單磨粒金剛石微切削碳化硅晶體仿真與實(shí)驗(yàn)研究

摘要 采用有限元軟件Abaqus建立金剛石錐形磨粒微切削碳化硅晶體的模型，通過預(yù)仿真模型確定切削深度和切削速度的選擇范圍，分析影響切削力的主、次要因素，研究單一切削參數(shù)對(duì)碳化硅晶體切削效果的影響；并借助赫茲接觸理論，驗(yàn)證加載力對(duì)摩擦力、切削邊緣形貌、切削深度的影響。結(jié)果表明：切削深度是影響切削力的顯著因素，預(yù)仿真模型確定的切削深度不超過1.50 μm；碳化硅晶體切削的最優(yōu)方案為切削深度取0.50 μm、切削速度取76 m/s、磨料切削刃角度取60°。通過控制切削深度可以提高切削穩(wěn)定性，且在保證切削質(zhì)量的前提下適當(dāng)提高切削速度可以提高切削效率。金剛石探針壓入晶體的深度與摩擦系數(shù)、摩擦力和切削力呈正相關(guān)，獲得的碳化硅晶體切削邊緣的三維輪廓相對(duì)平整、光滑。

關(guān)鍵詞 碳化硅晶體；金剛石磨粒；金剛石探針；切削力；切削邊緣質(zhì)量

中圖分類號(hào) TG74;TG58 文獻(xiàn)標(biāo)志碼 A

文章編號(hào) 1006-852X（2024）04-0495-13

DOI碼 10.13394/j.cnki.jgszz.2023.0158

收稿日期 2023-08-03 修回日期 2023-10-12

碳化硅作為一種新型半導(dǎo)體材料，具有一系列優(yōu)良的物理化學(xué)特性（如高硬度、低熱膨脹系數(shù)、高導(dǎo)熱系數(shù)、寬帶隙、高臨界擊穿場(chǎng)強(qiáng)等），可廣泛應(yīng)用于各類半導(dǎo)體傳感器中[1-4]。然而，碳化硅的硬度僅次于金剛石、立方氮化硼和碳化硼，導(dǎo)致其加工非常困難[5]。與塑性金屬材料相比，脆硬性材料碳化硅在加工過程中極易出現(xiàn)脆性斷裂和邊緣崩碎[6]，這極大地影響了其自身優(yōu)越性能的發(fā)揮。因此，選用適當(dāng)?shù)募庸し椒ê秃侠淼募庸すに嚄l件極其重要。

目前，碳化硅晶體的主要切割方法有金剛石線鋸切割[7-8]、振動(dòng)輔助切割[9]、激光切割[10]以及電化學(xué)切割等[11]。金剛石線鋸切割是目前應(yīng)用最廣泛、最有效的切割方法，但在切割過程中，磨粒易脫落，影響切割質(zhì)量。一些學(xué)者已關(guān)注到這一問題，并研究了切削過程中材料的微觀去除機(jī)理。JI等[12-14]分別采用有限元法建立二維和三維磨粒微研磨模型，明確了切削深度是影響材料表面損傷最主要的因素。GUERRINI等[15]通過觀測(cè)實(shí)際磨粒形貌，建立了一種不規(guī)則的磨粒模型，重點(diǎn)研究加工過程中的法向壓力與切應(yīng)力，并將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。DAI等[16-17]主要研究了磨粒切削刃半徑對(duì)加工表面完整性和切屑形成的影響，結(jié)果表明磨粒切削刃半徑＜2.46 μm時(shí)，切削刃半徑與工件表面完整性成正相關(guān)，切削刃半徑為1.25 μm時(shí)切削效果最好。LIU等[18]采用無網(wǎng)格法模擬了單磨粒磨削碳化硅陶瓷的加工過程，確定了碳化硅陶瓷的脆塑轉(zhuǎn)變臨界切深為0.35 μm。DU等[19]采用金剛石磨粒切削碳化硅復(fù)合材料，得出切削深度對(duì)工件表面完整性影響較大。DUAN等[20]結(jié)合有限元法和無網(wǎng)格法2種仿真方法研究了金剛石單磨粒對(duì)單晶碳化硅材料去除的影響，并發(fā)現(xiàn)有一定尖端半徑的多面體磨粒有利于保證工件的表面質(zhì)量。

為深入研究切削材料去除過程中工件表層原子的去除形式、原子之間的相互作用以及工件表層存在的位錯(cuò)情況，一些學(xué)者提出采用分子動(dòng)力學(xué)方法研究單磨粒切削工件的微觀去除過程。NGUYEN等[21]研究了金剛石磨料粒度、拋光深度、滑動(dòng)速度、滾動(dòng)和振動(dòng)運(yùn)動(dòng)等參數(shù)對(duì)材料去除效果的影響，發(fā)現(xiàn)磨料粒度是影響材料去除效果的主要因素，磨料的粗糙峰高度越低，去除的原子數(shù)越多。LIU等[22]分析了單磨粒切削速度和切削深度對(duì)碳化硅亞表面損傷的影響，研究表明亞表面損傷 層厚度隨著切削深度的增大而增大，較高的切削速度可以減小碳化硅的亞表面損傷程度。MENG等[23]探討了磨粒切削參數(shù)與材料去除率之間的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)切削速度為50 m/s時(shí)獲得的材料去除量最大。WU等[24-25]采用雙磨粒模型研究了磨粒位置和磨粒間隙對(duì)單晶碳化硅拋光表面質(zhì)量的影響，并降低了工件亞表面的損傷。但分子動(dòng)力學(xué)仿真主要用于微磨削和納米加工技術(shù)，其仿真模型系統(tǒng)尺寸為納米級(jí)，如何將微觀模型與宏觀實(shí)驗(yàn)相結(jié)合是目前的一個(gè)難題。

在綜合考慮了單磨粒金剛石的力學(xué)性質(zhì)和邊緣損傷的形成機(jī)理的基礎(chǔ)上，首先研究碳化硅的去除特性，確定其切削參數(shù)的設(shè)定范圍。并通過正交試驗(yàn)和單因素試驗(yàn)，進(jìn)一步研究切削力、應(yīng)力分布和去除機(jī)理，并提出提高切削效率的有效方法。此外，利用微摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)的高速線性往復(fù)模塊，進(jìn)行金剛石探針劃擦碳化硅晶體試驗(yàn)。

1模型建立

1.1本構(gòu)模型建立

目前，適用于碳化硅等脆硬性材料仿真模擬的本構(gòu)模型主要有Johnson-Holmquist-Beissel（JHB）、Johnson-Holmquist（JH-2）和Drucker-Prager（D-P）。JH-2[26]模型能夠準(zhǔn)確模擬出碳化硅在大應(yīng)變和高應(yīng)變率下的力學(xué)響應(yīng)和破壞行為，因而成為本文有限元仿真的最優(yōu)選擇。JH-2模型主要由強(qiáng)度、損傷和壓力3部分組成，材料的強(qiáng)度可由如下的范式等效應(yīng)力σ*表示：

式中：σ i*為歸一化完整等效應(yīng)力，σ f*為歸一化斷裂等效應(yīng)力，D為損傷變量。歸一化完整等效應(yīng)力和斷裂等效應(yīng)力可用壓力和應(yīng)變率的函數(shù)表示：

式中：A為完整的歸一化強(qiáng)度系數(shù)，B為斷裂的歸一化強(qiáng)度系數(shù)，C為依賴于應(yīng)變率的強(qiáng)度系數(shù)，M為斷裂強(qiáng)度指數(shù)，N為完整強(qiáng)度指數(shù)，σ i max和σ f max為歸一化完整等效應(yīng)力最大值和歸一化斷裂等效應(yīng)力最大值，P*為歸一化壓力，T*為歸一化最大靜水壓力，P為實(shí)際壓力，P HEL為在Hugoniot彈性極限下的壓力，T為材料所能承受的最大靜水壓力。

損傷演化準(zhǔn)則與JC模型的相似，損傷參數(shù)D可由下式確定：

壓力與密度的關(guān)系式如下：

式中：K 1、K 2、K 3分別為體積模量、第二壓力系數(shù)和第三壓力系數(shù)，ρ為電流密度，ρ 0為參考密度。

本文中磨粒刀具材料選用金剛石，金剛石和碳化硅晶體的材料性能如表1所示。碳化硅JH-2本構(gòu)模型所需的材料參數(shù)為完整的歸一化強(qiáng)度系數(shù)A、斷裂的歸一化強(qiáng)度系數(shù)B、依賴于應(yīng)變率的強(qiáng)度系數(shù)C、斷裂強(qiáng)度指數(shù)M和完整強(qiáng)度指數(shù)N，如表2所示。

1.2預(yù)仿真模型建立

圖1為金剛石砂輪切削碳化硅工件時(shí)單顆金剛石磨粒運(yùn)動(dòng)軌跡示意圖。當(dāng)金剛石砂輪切入工件時(shí)，單個(gè)金剛石磨粒會(huì)沿著軌跡n進(jìn)行切削，在工件上形成由A'點(diǎn)至B'點(diǎn)的劃痕n。軌跡n+1為磨粒的第n+1次運(yùn)動(dòng)軌跡，在工件上形成了由A'點(diǎn)至C'點(diǎn)的劃痕n+1。區(qū)域A'B'C'為第n次切削所形成的未變形切屑區(qū)域，同時(shí)也是第n+1次切削的理論去除區(qū)域。

為確保碳化硅等脆硬性材料[17-18，27-28]的加工質(zhì)量，首先應(yīng)確定加工參數(shù)的選取范圍。當(dāng)磨粒切削深度較小時(shí)，碳化硅等脆硬性材料的去除方式以塑性去除為主；而當(dāng)磨粒切削深度過小時(shí)，切削過程中的材料去除率較低，影響加工效率。當(dāng)磨粒切削深度較大時(shí)，材料的去除方式以脆性去除為主；而當(dāng)磨粒切削深度過大時(shí)，切削邊緣則容易出現(xiàn)裂紋和邊緣崩碎。為保證碳化硅的加工質(zhì)量，建立預(yù)仿真模型確定加工參數(shù)范圍。圖2為金剛石砂輪上單一磨粒運(yùn)動(dòng)軌跡示意圖，磨粒由A'點(diǎn)沿著軌跡A'B'C'運(yùn)動(dòng)至C'點(diǎn)，隨著磨粒切削深度不斷增大，工件切削邊緣會(huì)出現(xiàn)不同程度的裂紋和崩碎，通過觀測(cè)切削邊緣的裂紋與崩碎程度即可確定切削參數(shù)的具體范圍。

建立的預(yù)仿真模型如圖3所示，金剛石磨粒錐角為90°，錐頂角圓角半徑為0.50 μm，磨粒高度為5 μm，碳化硅工件尺寸為100 μm×20 μm×10 μm。工件底端設(shè)置為完全固定，根據(jù)DS610精密劃片機(jī)主軸轉(zhuǎn)速將磨粒線速度設(shè)定為76 m/s，金剛石磨粒沿著砂輪上某一磨粒的運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行切削。

1.3單磨粒金剛石切削碳化硅模型建立

影響單磨粒切削碳化硅工件邊緣質(zhì)量的主要因素有磨粒切削速度、切削深度和磨粒錐角[13，17]。為獲得最優(yōu)加工參數(shù)，對(duì)3種因素及其不同水平參數(shù)進(jìn)行綜合分析。

本文中以DS610精密劃片機(jī)與DISCO SD320N50M42切割片為參照，劃片機(jī)主軸轉(zhuǎn)速為20000～30000 r/min，將轉(zhuǎn)速進(jìn)行轉(zhuǎn)換得到單磨粒切削速度。切削深度通過預(yù)仿真模型確定。根據(jù)金剛石探針的錐角度數(shù)建立3種錐角度數(shù)的圓錐磨粒模型。選取的正交試驗(yàn)法具體因素參數(shù)如表3所示。

圖4所示為3種不同錐角磨粒的模型。金剛石硬度遠(yuǎn)大于碳化硅，因此將金剛石磨粒設(shè)定為剛體。由于仿真模型系統(tǒng)尺寸數(shù)量級(jí)很小，單一磨粒進(jìn)行的切削運(yùn)動(dòng)近似于水平直線運(yùn)動(dòng)，因此將仿真模型進(jìn)一步簡(jiǎn)化，單磨粒金剛石切削碳化硅工件仿真模型如圖5所示。

2仿真結(jié)果及分析

2.1臨界切深和切削速度的確定

金剛石砂輪上單顆磨粒切削碳化硅工件的狀態(tài)云圖如圖6所示，由圖6a可知：磨粒沿砂輪運(yùn)行軌跡切削碳化硅時(shí)，切削深度先增大后減小，最大切削深度h gmax為2.50 μm。根據(jù)材料的主要去除方式不同，狀態(tài)云圖可分為3個(gè)階段，階段Ⅰ和階段Ⅲ所對(duì)應(yīng)的切削深度均＜1.50 μm，處于脆性和塑性去除共存的階段，階段Ⅰ和階段Ⅲ的切削邊緣形貌相近；階段Ⅱ切削邊緣出現(xiàn)了明顯的邊緣崩碎和凹坑（圖6b），這表明此階段碳化硅的去除方式為純脆性去除[20]，且未與磨粒直接接觸的區(qū)域也出現(xiàn)了小凹坑。因此，切削深度是影響碳化硅工件切削邊緣形貌的主要因素。為保證碳化硅工件切削邊緣的完整性，降低其損傷，需將磨粒的切削深度控制在階段Ⅰ和階段Ⅲ，即切削深度＜1.50 μm。

圖7為金剛石砂輪上單顆磨粒不同切削速度切削碳化硅工件的狀態(tài)云圖。由圖6、圖7可知：同一切削速度下隨著切削深度增大，切削邊緣逐漸出現(xiàn)了不同大小的凹坑，但增大磨粒的切削速度，碳化硅工件切削邊緣質(zhì)量并未發(fā)生明顯變化。

不同切削速度下的最大切縫寬度W max和最大切縫深度H max如圖8所示。由圖8可知，隨著切削速度增大，W max和H max均出現(xiàn)了微量增大的趨勢(shì)，但其增長(zhǎng)比≤1%。同時(shí)，通過切削速度不能明確地劃分材料去除的脆塑轉(zhuǎn)變臨界值，因此可以判定磨粒的切削速度對(duì)碳化硅切削邊緣質(zhì)量的影響較小。這主要是因?yàn)楫?dāng)切削速度為60～106 m/s的高速切削階段時(shí)，碳化硅切削過程中的邊緣損傷以微裂紋損傷為主。從材料層面分析，微裂紋是由晶體的位錯(cuò)和層錯(cuò)產(chǎn)生的[29]，當(dāng)切削速度較高時(shí)位錯(cuò)密度增大[30]，這會(huì)導(dǎo)致大量微裂紋萌生，但微裂紋損傷深度小于1個(gè)晶粒尺寸的大小，未穿越晶界，因此對(duì)切削損傷層的影響較小。從力學(xué)層面分析，當(dāng)切削速度較低時(shí)（≤15 m/s），切削速度對(duì)碳化硅損 傷層影響較大[31]，這主要是因?yàn)榈退偾邢鲿r(shí)會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中而產(chǎn)生較大的裂紋（＞50 μm），而高速切削時(shí)所產(chǎn)生的微裂紋則比較密集，在萌生擴(kuò)展過程中會(huì)相互交匯，進(jìn)而消耗了大量能量，解決了低切削速度下應(yīng)力集中的問題，導(dǎo)致無法形成較大的裂紋。因此，切削速度對(duì)切削損傷層寬度和深度影響較小。

2.2正交試驗(yàn)法仿真結(jié)果分析

3因素3水平正交試驗(yàn)?zāi)M單金剛石磨粒切削碳化硅工件所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力云圖如圖9所示。由圖9a～圖9c可知：當(dāng)切削速度為60 m/s時(shí)，磨粒錐角和切削深度越大，切削邊緣損傷寬度越大，平均應(yīng)力值越大。由圖9d～圖9f和圖9g～圖9i可得到相同的對(duì)比結(jié)果。由于切削深度小于碳化硅材料的脆塑轉(zhuǎn)變臨界切削深度，因此切削邊緣并未出現(xiàn)裂紋和崩碎，此時(shí)材料去除方式以塑性去除為主[18]。

表4為極差分析表。U、V、W分別代表磨粒切削速度、切削深度和磨粒錐角3個(gè)因素。切削力是影響工件切削邊緣的完整性、表層損傷厚度和磨粒磨損程度的主要因素，因此選用磨粒的主切削力作為評(píng)定指標(biāo)。從表4中的極差項(xiàng)R可得出3個(gè)因素對(duì)主切削力影響大小的關(guān)系為Vgt;Wgt;U，即切削深度為影響切削力的最主要因素。切削參數(shù)的最優(yōu)方案應(yīng)為V 1 W 1 U 2，即磨粒切削深度為0.50 μm，磨粒錐角為60°，磨粒切削速度為76 m/s。

直觀分析法不能精確估計(jì)各影響因素的重要程度，因此進(jìn)行方差分析。通常，若F Xgt;F 0.01（df X，df e），則因素X對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果有非常顯著的影響；若F 0.01（df X，df e）gt;F Xgt;F 0.05（df X，df e），則因素X對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果有顯著的影響；若F X

方差分析結(jié)果如表5所示。其中SS為各因素離差平方和，df為各因素的自由度，MS為各因素的均方，F(xiàn)為各因素顯著性的值，P為給定顯著性水平的臨界值。當(dāng)Fgt;P時(shí)，代表此因素對(duì)分析目標(biāo)有顯著性影響，查表得P=F 0.05（2，4）=6.94。因此，對(duì)于給定顯著水平α=0.05，切削深度因素V對(duì)主切削力有顯著影響，切削速度因素U和磨粒錐角因素W對(duì)主切削力無顯著影響，與極差分析結(jié)果一致。

2.3切削深度和切削速度對(duì)切削效果的影響

切削深度是影響切削效果的顯著因素，因此首先研究磨料錐角和切削速度固定時(shí)切削深度對(duì)切削效果的影響，不同切削深度切削碳化硅工件的應(yīng)力云圖如圖10所示。由圖10可知：隨著切削深度的增加，受切削影響的周圍區(qū)域的應(yīng)力范圍逐漸擴(kuò)大，磨粒未與工件接觸區(qū)域的等效應(yīng)力也在逐漸變大，這一現(xiàn)象解釋了切削邊緣裂紋和凹坑產(chǎn)生的原因。

切削深度對(duì)切削力的影響如圖11所示。圖11a為不同切削深度下的主切削力F c、軸向切削力F f和法向切削力F p。從圖11a中可以得出：主切削力和軸向切削力隨切削深度的增大而增大，整體呈線性上升的趨勢(shì)；法向切削力則隨切削深度的增加呈先減小后增大的趨勢(shì)。當(dāng)切削深度為0.10 μm時(shí)，法向切削力大于主切削力。產(chǎn)生這種情況的原因可能是：主切削力F c與克服工件材料變形的抗力F c1（工件抵抗沿切削速度方向變形時(shí)對(duì)磨粒產(chǎn)生的阻力）和摩擦阻力F c2（磨粒底面與工件摩擦產(chǎn)生的摩擦力F c2=μF p）之和為一對(duì)平衡力，當(dāng)切削深度較小時(shí)（a p≤0.10 μm），工件材料變形量極少，克服工件材料變形的抗力F c1極小，此時(shí)主切削力F c主要由摩擦阻力F c2組成，因此主切削力F c略小于法向切削力F p。圖11b為不同切削深度下主切削力F c隨切削時(shí)間的變化。由圖11b可知：切削深度為0.10 μm時(shí)，切削力波動(dòng)相較平穩(wěn)，隨著切削深度增大，主切削力的波動(dòng)范圍不斷增大，控制切削深度是提高切削穩(wěn)定性的有效方法[32]。

為進(jìn)一步優(yōu)化切削工藝，改善切削性能，研究切削速度對(duì)切削效果的影響。CHAI等[28]的研究表明：碳化硅晶體的脆塑轉(zhuǎn)變臨界切削深度為0.12 μm，即當(dāng)切削深度＜0.12 μm時(shí)，碳化硅的去除方式是純塑性去除。因此，將磨粒切削深度設(shè)定為0.10 μm。不同切削速度切削碳化硅工件的應(yīng)力云圖如圖12所示。由圖12可知：隨著切削速度增大，切削區(qū)域的等效應(yīng)力和切削區(qū)域?qū)τ谥車鷧^(qū)域的影響范圍均無明顯變化，磨粒切削速度對(duì)切削過程中工件整體的等效應(yīng)力影響程度較小，因此可以適當(dāng)提高磨粒的切削速度來提高碳化硅工件的切削效率。

切削速度對(duì)切削力的影響如圖13所示。圖13a為不同切削速度下的主切削力F c、軸向切削力F f和法向切削力F p。由圖13a可知：主切削力和法向切削力隨切削速度的增大而增大，整體呈線性增長(zhǎng)，但增長(zhǎng)較為緩慢；軸向切削力基本保持水平，說明切削速度對(duì)切削力的影響較小。當(dāng)切削深度為0.10 μm時(shí)，不論切削速度如何改變，法向切削力F p總是略高于主切削F c，說明切削速度并不影響這2種切削分力之間的關(guān)系，WANG等[33]在切削鋁基碳化硅時(shí)也得出了相同的結(jié)論。圖13b為不同切削速度下主切削力隨時(shí)間的變化。由圖13b可知：隨切削速度的不斷增加，切削力的波動(dòng)范圍也逐漸增大，與切削深度相比，切削速度對(duì)切削力波動(dòng)的影響較小。

3實(shí)驗(yàn)

3.1實(shí)驗(yàn)方法

仿真結(jié)果表明，切削速度是影響切削力和切削效果的非顯著影響因素。因此，在實(shí)驗(yàn)部分研究相同切削速度下不同切削深度對(duì)切削效果的影響。

赫茲接觸理論是研究?jī)山佑|體之間相互作用的力學(xué)理論，可通過最大應(yīng)力將實(shí)驗(yàn)和仿真相聯(lián)系，以確定實(shí)驗(yàn)過程中金剛石探針設(shè)定的加載力。金剛石磨粒切削碳化硅工件的過程可以看作球與平面接觸，赫茲接觸的最大應(yīng)力σ max為：

式中：σ max為最大應(yīng)力；F 2為加載力；R為磨粒/探針的圓角半徑；E 1、E 2分別為磨粒、探針與碳化硅的彈性模量；μ 1、μ 2分別為磨粒、探針與碳化硅的泊松比。

根據(jù)赫茲接觸最大應(yīng)力可以確定仿真的加載力和實(shí)驗(yàn)加載力之間的關(guān)系：

式中：F e為實(shí)驗(yàn)加載力，F(xiàn) s為仿真加載力，R e為金剛石探針圓角半徑，R s為金剛石磨粒圓角半徑。

實(shí)驗(yàn)采用物理氣相傳輸法制備N型4H-SiC，碳化硅晶體的直徑和厚度分別為（50.80±0.38）mm和（500.0±25.0）μm。在UMT-TriBOLab布魯克微摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，其劃擦原理如圖14所示。碳化硅工件固定在高速線性往復(fù)模塊上，采用柱體夾具夾持金剛石探針，探針錐角為60°，探針錐頂圓角直徑?為20 μm。通過DFH5力傳感器（加載力范圍為0.50～50.00 N）調(diào)控加載力，實(shí)驗(yàn)設(shè)定的加載力分別為0.52、0.73和1.05 N。

3.2實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

金剛石探針劃擦碳化硅工件過程中，工件所受的切削力通過摩擦力體現(xiàn)，加載力對(duì)工件摩擦系數(shù)和摩擦力的影響如圖15所示。理想狀態(tài)下，摩擦系數(shù)只與相互作用的工件材料的自身屬性有關(guān)，但不同的加載力使探針下壓的深度不同，導(dǎo)致材料發(fā)生了不同程度的彈塑性變形，因此摩擦系數(shù)也發(fā)生了變化，如圖15a所示。加載力越大，金剛石探針壓入工件的深度越大，材料晶格形變?cè)矫黠@，工件原子對(duì)探針的斥力增大，導(dǎo)致摩擦系數(shù)增大，加劇了工件和探針之間的磨損。由圖15b可知：隨著加載力增大，摩擦力逐漸增大，呈近似線性增長(zhǎng)。由于在劃擦過程中工件晶格遭到擠壓變形，當(dāng)原子在晶格內(nèi)堆積到一定數(shù)量，原子間排斥力達(dá)到臨界點(diǎn)時(shí)，晶格發(fā)生破壞，脫離晶格的原子與其他原 子成鍵，磨粒受到的阻力迅速減小，因此摩擦力出現(xiàn)小幅度的波動(dòng)。

利用彩色共聚焦顯微鏡檢測(cè)不同載荷作用下微溝槽邊緣的三維微觀形貌、截面形貌和輪廓曲線，結(jié)果如圖16所示。由圖16a～圖16c可知：微溝槽表面清晰整潔，且邊緣較為平整；通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)，微溝槽深度越深，微溝槽寬度就越大。圖16d顯示了不同加載力下劃痕微槽的截面輪廓，其微溝槽深度為0.34、0.80和1.21 μm，分別對(duì)應(yīng)加載力0.52、0.73和1.05 N。加載力越大，金剛石探針的壓痕深度越深，微溝槽寬度越寬。

通過控制加載力，可將切削深度控制在1.50 μm以下，這為超薄金剛石砂輪高效、高質(zhì)量地切割碳化硅晶體提供了技術(shù)參考。

圖17顯示了在相同赫茲接觸應(yīng)力下，仿真深度值（磨粒切削深度）與實(shí)驗(yàn)深度值（探針壓入深度）的對(duì)比結(jié)果。由圖17可知：仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的趨勢(shì)一致，磨粒的圓角半徑越小，仿真加載力越大，碳化硅工件的壓入深度越大。

4結(jié)論

（1）切削深度是影響切削質(zhì)量的主要因素。當(dāng)切削深度＜1.50 μm時(shí)，碳化硅材料的去除方式以塑性去除為主。當(dāng)切削深度＞1.50 μm時(shí)，工件切削邊緣會(huì)逐漸出現(xiàn)不同長(zhǎng)度的裂紋和不同大小的凹坑，并且裂紋的長(zhǎng)度和凹坑的數(shù)量隨著切削深度的增加而增加，碳化硅材料的去除方式以脆性去除為主。

（2）通過對(duì)主切削力進(jìn)行方差以及極差分析，確定了最優(yōu)方案V 1 W 1 U 2及最佳切削參數(shù)，即金剛石磨粒切削深度為0.50 μm，金剛石磨粒切削刃角度為60°，切削速度為76 m/s。切削深度是影響切削力的顯著因素，切削速度和切削刃角度是非顯著因素。

（3）切削深度越大，主切削力的波動(dòng)幅度就越大，控制切削深度可以提高切削穩(wěn)定性。當(dāng)切削速度處于高速切削區(qū)間60～106 m/s時(shí)，切削速度對(duì)切削力的影響較小，因此可適當(dāng)提高切削速度來提高切削效率并保證切削質(zhì)量。當(dāng)切削深度為0.50 μm、切削速度為76 m/s時(shí)，切削邊緣質(zhì)量最好。

（4）摩擦系數(shù)不僅受互相接觸的2種材料的性質(zhì)影響，還受金剛石探針壓入工件深度的影響。壓入深度越大，摩擦系數(shù)越大，摩擦力越大。同時(shí)，微溝槽表面清晰整潔，且邊緣較為平整。相同赫茲接觸應(yīng)力下，仿真深度值與實(shí)驗(yàn)深度值隨加載力的變化趨勢(shì)一致。

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作者簡(jiǎn)介

通信作者：高興軍，男，1979年生，碩士、副教授。主要研究方向：精密磨削、納米制造。

E-mail：gaoxingjun@lnpu.edu.cn

（編輯：王潔）

Simulation and experimental study on micro-cutting silicon carbide crystal with single grain diamond

YANG Yufei，LI Xiang，HE Yan，LIU Ming，XU Zicheng，GAO Xingjun

（School of Mechanical Engineering，Liaoning Petrochemical University，F(xiàn)ushun 113001，Liaoning，China）

Abstract Objectives：The hardness of silicon carbide is second only to those of diamond，cubic boron nitride，and boron carbide，making its processing very difficult.Compared with plastic metal materials，the brittle and hard nature of silicon carbide makes it prone to brittle fracture and edge fragmentation during processing，greatly affecting its superior performance.Therefore，it is crucial to carefully select appropriate cutting methods and establish reasonable cutting pro-cess conditions.Methods：The finite element software Abaqus was used to establish amodel of micro-cutting silicon carbide crystal with adiamond conical grain，and the selection range of micro-cutting depth and speed was determined by the pre-simulation model.Then，the main and secondary factors affecting the cutting force were analyzed，and the in-fluence of asingle cutting parameter on the cutting effect was studied.In addition，with the help of Hertzian contact stress，the influence of the loading force on the friction force，the morphology of the cutting edge，and the cutting depth was verified by the tip scratching experiment.Results：（1）The cutting depth is acrucial factor that greatly impacts the quality of the cutting process.When the cutting depth is less than 1.50 μm，the removal of silicon carbide material primarily occurs through plastic removal.However，when the cutting depth exceeds 1.50 μm，cracks of varying lengths and pits of different sizes gradually form at the cutting edge of the workpiece.As the cutting depth increases，the length of cracks and the number of pits also increase.This type of removal is known as brittle removal.To ensure the integrity of the cutting edge and minimize damage to the silicon carbide workpiece，it is essential to control the cutting depth of the abrasive particles during stages Iand III，keeping it below 1.50 μm.（2）Through variance and range analysis of the main cutting force，the relationship between the three factors and the magnitude of the main cutting force is Vgt;Wgt;U，meaning that cutting depth is the most important factor affecting cutting force.The optimal solution V 1 W 1 U 2 and cutting parameters have been determined，namely adiamond abrasive cutting depth of 0.50 μm，a diamond abrasive cutting edge angle of 60°，and acutting speed of 76 m/s.Cutting depth is the main factor affecting the magnitude of cutting force，while cutting speed and cutting edge angle are secondary factors.（3）As the cutting depth increases，the affected area surrounding the cut also expands，causing an increase in equivalent stress even in areas where the abrasive particles do not come into contact with the workpiece.This phenomenon is responsible for the development of cutting edge cracks and pits.Additionally，as the cutting depth increases，the main cutting force experiences greater fluctuations.To maintain cutting stability，it is important to control the cutting depth.In the high-speed cutting range of 60-106 m/s，the impact of cutting speed on cutting force is minimal.Therefore，increasing the cutting speed can be an effective method for improving cutting efficiency and ensuring high-quality cuts.For optimal results，a cutting depth of 0.50 μm and a cutting speed of 76 m/s are recommended.（4）The coefficient of friction is not only affected by the properties of the two materials in contact，but also by the depth of the diamond probe pressing into the workpiece.The greater the depth of pressing，the higher the coefficient of friction and the greater the frictional force.The surface of the microgrooves is clear and tidy，with relatively smooth edges.Under the same Hertz contact stress，the simulated depth values and experi-mental depth values show aconsistent trend with the change in loading force.Conclusions：Finite element simulation has become avaluable tool for studying the interaction and removal of materials in the precision machining of crystal materials.The purpose of this article is to investigate the removal characteristics of silicon carbide and determine the op- 506金剛石與磨料磨具工程總第262期timal range of cutting parameters.The study analyzes cutting force，stress distribution，and removal mechanisms，and proposes effective methods for enhancing cutting efficiency.The findings of this research can contribute to improving the smoothness of the cutting edge and reducing subsurface damage to the workpiece.Furthermore，this research has significant implications for understanding the impact of process parameters on cutting accuracy and the removal mech-anism of hard and brittle materials during cutting.

Key words silicon carbide crystal；diamond grain；diamond tip；cutting force；cutting edge quality