Cr-C類石墨復(fù)合涂層制備表征及其在硬質(zhì)合金銑刀上的應(yīng)用

張哲軒,楊忠儀,夏榮華,李新陳,彭 浩

(1.南京工業(yè)大學(xué) 機械與動力工程學(xué)院,江蘇 南京 211800;2.南京工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,江蘇 南京 211800)

鋁合金作為輕型加工材料,具有密度小、比強度高、彈性好、耐腐蝕和抗沖擊性能良好的優(yōu)點,被廣泛應(yīng)用于鋁合金結(jié)構(gòu)件、鋁合金散熱件等。目前,鋁合金加工所用刀具基材基本以高速鋼、鎢鋼等硬質(zhì)合金為主要材料[1-3],這類硬質(zhì)合金刀具在銑削鋁合金時容易因切屑而產(chǎn)生粘刀等現(xiàn)象[4],不僅使刀刃鈍化,而且切屑堆積也增大了切削時的阻力,導(dǎo)致刀具容易從刀刃根部產(chǎn)生斷裂。銑刀的涂層工藝是目前解決加工時粘刀、提高銑刀的強度和剛度、提高使用壽命的一種常用技術(shù)。

銑刀涂層材料有著較長的發(fā)展歷史,主要包括氮鋁鈦(TiAlN)涂層[5-7]、類金剛石(DLC)涂層[8-9]、類石墨(GLC)涂層[10]等材料。TiAlN涂層是一種應(yīng)用較為廣泛的銑刀涂層,具有良好的硬度,加工過程中能夠有效減小摩擦,提高刀具使用壽命。類金剛石涂層相比TiAlN涂層也具有較高的強度和剛度,其內(nèi)部結(jié)構(gòu)為C—C共價鍵連接方式,C—C鍵長為0.154 nm,鍵角為107°28′,鍵能為347.5 kJ/mol,C原子通過sp3雜化鍵與其他碳原子連接形成正四面體結(jié)構(gòu)[11-12],但是TiAlN涂層與DLC涂層存在較大內(nèi)應(yīng)力(0.4～0.7 GPa),導(dǎo)致與基體的結(jié)合力低,易產(chǎn)生涂層剝落與失效的情況[13-14]。GLC涂層是一種具有高硬度、低摩擦因數(shù)、低磨損率等優(yōu)點的材料,其內(nèi)部具有sp3雜化鍵的含量較小,sp2雜化鍵的含量高的特點[15-16],使類石墨涂層既保留了硬度和剛度較高、摩擦因數(shù)小、磨損率低的特點,又因為涂層的內(nèi)應(yīng)力小,易在基體上形成致密的涂層,具有結(jié)合力高、電阻率小的優(yōu)良性能[17-18]。同時,由于類石墨涂層以sp2雜化鍵為主要成分,在高溫或者與金屬接觸的環(huán)境中不會發(fā)生sp3雜化鍵向sp2雜化鍵轉(zhuǎn)變的“觸媒效應(yīng)”[19-21],因此,類石墨涂層在潤滑和低摩擦領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用。

然而類石墨涂層在硬質(zhì)合金銑刀涂層上的應(yīng)用案例仍然較少,同時,銑刀涂層研究除了工作涂層材料選擇外,為提高涂層與基體間的結(jié)合力,延長涂層使用壽命,構(gòu)建含過渡層的多層涂層結(jié)構(gòu)也是目前的研究重點。文獻[22-24]認為涂層結(jié)合力差是由于硬質(zhì)表面Co、Fe等元素對涂層生長產(chǎn)生了抑制作用,通過試驗證明:以Cr元素為過渡層能夠較好地緩解涂層沉積后產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力,增強涂層的附著能力。孫鴻洋[25]采用Cr、AlCrSiN多層過渡層的結(jié)構(gòu)都成功增強了涂層與基體的結(jié)合力,同時優(yōu)化了以單一元素Cr為過渡涂層的涂層結(jié)構(gòu),建立了多種元素混合的復(fù)合涂層。

綜上所述,與DLC、TiAlN涂層相比,GLC涂層在內(nèi)應(yīng)力、摩擦因數(shù)等方面有著明顯優(yōu)勢,因此,結(jié)合多層復(fù)合涂層的設(shè)計思路,本文采用磁控濺射法制備以Cr元素為底層,Cr、C元素混合為過渡層,GLC為工作層的Cr-C類石墨復(fù)合涂層,并對制備的涂層從物相成分、微觀形貌、力學(xué)性能以及摩擦性能4個方面進行測定與表征,為Cr-C類石墨復(fù)合涂層在硬質(zhì)合金銑刀中的應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗

1.1 材料與設(shè)備

1.1.1 基體材料

本試驗選擇直徑40 mm的YG8硬質(zhì)合金圓片、小塊單晶硅片、直徑40 mm的高碳鉻鋼(GCr15)圓片作為鍍層基體。試驗前,對基體表面進行金相打磨與拋光操作,使其表面粗糙度低于0.1 μm。YG8硬質(zhì)合金圓片主要用于檢測復(fù)合涂層與基體之間的力學(xué)性能和摩擦性能,單晶硅片與GCr15鋼圓片用于檢測復(fù)合涂層的成分組成、物相分析與微觀結(jié)構(gòu)觀察。

1.1.2 靶材與氣體

本試驗所用靶材為300 mm×100 mm×8 mm的C靶材(純度為99.99%)與Cr靶材(純度為 99.99%)各一塊。試驗時通入氬氣(純度為99.9%)作為濺射時的工作氣體。

1.1.3 試驗設(shè)備

本試驗采用磁控濺射離子鍍設(shè)備制備涂層,真空濺射爐直徑為450 mm、高度為570 mm。待鍍層的基體放置在濺射爐中間的工作臺上,設(shè)置C靶(左側(cè))與Cr靶(右側(cè))間的靶基距為140 mm,試驗過程中工作臺勻速旋轉(zhuǎn),通過改變兩側(cè)靶材的放電電流對基體均勻鍍層。

1.2 硬質(zhì)合金基體預(yù)處理

由于YG8等硬質(zhì)合金中存在一定的Co元素,在鍍層過程中會大幅降低涂層與基體之間的結(jié)合力,因此,在制備涂層前應(yīng)對基體進行酸堿溶液預(yù)處理,先使用堿性溶液去除YG8表面的WC,再使用酸性溶液去除表面的Co元素,降低Co元素對涂層的毒化影響。將酸堿清洗完的試樣放入無水乙醇中超聲波清洗10 min,清洗完畢后進行干燥處理并放入濺射爐中。為了對比酸堿清洗時間對預(yù)處理效果的影響,設(shè)置對照試驗如表1所示。

表1 YG8酸堿清洗時間

圖1為不同酸堿清洗時間后的YG8金相圖。由圖1可以發(fā)現(xiàn):經(jīng)過清洗后,YG8表面出現(xiàn)黑色點狀腐蝕,即YG8表面的Co受到了酸堿溶液侵蝕。方案7與1～4相比,預(yù)處理產(chǎn)生的黑色腐蝕區(qū)域面積增大,說明酸洗15 min和堿洗10 min內(nèi),YG8表面侵蝕區(qū)域面積隨酸堿清洗時間的延長明顯增大。對比方案7與5、6、8,預(yù)處理產(chǎn)生的黑色腐蝕區(qū)域面積未出現(xiàn)明顯增大,說明酸洗15～20 min、堿洗10～20 min后,腐蝕效果未見明顯變化,為防止過長時間的酸堿預(yù)處理對YG8基體組織造成損害并控制與Co的反應(yīng)效果,最終選擇7號(酸洗15 min、堿洗10 min)作為預(yù)處理試驗方案。

圖1 不同預(yù)處理條件下YG8金相效果Fig.1 Metallographic effect of YG8 under different pretreatment conditions

1.3 涂層制備

1.3.1 等離子清洗

將試驗基體放入濺射爐中,在制備涂層前采用Cr、Ar離子對試驗基體表面進行轟擊30 min,以此來達到清除基體表面雜質(zhì)的作用,同時,基體表面附著的少量Cr原子可以提高膜基結(jié)合力。

1.3.2 復(fù)合涂層制備

保持環(huán)境溫度為22.6 ℃、濕度為48%,制備涂層時爐溫變化范圍為19.8～23.4 ℃,工藝起始前真空度為6.2×10-3Pa,工作架轉(zhuǎn)速為5 r/min,采用氬氣作為濺射作業(yè)的保護氣。工藝開始時,爐內(nèi)真空度為0.46 Pa,各層涂層制備工藝參數(shù)如表2所示。

表2 復(fù)合涂層工藝參數(shù)

1.4 復(fù)合涂層性能表征方法與設(shè)備

采用拉曼光譜儀(RAMAN SHIFT,Labram HR800型)對工作層中類石墨復(fù)合涂層化學(xué)成分進行表征,測試條件為入射波長514 nm、掃描范圍全譜(100～4 000 cm-1)、50倍長焦鏡頭、聚焦孔徑100 μm、600刻線光柵。通過場發(fā)射掃描電鏡(FESEM,Tescan Mira3型)觀察涂層的截面形貌并計算涂層厚度,放大倍數(shù)為40 000倍,并通過能譜儀(EDS,AZtecOne X-Max20型)分析涂層內(nèi)部元素分布情況,結(jié)合線掃描與面掃描對涂層元素分布進行表征。

使用POD-1型球(銷)盤摩擦磨損試驗機測定類石墨復(fù)合涂層磨損性能,儀器結(jié)構(gòu)如圖2所示,磨頭采用直徑為5 mm的GCr15磨球,載荷大小為200g,摩擦環(huán)直徑為8 mm,以200 mm/s的速度在復(fù)合鍍層表面做滑動干摩擦試驗,試驗周期為12 min,測定復(fù)合鍍層的滑動干摩擦因數(shù),復(fù)合涂層的磨損率采用式(1)計算。

圖2 球(銷)盤摩擦磨損試驗機結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of pin-on-disc friction wear test apparatus

(1)

式中:w為磨損率,mm3/(N·mm);ΔV為磨損體積,mm3;S為滑動距離,mm;Fn為加載載荷,N。

磨損體積ΔV根據(jù)文獻[26]中的公式進行計算,如式(2)所示。

(2)

式中:R為摩擦環(huán)半徑,mm;λ為磨痕平均寬度,mm;r為磨球半徑,mm。

采用維氏硬度測量儀(HXS-1000型)測定復(fù)合涂層的硬度,為了準確反映涂層的實際硬度,在測量涂層的顯微硬度時所加載作用力的壓痕深度應(yīng)小于涂層厚度的1/10,測試加載荷載為20g～50g,再根據(jù)式(3)計算出涂層本體硬度。

(3)

式中:H0為基體硬度;H1為復(fù)合涂層硬度;M為修正值;J為壓痕系數(shù),J=7δ/s,δ為復(fù)合涂層厚度,mm,s為涂層壓痕對角線長度,mm。

采用自動劃痕儀來評定復(fù)合涂層結(jié)合力,壓頭為金剛石壓頭,直徑為200 μm,測試時施加0.1 N的預(yù)載荷,壓頭以4 mm/min的速度運動,載荷范圍為0～100 N,刻劃時間為1 min。

2 結(jié)果與討論

2.1 復(fù)合涂層拉曼光譜

對Cr-C復(fù)合涂層進行拉曼光譜分析,對拉曼光譜采用洛倫茲擬合,擬合后的結(jié)果如圖3所示。由圖3可知:涂層在整個波段中沒有出現(xiàn)尖銳的譜峰,以1 500 cm-1為對稱軸存在一個不對稱的肩峰,分別是由碳原子團簇振動產(chǎn)生的D峰與C原子中sp2雜化鍵的面內(nèi)振動產(chǎn)生的G峰。D峰的峰位為1 366.29 cm-1,G峰的峰位為1 557.33 cm-1。D峰與G峰的面積之比能夠反映出類石墨涂層中sp2雜化鍵與sp3雜化鍵含量的關(guān)系,通過計算可得D峰與G峰的面積比為1.696,D峰的面積明顯大于G峰面積,因此所制備的復(fù)合涂層具有典型的類石墨非晶碳結(jié)構(gòu)特征。根據(jù)制備工藝可知:隨著工作電壓與靶電流的逐步升高,C靶靶面濺射出的C離子轟擊硬質(zhì)合金基體的頻率增大,導(dǎo)致基體在高頻離子的濺射下溫度上升,溫度升高促使石墨化,部分sp3雜化鍵向sp2雜化鍵轉(zhuǎn)化,最終形成具有類石墨性質(zhì)的復(fù)合涂層。

圖3 復(fù)合涂層拉曼光譜(洛倫茲擬合)Fig.3 Raman spectra of composite coating (Lorentz fitting)

2.2 復(fù)合涂層微觀形貌

圖4為Cr-C復(fù)合涂層截面的微觀形貌。從圖4可以看出:復(fù)合涂層與試驗基體之間存在著較為明顯的分界,其中最外側(cè)類石墨(GLC)涂層厚度最厚,厚度約為0.42 μm,涂層內(nèi)部沒有明顯的大顆粒結(jié)構(gòu),涂層的致密性較好,且沒有其他組織特征,證明類石墨涂層中沒有其他金屬元素擴散。與基體顏色相比,Cr過渡涂層的顏色與基體顏色相比略淡,涂層厚度較薄(約為0.26 μm),Cr涂層內(nèi)部結(jié)構(gòu)較外側(cè)類石墨涂層更為致密,Cr涂層與外側(cè)類石墨涂層之間的分界上沒有出現(xiàn)裂紋與金屬組織擴散的現(xiàn)象,可以證明采用不同比例的Cr、C混合制備過渡涂層能夠使類石墨工作層與Cr底層具有更好的結(jié)合性能。同時,由于Cr涂層與基體的結(jié)合性能較好,能夠有效抑制金屬元素的外部擴散現(xiàn)象,避免金屬元素抑制外側(cè)類石墨涂層生長,因此,Cr涂層可以作為類石墨涂層與試驗基體的過渡層。Cr-C復(fù)合涂層總體厚度約為0.68 μm。

圖4 Cr-C復(fù)合涂層微觀形貌Fig.4 Microstructure of Cr-C composite coating

圖5為復(fù)合涂層線掃描與面掃描區(qū)域。圖6為復(fù)合涂層C、Cr元素線掃描結(jié)果。圖7為復(fù)合涂層C、Cr元素面掃描結(jié)果。由圖6和7可知:復(fù)合涂層整體厚度約為0.68 μm,Cr元素主要分布在復(fù)合涂層的底層與過渡層區(qū)域,C元素主要分布在涂層最外側(cè)的類石墨工作層中,其中有部分Cr元素混合在工作層中,相較單一的C元素單質(zhì),C與Cr元素混合形成的潤滑相和硬質(zhì)相共存形成復(fù)合涂層,能夠明顯提高涂層的硬度和韌性等力學(xué)性能[27]。

圖5 復(fù)合涂層線掃描與面掃描區(qū)域Fig.5 Line and surface scan areas of composite coating

圖6 復(fù)合涂層線掃描結(jié)果Fig.6 Scanning result of composite coating lines

圖7 復(fù)合涂層面掃描結(jié)果Fig.7 Scanning results of composite coating surfaces

2.3 復(fù)合涂層摩擦因數(shù)與磨損率

對Cr-C復(fù)合涂層試樣、Cr涂層試樣及無涂層YG8圓片進行干摩擦測試,得到的3種材料摩擦因數(shù)曲線如圖8所示。由圖8可知:測試開始時,3種材料摩擦因數(shù)都迅速上升,并在10～30 s后達到了一個穩(wěn)定的范圍。無涂層與Cr涂層的初始摩擦因數(shù)較高,達到了0.6左右;Cr-C類石墨復(fù)合涂層的初始摩擦因數(shù)較低,穩(wěn)定在0.2左右。隨著測試時間的延長,無涂層、Cr涂層的摩擦因數(shù)出現(xiàn)幅度較大的波動,而Cr-C類石墨復(fù)合涂層摩擦因數(shù)變化不大,其數(shù)值略大于0.2,說明類石墨涂層相比無涂層與Cr涂層,具有大幅降低摩擦因數(shù)的特點,可以作為工作層涂層。當(dāng)測試時間達到500 s后,無涂層與Cr涂層摩擦因數(shù)曲線出現(xiàn)了幅度較大的波動,且摩擦因數(shù)上升,類石墨復(fù)合涂層的摩擦因數(shù)開始出現(xiàn)明顯變動,且摩擦因數(shù)成增大趨勢。當(dāng)測試時間達到600 s后,類石墨復(fù)合涂層摩擦因數(shù)增大緩慢,但摩擦因數(shù)最終仍穩(wěn)定在0.3以下。采用磁控濺射法制備的類石墨涂層互相交錯形成層狀結(jié)構(gòu),使得在摩擦過程中摩擦基體能夠從最易滑動的晶面滑移,摩擦阻力減小,這是由于類石墨涂層內(nèi)部由大量的sp2雜化鍵團簇形成,在摩擦過程中部分涂層受剪切力發(fā)生脫落,一部分分散在磨痕兩側(cè),另一部分附著在磨球上,使摩擦過程變成附著在磨球上的涂層與基體上涂層之間的摩擦,減小了磨球與涂層之間的接觸面積,從而降低了摩擦因數(shù)[15,28-29]。

圖8 Cr-C復(fù)合涂層、Cr涂層和YG8圓片摩擦因數(shù)Fig.8 Friction coefficient of Cr-C composite coating, Cr coating, and YG8 steel sheet

Cr-C復(fù)合涂層、Cr涂層和YG8圓片樣品的磨痕形貌分別如圖9、10和11所示。由圖9可知:Cr-C類石墨復(fù)合涂層的磨痕面積較小,磨痕兩側(cè)有黑色類石墨涂層分散,在摩擦過程中降低了磨球與表面的接觸面積,從而減小了摩擦因數(shù),同時磨痕面積小,復(fù)合涂層的耐磨性較好。由圖10可知:磨痕面積較大,磨痕中間出現(xiàn)了因磨球與基體表面接觸后溫度升高而產(chǎn)生的黑色磨痕,由于Cr涂層厚度較薄且耐磨性較差,因此露出了較多基體。由圖11可知:磨痕中心也出現(xiàn)了磨球與基體摩擦后溫度升高而產(chǎn)生的黑色磨痕,但由于硬度較高,表面未出現(xiàn)明顯磨痕。

圖9 Cr-C復(fù)合涂層磨痕形貌Fig.9 Scratch morphology of Cr-C composite coating

圖10 Cr涂層磨痕形貌Fig.10 Scratch morphology of Cr coating

圖11 YG8圓片磨痕形貌圖Fig.11 Scratch morphology of YG8 steel sheet

利用式(1)和(2)計算Cr-C類石墨復(fù)合涂層的磨損率,其中測得磨痕平均寬度為16.18 μm,計算得磨損體積(ΔV)為65.665 1 mm3,滑動距離(S)為1.44×105mm,加載載荷(Fn)為2 N,計算得Cr-C類石墨復(fù)合涂層的磨損率為2.28×10-4mm3/(N·mm)。以上結(jié)果表明:類石墨復(fù)合涂層有著遠小于無涂層材料的摩擦因數(shù),表明磁控濺射工藝使涂層表面類石墨膜分布均勻,涂層的致密性良好,同時在試驗過程中,Cr-C類石墨涂層的摩擦因數(shù)波動幅度小,磨損率低,磨痕區(qū)域未發(fā)現(xiàn)涂層出現(xiàn)連續(xù)的裂紋與破損現(xiàn)象,摩擦磨損界面基本完好,證明類石墨涂層具有優(yōu)良的耐磨性能和載荷承載能力,涂層的使用壽命較長,韌性優(yōu)異。

2.4 復(fù)合涂層硬度

在2塊Cr-C類石墨復(fù)合涂層試樣上進行涂層硬度測定,每組試驗共進行5次,并得出壓痕位置、復(fù)合涂層的洛氏硬度與維氏硬度。圖12為其中一處復(fù)合涂層壓痕形貌。由圖12可知:壓痕周圍存在的黑色區(qū)域為復(fù)合涂層塌陷破損區(qū)域,壓痕破損面積與變形較小,復(fù)合涂層沒有發(fā)現(xiàn)明顯裂紋,證明復(fù)合涂層中的Cr層使涂層整體具有了良好的硬度。

圖12 Cr-C復(fù)合涂層壓痕形貌Fig.12 Indentation morphology of Cr-C composite coating

2塊Cr-C類石墨復(fù)合涂層試樣的維氏硬度與洛氏硬度分別如圖13和14所示。采用式(3)計算硬度,2塊試樣維氏硬度的最小值分別為840和824 HRV,最大值分別為980和986 HRV,洛氏硬度的最小值均為64 HRC,最大值分別為68和70 HRC。Cr-C類石墨復(fù)合涂層與鎳包石墨涂層[30]、Graphit-iC類石墨碳膜[31]的硬度對比結(jié)果如表3所示。由表3可以看出:采用復(fù)合涂層結(jié)構(gòu)的類石墨涂層硬度高于傳統(tǒng)類石墨涂層,硬度提升了28.22%～51.69%。復(fù)合涂層的不同區(qū)域硬度變化范圍不大,表明制備的復(fù)合涂層具有良好的均勻性,內(nèi)部結(jié)構(gòu)達到了預(yù)期效果。

圖13 Cr-C復(fù)合涂層維氏硬度Fig.13 Vickers hardness of Cr-C composite coating

圖14 Cr-C復(fù)合涂層洛氏硬度Fig.14 Rockwell hardness of Cr-C composite coating

表3 石墨涂層硬度

2.5 復(fù)合涂層膜基結(jié)合力

通過自動劃痕儀對Cr-C類石墨復(fù)合涂層膜基結(jié)合力進行表征,選擇3處不同區(qū)域進行劃痕試驗,得到的聲發(fā)射信號如圖15所示。其中1、3兩道劃痕的聲發(fā)射信號變化趨勢相似,在壓頭加載達到24 N后,聲信號波動幅度同步增大,此時劃痕表面出現(xiàn)塌陷,表層類石墨工作涂層破裂;加載到30 N后,聲發(fā)射信號出現(xiàn)第2次較大幅度波動,底層Cr涂層破裂并露出基體,以工作層涂層失效為判定依據(jù),因此,復(fù)合涂層與基體之間的臨界載荷約為24 N。與同樣應(yīng)用于硬質(zhì)合金銑刀的Zr-B-N涂層[32]、AlCrN/AlTiN涂層[33]、CrN/Cr-Si-N/C復(fù)合涂層[34]相比,Cr-C類石墨復(fù)合涂層具有良好的膜基結(jié)合力,各類型涂層與基體的結(jié)合力如表4所示。

圖15 Cr-C復(fù)合涂層劃痕試驗結(jié)果Fig.15 Scratch test results of Cr-C composite coating

表4 各類型涂層膜基結(jié)合力

3 結(jié)論

采用磁控濺射法制備了Cr-C類石墨復(fù)合涂層,并通過形貌、摩擦性能與力學(xué)性能對制備涂層性能進行表征。

1)對拉曼光譜進行洛倫茲擬合發(fā)現(xiàn):D、G峰以1 500 cm-1為對稱軸對稱,D峰的峰位為1 366.29 cm-1,G峰的峰位為1 557.33 cm-1,面積比為1.696,表明通過磁控濺射法制備了具有典型類石墨非晶碳結(jié)構(gòu)特征的復(fù)合涂層,且由磁控濺射工藝過程可知,基體在高頻離子的濺射下溫度上升,溫度升高促使石墨化,部分sp3雜化鍵向sp2雜化鍵轉(zhuǎn)化,因此,類石墨涂層中具有大量sp2雜化鍵結(jié)構(gòu)。

2)通過觀察復(fù)合涂層截面可知:類石墨涂層厚度為0.42 μm,Cr過渡涂層厚度為0.26 μm,復(fù)合涂層整體厚度約為0.68 μm,各層涂層內(nèi)部沒有裂紋、孔洞等缺陷,沒有影響結(jié)合性能的間隙,涂層的致密性較好。通過面掃描結(jié)果可得:Cr元素主要分布在復(fù)合涂層的底層與過渡層區(qū)域,C元素主要分布在涂層最外側(cè)的類石墨工作層中,同時工作層中摻雜少量Cr元素,Cr元素不僅可避免金屬元素抑制外側(cè)類石墨涂層生長的現(xiàn)象,還能夠摻雜在工作層中提高涂層的硬度和韌性等力學(xué)性能。

3)通過對復(fù)合涂層摩擦因數(shù)與磨損量表征可以發(fā)現(xiàn):Cr-C復(fù)合涂層摩擦因數(shù)約為0.2,遠小于無涂層材料與Cr涂層材料的摩擦因數(shù),類石墨涂層互相交錯形成層狀結(jié)構(gòu),使得在摩擦過程中摩擦基體能夠從最易滑動的晶面滑移,摩擦阻力減小。對比Cr-C復(fù)合涂層、Cr涂層、YG8圓片磨痕形貌可以發(fā)現(xiàn):Cr-C復(fù)合涂層磨痕面積小,復(fù)合涂層的耐磨性較好,通過磨痕形貌證明外側(cè)類石墨工作層分布均勻,磨損速率較慢,且磨損率低,Cr-C復(fù)合涂層磨損體積為65.665 1 mm3,磨損率為2.28×10-4mm3/(N·mm)。

4)通過觀察Cr-C復(fù)合涂層壓痕形貌可以發(fā)現(xiàn):壓痕形貌周圍未出現(xiàn)裂紋、塌陷破損現(xiàn)象,壓痕破損面積與變形較小,涂層內(nèi)應(yīng)力小。涂層硬度為824～986 HRV,與傳統(tǒng)類石墨涂層相比,硬度提升28.22%～51.69%。

5)通過劃痕試驗結(jié)果可得:在壓頭加載達到24 N后,劃痕表面出現(xiàn)塌陷,表層類石墨工作涂層破裂;加載到30 N后,底層Cr涂層破裂并露出基體。因此,復(fù)合涂層與基體的結(jié)合力為24 N,與同樣應(yīng)用于硬質(zhì)合金銑刀的類金剛石涂層相比,具有良好的結(jié)合力。