующей конденсации покрытия. Энергия ионов будет определяться атомным строением испаряемого потенциала, ускоряющим потенциалом на инструменте, кратностью заряда ионов: Е_v = Е ₀ + ZU _y, где Е ₀ – энергия иона в катодном пятне, Z – заряд иона, U _y – ускоряющее напряжение.

В сочетании со временем воздействия энергия ионов Е_v определяет температу­ру на рабочих поверхностях инструмента, функция которой чрез­вычайно важна с точки зрения создания необходимого термомеха­нического уровня воздействия на поверхности инструмента для их подготовки перед нанесением покрытия и наиболее благоприятного протекания плазмохимических реакций. С учетом эффекта направ­ленности плазменного потока необходимо учитывать положение ра­бочих поверхностей инструмента относительно потока.

Впервые в мировой практике в нашей стране в 1976–1984 гг. разработана промышленная технология на основе метода КИБ.

Свойства инструментальных материалов с покрытием. Для уяснения влияния покры­тия на свойства композиции «покрытие–инструментальный матери­ал» рассмотрим особенности структуры покрытий, формируемых различными методами.

Особенности структуры и фазового состава покрытий, полу­чаемых методами CVD представлены на примере покрытий TiС и многослойных покрытий TiC–TiCN–TiN.

Покрытие TiC, наносимое на твердосплавный субстрат ТТ10К8-Б методом ГТ, состоит из поликристаллического карбида титана, параметр решетки которого составляет 0,4321–0,4926 нм, стехиометрия TiC_0,6 – TiC_0,9, содержание кислорода 0,7–20%, между покрытием TiC и твердым сплавом обнаруживается переход­ная зона (рис. 12.4).

При толщине покрытия TiC 5–8 мкм толщина переходной зоны составляет 1,5–3 мкм. Структура покрытия изобилует дефектами: геометрические искажения зерна, разнозернистость, поры, малая протяженность контакта зерен TiC между собой. Размер зерен по сечению неоди­наков; если в границе раздела «TiC – TT10K8 – B» размер зерен не превышает 0,3–0,5 мкм, то у поверхности он увеличивается до 0,8–1,5 мкм.

Рентгеноструктурные исследования показали, что в объеме покрытия TiС существуют рентгеновские отражения различной ин­тенсивности (200), (111), причем по мере роста толщины покры­тия (времени осаждения) растет суммарный объем зерен с плоскости (111), одновременно увеличивается размер зерен по поверхности. Очевидно, это свидетельствует о двух моментах.

Во–первых, с ростом суммарного объема зерен с кристаллографи­ческим направлением (111) твердость должна возрастать, так как плоскости (111) являются наиболее твердыми в кубической решет­ке карбида титана [65, 66]. Во–вторых, вместе с ростом твер­дости растет и хрупкость покрытия, что свидетельствует о росте его склонности к стохастическому хрупкому разрушению.

Рассмотрим также структуры и фазовый состав покрытий композиционно многослойного типа TiC–TiCN–TiN.

а) б)

в)

Рис. 12.5. Структура покрытия TiC-TiCN-TiN на твердосплавном субстрате МС221 (80,63%W; 2,08% Ti; 3,38% Ta; 2,12%Nb; 5,5%Co; 6,29%C):

а – фрактограмма излома пластины МС2215; б – поверхность покрытия; в – торцовый шлиф сплава МС2215 (увеличение х 1600), травление реактивом Мураками

Покрытие TiC–TiCN–TiN обладает высокой прочностью адгезии с твердым сплавом, так как слой TiC, непосредственно контакти­рующий с твердым сплавом (рис. 12.5), имеет отрицательное зна­чение изобарного потенциала относительно твердосплавной матрицы. Кроме того, слой TiС увеличивает сопротивляемость задней поверхности твердосплавного инструмента адгезионно‑усталостному изнашиванию.

Наружный слой TiN более пластичен и пассивен по отношению к конструкционным сталям и чугунам и, таким образом, обеспечивает повышение сопротивляемости инстру­мента физико‑химическим видам изнашивания и образования лунки изнашивания передней поверхности. Промежуточный слой TiCN, обладая неограниченной растворимостью в TiС и TiN, обес­печивает высокую прочность их адгезии. Таким образом, покры­тие TiC–TiCN–TiN сбалансированно увеличивает сопротивление изнашиванию передней и задней поверхностей твердосплавного инструмента.

Анализ данных исследований структурно-фазового состава покрытия TiC–TiCN–TiN позволяет отметить следующее. Покрытие толщиной 8–9 мкм имеет трехфазный состав. Супермелкодисперсный поверхностный слой TiС толщиной 4–5 мкм примыкает к переходно­му слою TiCN, толщина которого составила 1,5–2 мкм. Слой TiС, непосредственно примыкающий к твердому сплаву, имеет толщину 1,5–2 мкм.

В слоях TiС и TiCN обнаружен супермелкодисперсный слой типа h-фаза толщиной около 0,5–1 мкм.

Для сплава МС2215, МС1465 отмечено снижение дефектности кристаллического строения, особенно для слоя TiN (см. рис. 12.5) резко увеличивается протяженность контакта зерен. Последнее свидетельствует о росте потенциальных возможностей покрытия TiC–TiCN–TiN сопротивляться хрупкому разрушению. Если для зерен покрытия TiС рентгенографически установлена кристал­лографическая разориентированность, то большинство зерен слоя TiN имели ориентировку (0001) и (220), расположенных примерно параллельно поверхности субстрата (см. рис. 12.5).

Структура, фазовый состав ионно-плазменных покрытий, фор­мируемых методом КИБ, зависят от параметров процесса нанесения (ток дуги, напряжение на инструменте, расстояние инструмента от катода испарителя, время ионной бомбардировки и конденсации покрытия), однако наибольшее влияние на основные свойства пок­рытия (фазовый состав, параметр кристаллической решетки, ее микро- и макроискажения, микротвердость, структурные и геомет­рические дефекты и т.д.) оказывает давление рабочего (реакционного) газа. Влияние давления азота p _N на основные свойства покрытия рассмотрим на примере системы Ti–N (рис. 12.6).

Данные рентгеноструктурных исследований позволяют отме­тить следующее.

В области давлений, приводящих к получению покрытий максимальной твердости (p_N = 1,33×10^-2 Па), отмечается и наибольшее увеличение ширины дифракционных максимумов (333), характеризующих микроискажения решетки. Очевидно, макси­мальные микроискажения подрешетки титана объясняются внедрени­ем атомов азота, имеющих больший диаметр, чем диаметр сферы, вписанный в соответствующий промежуток подрешетки титана. Од­нако высокие твердость и уровень микроискажений приводят к росту хрупкости покрытия, снижению его сопротивляемости микро– и макроразрушению в условиях действия знакопеременных напряже­ний, термических ударов, пластического изменения формы режущей части инструмента.

Рис. 12.6. Влияние давления азота на свойства нитридотитановых покрытий:

1 – микротвердость; 2 – скорость конденсации покрытий; 3 – дифракционные максимумы, 4 – параметр решетки

По мере роста давления азота (p_N = 1,33×10^-2 – 1,33×10^-1 Па) значительно уменьшается уровень микроискажений кристалли­ческой решетки, растет ее пластичность, параметр решетки уве­личивается до уровня, соответствующего стехиметрическому составу нитридотитанового соединения (а = 0,4245 ± 0,0005 нм), что связано со снижением скорости конденсации покрытия и его формирования в более равновесных условиях. Значительно снижа­ется хрупкость покрытия, в то время как твердость его еще достаточно высока, чтобы эффективно защищать контактные пло­щадки режущего инструмента от изнашивания.

В области малых давлений (меньше 1,33×10^-2 Па) твердость покрытия резко падает, состав его соответствует трехфазной об­ласти, т.е. наряду с нитридотитановым соединением нестехиометрического состава в покрытии обнаружен еще a –Ti и фаза Ti₂N, наличие которых способствует резкому увеличению склонности к схватыванию покрытия и обрабатываемого материала. Такое покры­тие плохо сопротивляется изнашиванию, прочность его сцепления с инструментальной матрицей падает.

Величина давления является одним из важнейших параметров, подлежащих оптимизации, его величина в каждом индивидуальном случае будет зависеть от состава катода, параметров конкретной модели установки.

Рис. 12.7. Зависимости стойкости инструмента с покрытием TiN толщиной 5 мкм от давления азота:

1 – ВК6; 2 – ТТ10К8-Б; 3 – Р6М5; 4 – Т5К10

Об этом свидетельствуют зависимости среднего значения стойкости инструмента, оснащенного пластинами из твердого сплава и быстрорежущей стали с покрытием TiN, от давления азо­та для достаточно широкого изменения условий резания, представленные на рис. 12.7.

Графики зависимости стойкости от давления азота, приведенные на рис. 12.7, относятся: к точению сплава ХН77ТЮР с t =1 мм; S = 0,15 мм/об; v = =60 м/мин резцами, оснащенными пластинами ВК6–TiN, ТТ10К8Б–TiN (а); к точению стали 45 НВ 180 с t =2 мм; S = 0,3 мм/об; v = 55 м/мин быстрорежущими резцами Р6М5 – TiN и с t =2 мм; S = 0,45 мм/об; v = 200 м/мин твердосплавными резцами, оснащенными пластинами Т5К10 – TiN (б); симметричному фрезерованию стали 40Х НВ 220 с t =2 мм; S_Z =0,33 мм/зуб; v = 150 м/мин, В =140 мм инструментом ВК6 – TiN, ТТ10К8Б–TiN (в).

Следует отметить несовпадение максимумов микротвердости покрытия TiN (см. рис. 12.6) и стой­кости инструмента (см. рис. 12.7). Наиболее эффективно работа­ют инструменты с покрытием TiN, полученным при p_N = 0,66 – 1,3 Па, в то время как максимальная твердость пок­рытия обнаружена на более низких давлениях азота (1,3×10^-2 Па).

Особенно неудовлетворительно работает инструмент с покрытием максимальной твердости (максимальная хрупкость) при резании труднообрабатываемого сплава ХН77ТЮР и симметричном фрезерова­нии стали 40Х (см. рис. 12.7).

Максимальное значение стойкости отмечено для твердосплав­ных и быстрорежущих пластин с покрытием оптимального состава, имеющего сниженную хрупкость (см. рис. 12.6). Такое покрытие имеет плотную мелкодисперсную структуру с размером зерна около 80–200 нм, просматривается выраженное столбчатое (текстурированное перпендикулярно поверхности) строение кристаллов TiN, геометрические дефекты поверхности образца повторяются покрытием (рис. 12.8).

Покрытие оптимального состава состоит из нитрида титана с ГЦК решеткой и содержит незначительное коли­чество a – Ti (1,0–2,0 %, атом. вес).

Атомная доля титана в покрытии сос­тавляет около 52%, если учесть, что около 1,0–2,0% составляет микрокапельная составляющая, то на соединения TiN приходится около 50% (атомн.) чистого титана, что соответствует стехиометрическому составу. Это подтверждается также и значением па­раметра кристаллической решетки (а = 0,4245±0,005 нм), соот­ветствующего стехиометрическому составу [42].

Характер взаимодействия нитридотитановых покрытий с субстратом из сплава ВК6 и быстрорежущей стали Р6М5 исследовали с помощью микрорентгеноспектрального анализатора «Camebax» и метода ядерно–гамма–резонанса (ЯГР) с высокой раз­решающей способностью. Интерпретация полу­ченных данных позволяет отметить следующее:

1. Граница раздела «TiN–ВК6» практически не имеет пере­ходной зоны, толщина которой ограничивается величиной 0,6–0,8 мкм, состоящей из нитрида титана с ГЦК решеткой и с параметром а = 0,4235±0,005 нм с недостатком по азоту.

2. После ионной бомбардировки поверхностных структур быстрорежущей стали Р6М5 происходит перераспределение атомов ее решетки, в ближайшем окружении атомов железа появляется большое число немагнитных атомов, что, по–видимому, связано с уплотнением решетки стали Р6М5 под воздействием бомбардировки ионами Ti. Изменения обнаружены в приповерхностных слоях тол­щиной 2–3 мкм.

а) б)

в) г)

Рис. 12.8. Структура покрытия TiN КИБ на твердосплавном субстрате ВК6:

а – фрактограмма излома образца ВК6-TiN; б – поверхность покрытия; в – граница раздела «покрытие – сплав»; г – фрактограмма излома покрытия TiN

3. Процесс осаждения покрытий КИБ приводит к уширению спектра в локальных приповерхностных слоях, причем с ростом толщины покрытий деформация спектра увеличивается, что свиде­тельствует о перемещении атомов железа, вероятнее всего, вследствие диффузии.

4. Отмечено качественное изменение остаточного аустенита как в процессе бомбардировки ионами Ti, так и осаждения покры­тия. В частности, ионная бомбардировка и последующая конденса­ция покрытия сильно снижают долю остаточного аустенита.

Отмеченные изменения непосредственно в приповерхностных слоях быстрорежущей стали при бомбардировке и осаждении покры­тия, очевидно, оказывают влияние на формирование остаточных напряжений в композиции «покрытие – сталь». Действительно, отме­ченный g®a переход в процессах бомбардировки и конденсации покрытия и связанные с ними «объемные» изменения в матрице Р6М5 могут являться непосредственной причиной формирования так называемых «структурных напряжений» в системе «TiN–P6M5».

Толщина покрытия является важнейшим параметром, оказываю­щим двойственное влияние на работоспособность и надежность ре­жущего инструмента. С одной стороны, рост толщины покрытия благоприятно сказывается на повышении износостойкости контакт­ных площадок режущего инструмента, с другой – приводит к за­метному увеличению количества дефектов в покрытии, снижению прочности сцепления покрытия и инструментального материала, ухудшает способность покрытия сопротивляться хрупкому разруше­нию при деформациях. Кроме того, с ростом толщины покрытия растут остаточные (термические) напряжения в покрытии, увели­чивается градиент напряжений на границе раздела «покры­тие – инструментальный материал». Последнее увеличивает тенден­цию к хрупкому разрушению покрытия и его полному отслаиванию от инструмента, особенно на криволинейных участках его рабочих поверхностей. Таким образом, при выборе толщины покрытия необ­ходимо учитывать множество противоречиво действующих факторов, что требует оптимизации толщины покрытия в зависимости от условий обработки и свойств инструментального материала.

Влияние толщины покрытия на показатели работоспособности инструмента в зависи­мости от условий обработки рассмотрим на примере данных, представленных на рис. 12.9, 12.10.

Наиболее показательным является тот факт, что функции T=f (h _п), n _T = f (h _п) имеют выраженный экстремум, причем опти­мальное значение толщины покрытия h _п достаточно заметно изме­няется в зависимости от условий обработки, состава и архитектуры покрытия, марки инструментального материала. В работе [20] показана выраженная тенденция снижения оптимальной толщины покрытия с ростом толщины среза (подачи) для операций прерывистого резания, а также для инс­трумента из быстрорежущей стали. С учетом несовпадения экстре­мумов функций T=f (h _п), и n _T = f (h _п) выбор оптимальной толщины покрытия следует производить в области между h _п – T _max и h _п – n _Tmin (рис. 12.11).

Рис. 12.9. Влияние толщины покрытия TiC ГТ на стойкость и ее вариационные разбросы при точении:

1, 4 – точение стали 45 НВ 180 пластинами Т5К10 с t =1 мм; S = 0,15 мм/об; v = =150 м/мин; 2, 5 – точение серого чугуна СЧ32 НВ200 пластинами ВК6 с t =2 мм; S = 0,15 мм/об; v = 130 м/мин; 3, 6 – точение стали 45 НВ180 пластинами ВК6 с t =1 мм; S = 0,15 мм/об; v = 150 м/мин

Данные по оптимальным толщинам покрытий для твердосплав­ных пластин и некоторых инструментов из быстрорежущей стали представлены в табл. 12.4.

Особенности структуры, фазового состава и переходной зо­ны покрытий, получаемых методами CVD и PVD, предопределяет трансформацию основных физико–механических свойств композиции «покрытие – инструментальный материал» в сравнении со свойства­ми исходного инструментального материала.

В частности, покры­тия, получаемые методами CVD и PVD, заметно повышают поверх­ностную твердость инструментального материала (HV₃₀ =9,4–9,8 ГПа – HV₃₀ =18,0–22,0 ГПа для инструмента из быстрорежущей стали и HV₃₀ = =14,0–17,0 ГПа – HV₃₀ = 22,0–30,0 ГПа для инс­трумента из твердого сплава).

Сильно изменяется прочность при изгибе s _и и коэффициент ее вариации n_s, причем эти изменения зависят от метода нанесения покрытия.

Рис. 12.10. Влияние толщины покрытия TiN на стойкость и вариационные разбросы резцов, оснашенных пластинами Р6М5 при точении стали 45 НВ180 с t =2 мм; S = 0,3 мм/об; v = 49 м/мин

Рис. 12.11. Схема к определению рациональной толщины покрытия

Согласно полученным данным [22], рассеивание прочности при изгибе s _и, консольном изгибе s_ск ударно–циклическом приложении нагрузки достаточно хорошо аппроксимируется ин­тегральным распределением Вейбулла. Изменения прочности сплава BK6 и зависимости от варианта покрытий, получаемых методами CVD и PVD, представлены на рис. 12.12.

Таблица 12.4

Оптимальные значения толщин покрытий,

Date: 2015-07-17; view: 553; Нарушение авторских прав