В мировой практике металлообрабатывающей промышленности все большее применение находят инструментальные материалы с покрытием, которые являются типичным композиционным материалом, обладающим высокой износостойкостью в сочетании с достаточно удовлетворительной прочностью при изгибе, ударной вязкостью, выносливостью, трещиностой — костью.

Таким образом, инструментальные материалы с износостойким покрыти­ем по своим свойствам приближаются к свойствам идеализированного инст­рументального материала (см. рис. 11.1), а инструмент, изготовленный из та­кого материала, может обладать удовлетворительным запасом хрупкой и пла­стической прочности одновременно, что увеличивает его надежность, особен­но при использовании на сложном автоматизированном оборудовании.

Если рассматривать покрытие как некоторую промежуточную технологи­ческую среду (ПТС) между инструментальным и обрабатываемым материала­ми, то можно сформулировать условия, в соответствии с которыми с помощью покрытия можно достаточно эффективно управлять свойствами инструмен­тального материала (твердостью, теплостойкостью, трещиностойкостью, фи­зико-химической пассивностью по отношению к обрабатываемому материалу), а также характеристиками процесса стружкообразования (деформацией сре­заемого слоя, силами резания, температурами, напряжениями и т. д.), интен­сивностью изнашивания инструмента.

Эти условия и требования формулируются с различных позиций и могут быть противоречивыми. Учитывая общие эксплуатационные требования:

— покрытие должно быть устойчивым против коррозии и окисления;

— сохранять свои свойства при высоких температурах;

— не иметь дефектов (пор, включений);

— обладать высоким пределом выносливости.

В связи со служебным назначением покрытия должны иметь:

— твердость, в 1,5-2 раза превышающую твердость инструментального ма­териала;

— низкую склонность к адгезии с обрабатываемым материалом;

— минимальную способность к диффузионному растворению в обрабаты­ваемом материале;

— максимальное отличие кристаллохимических структур покрытия и инст­рументального материала.

Свойства покрытия и инструментального материала должны быть доста­точно близкими и согласованными. В связи с этим желательно иметь:

— максимальное подобие кристаллохимических параметров;

— минимальное отличие физико-механических и теплофизических свойств;

— минимальную вероятность возникновения твердофазных диффузионных реакций при температуре резания.

Для выполнения указанных условий при разработке инструментального ма­териала с покрытием необходимо решать следующие научные задачи:

1. Выбор состава покрытия должен осуществляться, исходя из условия максимального снижения вероятности схватывания между обрабатываемым материалом и покрытием. Мерой снижения склонности к адгезии может слу­жить термодинамический критерий, в соответствии с которым изобарный по­тенциал реакции, протекающей в двухмерном моноатомном пространстве пограничного слоя между покрытием и обрабатываемым материалом, должен иметь положительное значение. Теоретическую оценку адгезии между покры­тием и обрабатываемым материалом можно осуществить также с помощью энергетического критерия, согласно которому минимизация прочности адгезии может произойти при минимальном значении величин средних значений энер­гии единичных связей пары «покрытие — инструментальный материал».

2. При выборе состава покрытия необходимо обеспечивать достаточно большую прочность адгезии между материалами покрытия и инструмента.

Максимальную прочность адгезии пары «покрытие — инструментальный материал» можно обеспечить при отрицательном значении изобарного по­тенциала ag° реакции в двухмерном моноатомном пограничном слое между ними или при максимальном значении величин средних энергий единичных связей пары «покрытие — инструментальный материал». При этом материалы покрытия и инструмента не должны образовывать хрупких интерметаллидов при термомеханических нагрузках, возникающих при резании.

3. Удовлетворительная работоспособность инструмента с покрытием может быть обеспечена при оптимальных значениях основных параметров покрытия (толщина, соотношение толщин слоев, микротвердость, фазовый состав, структура и т. д.). Поэтому при разработке инструмента с покрытием необходимо решить задачи оптимизации параметров покрытия в зависимо­сти от условий процесса резания.

Наиболее эффективно свойствами композиционного инструментального материала с покрытием можно управлять за счет варьирования химическим составом покрытия, его структурой и типом связи с инструментальным мате­риалом. В свою очередь, указанные параметры сильно зависят от метода на­несения покрытия и технологических условий формирования исходных свойств инструментального материала. В частности, сильное влияние на структуру и дефектность покрытия, тип связи с инструментальной матрицей может оказать субструктура, загрязненность и дефекты приповерхностных слоев инструментального материала.

Чрезвычайно важной задачей разработки инструментального материала с покрытием является выбор метода нанесения покрытий. Наибольшее распро­странение для нанесения износостойких покрытий на режущий инструмент получили методы химического (газофазного) осаждения покрытий (ХОП) или методы CVD (Chemical Vapour Deposition), термодиффузионное насыщение поверхности (ТДН) и физическое осаждение покрытий в вакууме (ФОП) или PVD (Physical Vapour Deposition).

Методы химического осаждения покрытий (CVD). В основе методов CVD лежат гетерофазные реакции в парогазовой среде, окружающей инстру­мент, в результате которых образуются покрытия. Исходными продуктами служат газообразные галогениды, при взаимодействии которых с другими со­ставляющими смесей (водородом, аммиаком, окисью углерода и т. д.) образу­ется покрытие. Разложение галогенида происходит за счет термической хими­ческой реакции при 7=1000-1100°С. Уравнения химических реакций процес­сов ХОП с образованием карбидов, нитридов и оксидов в общем виде имеют следующий вид [17]: реакция образования карбидов

МеГ + Н2 +С„Нт -> МеС + НГ + Н2, реакция образования нитридов

МеГ + Н2 + N2 -> MeN + НГ + Н2, реакция образования оксидов

МеГ + Н2 + С02 -> МеОт + НГ + СО, реакция образования боридов

МеГ + Н2 +ВГ->Ме„Вт,

где Me — металл; Г — галоген; т, п — целые числа.

Наибольшее распространение в качестве материала покрытий на твердых сплавах получили карбиды, нитриды, карбонитриды титана и оксид алюминия. Свойства покрытий сильно зависят от параметров процесса газофазового осаждения. Наиболее существенную роль играет температура на границе раздела конденсата и инструментального материала. От температуры зависят структура покрытия, прочность его адгезии с твердым сплавом, причем по­следнее определяется также возможностью диффузионного взаимодействия пары «покрытие — твердый сплав». Взаимная диффузия повышает прочность сцепления покрытия и твердого сплава и, в свою очередь, зависит от кристал­лохимического сродства осаждаемого покрытия и твердого сплава. Однако, если на границе «покрытие — твердый сплав» за счет диффузии элемента из
твердого сплава (углерод, кислород и др.) образуются устойчивые хрупкие соединения типа (W3Co3)C (г)-фаза), прочность сцепления покрытия и твердо­го сплава снижается. Реакция образования «т|-фазы» имеет следующий вид:

(х-2) Ті + х WC+ у Со — (x-2)TiC + (W3Co3)C.

На свойства и параметры покрытия (микротвердость, толщина, фазовый состав, структура) оказывает влияние концентрация реагентов парогазовой смеси, давление смеси и скорость ее подачи, исходная чистота компонентов смеси. Особенно вредно присутствие активных реагентов типа 02, Н20, N2, которые приводят к охрупчиванию покрытия, снижению прочности адгезии с твердым сплавом, резкому изменению физико-механических и теплофизиче­ских свойств покрытия. Поэтому к чистоте исходных компонентов газовой сме­си предъявляют особо жесткие требования.

В СНГ используют несколько разновидностей метода для нанесения по­крытия на многогранные твердосплавные пластины (МТП).

Метод ГТ (газофазовое титанирование) разработан во Всероссийском ин­ституте твердых сплавов (ВНИИТС) и используется для нанесения износостой­ких покрытий (TiC, TiCN, TiC-TiCN-TiN и др.) на специальных установках кару­сельного типа [3].

В СНГ также используются лицензионные технологии нанесения покрытий фирмы «Sandvik Coromant» (Швеция) (технология GC) и «Plansee» (Австрия) (технология GM). В настоящее время промышленностью выпускается несколь­ко разновидностей твердосплавных пластин с износостойким покрытием, полученным по этим технологиям, области применения которых представлены в табл. 12.2.

На принципах методов CVD известными фирмами-производителями твер­дых сплавов разработаны технологии нанесения покрытий на твердосплавные пластины, выпуск которых составляет 60-90% от общего объема выпуска твердосплавных пластин.

Несмотря на более высокую стоимость твердосплавных пластинок с износостойким покрытием, затраты потребителя на обработку единицы про­дукции при их применении ниже аналогичных затрат при использовании твер­досплавных пластин без покрытия благодаря возможности повышения ско­рости резания и производительности, либо стойкости инструмента.

В табл. 12.3 приведена номенклатура и области применения сплавов с из­носостойкими покрытиями, выпускаемыми некоторыми зарубежными фирмами.

Таблица 12.3

Марки и области применения твердосплавных пластин с износостойкими покрытиями, выпускаемых зарубежными фирмами

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 ВКб-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 (N2l 02, 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 1V-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 химической 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^=Е0 + ZUy, где Е0 — энергия иона в катодном пятне, Z — заряд иона, Uy — ускоряющее напряжение.

В сочетании со временем воздействия энергия ионов £„ 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 ТіС и многослойных покрытий TiC-TiCN-TiN.

Покрытие ТіС, наносимое на твердосплавный субстрат ТТ10К8-Б методом ГТ, состоит из поликристаллического карбида титана, параметр решетки кото­рого составляет 0,4321-0,4926 нм, стехиометрия ТіС0,е — ТіС0,9, содержание кислорода 0,7-20%, между покрытием ТіС и твердым сплавом обнаруживается переходная зона (рис. 12.4).

При толщине покрытия ТіС 5-8 мкм толщина переходной зоны со­ставляет 1,5-3 мкм. Структура по­крытия изобилует дефектами: гео­метрические искажения зерна, раз — нозернистость, поры, малая протя­женность контакта зерен ТіС меж­ду собой. Размер зерен по сечению неодинаков; если в границе раз­дела «ТіС — ТТ10К8 — В» размер зерен не превышает 0,3-0,5 мкм, то у поверхности он увеличивается до 0,8-1,5 мкм.

Рентгенострукгурные исследова­ния показали, что в объеме покрытия ТіС 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.

Покрытие TiC-TiCN-TiN обладает высокой прочностью адгезии с твердым сплавом, так как слой ТіС, непосредственно контактирующий с твердым спла­вом (рис. 12.5), имеет отрицательное значение изобарного потенциала AG°

относительно твердосплавной матрицы. Кроме того, слой ТіС 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 ТІС 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 ТіС толщиной 4-5 мкм примыкает к переходному слою TiCN, толщина которого со­ставила 1,5-2 мкм. Слой ТіС, непосредственно примыкающий к твердому спла­ву, имеет толщину 1,5-2 мкм.

В слоях ТіС и TiCN обнаружен супермелкодисперсный слой типа ті-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 ТіС 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 pN на основные свойства покрытия рассмотрим на примере системы Ті—N (рис. 12.6).

Данные рентгеноструктурных исследований позволяют отметить сле­дующее.

В области давлений, приводящих к получению покрытий максимальной твердости (pw= 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.

По мере роста давления азота (pN = 1,33-Ю’2 — 1,33-Ю’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-Ю’2 Па) твердость покрытия рез­ко падает, состав его соответствует трехфазной области, т. е. наряду с нитри­дотитановым соединением нестехиометрического состава в покрытии обна-

ружен еще а — Ті 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.

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 <= 1 мм; S = 0,15 мм/об; v = =60 м/мин резцами, оснащенными пластинами BK6-TiN, TT10K8B-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; Sz=0,33 мм/зуб; v = 150 м/мин, В=140 мм инструментом ВК6 — TiN, TT10K8B-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 pN = 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 а — Ті (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 микро — рентгеноспектрального анализатора «СатеЬах» и метода ядерно-гамма — резонанса (ЯГР) с высокой разрешающей способностью. Интерпретация полу­ченных данных позволяет отметить следующее:

1. Граница раздела «TiN-ВКб» практически не имеет переходной зоны, толщина которой ограничивается величиной 0,6-0,8 мкм, состоящей из нит­
рида 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 Ті. Изменения обнаружены в приповерх­ностных слоях толщиной 2-3 мкм.

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 Ті, 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 у-»а 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(hn), vt= f(hn) имеют выраженный экстремум, причем оптимальное значение толщины по­крытия h„ 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„), и п= %hn) выбор оптимальной толщи­ны покрытия следует производить в области между h„ — Ттах и h„ — VYmin (рис. 12.11).

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 <т„ и коэффициент ее вариации vCT, причем эти изменения зависят от метода нанесения покрытия.

Согласно полученным данным [22], рассеивание прочности при изгибе ои, консольном изгибе аск ударно-циклическом приложении нагрузки о™ доста­точно хорошо аппроксимируется интегральным распределением Вейбулла. Изменения прочности сплава ВК6 и зависимости от варианта покрытий, полу­чаемых методами CVD и PVD, представлены на рис. 12.12.

Проведенный анализ позволяет отметить, что покрытия, полученные ваку­умно-плазменным способом КИБ (PVD), способствуют снижению рассеивания прочностных свойств твердого сплава, не снижая среднего значения его прочности (сгу), в то время как покрытия, получаемые высокотемпературным способом CVD, снижают среднее значение прочности (ои ) на 20-40%, не­сколько уменьшая ее рассеивание.

Данные по влиянию покрытий на прочностные характеристики инструмен­тального материала можно интерпретировать применительно к поведению инструмента под воздействием термомеханических нагрузок при резании. В частности, на основании полученных данных можно утверждать, что режущий инструмент с покрытием PVD в меньшей степени будет реагировать на увели­чение эксплуатационных нагрузок с ростом толщины среза (подачи) и при пре­рывистом резании (ударно-циклическом приложении нагрузок), в то время как при непрерывном резании (точении, сверлении, зенкеровании, протягивании и др.) при малых и средних сечениях среза (подачах) преимущество могут иметь инструменты с покрытием CVD, имеющих более прочную адгезию покрытия с инструментальным материалом и отсутствие в нем дефектов (в виде капель­ной, металлической фазы и др.).