氮化硅陶瓷磨削溫度與表面變質層的仿真與實驗

趙玲剛

(臺州市東部數控設備有限公司，浙江 臺州 317500)

0 引言

工程陶瓷因具有高強度、高硬度、耐磨損、耐腐蝕和絕緣等優良特性,被廣泛應用于航空航天、精密機械和特殊工況等領域[1]。因為陶瓷本身的硬脆性和難加工性，磨削成為其主要的加工方式。在磨削加工過程中磨削比能很大，且絕大部分能量以磨削熱的形式進行轉化，使磨削區的溫度急劇升高。產生的高溫對金剛石砂輪磨粒的切削性能有很大影響，同時引起氮化硅表層出現各種形式熱損傷，如材料的燒傷、介觀組織轉變、有害的表層拉應力和裂紋等，對陶瓷表面加工質量、加工精度和加工效率產生重要影響[2-4]。因此，對工程陶瓷磨削溫度及其對表面質量影響的研究極為重要。

近些年來，國內外學者對該方面進行了研究。吳玉厚等[5]建立了干/濕磨下的二維與三維磨削溫度仿真模型，通過仿真與實驗對比揭示了干磨下粗糙度優于濕磨下的原因；張珂等[6]發現了氧化鋯陶瓷磨削過程中的溫度分布對磨削表面質量的影響規律；房佳斌等[7]發現了磨削熱在金剛石磨粒周圍的分布以及其在磨削過程中的熱能效應；Chen等[8]研究了砂輪高轉速磨削條件下，熱能的轉換方式與傳遞規律；Li等[9]建立了工程陶瓷二維與三維磨削溫度分析模型，分析了磨削溫度對表層裂紋的影響規律；Rowe[10]總結了磨削溫度對磨削質量的作用規律；Li等[11]分析了最小潤滑磨削方式下工件表面的熱能分布及表面完整性，揭示了磨削熱對表面殘余應力的影響；傅玉燦等[12]發現通過熱管換熱技術，可以強化磨削弧區熱量轉換進而提高磨削質量；吳玉厚等[13]基于傳熱學理論和磨屑成形理論,通過反求法建立了干磨下的磨削區熱量分配比模型，后通過實驗得出了磨削參數與磨削區熱量分配比的關系，并提出了采用定速比磨削可有效控制磨削熱。

基于以上研究可以看出，研究磨削溫度對磨削過程與表面質量極為重要，但是大多數學者是以宏觀角度分析磨削溫度的分布與變化規律，并不能揭示材料的微觀變化。而分子動力學連接了微觀結構與宏觀特性，可以在微觀下探究工件原子間的作用機理，在宏觀上溫升效應可以用分子運動方程來有效描述，能夠對工程陶瓷磨削表面變質層的形成過程進行快速有效分析[14]。因此，本文選用性能較優越的氮化硅陶瓷為研究對象，通過分子動力學仿真探究其磨削加工時的溫度及其表面燒傷與變質層。

1 分子動力學模型建立

1.1 磨削熱能模型建立

磨削過程中所消耗的磨削能，除了極少部分消耗于新生表面形成所需要的表面能、留于磨削表層的應變能和磨屑飛出的動能外，絕大部分都是在接觸區內轉化為熱能，這些熱能以熱傳導和熱對流的形式傳入到工件、砂輪、磨屑和磨削液中。為了計算磨削區的溫度場分布，需要確定整個磨削區的能量輸入和傳入工件的熱量分配比例φ，其計算公式為[15]

(1)

θ0為磨粒平均溫度；θa為常值；b為蓄熱系數；πR2為磨粒端面面積；Cf、x、y和z為材料的力學性能系數；vs為磨削速度；vw為工件進給速度；ap為磨削深度；ds為磨削接觸弧長。

1.2 仿真切削模型建立

此次切削仿真模型由氮化硅陶瓷試件及金剛石磨粒構成。為了簡化計算，設磨粒為剛體。基于分子動力學的納米級切削仿真過程中，原子間相互作用力和切削溫度等仿真結果不受仿真對象的幾何形狀影響，仿真過程中定義金剛石磨粒幾何形狀為常見的楔形體，底部楔角為60°。氮化硅陶瓷由牛頓層、恒溫層及固定邊界層組成。牛頓層中的原子遵從牛頓第二定律；恒溫層中的原子設定是為了確保在氮化硅陶瓷切削時，在切削區域產生大量熱量能及時散出。此次仿真過程中，在進行10個分子動力學步后對恒溫層中的原子進行標定1次，確保此區域溫度準確傳遞；固定邊界中的原子在整個仿真模型中始終保持靜止，不進行計算，其設定的目的是為了保證氮化硅陶瓷幾何形狀，防止在加工時陶瓷材料出現剛體位移，與此同時，也可以減小尺寸效應及表面效應對切削仿真的影響。初始溫度設定為21 ℃，以開氏溫度為分子動力學仿真溫度標準，因此溫度轉化為295 K，如圖1所示。

圖1 分子動力學仿真模型

氮化硅納米切削的分子動力學仿真是在大規模原子/分子并行模擬器(LAMMPS)中進行的，原子軌跡的可視化使用了開源軟件OVITO。在X和Y方向上應用了非周期性邊界條件，為了減小尺寸效應，將Z方向設置為周期性邊界。設置時間步長為2 fs(飛秒)，初始速度設為0，磨粒切削速度為38 m/s，切削厚度為3.5a(3.5倍晶格常數的厚度)。算法采用速度Verlet算法，在切割過程中，牛頓區域的原子遵循牛頓力學并使用NVE系綜，中間層的原子使用Berendsen恒溫來調節溫度并將式(1)引入其中，其他切削參數見表1，表中a、b和c為氮化硅的晶格常數。

表1 切削性能參數

2 仿真結果分析

2.1 材料去除與表面成形過程

在三維仿真切削過程中，選取2個磨粒距工件不同位置的瞬時原子位置，如圖2所示。圖2中，氮化硅結構單元為[SiN4]4，4個氮原子圍繞在1個硅原子四周，呈現四面體結構；紅色和綠色原子分別為氮原子和硅原子。從仿真過程可以看出，當金剛石磨粒與氮化硅陶瓷工件逐漸接觸時，氮化硅最外層原子受到金剛石原子的排斥力，同時氮化硅原子間也存在相互作用力。由于金剛石具有優良的物理特性，其原子間的結合能較大，因此，在切割過程中其自身磨損量很小，基本不會出現微觀形變。原子間的排斥力對切削過程起到主要作用，氮化硅原子晶格在磨粒(金剛石)原子的切向擠壓作用下發生變形。當切削力達到一定極限值時，氮化硅原子晶格出現破壞，原子鍵斷裂，原本規則整齊的原子晶格被切斷后變得雜亂無章，在氮化硅表面形成非晶層。

圖2 切削過程瞬時原子位置

隨著金剛石磨粒的切入，其對氮化硅工件原子的切削力逐漸增大。當切削力大于陶瓷工件內部原子間結合作用力時，切刃前方及下方的氮化硅晶格出現擠壓變形現象。當氮化硅晶格變形增大到極限值時，晶格間的原子鍵發生斷裂，切刃上方的氮化硅原子形成切屑，切刃前方及下方的原子在金剛石原子擠壓作用下晶格結構重組形成排列不規則的晶層，即非晶層。部分非晶層原子與下方未被切割的原子產生晶格重構原子鍵，形成變質層，如圖3a中非1個硅原子周邊圍繞4個氮原子，而是氮原子與硅原子雜亂無章的組合與排列。氮化硅陶瓷磨削變質層分為2層：接近切削表面的為非晶層，在非晶層下方的是晶格變形層。當晶格結構被切削破壞時，表面原子的重構及無序排列是造成氮化硅磨削表面粗糙度大的主要原因，如圖3b所示。

圖3 切削過程的局部放大圖

2.2 磨削溫度仿真結果

當切削速度為42 m/s，切削厚度分別為2.0a、3.0a、4.0a、5.0a和6.0a時，切削溫度變化曲線如圖4所示。由圖4可以看出，當切削厚度為2.0a時，最高溫度為1 182 K；當切削厚度為6.0a時，最高溫度為1 441 K。在切削速度不變的情況下，切削厚度越大，切削溫度越高，而且切削溫度增加的斜率隨著切削厚度的增加而變大。這是因為隨著切削厚度的增加，被刀具切削變形的原子數也就越多，在原子晶格發生變形和非晶相變的過程中時釋放的能量也會增多，從而使切削溫度升高。

圖4 切削溫度與切削深度仿真

當切削厚度為4.0a，切削速度分別為30 m/s，35 m/s、40 m/s、45 m/s和50 m/s時，溫度變化曲線如圖5所示。由圖5可知，在相同切削厚度條件下，切削溫度隨著切削速度的增大而升高，并且切削速度越大，升高的斜率越大。這是由于切削達到相同的分子動力學步所需要的時間減少，發生晶格重構和彈性恢復的原子也就減少，這樣原子會堆積在切削區，使此區域的密度增大，原子之間就會有擠壓和相互摩擦，釋放出更多的熱量，從而使切削溫度增加。另外還可以看出，隨著切削速度的變化，磨削溫度在分子動力學步上有一定延遲，而且不同的切削速度、溫度達到最大值的分子動力學步不同。

圖5 切削溫度與切削速度仿真

3 氮化硅陶瓷磨削溫度實驗

3.1 磨削實驗裝置

實驗在由德國柯爾柏斯來福臨生產制造的BLOHM Orbit 36精密平面磨床上進行，機床主軸功率8.5 kW，最大轉速5 000 r/min，最低分辨率0.001 mm。砂輪選用D91人造金剛石砂輪(粒度170/200#，濃度100%，寬度20 mm，外徑300 mm，樹脂結合劑)，磨削時的溫度采用K型熱電偶進行測量，熱電偶為可磨式圓片K型熱電偶，正負極材料為鎳硅-鎳鉻，已形成結點。先將2塊尺寸為20 mm×20 mm×10 mm的熱等靜壓氮化硅陶瓷塊的20 mm×20 mm面研磨拋光后，再將熱電偶夾在2個拋光面中間，用耐熱耐高溫和導熱性好的環氧樹脂膠將其固定24 h后裝夾，如圖6所示，實驗采用干磨，磨削寬度為砂輪寬度20 mm。

圖6 磨削溫度測量裝置

3.2 磨削溫度實驗結果

圖7a為磨削速度42 m/s、進給速度4 000 mm/min，磨削深度由5 μm增加到25 μm時，磨削溫度的變化曲線。由圖7a可知，隨著磨削深度的增大，磨削溫度由502 ℃增加到853 ℃。這是因為磨削深度增加時，砂輪與陶瓷工件接觸弧長增大，磨削區域面積變大，磨削能增加，磨削溫度升高。另外，當磨削深度增加時，金剛石磨粒切削氮化硅陶瓷的厚度增加，一次切削去除的分子總數增加，分子動能增加，溫度相應升高。

圖7 b為磨削深度12 μm、進給速度4 000 mm/min，磨削速度由30 m/s增加到50 m/s時，磨削溫度的變化曲線。由圖7b可知，隨著磨削速度的增加，磨削溫度由508 ℃增加到834 ℃。這是因為隨著磨削速度的提高，在相同去除量條件下金剛石磨粒磨削次數增加，磨削區摩擦增大溫度升高，同時,當砂輪線速度增加到一定程度后會在磨削區周圍形成空氣氣障，阻礙磨削液的進入[16-17]，進而導致磨削區溫度升高。另外，在磨削速度較高時金剛石磨粒以高速切割氮化硅的過程中，分子會產生較大的撞擊，分子動能和勢能均明顯增加，磨削溫度升高明顯。

圖7 磨削參數與磨削溫度實驗

3.3 表面燒傷與變質層

由前文仿真與實驗結果分析可知，氮化硅陶瓷磨削時，當磨削速度和磨削深度較大時，磨削區將產生較高溫度，尤其在干磨時會在磨削表面聚集大量的熱，通過實驗發現高溫會使氮化硅陶瓷表面出現燒傷情況，如圖8標記所示。為進一步驗證是否為真正燒傷，通過日立S-4800冷場發射電子掃描顯微鏡(SEM)觀察其結果，與非燒傷區進行對比如圖9所示。

圖8 表面燒傷情況

圖9 非燒傷與燒傷的表面形貌對比

非燒傷區域表面形貌如圖9a所示，由圖9a可以看正常區域氮化硅陶瓷表面只有磨痕和因脆性去除過程產生的脆性斷裂和表面凹坑痕跡；燒傷區域表面形貌如圖9b所示，由掃面電鏡圖可以發現氮化硅高溫燒傷區域與正常區域表面形貌不同，表面結構變化非常大，氮化硅表面燒傷區域會出現花朵型斑塊。針對燒傷區斑塊的出現，可能由于以下2種情況：

a.由上文分子動力學仿真結果可知，金剛石磨粒切削氮化硅陶瓷時規則整齊的晶格被切斷，原子的排序變為雜亂無章，形成非晶層，切削區氮化硅原子在磨粒的作用下發生了非晶相變現象，產生這個現象的過程中存在大量能量轉換，磨削溫度過高，也就反過來影響切削過程中的晶格變形和晶格重構。最后，磨粒下方形成的非晶態原子在切削力的作用下，重新與已加工表面斷裂的原子鍵結合，這就形成了已加工表面的變質層。

b.高溫可能導致金剛石砂輪中的樹脂結合劑與陶瓷材料產生化學反應生成新的物質。針對以上2種推測對燒傷區域進行化學成分檢測，應用掃描電鏡對其進行能譜分析。為了增加實驗數據樣本，采用與上述磨削參數相近的參數來獲得更多表面燒傷情況，并同樣對表面進行掃描電鏡的能譜分析，具體數據如表2所示。

表2 燒傷區域原子量分布

由表2可看出，非燒傷區域化學成分主要以N原子和Si原子組成，原子總量為129.22，N原子和Si原子百分比分別為60.61%和39.39%，其余5組數據中的燒傷區域同樣主要以N原子和Si原子組成，但是原子總量和原子所占比例有所不同。通過對比燒傷前后的譜圖發現燒傷區域和非燒傷區域化學成分沒有發生變化，都為N原子和Si原子。因此，在燒傷區域中，高溫沒有使金剛石砂輪結合劑中的元素與氮化硅發生化學反應，而是由于金剛石磨粒切削過程中，原本排列規則整齊的晶格被切斷，當晶格重構過程中受到高溫作用發生了非晶相變現象，非晶態原子在切削力的作用下，重新與已加工表面斷裂的原子鍵結合，形成了已加工表面的變質層[18]。

單顆磨粒的分子動力學仿真可揭示去除過程中的微觀作用機制，并且得到切削參數與切削溫度的關系，磨削實驗得到的是整個磨削區的溫度變化情況，仿真結果可近似反映實驗結果的變化趨勢。通過二者的定性分析可知，隨著磨削深度的增加，磨削表面溫度隨之升高；隨著磨削速度的增大，磨削表面溫度也隨之升高。另外，對于磨削過程中高溫引起的氮化硅變質層及其形成過程，該仿真手段也可進行合理說明，并與實驗結果保持一致。因此，分子動力學仿真模型可以用來預測氮化硅陶瓷材料實際磨削加工中磨削溫度變化情況，對生產加工具有參考價值。

4 結束語

本文通過分子動力學仿真與實驗結合的方式，對氮化硅陶瓷磨削溫度及其表面變質層進行研究，得出以下結論：

a.當切削厚度的增加時，被刀具切削變形的原子數增多，在原子晶格發生變形和非晶相變的過程中釋放的能量增多，切削溫度升高。當切削速度增加時，切削達到相同的分子動力學步所需要的時間減少，發生晶格重構和彈性恢復的原子也減少，原子堆積在切削區，原子之間的擠壓和相互摩擦釋放出更多的熱量，從而切削溫度升高。

b.由仿真與實驗結果可知，金剛石砂輪磨削氮化硅陶瓷時，隨著磨削深度升高，磨削表面溫度隨之增加；隨著磨削速度增大，磨削表面溫度也隨之升高。

c.高溫會導致工件表面燒傷，燒傷區域中只存在N原子和Si原子，但原子總量和所占百分比與非燒傷區域存在差異，燒傷區域沒有發生相關化學反應，只是原本排列規則整齊的晶格被切斷后，受到高溫作用發生了非晶相變現象，非晶態原子重新與已加工表面斷裂的原子鍵結合在加工表面形成了變質層。