WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

Физика твердого тела, 2005, том 47, вып. Структура и свойства покрытий Ti–B–N, Ti–Cr–B–(N) и Cr–B–(N), полученных магнетронным... решетки 0.430 nm. При напылении покрытий без на- максимальная нагрузка, h — глубина проникновения пряжения смещения наблюдается сильное уширение индентора, hf — глубина проникновения индентора дифракционных максимумов. В этом случае масштаб после снятия нагрузки, B и m — эмпирически определяконтраста на темнопольных изображениях структуры емые параметры. Наклон начального этапа разгрузочной практически не отличается от покрытий, осажденных в кривой определяет жесткость материала среде Ar, и составляет 1–2nm (рис. 2, c, d). На рис. 3, d dP показано распределение частиц по размерам для покрыS = = mB(hmax - hf )m-1.

dh тий Ti–Cr–B–(N). Видно, что введение в состав покрытий h=hmax Ti–B–N хрома приводит не только к значительному Глубина проникновения индентора hc, при которой отпеуменьшению размера кристаллитов, но и к более узкому чаток повторяет форму алмазной пирамиды, также опрераспределению частиц по размерам. Это связано с тем, деляется из графика нагружение–разгрузка по формуле что хром в составе покрытия препятствует росту зерен Pmax hc = hmax -, где hmax — максимальная глубина и стимулирует зарождение новых кристаллитов.

S проникновения индентора, = 0.75 для пирамиды БерПо данным РФЭ спектроскопии, покрытие 12 состоит Pmax ковича. H и E рассчитываются по формулам H =, из смеси фаз TiN1-x + CrB2, о чем свидетельствует A 1 S 1 1-2 1-iналичие максимумов в спектрах уровня 2p титана Eeff = и = +, где — коэффициент 2 Eeff E Ei A (Ti2p), 2p хрома (Cr2p), B1s и N1s соответственно в Пуассона покрытия, = 1.034 для пирамиды Берковича, положениях 454.8 eV (TiN), 574.3 eV (CrB2), 188.0 eV A — площадь проекции отпечатка, определяемая из (CrB2) и 397.3 eV. Небольшое смещение линии N1s в глубины максимального проникновения индентора hmax.

сторону большего значения энергии связи относительно Для алмазного индентора коэффициент Пуассона i и TiN (396.9–397.2 eV) свидетельствует о недостатке азота модуль упругости Ei соответственно составляют 0.07 и относительно стехиометрического состава.

1141 GPa. Перед началом измерений проводилась тщаПараметр ГЦК решетки для всех исследованных потельная калибровка прибора с целью определения точки крытий существенно превышает эту величину для TiN контакта индентора с поверхностью образца и поправки (0.424 nm), что может быть связано с наличием макрона несовершенство формы острия индентора. Величину напряжений. Следует отметить, что значения параметра упругого восстановления покрытий определяли по форрешетки не зависят от напряжения смещения и не отмуле личаются при нанесении покрытий на кремний и нержа(hmax - hf ) We =.

веющую сталь, т. е. на материалы с различным коэффиhmax циентом термического расширения. Это свидетельствует Вычисление величин H и E покрытий на кремнии об отсутствии вклада термических макронапряжений в проводилось как минимум по пяти точкам при каждой общую величину сжимающих напряжений. Более низкие нагрузке. При определении указанных величин у позначения параметра решетки покрытий Ti–Cr–B–N по крытий на твердом сплаве количество измерений было сравнению с Ti–B–N могут быть обусловлены заменой увеличено до 15–20. Это связано с неоднородностью титана хромом в металлической подрешетке.

структуры сплава ТТ8K6, состоящей из зерен твердой Электронно-микроскопическое исследование покрыкарбидной фазы и мягкой Со-связки. Для анализа вытий Ti–B–N и Ti–Cr–B–N на поперечных срезах побирались измерения с одинаковым видом кривых нагруказало отсутствие столбчатой структуры (рис. 6, a).

жение/разгрузка, соответствующих отклику системы поПоверхность пленок исключительно ровная, среднеквадкрытие/карбид (Ti, W, Ta)C. Результаты измерений привератичные значения шероховатости поверхности пленок дены в таблице. Максимальные значения твердости поTi–B–Nи Ti–Cr–B–N на кремниевой подложке, полученкрытий Ti–B–N, равные 33–34 GPa, хорошо согласуются ные с площади 0.5 0.5 µm, соответственно составляли с полученными ранее результатами [11,27]. Значения 0.08 и 0.19 nm (рис. 6, b, c).

модуля Юнга исследованных покрытий, осажденных на подложки из твердого сплава, составляли 370–380 GPa.

5. Физические и механические В литературе наблюдается широкий разброс значения модуля Юнга пленок Ti–B–N: от 325 GPa [25] до свойства 430–480 GPa [14]. Это ниже, чем у объемных соединений Твердость (H), модуль упругости (E) и упругое вос- TiN (618 GPa) и TiB2 (550–580 GPa) [14]. Известно, что становление (We) пленок определялись на нанотвер- незначительная пористость материала может приводить дометре с использованием индентора Берковича при к существенному уменьшению модуля упругости [28], нагрузках 1.5–7.5 mN. Детальное описание метода на- поэтому более низкие значения E могут быть связаны ноиндентирования покрытий при малых нагрузках и с пониженной плотностью вследствие высокой объемфакторах, влияющих на измеряемые величины, выпол- ной доли дефектов и некогерентных границ раздела в нено, например, в работe [26]. Суть метода состоит в наноструктурных тонких пленках.

аппроксимации начального участка разгрузочной кривой Значения H, E и We для покрытий Ti–Cr–B–(N) степенной функцией Pmax = B(h - hf )m, где Pmax — и Cr–B–(N), осажденных на подложки из кремния и Физика твердого тела, 2005, том 47, вып. 248 Д.В. Штанский, Ф.В. Кирюханцев-Корнеев, А.Н. Шевейко, И.А. Башкова, О.В. Малочкин...

твердого сплава TT8K6, приведены в таблице. В системе Ti–Cr–B–N были получены покрытия с рекордно высокими значениями твердости (47 GPa). Эти покрытия также показали высокое упругое восстановление при снятии нагрузки, достигающее 70%. В покрытиях Cr–B–(N) на подложках из твердого сплава можно выделить две группы значений твердости и модуля упругости в зависимости от среды осаждения: H = 36 GPa, E = 475 GPa (Ar) и H = 19 GPa, E = 245 GPa (Ar + 14N2). Следовательно, физико-механические свойства покрытий Сr–B–(N) в основном определяются составом покрытий и в меньшей степени напряжением смещения. Стоит отметить, что твердость пленок CrB2, полученных в настоящей работе значительно превосходит твердость пленок Cr–B (17–21 GPa), полученных ранее [17,22].

Обращает на себя внимание тот факт, что значения твердости и модуля упругости покрытий, осажденных на твердый сплав, как правило, превышают соответствующие значения у покрытий, нанесенных на кремний при тех же режимах. Для значений модуля упругости эта разница выше, чем для твердости. Такое различие связано, по-видимому, с тем, что дальнодействующие поля упругих напряжений, вызываемые проникновением индентора в глубь покрытий, не ограничиваются толщиной покрытия, а достигают материала подложки [29].

Действительно, значения модулей упругости твердого сплава и кремния, используемых в настоящей работе, Рис. 7. Зависимость коэффициента трения покрытий составляют соответственно 450 и 172 GPa. Толщина Ti–B–N (a) и Ti–Cr–B–N (b) от количества циклов испытаний.

1–5 —покрытия 5–7, 12, 13 cоответственно.

пленок на кремнии и твердом сплаве не превышала 0.7-0.8 и 1.5-2 µm, а максимальная глубина проникновения индентора достигала 100 и 120 nm. Также следует отметить, что значения модуля упругости покрытий на сравнению с покрытиями 5 и 6 может быть также связан Si в 2–2.5 раза ниже, чем у объемных материалов. Эту с наличием фазы BN. Ранее было показано, что коэффиразницу можно объяснить, исходя из предположения, циент трения покрытий Ti–B–N зависит от влажности что значения модуля упругости, измеряемые при навоздуха, снижаясь с 0.9 при влажности 15% до 0.4 при ноиндентировании твердых покрытий на относительно 85% [35]. В настоящей работе коэффициент трения 0.мягких подложках, близки к значениям модуля сдвига, а был зафиксирован при влажности воздуха 57%.

не модуля Юнга [30,31]. Так, по данным [32], значения Зависимость коэффициента трения от количества цикмодуля Юнга и модуля сдвига соответственно составлялов испытаний не менялась при введении хрома в ют 541 и 237 GPa для TiB2 и 440 и 170 GPa для TiN.

состав пленок. Покрытия показали стабильно низкий коэффициент трения 0.45 (покрытие 13) и 0.52 (покрытие 12) на всем протяжении испытаний. Можно 6. Трибологические свойства отметить общую закономерность, присущую покрытиям Для проведения трибологических испытаний покры- Ti–B–Nи Ti–Cr–B–N, — понижение коэффициента трения при повышении содержания азота в покрытии либo тия Ti–B–N, Ti–Cr–B–(N) и Cr–B–(N) осаждались на за счет введения азота в состав рабочего газа, либо за подложки из твердого сплава TT8K6 с предварительно счет подачи на подложку отрицательного напряжения нанесенными на них подслоями Ti и TiN с целью увеличения адгезии. На рис. 7 приведены кривые зави- смещения.

симости коэффициента трения µ от количества циклов Необходимо отметить различный характер износа поиспытаний. Коэффициент трения покрытий Ti–B–N, оса- крытий Ti–B–N и Ti–Cr–B–N. В первом случае наблюжденных в среде Ar, составлял 0.57–0.6, что сопоста- дается равномерный абразивный износ трущейся пары, вимо с коэффициентом трения TiN (0.55) [33], однако сопровождающийся интенсивным выносом продуктов значительно ниже, чем у Ti–B–N (0.85–0.95) [11,13,34]. износа из канавки (рис. 8). Из анализа профиля вертиС уменьшением содержания бора и увеличением азота кального сечения канавки износа следует, что по краям в покрытии коэффициент трения понижался до 0.49. канавки образуются навалы из продуктов износа, высота Более низкий коэффициент трения в покрытии 7 по которых приблизительно соответствует глубине канавки Физика твердого тела, 2005, том 47, вып. Структура и свойства покрытий Ti–B–N, Ti–Cr–B–(N) и Cr–B–(N), полученных магнетронным... износа на противоположных краях (рис. 8, a). В случае покрытий Ti–Cr–B–N наблюдается формирование переходного слоя из продуктов износа, изменяющего характер износа шарика. На рис. 9, b, c видно, что в процессе испытаний происходит интенсивное налипание продуктов износа по границам канавки и образование навалов (показаны стрелками). На профилограмме вертикального сечения канавки износа отчетливо видны плоские вершины навалов как следствие абразивного взаимодействия между продуктами износа и контртелом.

В результате, область наиболее интенсивного износа шарика в процессе испытаний постепенно смещается к краям дорожки, где расположены навалы. Соответственно области наиболее интенсивного износа шарика расположены симметрично и имеют форму сегментов (рис. 9, a).

Коэффициент трения покрытий Cr–B и Cr–B–N, испытанных при нагрузке 5 N, имел характерный максимум на начальном этапе износа, достигающий величиРис. 8. Фотографии области износа контртела (шарик ны 0.7–0.8 (рис. 10). Скорость износа контртела была WC + 6wt.%Co диаметром 3mm) (a) и покрытия Ti–B–N (5) значительно выше, чем в случае покрытий Ti–B–N и поcле 10 000 циклов испытаний при нагрузке 5 N и скорости Ti–Cr–B–(N). Это свидетельствует о сильном адгезионвращения 10 cm/s (b). c — профилограмма канавки износа.

Рис. 10. Зависимость коэффициента трения покрытий Cr–B– N от количества циклов испытаний. 1 —покрытие 19 (5N);

2 —покрытие 16 (2N).

Рис. 9. Фотографии области износа контртела (шарик WC + 6wt.%Co диаметром 3mm) (a) и покрытия Ti–Cr–B–N (12) после 10 000 циклов испытаний при нагрузке 5 N и скорости вращения 10 cm/s (b). c — профилограмма канавки износа. Стрелками показаны навалы из продуктов износа.

износа (рис. 8, c). Заостренная форма вершины навалов свидетельствует от отсутствии адгезионного контакта Рис. 11. Cравнение скорости износа различных покрытий.

с поверхностью шарика. Область износа шарика пред- 1 — TiN, 2 —Ti–C–N, 3 —Ti–Si–N [36], 4 —Ti–B–N (5), ставляет собой характерный круг со следами продуктов 5 —Ti–B–N (7), 6 —Ti–Cr–B–N (12).

Физика твердого тела, 2005, том 47, вып. 250 Д.В. Штанский, Ф.В. Кирюханцев-Корнеев, А.Н. Шевейко, И.А. Башкова, О.В. Малочкин...

(3-4.5) · 10-5 mm3N-1m-1 [13]. Согласно классической теории износа, низкий абразивный износ обычно связан с высокой твердостью. Материалы с высокой вязкостью разрушения должны обладать высокой стойкостью к пластической деформации, для оценки которой используется параметр H3/E2 [37]. Поэтому материалы с высоким значением параметра H3/E2 должны иметь повышенную трещиностойкость. Однако, в настоящей работе не выявлено зависимости между значениями твердости, H3/E2 и износостойкостью покрытий. Вместо этого другие факторы, такие как состав и свойства продуктов износа, а также адгезия покрытий, могут определять поведение покрытий в процессе трения и износа.

Для определения адгезионной прочности покрытий проводились склерометрические испытания. Значения критической нагрузки Lc, при которой происходит образование трещин или отслаивание участков покрытия, приведены в таблице. Фотографии области начала разрушения пленок при царапании алмазной пирамидой с увеличивающейся нагрузкой представлены на рис. 12.

Отметим, что покрытия 5 и 7 при близких значениях H, E и We имеют различный характер разрушения при достижении критической нагрузки соответственно 30 и 50 N. Уменьшение прочности сцепления покрытия с подложкой при увеличении содержания бора в покрытиях Рис. 12. Cтруктура покрытий в зоне разрушения при ца- Ti–B–N отмечалось ранее [38] и может быть связано рапании алмазной пирамидой с увеличивающейся нагрузс повышением уровня микронапряжений вследствие кой. a — покрытие Ti–Cr–B–N (12), критическая нагрузка измельчения структуры и увеличения объемной доли Lc = 22 N, b —покрытие Ti–B–N (5), Lc = 30 N, c —покрытие дефектов и некогерентных границ раздела.

Ti–B–N (7), Lc = 50 N.

Таким образом, комбинация различных методов позволилa определить структуру и фазовый состав покрытий Ti–B–N, Ti–Cr–B–(N) и Сr–B–(N). Оптимальными с точки зрения механических и трибологических ном взаимодействии в точке контакта трущейся пары и свойств являются наноструктурные смеси TiN + TiB2, об интенсивном образовании продуктов износа, приводяTiN + TiB2 + BN и TiN1-x + CrB2, в которых одна или щем к изменению коэффициента трения. Приблизительнесколько структурных составляющих может быть в но через 200 циклов коэффициент трения снижался до аморфном состоянии. Покрытия, осажденные по оп0.4, оставаясь постоянным в течение 120 циклов (критимальным режимам, имели высокие твердость, изновая 1). Последующее увеличение коэффициента трения состойкость и адгезию с подложкой, а также низкий до 0.5 связано с полным истиранием покрытия. При коэффициент трения.

проведении испытаний покрытия CrB2 без подслоев с нагрузкой 2 N покрытие простояло 10 000 циклов Авторы признательны М.И. Петржику за помощь в (кривая 2 на рис. 10). экспериментах по наноиндентированию и склерометрии.

Pages:     | 1 || 3 |



© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.