碳化硅陶瓷具有硬度高、強度高和耐高溫等優異性能，被廣泛運用于化工、礦業、航空、汽車和微電子等工業領域。在加工過程中，陶瓷材料常需要進行鉆孔和開槽等工序，而碳化硅陶瓷具有較高的硬度及較低的斷裂韌性，是典型的難加工材料。對于碳化硅陶瓷的加工，國內外研究主要涉及碳化硅陶瓷的磨削工藝和加工效率等，鮮有關于碳化硅陶瓷的具體磨削去除方式及加工質量的研究報道。本文采用燒結金剛石鉆頭對碳化硅陶瓷進行磨削鉆孔，通過理論計算及試驗觀察的方式，獲得碳化硅陶瓷的磨削去除方式，并通過施加預緊力的工藝裝置較大程度地減小孔出口的崩豁和裂紋，從而改善孔加工質量，獲得預緊力及其理想范圍。

1  試驗

(1)試驗材料及設備

試驗采用燒結金剛石鉆頭，其結構如圖1所示，由工作層、過渡層和金屬基體等三部分組成。工作層為金剛石磨粒與金屬結合劑混合的壓制層，金剛石磨粒包裹于結合劑中，從而實現對工件材料的磨削；過渡層由結合劑粉末組成，不包含金剛石，牢固連接基體與工作層；基體由45#鋼經機械加工而制成，起支撐工作層的作用，同時便于裝卡工具。燒結金剛石鉆頭工作層高度為6mm，外徑為20mm，內徑為16mm，水口數為2個，金剛石粒度為50/60(直徑為250μm)，金剛石磨粒的濃度為50%(0.44g/cm³，400%濃度制)

圖1  燒結金剛石鉆頭結構

試驗采用的碳化硅陶瓷工件為正方形，質量分數為99.5wt%，斷裂韌性為3.9MPa·m^1/2，維氏硬度為26GPa，工件厚度為10mm。

在ZXL-20型鉆銑床上進行試驗，其額定功率為750W，加工時采用水冷卻，冷卻液壓力為0.3MPa，冷卻液流量為120cc/s。試驗采用JSM-6300型掃描電鏡觀察碳化硅陶瓷的孔加工表面，為了確保試樣的導電性，觀察前對加工表面進行噴金處理。

(2)預緊力工藝裝置

針對鉆頭加工碳化硅陶瓷出現的裂紋及崩豁現象，設計了由上壓板、上墊板、下墊板及夾具體組成的預緊力工藝裝置，裝置示意圖見圖2。

圖2 預緊力工藝裝置

試驗采用的墊板材料為PVC硬塑料板，其彈性模量為2300-2500MPa，厚度為2mm。采用M12粗牙普通螺紋螺栓實現預緊，通過BK-282002測力矩扳手擰緊力矩來控制預緊力的大小，觀察碳化硅陶瓷的孔加工質量，選擇預緊力。

2  結果分析

(1)磨削去除方式分析

由壓痕斷裂力學模型可知，在陶瓷磨削過程中，當對單顆磨粒施加的法向載荷大于由陶瓷材料本身決定的單顆磨粒臨界切削載荷時，陶瓷材料將會產生裂紋，當裂紋擴展至自由面時，陶瓷材料發生脆性斷裂，從而形成切屑。當對單顆磨粒施加的法向載荷低于由陶瓷材料本身決定的單顆磨粒臨界切削載荷時，裂紋不會產生更不會擴展，磨粒使材料發生塑性變形。

本文通過計算比較燒結金剛石鉆頭單顆磨粒受到的平均載荷及由碳化硅本身決定的單顆磨粒臨界切削載荷時，來判斷碳化硅陶瓷材料的磨削去除形式。

①單顆磨粒受到的平均載荷

假定金剛石磨粒為圓球體，設1cm³單位體積的鉆頭工作層內所包含的金剛石顆粒數為nv，則有

式中，C為金剛石濃度；ρ為金剛石密度；d為金剛石顆粒平均直徑。

在加工過程中，燒結金剛石鉆頭不斷磨損，金剛石磨粒隨之脫落。設金剛石磨粒在沒有脫落時，金剛石磨粒的出露高度占其直徑的比例為k，由文獻可知，在鉆頭工作層表面，金剛石磨粒的出露高度不大于其直徑的三分之一，且k≤30%。從微觀層面上來看，每個金剛石磨粒都不在同一個層面上，設1cm³單位體積內包含的金剛石磨粒層數為mv，則有

設燒結金剛石鉆頭工作層上1cm²單位面積上所包含的出露金剛石顆粒數量為N0，則有

由于在加工過程中，出露金剛石磨粒不同時工作，設參加工作的金剛石顆粒占出露金剛石顆粒的比例為ξ，文獻表明，ξ≤26%。那么在1cm²單位面積上參加工作的金剛石顆粒的數量N_ξ為

式中，S為燒結金剛石鉆頭工作面的總面積；D1、D2分別為燒結金剛石鉆頭的外徑、內徑；N為鉆頭的水口數；b為鉆頭的水口寬度。設作用在燒結金剛石鉆頭工作面上的軸向進給載荷為P，那么作用在工作面的1cm²單位面積上的軸向進給載荷P0可表示為

所以，在燒結金剛石鉆頭的工作面上，單顆金剛石磨粒受到的平均載荷為

②單顆磨粒臨界切削載荷在試驗條件下，軸向進給壓力通常大于695N(取最小值695N)；金剛石密度為3.52g/cm³；金剛石粒度為500/60(直徑為250μm)；金剛石濃度為50%(400%濃度制，0.44g/cm³)；金剛石沒有脫落時的出露高度占金剛石直徑的比例k取值30%；參加工作的金剛石顆粒占出露金剛石顆粒的比例ξ取值26%；鉆頭外徑、內徑分別為20mm、16mm；鉆頭的水口數為2，水口寬度為2mm。根據以上參數，結合式(6)對試驗條件下鉆頭的單顆金剛石磨粒受到的平均載荷進行計算，得到為22.20N。

由壓痕斷裂力學模型可知，產生裂紋的臨界切削載荷P1可表示為

試驗條件下的碳化硅陶瓷(99.5wt%)，其斷裂韌性為3.9MPa·m^1/2；維氏硬度為26GPa；根據式(7)對單顆磨粒的臨界切削載荷P1進行計算，得到P1為2.63N。式中，ζ為一無量綱常數；f(E/H)為一衰減函數，ζf(E/H)≈2×105；Kc為陶瓷材料的斷裂韌性；HV為陶瓷材料的維氏硬度。

通過比較，試驗條件下的單顆金剛石磨粒承受的平均載荷遠遠超過碳化硅陶瓷的臨界切削載荷，所以在試驗條件下碳化硅陶瓷的材料去除以脆性斷裂的方式為主。

在碳化硅陶瓷材料磨削去除的過程中，還伴隨塑性變形的去除方式。這是因為金剛石磨粒與陶瓷產生周期性的劇烈沖擊、擠壓及摩擦，產生大量的交變熱應力及機械應力，金剛石磨粒在應力不斷磨損的持續作用下，發生局部微破碎甚至大面積破碎現象，使得金剛石磨粒與陶瓷的接觸面積增大，單顆磨粒所受到的平均載荷降低，當平均載荷低于碳化硅陶瓷的臨界切削載荷時，陶瓷材料發生塑性變形。

(a)100×

(b)1000×

圖3  碳化硅陶瓷磨削表面

利用掃描電鏡對碳化硅陶瓷的加工表面進行觀察發現，其表面存在發生脆性斷裂破壞形成的凹坑及長短不一的溝槽、劃痕，且凹坑所占比例較大(見圖3)。一方面，大量的陶瓷晶粒與晶粒塊以崩碎切屑的方式從陶瓷表面上脫落，導致陶瓷材料發生微破碎現象，從而在碳化硅陶瓷的加工表面留下大量凹坑，表明碳化硅陶瓷的材料去除主要以脆性斷裂的方式為主；另一方面，陶瓷磨削表面也存在一些溝槽及劃痕，表明碳化硅加工表面也伴隨著塑性變形現象。磨削表面是多個磨粒共同作用的結果，既表現出典型的脆性斷裂特征，也存在一定的塑性變形現象，這與理論分析的結果相一致。

(2)預緊力的設計與優化

碳化硅陶瓷在鉆孔過程中，出口處容易發生崩豁現象，其形狀類似圓錐體，因此選擇圓錐體的擴口圓直徑D與孔徑D0的比值l(l=D/D0，崩豁比)和錐體高H(崩豁深度)作為不同預緊力條件下孔加工質量的評價參數見圖4。相同軸向壓力及主軸轉速條件下，崩豁比及崩豁深度小，說明此預應力條件下孔加工質量好；崩豁比及崩豁深度大，則說明此預應力條件下孔加工質量差。為了減小試驗誤差，測量多點取平均值。試驗前使用氧化鋁砂輪對燒結金剛石鉆頭的唇面進行磨削開刃，確保鉆頭處于正常工作狀態。

(a)崩豁比l

(b)崩豁深度H(mm)

圖4  孔加工質量評價參數示意圖

在試驗條件下，預緊力的大小設置為12800-16800N。軸向壓力設置為750N，主軸轉速設置為2600r/min。

(a)預緊力對崩豁比的影響

(b)預緊力對崩豁深度的影響

圖5  預緊力對孔加工質量的影響

圖5a和圖5b顯示了不同預緊力對崩豁比和崩豁深度的影響。由圖可見，當預緊力不斷增大時，碳化硅陶瓷的崩豁比和崩豁深度不斷減小，孔加工質量越來越好，這是因為在加工過程中，燒結金剛石鉆頭對陶瓷工件底部未鉆削的一層陶瓷材料具有擠壓作用，使其發生拉伸破壞現象，當預緊力不斷增大，將會不斷平衡未鉆削陶瓷材料受到的拉伸應力，孔出口的崩豁程度逐漸減小，從而降低了陶瓷孔口的崩豁比和崩豁深度，獲得了較好的孔加工質量；但是當預緊力增大至15200N時，崩豁比和崩豁深度降低幅度較小，這是由于當鉆頭對陶瓷工件底部最后一層陶瓷材料不斷地鉆削深入，鉆頭對陶瓷工件最后一層陶瓷材料產生的拉伸應力逐漸增大，但是此時預緊力的增量幅度難以完全平衡最后一層陶瓷材料所受的拉伸應力，只能繼續逐漸小幅降低陶瓷工件出口處的崩豁比和崩豁深度，孔出口的加工質量改善幅度不是特別明顯。

為降低崩豁比和崩豁深度，分別施加18400N及20000N的預緊力，結果顯示當預緊力為18400N時，其崩豁比和崩豁深度的大小與預緊力為16800N時的大小基本沒有變化，即孔加工質量基本沒有變化；而當預緊力為20000N時，碳化硅陶瓷發生破碎現象，這主要是由于試驗時預緊力裝置的預緊采用普通螺紋螺栓來實現，螺紋螺栓與碳化硅陶瓷材料不能保持完全垂直的方向，所以在施加預緊力時容易對碳化硅陶瓷產生彎矩，當預緊力增大時，彎矩也會增大，當彎矩增大至一定范圍時就會使碳化硅陶瓷產生破碎現象。因此，在試驗條件下，考慮到試驗的安全性以及施加預緊力的可操作性，預緊力為15200-16800N時，使用燒結金剛石鉆頭加工碳化硅陶瓷時產生的崩豁比和崩豁深度較小，獲得的孔加工質量較好，且預緊力為16000N。

小結

(1)理論分析表明，試驗條件下單顆金剛石磨粒的平均載荷遠大于碳化硅陶瓷的單顆磨粒臨界切削載荷，碳化硅陶瓷材料主要以脆性斷裂的方式去除，并伴隨塑性變形現象。

(2)試驗觀察發現碳化硅陶瓷磨削表面存在溝槽、劃痕及大量凹坑，脆性斷裂特征明顯，同時存在塑性變形現象，試驗結果與理論分析一致。

(3)施加預緊力有助于改善碳化硅陶瓷的孔加工質量，預緊力為15200-16800N時，孔的崩豁程度較小，孔加工質量較好，預緊力為16000N。