TiN涂層刀具的抗熱沖擊性能*

崔海冰 鄧建新 劉愛華 連云松

（山東大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，山東濟(jì)南 250061）

TiN涂層具有高硬度、高耐磨性和小摩擦系數(shù)等優(yōu)異性能，廣泛應(yīng)用于切削刀具，可以提高加工精度，改善工件的表面質(zhì)量，大幅提高切削刀具的使用壽命［1］。然而刀具在進(jìn)行切削時(shí)，由于切入時(shí)的急劇升溫、切出時(shí)的急劇降溫或切削液的冷卻使涂層刀具在極短的時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生劇烈的溫度變化，并相應(yīng)地產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力，造成涂層的剝落失效［2］，因此研究涂層刀具的抗熱沖擊性能就顯得尤為重要。目前針對(duì)涂層的抗熱沖擊性能研究主要集中于厚度較厚熱障涂層［3－7］，而對(duì)于較薄的刀具涂層研究較少。傳統(tǒng)的研究方法是采用水淬法，將臨界溫差作為評(píng)價(jià)涂層抗熱沖擊性能的參數(shù)。但是筆者經(jīng)過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，水淬法不適合研究刀具涂層的抗熱沖擊性能，主要原因在于刀具涂層的厚度較小，產(chǎn)生的熱應(yīng)力不足以使刀具涂層產(chǎn)生裂紋或脫落，卻足以使基體破壞。采用激光照射的方法，熱影響區(qū)域較小，升溫速度快，在涂層中產(chǎn)生的熱應(yīng)力比較大，可以比較方便地觀察熱沖擊對(duì)涂層刀具的影響。因此采用激光照射的方法研究TiN涂層刀具的抗熱沖擊性能。

1 試驗(yàn)方法

試樣采用由巴爾查斯公司制備的物理氣相沉積（PVD）TiN涂層刀具，基體為YG6，涂層刀具的制備溫度為400℃。涂層的厚度為3 μm，硬度為2 300 HV，和基體之間的結(jié)合力為60 N。

圖1為激光熱沖擊試驗(yàn)裝置示意圖。實(shí)驗(yàn)原理為:由激光器發(fā)射出的激光，經(jīng)由匯聚透鏡聚焦，照射到試樣表面，激光光波的電磁場(chǎng)和材料發(fā)生相互作用，將光能轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮?，試樣表面溫度迅速上升，?duì)試樣形成熱沖擊。激光器采用氙燈泵譜釔鋁石榴石（YAG）脈沖激光器，激光波長(zhǎng)為1 064 nm，脈沖寬度為0.1 ms，光斑直徑為1 mm。在試驗(yàn)過程中使用J－50MBYAG激光能量探頭檢測(cè)激光的能量。

激光功率密度計(jì)算公式為

式中:Q為脈沖激光的能量，J;τ為脈沖寬度，s;d為光斑直徑，m。

2 應(yīng)力場(chǎng)的有限元仿真

采用ANSYS軟件對(duì)激光照射試樣過程中產(chǎn)生的應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行仿真計(jì)算。建立如圖2所示的有限元模型，基體直徑D=3 mm，基體厚度H=0.5 mm，涂層厚度h=3 μm，光斑直徑為1 mm，表1為涂層和基體的熱物理性能參數(shù)。由于模型的軸對(duì)稱性，計(jì)算時(shí)可取其一半并可簡(jiǎn)化為二維問題。圖3為有限元模型的邊界條件，與空氣的對(duì)流系數(shù)取hc=6 W/（m2·℃）。因?yàn)榧す馐哪芰糠植紝儆诟咚狗植?，所以施加如圖4所示的表面熱源，加熱時(shí)間為0.1 ms，模型的初始溫度和環(huán)境溫度為20℃，考慮殘余應(yīng)力的影響。采用ANSYS Plane13單元進(jìn)行直接熱力耦合分析，在計(jì)算過程中作如下假設(shè):涂層和基體均為各向同性;涂層和基體的熱物理性能參數(shù)與溫度無(wú)關(guān);忽略塑性變形的影響;涂層與基體結(jié)合良好。

表1 涂層和基體的熱物理性能參數(shù)

圖5～7為功率密度2 400 MW/m2的激光在照射終止時(shí)刻（t=0.1 ms）得到的徑向應(yīng)力、軸向應(yīng)力和剪切應(yīng)力云圖?？梢钥闯?，軸向應(yīng)力和剪切應(yīng)力在結(jié)合界面處取得最大值，最大值分別為0.545 GPa和0.509 GPa，軸向應(yīng)力和剪切應(yīng)力利于涂層從基體脫離。徑向壓應(yīng)力在涂層表面取得最大值，最大值可達(dá)12.5 GPa，徑向壓應(yīng)力要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他2個(gè)方向的應(yīng)力，在涂層的破壞中應(yīng)該起主導(dǎo)作用。圖8為在光斑中心位置徑向應(yīng)力沿厚度方向的應(yīng)力分布，可以看出涂層中的應(yīng)力要大于基體中的應(yīng)力，并且在涂層和基體的界面處存在較大的應(yīng)力梯度。圖9為在不同時(shí)刻涂層表面徑向應(yīng)力沿半徑方向的應(yīng)力分布，壓應(yīng)力在照射過程中逐步增大，在照射終止時(shí)刻應(yīng)力達(dá)到最大值，隨后減小。在激光照射區(qū)域內(nèi)部為壓應(yīng)力，因?yàn)榧す夤馐墓β拭芏葹楦咚狗植迹ㄈ鐖D4），所以在光斑內(nèi)部存在較大的應(yīng)力差，光斑中心位置應(yīng)力取得最大值。在光斑邊緣應(yīng)力變化較大，并且應(yīng)力由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力。

3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

圖10為試樣經(jīng)功率密度為4 000 MW/m2的激光照射之后的表面形貌，可以發(fā)現(xiàn)試樣表面有“凸起”現(xiàn)象，并產(chǎn)生明顯的裂紋，裂紋在光斑中心位置最寬并向周圍呈輻射狀擴(kuò)展。從上一部分的有限元分析可知，由于涂層和基體熱膨脹系數(shù)和溫度場(chǎng)的差異，在涂層和基體的結(jié)合界面處存在較大的應(yīng)力梯度，從而造成結(jié)合界面處應(yīng)變場(chǎng)的突變。當(dāng)應(yīng)力和應(yīng)變大到一定程度時(shí)，涂層和基體脫離。在涂層脫離基體之后，脫離涂層受到周圍很大的壓應(yīng)力作用，類似于四周固支的薄圓板受壓應(yīng)力的作用［8］，當(dāng)壓應(yīng)力達(dá)到一定值時(shí)，涂層發(fā)生彈性失穩(wěn)翹曲，向外形成“凸起”。涂層翹曲之后，在壓應(yīng)力的作用下加速失效，產(chǎn)生裂紋。計(jì)算涂層發(fā)生彈性失穩(wěn)的臨界應(yīng)力可由下式［9］得出:

式中:μ為材料泊松比;E為彈性模量，Pa;h和a分別為涂層的厚度和半徑，m。

經(jīng)過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，涂層發(fā)生“凸起”的區(qū)域主要集中在距光斑中心30 μm的范圍內(nèi)，將a=30 μm代入公式（2）得出TiN涂層發(fā)生彈性失穩(wěn)的臨界壓應(yīng)力為σc=7.83 GPa。利用有限元可以計(jì)算出在不同功率密度激光照射下距光斑中心30 μm涂層表面徑向應(yīng)力，如圖11所示。根據(jù)臨界壓應(yīng)力σc=7.83 GPa可以獲得臨界功率密度Pc=1 685 MW/m2。

圖12為試樣在不同功率密度激光照射下光斑中心位置的表面形貌?？梢钥闯黾す獾墓β拭芏仍酱?，產(chǎn)生的裂紋寬度越寬;激光功率密度越小，產(chǎn)生的裂紋寬度越窄。當(dāng)激光功率密度為2 000 MW/m2時(shí)，僅可觀察到微細(xì)裂紋存在;當(dāng)功率密度為1 900 MW/m2時(shí)，涂層表面觀察不到裂紋的存在。因此在這樣的試驗(yàn)條件下，涂層的臨界功率密度為1 900 MW/m2。

理論分析得到的結(jié)果臨界功率密度為1 685 MW/m2，與試驗(yàn)結(jié)果存在12.5%的誤差。誤差存在的主要原因在于在實(shí)際條件下脈沖激光的全部能量并不能被涂層全部吸收，存在一定的反射，理論分析則假定試樣將脈沖激光的能量全部吸收。除去誤差的因素，理論分析和試驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性，所以可以將激光的臨界功率密度作為評(píng)價(jià)涂層刀具抗熱沖擊性能的參數(shù)。

4 結(jié)語(yǔ)

（1）通過激光照射的方法研究涂層刀具的抗熱沖擊性能是可行的，將激光的臨界功率密度作為評(píng)價(jià)涂層刀具抗熱沖擊性能的參數(shù)，通過試驗(yàn)獲得TiN涂層刀具的臨界功率密度為1 900 MW/m2。

（2）當(dāng)激光照射區(qū)域涂層和基體在結(jié)合界面處應(yīng)力應(yīng)變大到一定程度時(shí)，涂層與基體發(fā)生部分脫離，然后在很大的壓應(yīng)力作用下發(fā)生失穩(wěn)翹曲，從而導(dǎo)致涂層產(chǎn)生裂紋。

（3）通過理論分析和有限元計(jì)算得到的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在12.5%的誤差，產(chǎn)生誤差的主要原因在于試樣不能將激光的能量完全吸收，除去誤差的因素，試驗(yàn)結(jié)果和有限元計(jì)算結(jié)果吻合良好。

［1］S Dolin V S Ek，M Sokovi C.Influence of TiN（PVD）coating on the tool on the identification parameters in turning［J］.Journal of Materials Processing Technology，1998，78（1）:67 －74.

［2］Schulz H，J D O Rr，I J Rass，et al.Performance of oxide PVD － coatings in dry cutting operations［J］.Surface and Coatings Technology，2001，146:480 －485.

［3］張紅松，時(shí)蕾，楊樹森，等.高能等離子噴涂Sm2Zr2O7熱障涂層及其熱沖擊性能［J］.材料熱處理學(xué)報(bào)，2011（2）:112－118.

［4］Han J C.Thermal shock resistance of ceramic coatings［J］.Acta materialia，2007，55（10）:3573 －3581.

［5］Wang Y，Tian W，Yang Y，et al.Investigation of stress field and failure mode of plasma sprayed Al2O3－13\% TiO2coatings under thermal shock［J］.Materials Science and Engineering:A，2009，516（1 －2）:103－110.

［6］Li Meiheng，Sun Xiaofeng，Hu Wangyu，et al.Thermal shock behavior of EB －PVD thermal barrier coatings［J］.Surface and Coatings Technology，2007，201（16 －17）:7387 －7391.

［7］Gan Z，Ng H W.Experiments and inelastic finite element analyses of plasma sprayed graded coatings under cyclic thermal shock［J］.Materials Science and Engineering:A，2004，385（1）:314 －324.

［8］馮愛新，謝華錕，張永康，等.膜－基界面結(jié)合狀況應(yīng)力－應(yīng)變?cè)\析技術(shù)研究［J］.工具技術(shù)，2003，37（12）:44 －47.

［9］劉鴻文，林建興，曹曼玲.板殼理論［M］.杭州:浙江大學(xué)出版社，1987:185－189.