Управление напряженным состоянием и свойства плазменных покрытий - Барвинок В.А.

Автор: Барвинок В.А.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления строение материи физика механика атмосфера учебное пособие температурные поля вакуумные системы

Год: 1990

Похожие

Руководство для обучения газосварщика и газорезчика

Сварочные деформации и напряжения

Сварочные деформации напряжения

Технология металлов и сварка

Текст

УПРАВЛЕНИЕ НАПРЯЖЕННЫМ СОСТОЯНИЕМ
Б БК 34.663
Б24
УДК 621.793.74.011:539
Penciljch । В.В. Кудинов
Барвинок В. А.
Управление напряженным состоянием и свойства
плазменных покрытий. - М.: Машиностроение. 1990. -
384 с.: кп.
ISBN 5-2I7-OO852-O
Рзечмотрсиы особенности формировании нокрьпий. полу-
ченных плазменным напылением в атмосфере и вакууме Пред-
ложены механизм образования ост л очных нал ряжений и мето-
ды их расчета в системе нокрыгие - псиона с учетом процесса
наращивании слоев. Разрзботзны методы определения jcmUc-
рзтурных полей и vnpynu характеристик в искры ihhx. Иссле-
дованы фичико-мсханическнс свойства покрытий и даны спо-
собы управлении технологическим процессом при напылении.
Для инженерно-технических рабопшков. линиях в об-
ласти получения покрытий, может быть полезна для препода-
вателей. студентов и аспиранток технических кузов
2704060000-247
Б --------------- 247-90
038 (01)-90
Г,БК 34.663
Производственное издание
Барвинок
италий Алексеевич
УПРАВЛЕНИЕ НАПРЯЖЕННЫМ СОСТОЯНИЕМ
И свойства плазменных покрытий
Редактор Т Е. Че petunia
Переплет художника//. //. Лы^ишш
Художественный редактор ,1 С Нсршинкин
Технический редактор//. // Нав.юни
Корректор//. Я. Шабашка
ИЬ К* 6091
ic/ц сию 'Машиностроение
( г румынский Пер., 4
гтпэ17Подписано в веча и. 30.07.9(1.
п * Формат 84 > 108 1/32. Ьум.ии офсетная N" 2.
Гим~4&ТН'”' Ус'",ечя 2016 Ус" кр ои 40.32. Уч-кW.M IK.58
I и раж 4 840 ,к к Заказ 9JJ и..,,., , |( J() к
%"=''? f РУД'^ою Красною 3nJMKIW „ )/|а
I J/и/6. Москва, ( г румынский Пер., 4
" М01КОИСКОЙ 1ИНО1 рафии W< h
1/><и(8й1УмариИс"'",м к°ми,‘:н-1 (г I’ НО 1Н.-ЧЗИ1.
С ОТО! •1МоСК"'1- K^iiofopiohaM ул.. 24
на nenrf*ii-/lH.*MaKCirw\V HojOHnuiiiiojii ц итдак-льстве ‘,MuiiiHH<iCTjK>cinie
Р31раб<лаии<.8 ЦЦИЮ1И ' Лора II .
ISBN 5-217-00852-0
В.A. Барвинок, 1990
К
Введение
Современная машшкхлроительная промышленность уде-
ляет большое внимание вопросам повышения надежности
экономичности и ресурса выпускаемых машин и аппаратов.
Решение их требует примем, пия материалов, способных
работал» в различных агрессивных средах, в условиях
высоких температур и давлений, повышенных вибраций при
переменных контактных, ударных, статических нагрузках
и т.д.
Многие рабочие параметры изделия в осн* влом опреде-
ляются состоянием поверхностного
которого оно изготовлено,
нитных и дорогих консгрукни иных
и аппара-
покрытия-
нанесения
что
показывает.
слоя материала, из
Поэтому использование дсфи-
материалов во всем
объема изделия нецелесообразно. Экономически оправды-
вает себя применен^ при изготовлении машин
тов использование материалов со специальными
ми, обеспечивающими нужный комплекс свойств.
Прогрессивным технологическим процессом
покрытий является плавменное напыление в атмосфере и
вакууме, Однако практика напыления
нередко наблюдаются случаи разрушения покрытии в i гро-
цсссе напыления. после напыления, при сборке, а также
в период эксплуатации изделий. При этом основной при-
чиной разрушения покрытий является наличие в них кри-
тических остаточных напряжений
Несмотря на большое количество работ, выполненных
рядом авто|юв по изучению формирования покрытии, до
настоящего времени механизм образования остаточных
напряжений в полной ме|х? еще нс раскрыт, нет метопов и
методик. с помощью которых можно было бы определить их
значения и уровень залегания в системах покрытие -
основа. Формулы, предлагаемые для расчета остаточных
напряжений в мноюслойных покрытиях, имеют весьма
существе! ниле допущения и не учитывают, как правило.
ре«ип>ного влияния процесса дарпшивания слоев на темпе-
рвдлыюго влияния процесса иар.-ишвания слоев на темпе-
ратурные напряжения. Поэтому в настоящей работе поста
точно большое внимание уделено механизму образов^ л
остаточных напряжении и определению их значений в си-
стемах покр1аггис - основа.
Для расчета остаточных напряжений, а следовательно
выбора оптимальных режимов и регулирования свойств по-
лучаемых покрытий необходимо изучение распределения
температур в двухслойных системах с подвижной гра-
ниией.
Анализ литературных данных показывает, что в анали-
тическом виде получены решения параболических уравне-
нии с подвижной фазовой границей для однородного мате-
риала. В случае двухслойного материала известны реше-
ния для двух состыкованных полубесконечных тел с по-
стоянной скоростью движения границы раздела либо при
наращивании материала на полубесконсчное тело с зако-
ном движения границы, имеющим специальный вид. Поэтому
при оценке распределения температур в напыляемых слоях
необходимо было получить расчетные соотношения, кото-
рые ближе описывали бы реальный процесс напыления.
Общеизвестно, что для оценки механических свойств
напыленных слоев, расчета остаточных напряжений в них
и выбора оптимальной технологии напыления необходимо
знать упругие характеристики материалов: коэффициент
Пуассона,
Вопросам
уделяется
данных по
ных материалов без их разрушения, что явилось предме-
• том исследования в данной книге.
В книге также весьма большое внимание уделено осо-
бедностями формирования и изучению физико-механических
и эксплуатационных свойств высокотемпературных, износо-
стойких, срабатываемых утиютнительных покрытий, дос
таточно ширежо применяемых в различных областях тех
ники. Проанализированы основные параметры, влияющие на
формирование покрытий, приведены схемы по управлению
процессами напыления, рассмотрены некоторые
применения срабатываемых уплотнительных и износостоик
покрытии.
Книга написана в основном но
ток, выполненных в <
модули упругости первого и второго рода,
определения упругих характеристик покрытия
большое внимание. Однако нет достаточных
определению упругих характеристик многослой-
—, результатам разрабо-
отрасж вой । |яуч1 ю-исслсловатсл1
кой лаборатории Куйбышевского вианионного института
им. С. П- Королева (КуАИ). Автор выражает искрен-
нюю благодарность сотрудникам лаборатории кандида-
там техн, наук: В. И. Богдановичу. А. Г. Цидулко.
П. А- Борлакову. Ю. Г. Лекареву, А. С. Намычкину
и инженерам: Д. В. Самородову. А. С. Ивашину. Г. М. Ко-
злову, В. И. Малкину и И. А. Докукиной за помощь в
проведении исследовании, внедрении практических резуль-
татов работы и оформлении книги.
Автор считает приятным долгом выразить глубокую
признательность акад. АН СССР Н. Д. Кузнецову и проф.
МАТИ им. К- Э. Циолковского Г. В. Боброву за ценный
советы по написанию книги.
ПРИНЯТЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
t. х, у. z - время и координаты.
h Н - толщина основы и покрытия,
т/ - координата границы конденсации.
S - площадь.
/./.,/ - ток дуги, ток разряда и ток подмагничи-
ваюшей катушки.
U - патыниал смещения.
В - индукция магнитного поля.
падающих на поверх-
ность конденсации и распыленных с нее.
q - плотность потока энергии плазменной струи.
р - давление в камере.
ЛМе’ ЯЫ
- количество частиц, находящихся на единице
поверхности в единицу времени,
д - коэффициент эрозии.
д.. - масса моля вещества.
<Ya “ коэффициент термической аккомодации.
Gnp - коэффициент прилипания.
ар - коэффициент распыления.
а “ коэффициент конденсации.
0е ~ коэффициент электронной эмиссии,
v - скорость конденсации.
D ~ скорость травления вещества.
i ^р’ ~ энергия иона, распыленной и испарив-
шейся частицы
^atc ~ э»ю-ргия активации десорбции
энергия активации диффузии.
- энергия связи атома в кристалле
VT - энергия диссоциации.
дне
Q N - энергия диссоциации молекулы азота.
О - теплота конденсации моля вещества.
^Ме
~ теплота реакции образования моля
- температура основы, покрытия и поверию-
сти конденсации.
Г Т - значение установившейся и начальной темпера-
©о О
гуры.
К пл
X - коэффициент теплопровод нести основы и пок-
рытия.
С] - удельная теплоемкость основы и покрытия,
р^ - плотность основы и покрытия.
- коэффициенты температуропроводности основы и
покрытия.
су оу - коэффициенты термического расширения основы
и покрытия.
ЕЕ- модули упругости первого рода основы и покры
тмя.
g - коэффициент Пуассона.
G . G - модули упругости второго рода основы и пок-
(н)
о
рытия.
ат- компоненты тензора остаточных напряжений.
Г ху
тн - компоненты тензора напряжений, возникаю-
ху
при наращивании.
Г<в) - компоненты тензора напряжена. возникаю-
ху
за счет воздействия закрепляющих приспособлении-
тих
ших
7
a. - напряжения, возникающие при охлаждении системы
Л1А — компоненты вектора перемещения.
Де.. Дт - компоненты тензора деформаций.

N
ху
~ усилия.
M.t М - моменты.
I ху
Y. — отклики (выходные параметры) технологического
процесса.
X. - факторы (входные параметры) технологического про-
цесса.
М{У/Х} “ математическое ожидание Y по X.
6q. Ь.. Ь„. Ь_. - коэффициенты регрессии.
ip(X) - оценка Y по X.
о>.(Х) - базисная функция.
а., с. ~ границы интервалов варьирования факторов тех-
нологического процесса.
л - число варьируемых факторов.
det Л - определитель информационной матрицы.
X* — транспонированная матрица независимых переменных.
N - число всех измерений в эксперименте.
т — число параметров в уравнении регрессии.
- оценка
дисперсии воспроизводимости отклика в экс
перименте.
S*(Y ) - оценка дисперсии значений отклика, иредска-
Р
занных уравнением регрессии.
f*(X) - вектор линейно независимых функций.
d — максимализм? значение оценки дисперсии мод J
d - минимальное значение оценки дисперсии модели,
min
d - среднее значение оценки дисперсии модели.
ср
V - объем экспериментальной области.
8
X. - натуральное значение фактора.
—I — •*
X ’ \о’ "\rnin ~ натуральные значения факторов на
верхнем, нулевом и нижнем уровнях.
&Х. - интервал варьирования.
у - число повторных измерений в u-й точке плана.
и
У - среднее арифметическое значение отклика в а-й
точке плана.
/(У ) - выборочная оценка дисперсии в u-м опыте.
Г - число степеней свободы при расчете ^(У ).
и и
- число точек плана. которые используются для опре-
деления S^.
[ - число
в
В * - экспериментальное значение статистики Бартлега.
степеней свободы при расчете S^.
G3K GT - экспериментальное и теоретическое значения
критерия Кохрана.
а - уровень значимости.
- закон распределения случайной величины.
В - вектор-столбец коэффициентов.
/ - число точек плана.
U7 — диагональная матрица весов
Y - вектор-столбец откликов.
L - матрица для расчета коэффициентов регрессии.
d . - элемент матрицы L.
f _ эксперимс^ггалыюе и теоретическое значения
критерия Стъюдента.
5 - оценка средней квадратичной ошибки коэффицнапов.
S2 - оценка дисперсии, определяющей адекватность пред-
ал
ставлсния результатов эксперимента.
9
ур - значение отклика в и-й точке плана, рассчитанное
и
согласно уравнению регрес< ни.
р9* рт - экспериментальное и теоретическое значения
критерия Фишера.
fl в % - относительные температуры,
температура поверхности конденсации.
Bi - критерий Био.
Ki - критерии Кирпиче ва.
ft
Л '
Условные сокращения: ОН - остаточные напряжения:
ПУ - плазменный ускоритель; УПС - узкая плазменная
струя: ШПС - широкая плазменная струя: ГТД - газотур-
бинный двигатель; КМ МТС - композиционный материал ме-
талл - твердая смазка.
10
Глава 1. ОСНОВНЫЕ
ЗАКОНОМЕРНОСТИ И ОСОБЕННОСТИ
ФОРМИРОВАНИЯ ПОКРЫТИЙ
ПРИ НАПЫЛЕНИИ
1,1. МЕТОДЫ ПОЛУЧЕНИЯ ПОКРЫТИЙ
Существующие методы получения покрытий целесообраз-
но классифицировать исходя из физической сущности про-
цессов. лежащих в их основе и определяющих физико-
механические и эксплуатационные свойства покрытий.
1. По состоянию вещества для получения покрытий
(твердое, жидкое, атомарное и ионизированное).
2. По способу получения вещества для нанесения пок-
рытий (плазменный и термический нагрев, термическое
испарение, катодное paenunetw. дуговое испарение,
плазменная ионизация атомарной композиты и так далее).
3. По составу транспортной. защитной или реакцион-
ной атмосферы (неконтролируемая, динамический вакуум,
вакуум, инертный газ. плазма. реакционный газ).
4. По способу активации процесса формирования пок-
рытий (термический. кинетический, плазменный. ионная
бомбардировка, электронная и фотонная стимуляция).
5. По характеру процессов, протекающих в зоне фор-
мирования покрытий (кристаллизация, рекристаллизация,
физическая конденсация, химические реакции, плазмохи-
мические реакции, диффузионное насыщение, гомогенные
и гетерогенные поверхностные реакции).
Наличие такого большого числа классификационных
признаков для способов получения покрытий связано с
большим разнообразием методов налыле»шя покрытий и с
существенной зависимостью свойств покрытий от этих ме-
тодов.
Среди существующих способов получения покрытий нан
бол1 шее распространение для многих отраслей машино-
строения получили газотермические и вакуумные мето ы
напыления. Выбор метода напыления зависит от условий
работы изделия и применяемого покрытия.
11
1.2. ГАЗОТЕРМИЧЕСКОЕ НАПЫЛЕНИЕ
Газотермическое напыление (ГТН) - метод получения
покрытий путем нагрева и ускорения дисперсных частиц
напыляемого материала высокотемпературной газовой
струей и осаждения их на поверхность.
Напыляемый материал может подавался в высокотемпе-
ратурную газовую струю в дисперсном состоянии или дис-
пергироваться непосредственно в процессе напыления.
Нагрев и ускорение частиц можно осуществлять раз-
личными газовыми струями, причем способ генерации
струи служит основой для классификации методов газо-
термического напыления.
В настоящее время газотермическое напыление пред-
ставлено в основном четырьмя методами: газопламенным,
газодуговым, плазменным и детонационно-газовым.
Газопламенное напыление - метод, при котором для
нагрева и переноса напыляемого материала используется
струя продуктов сгорания смеси горючих газов (ацетиле-
на. пропана, водорода) с кислородом. Сжигание газов
происходит в специальных горелках (рис. 1). Распыляе-
мый материал подается в центральный канал горелки, на
выходе из которого попадает в центр газового пламени,
где происходит сто нагрев и плавление.
Распыляемые материалы могут был» в виде проволоки
или порошка. При распылении проволочных материалов их
дисгиргироание и ускорение частиц осуществляется про-
дуктами сгорания и дополнительным потоком сжатого воз-
духа. подводимым по периферии газового пламени. При
они транспорти-
нагреваются и
а также довод-
испо^наовании порошками материалов
руются в горелку г клоком паза
перец гится струей продуктов сгорания,
нителыгым потоком сжатого воздуха.
для повы-
в горел-
В целях ииген искании процессов горения
шсиия температуры и скорости газового потока
ках исгиуилуются ««юлпите/адые обжимные сопла [6.'81.
( ЧГЛ1 *jBI,ITrwn',w невы'хжая температура пламени
-ЗоОО К для смеси ан ггилен - кислород) ограничивает
круг напыляемых материал.,в. Д®, напыления применяют
12
цинк. алюминии, медные сплавы, стали, сплавы на основе
железа и никеля. полимерные материалы Простота обору-
дования для осуществления метода обе лечили ому доста-
точно широкое распространение в промышленности.
Дуговое напыление - метод, при котором нагрев и
плавление материалов в виде проволоки (ленты, прутка)
осуществляется электрической дугой, а диспергирование
и перенос - потоком сжатого газа, как правило. воздуха
(рис. 2). При дуговом напылении используют электричес-
кие дуги постоянного или переменного тока. Нагрев
электрической дугой ограничивает применение напыляемых
материалов, которые могут быть только элср тренпровод-
ными в виде проволоки, ленты. прутка. Метод используют
для нанесения покрытий из пинка, алюминия, сталей,
сплавов на основе железа и никеля. Разновидностью пок-
Рис I . Схема газопламенного напыления:
/ - распыляемый материал: 2 - газокислородная смесь:
3 - газовый мундштук: 4 - сжатый воздух. обжимное
сопло; 6 - сопло сжатого воздуха: 7 - основа
Рнс. 2. Схема дугового напыления:
I - распыляемая проволока; 2 - сжатый воадух: J токо-
подвод; 4 - электрическая дуга; 5 - подающие ролики.
6 — основа
13
4
Рис 3. Схема плазменного напыления:
/ — водоохлаждаемое сопло (анод): 2 — корпус: 3 — изо -
лятор; 4 — электрод (катод): 5, 7 — подвод н отвод во -
ды: 6 — подвод плазмообразующего газа: 8 — подвод рас-
пыляемого материала; 9 — основа
рыгай. получаемых этим методом при распылении разно-
родных проволок, являются покрытия из псевдосплавов
[6. 81, 121].
Плазменное напыление - метод, при котором нагрев,
плавление. диспергирование и перенос напыляемого мате-
риала осуш. твляются плазменной струей, полученной
нагревом потока газа в электрическом дуговом разряде.
Плазменные струи получают в специальных устройствах.
наз.жаемих 1ишм.1И1мми генераторами или плазмотронами
рис. ). Плазмотрон состоит из водоохлаждасмых катода,
анода и радклякщеп, их изолятора. Плазмо.Лразуюший
с^-ожХим" В ЭЛСК7рич<хкУк‘ 'W- вовбужласмук» между
и ЛКЭТОДОМ И *°™UM “,м (соплом), нагре-
ется и в виде плазменной струи вытекает из сопла.
Ра пилясмый материал вводитсг
ле порошка или проволоки за анодным
ввод в лугу с илазмгк^разуюшим газом.
Сжатие дуги в камере (сопле) нл-1змот]х>1п оСх-сшчи
васт новый, нж- температур., плазме.... .й сп^. до 10 (ХХ) _
вытекает
я в плазменную струю в ви-
ПЯТ1ЮМ; возможен
15 000 К (82. 104]. Нагрев и расширение газа способст-
вует получению плазменной струи со скоростями, прибли-
жающимися к скорости звука и превышающими ее [82. 84].
Высокие температура и скорость струи делают возможным
напыление покрытий из любых материалов, не диссоци-
ирующих при нагреве. без ограничений по температуре
плавления. Плазме! о гым напылением получают покрытия из
металлов и сплавов, оксидов, карбидов. боридов, нитри-
дов. композиииошлях материалов.
В качестве плазмообразующих газов используют аргон,
азот, их смеси с водородом, гелием. Следует отметить,
’что несмотря на использование инертных газов не уда-
ется получить на воздухе нейтральную плазменную струю,
так как вследствие турбулентности в нее интенсивно
подмешивается воздух. В то же время использование
инертных газов делает возможным в необходимых случаях
напыление покрытий в камерах с контролируемом атмосфе-
рой. Энергетические параметры плазме* вюй струи можно
регулировать в широких пределах подбором газов, пара-
метров дугового разряда, расходом газов, геометрией
сопел и катодов. Оборудование для осуществления напы-
ления достаточно простое, процесс легко механизируется
и автоматизируется [82].
Детонационно-газовое напыление — метод, при котором
нагрев, ускорение и перенос частиц распыляемого мате-
риала осуществляются струей продуктов детонационного
сгорания смесей горючего газа с кислородом. Генериро-
вание детонационной струи осуществляется в стволе
специальной установки — пушки (рис. 4). В отличие от
рассмотренных выше непрерывных процессов детонационно-
газовое напыление является циклическим процессом.
Отдельный цикл процесса включает в ебя заполнение
ствола пушки смесью газа, загрузки порции порошка,
подрыв смеси, ускорение, нагрев и перенос частиц рас
иыляемого порошка на основу, продувку ствола ней!
ральным газом.
Преимущественное примене ние при детонаинонно-газо
вом напылении получили смеси ацетилен - кислород, по
скольку в этом случае достижима наиболее высокая тем-
пература пламени Г3500 К). При относительно невысокой
15
Рис.
Схема детонацнонно-газового напыления:
/ — блок подачи газов для формирования
продувки
ствола
2 — воспламенитель:
мния иннниироваиного разряда: 4 — блок
горючей
— блок
подачи
смеси и
формнро-
порошка;
3
5 — ствол: 6 — покрытие; 7 — основа
температуре для детонационной волны характерны весьма
3
высокие скорости распространения (2 - 4 • 10 м/с). В
силу этого скорость частиц порошка достигает 600 -
1000 м/с. что в 8 - 10 раз больше, чем в рассмотренных
ранее способах напыления. Высокой кинетической энер-
гией частиц распыляемого материала определяются уни-
кально высокая прочность сцепления (до 170 МПа) и
плотность <*98 %) полученных покрытий [26, 124].
Детонационно-газовое напыление нашло применение
главным образом для нанесения покрытий на основе кар-
бида вольфрама, а также некоторых других материалов,
например оксидов алюминия, хрома, карбида хрома. Раз-
меры установки (ствола) ограничивают применение спосо-
ба нанесения покрытий на наружные поверхности нсболь-
шой протяженности [26], Недостатком детонационно-газо-
вого напыления является также повышенный уровень шума
(до 140 дБ), требующий размещения установок в спсци-
алыгых помещениях (боксах).
Анализируя физико-химические процессы получения по-
крытий газотермическим напылением, можно выделить
ведущие факторы этих процессов - термический и кине-
тический. Первый определяет температуру и запас тепло-
та. накопленный частицами напыляемого материала, вто-
рой их скорость и запас кинетической энергии. Дсйст-
16
вуя совместно. эти факторы в общем случае определяют
взаимодействие частиц с окружающей средой, поверхно-
стью основы и напыленного ранее слоя. чем в целом
ОПрСДСЛЯЮТСЯ
прочностные
рактернстики
1 lanhuici п 1ых
покрытий при их эксплуатации.
В первых трех методах газотермического напыления
ведущим фактором является термический, поскольку ско-
рость частиц в этих случаях нс превышает 150 м/с [6.
81. 82. 121]. В то же время можно отмстить, что вклад
термич'хкпго и кинетического фактсрев в формирование
покрытий в этих случаях растет от газодугового к
плазменному напылению. Этим определяется и соответст-
вующее повышение прочностных характеристик покрытии.
При дстонаиионно-газовом напылении ведущим является
кинетический фактор. Действием этого фактора опреде-
ляется высокий уровень прочности сцепления и плотности
покрытий. В то же время накопленный опыт применения
газотермических покрытий показывает, что их успешная
эксплуатация обеспечивается при прочности сцепления
20 - 40 МПа. Высокая плотность покрыто! во многих слу-
чаях нс является необходимой, особенно в покрытиях
триботехнического назначения [82]. где сигтимальная
пористость равна 8—12 %.
Таким образом. наиболее универсальным и технологич-
ным процессом газотермического напыления является
плазменное напыление. Поэтому основные закономерности
и особенности формирования покрытий рассмотрим на при-
mcjx- плазменного напыления.
1.3. ПЛАЗМЕННОЕ НАПЫЛЕНИЕ В АТМОСФЕРЕ
1.3.1 ОБОРУДОВАНИЕ
И ИСХОДНЫЕ МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ НАПЫЛЕНИЯ
Оборудование для плазменного напыления принято под-
|к1зделятъ на основное и вспомогательное [82]. Основным
оборудованием принято считать собственно установку,
к веномогател! ному относят устройство для н^мешенюг
напыляемого изделия относительно распылителя или
борот (манипулятор)» оборудование для подготовки.
сева по фракциям, сушки и хранения порошка, оборудова-
ние для подготовки поверхности изделия к напылению
и т.л.
В иастояшсе время отечественная промышленность вы-
пускает установки нескольких типов: УПУ-3. УПУ-5.
УМП-5-68, УМП-6 и др. Из них неплохо зарекомендовала
себя универсальная установка УПУ-3 с различными моди-
фикациями. На рис. 5 представлена блок-схема такой
установки с некоторыми добавками, выполненными в КуАИ.
Установка дополнительно оснащена манометрами, измеряю-
щими давление газа на входе в ротаметры, что позволяет
точно измерять расход плазмообразуюших газов. В со-
став установки введены специально разработанные мало-
габаритные датчики температуры охлаждающей воды, раз-
мешенные в месте подключения токовсдуших шлангов к
распылителю. Специальная схема защищает датчики от
воздействия разряда осциллятора зажигания дуги. Ука-
занные изменения позволяют достаточно точно фиксиро-
вать значение энтальпии струи - основного энергетичес-
кого параметра, определяющего нагрев распыляемого ма-
териала.
Порошковый дозатор установки заменен разработанным
дозатором, который имеет стабилизированный привод вра-
щения дозирующей перфорированной шайбы с обратной
связью по оборотам и стрелочный прибор, регистрирующий
объемный расход порошка. Как показали испытания, соз-
данный дозатор обеспечивает высокую стабильность пода-
чи материалов и но этому показателю превосходит доза-
торы. выпускаемые промышленностью.
Вспомогательное оборудование включает специальную
защитную камеру и размешенные в ней манипуляторы для
перемещения деталей и плазмотрона.
При напылении плоских поверхностей деталь остается
неподвижной, а движение вдоль напыляемой поверхности и
движение подачи сообщается плазмотрону. Преимуществом
такой схемы является независимость мощности привода от
ма^сы деталей, что повышает его универсальность.
Основное движение сообщается роликовой тележке, не-
сущей механизм подачи с закрепленным па нем распыли-
телем. Тягошм» усилие пс|х-дастся тележке от распило-
18
IS
J4 JJ J? Л
Рис 5. Блок-схема установки УПУ-ЗД
для
плазменного на-
пыления:
/ — пульг управления: 2 ~
редукторы;
газ; 7.
//. 12
— блок
тележки
электромагнит -
5 - плазмообразующие газы:
3 ротаметры: 9. 10 — ре-
— двигатели дозаторов: 13.
управления дозаторами; 16
дольиоч направлении:
манометр;
п
плоских деталей. 18
19 -
ный клапан:
6 — транспортирующий
гулнруюшие вентили:
14 дозаторы: / 5
датчики положения
/ 7 — манипулятор для напыления
двигатель поперечного перемещения плазмотрона:
лежка; 20 - магнит; 21 - датчики положения плазмотрона
а поперечном направлении; 22 — двигатель продольного
перемещения плазмотрона; 23 - блок управления манипуля-
торами; 24 - плазмотрон; 25 - датчики температуры воды;
26 - двигатель вращения: 27 - датчики положения в про-
дольном направлении; 28 — манипулятор для налы лени
вращения; 29 - двигатель поперечного перемещения;
устройство для подвода тока: 31 ~ электрический ро
метр; 32 — датчик тока: 33 — блок измерения расход
ды; 34 ~ датчик включения вентиляции. 35 б У Р®
^7 — Алок изме-
нения клапаном; 36 ~ источник питания.
30
рения разности температур
19
ЖС1ПЮГ0 отдельно привода через цепную передачу. Для
нанесения покрытий на плоские участки различной кон<ри-
гурации в схеме управления манипулятором предусмотрено
программирование амплитуды основного движения, при
этом напыляемый участок разделен на заданное число
полос различной длины. Заданная амплитуда и последова-
тельность нанесения полос задается системой герметич-
ных магнитоуправляемых контактов, размещенных на пап-
равняющих манипулятора.
При нанесении покрытий на тела вращения используют
манипулятор, в котором основное движение (вращение) со-
общается детали. При этом в случае нанесения покрой
на тела вращения сложной формы программируются как
частота вращения детали, так и подача. Это позволяет
обеспечить равномерность толщины покрытия при значи-
тельных изменениях кривизны и размеров напыляемых по-
верхностей.
В качестве исходных материалов при плазменном на-
пылении обычно используют проволоку диаметром 0.8 -
1.2 мм или порошок грануляцией 40 - 100 мкм. Для полу-
чения качественных покрытий порошок должен иметь не-
большой разброс по грануляции. Такие порошки получают
путем рассева на ситах. Для этой цели может быть
использован прибор для ситового анализа с ячейками
размером в свету 0.05; 0.063; 0.1 и 0.125 мкм.
Для равномерного транспортирования порошка в плаз-
менный распылитель он должен обладать хорошей сыпу-
честью, которая оценивается относительным методом в
сравнении с другими порошками. Сыпучесть порошка оце-
нивают по времени его просыпания через отверстие и по
величине угла естественного откоса насыпанной гор-
ки [82].
Если в первые годы развития процесса плазменного
напыления использовали олнокомнонентные материалы (Мо,
W. Ni. Al и др.), то в последнее время наблюдается
тенденция разработки и напыления сложных по составу
многокомпо!нлгп1ых порошков. К настоящему времени пред-
ложен целый ряд различных вариантов напыления много-
комгюнентных порошков: использование механической сме-
си. совместное объемное введение компонентов покрытия.
20
применение конгломерированных. плакированных и капсу-
лированных порошков [30. 87].
Наиболее просто нсполыюватъ механическую смесь
порошков. Однако разница в плотности и сыпучести по-
рошков создаст возможность сегрегации при совместном
транспортировании механической смеси, а также после-
дующего расслоения потока частиц в плазменной струе
вследствие различия их скоростей. Организация индиви-
дуального ввода каждого компонента в струю на различ-
ных уровнях с учетом его теплофизических свойств и
размеров частиц позволяет в определенной степени
уменьшить локальную неоднородность в пятне напыления,
но приводит к существенному усложнению конструкции го-
релок и системы подачи порошка.
При совместном введении компонентов покрытия при
напылении во избежание разделения составляющих меха-
нической смеси в порошковом питателе и при транспорти-
ровании используют стержневой метод подачи материала,
помешенного в трубку. Однако размеры трубок в значи-
тельной мере ограничивают состав покрытии, а сложность
в обеспечении равномерной плотности частиц наполнителя
создает предпосылки к неравномерному распределению
компонентов и возможности образования покрытий с более
грубой крупнозернистой структурой. К этому же методу
относится подача напыляемого материала в виде гибкого
шнура на органической связке [71].
При использовании конгломератных порошков исходный
материал получают путем предварительного спекания ме-
ханической смеси с последующим дроблением. Недостаток
такой технологии состоит в длительном производственном
цикле — тонкий размол, смешение, спекание, повторный
размол спека и гранулометрическая классификация
продукта. Кроме того, не все композиции могут
подвергнуты высокотемпературному спеканию по причине
возможной термической диссоциации или взшш< юйствия
компонентов. При использовании органической связки в
объема покрытия могут оказаться ее остатки, порой
отрицатели ю влияющие на свойства (снижение прочности
сцепления, увеличение пористости и др.)-
Плакирование порошков заключается в формировании на
21
Рис. 6. Схема установки для плакирования порошков:
/ - электродвигатель: 2 ~ контактный термометр;
актор; 4 — нагреватели: 5 — мешалка; 6 — термореле
поверхности исходной частицы (ядра) одного или нес-
кольких слоев других материалов. Использование комби-
нации плакированных и конгломерированных частиц позво-
ляет получать порошки смешанного типа, иногда назы-
ваемыми капсулированными порошками.
Среди существующих методов плакирования порошка
[31] наиболее простым, неэнергоемким является метод
химического осаждения. разработанный в КуАИ [33]. Схе-
мы установки и технологического процесса плакирования
порошков представлены, соответственно, на рис. 6 и 7.
Отличительная особенность разработанной технологии
плакирования — простота и легкость осуществления про-
цесса, совмещение операций подготовки порошка и осаж-
дения плакирующего сл ж в одну, выполняемую при атмо-
сфсрном давлении и температуре 293 - 373 К. Установка
имеет размеры (XX) х 800 х 1500 мм и нроизв<>дител1»н<>сть
1-1.5 кг/ч.
Данным методом можно получать широкий круг компози-
ционных материалов путем плакирования порошков метал-
лов, карбидов. оксидов и т.п. химическим осаждением на
Исходный
порошок
установка
для плакирования
Плакированный
порошок
Отработанный
раствор
Нейтрализация
промывных вод
Нейтрализация
отработанных веществ
Г в W’ ' - --
осаждения металлов
Регенерация
отрадотонного раствора
Промывка порошка
с ушко и контроль
Рис. 7
Схема технологического процесса плакирования
порошков методом химического осаждения
их поверхность никеля, кобальта и сплавов на их
основе.
Применение напыляемых композиций в предварительно
связанном состоянии позволяет значительно повысить
свойства покрытий за счет устранения сегрегации в про-
цессе нанесения. зашиты от воздействия окружающей сре-
ды. использования эффектов физико-химического взаимо-
действия в частицах порошка - экзотермических реакций,
сплавообразования. синтеза.
1.3.2. ФОРМИРОВАНИЕ ПОКРЫТИЙ
В процессе газотермического напыления можно выде-
лить два основных этапа: нагрев, ускорение и перенос
частиц распыляемого материала к покрываемой поверхно-
сти (основе); осаждение частиц на поверхности основы и
формирование слоя и системы покрытие - основа.
При распылении порошковых материалов нагрев и пере-
। нос частиц совмещены во времени. При распылении прово-
локи переносу предшествует нагрев до расплавления -
ускорение и перенос начинаются с момента отрыва капель
расплава с конца проволоки.
Параллельно с нагревом и ускорением частиц на пер-
вом этапе развиваются процессы их взаимодействия с
окружающей средой, приводящие к окислению, газонэсы-
щению и частичной диссоциации материала распыляемых
частиц Следовательно, на этом этапе закладывается
покрытий. поскольку на этом этапе, с одной стороны,
частицы накапливают запас тепловой и кинетической
энергии (термический и кинетический фактор), а с дру-
гой, - происходит металлургический передел распыляе-
мого материала в материал, из которого собственно фор-
мируется покрытие.
На втором этапе можно выделить две стадии. На пер-
вой стадии на контактных поверхностях осаждаемых ча-
стиц и основы (ранее напыленного слоя) развиваются
процессы образования соединения частиц с основой. На
второй стадии в процессе кристаллизации частиц и ох-
лаждения нанесенного слоя в образующейся системе
покрытие - основа протекают процессы объемного взаимо-
действия и формируются остаточные напряжения.
Как уже отмечалось, при напылении возникает взаимо-
действие между напыляемыми частицами и поверхностью ос-
новы (адгезия) и между напыляемыми частицами и частица-
ми уже нанесенного покрытия (когезия).
Сцепление между частицами, а также между основой и
покрытием может происходить за счет механического за-
цепления, физического и химического взаимодейст-
вия [82J.
Механическое зацепление напыляемого материала с по-
верхностью детали лежит в основе ряда теоретических
толкований адгезионной прочности. В основу механичес-
кой теории положена зависимость адгезионной прочности
адгезио! того ко» ггакта.
смачивается напыляемыми
от шероховатости поверхности
Развитая поверхность лучше
частицами. Такую поверхность получают абразивно-струй-
ной обработкой, применяемой перед напылением. Смачи-
ваемость зависит также от г
частицы, химического сродства частицы и основы
™ их поверхностей. Формирование покрытий
смачивания даст более качественное соединение.
должна*6™* к ВЗаим0Л*йс1вие (напыляемая поверх!юсть
ZZ ^’фИЗИЧески происходит на атомарном,
ионном И молекулярном уровнях. При сближении атомов
поверхностного натяжения
, чисто-
в условиях
24
напыляемого материалу и
гут возникнуть силы
Внн-лср-Ваал1>сэ. Если
основы на расстояние 10 м мо-
молекуляр! юго взаимодействия
сблизить атомы на расстояние
3 - ю’10 м. то образуются химические связи. В усло-
виях физического взаимодействия силы Ван-дер-Ваальса
создают более низкую адгезионную прочность, чем проч-
ность с химической связью.
В работах [53. 82. 114] и др., где достаточно обсто-
ятелию рассмотрены физико-химические процессы, возни-
кающие при взаимодействии напыляемой частицы с осно-
вой. показано, что прочность связи при напылении явля-
ется сложной функцией:
о = ЦТ . т . р).
Я к к
где Т - температура в контакте частица - основа; т -
к к
длительность удара и затвердевания частицы; р - давле-
ние, развивающееся при ударе.
Изучение явлений, происходящих в зоне улара, поз-
волило рассчитать давление при уларе жидкой частицы об
основу. В условиях плазменного напыления. когда ско-
рость частицы в полете составляет 100 - 150 м/с. при
-3 -9
соударении в течение 10 — 10 с возникает импульсное
давление до 1500 Па. в результате чего происходит
растекание жидкой компоненты частицы, активация про-
цесса взаимодействия се с основой. Регулировать дли-
телн гость удара и его величину в условиях высокотем-
пературного напыления затруднительно. В связи с этим
важнейшим фактором повышения адгезионной прочности
становится термическая активация контакта напыляемой
частицы и основы.
Термическую активацию для достижения химического
взаимодействия можно осуществить предварительным подо-
гревом основы, применением терморсагнруюших материа-
лов, нагревом напыляемых частиц путем регулирования
технологических параметров процесса - изменением эн-
тальпии. скорости струи, состава плазмообрззуюшего га-
за. дистанции напыления и скорости перемещения плазме-
I
трона Недостатками, присущими термической активации,
являются возможности окисления поверхности при подо-
греве без защитной атмосферы: необходимость подогрева
напыляемой поверхности, что может привести к оплавле-
нию и расплавлению основы из легкоплавких сплавов и
возникновапво в покрытии значительных кристаллизацион-
ных напряжений.
Следует отметить, что одной из причин сравнительно
низкой прочности покрытий является формирование в на-
пыленном материале больших остаточных напряжений (51,
79. 82, КИ. 121]. Возникновение остаточных напряжений
обусловлено различием температуры частиц и основы, их
коэффициентами термического расширения, усадкой при
кристаллизации частиц, жесткостью системы покрытие -
основа, деформацией и наклепом частиц при ударе о
напыляемую поверхность и т.д. Таким образом, остаточ-
ные напряжения являются также результатом действия
термического и кинетического факторов процесса напыле-
ния. Процессы термической и механической активации,
повышая прочность сцепления слоя с основой, вместе с
тем оказывают существенное влияние на уровень остаточ-
ных напряжений. Уровень напряжений не остается посто-
янным в процессе наращивания слоя. Возрастая с ростом
его толщины, остаточные напряжения могут приводить к
отслоению покрытия, его растрескиванию или существен-
ную снижению работоспособности.
Опыт нанесения и эксплуатации газотермических по-
крытий показывает на многочисленные примеры отрица-
тельного проявления остаточных напряжений [1 - 3, 6].
Из изложенного следует. что технологические пара-
метры, определяющие вклад термического и кинетического
факторов, должны назначаться с учетом их влияния на
величину напряжений как при наращивании покрытия, так
и остаточных.
1.4. ПОЛУЧЕНИЕ ПОКРЫТИЙ В ВАКУУМЕ
Методы получения покрытий в вакууме принято разде-
Л{гпэ на термические, газофазные и ионно-плазменные.
Термические методы основаны на конденсации молску
26
иапных И атомарных пучков материала, получаемых в ре-
^.тате резистивного, электронно-лучевого или лазер-
ЗУ « taroeea [100. И2. 122. 123]. Эти методы В сов-
Х|ной лстературе также называются методами осажде-
ю паровой фазы и методами молекулярных пучков.
Поопчкты испарения, состоящие из атомов, молекул и
микоокапельной фазы, изотропно разлетаются над поверх-
мипрли. ГЮпалая на поверхность детали, кон-
—. В силу тепловой природы процесса испаре-
энергия конденсирующихся частиц не превышает
ностью мишени и
денсируются
03 эВ а степень ионизации проудкта испарения практи-
чески ровна нулю. Возможности метола ограничены низки-
ми и нерегулярными энергиями конденсирующихся частиц,
что в ряде случаев определяет низкую прочность сцепле-
пня конденсата
структуру и
получают путем изменения температуры основы, скорости
конденсации пара (степени пересыщения) и степени ва-
ми И нерегулярными энергиями конденсирующихся частиц,

с поверхностью основы. Необходимую
физико-механические свойства покрытии
куума.
Этими методами можно получать покрытия из металлов,
неметаллов, полупроводников и других соединений. Однако
низкая прочность сцепления покрытия с основой, не-
высокая стабильность свойств покрытия и необходимость
нагрева основы до температуры не ниже (0.3 -0.5) тем-
пературы плавления покрытия ограничивает применение
этих методов в машиностроении и делает их практически
непригодными для получения оксидов, карбидов, нитридов
и других соединений.
Методы газофазного осаждения (Г ФО) основаны на по-
даче в тепловой реактор летучих соединений металлов (в
основном хлоридов) в смеси с водородом и добавками
азота, метана или кислорода. В зарубежной литературе
этот метод назван CVD (Chemical Vapour Deposition) -
химическое паровое осаждение. При создании условий для
протекания химических реакций на поверхности детали
образуется покрытие либо из чистого металла» либо из
его соединений с азотом, углеродом или кислородом. Ос-
новное условие получения покрытия - поддержание темпе-
ратуры на уровне» превышающем температуру разложения
хлорида металла в атмосфере водорода. Однако для полу-
Ч(?НИЯ качественных покрытий из соединении (нитридов,
карбидов и оксидов) необходимо поддержание температуры
основы на уровне, превышающем 0.3 этих соединений.
те выше 900 - 1100 К. По этой причине метод ГФО
малопригоден для обработки большинства конструкционных
машиностроительных материалов.
Наиболее широкие перспективы для получения покрытий
на конструкционных материалах и готовых деталях откры-
ваются с применением вакуумных ионно-плазменных мето-
дов. Это связано с тем. что кроме термического появля-
ются дополнительные факторы (кинетический и иониза-
ционный). оказывающие существенное влияние на кинетику
образования покрытий и позволяющие получать высокока-
чественные покрытия из различных соединений при суще-
ственно более низких температурах [131. 132. 134, 135].
Вакуумные ионно-плазменные методы характеризуются
тем. что в них в той или иной степени испол^луется
плазма. В настоящее время плазму применяют для катод-
ного распыления материала мишени, дополнительной иони-
зации парового потока или получения осаждаемого мате-
риала в плазмином состоянии. Все ионно-плазменные
методы удобно разделить на три группы, взяв за основу
признак. из какой фазы (атомарной, ионной или плазмен-
ной) происходит формирование покрытия. В свою очередь,
каждую из этих групп можно разделить на подгруппы в
зависимости от конкретной технической реализации опи-
сываемого метода.
По используемой фазе вещества для получения покры-
тий методы подразделяют на ионное распыление, ионное
осаждение, плазменное напыление.
Методы ни пи со распыления принято подразделять в
основном на методы катодного и магнетронного распыле-
ния. В методах ионного распыления мишень, изготовлен-
ная из материала покрытия, распыляется при бомбарди-
ровке положительными ионами высокой энергии в плазме
разряда вспомогательного газа. Продукты распыления,
состоящие из атомарной фазы вещества мишени, осажда-
ются на поверхность основы и образуют покрытие [49.
123, 131, 136].
%
Рис
a)
Основные схемы катодного распыления
катодного распыления относятся диодная.
К СИСТСи система с автономным источником ионов
ГОЛ,8) В простейшей из них диодной (рис. 8. а) ми -
₽ИС’ М ылкСХиая из наносимого материала, и осно-
ШС,0 представляют собой два электрода, между которыми
гол доживается самостоятел! ный тлеюшии разряд газа на
X™" «.„кочает™™ токе
ояа1ыленныс ионами газа, направляются к основе .
^ажлаясь на ней. образуют покрытие. В тржмтои схеме
(оис 8. б) самостоятельный или несамостоятелы1ЫИ
тлеющий разряд поддерживается между автономными элект-
родами. Причем, в случае несамостоятельного разряда
В триодном схеме возни-
возможность проводить конденсацию покрытия в ус-
Для этого на
подастся небольшой (до 100 В) отрицательный
В системе с автономным источником (рис.8.в)
испод 1>зуют нагреваемый катод,
кает ।
ловиях его бомбардировки ионами газа,
основу I
потенциал
ионы газа получают обычно в специальной камере в одном
из видов разрядов, а затем эти ионы электростатическим
методом вытягивают на мишень и частично на основу.
Энергетический КПД генерации (отношение энергии,
затраченной на распыленные атомы, к общей энергии, пот-
ребляемой системой) в таких системах очень низок и сос-
тавляет примерно 1 %. Основная часть энергии расходует-
ся на нагрев мишени. В связи с тем. что при катодном
распылении основа и мишень разделены небольшим зазором,
коэффициент использования массы может быть близок к
100 %. Средняя энергия осаждаемых атомов слабо зависит
от режима напыления, практически неуправляема и прини-
мает значения от тепловой до (I - 3) эВ. Степень моим-
ЗЛШП1 осаждаемого атомарного потока нс превышает 1 %.
На установках такого типа удается получить ско|хх.ти
роста покрытия порядка 10 9 м/с, причем пределы пя ско-
рость роста покрытия ограничена возможностями тспло-
съемз с мишени и оптимизацией давления газа по скорости
распыления мишени и отражения ли<|х|>ундируюших атомов.
Возможности метода также ограничены нерегулируемыми и
недостаточно высокими энергиями распыленных атомов,
низкой степенью их ионизации. а также низкой ckojjoctw
роста покрытия. Однако катодное распыление позволяет
получать покрытия с прочностью сцепления гораздо более
высокой, чем термические методы, и, кроме того, поз-
воляет получать соединения тугоплавких металлов.
Усовершенствование катодных расш тигельных систем
позволило создать так называемые магнетронные распыли-
тельные системы [9, 37. 49. 68] и на три порядка
увеличить скорость роста покрытия. Усовершенствование
связано со следующими обстоятельствами. В системах ди-
одного катодного распыления тлеющий разряд загорается
при условии pd > L (где р - лавлшю газа, d - рассто-
яние между электродами. L - константа, зависящая от
рода газа). Атомы, распыленные с поверхности мишени,
долетят до основы при условии pd < (где
ко»-
стапта. зависящая от рода газа и распыленного атома).
Причем, в катодных диодных системах связь между кон-
стантами определяется соотношением nL = L (где
п > !0).
Таким образом. при катодном распылении увеличение
давления в камере приводит к росту числа распыленных
атомов, однако ограничивает возможность их попадания
на основу за счет увеличения числа столкновении с
атомами газа. Следовател! но. лаже при оптимальном дав-
лении большая часть распыленных атомов не долетает до
основы. Кроме того, электроны плазмы разгоняются под
действием электрического поля и. бомбардируя поверх-
ность основы, нагревают ее. Применение диодной систе-
мы вместо триодной или системы с автономным источником
ионов позволяет частично уме ш .шить влияние этих отри-
30
цателтых явлений (исключит!, электронную бомбардировкч
основы и на порядок повысить скорость роста покрытии)
Наложение на плазму газового разряда магнитного по-
ля. перпендикулярного к электрическому, индукция кото-
рого позволяла бы выполнять условия > 1. ез.т. < |
ГЛе * d' ,1ривсЛ0 к уменьшению давления зажигания раз-
ряда в о» г раз (здесь со , а> - циклотронные частоты
электрона и иона, соответственно; т и т. - время меж
ду столкновениями для электрона и иона, соответствен-
но: г - ларморовский радиус орбиты электрона). Это
связано с тем. что в пересекающихся электрическом и
магнитном полях электрон движется к основе- не по сило-
вым линиям электрического поля, а по участкам циклоид
параллельно ей. В результате существенно возрастает
время жизни электрона в плазме, а следовательно, и
число ионов газа, рожденных данным электроном в столк-
новениях с атомами газа.
Расчет показывает [49]. что в такой системе возни-
кает азимутальный электронный ток. в ы т раз прсвыша-
юший радиальный. а условие зажигания разряда принимает
вид pd > L/cJ т .
ее
Следовательно, выбором величины ин-
дукции магнитного поля можно создать условия, при ко-
торых L
В этом случае практически все распыленные с поверх-
ности мишени атомы достигают поверхности основы и рез-
ко возрастает скорость роста покрытия. Кроме того,
распыленные атомы практически не сталкиваются с ато-
мами рабочего газа и поэтому не теряют свою кинетичес-
кую энергию. Кинетическая э нерпы конденсирующихся
атомов в магнетронных распылительных системах изменя-
ется от тепловой до (5 - 10) эВ. что ведет к дальней-
шему повышению прочности сцепления покрытия с основой,
а уменьшение величины электронного тока на основу в
weTe * 1 приводит к уменьшению ее разогрева.
(X новными системами магнетронного напыления явля-
3!
магнетронная система может был
ются планарная и цллнндричсская (рис. 9). В свою оче-
оедь цилиндрическая магнетронная система может быть
с внешним магнитом И магнитом, расположенным внутри
катода Возможности этого метода также ограничены не-
регулируемыми и низкими значениями энергии конденси-
руюшихся атомов.
Вывод о повышении пряности сцепления покрытия с
основой при увеличении энергии конденсирующихся ча-
стиц. а также возможность получения в этом случае сое-
динений тугоплавких материалов при более низких темпе-
ратурах привел к созданию методов получения покрытий
из ионных пучков и плазменных потоков.
Методы ионного осаждения развивались в связи с не-
обходимостью повышения прочности сцепления покр ггий.
получаемых термическими методами, а также увеличения
пронзводгггел> ।юстн и скорости роста покрытии, получае-
мых методами ионного распыления [133. 135]. Принципы
метола ионного осаждения были предложены Д. Мэттоксом
[37]. Сущность метода заключается в следующем. Мате-
риал испаряется термическим методом, затем ионизиру-
ется и ускоряется по направлению к поверхности детали
пол действием приложенного к ней отрицательного потсп-
6)
Рис. 9 Конструктивные схемы магнетронных систем рас-
пыления :
U - пленарная: б — цилиндрическая с внутренним магии
том: в — цилиндрическая с внешним магнитом. / — катод
мишень; 2 — анод: 3 — устройство для крепления напыляе-
мых деталей. 4 — магнитная системе; 5 — экран: 6 —
направление силовых линий магнитного поля
32
Рис Ю. Схема установки
ионного осаждения с триод-
ной системой и дополнитель-
ной ионизацией парообразно-
го материала. испаряемого
лучом электронно-лучевой
пушки
ияала. В простейшей диодной схеме ионного осаждения
между испарителем (анодом) и основой (катодом) под-
держивается тлеющий разряд в парах материала анода.
Материал анода может испаряться под действием как
теплоты, выделяемой электронами на аноде, так и допол-
нительного подогрева анода. Однако для поддержания
тлеющего разряда в этом случае требуется сравнительно
высокое давление (до ^6 65 Па), что снижает скорость
осаждения и степень ионизации паровой компоненты ме-
талла. Более эффективны системы, в которых испарители
совмещены с магнетронным источником или полым катодом,
а для дальнейшего повышения степени ионизации исполь-
зуется дополнительный анод.
Практически одной из разновидностей метода ионного
осаждения является метод активированного реактивного
испарения (АРИ). В этом случае материал испаряется
электронным лучом, а дополнительная ионизация пара
проводится в специально созданной плазменное области
над расплавом. Обычно для создания этой плазменной об-
ласти нал расплавом помешают дополнительный анод,
предназначенный для вытягивания электронов с нюкой
энергией, испускаемых расплавом.
Один из вариантов установки ионного осажден при-
веден на рис. 10. Испарение материала мишени / осуще-
ствляется лучом 2 высоковольтной электронно-лучевой
пушки 3. Электроны, испускаемые накаливаемым катод
и расплавом материала, ускоряются по направлению *
полнителы юму электроду - аноду 5 и ионизируют
ряемый материал. Нейтральные атомы и жжы и2!**
лаются на поверхность основы 6, образуя покрытие
2 * Барвинок
таких системах удастся ионизирован» 10 — 40 % атомов
пара. В настоящее время этот метод широко исполюуют
для получения покрытий из металлов, а также их нитри-
дов и карбидов. Следует отметить. что по своей сути
эти методы было бы правильно называй» ионно-термичес-
ким осаждением, так как конденсация материала на по-
верхности основы происходит из атомарной и ионной (раз.
Несмотря на высокие качества покрыли!. получаемых
этим методом, основным их недостатком является исполь-
зование достаточно громоздкого и дорогого высоковольт-
ного оборудования для получения электронного луча.
травления поверхности основы перед напылением и до-
полнительной ионизации парового потока.
Исследованиями в области физики
куумных дуговых
разрядов установлено [9, 68]. что при луговом испаре-
нии материалов катодным пятном вакуумной дуги проис-
ходит интенсивная генерация плазменного потока, содер-
жащего до (40 - 60)% ионов металла. Из этого следует,
что в данном случае можно добиться большого эф<]м?кта.
используя сравнительно более простое, надежное и недо-
рогое устройство.
Методы получения покрытий с помощью устройств для
дугового испарения материалов получили название мето-
дов плазменного напыления в
гуумс (ПНВ). Иногда ме-
тоды. базирующиеся на системах, генерирующих потоки
плазм твердых и газообразных веществ с высокой и регу-
лируемой в широких пределах энергией частиц, называют
методами плазменной технологии высоких энергий [9. 46.
52, 108].
В основе таких методов лежит сочетание двух процес-
сов: генерации плазмы в однем из типов электрических
разрядов и последующей дионизашш и ускорения продук-
тов плазмы к поверхности конденсации. При этом могут
ускоряться либо только ионы плазмы, либо вся квази-
нейтральная плазма. В первом случае имеет место метод
ионного осаждения, а во вто|юм - метод осаждения с
помощью плазменных ускорителей. При осаждении плазмен-
ными ускорителями ускорение плазмы может происходи п>
пол действием силы Ампера или под действием градиента
газокинетического давления. Для экстракции И( нов из
34
плазменного потока к обрабатываемому изделию приклады-
вают <Щ)ииатсль11Ый относитслыю плазмы потенциал.
Такой режим ускорения получил название электростати-
ческого. На практике исгюлюуют как раздельное. так и
совместное действие перечислен! «ых режимов. В случае
ускорения плазмы под действием силы Ампера принято
различать следующие режимы: режим холловского ускоре-
ния плазмы, режим ускорения плазмы собственным маг-
нитным полем, режим ускорения плазмы с замкнутым дрей-
с|юм электронов.
Плазменные ускорители могут быть как стационарного,
так и импульсного действия. В методах ПНВ генерация
плазмы осуществляется в основном дуговыми разрядами в
вакууме. которые подразделяют на разряды с холодным и
горячим катодом. Дуговой разряд может возникать в парах
материала катода, анода или принудительно подаваемого
вещества. По форме катода плазменные ускорители разде-
ляют на кольцевые и торцовые.
В настоящее время насчитывается большое количество
плазменных ускорителей, предназначенных для разных
научных и прикладных целей. Для получения покрытий
плазменными ускорителями наиболее широкое применение
получили так называемые ’холодные” системы [9].
Основное условие существования лугового разряда в
вакууме с холодным катодом - это эрозия материала
электродов. В зависимости от того, па каком электроде
эрозия преобладает, различают две формы вакуумной дуги
с холодным катодом. Если процесс эрозии протекает
только на катоде (анод не эродирует), реализуется ка-
тодная (|юрма вакуумной дуги. Если и анод начинает ин-
тенсивно эродировать, причем величина его -ризин су
шсствснно превышает величину эрозии катода, реализу
ется анодная с|юрма вакуумной дуль
Катодная с|юрмз вакуумной дуги представляет собой
электрический разряд, существуют» rii исключвггелыю в па
рах материала катода, поставляемых в результате эрозии
из области катодных пятен. На протекание процесса ге-
нерации затрачивается (10 - 20)°6 электрическом мощно
сти. П|юдукты эрозии разлетаются изотропно в пределах
иолус(|)сры. содержат капельную, паровую и ионизирова»
А м
»гую фазы. Степень ионизации продуктов эрозии изменя-
ется в пределах (15 - 80)%. а средняя энергия ускорен-
ных в микропятнах ионов - десятки элсктроновольт. Так
как для катодной формы дуги существует минимальный
ток. выше которого она горит устойчиво, то для ста-
ционарного режима генерации необходимо получил» значе-
ния тока выше критического (10 - 120 Л).
В заключение настоящего раздела проведем сравнение
рассмотренных методов получения покрытий по двум важ-
нейшим технологическим параметрам: плотности потока
частиц, падающих на поверхность конденсации, и средней
кинетической энергии направленного движения частиц. На
рис. 11 область энергий и плотностей потока частиц
ограничена сверху двумя линиями, соответствующими воз-
можности теплосъема за счет излучения при температурах
700 и 1500 К- Область / соответствует низкотемператур-
ным, металлургическим и газотермическим методам нане-
сения покрытий.
Область // можно отнести к стационарным методам
термического испарения. Катодное распыление (об-
ласть ///) характеризуется более высокими энергиями
частиц и позволяет наносить покрытия со скоростью до
-9
10 м/с. Усовершенствованием катодного распыления яв-
ляются магнетронные методы (область IV). позволяющие
ч: inept и я апюмои и nufnunc,
Рис. II. Сравнение методов ианесемня покрытий в завн -
снмостн от плотности потока частиц и жгргин. приходя-
щейся на одну частицу
-7
конденсировать покрытие со скоростью до 10 м/с. Об-
ласть V соответствует методам ионного и плазменного
осаждения. По сравнению со всеми другими методами ме-
тоды плазменной технологии высоких энергии позволяют в
широких пределах регулировать энергию конденсирующихся
частиц и тем самым сочетать различные техгюлогические
процессы (газовое и ионное травление, конденсацию и
внедрение) в одном производственном цикле. Поэтому
основные закономерности и особенности формирования ва-
куумных покрытий рассмотрим на примере плазменного на-
ги зления в вакууме.
L5. ПЛАЗМЕННОЕ НАПЫЛЕНИЕ В ВАКУУМЕ
1.5.1. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ НАПЫЛЕНИЯ
Стабилизация
Работы, проводимые в МГТУ им. Н. Э. Баумана. ХФТИ
АН УССР и НИИТавтонроме по разработке методов нанесе-
ния покрытий в вакууме на базе дуговых испарителей,
привели к созданию стационарных установок типа Пуск .
"Булат". "Юнион". ВУ-1Б и др. (рис. 12) с торцовым ду-
говым испарителем и холодным катодом. Стабилизация
разряда на торцовой поверхности осуществляется с по-
мощью электроизолировашюго экрана, охватывающего
ковую поверхность электрода с небольшим зазором, а
также с помощью электромагнитной катушки.
Кроме того, в установках типа "Пуск"
ные катушки обеспечивают холловский механизм Усм**
плазмы, деионизацию парообразного материала, а таюк^
эффекты коллимации потока по оси ускорителя и
рацию капелыюн фазы на периферии струи. В это,сто
новках анодом является специальный але1^-
ваюший катод в виде сопла. В остальных установка^
пользуется
плазмы, а анолом

только электростатический режим ускорения
являются стенки авакуумпои камеры.
-ВУ-1Б использу-
- два или три. Практи-
В установках “Пуск-77 . Булат I
стся один катод, а в остальных „.„,11ГЧЯШио
чески все установки имеют узкую специализацию
37
4
J
/
Веда
Вода _1
Питал*
ty:u
«ФХ

Рнс. 12. Схемы установок для
плазменного на несения покры-
тий в вакууме:
а — "Булат-1": б — "Булат-3";
"Юннон"; в - "Пуск": / - во-
доохлаждаемый катод: 2 — эк-
ран: 3 — соленоид стабилиза-
ции дуги: 4 — анод: 5 — снло-
вые лнннн электрического по
ля; 6 — соленоид холловского ускорителя:
7 — электрон-
ный поджиг
новном предназначены для нанесения покрытии на режущий
инструмент. В установках “Булат-ЗТ”. "Юнион”. ННВ-6.6Н1
использовано устройство электронного поджига дуги, а в
остальных - устройство электромеханического поджига.
Из вакуумных установок, выпускаемых в настоящее
время, неплохо зарекомендовали себя установки типа
‘'Пуск-77". На рис. 13 представлена блок-схема такой
установки с некоторыми доработками, выполненными в
Ку А И В установке модернизирована вакуумная камера;
улучшена система охлаждения и обогрева вакуумной каме-
ры и плазмотрона, что позволяет значительно сократить
время на подготовку вакуумной камеры к работе; изготов-
лен и установлен в вакуумную камеру привод для переме-
щения напыляемых деталей. За счет модернизации блока
холловского ускорителя предусмотрено использование двух
новых подрежимов работы установки (узкая и широкая
плазменная струя), что позволяет путем варьирования

установки для получения покрытий в
Рис. 13- Блок - схема
вакууме:
/ — катод *.
5 - аиод 2: 6 - квмера:
тения
: 2 — экран;
- ввод 1:4- электромагниты:
7 — механизм вращения к переме
петалн; о - механнзн напуска реактивного газа,
низковольтный блок питания: 10 ~
« /2 - блок стабилизации разряда: М ™
питания. It ___ 2. /5 _ блок
I
я_. lb — блок управления маг-
магнитов ускорителя. _
блок питвиня дуги: № Слок
Яство поджига дуги
танин анода 2: 14 - блок упра^ння анода
_____________и on н те ЛЯ 2 /О
питания г
нитами ускорителя *. /
управления дугой. 19 - устр
- наиболее эффективно достигать
ширины плазмяпюи различных размеров,
равномерности покрыто шггенсифииировать
повысить КПД использования катода Ф
процесс юнесав.япокрьгтоя. и ускорения
Установка состоит из управления и энерго-
плазмы. вакуумной камсРы- механизма крепления
обеспечения, вакуумного агрегата.
И перемещения деталей, а также системы подачи реактив-
ного газа.
Блок генерации и ускорения плазмы содержит водо-
охлаждаемые катод, два анола, электрод поджига, маг-
нитную катушку и охранное кольцо.
Двухстопная вакуумная камера может охлаждался или
подогреваться водой. Создание и поддержание* необходи-
мого для технологического процесса вакуума осуществля-
ется с помощью вакуумного агрегата, состоящего из <|х>р-
вакуумного и высоковакуумяого пзромаслиного насосов,
воя сохла ж л асмой и азотной ловушек, высоковакуумяого
затвора и системы нзтекателей.
Блок управления и энергообеспечения позволяет вы-
полнять подготовку установки к напылению в ручном, на-
ладочном и автоматическом режимах, а напыление прово-
дить в режиме генератора и ускорителя как с узкой, так
и с широкой плазменной струей. Этот же блок обеспечи-
вает подачу напряжения от низковольтного и высоковольт-
ного источников между механизмом крепления деталей и
стенками камеры.
1.5.2 ПРОЦЕССЫ ГЕНЕРАЦИИ. УСКОРЕНИЯ
И ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ ПЛАЗМЫ
К ПОВЕРХНОСТИ КОНДЕНСАЦИИ
Как было отмечено, генерация, ионизация и транспор-
тир.вишне плазмы металла осуществляется с помощью тор-
цевого холле вгкего плазменного ускорителя с холодным
катодом. Установка может работать в |х?жиме генерации
как си тема электрод угового испарителя (схема установок
"Булат’) и в ре-жиме ускорителя (схема установок
"Пуск ) с дополнительным анодом (узкая плазменная
струя) и допояиитслтой зоной ускорения (ем. рис. 13).
После иоджига вакуумной дуги в начальной стадии
разряда на торцовой поверхности к пода возникают
бм(тро1и-рсмсшаюшмсся пятна первого типа [94]. Спустя
некоторое время, появляются катодные пятна втцхго ти-
па. имеющие большие размеры и обладающие* меньшей ско-
ростью перемещения. Число катодных пятен второго тина
40
с на по-
нятна второго типа,
образованию ассоциаций,
пятен второго типа еле-
-5-10
расположены
кг/Кл. что на три порядка
Гист]» растет и черва время порядка 5 10
всрхности катода остаются только
импешие тенденцию к слиянию и
Характерные параметры катодных
дуюшяе: скорость перемещения - (0.1 - 1) м/с. размер -
(ю"6 - 10 4) м. время жизни
Числ > пятен в ассоциации порядка десяти и
они на расстоянии порядка диаметра пятна. В катодных
пятиэх вторе го типа эрозия носит термический характер
и составляет примерно 10
превышает эрозию в катодных пятнах первого типа.
Продукты эрозии, разлетающиеся изотропно в пределах
полусферы нал поверхностью катода, содержат ионизиро-
ванную. паровую и капельную фазы. Процснпюс содержа-
ние фаз определяется видом материала и способом изго-
товления катода. Так. для тугоплавких материалов с ма-
дг й пористостью доля ионизированной фазы изменяется от
50 до 80 %.
Поток плазмы покидает срез сопла энода со скоро-
С-П.Ю порядка ю6 м/с. причем кинетическая энергия ио-
нов может В I
мую за счет катодного паления потенциала.
примерно 1.6
несколько раз превышать энергию, получае-
и достигать
-17
। • l*j
Установлено. что для катодной формы вакуумной дуги
существует минимальный критический ток. выше которого
разряд устойчив. Сила этого тока изменяется в широких
пределах и зависит от материала катода и параметров
электрической цепи.
При разрядном токе выше критического скорость эро-
зии катода пропорциональна силе тока:
Дж (100 эВ).
dm/dt = Д / .
(1.1)
где д - коэффициент эрозии материала катода.
Известно Н. 12. 92. 94]. что
состав плазмы и средняя энергия ионов слабо
тока дул., это позволяет провеет.. сравни основных
41
Таблица 1 Основные характеристики стационарных
Материал
кр
и. в
д .
р
-9
Ю кг/Кл
U . В
к
11
Zr
Al
Сг
Мо
Ni
85
160
60
90
130
200
90
16.8-17.6 22 53
17.7-18.5 21.5 79
17.2-18.6 16 125
16.7-17.4 20 42
16.6-17,2 28.4 47
20 17
19 101
характеристик стационарных вакуумных дуг. Результаты
такого сравнения приведены в табл. 1. где 1^ - мини-
мальный ток стационарного горения дуги. U - катодное
Рис. 14. Распределение плотности потока ноноа Т1 по ра-
диусу ’а) и оси (б) плазменной струн прн Z - 0.3 м. Ре-
жим напыления с ШПС. U - 20 В / - / - 130 А В •
с Р
1.8 мТл; 2 / - 130 А; В - 0 Реи нм напыления с
Р
УПС, U 20 В: 3 — / 130 А: В - 1.8 мТл; 4 — 1 -
с Р р
- 180 А; В - 2.7 мТл
42
ввхуумных дуг н генерируемых ими плазм
Z - <2
V W.. W..
V W..
-19 -19 -19
10 Дж % Ю Дж % 10
Дж
10* 9 Дж
27
14
49
16
104
104
77
67
60
96
48
152
48
68
33
48
125
154
122
118
208
64
96
21
14
163
192
144
163
254
120
122
147
101
122
176
49
86
1.79
1.94
1.58
1.94
1.95
1.04
1.53
дуге.
- крат-
напряжение на
- процентное содержание ио-
падение потенциала. U -
ность ионизации ионов, п
нов кратности Z W. - средняя энергия ионов кратности
2 Ц/ - средняя энергия, приходящаяся на одну части-

Z = X т)7 Z - средняя
ну в струе (W. 0 = Et^UZ/IOO).
кратность ионизации частицы в струе.
Стабилизация разряда на торцовой поверхности катода
в режиме генерации осуществляется с помощью электро-
изолированного экрана, охватывающего боковую поверх-
ность катода с небольшим зазором, а в остальных режи-
мах дополнительно с помощью электромагнитной катушки.
Кроме того, каждая из катушек обеспечивает режим хол-
ловского ускорения, коллимацию ионного потока по оси
ускорителя и автосепарашво капельной фазы на перифе-
рийпой части струи.
На рис. 14 - 16 приведены некоторые результаты нс
следования влияния технологических параметров ус
теля на параметры плазменной струи.
Рнс. 15. Плотность
потока иоиов Ti в за-
висимости от нндукцнн
магнитного поля н то-
ка разряда при z =
= 0.3 м: U = 20 В
С
Режим напыления с
ШПС: / - / = 180 А; 2 - I - 130 А Режим напыления
УПС: 3 - / - 180 А: 4 - /
160 А:
130 Л
Измерение процентного Содержания микрокапельной фа-
зы осуществлялось путем анализа поверхности конденса-
та. полученного на различных режимах и в различных
точках вакуумной камеры. Исследования показали, что
количество микрокапельной фазы возрастает с увеличением
тока / и уменьшается при изменении индукции ускорите-
ля от 0 до 0.75 мТл. При дальнейшем увеличении индук-
ции магнитного поля ускорителя до 4.5 мТл изменение
процентного содержания микрокапельной фазы становится
незначительным. При В > 4.5 мТл плазменная струя ста-
новится остронаправленной, катодные пятна стягиваются
в центр катода. Это приводит к перегреву и оплавлению
катода и увеличению микрокапельной фазы.
Исследования позволяют рекомендовать выбор двух па-
Рис. 16. Плотность потока массы Ti и Zr. прошедших че-
рт i срез сопла анода в зависимости от индукции магнит-
ного поля и тока разряда
при Z = 0,3 м. Режим на-
пыления для Zr с УПС.
V - 20 В; / - / -
с Р
180 = А; 2 - / = |60 А
Р
Режим напылении для Ti с
УПС. и - 20 В: 3 - I -
с Р
- 180 А: 4 - / = 130 А
Р
44
раметров напыления I и В . Значение / выбирают исходя
р р
из того, чтобы и чтобы / позволяла достигать
нужной скорости роста покрытия. Причем, чем больше /
Р
тем выше содержание микрокапель в покрытии. Величину В
выбирают в диапазоне 0.75 - 4.5 мТл таким образом,
чтобы обеспечить нужную равномерность покрытия на по-
верхности основы, причем, чем выше значение В в ука-
занном диапазоне, тем меньше процентное содержание
микрокапельной фазы.
напыления / и В. а также конкрет-
Парамстры режима
пая конструкция ускорителя определяют один из основных
физических параметров режима напыления j. - плотность
потока частиц. Используя результаты настоящего разде-
ла. плотность потока частиц можно представить в ви-
де (12]
Rk
К
(1.2)
где т - масса атома; S - площадь катода; z - коорди-
К
цата вдоль оси струи; R — координата вдоль радиуса от
оси струи: f(z. R) - функция распределения.
15 3. ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ПЛАЗМЫ С ПОВЕРХНОСТЬЮ
КОНДЕНСАЦИИ И ФОРМИРОВАНИЕ ПОКРЫТИЙ

Взаимодействие ионов с поверхностью металла харак-
теризуется множеством разнообразных физических
НИЙ,
публикации. Однако следует отметить,
изучались процессы,
больших 1.6 • 10
вторичная ионная и
при энергиях, меньших 1.6 • ГО
изучению которых посвящено большое количество
- что в основном
. происходящие либо при энергиях.
46 Дж (1000 эВ) (катодное распыление
электронная эмиссия и т.д.). либо
Дж (10 эВ). Причем
исследовалось в основном воздействие газов и щелочных
металлов на твердое тело. Область же энергий, лежащая
в диапазоне 1.6 * 10
-18
- 1.6 • ю'16
ее кристаллической структурой. <|юрмой
составом и структурой адсорбци-
шероховатостью поверхности.
энергией.
1Л13 -1
имеет порядок 10 с . в
ионов о поверхность комден-
Дж и характерная
для технологических процессов получения покрытий ион-
но-плазменным методом, является наименее изученной.
Анализ влияния различных факторов взаимодействия
частиц с поверхностью показал, что результат такого
взаимодействия определяется энергетическим и зарядовым
состоянием частицы, ее химической природой, плотностью
и углом падения потока частиц, а также химическим со-
ставом основы,
поверх! юстных граней,
онного слоя, шероховатостью поверхности, ее темпера-
турой. потенциалом и возможностью протекания на ней
химических реакций.
Число Кнудсена в данном процессе намного меньше
единицы, следовательно, режим обтекания основы будет
свободномолекулярным. Поэтому взаимодействие потока
ионов с основой будет определяться локальными коэффи-
циентами обмена импульсом и
Частота колебаний атомов
то же время частота ударов
5 -I
саиии не превышает 10 с .
на поверхности за время между столкновениями успевает
восстановиться локальное равновесие.
Известно, что для тугоплавких металлов потенциал
ионизации больше работы выхода соответствующего метал-
ла основы, поэтому при взаимодействии с поверхностью
ион тугоплавкого металла нейтрализуется.
Поток плазмы металла, ускоренный и ионизированный в
ускорителе, получает дополнительное ускорение в де-
баевском слое около основы за счет приложенного к ней
отрицательного потенциала и»
вает ее.
Учитывая, что энергия иона
а кратность его ионизации eZt
гию иона в момент удара о поверхность основы записать
в виде
поэтому можно считать. что
попадая на основу, патро-
на выходе ускорителя UZ
можно кинетическую энср-
46
UZ. = UZ. ♦ eZU .
L £.0 C
(1.3)
Нагрев основы в этом случае происходит
в
результате
выделения кинетической и потенциальной энергий частиц,
Плотность патока энергии, выделившейся на поверхности
конденсации, можно представить в виде [13]
VZ. * el - Zey).
(1.4)
где UZ. = UC Л * eZU - средняя кинетическая энергия
I ЦО с
одной частицы: cl_ - коэффициент термической аккомо-
I ,0
даиин; (el - Zep) - потенциальная энергия нейтрализа-
ции иона: / = ZZri7l7; 17 - потенциальная энергия иони-
ззции Z-кратного иона: Z = ^Zt^, ~ Доля ионов крат-
ности Z: <р - работа выхода электрона.
Все модели взаимодействия частицы с поверхностью
состоят из нескольких стадий. Первоначальное взаимо-
действие. связанное с обменом энергий, может привести
к внедрению частицы, распылению поверхности, отражению
или захвату этой частицы поверхностью. Захваченная
частица переходит либо в состояние хемосорбции, либо
десорбируется, но перед этим она может некоторое время
перемешаться по поверхности.
Внедрение бомбардирующих частиц в материал основы
зависит от многих факторов и начинает сказываться при
энергиях иона более 8 " 10 Дж (200 эВ). Внедряясь в
поверхность основы, частицы смешают атомы материала,
которые в свою очередь вызывают смешение последующих
атомов. В результате вдоль траектории внедренных ато-
мов образуются цепочки радиационных повреждений [1 .
62]. Механизм взаимодействия быстрой частицы с атомами
основы определяется следующим параметром.
Е = т£р/\Ът^
(1.5)
47
гае т - масса электрона проводимости: Е? - энергия
Ферми металла; т, — масса иона.
При IF. < Еу скорость внедряющейся частицы значи-
тельно меньше скорости электрона на уровне энергии Фер-
ми и поэтому »*еупругие столкновения перестают играть
заметную роль в процессе взаимодействия. Так как для
рассмотренных материалов Е? = 10 эВ. получаем. что
взаимодействие ионов с поверхностью при энергии ионов
меньше 2 кэВ происходит в области упругих столкновений.
Падающий ион испытывает серию упругих столкновении
с атомами материала, теряя в одиночном акте столкнове-
ния энергию, равную
&W. = k Vsirf (6/2).
t т i
где 6 - угол отражения в системе центра инерции;
k = 4т jn /(т ♦ т.) .
т I а а I
Если величина превышает пороговую энергию смещения
атома р
(энергию дефектообразования).
то возникает смешенный атом, продолжающий серию столк
новений.
Как первичный, так и рассеивающие атомы могут испы-
тывать обратное отражение через поверхность основы в
вакууме. Причем при U7. < Е большую часть распыленных
частиц составляют низкоэнергстические рассеивающие
атомы. Процесс распыления начинается при энергии ио-
нов. превышающей пороговую энергию распыления материа-
ла Е . Коэффициент распыления, равный
сред жму числу
эмитированных с поверхности атомов при падении на нее
одной частицы, определяется из теории Зигмунда [62)
соотношением
W/{^2 Es).
(1.6)
48
где Es - энергия связи атомов поверхности распыляемого
материала:
♦ т
(гл. -т )
т.
2т,т
I а
1П
Отмстим. что энергия дефектообразования. энергия
связи и пороговая энергия распыления оцениваются тео-
ретически через экспериментально измеряемую энергию
сублимации ДН соотношениями:
- 0.5ДН; Е - 4ДН/£ .
d т
Е - 4ДН; Е
см
Исследованиями установлено [48]. что при наклонном
падении ионов на
коэффициент распыления возрастает по закону:
-k
а (6) = a (OHcosfl) .
Р Р
аморф«гую поверхность конденсации
где 0 - угол между траекторией иона и направлением
нормали к поверхности; аЮ) - коэффициент распыления
при нормальном падении иона; k = 1.7 при т.} 1;
от Е до 1.6 • 10
k - 1 при (zn/m.) > L
При росте энергии ионов
(100 эВ) интенсивность распыления увеличивается в 10 -
10 .
атомов на десять падающих ионов. Поток распылашых
атомов можно представить в виде
раз и может достигать одного - четырех выбитых
(1.7)
Механизм распыления носит импульсный характер и
играет большую роль в подготовке поверхности перед на-
пылением. Распыление поверхности, называемое также ион-
ным травлением, проводят ионами того же материала, к
торый будет использован для получения покрытии,
получении покрытий чистых металлов или сплавов ис
зуют катод с соответствующими фазовыми с
49
несколько катодов из чистого металла. Как показывают
исследования, скорость роста покрытия можно предста-
вить в виде [12. 13]
и -
Р-
- л.у’-’ечЧЛ.Л"'
<1.8)
- коэффициенты в уравнении испарения
- коэффициент конденсации;
где А
Кнудсена — Ленгмюра; а
а - коэффициент распыления; р и д ~ плотность и
р./ п
молярная масса покрытия; N — число Авогадро.
Суммирование производится по всем металлам сплава.
Коэффициенты в (1.8) зависят от рода металла и
энергии ионов, поэтому фазовый состав сложного покры-
тия может не совпадать с фазовым составом катода. Это
различие в фазовых составах особенно заметно при боль-
ших энергиях ионов или высоких температурах.
С ростом IF. коэффициент конденсации а* уменьшается.
а коэффициент распыления растет. Поэтому при а* =
я а (в случае не очень больших температур) рост пок-
рытия прекращается и при а > а* граница конденсации
начинает перемешаться в противоположном направлении.
Область энергий ионов, при которой > а*, исполь-
зуется для очистки поверхности основы перед напыле-
нием. Значение энергии ионов, при которой а = а . по-
О к
лучило название энергии инверсии.
Кроме очистки загрязненной поверхности происходит
образование различных дефектов поверхностного слоя ос-
новы за счет радиационных повреждений, что создает
благоприятные условия для процесса конденсации и роста
покрытия. Наблюдаемое при этом ионное лспцювание с
"в
глубиной залегания порядка 10 м на I кэВ приводит к
50
ПсынциаА С94сщ?*ирллВ
<*1 6)
Рис. 17. Скорость травления материала основы номами Ti
(а) н Zr (6) в зависимости от потенциала смешения Ре-
жим ионного травления с УПС (а) и ШПС (6). / • 130 А.
₽
В - 1.8 мТл:
/ - АД1М; 2 - ХН70Ю: 3 - Р18. 4 - ВК8
насыщению поверхностного слоя материалом, который бу-
дет в дальнейшем использован для нанесения покрытия,
что естественно ведет к повышению адгезии.
Для выбора эффективного режима очистки материала
ионным травлением приведены предварительные исследова-
ния но определению серости травления (рис. 17). Ско-
рость травления определяли по массе стравленного мате-
риала основы и профшюмстрировашюм ее. С ростом по-
тенциала на поверхности напыляемой детали скорость
конденсации уменьшается и при определенном значении
обращается в ноль. Дальнейший рост энергии ионов при-
водит к тому, что материал начинает распыляться. Это
объясняется тем. что кинетическая энергия ионов 1Г
(1.3) является линейной функцией U .
Рассмотренные зависимости имеют примерно одинаковый
характер как для ионов титана. так и для других тяже
дых металлов. Однако, например, для ионов циркония
распыление основы начинается при меньших ^шаченн5ю^по~
тс1 шизла
значением энергии №
Это объясняется более высоким
большей массой и большим Z для
с титаном (см. табл. 1). Задав
стравленного слоя, по
51
смешения U
по сравнению
циркония
шись определенным значением
рис. 17 можно наити время, необходимое для его уда-
ления.
Поверхность конденсации с энергетических позиций
можно представить как совокупность потенциальных ям
различной глубины. В зависимости от глубины потенциа-
льной ямы можно говорить о физической адсорбции частиц,
состоянии хемосорбции и. наконец, об образовании новой
фазы вещества.
В работах (48. 109] приведена оценка того, что па-
дающая частица не отразится от поверхности и будет
захвачена основой, если ее энергия не превышает энер-
гии десорбции более чем в 25 раз. При этом время уста-
новления термического равновесия равно двум-трем
периодам колебании атомов кристаллической решетки
(- to'13 с).
Такие условия всегда соблюдаются при термическом
напылении и катодном распылении. Учитывая диапазон
энергий ионов, используемых при ионно-плазменном напы-
лении. можно сделать вывод, что в этом случае средний
коэффициент термической аккомодации может принимать
значения меньше единицы. Если исходить из приведенных
оценок.
то в
случае
изической
адсорбции.
энергия
активации десорбции которой ограничена значениями по-
рядка 0.5 эВ. смогут адсорбироваться только частицы с
энергиями меньше 12,5 эВ. Таким образом, при напылении
частицы будут захвачены поверхностью основы, попав
только на центры сильной хемосорбции.
Кроме отмеченного эффекта существует еще ряд эффек-
тов. обеспечивающих формирование покрытий с высокой
адгезионной и когезионной прочностью. Во-первых, не-
прерывная ионная бомбардировка очищает поверхность
конденсации. Во-вторых, под осевшими атомами возникает
область "теплового клина” с температурой выше средней
температуры гюверхности на несколько сотен градусов.
Кроме такой термической активации возможны другие
активационные процессы, проходящие за счет излучения
фотонов метастэбилы !ыми атомами и испускания электро-
нов в результате потенциал! ной эмиссии. В то же в|юмя
рост пленки - это релаксационный процесс, но время ре-
52
ляксзиии элсмс1гтарн<ых процессов в твердых телах из-за
различных активационных механизмов сильно снижается.
Таким образом, встраивание атомов в кристаллическую
решетку происходит при наличии различных активационных
процессов, однако механизмы адсорбции, миграции, обра-
зования и роста зародышей не должны принципиально от-
личапля от других видов вакуумного напыления.
В связи с тем. что конденсация проходит в условиях
ионной бомбардировки, рассмотрим эффективность очистки
растущего конденсата. Поверхность конденсации будет
динамически чистой, если поток распыленных атомов пре-
вышает поток атомов остаточных газов, летящих к по-
верхности. Поток атомов остаточных газов определяется
из следующего соотношения:
/ = a p(27r/nfcT)°’5; j = a j.
загр к Р Р
откуда получаем
/ > a a p(2irmkT)
р к р
(19)
- режим эффективном
загр
Таким образом, условием динамической чистоты по-
верхности будет не только энергия ионов, достаточная
для распыления адсорбированных атомов, но и определен-
ное соотношение между плотностью потока металла и пар-
циальным давлением остаточных газов. При этом в зави-
симости от их значений возможны следующие случаи:
I) ; < / i У j - режим эффективной дннами-
1 р р загр
ческой очистки и движения границы в глубь материала;
дю1ами-
ческой очистки и одновременного наращивания покрытия,
3) / > / / < j ~ режим наращивания покрытия.
1 р р загр
загрязненного молекулами остаточного газа.
Режим I используют при подготовке поверхности к
конденсации (ионное травление); режим 2 - при осажде-
нии конденсата; использование режима 3 при конденсации
ухудшает эксплуатационные параметры покрытия.
Зависимость скорости роста покрытий из титана и
циркония от технологических параметров ускорителя
53
0 O.*S Uf W W5
Миду кии л но житного поле, н Тл
Рис. 18. Скорость роста
покрытия Ti и Zr в зави-
симости от индукции маг-
нитного поля и токе раз-
ряда при U£ • 20 В, z -
0.3 м. Режим напыления с
УПС для Ti: / — / . |8о
Р
А: 2-1 ° 130 Л; для
Р
2г- 3 — / - 170 А Режим напыления с ШПС для Ti: 4 -
Р
/ 130 А: для 7х‘. 5 — I * 170 А
р Р
представлена на рис. !8. 19. Скорость роста покрытия
измеряли путем определения массы конденсированного ве-
щества в единицу времени методом теневых ножей и конт-
ролировали путем измерения толщины покрытия с точностью
до 0.1 мкм.
Исследования показали, что изменение скорости роста
покрытий из Ti. Mo. Al. Zr и других металлов носит
примерно идентичный характер. Из технологических пара-
метров наиболее сильное влияние оказывает магнитное
поле. Так. увеличение индукции магнитного поля от 0 до
4.5 мТл приводит к возрастанию скорости |хкта покрытий
примерно в 4 раза. Это объясняется в основном коллима-
цией плазменного потока при воздействии магнитного но-
ля. Увеличение скорости роста покрытия с увеличением
тока разряда связано с ростом количества металла,
истекающего с поверхности катода. Уменьшение же ско-
рости роста покрытия при увеличении потенциала смеще-
ния на основе объясняется ростом коэффициента распыле-
ния поверхности. Кроме того, сильное влияние на ско-
рость роста покрытия оказывает режим работы ускорителя.
Скорость роста покрытия из металла лимитируется
только количеством вещества, подводимого к поверхности
конденсации при условиях невысокой температуры основы
(7 < 700 К) и невысоких потенциалах на ней (U = ИХ) +
+ 160 В). Отношение массы металла, скондснсировавшего-
54
Рис. Скорость роста
покрытия Ъ и Zr в и -
ВНСНМОСТИ от ПОТС1ШНОЛО
смешения и тока разряда
при В = = 1.8 мТл. Z
0.3 м Режим напыления
с УПС для Ti: 1-1 -
Р
170 Л: 2 — / - 130 А.
Р
режим напыления с ШПС
для Zr: 3 — / = 170 А
Р
£ 0 50 100 150 100
i Потенциал (метенил, В
ся на основе. близко к массе металла, прошедшего через
выходное сечение ускорителя (см. рис. 16 и 18). Есте-
ственно. это возможно только при условии высокой эф-
фективности различных активационных процессов, проте-
кающих при осаждении покрытия.
15.4. ФОРМИРОВАНИЕ ПОКРЫТИИ
В ПРИСУТСТВИИ РЕАКЦИОННОГО ГАЗА
При плазмою юм напылении в вакууме нитриды полу-
чают подачей в вакуумную камеру азота через игольча-
тый натекатель. которым и осуществляется регулирование
его давления в камере. Раздельное регулирование коли-
чества металла и азота, а также возможность регулиро-
вания энергетических условий делает незаменимым этот
метод при получении нитридов стехиометрического или
заданного состава.
Нитриды Ti и Zr являются соединениями переменного
состава с широкой областью гомогенности. Так. для UN*
установлено, что X изменяется от 0.6 до с npei
ственно дефектной азотной подрешеткой [ j. Ри
ких температурах в результате реакции 1 g И 3
верхняя граница простирается до X - U6 с
веяно дефектной металлической подрешеткои.
нения
ZrNv
Л
область гомогенности простирается от 0,65
до 1.
При получении нитридов с помощью плазменной уста-
новки (ПУ) возникает вопрос, где происходит реакция
металла с азотом: на поверхности конденсации или в ва-
куумной камере? Известно, что ион металла вступает в
реакцию с азотом, если его энергия в результате столк-
новения с другими частицами будет бол1ше энергии акти-
вации образования соединения, но меньше энергии диссо-
циации соединения нитрида Q .
При оценке пройденного расстояния, при котором
энергия иона уменьшится до Q , учтем только потери
энергии при упругих столкновениях, рассмотрев потен-
циал взаимодействия частиц в рамках модели твердых
шаров" [62]. Такое рассмотрение даст следующее выраже-
ние для рассеяния энергии ионов:
-dlF/dZ = 0,5ол* W..
t mi
2 2
где k - Ат т /(т ♦ т ) : о - я(г ♦ г ) : л
т 12 12 ।
= p/lkTn г и г2 - радиусы налетающего иона и рассеи-
вающей частицы газа.
Проведя интегрирование, получим
г = [ln(U7/Q )]/(0.5отЛ ). <1 10)
min I д т
Расчет по (1.10) позволяет сделать вывод о преиму-
щественном характере протекания реакции образования
TiN на поверхности при р < 0.4 Па; W. = 100 эВ; z <
<0,3 м. Общ-мное протекание реакции в этих условиях
возможно толыю на периферийном, диффузно расширяющем-
ся участке плазменной струи либо при вы6о|х* более высо-
ких давлений газа.
Таким образом, например, нитрид титана при давле-
ниях. бол1ших 0.3 Па. образуется в газовой среде и.
как показывают исследования, осаждается в виде пегомо-
гыиюго и пористого слоя. В то же время при более
56
низких давлениях происходит гетерогенная поверхностная
реакция, активированная ионной бомбардировкой.
В пользу доводов о реакции образования нитридов на
поверхности конденсации свидетельствует также корреля-
ция величин микротвсрдости, энергии ионов и темпера-
туры основы, приведенных в даююй работе. Этот
вывод хорошо согласуется с точкой зрения исследова-
телей [118]. которые считают, что реакция в газовой
фазе маловероятна из-за возникающих проблем сохранения
импульса и рассеяния теплоты реакции.
При напуске в вакуум! гую камеру азота он будет ад-
сорбироваться на поверх! юсти конденсации. Кроме моле-
кул азота на поверхность конденсации будет попадать
также азот в атомарном состоянии, образующийся при дис-
социации молекулярного азота в результате столкновения
с ионами металла и электронами. Плотность потока моле-
кулярного азота на поверхности конденсации определя-
ется соотношением
р/ l/znmkT.
(1.1П
Ч ‘ %.N
В то же время плотность потока атомарного азота,
поступающего па поверхность конденсации. будет ограни-
чена числом диссоциированных молекул при столкновениях
в промежутке между катодом и основой. Таким образом,
при малых давлениях на поверхность конденсации будет
поступать в основном азот в молекулярном состоянии.
Молекула азота, адсорбировавшаяся на поверхности
конденсации, приводит к образованию нитрида за счет
диссоциативной хемосорбции путем возникновения двух ко-
валентных связей металл — азот по схеме
N2(ra3) -* N (аде) * N (аде).
Me Me
Процесс» проходящий по такой схеме, термодинами
возможен, так как изменение энергии Гиббса в
те этой реакции отрицательно. Действитслыю.
57
диссоциации ширила титана равна 807.33 кДж/моль. а
нитрида циркония — 970.32 кДж/моль. Как видно, эти
значения превышают половину энергии диссоциации азота,
равную 471.52 кДж/моль. Это свидетельствует о том. что
энергия активации образования нитрида на поверхности
конденсации в результате диссоциативной хемосорбции
адсорбированного молекулярного азота будет равна энер-
гии диссоциации азота. В то же время при образовании
нитрида из атомарного азота активационного барьера пет.
Как уже отмечалось, создать условия для диссоциации
азота можно в вакуумном объеме и на поверхности кон-
денсации. Однако, если первый способ реализовывать при
большом давлении азота, это приведет к уменьшению ско-
рости роста покрытия из-за диффузионного расширения
пучка ионов и ухудшению свойств покрытия за счет
уменьшения энергии конденсирующихся частиц, а также
образования нитрида в газовой фазе. Поэтому эффектив-
ным направлением реализации является использование
способа, предложенного в работе [109].
Рассмотрим с энергетических позиций второй способ
получения нитридов стехиометрического или заданного
состава. Допустим, что поверхность конденсации нахо-
дится при стационарной температуре Т . Направим на нее
поток ионов металла, тогда на поверхности выделится
энергия с плотностью потока [41]

= п U7. + л Q /N
Me I Me Me A
(1.12)
Для образования нитрида необходимо, чтобы эта энер-
гия превышала энергию активации образования нитрила
п.. Q /Na. откуда количество азота, вступившего в
W2 fl>N2 А
реакцию, будет определятся соотношением
= (N /Q
A fl.N ‘ Me J
л
N
)[л , «7. * (2 /N
Me I Me Me
о(Г
np I
(1.13)
Количество азота, вступившего в реакцию с металлом.
58
будет линейно возрастать с увеличением энергии ионов
металла до тех нор. пока весь молекулярный азот не
вступит в реакцию. Дальнейшее увеличение содержания
неметалла в нитриде возможно только за счет постушюния
атомарного эзота. Исходя из того, что нитрид стехио-
метрического состава образуется при л
Me
получим.
что необходимая для этого энергия иона будет равна
(1.14)
Энергия ионов также ограничена и с другой стороны.
Действие л! но. пусть при тех же условиях поток металла
сконденсировался на поверхности и полностью прореагн-
рювал с азотом. Тогда поток энергии, выделившийся на
поверхности:
да = л U7 ♦ л Q — € о(Т -Г ). (1.15)
Me i MebTMeN А пр I ст
нс должен будет превышать энергии десорбции нитрида
стехиометрического состава. В связи с тем. что диссо-
циация нитрила титана и нитрида циркония носит газооб-
разный характер, десорбция их будет проходить по ре-
акции
(2MeN) = (2Ме) * (N ) .
ТВ г Г
Учитывая, что энергия активации десорбции в этом слу-
чае будет равна
2л (О * Q . * Q и /2)/N .
MeN 4MeN Me n.N2 A
получим выражение для энергии ионов металла, при кото-
рой начнется десорбция:
Q
=
(кр
д.И
Л
MeN
-=-(О + Q ♦
N 4MeN Me
А
1 ст na
(I 16)
59
Разность энергий (1.М) и (•- •©> будет Р-шнл
i. кр <. кр
= (Я * 2Q )/N .
Me А
ГЛС П = °MeN
- энергия атомизации нитрида.
Таким образом, содержание газа в нитриде определя-
стся давлением азота в камере, энергией ионов металла
1 и температурой основы. Зная температуру основы и подо-
брав давление азота в камере из условия 0.5л^ /^.
2
по соотношению (1.14) можно найти энергию ионов метал-
ла. необходимую для образования нитрида стехиометри-
ческого состава.
Соотношения (1.13) и (1.14) проверены нами эксне-
риме1ггалыю по изменению микротвердости, а также в ра-
боте [97] по определению процентного состава азота и
измерению микротвердости. Такая проверка стала возмож-
ной благодаря установленной связи между микротвердо-
Рис. 20. Скорость
роста покрытия TiN
(О> и ZrN (б) в
зависимости от потенциала смешения и давления азота:
О — режим напыления с УПС, / 130 А: В 1.8 мТл / —
Р
Р - 55 мПа: 2 — р - 25 мПа; 3 — р • 40 мПа. б —
2 N2
режим напыления с ШПС, / - 170 А. В 1.8 мТл: / —
Р
Р - 18 мПв; 2 — р - 40 мПа; 3 - р - 32 мПа
N2 N2 N2
60
5 ан !.}5 гл J.n -.к
§ натитко/о nonr,t*Tfi ~
ч а) Ь}
С О?
Рис. 21.
зависимости
азота:
Скорость роста покрытия TIN
от индукции магнитного
(а) и ZrN (б) а
поля и давления
A. U - 80 В: I -
напыления с УПС. / - 130
Р
мПа; 3 - - 25 мПа: б -
N
а — режим
п -40 мПа: 2 — р
fN n
2
режим напыления с ШПС. / • 1 A L В: / — р.
- 55
N2
. 32 мПа: 2 -
- 40 мПа: 3 — р
18 мПа

стью и количеством неметалла в соединениях переменного
состава.
Рассмотрим результаты исследования зависимости ско-
рости роста покрытия нитрила от техиолоп!ческих режи-
мов напыления (рис. 20 - 22). Скорость роста опреде-
ляли по увеличению массы покрытия в единицу времени.
Наряду с сохранившимися закономерностями в скорости
роста покрытия нитрилов по сравнению со скоростью роста
покрытия металла существует и ряд специфических осо
К сохранившимся закономерностям можно
увеличение скорости роста покрытия при воз
_ з магнитного поля и тока разряда, а
......rw-M пли пеоеходе из режима
также увеличение скорости роста при пере г-
с ШПС в режим с УПС. Эти закономерности^обыюв ются
так же. как и при рассмотрении рис. 18 и •
вение же отличия связано с наличием реактивного
беиностей.
отнести
расттиurn hiщукини
61
Рнс 22. Скорость роста покрытия i N (ОI и ZrN в
яя виги мости от тока разряда и давления в зота.
а — режим напыления с УПС. В в 1.8 м Гл; 80 В: / —
р - 55 мПа; 2 - РК1 - 40 мПа; 3 - р - 25 мПа: б ~
N2 N2 2
режим напыления с Ц1ПС. В * 1.8 мТл. U ° 70 В. /
PN - 18 мПа; 2 - ₽N - 40 мПа: 3 - ₽N - 32 мПа
энергетическими условиями протекания химических реак-
ций на поверхности конденсации.
Наиболее четко такие особенности проявляются на
графике зависимости скорости роста покрытия от потен-
циала смешения (рис. 20). В то время как скорость кон-
денсации металла монотонно убывала при увеличении
потенциала смешения, зависимость скорости роста пок-
рытия нитужда от этой величины носит немонотонный ха-
рактер. Так. изменение U от 0 до 95 В при давлении.
большем 40 мПа. скорость роста покрытия нитрида титана
незначительно возрастает (порядка 10 %), a при больших
значениях U резко убывает.
Такая зависимость объясняется следующим образом.
Увеличение энергии ионов в соответствии с (1.14) при-
водит к возрастанию количества неметаллов в нитриде, а
следовательно, увеличивается скорость роста покрытия.
Кроме того, скорость распыления нитрида при данных
62
энергиях меньше скорости распыления металла. При до-
стижении ионами энергии, определяемой соотношением
(1.16). начинается газообразная диссоциация нитрила на
поверхности конденсации, которая совместно с процес-
сами распыления поверхности приводит к резкому сниже-
нию скорости роста покрытия.
Зависимость скорости роста покрытия нитрида титана
от потенциала смешения при давлении 25 мПа имеет иной
характер. В области потенциала 0 - 60 В скорость кон-
денсации практически не изменяется, а затем начинает
убывать. Это. по-вилимому. связано с тем обстоятельст-
вом. что при таком давлении и значении = 60 В урав-
новешиваются два процесса: увеличение скорости роста за
счет увеличения количества неметалла в нитриде и умень-
шение скорости роста за счет распыления покрытия. При
бол1ших же значениях U начинается газообразная диссо-
циация нитрида.
Различие в скорости роста покрытия нитрила циркония
и нитрида титана связано только с более высокой
энергией и большим значешюм массы циркония по сравне-
нию с массой титана. Таким образом, правильный выбор
потенциала смешается на основе соотношений (1.14) и
(1.16). позволяет не только получить покрытия стехио-
метрического состава, но и интенсифицировать процесс
покрытия нитрила тита-
роста покрытия.
Зависимость скорости роста
па и нитрида циркония от индукции магнитного поля
представлена на рис. 21. При изменении индукции от 0 до
4.5 мТл скорость роста покрытия из нитрида титана и
циркония в целом возрастает. Однако степень возраста
ния скорости зависит от давления азота. При давлении
25 мПа и В > 1.8 мТл скорость роста покрытия ю нитрила
титана in 30 % меньше, чем при давлениях 40 и 55 мПа.
Аналогичная зависимость от давления наблюдается и при
(|м>рмированни нитрила циркония. Это ()6стоигел1ство.
по-видимому, связано с тем. что давление 25 м а
и 18 мПа для Zr при В > 0.9 мТл недостаточно для обр-
зования нитрида стехиометрического состава. с*
распыления которого меньше скорости распыления i
Это обСТО$ГГСЛ1>СТВО.
что давление 25 мПа для Ti
нестехиомстрического состава. Аналогичными обстоятель-
ствами. по-видимому, объясняется и зависимость ско-
рости роста покрытия от тока разряда и давления азота
(рис. 22).
1.5.5. ПОДГОТОВКА ПОВЕРХНОСТИ ДЕТАЛЕЙ
ПОД НАПЫЛЕНИЕ
Одним из основных технологических параметров, опре-
деляющих работоспособность покрытий, является его
адгезия. Значение энергии адгезии в расчете на один
атом может изменяться в широких пределах от долей до
десятков электроновольт. Исследованиями установлено,
что при значениях энергии адгезии вплоть до 0.4 эВ у
конденсированных атомов не происходит разрушения
электронных оболочек и коллективизации электронов, а
силы, удерживающие атом на поверхности, оказываются ти-
па сил Ван-дер-Ваальса. Такие взаимодействия получили
название физической сорбции. При больших значениях
энергии происходит перераспределение электронов, обус-
ловливающее хемосорбцию. Следующим видом взаимодейст-
вия между инородными атомами является их взаимодействие
с образованием новой фазы.
Анализ экспериментальных данных по исследованию
адгезии покрытии позволяет сделать следующие выводы.
Величина адгезии зависит от материалов покрытие - ос-
нова. причем высокая адгезия наблюдается у одноименных
материалов и материалов, активных по отношению к кис-
лороду. Решающим фактором для получения покрытий с
воспроизводимыми свойствами и высокой адгезией явля-
ется чистота (вплоть до атомарно чистой) поверхности
основы. Практически любые проиессы, ведущие к актива-
ции поверхности перед напылением и в процессе напыле-
ния, улучшают адгезию покрытия. Достижение высокой
адгезии связано с сильной хемосорбцией, возникающей
при формировании пр< «межуточного слоя, допускающего
либо непрерывный переход из решетки покрытия в решетку
основы, либо допускающего образование новой. непрерыв-
но распределенной фазы вещества на их обшей границе.
64
В настоящее время известно много методов очистки
поверхности перед напылением. Сравнительный анализ по-
казал. что применение какого-либо одного метода не
позволяет получать стабильные результаты при нанесении
покрытий в вакууме.
Так. химические и механические методы, успешно при-
меняемые для очистки больших загрязнений. не пригодны
для удаления адсорбционных газов с поверхности изделии
и устройств, находящихся в вакуумной камере. В процес-
се напыления адсорбированный газ из-за термической
аиптваиии начнет интенсивно испаряться с различных по-
верхностей внутри камеры и изменит процентный состав
газов. На свойства же конденсированных пленок решающее
влияние оказывает не абсолютное значение давления
остаточных газов, а величина парциальных давлений хи-
мически активных газов, таких, как кислород, вода,
углеводородные радикалы.
Таким образом, после механической очистки, промыв-
ки. очистки химическими растворителями и сушки детали
возникает необходимость в ее очистке от адсорбирован-
ных слоев и в уменьшении процентного содержания актив-
ных газов в атмосфере камеры. Исследования показали,
что для достижения этой цели наиболее эффективным из
традиционных методов является очищающее действие тлею-
щего разряда. Кроме того, очистка основы в тлеющем раз-
ряде позволяет получать покрытия с высокими адгезион-
ными свойствами.
Перед загрузкой деталей в вакуумную камеру можно
рекомендовать их обезгаживание нагревом, особенно при
загрузке больших партий деталей. В случае же. когда
для напыления использовались другие материалы, целесо-
образно напылить пленку на поверхности, расположенные
в рабочем объеме, и после включетшя откачивающих уст-
ройств прогревать колпак камеры в течение всего перио-
да откачки; в процессе напыления колпак камеры
необходимо охлаждать.
Однако несмотря на эффективность очистки поверхно-
сти основы тлеющим разрядом этот процесс в данной тех
пологим носит предварительный характер, так как высо-
кая адгезия покрытия при плазменном напылении в ва-
• Барвинок
65

кууме достигается в основном
ления (ионной очистки) ионами
будет использован для нанесения
процессом ионного трав-
того материала, который
покрытия.
Операция ионного травления заключается в бомбарди-
ровке деталей ионами с энергией до 1 - 2 кэВ и созда-
нии атомарно чистой поверхности основы, легировании ее
атомами того материала который будет использован для
нанесения покрытия, создании дефектного поверхностного
слоя с большим количеством активных центров сорбции и
предварительном подогреве поверхности перед напыле-
нием. Рассмотрим условия, обеспечивающие наибольшую
эффективность процесса ионного травления [12).
Известно, что на поверхности любого материала су-
ществуют насыщенные газом поверхностные слои толщиной
Л . В частности, эти слои могут быть окисными плен-
загр
ками, имеющими толщину й = (0.03 + 0.5) мкм. Следо-
загр
вательно
первым этапом ионного травления является
каление этого поверхностного слоя. Составляя уравне-
ния баланса числа частиц, получаем, что для этого тре-
буется время
t > nh /[j(a - I)].
1 загр р
(1.17)
Ионное травление, как и нанесение покрытия, проис-
ходит при одновременном протекании процессов распыле-
ния атомов поверхности, попадания молекул остаточного
газа с плотностью на поверхность основы из объема
вакуумной камеры и поступления
плотностью j из объема материала
А
атомов загрязнений с
детали за счет страв-
ливания поверхности и диффузии.
Как было показано в
(1.9). режим эффективной динамической очистки с движе-
нием границы в глубь материала достигается при
расп
j = р/(2пЮ0'5.
К

Однако при решении технологических задач возникают
вопросы, какое количество атомов загрязнений при этом
66
остается на основе и какое оптимальное время травления
поверхностного слоя? Для решения этой задачи исполь-
зуем уравнение, описывающее временной ход степени пок-
рытия поверхности малыми количествами стойких загряз-
нений Составляя уравнение баланса числа частиц, полу-
чаем
(1.18)
где л.
и максимальное число
л - текущее
рязнений, хемосорбированных на
поверхности;
коэффициент (вероятность) образования таких сое-
Д“видно ИЗ (1.18). и / -
для данного режима, а /д - убывающая функция. поэтому
dn/dt будет монотонно убывающей функцией. Решая (1.18).
получаем
(1.19)
где В = (ajK * %/д *
Таким образом, через время
t - Зл /(aj * ajn * */> U‘20)
d покрытия поверхности загр—
достигнет минимального значения. равного
„/„С . <v„ . • V. •
Следует т. «• «•"«“
3*
Решетки ио-
Условия
актив-
характерпым образование различных дефектов -
верхностного слоя, что создаст благоприятные
для процесса конденсации за счет возникновения
ных центров сорбции. Кроме того, ионное легироваии
поверхностного слоя ионами того же материала, который
будет использован для нанесения покрытия, облегчает
условия согласования решеток покрытия и основы. Процесс
очистки поверхности основы сопровождается движением
границы при распылении, что приводит к ограничению про-
цессов накопления металла покрытия и дефектов решетки.
Следовательно, через некоторое время t может наступить
О
насыщение поверхностного слоя. т.е. динамическое рав-
новесие.
Максимальное число внедренных атомов располагается
на глубине, равной длине свободного пробега ионов
Максимальная глубина залегания радиационных поврежде-
ний может быть определена по соотношению [62]
X. = а[1 * 0.83(1п1Г. /Е )0,5].
f I см
(1.22)
где а - расстояние между атомными слоями.
Предположим п - число атомов в единице объема осно-
вы. X = X ♦ X. - эффективная глубина дефектного слоя.
S - площадь основы Тогда поверхностный слой, содержа-
щий не более чем nXS ♦ jSt атомов, распылится при
условии a jt S > nXS ♦ jSt . т.е. за время
р 3 3
L > лХД(а - 1)/]. (1.23)
з р
Для проведения расчетов но (1.17)41.23) а удобно
Р
представить в виде
а = а №..
Р р»м I
(1.24)
где при бомбарди|х>вкс
OT4-L Д16 для а
р.м
ионами титана материалов Т15К6.
по луче ны соответствс» iho следующие
значения: 0.9; | ,2; 1,4 кэВ.
Рассмотрим пример» поясняющий возможность проведе-
ния расчетов по соотношениям (1.17ML23) при разра-
ботке технологии ионного травления. При напылении Ti
максималшая плотность потока ионов составляет / =
21 -2 -1
= (3.8 + 5.7)10 м -с . Из соотношений (1.9) и
(1.21) получаем, что при распылении алюминия потенциал
на поверхности основы должен быть больше 0.8 кэВ.
Возьмем. например. = I кэВ. Тогда процесс очистки
необходимо проводить при остаточном давлении в камере
нс менее чем 1.33* 10~2 Па. а процесс напыления. напри-
мер TiN, - при парциальном давлении примесей в азоте
не более этой величины. Для времени из (1.17) полу-
чаем t > 75 с при h = 0.5 мкм. Для времени t из
I г загр х
19 -2
(1.20) получаем / > 100 с при л = 10 м . а для
£
времени t из (1.23) будем иметь > 8 с.
О
Таким образом, при Л = 0.5 мкм. р - 1.33 х
91 “2 *1
X 10 2 Па. и = I кэВ и / = 3.8*10 м -с общее вре-
С .
мя травления должно составлять около 3 мин. При Лмгр -
। Па общее враемя травления
Однако при ионном травлении
усга»™». ЧТО ерти роо-чк»
факторов. влияющих
существе» и <ым
। ^которых
венные изменения механизма и
покрытий, что I
= 0.1 мкм и р = 6.65*10
будет порядка 1.5 мин. М1ЮГОЧИСЛЙ1.
что среди различ» »ых
на процесс образования покрытия.
_т является температура основы. Причем при
характерных температурах происходят качест-
кинетики образования
П(жводит к резким нзменашям структурных
и физических свойств получаемых конденсатов.
Оценим время, необходимое для нагрева основы до за-
да» п юй тем» юратуры.
Температурная задача формулируется следующим об-
разом *
69
Э0_ 2 Э-L . г € [О. Н - vt], t > О;
St а 2
Ъг
где а - коэффициент температуропроводности: Н - тол-
щина основы: в - относительная температура основы; q' =
= q/X: X - теплопроводность.
Решая поставленную задачу методами, развитыми в
работе [13], получаем с точностью до двух первых членов
ряда
6(z. t) =
(Н — vt — z)
Н -vt
- q'(H — vt — z} — ln(l - ^).
Откуда время, необходимое для нагрева поверхности z =
= Н - vt до заданной температуры в(Н - vt. t), можно
представить в виде
vO(H -vt. t)
(1.25)
н V
Анализ соотношений (1.17)41.25) показывает, что
совместное удовлетворение этим условиям в большинстве
случаев возможно только при дискретном ионном трав-
лении
Следует также отметить некоторые особенности про-
цесса подготовки поверхности под напылаine. При недо-
статочной очистке поверхности основы в тлеющем разряде
в процессе ионного травления на поверхности напыления
возникают микроразряды, которые перегружают высоко-
вольтный выпрямитель и за счет схемы гашения разрядов
происходит его отключение. Это приводит к тому, что
ионы попадают на не очишенную поверхность с малой
энергией и вместо ее распыления осаждаются на ней.
7П
образуя покрытие. Таким образом, оказывается, что про-
исходит замурова!гие загрязнений на поверхности основы,
а это ведет к существенному ухудшению адгезии покрытии.
С целью устранения подобного явления увеличивают время
травления поверхности основы.
В заключение необходимо отметить, что процесс ион-
ного травления должен плавно переходить в процесс на-
несения покрытия, так как время образования адсорбиро-
ванного монослоя из частиц остаточного газа даже при
-2
давлении р = 10 Па составляет (0.1-0,001) с. Такой
переход от режима травления к режиму напыления практи-
чески может быть осуществлен на одном ускорителе
плавным уменьшением потенциала смешения, что в конеч-
ном счете приводит
мированию покрытая на почта

атомарно-чистой поверхности.
1.6. СТРУКТУРНО-ФУНКЦИОНАЛЬНЫЕ СХЕМЫ
ПРОЦЕССОВ ПЛАЗМЕННОГО НАПЫЛЕНИЯ
В АТМОСФЕРЕ И ВАКУУМЕ
является структурно-функциональиая схе-
Качсство покрытий, полученных плазменным напылением
в атмосфере и вакууме, зависит от большого числа пере-
менных факторов [4, 12. 82]. Для того чтобы из большого
числа факторов выявить основные и учесть их влияние на
физико-механические и эксплуатационные свойства полу
часмых покрытий, необходим системный подход. Наиболее
наглядной системой, представляющей собой совокупность
различных параметров и оценивающей их влияние на конеч-
ный результат, является структурно-функциональная схе-
ма процесса получения покрытий.
Известно, что любой технологический процесс пре-
образует входные параметры полуфабрикатов в выходные
параметры изделия. Получение покрытий плазменным напы-
лением в атмосфере и вакууме можно разбить на четыре
фазы: подготовка поверхности полуфабриката, генерация
плазмы. доставка продуктов генерации к основе, кристал-
лизация или конденсация и образование покрытии. Каждая
фаза характеризуется своими входными и выходными пара
71
метрами и определяется физическими процессами и конст
руктивными особенностями исполнительных механизмов
Анализировать технологический процесс удобно с по-
мощью его математической модели - совокупности анали-
тических зависимостей, графиков и таблиц, связывающих
входные и выходные параметры, представляя процесс в
рамках системного подхода как объект управления [72].
Первым шагом при таком подходе является составление
структурно-функциональной схемы, состоящей из взаимо-
связанных объектов (подсистем и звеньев). условно обоз-
начаемых в виде прямоугольников и стрелок (рис. 23-26).
Особенностью данных технологических процессов явля-
ется объединение в них достижений различных областей
науки и техники. Действительно, фазы / и /// техноло-
гического процесса плазменного напыления в вакууме и
фаза III технологического процесса плазменного напыле-
ния в атмосфере изучаются в рамках физики электричес-
ких разрядов, атомной физики, физики твердого тела,
термодинамики и физики плазмы. Достигнутые в этих об-
ластях успехи послужили основой для создания методов
обработки, очистки и исследования поверхности твердого
тела.
Фазы II и IV технологического процесса плазменного
напыления в вакууме и фаза II технологического процес-
са плазменного напыления в атмосфере изучались в рам-
ках физики дуговых разрядов, физики плазмы, физики
твердого тела и послужили основой для дальнейшего со-
вершенствования плазменных горелок и создания плазмен-
ных ускорителей.
Фазу V технологического процесса плазменного напы-
ления в вакууме и фазу IV технологического процесса
плазменного напыления в атмосфере необходимо рассмат-
ривать с позиций атомной физики, теплофизики, термо-
динамики, а также с позиций механики деформируемых
сред.
Таким образом, каждая фаза того или иного техноло-
гического процесса отражает основные физические явле-
ния. происходящие на данн< м этапе получения покрытии
методами плазменной технологии.
В области технологии получения покрытии в вакууме
в
£
Рис. 24. Структурно-функциональная схема формирования покрытия при плазменном напылении в атмосфере
Вюдные
ларонетры
Потенциал
основы
Внешнее
магнитное поле
Свойство
материала коток
Ток разряде
дуги
Остотоиные
газы
СОой cm fa легиру
щего газа
Свойство
материала оспе™
Условия закрелле ‘
иия и теплоотворв
I ОСНОВЫ - -
I Условия Г.
I подготовки рент
Плотмстьл
П фаза
Генерация
плазмы
металла
Степан*
ионизаций
Плотность
потока ионо
Адгезия
ион
/ фаза
Тыщам
лолрыти»
Сврадотка
изделия
в тлеющем
рстатоиньл
хапрямения
Специальные
Свойства
локрытия
Температура^
ссноды
качество nafa
маетной елел_
„ >< C-ri>VKrypHO-4>y»KllHUIU'
ЯЫШЯ СХ«М4 ироне
напыления в вакуум
• I-----Энергия иом8
^неритион^А Ускорениеt ¥*m,nfz^
доионизоция \ионизаци^
и достатка
плазмы
клооергноети
I лолденсации
Ш гроза
я и твердая ФОМ
Выходные
лараметры
Рис. 26. С'трукт^рно-функниоипльная схема формирования покрытия при плазменном напылении в вакууме
76
важнейшим аспектом является выяснение лимитирующих
стадий процесса. Так. фазы //. IV. V (рис. 25) проте-
кают последовательно, и если какая-нибудь из них про-
текает медленнее остальных, она будет определять общую
скорость процесса. В то же время анализ ф<лы V показы-
вает. что она состоит из ряда параллельных стадии -
различных механизмов роста покрытия. Естественно, что
в ряду параллельных стадии самая быстрая определяет
скорость всего процесса.
Исследования настоящей главы показали что в рас-
сматриваемой области скорость роста покрытия при плаз-
ме! шом напылении в вакууме лимитировалась такими тех-
нологическими параметрами, как ток разряда, индукция
магнитного поля и потенциал смещения. При получении
покрытии из нитридов в общем случае процесс лимити-
руется скоростью протекания химической реакции. Однако
соотношения (1.7)—<1.К» позволили подобрать параметры
таким образом, чтобы перевести процесс в область, в
которой скорость его лимитируется только генерацией
металла.
Анализ рис 23-26 позволил также выяснить основные
закономерности и получить основные соотношения между
входными параметрами V или IV фазы и выходными парамет-
рами технологического процесса эксплуатационными ха-
рактеристиками изделия) соответственно плазменного
напыления в вакууме и плазменного напыле» и в атмосфе-
ре. Представленные на рис. 29» 31 структуро-функцио-
нальные схемы отражают внутренние закономерюсти. про-
исходящие в фазе V технологического процесса плазмен-
ного напыления в вакууме или в фазе IV топологичес-
кого процесса плазменного напыления в атмосфере.
Согласно рис. 23-26 для любого процесса [разменного
напыления основными факторами, влияющими на форм! рова
нис покрытий, их физико-механичесие и эксплуатационные
свойства, являются подготовка поверхности стали к на
пылению, энергия напыляемых частиц, температура кри
сталлизаиии или конденсации и остаточные напряжения
Причем тепловые явления и остаточные г .шряження играют
наиболее существенную роль при формировании покрытии,
которые могут разрушаться как в - ыления
так и после него. Избежать подобные явления и г юл уч1ПЪ
покрытия с зада) паями физико-механическими свойствами
можно путем управления режимами напыления (см
рис. 23-26).
В заключение следует отметить, что приведенные
структурно-футАШИОнальные схемы нс ограничены частным
видом рассматриваемых материалов, а имеют широкое ме-
тодологическое значение для разработки технологии на-
пыления любых покрытий.
Г л а в а 2. МЕТОДЫ РАСЧЕТА
И РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ
В ПОКРЫТИЯХ
2.1. ТЕПЛОВЫЕ ЯВЛЕНИЯ
ПРИ ПЛАЗМЕННОМ НАПЫЛЕНИИ
Известно, что температура в системе покрытие - ос-
нова (изделие) - один из основных факторов, влияющих на
формирование физико-механических и эксплуатационных
свойств покрытии При нанесении покрытий плазма не
только расплавляет и разгоняет до высокой скорости ча-
стицы напыляемого материала, но и подогревает поверх-
ность основы в зоне напыления. Контролируемый подогрев
детали улучшает свойства покрытий и позволяет регули-
ровать физико-химическое взаимодействие материалов
основы и покрытия в момент напыле1гия. При плазменном
напылении в вакууме температура поверхности конденса-
ции оказывает решающее влияние на скорость поверхност-
ной миграции атомов и определяет вероятность ряда про-
цессов, протекающих при формировании покрытия. Вместе
с тем перегрев системы ограничивает интенсификацию
процессов роста покрытия в результате возрастюшсй роли
реиспарения, а в ряде случаев приводит к ухудшению
адгезии и изменению физико-механических свойств основы
(отпуск, рекристаллизация).
Электрическая нергия. потребляемая дугой, превра-
щаясь в тепловую, расходуется на нагрев плазм<х>бразую-
шего газа, нагрев порошка и f ишзмотрона. потери в
окружающее пространство. Часть теплоты. полученная
78
струен газа и частицами металла, попадает в изделие,
нагревая его. По данным (82] доли участия в нагреве из-
делия плазмой и напыленным материалом близки и состав-
ляют не более 10 % мощности дуги. Однако следует отме-
тить различие в характере ввода теплоты в изделие и
нагрева его поверхности частицами напыляемого материала
и плазменной струей. Если плазма равномерно нагревает
поверхность основы за счет теплообменных процессов, то
проявление теплового фактора от напыляемого материала
в рамках системного подхода осуществляется на двух
структурных уровнях. Это. во-первых, при рассмотрении
взаимодействия отдельно взятой частицы с основой и.
во-вторых» при рассмотрении воздействия на поверхность
основы усредненного двухфазного потока.
Проведенные к настоящему времени исследования по
изучению влияния теплового фактора на физико-химические
процессы на первом структурном уровне характеризуются
достаточной полнотой (82, 105]. Как показывают иссле-
дования второго структурного уровня, нагрев напыляемым
материалом осуществляется суммарным воздействием уда-
ряющихся. растекающихся, затвердевающих и охлаждающих-
ся частиц, а также потоком плазмы. Процесс индивидуаль-
ного взаимодействия частицы с напыляемой поверхностью.
при котором она отдает свою энергию локальному участ-
ку. занимает промежуток времени не более 10 3-10 5 с.
Оценивая истинную температуру поверхности, на осно-
вании работ (82. 62] можно сделать вывод, что если
энергия, получаемая поверхностью от отдельной частицы,
не успевает рассеяться до подлета следующей частицы, то
температура данной поверхности будет резко возрастать и
отличаться от температуры в объеме. В работе [82]
показано, что релаксация процесса осаждения отдельной
частицы осуществляется быстрее на 2-3 порядка подлета
следующей частицы. Следовательно, для того чтобы осу-
ществлялось накопление теплоты, необходимо настолько
увеличить массовый расход напыляемого материала, что
практически является неосуществимым на применяемом
оборудовании. Поэтому при рассмотрении средней темпе-
ратуры поверхности основы в пятне напыления дискрет-
79
ность действия частиц может не учитываться и
напыляемым материалом может быть принят как
ральныи.
нагрев
интсг-
Для плазменного напыления в вакууме при взаимодей-
ствии потока высокоэнергетичных частиц с поверхностью
конденсации также возникает необходимость рассмотрения
процессов двух типов: процесса индивидуального взаимо-
действия частицы с поверхностью при котором она отда-
ет свою энергию локальному участку, и процесса воздей-
ствия на поверхность усредненного потока тепловой
энергии, Строгое математическое рассмотрение процесса
первого типа возможно только в рамках квантовой меха-
ники, однако сделать некоторые оценки о зоне и времени
теплового влияния иона на поверхностный слой можно в
рамках модели ’’теплового клина” [41, 62, 112, 123].
В настоящее время из-за отсутствия знаний о кинети-
ке процесса в клине можно говорить о стимуляции диффу-
зии, фазовых превращениях, закалке и других процессах,
которые активируются вследствие местного нагрева [1.
41, 62. 66, 112].
Ответ на вопрос, какова истинная температура поверх-
ности. может быть следующий. Если величина потока па-
дающих частиц и их энергия таковы, что энергия тепло-
вых клиньев не успееет рассеяться до подлета следующего
иона, то температура поверхности будет резко возра-
стать и отличаться от температуры в объеме. Однако, как
показывают расчеты, это условие не выполняется при
использовании современных установок для вакуумного на-
пыления. Поэтому энергия теплового клина успевает рас-
сеиваться до подлета следующего иона, тем самым темпе-
ратура поверхности будет определяться решением уравне-
ния теплопроводности для системы покрытие — основа с
заданным на подвижной границе конденсации тепловым по-
током.
Рассмотрение процессов второго типа — воздействия
усредненного потока теплоты на поверхность кристалли-
зации или конденсации можно проводить в рамках теории
теплопроводности. Такие попытки сделаны в работах (1.
5, 31, 47. 112] и др. Причем в них дан анализ влияния
различных составляющих общего теплового потока на ло-
80
вгрхность кристаллизации или конденсации. Указывается,
что преобладающая роль составляющих теплового потока
определяется конкретными условиями напыления и может
быть выяснена в результате теоретического расчета или
измерений. Однако во всех указанных работах не учи-
тывалось влияние процесса наращивания покрытия на
распределение температуры.
Попытка учесть движение границы конденсации сделана
в работах (112. 113). В [ИЗ] сформулирована задача,
решение которой давало бы искомое распределение, одна-
ко из-за ее сложности авторы проводят анализ для одно-
родного иолубесконсчного тела, поверхность конденсации
которого движется с постоят юй скоростью.
Таким образом, в задачах, посвященных анализу тем-
пературных полей в растут™ на поверхности основы пок-
рытии. существует определенный пробел, связанный с
пренебрежением движения границы конденсации. Это.
по-видимому, объясняется тем фактором, что данные за-
дачи теплопроводности неразрешимы классическими мето-
дами.
В связи с этим возникает необходимость проанализи-
ровать математические модели решения тепловых задач с
подвижными границами, которые будут использованы в
настоящей главе для нахождения распределения темпера-
тур в системе покрытие — основа. При постановке мате-
матической модели процесса необходимо решать систему
двух уравнений нестационарной теплопроводности, причем
закон движения границы и граничные условия определяются
конкретными физическими процессами при напылении и
включают как случаи, когда уравнение движения границы
задано, так и более сложные, когда уравнение движения
границы требуется определить из дополнителы 1ых уравне-
ний (проблема Стефана).
Такие математические модели возникают при тсорсти
ческом изучении процессов переноса энергии и массы,
связанных с изменением агрегатного состояния, в неко
торых электродинамических задачах, а также за^ча^
с|>ильтрации и диффузии. Известно, что решение под
задач позволило достичь определенных успехов в пою
81
нии физических процессов, а следовательно, создании
новых и улучшении существующих технологий формирования
отливок, роста кристаллов, зонной очистки материалов.
С математической точки зрения, краевые задачи тепло-
проводности с подвижной границей принципиально отлич-
ны от таких же классических задач, так как. оставаясь
в рамках классических методов математической физики
(разделения переменных и иггегральных преобразований),
не удается в общем случае согласовать решение уравнения
теплопроводности с уравнением движения границы. В ра-
ботах [42, 47. 63. 64. 93. 95] получены точные решения
уравнения теплопроводности для однородного материала
/ ““ *
при линейном и пропорциональном VAt + В * С законе дви-
жения границы и граничных условиях первого и второго
рода.
Решение этих задач значительно продвинулось вперед
в 70-х годах после выхода в свет серии фундаментальных
работ Г.А. Гринберга с сотрудниками. Метод функциональ-
ных преобразований, развитый в этих работах из-за не-
удобства числовой реализации, не получил широкого рас-
пространения. хотя некоторые элементы его часто ис-
пользуют в совокупности с другими методами [43. 44].
Наиболе эффективное решение для областей вида [0.
ч(0] при любых граничных условиях получено методом
дифференциальных рядов [45. 65. 95. 96].
При решении задач теплопроводности широко испол!>зу-
ется метод тепловых потенциалов. Разработка метода
тепловых потенциалов [64. 65, 67, 116] позволила в
наиболее обшей постановке свести обобщенную краевую
задачу теплопроводности к системе уравнений Вольтера
второго рода, разрешать которую в обшом виде из-за
сложности аналитического выражения не удается. Однако
метод оказался особенно эффективным для равномерного
движения границ, а также для числовых расчетов на ЧВМ
при произвольном законе движения границ.
. 01(0. р//]: (0.
В работах [64. 66. 67, 93. 96] опубликованы решения
для двухслойных задач теплопроводности с подвижной
границей для областей [-<», 0][0, Д1^7]; [0. о/7][р/1.
«,]; [ o°. U1M. «•]. Однако все эти области имеют оди-
наковые тсплофизичгские параметры и нс отвечают реаль-
ным условиям напыления.
2.2. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ
ТЕПЛОВОЙ ЗАДАЧИ
ПРИ НАРАЩИВАНИИ ПОКРЫТИЯ НА ОСНОВУ
Математическая модель тепловой задачи при наращи-
вании покрытия на основу должна содержать два уравне-
ния теплопроводности (для покрытия и основы) и гранич-
ные условия четвертого рода на их общей границе. Кроме
того, необходимо из конкретных тепловых режимов сфор-
мулировать граничные условия на внешних поверхностях.
Полученная система должна быть дополнена уравнением
движения границы кристаллизации для конденсации, най-
денным из анализа физических явлений на формирующейся
поверхности, либо из экспериментальных данных.
Таким образом, математическую модель тепловой зада-
чи. возникающей при наращивании покрытия на основу в
форме пластины, можно записать следующим образом:
— [Х.(Т.)ЗГ /Эг] = с(Т)р АТ ) х
х ЬТ. /М: i = 1.2:
i
Т((0.0 = Т2(0.0; Х((Т() = дТ^Эг =
= Х9(Т') дТ2/Эг при z = 0:
уа (Т^ЭТ^Эг = f^Tp О при z = -Л:
7 X (Г )ЗГ /Эг = f2(T2‘ ° *,РИ 2 = П(°;
L х х х х х
Т (г. 0) = L(z):
1
an/а/ = flf(T. аг /аг. о.
(2.1)
(2.2)
(2.3)
(2.4)
(2.5)
(2.6)
*
83
где Т - температура поверхности напыления: 0 - кине*
тический параметр движения границы кристаллизации или
конденсации; и 7
принимают значения либо ноль, либо
единицу в зависимости от вида граничных условий; при
i = | z G [-Л, 0]. при i = 2 z е [0. ц(0].
Для нахождения распределения температур необходимо
проанализировать тепловые условия на границах системы
покрытие - основа и получить в явном виде функции,
входящие в (2.3)42.6).
2.3. ТЕПЛОВЫЕ РЕЖИМЫ
ПРИ ПЛАЗМЕННОМ НАПЫЛЕНИИ В АТМОСФЕРЕ
При плазменном напылении в результате взаимодейст-
вия нагретых частиц напыляемого материала и воздейст-
вия плазменной струи на поверхность происходит нагрев
системы. Из работ [81. 82] известно, что в этом случае
частицы соударяются с поверхностью основы и затвор де-
"45 —7
вают за время порядка 10 —10 с. а затем за время
порядка
Причем
Замен
10 3 - 10 2 с остывают до температуры основы,
затвердевание частиц происходит индивидуально,
процесс дискретного нанесения отдельных частиц
моделью с непрерывным наращиванием покрытия, получаем.
что нагрев системы будет происходить в результате
выделения теплоты при остывании частицы от конечной
температуры нагрева Т до температуры плавления
пл
выделения энергии кристаллизации и остывания частицы
от Г до температуры поверхности напыления Т , а так-
пл S
же перехода кинетической энергии частицы в тепловую.
Причем часть энергии частицы ухолит в окружающее прост-
ранство в результате конвекции и теплоизлучения. Рас-
сматривая физически малый объем на поверхности покры-
тия (рис. 27) и составляя для него уравнение теплового
баланса, получим
84
О)
рис. 27. Схема для расчета температур:
О - схема поперечного сечения системы покрытие - осмо
б — схема плазменного напыления в атмосфере; в
схема для составления уравнения теплового баланса
72 = ^2(Г2- ° " “2Г2.С * L2d7 S
т dm 1 гг _ т —
* С2 nndt S 2.ж ж.ч пл dt S
т- . dm
* ~ Т2а2 * C2di S
(2.7)
Внешняя сторона основы может охлаждаться в резуль-
тате конвекции либо специальными охлаждающими приспо-
соблениями. поддерживающими температуру этой поверх
„ости постоянной. При плазменном напылении граю
покрытия может двигаться с постоянной скоростью 0
f = 1 либо скорость движения этой грани ы может
периодической функцией времени
цт . ат /аг. /) = f(0.
S S
2.4. ТЕПЛОВЫЕ РЕЖИМЫ
ПРИ ПЛАЗМЕННОМ НАПЫЛЕНИИ В ВАКУУМЕ
Для получения в явном виде функций. входящих в
(2.3)42.6), при плазменном напылении в вакууме необ-
ходимо проанализировать тепловые явления на поверхности
конденсации. В этом случае тепловые режимы системы
покрытие - основа будут определялся тепловым потоком,
падающим на поверхность конденсации, и условиями охлаж-
дения основы.
Поток плазмы металла, ускоренный и ионизированный в
ускорителе, получает дополнительное ускорение в дебаев-
ском слое около основы за счет приложенного к ней
отрицательного напряжения и. попадая на деталь, нагре-
вает ее.
Нагрев детали происходит за счет выделившейся кине-
тической и потенциальной энергии метастабильных атомов,
образовавшихся в результате нейтрализации ионов, а так-
же в результате выделения энергии конденсации и обра-
зования химического соединения. Учитывая. что доля
ионов т? обладает зарядом eZ. и проведя суммирование по
всем зарядным состояниям, получим выражение для плот-
ности патока энегргии. подводимой к поверхности кон-
денсации:
<7 = лмЛ * (пм - Пм X /N ♦ % k/N- (2-8)
Me l Me MeN Me MeN MeN
где введены обозначения п
Me
z
— _ max
= Wlo* ™ *el - Z = Z 7_Z:
Z=1 Z
Z Z
max max
= Z r) W : / = X n Zlr
Z=| Z iZ Z=l z Z
Числовой расчет показывает, что вкладом в (2.8)
энергии теплового излучения плазменного петока и тепло-
вого излучения катода можно пренебречь
86
Рнс. 28. Температура
основы в процессе тех-
нологического цикла
напыления Ti; АВ —
ионное травление в ре-
жиме / w 180 А; В 2
Р
мТл; U - 1.1 кВ: ВС.
с
ДЕ — охлаждение: сд-
Время, мин
180 А: В • 2 мТл; U « 200 В:
С
ивнесение
режиме с
покрытия в
УПС; / - / =
Р
2
180 А; В - 2 мТл; U -
С
90 В
С поверхности конденсации энергия может отводиться
в результате теплового излучения:
(2.9)
Причем, как показывает расчет, в рассматриваемой обла-
сти энергии и температур охлаждением поверхности кон-
денсации за счет уноса энергии распыленными атомами,
нагревом реактивного газа термоэмиссией электронов и
сублимацией атомов можно пренебречь. При рассмотрении
процессов в вакууме с давлением ниже нескольких единиц
Паскаля можно всегда пренебречь конвективным охлажде-
нием [31. 62. 112].
Хотя процесс плазменного напыления в вакууме принято
считать низкотемпературным процессом (покрытие может
наноситься на поверхность основы с низкой температу-
рой). однако, как следует из (2.8), выделение большого
количества теплоты при формировании покрытия может
привести к нежелательному повышению температуры.
На рис. 28 показано изменение температуры в процес-
се технологического цикла напыления Ti для двух раз-
личных режимов. За I мин ионной бомбардировки темпера-
тура основы толщиной 3 мм поднялась на 500 К участок
AS*. .Палее в течение 1 мин шла подготовка установки к
время ее температура снизилась на
напылению. За это
100 К (участок ВС). Для сравнения напыление проводи-

я
Рис 29. Способы крепления детали:
G — деталь не закреплена; б ~ деталь закреплена
лось по двумя режимам (участок СД). что привело к по-
вышению температуры за 14 мин для выбранного режима,
соответственно, на 150 и 400 К. Дальнейшее охлаждение
в течение 8 мин привело к тому, что температуры дета-
лей снизились до 550 и 600 К.
Таким образом, нежелательное повышение температуры
заставляет либо проводить напыление циклически. либо
охлаждать основу. Создание специальных охлаждающих
приспособлений осложняется тем, что на основу пода-
ется отрицательный потенциал и в вакууме трудно осу-
ществить хорошую теплопередачу между держателем и ос-
новой. Это приводит к тому, что при давлении ниже
0.1 Па теплопроводность между контактирующими телами
практически нулевая и теплота может передаваться толмо
теплоизлучением, а при наличии электрического тока - и
электронами проводимости. Использование фольги из мяг-
ких материалов типа индия, олова, свинца, зажимаемых
между основой и держателем, не всегда возможно из-за
температурного режима и форм используемой детали.
В зависимости от способа крепления основы возможны
следующие механизмы ее охлаждения. Поверхности ВВ’
и В А‘ (рис. 29, а) охлаждаются за счет теплообмена
излучением с водоохлажлаемым колпаком камеры. Аналити-
чески это будет описываться соотношением (2.9). На по-
верхности АА теплоотвод будет осуществлялся за счет
протекания электрического тока через контакт основа —
держатель. В этом случае плотность потока теплоты
дается соотношением [103]
пр
= L Т | (Т, - Т )/RS.
All д
(2.10)
88
Ркс 30. Температура
основы и держателя в
зависимости от врем*' -
ин напыления I ежим
напыления Ti с У ПС.
/ - 130 Л: В -
Р
= 1.8 мТл: U
с
в держателе: 2 “ основа без дер-
= 100 В:
I — основа закрепления
жатсля. 3 - температура
держателя
Поверхность ДА может охлаждаться также за счет
теплоизлучения на держатель основы. Основа может быть
укреплена так. как показана на рис. 29, б. В этом
случае на держатель основы может падать поток энергии
такой же величины, как и на саму основу, поэтому их
температуры близки между собой и потоком теплоты,
отводимым через поверхность В А'. можно пренебречь по
сравнению с теплоизлучением с поверхности В А. При этом
поверхность ВА можно считать тсплоизолировашюй.
В случае же. если держатель основы будет иметь
мешшую температуру, чем основа, то расчет теплоты че-
рез эту поверхность нужно проводить по соотношениям
(2.9), (2.10). Однако охлаждение в этом случае будет
хуже, чем в первом (рис. 29. а), так как температура
водоехлаждаемого колпака будет существенно ниже, чем
держателя основы. Следует также отметить, что в этом
случае возможна неодинаковая степень прижатия различ-
ных мест основы к держателю, а это в свою очередь при-
ведет к нежелательному градиенту температуры по площади
29. о)
ОС1 ювы.
Приведенные расуждения подтверждаются эксперимен-
тально рис. 30. Так. температура детали, закрепленной в
держателе основы (см. рис. 29. б), отличалась тс*\
псратуры незакрепленной детали (см. рис.
150 К- В то же время изменение температуры основы и
самого держателя основы происходило практически неза
висимо друг от друга и разность их температур в
дслыпде моменты времени достигала 200 К.
89
для системы покрытие - основа, имеющей вид прямо-
угольной пластины (см. рис. 27. а), °'
можно записать в виде
граничные условия
Wd* = < - V(T2 ~ г =
X аг /Эг = € а(Г* - Г4 ); z = -Л.
11 прI 1 ст
В случае теплоизолированной детали условие
мет вид
Х^дТ^/дг = 0; z = -ft.
(2.11)
(2.12)
(2.12) при-
(2.13)
Рассмотрим теперь кинетические условия на границе
конденсации. Как показывают исследования, скорость
движения границы конденсации может быть постоянной и
переменной. Если скорость остается постоянной во время
нанесения покрытия, то
(2.14)
Следует отметить» что конденсация начинается при
высоких температурах. когда происходит заметная субли-
мация материала покрытия, активированная также ионной
бомбардировкой.
Пусть на поверхность конденсации падает поток ча-
стиц /. тогда
частиц пройдет термическую аккомо-
дацию и примкнет к поверхности. При этом а / частиц
Р
распылится с поверхности и /
нсп
- может испариться.
Количеством внедренных частиц и проли(]х])ундировавших из
глубины можно пренебречь. Тогда, с учетом [62]. можно
записать число атомов, конденсирующихся на единице
поверхности в единицу времени:
П = об
л
Скорость движения границы конденсации при ее nejx?-
мешении по нормали к границе поверхности основы можно
представить в виде
90
dri/dt = тл /р ;
I •*
= JZ1
di P9
[ar,J
- aj - A^^e^-A^T}].
(2.15)
Отметим также следующее обстоятельство. При выводе
соотношения (2.8) было показано» что энергия испарен-
ных и распыленных частиц при конденсации высокоэнерге-
тических частиц незначительна, поэтому энергия, подво-
димая к поверхности конденсации, будет в основном оп-
ределяться числом частиц, попадающих на эту поверх-
ность. а не дальнейшей возможностью их ухода с поверх-
ности, т.е. не будет зависеть от скорости роста покры-
тия. Эта ситуация может измениться, например, при тер-
мическом напылении. В этом случае энергия, подводимая
к поверхности, будет также зависеть и от скорости на-
несения покрытия.
Таким образом, при плазменном напылении в вакууме
условия (2.12) или (2.13) необходимо рассматривать при
постоянной скорости движения границы (2.14). либо ско-
рость определять из уравнения (2.15).
Следует отметить, что нелинейные условия (2.11),
(2.12) и (2.15) можно линеаризировать разложением функ-
ции в ряд по относительной температуре с точностью до
членов первого порядка.
2.5. МЕТОД РЕШЕНИЯ НЕЛИНЕЙНОЙ ЗАДАЧИ
ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ ДЛЯ ДВУХ
СОСТЫКОВАННЫХ ТЕЛ
С ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИМИ КОЭФФИЦИЕНТАМИ,
ЗАВИСЯЩИМИ ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ
Для нахождения распределения температур в системе
покрытие - основа при плазменном напылении необходимо
решить нелинейную систему уравнении (2.1) - (2.6». С
этой целью разработан метод решения таких задач, осно-
ванный на теории возмущений с последующим применением
метода тепловых потенциалов (15, 17, 75].
91
Перейдем в системе (2.1) - (2.6) к относительной
температуре в. = (Г. - To)/(TQ - TJ и будем считать,
что ч(/) = vt. 7j = 1. = а, <0^(1 ♦ 0]. При этом
начальное условие (2.5) будет имел, вил 0^(г> 0) = 0.
Для многих пол икриста лличсск их тел зависимость
теплофизических коэффициентов в достаточно широком диа-
пазоне температур можно представить в виде [64. 69. 93]
♦ ее J0.):
0.1 i
Введенный таким образом параметр е будет играть роль
малого параметра при решении системы (2.1) - (2.6) ме-
тодом теории возмущения [69]. При е. равном числовому
значению для данного материала, решение системы (2.1) -
(2.6) будет соответствовать искомому решению. При е = 0
решение системы будет соответствовать тем же материа-
лам. но с коэффициентами, не зависящими от температуры.
для так называемой невозмущенной задачи (нулевое приб-
лижение).
Основываясь на теории, развитой в [65, 67]. ищем
решение в виде

Г) = S eV"1 (г. /).
Л = 0
(2.16)
Подставляя в явном виде значение теплофизических
параметров в систему (2.1) - (2.6), исгкинсуя (2.16) и
приравнивая члены при одинаковых степенях е. получим
последовательность линейных краевых задач.
Нулевое приближение или исвозмущенная задача име-
ет вид
= 0 при z - О;
Vo.2
dz
/) при z - vt.
Начальное условие будет
0(О’(2. 0} = о.
Ссгсма уравнений для нахождения п-го приближения
(л > 0) имеет вид
Эв<0>
л-1
k=o
x,i az
93
е е (elk)ein~k п
а‘ ’*=о 1 1
где
= X . /(с -р .):
0.1 0.Г0.1
Начальное условие будет
6,П)(2. 0) = 0.
Таким образом решив невозмущенную систему и под-
ставив полученные решения в систему для первого приб-
лижения. найдем первый член в (2.16) и т.д.
В связи с тем. что аналитические решения полученных
систем в литературе не приводятся, для иллюстрации
применяемого оригинального метода рассмотрим частный
случай, когда толщина основы такова, что ее можно счи-
тать полубесконечной. а на границе z - vt задано уою-
вие 6 (vt. t) = в (/).
* н
Система для нахождения л-го приближения имеет1 вид
(2 17)
эв’п ’
ы
= W'J" “ (г. О:
(2.18)
04
(Л) _
(л)
<1 ’
дг

z = 0:
(2.19)
(л)м. о =
2
6 (О:
и
(л)
0) =
(л)
(2.21)
О (/) =
н
f(O
. 0
при л = 0;
при л > О»
где
л-1
2^(k)
dz
Ы.

сЛ dt
M'k*
(л-1)
3z
Решение системы (2.17) — (2.18) ншсм в виде
<л)
x v (r)dr ♦
t
Лл
x W'0’-1}
(f. T)d£dr:

exp{-z2- r)J}
X p(r)dr ♦
0 0
ex₽{-(Z . f)2/|4a2(/ - r)J}
x HzJ" rjrffrfr.
(2.23)
Первые интегралы в (2.22)
выми потенциалами простого
(2.22) - тепловой потенциал двойного слоя. Эти потен-
и (2.23) являются тепло-
слоя, второй интеграл в
пиалы удовлетворяют однородным уравнениям теплопровод-
ности (116]. Последние интегралы в (2.22), (2.23). ко-
торые в дальнейшем
n2<z. t) и n((z. О.
будем соответственно
означать
удовлетворяют неоднородным урав-
нениям (2.17). (2.18), в чем можно убедиться непосред-
ственной подстановкой (2.22). (2.23) в (2.17), (2.18) и
использованием свойств интеграла Пуассона.
зление системы (2.17) - (2.21) све-
лось к нахождению трех неизвестных функции г(т). р
1(т)-
( тепловых потенциалов из трех урав-
(2.20). Подставляя (2.22). (2.23) в
2
нений (2.19)
(2.19). (2.20) и вводя vAt) = и (Oexp{g7/4}. полу-
•10»
1>2(т) *
Р<г)
2а
= [0 (/) - ПИ. njexpl2/
и I I ’
(2.24)
dr
- njo. t) - П (0. 0;
(2.25)
ir(t -г)
4 - Барвинок
97
t
где q = v/a^
Обозначим
соответственно.
правые части (2.24), (2.25), (2.26),
через F (Л. Рл(Л. /\(Л и применим к
I 2 *5
циональных уравнений относительно v As), получим
»>2(s) = Ге~ - »2<[ /s ♦ d2) -
Vs - q/2
k, =
(2.27)
где Г = (1 - k )/(l ♦ k ):
e ее
Решение данной системы при граничных условиях вто-
рого и третьего рода с использованием только тепловых
потенциалов простого слоя и последних интегралов в
(2.22), (2.23) можно представить также в виде функцио-
нального уравнения
I
(2.28)
Причем, если функции M(s), T(s) в (2.28) алалита-
ческие за исключением конечного числа полюсов и равно-
мерны относительно аргумента s. а также в некотором
секторе стремятся к нулю при |$| -> со, то решение
(2.28) будет иметь вид
©° Г~'
= Т(И s) * Z Т(/$ ♦ qk) П M(/s * mg).(2.29)
fc=l m=0
Справедливость этого утверждения устанавливается пос-
ледовательным применением к (2.28) предельного перехо-
да при |$ | -* ©о- Используя (2.29). получим
>=цл /;. ,/а
k-o I 6
(2.30)
Аналогично.
99
- (/7 ♦ qk - ♦ qk - ®~]2)p
*=
(2.32)
Применяя к (2.30) - (2.32) обратное преобразование
Лапласа, используя теорему Эфроса [89] и подставляя
полученные соотношения в (2.22) и (2.23). окончателыю
получаем
^я)<2. 0 = t. г)
dr
о
о

—FJrJ'J'Jz. t. т) - F (т)Ф
1 ♦ k 2 k 1
€
n((z. 0;
(2.33)
I [c FЛтЪр'Лг. i, t) -
I I О rC
0
100
//г
- F (г)^Лг. t, r)J—-
О
где
*-l/2
f. r)dr ♦ —
з
40.
2„ 2
О
17 О
р (тМт.
(2.34)
МО
2а
2
х[а,Р3(г)Ф^. т} - f2^1/2«- т) -
- F (т)Ф^(Л r)]dr;
- {qk) rh
- {qk) rh
(z ♦ 2aqkT)
4fl®U - T)
{(z ♦ 2a{qkr)
------7
4O2U - О
101
(z ♦ 2fl qkr)
x exp -
(qk) rh
4fl(/ -
2a qkr)
4a At -
♦ 1/2)
q(k
(kgr)
kqr
x exp
lrq(k ♦ 1/2)1
rqlk ♦ l/2)
x exp
erfc
2
102
Полученные ряды (2.33). (2.34) быстро сходятся, так
как < 1. Например, для (2.33) получается сумма от-
брошенных членов ряда, начиная с N ♦ 1. меньше, чем
ЛГЛ'*,/(1 - Г ).
€ е
где R = max[F (т)ехр{- q2r/4}. F (т)/(1 ♦ k ). aF Ат)/
I 2 € о
<1 *
Для оценки влияния нелинейности теплофизических
коэффициентов на распределение температур в системе
покрытие - основа решение нелинейной задачи, учитываю-
щее два первых члена в (2.16), сравнивали с решением
линейной задачи в тех же точках. Учет последующих
приближений в (2.16) для рассматриваемых случаев прак-
тически не влиял на значения температуры.
Теплофизические коэффициенты для нелинейной и ли-
нейной задачи представлены в табл. 2. В скобках указаны
параметры для линейной задачи, которые выбирали в
соответствии с [69]. Начальную температуру основы при-
залрограммированы на языке ФОРТРАН. Логическая блок-
схема алгоритма расчета приведена на рис. 31. Для каж
дого образна задаются теплофизическне параметры мате-
риалов основы и покрытия, режим напыления. последова-
тельность расчета Fo. Вычисляется граница напыления £
и проводится расчет для нулевого приближения темпера-
туры при ее разложении в ряд по е. Далее результаты
расчета нулевого приближения вводятся как функции в
решение неоднородной задачи и выполняется цикл расчета
103
Таблица 2 Тсплофизические коэффициенты
Материал ^0^0' '° \‘
-3 -I -I -|
Дж*м ‘К Вт’м *К
Основа -
сталь ХНЗвВТ
Напыляемый
3.26(3.5) 29.3(31.3)
материал:
ZK).
25.7
5.6
19.1
2.6(4.07)
1.62(2.09)
2.41(2.71)
3.6(4.63)
212.9(226.2)
16.3(10.7)
N
До
Рис. 31.
стеме покрытие — основа
чееккх параметров от температуры
Ввод параметров процесса ,
льности Го
Вдов параметров
неоднородной задачи
(г. jj)
(2-Щ
температур
---Вывод результатов
Логическая блок-схема расчета температур
учетом зависимости
си-
те плофнзн-
104
для нелинейной и линейной задач теплопроводности
-3
€. 10
м<о>|
Л(0),
100%
46
46
46
0.48
0,54
-0.78
1.06 2
0.89 25
1,06 И
0.67 55
температур для произвольного члена разложения Fo)
л
В ряд ПО € .
Анализ показал что при аналитическом расчете тем-
пературных тюлей для напыляемых материалов возможность
использования динеиных уравнений теплопр
дности зави-
сит от теялофкзических параметров конкретного материа-
ла и диапазона рабочих температур. Для рассмотренных
материалов использование линейной системы уравнений
теплопроводности при выбранных значениях теплофизичес-
ких постоянных оправдано как для качественного. так и
для количественного описания процесса напыления.
2.6. МЕТОД РАСЧЕТА ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ
В СИСТЕМЕ ПОКРЫТИЕ - ОСНОВА
ПРИ ПОСТОЯННОЙ СКОРОСТИ ДВИЖЕНИЯ
ГРАНИЦЫ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ (КОНДЕНСАЦИИ)
Для расчета температур в системе покрытие «--нова
необходимо решить систему уравнений
при постоянной скорости движения границы кристаллиза
или (конденсации) (10. 29].
Анализ влияния нелинейности теплофнзичесюа пара
метров рассмотренных материалов на распред ленне
иератур в системе позволил сформулировать следуюшуо
линейную задачу теплопроводности,
обобщенные переменные :
V -~т = — = *6 Г* Я;
k ЪЧ 3Fo
а
д2е эе
—7 = — : { 6 (-1. О]:
ЭГ ЭРо
6,(0. Fo) = 6 (0. Fo); { = 0;
1 *
эе эе
“эГ = \ ~зГ : f = 0:
записанную через
(2.35)
(2.36)
(2.37)
(2.38)
де
дв
(2.39)
(2.40)
Г = P.Fo/fc ;
1 а
е(«. 0) = о.
(2.41)
(2.42)
и ричем при плазме)июм напылении в вакууме относи-
тельная температура вводится соотношением
(2.43)
а также
условиях
РЯД по относительной температуре
первого порядка. При этом
'UTi р аризация в нелинейных граничных
‘ .~/2 пУгсм разложения функцией в
с точностью до членов
ю s Wo0 ~ - в2;
106
Bi2
„^ЛАП; Bi, =
пр2 0 2 1

= 4e toTh/K- p. = iw/\aa).
npl 0 1 1 * 1
В случае плазменного напыления в атмосфере система
уравнений имеет такой же вид. однако относительная
температура будет задана соотношением
е. = (Т. - тшт -ТУ. (2.44)
i £ 0 0 с
Причем
h
Ki =
• 1
2 dt S
о
_ Лп
2 пл</(
dm 1
пл
dt S
pv
dm
о 2 dt
Bi
dm
2 dt

h
Будем искать
простого слоя
решение
в виде
тепловых потенциалов
Fo
Fo) = -
Fo
x exp
v(r)dr * ~
x exp
(tWt:
(2.45)
о
о
107
Fo
л О I Г /г? 4i“0.5
в = — 1 [я(Ро - r)J х
2 2 I
О
f (ik-0T)2 i
-T,i ’ сх₽г ~(Fo--7) k(r)dT-
(2.46)
ГЛС v(t). Р^т). ^(т) И У^т) - плотности тепловых
потснияллов подлежащие определению.
Подставляя (2.45) и (2.46) в (2.38). (2.39) и (2.40)
и используя свойства тепловых потенциалов [116]. полу-
чаем систему уравнений Вальтера второго родз:
(2.47)
Fo
[n(Fo ~ т)| х
о
108
Fo
Fo
ifAridr = “
fl^Fo
0
[tt(Fo - t>] * expl-
0
x v(r)dr;
(2.48)
Fo
x vWdr
k v.(Fo)
* exp<-
^tFo
(Fo -
0
k p(Fo)
(T)dr * -4—
(2.49)
Fo
0
Bi k (Fo - r)
- Ha Fo
x (Fo - r) exp
0(rFo
<(Fo
i>(r}dr ♦
Fo
Bi J?
v (r}dT
0
109
k vAFc)
(2.50)
где v = р^ткЧ^^Л].
Применяя к системе уравнений (2.47) - (2.50) пре-
образование Лапласа и используя теорему Эфроса [89].
получим систему функциональных уравнений:
(2.51)
- k v (s) - k Hs)
а I е
- k и (s)exp(-
(2.52)
(2.53)
’ ’i72] * »/2] ° -
- 0.250^). (
Решая данную систему функциональных уравнений от-
носителыю получим следующее функциональное урав-
нение с аргументами s и
110
где
R (/7) = * Bi ♦ г (/7 - Bi()exp{-2/^}
I Iе
R(/s) = [re(/s * Bi,) * (|/7 -
Г = (1 - k )/(l * k ).
€ € c
На основании теоремы, доказанной
шение функционального уравнения I
в работе 115]. ре-
.55) можно заткать
в виде
. i \ _ 2Ki nz
k р (s) - f. KI
111
4k Bi
€
♦ R<
(2.56)
где
r m(/7*w) k r
cj|2(/ s. W = —------— П /?(/ s ♦
\T uh n~ 1
у S ♦ £0]
k— I
* nflp П M(/S * n0f);
л=|
WH<K s. Jt) =
k-\
* nQt) П M(
1 n = 0
s ♦ л/3 )

Выразив vis). v (s). v (s) через v (s) и
* 3 ]
совершив
обрапюе преобразование Лапласа, получим плотности
тепловых потенциалов, подстановка которых в (2.45),
(2.46) даст искомое распределение температур.
Рассмотрим выполнение описан! и й процедуры на при-
мере вычисления 0((f. Fo). Применив к (2.45) преобра-
зование Jlajuiaca и подставив значения р(т) и v (т),
вычислеш1ыс в (2.51) - (2.54), получим 3
O/t s) =

s
112
рнс. 32.
роввния
Схема контура ннтегрн-
тношення
(2.57)
комплексной плоскости
по
Bi )е
S
2К i
М (
S)
2Ki
12
sR (
s)
S. k) -
4k Bi .
€ 1
S
Г s, k>.
(2.57)
I контур
плоскости с разрезом вдоль отрииатель-
‘ Поскольку
и она
Для вычисления (2.57) рассмотрим замкнутый
на комплексной l
ной ветви действительной оси (рис.
внутри ко<ггура нет полюсов функции .
удовлетворяет лемме Жордана (89]. то, перенял
при R
©о. г -* 0, получим
препыу
2п/
. sFo,______L
(t s)e ds - in
[«?,«.. *»и -
О
113
x))Je 1 F°xdx - —
lim {fl (£.
Г—*0
re^)rexp[ForeV +
где [0Д. x)] и x)J означают. что значение
i и I в
функции берется на нижнем и верхнем берегах разреза
комплексной плоскости.
проведя вычисления, получим
Fo) = -1 ♦
0
Fo
cos(l + ?)x ♦
sin(l ♦ f)x
t (x)dx.
Аналогично.
Fo) = 4
Ki
2Bi
2
(r)dr ♦
0
.(x)cos?fc X
^)2(х)
(2 59)
П4
IF <x) =
or
Bi 1
R^(x.O)
2k Bl.
e I
RAx.O)
E o> (x. Wsm4»01(x. k) ♦
Ki
k ~ RAx.o)
a 1
M (x, 0)cos4> (x. 0) ♦
I
♦ x E ш.2<х- *>sin*02(x’ :
^„(x)
Ki
sin[x(0.x) ♦ ^(x.O)J
M (x. 0)------------------------
I
E w (x. Wcos* (x. k)
1 A I i
2k Bl.
€ I
J?j(x.o)
CJ (x. £)СО5Ф,.(Х. k) ;
11
II
sinx

Ki
-M^x. 0)cos{X|U‘
<pAx, 0)} ♦ x E ы12(х. М§ШФ12(х. Л)
115
2k Bi
(Bi cosx - rsinx) ♦
* x S w (x. Wsin'p^x.
k) :
22
e
Ki
x
22
2fe€BiI
x (x, Wsiwp (x, k) - —7“
E (x, fc)x
X sin4*2((x. k) dx;
-M
11
I П Я(х,л) П м(х.л)
л = 1 л=0
«
12
M (x.fc) П Я(х.л) П M(x,n)
л=| л=о
k} = --------------------------------------

M (x,ft-0,6) П ₽(х.Л+0.5)М(х, Л-О.б)
л=о
22
.116
—(fe*0.5)P| п Д(х<я-о,5) П М(х.л-О.
5)
е
R (x.bo.s)Vx2 . 0*(**o.s)
arctgx/(fc0
01
fe-1 fe_|
- S <p(x. л) - S x<x- n>:
Л=0 n=0
Ф (x. 0) = X ♦ ^<х. о) - x/x- 0);
Ф (x. k)
02
arctgxAfeP)) -
- x,<x- *> ~
k
S <p(x. л) - E x<x- n):
л=0 n=0
(x, k) = x * arctgx/(*0j>
♦ V1(x. k)
fe-1 fc-l
— S <p(x, л) — £ X<x< n^:
n=0 Л=0
Ф (x, k) = -arcigx/up ) ♦ x(<x- *
I
k k—1
♦ E ф(х, k) * S x<x-
Л=0 л=о
117
Ф (х k) = arctgx/((* - 0.5)0 J x/x.fe
22 ’ ь t
$-1
-05)- X ^<x,n * 0.5) - £ x(n - 0.5);
n=0 л=0
ф (x k) = X * ardgx/[(* ♦ 0.5)0 ] * (x.fe ♦
21
k-\ k
♦ 0.5) - % *(x.n ♦ 0.5) - 2 x(x.n - 0.5):
n=o n=0
^(x. л) = arctg X
-2л0
[xcos2x - (л0]~ Bi^sinSx]
-2Л0
ti ♦ Ге iXsin2x —(n0 — Bi )cos2x]
1 € II
tp(x, л) = arctg x
—2Л0 2 2 2 2
(l-r^e {2xBi (cos2x-(x *n 0 (-Bi )s i n2x}
-2Л0 -4 Д0
Г О(х.л).(Г-l)D (х.л)е «Ге D (х,л)
6 1 € 2 € 3
X(x. л) - arctg
x
“ arctg —z---------—
Б Л0 • Bi Jk
I 2 a
~ arclg
* 8i2/fca
I
f
M(x. n) =
X2 ♦ (fl, * ~ В,/У
X2 * (Л0] * Bi2ZV2
M.(x. л) =
R(x, n) =
/ -2лй -40 n
RAx.n)- rD, (х.п)*2Г e D (х.л)*Г e D (x.n)
1 1 € 2 € 3
D^X, n) = X2 * (n^1 ♦
^2(x. n) = 2xBisin2x ♦
♦ <x2 ♦ n2^ - Bi2)cos2x:
D (x, n) = x2 ♦ 0$ - Bi )2.
J
119
r ETC
Рис. 33. Логическая блок-схема алгоритма расчета рас-
пределения температур в системе покрытие - основа при
постоянной скорости движения подвижной границы
Полученные соотношения (2.58) и (2.59) запрограм-
мированы на языке ФОРТРАН. Логическая блок-схема алго-
ритма расчета температур приведена на рис. 33.
Выражения (2.58) и (2.59) можно преобразовать к
виду, удобному для малых Fo:
120
(2 60)
f e [0. 0 f-o/k ];
1
Fo
exp{-($* - 0,t)2/[<(Fo-r)H
a____________£______________
kff(Fo — T 1
.»• (r)<fr.
(2.61)
где
Lia. 0) = e“° *la^’ erfc(a ♦ P):
121
Ki
O.5/3(
rn=/,i: 7H = " Bi /*e -
Bi2^a 0fc5^i
Г|2 = РГ 7I2 = Bi2/feo - P“ “ =
O.5/3(Bi t ~ /3])
Г13 ” 0|: TI3 " (Bi./* )(Bi - /3,) ’
2 a I 1
Bi (Bi A-O,5/3.)(Bi A *Bi )
- 2 - 2 Q * 2 fl 1
Г14 ~ k : T14 ” (Bi/fe - /3) (Bi Jk - Bi)
a 2 a l 2 a I
2Bi (Bi - 0,5/3)
r = Bi • -у ---------------!---!--------!-----
•5 I 15 (Bi - /3,)(Bi /к - Bi,)
11 2 a 1
r2| °>50|. T21 “ 2(Bf _ Д J :
2 a 1
22 = Bi2/fea - ^2
Bi2Z*C - °‘5Р,
Bi2<Bi2W/*
^3 = 4).^;^ = ^.
Следует отметить, что кроме полученных здесь реше-
ний в работах (15, 17] приведены также решения для
граничных условий других типов.
122
9 7 МЕТОД РАСЧЕТА ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ
R СИСТЕМЕ ПОКРЫТИЕ - ОСНОВА
ПРИ ПРОИЗВОЛЬНОМ ЗАКОНЕ ДВИЖЕНИЯ
ГРАНИНЫ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ (КОНДЕНСАЦИИ)
показывают исследования, скорость движения гра-
ницы формирования покрытия может быть сложной функцией
времени, а также зависеть от температуры. В этом случае
необходим новый метод решения, который учитывал бы эти
особенности. Такой метод разработан на основе диффе-
ренциальных рядов и интегральных преобразований [13].
Известно, что в большинстве случаев напыления f < 1. а
кинетический параметр Р в (2.6) можно считать намного
меньше единицы.
Математическую модель задачи для этого случая в
безразмерных переменных можно записать следующим обра-
зом:
dFo
a
эе|
(2.63)
dFo

дв
; в (O.Fo) = fl (O.Fo) при f = 0;
1 2
0) = 0;
(2.64)
(2.65)
аЛ
Э£
дв
f (fl . Fo) при £ =
(2.66)
L(fl„. Fo) при f = f(Fo);
(2.67)
К
dFo
Fo).
(2.63)
где Fo = «;//Л2: *f °,/а2: *X = XA: f = n'Fo) Л:
g (f. Fb) = » (Fo): 0 = тЛКгу^ - a₽)/ - ЛГ^5 >
2 s
z - ось координат,
ticpi ICI ишкуляр! UH
’vxpl-A/r0}]/f>iat’
к поверхности основы (см. рис. 32).
On юсителы twe температуры основы 0^ и покрытия в?
связаны с их абсолютными значениями соотношением
е. = т/г - к
I 1 о
Функции f. f} И f2 будут конкретизированы в дальней-
шем при рассмотрении частных случаев полученного ре-
шения.
Скорость движения фазовой границы для большинства
видов напыления не превышает 10 м/с, поэтому кинети-
ческий параметр 0 в уравнении (2.68) намного меш ше
единицы.
Обозначим а
0
д1
, тогда решение уравнения
Е=о
(2 63) при условиях (2.65) и (2.66> запишется в виде
[64. 93]
Fo

e^tFo) = *((£.Fo) ♦ <z(x)WE.Fo - xMx. (2.69)

о
где функции (£, Fo) и k{%, Fo) он|х-лслякггся видом
граничных условий.
В случае Fo) = 0 будем иметь
СЮ
Л(Е, Fo, = I » 2 Z (~1)^схр(-(Лп)2ро}со5 х
k= I
[Ь(Е * I)]; ^(Е. Fo) = 0.
(2.70)
124
уравнения (2.62) для напыленного слоя можно
в виде дифференциальных рядов [65, 96]:
решение
представить
(2.71)
Ы
ге
S
где
Используя (2.64) и (2.68). получаем систему ин-
тсгро-д ифферс» шкалы <ых ураы к?} 1ии:
ОО • 0Л-|
= - S f2n-l)' л-|
Л- I ого
Fo
(2.72)
fl(x)fe(O. Fo - xWx = es *
МО. Fo) *
(2 73)
125
В соответствии с (2.63)
значим
= J70, тогда из
(2 72) и (2.73) видно, что решение полученной системы
можно представить в виде рядов по 0 < I. Поэтому
О = г {^П (2.74)
(2.75)
Подставив f = К . (2.74). (2.75) в (2.72) и (2.73),
проведя необходимые преобразования и сравнивая члены с
одинаковыми степенями 0. получим
= k^O, Fo)
Fo
k(0, Fo -
- хМх:
(2.76)
Fo
0
k(0, Fo - xWx;
(2л)
Fo - x)dx:
Fo
ЛЯ(2п)
ou
(2.77)
(2.78)
126
(2.79)
.2k ь ।
. . П k -R-l
(2л) _ _ О э_____
1 ._(2fc-l)l я_*-1
k-1 oFo
Л. _.о(2л-2Л)
. 2/f Ъв_______
Ч df ;
2k-i ao(2n 2k*l)
’ fl dFo
(2л*|) _ ” *o a* jk da'2rt 2bl1
' \=l2fe' dFo* P af
ka 2k*i ae(2n~2*) 1
2k * I fl dFo
2fe
k
ag(2n 2k} 2k-\ I
dFo ‘ ri at г
/о .1 n k2k -fc-| Г nf.
(2ml) _ a d______ L.2fc dg________
2 - 2fc! £-1 I I dFo
k=l dFo I
П k2^ k Г , -Л(2Л-2^) 1
a Э |>Э6 I
A(2^1)t Pl df
k=0 dFo L J
127
Полученная система рекуррентных соотношений (2.76) -
(2.79) позволяет найти соотношение поставленной задачи
в случаях, когда уравнение движения границы задано явно
в виде функции /(0$. • Fo) ~ HFo) при различных
граничных условиях: первого, второго и третьего рода.
Так. в случае граничных условий второго рола на фазо-
вой границе необходимо вычислить 8^ из (2.76) и под-
ставить в (2.77). что даст Полученные 0^ и в '
подставляем в (2.78). Проведя последовательно такие
п(л)
подстановки, находим и и тем самым 0 - температуру
S
фазовой границы. Используя (2.69). (2.71). (2.72), на-
ходим искомое распределение температур.
В случае граничных условий первого и третьего рола
необходимо на каждом этапе нахождения или
в применять к (2.76)42.79) соответственно либо пре-
образование Лапласа, либо метод последовательных приб-
лижений. Как показывает анализ, выяснение сходимости
рядов описанного метода в обшем случае является доста-
точно сложной задачей. Однако факториальный вил ря-
дов в (2.71). (2.72). (2.76)42.79) при условиях 0 < 1,
f(Fo) < I и ограниченности fd^/dFo при Fo -► 0 обес-
печивает их быструю сходимость. Причем перечисленные
условия охватывают большинство видов напыления. Дейст-
вительно, максимальное значение 0 определяется из ус-
ловия
0 = uh/c?.
Например, для плазменного напыления в вакууме при и =
= 25 нм/с на подложку из стали ХН70Ю толщиной 0.1 м
. При использовании плазме» »-
будем иметь 0 < 6,33 • 10
иого напыления в атмосфере со скоростью роста границы
кристаллизации и = 4 мкм/с получим 0 < 0,1.
Таким образом, можно практически всегда ограничился
Двумя первыми членами ряда.
Учитывая приведенные oumikh, найдем решение системы
уравнений (2.62)-(2.68).
Для случая плазменного напыления граничные условия
(2.67) и (2.68) можно записать в виде [17]
dt
-5Г » * - ВЛ
S’ = - вз°?-
где
Ki = (<7 - е о(Т* - Т
пр.2 ст О 2 0
(2.80)
В = Л Г“°-5(4).5 * Л /Г )схр{-Л /Г J/((a_
33 ZU 2 и г ,а
- a U - А Г°-5ехр{-Л /7 |].
р I и /и
Разложим f в ряд:
Г = 0 X (Г<2П)02Я
л = 0
2л+1„2л*1
(2.81)
Подставляя этот ряд в
двумя членами» получим
«]0>
(2.80) и ограничиваясь
первыми
(О)

dFo
dFo
Исп0Л1.зуя (2.76) и (2.77). получим
Fo
(0)
= '2
e(0)(x>MO.Fo - xM* =
Ki
Fo
fc(0.x>dx:
о
0
S-Барвинок
129
Fo

»”’(x)fe(O.Fo - xMx =
0
i\0)(Ki - Bi 0(o))
I
Fo
0
(o)ae(0)
I dx
fc(O.Fo — xWx.
(2.83)
где было учтено. что (f,Fo) = 0:
fe(S.Fo) = 1 ♦ 2 E (4) exp {-(for) Fojcos x
x [Ы? * I)].
(2.84)
Применяя к (2.82) и (2.83) преобразование Лапласа,
используя теорему о свертке [89]. а при обратном пре-
образовании Лапласа теорему разложения для случая
трехкратных корней [96], получим
е(0) = JG () _ 2 D(ii ) {_д2ро});
DI Л Л
2 л= 1
(2.85)

(I
KiB
3
2
Ki в
* 2Ki
P(x.Fo - х)^Х *
2Bi
»
д=дп
О
где
130
(2.86)
оо
Р<х-Р° - х) “ U ” е
л =
KiB
Bi KiB
-г-*'-
\ В,2
£ О(д ) X
л
exp D2(MnM>{-n“<Fo - xH -
л= 1
В7к« оо 2 1 °°
—----- Е 0(д )ехр{-д y}| X
Bi п * 1 -
2 л= 1
л= 1
2 I
х cosu exp{-pn<Fo - хНь
ж Ь1п2д
О(д) = -------е
О,5ь|п2д * Д
2
cos Д
“ О.5яп2д ♦ Д
д(сО52Д - ^aCOS
^2^ " 0,5з1п2д ♦ Д
и - корень уравнения ctgM
Таким образом, с
разложения по L
ме можно записать в виде
л п л х
_ . точностью ДО двух первых чпепов
(j распределение температур в такой систе-
е (L Fo) = 0(о)
(l> - If * 4]<Ki -
(2.87'
131
5*
fclf.Fo - x>d\.
co
(2.88)
где
D(jj.) = 2sing/(O.5sin2/x ♦ д).
Уравнение движения границы конденсации можно предста-
вить в виде
f(Fo)
СО
X 2
л- I
D4>
(2.89)
%
В связи с тем. что ряд процессов. происходящих при
формировании покрытия, определяется начальной стадией
его образования^ найдем выражение для температуры по-
верхности конденсации при малых Fo. Применяя преобра-
зование Лапласа к (2.82) и (2.83). разложив получив-
шиеся функции в ряды и воспользовавшись обратным пре-
образованием Лапласа, будем иметь
(2 90)
Т£ТА
Ввод параметров процесса,
сетки по последовательности Го
( Z. 89)
Расчет границы
узловых точек £
Расчет температур
*(^о)
(2.87)
(2.88)
Вывод результатов
Рис. 34. Логическая блок-схема алгоритма расчета рас-
пределения температур в
системе покрыл*-
основа при
произвольной скорости
движения подвижной границы
Полученные соотношения (2.58). (2.59) запрограмми-
рованы на языке ФО1 АН. Логическая блок-схема алго-
ритма расчета температур приведена на рис. 34.
Анализ решении (2.87). (2.88) и их сраывение с
экспериментом показали, что в случае плазмеююго напы-
ления в вакууме в выражениях (2.871 и (2.88) можно
ограничиться только первым членом:
0 (4. Fo) = (1-5 D(pn) х
2 12 л=I
2
х exp {-m^Fo)):
СО
0,(4. Fo) = g^-(l- J(WX
2
X cosp (£ ♦ 1)ехр{-д~Ео});
п П
Координата границы конденсации дается
(2.91)
(2.92)
по-прежнему
133
выражешем (2.89). Эти же соотношения можно использо-
вать при расчете температур и в случае постоянной ско-
рости движения границы конденсации, положив в (2.89)
В =0.
3
Кроме полученных здесь решений, в работах [13. 15]
приведены результаты расчета температур в системе пок-
□ пне - основа для граничных условий других типов.
2.8. МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО
ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ
[ля анализа тепловых явлений при формировании пок-
рытия необходимо знать или уметь находить плотность
потока энергии, плотность потока конденсирующихся
частиц, приведенный коэффициент теплоизлучения и коэф-
фициент теплообмена. Этим целям в наиболее полной мере
удовлетворяет абсолютный нестационарный метод нагрева
[50]. уточненный применительно к нашим условиям.
Действительно, как видно из решений, полученных в
лп. 2.5. - 2.7, при Bi < 1 и Fo > 1 перепад температуры
по толщине металлической пластины очень мал. Поэтому
при
выполнении этих условий можно считать температуру
одинаковой по всему объему системы.
В случае плазменного напыления в вакууме уравнение
теплового баланса в двухслойной наращиваемой пластине
можно записать в виде
W = Sdt[q ♦ (е ♦ е JoT* -
лр J пр2 ст
~ (е . ♦ е п)о7*] = Sic р h ♦
пр I np2 ‘ 1 г i ।
* С2Р2Ч</>^'
что дает следующее дифференциалы юс уравнение:
аг _ Ч * епр°^т ~ еп оТ*
С|Р|М* * ’ (2.93)
Из соотношения (2.93) следует, ™ 1(е у^ип^тт
134
процесс роста конденсата можно при выполнении условия
< (с р Л )/(ср ). При выполнении этого условия
1 I 1 X X
уравнение (2.93) можно записать в виде
3
R_ = е а/(с.р.Л )
dt
ГДС Р2 пр
Выбираем на графике зависимости температуры от вре-
мени две точки, которым соответствуют температуры и
Т . Находим в этих точках производные (rfT/df)| и
{dT/dt} и. воспользовавшись соотношением (2.94). полу-
2
чаем систему двух уравнений с двумя неизвестными. ре-
шая которую, найдем
Используя рассчитанные таким образом R и R . на
Л v
ходим
W.V’- «• И2 - «У»
пр
Усредняя рассчитанные значения € и д.
(2.96)
для необ-
ходимого числа точек на графике температур* юй зависи-
мости от времени находим приведенный коэффициент излу-
чения и плотность потока тепловой s*iepnui. выделяемой
на поверхности конденсата.
В случае плазменного напыления в атмосфере соотно-
шение (2.94) будет иметь вид
где R' = (д
♦ а Т )/(с ph ). R’ = а /{с p h ).
ср с 111 3 ср I * I
135
Обработку экспериментальных кривых проводят по ана-
логи с (2.95). Причем (2.96) имеет вил
К в вакууме для снятия
ср Oil*
Первым этапом температурных измерений было опреде-
ление плотности теплового потока и измерение приведен-
ного коэффициента теплоизлучения при плазменном напы-
лении в вакууме и коэффициента теплоотдачи при плаз-
менном напылении в атмосфере в зависимости от техноло-
гических параметров ускорителя. Для этих измерений
использовали вольфрамовую пластину диаметром 40 мм и
толщиной 3 мм. В эту пластину на глубине I мм привари-
вали хромсль-алюмелевую термопару с диаметром электро-
дов 0.1 мм. Перед измерениями пластину отжигали в те-
чение 1 ч при температуре 11
ОН в спае электродов.
Термопару вместе с пластиной помещали в кремнеорга-
ническую жидкость и градуировали по показанию ртутного
термометра и koi ггро ль ной платино-род новой термопары.
Свободные концы термопары при градуировании, так же
как и при дальнейших измерениях, были расположены в
тонких стеклянных трубках, залитых трансформаторным
маслом. Трубки помешали в сосуд Дьюэра с таюшим льдом,
т.е. они находились при температуре 273.15 К. Запись
температуры проводилась самописцем, питание усилителя
которого осуществлялось от аккумуляторов.
Результаты измерений обрабатывали но уравнениям
(2.94) - (2.96). Из этих соотношений видно, что отно-
сительная погрешность измерения q должна примерно в
4 раза превышать norjxtui гость измерения температуры. В
связи с этим были проведены контрмыиле измерения д по
следующей методике. Измерите^ ную пластину включали в
электрическую цепь, при этом она нацм.-валась пржодя-
шим через нее током. При достижении пластиной темпера-
туры Т вычисляли
Полученное значение
ли со значением q.
Измерения показали,
вышала U %.
136
необходимую для этого мощность,
плотности потока jitq гни ерзвннва-
нолученним из СООТНОШЕНИЯ (2.96).
что разность этих величин не пре-
Рис. 35.
покрытия из
виснмости
Температура
Ti в за -
от тока
разряда и времени на -
пыления ив основу нз
вольфрама толщиной 2
мм Режим напыления с
УПС. В - 1.8 мТл;
и - 80 В:
с
1-1 . 200 а; 2 - I
р р
- 100 А; 3 - / - 130 А
Р
Результаты измерений зависимости температуры воль-
фрамовой пластины от тока разряда и времени напыления
титана представлены на рис. 35. Аналогичный вид имеют
зависимости температуры напыления от времени и других
технологических параметров усилителя. По полученным
графикам и описанной методике рассчитывали приведенную
нормальную интегральную излучательную способность пок-
рытия Ti, Zr. TiN и ZrN (рис. 36). Исследовании пока-
зали, что в области температур 500-900 К е для TiN.
пр
ZrN и Zr изменялась в пределах погрешности измерения
этой величины. В то же время е для Ti возросла
пр
на 25 %.
Результаты измерения плотности тепловой энергии,
выделившейся на поверхности конденсации. в зависимости
от технологических параметров установки приведены на
рис. 37.
Рис. 36. Нормальная нк-
нзлучатель-
завн-
тегральная
ная способность
симости от температуры
напыляемого мате
о.б
Г
1о.о
t 0,7
600 700 600
Тенлература Г, 6
н
риала:
4 - TiN
137
Рис. 37. Пжггжхггъ потока энергии плздмеиноА струи Ti в
зависимости от индукции магнхпюго поля м тока разряда
(С), амдукцмм магнитного поля н потенциала смете-
or (б):
О - режим напыления с УПС. U - 80 В:/— / - 200 Д-
~ А, Режим напыления с ШПС
£/ - 80 В: 4 - / - 130 А: б — режим напыления с УПС
с р
/ -130 А: 1 - U - 200 В: 2 - U - 80 В 3 - U .
F с с с
- 20 В
Наиболее силыюе влияние на платность энергии плаз-
менной струи титана оказывает магнитное поле При из-
менении индукции магнитного поля от 0 до 4.5 мТл плот-
ность потока энергии изменяется примерно в 4.6 раза.
Такое изменение связано с увеличением платности потока
ионов их кинетической энергии и степени ионизации под
действием магнитного поля. Причем, как показывает
сравнение с рис. 14, основную роль играет возрастание
плотности потока ионов за счет коллимации плазменной
до 200 А приводит к
что энергия ионов слабо зависит от тока
величение связано с ростом количества
лила ионов практически не меня-
на энергия за счет ускорения в
изменение от 20 до 200 В при-
водит к увеличению плотности потока энергии примерно в
2.8 раза. Переход из режима ШПС в режим УПС также
приводит к увеличению плотности потока энергии (рис.
37. а). № алогичные закономерности наблюдаются при ис-
следовании зависимости плотности энергии плазменной
струи Zr от те«логических параметров усилителя.
2.9. РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕМПЕРАТУР
В ИЗНОСОСТОЙКИХ И СРАБАТЫВАЕМЫХ
УПЛОТНИТЕЛЬНЫХ ПОКРЫТИЯХ
Для оценки погрешности предложенных теоретических
методов проведено сравнение результатов теоретического
расчета и экспериментального измерения температур при
плазменном напылении в атмосфере и вакууме (рис. 38.
43). Исследования показали (см. рис. 38). что при напы-
лении TiN на разных режимах в течение 24 мин и измене-
TiN в мвмсихости от ток*
гры основы ХН70Ю (б) и
- 1.8 мТт; U - В;
с
Рхс 38. Температура покрытия
разряда (О>. начальной темпера-
времени напыления с УПС при Е
р . - 40 МПа; / - 200 А
N, Р
/ — расчет: 2 — эксперимент;
4 — эксперимент: • 100 А.
мент. 7 — начальная температур
чальиая температура основы 700 К

Р
5 - расчет; 6 - эксяерм-
осмовы 600 К; 8 — на
139
Ркс 39. Температура покрытия TiN в зависимости от ин-
дукции магнитного поля (G), потенциала смешения (6} и
времени напыления иа основу ХН70Ю. Режим напыления с
УПС. / - 130 A: D , «= 40 мПа:
Р N2
а - - 80 В: / - В - 3.6 мТл: 2 - В 1.8 мТл; 3 -
В 0.9 нТл. 4 - В - 0; б - В ° 1.8 мТл: 1 - U =
- 150 В; 2 - - 80 В; 3 - U' - 20 В
пни температуры на 275 К максимальная относительная
погрешность не превышала 8 %.
На рис. 38, а приведено сравнение теоретических и
экспериментальных результатов при одном и том же режи-
ме. ио для разных начальных температур основы. Макси-
мальная относительная погрешность в этом случае состав-
ляла около 10 % при начальной температуре 600 К. тогда
как при начальной температуре 650 К погрешность со-
ставляла около 5 %.
Примерно такое же расхождение между теорией и экснс-
™,ГОМ В и,релеле"ии температур существует при плаз-
атом напылении в а-тосфере уплотнителы .ых слоев (см.
рис.
На рис. 39 приведены результаты исследования темпе-
ияВИСИМОС™ от технологических параметров и
К^ХН1ою'МК1ШЯ' ™>“Хпе-
LL S < KOTOPJft "а”0СИЯ ** "<JK1M/T"’-- 10 ""Wia
•Kia- Основа бьыа закреплена в держателе.
140
Рис. 40. Температуря
покрытия TiN в зависи -
мости от напыления иа
различные
материалы.
Режим напыления с УПС.
J - 130 А; В -
Р
= |.8 мТл: U - в0 В:
Время. мин
40 нПа: / - ВК8: 2 - АД1М 3 - ОТ4-1. 4 - PI8:
5 - 1Х12Н2ВМФ: 6 - ХН70Ю
Максимальное влияние на изменение температуры ока-
зывает магнитное поле. Так. при В = 0 стационарная
температура составила примерю 630 К. в то же время
при В = 3.6 мТл и прочих равных условиях стационарная
температура системы достигла 900 К. Изменение тока
разряда от 100 до 200 Л привело к увеличению стацио-
нарной температуры от 725 до 860 К. а изменение потен-
циала смещения от 20 до 150 В дало значения температур
700 и 868 К.
Такое изменение температуры в зависимости от вре-
мени напыления и технологических параметров установки
объясняется ростом плотности потока энергии и плотно-
сти потока частиц, падающих на поверхность конденсации
с увеличением индукции магнитного поля, тока разряда и
поте! шиала смеще! 1ия.
На рис. 40 приведена зависимость температуры системы
от материала основы для одинакового режима напыления.
Различное изменение температур системы для интервала
времени 0-8 мин объясняется различием значении тепло-
физических параметров основы. Небольшое различие в
значениях стационарных температур для разных материа-
лов деталей связано с теплоотводом с нсзапыленной се
стороны через контакт с держателем.
Аналогичные закономерности наблюдаются при исследо-
вании процесса нанесения ZrN. Однако вследствие более
высокого значения критического тока поджига вакуумом
дуги (160 А), более высокой энергии ионов циркония и
более низкой приведенной И1 ггсгралыюй излучатели юн
*
f)
Рис. 41. Температура покрытия ZrN в зависимости от тока
рлзряда (а). юиукшш магнитного по 1Я (б). потенциала
смещения (в) и времени напыления ив основу ХН70Ю. Ре-
жим напыления с ШПС. р « 32 мПа:
N
2
а - В * 1.8 мТл: U - 70 В: / - / - 200 А; 2 - I -
ср р
170 А; 3 - / - 160 А; б - / - 170 A: U - 70 В: / -
р р с
В • 3.6 мТл; 2 — В • 1.8 мТл: 3 — В 0.9 мТл: в — /
Р
- 170 А; В - 1.8 мТл: / - - 150 В: 2 - 70 В: 3 -
U - 20 В
с
способности ZrN (см. рис. 36) при прочих равных усло-
виях наблюдаются более высокие температуры. чем при
нанесении TiN. Поэтому на рис. 41. 42 приведены резуль-
таты исследования зависимости температуры ZrN от вре-
146504 и технологических 1«араметрое в режиме с ШПС.
Кроме того, выбор режима ШПС связан с величиной оста-
точных напряжений. возникающих в покрытии из ZrN при
таких температурах
Изменение магнитного поля от 0 9 до 3.6 приводит к
увеличению стацисмшрнои температуры от 610 до 760 К.
изменение тока разряда аг 160 до 200 А - к повышению
стационарной температуры аг 600 до 735 К. а изменение
142
Рис.
42- Температура по-
крытия ZrN в мвнсимости
от времени напыления на
основу. Режим напыления с
ШПС. I - 170 А: В -
Р
| 8 мТл: U • 70 В; -
С 2
v 'С ю си
воем».
= 32 мПа:
/ - АД IM: 2 - OT4-I: 3 - 1Х12Н2ВМФ; 4 - ХН70Ю
потенциала смешения от 20 до 150 В - к повышению этой
температуры от 560 до 740 К- Во всех рассмотренных
с-л/чаях наблюдается хорошее согласование расчетных и
экспериментальных значений температур.
На рис. 43-46 представлены результаты исследования
температур при плазменном напылении в атмосфере уплот-
нительных слоев. Наибольшее влияние на температуру
основы при напылении оказывают ток дуги и расход
плазмообразующего газа. Изменение тока дуги от 300 до
535 А или изменение расхода аргона от 2.2 до 0.8 г/с
приводит к повышению температуры основы примерно в
1.25 раза. Это можно объяснить тем. что с увеличением
Рмс 43. Температура покрытия А! — 25 % BN в зависим^
сти от времени напыления на основу ЭП 18 О) и тока ДУ
ги (б) при G. 1.4 г/с. V • !6.7 об. %:
Аг
*
а - / - 400 А 1 - расчет; 2 ~ эксперимент; 6 1
А
/д - 535 А. 2 ~ / - 400 А; 3 - /* ' 300 А
143
с
рмс 44 Температура покрытий в зависимости ст времени
^>г~~вп в* основу ЭП718 Режим напыления: • 400 А;
G - = 1.4 г/с: V - = 16.7 об. %:
Аг Н2
/ - AJ - 25 % BN. 2 - Х20Н80 - 18 % Cafy 3 - Ni - 16 %
BN; 4 - Х20Н80 - 25 % BN. 5 - (О С )30 % Ni
тока дуги растет тепловая мощность плазменной струи, а
с уменьшением расхода аргона - теплосодержание плаз-
менной струн. Несколько меньшее влияние на температуру
основы при напылении оказывает изменение грануляции
порошка в пределах от 160-315 до 40-100 мкм (см.
рис. 46). Изменение грануляции порошка в этих пределах
гриюдит к росту температуры основы примерю в 1.2
Рис. 45. Температур* покрытия А1 - 25 % BN в зависи-
мости от расхода аргона (О), состава ллазмообразуюшего
гам ‘б, м времени напыления на основу ЭП718 при / -
144
Рис. 46 Температура покрытия AJ — 25 % BN в зависимо-
сти от грануляции порошка (О). скорости вращения изде-
лия (б). дистанции (в} и времени напыления на основу
ЭП718. Режим напыления: / 400 A: G* - 1.4 г/с:
д Аг
V - 16.7 об %
Н2
Q - / — 40 — 100 мкм; 2 — 100 — 160 мкм; 3 — 160 —
315 мкм: б — / — 12 м/мин; 2—24 ч/мии; 3 — 36 м/ыин:
6 — / — 80 мм 2 — 120 мм: 3 ~ 200 мм
раза, что связано с уменьшением доли теплоты. необхо-
димом для нагрева данного порошка в плазменной струе, и
увеличением доли теплоты, идущей на нагрев основы (де-
тали).
На рис. 46 представлены результаты исследования
влияния дистанции напыления и скорости вращения детали
на температуру основы. Изменение дистанции напыления
от 200 до 80 мм или скорости вращения изделия от 36 до
12 м/мин приводит к повышению температуры основы. соот-
ветственно. в 1.2 и 1.1 раза. Это объясняется тем. что
с уменьшением расстоянъ I от ropejjoi до изделия доля
теплоты. вносимом в основу нагретым газом, возрастает,
а с уменьшением частоты вращения детали увеличивается
время действия теплового источника, а следовательно, и
нагрева основы
1*>
Исследованиями установлено (см. рис. 44). что в за-
висимости от материала шихты напыляемого слоя темпера-
тура основы может изменяться в 1.1 - 1,15 раза Такое
изменение. очевидно. связано с различимом в телпофизи-
ческих характеристиках материалов шихты, а также с их
коэффициентами излучения и теплоотдачи.
Анализ теоретических и экспериме! стальных исследова-
ний температурных полей в системе покрытие - основа
показывает, что для рассмотренных в данном разделе
случаев критерии Bi < 0.1. что соответствует внешней
краевой задаче [93]. а следовательно, температурный
перепад по толщине системы мал. Этот вывод подтвержда-
ется также результатами численного расчета.
Глава 3. МЕТОДЫ РАСЧЕТА
И РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
В ПОКРЫТИЯХ
Как отмечалось в гл. I. остаточные напряжения явля-
ются одной из основных причин разрушения покрытий,
полученных плазменным напылением. К настоящему времени
опубликован ряд фундаметальных работ [28, 59. 61. 74.
85 и др.], посвященных разработке методов определения
ОН и изучению их природы формирования в конструкцион-
ных материалах под воздействием различных видов обра-
ботки. Однако из-за многообразия причин, влияющих на
возникновение ОН. и сложности их математического опи-
сания число публикаций не уменьшается. Кроме того,
многие аспекты прогнозирования и регулирования значе-
ний и знака напряжений остаются открытыми, особенно в
области получения покрытий плазменными методами.
В процессе напыления расплавленные частицы с боль-
шой скоростыо ударяются о поверхность основы, деформи-
руются и закрепляются на ней за счет сил сцепления.
При кристаллизации такой отделыю взятой части! nj воз-
никают остаточные напряжения второго рода, которые
уравновешиваются в обтюме одной частицы. Однако, как
показывают исследования, прочность покрытия в большей
146
степени определяется не прочностью материала отдельных
часпш. а силами сцепления между этими частицами.
Для оценки свойств покрытий используют такие поня-
тия. как модуль упругости, коэффициент теплопровод-
ности предел прочности и т.д.» усредненные по объему
значительно большему, чем объем отдельно взятой части-
цы. Поэтому клисталлизацию отдельно взятых частиц можно
заменить модельным непрерывным процессом и проводить
расчеты на основании существующих теорий физики сплош-
ной среды.
При рассмотрении напыленного слоя как сплошной среды
в первую очередь представляют интерес остаточные нап-
ряжения первого рода, уравновешивающиеся в объеме,
соизмеримом с размерами всего образца, т.е. усреднен-
ные по объему, значительно большему, чем объем отдель-
но взятой частицы. Поэтому при рассмотрении этих вели-
чин является оправданной замена кристаллизации отдель-
но взятых частиц модельным непрерывным процессом.
Впервые такое модельное рассмотрение в рамках теории
упругости было введено в работе [36]. затем оно полу-
чило дальнейшее подтверждение в работах [19. 84. 104].
При этом многие авторы определяют температурную со-
ставляющую остаточных напряжений, рассматривая оконча-
тельно сформировавшееся покрытие. В действителыюсти
же остаточные напряжения формируются при постепенном
наращивании покрытия и постепенном приложении нагрузки
и температуры до некоторых окончательных значений [16.
32. 54. 55].
В настоящей главе рассмотрен механизм формирования
остаточных напряжений, разработаны методы определения
и изучены пути их регулирования в системе покрытие
основа.
3.1. МЕХАНИЗМ ФОРМИРОВАНИЯ
ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
ПРИ НАРАШИВАНИИ ПОКРЫТИЙ
Физический механизм возникновения остз точных напря
женин можно пояснить следующим простым примером. Пред
положим, что мы данную формирующуюся часть покрытия
147
разделили на бесконечно малые обкмы, каждый из кото-
рых свободно деформируется вследствие протекающих в нем
физико-механических процессов. Эти дес|юрмации получили
название первоначальных [28 J. В реальных условиях
из-за взаимодействия элементарных обкмов друг с дру-
гом первоначальная деформация проходит стесненно, т.е.
приводит к возникновению напряжений. Такие напряжения
(без учета температурных напряжений) получили название
кристаллизацио|{]{ых. При дальнейшей де^юрмации системы
в результате снятия всех внешних воздействий в матери-
але останутся напряжения, котоыре являются остаточными.
Рассмотрим механизм формирования остаточных напря-
женй при наращивании покрытия. Известно, что в процес-
се нанесения покрытия поверхность конденсации или
кристаллизации перемешается по нормали к основе.
Происходящее при этом изменение температуры приводит к
тепловому расширению системы. Однако из-за наличия
основы, непрерывного увеличения и возможного градиента
температуры по сечению тепловое расширение проходит
стесненно, т.е. возникают напряжения. Образование нап-
ряжений также обусловлено примесями, инородными вклю-
чениями. границами блоков, различием коэффициентов
термического расширения и параметров кристаллических
решеток, фазовыми и структурными превращениями.
Возникающие таким образом на поверхности конденса-
ции или кристаллизации упругие напряжения должны в
соответствии с условием минимума свободной энергии на
этой поверхности обратиться в ноль. Снятие напряжения
достигается формированием дислокаций и дефектов других
типов. По мере роста покрытия каждый элемент поверх-
ности становится объемным и. следователе но. будет иметь
гу же дефектную структуру, которая сформировалась на
его поверхности. В случае, если поверхность находится
В условиях пластической деформации. то она будет иметь
ту дефектную структуру, которая сформировалась на по-
верхности при выходе из зоны пластичности
cJJHrZ0WjH,™,C”B"'JX np0UCCCax- таких- ™ нонлен-
mSX? УО,0®И’,Х И,”"ЮЙ ^Ряировки. воз-
можно существенное умещшеиие кристалл.шциониых нап-
1'18
ряжений. Действительно, при уларе иола о поверхность
образуется область 'теплового клина". имеющая размеры
—11
порядка 6 нм и живущая примерно 10 ч [41. 62]. При
скорости роста покрытия 10"8 м/с этот элемент объема
претерпит около десяти циклов изменения температуры.
Но известно. что термоциклировзние снижает напряже-
ния. Следовательно, можно ожидать уменьшения кристал-
лизации н гых I йпряжс! 1ИЙ.
Аналогично, при плазменном напылении в атмосфере
наблюдается термоциклирование поверхности кристаллиза-
ции в результате воздействия на нее высоконагрстых
напыляемых частиц, что также должно приводить к сниже-
нию кристаллизационных напряжений.
Таким образом, по мере роста покрытия на его поверх-
ности формируются кристаллизационные напряжения. В
дальнейшем, при переходе этого элемс1гта в объеме на
него накладываются напряжения. св$ванные с процессом
непрерывного наращивания и постепенного изменения тем-
ператур. нагрузок и влияния кристаллизационных напря-
жений других слоев. После того, как покрытие сформиро-
вано. оно охлаждается до температуры окружающей среды,
и подложку освобождают из закрепляющего приспособле-
ния. Тем самым на напряжения, существующие в некотором
объеме, наложатся температурные напряжения, связанные
с охлаждением системы, и напряжения, возникающие за
счет закрепляющего приспособления. Алгебраическая сум-
ма этих напряжений дает остаточные напряжения. Если на
каком-то этапе напряжения превышают предел пластич-
ности. то дальнейший расчет необходимо проводить с
учетом этого аспекта.
Приведенные рассуждения позволяют представить фор-
мирование остаточных напряжений с учетом послойного
непрерывного наращивания покрытия. Модель последова-
тел1 кого нанесения слоев подтверждается также боль-
шинством экспериментальных методов, используемых для
определения остаточных напряжений.
149
3.2. АНАЛИТИЧЕСКИЙ МЕТОД РАСЧЕТА
ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
В СИСТЕМЕ ПОКРЫТИЕ - ДЕТАЛЬ
С УЧЕТОМ ПРОЦЕССА НАРАЩИВАНИЯ СЛОЕВ
Рассмотрим однородную пластину (основу) толщиной Л,
на которую наносится материал с другими теплофизичсс-
кими и упругими постояннымИс не зависящими от темпе-
ратуры (рис. 47). Для удобства расчетов будем считать
коэффициент Пуансона д основы и напыляемого материала
одинаковым, а геометрические параметры пластины такими,
что реализуется плоское напряженное состояние и приме-
нимы гипотезы Кирхгофа [16. 74). Таким образом, отлич-
ными от нуля будут компоненты тензора напряжении о..
т . где i = х, у. Распределение температуры по толщи-
не системы считаем заданным (см. гл. 2).
Пусть к данному моменту времени нанесено покрытие
толщиной При нанесении и схватывании следующего
тонкого слоя dr), в результате изменения температуры
всей системы, изменения граничных условий и моментов.
(к)
возникновения кристаллизационных напряжении о. .
в слое drj напряжения, которые были в материале, изме-
нятся на величину До.. Дт.
При последовательном и непрерывном формировании
слоя конечной толщины Н, зная Да., Дт . можно путем
I ху
ху
Рис 47 Схема
расчета остаточных
пряжений
ДЛЯ
нв
150
„пепжрования no ч найти напряжения в слое конечной
Лт,шм Зги напряжения можно записать в виде [16]
ТОЛШЯНС»-
н
(3.1)
О
н
Дт (z, rj) при z G [-Й. 0].

(3.2)
Если после окончания процесса напыления мы охладим
систему покрытие - основа до температуры окружающей
среды, снимем закрепляющие приспособления, то в мате-
риале возникнут напряжения оТ из-за остывания покрытия
и „<•> <• 1
и о. . 7
/ ху
Таким образом, остаточные напряжения. которые воз-
никают в системе, можно записать в виде
из-за снятия закрепляющего приспособления.
(к) (н) (т)
а. ~ а. * о. — о.
I I 4 <
♦ При z G (О. Н];
(и) . _(«) . _(»)
Т = Т * Т * т
ху ху ху ху
при z € [О. HJ:
(3.3)
(3.4)
15)
(°) . <"> . Je)
G. ~ О. * C; i
при z е (—Л. о):
(3.5)
r . (0) . /"> ♦ r(e) при z e (-ft. 0].
\y xy xy xy
(3.6)
(0)
где о.
(0)
►
- начальные напряжении в
поверхности
используем
основы.
Для определения ДоХг. 77) и Дт (z. т?)
гипотезы Кирхгофа для пластин. Тогда изменение переме-
щений J и изменение тензора деформаций * на
расстоянии z от основной плоскости из-за нанесения
слоя drj после соответствующих преобразований будут
а2д(/?
э2ди
____Z
ЪхЪу
где Д17^ - перемещение основной плоскости.
Используя обобщенный закон Гука [74]. получим для
изменения тензора напряжений соотношения:
Е{г)
*
цДе.) -
/
а2ди
эг .
KdrK
(3.7)
152
_ £<*'>
brxy "2(1 * д)
E(z') .
Д7 *" 7 7 z
xy I * Д
(3 8)
Введен как это делается обычно при рассмотрении
тепмоупрушх задач для пластин, эквивале1ггныс усилия и
моменты отнесенные к единице длины. Тогда изменение
этих эквивалентных усилий Д-V Д/V и моментов ДМ.
ЬМ при увеличении толщины покрлтия на <Л} с учетом
кристаллизационных напряжений в слое dr) будет связано
с изменением напряжений следующим соотношением.
дМ = Lodz' ♦ О; (чМп:
I I 1
-6(п)
(3.9)
(3.10)
ДМ = Aoz'dz' + o^\rj}g{T))dT); (3.11)
i i 1
-6(т?)

Д/М
xy
Дт z'dz'
xy
xy
(r})g(ri)d(r]).
(3.12)
-S(>?)
где 6(т?) и g{rj) - расстояния от основной плоскости ло
нижней и верхней плоскости систсми.
153
Подставляя (3.7) и (3.8) в (3.9) - (3.12) и выпол-
няя интегрирование. получим
ДЛ\ =
i
- д)Де ) ♦ о^\г])(1т];
(3.13)
ДА/ = -г--------------т— Ду ♦ т (r))d-q; (3. И)
ху 2(1 - д) ху ху 1 '
ДМ = —
DM^
Га2ду э2ди
_____Z 2
Л-2 * Д л-2
L di dj
♦ (1 * д)Дх
т
* a^\ri)g>n)dT]-,
(3.15)
2
I - Д
d2£dJ
I =_____*1.
ХУ 1 * a i
dxdy
* TIU
(3.16)
где
«<»?)

154
ДХТ = DM(n)
g(T?) т
I E(Z' )а U' >z' *' р
ri
8(4) = h ★
Г]
I E(z)zdz I/1 E(z)dz;
-h
. г?ьи jtf, fcdJJtxiy
(3.8), получим
oW(4>A?l *
£01) = я * п - 6W-
гч m - (3.16) опюсителыю
Решая систему уравнении (3.13)
величин
ДеГ Д7ху
н подставляя их в (3.7) и
E(z') .о, _
*°1 = -D^T (Л *
+ -•_£ ( Z-L- (дМ. - О1* (п)£(чМп]
E(z')
(3.17)
Де ♦ z 'Ax
= (ДУ
ху Од/Ч) ХУ
- т (пМч! *
ХУ
* (дм
' Dju<n) ХУ
/у!
Исходя из общепринятых допуше(шй о том.
ху
(3 18)
что оста-
LJV*» 1 ••
точные напряжения постоянны по Л'’‘„>п, “* -
ласт» краевого эф4
ними 1Ю DCJiirBute с
толщиной системы покрытое
более часто встречаемые в прах
» папы-
155
. = °-
Булем считать, что пластина свободна от контурных
сил и моментов. Учитывая, что в случяь ДМ. = дЛ/
дМ. = ДА1^ ~ °* получим
- E(z')
I • g(n)
*г0Л1<»)
a.(r?)x
x dr]
E(z‘)
Э7
0TJ
(3.19)
o. = a
_J_____г-_£^Л
dnW D^fr])
' (ij)rf’?- <3.20)
соотношения (3.3) - (3.6) примут вил
(к) (и)
(т)
- : 7
I ху
— «
*У
при
ху г
2 € [0. HJ;
(3.21)
(т)
. : т
< ху
’ *_?' при Z е (-Й. 0].
где о.
o. = o.
(и)
(0)
—1 I
ю работы [85] можно записать в виде
g'H)
(t)
o.
E(z )
I - л
оклн^
L N
a (z' )E<z' )x

£(//)
- п- sjjb
м
a (z' )E(z' )F(z
H)x
xdz -aJz'IHz'. H)].
156
й систолы в пр исссс парашиваиия бу-
отюлеатнея соотпошстиями:
uo’/^n) -р**1*^)
Dw(r7>
Дс<|юрмаш,я так0”
дет
(3.24)
де. =
Д7
lxy
(r])drjz
ху
ли
""in, - X, «
и---- -—Л-----g<4>dw -
DM ”
(3.26)
- * 5^Г ’Г, ”,s<”Ww
М
Следующий случай закрепления пластины
Хю 'жеХе'Х^мпю) будем понимать
рсплешю. при котором исключаю перемещение деформи-
руемой системы, т.е. ли
закрепляющем приаюсоблипи ^появ-
। реализуется
Под полным стеснением эбсо-
- о, ли. = о. Тогда при пара-
шивании системы в
ляются усилия и момешы в соответстви!
(3.16):
Dw(4)
ДЛ/.= -Л-
х 1 “ А-
х</
= 7 (f])dn;
ху
(3.27)
ЛМ. =
D..(4)
М А.
-------Дх
оМ (r)}g(r)>dv.

(т? > -

дЛ1
*У
ху
157
Хэ «•ьи**' а «"«*wh,,="
(<Ж’£) " US'S) п’ •«w®W1W>x,,M W IV -Ж|
„ . »'V -7^-2-
<SlC “и(.Пз' ИН.ПЗ
:ШН1ЛЖ1К11ИЯ1 ОНТТКМАТГЛГД ВЛ1ВПНО11
О HHIL inkxlMlT АО ГИПААЭПП! KI Й» 1DKСХ/ЛЭО ЭИЭОЦ
НЛ1 0 IttilK илкдля’’! «*"
2
, fir (U)N(jf .
(Z££) (г)3 (")
H
(9££)
йе /
le
-»V
If - I
И
= ‘o
(«)
UP(U)^°
:»iiuicBMniixii’ii iidn
rMmAvMVwxlii orinhiuoiruie
/7V эм.
’WBUhXm
•0 = fiXNV = 'NV '0 =
Э FlIIHAOCini ШПРЖЭ НИИ
oockuoM •dWIIOinixlMLT 3OMUA
wriiihHioeh uou ’ онииллт в*
(z)3 I
н
KinPWKdllL'll KHhAlfOll
HMWWMFra киозо^П
° x *L*9IUCM 00 W3Hi 1ЭЫП»txlJo
MHIMJKBlOfd А1ЛХ/М1Э AOLUHhOll.’XXjO
«UL’WHHOH W3VA9 w^Hioinwix^
miwihxbnT опьваэсъ) iun:iov
rwrilUiru^zv«B M</[J л------- !i<4iu*v%t* 1
ВИ1ЮИ1КК1ми£ 90ЭО1П МГ111ЫМЛм<ч>М(к1и ожмгх WIK *
» в -
'П =
(£££) <M)
'.Up
U(>
» rf - ।
le
J
• о
(H)
H

’(ES'E) n< -
fix
:inra 14X0NH
II
‘D V
(H
(MI K) « (CT E> ™ htkhw.w.kIiio rt'i
()
(£ €> HWIIHH «wixlfra К.>ШЯГ|ЭМЮ ifiM
(4)° 'WJ I9 E)
-Aq JWAUIP |>HIMILX1L) onOOHIfOH Ч НСЭ О1ГПГЛ1И11ЮИО
fix
(ITT)
(//)wa . <H)Nq
fix
N(.z)3
(.z>3 9
(EE'E)
W)*va
(H)Na
о
N(.z)3
:шпюЖ1к1111Л1 -lAhmhiihxi сшчюо - jiujkImimi w,wio 0 rxfjoj^
0
(SET)
(1ST)
(OET)
rf -
77jv
• Up(U)8(Uy Jo *
(> (bfaJJ
H
лр(Ь)»(й)
0
o
И
: up{U}3{U)
- = IV
fit ,, ,, . fix
w upW,^
о ♦
: коми IE
fix
N
H
0
N
L rf - I
H
wniulxIqu э o»i ’(8S £) H
эг1нэк1гэи.х1ио 'mjkwjrt к шилоА amniedi и киж
(ZST) ™
-Oinidll WrilML’-J W.ll II DHIUlft^WOUniKllI AWMWlKXblCE НОКИЮ
'1Ю1ГЭ I.II4HI 1О1Г Ml IL'H 1<ЛЮА(1нК<кх})0 WlLOOinftMl МИЯ ’<XKU №>U
up J* - yi----------------
JC ( Z) °(.*>3
uiMy ’книге
-innixli'ii xrKmodii a ximioirHiniwa ушржв<1ип1 arowwwfH
((x/E)
ie
ненной системе будут
к (в) (в)
(3.6). где О. . Т
(н) (и)
из (3.23) и а и г
описывался выража тями
определяются из (3.33).
(3.3) -
(т)
О. —
I
- из (3.36) и (3.37).
Результаты эксперима палы юго исследова! шя показа-
ли. что кристаллизационные напряжения для рассмотрен-
ных режимов плазменного напыления в вакууме находятся
в пределах погрешности эксперимента. Объяснение этому
обстоятельству дано в п. 3.1.
В дальнейшем в настоящей работе анализируются нап-
ряжения. возникающие в процессе наращивания. охлажде-
ния системы и воздействия закрепляющих приспособлений.
Запишем соотношения, которые испол1эЗованы для рас-
чета остаточных напряжений в системе координат х. yt z.
В случае свободной пластины
(н) (т)
о. = о. - о. .
где
Н
(3.39)
(Д€*(т?) ♦ (z ♦ /1 - 6(т]))Дх х
X (П) - a (z)-^'-* Ж?]: (3 40)
т от]
_(т) _ E(z) f
(7- = ------- k (H) ♦ (z * h - 6(t?))x *
i I - д т T
* <H) - a (z)T<z.H)] - (e(0)(H) ♦ (z *
T I — Д T
♦ ft - S(H)x 0)(H) - a (z)]r ; (3 41)
т T c
H
I
M
X(H) =
a (z)E(z) x
T
160
x 7"(z H)(z ★ h - 8<H))dz;
H
\{H} = dn\h>
a(z)E(zff(z.HMz:
е(01ж =
D.,(H)
/V
a (z)E(z)dz;
T
= dm{H}
a (z)E(z)*z
♦ ft - 8(H) )dz.
H
имеют такой же вид. но
Для основы рас четные соопюиюния
нижний предел (3.40) равен нулю.
В случае пластины, напыление
при ее жестком закреплении. соотношения для
имеют вид
на которую проводили
дано в (3.41):
(3.42)
где о.
(н)
о.
[Т(г.Н) - Пг.г)]:
(3.431
z € (0.Н1:
[Г(г.Н) ~ Г(х.О)]:
z 6 l-ft.O];
6 * Барвинок
161
(3.44)
a.
H
dnm
(z * h - 5(H))D (H)
м
(3.45)
Для пластины, напыление на
тачном ее стеснении, и_-
вид
(к)
। которую проводилось при час-
соотношения для расчета ОН имеют
(т)
- а.
(3.46)
М л
где о. дано
в (3.41);
ат
Де - a (z)~— dr] :
(3.47)
N
О
о
Н
V2
I - р
< =(z *h - 6(HnDT^j
м
Ах•
Dj№
i - д
о
Расчетные соотношения для основы имеют такой же вид,
но нижний предел в (3.37) равен нулю.
Полученные соотношения (3.39) - (3.48) запрограмми-
рованы на языке ФОРТРАН (рис. 48). Для каждого образца
задаются Теплофизическис и упругие параметры материа-
лов основы и покрытия, геометрические параметры систе-
мы и параметры режима напыления. Дня заданной после-
довательности времен напыления t (или кригериев Fo)
проврдится расчет границы напыления q или се безраз-
мерного комплекса £ - n/ht а полученное значение тол-
162
TSTfiA
p Ввод параметров процесса,
J сетки no «Г,
[ последовательности значений PD
Расчет границы %
и узловых точек £
(2*1)
Расчет
(J. 13)-
-(3.16)
(3.39)-
-(J.48)
Z •• массив Fo исчерпал
Вывод
результатов
Рис. 48. Логическая блок-схема алгоритма расчета тем
пературных и остаточных напряжений в системе покрытие
основа
ТЕ ТА
ТЕТР
TETC
Расчет температур
“ 8 (Ь > Fo} для Всех Ь
Расчет температурных
и остаточных
напряжений
шины системы разбивается иа определенное число узло-
вых точек z(£ = z/h) (блок /).
Далее по одной из программ расчета температурных
полей проводится вычисление массива температур в зави-
симости от параметров Fo и £ (блок 2). Блок 2 расчета
*• 163
температур функционально выполнен как одна из подпрог-
рамм данной программы. Затем по соотношениям (3.39) -
(3.48) проводится расчет температурных и остаточных
напряжений, формируемых в системе в произвольный мо-
мент времени. Программа расчета предусматривает вывод
на печать не только напряжений, но и температурных
полей, рассчитанных в блоке 2.
3.3. РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЙ МЕТОД
ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИИ
В МНОГОСЛОЙНЫХ ПОКРЫТИЯХ
НА ДЕТАЛЯХ КРУГЛОЙ ФОРМЫ
Во многих практических случаях возникает необходи-
мость определения окружных остаточных напряжений в
многослойных кольцах. Применение известных методов
расчета [28, 60, 119, 120 и др.] при определении оста-
точных напряжений в многослойных кольцах вызывает
определенные трудности, которые связаны с громоздкими
вычислениями. Анализ литературных данных также показы-
вает, что при выводе расчетных зависимостей для опре-
деления остаточных напряжений в многослойных кольцах.
как правило, используется линейный закон распределения
напряжений по сечению. Проведенная оценка показала.
что при соотношениях
R //1 < 5
ср
применение теории стер-
жней малой кривизны приводит к ошибке более 7 %. В
этой связи целесообразно рассмотрение метода определе-
ния окружных остаточных напряжений в многослойных
кольцах с учетом гиперболического закона распределения
напряжений по сечению.
Рассмотрим л-слойное кольцо из материалов с различ-
ными модулями упругости Е, ио близкими коэффициентами
Пуассона д (рис. 49). Пусть кольцо разрезано и снят
внутренний слой толщиной а. Снимая далее слой толщиной
dat можно определить окружные напряжения о*(а), кото-
рые были в слое непосредственно перед его удалением:
164
Рнс 49 Схеме для расчета остаточных напряжений в
многослойном кольце
о Ла) = оЛ(а) ♦ ол (а) ♦ а. (о).
(ЗЛ9)
где оЛ (а) - дополнительные
напряжения в слое от раз-
резки кольца вдоль радиуса: о (о) - дополнительные
%
напряжения в слое а от снятия всех предыдущих слоев:
о Ла) - истинные напряжения.
Определим дополнительные напряжения
оЛ (а) и оа (а).
в
3 2
Пусть в данный момент снят слой толщиной £ в k-м слое
и снимается слой df. После снятия слоя di под дейст-
вием окружных напряжений о (£) и радиальных напряжений
(£) или эквивалентных им момента dM и усилия dN
произойдет изменение диаметра db
в направлении / (см.
рис. 49).
Из условия равновесия элемента снимаемой плоскости
найдем
** = o*d£/(₽ * £).
• О вн
(3 50)
165
Тогда усилие, действующее в сечении 0. и изгибающий
момент в этом сечении относительно нейтральной оси с
учетом (3.50) соответственно будут
dN - bo ~ -bagdl[xG.k) ?].
(3.51)
где х (£. k)~ расстояние до нейтрального слоя;
н
EF (5.Л)
х (t.k) = —------52------------=
Н X] вн
b E(x)dx/R ♦ х
ВН
EF (М)
________________I пр ___________________
rfe-1
М Е E.\n(R *x.)/R *E.ln(R *x.)/R +?
I . I BH l вн к вн к BH
4=1
BH
(3 52)
Здесь Fn ({. k) - приведенная площадь сечения кольца;
b - ширина кольца;
E(x)dxdz =
(3.53)
jFU. k) =
Найдем связь между изменением диаметра 2(R ♦ х ) и
вн I
для чего воспользуемся
рмулой Мора с учетом
гиперболического закона стержней большой кривизны
[28, 117]:
166
°0а) =
п
2*{1*
Вп
Е S (t.k)F (i.k)
I п
♦ 2х ({,k}- х ](х (£Л)~
н I н
н
1
- (]F (t.k)*[x, - х (Lfc)J-S (М)}
np I н пр
(3 54)
где •$ (f. k) - приведенный момент площади сечения
пр
кольца относительно нейтральной оси;
rk— I
Е S Ц. k) = xE(x)dxdz = Н 2 Е. х
1 ’’’ 1=1 ‘
х(х2 - х2 ,)/2 • Е.(х2 - £2)/2 - X <£. Н х
I 4 + 1 k к н
X EF (L Ы. (3 55)
I пр I
Для случая, когда f = a. di = da.
о*(п) =
£.5 (a.k)F (a,k)
_________I пр ______пр____
2&{(£ * 2х (a.k)- х ](х
вн н 1
- а]£ (а.£)*[х -x(a.fc)]S (a.fe)}
Пр 1 и пр
db
__г
da
(3 56)
Пусть снято п - р-слосв и происходят удаление
р-слоя. Напряжения, которые возникают при снятии слоя
167
толщиной eft на расстоянии
котором fe-слос. будут
а от начала координат в не-
dN’(t.p) -
[xJLp) - a]Ej,
(R * a)ES (Lp)
BH I np
tfMtt.p).
(3.57)
Используя (3.51) и (3.54). в которых индекс
ним в соответствии с (3.57) на р. получим
k заме-
doa (а) = E.TUi.pW.
вз k
где
(3.58)
ТЫ ' * fl) “
вн
(R * a)S (f.p)*(x (f.p)- (Lp)
BH____пр_______и________пр_________>
[x-x(Lp)]S (LpMR * 2Х (Lp)-
I н пр вн н
___________I___________
-х,][х (tp)-£]F (f.p)
I Н Пр
db
__г
dt
(3.59)
Для нахождения о (а) проинтегрируем
л
о„ (а) = Е. s
Hi.pWt * Е

(3.60)
здесь х = х „ = 0.
л*1 л+2
Дополнительные напряжения а (а}, возникающие в ре-
168
зультате разрезки
изменению диаметра
кольца ио радиусу, определяются по
Л
вн
(а) = 2(R * а)[Я * 2х (О.л) - х ]
v - пи в
(3.61)
Используя
(3.39).
(3.56). (3.60).
(3.61). оконча-
телыю получим
об(а) = о*
о (а)
2
- о» (а)
(О.л) - а
н
Е.6
к
2 (Я
ВН
* a)[R
вн
* 2х (О.л)
н
Е S (a.k)F (o.fe)
_________I пр пр__________________
2б{[₽ +2х (a.k)-x l[x (a.k) - а]
вн н I н
F (a.^)*[x-r (a.fe)]S
np I H np
пр
dr
da
nt.p)dt -
T(t.k)dt.
(3.62)
л
S
н
Если принять линейный закон распределения нзпряжс
ний по сечению, то (3.62) примет следующий вид:
169
а-(а) =
D (О.л)
2Е.5---------1 2 * * ЛР
° <а-*)[хJa,k}-a]b
С*
db
Л
Е
Т (t.p)d( -
p+i
т ам.
(3.63)
J (l.pHo-x (М)][хU.₽)
пр С с пр
2
D a.p)F u.p)[x (Lp)-n
пр С
d5
г
di '
X (?.р) -
а.р)
НЕ____
F (t.p) : flSnp(t₽> =
пр
I пр
I пр
170
f?SRf*G
ввод- Rgn, fy
число слоев N
для каждого слоя
Ввод для К- го слоя
.ifi — число подслоев
□ > W
Расчет
Расчет
6 (i, Ю. 6(i,k)
Распечатка тадлиц
z : *• /, яидо критерий
конца задания
Рнс. 50. Логическая блок-схема алгоритма расчета налря
женнА в многослойных покрытиях на кольцах больш
лой кривизны
171
* Е (х3 - |3)| - х «./>)£ F(f.p):
Р р I С I пр
£»(£./>) = 2(/? * х «.₽)]•
м С
Для случая однослойного кольца будем иметь
х - 2а Е (х - а)2
оЛа) = - Е-------------— 6------------------------х
(2R * х.Г 3(2/? *х * аг
ВН 1 вн I
а
d&r 2Е^ Г 2х ♦ f - за db
х ~ 1 № • X. {)2 Л' <3
вн
О
что совладает с соответствующей формулой работы [28].
Расчетные соотношения (3.62)
ровзны на языке ФОРТРАН (рис. 50). Для каждого образца
задается число слоев N,
R . х,, модули упругости
ВИ К
на после его разрезки
слоя в зависимости от
задается число снимаемых ._
К?) в этих подслоях (блок 2). критерием
расчета (блок 5)
проведен по всей
ставленная метка
- (3.64) запрограммн-
его геометрические параметры
а такжс Д<^1>ормация коль-
(блок /). Далее для каждого
требуемой точности расчета
подслоев N0 и величины и
1 око! »чат 1ия
может служил условие k = I (расчет
толщине системы) либо специально под-
о том. что последующие слои не снима-
лись. Поскольку соотношения, определяемые двумя пос-
........... ‘ J выражений (3.62) и (3.63). полностью
то при переходе к
в память
ледлими членами i
определяются ранее снятыми слоями.
новому слою их заранее вычисляют и заносят
ЭВМ (блоки 3. 4).
172
ч 4 РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЙ метод
ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
в МНОГОСЛОЙНЫХ ПОКРЫТИЯХ
НА ДЕТАЛЯХ ПЛОСКОЙ ФОРМЫ
Во многих практических случаях возникает необходи-
мостъ определения остаточных напряжении в многослойных
пластинах (241. Как показал анализ -зггературных дан-
ных» применение известных методов расчета при -опреде-
лении ОН в многослойных пластинах для многих конкрет-
ных случаев вызывает определенные трудности. которые
связаны с громоздкими вычислениями.
В настоящей работе предложен метод определения ОН в
узких многослойных пластинах, полученных путем плаз-
ме! пюго напыления.
Рассмотрим W-слойную узкую пластину (рис. 51), мо-
дули упругости слоев которой Е. различны, а коэффи-
циенты Пуассона д. одинаковы.
Расчет остаточных напряжений будем проводить путем
последовательного стравливания слоев. Пусть снят слой
толщиной rj и дальнейшее травление происходит в слое т.
По аналогии с работой [28] прикладываем к освободив-
шейся поверхности напряжения о (рис. 51). которые су-
ществовали в этом слое до его удаления. Под действием
этих напряжений возникает изгибающий момент, определя-
емый из следующего выражения:
Рис. 51 Схема для расчета остаточных напряжений
пластинах
173
Рис. 52. Схеча
деформаций
ft)
й-6(п) П
замера
t W)
М(т?) = ”
a(z)zdz = о(£)[£ * б[£] ~ Л]^£.
где в
/нтт-5<т?) О
(3.65)
(3.65) совершен переход к переменной £ по фор-
муле
£ = Л - 6(т?) - z.
Изгибающий момент Л1(т?) приводит к прогибу (рис. 52).
определяемому из соотношения [117]
{(и) = ?М (ч)/2/ Дч).
(3.66)
где /Дт?) ~ момент инерции сечения пластины, отнесен-
ный к ее ширине;
/£(п) = Eiz^ - 5(n)fdzi;
О
Мт?) =
h-т? Л-т?
I EUpz^dz^/ I ECzpdz^
о
О
Используя (3.65) и (3.66). получим w гтегралы юс
уравнение
174

TI
|a(E)[« * “ h^’
(3.67)
0
Дифференцируя дважды
Lj ♦ б(тр ~ I ~
8'(17) Ь
(3.67) и исполюуя
-1.
получим
da______?_
dr? j2
(г, * s(n) - Л>/5(чГ
(3.68)
ГДе штрихом обозначено штфференшфова^ по п-
Пусть травление происходит в слое т.
< П < h
Ишегрируя (3.68). будем иметь
Ч
о(-п) ~ a(h " ajn) * "2” I
(tf(OJ£(Ol^6
(£ ♦ 6(E) - h)/S' (О
(3.69)
находя
и
однократного дифференчироваиия
для определетитя остаточных
Дважды беря по частям шгтетрал в (3.69)
o(h - ат) после
получим расчетную формулу
напряжений:
а(ч> = “
[f(uM£(4>L
4 ♦ Б(п) ~

175
*7
Б W
h * 8(4) - Л]2
Е

h-a
т
5'(f) ЯД 2 и м i \
х--------------dif - — Дп)-Мт?)*
Н ♦«({)- Л] J [/ ь
64т?) _ 6' (1?)
[»? * 6(4) - Л]2 17 + б(п) - h
V
X a(t)d£
Я
о
(3.70)
Формула (3.70) получена в предположении узкого
стержня а - а* > о^. Для изотропной пластины вывод
остается тем лже, только члены правой части выражения
(3.70) необходимо разделить на I - д. Для случая N = I
однослойная пластина (3.70) примет следующий вид:
0(1?) = -
______£____П
п ♦ 6<п) - Л
“ f(n)^cWx
Е
8'(17)
(П * 8<п) - Л]2
I
h
g'(E)
U * 5(f) -h]
(3 71)
что совпадает с фо[шулой работы [28]
176
и.оа N = 2 при Л - а
Для случая /V i
< п < ft формула
(3.70)
будет
♦
а(п) = "
п ♦ 6(п) "ft Е

/(Шеф*
{и ♦ 5(ч) - ft]
5'(О
(£ * 6($) - Л]
т

S'(q)
S'(г?)
х
[т) ♦ 5(л) — Л]
X
Т] ♦ 6(т?) - Л
х o(£)dJ
(3.72)
Для удобства программирования расчетную
(3.70) можно прсдставнт11 в следующем виде:
формулу
o(n.k) =
lf(T?)/£(T?.Ar)]r
g(TJ.ft)
£*]
О

177

[f(0/£(LA)]j
Х S (LA) - tSAt.k)
~ I
X vtt'k *1W,
0
(3.73)
где
2 J: gfo A) = z(n. k} - tj:
J(rj. k = S iij. A) - z2(r), k)S An- k):
3 C L
г (4. A) = SAn. A)/S An. A);
C- X I
Hk—l
EAzn. - ч") ♦ 2 F .{zn - zn.)
k k 1 .11 x+r
/=1
rj - толщина удаленного слоя; I - длина удаляемого
участка; - прогиб образца; z. = h - общая толщина
покрытия и основы; z. - толщина основы и покрытия пос-
ле снятия слоев с номерами N - I, N - 2.
k ♦ I;
- модуль fe-ro слоя.
Последний интеграл в (3.73) представляет собой до-
полнительные усилия, наведенные в сечении с координа-
той в результате снятия слоев с номерами N - 1.
N - 2. .... k ♦ 1. Его можно записать в виде
ZA*l
| а(£. А ♦ i)dj =
о
ott, nd£ = Hz.).
(3.74)
178
PSP LT
1(0)-0
Ввод: число слоев N
для каждого слоя Е*, z*
Ввод для к-го слоя'.
#0- число подслоев
(J. 7J)
Расчет 6 (if, к)
C.-MO
Да

Распечатка таблиц
l.fabta,*)
z .. * = 1 лидо критерий
конца задания
Да
Рис. 53. Логическая
точных напряжений в
деталях
блок-схема алгоритма расчета оста
многослойных покрытиях иа плоских
Расчетные аюпюшепия (3.73) запрограммированы на
языке ФОРТРАН (рис. 53). где вводится число а™
образна. их толщины z и модули упругости каждого ело
179
Е. (блок /). Далее для каждого слоя
ВВОДИТСЯ ЧИСЛО
агимаемых подслоев NO и измеренные значения £ и /(£)
для каждого подслоя, соответственно (блок 2). Крите-
рием окончания расчета а(т?. k) являются условия либо
k = I (расчет проведен по всей толщине), либо специ-
ально подставленная метка о том. что последющис слои
не снимались. Поскольку интеграл (3.74) полностью
определяется ранее снятыми слоями, то при переходе к
новому слою он заранее вычисляется и заносится в память
ЭВМ (блок 5).
3.5. ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
В ИЗНОСОСТОЙКИХ И СРАБАТЫВАЕМЫХ
УПЛОТНИТЕЛЬНЫХ ПОКРЫТИЯХ
Экспериментальное определение ОН проводилось по ме-
тоду акад. И.Н. Давиденкова в процесс непрерывного
электрополирования на установках, схемы которых пред-
ставлены на рис. 54. 55. Здесь тензорезисторы RTI и
RT2 чувствительного элемента вместе с резисторами R! и
R2 образуют измерительный мост, питаемый от отдельного
Рис. 54 .
напряжений в
/ — ванна:
Сй ми установки для определения остаточных
покрытиях иа детелях круглой формы:
2 — электролит; 3
- измерительная
— текстолнтоаая
вод: 6
измерительной пластины); 7 — катод
— кольцо (исследуемый об-
пласттш; 5 — экранированный
голоька (держатель кольца и
п
180
РИС. 55. Схема установки для определения остаточных
напряжений в покрытиях на деталях плоской формы:
/ - ванна; 2 - электролит: 3 — катод: 4 — измерительная
пластина: 5 - образец; 6 - крышка: 7 - экранированный
вод;
8 — токопроводящие штанги:
головка
(держатель плоского образца
текстолитовая
нзмернтельиой
л
пластины)
источника тока. Резисторы R3 R4, R5 и R6 служат для
балансировки моста и настройки нуля прибора. Сигнал
рассогласования усиливается с помощью электронного
фотоусшиггеля и регистрируется самопишущим микроампер-
метром. Для градуирования установок применяли верти-
кальный длиномер с ценой деления 0,001 мм. Геометри-
ческие размеры образцов измеряли с помощью оптического
компаратора с точностью до 0.0001 мм.
Расчет остаточных напряжений выполняли по соотноше-
ниям в пп. 3.2 — 3.4. Исследование ОН проводили в
покрытиях Х20Н80 - 25 % BN. AI - 25 % BN. Х20Н80 -
18 % CaF Ni - 16 % BN. (Сг С ) 30 % Ni. полученных
О &
плазменным напылением в атмосфере, и покрытиях TIN и
ZrN. полученных плазменным напылением в вакууме [14.
19 - 21].
Образцами для исследования служили кольца размерами
0 158 х 0 |52 х 20 мм и пластины размерами 80 х 10 х
х 2.5 мм, на которые напылялось соответствующее покры-
тие. В качестве подслоя применяли порошковый мате-
риал НА67 или Х20Н80, а в качестве основы использовали
181
материалы ЭП718. ХН38ВТ. ХН77ТЮР. ВТ20. ХН70Ю н
1Х12Н2ВМФ.
Деформации образцов измеряли в процессе непрерывного
электрополирования. При травлении покрытий Х20Н80 -
25 % BN, Х20Н80 - 18 % CaF,. Ni - 16 % BN. Х20Н80,
НА67, ЭП718. ХН38ВТ. ХН77ТЮР. ХН70Ю и 1Х12Н2ВМФ
применяли электролит: 20 % HNO. 15 % H^SO^, 5 % НС1,
25 % Н РО . остальное - вода; при травлении покрытия
AI - 25 % BN - электролит: 30 % HNO . 15 % Н РО . 6 %
хромового ангидрида, остальное - вода; при травлении
покрытия (Сг С ) 30 % Ni - электролит: 40 % ^SO^.
35 % Н .РО . 15 % HF. остальное - вода: при травлении
покрытий TiN и ZrN - электролит: 2 % HF. 49 % HNO3>
остальное - вода.
Для обеспечения постоянной скорости электрополиро-
вания образцов их пропитывали специальным раствором и
применяли стабилизацию тока. Модули упругости напылен-
ных слоев измеряли по разработанной методике (см.
гл. 4).
При термоциклировании напыленные образцы нагревали
до температур 623. 723 и 823 К. помешали в печь, наг-
ретую до соответствующей температуры, выдерживали в те-
чение 1 ч. после чего охлаждали сжатым воздухом до
нормальной температуры. Число термоциклов 1. 5. 10.
Для изучения возможности применения механической
обработки покрытий с целью получения требуемых разме-
ров и изменения физико-механических свойств проводи-
лись растачивание, строгание и прокатка напыленных
слоев.
Расточку напыленных колец осуществляли резцом ВК-8
с передним углом резания у = 15° на режиме: скорость
вращения кольца 180 м/мин. глубина резания 0,5 мм. по-
дача 0.05 мм/об. толщина снятого слоя I мм. Для стро-
гания покрытий испод|/я)вали резец с передним углом у =
= -45 . Прокатку напыленных плоских образцов осущсст-
182
Распределение остаточных напряжений в
’ - 130 А. В
рис 56.
TiN - ХН70Ю. Режим напыления с УПС. /
системе
1,8 мТл: U
80 В.
40 мПа; Л
3 мм Свободное
крепление: Д “ эксперимент. О — расчет Жесткое крепле
нне: * — эксперимент: □ - расчет
вляли стальными валками диаметром 120 мм. относитель-
ная деформация покрытия составляла 9. 20. 30 %.
Для улучшения механического сцепления покрытия с
основой последние подвергали струйной обработке абра-
зивом.
Результаты исследования остаточных напряжений в пок-
рытиях. полученных плазменным напылением в вакууме,
представлены на рис. 56 - 61, а в покрытиях, полученных
плазменным напылением в атмосфере. - па рис. 62 - 68.
Анализ показывает, что величина ОН может изменяться в
широких пределах и принимать в зависимости от условий
закрепления детали, режимов напыления, материала осно-
вы как положительные» так и отрицательные значения.
Так. ОН в покрытиях плазменного напыления в вакууме
могут изменяться от *200 до -1200 МПа. а в покрытиях
плазменного напыления в атмосфере - от *60 до -200 МПа.
Анализ результатов исследований показал, что пред-
ложенный механизм (п. 3.1) и рассмотренный теоретичес-
кий метод расчета остаточных напряжений (п. 3.2) поз-
волили объяснить наблюдаемые явления и с хорошей точ-
ностью описать их количественно.
На рис. 56 представлено распределение ОН в покрытии
183

'0.73
* Л
. Pew far
fi-r ~
^copduHomit fJonrpt'HHure cevr/ftf^, hum
o)
* i; P7
Рнс. 57. I определение напряжений и нокрьиии TiN при с
КЗ энергии плазменной струн (а) и толщины покрытия <б)‘-
а “ s 40 мПа; У - 3
Л 0 - q = 11.4 к Нт м*; б
крепление: 2 жеп кое крепление
его наришипянии ни основу XH70I0
свободное крепление; •/ п
режим напыления с 5'1 (С /
н jaoHc'HMociii и I II нмшччи лП Го.
жесткое крепление; /, 4 _ (/ 2б кП, , ? , *
= ИО «V /г - । v т , • ’ q I Л.» кВ г/м';
-о - J.8 мТл; Гс Ж)|1; ,Nj в 4() м)|и; ,
0,05
I C
<-0tl
i-A4
i-^
^."OJ
-f,o
KflOpOuMtJfJlO

Рис. 58. Распределение остаточных напряжении и слое TiN
толщины покрытия:
а - режим напыления с УИС, /
крепление; б
пение
(в) и ZrN (б), напиленном in основу XI ПОЮ и заниенмосгн ит
»
= 130 Л; И = 1.8 М1л; U
режим напыления с Ш1К . 170 Л ; t/e
= 80 В;
73 В; /з^
= 40 мПа: / свободное крепление
32 мПа; / свободное крепление; 2
; жесткое
жесткое креп

Рнс, 59. Расправление остаточных напряжений в системах TiN - ХН70Ю (а) и ZrN
магнитного поля:
- XI ПОЮ (б) в за и и си мости от индукции
о режим напыления с УПС. / = 130 Л; Uc » 80 В; pN = 40 мПа: /
напыления с ШПС./р» 170Л; Ц, = 70В; pNj = 32 мГ/а; /-5 = 0.
- В
0; 2 - В = 1,8 мТл; 3 - В - 3.6 мТл; б -
= 1.8 мТл; J - В = 3,6 мТл
режим
В«И1
0,0k
0,02
I о
г-0.2
- 1,0
12
(кноба
ftfae
Коорбиммпа /iontpewtoto cewf</f.w*
а/ 7

Рис. 60. Расправление остаточных напряжений и ик-геме TiN ХН70Ю ныишнмо ci и
от uoTCHUHWia смешения (а) и тика разряда (б). Режим напыления с У1К -В I.S м л. / n
а - Л = 130 Л: 1 - 1/-= 150 В; 2 - Uc " 80 В; 3 - ('«. « 20 В; б - Uc «0 В: I - Up = U
П v *
I/- 80 В; J - И- « 20 В; б - Uc ~ «0 В; У - (7
Q * V v
= 40 мПа:
А; 2-/р=130А: ?-/,,= 180 Л
II
CQ
Z W
н
f.o
Готцино на пь/немного слоя, мм
V = 16.7 об. %
Остаточные «а’
в срабатываемом
1 покрытии
25 % BN в зависимое-
. толщины напыленного
рнс - 63
пряжения
уплотнительном
AI ~
th ’
слоя
ння:
' « 400 А: О
д
,п TiN напыленном на основу из материала ХН70Ю при
‘Ободном и жестком се закреплениях. Распределение ОН
пои частично стесненнрм закреплении основы практически
совпадало с распределением, полученным в случае сво-
бодного ее закрепления. Аналогичный результат дал тео-
в связи с
жестком се закреплениях. Распределение ОН
частично стесненном закреплении основы практически
совпадало с распределением, полученным в случае сво-
рстический расчет. Это объясняется тем. что
небольшими толщинами покрытия основной вклад в ОН дают
эквивалентные усилия, а не моменты.
Наблюдаемое количественное несовпадение
эксперима гга.
теории и
особенно в области границы покрытия и
Рнс. 64. Распределение остаточных напряжений в срабаты -
ваемом уплотнительном
от тока дуги. Режим
слое AI —
напыления:
25 % BN в зависимости
“ 16.7 об. %:
1-1 » 500 А; 2 - / « 400 А; 3 - / - 300 А
л д д
189
Рис. 65. Максимальные остаточные напряжения в срабаты-
ваемых уплотнительных слоях в зависимости от тока дуги
(а). расхода (б) и состава (в) плазмообразующего газа:
а - G 1.4 г/с; V 3 16.7 об. %; б — I = 400 А;
Аг Н2 д
V - 16.7 об. %: в - I = 400 А; С. - 1.4 г/с:
Н2 д Аг
/ - Х20Н80 - 18 % CaF^: 2 - Ni - 16 % BN: 3 - Х20Н80 -
25 % BN; 4 - Al - 25 % BN
основы» при плазменном напылении в вакууме объясняется
следующими обстоятельствами. Во-первых, граница основы
в результате ионного травления приобретает механичес-
кие свойства, отличные от свойств остального материала.
Во-вторых, на этой границе образуется пссвдодиффузион-
ный слой в результате химического взаимодействия мате-
риала покрытия и поверхности основы. Это приводит к
тому, что величины механических и (физических постоянных
этого слоя принимают, по-видимому, промежуточное зна-
чение между величинами таких же постоянных для покры-
тия и основы. В теоретическом расчете такой факт в
настоящее время учесть невозможно, в результате чего
наблюдается расхождение теории и эксперимента в этой
области.
Полученные распределения ОН (см. рис. 56 - 68) мож-
190
Рис. 66. Распределение остаточных напряжений в срабатываемом уплотнительном слое Ai - 25 % BN после одного (а), пя-
ти (5) и десяти (в) термоциклов. Режим напыления: /д= 400 А; Сдг = 1,4 г/с; Иц = 16,7 об. %; температура испытания:
I - 623 К; 2 - 723 К; 3 - 823 К; 4 - исходный образец 3
191
w
о
-200
Рис. 67. Распределение
остаточных напряжений »
срабатыпаемом уплотни-
тельном слое Al — 25
BN после напыления (/)
после снятия (2)
' покрытия
Коороината поперечного сечения
Режим напыления:
резиом с
I - 400 А:
д
и
части
строгальным
передним углом
16,7 об. %
но объяснить на основе анализа влияния различных со-
ставляющих на их величину и знак. Действительно, оста-
точные напряжения определяются алгебраической суммой
нескольких слагаемых (3.39) - (3.48) и в зависимости от
используемых материалов. режимов напыления, толщины
покрытия и диапазона температур эта сумма может менять
не то/п>ко свое значение, но и знак.
Проанализируем влияние некоторых составляющих на
ОН. В случае свободно закрепленной пластины в процессе
иарашивания покрытия в нем возникают напряжения, опре-
деляемые соотношением (3.39) (см. рис. 57, 64). С целью
анализа напряжений, возникающих при наращивании, мак-
симально упростим расчетное соотношение (3.40). Для
Рис 68. Распределение остаточных напряжений в сробаты-
ы-^.м уплотнительном слое А1 — 25 % BN после прокатки
по<Ф&на*чи nonepevHvto се <еиия,кг<
образное.
ния / -
л
= 1.4
Режим нопыле-
100 А: С. -
Аг
= 16.7 об %. Изменение
то л шины образцов:
/ - f - 9 %; 2 - f -
= 16,6 %; 3 - f - 20 %:
4 - 4 - 30 %; 5 — исход-
ный обрами
192
„ого будем считать Е и а
постоянными по толщине се-
3 системы. но разными для покрытия и основы. Пре-
Лутая также возникающим моментом и градиентом тем-
J^arypij по толщине системы, определим напряжения в
покрытии
н
Z
х (z. п) , . E^/Eh '
(3.73. а)
Полученное соотношение показывает, что на внешней
поверхности покрытия в начальный момент времени (t = 0)
напряжения обращаются в ноль и при монотонном возра-
стапии температуры достигают своего максимального зна-
чения на поверхности раздела покрытие - основа. Причем
при этих условиях в случае а
> а они имеют положи-
т2
тельный знак (напряжения растяжения), а в случае <
их знак сприиателыгыи (напряжения сжатия). Из
(3.73. а) следует также, что в процессе напыления знак
напряжений не меняется, величина максимальных напряже-
ний возрастает с увеличением толщины покрытия, скоро-
сти его роста, диапазона изменения температур, интен-
сивности нагрева. разности коэффициентов термического
расширения и величины модулей нормальной упругости.
Увеличение толщины покрытия из TiN на основе ХН70Ю
от 8 до 28 мкм приводит к увеличению растягивающих
напряжений от 0.07 до 0.22 ГПа (рис. 57). Дальнейшее
увеличение толщины покрытия при напылении на данном
режиме приведет к его разрушению, так как полученные
значения напряжений достигают предела прочности напы-
ляемого слоя TiN. При этом максимум напряжений дости-
гается на границе раздела покрытие - основа, а следо-
вательно. разрушение должно начинаться с этой Гранины.
Отслоившееся покрытие или его часть в дальнейшем легко
разрушается плазменным потоком.
Т • Бдрвинск
193
В результате многочисленных экспериментальных ис-
следований установлено, что разрушение покрытия в этом
случае приводит к образованию порошкообразной и легко-
стираемой пленки материала на поверхности основы. При
напылении срабатываемого уплотнительного покр1>ггия А1 -
25 % BN (см. рис. 63) увеличение толщины покрытия от
1.1 до 3.2 мм также приводит к росту максимальной ве-
личины остаточных напряжений от 32 до 45 МПа. Дальней-
шее увеличение толщины напыляемого слоя до 4.3 мм при-
водит к снижению максимальной величины ОН от 45 до
35 МПа. что связано с частичной релаксацией их.
Отмстим следующее обстоите л кт во, вытекающее из
(3.73. о). Если покрытие наносить на основу при темпе-
ратуре. снижающейся со временем, то знак напряжений
будет положительный при ат2 и отрицательный при
а > а . Анализ соотношения (3.73. о), а также об-
т! т2
шего соотношения (3.40) показывает, что благоприятными
условиями с точки зрения ОН при наращивании покрытия
будут условия напыления, при которых градиент темпера-
туры по толщине покрытия минимален. После окончания
процесса напыления систему охлаждают до температуры
окружающей среды. С учетом тех же допущений, которые
были сделаны при выводе (3.73, а) для напряжений в
покрытии при охлаждении системы, можно получить выра-
жение
1 * Е Н/Е й
2 I
(Г. - Т )
К с
1 - р
(3.74. а)
Это выражение входит в с|юрмулу для ОН с обратным зна-
ком и. следовательно, напряжения,
нием. будут сжимающими при а >
наводимые охлажде-
и растягивающими
при а ч а .
г т2 т2
По мере охлаждения системы абсолютное значение этих
напряжений возрастает и. как показывают соотношения
(3.33), (3.73. а), и (3.74, а) максимальное значение
ОН достигается на внешней поверхности покрытия. В этом
194
' т2
- растягивающие.
т2
суммарные ОН будут сжимающие, а
2 по мере остывания
системы
и растут.
случае при a
при a
Таким образом. при а
^.точные напряжения имеют отрицательный знак
X достижении ОН предела прочности покрытие
я, J1 Так покрытия из TiN и ZrN. навылспные на
ю материала ХН70Ю. разрушались и их кусочки
Чешуйки) отлетали с большой скоростью.
гЛпучас a < а максимальное значение суммарных ОН
постигалось на поверхности покрытия. однако знак нап-
ряжений был положительным. При достижении ОН предела
прочности на покрытии следовало ожидать вознию говения
сежи трешин. что и наблюдалось при напылении TiN и ZrN
на материал ВК8.
Необходимо отметить, что в обшем случае анализ сле-
дует проводить на основе соотношений (3.39) - (3.41),
но ввиду достаточно сложного их аналитического пред
ставления сделать точные заключения о характере ОН
можно только после численного расчета на ЭВМ [18].
Практика напыления показала. что такой предварительный
расчет позволяет эффективно подбирать режим напыления,
предсказывать значения, знак ОН и характер возможного
разрушения покрытия. В случае жесткого закрепления
основы напряжения при наращивании будут определяться
соотношением (3.43). Знак напряжения определяется из-
менением температуры. В случае повышения температуры
напряжения в покрытии сжимающие, если же конечная тем-
пература в данном элементе объема покрытия меш ше тем-
пературы, при которой формировался этот элемент, то
напряжения в нем растягивающие.
При жестком закреплении остаточные напряжения опре-
деляются алгебраической суммой tjjcx слагаемых: напря-
жений. возникающих при наращивании покрытии: напряже-
ний. возникающих при остывании системы; напряжений,
возникающих под воздействием зак|х?пляюших приспособ-
лений. Причем, как показывает анализ (3.42), при любом
соотношении между коэс|х|)ициентами термического расшире-
ния покрытия и основы напряжения, возникающие при
7*
J95
наращивании, имеют отрицательным знак, а напряжения
возникающие из-за воздействия закрепляющих приспособ-
лений. - положительный. В то же в[>смя напряжения, свя-
занные с процессом остывания системы, имеют положи-
тельный знак при коэффициенте термического расширения
покрытия, большем коэффициента термического расширения
основы н отрицательный при обратном соотношении между
ними.
Напряжения при наращивании покрытия из TiN на жест-
ко закрепленной основе из материала ХН70Ю приведены на
рис. 57. С увеличением плотности потока энергии плаз-
менной струи и увеличением толщины покрытия абсолютное
значение напряжений возрастает. Так. увеличение плот-
2
пости энергии с 11.4 до 26 кВт/м приводит к росту
сжимающих напряжений при наращивании от 0,15 до
0.65 ГПа, что связано с большим диапазоном изменения
температуры при увеличении плотности потока энергии,
падающей на основу, и довольно большим пределом проч-
ности TiN на сжатие. При увеличении толщины покрытия
от 8 до 40 мкм сжимающие напряжения возрастают от 0.22
до 0,75 ГПа и'дальше практически не изменяются. Такое
поведение напряжений объясняется тем, что с ростом
толщины покрытия температура системы в начале процесса
быстро повышается, а затем достигает своего стационар-
ного значения.
Напряжения, возникающие в покрытии при снятии зак-
репляющего приспособления с учетом допущений, сделан-
ных при выводе (3.73, а), можно записать в виде
<в)__________________5_________________
i " (1 - и.) (ЕН - ЕМ
1
* Г / А
♦ Еа ЛЬ— drj.
I т2 di? 1
(3.75)
Таким образом, в случае монотонного увеличения темпе-
ратуры системы при напылении покрытия они имеют ноло-
жител1пый знак (растягивающие). Напряжения, возникяю-
охлаждении системы, можно анализи-
а). В случае жесткого зак-
• а . следует ожидать так же.
тис в покрытии при
ровзть на
репления <
как и в случае
остаточных напряжений.
всрждается экспериментально при напылении TiN на осно-
ву из материала ОТ4-1. Максимальное значение растяги-
вающих напряжений на поверхности составляет 0,075 ГПа
при свободном закреплении, а при жестком - 0 19 ГПа
Аналогично ОН распределяются в срабатываемых ‘уплотни-
телгных слоях, напыленных плазменным методом в атмос-
фере.
Таким образом, если a
т2
I те । южелатсльно.
, основании (3.74
основы при
свободного закреплю !ия. положительных
но большей величины, что подт-
то жесткое закрепле-
ние нежелательно. Отмстим, что жесткое крепление об-
разца часто реализуется при напылении на небольшой
участок массивной детали. В обшем случае сделать точ-
ные выводы о характере ОН при жестком закреплении мож-
но только после численного расчета на ЭВМ. Как и в
случае свободного крепления основы, при жестком креп-
лении предварительный расчет позволяет эффективно под-
бирать режим напыления, протезировать величину, знак
ОН и характер возможного разрушения покрытия.
Перейдем к анализу влияния различных технологичес-
ких параметров на остаточные напряжения в покрытиях,
полученных плазменным напылением в атмосфере и плаз-
менным напылением в вакууме. Исследования показали, что
ОН при плазменном напылении в вакууме TiN и ZrN (сво-
бодное закрепление), как и предсказывалось теорией, бы-
ли сжимающими и возрастали по абсолютному значению с
ростом толщины покрытия (см. рис. 58). При изменении
толщины покрытия от 8 до 27.5 мкм их максимальное зна-
чение изменялось от 0,7 до 0.9 ГПа. При больших толщи-
нах и напылении на данном режиме покрытие разрушалось
из-за больших растягивающих напряжений при наращива-
нии. В этом случае покрытие имело рыхлый вид и легко
стиралось. Такой вид разрушений рассмотрен ранее и в
данном случае был предсказан теоретическим расчетом.
В случае жесткого закрепления ОН При толщине 8 мкм
были сжимающие и достигали на границе раздела макси-
197
1.^Ы.^1._0,55_ ГПа- При далЫ|ейшем
1 на
- а на
отрицательный. При толщине покрытия
ственно Аналогичная картина наблюдается при напылении
малыюго значения
увеличении толщины покрытия остаточные напряжения
внешней поверхности имели положительный знак
границе раздела ~
40 мкм эти величины были равны 0.1 и 1.15 ГПа соответ-
I
ZrN на основу из материала ХН70Ю (см. рис.’ 58). Однако
в данном случае необходимо было использовать менее
теплонапряженный режим, чем при напылении TiN.
Действительно, большие значения критического тока
генерации и энергии ионов Zr. меньшая излучательная
способность у ZrN. чем у TiN, приводили к высоким тем-
пературам нагрева одинаковых по размеру деталей. Эти
обстоятельства. а также большее различие в коэффициен-
тах термического расширения основы и покрытия из ZrN
приводят к разрушению покрытия. Поэтому нанесение пок-
рытия ZrN на стандартные образцы проводилось в режи-
ме ШПС.
На рис. 59, 60 приведено распределение остаточных
напряжений по толщине покрытия TiN и ZrN в зависимости
ст индукции магнитного поля, потенциала смещения и
тока разряда. Увеличение индукции магнитного поля при-
водит к росту сжимающих ОН как в покрытии из TiN, так
и в напыленном слое ZrN. Причем при изменении индукции
магнитного поля от 0 до 3,6 мТл сжимающие ОН в TiN
изменялись от 0.7 до 1.18 ГПа. а в покрытии ZrN при
том же изменении магнитного поля - от 0.72 до I ГПа.
Дальнейшее увеличение магнитного поля свыше 4 мТл в
некоторых случаях приводило к разрушению покрытий; это.
очевидно, связано с тем, что значение ОН достигало
прочностных характеристик напыляемого материала.
Увеличение потенциала смещения ст 20 до 100 В или
изменение тока разряда от 100 до 180 А (см. рис. 60)
приводит к росту максимальной величины сжимающих ОН в
покрытии из TiN. соответствс!г»ю,от 0,7 до 1,08 ГПа и от
0.68 до 1.02 ГПа. Рост напряжений с увеличением потен-
циала смещения или тока разряда можно объяснить п<вы-
шением интенсивности нагрева за счет возрастания плот-
ности потока частиц (см. п. 2.9), а у го, как видно из
анализа (3,73, а) для систем, в покрытиях коърых фор-
198
мируются сжимающие ОН. приводит к росту их максималь-
ного значения.
|_]а ряс 61 представлено распределение остаточных
спряжений в покрытии ZrN. нанесенном на основу из
- . п ' материалов. Характер распределения ОН в си-
стеме покрытие - основа идентичен. Несколько разные
значения ОН очевидно объясняются различными физико-
механическими свойствами материалов основы.
Перейдем к анализу влияния различных т» хяологичес-
ких параметров на ОН в покрытиях, полученных плазмен-
ным напылением в атмосфере. Как показали исследования,
в поверхностном слое после струйной обработки абра-
зивом (см. рис. 62) образуются сжимающие ОН. макси-
мальное значение которых в зависимости от режимов
обработки и материала основы может достигать 550 МПа.
а глубина распространения - до 0.18 мм. Поверхностный
слой основы получает пластическую деформацию растяже-
ния. а нижележащие пластически недеформированные слои.
препятствуя этому растяжению, создают в нем сжимающие
ОН. На самой поверхности основы при напылении возможно
полное снятие сжимающих напряжении и формирование
растягивающих ОН.
Из режимов напыления наибольшее влияние на распре-
деление остаточных напряжений в покрытиях оказывает
ток дуги (см. рис. 65). Его изменение от 300 до 500 А
приводит к росту максимального значения ОН примерно в
2,1 раза для всех рассматриваемых слоев. При дальней-
шем увеличении тока дуги от 500 до 535 А для покрытий
Х20Н80 - 18 % CaF2 и Ni - 16 % BN наблюдается стабили-
зация роста максимального значения растягивающих ОН. а
для покрытия А1 - 25 % и Х20Н80 - 25 % BN оно уменьша-
ется в 1.1 - 1.2 раза.
Такой характер формирования ОН в покрытиях, как уже
отмечалось при анализе (3.73. а), можно объяснить тем.
что для гнетем, в покрытиях которых формируются растя-
гивающие ОН, увеличению тепло*сапряженности процесса
приводит к росту максимальных растягивающих ОН. С уве-
личением тока дуги растет теплосодержание плазменной
струи, повышается температура напыляемого слоя и осно-
199
вы (см. и. 2.9k а это приводит к росту термопласти-
ческих деф>рмгН1ий в покрытии и. следователи ю. к уве-
личению в нем рпелгиваюших гстлточных напряжений. При
очень болыпом теплосодержании плазменной струи (/ =
= 535 Л) ОН в покрыл ых достигают предела текучести
напыляемого слоя, что может привести к стабилизации
или снижению максимального значения ОН, Разный уровень
ОН в различных срабатываемых уплолштельных слоях (см.
рис. 65) объясняется особен!юегью свойств материалов
покрыли! и их формированием при напылении.
Аналогично можно объяснить влияние расхода и соста-
ва 11лэзмообриукчцсго газа на величину и характер рас-
пределения ОН (см. рис. 65). Изменение расхода аргона
от 0.8 до 2 мкг/с или содержания водорода от 35 до
8 об. % приводит к уменьшению максимального значения
растяп«ваккцих ОН примцтно в 1.5 - 1.7 раза. Это связа-
но с тем. что с увеличением расхода аргона или с умень-
шением содержания водорода в указанных пределах наблю-
дается снижение энтальпии плазменной струи. Меньшее
термическое воздействие такой двухфазной струи на ос-
нову и ф>р&труюшсося покрыли? (см. п. 2.9) приводят к
снижению в нем уровня растягивающих ОН.
Исследованиями установлено. что снизил» величину
вредных растяп <в.ающи\ ОН можно путем термопиклирования
или механической обработки покрыли!. Термоциклирэвание
образцов приводит к снижению уровня растягивающих ОН в
УС (см. рис. 66». При этом после одного (первого)
термоцикла уровень растягивающих ОН в покрыли! сни-
жается следующим образом: при нагреве до температуры
623 К примерно в 1.3 раза: до температуры 723 К в
1.6 раза; до техиюратуры 823 К в 2.1 раза. С увеличе-
нием числа терм ниш лов до пял! уровень растяп (ваюших
ОН в покрытии пре указанных выше техиюратури снижается
соответствен!ю примерно в 1.6 ; 2.3; 3.9 раза. Даль-
нейшее увеличение числа термоциклов при указанных тем-
пературах до деогги (см. pic. 66) не оказывает сушест-
венного вл}(яния на Харпстер рклрелелсшш и величи-
ну ОН.
Оиокение уровня ОН в уплолигтслглых слоях после
TCpMou>(KJutpoB.uuiH. очевидно, связано с Д|Цх|>уз!юниыми
2D0
тем-
тем интенсивнее будут прохо-
следоватслыю. будет
,„„дами <в~Ч^ » рекр.стэллизаш»). Ч™ шше
™ - з нагрева обрэзшк
ди<|»ФУ3,,0,""’'с "Р°иессы Н'
большее снижение растягивающих ОН.
67 представлены результаты исследования
механической
- 25 % BN резцом. Указанная об-
псратурл
лить
। ^блюдаться
Нл рис.
остаточных напряжений в образцах nocJie
обработки покрытии AI
озботк » приводит К снижению уровня растягивающих
примерно в 2 раза. Прокатка образцов и связанное с
изменение толщины L—
ПрНВОДЯТ к ' __
сжимающих ОН. максимальное значение которых достигает
15 МПа. я глубина залегания 1.3 мм (см. рис. 68). При
дальнейшем увеличении степени деформации напыленного
слоя прокаткой от 2.4 до 2 и от 2.32 до 1.86 мм (отно-
сительная де<|)ормпция покрытия с-ответственно равна 16.6
н 20 %) в покрытии наблюдается почти полное снятие
растягивающих ОН и рост максимального значения сжимаю-
щих ОН. При еще большей деформации напыленного слоя
прокаткой от 2.42 до 1.7 мм (относительная деформация
покрытия 30 °6) максимальное значение сжимающих ОН
он
ней
мм
1 напыленного слоя от 2.2 до 2
образованию в поверхностном слое покрытия
глубина залегания 1.3 мм (см. рис. 68). При
становится меньше.
Отжсние уровня растягивающих и формирование сжимаю-
щих ОН в напыленных слоях после механической обработки
и прокатки связано с упрочнением поверхностного слоя
за счет пластической деформации. степень которой зави-
сит в каждом конкретном случае от геометрии инструмен-
та. вида и режимов обработки. Снижение уровня сжимаю-
щих остаточных напряжений в напыленных слоях при де-
формировании его прокаткой от 2.42 до 1.7 мм (относи-
тельная деформация 30 °6) может быть объяснено частич-
ным разрушением покрытия я релаксацией остаточных
напряжений.
При напылении покрытий А1 * 25 % BN и подслоя НА67
на основу из стали ЭП718 и сплава ВТ20 максимальное
значение растягивающих ОН в покрытии в 1.3 раза, а в
материале основы в 3 раза ниже в первом случае, чем во
втором. что объясняется более швкнми теплопроводно-
стъю и коэф}тшктгтом термического расширения сплава
ВТ20 по сравнению с ЭП718.
201
Глава 4. МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
И РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
УПРУГИХ ХАРАКТЕРИСТИК ПОКРЫТИИ
Общеизвестно, что модуль упругости первого рода,
модуль упругости второго рода и коэффициент Пуассона
являются важными физико-механическими характеристиками
материалов. Они необходимы для оценки напряженного
состояния изделии, расчетов на прочность и жесткость
конструкций, а также определения механических напряже-
нии в них.
При эксплуатации пол действием нагрузок и Других
внешних воздействии модули упругости материалов могут
меняться, поэтому они непосредственно характеризуют
техническое состояние материалов.
В настоящее время существуют самые различные спосо-
бы определения упругих характеристик материалов [39.
57. 58. 78. 86. 125 и др.]. Однако определение упругих
характеристик плазменных покрытий обычными способами
[125] затруднительно, так как многие их этих материа-
лов разрушаются при очень незначительных деформациях.
Для измерения этих деформаций требуются высокочувстви-
тельные индикаторы или тензостаниии с большим коэффи-
циентом усиления, а усиление медленно изменяющегося
малого сигнала без его преобразования приводит к зна-
чительным погрешностям.
Многообещающим направлением в развитии изучения
физико-механических свойств таких материалов являются
акустические методы исследования [39, 57. 86]. Преиму-
щество этих методов заключается, во-первых, в том. что
они позволяют определять упругие характеристики без
разрушения образцов, во-вторых, упругие постоянные
определяют с помощью переменного сигнала, усиление
которого не представляет большого труда, что особенно
необходимо при определении упругих характеристик хруп-
ких и малопластичных материалов. Однако применение
акустических методов при исследовании упругих характе-
ристик многослойных материалов, получышых. например,
плазменным напылением, связано с трудностями отделения
202
энного слоя от поверхности основы, а также с пог-
"""Smh вносимыми этим отделением.
^" Ттодаей главе поедложена методика определения
упругости первого рода (модуля Юнга) и модуле
второго рода (модуля сдвига), а также коэффи-
, композиционных многослойных материалов
методом [23, 25. 128 - 130].
В настояшси
модуля '
упругости
илеита Пуассона
3BVE^te методики позволяют определял, упругие харак-
тсристики каждого последовательно напыляемого слоя без
егоотлслепия от предыдущих слоев или основы, а также
тгтегралъно всего образна в целом. Упругие характери-
стики покрытий можно определять на стандартном обору-
довании в заводских лабораториях и в лабораториях
научно-исследовательских орга» !изаций
вании различных материалов.
при диап юстиро-
4.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ МОДУЛЯ УПРУГОСТИ
ПЕРВОГО РОДА
Для нахождения дифференциального уравнения попереч-
ных колебаний пластины при неоднородном распределении
модуля упругости по ее толщине рассмотрим уравнения
теории упругости в декартовой системе координат [73]:
(4 I)
где о„ - компоненты тензора напряжений; U. - компо-
ненты вектора перемещений; х. - координаты, i = 1.
2. 3.
Компоненты тензора напряжений о., связаны с компо-
нентами тензора деформации законом Гука:
где Е = Е(х ) - модуль упругости первого рода; х^ -
координата по толщине пластины: 8.. - символ Кронекера.
203
равный единице при i = j и нулю при i * jt
циеит Пуассона.
v - КОЭ(})фи.
Компоногты тензора де^юрмаций связаны с компонен-
тами вектора напряжений соотношениями Коши:
(dU. ъи.
L. I—I- . _JL
2 Idx . 3 с .
k J ‘
(4.3)
При рассмотрении пластины можно нсполыювать гипо
тезы Кирхгофа. В этом случае
У3(хг х2. хз) = 4/з(хг х2. 0) = Ф(х(. х2):
U2(xf V XJ = и2(ХГ V о) -
- ^ЭФ/Эх1;
х2. хз) = ^(х . х2. 0) -
(4 4)
- х ЙФ/йх
*5 Л
ГДе за начало отсчета по оси х принята точка Пересе-
О
чения этой оси с нейтральной плоскостью. В случае нс-
растяжимости нейтральной плоскости
х2. 0) = и2(хг х2. 0) = 0.
Проинтегрируем (4.1) по сечению пластины хд в пре-
елах [-6. /| gj( Где щолщлца пластины:
Lj расстоя,,не от нейтральной плоскости до нижней
"оверлжх™ пластины (рис. 69). Учитывая, что обе
поверхности пластины свободны от напряжений, т.е.
О'х =S.h~6 ~ °- научим
204
eg Схема
рис • °'
имя стер*"я
сече
3"н_ т ЭЛ/|2_
э*, * Эх2
L
«Л,2
ах, ' ах2
Эх, * Эх2
где
h-S

N. = a.zf.r
О Ч
h-Ъ
h-8
pdx : S
xjxlx
Умножая уравнение (4.1) на х и интегрируя по
в тех же пределах, получаем
w„
а‘,
Э3ф
д/2Эх(
205
ЭМ
22
.3,
Э Ф
Э/2Эх2
(4.6)
(4.7)

Так как в результате проводимых преобразовании мы
разрабатываем методику для обработки экспериментальных
данных, то мы вправе выбрать геометрические параметры
исследуемых образцов такими, чтобы максимально упро-
стить (в пределах нужной точности измерении) экспери-
мент и его обработку- Как видно из (4.5) и (4.6). в
случае, когда мы имеем стержень с размерами h вдоль оси
хи Ь вдоль оси х . намного меньших размера I вдоль
оси Х|. причем fi < b < /. расчетные соотношения суще-
ственно упрощаются. Действительно, в этом случае можно
считать, что все величины в (4.6) не зависят от х и.
кроме того,
из принципа Сен-Венана следует, что
= 0.
Таким образом, первое уравнение системы (4.6) и
третье уравнение системы (4.5) имеют вид
(4.8)
31
р Ы?Ъх
206
где
Выразив из второго
уравнения (4.8)
ервое, получим
аЧ_ -^- = 0.
Эх2 р3/2 рЛх2
Полагая в (4.2) о22 = 0. = 0. с
будем иметь
Используя опре деление М
и подставив
(4.9)
учетом (4.4)
из (4.7). находим
(4.10)
(4.11)
(4.12)
Подставляя (4.11) в (4.9). получаем дифференциаль-
ное уравнение четвертого порядка для нахождения пере-
мещении 4* = Ф(х . /):
(4.13)
Таким образом/ уравнение (4.13) дает закон колеба-
ния длинного стержня при неоднородном распределении
модуля упругости по его сечению.
Ouei dim порядок членов входящих в уравнение (4.13).
Для стержня с геометрическими размерами I = 100 мм.
Л = 2 + 4 мм. Оценку будем проводить при условии, что в
стержне возникает гармоническая волна ф =
- со/)}, где k - волновой вектор: со -
стержня.
- *осхр{/(^ _
частота колоба! 1ия
Известно [86J.
стоячая волна с
условиям k = 4r/Z
что в однородных стержнях возникает
первой гармоникой, удовлетворяющей
и J = (^)Лх/). где Д( - корень
характеристического уравнения. Таким образом, первый
второй и третий члены соотношения (4. 13) имеют порядок-
Поэтому
им образом, в рамках выбранной модели дли геомст-
ричicckhx размеров образцов (Л < /) третий член уравне-
ния W.I3) имеет второй порядок малости ио сравнению с
первыми двумя, эквивалентными между собой. Следоватсль-
•ю. при измерении параметров первой гармоники колсба-
^ угьим членом в (4.13) можно пренебречь по срав-
Х ?25° П0ВУМ1^,СРВ,4МН- “ УР“‘С <4 ,3) "Р“ст
70 Схема подвески
для определения
упругое™ перво-
рнс-
стержня
модуля
го роДа:
q один
жестко
коней стержня
закреплен. вт0 "
свободно подвешен
Л - концы
ка нити
стержня свободно подве
шены не нитях
э2ф 234Ф
2 * ° 4
ЪГ эх(
(4.14)
где а =
Как следует из (4.14), вид
уравнения колебаний для
неоднородного распределения модуля упругости по сече-
нию стержня формально совладает с уравнением колебаний
для случая постоянного модуля упругости по сечению
2
[39, 86]. Отличие заключается в коэффициенте а , играю-
щем роль приведенного параметра.
Следует отметить, что третий член уравнения (4.13).
описывающий повороты поперечного сечения стержня, мо-
жет играть существенную роль при измерении более высо-
ких гармоник колебаний, чем первая гармоника.
Для решения уравнения (4.14) его надо дополнить
граничными условиями, вытекающими из условий закреп-
ления стержня при проведении измерений. Рассмотрим два
случая закрепления стержня: I) один конец жестко зак-
реплен. а второй свободен. 2) оба конца свободны, а
стержень подвешен на упругих нитях в узловых точках
колебаний (рис. 70).
Для удобства проведения дальнейших расчетов обозна-
чим х = и z = х$. Для свободных концов стержня
209
граничные условия состоят из нулевых напряжений
левого значения перерезывающей силы [73]. что
ленпю требованию [34]:
и ну-
эквива-
(4. 15)
В случае жестко закрепленного конца пластины гра-
ничные условия состоят из нулевых перемещений и ра-
венства нулю тангенса угла наклона стержня в этой
точке:
(4.16)
Математическая модель колебаний стержня, когда один
его конец закреплен, а второй - свободен, имеет вид
ЭФ
Ф = 0; = 0: х = 0:
Эх
(4.17)
э2* п э3* .
—— = 0; —— = 0: х = I
ьх ах
Во втором случае математическую модель можно запи-
сать в виде
= 0;
= О; х = 0,/.
(4.18)
Решая задачи (4.17) и (4.18) методом разделения
переменных. получаем следующие характеристические
уравнения (И61:
210
для «. »7) cospchM * 1 = °- глс д = а ,: (419)
„ля (4.18) создсЬд - I = 0. где д = /д ' |
6еско11СЧ1 !ый ряд
= 1.875: для (4.18) д)
корней опре „е11ИЙ имеют зпаче-
J 7>" " 1.875; Ш» <4-18> м, = 4.735.
ния: для (Л.н/ М| i
Из (4.19) получаем частоту п-й гармоники собствен-
ных колебаний стержня
(4.20)
Отношение частот первых гармоник колебании незак-
репленного стрежня (4.18) и закрепленного (4.17) со-
ставляет 6.36. т.е. частота колебаний свободного стерж-
ня примерно в 6 раз болине. чем частота колебании
стержня, имюшего один закрепленный конец.
Для определения модуля Юнга в произвольной точке
сечения стержня рассмотрим стержень, у которого модуль
Юнга Е изменяется по сечению. Разобьем 4енж стерж1!Я
на произвольное число N узких полос (рис. 71). Число
определяется точностью, с которой значение Е можно
считать постоянным на отрезке h/N.
Сущность методики заключается в следующем: после-
довательно наносим (или удаляем) тонкие слои на пла
сгину и каждый раз измеряем собста и
баиий системы; зная собственные частоты, массу и гео
метрические параметры, на основании полученных соотно
шений определяем распределение модуля упругости по се
ч«1ию пластины.
Найдем расчетное соотношение для определения модуля
упругости. Используя обозначения (рис. 71). запишем
хр = хы из (4.5) и JE = JN из (4.12) в виде
211
Рис. 71. Схема для определения модуля упругости
рода
первого
N
*N =
где г..
N
нижней
N N
N
Л
2 N
z E(z)dz = £ Е
п
N N
N
п= 1
N
G5-21)
N
p(z)dz = S р (г
. п я
п ~ I
n-l
- расстояние от
плоскости пластины до нейтральной оси (рис. 71).
Величина определяется из условия
h - толщина пластины:
zn'8n
zE(z)dz = 0.
(1 23)
N
Введем следующие оГюзпачепня:
212

N
N 2 2 4.
S {N) ' J" 2 EnZn Zn-l '
2 2 л= I
N 3 3
S,(M = 5" 2 £n(Zn ' Zn-« ’
3 3 n=l
где S. (0) = 0: A = 1. 2. 3-
С учетом (4.24) и (4.14) представим
в виде
(4.24)
(4.21) и (4.22)
JN = °XN ' Xf^N "
= S (N) - shWSAN)-.
3 z •
J = 0; 8W = Sq(N)/S (N).
0 /V 2 >
(4.25)
(4.26)
Используя
SAN) = SAN - 1) ♦
и подставляя в (4.25). получим
~ Vi1 • siw 1)1 * ь £«'z«
- V.’ * S2W - '’]2
zN-i
SAN -
-l’WN-’N-,,,S1W-”1 = 0-
(4.27)
Выделят! в (4.27) E^. иаидем
ew-2BA'cn = 0
(4 28)
213
где
{317Л/ ~ S3(N ’ ” 4

¥лч
W-l
(4.29)
CW ” (г., - ?д, , {JN JN-\'tS\W °*
N /v-l)
Решая квадратное уравнение (4.28) и беря положи-
тельный корень, получим
у “ *
£W = BN ’ * CN-
N-r
найти модуль Юнга Е^ слоя
Соотношеци* (4.31) позволяет по известным z^.
ХЛ/’ xN-t' Sk<N ~ 1> • "ЛГ W
на поверхности пластины. Как видно из (4.31), величина
Е^ будет отличаться от Е^:
en = 12jn/zN'
(4.32)
где Ек. - среднее значение модуля упругости стержня.
/V
Расчетные соотношения (4.31) и (4.32) записаны на
языке ФОРТРАН (рис. 72).
Собственную частоту основной формы изгибных колеба-
ний образца определяли по схеме рис. 73.
Для возбуждения стоячей волны изгибных колебании
образца и определения частоты этих колебаний разрабо-
тан электромеханический генератор, выполненный как
усилитель с положительной обратной связью. Обратная
связь осуществляется с помощью испытуемого образна 10.
фазовращателя 6 и приемника / механических колебании.
Функцию колебател! кого контура выполняет исследуемый
образец Фазовращатель позволяет плавно регулировать
214
tfHOV
Уста нобли баются
начальные значения Мо=Зк(0)~Р
и число слоев N
модуля упругости первого
ода многослойной пластины
выходное напряжение относительно входного в пределах
180 . что обеспечивает возможность выбора оптималыюго
режима самовозбуждения.
Рнс 73. Функциональная
схема для определения
модуля упругости перво -
го
де
215
Для регистрации колебаний исследуемого образца
жег быть использован электромагнитный датчик fl ,/
товлешгый на базе дифференциалы юго электромагнитно
микрофона. В качестве возбудителя колебаний на часто-
та* до 5000 Гц может быть использован малогабаритный
телефон, на частотах свыше 5000 Гц - пластина пьсзокс-
рамнки. Четырехполюсник 5 служит для согласования вы-
хода усилителя с выходом фазовращателя.
Таким образом, образец 10 подвешивают с помощью
двух нитей в узловых сечениях основной формы изгибных
колебаний (см. рис. 70). Верхний конец одной нити под-
соединяют к датчику-возбудителю 9 механических колеба-
ний. питаемому током переменной частоты от генерато-
ра 8 импульсов. Верхний конец другой нити связан с
датчиком-приемником механических колебаний /. Датчик-
приемник / и датчик-возбудитель 9 крепят на штативах с
помощью демпферов. Штативы устанавливают на подушке из
губчатой резины или поролона. Демпферы служат для изо-
ляции колебаний датчика-приемника от колебаний датчика-
возбудителя. т.е. для установления связи колебаний
возбудителя с колебаниями приемника только через испы-
туемый образец, а не через штативы и стол и нс пропус-
кают паразитные колебания от посторонних источников
через опоры.
Генератор импул!х:ов электрически связан с электрон-
ным частотомером 3. измеряющим частоту с точностью до
0.1 Гц. Приемник / соединен через усилитель 2 сипу*
соидалыюго напряжения с электронно-лучевым осциллог-
рафом 4. Напряжение определенной частоты с выхода ге-
нератора и уст1итсля 7 подастся на возбудитель 9 ме-
ханических колебаний, который щмюбразуст электричес-
кие колебания в механические колебания мембраны. Мемб-
рана через нить возбуждает колебания исследуемого об-
разца 10, которые воспринимаются приемником 2. п|юоб-
разуюшям механические колебания образна в электричес-
кие. Отпал датчика-i ||1исмиика усиливается и подастся
на вход электронно-лучевого осциллографа 4. Плавно из-
меняя частоту генератора сигналов, добиваются макси-
мальной амплитуды колебании на экране (хлшллографл. По
216
собственную частоту изгибных
•^^Ъ^'Гзатем по формулам Расчитывают
колебании псрвого рода £•
модуль упругости Р
4 2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ модуля упругосш
ВТОРОГО РОДА
„ мечетных соотношений при определении
ЗГрзс^агрим кручение N-июйного стержня
°СИ У (PHC‘J« уравнение крутильных колебаний N-
полосы и граничные условия можно записать
модуля
вокруг
Лифференниалт
СЛОЙИОЙ
виде
' (0.0 = - 0.
у у
(4.33)
(4.34)
Схема для опрсд«леи«я модуля упругости Р°
Рнс. 74.
N
ода
217
ZN ZN
&N = | E(z)zdz / | E(z)dz:
О о
CN - приведенная жесткость; <p - угол поворота попе-
речного сечения; I и b - соответственно длина и ширина
стержня; р - плотность материала.
Решая (4.33) согласно [И6]. I ia идем собстве! п <ую
частоту колебаний стержня
со
Л.
N ' а1рП-
тогда
CN - ‘А.
(4.35)
где п - номер гармоники.
Для нахождения связи
между приведенной жесткостью
и модулями сдвига G,
воспользуемся решением задачи
теории упругости при кручении многослойного стерж-
ня [90]
N
X х
1 = 1
Ti,k
)th
(4.36)
ГДе rLk~ Фурье-компонеь ггы касатель них напряжений
Г0.£ rN.k 0: • - 2- 3- 4...;
32b
&l.k = hi =
О1С
Неизвестные величины т определяют из следующей
системы уравнений:
Ti Л-15Ч-1 .k ~ {Ч5Ч-.Л-1.Л
4| •

(4.37)
где А.
8b
2
я
{she. (che. , ь - 1) * she.
L,R l~l.R X-i.
x(ch0. . ~ 1)}.
l .k
Для случая однослойной и двухслойной полосы формулы
(4.36) и (4.37) для расчета модуля сдвига примут сле-
дующий вид:
G = J(lui f/bTAV
I 1 1.Л 1
(4.38)
‘^У2 * thW2
C2sh/J2.^h/iI.Jfe + C^\.k^2.k
(4.39)
Модуль сдвига G из (4.39) ищем методом последова-
тельного приближения. За первое приближение удобно
взять G1 = G .
2 I
Анализ (4.39) показывает, что разница между первыми
двумя приближениями составляет не более 1 %. Это сви-
летед|^ствует о хорошей сходимости ряда. Определению
219
Рнс.
схема
ля УРРУОСТИ второго ролв
75 • функиноиольнав
ЛЛЯ опРеяслення Noay.
модуля сдвига предшествует изме|х>ние собственной часто-
ты крутильных колебаний.
Собственную частоту основной формы крутильных коле-
баний образца определяли по схеме на рис. 75.
В качестве возбудителя 5 колебаний на частотах
5000 Гц использовали малогабаритный теле^юн, на часто-
тах свыше 5000 Гц — пластину пьезокерамики. Для реги-
страции колебаний исследуемого образца применяли
электромагнитный датчик /, изготовленный на базе диф-
ференциального электромагнитного микрофона.
Образец 6 закрепляли в горизонтальном положении с
помощью двух нитей в узловых сечениях основной формы
крутильных колебаний (рис. 76).
Крутильные колебания образца возбуждали с помощью
звукового генератора 4 (см. рис. 75).
Сигнал определенной частоты с выхода генератора 4
подается на возбудитель 5 механических колебаний. кото-
рый преобразует электрические колебания в механические
колебания мембраны. Мембрана через нить возбуждает ко-
лебания исследуемого образца 6. которые воспринимаются
Рис. 76 Схеми подвески
ДЛЯ определения модуля
упругости второго роди
механические колебания
/ соединен через
осциллографом 3.
колебаний образца и гене-
по фигуре Лиссажу на экране ос-
* помочи ю
/ преобразующим
«Р"еМ""К"М электрические. Приемник
06933113 2 с электронно-лучевым
тх/хх «-
частотомера 7.
тем возбуждения е
4 3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ПУАССОНА
Коэффициент Пуассона измеряли звуковым методом пу-
Коэффиии ИСследусмом образце стоячей волны
;^Г7к^бзний [22. 128]. Если в стержне нрямоу-
«о поперечного сечения возбудить стоячую волну.
ТО в первую половину периода колебании слои материалов
выше нейтральной оси будут испытывать по длине стержня
деформацию растяжения, а слои материала ниже нейтраль-
ной оси - деформацию сжатая. Во вторую половину перио-
да колебаний картина изменится на обратную. Верхние
слои материала стержня будут испытывать деформацию
сжатия, а нижние — деформацию растяжения.
Периодические продольные деформации растяжения и
сжатия с частотой собственных колебании стержня визы
вают поперечные сокращения слоев материала, величина
которых зависит от коэффициента Пуассона материала.
Таким образом, если форма механических колебаний будет
соответствовать чистому изгибу, то с помощью тензоре
зисторов можно измерять коэ<|>фиш<снт Пуассона. На осно-
вании анализа изменения радиуса кривизны по длине
стержня установлено, что изгиб централ! нои части паи
более близок к чистому изгибу.
Для измерения деформации могут быть испол!»зованы
те» иорезисторы R . R . R
' поп nonQ ПР
I
и сопротивлением 200 Ом, которые наклеивают на стер
жени прямоугольного сечения (рис. 77).
На рис. 78 представлена схема для измерения коэс|)фн
циента Пуассона, состоящая из двух мостов Уинстона,
один из которых служит для измерения продол» нои дсфор-
и ft с базой 5 мм
Рис. 77. Схеме наклейки тек
-резисторое прн
коэффициента Пуассона
мэции. другой - для измерения
поперечной деформации. Нера-
бочие тензорезисторы R и р
I 2
для этих мостов наклеивают на
отдельной пластине. Коммутацию мостов осуществляют с
помощью реле Р и Р и кнопки В а питание - от бата-
I I
реи В качестве усилителя может быть использован
транзисторный усилитель звуковой частоты с переменным
коэффициентом усиления до 5000. Так как в мостах ис-
пользуют одинаковые тензорезисторы. то коэффициент Пу-
ассона можно определить по формуле
д = ДУ /Д£У .
поп пр
(4.40)
где Д1/
поп
- амплитуда напряжения на выходе моста для
измерения периодической поперечной деформации;
Рис 78. Функциональная схема для определения коэффн
инента Пуассона:
/ — исследуемый стержень; 2. 3 — нити; 4 7 — стойки:
5. 3 — демпферы; 6 — электродинамический телефон
mrrvna напряжения ня выходе моста для измерения
ам Оческой лродолиюй деформации.
"СРП°™ возбуждения звуковых колебаний в исследуемом
используй звуковой генератор. Напряжение зву-
частота с выхода генератора подается на электро-
Химичсский телефон 6. который
даст i
на него
колебания исследуемого стержня / с установленными
поп2 пр Е пр2
измерительного моста усиливается и подается
у электронно-лучевого осциллографа. Одновре-
вход х электронно-лучевого осциллографа через
тс» (зорезисторами R }
Сигнал c
на вход
Менно на
выключатель В поступает сип «ал от звукового генсрато-
рз. Генератор позволяет плавно изменять частоту выход*
кого напряжения. При совпадении собственной частоты
исследуемого стержня с частотой звукового генератора
на экране осциллографа появится эллипс (или круг), что
соответствует первой гармонике свободных изгибных
колебаний стержня. Переключением выключателя В изме-
ряют амплитуды напряжений на выходе мостов Уинстона.
Затем по формуле (4.40) определяют коэффициент Пуас-
сона.
4.4. УПРУГИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ИЗНОСОСТОЙКИХ И СРАБАТЫВАЕМЫХ
УПЛОТНИТЕЛЬНЫХ ПОКРЫТИЙ
Модули упругости и коэффициент Пуассона исследовали
на образцах размерами 200 х |5 х 5 мм.
Результаты исследования модуля упругости первого
рода, модуля упругости второго рода и коэффициента
Пуассона покрытий, полученных плазменным напылением в
атмосфере и вакууме, представлены на рис. 79-86 и в
табл. 3. Упругие характеристики покрытий в зависимости
от их материала, режимов напыления и последующей меха-
нической обработки или термоинклнровання могут изме-
няться в достаточно широких пределах. Так, модули
упругости Е и G покрытий, полученных плазменным напы-
лением в атмосфере. изменяются соответственно от 15 до
Таблица 3. Коэффициент Пуассона
Материал
420
460
440
410
420
420
1 16
1.4 18
1.3 22
1.3 17
1.4 16
1.5 18
Х20Н80 - 25 % BN
AI — 25 % BN
Ni - 16 % BN
Х20Н80 - 18 % CaF
НА67
(Ст С ) 30 % Ni
О £
Х20Н80
та
ZrN
(ЪС) 35 % Ni
430 1.4 16
420 1.5 18
150 и от 6 до 60 ГПа. а модули упругости Е и G покры-
тии, полученных плазменным напылением в вакууме. - от
150 до 273 и от 50 до 106 ГПа.
Из режимов напыления наибольшее влияние на модули
упругости Е и G при плазменном напылении в атмосфере
оказывает ток дуги, а при плазменном напылении в ваку-
уме — потенциал смешения. Изменение тока дуги от 300
до 480 А приводит к увеличению модулей Е и G всех рас-
сматриваемых покрытий примерно в 1.8 раза (см. рис. 79.
83). При дальнейшем увеличении тока дуги от 480 до
535 А наблюдается незначительное снижение модулей Е и
G в пределах 10 %. При плазменном напылении в вакууме
изменение потенциала смещения от 20 до 80 В приводит к
увеличению модулей Е и G примерно в 1,4 раза как для
TiN. так и для ZrN Дал1нейшее увеличение потенциала
смешения от 80 до 120 В не оказывает существенного
влияния на модули Е и G нитридов титана и циркония (см.
рис. 81. 84).
Изменение расхода аргона от 0.8 до 1.6 г/с или со-
держания водорода от 8 до 25 об. % при плазменном нииы-
224
исследуемых покрытии
напыления
U . В
В. мТл
N • йП8
130
170
70
80
40
32
0.20
0.23
0.21
0.27
0.24
0.27
0.26
0.28
0.28
0.27
лении в атмосфере приводит к увеличению модулей Е и G
всех рассматриваемых уплотнительных слоев примерно в
1.3 раза (см. рис. 79. 83). Несколько меньшее влияние
на модули Е и G нитридов титана и циркония при плаз-
менном напылении в вакууме оказывает ток разряда. Его
изменение от 100 до 175 А приводит к увеличению моду-
лей Е и G примерно в 1,2 раза. При дальнейшем увеличе-
нии тока разряда от 175 до 195 А наблюдается умень-
шение модулей Е и G примерно в 1.1 раза (см.
рис. 81. 84).
Значительное влияние на модули Е и G покрытии, по-
лученных плазменным напылением в атмосфере, оказывает
их последующая механическая обработка или термоцикл я-
рованис. При термоциклировании образцы из AI - 25 % BN.
Ni - 16 % BN. Х20Н80 - 25 % BN и Х2ОН8О - 18 % CaF2
нагревали до 823 К. а образны из (Сг С ) 30 % Ni - до
О X-
973 К. Затем их помещали в лечь, нагретую до соответ
ствующей температуры. выдерживали в течение 1 ч. после
чего охлаждали сжатым воздухом до нормальной темпера
туры. Число термоциклов - 1. 5. 15. Механическую обра
8 - Барвинок 225
°UJ '7 wApou
lynt E напыленных слоев в зависимости от тока дуги (о) и расхода аргона (б):
.4 г/с. 1'н = 16.7 об.%; б - /д = 400 Л; Гн = 16,7 об.%; 1 - (Сг,С,) 30 % Ni; 2- X201IS0 - 18%
5 % BN: 4 Ni - 16 % BN; 5 - Al - 25 % BN ’
F
Модуль ь
слоев в
содер-
в плаз -
Ре-
Рис 80 -
уплотнительных
зависимое™ от
-жпния водорода
нообразУ*0Ш'!М га1е’
*иМ напыления:
4оо A; GAr - 1-»
I - {СсЗС2} 30 % N,:
2 _ Х20Н80 - 18 %
Qrfy 3 ~ Х20Н80 -
25 % BN: 4 - Ni - 16 %
BN; 5 - Al - 25 % BN
</>разиах проводили строгаль*
- 45°.
Сотку покрытия на плоских
ним решом с уплопипелных еда..
М«».№ ^»iBra|, ,|^ 1K1X.„„„ уг„». пр-шп
»«»-" ।---- ” \ п t о _ । 4 раза, а термо-
увеличению модулей Е й 'Е и G в 1.6 -
86). Причем после одного термоиикла
галнпдм резном с
циклирование - к увеличению модулей
1.7 раза (см. рис.
1 4 раза, а термо-
а}
Рис. 81. Модуль Е покрытия TiN
цнала смешения (О).
Режим напыления с
а — / 130 А;
Р
п -40 мПа; 3
тока разряда
УПС. в
б — U
зависимости от потей •
(б) и давления азота.
1.8 мТл: „ о _
ял R / - Р • 25 мПв* ?
80 о. * гщ
О .55 мПа
чч
8'
ПО
ZrN
Модуль Е
в ЗПНКСНМОСТН
тенцнала смещения
имя азота. рСЖНм
* 170 А; В
< НО
? 170
1 150 ___________-
< io to бо so /оо //о с шпс /
Потенциал смещения. В
= 1.8 мТл:
' - 18 мПа; 2 - р = 32 мПа; 3 - п
*9 No PN
покрытия
от по-
н Давле-
напыления
40 мПа
значения модулей Е и G увеличиваются в 1.2 — 1 3 рача
после пяти термоциклов - в 1,6 - 1.7 раза. Дальнейш«
увеличение числа термоциклов до десяти или пятнадцати
не оказывает влияния на модули Е и G
Влияние режимов напыления, материала покрытия, пос-
350 500 550 500 550 0.6 /,2 /.6 2.0
Ток душ, А Раск од о pi оно. tjt
Рис. 83. Модуль G напыленных слоев в зависимости от то*
на дугн (О), расхода аргона (б) и расхода водорода
О - G - 1.4 г/с: V f • 16.7 об.%; б - / - 400 А:
Аг Н2 д
V • 16.7 об.%; в - / - 400 A; G -1.4 г/с; / ~
ПО д Аг

,СгЗС2) 30 % Ni; 2 - Х20Н80 - 18 % CaF ; 3 - Х20Н80 -
25 % BN; 4 - Ni - 16 % BN: 5 - Al - 25 % BN
Рис 84. Модуль G покрытия 1 iN
имела смешения (О). тока разряда
в зависимости от
(б) н давления
потен-
азота.
Режим напыления с УПС. В - 1.8 мТл:
а - / - 130 А, 6 - • 80 В: / - р -25 мПа;
п с N.
40 мПа
3 — р -55 мПа
N2
ледуюшсй механической обработки и термониклир вання их
на величину модулей Е и G можно объяснить следующим
образам.
Известно, что модуль упругости компактного материа-
ла в основном определяется силой связи между атомами.
При напылении за счет образования новых фаз и измене-
ния химического состава материала могут изменяться ж
только межатомные расстояния, но и силы межатомного
взаимодействия. Этим, очевидно, и можно объяснить раз
личные значения модулей упругости первого и второго
рода рассматриваемых покрытий, полученных iспазме!uu.lm
напылением в атмосфере и вакууме.
Рнс. 85. Модуль G покрытия ZrN в зависимости от потен
икала смешения н дав •
лення азота Режим
напыления с ШПС. I -
р
170 А: В - I .8 мТл:
I - р .18 мПа; 2 -
р «32 мПа; 3 —
N9
Л*
р - 40 мПа
N
й ‘•О 60 i0 W
Потенциал
а) В)
Рис. 86. Модуль Е (G) и G (б) напыленных слоев в хавн
симости от числа тсрмоинклов.
Режим напыления:
400 А: Сл
Аг
16,7
/ - AI - 25 % BN: 2 - Ni - 16 % BN; 3 - Х20Н80 - 25 %
BN; 4 - Х20Н80 - 18 % CaF : 5 - HA67: 6 - (Сг С )
2 3 2
30 % Ni
В пористом материале модуль упругости зависит также
от пористости, размера пор и характера их распределе-
ния. Модуль упругости - это практически способность
материала сопротивлялся упругим деформациям. Если в
материале крупные поры и в особенности если они имеют
форму; приближающуюся к форме третий, то такие поры
должны снижать сопротивление деформациям, а следова-
тельно. и модуль упругости. Поэтому наблюдаемое увели-
чение модулей Е и G с повышением тока дуги от 300 до
480 А, расхода аргона от 0.8 до 1.6 г/с и содержания
водорода от 8 до 25 об. % при плазменном напылении в
атмосцэере. очевидно, связано с уменьшением пористости
формирующихся покрытий (см. гл. 5). Многочисленными
исследованиями установлено, что все технологические
факторы, ведущие к повышению или снижению пористости,
приводят. как правило, к увеличению или уме» и шс пню.
соответственно, модулей Е и G.
При плазменном напылении в вакууме получаемые пок-
рытия по своим свойствам rij иближ лютея к компактным
материалам. Как показали исследования. зависимости
модулей упругости нерве го и второго |юда и мпк|х»твср-
•«юти покрытий TiN и ZrN от технологических режимов
вакуумного напыления носят идентичный характер. Как и
микротвсрдость соединений переменного состава TiN и
ZrN значение модуля упругости соответствующих покры-
х’
тми пропорционально количеству неметалла в этих соеди-
нениях. Возрастание энергии ионов за счет повышения
потенциала смешения приводит к увеличению количества
неметалла в нитриде, а следователию. и его модулей
упругости Е и G (см. рис. 81. 82. 84. 85). Такое уве-
личение модулей Е и G будет происходить до тех пор.
пока весь азот, подводимый к поверхности конденсации,
не вступит в реакцию образования нитрила, т.е. пока не
получится нитрил стехиометрического состава.
Немонотонный характер зависимости модулей Е и G от
тока разряда (см. рис. 81. 84) можно объяснить также
различным количественным соотношением между атомами
металла и азота. При / С 170 Л. - 40 мПа и Г <
1 2
< 180 А. рл. =55 мПа отношение количества атомов азота
и титана, попадающих в единицу времени на единицу по-
верхности конденсации, больше единицы. Этим и объясня-
ется увеличение модулей Е и G с ростом тока разряда в
указанных пределах. При / - 170 А. - 40 мПа и / =
2
= 180 А. р^ =55
1 2
мПа отношение числа атомов азота и
титана будет равно единице. В таком случае образуется
соединение TiN стехиометрического состава.
С ростом тока разряда / 170 А (р^ - 40 мПа) и I >
> ISO А (р^ = 55 мПа) число атомов титана будет пре-
вышить число атомов азота, что ведет к образованию
нитрида титана нсстехиометричсского состава. Этим и
объясняется уменьшение модулей Е и G с ростом тока
разряда в указанных пределах. Таким же образом можно
объясшт» изменение модулей Е и G нитрила циркония в
зависимости от тока разряда (см. рис. 84).
231
Увеличение модулей Е и G уплотнительных слоев гюсле
механической обработки и термоциклирования. по-видимо
му. связано с уменьшением пористости, изменением фа^.
вого состава и структуры напыленного слоя.
Глава 5. СТРУКТУРА,
ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ
И ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ
СВОЙСТВА ПОКРЫТИЙ
Как отмечалось, структура и физико-механические
свойства покрытий оказывают решающее влияние на экс-
плуатационные характеристики и работоспособность изде-
лий в иолом. Основные из них. такие, как температура,
остаточные напряжения, упругие характеристики напылен-
ных материалов, уже рассмотрены в предыдущих главах.
В настоящей главе будут рассмотрены структура, не-
которые специфические физико-механические и эксплуата-
ционные свойства покрытий, полученных плазменным напы-
лением в атмосфере и вакууме.
Результаты экспериментальных данных при определении
физико-механических и эксплуатационных характеристик
покрытий обрабатывали с помощью методов математической
статистики [126]. Погрешность измерений оценивали до-
верительным интервалом колебаний значений исследуемого
параметра и вероятностью того, что истинное значение
измеряемой величины попадает в данный доверительный
интервал. Результаты измерений анализировали методом
малой выборки на основании 8-12 опытов при доверитель-
ной вероятности 0.95 после исключения грубых ошибок -
с помощью критерия Стьюдспта и оценки однородности
дисперсий по критериям Кохрана и Биртлста.
5.1. СТРУКТУРА И СВОЙСТВА ИЗНОСОСТОЙКИХ
ПОКРЫТИЙ. ПОЛУЧЕННЫХ ПЛАЗМЕННЫМ
НАПЫЛЕНИЕМ В ВАКУУМЕ
5.1.1. СТРУКТУРА И ФАЗОВЫЙ СОСТАВ ПОКРЫТИЙ
J
Эксплуатационные и физики-механические свойства на-
пыленных покрытий определяются их структуры. химичсс-
232
КИМ и фазовым составом, которые в свою очередь зависят
ОТ режимов напыления, свойств напыляемых мзте(иал<в и
подготовки поверхности детали к напылению.
Микроструктуру и морфологию покрытий изучали на
образцах с помощью оптического микроскопа и электрон-
ного микроскопа при различных увеличениях. Сга-мки на
электронном микроскопе велись при напряжении 75 кВ как
на отражение, так и на просвет с помоццю специально
изготовленных реплик (88. 99].
фазовый анализ покрытий проводили по кольцевым элек-
тро! юграммам. полученным на просвет, и рентгенограммам.
Для определения состава нитридов титана и циркония на
образцы размерами 15 х 10 мм наносили покрытия при раз-
личных режимах. Рентгенографирование образцов проводили
в медном k -излучении. Расчет рентгенограмм нитридов
а
титана и циркония представлен в табл. 4-6.
Как показал анализ литературных источников, для
нитрида циркония нет опубликованных данных по меж-
плоскостным расстояниям. Поэтому для данного покрытия
теоретический расчет мсжплоскостных расстоянии прово-
дили по данным работы (99): пространстве иная группа
F 3 . излучение медное, длина волны 0.15392 нм
тт^ о
(1.5392А). период решетки 0.4575 нм (4.575А). закон
погасания - hkl
Таблица 4. Теоретический расчет межплоскостных
расстояний для нитрида циркония
№ линии HKL
I
2
3
4
5
6
7
8
II!
200
220
311
222
400
331
420
422
2.641
2.287
1.618
1.379
1.321
1.443
1.049
1.023
0.933
0.2913
0.3364
0.4757
0.5579
0.5826
0.6728
0.7332
0.7522
0.8240
16.9
19.66
28.4
33.2
35.6
42.3
47.2
48.8
55.5
Таблица 5. Расчет рентгенограмм
для нитрида циркония
№ линии Интенсивность
20
•линии
dHKL
Очень сильная
336
16.8
2.6595
Сильная
39.4
19.7
2.2803
Средняя
28.35
1.6161
Слабая
Очень слабая
Средняя
67.5
84.5
33.75
1.381
35.6
42.25
47
1.3205
1.1422
1.0510
97.2 48.6 1.0248
1 10.6
55.3
0.9349
О
Таблица 6. Расчет рентгенограмм
для нитрида титана
№ Интенсивность
HKL рас' dHKL таб
линии
линии
четное
личное
I Средняя
2 Сильной
3 Средняя
4 Сильная
5 Слабая
6
7 Средняя
8
9 Слабая
36.6 18.3
42.5 21.25
61.8 30.9
73.8 36.9
78 39
104.6 52.3
108.5 54.25
125.5 62.75
141.5 70.75
2.4481 2.4481
2.1206 2.1161
1.4968 1.4968
1.2802 1.2743
1.2241 1.2214
0.9751 0.97020
0.94655 0.94537
0.86425 0.86271
0.81396 0.81297
Таблица 7. Расчет электрограммы с пленки
с толщиной 30 нм
ко-
льца
Интенсив*
мость
ЛИНИЙ
HKL HKL .2
Сильная 23.5 2.44 5,955 I
27 . 2.123 4.507 1.32
Очень 38 1.508 2.274 2.62
3 ill
3.96 200
7.86 220
5
6
сильная
Средняя 45
47
Слабая 545
1.274 1.623
1.22 1.488
1.052 1.107
3.66
5.37
10.98 311
12 222
16.11 400
Расчет элсктронограмм заключался в определении
межплоскостных расстояний. Для этого измеряли радиусы
— I
дифракшюш 1ых колец г. а затем но формуле ~ Ст
находили мсжилоскостные
расстояния
dHKL
Дифракционную
постоянную с
электронного микроскопа определяли с по-
т
мощью эталонного вещества.
в качестве которого было
Рнс. 87. Электронограмма с пленки толщиной:
<1 — 30 нм: б — 80 нм
Учениями
идентифи-
выбрано серебро. Полученные таким образом межплос
стные расстояния сравнивали с табличными К°"
для каждой из предполагаемых фаз и тем самым
пировали электро!ю грамму.
На рис. 87 представлены электронограммы TiN различ-
ной толщины при напылении на одном режиме с У ПС'
= 130 А: В = L8 мТл; U = 80 В; р = 40 мПа. Расчет
злектронограмм представлен в табл. 7. 8.
Исследования показали (см. табл. 4-8), что для вер*
ЭТИХ
приведенных режимов напыления покрытие состоит из
одной фазы. При напылении Ti это фаза TiN. а при напы-
лении Zr - ZrN.
Таблица 8. Расчет электронограммы
с пленки толщиной 80 нм
№ Интенсив- Г. мм d,,„,d,,„, —
HKL HK.L .2
ко- ность dh
лым лнний
I Сильная 23.5 2.44 5.955
2 ' 27.2 2,108 4.444
3 Очень 38 1.508 2.274
сильная
4 Средняя 45 1.274 1.623
5 ~ 47.5 L218 1.483
6 Слабая 54.5 1.052 1,107
I
1.34
2.62
3.66
4.0!
5.37
3 111
4.02 200
7.86 220
10.98
12.03
16. И
311
222
400
(рис.
87) также показывает.
Анализ злектронограмм
что пленки имеют кристаллическую структуру и с ростом
толщины в них появляется текстура. Появление текстуры
обнаруживаете я по неоднородному распределению интен-
сивности вдоль колец злектронограмм, снятых с пленки
толщи’ п 80 нм (рис. 87. б). Формирование текстуры
связало с тем. что в процессе роста покрытия структура
се стремится перестроиться так. чтобы ориентирование
зерен обеспечивало минимум энергии Гиббса. При увели-
что в процессе роста покрытия структура
-> чтобы ориентирование
чаши толщины покрытия увеличивается также размер зер-
Рис. 88. Структуре
пленки при напылении
вв PI8: * I000 а ~
толшиио 6 мкм; б
голшина 12 мкм
ла в нем (рис. 83).
Так. увеличение толщи-
ны пленки с 6 до
12 мкм приводит к уве-
личению размера зерна
в 2-2.5 раза. Причем
увеличение размеров
зерен происходит рав-
номерно во всем объеме
пленки.
Исследование микро-
структуры пленок TiN и
ZrN позволяет сделать
заключение, что крис-
таллизация их проходит
по механизму пар - кристалл, при этом температура осно-
вы составляет 785 К.
Многочисленными исследованиями установлено, что
Рнс. 89 Влияние состояния
пылеиноЙ пленки; х 1000
поверхности на структуру на
Рнс. 90. Кратеры на поверхности
х 3200
пленки:
Рнс.
структуры
пленки. ,
плохой подготовкой
200
хиости;
“оролное^
связанная
J п€>Вср.
поверхность покрытия в iipo.
нсссе роста копирует новср-
хность основы и растет по
нормали к ней (рис. 89)
Риски, присутствующие ца
поверхности основы, хорошо
проявляются в микрострукту-
ре напыленного слоя.
Неоднородность в структуре напыленного слоя может
возникнуть в результате нарушения технологии напыления.
Так. при очистке поверхности основы в результате не-
соблюдения режима ионной бомбардировки на ее поверх-
ности могут возникнуть ямки травления, которые сохра-
няются в напыленном слое (рис. 90). Если в результате
химической очистки или ионной бомбардировки поверхно-
стный слой основы не до конца очищен от оксидной плен-
ки. то на ее поверхности будут находиться участки с
Рнс. 92
связанная С
Неоднородность структуры пленкн.
попаданием капельной фазы
Рис. 93. Покрытие.
полученное на оптимальном режиме на -
пылення: х ] 500
Однородная структу-
полученная на оп-
режнме напыления.
: х 18 000
рис.
рП пленки.
тнмольном
толшнна 60 нм.
разным фазовым составом и
разной структурой. Такое
состояние поверхностного
слоя приводит к неоднородно-
му протеканию кристаллизации
при формировании напыленного
слоя, а следовательно, и к
неоднородному по размеру
зериу (рис 91). Когда при напылении на основу попадает
капельная фаза, то в месте ее попадания покрытие форми-
по механизму
- кристалл .что привод ггг к резкой неоднородное-
руется не по механизму пар - кристалл, а
жидкость
ти в структуре (рис. 92).
На рис. 93 и 94 показано покрытие.
нанесенное на
основу из материала ХН70Ю на оптимальных режимах ион-
ного травления и напыления. Покрытия имеют равномерную
толщину, мелкозернистую структуру, не имеют пор. тре-
щин и других механических повреждений. При правильном
подборе технологических режимов подготовки поверхности
к напылению и самого напыления можно получить покрытие
высокого качества.
5.1.2. МИКРОТВЕРДОСТЬ ПОКРЫТИЯ
В настоящее время считается установленным, что из-
нос материала в сильной мере зависит от его микротъер-
дости. Однако условия использования износостойких по
рытий часто требуют сочетания нлюсостойкосто с рядом
других эксплуатационных параметров, таких.
ПРОЧНОСТЬ,
на сжатие и изгиб и т.д.
пытания на i
, как жзро-
КОРРОЗИОННАЯ стойкость, высокая прочность
Необходимо отмстить. что нс-
мнкротвердость позволяют судить но <* чис
ловому значению об изменении фазового состава.
Микротвердость измеряли на образцах с
100 ПО ПО 160 180 ZOO
То* pajpfdo.A
Рис. 95.
6J
Микротвердость
TiN в зависимости от
потенциала
смещения (G). индукции магнитного поля (б), тока раз-
ряда (в) и давления азота. Режим напыления с УПС:
а - / - 130 А: В • 1.8 нТл: б - I - 130 А: У
Р р с
в - В - 1.8 мТл; U « 80 В: / — Л, - 25 мПа: 2
С N2
40 мПа; 3 — р -55 мПа
N.
- 80 В:
микротвердомера. Нагрузку выбирали таким образом,
чтобы минимальная толщина покрытия была примерно в
2-3 раза больше длины диагонали отпечатка. Большинство
приведенных результатов выполнены при нагрузке 0.98 Н.
Исследованиями установлено, что изменение технологи-
ческих параметров режима напыления приводит к измене-
нию микротвердости покрытий из TiN и ZrN в широких
пределах (рис. 95, 96).
Изменение микротвердости покрытий из TiN и ZrN но-
сит примерно идентичный характер и хорошо согласуется
с теоретическими представлениями, изложенными в гл. 1.
При увеличении потенциала смещения на основе и посто-
янном значении остальных параметров микротвсрдость
нитридов возрастала линейно и после достижения макси-
мального значения оставалась примерно постоянной. При-
чем для режима, приведенного на рис. 95, при давлении
40 мПа микротверлость TiN имела максимальное значение
порядка 24,5 ГПа. Для ZrN (рис. 96) при давлении
240
Гоя patptda ,л
Рнс. 96
Микротвердостъ ZrN
в зависимости от потенций -
ла смешения (О) индукции магнитного поля (6). тока
разряда (в) н давления азота Режим напыления с ШПС:
п - / - 170 А. В - 1.6 мТл. б - / - 170 A U - 80 В.
р Р с
в - в - 1.8 мТл: U - 80 В; / - D , - 18 «Па: 2 - D -
с N2 N2
32 мПа; 3 — р
N
40 мПа
32 мПа максимальное значение микротвердости составляло
21 ГПа. Причем в обоих случаях уменьшение давления
приводило к значительному снижению микротвердости, в
то время как повышение давления незначительно снижало
микротвердостъ. Такой характер зависимости микротвер-
дости объясняется следующими обстоятельствами.
Известно, что микротвердостъ соединений переменного
состава определяется количеством неметалла в нем и
повышается с его увеличением. Кроме того (см. гл. 1).
количество азота» вступившего в реакцию, линейно воз-
растает с увеличением числа ионов металла. Таким обра-
зом. повышение энергии ионов за счет увеличения потен-
циала смещения приводит к увеличению количества неме-
талла в нитриде, а следовательно, к повышению его
микротвердости. которое будет происходить до тех пор.
пока весь азот, подводимый к поверхности конденсации,
не встушгг в реакцию образования нитрида.
Потенциал смещения, необходимый при данном режиме
(см. рис. 95) и давлении 40 мПа для образовав TiN
241
стехиометрического состава, равен 75 В Чт
хорошо сошпсуето с т«>р™чкк„„ аочщ£°
ТЯННЫМ ПЛ П 5U и rvmin,., Ол гч «
стехиометрического состава на режиме
давлении 32 мПа потенциалы
тайным по (1.5) и равным 80 В. Для oSZ
рис.
вычисленный теоретически и полученный эксте^З
Р^ССЧЯ-
иия ZrN
приведапюм щ
смещения,
аль-
но, были равны, соответственно. 69 н 65 В.
При давлении 18 мПа для TiN (см. рнс. 95)
мальное значение микротвердости достигало 21.5 Пъ
Это объясняется тем. что при данном давлении образу-
ется TiN нестехиометрического состава, микротвердостъ
которого ниже~ микротвердости нитрила стехнометричсс-
। давления до 55 мПа проис-
V *
кого состава. При повышении
ходило незначительное снижение микротвердости, связан-
ное. по-видимому, с тем. что повышение давления выше
40 мПа не приводит к дальнейшему насыщению покрытия
азотом.
Аналогичными обстоятельствами объясняется измене-
ние микротвердости ZrN в зависимости от давления азота.
На рис. 95 приведено изменение микротвсрдости TiN в
зависимости от индукции магнитного поля и тока разряда
при давлениях 25, 40 и 55 мПа. Эта зависимость носит
немонотонный характер. При индукции магнитного поля
ниже 2.7 мТл и давлении азота 40 мПа микротвердость
покрытия возрастала и достигала максимального значе-
ния. равного 26 ГПа. При дальнейшем увеличении индук-
ции магнитного поля микротвердостъ снижается. Рост
микротвердосги покрытия при В < 2,7 мТл. очевидно,
связан с тем. что отношение числа атомов азота к числу
атомов металла, попадающих в единицу времени на еди-
ницу поверхности конденсации, больше единицы. При опре-
деленной индукции магнитного поля это отношение ста-
новится равным единице и далее убывает, т.е. при В >
2.7 мТл начинает образовываться TiN нестехиометри-
ческого состава. поэтому величина микротвсрдости
Такими же причинами объясняется и изменение микро-
твердости при увеличении тока разряда. Однако здесь
надо иметь в виду, что рост потока металла нре исходит
за счет интенсификации генерационных процессе в в ка-

пятне при увеличении тока разряда. С повышением
»
линейному закату. Это связано с
= 100 А число атомов металла пре-
тодном nwiiv мн" ’....... „ ‘ _
разряда при давлении 2э мПа (рис. 95) микротвер-
достъ снижается по ”
тем. что уже при /₽
вышлет число атомов азота, вступающих в реакцию обра-
зования нитрида, т.е. i _
при данном давлении и / > 100 А
образуется нитрид нестехиометрического состава.
Аналогично объясняется зависимость микротвердости
покрытия из ZrN от индукции магнитного поля и тока
разряда при давлениях 18, 32. 40 мПа (см. рис. 96).
Следует отметить. что во всем диапазоне изменения тока
разряда (160 А - 190 А) и давлениях 32 и 40 мПа обра-
зуется ZrN стехиометрического состава.
5.13. ТРИБОТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ПОКРЫТИЙ
Исследование триботехнических характеристик покры-
тий проводили в диапазоне нагрузок 0.2 - 2 кН при ско-
ростях скольжения 0.1 — 10 м/с со смазкой и без смаз-
ки. Износ покрытий определяли профилографированием
дорожек трения. а юггенсивностъ износа рассчитывали по
зависимости
и
= ДЛ/L .
тр
где ДЛ - глубина линейного износа, м:
ТР
- путь
НИЯ. м.
О величине износостойкости судили также по отноше-
нию скоростей истирания материала основы и покрытия.
Результаты исследования из1юсостойкости TiN и ZrN в
зависимости от потенциала смещения. индукции магнит-
ного поля и ixjKa разряда приведены на рис. 97. 98. где
по оси ординат отложено отношение скорости износа нит-
рида к скорости износа материала ХН70Ю.
Изнгхюстойкость нитридов в зависимости от техноло-
гических параметров ускорителя носит немонотонный ха
рактер и коррелирует с величиной микротвердости. полу
ченной в зависимости от тех же параметров (см. рис. 95.
243
97 Иэиосостой-
покрытия TiN .
в
от потен -
смещения (/)
индукции иаг-
н то-
Рнс.
КОСТЬ
зависимости
киала
величины
мятного поля (2}
к а разряда
напыления
160 200
40 мПа:
« 130
(3).
УПС.
70 nJJ W 120 140
Потенциал смещения В
।-----1------1_____>- ’ ।_____।
0 0,9 1,8 2,7 16 4,5
Индукция магнитного поля. ИГл
J-----1______1_____L—
100 170 140 160
Ток разряде, А
в
/ - 130 А: В = 1.8 мТл: 2-1
A; U
с
80 В :
N
1.8 мТл: U « 80 В
Такая корреляция свидетельствует о преимущсствен-
влиянии микротвердости на износостойкость. Однако,
видно на рис. 97, 98, максимум износостойкости в
В больше, чем значения потенциала
тем, что при максимальной
а для титановых
НОМ
как
зависимости от потенциала смешения достигается при его
значениях на
смещения в максимуме микротвердости. В то же время
максимум износостойкости в зависимости от индукции
магнитного поля достигается при индукции, меньшей на
0,9 мТл, а максимум износостойкости в зависимости от
тока разряда - при токе разряда примерно на 40 Л мень-
ше. чем в максимуме микротвсрдости. Отмоченное разли-
чие, очевидно, связано
микротвердости покрытие получается более хрупкое, чем
покрытие с максимумом износостойкости.
Исследования покрытий из нитрида титана показали
также, что для сталей шероховатость поверхности основы
должка был» не более Rz 1.25 мкм.
сплавов не более Rz 2,5 мкм. При большей шероховатости
основы поверхности износ носит катдст|хх|)ический харак-
тер. На изнашиваемой поверхности уже на этане прира-
ботки появляются сколы и дорожки от частиц износа.
Причем, дополнительное полирование поверхности нитрида
титана не дает зс|х]х?кта. При меньших значениях ше|юхо-
ватости основы интенсивность износа уменьшается незна-
чительно.
244
Рнс 98. Износостой-
кость покрытия ZrN В
зависимости от потен
..иллл смешения < / ) .
величины индукции
митного поля (2 ’
на разряда (3)
маг -
и то -
Режим
напыления с ШПС.
С Потенциал смещения, в
£ _______1------------1_____i 1
- О 0,9 1.8 2,7 J.6 9,9
О Индукция магнитного поля мГл
160 ТГо ~Ж} 790 200
Ток разряда, А
32 мПа:
/ - / . 170 А; В -
р
1.8 мТл: 2-1 .170
Р
Л; U - 70 В: 3 - В - 1.8 мТл;
С
и - 70 В
с
Исследования интенсивности износа I от толщины
и
покрытия показали. что при толщинах больше 7-8 мкм ин-
тенсивность износа увеличивается на порядок по сравне-
нию с интенсивносп ю износа при толщинах 2-6 мкм. Обоб-
щенные результаты измерения I* и Jfc (коэффициентов
трения при описанных условиях испытаний), представлен-
ные в табл. 9, показывают, что / и k у покрытия из
и тр
Таблица 9. Триботехнические
характеристики покрытии
Особые условия
/ *10
тр
TiN
TiN
TiN
TiN • Mo
liN • Mo
TiN ♦ Mo
TiN . Al
TiN . Al
TiN • Al
Без обработки
Шлифование до 0.8 мкм
То же. смазка
Без обработки
Шлифование до 0.8 мкм
Смазка
Без обработки
Шлифование до 0.8 мкм
Смазка
8-50
5-8
0.8-5
3-7
3-7
0.5-1
3-7
3-7
0.8-1
0.14-0.25
0.12-0.15
О.10-0.14
0.12-0.15
0.12-0.15
0.08-0.14
0.12-0.18
0.12-0.15
0.08-0.14
245
ширила титана в исходном состоянии после ।
значительно хуже, чем у шли<|х>вал!них покры^"^"^
меньшие значения коэсрфиииег гта трения и интенсив
износа наблюдаются у образное со шлифованным покы™?'
при их трении со смазкой Р*пкм
Нанесение на покрытие из нитрида титана г
молибдена или алюминия толщиной O.S-I мкм снижает
ло значений, близких к аналогичным
слоев
IL, X -- 3113“
чения I и k по значении, близких к аналогичным зил-
М Л »<j
чениям для шлифованных покрытий из нитрида титана
Шлифование покрытий TiN * Mo. TiN ♦ Al не лает улучше-
ния триботехнических свойств покрытий, а только изме-
няет время приработки. Применение смазки для двухслой-
ных покрытии приводит к уменьшению Ink.
Н TD
5.1.4 КОРРОЗИОННАЯ СТОЙКОСТЬ
ПОКРЫТИЙ
Коррозионную стойкость образцов с покрытиями опре-
деляли по потере массы образна, отнесенной к плошали и
времени нахождения в химически активной среде. Абсо-
лютная погрешность измерения массы образцов составляла
0,0002 г при массе каждого из них около 4 г. Коэффи-
циент защиты рассчитывали как отношение скорости кор-
розии материала основы к скорости коррозии покрытия.
Результаты исследования представлены в табл. Ю,
гле Д/л - потери массы образна с единицы поверхности в
единицу времени. Анализ данных табл. 10 показывает, что
покрытия из нитрилов титана и циркония эффективно тор-
мозят коррозию всех исследованных материалов. Причем,
чем более химически активна среда и чем выше темпера-
тура нагрева, тем эффективное реализуются защитные
свойства покр|)Ггий (коэффициент зашиты выше). Защитные
свойства таких покрзггий опрсдедяютси высокой адгезией
и когезией покрытий. отсутствием пористости, равномер-
ностью И большой ОДНОРОДНОСТЬЮ покрытия по фазовому
составу и толщине.
246
Таблица 10. Скорость коррозии и коэффициент
зашиты покрытия
*с). при Коэффи-
Поверх- Коррозионная
иость среда
температуре Т. К циент за-
---------------------шиты при
Т:333 К
293
333
TiN
ZrN
TiN
1 7*10
24
OT4-I
TiN
ОТ4 -1
5.5*10
TiN
44 % NaOH
5.5*10
OT4-1
5.2*10
TiN
2.1*10
40X
8.3*10
ZrN
5,2*10
19
TiN
49 % HNO
2.3*10
43
0
0
0
ХН70Ю
1.0*10
5.2. СТРУКТУРА H СВОЙСТВА ИЗНОСОСТОЙКИХ
И СРАБАТЫВАЕМЫХ УПЛОТНИТЕЛЬНЫХ
ПОКРЫТИИ. ПОЛУЧЕННЫХ ПЛАЗМЕННЫМ
НАПЫЛЕНИЕМ В АТМОСФЕРЕ
Для оценки работоспособности и определения области
применения износостойких и срабатываемых уплотнитель-
ных покрытий, полученных плазменным напылением в атмос-
247
форе, изучали следующие свойства г
структуру, химический и фазовый состав, г
пористость. прочность на изгиб, термостойкость
стойкость, износостойкость при трении без
условиях фреттинга (для покрытий (Сг
также прирабатываемость уплотнительных слоев
зании контртела.
напыленных сдоев-
микротверлоетк
•> жаро-
смазки и в
> 30 % Ni). а
фи вре-
5.2.1. СТРУКТУРА, ХИМИЧЕСКИЙ И ФАЗОВЫЙ
СОСТАВ ПОКРЫТИЙ
Структуру частиц порошков и напыленных покрытий ис-
следовали на поперечных шлифах с помощью оптического
микроскопа при увеличениях 60-2000. Шлифы для металло-
графических исследований отрезали вулканитовым кругом
с обильным охлаждением водой, затем шлифовали в че-
тыре-пять переходов на водостойких шкурках мерписто-
стью 200-20 мкм. Окончательно шлифы доводили на сукне
пастообразной окисью хрома или на бумаге алмазной
пастой. Для травления карбидов использовали раствор
Муроками, для травления матрицы покрытия применяли
3
реактив из раствора трех кислот: соляной - 92 см . сер-
г 3 3
иои - 5 см . азотной - 3 см .
Ре1гггеноструктурный анализ проводили на дифракто-
метрах в медном излучении с никелевым селективно пог-
лощающим фильтром. Изменение фазового состава покрытий
в зависимости от исследуемых факторов оп|>едсляли по
изменению интенсивности линий на дифрактограммах с
привлечением металлографического анализа и [х*зультатов
измсре! <ия микротвсрдости.
Микротвердость фазовых составляющих покрытий опре-
деляли при нагрузке на индентор 0.2 и 0.49 И в 100 точ-
ках на длине 10 мм через 80-100 мкм. При угом при за-
мерах микротвсрдости матрицы в зоне измс|х*ния исклю-
чались карбидные частицы. По результатам зямс[Х)В
строили, гистограммы распределения значении микротвер-
248
пла-
и напыленных в воду, проводили
пости слоя в координатах микротвердость - число отпе-
чатков в процентах. Результаты измерения микротвер-
лости с использованием известных литературных данных о
микротвердости фазовых составляющих позволяют сделать
определенные выводы о их содержании в покрытии.
Для определения состава поверхности порошков.
Кирова! тих никелем
съемку на растровом сканирующем микроскопе с микроана-
лизатором. Состав сложных карбидов и металлической
составляющей напыленных покрытий расшифровывали микро-
ренттсноспектрал! ным анализом с помощью микрозонда,
обеспечивающего локальность анализа 1-1.5 мкм. Оценку
распределения элементов в слое, снятом с поперечного
шлифа покрытия, получали также методом микрорентгено-
спектрального анализа. Содержание каждого элемента в
изучаемой
пости линий данного элемента в
лоне с введением соответствующих поправок. Предвари-
фазе определяли по соотношению интенсив-
и в 100 %-ном эта-
тельно анализируемые участки выявляли и оценивали с
привлечением методов оптической металлографии.
Содержание общего и свободного углерода определяли
волюмометрическим методом. Определение углерода осно-
вано на сжигании навески в струе кислорода при 1173 -
1673 К в электрической трубчатой печи, улавливании
образующегося диоксида углерода и пересчете его на
количество углерода в порошке либо покрытии.
При напылении износостойких покрытий (TiC) 35 % Ni
или (Сг С ) 30 % Ni использовали композиционные мате-
2
риалы (КМ), состоящие соответственно из карбида титана
или карбида хрома, плакированные никелем [33]. В ка-
честве механической примеси в исходных материалах ис-
пользовали никелевый порошок и термореагмруюшин ни-
кель - алюминиевый порошок НА67.
Предварительно все порошковые материалы просеивали
через сито О. I мм. затем приготовляли механическую
смесь путем перемешивания порошков, взятых в соот-
ветствующих пропорциях. в барабанах из коррозионно
стойкой стали на смесителе типа пьяная бочка с ис
пользованием в качестве смешивающих тел стальных пру
249
Таблица 11. Состав шихты
Массовое содержание компонентов. %
Композиция
металлнчсс-
кой состав-
ляюшсй
твердой
смазки
силикатной
смазки
Х20Н80 - 25 % BN 69.8 22.7
Ni - 16 % BN 80. I 14.5
Al - 25 % BN 69.3 22.0
X20H80 - 35 % CaF 63.2 34.0
7.5
5.4
8.7
2.8
X20H80 - 18 % CaF
80.3
X20H80 - 5 % CaF
93.8
жин диаметром 10-15 мм. длиной 30-40 мм. Продолжитель-
ность смешения 10-12 ч. Барабан заполняли порошком
на 30 % объема в необходимом соотношении. Частота вра-
щения смесителя 40-60 об/мин. Перед напылением все
порошковые материалы просушивали в термошкафу при тем-
пературе 400 К в коробах из коррозионно-стойкой стали.
Для напыления срабатываемых уплотнительных покрытий
использовали шихту следующих составов: Х20Н80 - 25 %
BN. Ni - 16 % BN. Al - 25 % BN и X20H80 - 18 % CaF2
(табл. II).
Процесс изготовления шихты для напыления уплотни-
тельных покрытий состоял из следующих операций: приго-
товления механической смеси порошков металла и твер-
дой смазки; увлажнения смеси жидким стеклом; протирки
увлажненной смеси через сито с размером ячеек 1000 и
450 мкм: сушки шихты при температуре 423 К в течение
8-10 ч; дробления и просева шихты через соответствую-
щее сито.
Таким образом, напыляемый КМ Ml С подставляет собой
гетерогенную систему, состоящую из связующего материа-
ла - стекла, в котором хаотически распределены включе-
ния металла и твердой смазки. Характерной особенностью
структуры является непрерывность связующей компоненты
Объемное содержание компонентов. %
мсталличес
кой состав
ляюшей
твердой
смазки
силикатной
смазки
38.6
51.4
69.8
38.7
46. 1
35.6
24.7
54.1
15.3
13
59.5
33.3
83.7
10 3
в любом направлении. Наиболее крупные включения метал-
ла налбюлаются в шихте Al - BN: наиболее мелкие - в
шихте Ni - BN. что связано с исходным фракционным со-
ставом компоненты (табл. 12). Несмотря па то. что для
приготовления КМ МТС используется мелкодисперсный
нитрид бора (порляка 1 мкм). в частицах шихты он на-
ходится в основном в виде крупных конгломератов. Фто-
ристый кальций расположен в частицах шихты также в ви-
де достаточно крупных включений.
Таблица 12. Фракционный состав
исходных компонентов шихты
Содержание фракций. %
М отериал------------------------------------------
<56 мкм 56-63 мкм 63-100 мкм >100 мкм
Нихром Х20Н80 43 13
Никель 83.5 8.5
АлюминиА 4 26.5
ф’ористий 16 10
кальинА
Нитрид бора 100 —
30 13
8
18.3 20.5
58 15
251
Таблица 13. Теплофнзнческне свойства
и плотность компонентов шихты
Температу
Коэффициент
Удельная Плотность,
Материал ра плавле-
ния , К
теллопро-
водности.
Вт/(м-К)
тсплоем -
кость.
Дж/(кг*К)
16634693
418.7
кг/м
8400
Х20Н80
Никель
Алюминий
Нитрид
1728
933
3273 под
247
22
539.7
1041.2
1909
8770
2703
2290
давлением
Фтористый
кальций
Натрие-
вое
азота
1691
1066-1273
854
1005.7
3180
2341
стекло
Таблица 14. Теплофнзические
и плотность шихты
свойства
Коэффициент
Удельная Плотность
Композиция
теллопро-
водности,
Вт/(м-К)
теплоем
кость.
Дж/ (кг*К)
Х20Н80 - 25 % BN
Ni - 16 % BN
10.3
13.8
23.9
Х20Н80 - 35 % CaF
803
763.4
1229
587.3
4658
5627
2675
5148
X20II80 - 18 % CaF
512.4
6225
18.7
7496
252
ТдикхЬизические свойства компонентов шихты приведе-
ны в табл. 13-И. Наиболее низкую температуру плавле-
ния имеют алюминий и сухой остаток растворимого стек-
ла температуры плавления никеля, нихрома и фтористого
кальция практически одинаковы, максимальной температу-
рой плавления обладает нитрид бора. Из литературных
да1 п п jx [Н8] известно. что плавление нитрида бора воз-
можно лишь в атмосфере азота. В других случаях при
температуре 3273 К происходит возгонка BN.
Растворимое стекло в дегидратированном виде в соста-
ве шихты можно рассматривать как эвтектику, образован-
ную дисиликатом натрия Na^O * 2SiO. и кремнеземом.
Из-за наличия в составе растворимого стекла различных
по составу химических соединений (дисиликата натрия и
кремнезема) плавление его протекает в широком темпера-
турном интервале и с некоторым допущением можно счи-
тать. что завершается при температуре 1273 К. Значи-
тельная разница наблюдается и в величинах теплопровод-
ности и теплоемкости компонентов шихты. Минимальной
теплопроводностью обладает натриевое стекло, макси-
мальной - алюминий.
Износостойкие и срабатываемые уплотнительные пок-
рытия напыляли плазменной горелкой с вихревой стаби-
лизацией дуги в канале сопла. Режимы напыления изменя-
ли в следующих пределах: ток дуги 300 - 5-10 Л. расход
аргона 0.8-2.2 г/с. содержание водорода 8-35 об. %. С
целью повышения адгезии напыляемую поверхность под-
вергали струйной обработке порошком карбида кремния
зернистостью 0,8-1 мм. а затем обезжиривали бензином
иди ацетоном. В зависимости от напыленной композиции и
вида испытаний перед напылением уплотнении износили
подслой из нихрома Х2ОН8О или терморсагируюшсго нике-
ля — алюминиевого порошка НА67 толщиной 0.1-О.З мм.
Как было отмечено (см. гл. 1). контактные н|х>цессы
при ударе, деформации и затвердевании частиц, а также
процессы физико-химического взаимодействия частиц с
плазмой, окружающей средой, между собой и основой
определяют структуру и свойства покрытий.
Рассмотрим особенности структуры и фазовый состав
Рис. 99 Микроструктуре
покрытия (ТС» 35 % Ni
шлиф травлений; х 34Q
покрытий. сформированных
из плакированных КМ
(рис. 99). Сформирован-
ный из-сильно деформиро-
ванных частиц, плотно
прилегающих друг к другу
и связанных между собой
и поверхностью основы, слой имеет особенности компози-
ционных материалов. Он состоит из матрицы сложного сос-
тава и распределенных в ней карбидных зерен. Причем
сплошность покрытия увеличивается с возрастанием содер-
жания никеля в исходном композиционном материале.
Структура покрытий в значительной степени опреде-
ляется количеством и качеством твердой фазы (карбида
титана) и фазовым составом матрицы.
Реяттеноструктурный анализ исходного порошка
(TiC) 35 % Ni определил в нем следующие фазы: карбид
титана с периодом
равным исходному;
решетки а - 0.4323 нм (а = 4.323 А),
металлический никель с периодом ре-
о
щетки а = 0.3519 им (а = 3.519 Л) и оксид титана.
Ре1<ге»юструктур}!Ый анализ покрытий, напыленных из КМ
(TiCjNi различного состава, показал, что на поверхно-
сти присутствуют карбида титана, интсрмсталлилы
системы Ti - Ni. двойной карбид (Ti. Ni^C и никель.
При этом линии отражения никелевой фазы [млзко размы-
ваются. ишенсиыюсть их существенно снижается, значе-
ния межшкк. костных расстояний увеличиваются, соответ-
ственно увеличивается и период рсщетки никелевой фазы -
а = 0.3581 нм (а = 3.581 Л). Все это свидстсл1хггвуст о
том, что при нанесении покрытий из плакированных КМ
происходит взаимодействие TiC 11 Ni с об, Hjouaimc м
твердых растворов на базе никеля.
Во всех покрытиях, напыленных из КМ. нзблмщастся
Нсбол1А1К>.' количество иигсрмста;и1идов системы Ti - Ni
ЛГ л
Относительна ₽ интенсивность
У ton отражения Bt срой
Рис. 100 Штрихлиаграмча с поверхности покрытий из КМ
(ЪС) 25 % Ni (а). (ПС) 35 % Ni (б). (ТО 50 % Ni
(в), на глубине 0.2 чч от поверхности покрытия (ПС*
50 % Ni (г) и с растертого в порошок покрытия из КМ
СПС) 35 % Ni КТП - 35Н (J);
/ - T.Ni3: 2 - TiC: 3 - Ni; 4 - ТО; 5 - TiNi; 6 -
(Ti Ni ) C
П m 6
различного состава (рис. 100). В покрытии. сформиро-
ванном io КМ (TiC) 25 % Ni. присутствует интермсталлид
TiNi. Все линии дифрактогрлмми сильно размыты, а ин-
тенсивность их ослаблена, что объясняется значительным
взаимодействием TiC с Ni ввиду низкого содержания пос-
леднего. С увеличением количества металла в КМ интен-
сивность линий фазовых отражений возрастает. Присутст-
вие в покрытии шггерметаллила TiNi^ свидетельствует о
незавершенности экзотермической реакции взаимодействия
TiC с Ni.
Послойный рентгеновский анализ образца, напыление го
КМ (TiC) 50 % Ni на трех уровнях от поверхности, по-
казал (рис. 100. г), что с Приближением к поверхности
основы <|>азовый состав хотя и не претерпевает ушел
венных изменении Jy TiC период решетки близок к стехио
метрическому, межплоскостные расстояния У N« У*'111К J
и период решетин а = 1X3568 им (а = 3.568 >vj, однако
Угол отражения 2в, грод
О)
Рис. 101. Рентгенограммы покрытий. напыленных из КМ с
различным содержанием никеля:
а - (TiC) 25 % Ni; б - (ТО 35 % Ni: в - (ТО 50 % Ni
заметно ослабление интенсивности линий отражения и
исчезновение интермсталлидных фаз в матрице покрытия.
Это объясняется менее благоприятными условиями проте-
кания взаимодействия компонентов КМ в слоях, осаждае-
мых на холодную основу, и незавершенностью процессов
взаимодействия.
В растертом в порошок покрытии (TiC) 35 % Ni
(рис. 100. д) к уже описанным фазам добавляется оксид
TiO. который, находясь у поверхности. подвержен окис-
лению до ТЮ . При этом в порошке кроме никелевой фазы
с увеличенными мсжплоскостными расстояниями наблюда-
ется фаза Ni. соответствующая чистому металлу, что
свидетельствует о наличии металла, который нс прорса-
Рнс 102. Микрострукту-
ра (О). распределение
титана (б) н никеля (в)
и напыленном покрытии
по результатам сканиро
вання
электронным
зон-
дом
гировал с карбидом ти-
тана при напылении и
формировании покрытия.
Анализ рентгенограмм
покрытии (рис. 101) по-
казал. что увеличение
ш пенсии» юсти и ушире-
ние линий никеля при
увеличении количества
плакирующего материала
происходит за счет уве-
личения его объемной
доли в покрытии и рас-
творения в нем TiC.
М икроре» rrreifoc нейтраль-
ным анализатором иссле-
дован участок покрытия
из КМ (TiC) 35 % Ni
(рис 102). Движение
электронного зонда на-
чинается с карбидном
частицы (на фото спра-
ва). В результате уста-
новлено. что покрытие
Я
состоит из карбидных частиц. расположенных в матрице
сложного состава. Количество чистого не прореагировав-
шего металла в покрытии невелико в отличие от покрытий,
сформированных из механической смеси этих же компо-
нентов.
Замеры микротвердости матрицы покрытий (рис. 103).
напыленных из КМ различного состава, и механической
смеси TiC с Ni в соотношении 65:35 подтвердили выводы
9-Бариинок
257
Г’*рст$е:>досг1ц н^'ГПа г)
Рнс. 103. Микротвердостъ матрицы покрытий, сформирован-
ных из материала:
а - (TiC) 25 % Ni:
б
- (TiC) 35 % Ni: в - (TiC) 5
о/
/о
♦
Ni: г - TiC - 35 % Ni (механическая смесь). Режим напы-
ления: / 400 A; G - 1.4 г/с; V, 4 » 16.7 об.%
д Аг Н
2
рентгеноструктурного анализа. В матрице покрытий,
сформированных из КМ. практически отсутствуют фазы с
микротвердостью, соответствующей напыленному никелю, в
то время как у покрытия, сформированного из механичес-
кой смеси, доля Таких фаз достигает 80 % общего числа
замеров. Количество фаз взаимодействия, имеющих проме-
жуточную между TiC и Ni микротвердостъ. в покрытии из
механической смеси невелико.
С увеличением металла в КМ значения микротвердости
матрицы смешаются в сторону меньших значении, не до-
стигая, однако, микротвсрдости чистого никеля, что
свидетельствует об интенсивном взаимодействии исходных
компонентов при напылении. Значения микротвсрдости
матрицы покрытий изменяются в пределах (2 — 10) 10^ МПа.
Причем доля фаз с микротвердостью выше (6 - 8)1 О'* МПа
достаточно велика, что указывает* на более полное взаи-
модействие ИСХОДНЫХ КОМ1И НСЛТОВ в КМ. напыленном на
основу. Послойный pciптеиоструктурный анализ подтвер-
дил, что при напылении покрытий на основе п|х)должается
процесс взаимодействия исходных компопсшов КМ. в ре-
зультате чего и образуются фазы с более высокой микро-
те-рдостью. Причем их количество увеличивается с повы-
шением температуры основы в процессе напыления.
Таким образом, анализ показывает, что структура и
йазовый состав покрытий зависят от состояния исходного
материала (механическая смесь или КМ), степени завер-
шенности процесса взаимодействия и определяются коли-
чсством твердой фазы.
азовым составом матрицы и соот-
ношением фаз в ней.
На процессе взаимодействия TiC с Ni. кроме исход-
ного состава, влияет температура нагрева частиц, кото-
рая в свою очередь зависит от размера частиц, времени
пребывания их в высокотемпературной зоне струи, темпе-
ратуры струи, эффективности теплообмена между частица-
ми и плазмой. Все перечисленные факторы определяются
режимом генерации плазменной струи: силой тока, расхо-
дом и составом плазмообразуюшего газа.
Исследованиями установлено. что увеличение силы то-
ка с 260 до 540 А приводит к формированию более плот-
ной структуры покрытия. С увеличением силы тока растет
энтальпия плазменной струи, температура и коэффициент
теплообмена (гл. 2). частицы прогреваются лучше, ин-
тенсифицируется взаимодействие карбида титана с нике-
левой оболочкой. Замеры микротвердости матрицы покры-
тий подтвердили микроструктурный анализ. С увеличением
силы тока происходит смешение значений микротвсрдости в
сторону больших значений (рнс. 104).
Обращает на себя внимание тот факт, что в покрытии,
напыленном при силе тока 260 А. имеете л значительное
количество никелевой фазы (до 30 %). Рентгеноструктур-
ный анализ показал, что никелевая фаза в покрытии,
напиленном при силе тока 260 А. имеет период решетки,
соответствующий чистому никелю, что является следст-
вием неполного взаимодействия TiC с Ni ввиду низкой
энтальпии струи и малого прогрева частиц. Такая фаза
нс выявляется в покрытиях, напыленных при силе тока
400 и 540 А.
Расход нлазм«юбразующего газа - аргона в значитель-
ной степени влияет на образование структуры покрытии.
t
f ’ ¥ 6 в W 12 ft It И 2D 22 /♦ Л
НиярвтНрЛостъ Пц'ГПо
6l
Рис. 104. Мниротвердость матрицы покрытия
напыленного при различных значениях силы
(TiC) 35% Ni.
хода аргоне (б) и расхода водорода (в):
а - / - / - 540 А; 2 - / - 260
токе (а). рас-
б - / - 6А -
Аг

- 0.9 г/с; 2 — G. - 1,8 г/с: в — / — I/ “ 9.1 об.%:
Металлографический анализ показал, что покрытие, лапы*
ленное с большим расходом аргона, имеет более плотную
структуру. Расход аргона изменяет условия нагрева и
разгона частиц в плазменной струе. При малом расходе
аргона увеличиваются энтальпия струи и время пребыва-
ния частиц в ее высокотемпературной зоне, нагрев их
становится более эффективным, hi ггенсифииирустся взаимо-
действие составляющих компонентов КМ. Уменьшенный
расход аргона сказывается на соотношении фаз в покры-
тии, значения микротвердости матрицы покрытия смешены
в область высоких значений (рис. 104). В таком нокры-
4
тии отсутствуют фазы с микротвердостью менее К) МПа»
следовательно, пластичность матрицы значительно сни-
260
жена что может привести к хрупкому выкрашиванию кар-
бидных зерен и уменьшению износостойкости покрытия.
Матрицы покрытий, напыленных аргоноводородной сме-
сью различного состава, хотя практически и не разли-
чаются по микроструктуре, имеют разную микротвердости
(см. рис 104). Это указывает на изменение соотношения
фаз, обусловленное тем. что с увеличением расхода
водорода от 8 до 35 об. % возрастают энтальпия струи
(на 15 - 20 %), интенсивность восстановления оксидов,
повышается коэффициент теплообмена струи с частицами.
улучшаются условия образования расплавленной металли-
ческой оболочки вокруг твердого карбидного ядра. Сов-
местное воздействие указанных факторов приводит к бо-
лее интенсивному взаимодействию TiC с Ni. поэтому мат-
рица покрытия содержит большое количество фаз с высо-
кой твердостью. Однако лучшее сочетание фаз с повышен-
ной микротвердостью и пластичностью наблюдается у
покрытия, напыленного при расходе водорода около
16.7 об.%.
Анализ исследований показывает, что формирование
покрытия (Cr ,С )Ni имеет много общего с формированием
О £
(TiC)Ni. Покрытие, полученное напылением плакирован-
ного порошка карбида хрома, состоит из включений кар-
бидов хрома, сцементированных матрицей, представляющей
собой твердый раствор на базе никеля. Оно имеет слож-
ную структуру, характерную для плазменных покрытий,
сформированных из хорошо проплавленных частиц. Вклю-
чения карбидов и участки матрицы имеют вытянутую форму,
что свидетельствует о высокой степени деформации частиц
при ударе о поверхность основы. Наряду с этим в покры-
тии выявляются участки с мелкодисперсными включениями
карбидов. Покрытие плотное с небольшим количеством пор
и оксидных включений (рис. 105).
Структура напыленного покрытия находится в зависи-
мости от структуры частиц исходных порошков карбида
хрома, а также от дисперсности частиц. Можно также
заключить, что порошки дисперсностью до 100 мкм эффек-
тивно расплавляются в плазме и покрытие формируется в
основном из частиц размером менее 100 мкм.
261
Рис. 105. Микроструктура по-
крытия ССг^) 30 % Ni, ШЛИф
травленый: х 340
По результатам рентгено-
структур! юго ai гализа покры-
тие содержит фазы Сг С и
3 2
S’* Сг С . причем по сравнению с
их исходным составом содер-
жание Сг С снижается, а со-
3 2
держание Сг^С^ возрастает. В покрытии имеются также ок-
сиды хрома и фазы на базе никеля. По результатам микро-
рентгеноспектрального анализа включение Сг С
с изме-
ненными параметрами решетки является сложным хромонике-
левым карбидом (CrNi) С . который образуется при взаи-
Ж чЭ
модсйствии ядра и оболочки частиц при растворении Ni в
что в
имеющих с<|х роидизиро-
с основой устанавли-
Следует отмстить, что закономерности формирования
срабатываемых уплотнительных покрытий имеют специфи-
ческие особенности, обусловленные характером плавления
и сфероидизации частиц, взаимодействием компонентов
шихты.
Исследованиями установлено [69, 70. 82, 87].
ударном взаимодействии частиц,
ванную металлическую оболочку.
вается аналогия с механизмом формирования покрытия из
плакированных порошков. В момент кшггакта расплавленной
оболочки с поверхностью основы частица продолжает дви-
жение со скоростью, с которой она двигалась до этого
момента. Одновременно от поверхности основы растет зо-
на криста;и1изующсгося металла растекающийся оболочки.
Компакты между частицами и частицами с поверхностью
основы, а вместе с ними и матрица срабатываемых уплот-
нительных покрытий формируются из расплавленной метал-
лической составляющей.
262 . _
П и уларе О напыляемую поверхность металл сползает
. ^сплавленных конгломератов твердой смазки, расте-
чется формируя контакт, а конгломераты твердой смаз-
Ч закрепляются. как правило, на поверхности слсформи-
сованньм частии. Получение наиболее сплошной и прочной
металлической матрицы срабатываемых уплотнительных
покрытий возможно при напылении композиций с достаточ-
но хорошей степенью сфероидизации частиц шихты. Харак-
терным для микроструктуры уплотнений, полученных напы-
лением КМ МТС. является большое количество пор. часть
из которых заполнена твердой смазкой. Поры и. соответ-
ственно. твердая смазка расположены в слое хаотично и
имеют различную величину и форму.
Как показали исследования [69. 70]. металлическая
матрица состоит из деформированных, плотно прилегающих
друг к другу частиц металла. Между частицами в виде
прослоек и внутри их небольшими скоплениями р^ юла а
ется неметаллическая фаза, состоящая из оксидов ме-
таллов, кремния и продуктов взаимодействия компонентов
между собий. Отмечается присутствие большого количест-
ва точечных включений Si С) в виде оптических крестов .
Раптеноструктурный анализ выявил в уплотнениях
Х2ОН8О - BN и Х2ОН8О - CaF., кроме исходных фаз «твер-
дого раствора хрома в никеле. нитрила бора и фтористого
кальция) наличие оксидов никеля. По результатам хими-
ческого анализа известно, что в уплотнениях также при-
сутствуют оксиды SiO (2 - 6 *6 и В (0.1 %). Воз-
Л*
можно наличие и других фаз. например, продуктов взаи-
модействия силикатного стекла с металлической состав-
ляющей с образованием оксидов металлов и свобо
кремния, боридных и нитридных соединений, фтористого
кальция с силикатным стеклом, остатками гидратном вла-
ги и. наконец, с образованием фторидов кремния, окси-
дов кальция и восстановлением оксидов металлов. Однако
количество этих (раз невелико.
Из указанных типов взаимодействия твердой смазки
остальными компонентами наиболее существо!них? влияние
па формирование срабатываемых уплотнительных покрытии
оказывает реакция с участием фтористого кальция. Если
нитрид бора ведет себя в напыляемой композиции в ос-
новном как инертный неплавящийся наполнитель, тп фто-
ристый кальций плавясь, активизирует процесс плавле-
ния остальных компонентов шихты [7]. Активизирующее
действие CaF при спекании хромомолибденовых сталей в
атмосфере водорода связывается с появлением своГюдного
фтора уже при нагреве до температуры 473 - 573 К. Вы-
деляющий фтор, обладая высокой химической активностью,
реагирует с атомами металлов и их оксидами, а также с
водородом с образованием HF. который в свою очередь
чрезвычайно реакционное пособен и может вступать во
взаимодействие практически со всеми металлами, а также
с оксидами и гидрооксидами.
При взаимодействии фтора и фтористого водорода с
металлами и их оксидами могут образоваться различные
типы фторидов или восстанавливаться поверхности iwe ок-
сиды. что и служит причиной активации процессе уплот-
нения и объемной усадки напыляемых металлов. Несмотря
на то. что длительность процесса спекания на много по-
рядков отличается от времени нахождения частиц шихты в
плазменной струе и времени остывания их на напыленной
поверхности. можно предположить аналогию происходящих
процессов взаимодействия фтористого кальция с частица-
ми нихрома в связи с высокими температурами нагрева
частиц в плазменной струе в присутствии водорода.
Как показали исследования [69. 70]. энергетическое
состояние частиц шихты Х20Н80 - 25 % BN в а|гоноволо-
родной плазменной струе зависит от тока дуги, расхода
плазмог/^разуюшето газа. содержания водорода в нем. а
также грануляции порошка. Увеличение тока дуги, сниже-
ние расхода плазхк*/4>азуияието газа умгшикнис* размера
частиц приводит к повышенному нагреву напыляемого ма-
териала. Увеличение содержания во/и.рода в составе
плазмоибразуюш то газа оказывает неимютииш влияние
на нагрев напыляемых частиц.
В исследуемом диапазоне изменения параметр* двух-
фазной плазменной струи возможно сл'/1уи>ы^- регулиро-
вание уровня энтальпии части и КМ МТС: за сч<т нзменс-
264
(1ия тока дуги - на 50
_ 70 %; за счет расхода газа -
счет содержания водорода в тиивмоЛ-
- - на 15 - 20 %; за счет дисперсности
- 2.3 раза. При этом скорость частил не-
зависимости от тика дуги - на 30 - 40 %;
- на 45 - 50 %; содержания водорода - на
разуюшем газе
ши> гы - в Г
меняется в
расхода газа
5 _ Ю %; грануляции порошка - в о - о.и
Наиболее сильное изменение этпалыши частил КМ МТС
(В J.75 раза) и скорости частиц шихты (в 2.6 раза) про-
—; изменении размеров частиц от 56 до 140 -
Дальнейшее увеличение размера частиц до
31 ггаль-
скорость напыляемых частиц. Предельный размер
в которых возможно полное расплавление Х20Н80
от энергетических параметров
Пи ш ял W—-ж — V
струи. В струе с этттальпией 9 • 1 '6. » ‘ 1п 7 ' 10 и
5 • 106 Дж/кг (G
Аг
исходит При
160 мкм.
250 мкм не оказывает существенного влияния на
пию и
частиц
и Na О - 3SiCL. зависит
от энергетических параметров
10 мкг/с; V
И
= 15 об. %)
полное расплавление наступает в частицах размерим не
более ПО. 90. 70 и 40 мкм соответственно.
Сравнение полученных данных с результатами исслсдс -
вания нагрева и ускорения частиц шихты Ni — 16 % BN по-
казало. что не только характер зависимости энергети-
ческих параметров частиц шихты Х20Н80 - 25 % BN и Ni -
16 % BN ст энтальпии струи, но и уровень их значении
доводы ю близки между собой. Этот факт находит объяс-
нение в сходстве теплофизических свойств металлических
включений и одинаковой природе остальных компонентов
шихты. Имеющиеся отличия связаны, очевидно, с разницей
в содержании твердой смазки.
Использование в качестве металлической составляющей
алюминия, обладающего низкой температурой плавления,
высокой тешюпроводностъю и теплоемкостью, малой плот-
ностью. позволяет получить наиболее высокую степень
нагрева и расплавления. а также ускорение частиц шихты
по сравнению с другими исследуемыми КМ МТС. содержа-
щими нитрид бора, Энталышя частиц шихты А1 - 25 % BN,
при прочих равных условиях, в 1.5 - 1,6 раза, а ско-
265
рость в L4 - 1,5 раза выше значений этих же энергети-
ческих параметров частиц шихты Х20Н80 - 25 % BN,
Плавление компонентов шихты AI - 25 % BN происходит
в следующем порядке: первым достигает стадии плавления
алюминий, обладающий минимальной температурой плавле-
ния из компонентов шихты; затем плавится силикатная
связка, имеющая довольно близкую температуру плавле-
ния. Нитрид бора в объеме частиц не плавится. В мелких
частицах шихты (размером 50 мкм) уже при значении эн-
тальпии струи (5 - 6)106 Дж/кг алюминий и патрисвоси-
ликатное стекло находятся в расплавленном состоянии, в
крупных частицах плавление происходит лишь в припо-
верхностной зоне. Рост энтальпии струи приводит к пе-
регреву расплавленных мелких фракций шихты и увеличе-
нию степени проплавления компонентов в других частицах.
Исследования термического состояния частиц шихты
Х20Н80 - BN показали, что различие в теплофизических
свойствах CaF и BN приводит к значительному изменению
в характере и степени плавления компонентов шихты.
Если в частицах Х20Н80 - BN в расплавленной металли-
ческой составляющей присутствуют нерасплавленные вклю-
чения нитрида бора, то в частицах Х20Н80 - CaF плав-
ление металла происходит совместно с плавлением фто-
ритого кальция, т.е. все компоненты в зоне плавления
находятся в жидком состоянии.
Металлографическим анализ выявил некоторые отличия
в структуре покрытий Х20Н80 - BN и Х20Н80 - CaF2« на-
пыленных струей с различной энтальпией (рис. 106). От-
личительной особенностью изменения структуры срабаты-
ваемых уплотнительных покрытий при увеличении энталь-
пии струи является рост размеров зерен твердой смазки.
Матрица покрытия Х20Н80 - BN. напыленного струси с
низким значением Э1ггалшии. сформирована в основном из
слабооплавленных частиц нихрома. Повышение энтальпии
до максимальных значений приводит к появлению в матри-
це этого покрытия зон с мелкодисперсными включениями
металла. Микроструктуры покрытия Х20Н8О - CaF . нами-
266
Рнс.
106. Микроструктура
срабатываемого
покрытия Х20Н80
струей с различной
уплотнительного
— BN напыленного аргоиоводородной
энтальпией: х 200: G 1.4 г/с:
Аг
16.7 об.%:
а - 6.5 МДж/кг:
6-7.3 МДж/кг
ленные струей с различной энтальпией, не имеют сущест-
венных отличий между собой. Однако матрица Х20Н8( >
CaF^ значительно плотнее матрицы покрытия Х20Н80 — BN.
Как отмечалось, формирование срабатываемых уплотни-
тельных покрытий происходит из частиц различного раз-
мера и с разной степенью их нагрева и расплавления,
сфероидизации и ускорения. Для оценки количественного
соотношения между фракциями шихты, участвующими в фор-
мировании слоев, необходимо знать зависимость коэффи-
циента использования (осаждения) частиц шихты от пара-
метров плазменной струи. Характер зависимости коэффи-
циента использования шихты и энергетического состояния
частиц КМ МТС от параметров плазменной струи примерно
идентичен. Незначительные отклонения в характере зави-
симости коэффициента использования и энергетического
состояния частиц шихты наблюдаются при применении мел-
ких частиц.
Так. при использовании шихты с грануляцией порошка
40 - 160 мкм изменение энтальпии плазменной струи от
5 • 106 до 9 • 106 Дж/кг приводит к росту коэффициента
использования частиц: для шихты Х20Н80 - 25 % BN от 14
до 30 % для шихты Х20Н80 - 18 % CaF9 от 35 до 65 %
Изменение расхода плазмообразующего газа от о 8
1.4 г/с или содержания водорода от 5 до 15 об % п Л°
дит к увеличению коэффициента использования0
шихты Х20Н80 - 18 % CaF^ размером 40 - 160 мкм от 35
до 60 %. Для частиц шихты Х20Н80 - 25 % BN размером
40 -160 мкм изменение расхода плазмообразуюшего газа
или содержания водорода в указанных пределах приводит,
соответственно, к уменьшению от 35 до 25 % или рхлу от
10 до 15 % коэффициента использования частиц шихты.
Дальнейшее изменение расхода плазмообразующего газа от
1.4 до 1,98 г/с приводит к снижению коэффициента ис-
пользования частиц: для шихты Х20Н80 - 25 % BN от 25
до 5 %; для шихты Х20Н80 - 18 % CaF от 60 до 15 %.
Низкий коэффициент использования композиций Х20Н80 -
BN обусловлен разрушением частиц шихты в струе на ча-
стицы нихрома и конгломераты нитрида бора, разбрызги-
ванием перегретого нихрома и отскоком конгломератов
нитрида бора и твердого ядра частиц шихты при ударе о
напыляемую поверхность. С увеличением энтальпии струи
возрастает эффективность нагрева крупных частиц шихты,
что приводит к увеличению коэффиниегга их использова-
ния. Коэффициент использования мелких частиц при этом
так как усиливается их
перегрев, разрушение и рабрызгивание.
Плавление фтористого кальция совместно с нихромом,
взаимодействие его с компонентами шихты Х20Н80 - CaF„
обеспечивают высокий уровень сфероидизации частно ком-
позиции и сильные связи. В результате происходит зна
чительно меньшее разрушение частиц в струе и на осно-
ве, чем и объясняются более высокие значения коэффици-
ента использования композиции Х20Н80 - CaF
2
по сравне-
нию с Х20Н80 - BN
С увеличением расхода плазмообразуюшего газа при
постоянной энтальпии струи увеличивается скорость и
снижается нагрев частиц шихты. Если в результате этого
уменьшается количество жидкой фазы в частицах нроис-
коэффициента использовали шилы. что и
; мелких и крупных часта Х20Н80 brJ и
Водородная атмосфера способствует вое-
Увеличение содержания водорода в
более интенсивному восстановлению ок-
7Zaue»«wo условий образования расплавленной
,й оболочки вокруг твердого ядра частиц,
воздействие указанных факторов при различ-
ходит снижение
наблюдается для
Х20Н80 - CaF2
становлению оксидов
струе, приводит к с
сидов и
металлической -
^Г2держании водорода в струе по-разному влияет на
^кфнидагт использования всех фракций шихта независи-
^Гсостава композиции, что связано в ochobikxm с
восстановительным действием водородной атмосферы.
5.2 2 ПРОЧНОСТЬ И ПОРИСТОСТЬ ПОКРЫТИИ
Покрытия, получаемые плазменным напылением в атмос-
фере. принято характеризовать адгезионной и когезион-
ной прочностью Причем под адгезионной прошюстью по-
нимают прочность сиепления напыленного слоя с основой,
а под когезионной - прочность самого покрытия.
Прочность сиепления покрытия с основой зависит от
следующих факторов: 1) состояния напыляемой поверхно-
сти: 2) степени развития химического взаимодействия
напыляемого материала с основой; 3) напряжений. возни-
кающих на границе напыленный слой - основа; 4) после-
дующей термической обработки. Следует отметить, что
высокая адгезионная прочность возможна только в ре-
зультате химического взаимодействия, при котором воз-
никает переходный слой между покрытием и основой.
Когезионная прочность покрытий зависит от следующих
сгорев: 1) фазового и химического состава напылен-
ного слоя и остаточных напряжений в нем; 2) размера
зерна лапыле! ного слоя; 3) пористости покрытия: чем
она меньше, тем прочность выше: 4) проч1юсти связи
межд напыляемыми частицами. Чтобы между напыляемыми
часгниами была достаточная прочность, необходимо обес-
печить роп кание рекристаллизационных процессов. При
прох< + лии рекристаллизации на границе частиц, грани-
2Ъч
цы между частицами оказываются внутри рекристаллиза-
ционных зерен и это способствует повышению прочности*
5) однородности структуры: чем она выше, тем выше
прочность.
В настоящее время существует несколько способов
определения прочности покр!>ггий: на сжатие, отрыв по
клеевой методике, срез, разрыв, угол изгиба [79. 82.
87]. Однако с учетом распределения остаточных напряже-
ний в покрытиях плазменного напыления и влияния их на
работу изделия в иолом наиболее целесообразно испыта-
ние покрытий на изгиб. Известно [83. 125], что для
хрупких и малопластичных материалов, какими являются
налылею1ые покрытия, испытание на изгиб с успехом за-
меняет малопоказател! ное для них испытание на одноос-
ное растяжение. Определение предела прочности на изгиб
проводили по методике [125] на образцах, изготовленных
из соответствующего напыленного слоя.
На прочность покрытий значительное влияние оказы-
вает их пористость. Однако покрытия, получаемые плаз-
менным напылением в атмосфере, характеризуются доста-
точно высокой пористостью по сравнению с вакуумными
плазменными покрытиями.
В настоящее время пористость принято подразделять
на открытую и закрытую. При открытой пористости поры
сообщаются с поверхностью, т.е. с внешней средой. Поры,
изолированные от внешней среды, образуют закрытую
пористость Появление пористости может был» вызвано
следующими причинами: усадкой при переходе жидкой (разы
в твердую, уменьшением растворимости сазов с пониже-
нием температур!j ; захлопыванием газа частицами при их
попадании на поверхность.
Следует отмстилчто закрытая пористость. как
правило, вызвана всеми ицхэчислснными причинами, а
открытая — первыми двумя. Умети шснис пористости покры-
тий можно достичь за счет следующих процессов: напыле-
ния в нейтралы к й среде или вакууме; уплотнительной
пластической деформации напыленных слоев: отжига-спе-
кания напыленного слоя.
Пористость покрытии определяли методом 1ид[юст;пи-
ческого взвешивания [79. 84]. ЬЬ ыщяющей жидкостью
270
Рнс. Ю7. Прочность
В зависимости от тока
(в) плазмообразуюшего газа:
Н_
Ar
-—। слоя
(a). расхода (б f н составе
срабатываемого уплотнительного
дуги
- 400 A:
д
Ar
H
- 400 A: G
д
Х20Н80- - CaF : 2 - Ni - 16 % BN. 3 - Х20Н80 - 25 % BN:
служил керосин. В котором Время выдержки обр13ЦОВ при
нормальной температуре составляло 24 ч. O6jwliij взве-
шивали на аналитических весах с точностно до х
-7
х Ю кг.
Прочность и пористость покрытии в зависимости от
технологических (факторов и материала покрытии MO^tT
изменятся в довольно широких пределах (рис. 107 1
Так, предел прочности на изгиб рассматриваемых покры
тип изменяется от 18 до 230 МПа. а пористость - от 4.
до 33 %. Причем наибольшее влияние на прочность и по-
ристость покрытий плазменного напыления в атмосЦюрс
оказывает ток дуги, грануляция порошка и дистанция
напыления. Изменение тока дуги от 3<Х) до 5(a) Л приво-
дит к рк'ту предела прочности па изгиб всех рассмат-
риваемых покрытии (рис. 107) примерно в 2.1 раза и к
271
о to и JO м
Рис.
108.
Сужение ndoptOo. сО. %
Прочность
пористость (2) покрытия
и
(Ст С ) 30 % Ni в зависимости
3 2
от тока дуги (а). расхода
(6) н состава (6) плазмообразующего газа:
а - - 1.4 г/с; V - 16,7 об.%; б - / - 400 А;
Аг Н2
Vif - 16.7 об.%: в - I - 400 А; (7 -1.4 г/с
Н д Аг
уменьшению пористости (рис. 109) примерно в 1,7 раза.
Изменение грануляции порошка от 200 - 315 ло 40 -
70 мкм или дистанции напыления от 200 до 80 мм приво-
дит к росту предела прочности на изгиб, соответственно,
в 1.7 и 1,6 раза и к снижению пористости, соответст-
венно, в 1.85 и 1.6 раза. Причем дальнейшее уменьшение
дистанции напыления от 80 до 50 мм приводит к снижению
предела прочности на изгиб покрытий AI ♦ 25 % BN в
1,2 раза.
Расход аргона и содержание водорода в плазмообра-
зующем газе оказывают неоднозначное влияние на проч-
ность и пористость покрытий. Изменение расхода аргона
от 0.8 до 1.5 г/с или содержания водорода от 8 до
20 об.% (см. рис. 107, 109) приводит к росту предела
прочности на изгиб всех рассматриваемых срабатываемых
уплотнительных покрытий примерно в 1,3 - 1.4 раза и к
уменьшению пористости прим ерно в 1.2 раза. Далшсйшее
Рис 109. Пористость
срабатываемого
уплоти ительиого
дуги (а). расхода (б) и со-
слоя в зависимости от тока

става (в) плазмообразуюшего газа:
а - G - 1.4 г/с; V 16.7
Аг Н2
V - 16.7 об.%: в - / - 400
Н2
Ni - 16 % BN: 2 - AI - 25 % BN.
4 - X20H80 - 18 % CaF
iM
об %; 6 - / - 400 A.
д
A; G - 1.4 г/c: / —
Ar
3 - X20H80 - 25 % BN;
изменение расхода аргона от 1.5 до 2.2 г/с или содер-
жания водорода в плазмообразующем газе от 20 до 35 об. %
приводит к незначительному снижению предела прочности
па изгиб всех рассматриваемых покрытий примерно в
1.15 раза и увеличению пористости примерно во столько
же раз.
Сложный характер влияния технологических параметров
на прочность и пористость срабатываемых уплотнители гых
покрытий обусловлен взаимодействием ряда факторов,
присущих плазменному напылению. К таким факторам отно-
сятся различное энергетическое состояние частиц ско-
рость полета и степень их сфероидизации. соотношение
между частицами разных фракций в шихте, уровень взаимо-
действия компонентов в частицах между собой и с окру-
жающей средой.
Более низкая пористость и более високия прочность
покрытия Х20Н80 - 18 % CaF по сравнению с другими
л*
рассматриваемыми покрытиями объясняется высокой хими-
ческой активностью фтора, который, реагируя с атомами
металлов и их оксидами, активизирует процесс уплотне-
ния и усадки материалов.
При плазменном напылении пористость может возникать
за счет изменений объема при переходе вещества из жид-
кого в твердое состояние, неполного растворения частиц,
захвата газа расплавленными частицами, изменения раст-
воримости газов с изменением температуры. В этой связи
различают первичную и вторичную пористость. Первичная
пористость - это пористость, возникающая при кристал-
лизации за счет объемных изменений (усадки) при пере-
ходе вещества из жидкого в твердое состояние. Вторич-
ная пористость возникает за счет уменьшения раствори-
мости газов с понижением температуры.
Повышение температуры напыления приводит к снижению
пористости покрытий за счет уменьшения промежутков
между напыляемыми частицами. При температуре плазмен-
ного напыления, обеспечивающей полное расплавление
частиц, ее дальнейшее повышение может привести к уве-
личению пористости покрытий за счет увеличения раство-
римости газов.
Прочность напыленного слоя зависит от площади кон-
такта. на которой произошли процессы химического
взаимодействия между частицами. Прочность покрытия
зависит также от температуры, до которой разогревается
напыленный слой, и от времени, в течение которого на-
пыленный слой находится при высокой температуре. Тем-
пература и время плазменного напыления определяют воз-
можность протекания процессов возврата, рекристаллиза-
ции, термопластических деформаций.
Таким образом, все технологические факторы. способ-
ствующие росту энтальпии плазменной струм, а следова-
тельно. увеличению степени рас плавлен пости напыляемого
порошка. приводят к более плотной укладки iiaiux/isieMMx
частиц, образованию более прочного металлического кон-
такта между ними и. как правило, к снижению порктехти
274
Этим и объясняется
X грануляции и дистанции
Незначительное снижение прочности
‘(в 12 раза) с уменьшением дистанции напыле-
' очевидно связано с перегревом напыляемого
" и прочиоеш с уесличе-
“L Т7«"> п»»-уляиии и листании» на-
,,ием Незначительное снижение прочности
пыления до wj мм.
покрытия L
ния до 50 мм
глоя и его частичным разрушением.
Неоднозначное влияние расхода аргона на прочность
пористость покрытий можно объяснить тем. что Уьеличеиие
оасхода аргона в указанных пределах (см. рис. 107. 109)
приводит. с одной стороны, к уменьшению энтальпии
плазменной струи, с другой. - к росту скорости взаимо_
действия напыляемого порошка с поверхностью основы. В
. какой из этих двух факторов будет
и определяется соответствующая пори-
стость и прочность покрытия. Аналогично можно объяснить
и влияние содержания водорода в плазмообразующем газе
на прочность и
рис. 107. 109). Только в этом случае характер зависи-
мости более сложный, так как с увеличением содержания
водорода в плазмообразуюшем газе может происходить и
повышение, и понижение энтальпии плазменной струи.
зависимости от того
доминирующим.
напыленных слоев (см.
5.2.3. ЖАРОСТОЙКОСТЬ И ТЕРМОСТОЙКОСТЬ
ПОКРЫТИИ
Рассматриваемые износостойкие и срабатываемые уп-
лотнительные покрытия в процессе эксплуатации работают
при повышенных температурах. Поэтому их подвергали ис-
пытаниям на жаростойкость и термостойкость.
Жаростойкость покрытий оценивали весовым методом в
атмосфере спокойного воздуха при температурах 773 и
1173 К. Температура испытаний поддерживалась с точ-
ностью ±5 К- Приращение массы образцов за счет окислс-
Ю1я определили на аналитических весах с точностью до
I • 10 г
кг. Кроме того, жаростойкость срабатываемых
уплог1ителы1ых покрытий исследовали на термомэссомёт-
рической автоматической установке по величине отноше-
ния приращения массы окисленного на воздухе материала
О 10 20 20 *0 50
Орема, v
3 - (TiC) 3
(T»C) 50 % Ni
Рис. 110.
окисления при
туре 973 К
Кинетике
темпера -
покрытий.
напыленных из КМ :
/ - (TiC) 25 % Ni:
2 - (TiC) 35 % Ni;
% NI; 4 -
к его первоначал! ной массе (в процентах) при темпера-
турах 873, 1023, 1123, 1223 и 1323 К. Материал основы
ХН38ВТ, размер образцов 10 х 10 * 4 мм, толщина напы-
ленного покрытия 2 - 2.5 мм.
Термостойкость покрытий определяли по количеству
теплосмен до появления признаков разрушения покрытий
при нагреве образцов в печи с последующим охлаждением
сжатым воздухом до температуры 323 К. При отсутствии
трещин и сколов в покрытии после 100 теплосмен испыта-
ния заканчивали. Нагрев осуществляли до температур
573, 873, 973, 1223 и 1273 К в шахтной печи, оборудо-
ванной для проведения испытаний в автоматическом режи-
ме догюлшггельными механизмами и аппаратурой управле-
ния. Температуру образцов с покрытием и температуру
печи измеряли хромель-алюмеле вы ми термопарами с по-
мощью автоматических потенциометров. Размер образцов
50х50*],5и50х20х 1.5 мм, толщина напыленного
покрытия 0.4 - 1.5 мм. материал основы ХН38ВТ и
ХН77ТЮР, Кроме того, проводили термине пытания по цик-
лам 473 - 873. 473 - 1023. 473 - 1123. 473 - 1223.
473 - 1323 К. В этом случае термоиспытания i if сокращал и
после успешного П|юхожл<ния отдельными покрытиями 2(Х).
300 и 500 теплоемок.
Учитывая. Г--
срабатываемых уплотнительных покрытий А! - ВГ
чсна низкой температур >й плавления алюминия и его спо-
что njMj/icaiiiaH температура эксплуатации
BN ограни-
чь
Рис- 1
окисления
НОПМЛСННОГО
(TiC) 35 %
температуре -
/ - 773 К . 2
з - 1173 К
Кинетика
покрытия.
из КМ
Ni. при
- 973 К;
собносп ю создавать
хрупкие
лилные
интерметал-
сосд мнения с
другими
металлами,
термические испытания
этого покрытия прово-
fiperiR, ч
дили при температурах
ис выше 823 К-
Испытания па жаростойкость показали (рис.
НО-112),
что для исследуемых температур окисление покрытии.
сформированных из различных композиционных материалов,
носит затухающий характер, причем ход кинетических
кривых подчиняется параболическому закону. На поверх-
Рис. 112.
Кинетики окисления срабатываемых уплотнитель-
ных покрытий
Х20Н80 - BN (а) н Х20Н8
напыления: / . 100 A; G - I 4 г/с*
д Аг
Температура испытания:
/ 873 К; 2 - Ю23 К: 3 - 1123 К:
1323 К
— CaF (б). Режим
2
V - 16.7 об %
2
4 - 1223 К: 5 -
Рис ИЗ. Микроструктура покрытия из КМ (11С) 35 % Ni
после 50 ч термовыдержки при температуре 1173 К: х 100
ности образцов при испытаниях образуется пленка окси-
дов. прочно связанная с поверхностью покрытия, отслое-
ния окалины при испытаниях не наблюдалось несмотря на
то, что испытания сопровождались теплосмснами. связан-
ными с периодическим взвешиванием образцов.
Исследования показали, что стойкость к окислению и
защитные свойства плазменных покрытий из КМ возрастают
с увеличением содержания никеля в исходном порошке при
всех испытуемых температурах, что связано с более
плотной и менее пористой структурой < «(юрмировянных
покрытий.
С увеличением температуры нагрева происходит сниже-
ние жаростойкости покрытия (см. рнс. Ill) и увеличение
слоя окалины (рис. 113). После 50 ч термовылержки ок-
сидный слой при температуре 773 К практически отсут-
ствует. при 973 К составляет 30 - 50 мкм. а при 1173 К
увеличивается до 200 мкм (рис. 113). Во всех случаях
микротвсрдость исокисленных участков соответствует
микротвердости матрицы в исход ном состоянии. микро-
твердость же оксидной фазы составляет (8 - 10) I03 МПа.
Рсяптеноструктурный анализ данных покрытии показал,
что в исходном оГразнс из КМ (TiC) 35 % Ni имеются
карбид титана и <)>аза па основе никеля, линии которой
278
размыты. мсжплоскостиые расстояния увеличены. присут-
ствуют также hi ггсрмста ллиды.
После выдержки при температуре 973 К в течение 50 ч.
появляется фаза NiTiO . После аналогичной выдержки при
О
температуре 1173 К линии отражения карбида титана в
образце еще более ослаблены, присутствует фаза NiTiO .
*5
шгтерметаллиды не выявляются, но видны следы Ni и оки-
си титана.
В табл. 15 представлены результаты исследования со-
става включений, выявленных металлографически с по-
моги-ю микрореггиеноспектрального анализа в покрытии
карбида хрома, плакированного никелем (Сг С >Ni. После
длительной выдержки при 973 К продолжается постепешгый
переход Сг С в сложный карбид (CrNi) С . Количество
3 2 7 3
светлых включении Сг С в структуре покрытия уменьша-
ется. площадь, занятая сложным карбидом, а также мат-
ричной фазой, увеличивается. Однако состав карбида
Сг С и сложного карбида (CrNi) С при этом не мен 4-
3 2 7 3
стся. Длтстельная выдержка покрытия в окислительной
атмосфере таким образом приводит к постепенному обез-
углероживанию и превращению карбида хрома Сг Сг в
(CrNi) С .
9 J
Сроки службы покрытия определяются. по-
видимому. временем существования высокоуглеродистых фаз
Сг С и (CrNi) С . а значит способностью к образованию
3 2 7 3
сложного хромоникелевого карбида.
У карбидов хрома способность к образованию сложного
карбида достаточно высока, поскольку для атома хром;, в
карбидах характерна способность замешаться различными
переходными металлами с образованием семейства ложных
карбидов.. В то же время сложные карбиды отличаются
бол1>шон термостабильностью в кы пакте с металлами
группы железа и. в частности, с никелем и его сплавами.
Микротверлость покрытий после испытании на жаро-
стойкость существенно не меняется и остается близка к
значениям микротвердости исходных покрытии,
Таблица 15 Фазовый состав структурных
составляющих покрытия (Сг С )Ni
в исходном состоянии и
до 973 К в течение
после нагрева
ч
Содержание элементен. %
а
Фала и се
цвет пос
ле трав
ления
Ni
Исходное После Исходное
После Исходное После
состоя
наг- состоя- ши • состоя- наг*
кис рева ннс рева
мне рева
белый
66.367
66.44 I
66.368
86.462
86.484
86.439
86.462
86.252
86.502
86.367
0.345
0.260
гг
Л
0.237
0.210
0.263
0.236
0.479
0.190
0.345
13.287
13.298
13.287
13.302
13.305
13,298
13.302
13.269
13.308
13.287
74.577 68.570 18.047
(Cr.Ni) С 82.452 78.603 9.324
желтый 75.653 82.196 i 6.975
74,355 71.834 18.291
76.664 75.987 18,853
24.648 7.376
13.623 8.155
9.675
2I.062
16.497
7.472
7.354
7.483
6,782
7,774
8. 129
7,104
7.515
Твердый
раствор
Cr в Ni
светло-
желтый
31.772
51.910
41.702 68.228 58.298
62.476 48.090 47.524
39.979 - 60.02I
23.355 - , 77.645
Иссж-лоыни г жа[хк,Т(>Лк<к'п| сраба л ли» mi jx унлотнн-
тоилых нок|мл-ий 1и«ка«1ло (см. рие. 112), чго кинети-
чески • кривые окислении стабилизирую) си во н|х-мепи уже
после первых 4 - 5 ч. При темпера гур? 1123 К жир*-
стойкость обрлшов из слоя Х20Н80 — I3N ниже. чем при
1223 К. Иогышепие жаростойкое ги при 1223 К можи Гиль
обуслсвл ио, о'ювилпо, следующими причинами: во-первых.
230
, покрытий в зависимости
исходного материала____________________
Таблица 16. Термостойкость
оТ состава t ______
Термостойиость покрытий в интервале
температур. К
Состав исход
него мате
риала
Основа А/125
Основа XН 38ВТ
323-723
323-773 323-873 323-973
Ni
Ni
Ni
(TiC)25%
(TiC>35%
(TiC>50%
(G C )30% Ni
340
500
500
40
100
100
100
80
1000
присутствующие в покрытиях кремний и его оксиды повы-
шают их жаростойкость в этом диапазоне температур,
во-вторых образование плотной оксидной пленки на по-
верхности уплотнений при этих температурах препятст-
вуст распространению окисления внутрь покрытия.
Исследования на термическую стойкость покрытий по-
казали. что она в значительной степени зависит от со-
става напыляемого материала и режимов напыления. Для
износостойких покрытий (TtC)Ni с увеличением плакирую-
щего материала в КМ наблюдается возрастание термо-
стойкости» что. очевидно, связано со снижением терми-
ческих напряжений в напыленном слое за счет лучшего
согласования коэффициентов термического расширения
покрытия и основы (табл. 16). Для основы из материалов
ХН38ВТ и ЛЛ25 он соответственно равен 18,6 • 10 и
19 - ю"^ К \ а для покрытий (TiC)Ni в исходном со-
стоянии и после термовыдержки в течение 20 ч при тем-
пературе 823 и 1023 К коэффициент термического расши-
рения (К ТР> приведен в табл. 17. Значения КТР получены
на автоматическом кварцевом дилатометре.
Влияние режимов напыления на термостойкость покры-
тии представлено в табл. 18. Наибольшее влияние на
281
Таблица 17 Коэффициент термического расширения
Тгмпсря - Соств» исяоа
rvpe w кого КМ
лсржхн. К
Коэффициент а. 10 |/К
373-473 4 73-573 573-673
293 (ТС)35% Ni в.61 9.42 10.74
823 (Т<)35% Ni 3.5 9.4 10.3
1023 (TiC)35% Ni 3.54 10.6 10.18
293 (TiC)50% Ni 9.05 10.76 II.I
1023 (17050% Ni 9.6b 11.57 11.68
термическую стойкость покрытии оказывают расход аргона
и водорода.
Результаты анализа покрытий (Сг С * 30 % Ni после
испытаний на термоспмЬчостъ по режимам 973-373 и
1173—373 К в течение ЭХ) топлосусн показали следующее.
После ЛЮ ттлосмсн по режиму (973-373) К в покрытии
видны следы образовать! повой фазы аналогично той. ко-
торая проявляется в структуре покрытий после испытания
на жаростойкссгь. Структура покрытий стаи более одно-
родной, границы между составляющими в покрытиях выяв-
ляются слабее по сравнению с исходными. Следует отме-
тить. что существенных изменений в структуре покрытий
не гронеходит при увеличении числа таимкмеп от ЛЮ до
1ОХ1. При температуре 1173 К значительно ш пелак|ити-
руются диффузного» процессы. приводящие к превращению
карбидов. сякзч»пелыю возрастает содержи о tc в покрытии
юсмосго клр&ша
возрастает ннтснеиш кхлъ линий
отрлжспия. соугветствуххши оксидам хрома, появ.ик*гся
ишпелыекя фаза NiCr^O^ Окгкты тормоззтт джтыюйшес
окисление покрытия
Соглааю таСм 19 терМ1К*тоАкостъ |юкрытии ХЛ>НЙ0 -
25 % BN зависит от тадкратуры нет*глины. тем^кра-
турах до 973 К отсутствуют признаки рируцмоы покрытия
до 300 тсрмошмов Увелнчс101е температуры i к i о гл и от
во 1223 к пршиигг к p»up\wei ио > покрытия чс|ж з 15 -
^гтий нз KM после термовыдержкн
покрытии HJ
, интервале температур. К
673-773
11.1
10.63
10.7
II 81
12
773-873
11.32
10.7
11.01
11.84
12.08
373-973
11.47
10.74
11.2
12.5
12. 18
973-1073
11.62
10.95
11.24
12.69
12.2
1073-1173
12.92
12.24
Таблица 18. Термостойкость покрытий,
нз КМ (Т<) 35 % Ni.
в зависимости от режимов напыления
напыленных
Режим напыления
Расход
Число цнкто» до разру-
шения в интервале темпе
рат>р. К
аргона водоро-
323-773 823-673 323-973
260
400
540
400
400
400
400
16 7
16 7
16
100
100
100
90
100
100
100
70
90
30
too
100
80
100
37 тх?рмоциклов. Это объясняется различием в ^газовых и
структурах превращениях. проходящих при испытаниях ПО
разным режимам. Метх^тйзгрзфнчесых и ра1тгхлкхгфуътур-
иое испытав к* образцов с уплотнсшк'ы \20HS0 - 25 % BN
прмиедшнм тсрмомспытште при 973 К (100 циклов). пока-
залз, что на поверхности покрытия образуется тонкий
оксидный СЛ)Й в основном нз
О,. Заметных структур-
ных изхклклои! внутри покрытия не наблюдается. Фазовый
Таблица 19 Термостойкость срабатываемых
уплотнительных покрытий
при различных температурах испытании
Покрытие
Тсмпердту- Число цик= Предельное чис-
ра мспыта- лов до ло инк лов. кото-
ния разрушения рым ограничим-
покрытня лось испытание
873 - 300
Х20Н80-25% BN 973 - 300
1123 52-56
1223 15-37
1023 - 300
Х20Н80-18% CaF 1223 131-164
2
1273 - 100
1323 60-60
АЬ25% BN 823 - 100
анализ поверхностного оксидного слоя уплотнения
Х20Н80 - 25 % BN. прошедшего термоиспытанис при 1223 К.
показал, что он содержит в основном оксид никеля, при-
сутствуют в нем также оксиды хрома Сг О и шпинель
2 3
NiCr СГ На рентгенограммах имеются линии, идентифици-
руемые с борным ангидридом В О
Толщина образовавшей-
ся сплошной оксидной пленки неравномерна и колеблется в
пределах 0.07-0.4 мм. Оксидная шкика в светлом поле
имеет светло-серый цвет, микротверлость пленки 8(ХХ) -
13 000 МПа (микротверлость металла в матрице уплотнения
Х20Н80 - 25 % BN после напыления 22(Х)-32(Х) МПа). В
структуре самого покрытия наблюдается появление боль-
шого количества оксидных прослоек между частицами.
Термоне пытания срабатываемых уплотнении Х20Н80 -
18 % CaF при температуре 1273 К показали. что все' они
£
выдерйеали 100 теплосмеи без разрушения. М<таллогрзфи-
284
напыленные
= 5.1 МДж/кг) и большим
газа (G
1.87 г/с) или
большим содержанием крупных
nuV1M после тсрмоиспытаний установлено, что
3’Глубину окисляются покрытия, напыленные
ИЗ большую лу< _ с. | МЛж/к
струей с низкой э»гтальпиеи
рэсхоя» шимообрэзуюикго
X20HS0 - 18 %
ш— сруоч С »«с»малы.™ Р™» ™ЧГ
вело к значительному снижению
его прочности (примерно
В 'испытаниями срабатываемого уплотнительного покрытия
А1 - 25 % BN (см. табл. 19) установлена его хорошая
термостойкость при температуре нагрева по 823 К. На
всех образцах независимо от режима напыления отсутст-
вуют признаки разрушения после 100 теплосмеп. Более
того, прочность покрытия на образцах, прошедших термо-
испытания. превышает се исходные значения в среднем
на 18 %.
5.2.4. ИЗНОСОСТОЙКОСТЬ И
ПРИРАБАТЫВАЕМОСТЬ ПОКРЫТИЯ
Износостойкость и прирабатывасмость являются основ-
ными выходными параметрами, определяющими люгвегствен
но работоспособность износостойких и срабатываемых
уплопиггельных покрытий в реалы ых условиях. Поэтому
исследование данных параметров покрытий представляет
несомненный интерес.
Испытания покрытий на износостойкость проводили в
условиях трения без смазки по схеме ’’диск - колодочка”
при давлении прижима образцов 0.1 МПа. Для испытания
применяли диски диаметром 50 мм и шириной 14 мм. изго-
товленные из сплавов ХН77ТЮР и XH3SBT. Перед напыле-
нием наружный диаметр дисков протачивали до диаметра
49.2 мм. На поверхность образца, очищенную струйной
обработкой абразивом и обезжиренную, напыляли подслой
из никелг^алюминиевого порошка толщиной 0.1 мм и соот-
ветствующее покрытие толщиной 0,6 - 0.7 мм. чтобы обес-
печить необходимый припуск на шлифование образцов до
окоичзтелыюго размер 50-0,017 мм. Толщина
после шлифования составляла 0.3
шлифовали при поперечной подаче 0.05 мм и обилии
охлаждении эмульсией. Шероховатость покрытия
шлифования составила Ra 1.25.
I lOKplJTHH
7.9’^ мм‘ Покрытие
_д м
после
Колодочку изготовляли в зависимости от материала
покрытия из чугуна ХТВ и стали ШХ-15. закаленной до
HRC 50-60. Колодочка представляла собой сегмент колша
с углом 45° ± 30' наружным диаметром 68 мм. внутренним
-50 ♦ 0.027 мм и шириной 10 ± 0.005 мм. После закалки
колодочку ю стали шлифовали до указанных размеров с
шероховатостью Ra 1,25.
Время испытания, коэффициент трения и температура
образцов записывались автоматически на потенциометрах.
Температура образцов в результате трения при испытании
достигала 523 - 573 К. Износ диска и колодочки опреде-
ляли весовым методом. Образцы взвешивали на аналитичес-
ких весах с точностью измерения 1 • 10 7 кг. Общее вре-
мя испытания составляло 8 ч. Диск взвешивали через 2 ч
испытания. колодочку - перед испытанием и в конце.
Перед каждый испытанием диск и колодочку обезжиривали
бензином. Среднюю скорость износа (кг/с) определяли но
результатам испытаний пяти образцов за 6 ч. Первые 2 ч
отводили на приработку образцов и в расчет нс при-
нимали.
Износостойкость плазменных покрытий (Сг С )Ni в ус-
J Л-
лоеиях фреттиига определяли на образцах из сплава
ХН77ТЮР цилиндрической <|юрмы (диаметр 18 мм, высота
25 мм) и оценивали по профилограммдм дсцюжек трения,
среднему износу и величине локальных । юв[>с>кдсний в
микрометрах. Исследования проводили при следующих ус-
ловиях: база испытания 0.5 106 циклов, амплитуда
колебаний одного образца относнтслыю другого 150 мкм.
далвение прижима 19.6 МПа, температура испытаний 293.
1073 К, поверхность покрытий 1№ред испытанием шли<|>ова-
ли до Ra 0,63.
С учетом того, что с1кни<|>ичоская структура напылен-
ных слоев, в частности их пористость. улучшает |хтбото-
способность покрытий в условиях трения скольжения в
присутствии смазки, проведено исследование покрытий
(TiC Ni в режиме жидкостного трения по схеме диск -
призма. Диск с покрытием погружали наполовину в ван-
ночку с керосином. Нагрузка составляла 800 Н. площадь
контакта изменялась на контртсле от линии в начальный
момент до цилиндрической лунки в копие испытания.
Призма имела размеры 10 * 10 * 4 мм. износ ее измеряли
по объему цилиндрической лунки, образующейся за время
испытания, при частоте вращения 300 об/мин. Износ пок-
рытия определяли по изменению диаметра диска. Время
испытания составляло 2.5 ч. Призму и диск шлифовали до
шероховатости Ra 125.
При исследовании прирабатывасмости срабатываемых
уплоп1итель1!ых покрытий установлено, что лопатки ротора
могут удовлетворительно быстро без существенного разо-
грева врезаться только в покрытие Al - BN. Остальные
покрытия прирабатываются при врезании лопаток чрезвы-
чайно медленно и с большим разогревом и могут быть
предназначены в основном для более легких условий
эксплуатации — для работы в паре с лабиринтными гре-
бешками. Поэтому прирабатываемость шжрытия Al - BN
оценивали по врезанию лопаток ротора, а покрытий
Х20Н80 - BN и Х20Н80 - CaF - по врезанию лабиринтного
гребешка. Для покрытия Х20Н80 - CaF определяли также
удельную работу врезания.
Прирабатываемость уплотнительных покрытии оари вре-
зании в них лабиринтного гребешка определяли на универ
салыюи высокоскоростной установке [27] и оценивали в
миллиметрах глубины врезания на километр пути 1робсга
кромки лабиринтного гребешка. Размеры образцов 010 х
к 25 мм. толщина напыленного покрытия 3-3.5 мм. ма-
териал основы XH3SBT- Линейная скорость ко!пртела
100 м/с. Прирэбатываемость покрытии при врезании в них
лопаток ротора оценивали но времени вязания на глуби-
ну 1 мм. Визуально кшггралировали степень разогрева
лопаток и наволакивания покрытия на их торцы- При ис-
пытании сегментный образец срабатываемым ушютшпгльным
покрытием прижимался силон 98.1 Н к лопаткам колеса
диаметром 250 мм. вр.шкжнцг пк я с час пи он 8(ХХ) об/мин
Матг| нал основы - XI17Л1К >1 *. толншна покрытия 2 2.5 мм
Режим напыления: / « 8<Ю Л. G « 1.4 г/с V
д Лг • гц
2
ж 16.7 об. %.
Удельную |К1Гх>ту врезания <>нр71слялн как ОТНОШСЦНе
рлбоТЫ, ЗЯТрЛЧС! IIЮЙ Ila Вр*ЛЗНИС В СрабаТЫВЛСМсх- унлот-
нитслыкх* покрытие 11.1 заданную глубину (0.6 мм), к
массе срехннюго покрытия при мены гании на маятниковом
копре. Вр?лnine осупк* гвляли олнон|х:м<*нно в двл образ-
ца. |КПТЮЛОЖС1Н1ЫХ в нжхкоегях. параллельных плоскости
движения маятника и <ттояпшх от последней с разных
сторон нл одпинаковых расстояниях. Покрытие для опре-
деления удельной работы врезания напыляли на пару
плоских образцов размер>м ПО х 70 х 3.5 мм. материал
образцов - сталь ХП38ВТ. После напыления нокрьние под-
вергали механической обрабенке. в fx-зулыате кого[юн
испытуемое покрытие на образцах 11р7к;тавляло собой
полису прямоугольного сечения размера 2.5 х 2.0 х
х 2.5 мм. р.'Ш|1(М1тетоя1цую от краев образцов.
Износ тойкосп. покрытии (TiC)Ni в немалой степени
определяется приработкой. Под приработкой понимается
процесс изменения геометрии и физико-механических
вон тв поверхностных слсх-н м перилла в начальный пе-
риод tjx ния. При этом в неизменных условиях внешних
воздействии обычно уменьшается работа ip’inni. стабили-
зируется темпе ратурл. снижается нигенсивпостъ изнаши-
вания. В|хмя приработки определено »к< т К’римен та л ы ю и
для большинства покрЫ1ИИ ((ктавляло не болеч* !Ю мни.
ПрИЧ<’М ИОСЛе Приработки И 8 Ч ИСПЫЫНИИ |Пер)ХО11ЛТО( п»
ум< hi ।пилась но сравнению с исходной от /?н 1.25 до
Ra 0,63. чпо <*вш1«*п>д|1ствов.-1ло об усгановивик^’я онти
млльиой р;пч|<>|мх']|ой 1иер>ховлтости ipyiiuixcn пар.
С ЦСЛ1 ю сряшспия или ‘ 10ИК ос г и плазменных покры-
тий. содержа! ин к к.цли;! тшлпа, кл|бпд волыррама и пни-
болеч* UIHpiKO Применяемых В КПЧССНм* 1ЫИ(К1Х ГОНКИХ 1ЮК-
|ЫТИИ. Полуниных 1ИЛЬК1ПИЧ<ЧК11М м<1олом па основе
Ni SiC (Nikasil). нрим‘Дены испытания на ibihx в
условиях б»*з смазки (гибл. 20). Гальнапичсчкое покры-
тие СКЛОННО К CXWIIMILIIIIIIO. сопровождаемому ИЧКХ'ОМ.
288
Таблиия 20 • И~ "* "
, усл™»» *” _______________________
Покрытие или исходный КМ
ДЛЯ МППЫ-ЛСИИЯ
-10
Скорость юноса. 10
покрытия
стали LUX -5
NI - S1C (гальваническое
покрытие)
(WC1 30 % Ni
TiC . 35 % Ni (мех
смгсъ
<TtC) 35 % Ni
Схватывание и мдиры в
начальный момент)
45,53 330.3
9.42 466.7
6.86
причем, чем сильнее схватывание. тем больше износ.
CxB.mJB.mne raniли(ичссюг<> попилил вероятно связлно
с большим количеством металлической матрицы 1зсрнз
карбилл кремния |хмм<.|Х)М I - 3 мкм составляют всего о
покрытая). а также со структурными изменениями выз-
ванными вы.окои темперптур» 1Й в контакте (выше 673 К),
в результате чего начиняется интенсивное растворение
SiC в Ni VM
Лучшая изн<костойк<хгп» покрытия. iLinujicniioro из к
(TiC) 35 % Ni. обы1сняется хорошим соотношением метал-
ла и клейдов. наличием переходных <|ки взаимодействия,
а также достаточно пластичной матрицей, способной вы
держивать циклические нагрузки при трении. По мнению
ряда авторов. карбид титана нрсдотв|хни:1ит схватывание
материала в насильный период трения. Карбидные зерна
п|Х'пятствуют |хивитию lutacTHMecKort /цч,х>рм шии в обкме
магерилда. способствуя л<»к41лиз.нши напряжений в узком
поверхностном слое.
Исн14тлния покрытий из КМ нл основе кл|/)ида титана
помазали (рис. ILI. 115). что cyuiccrBeiiikv влияние нл
нх iLui<N'(x'ToHKocTi> oK<uUBiieT к<о1ичество плакирующего
металла в исходном материале и некоторые нл|Х1мет|)ы ре-
жима напылении. Среди покрытии, напыленных из плакиро-
ванных КМ (рис. IID. наименьшую изцектхггонкемгпэ имеет
покрыто с малым содержанием никеля. Эго можно объяс-
10 - Картинок
Рнс.
тнй
количество
исходном КМ (/)
рошко НЛ67 (2) в
с (TiC) 35 % Ni
о- - 1 - - 1 1 1
SO 60 70 SO 90
Ttotuvrcmfo TfA 67 # снеси „ нас %
Износ покры -
ЗПЙНСИМОСТИ
металла
от
н
по-
смеем
!п«ть слабой связью карбидных частиц с матрицей ввиду
недостаточного количества плакирующего металла. пони-
женной пластичностью матрицы, в которой преобладают
<Ьазы с мнкротвсрпостъю (10-16) • 103 МП.1 и знччитсль-
ными сжимающими ОН (до-240 МПа). При трении появляют-
ся межзеренные трещины, идет нроцес выкрашивания кар-
бидов. которые дейтвуют на покрытие как абразив. Уве-
личение содержания никеля до 35 % и выше в исходном
материале приводит к образованию более пластичной мат-
рицы (преобладают фазы с микротвердостью 4 • I03 - 1 *
х 10 МПа), обеспечивающей релаксацию напряжений, воз-
никающих при нагружении покрытия циклическими фрикцион-
ными связями.
Ис1юл1»зование в качестве механической примечи нике-
ля и порошка НЛ67 улучшает процесс tjx?iimh и повышает
I 10
ПО
/0 «
Рас лоб Мороза е об %
ПО но
Сола тм , А

Износ покры*
Раслоб орсона, //с
~f9
7 0 Рнс.
-jTHft MJ км (NIC) 35 % Ni
да вис имеет н от рдсхо-
аргона (/). водорода
(2) н тока дуги (3)
290
.ппосостоикосп. коптртсла (рис. 114). что связан с
— закреплением TiC. уменьшением пористости и уве-
Х м ^чности сиепления. Уменьшение количества
X д|.ой составляющей в ибшем содержании исходного
напыляемого материала приводит к некоторому увеличению
износа покрытий за счет снижения плошали опорных из-
”. образуемых карбидами. При
количествах примеси порошка НЛ67 и никеля в ис-
компознциошюм материале (TiC) 35 % Ni * 64 %
60 % Ni из! юсостойкостъ первого
посостсйких поверхностей, образуемых карбидами. При
раВННХ
ходном
НЛ67 и ( ПС) 35 % Ni
КМ выше.
Из параметров генерации плазма той струи наибольшее
влияние на износ покрытий оказывают расход и состав
плазмообразуюшего газа.
При напылении (TiC) 35 % Ni с большим расходом ар-
гона уменьшается энтальпия струи, время нахождения ча
стиц в в1>»сокотемпературной зоне и степень взаимо ист
вия TiC с Ni. Матрица такого покрытия обладает доста-
точной пластичностью (микротвердостъ фаз колеблется в
предел 1х 4Ч03 - Г2-103 МПа). Равномерное распределение
в ней когерентно связанных между собой уменьшает
возможность хрупкого излома и выкрашивания карбидных
зерен, что снижает износ.
Изменение расхода водорода неоднозначно влияет на
износ покрытий. Минимальный износ шдблюластся при рас-
ходе водорода 16,7 об %. Микротвердостъ матрицы нахо-
дится в пределах (4 - 10'10 МПа. С увеличением рас
хода водорода до 23 об.% возрастает энтальпия плаз-
менной струи, что приводит к большему нагреву напыляе-
мого материала. В матрице сформированного покрытия
з
прсобладют фазы с микротвсрлостью (8 - 18)10 МПа. что
снижает се пластичность и износостойкость за счет
хрупкого разрушения связи TiC - матрица. Снижет те рас-
хода водорода до 9.1 об. % приводт* к уменьшению нагрева
напыляемого материала и ((нормированию покрытия с преоб-
3
лишайном (раз. имеющих микротвердостъ (2 - 8)10 МПа.
Наличие большого ( до 87 %) количества пластичной (разы
ю-
291
га^остойк
с целью определения воздействия температуры
носостойкостъ напыленных покрытий проведеныих
на износ в условиях трения без смазки покрытий
СПС/35 % Ni и СПО35 % Ni ♦ 64 % НАП7 KM
СМЗЗКИ покрытий ИЗ Км
4 о НЛ67 после 100 тед-
соатьетственно. сгго связано с появлением такого более
твердого и износостойкого оксидного слоя на гэвсрхности
973 К приводит к увеличению износа покрытия из КМ
(TiC Sc % Ni * 64 % НА67 в 5,6 раза, что обусловлено
Значительным увеличением толщины оксидного слоя (до
50 - 70 мкм) и его хрупким разрушением.
Во всех исследованных случаях износ кагтртела из
стали ШХ15 был на два порядка выше износа покрытий Из-
нос контрте-а из чугуна ХТВ имеет такой же порядок.
гюэтому все выводы для пары трения плазменное покры-
тие - сталь ШХ15 применимы к чугуну ХТВ для данного ви-
да испытаний. Более высокую износостойкость имеют плаз-
менные покрытия, что и определило их использование в
качестве контртела для испытаний в условиях трения без
смазки В результате испытаний установлено (табл. 21).
что износ контртела уменьшился в 15 - 20 раз. но одно-
временно увеличился износ покрытий на диске (в 3 —
5 раз). При ьХ*>ре и^юсостоиких плаз»ленных покрытии на
базе fTiC)Ni нет/холимо иметь в виду условия эксплуа-
тации и долговечность кемггртелз. Испытания покрытия
(TiC/35 % Ni по покрытию (TiC)35 % Ni показали, что
износ их один^жов по объему независимо от площади кон-
такта и к/л^фигурации гюсермюсти трения. Рогггенострук-
туршЛ анализ продуктов трения выявил в них фазы TtC.
1. фазу на базе никеля раствор карбида в никеле)
и NiTiO .
3
РА1ПТГ1*хлРУмтурного анализа продуктов трет вы
покрытий после термоеыдержки при 773. 973 и Н73 К а
также испытания нуюсо-гойкости покрытий гюсле термо-
292
Исходный КМ для
Исходный КМ для
напыления на
колодочку
-10
10
ООКрЫТНЯ
на диске
на коло-
дочке
29.72
33.06
Ni
Ni
46.67
24.39
26.3
(TiC >35% Ni
(T(C)35%
(TiC >35%
(TiC >35%
(TiC >35%
Ni
Ni
(TiC)35%
(TiC)50%
(TiC}35%
(TiC)35%
(TiC >35%
.64% HA67
(TiC)35% Nl-
.89% HA67
(TiC)35% Ni
(TO35% Ni
50.11
29.17
(TiC)35%
Ni
46.53
105.94
39.78
(TiC)35%Ni.60%Ni
(TiC >35% Ni.
.64% НА67

hfi-
циклирования свидетельствуют что образование оксишюи
пленки на покрытии в процессе трения снижает их износ.
Создать такую пленку для практического применения в
готовом изделии можно до начала процесса трения
(термовыдержкой при определенной температуре). что
должно уменьшить износ и трение во время приработки.
В табл. 22 представлены результаты исследования из-
носа фсрротикара № 212 (металлокерамического материала
состава Fe-TrC) и чугуна с покрыта
и в условиях трения
со смазкой Контртело из чугуна ХТВ при трении со смаз-
кой по плазменным покрытиям имеет примерно такой же
износ, как и по гальваническому покрытию. С увеличением
в покрытии пластичного металла износ контртела снижа-
ется Довольно высокая 1гзносостойкостъ чугуна ХТВ в
условиях трения со смазкой объясняется присутствием пор
в плазменных покрытиях. удерживающих смазку.
Износ кснгтртелз из ферротнкара № 212 в 2 - 3 раза
ниже износа чугуна ХТВ. Добавление порошков никеля и
Таблица 22. Износ ферротнкара № 212 и чугуна ХТВ
в паре с покрытиями в условиях трения со смазкой
Износ призмы.
10
Исходный КМ для Коэффициент ---------
напыления трения нз чу-
гуна
ХТВ
~~ ” Коэффициент
из фер- Трения
роти -
каря
(TfC)35%Ni 0,125-0.118 7.6 2.65 0. 135-0, 115
(TfC)35%Ni*23%Ni - - 2.26 0.126-0*114
(TiCI 35% Ni-4 6%Ni - - 2.16 0.127-0.122
(TiC)35%Ni*60%Ni 0.119-0.114 4.92 1.4 1 0.122-0.090
(TiC)35%Ni* 0.12-0.117 5.09 1.63 0.112-0.096
-64%HA67
Гальваническое 0.13-0.11 6.73 2.02 0.13-0.117
покрытие Ni -SiC
HA67 в исходный материал уменьшает коэффициент трения и
износ контртела по сформированному покрытию до уровня
и даже ниже уровня износа спеченного порошкового ма-
териала по покрытию Ni-SiC.
Сравнительные испытания покрытий (Сг С >30 % Ni на
износостойкость в условиях трения без смазки показали,
что средняя скорость износа их при Т = 293 К составляет
—3
5.8*10 мг/с. После нагрева в течение 100 ч при Т =
973 К на воздухе износ покрытий уменьшился в 3.4 раза
—3
и составил 1,7*10 мг/с. Увеличение износостойкости
покрытии ^Сг^С )30 % Ni после нагрева связано с упроч-
нением связей за счет диффузионных процессов в покры-
тии, выравниванием структуры и образованием оксидов на
его поверхности.
Сравнительные испытания покрытий в условиях фреттин-
га при разных давлениях и температурах представлены на
рис. 116. Немонотонный характер зависимости износа от
рис 116*
дення на
КОСТЬ
<аэс21зо
фреттмнге.
испытания :
/ - 293 К;
Влияние ДОВ
нзмосостой-
покрытий
% Ni при
Температуря
2 - 1073 К
давления при Т = 293 К объясняется следующим. При дав-
лении около 15 МПа фактические напряжения в koi пакте
становятся близкими к когезионной прочности покрытия.
При этом юное возрастает до тех пор. пока его продукты
нс заполнят пространство между контактирующими по-
верхностями. В дальнейшем в результате приработки уве-
личивается фактическая площадь контакта, что способ-
ствует снижению удельной нагрузки на участках (ракти-
ческогб контакта и уменьшению износа. Монотонная зави-
симость износа от удельной нагрузки при 1073 К обус-
ловлена влиянием оксидной пленки, образующейся на по-
верхности контакта и обладающей антифрикционными свой-
ствами.
Оценка прирабатывэемости уплотнитсл! лого покрытия
AI - 25 % BN по времени и характеру врезания в него
лопаток ротора на глубину 1 мм показала (табл. 23). что
лучше прирабатываются покрытия, напыленные на режимах
с высокой энтальпией струи. Отмечено ухудшение прира-
батываемости покрытия, напыленного более мелкоди-
сперсной шихтой (40 — 100 мкм). Судя по результатам ис-
следований свойств и прирабатывэемости покрытия А! -
25 % BN. покрытие с матрицей, разреженной крупными
включениями нитрида бора, более благоприятно для вре-
зания лопаток, чем покрытие с мелкодисперсным распре-
делением нитрида бора. При этом высокая прочность пок-
рытия А! - 25 % BN не ухудшает условий врезания. После
термоиспытаний прирабатываемость покрытия AI - 25 % BN
не снижается.
Результаты оценки врезаемости лабиринтных гребешков
в срабатываемые уплотнительные покрытия Х20Н80 - BN и
Х20Н80 - CaF представлены в табл. 24. Врезаемость ла-
Таблица 23. Прнрабатываемость срабатываемого
уплотнительного покрытия Al - 25 %
N
при врезании лопаток ротора
Энтальпия струн
при напылении
покрытия МДж/кг
Время врезания ло-
патки на глуби-
ну 1 мм. с
Характер наволаки-
вания на пс
лопатки
II*
5.2-5.4
6.1—6.5
13-32
16-29
Значительное
6.9-7.2
Несу шественное
Таблица 24. Прнрабатываемость срабатываемых
уплотнительных покрытии Х20Н80 - BN и
Х20Н80 - CaF
2
при врезании лабиринтного гребешка
Композиционный мате-
риал
В резв ем ость лаби-
ринтного гребешка,
мм/км пути пробеге
Коэффициент
трения
Х20Н80 - 25 % BN
Х20Н80 - 18 % CaF
2
0. 15-1
0.15-0.16
0.22-0.52 0.22-0.24
работа врезание, к Ал fat
Рис 117. Удельная работа
врезания срабатываемого
уплотнительного покрытия
Х20Н80 — CaF в зависимое-
2
ти от тока дуги Режим на-
пыления G • 1.01 —
Аг
1.79 г/с:
/ - V - 8.3 об %; 2 -
12
V - I5.9 об.%; 3-V -
Н2 Н2
= 2I.7 об.%
31 <ачител ы юй степе <и
ГИ0И1ГТИЫХ гребешков в напыленные покрытия находится на
’ ;ш1и? значений, характерных для срабатываемых уплот-
полученных методом спекания. Измерения удельной
работы врезания в покрытие Х2ОН8О - CaF2 показали, что
прнрабатываемость уплотнений в
опрслелнется параметрами процесса напыления (рис. 117).
Изучение врезаемости лабиринтного гребешка в срабаты-
ваемые уплотнительные покрытия после окисления в интер-
вале температур 1023 - 1323 К показало, что лучшей
врсзасмостъю обладает напыленная композиция Х20Н80 -
18 % CaF2- Материал Х20Н80 - 2S % BN имеет хорошую при-
рабатываемостъ после окисл«шя при температуре 1023 К-
5.3 ВЛИЯНИЕ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
НА ПРОЧНОСТЬ ПОКРЫТИЯ
Остаточные напряжения. возникающие в покрытиях,
оказывают значительное влияние практически на все о< -
новныс эксплуатационные характеристики напыленных
деталей. Они могут быть причиной появления трещин и
отслоений. влияют на адгезионную и когезионную
статическую и многоцикловую прочность. И31юсостонкость.
термостойкость и т.д. Однако, несмотря на отмечаемые
корреляции остаточных напряжений с эксплуатационными
характеристиками, в современной литературе практически
отсутствуют аналитические соотношения. описывающие
такие корреляции. Это объясняется не только сложностью
физико-химического механизма формирования покрытии с
заданными характеристиками. но и м1югофактор»юстью
самих остаточных напряжений.
М»югофактор|юсть остаточных напряжений заключается в
том. что на эксплуатационные характеристики деталей с
покрытиями влияют не только значения и знак напряжении,
но и вид их распределения по сечению детали, глубина
залегания максимальных напряжений. градиент напряжении
и т.д. Поэтому взаимосвязь остаточных и эксплуата-
ционных характеристик в основном носила качественный
характер. Создаваемые при этом математические модели в
297
1 вправлении
критических
большинстве случаев характеризовались схематичностью
ограниченной областью применения, нс всегда достаточно*
обоснованностью.
Наибольшее число публикаций в этом
посвящено вопросу определения значений
остаточных напряжений. при которых возможно разрушен^
покрытий. В работе [8] проведен расчет напряженного со-
стояния покрытия на криволинейной поверхности. На осно-
вании полученных соотношений определено усилие отрыва
покрытия от внутренней или наружной поверхности шара
При изучении сцепления покрытия с металлическими криво-
линейными и плоскими поверхностями в работе [55] сделан
вывод, что связь между напряжениями и адгезионной проч-
ностью явно обнаруживается только на криволинейных по-
верхностях. Однако, как показывают экспериментальные
данные, напряжения влияют на адгезионную и когезионную
прочность не только на криволинейных. но и на плоских
поверхностях. Это подтверждается, в частности, описан-
ными в гл. 3 механизмами разрушения покрытий, а также
широко известными случаями их отслаивания, вспучивания
и растрескивания.
Для объяснения эффекта вспучивания и отслаивания
покрытий в работах (76. 77. 98] использованы представ-
ления теории Эйлера [111] о потере устойчивости плос-
ких систем под действием сжимающих напряжений. Решение
данной задачи приведено для случая покрытия, располо-
женного на упругом основании. Причем предполагалось,
что в покрытии действуют постоянные по толщине сжимаю-
щие напряжения. Показано, что после потери устойчи-
вости на границе раздела фаз возникают деформации,
вызывающие напряжения отрыва покрытия от детали, в
результате чего на этой границе возможно появление
горизонталью jx трещи и.
В случае, когда в покрытии возникают растягивающие
напряжения, наблюдается снижение когезионной прочности
при испытании гкжрытия на растяжение. Причем, если
напряжения превышают предел прочности материала покры-
тия на растяжение. в покрытии возникает сетка трешин.
пс^хюндикулярных к поверхности. Размеры возникших бло-
ков имеют порядок удвоенной толщины покрютия. Этот
298
1
II». Схем» формировв-
трывных н прижимавших
иопря>«с,,ий
случай, а также дислока-
ционный механизм возникно-
вения остаточных напг^жс-
пни описан в работе [11 1-
л-жная работа характеризуй
, точным физико-математическим подходом к описанию
Манизма формирования остаточных напряжении, однако
вопросы влияния остаточных напряжений па прочность по-
крытия рассмотрены достаточно схематично.
В работах [87. 104] предложен механизм формирования
напряженного состояния, вызывающего отрыв покрытий или
отдельных частиц в зоне краевого эффекта. Для этого
рассмотрена следующая схема деформирования частицы
(рис. 118). Сферическая частица попадает на основу,
расплющивается и принимает форму цилиндра. В дальней-
шем при остывании верх частицы деформируется свободно,
а низ
основы. Частица принимает
Рис
НИЯ О
Tnd/2
d/2
Сферическая частица попадает па основу.
- стесненно в результате схватывания поверхностью
форму усеченного конуса.
Авторы работ (87. 104] рассчитали деформацию образую-
щей конуса по формуле « = (CD - АВ)/АВ и вычислили
напряжения. норма-1ьные к адгезионной зоне,
шению о
£е/(1 - ц). В работе
п
, по соплю-
(40] для деформаций
приведено соотношение
е = (|/8)(а Т d/h)2. <51)
п п
Авторы работ [87. 104] считают, что в работе [40] не
учтено уменьшение высоты цилиндра при охлаждении на ве-
личину а Т h и приводят для деформации об|хмуюшей вы-
п п
раженис
е = (1/8)(а Т d/h)2 - а Т .
п п п п
(5.2)
Это дает им основание з.шнсал> нормальные к адгезион-
ной зоне шэнряжепия в виде
9
299
I — Д 18 I л л Л
(5.3)
п л
Соотношения (5.1) - (5.3) получены для случая на
пыления отдельной частицы на холодную поверхность дс-
тали когда деформацией нижнего основания цилиндра
(см. рис. II8) можно пренебречь. Однако переход от
соотношения (5.2) к (5.3). сделанный авторами работ
(87. 104]. несправедлив, так как деформации. опреде-
ляемые состношеяием (5.2). являются полными деформа-
циями в направлении нормали к поверхности, а напряже-
ния вызывает упругая составляющая деформаций. С учетом
того, что полная деформация связана с упругой и темпе-
ратурной составляющими соотношением (другие виды де-
формаций в дзннг.й модели нс рассматриваются)
упр
где - температурная деформация: = аТ . получим
п
упр
е-е = (1/8)(а Td/h) .
т п п
Откуда
(5.4)
Таким образом, в отличие от работ [87. 101] полу-
чено соотношение (5.4). аналогичное соотношению работы
[40]. Для рассмотренного случая (остывание частицы про-
исходит на холодной оендее) в самой частице ((юрмируют-
ся растягивающие ОН в направлении, парзллслыюм по-
верхности раздела при любых соотношениях между темпе-
ратурными деформациями материалов частицы и основы.
Поэтому на границе* адгезионной зоны должны возникать
не отслаивающие, а прижимающие нап[ жжения. что также
свидетельствует о противоречии в paccMorjx иных работах.
Дли случая, когда основа п{х*двярителню подог|х'вастся
до температуры в работах [87, ИИ] приведено сле-
дующее выражение для отрывающих напряжении:
J’l)
0 = l£n/(l - ^>Ис(аЛ %Го)2 “Л1’
(5.5)
г F Т Т . h, h - соответственно. коэф-
%’ ао о’ °’ °
гиг термического расширения. модули Юнга. темпе-
ратуры и толшины чэстниы и основы: d и d( - диаметры
расплющенной и напыляемой частиц.
К соотношению (5.5) применимы те же замечания, что и
к выражению (5.3). Кроме того, необходимо отметить, что
схватывание отдельно взятой частицы с поверхностью ос-
новы происходит не мгновенно. а в течение определенного
промежутка времени, при кагором происходит теплообмен
и адгезионное взаимодействие между контактирующими по-
верхностями. Практически, первый этап образования ад-
гезионного контакта происходит при Т . одинаковой для
обеих поверхностей [84J. Причем возникающие темпера-
турные градиенты в остывающей частице и под частицей в
материале основы достигают очень больших значений.
Поэтому механизм влияния остаточных напряжений на ад-
гезионную прочность в такой системе достаточно сложен
и, по-видимому. определяется не только геометрическими
искажениями прямолинейного контура. Очевидно, такую
сложную задачу целесообразно рассмотреть в два этапа.
На первом этапе определить экспериментально или теоре-
тически остаточные напряжения, возникающие внутри ча-
стицы или всего покрытия, а затем оценить влияние этих
напряжении на напряжения. действующие в зоне краевого
эффекта.
Рассмотрим, каким образом, зная распределение оста-
точных напряжений внутри системы, можно оценить напря-
жения. перпендикулярные к поверхности раздела системы
покрытие - основа.
При нанесении покрытия на плоскую поверхность с па-
раметром H/L <!(//- общая толщина системы. L - ее
301
а)
Рис 119
не (С) и брусу (б)
Схема приложения
б)
*
контурной нагрузки
пластн
к
протяженность) реализуется напряженное
(рис. 119). описываемое тензором напряжений (117]:
состояние
а = о (z): о=о (z);
х х У У
(5.6)
Тху
Тху
(zj; о
z
Такой системой может быть покрытие на пластине или
отдельная частица на плоскости (отношение высоты к
диаметру частицы имеет порядок 0,1 ~ 0.05 [84]). а на-
пряжения могут иметь различную природу (упругие, тер-
мические. остаточные).
Напряжения (5.6) действуют почти во всей детали за
исключением краевой зоны. В краевой зоне имеет место
не плоское, а объемное напряженное состояние, при ко-
тором х 0. Эти напряжения о % являются ответственны-
ми за снижение адгезионной и когезионной прочности пок-
рытия. а также за возникновение трещин в плоскости
пластины. По-видимому, впервые такой подход к возник-
новению поризонтальных трещин в результате действия
остаточных напряжений был высказан в работе |59].
Для нахождения о в ..зависимости от остаточных пап-
ряжен >.. °х и ° в основной зоне необходимо решить за-
дачу о напряженном состоянии краевой зони. С целью уп-
рощения решения восиол|>зуемся следующим приемом. Рас-
смотрим два напряженных состояния. Первое, когда во
ве й детали, включая краевую зону, действуй основные
302
МОЖНО по-
лучить’ «ли рассматриваемую пластину "°
состояния рассмотрим пластину оез
ряжений,
состояние интересующей нас краевой зоны.
остаточно напряжения (5.6);
^пряжашями (5.6). В качестве второго напряжен-
состояния рассмотрим пластину без остаточных нап-
- иагружашую по торнам также напряжениями
(5"б)' Разность этих двух состояний и даст напряженное
Для первого случая реализуется плоское напряженное
— компонента
напряжений во всей пластине равна нулю. Следовательно.
следовательно. нормальная
состояние. Я,
все компоненты напряжений для первого состояния из-
вестны.
Для второго напряженного состояния учтем, что при-
ложенная контурная нагрузка в пределах толщины всей
системы самоуравновешена. так же как и основные оста-
точные напряжения. В соответствии с принципом Сен-Вена-
на эффект действия такой нагрузки распространяется от
края пластины на расстояние порядка толщины системы
[117]. Поэтому вместо рассмотрения пластины достаточно
рассмотреть брус прямоугольного поперечного сечения
толщиной Н и шириной, например. 1.5 Н с приложенными
нагрузками на одной из граней. На рис. 119. б изображен
такой брус для края, перпендикулярюго оси х. Исходные
нагрузки (5.6) приложены с обратным знаком, что позво-
ляет сразу получить искомые а . Отметим. что касатель-
ное напряжение (5.6) вызывает только кручение бруса и
вклад в о не вносит.
Z
поэтому влияние контурных
Тху
учитывать не будем.
Таким образом, для нахождения а % необходимо решить
шюскую задачу теории упругости для прямоугольной об-
(н)
ласти с нормальными напряжениями о* (z). равными ос-
новным напряжениям (5.6). но с обратным знаком
(рю. 120). Причем область состоит из двух полосок ма-
териала (покрытие и основа) с различными модулями уп-
ругости Е. но одинаковыми коэффициентами Пуассона д.
Используя функцию напряжения у [117]. получаем краевую
задачу
303
Рис.
ження
ласти
120. Схема
прямоугольной
образца
нагру.
об
(5.7)
Эх
Эх 3z
3z
Э tfi
0; z G [0. h J.
dx
dx 3z
3z
Граничные условия на внешних поверхностях будут
a (z);
3
2
<H\z); х = 0;
Эг
Эг
2
Э
— = 0;
а/
dz
о’
(5.8)
Y = 0:
Эх
Граничные
вид
2 = ---Г" = 0: z = h
Ъх 2
условия на их общей границе (z = 0) имеют
Эх
’ - д----
Эх
I Э
х (I - Д)-----
I Эх
Д---
Эг
(5 9)
.304
(I -
э
д)-“Г
dz
д
Эх
d
a (x. z)
- д)
dz
Эх
dz
dx
ху " dxdr/
Для выяснения
из такого расчета,
терна ла. При этом
ТОЛЬКО !
различ1 lux зако! юв о
основных закономерностей. вытекающих
рассмотрим брус из однородного ма-
остастся одно из уравнений (5-7) и
граничные условия (5.8). Результаты ^счсга
для различных jurwuwo приведены на рис. 12
Исследования показали (рис. 121). что в краевой зоне
детали всегда возникают расслаивающиеся напряжения
если в основной части детали действуют остаточные нап-
ряжения. Максимальные значения как сжимающих. так и
растягивающих напряжений о? всегда несколько болиде
максимзлы 1ых значений основных остаточных напряжении.
Напряжения о? достигают наибольшего значения па торне,
а во внутренней части пластины уменьшаются и на глуби
нс порядка Н х Л ♦ Л обращаются в ноль. В слоях, nie
<|юрмируются сжимающие остаточные напряжения a* (z).
напряжения будут растягивающими (отслаивающим! . а в
случаях, где образуются растягивающие остаточные напря-
(н). .
женин о (z). о будут сжимающими.
Приведенный пример позволяет строго матем этически
связать остаточные напряжения, действующие вне краевой
*
Рис. 121.
зависимости
Распределение
от остаточных
расслаивающих напряжений в
(н)
напряжений О * для различных
случаев их формир
ваиия в покрытии
зоны. с нормальными напряжениями в зоне краевого эф-
фекта для плоских систем. В случае криволинейных по-
верхностей ход анализа остается аналогичным.
Таким образом, при напылении покрытий в них <]юрми-
рустся напряженное состояние, характеризуемое темпера-
турными. кристаллизационными и другими начальными нап-
ряжениями. После окончания процесса напыления в систе-
ме возникают остаточные напряжения. Остаточные напря-
жения представляют собой самоуравновсшен! iyx> систему.
Следовательно, в материале всегда присутствуют области
как сжимакниих. так и растягивающих напряжений. Растя-
гивающие напряжения приводят к снижении» прочности ма-
териала на растяжение и могут вызывать трешипы. перпен-
дикулярные к поверхности. После возникновения грешил
уровень напряжений в покрытии снижается. В зоне крае-
вого эффекта в слоях, где действуют рк.тягивающис ос-
306
п11Ые напряжения. формируются нормальные напряжения
’ , Основные остаточные напряжения растяжения ока-
СЖЗХ в целом отрицательно влияние на экенлуатаиион-
^рактеристмки покрытия. В то же время основные
ХтХс напряжения сжатия оказывают положительное
влияние на эксплуатационные характеристики деталей.
Опнако сжимающие напряжения могут приводить к возник-
новению потери устойчивости слоя, в котором они дейст-
вуют и. кроме того, в зоне краевого эффекта они при-
водят к возникновению расслаивающих напряжений. Следо-
вателыю. значения сжимающих напряжений должны быть
(храничены наименьшим значением прочности
растяжение
растяжение. Обычно наименьшее значение имеет прочность
сисплщия покрытия с основой. Поэтому значения сжимаю-
щих остаточных напряжений не должны превышать прочно*
стн сцепления покрытия с поверхностью основы.
Г л а в а 6. УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССОМ
НАПЫЛЕНИЯ И ПРИМЕНЕНИЕ
ПЛАЗМЕННЫХ ПОКРЫТИЙ
Из анализа структурпо-фупкиионалы hjx схем (см.
гл. О процесс плазменного напыления покрытии состоит
из следующих основных этапов: выбора материала покры-
тий. подготовки поверхности к напылению, определения
режимов напыления и изучения условий последующей обра-
ботки покрытия. Причем результаты каждого из этих эта-
пов могут оказать решающее влияние на выходные эксплуа-
тационные параметры изделия.
Наиболее трудоемким этапом разработки техпроцесса
является определение режимов напыления. Следует отмс-
титъ, что в настоящее время практически отсутствует
методология разработки режимов напыления для случаев
плазмою кто напыления в атмосфере и вакууме, a mi ionic
из полученных результатов носят частный ха|)актср. Это
связано с воздействием на эксплуатационные параметры
различных факторов и разнооб|>азвых физико-химических
явлений. Сложность описания таких воздействий опреде-
ляется тем. что сам процесс относится к разряду много-
307
факторных. Для некоторых эксперимпггальных завися
стен трудно установить корреляционную связь между
метрами, а многие из полученных аналитических уравнс
ний носят нелинейный и трансцендентный характер.
ведет в свою очередь к тому, что целевая функция экс-
плуатационных параметров не поддается в общем случае
аналитическому описанию.
В настоящее время проводятся попытки построения
уравнений регрессии с использованием как размерных
входных факторов [105], так и безразмерных комплексных
параметров [91] с последующим применением вероятностно-
статистических методов планирования экстремальных дан-
ных для оптимизации параметров напыления. Однако сле-
дует иметь в виду, что необходимость факторизации про-
цесса напыления требует на этале построения математи-
ческой модели (уравнения регрессии) проведения тради-
ционного однофакторного эксперимента либо теоретичес-
кого анализа.
В соответствии с приведенными структурно-функцио-
нальными схемами (см. гл. 1) и результатами исследова-
ний все факторы, влияющие на эксплуатационные парамет-
ры, можно разбить на три группы: управляемые, нерегу-
лируемые я возмущающие. К управляемым факторам (пара-
метрам) относятся такие, которые оператор может изме-
рять и на которые может воздействовать в процессе на-
пыления. К нерегулируемым факторам относятся такие.
которые могут быть измерены, но на которые оператор в
данном процессе напыления не
может воздействовать
Возмущающими факторами процесса напыления являются
факторы, изменяющиеся случайным образом в процессе
напыления и приводящие к изменениям как выходных, так
и входных параметров. Наличие в процессе напыления в
общем случае возмущающих факторов приводит к тому, что
процесс относится к разряду стохастических. При этом
обработку экспериментальных данных и разработку режима
напыления следует проводить с учетом вероятностно-
статистических методов.
Разработку технологического процесса необходимо
начинать с выбора материала покрытия. Следующим этапом
является подготовка поверхности основы (детали) перед
, с одной
с анализом взаимодействия отделы ю взятой
с анализом
„„ Г иел1>ю достижения необходимой адгезии меж-
наднлением й Наиболее известными методами
ЛУК ГХХжи являются химические, физические и мс-
7ие методы. Если эти методы не лают необхолимо-
Хльтата. можно использовать промежуточные слои
лЛюсип, нокрипш с программным изменением его
^"получение качественного покрытия
стороны.
частипн покрытия с основой, с другой.
условий формирования самого покрытия как целого. Пер-
вая часть этой проблемы для случая плазменного напыле-
ния достаточно полно освещена в литературе, а получен-
ные результаты позволяют выделить область технологи-
ческих параметров, в которой происходит эффективное
взаимодействие частицы с основой. .Вторая часть этой
проблемы - формирование покрытия в целом - определяется
тепловыми условиями в системе покрытие - основа, а
также возникающими в системе остаточными напряжениями.
Эта проблема является наиболее ответственной при фор-
мировании покрытия в целом, так как под действием
напряжений оно может разрушаться как в процессе напы-
ления. так и после него.
Анализу данной проблемы посвящены гл. 2 и 3 этой
книги. Результатом таких исследований является спреде-
лснис области технологических параметров напыления. в
которой можно проводить оптимизацию этих параметров по
одному или нескольким эксплуатационным свойствам пок-
рытий. Перейдем к изложению методики выбора оптималь-
ного режима для случая плазменного напыления в атмос-
фере и вакууме.
6.1. ПЛАЗМЕННОЕ НАПЫЛЕНИЕ ПОКРЫТИЙ
В АТМОСФЕРЕ
Первым этапом в разработке методики выбора опти-
мальных режимов техпроцесса является анализ взаимодей-
ствия отдельно взятой частицы с поверхностью основы.
Цель такого анализа - установление границ технологи-
309
четких параметров, при которых происходит поочи^
динсние частиц с поверхностью основы. Согласи
физико-химического взаимодействия, описывающей^7^
ные явления в зоне удара частицы о твердую мише^Х
84]. кинетика образования связей полностью описьвХ'
топохимическими реакциями первого порядка.
Определяющими факторами в процессе формирования хи-
мических связей является температура, давление, вьп'
ванное ударом частицы, длительность взаимодействия и
свойства основы. Несмотря на сложность процессов
протекающих при таком взаимодействии, получены соотно-
шения [82]. устанавливающие связь между этими факторами
и относительной прочностью сцепления напыляемых частиц
с основой.
расчета эффективности взаимодействия отдельно взятой
частицы с основой. Условием вступления в химическое
взаимодействие не менее 70 % атомов в пятне контакта
под упавшей частицей на поверхность основы явля-
ется [82]
соотношения можно использовать для
W • зо| > v.
(б.»
где Т - температура в контакте под частицей в период
0
время ее кристаллизации: IF
энергия активации химического взаимодействия.
Длителыюсть кристаллизации частицы оценивается сле-
дующим соотношением:
/ = И - й)(1 - д )и, (6.2)
О ж
где h - высота затвердевших частиц; d - диаметр частиц:
v - скорость частицы при ее соударении с основой: д -
коэффициент, имеющий порядок, приблизител! но равный 0.5
и характеризующий жесткость частицы.
Высота затвердевших частиц может определятся сле-
дующим соотношением:
310
0.5
(63)
(I
Температура в
кристаллизации
В контакте под частицей в период се
описывается выражением
Т = Т * ь ♦ Ф(а)
(6.4)
гдс Т - температура основы: х X|°2/(X2aih Ф(а)
функция ошибок: а - корень уравнения (84]-
На основании соотношений (6.1) - (6.4) методом пос-
ледовательных приближений на ЭВМ рассчитывается началь-
ная температура основы либо необходимый перегрев напы-
ляемых частиц выше температуры их плавления. при кото-
рой происходит образование прочной химической связи
частицы с основой. Практика такого расчета показывает,
что при напылении на ос нову ‘ с высокой теплопровод-
ностью, особенно при нанесении первого слоя, предва-
рительный подогрев основы гораздо более эффективен, чем
перегрев самих частиц. В дальнейшем при напылении
частиц на уже сформировавшийся слой эффективность обо-
их способов примерно одинакова. В связи с тем. что
на неактивированной основе оценивается половиной энер-
гии ее сублимации, следует, что наиболее жесткие усло-
вия на химическое взаимодействие налагаются при напы-
лении первого слоя, поэтому расчет для этого случая
даст параметры, заведомо удовлетворяющие условиям
дал1нсйшего напыления.
Использование активированных поверхностей основы
при напылении и плакированных напыляемых частиц приво-
дит к уменьшению IF , а тем самым снижает энергетичес-
кий барьер химического взаимодействия и повышает проч-
ность сцепления. Наиболее широкое применение для пред-
варительной активации поверхности основы нашли методы
струйной обработки абразивом и дробеструйной обработ-
ки, дающие также ряд других эффектов, положительно
311
122. Структурная схема управления процессом плаз*
влияющих на покрытия. К таким эффектам можно отнести
создание разветвленной поверхности, насыщенной струн-
контакта частиц с основой, увеличению скорости само-
диффузии. а также создание в приповерхностном слое
сжимающих ОН, улучшающих условия дальнейшего формиро-
вания покрытии.
Следующим этапом разработки техпроцесса напыления
является анализ условий формирования покрытия в целом.
что определяется тепловыми условиями в системе и воз-
ютсакмшыи в ней остаточными напряжениями
Результаты комплексного исследования позволяют ре-
312
] технологичен -
122)- Выбор оптимальных
можно проводил
_ и коэффициент исполъзова-
необходимой. производитель! юсти пронесу
- т) выбирают ток плазмотрона,
содержание водорода такими, чтобы
..oz-ruitw в высокотемпературной зоне
коменДоваТЬ напыления (рнс
» ^я"“я фа’'то₽ов ,в к'юе-
^ико-механические СВОЙСТ^_пл1Г|ии г^комсн Л аииям.
ния пороша или
Исходя ИЗ
(массовый расход порошка
расход аргона и
время пребывания частик
0,13 1^Х^ельности напыления, так
; запаса энергии струи не будет хватать на
порошка до температуры плавления, а
приведет к непроизводительному расходу
увеличен <ии т
нагрев всего
уменьшение т
В то же время увеличение энергии струи выше опти-
мального приведет к перегреву порошка, а уменьшение се
энергии - к недогреву частиц. Это условие зависит от
конкретной конструкции плазмотрона, от способа ввода
порошка, от его грануляции и физико-механических
свойств, от тока плазматрона, расхода аргона и содержа-
ния водорода и подбирается экспериментально по визу
апыюму осмотру порошка, попадающего в ловушку с водой
либо осевшего на пластину. Причем следует иметь в виду,
что увеличение расхода водорода свыше 20 % приводит к
разрушению плазменного распылителя. Состояние частицы
зависит от расстояния, на котором расположены ловушки.
так как температура частицы по мере движения в струе
сначала возрастает, а потом начинает убывать. Таким
образом, в данном эксперименте возможно определение еше
одного технологического параметра -
дистанции
напы-
ления. Ясне», что основа должна быть расположена на Гра-
нине зоны, в которой начинается остывание порошка и не
происходит перегрева основы плазменной струей.
Эти параметры можно подбирать с помощью экспсримен-
талыюй установки (рис . 123). состоящей из чередующих-
ся пластин / с зачекаяеннои термопарой 2 и водяных ло-
вушек Площади пластин и водяных ловушек равны.
Рис 123. Схема установки для подбора режима напыления
Каждая такая лара пластина - ловушка отстоит от
плазмотрона и друг от друга на расстоянии 40 мм. По
результатам измерения температуры за один проход такой
системы под плазмотроном регистрируют расстояние окон-
чания зоны воздействия плазменной струи. По сравнению
массы порошка, осевшего на пластине и попавшего в воду,
определяют КПД использования порошка, а по его визу-
альному осмотру — состояние частицы на данном рас-
стоянии от плазмотрона
Причем все частицы на основе можно подразделить на
три типа: в виде диска с выпуклой цетгтральиой частью,
формирующиеся в недогретом состоянии: в виде плоского
диска с закругленными края?хи и неровной поверхностью,
формирующиеся в расплавленном состоянии, и частицы,
формирующиеся из перегретого металла в виде характер-
ного лучеобразного разбрызгивания.
Таким образом, эксперименты позволяют установить
Диапазон технологических параметров по току дуги I .
д
расходу водорода G^ и аргона 6 , расходу порошка т и
дистанции напыления /, при котором частица пы издает на
основу в расплавленном состоянии. а это о «местно с
рассчитанным значением температуры Т и условиями акти-
314
м поверхности основы перед напылением позволяет
высокой адгезионной прочности При таком
Л°С^ТНапыления когезионная прочность покрытия будет
реЖИМ^высокая в снду снижения энергии активации и бо-
^ГХкой теплопровод}юсти частиц покрытия по сравне-
но с теплопроводгостью основы.
На следующем этапе проводят модельное напыление с
целью определения q. a. v и а по методике, описанной в
гл 2 и 3. Анализ остаточных напряжений. возникающих в
покрытии, проводят с помощью программ, алгоритмы кото-
рых представлены в гл. 3. Это в свою очередь позволяет
найти значения начальной и конечной температур напыле-
ния и максимальную толщину покрытия.
В то же время знание диапазона изменения температур
при эксплуатации изделия позволяет проанализировать
уровень ОН в изделии. Если такой расчет указывает. что
в процессе напыления покрытия после его остывания и в
процессе эксплуатации изделия ОН в нем не превышают
нужный уровень и имеют необходимый знак, то можно про-
водить напыление и приступать к исследованию эксплуа-
тацией пых свойств покрытия.
В противном случае уменьшение ОН надо начинать с из-
менения плотности потока плазменной струи и начальной
температуры основы в диапазоне, определяемом условиями
получения высоких адгезионных свойств. Если эти меры
не дают необходимого результата, то можно использовать
подслой между основой и покрытием, обеспечивающий
плавный переход свойств от материала основы к материа-
лу покрытия, или ввести в покрытие пластичный материал
изменить npouetmroe содержание связки) с целью измене-
ния модуля упругости и коэффициента термического рас-
ширсяия покрытия.
6.2. ПЛАЗМЕННОЕ Н ХПЫЛЕНИЕ ПОКРЫТИЙ
В ВАКУУМЕ
Тсхпологнческий процесс нанесения покрытий плаз-
менным методом в вакууме состоит из операции. выполня-
емых до помещения деталей в вакуумную камеру: в ваку-
315
оггти-
CJIOfl;
умной камере; после извлечения деталей из вакуумной
камеры.
До помещения деталей в вакуумную камеру необходим
обработать поверхность детали с цслио создания
мальных шероховатости и качества поверхностного
очистить поверхность детали от механических и химичес-
ких загрязнений.
После размещения деталей в камере выполняют следую-
щие операции: откачку вакуумной камеры; травление де-
тали и внутренней части камеры ионами газа; травление
поверхности детали ионами металла: конденсацию покры-
тия; разгерметизацию вакуумной камеры.
После извлечения деталей из вакуумной камеры, в за-
висимости от конкретных условий ее эксплуатации, реко-
мендуется термическая обработка и доводка покрытия с
целью придания ему определенных свойств.
Остановимся на некоторых вопросах, отражающих фи-
зическую сущность выполняемых операций.
Подготовка поверхности перед напылением - важнейшее
условие получения стабильно воспроизводимых качествен-
ных покрытий с высокой адгезией. Адгезия и эксплуата-
ционные свойства покрытий сильно зависят от шерохова-
тости напыляемой поверхности. Так, при использовании
покрытий на твердых сталях в узлах трения шероховатость
Ra не должна превышать 0.65 - 1.25 мкм. при использо-
вании титановых сплавов Ra 1.25 - 2.5 мкм [12. 37].
Перед помещением детали в камеру необходимо удалит!»
с се поверхности загрязнения механическими и химичес-
кими методами. После очистки деталь необходимо про-
мыть. обезводил» и высушить. Перед загрузкой деталей в
вакуумную камеру можно рекомендовать их с/юзгаживание
нагревом, особенно в случае загрузки больших партий.
Газовое ионное травление осуществляют с целью
уменьшения в вакуумированном об1»смс парциального со-
держания химически активных газов; очистки и обезгзжи-
вания поверхностей летали; приспособления для крепле-
ния детали и других поверхностей. находящихся в зоне
напыления; предотвращения возможности микродуговых раз-
рядов при выполнении следующей операции - травления
ионами металла.
316
Основными параметрами газового ионного травления
являются время травления t. потенциал основы г- --
лемме
дится
и дав-
г да в камере р. Газовое ионное травление прово-
как правило, в атмосфере инертного газа. В слу-
получения покрытий из нитридов травление обычно
проводят в атмосфере азота. При выполнении травления
аля лучшего обезгаживания поверхности камеры процесс
проводят обычно при нагреве колпака камеры горячей во-
дой. Причем процесс травления проводят при постепенном
ПОВЫШе! !ИИ U
поверхности камеры процесс
до тех пор. пока не исчезнут
микроразряды, возникающие на загрязненных поверхностях.
Возникновение микроразрядов (микродуг) - нежелательное
явление, так как приводит к перегрузке высоковольтного
выпрямителя, что в свою очередь приводит к срабатыва-
нию системы его зашиты и он отключается. При газовом
травлении кратковременное отключение выпрям»ггеля не
оказывает отрицательного эффекта на качество покрытия.
При очистке же деталей ионами металла такое отключение
приводит к тому, что на поверхность осаждается пленка
металла, которая закрывает загрязнения и ухудшает адге-
зию покрытия.
Таким образом, основным выходным параметром, по
которому ведется контроль газового травления. является
полное прекращение микроразрядов. Причем максимальный
потенциал U должен быть равен потенциалу, при котором
с
проводится травление ионами металла. При этом давление
газа в камере должно быть близко к значениям давлений,
допустимых для эффективной работы конкретного паромас-
линого насоса вакуумной системы.
Несмотря на эффективность очистки детален тлеющим
газовым разрядом, этот процесс в данной технологии
носит прел зрительный характер, так как высокая адге-
зия покрытий достигается в основном процессом травле-
ния поверхности ионами того металла, которым будет
использован для нанесения покрытий.
Операция травления ионами металла заключается в
бомбардировке детали нонами с целью создания атомарно
чистом поверхности: легировании се атомами того
материала, который будет использован для нанесения
покрытия; создании поверхностного слоя с большим коли-
чеством активных центров сорбции; наведении определен-
ной шероховатости поверхности и предварительном подог-
реве деталей перед напылением.
Основными параметрами этой технологической операции
являются время травления /. потенциал подложки U , ток
с*
разряда I и индукция магнитного поля ускорителя В
Р
Выбор режимов ионного травления основан на теоретичес-
ких и экспериментальных исследованиях и рассмотрен в
Как следует из анализа структурно-функциональных
схем п. 1.6, выходными параметрами процесса травления
поверхности основы ионами металла являются: Т - тем-
пература детали перед напылением: h - глубина слоя
поверхности, снятой при травлении; h - количество
з
стойких загрязнений, остающихся на поверхности после
травления: Ra - шероховатость поверхности.
Результаты комплексного исследования позволяют ре-
комендовать схему управления технологическим процессом
плазменного напыления в вакууме (рис. 124). Следует
отметить, что входными параметрами этого п|юцесса яв-
ляются выходные параметры процесса травления поверх-
ности детали ионами металла, параметры режима напыления
Р’ 3 также ориентация поверхности де-
тали
к направлению плазменного потока.
В зависимости от массы изделия, его геометрических
размеров и теплофизических постоянных подбирают проб-
ные значения /* и U^. Причем. I и / выбирают на
основе достижения максимального значения КИМ (см.
пн. 1.5 и 5.1). Затем, проведя напыление на пробном ре-
жиме и измерив зависимость изменения температуры изде-
лия от времени, определяют стационарное значение тем-
пературы напыления. Если интервал изменения темпера-
туры удовлетворяет техническим условиям для данного
материала напыляемой детали, позволяет достигать хоро-
шей адгезии с покрытием и проводить напыление по схеме
318
124. Структурная
управления про -
плазменного
в вакууме
Рнс.
схема
иессом
напыления
и.
DriytlUPU'
рмое
устрой -
ст6 о
Регулируемые
телнологииеские параметры
До
—• ИзДепие
Эксплуатацией -
ные параметры
измеряемые параметры

результате
пэр - кристалл. ТО
можно перейти к сле-
дующим эл а там. Если
рассмотренные условия
j |С выполняются • ТО •
изменив параметры I .
I и U . опять прово-
р с
дят пробное напыле-
ние,
этого эксперимента по
методике, описанной в
гл. I и 2. определяют
Я и / .
ме
Отмстим также, что
в случае, когда осно-
ва имеет простую гео-
метрическую форму, расчет температур можно проводить
теоретически по методике в п. 2.4. На следующем этапе
по рассчитанным значениям с. / и измеренным Т опрело-
ме
ляют энергию активации образования нитрида, а следова-
тельно, I/ . Давление в камере можно выбирать на базе
исследовании, описанных в п. 1.5.
После выбора соответствующих параметров необходимо
проанализировать ОН. возникающие в покрытии. С этой
целью теплофизические параметры и данные режима напы-
ления вводят в одну из программ, составленную с по-
мощью алгоритмов (см. гл. 3). и проводят расчет на
ЭВМ. Анализ ОН и напряжений, возникающих в процессе
наращивания. позволяет найти значение начальной и ко-
нечной температур напыления, при которых не происходит
разрушения покрытия. Этот же анализ позволяет наитн
максимальное значение толщйны покрытия, которое можно
319
нанести на данном режиме, а также уточнить
пределах необходимо изменить плотность потока ।
ной струи с целью уменьшения ОН. ''йзмсн-
Если такой расчет показывает, что в результате
пыления будет получено покрытие с требуемым у^овм. м
470 в Результате ца.
знаком ОН. то можно проводить напыление и прист^ать **
исследованию эксплуатационных свойств покрытия. Напо -
мер, в случае получения износостойкого покр|>ггия основ-
ными параметрами, по которым необходимо оптимизировать
процесс, будут: интенсивность изнашивания покрытия;
коэффициент трения поверхности; микротвердость поверх-
эконо-
пости увеличение стойкости детали с покрытием;
мическая эффективность процесса.
6.3. ОПТИМИЗАЦИЯ
ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
ПЛАЗМЕННЫХ ПОКРЫТИЙ
Необходимость проведения оптимизации физико-механи-
ческих свойств плазменных покрытий определяется тем,
что к покрытиям в зависимости от эксплуатации предъяв-
ляются различные требования. В одном случае к покрытию
предъявляют повышенные требования по одному эксплуата-
ционному параметру (износостойкость или коррозионная
стойкость), в другом - сразу по нескольким (жаропроч-
ность. износостойкость, коррозионная стойкость и т.д.).
Подбор необходимых физико-механических свойств плаз-
менных покрытий проводят путем оптимизации режимов
напыления. Для оптимизации режимов напыления с точки
зрения физико-механических свойств покрытий все более
широкое распространение находят прогрессивные методики
теоретических и экспериментальных исследовании. преду-
сматривающие построение математической модели техноло-
гических процессов,
В рамках математической модели любой технологический
процесс рассматривается как процесс эволюции выбранной
совокупности параметров. Очевидно, при иост|хкт1ии мо-
дели в первую очередь необходимо выбрать наиболее су-
щественные в развитии процесса факторы. Для
ЗЯ) 1
псобая группа параметров, достижение кото-
области значений определяет цель
(технологии). Для плазменного
определяется как взаимосвязанностью
точ-
^ЯЯоФелеле,ШОЙ
имемой задачи
рассматрим ^ми быть адгсзио1ц|ая прочность,
пористость, остаточные напряжения.
1°"°С^ь покрытий и многие другие. Указанные параметры
. чвдтъ результирующими параметрами или откли-
бул<? любого технологического процесса, часто в литера-
их также называют критериями эффективности, кри-
^иями оптимальности, параметрами оптимизации, функ-
иней пели и др. _ _
Далее в математическую модель в той или ином форме
должны входить все параметры процесса напыления. зави-
симость отклика от которых достаточно существенна.
Степень влияния
соответствующих факторов, так и предполагаемой
ностью и областью применения модели. Введенные таким
образом параметры будем называть входными параметрами
или факторами технологического процесса плазменного
напыления. Как правило, они характеризуют режимы напы-
ления (ток и мощность дуги, расход и состав плазмообра-
зующего газа,
свойства исходных материалов, технологические факторы
процессов подготовки детали перед напылением и т.п.
Математической моделью любого технологического про-
цесса является зависимость параметров отклика У = {У.}
от набора входных параметров X = {%}- Однако на прак-
тике такая зависимость для процесса напыления обычно
либо очень сложная, либо вообще слабо изучена. В этом
случае становится актуальным проведение технологичес-
ких экспериментов с целью установления эмпирической
зависимости. Как правило, при таком феноменологическом
подходе устанавливается функциональная связь Ф. между
каждым /-м откликом Y. и набором входных параметров X:
У. = Ф.(Х). (6.5)
расход порошка, дистанцию напыления).
Следует отметить, что в подавляющем большинстве
современных технологий даже точное знание всех соотно-
11 - Барвинок
321
ЛЛИ ............ ,1|х>,и'ссл "V содержит tecft
1 1"и'”™я неизгк^,,^.
к<’"Полируемых входных
ТСХЦ()Д()рц„
случай-
Млкрнцлд
J зна-
ЫК'ГЦХ)-
ХОД1ШХ парамсцхш. К|х>мс того, если
шспиЛ (6,5) .—
Г ИХ >бход ИМОЙ И! К|юрм;н ШИ. Причиной
появление разброса н задании г
параметров при многократном вое и|х «введении
Ч«коп> пронесся, а также наличие и<к<.п(|юл(фу<М1„
парамет)юв. миги? из которых могут изменялся
пым образом. например появление де<|х.-кл>в [
Последнее может приводить к случайным <»ткло|книям
чсниЛ откликов лаже в случае достаточно точного
изволения значений в
сами соотношения (6.5) получены <|>eiiomoiюлогически,
являются результатом соответствующей обработки болшо-
го количества экспериментов, то они справедливы с
опрел еденной степенью достоверности. Это является
основанием для возможной флуктуации отклика в каждом
конкретном случае любого технологического процесса.
Приведенные аргументы свндстел! «ствуют о целесооб-
разности рассмотрения технологического процесса плаз-
менного напыления покрытии как стохастической системы.
Событием в данном случае будем считал» oiijxviеденный
набор (К, X) значений, принимаемых входными парзмстрз-
ми X и откликами У. В таком подходе можно ввести плот-
ность распре деле-ния вероятности Р(У. X) данного собы-
тия и для hoctjxxhhh математической модели иснол1»во-
вать аппарат математической статистики.
Сделаем сше одно замечание относительно характера
моделируемой системы. В рамках бол! шннства моделей
используется п|х>дставл< ии<* о технологическом п|х»иессс
как о “черном яшике" [101]. При этом после разделения
на классы входных и рмульгируютих параметра связь
между ними ищется именно в <|юрме (6.5). Гем самым
П|К71ПОДагЛСТСЯ отсутствие явной Ж1П11ГИМОС1И между
параметрами отклика. 1кзуслошю, /го не означает, чго
такую связь нслыя найти, скажем, решая систему (6.5)
и исклкншя некоторые входны? плрам<г[ры либо иснол1»зуя
кор|х‘ля1ши между результирующими парамеграми при ста-
ти ти чес ком подходе. 1ак, между износ<>стойк(х*1ью и
твердостыо плазменных нокрыит. sumihhhjihmik h <нкликами
от нарамст|м)в |м*жима напыления, очевидно, суше* шуст
какая-то свюь.
322
Л ii iKo при моделировании процесса плазменного напн-
ч "urjiw /разно изучить влияние параметров режима
Л И11И < на твердость и на изпосостойкгхгп», а за-
°1'м ^'сравнивая полученные математические зависимости.
vT4iioBim> влияние твердости на износ покрытий.
у Таким образом, возможна» представления связей в
• (6.5) означает допустимость рэссмот)хния данного
иескол! ких стохлсти-
г|юрделыю независимых. каждая из кото-
<Jx рм»
технологического процесса в виде
ческих систем.
рых обладает одним числовым параметром отклика.
Естественно, при сделанных выше предположениях
ситуация становится более простой и однозначной. Как
известно [126J. если длю р. определение вероятности
появления набора (У. X), то можно приближенно предста-
вить статистическую зависимость У от набора X в виде
У = *(Х) * Д(У. X).
(6.6)
Величину </>(Х) называют оценкой У по X. Опенку у X)
называют оптимэл! нем. если она лимитирует относитель-
ную дисперсию Д:
Д = М(У - v>(X))2 = infM(K - у>(Х))? =
= 1П[Д2(У. X). (6 7)
где точный нижний предел (inf) берется ik> классу всех
<|>ункш1И Вореля = ^(А>.
2
Можно показать (101. 126]. что если МУ «>. т<> оп-
тимальная оценка </>(Х) существует и в качестве* нее мо-
жет быть взято условное математическое ожидание М {У/Х}:
У = v>(X) = М{У/Х).
(6.8)
Зависимость (6.16) называется средней кв.»Д|юлt4iюн
|kt|Xvch<‘H У на X (или У но отношению к X). Если из-
вестно. что величины X н У имеют нормальную <}юрму
|К1СН|Х'ДгЛе!1ИЯ, ТО [ХГ|>еССИЯ У на X является строго ли-
нейной:
—
п
M{Y/X} = b. ♦ S bJC,.
i = l
(6.9)
Итак, задача феноменолопмеского определения соот-
ношений (6.5) свелась к задаче определения средней
квадратичной регрессии.
Однако статистическая зависимость может оказаться
нелинейной в связи с тем. что параметры имеют не гаус-
совскую форму распределения. Такую причину можно
устранить в ходе экспериментальных исследований путем
искусственной рандомизации входных параметров. Поэтому
будем считать нелинейность оценки следствием нелиней-
ности самих связей.
Обычно оптимальную оценку регрессии Y на X аппрок-
симируют рядом:
л
У = *(*) = Sbxa.(X). (6.10)
/=о 1 1
Линейно независимый набор базисных функций ш.(Х)
выбирается в зависимости от каких-то условий, например,
предполагаемого характера зависимости, простоты и
экономичности расчетов, требуемой точности и так далее.
Затем проводятся технологические эксперименты, в ходе
обработки которых определяются коэффициенты Ь.. Обычно
под экспериментом подразумевается многократное вос-
произведение исследуемого процесса, имеющее целью
изучить закономерности его протекания, степень влияния
на него различных факторов и взаимосвязь между ними.
Остановимся на следующей терминологии. Однократное
фиксирование определенного набора входных параметров X
и параметров откликов Y будем называть измерением. Фик-
сированную комбинацию значений входных параметров X
будем называл» уровнем факторного пространства. Много-
кратное повторение измерений для одного уровня нэзовем
опытом. Сам эксперимент считаем состоящим из серии
опытов на одинаковых уровнях факторного п|хклЦ«1ства.
Экспсриме1гг можно пол разделять на пассивный" и
’’активный”. Общепринятой градации здесь нет. Традишюн-
чэл
дходом является определение свойств плазменных
,|ЫМ|ЛИЙПри изменении каждого фактора в отдельности
^постоянных значениях остальных факторов Спассив-
"ПМ эксперимент). Однако в настоящее время
1 математического
эксперимента ("активный ’ эксперимент).
все чаше
планиро-
которые
и методы
ныи
находят применение методики
взпия :
учишвактг цели экспериментальных исследовании
обработки результатов-
В работах [56, 101. 102] сформулированы преимущества
методов оггтимзлыюго планирования экспериментов. среди
которых наиболее существенны минимизация числа экспе-
риме}гтов и объема вычислений при их обработке, введение
четкой логики в процедуру проведения эксперимента,
повышение контроля за точностью эксперимента и прове-
дение статистического анализа результатов.
Задачу планирования эксперимента можно сформулиро-
вать следующим образом. В области факторного простран-
ства выбрать точки X = (X Х%. Х$....... X?) и числа
повторных измерений в них так. чтобы в некотором смысле
наилучшим образом оценить коэффициенты регрессии и па-
раметры отклика в этой области, где проводились изме-
рения.
При оптимальном планировании эксперимента уравнение
регрессии, аппроксимирующее функцию отклик;!, обычно
записывают в виде полинома некоторой степени:
ИХ. М = Ь * S д-Х. * X b АЛ. *
0 1 1 Ч 1 /
• • »
(6.11)

где Ьо.
России.
— выборочные коэффициенты рсг-
Областъ
переменных)
входных параметров (варе ирусмых
изменения
< с. записывается в безразмерных
325
• п
ДЛЯ Fl =
ЭКСПсрн-
критерии
тех! ^логический
единицах в виде гиперкуба -1 < X. < +1. i =
(для л = 2 - квадрат со стороной две единицы,
= 3 - куб с длиной ребра две единицы).
Таким образом для того, чтобы спланировал»
мент, необходимо, во-первых, выбрать отклики и
оптимизации» характеризующие данный
процесс. Причем важно, чтобы эти параметры характери-
зовали наиболее общие свойства процесса и имели физи-
ческий смысл, оценивались количественно и были одно-
значными, обладали статистической эффективностью, т.е.
были нечувствительны к малым случайным воздействиям.
Желателыю0 чтобы параметров оптимизации было как мож-
но меньше. Однако не следует добиваться уменьшения
числа параметров оптимизации за счет полиол»! характе-
ристики процесса.
Для плазменного напыления в качестве параметров,
характеризующих напряженное состояние в покрытаях,
целесообразно принять значения максимальных остаточных
напряжений и прочность на изгиб. Испытания образцов с
покрытиями на изгиб позволят более обоснованно оценить
влияние напряженного состояния в покрытиях на их проч-
н<хлъ по сравнению с определением адгезионных характе-
ристик покрытий. Так. при оценке адгезии покрытия к
основе по клеевой методике очень сложно оценил» макси-
мальные значения усилия разрушения, так как оно огра-
использусмых в испытаниях,
ризико-механических свойств плазмсн-
ничено прочностью клеев.
Для исследования d
г
пых покрытий в качестве отклика можно взять такие ши-
роко распространенные характеристики, как модуль Юнга
и пористость. Кроме этого, для износостойких покрытий
необходимо оценил» их эксплуатационные свойства. тнкие.
как твердость и износ.
На втором этапе планирования анализируются все <|хэк-
торы, действующие на процесс напыления. от которых
зависят физико-механические и эксплуатационные свойст-
ва покрытий. На качество покрыл<й влияет достаточно
напыления:
ди-
бол1 шой ряд параметров процесса плазменного
ток дуги; расход и состав 11лазмообразуюшего
станция и угол напыления; состав, расход я дисперсность
диктор в отдел поста управляется независимо от
“ — — • Ж ж • Л <1 Л
входящих в математи-
.... |ЛСМОГо порошка; материал и условия подготовки по-
’охиости основы к напылению и некоторые другие. Одна-
WP создание математической модели одновременно от
Гюлыдого числа факторов (семь и более) связано с
годностями принципиал! кого и технического характера.
1 Факторы в области определения исследуемого процесса
должны отвечать следующим принципиальным требованиям.
Они должны быть независимыми и управляемыми. т.е. каж-
дый фактор в отдельности управляется независимо от
уровня других факторов. Причем все комбинации уровней
должны быть осуществимы и безопасны. Например, выбор в
качестве основного фактора температуры плазменной струи
или напыляемых частиц весьма проблематичен, так как
этот параметр непосредственно связан с большинством
параметров процесса напыления и. кроме того, его трудно
контролировать и поддерживать на заданном уровне в те-
чение всего эксперимента.
Определение числа факторов.
ческую модель, и их диапазонов варьирования тесно свя-
зано с третьим этапом планирования эксперимента - вы-
бором математического плана. Каждый план имеет много
свойств и особенностей. характеризующих. например,
число факторов и число уровней; число измерений в экс-
псримагте; показатели точности оценки параметров рег-
рессии и регрессионной функции в целом и др.
При изучении процесса плазменного напыления покры-
тий в работах [87. 105] использована методика планиро-
вания полного и дробного факторного эксперимс! гга и на
их основе метод "крутого восхождения". Такой подход
наиболее эффективен при отыскании области экстремума
функции отклика и для достаточно грубой оценки опти-
мальных режимов. В то же время в большинстве техноло-
гических задачах представляют интерес точные закопо-
от различных факторов
шагового
iviaiinpo-
wcpi । ости изме» ю 1ия отклика
процесса. При этом методы так называемого
планирования ("крутое восхождение . симплекс
ыння (35]) не столь эффективны. В этих случаях целе-
сообразны методики планирования, позволяющие получать
аналитические зависимости и1ггсресуюших закономерностей.
Полный или дробный
{кзкторный эксперимент обладает
рядом достоинств и в первую очередь возможностью
пирования с учетом достаточно большого числа факторов
При этом число опытов в эксперименте равно где k
число факторов, варьируемых на двух уровнях. Учитывая
необходимость проведения повторных измерений для ста-
тистической обработки эксперимента, можно отмстить,
что при изучении процесса плазменного напыления полный
факторный экспериметгг целесообразно проводить при
варьировании не более чем шестью факторами одновре-
менно. Однако полный факторный эксперимент и его дроб-
ные реплики имеют существенный недостаток в том. что
математическая модель при его реализации, как правило,
линейна и в лучшем случае в ней можно учесть взаимо-
действия отдельных факторов. В связи с этим для полу-
чения адекватной математической модели приходится
существенно уменьшать изучаемую область факторного
пространства или идти на ухудшение точности описания
процесса регрессионной зависимостью.
Анализируя однофакторные зависимости свойств плаз-
менных покрытий от различных
акторов процесса напыле-
ния. можно сделать вывод о заметной "кривизне" поверх-
ности отклика, т.е. ее отклонении от линейной зависи-
мости. Очевидно, получение математических моделей вто-
рого порядка значительно повысит точность описания
процесса в более широком интервале варьирования факто-
рами. Таким образом, несмотря на то. что планы второго
гюрядкэ достаточно хорошо разработаны только для двух-
и трех факторного планирования. они позволят получить
Gviee точную и шпигую информацию о физико-механических
воиствах и более обоснованно оптимизировать режимы
плазмеиюго напыления.
образце факторов,
лить на
метров,
детали
характеризующих состав.
Опыт показывает. что технология плазменного напыле-
ния характеризуется большим числом факторов, отражаю-
сталин технологического процесса. Все много-
гю-видимому. целссообразно нодразде-
Группы. HanjwMcp. можно выдслип» группу пара-
М1рсделяюи1их технологию подготовки поверх пости
перед напылшпкм. затем фу1111у 11арам^в.
грануляцию и другие свойства
। !лраметров.
ряд пзра-
дуги (при
и расход
напыления:
напыляемого материала. Кроме того, имеется
метров, определяющих режимы напыления: ток
определенной мощности установки); состав
плазмообразующего газа; дистанция и угол
расход напыляемого материала и др. Следовательно. при
разработке тихнологического процесса плазменного напы-
ления приходится решать ряд задач по оптимизации со-
става покрытий, технологии подготовки поверхности де-
тали перед напылением. режимов напыления и т.д.
При оптимизации режимов напыления для технологов во
многих случаях очень важно знать, насколько ‘жестко
зависят свойства покрытии от таких основных параметров
напыления, как ток дуги, состав и расход плазмообразу-
ющего газа. Указанные параметры контролируются в тече-
ние всего времени напыления и не должны выходить за
пределы диапазона оптимальных значении или могут регу-
лироваться по заданной программе. Такие параметры, как
дистанция и угол напыления, массовый расход порошка.
скорость перемещения горелки и некоторые другие целе-
сообразно задавать постоянными и в течение всего экспе-
римента поддерживать на заданном уровне. В процессе
напыления они. как правило, не изменяются и не контро-
лируются с помощью приборов.
ля трехфакторного планирования можно предложат»
11 планов второго порядка, средн которых планы Коно
(Ко^). Кифера (Ки^)» Хартли (Ха^). Бокса-Дреялера
(Б - Rfa)' Б°кса ~ Бенкина (Б - Бн). ортогоналыгые и
рототабелы<ые планы Бокса и Б^ планы [38J. В качестве
основных характеристик планов в работе [63] предлагает-
ся принять показатели точности оценок параметров рег-
ресснонной зависимости (величину определителя инфор-
мационной матрицы) и регрессионной функции в целом
(величины максимальной, минимальной и средней диспер-
сии регрессионной функции).
Определитель ю|формашюшюй матрицы определяется
следующей зависимостью:
<1еМ = det(N~lX*X). (6.12)
где X - матрица независимых переменных размера Л/х/п;
N - число всех измерений в эксперименте; т - число
параметров в уравнении регрессии.
Планы, максимизирующие величину det Л. называются
0-оптималь1(ыми- Для этих планов обк'м эллипсоида рас-
сеяния минимален. т.е. максимален показатель точности
совместной оценки коэффициентов уравнения регрессии.
Чем больше величина det Л. тем ближе план к D-опти-
малы юму.
Оценка дисперсии значении отклика в уравнении рег-
рессии определяется по следующей формуле:
S2^) = S*N '[*(Х)А 'f(X). (6.13)
В
где S2 - оценка дисперсии воспроизводимости отклика в
в
эксперименте; f (X) - вектор линейно независимых функ-
ций (вектор эффектов);
/*(Х) = (1. X,. Х„....X X2 X • X.............
I i ll
Величина 5 зависит от точности проведения экспери-
в
мента. Поэтому для оценки планов с точки зрения точно-
сти модели по области -1 < X. < I целесообразно выб-
рать следующие характеристики:
' = max /*(Х)Л 7(Х);
max .
d = min f*(X)X 'f(X);
m‘n -К XXI
S ... Jf*(X)X 'f(X)dX
-I<X.<1
d =------------------------------ ,
ч> v
yX
rue - объем экспсримс1гтллык>й области
(6 14)
Плен
изме-
рений
5.27
10.00
7.48
5.76*10
10
Р-оптимальныА
10.59
7.60
5.56*10
31
К°!3
КО23
Ки13
К“23
4.89*10
7.75
11.23
5.55
30
26
10
13
10
23
14
15
4.70*10
3.08*10
2.04’10
8.57*10
4.36*10
6.61
7.07
7.33
5.83
5.66
13.43
18.39
31.74
20.94
5.22
4.54
3.08
4.31
4.13
Ортогональный
15
4.21*10
6.97
25.06
4.62
Ха
3.63*10
10.82
76.89
3.24
Рототабельный
►окса
20
1.32*1
15.Н
96.44
d nd характеризуют
max' mm СР -
ТОЧНОСТЬ
ВсЛ ИЧИ11Ы
оценки регрессионной функции в целом--Чем онн^
тем точнее уравнение регрессии описывает иссл
меньше.
процесс.
В табл.
планов второго порядка,
табельные планы Бокса по
тс л ы ю уступают многим другим.
D-оптимальным очень близки планы о
число измерений для них достаточно $п,
30 измерений). Поэтому их рекомсиду
представлены сравнительные хаРак^И^
Широко распространенные рота
своим характеристикам значн-
По величине ае1Д к
и Ku Одпзко
13 I3
велико (порядка
если
33!
N - число всех измерении в эксперименте; т - число
параметров в уравнении регрессии.
Планы. максимизирующие величину det Л. наллвакпс!
D-сгггимальиыми. Для этих планов объем эллипсоида рас-
сеяния минимален. т.е. максимален показатель точности
совместной оценки коэффициентов уравнения регрессии
Чем больше величина deL4. тем ближе план к О-сигги-
малыюму.
Оценка дисперсии значений отклика в уравнении рег-
рессии определяется по следующей формуле:
S2^) = sV’f (X)A~'f(X). (6.13)
ft
где S2 - оценка дисперсии воспроизводимости отклика в
эксперименте; f (X) - вектор линейно независимых функ-
ции (вектор эффектов);
f'(X) = (I. X X..........X. х2 xt - хо...........
• £ /к 1 I £
х, х„- Х1х, х3...........х'„>-
Величина 5^ зависит от точности проведения экспери-
мента. П оэтому для оценки планов с точки зрения точно-
сти модели по области —I < Х^ < 1 целее хбразно выб-
рать следующие характеристики:
max
max f (Х)А 'f(X);
П»
min f*(X)A 'f(X)-.
(6 14)
f ... if* (X)A~l f(X)dX
-KX.it
V
где |/y - эк<1Кфимс1ггалыюй области
характеристики
второго порядка
,5 Сравнительные
Таблица 2&- И ----------
^хфакторнь»
mm
max
CP
Обшее
ЧИСЛО
ПлвИ
изме-
10.00
7.48
5.76*10
Ю
^-оптимальный
4.94
10.59
7.60
5.56*10
31
Ко
5.55
Ко23
Ки13
К“23
21
30
26
10
13
10
23
14
15
4.89*10
4.70*10
3.08'Ю
2.04*10
8.57*10
4.53*10
4.36*10
11.23
14.15
5.66
6 61
7.07
7.33
5.83
13.43
18 39
31.74
11.20
20.94
5.22
4.54
3.08
4.31
4 13
Ортогональный
15
6.97
25.06
4.62
Ха
3.63*10
10.82
76.89
3.24
РототабельиыР
20
1.32*10
96.44
Бокса
Величины и dcp
оценки регрессионной функции в
тем точнее уравнение регрессии
характеризуют точность
целом Чем они меньше
ПрОЦССС.
В табл
ила! юв второго порядка.
табельные планы Бокса по
телию уступают многим Другим
0-онтималы1ым очень е
25 «а.став»»- сраиапелы»-'
25 Широко р^проор..»™ I™
, во» характорк-"»'4 а“ч"
По величине не1Л к
Ко и Ku . Однако
близки планы Ко|3 и г\«13
у илгтэточно велико (порядка
число измерений для них доста^^ 11|М1мв»гть. если
30 измерений). Поэтому их
плат Ксг к Ku
ОДИН ИЗ ЛУЧШИХ
и содержания водорода)
23"
единицах. в
между кодиро-
(6.15)

/max
>/2;
(v _ X. . )/2.
вт*!
нагыдаемого материала и ochocj.
а также имеющегося
опыта по плазменному напылению для изучения закономер-
ностей изменения прочности. пористости. модуля упру-
гости и максимальных остаточных напряжен^ были выб-
раны следующие границы варьировать по току дуги
300 А < I < 500 А: по расходу аргона 0,8 г/с < G <
С 2.2 г/с; по содержанию водорода 8 % < V 34 %.
В табл. 26 и 2* представлены план-мзтркиы экспери
ментов типа
в гатуральных и кодированных
Бз "
единицах.
Перед тем. как приступить к реализации эксперимен-
та. необходимо провести их рандомизацию, т.е. устано-
вить случайный порядок грсведегая опытов во времени.
Рандомизация позволяет внести элемент случайности влия-
ния дополнительных факторов на результат в целях обос-
нованного применения аппарата математической статисти-
ки Для рандомизации можно пользоваться таблшамн слу-
чайных чисел
твердости покрытия) определяли по результатам исследо-
описанных в гл. 3, 4 и 5. Твердость покрытий
измеряли на приборе* супер-Роквелл при вдавливании ша-
рика диаметрам 1.688 мм по цжале HR I5T в стносител»-
ных единицах.
После того, как выбреннын план эксперимента реали-
зован. перед технологом стоит задача проанализтфовать
результаты эксперимента, получить зависимость в виде
уравнения регрессии или системы уравнена для несколь-
Таблица 26. Матрица планирования эксперимента
типа Б_
М по пор
/ . А
Л
I
2
3
5
6
7
8
9
10
11
12
13
Н
300
500
•!•
500
300
500
300
•!•
300
500
400
П»
400
400
0.8
8
8
8
8
34
34
34
34
21
21
21
21
В
34
0
0
0
О
О
О
О
О
О
О
Таблица 27 Матрица планирования эксперимента
типа Ко
23
№ по пор. 7 X / , А X G г/с X V
U I д 2 Аг 3 Н2
I
2
3
5
6
7
8
10
II
300
500
Hi
500
300
500
•II
500
300
500
И»
о.в
0.8
2.2
2.2
0.8
0 8
2.2
2.2
0.8
0.8
2.2
1 8
I 8
1 8
1 8
1 34
1 34
I 34
I 34
О 21
О 21
О 21
334
Продолжение табл. 27
О
500
12
13
400
Hi
15
16
18
19
20
21
400
400
300
500
300
500
ill
34
34
34
34
21
О
О
О
О
О
О
О
О
О
О
О
них откликов, проверить гипотезу об адекватности полу-
ченных зависимостей и интерпретировать полученные ре-
зультаты. например. налги оптимальные значения варьи-
руемых факторов. Ниже приведен порядок обработки ре-
зультатов эксперимента.
Определи п<е точности проведения эксперимента вы-
полняется путем вычисления оценки дисперсии воспроиз-
водимости экспериментальных данных. Для получения не-
обходимых данных в отдельных точках плана или во всех
производится дублирование измерений. В планах Ко и Ku
предусматривается дублирование измерений, которые мож-
но использовать для оценки дисперсии воспроизводимости.
Выборочная оценка дисперсии в u-м опыте вычисляется по
следующей формуле:
Г (У
(6.16)
где У
и
~ среднее арифметическое значе-
ние епк/лка в u-й точке плана: — число повторных
измерений в u-й точке плана.
Число степеней свободы при расчете S
и
= (ти - I). Оценка дисперсии воспроизводимости
лястся как среднее взвешенное:
«предо-
l^u^N
- / Е
и \<u^N
<6.17)
где
- число точек плана. используемых для
опрелеле-
Число степеней свободы при этом равно f = £
" I Си«Л/
и
HuiN U
Проверка равного шюсти измерений.
Т.С. ОДНОРОДНОСТИ
. гюушсствля-
N
ется с помощью статистики Бар! лета
(6J8)
где Р = 1
3(Л/в - I)
l<u<N
и
Величина В распределена приближенно как \ с f =
= - 1 степенями свободы, если f > 2. Если во всех
точках плана число измерений одинаково, то для оценки
равноточности измерений можно исгюл1>зоватъ критерий
Кохрана (d - статистику):
эк
max
l<u<N
(6 19)
и \<u<N
336
Числа степеней
свободы соответственно /. s /

- 1 и f2 = wj-
Экслериме1пальные значения В3*- или (и* - статистики
сравниваются с критическими х или d [127]. Если б*
> х2 и d* > Gr f . т° при выбранном уровне 31и-
чимоста а гипотеза о равноточности измерении отверга-
егся В тгом случае необходимо повысить точность прове-
дения эксперимента. увеличить объем выборок 7Ц и т.п.
После того, как будут получены равноточные резуль-
таты эксперимента. можно приступить к вычислению па-
раметров математической модели, т.е. коэффициентов
уравнений регрессии Эта задача решается методом наи-
меньших квадратов. В матричной форме вектор-столбец
коэффициентов имеет вид (102]
в = <xVx> 'x’wy.
(6.20)
где X - матрица независимых переменных размера / х т;
Y ~ гоор-столбец откликов размера I х 1Г - диаго-
нальная матрица весов размера I х I- I - число точек
плана; т - число коэффициентов уравнения регрессии.
В работе (63] проведены расчеты матриц L = ( X х
~1 *
хЩХ) X 1Г] для рекомендуемых планов. Используя их
'табл. 28 и 29). можно достаточно просто подсчитать
коэффициенты уравнения регрессии:
(6.21)
ту и ему фактору, его квадрату или взанмодействию
факторов; У - среднее арифметическое значение отклика
в u-м опыте.
Проверку
статистической значимости тех или иных
337
Таблица 28. Матрица £
№ по пор.
-0.063
Ч).100
-0.100
2
3
4
5
6
7
8
9
-0.063
-0.063
-0.063
-0.063
-0.063
-0.063
-0.063
0.250
♦о
*0
*0
10
100
lit
100
100
100
III
100
100
“0.100
*0.100
III
-0.100
-0.100
• 0.100
• 0.100
о
0.250 -0.100 О
-0.100
-0.100
-0.100
-0.100
-0.100
*0.100
•0.100
•0.100
о
о
0.063
0.063
0.063
0.063
0.063
0.063
0.063
0.063
0.250
0.250
11 0.250 О
12 0.250 О
13 0.250 О
М 0.250 О
♦II
0. IC
♦II
•II
0. 100
О
о
о
о
коэффициентов уравнении регрессии выполняют
/-критерия Стьюдента:
*7 - IWV
Число степеней свободы при этом f = / .
ft
Определение средних квадратичных ошибок
ииснтов осуществляется по формуле
ПОМОЩЬЮ
(6.22)
коэ<}х|)и-
гдс - злеимпи матриц используемые для оценок дис-
персий коэффиниешов (табл. 30) [63].
338
лда 9кспернмеята
3
12
13
22
23
33
0.125
0.125
0.063
0. 125
0.063
—о.I25
0.063
0.125
0.063
0.125
0.125
О. 125
0.063
0.063
0.063
0.063
0.063
0.063
Ч). 125
0.063
0.063
Ч). 125
0.063
0.125
0.063
0. 125
0.125
0.063
0.125
0.063
О
О
О
О
О
О
О
О
10
0,250
0.250
12
О
О
о
О
О
.250
13
О
О
0.250
взятого
из таблиц распределения
Стьюдеита.
то
гипотеза о статистической незначимое™
Те незначимые параметры» которые не корродированы ни с
какими другими. могут быть исключены из мате магической
модели. Если незначимый коэффициент коррелирован с
другими, то не учитывать его нельзя. в противном случае
требуется пересчет коэффициентов, связанных с ним кор-
реляционной связью. В пла |ал Б и Ко к< рреляииоино
о ^*5
связаны коэффициенты Ь с - между собои: i =
339
Таблица 29. Ma
№ по пор. b
0
0.063
0.063
0.063
0.063
0.069
0.069
0.069
0.069
—0.1f1 -0,063 -0.063 0,063 0.069
-0,111
0.063 -0.063
0.063 0.069
-0.111 -0.063 0.063
о.063 о.069
“0.111 0.063 0.063
0.063^ 0.069
0.111 -0.063 -0.063
о 0.056
10
II
0.111 0.063 -0.063 о
0.111 -0.063 0.063 о
0.056
0.056
12
0.111 0.036 0.063 о
0.056
13 0.111 о
Н О.1JJ О
15 0.111 О
16 0.111 О
-0.063
0,063
-0.063
0,063
-0.063
-0.063
0.063
0.063
Ч).194
-О.194
-О. 194
-0.194
17 0.1П -0,063 О
IS 0,111 0.063 О
19 0.111 -0.063 О
20 0.111 0.063 О
21 О 555 О О
-0.063
-0.063
0.063
0.063
О
0,056
0.056
0.056
0.056
-0.222
340
экслер
К°23
12
13
22
23
33
0.083
0.083
0.069
0.083
0.069
0.069
0.083
0.069
0.083
0.069
0.069
0.083
0,069
0.069
0.083
0.069
0.069
-0.083
0.083
0.083
0.083
0.083
О
О
О
0.083
О
О
О
О
О
О
О
О
0.083
О
О
О
0.083
0.069
0.069
0.069
0.056
0.056
0.056
0.056
0.056
0.056
0.056
0.056
0.069
0.083
0.083
0
О
О
О
0.083
0.083
О
О
О
0.069
0.069
0.056
0.056
0.056
0.056
0.056
0.056
0.056
О 056
10
12
13
15
16
18
19
20
Таблица 30. Величины С пЛя
I АЛЯ "Зеленил
К°23 21 0.555 0.063 0.063 о.063
Таким образом, полученные уравнения регрессии необ-
ходимо проверить на адекватность представления ими ре-
зультатов эксперимента. Эту проверку осуществляли с
помощью критерия Фишера:
ie
ад
(6.24)
- оценка дисперсии»
определяющая неадекват-
ность представления результатов эксперимента уравнением
Оценка дисперсии S2
ад
определяется по формуле:
ад
I U U U
(6.25)
где f - число степеней свободы:
Эксперименталыюе значение
статистики
сравни-
вается с теоретическим
при f
. то с вероятностью
= f . При этом,
в
р = 1 — а гипо-
теза об адекватности уравнения регрессии не отвер-
гается.
Используя уравнение регрессии как интерполяционную
формулу, получаем не точные значения отклика, a тол1ко
его оценки УЛ На основе этих оценок с вероятностью р =
= 1 - а можно вычислить доверительный интервал для
математического ожидания отклика в точке X
о
в
[107]:
342
O.M< 0-2M
< Г'* V ‘a.I И ’ S-’lVfIX(;>l
В
(6,26)
в 3! - 32 .^Летяспи =т.™ =;
J...... эиампия критериев К.«р»а “
32 соответствешю равны: G
4
I- GT - 0.761 и F
Ь 0.05
18 % CaF^ система уравнении,
зависимое™ прочное™ (У h пористое™ (YJ
В табл
ческой
31 и 32
напылении. Табличные
шера для табл. 31 и
• о-™ “ Fo.«s * 2-'
Для покрытия Х20Н80 —
описывающих
0.05
0.05
т = 2.7И-
0.05

И модуля упругое™ (У3> ОТ тока ДУ™ Л
гона (X ) и содержания водорода (Х3). имеет вид
2
У = 60.70 * 9.1Х( * 4.12Х2 ♦ 5.73Х3
- 1.648Х2 - Ю.948Х2 - 8.398Х2 - I.CSSX^
I
- 2.688Х(Х3 - 2.663Х2Х3:
Y = 12,911 - 5.25Х - 1.2Х - 2.1Х3
2 1
+ 4.О89Х2 * 5.589Х2 * 0.25/^ *
2 °
-O.I6IX2
I .OX X :
X v

данных "° «"P™"'™ ’
»<«" .ж*— шжР«пй
м I
Таблица 32. Результаты статистического аия
упругости, максимальных остаточных напп
15 S2: /в - 28 2.664 11.945 14.112
16 °0 05^Г2:^2"Н 0 62 °-7' 0 59
ЭК
17 Fn нк^.-4:^‘28 179 156 2 61
U«иэ I 2
Y = 63.685 * 14.95Х * 4.78Х * 2.15Х -
О в * О
- 0.235Х2 - 5.985Х2 - 3.435Х2 - 2.85Х(Х? -
- 0.725Х X - 2.175Х X
1 чЭ * V
определению модуля
и из
А) _ 25% BN
Н20Н80 - 18%

ГПа
ГПа
р МПа
% BN аналогичные зависимости
Для покрытия AI -
имеют ВИЛ
♦ 7.846Х) * 3,ZMX2 * 4.094Х3
Ц.489Х* - 4.409Х* - О.бЙХ^
- I.005X X - 0.82Х2Х3;
I J
347
Y2 « 17.61 - 4.25X - 0.75X - 1.46X ♦
2 3
* 0.191X2 ♦ 4.191X2 ♦ 5.541x2 * 0.263X X ♦
J 12
♦ 1.013XfX3 * 2.213X2X3:
Y3 = 27.04 * 6.5Xi ♦ 1.8X2 - l.2X3 - O.Six’
- 3.04X2 _ 2 wa2 _ o x _
• 3
- 0.5X X .
2 3
Для покрытий (Cr С ) 30 % Ni наряду с
О л»
получены зависимости износостойкости (У ),
4
та использования материала (У ), твердости
КОчффнЦИСН-
(У_) и мак-
симальных остаточных напряжений (У.?) от тока дуги (Х^),
расхода аргона (X ) и содержания водорода (X ):
3
У] = 190.625 ♦ 36.263Х( * 3.963Х, * 3,686X.s -
- 9.493X2 - 11.568X2 - 8.218X2 - 0.398Х|Х2 -
- 3.320Х X - 9.039Х X ;
i J z о
У2 = 4.551 - 1.203Х^ - 0.838Х2 - 0.7I8X ♦
* 1.862X2 * 0.812X2 * 0.987Х2 * 0.208Х Хг -
3 12
♦ 0.332XJX3 * 0.149Х2Х •
У3 = 88.208 * I6,26XJ <• 4.22Х2 * 2.37Х3 - 1.I08X, -
- 4.708X2 - 2.558X2 - 3.IX X - 0.9Х X -
3 । л 15
- 2.7Х X :
2 3
- 2.ОХ ♦
J
i.ssx.x.
„ .H.38-L36X, -O.S3X
4 9 _ v2
. 0 21^ . Ю.ЮХ, • I.«,
. 4.64XtX3 - l-39XJ,X3.
у . 50.377 • 0.725X, • I.67«j ' '^X3 '
- 0.233X5 - L623X’3 - 2.10X.X, -
- 3.992X(X3 - O.747X2X3:
y6 = 85.337 * 1.695XJ - l.525X2 * t.430X3
-60.247X^ - 2.422^ * 0.203X* * O.I99X,X2 *
I л
* 0.066X(X3 * 0.207X2X3;
- 36X2 * 44X3 * 69.98X* *
♦ 29.98X* * I9.99X3.
2 °
Для ™«p™ (ПО 35 % Ni
имеют вил
у = 12.121 - 1.594X - 0.655X2 ♦ 0.573X3 *
2 1
♦ 1.566X* * l.691X2 * 2.11б4 * °-‘ЗЗХ/г *
У = -124.98 * 100Х
♦ 0.240Х)Х3 ♦ О.ЗЗбХ2Х3:
У = 6.817 - 0.291Х - 1.186Х2 - 0.773Х3 -
4 1
- 0.734X2
1.454X2 + з.б79Х3 - О.1О2Х(Х2
- 0,01 IX X * 1.396Х2Х3:
1 V
319
Р"0 125.
коэффициента
ния материала
(СгзС2)30 % Ni <„
ння водорода V
Исхо-
де аргона G н
Аг с°Л*Рж».
Н
У6 = 89,602 ♦ 0.S9X ♦ 0.52Х - 0.99Х *
• 3
* 1.347XJ - 2,452%2 ♦ О.бЭЗХ^ - I.075X X -
1 1 з 12
- 0.75Х|Х3 ♦ 0.075Х X :
У7 = -117.91 * 58.76Х - 40.74Х - 4.08Х *
* 12 3
♦ 14.307X2 * 48,6О7Х2 * 22.01Х^ - l.^X^ >
♦ 25.575X^3 * ЗО.175Х2Х3.
Полученные зависимости (уравнения регрессии) поз-
ьмляют анализировать и оптимизировать режимы напыления
с точки зрения основных физико-механических и эксплуа-
тационных свойств покрытий. Причем методы анализа полу-
4eHJlbOt зависимостей могут быть самые различные Можно
построить поверхности отклика, линии равных значений
функции отклика или номограммы, привести уравнение
регрессии к каноническому виду, использовать аналити-
ческие методы поиска экстремальных значении функции
На рис. 125-131 представлены пр<меры построения по-
верхности нссле усмш откликов для некоторых уравнений
регрессии. Из рис. 125-129 следует, что оптимизация
режима напыления осуществляется с помощью одной поверх-
ности отклика, описывающей, соответственю. коэффициент
использования материала, пористость, прочность, твер-
дость или модуль упругости покрыли. Наибольилш шгтерсс
350

нт. отн. fi

«imWtmu tu (?) (NttOf и (f) <N X,S£ (XD «miikImoii 1ц mnoiftl Ml ii-iowHtunrf. st I
351
Е.МПа
60
30
18
Рис.
дуля
129. Зависимость мо-
Е покрытий (Сг^С.^1
Ni U) и Х20Н80 -
CaFo <21 от тока ду-
расхода аргона
130. Зависимость из-
IJ (/) и максимальных
остаточных напряжений
О (2) в покрытии (TiCl
35 % Ni от тока дуги /
д
н расхода аргона G
Аг
Рнс. 131. Зависимость твердости Н (/). износа U (2) к
максимальных остаточных напряжений и (3} в покрытии
(TiC) 35 % Ni от тока дуги / и расходе аргона G
д Аг
352
рис 130 и 131. где оптимизация режимов
Еясния осуществляется сразу по двум или трем поверх-
*11М отклика, описывающим такие параметры покрытии.
LT изиос твердость и максимальные остаточные напря-
жения Следует отметил,, что рис. 131 позволяет нагляд-
но оценивать работоспособность износостойких покрытии.
Таким образом, данная методика позволяет анализи-
ровал и оптимизировать режимы напыления в зависимости
от физико-механических и эксплуатационных свойств пок-
рыгни.
• 6 4. ПРИМЕНЕНИЕ
ИЗНОСОСТОЙКИХ И СРАБАТЫВАЕМЫХ
УПЛОТНИТЕЛЬНЫХ ПОКРЫТИЙ
Одно из перспективных направжний совершенствования
покрытий - использование для напыления композиций, в
которых рационально сочетаются свойства различных по
природе компонентов — металлов, карбидов, оксидов и
т.п. Композиции могут быть как несвязанные (механичес-
кие смеси), так и связанные, в которых компоненты пред-
варительно связывают химическими методами, методами
порошковой металлургии, гранулированием на связках.
Применение связанных композиций устраняет влияние
сегрегации компонентов на свойства покрытии при напы-
лении. стабилизирует состав и структуру покрытий, а
также позволяет использовать в технологии напыления
процессы взаимодействия компонентов частиц. Простым,
неэнергоемким и технологичным методом получения широ-
кого круга связанных композиций является плакирова-
ние частиц порошков химическим осаждением металлов
(сплавов).
В Куйбышевском авиационном институте выполнен комп-
лекс работ по созданию ряда композиционных плазменных
защитных покрытий из плакированных порошков и срабаты-
ваемых уплотнительных покрытий нз гранулированных сме-
сей (табл. 33).
Одним нз первых отечественных покрытий нз компози-
ционных плакированных порошков было алюминидное покры-
тие НЛ67 [106]. Для напыления покрытия использовали
12-Барвинок
Та бляха 33. Состав и область приме»
плазменных покрытий
Назначение покрытий
Иктерметаллидиое покрытие из
терчореагмрутхиего порошка
СамосаязываюшиАся подслой пол
газотерютчеасие покрытия раз-
личного назначения
НА67' hi - 70+80: Соединение газотермичеосях по-
AI • 30 + 20 крытий с деталями не допускаю
шимм струйную обработку абра-
зивом
Восстановление размеров деталей
Связка в композишюиячах зашит
вых покрытиях
Покрытие из плакированных порошков
неорганических соеш«неимй
Зашита от износа и фреттимг
при температурах до
«>3С2>30 % №: 1200 К
Ст ость в нейтра-- -х кислых
я .етомиых растворах, содержа-
щих ьхра
<& С9-ТС)30 % №:
3 *
тс-а с - ва * го;
W *
hft - 23 + 30
Зашита от износа и фретгимга
ори темпериту ;мх до 973 К
Стойкость во влажной атмосфере.
предметах сгорания углеводо-
родов
(TiO3S % hi
ВС • 64 - 66.
Ni - 34 4 36
Защита от износа при темпера-
турах до 873 К
Ст ость во влажной атмосфере.
в продуктах сгорания ЛВС
(ZrOo)20 % Ni:
4Ьг
Zrt>4 - 79 -г 81;
А»
Nb - 19 т 21
Тоиоюоляцжжное покрытие с
повышенной термостойкостью
Стойкость в сред» конвертиро
ванного газа орм производстве
аммиак я. зашита днища порш-
ня две
ут1лотиител*мые покрытия из грануляро-
вшшых смесей металл — тхрдый смаэсишый материал
AbfiN: Al - 74 + 76;
Узлы ^плотнеммА при температуре
BN - 24 + 26
до 823 К
N-BN bi - 83 т 85;
То же
BN - 15+17
12
к» л»
Продолжена тввл 33
Марка. секта а. %
Назначение
покрытий
X20H80-BN:
Х20Н80 - 7
DN
76:
2-4 + 26
У злы уплотнений
до 973 к
При температуре
X20H80-CaF :
Узлы уплотнений
туре до 1073 к
при темпера*
Х20Н80 - 81 + 83:
CaF - 17 + 19
Стойкость в потоке горячего
воздуха и продуктах сгорания
углеводородов
Применение подслоя IIA67 обоенемило прочное сцепле-
ние термозащитного покрытия из диоксида циркония с
гладкой поверх! юстыо тонкостенного трубчатого тепло-
обменника. для которого оказалась недопустимой струй-
ная обработка абразивом. Это покрытие было успешно
применено для зашиты смесителя конвертора метана уста-
новок по производству аммиака.
Высокая надежность покрытия обеспечила его шщхжос
применение в производстве авиадвигателей в качестве
подслоя при нанесении теплозащитных покрытии на детали
статора турбины ГТД. восстановления деталей типа вали-
ков, колец, флянцев, оболочек [153]. Длительный опыт
применения подтвердил его высокую надежность - в произ-
водетве не отмечалось случаев отслоспия и скола по-
крытия.
Далы1сишсс повышение требований к износостойкости
покрытий привело к созданию композиционных кпрбилно-
мсталличсских покрытий. Плакированные по|юшки для мч
напыления получают методами химического (каждения по
социальной технологии [34].
При создании легких роторно-поршневых двигателей
(РПД) возникают проблемы зашиты корпусных деталей, из-
готовляемых из алюминиевых сплавов, от шнека. В зару-
бежной практике для этих целей применяют композиционные
гальванические покрытия Ni-SiC. Эта технология отличз-
356
„v-пю трудоемкостью. энергоемкостью. требует
СТСЯ производственных плошалей. Задача унрочпе-
31ичитсльны 1 рпд была успешно решена примснс-
^ИЧССКОГО
6 Ni с НЛ67
- плошалей. Задача упрочь
™ ““ ус"а“'” |ХШ“ - '|р,,мс-
пнем i
на, плакированного
НЛ67. Варьированием
достигалось с
папи трения покрытие - элемстпы уплотнении.
Не менее остро стоит задача упрочнения цилиндров
двигателей внутреннего сгорания. Разработанные для этой
цели композиииошплс покртэтия, полученные напылением
смесей порошков никеля и (TiC) 35 % Ni. позволили обес-
печить высокую работоспособность иилиндропоршнсвой
группы двигателя. Одновременно был достигнут значитель-
ный экономический эг|х|х?кт за счет замены
•цтудоемкого процесса нанесения
никелем <TiC)35 % Ni и его смесей с
1 состава смесей (TiC) 35 9
согласование триботехнических характеристик
СЛОЖ! юго
Трудоемкого процесса нанесения гальванического покры-
тия Ni-SiC процессом газотермического напыления Ni-TiC.
При этом ликвидируется токсичность производства. сок-
ращается время нанесения покрытия с 24 ч до 20 мин. в
32 раза уменьшается площадь под оборудование. зиачи-
tcjhho снижается стоимость оборудования и сокращается
энергоемкость от 100 до 0.8 кВт на единицу изделия.
С ростом температур эксплуатации выбор твердой фазы
покрытии все в большей мере должен определялся харак-
тером изменения ее свойств при нагреве, жаростгйкослйо.
согласованием значений ко ффиниоггов термического рас-
ширения покрытия и основы. Исходя нз этого, для высоко-
температурных износостойких покрытии в качестве твер-
дой фазы был выбран карбид хрома. При температуре свыше
873 К он обладает более высокой твердоспао. чем TiC.
более жаростоек, имеет больший коэффициент термичес-
кого расширения. При его взаимодействии с металлами
группы железа не образуется хрупких интерметаллилов.
Опыт длительной эксплуатации деталей горячего тракта
ПД свидетел1>ствует о том. что во многих случаях ре-
шающим видом повреждения их рабочих поверх! юстсй явля-
ется высокотемпературный фретгинг - износ. Исследова-
ния мюказалн. что покрытия из порошка карбида хрома,
плакированного никелем (Сг С ) 30 % Ni. и его смесей с
357
______________v.vnnocrao при фреттапге по срав-
' 7 ^омсникелевыми сплавами и шггсрмсталлидшжи
в р'зуль”те
с и Ni В процессе напыления карбидные включат
3 2 -вязаны матрицей типа нихром. Покрыли
в „ о« ^окотемпературном Фретте,чге по
(°3 2 такп детонационные покрытия из механи-
стойкости превышакл
ческих смесей. с > 30 % Ni применяют для
Покрытие из порошка W3 2
восстановления и упрочнения рабочих поверхностей колец
и корпусов сопловых аппаратов, уплотнений камеры сго-
рания. дефлекторов диска турбины, деталей реверса тяга.
При длительной эксплуатации в ряде случаев имеет место
износ посадочных размеров под подшипники. Для восста-
новления размеров в этих случаях нашло применение пок-
рытие из порошков карбида титана и карбида хрома, пла-
кированных никелем. Варьированием состава смеси плаки-
рованных порошков НА67 и (Сг^С ) 30 % Ni получены пок-
рытия для зашиты от износа при трении и фреттипге в
интервале температур 293 - 1273 К. Покрытие (Сг С )
J £
30 % Ni с успехом применено для зашиты от коррозии кор-
пусов и крыльчаток насосов. Срок службы деталей с пок-
рытием возрос в 7-8 раз. В ряде случаев для зашиты от
коррозии в агрессивных средах находит применение пок-
рытие из плакированного никелем титанового порошка
(TiC) 55 % Ni.
КМ состава металл - твердый смазочшяй материал наш-
ли применение в качестве срабатываемых угиютпителькых
покрытий, используемых для уменьшения ра диалы <ых зазо-
ров газовоздуилюго тракта газотурбинных установок
(ГТУ) Напыляемый материал (шихту) при этом приготов-
ляют гранулированием смеси порошков металлов и твердого
смазочного материала на жидком натриевое ил икатпом свя-
зующем. При этом варьированием составом металличсскои
матрицы и твердого смазочного материала получены сра-
батываемые уплотнительные покрытия. раГхгг<к-|кх:обш4е в
интервале температур от 293 - 1 173 К (см. табл. 33).
358
остава Al-BN можно исполкювятъ для уплотне-
ний при
свыше
1РХ? температурах до 773 К. При росте температур
НИИ при к & нашли применение слои состэ-
’ м-BN Еше более высокой термостойкое™ при сохра-
“ "и достаточной прирабатывэемости обладают напылен-
ные слои состава Х20Н80 - BN и Х2ОН8О Crfy
Опыт применения срабатываемых уплотнительных покры-
тий получаемых плазменным напылением в атмосфере, по-
казал что они обладают требуемыми эксплуатаиио! п гыми
характеристиками, позволяют снизить радиалыиж? зазоры
проточной часта ГТУ. повысить их КПД и экономичность. В
то же время газотермическое напыление срабатываемых
уплотнительных покрытий более технологично по сравне-
нию с процессом изготовления уплотнений из металло-
керамического проката, спеченных вставок, сотовых эле-
мегггов.
В настоящее время все более широкое применение нахо-
дят защитные покрытия, получаемые иошю-глазмс!шым
напылением в вакууме
В Ку А И разработаны технологические процессы получе-
ния покрытий для зашиты от износа, эрозии и корразии
деталей машин из титановых. алюминиевых сплавов и раз-
личных сталей, а также для повышения стойкости обраба-
тывающего инструмента. Применение данных покрытий поз-
воляет также значительно снизить массу изделии за счет
замены стальных
деталей более легкими сплавами
(тита-
новые, магниевые и др.). Разработаны многокомпонентные
и составные катоды для получения сложных систем покры-
тий. Применение сложных по составу покрытии и управле-
ние процессом их нанесения обеспечивает существенное
повышение эксплуатационных характеристик мнктруишюн-
ных материалов.
Повышение из1юсостоикости. коррозионной стойкости и
снижение коэффициента трения достигается нанесением
покрытий: из карбидов и шпридов переходных металлов:
из композиций на базе нитридов. карбшнэв и металлов
(титана циркония. кремния, алюминия. молибдена, хрома,
никеля); многослойных покрытий из металлов, карбидов,
шпридов и оксидов.
В.Х^ор покрытий для защиты узла определяете^
ретпыми условиями его эксплуатации. В завис К0,1К'
условий эксплуатации и выбранной системы
работоспособность деталей или обрабатывающего
мента повышается от 2 до 6 тч чютру-
Разработанная технология позволяет наносить покпы
тия при температурах 400 - 500 К. что не оказывает
влияния на физико-механические свойства деталей. Техно-
логия нанесения покрытий нашла применение для повыше-
ния эрозионной стойкости форсунок и лопаток компрессо-
ра с покрытием из шггрида титана; увеличения износо-
стойкости деталей редуктора (шестерни), режущего инст-
румента с покрытием из нитрида титана; уменьшения
коэффициента трения и повышения износостойкости зубча-
тых колес с двухслойным покрытием нитрил титана - ок-
сид алюминия; повышения ресурса работы режущего инстру-
мента, применяемого для обработки вязких материалов с
трехслойным покрытием нитрид титана - карбонитрнд тн-
окснд алюминия; защиты турбинных лопаток от
высоких температур с м1югокомпоненгным покрытием ни-
кель - хром - алюминий - иттрий.
Разработана также цилиндрическая магнетронная распы-
лительная установка для нанесения покрытий на внутрен-
нюю поверхность цилиндров с минимальным диаметром
45 мм. Наиболее важным отличием данной установки явля-
ется возможность се использования как в режиме прямого,
так и обращенного магнетрона.
эффективную очистку поверхности изделия перед напылс-
На данной установке разработана технология по
карбида кремния и никеля.
тана
позволяет проводить
нием.
нанесем!» покрытий на
карбида титана и никеля, а также других сложных соста-
вов. Покрытия, нанесенные на внутреннюю повсрхжхггь
цилиндров поршневых двигателей этим методом, показали
высокие эксплуатацию* в <ые характеристики
Приведениями примерами не нечернываюто! все области
применения защитных покрытий, полученных плазменным
напылением в атмосфере и вакууме. В то же время они
демонстрируют широкие возможности этих технологий, ко-
торые до конца безусловно также не исчерпаны.
360
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
I. Аксагов И. И.,
Об у сломя х синтеза
потоков // Физика и
Л1ггуф1<?в Ю.П.. Бра и, В. Г_ н др.
нитридов при конденсации плазменных
химия обработки материалов. 1981.
Пзлалко В. Г.» Хоро-
। алюминия
вакуумной дуги // Фи-
1977. № 6. С. 89-92.
Гаврилко И В., Купченко В. К и
T1N н
2 Аксенов И. И., Белоус В. Л
ШМХ В М- Получение покрытий на основе окиси
из сепарированного потока плазмы i
лика и химия обработки материалов. 1977. № 6. С
3. Андреев Л. А.» !
некоторых свойств конденсатов
осаждением л -доменных потоков
химия обработки материалов.
Исследование
полученных
ZrNn
уме // Физике н

С. 64-67.
4. Линксов В. Н.. Дородное А. М.» Ивашкин Л. Б. и
др О выборе оптимальных режимов нанесения покрытий с
помощью электродинамического квазнстаинонарного ускори-
теля плазмы / / Физика и химия обработки материалов
1981. № 4. С. 56-60.
5. Анищенко Л. М. t 1 ЮК С. Ю. Тепловые режимы
подложек при нанесении пленочных покрытий / / Физика и
химия обработки материалов. 1981. №2. С. 21—25.
6. АНТОШИН Е. В Гизотермическое напыление покрытий.
М.: Машиностроение. 1974. 96 с.
7. Анциферов В. Н.. Черепанова Т. Г., Губарев Э. М.
Влияние фтористого кальция на структурную неоднород-
ность спеченных хромомолибденовых сталей / / Порошковая
металлургия. 1977. 74 7. С. 81-85.
8. ЛГПЮН А. Л. Основные фмзико* химические принципы
создания жаростойких неорганических покрытий / / Жвро -
стойкие покрытия М : Наука. 1965. С 3—15
9 Барабанов Б. Н , Блинов И. Г.. Дородное А. М..
Д\ ПОВа С. В. Аппаратура плазменной технологии высоких
энергий — 'холодные* системы для генерации плазм
проводящих твердых веществ // Физика и химия обработки
материалов 1987. М I. С. 44-51.
10. БзрвИ! ЮК В. А. Аналитический метод решения не-
стационарно* задачи теплопроводности // Иза вузов. Ма-
шиностроение. 1980. М3 С 92-96.
361
L. M.
.. “«огословны» —
вузов. Машиностроение. 1980 Afc 4 р КОЛк'
Богдановы.» D лл .. 31—35.
11. Барвинок fk А., Богданович В. И
Определение остаточных напряжений
пах // Иза. i
12. Барви!юк В. А., Богданович В. М
L ?L Закономерности формирован^ покрытий
кууме // Физика и химия обработки материалов ’юГ
Г 00—07 «»о5.
13. Барвинок В. А., Богданович В. И. Нестаци
задача теплопроводности с произвольно движущейся
иеЯ / / Иза АН СССР. Сер. Энергетика и транспорт
№ 6. С. 128-135.
оиарнвя
грани-
1982.
14. Барвинок В, Богданович В. И. Определение
остаточных напряжений в напыленных покрытиях / / Иза
вузов. Машиностроение. 1981. № 9. С. 100—103.
15. Барвинок В. М., Богданович В. И. о теплопровод-
ности двух сопряженных тел с движущейся границей //
Изв. АН СССР. Сер. Энергетика н транспорт. 1982. № 2.
С. 173-179
16. Барвинок В. А.. Богданович В. И. Расчет остаточ-
ных напряжений в плазменных покрытиях с учетом процесса
наращивания // Физика и химия обработки материалов.
1981. № 4. С. 95-101.
17. Барвинок В. А.
БогданоВИЧ В. И. Решение неста-
ционарной задачи теплопроводности при наличии граничных
условий первого, второго и третьего рода // Изв. вузов.
Авиационная техника. 1980. №2. С 14—19.
Богла!ЮВИЧ В. И. Теоретическое и
напряжен -
состояния плазменных покрытий // Температуроустой-
18. Барвинок В. А.
экспериментальное исследование формирования
кого
чивые покрытия. Л.: Наука. 1985. С. 141-145.
19. Барвинок В. А., Борисов Л. И., Фокин В. Г. Опре-
покрытиях плазменного
Машиностроение 1974. М 5-
деление остаточных напряжений
напыления / / Иза.
С. 115-119.
20. Барвинок В_ А., Китае в Ф. И., Козлов Г. М-
дулко А.
НОТО
Остаточные напряжения
напыления
покрытиях плазмен'
Машиностроение. 1977.
21. Барвинок В. А., Китаев Ф. И.
Определение остаточных напряжений
Цилулко А. Г- и
покрытиях плаз *
362
менного напыления.
кольца // Сварочное
нанесенных на внутреннюю поверхность
производство. 1981 № 5. С. 11—15.
А., КОЗЛОВ Г. М. Определение коэффи-
плазмекных покрытий // Изв. вузов.
1979. № 4. С. 102-106.
БярВИ! ЮК В. А. Неразрушающий метод определения
рода двухслойных полос / /
инента Пуассона
Авиационная техника.
23.
модулей упругости второго
Изв . вузов. Машиностроение.
24 БарВИНОК В. Л. Определение остаточных напряжений
в многослойных пластинах // Иза. вузов Черная метал-
лургня. 1981. № 1. С. 67 71.
25. БарВИИОК В. Л. Определение упругих характеристик
плазменных покрытий акустическим методом / / Изв. вузов
Машиностроение. 1980. № 6. С. 90—103.
26. БартоЮВ С. См Фел! КО Ю. П.т Григоров А. И. Де-
тонационные покрытия в машиностроении. Л.: Машинострое-
ние. 1982. 214 с.
27. БСЛИЦКИН М. Е. Ясь Д. С. Универсальная высоко-
скоростная установка для исследования антифрикционных
свойств н прирабатываемостн уплотнительных материа-
лов // Заводская лаборатория. 1966. № II. С. 1413—1416.
28. Биргер И. А. Остаточные напряжения. М Машгнз.
1963. 232 с.
29. Еюгдз!ювич В. И.. Барвинок В. А., Намыч-
КИН А С. t Бака! !ОВ А. Г. Влияние скорости перемещения
плазмотрона на распределение температур при плазменном
напылении // Изв. вузов. Машиностроение. 1984. № 6.
С. 144-147.
30. Борисов Ю. C.t Харламов Ю. А.. Ошореико С. Л.,
АрЛаТОВС кая Е. Н. Газотермнческне покрытия нз порошко-
вых материалов: Справочник. Киев: Наумова думке. 1987
544 с.
31. Бреховский В. Ф., Никитин М. М., Шоршоров М. X.
Расчет теплового потока на поверхность пленок при
мнческом
элект
нно - лучевом
плазменном испарении
Физика и химия обработки материалов. 1974. № 6. С. 3—6.
32. Бровмаи М. Я. t Сурин Е. В. Расчет термических
напряжений в слитке при кристаллизации // Инженерно-
физический журнал. 1963. № 5. С. 106-113.
33. Ващенко В. В., Голубев О. Н.г Китаев Ф. И., Ни-
дулко А.
порошка НА 67 для напыления
п nvuenwe методом контактного иикежром.
L П° покрыпА II Неорсаиичеоие
_ д . Наук** 1975. С 145-150.
34 ^^фоваиме порошке.
— химического осажден*" '
„И методе** Наука. 1985. С. 131-134,
- ойчнаые покрыв Л - - fk Плаиироыи*
устойчив^ - гд. 11Й1& *-— —
35 -
ркыента
1975.
Цилулко А.
тугоплавких
в технологических исследованиях Киев: Техника,
167 с.
36. Вирник А. М., Морозов И Подзей /V В. к
покрытиях. нанесенных
остаточных напряжений
М. Ионно - плазменные
Технология
О возможности
легких
при немения кониел -
практических задачах планирования
оценке
плазменным напылением // Физика и
риалов. 1970. № 4. С. 53-58
37. Волин Э.
износостойких покрытий
1984. № 10. С 55-74.
38. Голикова Т. И.
ций D- оптимальности в
эксперимента М.: МГУ. 1968. 62 с.
39. Голодэев Б Г.г Степанов В. М. Приборы и аппара-
ты физических методов контроля качества материалов без
40. Готлиб Л. И. Плазменное напыление покрытий //
1972.
Защитные высокотемпературные покрытия. Л. :
41 . ГОТТ КХ В. Взаимодействие частиц с веществом в
плазменных исследованиях. М. : Атомиздвт. 1978. 271 с.
42 Григоров А^ Дородное А. М., Киселев М. Д.
Устаноеща типа -------------------------
иых
мент
77-1 для нанесения ионно - тлазмен -
износостойких покрытий на обрабатывающий имстру-
// Технология автомобилестроения. 1978 М 6«
43. Гринберг Г. А., Косс В. А. О некоторых точных
решениях уравнения Фурье для изменяющихся со временем
областей // Прикладная математика и механика. 1971.
Т. 35. Лй 3. С. 759-760.
О решении задач диф-
фузионного титана для расширяющихся или сжимающихся
областей, форма которых меняется со временем без саблю-
364
аеякя подобия // Прикладная математика
1969. Т 33. М 4. С. 755-756.
45. ГринбвЕГ Е L_-----------------
механика.
Журнал технической
Чекмарева О. М. О движения по-
। задачах стефзмовсхого типа / /
10.
1970.
60.
С 2025-2031.
46 Гришин С.
ных ускорителе* в
Ц_, Козлов Н. П. Применение плазмен
техинхе. М.: Машиностроение. 19“3.
С. 15-25
ЗИН М. В. О температуре приповерхностного слоя
прм электронно - кучевом плазменном напылении //
химия обработки материалов. 1981. № 1 С
48. Данилин Б. С.
микроструктур М. - Советское радио. 1979
49. Данилин Б. С.? Сырчин В. К. i
Киреев В. Ю. Ионное
210 с.
тигельные системы. М. : Радио и связь. 1982. 72 с.
50 - Действие излучения большой мощности на
подложки
Физика и
металлы.
М : Наука. 1970. 272 с.
51. ДсхТЯрЬ Л, И. Определение остаточных напряжений
в покрытиях и биметаллах Кишинев: Карта молдовеняска.
1968. С. 5-20.
52. Дородное А. М., ПорстниКОВ А. А. Нанесение пок-
рытий торцовыми плазменными ускорителями / / Материалы
2-А Всесоюзной конференции по плазменным ускорителям
Минск Техника. 1973. С. 276-277.
53. Дубасов Л. М., Кудинов В. В., Шорнюров Н> X.
Термическое взаимодействие частиц с подложкой прм наяе-
сенни покрытий напылением
материалов. 1971. №6. С.
54. Журавлев В. А.,
напряжения в непрерывном
// Физика и химия обработки
29-34.
Фидельман В. Р. Температурные
слитке // Инженерно физический
журнал. 1972. Т. 23. М 3. С. 519-527.
55. Журавлев Г. И., Матусов И. А. Сцепление покрытий
с металлами / / Защитные высокотемпературные покрытия.
Л.: Наука. 1972. С. 32-36
56. За* игэев Л. С.» Кишьян А. А.» Романиков Ю. И.
Методы
плани
вания
и обработки результатов физического
эксперимента М.: Атоммздат. 1978 231 с.
57. Зашук И. В Электроника и акустические методы
365
испытаний строительных материалов.
1968. С. 101-107.
58 Золотухин И. В.
плазменных материалов // Проблемы прочности
С. 86-88
59. Иванов С. И.
ных напряжений / /
КуАИ. 1971. Вып. 53.
60 Иванов С. И.»
напряжений в многослойной трубе
ння. Куйбышев: КуАИ. 1973. Вып.
61. Инденбом В. Л., Житомирский И. С,
Ba П. С. Теоретическое исследование напряжений.
кающих
М : Наука. 1968. Т. 8. 303 с.
62. Каминский М. Ад Атомные н
поверхности металлов. М.: Мир. 1967.
63. Карамышева Ф. М., Жучкова
планированию эксперимента
Челябинск: УралНИИстройпроект.
Высшая ШК0Л1
Определение упругих постоянны,
1973. № 9
К вопросу
Остаточные
Фокин В.
о разрушении от остаточ-
но пряжения . Куйбышев:
Lt Определение остаточных
/ / Остаточные напряже-
в процессе роста кристаллов
Чсбано-
возни-
/ / Рост кристаллов.
ионные столкновения на
506 с.
А. Н. Методические ре-
техиологии
1973.
Теплопроводность твердых
1979.
Э. М.. Бартенев Г. М.
одной задаче диффузии в
вычислительной математики и
№ 6. С. 1423-1429.
L Разумове-
системе двух
математнчес-
комендацнн по
стройматериалов
40 с.
64. Карою у Г., Егер Д.
тел. М.: Наука 1964. С. 50—210
65 КарТаШСВ Э. М. Аналитические методы в теплопро-
водности твердых тел. М. : Высшая школа.
66. Карташев
кая И. В. Об
сред / / Журнал
кой физики. 1967.
67. Карташев Э. М., Любов Б. Я. Аналитические методы
решения краевых задач уравнения теплопроводности в об’
ласти с движущимися границами // Изв АН СССР. Сер.
Энергия и транспорт. 1974. № 6. С. 83-111.
68. КссаеВ Н. Г. Катодные процессы электрической ДУ"
ги. М . : Наука. 1968. 325 с.
69. Китаев Ф« И., Лекаре В 1О. Р. Свойства плазменных
покрытий состава металл-иитрнд
таллургня. 1981. № 8. С. 90-96.
70. Китаев Ф. И., Цилулко Л.
напыления плазменной
бора / / Порошковая ме -
процесса
Порошковая металлургия -
1968. 6. с. 33 36
71 Клеман Р. Гибкий шнур - новый способ подачи ма-
газопламенном напылении покрытий / / Полу -
А высокотемпературным распылением. М.:
1973. С. 107-120.
КИНГ В Системный анализ и уравне -
1974. 278 с.
Избранные труды. Киев: Наукова
терналов при
чение по
Атомиздат.
72. К лила» mi
мне М . : Советское радио.
73. Коваленко Л.
думка. 1976. 761 с,
74. Ковале»»ко Л.
. Термоупругость. Киев: Вита шко-
ла. 1975. 216 с.
75. КоЗДоба J1. Л. Методы решения нелинейных задач
теплопроводности. М. . Наука. 1975. 227 с.
76. Коротков В Д., Дулукаленко В. В., Буйнов М. П.,
Нумеров Л. Н. Влияние температуры на напряженное состо-
яние в защитном покрытии Л.: Наука. 1979. С. 34—36.
77. Коротков Во Д., Жалнин В А., Буйнов М. П. Ис-
следование критических усилий на границе металл — жаро-
стойкое покрытие /7 Защитные покрытия. Л.: Наука. 1979.
С. 29-33.
78. Коротков В. И- Динамические методы измерения мо-
дулей упругости (обзор) // Заводская лаборатория. 1956.
Т. 22. № I. С. 98-105.
79. Костиков В. И., Шестерил Ю А. Плазменные покры-
тия. М. : Металлургия. 1978. 160 с.
80. Крагельский И В.т Любарский И. М., Гусля-
рОВ А А. Трение и износ в вакууме. М : Машинострое-
ние. 1973. 215 с.
81. Крсчмар Э. Напыление металлов, керамики и пласт-
масс. М.: Машиностроение. 1966. 432 с.
82. Куликов В. В.. Иванов В. М. Нанесение плазмой
тугоплавких покрытий. М.: Машиностроение. 1981. 192 с.
83 Кудинов В. В., Китаев Ф. И., Цилулко /V Г. Проч -
костные характеристики плазменного покрытия из смеси
никельалюмннневого порошка / / Порошковая металлургия.
1975. М 8. С. 38-41.
84. КУДИНОВ В В. Плазменные покрытия М : Наука,
1977. 184 с.
85 Кудрявцев И. В. Внутренние напряжения как резерв
прочности в машиностроении. М : Машгнз, 1951. 278 с.
367
86. Ку31А»СЧКО В. А, Звуковые i
бания при динамических испытаниях
Изд. АН СССР. 1963. 152 с.
Стернадов
тип М.
Гаэотермическое напыление комп^Г^
порошков. Л.: Машиностроение. 1985. 197 с -'«"•шх
88. Лаборатория металлографии / Под общ
Б. Г. Лившица. М. : Металлургия г 1965 439 с.
89. Лавреньтьев М. Л., Шабат Б. В Методы
функции комплексной переменной. М.: На кз
С. 415-727.
Ид.
теории
1973.
90.
Лехниикий С. Г. Кручение
анизотропных
родных стержней. М.: Наука. 1971. С. 98-103.
91. Лоскутов В С. О возможности управления
иеодно-
мехами-
ческими характеристиками материалов. получаемых методом
плазменного напыления // Порошковая металлургия 1978.
8 С. 1549.
92 Лунев В. М., Овчаренко В. Д.. Хороших В. М. Ис-
следование некоторых характеристик плазмы вакуумной ме-
таллической дуги // Журнал технической физики. 1977.
Т. 47. С 1486—1495
93. ЛЫКОВ А. В. Теория теплопроводности. М.: Высшая
школа. 1976. 600 с.
94. Любимов Р. А-, Раковский В- И Катодное пятно
вакуумной дуги // Успехи физических наук. 1978. Т. 125.
С. 665-706.
95. Любое Б. Я. Решение нестационарной одномерной
задачи теплопроводности для областей с равномерно Д*"
ж ушейся границей // ДАН СССР. 1947 Т 6. 6.
С. 551-554.
96
Любов Б. Я Теория кристаллизации в
льшнх
объ
смах. М.: Наука. 1975. 256 с.
97 Любчеико А. П. т Мяисвитый В FL, Бяклкин Г\ Ц.
Исследование износа монио плазменных покрытий HN при
треями по металлическим материалам // Тренне и износ.
1983. № 5. С. 892-897
98, Ляцк1 !ио Б. A.t Ришин В. В. Шлдовкср С Ю К
анализу напряженного состояния покрытий // Жаростойкие
лостоАкме покрытия
I969. С 454
99 М Ярким Л. И. Слрааочиик по ректгскострумтуриому
368
М : Наука, 1961 806 с
Мадонн?! ГКО И С. Жаростойкие пом-
Киея: Наукова думка. 1983.
анализу поликристаллов
100 Мовчан bj_ А
рыгия. осажденные а ввкуу**
232101 Налимов В. В, Теория эксперимента. М : Наука.
1971. 163 с.
Ю2. Налимов В_ Чори-да Н.
ТОДЫ
Наука. 1965 275 с.
ЮЗ Некрасов М. М;, Зэлсрож«ц А. Г темпера -
процессе ее осаждения / / Вол -
иев: Паукова думка, 1971.
планирования экстремальных
к. Статистические ме-
экспериментов М :
туры поверхности пленки
росы микроэлектроники.
С. 172-179
104. Никитин М. Д., Кулик Л. Я-, Захаров И И Нап-
ряженное состояние плазменных покрытий // физика и хи-
мия обработки материалов 19v8. ЛА 2. С. 131-136.
105. НИКИТИН М.
лозашитные
Кулик А. Я.. Захаров Н. И Теп-
изиосостойкие покрытия деталей дизелей. Л..:
Машиностроение. 1977. 166 с -
106. Никифоров Г. Д.. Нилулко А. Г., Китаев Ф. И.,
Лекаре В Ю, Г. Свойства и применение плазменных покрытий
из термореагирующего Ni — А1 порошка // Неорганичес-
кие и органосиаикатные покрытия. Л : Наука. 1975.
С. 150-157.
107. Николаева Л. С- Программа по регрессивному и
конфлюэнтному анализу. М.: МГУ. 1969. 24 с.
108. Пал алко В. Г.. Толок В. Т. Методы плазменной
технологии высоких энергий // Атомная энергетика. 1978.
Т 44 С. 476—478.
109 Палат!гик Л. С., Папиров И. И. Эпитаксиальные
пленки М ; Наука. 1971 455 с.
110 ПисарСИКО Г. С. Сопротивление материалов Киев:
Высшая школа. 1973 С 44-186.
111. Прочность. Устойчивость Колебания. Справочник /
Под ред. И. А. Биргера и Л. Г. Паноеко. М : Машиностро-
ение 1968. Т. 215 с
112 Ронх И. Л., К* .т нова Л. Н., Фелпсов С. Н. На
несение защитных покрытий а вакууме. М : М»шмиострое
ине. 1976. 367 с.
113 Рмбни Б. С., Рени И Л Процессы диффузии и
369
теплопроводности
таллов и металловедение. 1970 Т, 30
114. Рыкали!। Н. Н., ЩЬр
Образование прочного сцепления
металлизации
распылением. М. : Атомнздат. 1973. С
116- Соврсмсу П 13Я кристаллография
мкуумных конденсатах //
С- 27€'28о
упругости.
Иванов С. И. Метод полосок для
в многослойной
Куйбышев: КуАИ
нс-
плести -
1971.
остаточных напряжений
напряжения.
16-32
м.
Я. о механизме образования внутренних
вакуумных
Физика. 1967 . 1
А., Моригаки О. Наплавка н напыление. М.:
1985. 240 с.
конденсатах / / Изв.
31. № 3. С. 422 428.
при напылении пороц^
Получение покрытий высокотенпер^
НО-165.
М- : Наука. 198Q
116. Тихонов /V Самарский /V /V Уравнения нате
матнческой физики. М. : Наука. 1966. С. 476-480.
117. Тимошенко С. П., Гудьер Дж. Теория
М.: Наука. 1975. С 435-486.
118. Тот А^ PL Карбиды и нитриды переходных метал-
лов. М. : Мнр. 1974. 294 с.
119. Фокин В. Г.
следования
не // Остаточные
Вып. 53. С .
120. Фукс
макронапряжениА
АН СССР. Сер.
121. Хасуи
Машиностроение.
122. Хирс Дж., Паунд Г. М. Испарение н конденсация
М.: Металлургия. 1966. 196 с.
123. Холланд Л. Нанесение тонких пленок в вакууме.
М.: Госэнергоиэдат. 1963.
124. Цидул ко А. Г.,
др. Плазменные покрытия
Т емпературоустойчивые
С. 135-138.
125. Щапош! 1ИКОВ Н.
лов. М
126.
576 с.
127.
Госстатмэдат ЦСУ СССР. 1961 . 24 с.
128. А.С. 686237 СССР МКИ G0IN 3/00. Способ опре-
деления коэффициента Пуассона акустическим методом /
Барвинок В. А.. Козлов Г. М. Опубл. 30.05.79 Бюл № 20
608 с.
Ваше» 1ко В В., Голубев О. Н и
из плакированных порошков / /
покрытия. Л.: Наука.
1985-
метал-
А. Механические испытания
Машгиз, 1954. 383 с.
Ширяев А. Н. Вероятность.
1980
Наука.
flllKO Я Математик© - статистические таблицы
370
129 Л.С. 830235 СССР МКИ G 01 N 29/00. Устройство
/ Барен -
М Опубл.
1ЛЯ определения модуля упругости материала
м к g д Бог даиович В И . Козлов Г.
15.05.81 Бюл. № 18,
130. Л.С. 1078315 СССР МКИ G 01 N
ределения модулей упругости материалов/
Богданович В. И. , Козлов Г. М , и др.
29/04. Способ оп-
Барвннок В. А. .
Опубл. 07.03.84.
Бюл. № 9.
131 Aisenherg S., Chabot R, W, Phrsics of ko Ph-
ung and Ion Beam Deposition // J Vac So Technol
1973. № I. P 104-107.
132. Cutting loefc as good as gold / MeLalworkmg
Prodocuon. 1983. Nt 7 P 45-47.
133. Fj. G• t Hahak I. I. R-F Bias Evaporation
(Ion Phung) of Non Metal Thin Films // J Vac Sd
Technol 1974. Nt I P 43-47.
134 Stem ell William R Ion Plated Titanium CarLide
Coatings // Thin Solid Films 1974 Nt I P. 111-120
135. While W. New applications of Ion Plating //
'Res/Develor*. 1973. № 7. P 43-44
136. Williams D. G. Vacuum Coating Wiiha HoDow
Cathode Source // J. Vac. Sd Technol 1974. № I
P 374-376
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Автосепарация капельной фазы 37. 43
Агрегатное состояние 81
Адгезионная зона 299
— прочность покрытия 24. 52. 269. 297. 302
Адгезионные свойства покрытия 65
Адгезия 24. 51. 64. 65. 246. 316. Хб
Адекватная математическая модель 328
Адсорбционный слой 46
Адсорбция физическая 52
Аккомодация термическая 52. 90
Активация механическая н термическая 26
— процесса 25. 58
Активированное реактивное испарение 33
Активные центры сорбции 68
Алгоритм расчета 103. 120. 133. 319
371
Аморфная поверхность 49
Антифрикционные свойства 295
Атомарная фаза вещества 28
Бартлета статистика 336
Бокса—Бенкнна план 329
Бокса—Дрейпера план 329
Бокса планы 329. 331
Бореля функции 323
Ван-дер-Ваальса взаимодействие 25
Взаимодействие компонентов 21
— частиц 16
Вероятностно - статистические методы 308
Вольтера уравнения 97, 108
Время напыления 137
— приработки 246
Вспучивание 298
Входные параметры процесса 71. 308. 321, 324
Высота затвердевших частиц 310
Высокотемпературное спекание 21
Выходные параметры изделия 307
---процесса 71
Газовая высокотемпературная струя 12
Газовая фаза 57
Газовое травление 37. 313
Газовый разряд 31
Газоккнетмческое давление 34
Газомасыщение материала 23
Гаэолламенное напыление 12
Гаэотермнчесмое напыление 12
Генерация и ускорение плазмы 40
— струй 12
Гетерогенная поверхностная реакция 57
— система 250
Гиббса анергия 236
Гиперболический закон распределения 164
---стержней большой кривизны 166
Горелки 12
— покрытия 85
Гранима напыления 103
Гранулометрическая классификация 21
Грануляция порошка 272
Гука закон 152. 203
Движение границы конденсации 132
Дебаевский слой 46. 86. 138
Детонационная волна 16
Детоняинонно-тазоеое l---
Дефекты поверхностного слоя 50
— решетки 68
Деформация образующей конуса
- частиц 300
Динамический вакуум 11
Динамически чистая поверхность
Динамическое равновесие 68
Диспергирование 12. 14
Дистанция напыления 25. 272*.
Дифракционные кольца 235
Дифференциальных рядов метод
Диффузионное насыщение 11
Диффузионные процессы 81. 282
Доверительный интервал 232. 342
Дноннзаиня 34
напыление 15.
299
53
275
82.
16
123
Дуговое испарение 11
Дуговые испарители 37
— напыление 13
чность покрытия 239.
247
Жаростойкость покрытия 275. 277.
Жесткость системы 26
— частиц 310
Жордана лемма 113
Загрязнение поверхности 66
Закон движения границы 81
280
Зародыши, рост н образование 53
Затвердевание частиц 25
Защитная камера 18
Защитные свойства покрытий 246
Зона удара 25
Зонная очистка материала 82
Изиосос!оАкостъ покрытий 247. 285 — 297.
Импульсное давление 25
Инертный газ 11
346. 347. 356
373
Интегральная излучательная способность
137
Интегральный нагрев 80
Интегральных преобразований метод 123
Интенсивность износа 243 246
Ионная бомбардировка 11.
148
эмиссия 45
Ионное испарение 28
— осаждение 28
— травление 37. 53. 66. 67. 239
Ионно—плазменные методы 26. 28
Ионно—термическое осаждение 34
Искусственная рандомизация входных параметров 324
Истинные напряжения 165
Капельная фаза 41
Капсулированные порошки 22
Катодная форма вакуумной дуги 35. 41
Катодное распыление II. 28. 29
Катодные пятна 41
Катод стержневой 14
КвазмнеЙтральная плазма 34
Кинетика образования покрытий 69
----связей 310
Кирхгофа гипотеза 150. 152
Кифера план 329. 332
Когезионная прочность покрытий 52 . 269 . 295 . 297 . 302
Когезия 24. 246
Коллимация потока 37, 43. 54
— струм 138
Композиционные материалы 15. 22. 28
Конвективное охлаждение 87
Конвекция 84
Конденсация 37. 105. 123
Коно план 329. 332
Контролируемый подогрев 78
Конртело 287. 289. 292 — 294
Координата границы конденсации 133
Корреляционная связь 308
Корреляция параметров 322
Коррозионная стойкость покрытия 239. 246 247
Кохрана критерий 232. 336. 343
374
Кошм соотношение 204
Коэффициент использования
345. 350
_ — члстии 267. 268
— - конденсации 5
- распыления 48. 49
— регрессии 325
- теплоизлучения 136
— теплообмена 134
напыляемого материала
344.
- теплоотдачи 136
- термической аккомодации 47
Крепление деталей 39
Кристаллизационные напряжения 26. 148.
Кристаллизация II. 24. 239
Критическая скорость эрозии 41
Критический ток поджига дуги 141
Крупнозернистая структура 21
Лабиринтный гребешок 287, 295
149
Лазерный нагрев 27
Лапласа преобразования 98о 100. ИО. 112. 128.
Лимитирующие стадии процесса 77
Линеаризация 106
Линейный закон распределения 164
Лнссажу фигура 221
Локализация напряжения 289
Локальная неоднородность 21
Локальное равновесие 46
Локальные повреждения 286
Магнетронное распыление 28
Магнетронные распылительные системы 30. 31
Магиктоупрааляемые контакты 20
Манипулятор 17. 18
Математические модели 72. 81. 83. 210. 321. 322
Математическое планирование эксперимента 325
Математическое ожидание отклика 342
Матрица планирования эксперимента 334. 338 — 341
Межплоскостные расстояния 235
Металлургический передел 24
Микрокапельная фаза 27. 44. 45
Микроструктура покрытий 254. 257, 262. 267. 278
130.
132
375
Микротвердостъ покрытий 57, 231. 239 - 243
260 279
247. 258,
Минимизация числа экспериментов 325
Многокомпонентные порошки 20
Многократное воспроизведение процесса 324
Многослойные кольца 164
— пластины 173
Многофакторность 307
Модельный непрерывный процесс 147
Модуль сдвига 220
— упругости 203. 217. 223. 229
Мора формула 166
Мощность плазменной струн 144
Наволакивание покрытия 287
Нагрев плазмой 79
— частицами 23. 79
Нанесение покрытий 16. 83. 150
Напыленный слой, формирование 239
Натекатели 40
Нелинейная задача теплопроводности 91
Нейтральная ось 212
— плазменная струя 15
Нейтральный газ 15
Нелинейность теплофизических параметров 105
Нестехиометрический состав 64. 231. 242
Неупругие столкновения 48
Нулевое приближение 92
Обжимные сопла 12
Область краевого аффекта 155
Объект управления 72
Одмокомлоиентные материалы 20
Однородность покрытия 246
Однофакторные зависимости 328
Окисление материала 23. 26
Окружные напряжения 165
Определитель информационной матрицы 329
Оптимизация параметров напыления 308. 320. 326. 329
Органическая связка 21
Осаждемме частиц 23
376
Оствточные газы 53
- напряжения 26.
198. 297. 300 - 307
146. 148. 158. 173.
315. 321
180. 183.
195,
Огклмжн 326. 350
- температура 70. 92
Отсламвакне 26, 298
Отслаивающие напряжения 305
Охлаждение слоя 24
Оценка дисперсии 330, 336. 342
Параметры отклика 325
Паровая компонента 33
Первоначальные деформации 148
Перемещение деталей 40
Перенос частиц 15. 23
— энергии массы 81
Периодическая функция времени 85
Периодические продольные деформации 221
Плазма 11
Плазменная ионизация 11
- струя 38
- технология 34 . 37
Плазменное напыление 14. 17. 28. 84
Плазменные генераторы 14
Пллзмообразукнцнй газ 14 . 25. 268
Плазмотрон 14
Плакирование порошков 21
Планарная система напыления 32
Пластическая деформация 289
Плотность распределения вероятности 322
Плотность потока частиц 45
----энергии 47. 57. 134. 137
Поверхностное натяжение 24
Поверхность кристаллизации 81
— мишени 27
Погрешность измерения 136. 140
Подача реактивного газа 40
Пористый слой 56
377
274. 344. 345. 350
354
Пористость покрытия 270. 273.
Порошковый дозатор 18
— питатель 21
Поток плазмы металла 46
— сжатого воздуха 12 13
Приведенная жесткость 218
Применение плазменных покрытий
Прнрабатываемость покрытий 285. 295. 296
Программное изменение состава 309
Продукты испарения 27
— распыления 28
— сгорания 12. 15
— эрозии 35. 41
Производительность процесса 313
Прокатке образцов 182
Прочность покрытия 147 . 239 . 24 7 . 268 - 271. 310 . 344.
345 350
Пятно напыления 2!
Работоспособность изделий 232\
Размеры частиц 21
Разряд в плазме 28
— с холодным и горячим катодом 35
Радиальные напряжения 165
Радиационные повреждения 47. 50
Растворимость газов 270
Растрескивание покрытия 26. 298
Расход материала 79
— ллжзмообразуюшего газа 259
Расширение газа 15
Реакционный газ 11
Регрессионная функция 329
Реиспаренне 78
Рекристаллизация II, 269. 274
Релаксационный процесс 52
Ремтгеноструктурный анализ 233 - 235. 248. 255-258. 263
Рост кристаллов
Свойства покрытий 232
— шихты 250 — 253
Сегрегация 21. 23
Сеи-Венама принцип 206. 303
378
Сжигание газов 12
Силы сцепления 4 €
Синтез 23
Система подачи порошка 21
Системный подход 79
Скорость движения границы конденсации 90
---— кристаллизации 105. 123
---фазовой границы 124
— конденсации пара 27. 51
— распыления металла 63. 273
- роста покрытия 30. 53. 61 63
— струн 15
Слой конечной толшнны 151
Смачиваемость 24
Собственная частоте колебаний системы 211. 21 в
Спекание механической смеси 21
Сллавообразоеание 23
Стабилизация разряда 37. 43
Статистическая зависимость 323
Статистический анализ 325
Стационарная температура 14 I
Степень ионизации 27. 30
Стефана проблема 81
Стехиометрический состав 55. 58. 231. 242. 243
Стимуляция диффузии 80
Стохастический процесс 308
Стохастическая система 322. 323
Стоячая волна 221
Стравливание поверхности 66
Структура покрытий 232
Стыодента критерий 232. 338
— распределение 339
Сублимация 87
Сфероидизация частиц 262. 267. 273
Сцепление 24
Сыпучесть порошка 20
Твердость покрытия 344. 345. 350. 352
Температура плавления 15
— поверхности 78, 79. 84
— фазовой границы 128
379
Текстура, формирование 236
Теневых ножей метод 54
Теорема о свертке 130
Теория возмущений 91
— стержней малой кривизны 164
Теплоизлучение 84
Теплообменные процессы 79
Теплопередача 88
Теплосодержание плазменной струи 144
Теплофизмческне свойства 21
Термическая диссоциация 21
Термические методы 26
Термическое испарение 11
— равновесие 52
Термореагнрующие материалы 25. 253
Термостойкость покрытий 247. 275. 276. 281 — 285. 297
Термоупругая задача 153
Термоциклироваиие 149, 182. 225
Термоэмнссня 87
Тлеющий разряд 29. 33. 65. 70
Ток разряда 137
Топохимические реакции 310
Транспортирование порошка 20
Триботехнические характеристики покрытий 243
Тугоплавкие материалы 32
Турбулентность 15
Удар частиц 25
Упругие столкновения 48
Уравнение регрессия 308, 342. 350
Уровень шума 16
Усадка 26. 270
Условия равновесия 165
Ускорение частиц 23. 207
Фазовые и структурные превращения 148
Фазовый состав покрытий 232. 280
Факторное пространство 324
Факторный эксперимент 327
Ферми энергия 48
Физико-механические свойства покрытий 1 I
Физическая конденсация 11
380
- сорбция 64
фильтрация fli
Фишера критерий 342. 343
Флуктуация отклика 322
формирование покрытий 23 - 26
фотонная стимуляция 11
функциональные уравнения 98
функциональным преобразований метод 82
функция напряжения 303
Фурье компоненты напряжений 218
Характеристические уравнения 211
Хартли план 329
Хемосорбция 58. 64
Химическое осаждение 22. 27
Химические связи 25
Холловский ускоритель 38
Холловское ускорение 35
Целевая функция 308
Центр газового пламени 12
Циклический процесс 15
Циклотронная частота частиц 31
Цилиндрическая система напыления 32
Частота- колебаний свободного стержня 211
Число степеней свободы 336 — 338
Чистый изгиб 221
Шероховатость поверхности 24. 46
— покрытия 286. 316
Эквивалентные усилия и моменты 153
Экзотермические реакции 23
Эксплуатационные свойства покрытий 1I
Электронзолировамный акрам 43
Электромеханический поджиг дуги 38
Электронная бомбардировка 31
~~ проводимость 88
— стимуляция I 1
— эмиссия 45
Электронно-лучевая пушка 33
Электронно-лучевой нагрев 27
Электронный поджиг дуги 38
Элемтронограмма 235
381
струи 15
^ергетичесхмА КПД генерации 29
Энергетическое coctoiwbil частиц 273
Энергия активашш 56. 58
- дефежтообраэоваммя 48
— дмссйцмацми 58
— конденсации 86
— связи 49
— струм 313
- субл-машм 311
- ч»стш1 16. 27. 31. 47
Эиталлия стру* 18. 25. 259. 267. 274. 275. 295
— частиц 265
Эфрос* теорем* 98. 100, 110
Эффективная динамическая очистка 66
Эффективное взаимодействие частиц 309
Юнг* модуль 203 211. 214. 301. 326
Ядро частицы 22. 269
Ячы вотежша^иые 32
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение .
Праамтые условные обозначения
Глава 1. Основные закономерности м особенности фор-
вфовамм покрытий при машзекми. .
1 I. Методы получения покрытий.
1.2. Газет ерническое напыление.........
I 3 Плазменное мапылемме в атмосфере
13 1 Оборудование м исходные материалы для на-
1Млеммя.
13 2 Форни клине покрытий..........
I 4 Получение покрыттА в вакууме
1-5 Плазменное напыление в вакууме --
1-5.1 Оборудование для напыления
i-5 2 Промессы генерации. ускорение и траиспор-
тнрпаютк и казны к поверхности коидгмсацмм . . .
15 3 ВзаимодеАствме плазмы с поверхмостыо кои*
лемсашш и формирование покрытий
5 4 Формирование покрытий в присутствии реак-
6
11
И
12
17
17
23
26
37
37
40
45
ЦЯ0КМОГО rax*
I 5 5 Подгетовкл поверхности деталей под малы
геми* • -
| 6 Структурно-ф>н*цнональмые схемы процессов
плазменного напыления в атмосфере и вакууме..
шд 2 Методы расчета м резу тьтаты исследования
►млерлтурчых полей в покрытиях
2 1 Тепловые явления (фм плазменном нас ылеимы
2 2 Математическая моде-w тепловой заданы орм
марашм&ани• покрытия на основу
2 3 Тепловые режимы прм плазменном напылении в
атмосфере . .
2 4 Тепловые режимы при плазменном напылении в
вакууме........
2 5 Метод решения мемыкгАясА задачи теплооро-
55
64
71
7в
73
&3
34
водности для двух состык <*--ых тел с теплофмзм-
чесммчм коэффициентам*. эавнсящгчм от темпера-
Пры ........................ ........ ...... . 91
2 6 Метод расчета температурных поле* в системе
покрытие — основа прм ппстояг ной скорости двжже -
ккя границы мрмста.ъжзации (конденсации) 105
2 7 Метод расчета температурных полей в системе
покрытие — основа при пронзао. ,м законе : *е
ния границы кристаллизации (конденсации) .... 123
2 в Методика экспериментального псследовэммя
теп.зовых процессов .... 134
2 9 Результаты исследования температур в кзмо-
состойкмх и срабатываемых уплитнмте-шиых поя •
рытиях 139
Г зада 3 Методы расчета а результаты нсследоваммя
остаточных напряжений в покрытиях .. .
3. 1 Механизм формирования остаточных излряжеямА
при нарашмваним покрытий
3 2 Амд.1итмчесжмА метод расчета остаточных иаа-
ряжекмй в системе покрытие
процесса наращивания слоев ..
- деталь с
150
3 3 Расчетио экспернчснта.шкый метод опредеэе
имя остаточных напряжений в многос-юАиыд покры
гнях на деталях круглой формы
3 4 Расчетмо- экспериментальный метод слреде-те
имя остаточных напряжений * многое тойных
тлях на деталях плоской формы . .
3 5. Остаточные напряжения
пз
ИЗНОСОСТОЙКИ я
Методы определения к результаты
*хледоаа.
Определение модуля упругости первого рода
4.4. Упругие характеристики износостойких
батываечых уплотнительных покрытий...........
ва 5. Структура. фмзкко-механические и
жсплуа
180
202
203
217
221
223
232
5.1. Структур* и свойства износостойких покры-
тий., полученных плазменным напылением * вакууме
5.1.1. Структура м фхзсаыЙ состав покрытий ...
5. 1.2. Мккротвердостъ покрытий.....................
5. 1.4. Коррозионная стойкость покрытий
232
232
239
243
246
уплотните тьных покрытий.
полеченных
Структуре• химический
.оста*
248
269
285
297
307
309
315
фмзико - механических свойств
320
353
361
371