基于微波熱裂法的陶瓷切割技術

王向偉 王海龍 王 揚

1.哈爾濱商業大學輕工學院，哈爾濱，1500012.哈爾濱工業大學機電工程學院，哈爾濱，150001

0 引言

平板陶瓷如碳化硅、氧化鋁等具有的優質力學性能和物化屬性，使其在航空航天、裝備制造和電子器件等行業中得到了廣泛的應用。平板陶瓷切割是陶瓷產品重要制造工藝之一。目前廣泛采用的切割方法有機械切割[1]、激光熔融切割[2]、等離子切割[3]和水射流切割[4]等。利用上述方法對陶瓷材料進行切割時，會不可避免地將切割軌跡周圍的大量材料同時去除，因此在切割表面上會遺留各種加工痕跡和微裂紋，得到的切割軌跡及加工表面質量較差，降低了產品邊緣的力學性能和產品在使用過程中的可靠性，且加工過程產生大量的切屑將造成嚴重的噪聲污染、切削污染。

與上述切割方法不同，熱裂法是利用熱應力誘導材料邊緣初始裂紋沿預定軌跡擴展以完成平板陶瓷的切割加工。在熱裂法切割加工過程中無材料去除，切割表面無加工痕跡和微裂紋，最大程度地維持了材料本身的原貌，將材料整體的彎曲強度提高了近1.8倍[5]，保證了陶瓷產品的高可靠性要求。此外，由于熱裂法切割過程中無切屑產生，不產生噪聲和切屑污染，切割過程和結果更綠色環保，因此在可持續加工技術領域中得到了越來越多的關注和研究[6-7]。

熱裂法的發展總是伴隨著熱裂法熱源形式的發展[8]。國內外學者嘗試利用多種波長和形狀的激光熱源去獲得更高的切割質量[9]、更大的切割厚度[10]、更快的切割速度[11]。激光熱裂法已成熟地應用于玻璃切割中，KANG等[11]變換了激光光束的形狀(采用更長的橢圓形光斑)和冷卻介質(采用液體冷卻)，使得高速切割夾層玻璃得以實現，他們研制出的系列產品已在市場中得到了廣泛應用。

激光熱裂法在陶瓷切割中的應用卻鮮見成功的報道。TSAI等[12-14]嘗試利用激光對氧化鋁陶瓷進行熱裂切割，雖獲得了較好的切割軌跡，但熱損傷層的出現，使得切割表面產生了大量微裂紋，這背離了熱裂法研究的初衷。此外，激光的高成本也限制了激光熱裂法的進一步應用。

本課題組在前期研究中已成功采用橢圓形微波熱源對玻璃和碳化硅陶瓷進行了熱裂切割[15]。雖然橢圓形微波熱源有利于直線切割加工玻璃和碳化硅陶瓷，但是橢圓形微波熱源并不能實現有效的曲線切割。為進一步發展微波熱裂法，本文采用圓形微波能束代替激光作為熱裂法熱源，來實現陶瓷材料的圓波束微波熱裂切割，基于微波熱裂法原理，采用波導同軸轉換方法，構建了圓形微波能束的技術模型，并研制了微波熱裂切割實驗裝置；對該裝置形成的微波熱源進行了表征，并得到了微波熱源的表征方程；最后利用微波熱裂切割實驗裝置對玻璃、碳化硅、氧化鋁和氧化鋯四種陶瓷進行了熱裂切割，通過分析切割軌跡和表面，定性揭示了微波熱裂切割陶瓷的機理。

1 微波熱裂切割技術原理及實驗裝置

微波熱裂法切割原理見圖1a。利用入射微波束沿預定軌跡從工件邊緣向工件內部掃描加熱，工件將產生不均勻溫度場及相應熱應力場，該熱應力場將在工件邊緣初始裂紋尖端處產生應力集中。當初始裂紋尖端應力集中因子KC大于或等于工件斷裂韌性KIC(即KC≥KIC)時，裂紋將沿最大能量釋放率方向擴展。通過調整微波能束掃描方式(掃描路徑、速度、功率及微波能束形狀)可產生合適的熱應力分布場，以控制裂紋沿預定軌跡擴展。當裂紋沿預定軌跡擴展至工件任意邊緣處時，整個切割加工過程得以完成。

微波能束的聚焦技術是實現圖1a所示的微波熱裂切割加工原理的關鍵技術。基于波導同軸轉換原理建立的圓能束微波熱裂切割陶瓷技術模型見圖1b，其中控制器控制磁控管在激發波導內部產生所需功率的TE01微波場。激發波導入口封閉，出口與環形器入口相連接。環形器將激發波導內部的微波單向傳輸至與其出口相連接的波導-同軸轉換組件，并防止反射微波損傷磁控管。與環形器相連接的矩形波導出口處連接有可調節的短路活塞。通過調節短路活塞在矩形波導內部的位置，可激發波導內部的微波產生諧振態。同軸波導內芯則在諧振態最強處將諧振微波能量耦合并傳輸至同軸內芯末端。被傳輸的微波在同軸內芯末端產生輻射近場。若將工件放置在輻射近場內部，吸波陶瓷或吸波媒質將有效地吸收微波能量并將其轉化為熱能。吸波陶瓷在水平方向移動，可控制微波能束對吸波陶瓷沿預定軌跡的掃描加熱。

(a)微波熱裂法原理

(b)圓能束微波熱裂切割技術模型圖1 微波熱裂法原理及圓能束微波熱裂 切割技術模型Fig.1 The principle and model of thermal controlled fracture method by using microwave

基于圖1的原理及技術模型，開發出了基于波導同軸轉換原理的微波熱裂切割陶瓷實驗裝置，見圖2。微波源集成了圖1中的微波源控制器和磁控管。激發波導采用BJ26波導，并深入至微波源內部將磁控管產生的微波傳輸至環形器。環形器與同軸聚焦裝置連接，同軸聚焦裝置集成了圖1中的同軸外套筒、同軸內芯、矩形波導和短路活塞。短路活塞由螺母絲杠組成。同軸聚焦裝置內芯末端放置工件，工件放置在三維移動平臺上，實現微波掃描軌跡和掃描速度的控制。垂直方向可手動調節，可調節工件與同軸內芯末端的距離。

圖2 微波熱裂切割裝置Fig.2 The cutting equipment with microwave based on thermal controlled fracture

本實驗工件的尺寸如下：鈉鈣玻璃和碳化硅陶瓷板的尺寸均為100 mm×100 mm×3 mm，氧化鋁和氧化鋯陶瓷板的尺寸均為100 mm×100 mm ×1 mm。上述工件的切割制備中，在邊緣處殘留有許多微裂紋(長度約0.1 mm)，殘留的微裂紋可作為工件熱裂切割加工用初始裂紋。工件初始裂紋的長度及其所在位置對裂紋擴展軌跡精度的影響較大，但對切割表面質量的影響較小，對工件初始裂紋的長度及其所在位置方面的機理進行探討需要較大篇幅，本文主旨在于對所構建的圓能束微波熱裂切割技術模型進行驗證，因此本文不再贅述上述機理。

2 微波熱源表征

對圖1b中同軸內芯末端產生的微波能束引起的熱源進行準確表征，是理解微波熱裂切割陶瓷機理的關鍵。為對此熱源進行定量的描述，本文采用電磁生熱仿真結果與測溫實驗結果進行對比的方法對該熱源的擬合模型進行驗證。首先利用電磁仿真得到該熱源的表征方程，采用有限元仿真分析方法分析該熱源作用下的溫度場；然后采用光纖測溫方法對同等條件下的工件加熱區域進行樣本點測溫實驗，并與仿真得到的溫度場進行比較，從而驗證所表征的熱源方程的準確性和適用性。

2.1 熱源表征仿真模型及理論基礎

基于圖1b所示的技術模型，取其中影響波導-同軸耦合方式和效率的關鍵結構和尺寸，建立圖3所示的仿真模型。該模型由同軸內芯、同軸外套管、BJ26矩形波導和工件組成。在矩形波導左側輸入功率Pin=1 kW的TM10微波，矩形波導右側封閉，輸入微波將在此封閉的矩形波導諧振腔內形成諧振態分布的微波場。在距離輸入端244 mm(兩倍波長)處設置一同軸波導耦合器(由同軸波導內芯和同軸波導外套組成)。同軸波導耦合器內芯深入至矩形波導內部，與內部諧振電場耦合，將微波電場耦合傳輸至內芯底部末端。同軸波導外套約束同軸內芯耦合處的微波向底部工件處傳輸聚焦，但該微波不能遠場傳輸，只會在同軸內芯末端形成的局部微波頻率諧振電場。若該諧振電場分布區域穿透工件，則該電場將在工件內部形成有效體加熱熱源。

圖3 微波熱源表征仿真模型Fig.3 Simulating model of microwave heating source

由同軸波導特性可知，影響圖3中結構的微波耦合諧振聚焦特性的關鍵尺寸如下：工件厚度Ds=3 mm、同軸外套直徑Dout=70 mm、同軸內芯直徑Dpis=10 mm、同軸內芯伸出同軸外套長度L1=5 mm、同軸外套長度L2=220 mm、同軸內芯末端與工件之間距離L=0.5 mm。

微波在傳輸過程中滿足麥克斯韋方程，即

(1)

D=εEB=μH

式中，H為磁場強度，A/m；J為電流密度，A/m2；D為電位移，C/m2；E為電場強度，V/m；B為磁通密度，T；ρ′為電荷密度，C/m3；ε為介電常數，F/m；μ為磁導率，H/m。

將各波導及同軸內芯表面邊界條件視為理想導體(PEC)，則微波加熱工件時工件區域的電磁場求解問題可轉化為在一定的初始條件和邊界條件下求解上述微分方程的問題。本文采用電磁仿真軟件CST對上述模型中的電磁場分布及熱源分布特性進行求解，其中電場強度與熱源熱功率密度分布之間的關系滿足：

Pv=2πfε0ε′tanδ|E|2

(2)

式中，Pv為微波熱源熱功率密度，W/m3；f為微波頻率，Hz；ε0為真空介電常數，ε0=8. 85×10-12F/m；ε′為相對介電常數；tanδ為介電損耗正切；|E|為負載處電場強度幅值，V/m。

將微波作為體加熱熱源時，工件溫度與熱功率密度之間的關系滿足：

(3)

式中，θ為工件溫度，℃；t為加熱時間，s；a為吸波材料工件熱導率，W/(m·K)；ρ為材料密度，kg/m3；C為材料質量熱容，J/(kg·℃)。

熱涂層與非吸波脆性材料之間滿足傳熱方程，即

(4)

式中，Q為熱流密度(可等效為面熱源的熱功率密度)，W/m2；z′為涂層厚度，m；a′為等效熱導率，W/(m·K)；a1、a2分別為涂層和非吸波材料工件的熱導率，W/(m·K)。

依據式(1)～式(4)計算圖3所示的微波熱源的熱功率密度。首先利用CST軟件對上述參數下微波電場的諧振特性進行仿真，并計算出聚焦區域微波熱源熱功率密度分布值；然后利用高斯分布方程對該熱源進行擬合，得到考慮各結構參數的微波熱源熱功率密度擬合方程；接著利用ABAQUS有限元軟件和式(3)計算該微波熱源熱功率密度分布擬合方程作用下的溫度場，將該溫度場與實際測溫結果進行對比，并對該熱源熱功率密度分布擬合方程的有效性進行驗證；最后依據式(4)將石墨涂層的體加熱熱源轉化為工件表面的面加熱熱源。

基礎熱源熱功率密度仿真分析時工件材質為玻璃，其物理參數見表1，其中相對介電常數和損耗正切值由日本AET公司生產的網絡分析儀和共振探針測量得出，其他參數值由玻璃材料廠家提供。

表1 玻璃工件物理參數Tab.1 Physical parameters of glass workpiece

2.2 熱源仿真結果擬合

利用滿足上述參數的同軸-波導諧振器對尺寸為100 mm×100 mm×3 mm的玻璃工件進行加熱，所形成的諧振態微波熱源熱功率密度的分布云圖見圖4，其中z為工件內部距工件上表面的距離。微波穿透了玻璃板，對整個厚度的玻璃板均可實現有效的加熱，因此該熱源為體加熱熱源。該熱源熱功率密度等值線為一系列同心圓，可認為該結構實現了圓形分布的諧振態微波熱源。該熱源與傳統激光熱源不同，其內部形成的熱源值要大于表面形成的熱源值，即聚焦微波電場穿透了工件表面，在工件內部形成了更強的聚焦區域。這種熱源將在工件內部產生快速加熱的效果，更有利于形成熱裂法所需的高梯度溫度場和應力場。這種內部聚焦生熱熱源是在熱裂法研究中首次被提出，該熱源更有利于在較低的溫度下誘導初始裂紋擴展，可為降低工件的加工溫度和減小殘余熱應力提供技術保證。

圖4 微波熱源仿真結果Fig.4 Simulating results of microwave heating source

對工件內部各厚度層的微波熱源熱功率密度分布進行曲面擬合，可得到工件各厚度層的典型熱功率密度分布曲面，見圖5。由圖5可以看出，微波熱源在各層均具有近似的空間分布形式(即均為圓形分布)，熱功率密度值在每層的中心點達到最大值。隨著厚度的增大，圓形分布的熱源直徑也在不斷增大，工件深層可獲得較大的加熱區域。已有研究結果表明，加熱區域即熱壓應力區域，該區域越大，越利于形成穩定的裂紋擴展，因此該熱源的上述分布特點具有維持裂紋穩定擴展的作用。

觀察熱源熱功率密度分布曲面可以發現，該曲面與高斯曲面具有相似性，因此可考慮利用高斯方程對各層熱功率密度分布進行擬合計算，從而可得到各層的熱功率密度分布方程。該熱源的熱功率密度分布擬合方程如下：

(7)

式中，Pv0為熱源分層熱功率密度，W/m3；P0為高斯擬合方程初值，W/m3；Pv0，max為熱源熱功率密度峰值，W/m3；Xc、Yc為高斯熱源中心點位置坐標值；WX、WY分別為高斯熱源降低為熱功率密度峰值的e-1倍時等值橢圓X向和Y向的端點坐標值。

(a)z=0

(b)z=1 mm

(c)z=2 mm

(d)z=3 mm圖5 樣件厚度層典型微波熱源擬合曲面Fig.5 Classical fitting surface of power density of microwave heating source

擬合方程各參數擬合值見表2。由表2可知，各層Pv0,max隨厚度z的增大呈現先增大后減小的趨勢，在工件內部距工件上表面0.5 mm位置處(即z=0.5 mm時)達到最大值，此處的Pv0,max比表面的Pv0,max增大了3×107W/m3。進一步分析上述擬合方程的參數可以發現，只有高斯分布方程中的Pv0,max、WX和WY對z比較敏感。每層中WX與WY的取值相等，將兩者統一為W，且與z近似成線性關系，可得出W與z之間近似滿足：

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W=1.6+0.13z (8)表2 圓形微波熱源熱功率密度擬合方程參數Tab.2 Fitting parameters of power densityof circular microwave heat source

根據表2繪制Pv0,max-z曲線，該曲線進一步量化了上述微波熱源熱功率密度最大值與厚度之間的關系。利用多項式對上述曲線進行擬合，擬合曲線見圖6，并得到了用z表示的微波熱源熱功率密度最大值的表達式：

Pv0,max(z)=(3.801 6+3.206 61z- 3.770 42z2+0.791 5z3)×108

(9)

則整體熱源熱功率密度Pv2可表示為

(10)

圖6 熱源熱功率密度峰值曲線及擬合方程Fig.6 Fitting curve and equation of the peak of power density of heat source

輸入總功率值和工件的介電參數僅影響微波熱源熱功率密度峰值，而不會改變微波熱源熱功率密度分布狀態。若將1 kW輸入功率加熱玻璃時所形成的微波熱源作為基準，則任意輸入功率χ的圓形聚焦微波熱源熱功率密度Pv3可表示為

Pv3=χPv2

(11)

對于任意介電參數為ε1tanδ1的陶瓷材料，其圓形微波熱源熱功率密度Pv4可表示為

(12)

2.3 熱源表征方程驗證

利用功率為1 kW的熱源方程仿真分析尺寸為100 mm×100 mm×3 mm的玻璃工件加熱過程，工件的溫度場分布結果見圖7。由圖7a可以看出，圓形熱源在工件中心加熱時，形成了同心圓形的等溫區域；在工件內部距工件上表面0.5 mm位置(即z=0.5 mm)處為熱源熱功率密度最大值處，且由于上下表面存在散熱，從而導致工件內部存在較大的高溫區域面積。由圖7b可以看出，當工件加熱70 s時，中心點溫度達到了140 ℃左右；隨著距離中心點越遠，升溫速度越慢、溫度梯度也越大，這是因為距離中心點越遠，微波熱功率密度值減小速度越快，微波加熱功率與散熱功率平衡時所能達到的最高溫度也越小，從而導致溫度梯度增大。

(a)微波加熱玻璃過程溫度仿真云圖

(b)微波加熱玻璃樣本點溫升曲線圖7 微波加熱溫度場仿真結果Fig.7 Simulating results of temperature field heated by microwave heat source

為驗證上述仿真結果的正確性，對相同加熱過程中實際工件的a1～a5點、b1～b3點以及與a3、b2位于同一個圓上的c1點進行溫度測量，測溫實驗結果見圖8。實驗結果表明，中心點被該微波橢圓熱源加熱70 s時，其溫度確實達到了140 ℃；在70 s之前，所有點的升溫曲線均具有先快速增大后趨于平緩的特征；中心區域的a1點和a5點、b1點和a2點、b2點和a3點與c1點、b3點和a4點的升溫曲線的變化趨勢分別接近，這說明上述點的熱功率密度值接近。距離中心點越遠，升溫曲線的變化趨勢越緩，所能達到的最高溫度越小，溫度梯度越大。上述結果均與仿真結果具有較好的吻合性，因此可以間接表明仿真計算得出的熱功率密度及其擬合方程，可有效地表征微波熱源熱功率密度分布，利用該熱功率密度分布擬合方程仿真分析得出的溫度場可有效地表征實際微波熱源加熱過程中的溫度場分布。仿真分析得出的結果是可靠的，過程中誤差可控，具有一定的準確性。不同條件下得到的熱功率密度分布方程均為上述步驟的重復，具體過程不再累述。

圖8 加熱區域測溫結果Fig.8 Temperature measurement results in the heating zone

3 微波熱裂切割陶瓷實驗結果

本文成功切割了尺寸均為100 mm×100 mm× 1 mm的氧化鋯板和氧化鋁板，結果見圖9，其中氧化鋁陶瓷的切割溫度約為260 ℃，氧化鋯陶瓷的切割溫度約為200 ℃。兩種材料的切割軌跡分別見圖9a和圖9d，可以看出，氧化鋁板和氧化鋯板的切割軌跡均近似為直線，但在裂紋的起始處，氧化鋁和氧化鋯切割軌跡均發生了較大的偏移。由圖9b可知，表面涂碳層對陶瓷內部具有一定的熱擴散滲透的作用，在圖9c中可清晰地看到內部碳化的結果。在微波熱裂切割過程中，氧化鋁陶瓷的涂層表面不時有亮線出現，這是因為有快速的放電產生，快速放電也會使得碳涂層可滲透于材料內部；除了宏觀的熱應力以外，還有微放電產生的局部熱應力，這也是微波能在較低的溫度下成功切割氧化鋁陶瓷和氧化鋯陶瓷的原因(微波切割氧化鋁和氧化鋯溫度均低于300 ℃，而激光切割溫度約為1 000 ℃)。對比氧化鋁陶瓷和氧化鋯陶瓷可以發現，兩者初始裂紋處的偏移具有相似性，這與氧化鋁和氧化鋯在面加熱過程中產生的溫度場、應力場及裂紋起始處的應力集中因子組成有關。由圖9e和圖9f可以分析氧化鋯陶瓷斷面的微觀形貌，該斷裂是沿晶斷裂伴隨少數的穿晶斷裂，穿晶斷裂的一個典型特征就是有較為明顯的撕裂面。由觀察微觀組織可知，氧化鋯同氧化鋁一樣，宏觀上具有均勻一致的連續性，但在微觀上是不同相的組合，材料內部也充斥著大量的微裂紋和氣孔等缺陷，這些缺陷一方面降低了微波熱裂切割的溫度，另一方面使得裂紋擴展更不穩定，這是利用熱控裂紋擴展技術切割陶瓷需要注意的因素。

尺寸均為100 mm×100 mm×3 mm的玻璃和碳化硅板的切割結果見圖10，其中玻璃陶瓷的切割溫度約為85 ℃、碳化硅陶瓷切割溫度約為230 ℃。由圖10a和圖10d可以看出，碳化硅和玻璃的切割軌跡均為直線，在裂紋的起始處，碳化硅和玻璃切割軌跡發生了不同程度的偏移。在切割過程中發現，碳化硅的裂紋擴展是突變的，即當熱源行進至40 mm左右時，碳化硅板突然斷裂。這是因為碳化硅板具有較高的導熱性，在熱源行進至40 mm左右時，在碳化硅板起始裂紋處和末

(a)氧化鋁陶瓷切割軌跡 (b)氧化鋁陶瓷切割斷面 (c)氧化鋁陶瓷切割斷面(放大圖)

(d)氧化鋯陶瓷切割軌跡 (e)氧化鋯陶瓷切割斷面 (f)氧化鋯陶瓷切割斷面(放大圖)圖9 微波熱裂切割氧化鋁和氧化鋯結果Fig.9 Thermal controlled fracture results of Al2O3 and ZrO2 by using microwave

(a)碳化硅陶瓷切割軌跡 (b)碳化硅陶瓷切割斷面 (c)碳化硅陶瓷切割斷面(放大圖)

(d)玻璃陶瓷切割軌跡 (e)玻璃陶瓷切割斷面 (f)玻璃陶瓷切割斷面(放大圖)圖10 微波熱裂切割碳化硅陶瓷和玻璃結果Fig.10 Thermal controlled fracture results of SiC and glass by using microwave

尾均出現了較大的拉應力區，當該拉應力區的應力集中因子超過斷裂韌性時，碳化硅板將從兩端向中間擴展。碳化硅具有較小的表面能，通過端面分析可以發現，其內部充滿了氣孔、微裂紋等缺陷(圖10b)，這些缺陷導致僅需很小的應變能釋放就可實現較大的新端面。此外，碳化硅內部有很多小的碳聚集點，碳的導電性使得該處產生了大量的電荷聚集，極易發生內部打火，形成內部“微爆炸”現象(圖10c)，這使得碳化硅陶瓷的斷裂極不穩定。與碳化硅不同，玻璃的裂紋擴展是漸進的，即隨著熱源的掃描過程逐步進行。與激光熱裂法相比，微波熱裂法可在較低的溫度(85 ℃左右)對玻璃實現熱控切割。通過分析玻璃的微觀組成相(圖10e)可以發現，微觀尺度的玻璃并非連續一致的均勻相，而是由圓斑型的富硅氧相和聚堆的富鈉鈣相組成(圖10f)，且兩者吸收微波的能力并不相同。與富硅氧相相比，富鈉鈣相具有較大的介電常數和介質損耗系數，因此也具有較高的微波吸收能力。微波加熱玻璃的過程，本質上是先加熱富鈉鈣相再將熱量傳給富硅氧相的過程。兩者吸波能力的差距以及兩者熱導率和熱膨脹系數的差距，最終導致產生了不均衡熱應力，這種不均衡熱應力與宏觀的熱應力疊加，會導致實際所需要的宏觀溫度梯度和熱應力均小于激光熱裂法所需的切割溫度梯度和熱應力閾值。較低的切割溫度意味著較小的殘余熱應力和較高的切割斷面強度，這是體加熱微波熱裂切割方法的優勢。

高能聚焦微波，一方面增加了微波電場強度和利用效率，另一方面不可避免地會產生放電打火現象。當增大微波功率至一定值時，會對所有待加工材料均產生或多或少的放電打火損傷，見圖11。微波對玻璃的放電打火會導致玻璃內產生大量的球狀缺陷(圖11a)，該球狀缺陷極不穩定，當不施加任何外力時，該球狀缺陷會產生微爆現象，當在此處略微施加外力時，玻璃會炸碎。致密碳化硅內部產生的放電會導致碳化硅局部產生圓形碳化燒黑損傷(圖11b)，該損傷降低了裂紋的擴展閾值，使后期的裂紋擴展極不穩定，無法實現有效的熱控裂紋擴展切割。由于氧化鋯內部存在釔聚集，因此微波在該區域也會產生放電損傷，見圖11c，該損傷降低了氧化鋯的強度和表面質量，且導致裂紋擴展不穩定。多孔碳化硅內部有大量的石墨聚集區域，該區域也會誘導微波產生聚集放電打火，從而導致出現熱損傷，見圖11d。由于各種材料引起微波聚集放電打火的機理均不相同，因此微波放電控制無法做到收放自如。這需要對多種材料微波放電機理進行揭示，以此開發微波放電控制技術，減小微波放電對裂紋擴展過程的影響，為熱控裂紋擴展切割技術的應用提供有效的技術保障，這也是未來亟需研究的問題。

(a)玻璃 (b)致密碳化硅

(c)氧化鋯 (d) 多孔碳化硅圖11 微波打火燒蝕損傷Fig.11 Ablation damage by microwave

4 結論

(1)本文基于矩形波導同軸轉換的微波聚焦裝置形成了直徑約為6 mm的微波能束，該微波熱源熱功率密度在吸波陶瓷內部距上表面0.5 mm位置處達到最大值。與激光熱源相比，微波熱源具有內部加熱快的特點，進一步滿足了同時對玻璃、碳化硅等陶瓷體加熱熱裂切割的要求。

(2)利用在非吸波陶瓷表面涂覆吸波石墨涂層的方法，可利用上述微波熱源對非吸波陶瓷表面加熱，同時滿足了非吸波陶瓷(如氧化鋁和氧化鋯陶瓷)對熱源的要求。

(3)利用本文開發的微波熱裂切割裝置對玻璃陶瓷、碳化硅陶瓷、氧化鋁陶瓷和氧化鋯陶瓷均實現了熱裂切割加工，其中，氧化鋁陶瓷和氧化鋯陶瓷切割的軌跡較直。上述四種材料切割面損傷均較小：在玻璃陶瓷和碳化硅陶瓷切割表面幾乎無熱損傷層；在氧化鋁陶瓷和氧化鋯陶瓷切割面存在的熱損傷層小于50 μm。

(4)與激光熱源相比，體加熱玻璃及碳化硅陶瓷的熱裂切割溫度較低(玻璃約為85 ℃，碳化硅約為230 ℃)。這是因為陶瓷材料微觀結構對微波的吸收產生了額外的不均勻溫度場及相應的熱應力，且在局部產生微爆點，因此可在較低的溫度促使裂紋擴展。