劉 明, 李 爍, 高誠(chéng)輝

(福州大學(xué) 機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院, 福建 福州 350116)

1 引 言

TiN涂層具有高硬度、低摩擦系數(shù)、優(yōu)良的抗氧化性和耐磨性而廣泛應(yīng)用于切削和成形工具[1,2]。涂層與基體的界面結(jié)合性能和刀具磨損狀態(tài)是決定涂層可靠性與使用壽命的關(guān)鍵因素。因此,需要對(duì)刀具的磨損狀態(tài)進(jìn)行檢測(cè)[3,4],并選擇合適的方法(如壓痕實(shí)驗(yàn)[5～10],劃痕實(shí)驗(yàn)[11～14]等)研究涂層的失效機(jī)理和磨損性能。

Hainsworth等[11]采用微米劃痕研究了不同基體下的TiN涂層,發(fā)現(xiàn)摩擦系數(shù)會(huì)隨著載荷的增加而穩(wěn)定地增加。不僅載荷與摩擦系數(shù)有關(guān),表面粗糙度也是重要的影響因素。Larsson等[12]通過劃痕試驗(yàn)研究了高速鋼上TiN涂層的失效機(jī)理,發(fā)現(xiàn)摩擦系數(shù)的大小會(huì)受到涂層表面粗糙度的影響。Kataria等[13]則從不同的劃痕模式入手,對(duì)摩擦系數(shù)進(jìn)行了研究,結(jié)果發(fā)現(xiàn):在不同的劃痕模式下,摩擦系數(shù)的變化趨勢(shì)不同,且摩擦系數(shù)的大小與劃痕往復(fù)磨損次數(shù)有關(guān)。為了進(jìn)一步分析影響摩擦系數(shù)的因素,Wang等[14]進(jìn)行了較為系統(tǒng)的研究,發(fā)現(xiàn):TiN涂層的內(nèi)在因素(顯微結(jié)構(gòu)、硬度和厚度等)和測(cè)試因素(載荷、潤(rùn)滑和溫度等)均會(huì)影響摩擦系數(shù)的大小和變化趨勢(shì)。雖然對(duì)摩擦系數(shù)的研究較為深入,但是劃痕過程中摩擦系數(shù)的波動(dòng)機(jī)理尚不清楚,需要相關(guān)分析和深入探討。

本文采用微米劃痕實(shí)驗(yàn)方法對(duì)TiN涂層的失效機(jī)理進(jìn)行研究,分析了TiN涂層的失效過程,闡明了表面形貌與涂層失效對(duì)摩擦系數(shù)波動(dòng)影響的機(jī)理,并評(píng)估了TiN涂層的斷裂韌性。

2 TiN涂層微米劃痕實(shí)驗(yàn)

劃痕實(shí)驗(yàn)所用的樣品是采用PVD方法在不銹鋼基體上沉積的TiN涂層,尺寸為40.6 mm×20.4 mm×10.4 mm。涂層的厚度為3～5 μm。實(shí)驗(yàn)采用半徑100 μm、錐角120°的Rockwell C金剛石壓頭和漸進(jìn)載荷與恒定載荷2種加載方式。漸進(jìn)載荷加載參數(shù):滑動(dòng)速度3 mm/min,劃痕距離3 mm,加載范圍30 mN～30 N; 恒定載荷加載參數(shù):載荷7 N和13 N,滑動(dòng)速度1 mm/min,劃痕距離1 mm。

劃痕儀上安裝的聲發(fā)射(AE)傳感器用于檢測(cè)裂紋的產(chǎn)生和涂層失效。實(shí)驗(yàn)首先對(duì)TiN涂層進(jìn)行預(yù)掃描,然后進(jìn)行微米劃痕實(shí)驗(yàn),最后對(duì)劃痕形貌進(jìn)行后掃描。采用光學(xué)顯微鏡和掃描電子顯微鏡(SEM)觀察劃痕形貌,并采用白光干涉儀測(cè)試了涂層表面的粗糙度。

3 TiN涂層微米劃痕結(jié)果分析

Homberg等[15]對(duì)金剛石球形壓頭在涂層樣品表面滑動(dòng)的變形行為進(jìn)行了研究,并采用有限元模擬分析了劃痕過程中的應(yīng)力和裂紋形式,發(fā)現(xiàn):材料的接觸和變形機(jī)理可分為犁耕、界面滑動(dòng)和斷裂3個(gè)階段。

犁耕階段包括基體材料的彈塑性變形以及劃痕凹槽的形成。界面滑動(dòng)階段主要由涂層的彎曲和拉伸組成。壓頭在涂層表面滑動(dòng)時(shí)伴隨著應(yīng)力的產(chǎn)生和應(yīng)力釋放。

采用SEM對(duì)TiN涂層的3個(gè)區(qū)域進(jìn)行了分析。在第1個(gè)區(qū)域中,與先前研究TiN涂層的第一種失效形式不同(正向V形裂紋或平行裂紋)[12,15],觀察到反向V形裂紋如圖1(a)所示。反向V形裂紋幾乎是對(duì)稱地排列在劃痕的兩側(cè),類似魚骨。反向V形裂紋的形成主要是由于金剛石尖端在沿著劃痕方向推動(dòng)涂層時(shí),兩側(cè)發(fā)生應(yīng)力集中[16],即壓頭下方的涂層被拉時(shí),發(fā)生了拉伸彎曲。

在第2個(gè)區(qū)域中,這些反向V形裂紋逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槠叫辛鸭y,如圖1(b)所示。與反向V形裂紋相比,平行裂紋的長(zhǎng)度相對(duì)較長(zhǎng)。圖1(b)中還有部分未轉(zhuǎn)變?yōu)槠叫辛鸭y的反向V形裂紋和轉(zhuǎn)變后的正向V形裂紋。同時(shí),劃痕過程中產(chǎn)生一些磨損顆粒,磨損顆粒大多來自于涂層的表面。

在第3個(gè)區(qū)域中,平行裂紋逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)檎騐形裂紋,如圖1(c)所示。V形裂紋的產(chǎn)生主要由于3種效應(yīng):摩擦拉力效應(yīng),環(huán)面彎曲效應(yīng)和彈塑性壓痕彎曲效應(yīng)[17]。由摩擦拉伸和壓痕彎曲的影響引起的拉伸應(yīng)力場(chǎng)傾向于打開垂直于劃痕方向的裂紋;劃痕凹槽的彎曲效應(yīng)傾向于打開平行于劃痕方向的裂紋。由于這3種效應(yīng)的影響,進(jìn)而形成V形裂紋。另外,在劃痕凹槽的中心部位觀察到橫向裂紋,不同于凹槽邊緣出現(xiàn)的平行裂紋,且長(zhǎng)度較短,在載荷較大時(shí)出現(xiàn)。

圖1 漸進(jìn)載荷下不同正壓力的劃痕SEM圖像(劃痕方向從左到右)

涂層在法向載荷為19 N時(shí)發(fā)生剝落如圖2(a)所示,并出現(xiàn)半圓形裂紋,進(jìn)入到斷裂階段。粘著失效的發(fā)生主要由于金剛石壓頭前端壓縮應(yīng)力。半圓形裂紋的產(chǎn)生是由于主導(dǎo)應(yīng)力發(fā)生了轉(zhuǎn)變:以壓縮應(yīng)力和局部塑性應(yīng)力為主導(dǎo)的應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槔鞈?yīng)力[15]。由于金剛石壓頭和涂層表面之間的摩擦力作用,在金剛石壓頭的前側(cè)產(chǎn)生壓縮應(yīng)力,在金剛石壓頭的尾部產(chǎn)生拉伸應(yīng)力,進(jìn)而導(dǎo)致半圓形裂紋的產(chǎn)生。半圓形裂紋產(chǎn)生的同時(shí)伴隨著少量的橫向裂紋。隨著正壓力的增加,半圓形裂紋的數(shù)量逐漸增加,橫向裂紋逐漸消失,如圖2(b)所示。橫向裂紋的消失主要是由于主導(dǎo)應(yīng)力發(fā)生轉(zhuǎn)變和復(fù)雜動(dòng)態(tài)應(yīng)力場(chǎng)的影響[15,17]。在25 N之前,涂層粘著失效的位置在劃痕凹槽的一側(cè),隨著法向載荷的增大,涂層失效的位置逐漸轉(zhuǎn)變到劃痕凹槽的兩側(cè),如圖2(c)所示。

圖2 漸進(jìn)載荷下不同正壓力的劃痕SEM圖像(劃痕方向從左到右)

劃痕實(shí)驗(yàn)后,使用光學(xué)顯微鏡觀察了劃痕凹槽形貌,觀察到階梯形的橫向條紋,如圖3所示。

圖3 TiN涂層在漸進(jìn)載荷12 N左右的劃痕形貌光學(xué)顯微鏡照片(劃痕方向從左到右)

鑒于TiN涂層柱晶狀的微觀結(jié)構(gòu),階梯形的橫向條紋可能是柱晶狀TiN之間的剪切滑移。Bhowmick等[18]研究發(fā)現(xiàn)涂層塑性變形的發(fā)生伴隨著TiN晶體之間的剪切開裂。在圖4(a)和圖4(b)中可以清楚地觀察到PVD沉積TiN涂層的柱狀晶粒結(jié)構(gòu),表明階梯形橫向條紋可能是柱晶狀TiN晶粒間發(fā)生剪切滑移形成的剪切帶。在靠近劃痕凹槽邊緣的位置處觀察到許多聚集的柱晶狀顆粒,如圖4(b)和圖4(c)所示。劃痕試驗(yàn)中柱晶狀TiN顆粒的大量聚集是為了適應(yīng)大量的剪切應(yīng)力和犁耕而發(fā)生的剪切變形和致密化[16]。在圖4(d)中觀察到涂層發(fā)生階梯式剝落,類似于在壓痕實(shí)驗(yàn)中TiN涂層產(chǎn)生的階梯式邊緣裂紋[19]。而且,涂層的階梯式剝落不會(huì)貫穿涂層,涂層剝落的方向與劃痕方向相同。同時(shí)也觀察到位于涂層自由表面下方且與劃痕方向呈60°～70°的傾斜裂紋[18]。

在犁耕和界面滑動(dòng)階段出現(xiàn)由反向V形裂紋到平行裂紋,再到正向V形裂紋的轉(zhuǎn)變;在斷裂階段半圓形裂紋的出現(xiàn)伴隨著橫向裂紋。這些失效形式的發(fā)生主要是由于動(dòng)態(tài)應(yīng)力場(chǎng)中多種應(yīng)力的影響。當(dāng)金剛石壓頭在涂層表面滑動(dòng)時(shí),隨著法向載荷的變化會(huì)形成復(fù)雜的動(dòng)態(tài)應(yīng)力場(chǎng)[17]。因此,本實(shí)驗(yàn)對(duì)Larsson[12]繪制的涂層失效形式進(jìn)行了修正,如圖5所示。

圖5 漸進(jìn)載荷下TiN涂層的失效形式

圖6為TiN涂層在漸進(jìn)載荷加載模式下的劃痕曲線。后掃描曲線主要用于評(píng)估涂層表面損傷和由于劃痕引起的彈塑性變形[17]。當(dāng)后掃描曲線高于預(yù)掃描曲線時(shí),說明涂層發(fā)生堆積或劃痕過程中劃痕凹槽中產(chǎn)生剝落顆粒。

在劃痕2.45 mm處,載荷為24.5 N時(shí),后掃描曲線高于預(yù)掃描曲線,從圖2(b)可以發(fā)現(xiàn)劃痕凹槽中散落的顆粒,說明劃痕凹槽中產(chǎn)生了剝落的TiN顆粒。在劃痕曲線的2.9 mm處,載荷為29 N時(shí),后掃描曲線高于預(yù)掃描曲線且后掃描曲線平穩(wěn)增加,相對(duì)應(yīng)的劃痕曲線深度不再增加而保持水平,說明涂層發(fā)生了堆積,摩擦系數(shù)也急劇增加,如圖7(b)所示。

圖6 TiN涂層在漸進(jìn)載荷加載下的劃痕曲線

圖7 劃痕形貌和AE信號(hào)與摩擦系數(shù)的關(guān)系圖

劃痕實(shí)驗(yàn)過程中,金剛石壓頭尖端的劃痕深度是總變形量:包括塑性變形量和彈性回復(fù)量(壓入深度與殘余深度的差值)。

從圖8(a)可以看出,在劃痕曲線的0.25 mm處,載荷為2.5 N時(shí),初始形貌曲線與殘余深度曲線開始分離,說明涂層發(fā)生塑性變形。在涂層失效之前,劃痕深度隨法向載荷的增大而線性增加,不僅與涂層制備的方法有關(guān),而且同一種制備方法不同的加工參數(shù),劃痕深度曲線的斜率也不同[20]。在載荷為19 N處,彈塑性變形深度和比例發(fā)生突變,如圖8中所示。曲線突變處塑性變形深度和比例增加,所對(duì)應(yīng)的摩擦系數(shù)也急劇增加,說明涂層發(fā)生凹陷,如圖2(a)和圖7(b)所示。在涂層大量失效之前,塑性變形的深度先緩慢增加后趨于穩(wěn)定,但是塑性變形所占總變形的比例先增加后緩慢減小,最大比例為12.4%,如圖8(b)所示。塑性變形比例的減小,說明彈性變形比例隨著深度的增加而增加,TiN涂層具有較高的彈性恢復(fù)能力,彈性回復(fù)量大于塑性變形量[16]。在載荷為29 N處,彈性變形比例超過100%,與涂層堆積相適應(yīng),如圖6所示。

如圖7(b)所示,法向載荷在到達(dá)1 N之前,摩擦系數(shù)波動(dòng)平穩(wěn),之后摩擦系數(shù)平穩(wěn)增加。法向載荷到達(dá)7 N時(shí),摩擦系數(shù)曲線的斜率發(fā)生變化。摩擦系數(shù)非線性變化的原因主要是由于隨著法向載荷的增加,劃痕深度超過臨界值,壓頭與涂層表面接觸的形狀不再是球體[21]。壓頭是一個(gè)半頂角θ=60°的錐體,圓錐的頂端是半徑R=100 μm的球體。壓頭從球體到錐體過渡發(fā)生在H=(1-sinθ)R=0.134R=13.4 μm的深度處[22]。在劃痕深度小于13.4 μm時(shí),摩擦主要為壓頭針尖部位的球體與涂層表面接觸的摩擦;在劃痕深度大于13.4 μm時(shí),摩擦主要為壓頭錐面部位與涂層之間的摩擦。當(dāng)法向載荷大于7 N時(shí),摩擦系數(shù)出現(xiàn)頻繁的波動(dòng)。摩擦系數(shù)的第一次波動(dòng)發(fā)生在點(diǎn)①處,摩擦系數(shù)曲線先上升后下降。在點(diǎn)②、③、④和⑤時(shí),也可觀察到類似的變化趨勢(shì)。在點(diǎn)①～⑤處,摩擦系數(shù)出現(xiàn)波動(dòng)的原因主要是表面輪廓發(fā)生凹陷,如圖7(a)所示。采用白光干涉儀測(cè)試涂層的表面粗糙度Ra約為0.06 μm,因此對(duì)涂層表面形貌的影響可忽略。壓頭從表面凹陷的區(qū)域向光滑表面滑動(dòng)時(shí),爬坡會(huì)導(dǎo)致切向力的增加,進(jìn)而導(dǎo)致摩擦系數(shù)的值增大。

在8.6 N和11 N處,觀察到AE信號(hào)出現(xiàn)小的波動(dòng),如圖7(b)中點(diǎn)⑥和⑦所示。涂層的開裂會(huì)使AE信號(hào)發(fā)生波動(dòng),AE信號(hào)與劃痕過程中裂紋擴(kuò)展釋放的彈性能相對(duì)應(yīng)[23]。同時(shí)觀察到摩擦系數(shù)出現(xiàn)與表面形貌影響相似的波動(dòng)趨勢(shì)。在點(diǎn)⑥處,觀察到摩擦系數(shù)出現(xiàn)類似于M形的波動(dòng)?？梢杂^察到點(diǎn)⑥處對(duì)應(yīng)的涂層形貌發(fā)生凹陷,M形的波動(dòng)形式可以認(rèn)為是表面形貌和涂層失效共同作用的結(jié)果。在19 N點(diǎn)⑧處,AE信號(hào)第一次出現(xiàn)較大的峰值,摩擦系數(shù)急劇增加,涂層發(fā)生粘著失效,如圖2(a)所示。在22 N點(diǎn)⑨處,AE信號(hào)出現(xiàn)第二次較大的峰值,涂層發(fā)生粘著失效,摩擦系數(shù)出現(xiàn)輕微的波動(dòng)。在26 N之后,在點(diǎn)⑩處,AE信號(hào)劇烈波動(dòng),涂層發(fā)生大面積的剝落,如圖2(c)所示,摩擦系數(shù)急劇增加。劃痕后期,摩擦系數(shù)的波動(dòng)主要是涂層失效的影響,涂層的粘著失效會(huì)使摩擦系數(shù)急劇增加[24]。

圖8 TiN涂層在漸進(jìn)載荷下的彈塑性變形深度和變形比例與載荷關(guān)系

為了比較恒定載荷與漸進(jìn)載荷測(cè)得的摩擦系數(shù)是否一致,對(duì)樣品進(jìn)行了7 N和13 N的恒定載荷加載(如圖9所示),結(jié)果表明:恒定加載模式下,摩擦系數(shù)的值并沒有隨著滑動(dòng)距離的增加而減小[13],相反在7 N時(shí)和起始位置相比,摩擦系數(shù)會(huì)有相應(yīng)的增加;結(jié)束時(shí)摩擦系數(shù)穩(wěn)定的數(shù)值與漸進(jìn)加載對(duì)應(yīng)載荷下的數(shù)值基本相等。載荷為7 N時(shí),恒定載荷摩擦系數(shù)穩(wěn)定的數(shù)值為0.129,漸進(jìn)載荷摩擦系數(shù)的數(shù)值為0.131,誤差約為1.5%;載荷為13 N時(shí),恒定載荷摩擦系數(shù)穩(wěn)定的數(shù)值為0.153,漸進(jìn)載荷摩擦系數(shù)的數(shù)值為0.158,誤差約為3.2%。取曲線后半段穩(wěn)定階段的平均值為恒定載荷的摩擦系數(shù)數(shù)值。漸進(jìn)載荷和恒定載荷的摩擦系數(shù)數(shù)值有較大的差別,說明摩擦系數(shù)和加載方式有關(guān)。隨著法向載荷的增大,摩擦系數(shù)的誤差增大,與摩擦系數(shù)的波動(dòng)程度隨法向載荷增大而增大相適應(yīng)。

圖9 恒定載荷為7 N和13 N的摩擦系數(shù)變化圖

TiN涂層的斷裂韌性采用線彈性斷裂力學(xué)(LEFM)[22,25]和能量尺寸效應(yīng)定律(SEL)[26]2種模型進(jìn)行評(píng)估。LEFM模型的斷裂韌性Kc可根據(jù)式(1)進(jìn)行評(píng)估[22,25]:

(1)

式中:FT為切向力;2pA為壓頭的形函數(shù),p為壓頭與材料接觸部位在滑動(dòng)方向上投影的周長(zhǎng),A為壓頭在滑動(dòng)方向上承力面的投影面積。

SEL模型是基于尺寸效應(yīng)定律, 見式(2)[26]所示:

(2)

根據(jù)Akono等提出的微觀能量尺寸效應(yīng)定律,可以按照式(3)計(jì)算σN和D[26]:

(3)

然后按照式(4)進(jìn)行擬合:

(4)

理想的圓錐壓頭形函數(shù)2pA可根據(jù)式(5)計(jì)入(忽略壓頭頂端的球體部位)[25]:

2pA=4(tanθ/cosθ)d3

(5)

式中:θ為圓錐半頂角;d為劃痕深度?？紤]到壓頭頂端的球體區(qū)域?qū)y(cè)試的影響不能忽略,對(duì)壓頭的形函數(shù)進(jìn)行了修改。

(6)

(7)

圖10 金剛石壓頭示意圖

圖11為修正后的形函數(shù)和修正前的形函數(shù)比值與d/R的關(guān)系。在d/R<1時(shí),修正前和修正后的形函數(shù)差別較大,對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響不能忽略。在d/R>1時(shí),修正后與修正前的形函數(shù)比值逐漸減小并趨近于1。因此,在劃痕深度較淺的情況下,壓頭形函數(shù)對(duì)實(shí)驗(yàn)造成的誤差不能忽略。

圖11 形函數(shù)修正前與修正后的比值與d/R的關(guān)系

圖12為TiN涂層基于LEFM和SEL模型求解的斷裂韌性。從圖12(a)中可看出形函數(shù)修正前的斷裂韌性在d/R較小時(shí)數(shù)值較大(主要由于壓頭形函數(shù)未修正),數(shù)值逐漸趨于穩(wěn)定至9.8 MPa·m1/2左右。形函數(shù)修正后的斷裂韌性則隨著d/R增加而緩慢增加,且斷裂階段的穩(wěn)定趨勢(shì)不明顯,主要是修正后和修正前的形函數(shù)存在差異。

壓頭形函數(shù)修正后的斷裂韌性為5.75 MPa·m1/2,接近維氏壓頭測(cè)試的結(jié)果5.27 MPa·m1/2[27],并且和SEL模型評(píng)估斷裂韌性的結(jié)果(6.29 MPa·m1/2)相近,如圖12(b)所示。測(cè)試結(jié)果的差異主要由于涂層的厚度不同(文獻(xiàn)[27]中TiN涂層的厚度為2 μm),涂層厚度的增加會(huì)使涂層內(nèi)部的殘余應(yīng)力減小,進(jìn)而導(dǎo)致斷裂韌性增大[28]。

Holmberg等[15]采用有限元模型計(jì)算TiN涂層的斷裂韌性,利用劃痕測(cè)試中TiN涂層受到的拉應(yīng)力與裂紋間的距離評(píng)估涂層斷裂韌性。他們?cè)u(píng)估TiN涂層的斷裂韌性為Kc=7 MPa·m1/2,與形函數(shù)修正后測(cè)量的數(shù)值接近。利用壓痕斷裂法和有限元模擬方法測(cè)試斷裂韌性都需要準(zhǔn)確測(cè)量裂紋的平均長(zhǎng)度或距離,因此測(cè)量會(huì)存在一定的誤差。

圖12 TiN涂層的斷裂韌性

4 結(jié) 論

通過對(duì)TiN涂層的劃痕實(shí)驗(yàn),研究了涂層的失效機(jī)理,分析了表面形貌和涂層失效對(duì)摩擦系數(shù)的影響,并評(píng)估了斷裂韌性。主要的結(jié)論如下:

1)TiN涂層出現(xiàn)了由反向V形裂紋到平行裂紋,再到正向V形裂紋的新轉(zhuǎn)變形式,與先前眾多學(xué)者研究TiN涂層的失效形式不同,還需要深入的研究。

2)表面不光滑和涂層剝落是影響摩擦系數(shù)波動(dòng)的主要因素,進(jìn)而可通過摩擦系數(shù)的波動(dòng)情況推導(dǎo)出表面形貌和失效形式,具有一定的指導(dǎo)意義。

3)采用微米劃痕可以較準(zhǔn)確地測(cè)試TiN涂層的斷裂韌性,相比其它測(cè)試斷裂韌性的方法(如壓痕斷裂法等),操作簡(jiǎn)單,對(duì)樣品要求不嚴(yán)格,具有較高的實(shí)用價(jià)值。