TiAlN 涂層刀具的高溫摩擦應力仿真分析*

劉愛華 劉文清 苗秋華

(①山東交通學院機械制造系，山東濟南250023;②山東法因數控機械股份有限公司，山東濟南250101)

Ti 基氮化物涂層中研究最早的是TiN 涂層，其具有高強度、高硬度及較高的抗氧化性等特點，因而廣泛應用于金屬材料的機械加工、醫療、微電子腐蝕防護等各個領域。但隨著先進制造技術的發展，單一的TiN涂層不能夠滿足生產需要，研究發現在TiN 涂層基礎上發展起來的多元以及多層復合涂層，性能遠優于單一的TiN 涂層［1］。一些金屬元素Al、Cr、W、V 和Zr 等都具有很好的合金化特性，與二元涂層TiN 相比，加入以上金屬元素形成的三元或者多元氮化物涂層性能均得到了明顯提高，其中的TiAlN 涂層是目前應用廣泛的三元氮化物刀具涂層［2-4］。

刀具在切削的過程中產生大量的摩擦熱，使涂層的工作溫升急劇增加，因此目前對涂層刀具的摩擦學研究逐漸由常溫轉到高溫環境［5-6］，而這些研究均從實驗的角度揭示TiAlN 涂層刀具的摩擦特性與磨損機理，但對在高溫摩擦過程中涂層所受的高溫摩擦應力的研究較少。本研究針對TiAlN 涂層目前常用的球-盤高溫摩擦方式中的高溫摩擦應力進行仿真研究，揭示高溫摩擦過程中涂層的受力狀態，為研究涂層的磨損機理提供進一步的理論依據。

1 高溫摩擦實驗

TiAlN 涂層由于其較高的硬度和耐磨性，多應用在高速干切削條件，在切削中處在高應力狀態，其應力可達1 ～2 GPa，所以在本研究中選用球-盤接觸方式所提供的點接觸形式進行摩擦試驗，以求接近涂層實際的使用工況。試驗用的摩擦盤和對磨球的外形如圖1 所示。其中TiAlN 涂在YG6(WC +6 wt% Co)基體盤的表面，對磨球采用純SiC 制成，二者的參數特性如表1，外形照片如圖1 所示。

摩擦試驗在CETR UMT-2 高溫摩擦磨損試驗機上進行，設備的相關工作原理及主要的技術參數在文獻［7］中有詳細的敘述。根據摩擦實驗的結果，研究其在25 ～700 ℃環境下，垂直壓力為10 N，摩擦系數為0.2 時涂層所受應力情況。

表1 材料的基本性能

2 涂層的高溫熱應力

2.1 涂層中熱應力的產生

TiAlN 涂層的制備是在一定的沉積溫度下完成的，在此溫度下，涂層與基體可看成無約束疊加復合，不存在力的作用。但是，當溫度變化時，涂層材料與基體材料不同的熱膨脹系數將會導致二者產生不同的熱收縮傾向。但二者在結合界面處相互制約，以防隨意變形而導致分離脫落，因此這種不同的收縮傾向將使涂層與基體在界面附近產生熱應力。本研究涉及溫度的變化，鑒于熱應力對涂層失效產生的影響，在考慮摩擦應力時，勢必要考慮高溫摩擦環境中的熱應力，進行綜合計算。

2.2 摩擦接觸表面的最高溫度計算

在摩擦的過程中，摩擦副除了受環境溫度的影響外，自身還會產生耦合溫升，使得摩擦區域的最高溫度大于摩擦盤的其余部分，相應的摩擦區域的熱應力數值改變，從而影響了整體的摩擦應力，因此需要考慮摩擦溫升對摩擦應力的影響。即計算摩擦接觸表面的最高溫度。

在本研究中，采用文獻［8］中的解析計算公式。其中，作者通過必要的假定，采用熱傳導方程推導出了高溫環境下球-盤摩擦形式中摩擦盤表面的最高溫度計算公式:

式中:a為小球的接觸半徑;Lr為計算溫度時經過的距離;v為摩擦速度;λ1，ρ1，C1分別為摩擦盤上TiAlN 涂層的導熱系數、密度和比熱;λ2，ρ2，C2分別為配副SiC球的導熱系數、密度和熱容;θ*為環境溫度;q為界面上的摩擦熱流密度。將摩擦考慮為單微凸體接觸，則q滿足公式［9］:

式中:μ 為摩擦系數;P為垂直加載力。

這部分的計算是在摩擦試驗結束后完成的，所使用的計算參數均取試驗過程中的真實數值。

3 TiAlN 涂層的高溫摩擦應力的有限元模擬

3.1 有限元分析模型的建立

幾何模型選取與摩擦盤實際形狀相同的圓柱形，考慮實際運算的問題，取基體圓柱體的直徑為d=6 mm，高度h=1.5 mm，而涂層的厚度取為h=3 μm，與基體相比涂層的厚度很小，這與實際情況相符。涂層和基體均采用Plane42 單元。力的加載區域設定為圓形，直徑定為0.06 mm，并加載垂直最用力與水平摩擦力，采用表面單元Surf153，并約束模型底邊的位移。考慮環境溫度和摩擦溫升的綜合影響，設置模型整體的初始溫度(摩擦環境溫度)，并在摩擦區域施加溫升載荷。最終的網格劃分及力的加載如圖2 所示。

3.2 高溫摩擦應力有限元模擬的結果分析

鑒于涂層與基體為不同材料，二者在高溫下存在熱應力，出現互相脫離傾向，因此在討論高溫摩擦應力時除軸向應力σz(接觸應力)剪切應力τxz外，還應考慮由所受的徑向應力σx。以600 ℃為例，仿真出的應力云圖如圖3 所示。可以看出，由于涂層的引入，徑向應力σx、軸向應力σz和剪切應力τxz在涂層與基體的結合界面處存在不同程度的突變。

因此，應變為0 的情況下，此處為危險斷面，涂層易剝落。

為了更好地對各溫度下的摩擦應力進行對比，圖4 給出了力的加載區域及前后范圍內涂層與基體結合面上的σx、σz和τxz的變化，其中力的加載區域為-0.5a至0.5a(a 為加載區域的直徑)，圖4d 為取值位置示意圖。可以看出，溫度對徑向應力σx的影響較大，隨溫度的升高，涂層與基體結合面上所受的最大壓應力值增加，而室溫下的壓應力最小且最大壓應力發生在力的加載區域內，且靠近力的加載方向的前邊緣。而最大拉應力發生在加載區域之外，且當溫度升高時，最大拉應力反而減小，室溫下的拉應力最大。由圖4b、c 可以看出，溫度對涂層所受的軸向應力σz和剪切應力τxz的影響不大。這是因為溫度的變化只影響涂層所受的熱應力，對接觸應力無影響，而與摩擦副之間產生的接觸應力相比，熱應力中的軸向應力要小很多，因此在結合面上溫度對σz和τxz影響不大。

圖5 為σx和τxz沿深度方向的應力大小。對于σx來講，如圖5a，在涂層表面所受的壓應力最大，隨深度的增加應力減小。對涂層與基體的接合面區域進行放大可以發現，隨溫度的升高，涂層所受到的壓應力數值增大，且隨溫度的升高，接合面3 μm 處應力突變程度增加，涂層易發生翹曲脫落。說明溫度越高涂層越容易發生脫落現象，溫度對高溫摩擦應力的影響較大。但圖5b 顯示出在力的加載邊緣0.5a 處，結合面上的應力突變明顯，在力的加載區域不同位置處所受的摩擦應力情況不同，說明了高溫下涂層摩擦應力的復雜性。通過圖5b 放大圖可以發現，在力的加載邊緣0.5a 處在600 ℃時的剪應力τxz最大，這是因為摩擦應力的仿真計算同時考慮環境溫度和摩擦溫升，此溫度下的綜合計算數值略高。另外，結果顯示溫度對加載中心處σz和τxz的影響較小。

4 結論

(1)在涂層與基體的結合面上，溫度對σx的影響較大。隨溫度的升高，涂層所受的最大壓應力值增加，而室溫下的壓應力最小;隨溫度的升高，最大拉應力反而減小，室溫下的拉應力最大。在結合面上溫度對σz和力τxz的影響不大。

(2)沿深度方向，力的加載中心處的σx、力的加載邊緣處的τxz在涂層與基體的接合面上均存在突變，且隨溫度的升高，突變程度增加，涂層易發生翹曲脫落。

［1］汝強，黃拿燦，胡社軍，等. Ti-N 系涂層多元多層強化研究進展［J］. 工具技術，2004，38(4):3 -8.

［2］Bunshah R. Handbook of hard coatings［M］. Noyes Publicationsy William Andrew Publishing，New York，2001.

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［6］Staia M H，Perez-Delgado Y，Sanchez C，et al. Hardness properties and high-temperature wear behavior of nitrided AISI D2 tool steel，prior and after PAPVD coating［J］. Wear，2009，267(9/10):1452-1461.

［7］張輝. 脆硬刀具材料的高溫摩擦磨損特性及機理研究［D］. 濟南:山東大學，2011.

［8］李彬. 原位反應自潤滑陶瓷刀具的設計開發及其減摩機理研究［D］. 濟南:山東大學，2010.

［9］Bhushan B. 摩擦學導論［M］. 北京:機械工業出版社，2006.