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硅单点金刚石切削刀具磨损对韧脆转变影响的研究
关键词 金刚石车削； 韧脆转变
摘要
由于金刚石刀具的严重磨损，大功能表面单点金刚石车削（SPDT）仍然是一个挑战。近年来，人们对硅单刀双掷金刚石刀具的加工机理，特别是磨损机理的认识做了大量的工作。然而，由于渐进刀具磨损，加工模式从韧性向脆性的局部转变还没有被很好地理解。本文对单刀双掷进行了实验和数值模拟研究，试图揭示金刚石刀具磨损导致的韧脆转变（DBT）的潜在现象。进行了一系列的面层切削和镶块切削，并对加工表面的轮廓进行了评估，同时对刀具磨损的进程进行了评估。利用扫描电子显微镜（SEM）、二维接触轮廓仪和白光干涉仪分析了挤压切口的表面形貌，确定了从韧性到脆性的转变阶段。利用最小二乘（LS）电弧分析和扫描电镜（SEM）分析了金刚石刀具刃口的渐进退化及其磨损机理。研究表明，在刀具磨损初期，塑性-脆性转变开始于横向裂纹的形成，并随着刀具边缘的进一步退化而转变为脆性点蚀损伤。本文还利用光滑粒子流体力学（SPH）进行了数值模拟研究，以进一步了解刀具磨损引起的切削刃应力变化及其对脆塑性转变的影响。磨损刀具的摩擦阻力对剪切变形的影响显著，最大应力值的位置变化显著。在新的磨损金刚石刀具的切削刃上，静液应力的大小和分布也发生了显著的变化。
1.介绍
硅具有高折射率、低质量密度和低热膨胀系数的特性，是重敏红外应用和微光子学应用中最受欢迎的材料之一。硅基功能表面的性能高度依赖于高的形状精度和光学表面质量。然而，硅的加工是一个复杂的过程，由于材料的各向异性及其压敏特性，高度依赖于不同的刀具-工件界面条件。单点金刚石车削（SPDT）工艺已成为制备纳米级表面光洁度产品最有效的超精密加工方法之一。
利用脆-韧转变（BDT）现象的SPDT工艺。将BDT的概念归因于高压相变（HPPT）作为工具几何和受控材料去除条件的函数[1–3]。由于硅的高硬度，金刚石刀具的磨损严重，改变了BDT在切屑形成区的局部化条件，硅最终发生脆性断裂。
由于在加工过程中观察或测量困难，经常进行压痕[4–9]的实验和模拟研究和划痕试验[10–13]来了解硅在加工条件下的局部材料响应行为。在这些研究中，硅的脆断归因于加载和卸载过程中的裂纹形成。在硅的压痕和划痕试验研究中发现了径向、中间、横向、半便士和四分之一便士的裂纹[8,11,14]。由于加载和卸载条件的变化，硅的结构相变以及裂纹类型和几何形状以及裂纹扩展方向都发生了显著变化[9,15–18]。虽然压痕和划痕试验研究为硅的加工机理提供了有用的见解，但这些研究中的刀具几何结构、加载和卸载条件以及材料去除轮廓与加工过程中出现的情况有很大的不同。此外，这些研究中不考虑刀具磨损（缺陷、缺陷或触针磨损）对材料变形行为的影响。
在金刚石车削中，Blake和Scattergood首次提出了硅作为刀具几何和加工条件函数的延性和脆性行为[1]。他们提出了临界切屑厚度标准的BDT作为一个函数的工具几何，进给速度和切削深度。根据临界切屑厚度准则和金刚石切削的其他研究[1,19–22]，当使用合适的刀具几何和切削参数时，硅的金刚石切削可以在延性模式下实现。
无论选择正确的刀具几何结构和加工条件，金刚石刀具磨损仍然是控制塑性变形或脆性断裂的最终标准[21,23,24]。在单刀双掷硅中，金刚石刀具的磨损有利于脆性断裂，而脆性断裂对金刚石刀具具有很高的切削阻力，从而进一步促进刀具的磨损。为了延长延性模式的加工，了解延性-脆性转变（DBT）过程中的材料去除机制是渐进刀具磨损的一个重要功能。
本文分析了连续、终末刀具磨损的规律和机理，以及它对冲击切削过程中硅的塑性变形和脆性断裂的影响。此外，利用光滑粒子流体动力学（SPH）方法进行了数值模拟研究，研究了渐进刀具磨损对金刚石刀具切削刃加工模式和加工表面应力的影响。
2.实验研究
在超精密金刚石车床（Moore Nanotech 250UPL）上进行了金刚石车削实验，该机床具有气动工作主轴和静液动滑块。实验采用了十二面体取向的单晶金刚石工具。在单晶硅（111）表面进行了多次表面切割，直至加工表面出现脆性断裂。每个面层切割平均切割距离为5公里。在第一次表面切割之前，将金刚石工具插入距离其中心6 mm的硅表面，以记录新金刚石工具的工具轮廓。在每一次表面切削迭代后进行一次插入切削，以获得渐进刀具磨损轮廓。
3.结果和讨论
3.1.机械加工试验中刀具磨损的测量
在以往的硅金刚石车削研究中，有不同的主要刀具磨损机理。这些磨损机制包括热化学磨损[25]、由动态硬颗粒或类金刚石碳颗粒形成的磨粒磨损[26–29]和由碳化硅（SiC）形成的磨粒磨损[29,30]。硬粒子的形成是由于硅从单晶硅相转变为非晶相，而非晶相由一组原子组成，键长较短。同时，由于金刚石工具的碳在高温和高压下扩散到硅中而形成SiC或类金刚石碳颗粒[29]。
在加工前，使用扫描电镜检查新的金刚石刀具的切削刃、前角和侧面是否存在任何损坏。图2（a）显示了新的金刚石工具的扫描电镜图像，它表明前刀面和侧面之间有一个非常锋利的切削刃。在单刀双掷硅加工中，金刚石刀具即使在短切削距离加工后也会磨损。这可以在图2（b）中观察到，在切割距离5公里后，金刚石工具的侧面出现了薄的凹槽痕迹。随着切削距离的增加，槽的磨损深度进一步增大。在主切削刃侧观察到最大齿侧磨损宽度为7 mm，向刀具顶点和后缘逐渐减小。在横向进给运动中，当刀具接近硅工件时，主切削刃与工件表面接触，随后是刀具顶点，最后是后缘。由于切削最大切屑厚度朝刀具顶点方向减小，主切削刃产生最大应力[1]。因此，与顶点和后缘相比，主切削刃的侧面磨损较大。磨损机理主要表现为摩擦沟槽磨损，如图2（c）和（d）所示。为了研究SiC的形成（可能是磨损的原因，如果存在），对图2。金刚石刀具（a）新刀具（b）侧面磨损（切割距离5公里后）的扫描电镜图像（c）硅表面出现脆性断裂时的最终刀具磨损（d）（c）的缩放图像显示了。
在韧性和脆性加工过程中收集的切屑。在EDX分析中，韧性和脆性芯片中未检测到SiC痕迹。因此，金刚石工具侧面的沟槽磨损可归因于高静水压下硅的相变形成动态硬颗粒。
图3显示了切割距离5公里后，金刚石工具的刀具半径和插入式切割轮廓退化的示意图。磨损的金刚石刀具的插入轮廓进行最小二乘（LS）圆弧分析[21]以获得刀具边缘凹陷。基本上，分析将后缘的插入轮廓作为基准（由于该侧的磨损较小），并将其与主切削刃轮廓相匹配，以获得如图4所示的整个磨损区域。
图4显示了刀具插入轮廓的LS弧分析结果[21]，即切削距离为15km、30km和40km后，刀具沿前刀面的切削刃后退。从15 km到40 km的切割距离可以观察到平均刀具衰退的显著增加。
图5显示了刀具磨损面积随切削距离的增加以及在面车削和插入切削过程中平均切削力的变化而变化的过程。随着切削距离的增加，刀具磨损面积增大，切削力也增大。在初始切割过程中（切割距离为5 km和10 km之间），发现刀具磨损率急剧增加。刀具磨损率在中间阶段（切削距离从10公里到25公里）表现稳定，切削距离为30公里后刀具边缘严重退化，直至出现脆性断裂。刀具初始切削时的磨损率较高，这归因于锋利切削刃的快速边缘衰退的一般趋势。在中间阶段，刀具保持其强度和刀刃退化，磨损率较低。随着硅的脆性断裂程度的增加，刀具的摩擦阻力增大，最终会发生严重的磨损。可以观察到刀具磨损面积与切向力和推力的良好相关性。
在图5中。由于所有切入切削的输入深度（Z轴行程）保持不变，刀具和工件之间的接触压力随着刀具边缘衰退而下降。然而，随着金刚石刀具钝度的增加，刀具与工件之间的摩擦阻力增大，切削力也随之增大。由于接触压力降低对摩擦阻力的影响与进一步的边缘退化叠加，在面层切削的最后阶段，切向力和推力减小。在插入式切削中，由于全刀刃接触，摩擦阻力叠加了接触压力降低的影响，因此切削力不断增加，直到硅表面出现脆性断裂。
3.2.韧脆转变
用扫描电镜观察了由插入式切割得到的硅的加工表面。通过横向裂纹的形成和犁痕的形成，可以观察到加工方式从韧性断裂向脆性断裂的转变，从而导致材料的脆性去除。如图6（a）所示，在15 km处刀具磨损的初始阶段，出现了一系列横向裂纹。它们以25千米（图6（b））的速度深入地表，并进一步磨损，随后在35千米处发生严重的脆性破坏，如图6（c）所示。横向裂纹的产生可归因于卸载和刀具磨损导致刀具路径上的局部不均匀应力分布。当刀具刃口锋利时，仍与加工面接触，由于切削速度快，卸料现象不完全发生。然而，当刀具边缘退化时，不规则卸载会发生在刀具路径上，并与刀具路径平行，这取决于磨损轮廓。卸载过程中，刀具切削刃后产生局部拉应力，而切削刃前产生压应力。当应力差较小时，会出现横向裂纹，但不会像图6（a）中所观察到的那样完全发生脆性损伤。随着压力差的增加（图6（b）中的表面a和b），表面（a和b）重叠。在下一阶段3（图6（c））中，通过脆性断裂去除材料，由于工具磨损严重，压力差进一步增大。
图4.用LS弧分析法测量金刚石刀具的刃口退刀量。
值得注意的是，这些横向裂纹和断裂在中、主刃侧更为严重。对深冲切割区脆性断裂的分析表明，轻微的犁削伴随着摩擦刀具边缘的退化，促使侧向裂纹先萌生，后萌生中间裂纹。沿边缘的材料去除也被发现是由于横向裂纹变成了碎屑损伤，扩展到光学光滑机加工表面区域，如图7所示。 3.3.插入面测量
用白光干涉法分析了通过插入式切削获得的加工表面形貌。在图8中可以观察到最后一次插入切口中的插入轮廓几何结构和表面地形。深度和宽度由于工具磨损增加，插入式切口的数量减少。
图5。刀具磨损和切削力的发展趋势随着刀具磨损的增加而增加，切削距离也随之增加。
图6。（a）裂纹萌生阶段（b）裂纹结束阶段（c）脆性材料去除导致的表面损伤和横向裂纹。以及随着刀具磨损面积的增加而产生的表面粗糙度。在第一阶段观察到最大宽度减小。在第2阶段，插入宽度保持稳定，略有变化，然后在最后阶段急剧减小，直到脆性断裂开始。
初始和最终插入切口的表面形貌如图10所示。在面切过程中，刀具的最大磨损发生在刀具的主切削刃上。当用磨损的刀具进行压入切削时，刀具刃口条件控制在压入切削过程中形成的加工机制。由于端面车削过程中主切削刃的磨损，导致主切削刃侧发生脆性断裂，从而实现了对冲头切削过程中材料的去除。在后缘侧可以观察到较佳的表面粗糙度。在初始和最终的切入切削中，刀具-工件接触宽度的减小也分别记录在800 mm到580 mm之间。
4.SPH加工模型
在实验研究中，无法真正确定切屑形成区的局部切屑形成和应力分布以及随刀具磨损的任何变化。采用SPH方法进行了数值研究，以解决这些实验局限性。与经典的基于拉格朗日网格的方法相比，SPH方法在不定义芯片分离或重做准则的情况下，消除了高网格畸变问题。
4.1.SPH加工模型
利用通用有限元软件ABAQUS建立了SPH金刚石三维车削工艺模型。为了研究沟槽磨损对硅材料去除机理的影响，采用新的和磨损的金刚石工具进行了沟槽侧面磨损的下压切削。利用扫描电镜观察到的两种不同长度的齿面磨损，建立了一个相似的槽形刀具磨损模型。图12说明了硅的SPH模拟研究中采用的新的和磨损的金刚石工具模型。
硅的SPH加工模型具有几何和边界条件，如图13所示。金刚石刀具被认为是一个刚性体，用拉格朗日网格建模。工具的运动在Y和Z方向受到约束。将速度分配给负x方向的刀具，以获得切屑形成。硅工件被模拟成由SPH粒子组成的可变形零件。将硅片底面节点用包壳条件固定，以限制工件在各个方向的运动。在切屑形成过程中，工件壁沿Z方向受到约束，以达到所需的材料刚度。
由于与刀具接触的所有SPH粒子都受到其相邻粒子的影响，因此确定这些粒子在各个方向上均匀分布的节点坐标至关重要。采用中轴网格算法和最小网格过渡特征相结合的扫掠技术生成均匀网格。在收敛性试验研究的基础上，选择了SPH粒子密度。模拟研究中采用的切削参数、刀具和工件几何结构如表2所示。
采用（DP）模型[31]作为材料本构模型，预测了硅在SPH模拟过程中的变形行为。与von mises屈服准则不同，dp模型预测平均（静水）应力对图10。（a）初始
切入和b最终切入的表面图形。
dp模型常用于混凝土和岩石等压敏材料，也被用于氮化硅和碳化硅的加工[32]。与压敏材料的拉伸强度相比，压敏材料的抗压强度更高，这是使用DP模型的基本准则之一。硅是一种压敏材料，其抗压强度比其拉伸强度高[33]满足标表3列出了SPH模拟研究中采用的材料和接触特性。
4.2.SPH研究中的齿面磨损效应
模拟计算了新的和磨损的金刚石刀具的切削力。用实验切削力对SPH模型进行了验证。新的和磨损的金刚石工具的推力比较如图14所示。与新的金刚石刀具相比，磨损刀具的推力更高，表明刀具磨损后切削阻力增加。虽然发现2号和3号刀具在切屑形成初期的力几乎相似，但在相当长的切削时间内，观察到的2号刀具齿面磨损较小的力高于齿面磨损较大的3号刀具。这种行为可归因于切削能量的降低，因为切削深度减小，齿面磨损更大。
图15显示了新的和磨损的金刚石工具的von mises应力分布。与新刀具和具有较高侧面磨损的刀具相比，具有较低侧面磨损宽度的刀具的von mises应力明显较高。对于新刀具，在刀具切削刃的正下方和正前方观察到应力的最高值。然而，当刀具与侧面磨损一起磨损时，在刀具磨损边缘的正后
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