Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий
Представлены результаты экспериментального и расчетно-аналитического исследования тонкопленочных упрочняющих покрытий и отмечены возникающие при этом методологические проблемы. С учетом особенностей тонких покрытий приведены формулы для расчета разрушающих напряжений при циклическом изгибе и оста...
Збережено в:
| Опубліковано в: : | Проблемы прочности |
|---|---|
| Дата: | 2007 |
| Автор: | |
| Формат: | Стаття |
| Мова: | Російська |
| Опубліковано: |
Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України
2007
|
| Теми: | |
| Онлайн доступ: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/48040 |
| Теги: |
Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Цитувати: | Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий / А.Г. Трапезон // Проблемы прочности. — 2007. — № 2. — С. 99-112. — Бібліогр.: 18 назв. — рос. |
Репозитарії
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1859636464747282432 |
|---|---|
| author | Трапезон, А.Г. |
| author_facet | Трапезон, А.Г. |
| citation_txt | Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий / А.Г. Трапезон // Проблемы прочности. — 2007. — № 2. — С. 99-112. — Бібліогр.: 18 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Проблемы прочности |
| description | Представлены результаты экспериментального и расчетно-аналитического исследования
тонкопленочных упрочняющих покрытий и отмечены возникающие при этом методологические
проблемы. С учетом особенностей тонких покрытий приведены формулы для расчета
разрушающих напряжений при циклическом изгибе и остаточных напряжений, а также
расчетная модель для прогноза циклической прочности в зависимости от толщины и вида
покрытия. Полученные экспериментальные данные подтверждают предложенные расчетные
зависимости.
Представлено результати експериментального і розрахунково-аналітичного
дослідження тонкоплівкових зміцнювальних покриттів та відмічено методологічні
проблеми, що виникають при цьому. Із урахуванням особливостей
тонких покриттів наведено формули для розрахунку руйнівних напружень
при циклічному згині та залишкових напружень, а також розрахункову
модель для прогнозування циклічної міцності в залежності від товщини і
виду покриття. Отримані експериментальні дані підтверджують запропоновані
розрахункові залежності.
We present results of experimental and computational-
analytical research of thin-film
strengthening coatings and discuss the related methodological problems. With the account
taken of peculiarities of thin coatings, we propose
formulas for calculation of ultimate
stresses in cyclic bending and of residual
stresses, and also present a computational
model for the forecast of cyclical strength depending
on the coating thickness and particular
type. The obtained experimental data corroborate
the proposed calculational formulas.
|
| first_indexed | 2025-12-07T13:16:07Z |
| format | Article |
| fulltext |
УДК 669.15:539.43
Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных
упрочняющих покрытий
А. Г. Т рапезой
Институт проблем прочности им. Г. С. Писаренко НАН Украины, Киев, Украина
Представлены результаты экспериментального и расчетно-аналитического исследования
тонкопленочных упрочняющих покрытий и отмечены возникающие при этом методоло
гические проблемы. С учетом особенностей тонких покрытий приведены формулы для рас
чета разрушающих напряжений при циклическом изгибе и остаточных напряжений, а также
расчетная модель для прогноза циклической прочности в зависимости от толщины и вида
покрытия. Полученные экспериментальные данные подтверждают предложенные расчетные
зависимости.
К л ю ч е в ы е с л о ва : усталость, циклические напряжения, тонкопленочные
покрытия, связи сдвига, остаточные напряжения, ионная имплантация,
толщина покрытия, модель разрушения.
Введение. В последнее время все более широко используются методы
упрочнения ответственных деталей с помощью тонкопленочных покрытий
[1], получаемых, в частности, вакуум-плазменным напылением [2-4]. Важ
ным параметром, характеризующим свойства упрочняющих покрытий, явля
ется циклическая прочность композиции основа-покрытие, поскольку имен
но при повторно-переменных нагрузках в полной мере могут проявиться
достоинства или недостатки выбранных покрытий. Степень влияния тонко
пленочных покрытий на характеристики прочности основного металла оце
нивается в основном с использованием расчетно-экспериментальных мето
дик, разработанных для однородных материалов, но с соответствующим
учетом поправок, вносимых покрытием. Для весьма тонких покрытий ввиду
реальной неопределенности их физико-технических характеристик способы
такого учета требуют более внимательного рассмотрения. В отдельных
случаях пренебрежение фактором тонких покрытий при непосредственном
использовании расчетных макромоделей может привести к существенным
погрешностям.
В работе рассмотрены вопросы, затрагивающие методологию исследо
вания композиций основа-покрытие, и, в частности, те взаимосвязанные
проблемы, которые возникают при изучении циклической прочности. Исполь
зуется подход, основанный на интегральном переводе случайных, неуправ
ляемых или трудноучитываемых факторов в состав технических парамет
ров, непосредственно контролируемых или сравнительно просто определя
емых в экспериментах. На наш взгляд, это позволит использовать метод
изучения прочностных свойств композиций основа-покрытие без привле
чения или разработки специальных способов учета тонкопленочных покры
тий и связанных с ними эффектов. В соответствии с этим ниже пред
ставлены результаты исследований, посвященные вопросам расчета нор
мальных напряжений при циклическом изгибе балок с тонкопленочными
© А. Г. ТРАПЕЗОН, 2007
ТХОТ 0556-171Х. Проблемы прочности, 2007, № 2 99
А. Г. Трапезон
покрытиями, жесткости сцепления покрытии с основой, расчетно-экспе
риментального определения остаточных напряжении и влияния толщины
покрытия на циклическую прочность.
О расчете н о р м ал ьн ы х н ап ряж ени й при ц икли ческом изгибе. Для
расчета разрушающих напряжении при таком нагружении, независимо от
схемы закрепления балки как образца, используются формулы типа [5]
о = A E h o * / 12 (1)
где А - измеряемая в эксперименте амплитуда колебании в обусловленном
${с
сечении балки; Е - модуль Ю нга; к - координата по высоте сечения; о -
расчетныИ коэффициент, учитывающий частоту и форму колебании, геомет
рию балки, схему ее закрепления, местоположение сечения, для которого
проводится расчет, и координату сечения, в котором измеряется амплитуда
А; I - длина балки.
В общем случае при анализе поперечных колебании балки с двух
сторонним покрытием (рис. 1) необходимо различать слои композиции, для
которых определяются напряжения. Для расчета напряжении на поверх
ности покрытия в формуле (1) следует принять Е = Е п и к = к 0 + 2 к п , для
расчета на линии раздела при к = ко полагаем Е = Е о для основы или
Е = Е п для покрытия. Такая схема расчета допустима только для абсолютно
жесткои связи покрытия с основным материалом. Характеристикои такои
связи служит динамическии коэффициент жесткости связеи сдвига ц [6].
Если он достаточно большои (ц ^ °о), то связь полагается абсолютно жест
кои, и поэтому формула (1) изменяться не будет, за исключением уточнения
%
коэффициента о исходя из анализа задачи о колебаниях составных балок с
помощью метода эквивалентных жестко стеи [7].
Рис. 1. Схема балки с двухсторонним покрытием.
О пределение ж есткости связей сдвига. Величину ц в зависимости от
характеристик основы и двухстороннего покрытия можно вычислить из
выражения [6]
Ь л 2 1
- +
2
f i l 2 h п ( E n 4 l 2m 2 p n ) h o( E о 4 l 2m 2 p 0 )
(2)
100 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2007, № 2
Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных
где р п , р о - плотность материала покрытия и основы соответственно; Ь -
ширина стержня; т - собственная (резонансная) частота основной формы
продольных колебаний свободного стержня с покрытием.
На рис. 2 приведены кривые, построенные по выражению (2) для двух
образцов из меди, покрытых с двух сторон железом. Характеристики образ
цов следующие: I = 100 мм; Ь = 10 мм; Нп = 0,33 мм; Н0 = 0,5 мкм (образец 1),
Нп = Н0 = 0,3 мм (образец 2). Согласно выражению (2) можно полагать, что
образец 1 эквивалентен образцу из железа толщиной ^ = 0,33 X 2 = 0,66 мм,
покрытого с двух сторон медью толщиной Нп = 0 ,5 /2 = 0,25 мкм, образец 2 -
образцу из железа толщиной ^ = 0,3 X 2 = 0,6 мм, покрытого с двух сторон
медью толщиной Нп = 0 ,3 /2 = 0,15 мкм. Образцы вырезали из тонколисто
вого трехслойного материала типа МСК, полученного методом конденсации,
т.е. по технологии, подобной способу получения вакуум-плазменных покры
тий. Выбор для исследования материала системы Р е-С и -Р е вызван необхо
димостью получения более надежных результатов, поскольку здесь можно
непосредственно использовать табличные значения Е и р . На кривые 1 и 2
(рис. 2) нанесены экспериментально полученные резонансным методом
значения л = 2 и 36 МПа, соответствующие частотам 25,29 и 24,8 кГц. Как
видно, экспериментальные точки лежат на тех участках кривых т = т (л),
где частота т практически неизменна, и поэтому вполне допустимо и с
практических соображений целесообразно принять л = <х- Таким образом,
для данной композиции, которая является моделью материала с покрытием,
полученным вакуум-плазменным способом, гипотеза абсолютно жесткого
сцепления имеет право на существование. Отсюда следует вывод о справед
ливости всех расчетных соотношений, применяемых при анализе подобных
покрытий, которые получены на основе этой гипотезы, т.е. исходя из метода
эквивалентных жесткостей.
Рис. 2. Экспериментальные (точки) и расчетные (линии) зависимости частоты от жесткости
связей сцепления: 1, 2 - соответственно образцы 1 и 2.
ЙХ# 0556-171Х. Проблемы прочности, 2007, № 2 101
А. Г. Трапезой
Качественным практическим подтверждением вышеизложенного может
быть обнаруженная при экспериментальном исследовании вакуум-плазмен-
ных покрытий высокая их адгезионная прочность и отсутствие отслоений
покрытия до или после усталостных испытаний. Если нет отслоений, то
сдвиги минимальны либо отсутствуют, что возможно при [6]. Для
толстых покрытий это не является правилом, поскольку в этом случае даже
при л отслоение не исключено в результате действия инерционных сил
отрыва.
О модуле упругости и толщ ине тон коп лен очн ы х п окры тий . Прямое
следование формуле (1) для весьма тонких покрытий требует осторожности
ввиду фактической неопределенности величин Е п и к п . Очевидно, что
модуль Ю нга пленочных покрытий Е п не является аналогом модуля упру
гости химически эквивалентных материалов, полученных в компактном
виде. Известные характеристики таких материалов из-за разной технологии
их создания (спекание, прессование и т.д.) могут служить лиш ь некоторым
приближением для соответствующих покрытий и в лучш ем случае исполь
зоваться как ориентировочные. Несовпадение характеристик обусловлено
также технологическими особенностями создания самих покрытий, свой
ства и структура которых (плотность, пористость, дисперсность и т.д.) могут
иметь разброс как в пределах ряда партий, так и в пределах одной партии
изделий (различие между свойствами по толщине покрытия). Кроме того,
технология получения покрытий вакуум-плазменным напылением предусмат
ривает обязательную предварительную операцию очистки поверхности под
ложки (ионное травление) с неизбежной ионной имплантацией, приводящей к
диффузии ионов имплантанта в основу и изменению субструктуры поверх
ностных слоев [8, 9]. После нанесения покрытия композиция становится
практически многослойной по схеме: основа - переходная зона - зона
имплантации - переходная зона - покрытие. Очевидно, что по этой же
причине неопределенной будет и толщина покрытия к п , поскольку этот
параметр должен включить в себя также толщины, определяющие зону
имплантации и соответствующие переходные участки. В качестве примера,
подтверждающего существенное изменение физико-механических характе
ристик поверхности металла после ионной очистки, могут служить кривые
усталости, полученные для технического титана ВТ1-0 (рис. 3) в зависи
мости от продолжительности процесса ионной имплантации (ионы Т1, К , С).
Ионная имплантация при данных режимах [9] повышает предел выносли-
н
вости <7_1 на базе 10 цикл нагружения в среднем на 11%.
Существование данной зависимости можно объяснить исключительно
изменениями в структуре и свойствах поверхностного слоя, чем и подтверж
дается, кроме прочего, реальная многослойность композиций подобного типа.
Ввиду возможной ненадежности ожидаемых результатов при непосред
ственном введении в расчетные макромодели некоторых номинальных зна
чений Е п и Нп без учета отмеченных особенностей, связанных с их
фактической неопределенностью, необходимо использовать иной подход.
Его суть заключается, например, в замене балки с многослойным тонко
пленочным покрытием упрощенной моделью в виде монолитной балки без
покрытия, но с некоторым набором поверхностных факторов, воздействие
102 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2007, № 2
Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных
которых на упругие и прочностные характеристики балки было бы экви
валентно суммарному воздействию эффектов, инициируемых реальным по
крытием. В этом случае допустимо прямое использование формулы типа (1),
в которой параметры Е и И будут принадлежать только основному мате
риалу. При этом конечные экспериментальные результаты (кривые уста
лости, пределы выносливости <7_і) следует интерпретировать как харак
теристики основы, зависящие от свойств реального тонкопленочного покры
тия с номинальными параметрами Е п и Ип .
Рис. 3. Зависимость кривых усталости титана ВТ1-0 от продолжительности t процесса
ионной имплантации: 1 - исходное состояние; 2 - t = 5 мин; 3 - t = 12 мин; 4 - t = 18 мин.
О расчете остаточны х напряж ений . После нанесения покрытий в
поверхностных слоях основного материала возникают остаточные напря
жения а ост. Эти напряжения играют особую роль в формировании проч
ности композиции. Опыт показывает, что сжимающие напряжения а ост на
поверхности конструктивных элементов приводят к повышению характерис
тик сопротивления разрушению, в первую очередь усталостного, в то время
как растягивающие а ост в поверхностном слое могут существенно снижать
эти характеристики. Поэтому одна из задач - создание методических прие
мов, позволяющих оценить уровень а ост. Поскольку характер распределе
ния остаточных напряжений а ост по толщине покрытий, как правило,
сложный, то из-за различия в определении их экспериментальными и расчет
ными методами нельзя корректно оценить их влияние на прочность. Возни
кают дополнительные сложности в возможном прогнозировании характе
ристик сопротивления усталости. Из существующих способов расчета а ост
широко применяется метод по измерению кривизны призматического образ
ца, на одну из сторон которого наносилось покрытие. При этом исполь
зуются различные соотношения. Так, в работах [10, 11] для пластинчатых
образцов предлагаются следующие формулы:
_ 4 Е Н 3/ _ Е Н 3
аост _ 312( 1 - V 2 )(Н + Н)Н ’ ° ост _ 6 ( 1 - V2 )(Н + Н)М ’
ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2007, № 2 103
А. Г. Трапезой
где Е, V - модуль Ю нга и коэффициент Пуассона основного материала
соответственно; I - длина образца; Н , к - толщины основы и покрытия; / -
стрела прогиба; Я - радиус кривизны образца.
Если используются балочные образцы и, кроме того, к < < Н , то фор
мулы (3) упрощаются и соответственно принимают вид [2, 12]
Соотношения (3), (4) используются в предположении, что толщина
покрытия к является вполне определенным и контролируемым параметром.
Для тонкопленочных покрытий, как было показано выше, это не совсем так.
Очевидно, что толщину подобных покрытий следует полагать достаточно
неопределенной характеристикой как в силу реальной многослойности и
неоднородности покрытия, так и в силу практических затруднений при ее
количественном измерении, а также ввиду ее малости по определению. Пря
мое следование этим соотношениям без учета отмеченных и других обсто
ятельств приводит к существенно завышенным результатам [13-15], объясне
ния которых не представляются убедительными, особенно на фоне доста
точно привычных экспериментальных характеристик циклической прочности,
полученных для аналогичного типа композиций [15].
Приведем вывод расчетного соотношения, в котором исключается необ
ходимость непосредственного использования толщины покрытия при рас
чете величины о ост, влияние которой учитывается значениями реально
контролируемых параметров: радиуса кривизны или стрелы прогиба лабо
раторного балочного образца. Полагаем, что покрытие, нанесенное на одну
из сторон балки, может вызвать ее изгиб вследствие возможного возник
новения в нем остаточных напряжений. Если допустить, что покрытие
нанесено равномерно, то очевиден потверждаемый многочисленными опы
тами факт, что балка будет деформироваться по дуге окружности.
Очевидно также, что такое искривление балки будет соответствовать
условиям чистого изгиба, т.е. во всех ее сечениях изгибающие моменты
должны иметь постоянное значение. Исходя из этого и учитывая, что покры
тие одностороннее, в качестве схемы, моделирующей подобное деформи
рованное состояние, выберем случай нагружения прямолинейной балки,
лиш енной внутренних напряжений, внеш ними продольными силами Р,
которые приложены по линии раздела основы и покрытия. Если эти силы
растягивающие, то возникающие внутренние силы по поперечному сечению
можно привести к растягивающему усилию N и моменту М , в результате
чего элемент балки изогнется, как показано на рис. 4,а.
При чистом изгибе однородной балки вследствие действия внецентрен-
ных растягивающих сил Р для любого поперечного сечения справедлива
зависимость [7]
ост
E H 2
6 hR
(4)
(5)
104 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2007, № 2
Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных
где о - нормальное напряжение; N = Р - продольное растягивающее уси
лие; Г - площадь поперечного сечения; М = № р - изгибающий момент от
усилия N ; J - момент инерции сечения относительно центральной оси; 2 ,
1 р - соответственно текущая координата и координата точки приложения
силы Р , которые отсчитываются от центральной оси по высоте сечения.
М 1
. L
1 }
!
!
И
h
H
-
l
!
!
М
i
l
l
Кг, L h t ' '
Рис. 4. Схема к расчету остаточных напряжений.
Если допустить, что связь покрытия с основой абсолютно жесткая, то,
преобразовав исходную составную систему по методу эквивалентных жест
костей в однородную балку, изготовленную только из материала основы, при
к < Н получим Г = Ь( Н + е к ); J = Ь Н 3 ( Н + 4 е к )/12( Н + е к ); 2 р = 6 =
= Н /2 - £ (рис. 4,6), где Ь - ширина балки; е = Е п / Е 0 - отношение модулей
Ю нга покрытия и основы; Г - площадь эквивалентного сечения; J - мо
мент инерции эквивалентного сечения относительно его центральной оси х,
определяемой координатой £ = е к Н / 2( Н + е к ) - рис. 4,6.
Выражение (5) с учетом введенных параметров преобразования прини
мает вид
о =
N 1 6Z
H + е к + H ( H + 4єк ) (6)
где Z - текущая координата по высоте преобразованного сечения, отсчи
тываемая от оси х (рис. 4,6).
С учетом равенства N 6 / J = Е о /Я , где Я - радиус изгиба оси х от
момента N 6 , соотношение (6) преобразуется следующим образом:
о =
H ( H + 4 eh )
6( H + eh )
+ Z (7)
С целью удобства целесообразно в формуле (7) выразить Я через стре
лу прогиба Б , которая легко может быть измерена с требуемой точностью.
Для определения Б необходимо установить положение нейтральной линии
при изгибе и растяжении, т.е. величины Z о (рис. 4,6), а также учесть, что ее
кривизна будет равна кривизне оси х при изгибе без растяжения. Из (7) при
о = 0 следует Z = Z о = —Н (Н + 4 е к ) /6 ( Н + е к ), т.е. нейтральная линия рас
положена на расстоянии Н /3 от нижнего края сечения. В результате соглас
но рис. 4 получим
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2007, № 2 105
А. Г. Трапезой
H f
S = H + h + f .
J 3R (8)
Входящие в выражение (8) параметры нейтральной линии f и R
необходимо, в свою очередь, выразить через ее длину l, которая одновре
менно будет длиной лабораторного образца, т.е. контролируемой (измеря-
( l \емой) величиной. Из рис. 4,а следует f = R l l — C0S2 R I или после разло-
l
жения co s— в ряд -
2R F
f = R + ... (9)
Приняв в качестве первого приближения величину
f '= 8R
(10)
представим через нее точное выражение (9) и оценим погрешность его
замены приближенной формулой (10).
Если (9) с точностью до величины третьего порядка малости пред
ставить в виде
= £ 1 _ М Г .
і і з і і
2
2
і
то относительная погрешность расчета R по формуле (10) будет
\ f / l - Г / і \ 4 ( f ' ^ 2
Д =
f Ч і з \ і
( ї ї )
Полагая, что максимально допустимая погрешность вычисления / или
R составляет не более 3%, из (11) при Д = 2,7% получаем сравнительно
большое значение стрелы прогиба / ' = I / 7, которое в рассматриваемом
случае практически мало вероятно, но может служить граничным ориен
тиром для оценки погрешностей при вычислениях по формуле (10). После
внесения в (8) прогиба (10) получим выражение для R, подстановка кото
рого в (7) приводит к зависимости
о = 3 Е о У
2 H ( 1 + V 1 - 7 )
H (H + 4 e h )
6( H + e h )
+ Z (12)
г д е у = 3 2 Н ( Б —Т ) / з / 2 ; Т = Н + к - о б щ а я т о л щ и н а о б р а з ц а .
106 /БОТ 0556-171Х. Проблемы прочности, 2007, N2 2
Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных
Для малых прогибов Б получим значение у < < 1, поэтому вместо (12)
можно записать
о =
8Eо(5 - T ) ( H (H + 4 e h ) + ^
l 2 6( H + eh )
(13)
Полагая в (13) 2 = д = Н 2/2 (Н + ек ), можно определить остаточные
напряжения на поверхности основы под покрытием:
1 6 Е о(Б - Т ) Н 5 Е о(Б - Т ) Т
0 ост 312 12 • (14)
По формуле (13) вычисляются суммарные остаточные напряжения о ост,
возникающие после полного завершения технологического цикла нанесения
покрытия, т.е. учитываются остаточные напряжения от предварительной
обработки основы, например ионного травления, и напряжения, вызванные
осаждением на основу покрытия. Согласно (13) распределение о ост по
сечению является линейным, однако из-за того что возможно различие в
физико-механических свойствах модифицированного поверхностного слоя
основы по высоте, эта линейность может быть нарушена в той мере, в
которой номинальные значения Е о будут отличаться от значений, в дейст
вительности присущих соответствующим слоям поперечного сечения. Таким
образом, вычисляемые по соотношению (13) значения о ост следует пола
гать средними по толщине поверхностного слоя основы.
В таблице приведены результаты расчетов по формулам (4) и (14) оста
точных напряжений для балочных образцов размером 100 X 5Х 0,5 мм из
титана ВТ1-0 (Ео = 1,1 • 10 5 МПа), одна из сторон которых покрыта нитри
дом Т1К. Номинальная толщина покрытия определялась продолжительностью
его нанесения.
Параметры образцов с покрытием и результаты расчета остаточных напряжении
Толщина
покрытия
к, мкм
Толщина образца
(расчетная)
Т , мм
Стрела
прогиба
Б, мм
оост, МПа,
по формулам
(4) (14)
5,0 0,5050 1,6 1184 30,4
5,5 0,5055 1,8 1211 36,0
7,0 0,5070 2,3 1216 50,0
8,5 0,5085 2,5 1088 55,7
9,0 0,5090 2,5 1028 55,8
11,0 0,5110 3,0 1009 70,0
Знак остаточных напряжений, рассчитанных по изложенной методике,
определяется местом расположения покрытия после “самопроизвольного”
деформирования образца. Если слой покрытия оказался на выпуклой сто-
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2007, № 2 107
А. Г. Трапезой
роне (рис. 4,а), то, по-видимому, на основу будут действовать напряжения
растяжения, поскольку к < < Н , если на вогнутой - напряжения сжатия. В
опытах, результаты которых приведены в таблице, покрытие располагалось
на выпуклой стороне образцов. Следовательно, можно предположить, что
основа подвержена действию растягивающих напряжений. Однако из рис. 5,
где представлены кривые усталости титана ВТ1-0 с покрытием Т К [16],
видно, что наличие покрытия не снижает циклическую прочность компози
ции, а наоборот, с увеличением его толщины она повышается.
Рис. 5. Кривые усталости титана ВТ1-0 с покрытием 1 - без покрытия; 2 - к = 6 мкм; 3 -
к = 12 мкм; 4 - к = 6 мкм с прослойкой Сг толщиной 0,25 мкм.
Очевидное противоречие (при растягивающих а ост циклическая проч
ность должна снижаться) свидетельствует, во-первых, о незначительных
напряжениях растяжения а ост, что согласуется с расчетами по формуле (14)
(таблица), и, во-вторых, о существенном влиянии на результат других факто
ров, например упрочненных слоев основы путем имплантации, и, в част
ности, геометрических, упругих и прочностных параметров, собственно, пле
ночных покрытий. Несопоставимость данных, приведенных в таблице, можно
объяснить, естественно, не только фактором неопределенности к, но и
принципиально различной интерпретацией соотношений (4) и полученных
по ним результатов.
В действительности формулы (4) используются для расчета а ост в
покрытии, (13), (14) - для расчета а ост на поверхности основы. Учитывая,
что в ряде известных работ [13-15 и др.] рассчитанные по (4) а ост рас
сматриваются как непосредственно действующие на основу, изменяя таким
образом ее прочностные характеристики, то именно в этом качестве они
здесь и представлены. Заметим, что формулы (4), полученные разными
авторами, в действительности идентичны, в чем легко убедиться после
взаимной замены / или Я с помощью (10), полагая / = Б , если к < < Н .
Заметим также, что применение некоторыми авторами вместо (10) выражения
Л ', ЦИКЛ
!Üft
108 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2007, № 2
Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных
R = 12/ 8 f - f /2 для более точного расчета а ост по второй из формул (4)
является довольно грубым приближением. Например, при используемом
выше f = //7 погрешность расчета R по этой зависимости будет порядка
12%, что в принципе неприемлемо, хотя и не имеет в данном случае практи
ческого значения, поскольку иное [13] или подобное [14] “уточнение” фор
мул (4) для тонкопленочных покрытий заведомо лишено смысла как из-за
необходимости использования в качестве основного расчетного параметра
пренебрежимо малой и, кроме того, физически и геометрически неопре
деленной толщины покрытия h , так и в силу приведенных выше замечаний
относительно интерпретации формул (4).
В лияние толщ и н ы п о кр ы ти я на циклическую прочность. Результаты
экспериментальных исследований, полученные разными авторами, приводят
к противоречивым выводам, что связывают с состоянием поверхности осно
вы, структурными особенностями покрытий или композиции в целом. Для
объяснения экспериментальных результатов, а также для целенаправленного
поиска закономерностей усталостного разрушения в зависимости от толщ и
ны покрытия предложены соотношения, построенные на основе “правила
смеси”, например [1]:
а = ( 1 - f )а о + f a п , (15)
где а , а о, а п - напряжения в композиции, основе и покрытии соответ
ственно; f - объемное содержание материала покрытия.
Модель (15) получена для осевого растяжения-сжатия композиции. При
изгибе соотношения аддитивности типа (15) выполняются только в случаях
многослойных материалов при равномерном распределении высоко- и низко
прочных слоев по толщине композита или же если в композите имеет место
равномерное наличие разнородных материалов [17]. Вывод соответству
ющего соотношения при изгибе получим на основании экспериментально
обоснованного выше допущения о достаточно жестком сцеплении покрытия
с основой. Если h < < H , то для балки с двухсторонним покрытием экви
валентный модуль упругости при изгибе будет определяться выражением
E = (E 0 H + 6 h E п ) /( H + 6h). (16)
При фиксированной деформации в каком-либо из крайних слоев, напри
мер в зоне раздела основы и покрытия, которую для весьма тонких покры
тий полагаем неизменной по толщине покрытия, согласно закону Гука из
(16) получим
а = (а оH + 6hа п / ( H + 6h). (17)
Из (17) следует, что предельное циклическое напряжение в композиции
при симметричном деформировании а = а — может определяться либо
предельным напряжением в основе а о = а - 1(о), либо предельным напря
жением в покрытии а п = а - 1(п). Рассмотрим практически значимый слу
чай, когда разруш ение основы предш ествует разруш ению покрытия, т.е.
а - 1(п) > а - 1(о) Тогда из (17) имеем
ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2007, N 2 109
А. Г. Трапезой
о _ і = О-1(0) 1 + (С - 1 ) (18)
где ц = 6 к / Н ; С = О а / О_ 1(0) = Е а / Е о.
Коэффициент С зависит от модуля упругости покрытия Е п , значения
которого ввиду отмеченных при анализе формулы (1) особенностей могут
быть весьма неопределенными, поэтому полагаем, что С - эмпирический
параметр, интегрально отображающий особенности конкретной технологии
и свойств композиции. С другой стороны, первичная оценка величины С на
основе табличных данных Е п и Е о является вполне оправданной для пред
варительного определения по формуле (18) ожидаемых значений о _ ^
Из (18) следует, что о -1 < о -1 (0), если С < 1 и о -1 > о -1 (0) при С > 1.
Таким образом, в соответствии с моделью (18) для повыш ения циклической
прочности материала с покрытием необходимо обеспечить условия, при
которых С > 1. Одно из таких условий очевидно - применение высоко
прочных и высокомодульных покрытий. Из (18) также следует, что с ростом
относительной толщины покрытия (коэффициента Ц) отношение О - 1І О- 1(0)
будет увеличиваться при С > 1 и уменьшаться при С <1.
Следовательно, обеспечив выполнение условия С > 1 соответствующи
ми технологическими мероприятиями и надлежащим выбором типа покры
тия, для дальнейшего повыш ения о - 1 необходимо увеличивать ц. Если
окажется, что С < 1, то повышение толщины покрытия приведет к обрат
ному результату: еще большему снижению о - 1. Подтверждением этого
может служить рис. 6, где приведены графики зависимости (18) при С = 3,3
и 0,44, которые удовлетворительно согласуются с результатами экспери
ментов (рис. 5). Очевидно, что подобные кривые (рис. 6) можно использо
вать для практической оценки или прогноза О— композиций, аналогичных
рассмотренным выше и полученным по вполне конкретной технологии [16].
Рис. 6. Экспериментальные (точки) и расчетные (линии) зависимости о_1 титана ВТ1-0 от
толщины покрытия ТГ№ 1 - С = 3,3; 2 - С = 0,44.
Реальным ограничением при стремлении к последующему чрезмерному
увеличению о _ 1 за счет роста ^ Н могут стать возможные неблагоприят
ные изменения физико-химических и связанных с ними усталостных или
упругих свойств покрытий: повышение хрупкости вследствие, например,
обогащения покрытия крупными зернами [18]; увеличение градиента напря-
110 ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2007, № 2
Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных
жений; нарушение исходных предпосылок при построении модели (18); уве
личение числа микродефектов или трещ ин с ростом толщины покрытия;
изменение свойств покрытия в зависимости от увеличения продолжитель
ности процесса его нанесения [1] и др. Очевидно, что на основании модели
(18) можно оценить или, по крайней мере, на качественном уровне пред
сказать поведение композиций основа-покрытие и в тех случаях, когда
противоречивость экспериментальных данных по циклической прочности не
нашла однозначного объяснения.
Заклю чение. Представлены результаты экспериментального и расчетно
аналитического исследования ряда проблем, возникающих при изучении
циклической прочности материалов с покрытиями. О сновное внимание
уделено тонкопленочным упрочняющим покрытиям. Экспериментально на
основе результатов реш ения ранее рассмотренной задачи о колебаниях обос
новано применение метода эквивалентных жесткостей, благодаря чему стало
возможным предметное изучение вопросов, связанных с особенностями
тонкопленочных покрытий. Показана и экспериментально обоснована нецеле
сообразность непосредственного использования при инженерных расчетах
номинальных физико-геометрических параметров тонкопленочных покры
тий ввиду их реальной неопределенности. Приведен метод расчетного опре
деления остаточных напряжений. Сравнение результатов расчета с экспери
ментальными характеристиками выносливости свидетельствует о практичес
кой нецелесообразности использования некоторых известных соотношений
для оценки остаточных напряжений в композициях с тонкопленочными по
крытиями, обусловленной, в частности, неадекватной интерпретацией ре
зультатов, полученных по этим соотношениям, а также фактической неопре
деленностью толщины покрытия как количественной характеристики. П о
строена модель для учета влияния толщины покрытия на характеристики
выносливости, намечены границы возможного ее применения для прогноза
характеристик выносливости на основе анализа расчетных и эксперимен
тальных результатов.
Р е з ю м е
Представлено результати експериментального і розрахунково-аналітичного
дослідження тонкоплівкових зміцнювальних покриттів та відмічено методо
логічні проблеми, що виникають при цьому. Із урахуванням особливостей
тонких покриттів наведено формули для розрахунку руйнівних напружень
при циклічному згині та залишкових напружень, а також розрахункову
модель для прогнозування циклічної міцності в залежності від товщини і
виду покриття. Отримані експериментальні дані підтверджують запропоно
вані розрахункові залежності.
1. И л ь и н с к и й А . И . Структура и прочность слоистых и дисперсно-упроч
ненных пленок. - М.: М еталлургия, 1986. - 143 с.
2. Х а с у и А . Техника напыления / Пер. с яп. - М.: М ашиностроение, 1975. -
288 с.
ISSN 0556-171Х. Проблемы прочности, 2007, № 2 111
А. Г. Трапезой
3. Б е р и Р ., Х о л л П ., Г а р р и с М . Тонкопленочная технология. - М.: Энергия,
1972. - 336 с.
4. Н о в и к о в Н . В ., Б и д н ы й А . А ., Л я ш е н к о Б. А . М етоды упрочнения
поверхностей машиностроительных деталей. - Киев: Ин-т сверхтвер
дых материалов АН УССР, 1989. - 112 с.
5. Т р а п езо н А . Г . Расчет упругих элементов при резонансных усталостных
испытаниях. - Киев: Наук. думка, 1983. - 96 с.
6. Т р а п езо н А . Г ., Л я ш е н к о Б. А . О продольных колебаниях стержня с
покрытием // Пробл. прочности. - 1994. - № 10. - С. 68 - 75.
7. Т и м о ш ен к о С. П . Сопротивление материалов. Т. 1. - М.: Физматгиз,
1960. - 379 с.
8. Л у н а р с к и Е . Вопросы усталостной прочности сплавов металлов после
ионной имплантации: Тр. XI М еждунар. коллоквиума. - Киев, 1992. -
С. 233 - 240.
9. Р у т к о вс к и й А . В ., Т р а п езо н А . Г ., Г о п к а л о А . П . и др. Влияние низко
энергетической ионной имплантации на кратковременную статическую
и усталостную прочность титанового сплава ВТ1-0 // Вибрации в техни
ке и технологиях. - 2001. - № 5 (21). - С. 84 - 87.
10. М е т о д ы испытания, контроля и исследования машиностроительных
материалов / Под общ. ред. А. Т. Туманова. - М.: М ашиностроение,
1974. - Т. 1. - 320 с.
11. А .с. 1 6 7 5 6 8 9 СССР кл. 5G01L1/00. Способ определения остаточных
напряжений в полосовых заготовках / Г. Л. Колмогоров и др. - Опубл.
07.09.91, Бюл. № 33.
12. H u M . S ., T h o u less M . D ., a n d E v a n s A . G. The decohesion o f thin films
from brittle substrates // A cta Met. - 1988. - 36, No. 5. - P. 1301 - 1307.
13. М а т в е е в H . В ., К р а с н о в А . H , М и л о с е р д о е И . В. и др. Остаточные
напряжения в покрытии из нитрида титана, осажденного в вакууме //
Пробл. прочности. - 1985. - № 5. - С. 90 - 93.
14. Л я ш е н к о Б. А ., Р у т к о вс к и й А . В ., С о р о к а Е. Б ., Л и п и н с к а я Н . В . О сни
жении остаточных напряжений в вакуум-плазменных покрытиях // Там
же. - 2001. - № 4. - С. 62 - 68.
15. Р ут к о всъ к и й А. В . Конструкційна міцність матеріалів із вакуум-плазмо-
вими покриттями: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. - Киев, 2000. - 17 с.
16. Т р а п езо н А . Г ., Л я ш е н к о Б. А ., Р у т к о вс к и й А . В . О влиянии вакуумных
покрытий на сопротивление усталости технического титана // Пробл.
прочности. - 1995. - № 11. - С. 32 - 40.
17. Р а й т Е. С., Л е ви т А . П . Слоистые металлические композиционные
материалы // Композиционные материалы с металлической матрицей. -
М.: М ашиностроение, 1978. - Т. 4. - 504 с.
18. Х у-Л и н ъ Ф ан. Влияние микроструктуры алюминидного покрытия на
многоцикловую усталость систем жаропрочных сплавов с покрытием //
Acta Met. Sin. - 1991. - 27, No. 5.
Поступила 23. 05 2005
112 ISSN 0556-171X. Проблемы прочности, 2007, № 2
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-48040 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 0556-171X |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-12-07T13:16:07Z |
| publishDate | 2007 |
| publisher | Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Трапезон, А.Г. 2013-08-13T17:04:48Z 2013-08-13T17:04:48Z 2007 Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий / А.Г. Трапезон // Проблемы прочности. — 2007. — № 2. — С. 99-112. — Бібліогр.: 18 назв. — рос. 0556-171X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/48040 669.15:539.43 Представлены результаты экспериментального и расчетно-аналитического исследования тонкопленочных упрочняющих покрытий и отмечены возникающие при этом методологические проблемы. С учетом особенностей тонких покрытий приведены формулы для расчета разрушающих напряжений при циклическом изгибе и остаточных напряжений, а также расчетная модель для прогноза циклической прочности в зависимости от толщины и вида покрытия. Полученные экспериментальные данные подтверждают предложенные расчетные зависимости. Представлено результати експериментального і розрахунково-аналітичного дослідження тонкоплівкових зміцнювальних покриттів та відмічено методологічні проблеми, що виникають при цьому. Із урахуванням особливостей тонких покриттів наведено формули для розрахунку руйнівних напружень при циклічному згині та залишкових напружень, а також розрахункову модель для прогнозування циклічної міцності в залежності від товщини і виду покриття. Отримані експериментальні дані підтверджують запропоновані розрахункові залежності. We present results of experimental and computational- analytical research of thin-film strengthening coatings and discuss the related methodological problems. With the account taken of peculiarities of thin coatings, we propose formulas for calculation of ultimate stresses in cyclic bending and of residual stresses, and also present a computational model for the forecast of cyclical strength depending on the coating thickness and particular type. The obtained experimental data corroborate the proposed calculational formulas. ru Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України Проблемы прочности Научно-технический раздел Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий Methodological problems in the studies of thin-film strengthening coating Article published earlier |
| spellingShingle | Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий Трапезон, А.Г. Научно-технический раздел |
| title | Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий |
| title_alt | Methodological problems in the studies of thin-film strengthening coating |
| title_full | Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий |
| title_fullStr | Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий |
| title_full_unstemmed | Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий |
| title_short | Методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий |
| title_sort | методологические проблемы при исследовании тонкопленочных упрочняющих покрытий |
| topic | Научно-технический раздел |
| topic_facet | Научно-технический раздел |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/48040 |
| work_keys_str_mv | AT trapezonag metodologičeskieproblemypriissledovaniitonkoplenočnyhupročnâûŝihpokrytii AT trapezonag methodologicalproblemsinthestudiesofthinfilmstrengtheningcoating |