唐修檢， 王健全， 田欣利， 吳志遠(yuǎn)， 雷 蕾

(1. 裝甲兵工程學(xué)院裝備再制造技術(shù)國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100072； 2. 中國航天員科研訓(xùn)練中心， 北京 100094)

預(yù)施載荷抑制下氮化硅陶瓷崩碎損傷規(guī)律與機(jī)理

唐修檢1， 王健全2， 田欣利1， 吳志遠(yuǎn)1， 雷 蕾1

(1. 裝甲兵工程學(xué)院裝備再制造技術(shù)國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100072； 2. 中國航天員科研訓(xùn)練中心， 北京 100094)

針對(duì)硬脆材料的崩碎損傷問題，以氮化硅陶瓷為研究對(duì)象,建立了預(yù)施載荷抑制下的單晶壓痕崩碎損傷實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，分析了不同預(yù)施載荷作用下的氮化硅陶瓷崩碎損傷的聲發(fā)射信號(hào)特征，探究了預(yù)施載荷抑制硬脆材料的崩碎損傷規(guī)律與機(jī)理。結(jié)果表明：在預(yù)施載荷作用下,氮化硅陶瓷產(chǎn)生崩碎損傷的臨界載荷和斷裂時(shí)間明顯提升，聲發(fā)射計(jì)數(shù)和能量顯著增加，通過預(yù)施載荷可有效抑制硬脆材料的崩碎損傷。

硬脆材料；工程陶瓷；崩碎損傷；預(yù)施載荷；聲發(fā)射

工程陶瓷、光學(xué)玻璃、單晶硅等多種硬脆材料因其優(yōu)異的性能，使其在航空、航天、汽車、軍工等領(lǐng)域的應(yīng)用日益廣泛，而提高其加工精度和表面質(zhì)量對(duì)提升裝備系統(tǒng)的性能至關(guān)重要。然而，難以測控的崩碎損傷和高昂的加工成本已成為制約硬脆材料在裝備中廣泛應(yīng)用的瓶頸[1]，如：國內(nèi)用于GaN生長的藍(lán)寶石襯底片，20%左右因崩碎損傷而造成工件報(bào)廢；用來制作電路基板材料的光學(xué)玻璃晶片，只有當(dāng)晶片邊緣崩碎小于30 μm時(shí)，磨削的晶片才能滿足后續(xù)工藝的使用要求[2]。

在工件的加工過程中，表面殘余應(yīng)力對(duì)零件的機(jī)械、物理性能影響非常大，如：表面殘余壓應(yīng)力可提高零件的疲勞強(qiáng)度和抗腐蝕性能；而表面殘余拉應(yīng)力則會(huì)降低零件的抗疲勞強(qiáng)度和抗腐蝕性能[3]。基于上述認(rèn)識(shí)，文獻(xiàn)[4-6]作者率先提出了在工件表面預(yù)施載荷進(jìn)行加工的方法，其基本原理為工件待加工表面在切削加工過程中始終承受一定的預(yù)施載荷，通過刀具的擠壓作用，使已加工表面因塑性變形而產(chǎn)生一定的殘余應(yīng)力，其殘余應(yīng)力的大小和深度可通過調(diào)整預(yù)施載荷的大小和施加方式來進(jìn)行控制；胡華南等[6]通過數(shù)值模擬和理論分析等方式對(duì)預(yù)施載荷磨削加工表面殘余應(yīng)力的大小進(jìn)行了估算，并提出了理論模型；王珉等[7]研究了各種磨削參數(shù)和裝夾條件下，應(yīng)用預(yù)施載荷磨削加工金屬材料時(shí)，工件表面殘余應(yīng)力的存在與分布情況，并對(duì)工件幾何精度的影響進(jìn)行了試驗(yàn)研究。大量研究表明：通過預(yù)施載荷可在已加工表面產(chǎn)生較為理想的殘余應(yīng)力層，改善工件表面的加工質(zhì)量，提高已加工表面的力學(xué)性能和物理特性[4]。與其他方法相比，該方法具有實(shí)現(xiàn)簡單、成本低廉、容易控制等優(yōu)點(diǎn)。

當(dāng)前，通過預(yù)施載荷加工來改善材料表面質(zhì)量的研究還主要集中于金屬材料，而在工程陶瓷、光學(xué)玻璃等脆性材料中的應(yīng)用則相對(duì)較少。姜?jiǎng)購?qiáng)等[8-9]曾將預(yù)施載荷加工方法應(yīng)用于工程陶瓷的磨削加工，采用離散元的方法模擬了預(yù)施載荷作用下的陶瓷裂紋擴(kuò)展路徑，并取得了顯著效果。但該項(xiàng)工作的研究對(duì)象目前還主要集中于陶瓷工件的中心區(qū)域，對(duì)邊緣區(qū)域涉及較少。然而，工程陶瓷等硬脆材料的邊緣崩碎損傷機(jī)理與中心區(qū)域不盡相同。其最顯著的特征就是當(dāng)外加載荷大于某一臨界值時(shí)，徑向裂紋會(huì)穿透自由表面，形成崩碎損傷[1,10-13]。這與傳統(tǒng)的“壓痕斷裂力學(xué)”模型并不吻合。

本文以工程中典型的硬脆材料氮化硅陶瓷的崩碎損傷為研究對(duì)象，應(yīng)用聲發(fā)射設(shè)備實(shí)時(shí)監(jiān)測陶瓷崩碎損傷演化過程中的聲發(fā)射信號(hào)，通過研究不同預(yù)施載荷作用下陶瓷崩碎損傷的聲發(fā)射信號(hào)特征，從損傷演化過程的角度揭示了預(yù)施載荷抑制陶瓷崩碎損傷的作用機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

采用的單晶壓痕崩碎損傷實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。該裝置主要由加載控制系統(tǒng)、聲發(fā)射采集系統(tǒng)和預(yù)施載荷加載裝置3部分組成。加載控制系統(tǒng)為深圳三思公司生產(chǎn)的微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)，該試驗(yàn)機(jī)可實(shí)時(shí)自動(dòng)記錄加載過程中的載荷-時(shí)間曲線和載荷-位移曲線，并對(duì)相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。聲發(fā)射采集系統(tǒng)為美國PAC公司生產(chǎn)的PCI-2聲發(fā)射測試分析系統(tǒng)，主要由PC機(jī)、PCI-2并行數(shù)據(jù)采集卡、1220A-AST型前置放大器、Nano30型探頭和AEWin聲發(fā)射信號(hào)采集與分析軟件等組成,其基本參數(shù)設(shè)置為：采樣頻率10 MHz，門檻值40 dB，前置放大器增益40 dB，后置放大器的頻率范圍為0～20 dB。

圖1 單晶壓痕崩碎損傷實(shí)驗(yàn)裝置

預(yù)施載荷加載裝置如圖2所示，主要由精密平口虎鉗、加載平板、CFBLSM型壓力傳感器、顯示器和加載旋鈕等組成。施加預(yù)應(yīng)力時(shí)，陶瓷試樣固定在精密平口虎鉗底座和加載平板之間，加載平板與陶瓷試樣尺寸相同，且貼合、平齊、緊密，以確保預(yù)施載荷施加均衡。CFBLSM型壓力傳感器放置在加載平板與精密平口虎鉗活動(dòng)端之間,通過調(diào)節(jié)加載旋鈕可控制預(yù)施載荷的大小，并通過顯示器實(shí)時(shí)顯示。

圖2 預(yù)施載荷加載裝置

1.2 實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)采用氮化硅陶瓷，尺寸為20 mm×40 mm×80 mm，其基本力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。加載平板上的預(yù)施載荷F分別設(shè)置為0、30、60、90、120、150 N。加載時(shí)，預(yù)施載荷通過加載平板均勻地施加在40 mm×80 mm平面上，金剛石壓頭作用在20 mm×80 mm的上端平面，距離邊緣的距離為1.0 mm。

表1 氮化硅陶瓷力學(xué)性能參數(shù)

采用耦合劑對(duì)聲發(fā)射傳感器與陶瓷試樣表面進(jìn)行耦合，并通過斷鉛試驗(yàn)檢驗(yàn)其耦合程度。陶瓷作為一種脆性材料，其崩碎過程通常被認(rèn)為是一種瞬態(tài)斷裂。為便于聲發(fā)射采集系統(tǒng)更好地采集信號(hào)，加載時(shí)，金剛石壓頭在加載控制系統(tǒng)的控制下以1 mm/min的速度緩慢向下移動(dòng)。與此同時(shí)，聲發(fā)射采集系統(tǒng)開始采集陶瓷崩碎損傷過程中發(fā)射的信號(hào)。崩碎損傷產(chǎn)生后，金剛石壓頭迅速上回返位，聲發(fā)射信號(hào)采集終止。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 載荷-時(shí)間曲線變化規(guī)律

隨著金剛石壓頭的不斷下移，氮化硅陶瓷邊緣承受的載荷不斷增加，當(dāng)外加載荷達(dá)到某一臨界值時(shí)，陶瓷邊緣就會(huì)瞬間崩碎并發(fā)出較強(qiáng)的崩碎聲。圖3為不同預(yù)施載荷作用下氮化硅陶瓷崩碎損傷演化過程中的載荷-時(shí)間曲線。由圖3可知，不同預(yù)應(yīng)力作用下的載荷-時(shí)間曲線變化規(guī)律十分相似：1)在起始階段,載荷-時(shí)間曲線變化較為平緩；2)隨著金剛石壓頭的不斷下移，曲線的斜率不斷增加；3)當(dāng)其達(dá)到某一臨界值時(shí)，崩碎損傷就會(huì)瞬間產(chǎn)生。盡管承受的預(yù)應(yīng)力不同，但整個(gè)氮化硅陶瓷的崩碎損傷演化過程可經(jīng)驗(yàn)地劃分為4個(gè)階段:壓實(shí)階段、過渡階段、彈性變形階段和斷裂階段[14]。

圖3 氮化硅陶瓷崩碎損傷的載荷-時(shí)間曲線

圖4為不同預(yù)施載荷作用下氮化硅陶瓷產(chǎn)生瞬間崩碎時(shí)的斷裂時(shí)間和臨界載荷?？梢钥闯觯?)在F=0 N時(shí)，氮化硅陶瓷產(chǎn)生崩碎的斷裂時(shí)間和臨界載荷分別為6.515 s和453.6 N；2)當(dāng)F=30 N時(shí)，其斷裂時(shí)間和臨界載荷分別提升到12.297 s和581.1 N；3)當(dāng)F=150 N時(shí)，其斷裂時(shí)間和臨界載荷分別提升到15.422 s和1 263.3 N。這說明：預(yù)施載荷越大，陶瓷產(chǎn)生崩碎時(shí)所需的臨界載荷值就越大，斷裂時(shí)間也越長。由圖3、4可見：通過施加預(yù)施載荷可顯著延長陶瓷產(chǎn)生崩碎損傷的斷裂時(shí)間，并提高其臨界載荷。

圖4 氮化硅陶瓷崩碎損傷的斷裂時(shí)間及臨界載荷

2.2 聲發(fā)射信號(hào)特征

在陶瓷的崩碎損傷過程中，伴隨著裂紋的產(chǎn)生、擴(kuò)展、閉合、張開及貫通，陶瓷材料內(nèi)部不斷發(fā)出聲發(fā)射信號(hào)，每一個(gè)聲發(fā)射信號(hào)都包含著陶瓷崩碎過程中的豐富信息。通過分析這些聲發(fā)射信號(hào)的基本規(guī)律，可揭示出不同預(yù)施載荷作用下陶瓷崩碎損傷演化過程的相關(guān)規(guī)律及機(jī)理。本實(shí)驗(yàn)以0 N和施加最大預(yù)施載荷(150 N)時(shí)的聲發(fā)射信號(hào)特征為研究對(duì)象進(jìn)行對(duì)比分析。

圖5為F=0,150 N時(shí)，氮化硅陶瓷崩碎損傷過程的聲發(fā)射計(jì)數(shù)-時(shí)間曲線。聲發(fā)射計(jì)數(shù)是指單位時(shí)間內(nèi)振幅超過預(yù)先設(shè)定閾值的信號(hào)數(shù)，反映了陶瓷材料內(nèi)部單位時(shí)間內(nèi)微裂紋擴(kuò)展的速度和數(shù)量，基本上與陶瓷材料內(nèi)部微裂紋的擴(kuò)展速率成線性關(guān)系。由圖5可見：在2種預(yù)施載荷的作用下，聲發(fā)射計(jì)數(shù)-時(shí)間曲線變化規(guī)律基本相似，但F=150 N時(shí)的曲線峰值(11 878)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于F=0 N時(shí)的曲線峰值(6 857)。

圖5 氮化硅陶瓷崩碎損傷過程的聲發(fā)射計(jì)數(shù)-時(shí)間曲線

聲發(fā)射能量反映了材料內(nèi)部聲發(fā)射單位時(shí)間內(nèi)釋放出的相對(duì)能量和強(qiáng)度。圖6為F=0，150 N時(shí)，氮化硅陶瓷崩碎損傷過程的聲發(fā)射能量-時(shí)間曲線。由圖6可見：與聲發(fā)射計(jì)數(shù)-時(shí)間曲線相似，在2種預(yù)施載荷的作用下，陶瓷材料內(nèi)部單位時(shí)間內(nèi)釋放的聲發(fā)射能量-時(shí)間曲線變化規(guī)律基本相似，但F=150 N時(shí)的曲線峰值(52 796)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于F=0 N時(shí)的曲線峰值(15 011)。

圖6 氮化硅陶瓷崩碎損傷過程的聲發(fā)射能量-時(shí)間曲線

幅值是反映聲發(fā)射事件強(qiáng)度大小的重要參數(shù)，常用來區(qū)分聲發(fā)射源的類型。圖7為F=0,150 N時(shí)氮化硅陶瓷崩碎損傷過程的聲發(fā)射幅值-時(shí)間曲線。由圖7可見：1)當(dāng)F=0 N時(shí)，聲發(fā)射幅值-時(shí)間曲線相對(duì)稀疏，整體峰值相對(duì)偏低；2)當(dāng)F=150 N時(shí)，聲發(fā)射幅值-時(shí)間曲線則比較密集，整體峰值相對(duì)較高；3)在上述2種預(yù)施載荷作用下，陶瓷產(chǎn)生宏觀崩碎損傷時(shí)，其峰值均在98 dB左右，這說明在產(chǎn)生宏觀崩碎損傷時(shí)，陶瓷內(nèi)部的斷裂機(jī)制是一樣的。

圖7 氮化硅陶瓷崩碎損傷過程的聲發(fā)射幅值-時(shí)間曲線

綜合圖5-7可以得出以下結(jié)論。

1) 隨著金剛石壓頭的逐步下移，不管有無預(yù)施載荷，起始階段的聲發(fā)射計(jì)數(shù)和能量的數(shù)值均比較小，因此可推測在起始階段絕大部分機(jī)械能通過應(yīng)變硬化機(jī)制轉(zhuǎn)化為彈性應(yīng)變能儲(chǔ)存起來，陶瓷晶粒發(fā)生變形。陶瓷材料內(nèi)部雖然也有微裂紋的產(chǎn)生、擴(kuò)展，但數(shù)量非常少，聲發(fā)射源主要為滑移變形和孿生變形，聲發(fā)射幅值在40～70 dB之間。

2) 隨著金剛石壓頭的繼續(xù)下移，當(dāng)外加載荷達(dá)到產(chǎn)生陶瓷崩碎損傷的臨界載荷時(shí)，發(fā)生變形的陶瓷晶粒就會(huì)突破自身極限而產(chǎn)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)和滑移，崩碎損傷產(chǎn)生，聲發(fā)射計(jì)數(shù)和能量瞬間增大。儲(chǔ)存在陶瓷晶粒內(nèi)部的彈性應(yīng)變能通過應(yīng)變軟化機(jī)制迅速轉(zhuǎn)化為動(dòng)能、損傷能、熱能、表面能和輻射能等，陶瓷晶粒亦因破碎而產(chǎn)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)或滑移等，聲發(fā)射幅值將近100 dB[15]。

3 預(yù)施載荷抑制機(jī)理分析

“壓痕斷裂力學(xué)”模型是描述陶瓷材料去除機(jī)理的經(jīng)典模型，如圖8所示[16]。該模型主要以陶瓷工件的中心區(qū)域作為研究對(duì)象，將金剛石壓頭與陶瓷表面的相互作用簡化為一個(gè)空間軸對(duì)稱問題，陶瓷材料在金剛石壓頭的作用下產(chǎn)生側(cè)向和徑向2種裂紋，其中：側(cè)向裂紋導(dǎo)致陶瓷切屑的形成；徑向裂紋則沿著與表面垂直的直線路徑向縱深擴(kuò)展。

圖8 “壓痕斷裂力學(xué)”模型

但當(dāng)金剛石壓頭距陶瓷工件邊緣較近時(shí)，徑向裂紋并不沿著與表面垂直的直線路徑向縱深擴(kuò)展，而是沿著一定的曲線S朝材料自由表面擴(kuò)展。當(dāng)載荷P大于某一臨界值時(shí)，裂紋就會(huì)穿透自由表面，形成崩碎損傷[10-13]，陶瓷崩碎損傷裂紋擴(kuò)展路徑如圖9所示。徑向裂紋沿著曲線S向材料自由表面擴(kuò)展的現(xiàn)象可用裂紋擴(kuò)展的最小阻力原理來定性解釋[17]。

圖9 陶瓷崩碎損傷裂紋擴(kuò)展路徑

對(duì)于陶瓷等脆性材料，在金剛石壓頭的直接作用下，與金剛石壓頭直接接觸的材料裂紋前端將產(chǎn)生局部應(yīng)力集中，形成如圖10所示的撕開型裂紋擴(kuò)展模式，其材料內(nèi)部的主應(yīng)力為拉應(yīng)力。

圖10 撕開型裂紋擴(kuò)展模式

由Griffith能量平衡準(zhǔn)則可知：裂紋的擴(kuò)展將消耗一定的能量，只有當(dāng)裂紋擴(kuò)展的動(dòng)力大于或等于裂紋擴(kuò)展的阻力時(shí)，新的裂紋面才能形成。在無預(yù)施載荷作用時(shí)，裂紋尖端主要承受拉應(yīng)力，裂紋沿著曲線S朝自由表面擴(kuò)展；但在陶瓷側(cè)面施加如圖11所示的預(yù)施載荷F后，裂紋尖端在承受拉應(yīng)力的同時(shí)也承受一定的壓應(yīng)力P，裂紋擴(kuò)展的阻力明顯增大，徑向裂紋沿著曲線S向材料自由表面擴(kuò)展的難度愈大，其徑向裂紋擴(kuò)展軌跡由曲線S偏移到曲線S’[5]。因此，通過施加預(yù)施載荷可顯著提高產(chǎn)生崩碎損傷的臨界載荷。

圖11 預(yù)施載荷F抑制陶瓷崩碎損傷示意圖

由以上分析可知：在預(yù)施載荷的作用下，陶瓷材料內(nèi)部裂紋尖端擴(kuò)展的難度明顯增大，參與崩碎損傷的微裂紋明顯增多，因晶粒變形而積聚在材料內(nèi)部的機(jī)械能也顯著增多。這很好地詮釋了在預(yù)施載荷作用下陶瓷邊緣產(chǎn)生崩碎損傷時(shí)，聲發(fā)射計(jì)數(shù)和能量遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于無預(yù)施載荷作用時(shí)的聲發(fā)射信號(hào)值。

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(責(zé)任編輯:尚菲菲)

Failure Rules and Mechanisms of Edge Chipping for Si3N4Ceramics Suppressed by Pre-load

TANG Xiu-jian1, WANG Jian-quan2, TIAN Xin-li1, WU Zhi-yuan1, LEI Lei1

(1. National Defense Key Laboratory for Remanufacturing Technology, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072, China； 2. China Astronaut Research and Training Center, Beijing 100094, China)

An experiment system by single crystal indentation for Si3N4ceramics is established to study the failure process of hard-brittle materials edge chipping suppressed by pre-load, the acoustic emission signals of Si3N4ceramics edge chipping under different pre-load are analyzed, the failure rules and mechanisms are discussed. The results show that critical loads and fracture time for edge chipping suppressed by pre-load increase quickly, the count and energy of acoustic emission rise sharply, and pre-load can effectively suppress the edge chipping of hard-brittle materials.

hard-brittle materials; engineering ceramics; edge chipping; pre-load; acoustic emission

1672-1497(2015)04-0097-06

2015-05-12

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51105378)

唐修檢(1980-)，男，講師，碩士。

TB321

A

10.3969/j.issn.1672-1497.2015.04.020