スクラッチ試験による塑性加工工具被膜はく離評価の高精度化
静岡大学 大学院工学研究科准教授

機械工学専攻早川邦夫（平成 22 年度一般研究開発助成

AF-2010015）

キーワード：スクラッチ試験，硬質被膜，はく離，界面応力，有限要素法

1．研究の背景と目的
塑性加工において，工具に硬質被膜を被膜し，高精度化・高寿命化を目指す事例が多数見受けられるようになってきた．被膜工具では，被膜のはく離が工具寿命に大きな影響を及ぼすためその評価が不可欠である．
被膜のはく離強度評価に一般的に用いられるスクラッチ試験は，簡便であり，多く用いられている 1) - 6)．しかし，評価される押込み荷重と，被膜はく離部分で生じる

図1

スクラッチ試験の押込荷重と界面応力状態力学的挙動（はく離時の界面応力）との関係は単純ではなく，その解明はそれほど進んでいない．そのため，スクラッチ試験は，単なるはく離強度の比較のためのテス

3．スクラッチ試験の 3 次元有限要素解析
3.1 解析モデル概要

トとして用いられているのが現状である．
簡便な試験法であるスクラッチ試験で得られる押込み

図 2 は，解析に用いた 3 次元スクラッチ試験モデルを荷重に加え，被膜-母材界面で生じている力学的現象をよ示す．被膜と母材はそれぞれ独立して作成し，被膜と母り定量的に評価できる手法を確立できれば，はく離強度材の界面部分の節点同士は共有させずに，接触面の法線評価の高精度化だけでなく，被膜開発における界面の処方向と接線方向の相対変位が共に拘束されている．これ

理方法に対する重要な指針を与えることができ，設計値，により，節点を共有させるモデルと異なり，被膜-母材間品質管理のツールとして活用できる．の相互作用による応力を把握することが可能となる．こスクラッチ試験の 3 次元有限要素解析により，被膜はの操作によって被膜と母材の結合を表現するものとした．

く離時にどのような界面応力が作用しているかを予測す

また，スクラッチ痕部分の解析がより詳細に出来るようるためには，スクラッチ試験を正確に模擬する必要があに，スクラッチ圧子が移動する部分はより細かい要素分る．本研究では解析時に生じる数値解析技術的問題を解割を施した 7)．

明・解決し，より高精度な解析手法を確立する．現状の押込み荷重による評価では，ばらつきが非常に大きく，定量的な評価は困難であり単なる比較テストとして用いられている状況である．真のはく離強度を評価するために真に問題となるのは界面はく離応力であり，これを解析・および実験の両方から解明する．
y2．被膜の密着性評価方法

2.7mm

硬質被膜の密着性評価法のひとつであるスクラッチ試験

zxについて述べる．

(a)全体モデル

図 1 は，圧子と被膜の関係を示す．ダイヤモンド製圧子針を，カンチレバーを介して試験片面に押込み荷重 Lc1mを負荷する．Lc を増加させつつ，圧子を平行に振動させ4m

ると，界面のはく離や被膜破壊などが生じる．その際の摩擦の変化やアコースティックエミッションの発生状況

5mなどから，被膜はく離時の押込み荷重 Lmax をはく離荷重として，被膜のはく離強度の程度を評価する．

5m(b)界面における最小要素寸法
図2ー 69 ー

スクラッチ試験有限要素モデル

表 1 は，有限要素解析モデルの節点数と要素数を示す．
圧子は，ダイヤモンド圧子を想定し，圧子半径 0.2mm の剛体と仮定した．また，被膜は数種類の DLC 被膜を想定し，弾性体と仮定した．被膜の物性値を表 2 に示す.母材はマルテンサイト系ステンレス SUS440C を想定した．母材の物性値を表 3 に示す．被膜厚さは 3μm である．
負荷条件を図 3 に示す．実際のスクラッチ試験に比べ短いが圧子が 1.0mm 移動した際に Lc が最大荷重 Lmax となるように設定した．その後緩やかに除荷した．
解析には，MSC.Marc 2008r1 を用いた．

(a) 押込み深さ

3.2 解析結果
ここでは，本研究で使用した 3 次元スクラッチ試験モデルの妥当性について検討する．
まず，解析モデルの妥当性を，解析と実験で得られる圧痕形状を比較することで検証する．図 4 および 5 は解析および実験で得られた圧痕形状を示す．解析結果では，押込み深さが 6.3μｍ，幅 0.1mm となっている．また，実際のスクラッチ試験結果では，押込み深さ 6.2μm，幅0.1mm となっていることがわかる．シミュレーション結(b) 断面形状

果と実際のスクラッチ試験の結果には，圧子の負荷荷重

図4

スクラッチ溝深さの解析結果

図5

実験によるスクラッチ溝断面において，50N と 55N と，若干差はあるが，押込みによる変形量は良い一致を示す．
表1

有限要素モデルの節点および要素数
節点数85316113883

被膜母材

表2

要素数62928
100928

被膜物性値

ヤング率 E /GPa
150

材料
DLC

表3ポアソン比 ν0.2

母材物性値

材料
ヤング率 E / GPa
ポアソン比 ν塑性係数 F / MPa
加工硬化指数 n
初期塑性ひずみ 0SUS440C
206
0.33700
0.230.0425

4．界面応力分布と実際のスクラッチ試験の比較
実際の DLC 被膜のスクラッチ試験で生じる損傷と解析結果の比較を行う．実験には CSM 社製スクラッチ試験機 REVETEST を使用した．試験片は 2 種類の DLC 被膜
DLC-1 および DLC-2 と，DLC-Si 被膜を使用した．
図 6 は，スクラッチ試験における被膜損傷の形態と圧荷重子による負荷・変形状態の模式図を示す 8)．(a)は，被膜位置の密着強度の低いときに，圧子が被膜を圧縮することでLc
1mm

被膜が周囲に変位する際に発生する形態である．(b)は，スクラッチ溝が形成される際，前方に移動する被膜と母Time材の界面の垂直方向の変位の差により発生するはく離である．(c)は，スクラッチ溝が比較的深いとき，被膜が圧負荷開始(0N)
移動開始(0mm)

図3

最大荷重(Lmax)
停止位置(1mm)

荷重除荷(0N)
圧子停止(1mm)

圧子の移動および荷重条件縮により破壊を生じる際にはく離する形態である．最後に(d)は，被膜が圧子の後方で引張りを受け破壊する際に発生するはく離形態を示す．

ー 70 ー

図 8 は，DLC-Si 被膜の損傷状態を示す．
(a)は Lmax = 50N，(b)では Lmax = 70N ではく離が生じた．はく離は，圧痕内部の圧子の進行方向と逆向きの弧を描いた亀裂周辺に生じている．これらのはく離形態は，図 6(c)および(d)に示
すように，圧子による被膜の引張り応力によって，被膜(a) 溝の側方でのはく離(b) 溝の前方でのはく離の破壊により引き起こされるものと考えられる．

(c) 溝前方での被膜破壊(d) 溝後方での被膜破壊を伴うはく離を伴うはく離図 6 スクラッチ試験における主なはく離形態 8)(a) Lmax = 50N

4. 1 スクラッチ試験結果
図 7 は，DLC-1 および DLC-2 に対するスクラッチ試験で生じた被膜損傷を示す．(a)の DLC-1 は Lmax = 15N，(b)の DLC-2 は Lmax = 20N ではく離が生じた．密着性の低い
場合，20N 程度で圧痕内部や圧痕外部ではく離が発生し始める．密着性の高い場合はふちに近い位置の圧痕内部ではく離が発生し始め，その後，圧痕中央ではく離が発生する．これらのはく離形態は，図 6 の(a)や(b)に対応すると考えられる．

図8(a) Lmax = 70N
DLC-Si 被膜のはく離状態

4. 2 スクラッチ解析結果と実験結果との比較
4.1 節の実験結果を，3 次元有限要素解析結果をもとに考察する．
まず，臨界押込み荷重が低い場合のはく離形態について考察する．図 9 は， Lc = 20N における界面応力分布の解析結果を示す．(a)の界面垂直応力，(b)の界面せん断応(a) DLC-1 はく離状態（Lmax = 15N）

力ともに，圧痕周縁部，圧痕内部で高い応力を示している．圧痕周縁部のはく離は，図 6(a)のように圧子の押込みによる膜の押出しと曲げによって，周縁部の界面に引張応力が発生して生じると考えられている．また，圧痕内部に発生する三日月形のはく離は，図 6(b)のように圧子前方の膜の圧縮による座屈や，圧子と膜の摩擦によって発生するせん断応力が原因と考えられる．臨界押し込み荷重が小さい時点でのはく離は，界面せん断応力よりも，被膜の圧縮により発生する界面垂直方向変位の発生にともなう界面垂直応力の影響が強いと考えられる．
次に，臨界押込み荷重が大きい場合のはく離形態につ(b) DLC-2 はく離状態（Lmax = 20N）
図 7 DLC 被膜のはく離状態

いて考察する．図 10(a)および(b)は，Lc = 40N における界面上被膜内の σx および τxz の応力分布を示す．実験によー 71 ー

るはく離の発生位置（図 8(a)）と同様の側方の辺縁に近てはく離に至ると考えられる．

い位置の圧痕内部で，σx および τxz は 9000MPa および16000MPa と大きな値となっている．このことから，亀裂

5．結 言

発生後も膜が引っ張られることで被膜の亀裂を起点とし硬質被膜のはく離強度を評価するためのスクラッチ試
験について，3 次元有限要素法を用いて，被膜-母材界面の応力状態や被膜内部の応力状態を評価した．さらに，実際のスクラッチ試験結果と比較することで，臨界押込み荷重の違いにより，被膜破壊を支配する機構の違いを推測した．すなわち，臨界押し込み荷重の低い被膜では，界面に発生する界面垂直応力がはく離を生じさせる．一方，臨界押し込み荷重の高い被膜では，被膜内のせん断応力や垂直応力による被膜破壊に引き続いてはく離が生じることを示唆した．
今後，被膜破壊と界面はく離をより精密な実験により(a) 界面垂直応力分布識別できれば，有限要素解析においても被膜損傷モデルや界面はく離モデルの援用により，より高精度な解析が可能となり，スクラッチ試験の高精度化に寄与するものと考えられる．また，界面のアンカー効果や中間被膜の効果についても，解析によりそのメカニズムを明らかに出来ると考えられる．

謝辞

本研究は，財団法人（現図9(b) 界面せん断応力分布
Lc = 20N 時の界面応力状態

公益財団法人天田金属加工機械技術振興財団天田財団）一般研究開発助成

AF-2010015 の援助のもと行われました．ここに深甚なる謝意を表します．

参考文献
1) H. Mori and H. Tachikawa：Increased adhesion of diamond-likecarbon-Si coatings and its tribological properties，Surface &Coatings Technology, 149 (2002), 225-230
2) 山崎徹：反応性イオンプレーティングによる窒化チタン被膜，日本時計学会誌, No.86 (1978), 50-65
3) 後藤征司ほか：PET ボトル DLC バリア膜の高速・高バリア成膜技術, 日本機械学会年次大会講演資料集 No.8 (2006),(a) 被膜内 σx の分布

123-1244) 金原粲ほか：トライボロジー・内部応力・密着性 薄膜の力
学的特性評価技術, (1992), リアライズ AT.
5) 新井大輔：薄膜の密着性―マイクロスクラッチ試験機を用いた薄膜密着性の評価方法, 表面技術，58-5 (2007)，295-299.
6) 中庸行ほか：a-SiC 薄膜および DLC/a-SiC 積層薄膜の付着強度評価クライテリオンの検討, 日本機会学会論文集(A 編),66-644 (2004), 698-705.
7) 早川邦夫ほか：スクラッチ試験における被膜-基材界面応力状態に対する有限要素解析，塑性と加工，52-610(2011)，1181-1186．

(b) 被膜内 τxz の分布
図 10 Lc = 40N 時の界面応力状態

8) 河鰭実昌：硬質被膜内の応力解析による被膜損傷メカニズ
ムの推定，デンソーテクニカルレビュー，12-2 (2007), 47-53.

ー 72 ー