廖燕玲，張鳳林，李凱江，伍尚華

（廣東工業(yè)大學 機電工程學院，廣州 510006）

陶瓷材料由離子鍵和共價鍵這兩類化學鍵組成，因此具有高硬度、耐高溫磨損、化學穩(wěn)定性及生物相容性好等優(yōu)異性能[1]，因此被廣泛應用于高功率芯片基板、生物醫(yī)學、航空航天、化學工業(yè)等領域[2-4]。而離子鍵和共價鍵具有方向性強和結合強度高的特點，在應力作用下原子難以發(fā)生明顯位錯運動，這導致了陶瓷材料塑、韌性差，可加工性差，難以獲得高質量表面[5]。

磨削是陶瓷器件加工的主要手段之一[6]，通過磨削可以實現(xiàn)更高的尺寸精度和表面質量。砂輪作為磨削工具，其表面狀態(tài)直接影響磨粒加工過程中的劃擦、耕犁以及成屑過程[7]，對磨削力、溫度、表面質量產(chǎn)生明顯影響。學者們提出砂輪表面的結構化或微結構化設計[8-11]，通過特定設計和加工對表面形貌進行控制，可以獲得規(guī)則的磨粒排布或溝槽結構[12]。RABIEY[7]發(fā)現(xiàn)表面結構化砂輪可以使有效磨刃進行多次切削加工，減少摩擦和耕犁作用，降低磨削溫度和熱損傷的影響。WU 等[13-15]提出對粗顆粒金剛石砂輪表面進行微槽燒蝕，細化了磨粒尺寸，在磨削光學玻璃時可以有效降低磨削力（48%～65%）及獲得良好的表面完整性；相比傳統(tǒng)砂輪，微結構砂輪磨削工件的亞表面損傷從5 μm降低到1.5 μm[15]。ZHANG 等[16]采用激光在砂輪表面上加工了宏觀槽型花紋結構，在加工氮化硅陶瓷時可以降低磨削力（28.9%）、磨削溫度（32.0%）以及亞表面損傷，但是表面粗糙度并沒有得到改善。WALTER 等[17]提出在CBN 砂輪上制備微溝槽陣列的方法，結果表明砂輪表面微結構設計可以顯著降低磨削力（25%～54%），但是會導致表面粗糙度和砂輪磨損增加。林志兵等[18]在金剛石磨頭端面上制備刃–孔協(xié)同分布微結構，在加工氧化鋁時可以有效降低磨削力（37%～51%）和表面粗糙度（18%～25%）。

以常用的陶瓷材料為例，氧化鋁、氮化鋁、氧化鋯及氮化硅4 種陶瓷的性能和應用有很大的差異（如表1所示）。

表1 陶瓷材料的理化性能及用途Tab.1 Physical and chemical properties of ceramic materials and their applications

氧化鋁的彈性模量大以及脆硬性特點，在磨削加工中較容易產(chǎn)生裂紋以及發(fā)生脆性斷裂。劉杰等[19]使用粗細2 種粒度尺寸的樹脂結合劑金剛石砂輪對氧化鋁進行磨削加工，研究發(fā)現(xiàn)當采用細粒度磨粒尺寸（38～45 μm）時，磨削深度從1 μm 增加到4 μm，氧化鋁陶瓷的去除方式從塑性去除轉變?yōu)榇嘈匀コ?，對磨削參?shù)進行控制可以獲得較高的表面質量。

氮化鋁陶瓷的晶粒取向的隨機分布導致其力學性能各向異性，由于硬度差異較大，材料去除率不同，導致加工后晶粒之間存在較大高度差，難以獲得較好的表面質量[20]；此外，其晶界結合力弱也會導致加工過程中容易出現(xiàn)晶粒剝落的現(xiàn)象[21]。

氧化鋯陶瓷常壓下有立方相（c–ZrO2）、四方相（t–ZrO2）和單斜相(m–ZrO2)等3 種形態(tài)[22]，t-ZrO2受到外加應力的作用，陶瓷裂紋尖端會產(chǎn)生拉應力場，解除四方相周圍的約束力，發(fā)生四方相到單斜相的馬氏體相變，引起體積膨脹和剪切應力，產(chǎn)生壓應力場，阻止裂紋擴展，提高陶瓷材料的韌性[23]。PIOSIK 等[24]采用不同粒度金剛石磨頭加工氧化鋯，結果表明粗磨粒會提升磨削溫度，增加單斜相含量。李頌華等[25]發(fā)現(xiàn)磨削參數(shù)對氧化鋯陶瓷磨削加工表面粗糙度影響程度從大到小為磨削深度、砂輪線速度和工件進給速度。氮化硅磨削加工表面通常為塑性變形與脆性斷裂并存，吳玉厚等[26]建立了氮化硅磨削加工的塑性與塑–脆性轉變臨界切深和塑–脆性與脆性轉變臨界切深，并獲得較好的表面質量。

陶瓷材料的化學鍵和晶體結構的差異導致了力學性能和物理性能的差異，也導致了材料去除形式的差異[27]，體現(xiàn)在磨削力、比磨削能、工件表面粗糙度、亞表面損傷等方面的差異。比如，謝桂芝[28]研究了氧化鋁、氧化鋯及氮化硅陶瓷材料顯微結構、物理性能以及磨削參數(shù)在高效深磨加工中對磨削性能的影響，認為陶瓷材料的表面粗糙度主要受到材料的顯微結構和去除機理影響，磨削力主要受到磨削參數(shù)和材料的力學性能（硬度和斷裂韌性）的影響。HUANG 等[27]研究了氧化鋁、氧化鋯以及氧化鋁復合陶瓷在高速深磨削條件下的磨削力，認為不同陶瓷磨削力的差異與砂輪地貌、陶瓷材料的硬度、彈性模量、斷裂韌度等力學性能相關。CHEN 等[29]采用不同粒度的釬焊金剛石砂輪對氧化鋁、氧化鋯及氮化硅進行高速磨削，結果表明：相比氧化鋯和氮化硅，氧化鋁陶瓷具有更小的磨削力、磨削力比和比磨削能以及高的表面粗糙度。

目前為止，國內(nèi)外對不同陶瓷材料的磨削力和比磨削能的對比研究還不夠深入，微結構砂輪磨削不同陶瓷材料的加工性能對比研究也較少。作者對比研究了一種基于陣列微孔排布的微結構砂輪和普通砂輪對氧化鋁、氮化鋁、氧化鋯及氮化硅等4 種陶瓷材料的磨削力、比磨削能、表面粗糙度和表面崩邊尺寸的差異，旨在進一步掌握砂輪表面狀態(tài)和陶瓷材料差異對磨削性能的影響規(guī)律。

1 實驗設計

實驗采用磨料粒度號為400#的樹脂結合劑金剛石砂輪（普通砂輪）及激光加工后的微孔陣列砂輪對不同陶瓷材料進行磨削加工（如圖1所示）。金剛石濃度為100%。采用光纖激光器（波長為1 064 nm）對金剛石砂輪表面進行微孔陣列加工，孔徑為0.4 mm，孔深為1.5 mm，其分布如圖1b所示。實驗所使用氧化鋁（Al2O3）、氮化鋁（AlN）、氧化鋯（ZrO2）及氮化硅（Si3N4）陶瓷材料均為商用陶瓷材料，工件尺寸為10 mm×10 mm×30 mm，其性能如表2所示。

表2 陶瓷材料的力學性能Tab.2 Mechanical properties of ceramic materials

圖1 磨削加工示意圖Fig.1 Grinding schematic diagram

為了研究磨削造成的表面崩邊特征，在磨削前需要對工件進行研磨拋光至鏡面效果。通過石蠟將2 個工件的拋光面粘貼在一起并采用5 kg 的鐵塊壓緊。每個工件沿著磨削寬度測量6 個均勻分布的位置，取其高度平均值為崩邊尺寸（Ct），如圖1c所示。表3 為磨削參數(shù)，采用乳化液進行澆注式冷卻。砂輪磨削時使用KISTLER 9272 型測力儀測量磨削力，采用掃描電子顯微鏡(SEM)觀察磨削后工件的表面微觀形貌，用PGI1 240 型輪廓儀進行表面粗糙度測量。

表3 磨削實驗參數(shù)Tab.3 Grinding parameters

2 結果與討論

2.1 磨削力與比磨削能

圖2 和圖3 為分別為不同進給速率和磨削深度下不同砂輪加工4 種陶瓷材料的磨削力對比。其中，圖2 中所采用的磨削深度ap為10 μm，圖3 中所采用的進給速度vw為7.5 m/min。從圖2 和圖3 中可以看出：相比普通砂輪，微結構砂輪對Al2O3、AlN 及ZrO2的磨削力增大，而對Si3N4的磨削力變化規(guī)律不顯著。在砂輪的磨削過程中法向磨削力Fn以及單顆磨粒的法向磨削力Fng可以表示為[36-37]：

圖3 不同磨削深度下的磨削力Fig.3 Grinding force under different grinding depth

式中：Nd是瞬時有效切削刃數(shù)；β′是與砂輪形貌有關的常數(shù)，在微斷裂模式下磨削時，β′可近似等于0.85[37]；KIC是材料的斷裂韌性；E是彈性模量；H是硬度；lc是砂輪與工件的接觸長度；C是切削刃密度；r是切屑的寬度與厚度之比；ap為磨削深度；hm是最大未變形切屑厚度。hm根據(jù)式（3）[38]表征為

式中：θ為單顆粒金剛石的半頂角，vw為工件速度，vs為砂輪線速度，ds為砂輪的當量直徑。

微結構砂輪表面分布陣列微孔導致砂輪表面總磨粒數(shù)減少，因此磨粒密度C變小，hm增大。經(jīng)計算，本研究中的微結構砂輪的hm增大了0.4%，基于式（1）～式（3），微結構砂輪會導致磨削力增大。已有的研究多認為微結構砂輪的磨削力會降低，其原因主要是由于微結構造成粗粒度磨料的微磨削刃數(shù)量增多，另外微結構也改善了砂輪的冷卻和潤滑[8-9]。但微結構砂輪對Si3N4陶瓷的磨削力與普通砂輪差別不大，這可能與Si3N4陶瓷的難加工性有關。相關研究表明：Si3N4磨削過程產(chǎn)生的磨屑尺寸細小，磨削液中的非極性乳化油對非極性Si3N4磨屑有較強的吸附力，容易使磨屑聚集在油膜表面，并且在磨削力的作用下壓入砂輪，產(chǎn)生砂輪鈍化[39-40]。這也導致對Si3N4磨削力比對其他陶瓷的大，微結構砂輪hm增加，對砂輪的鈍化過程影響不大。

在4 種陶瓷材料中，Si3N4的磨削力最大，Al2O3和AlN 的磨削力較小。從式（2）可知：磨削力除了跟磨削參數(shù)相關，還與材料的力學性能相關。計算4 種材料的值，其結果如圖4所示。

圖4 不同陶瓷材料的值Fig.4 value of different ceramic materials

圖4 反映了普通砂輪在進給速度為7.5 m/min，磨削深度為10 μm 的條件下磨削不同陶瓷材料的磨削力，ZrO2和Si3N4的值較高，這與4 種材料的磨削力的規(guī)律較為相似。

比磨削能是單位體積材料去除所消耗的能量，可以通過式（4）計算[38]：

式中：b為磨削寬度。

圖5所示為比磨削能隨hm的變化。從圖5 可以知道陶瓷材料的比磨削能與磨削力的規(guī)律一致，而且隨hm的增大而減小，呈現(xiàn)一種尺寸效應。當hm較小時，消耗的比磨削能較大，去除機制為塑性流動為主，而增大hm時，較低的比磨削能意味著脆性斷裂[29]。從圖5 可以看到，微結構砂輪磨削4 種陶瓷材料的比磨削能都高于普通砂輪。這是因為本研究中，以細粒度金剛石砂輪制備的陣列微孔（較低的密度）對于磨削刃數(shù)量和冷卻潤滑效果的提高并不明顯，因而出現(xiàn)了磨削力（圖2、圖3）和比磨削能（圖5）增大的現(xiàn)象。此外，對比4 種陶瓷材料，Si3N4比磨削能最高，其次是ZrO2，而AlN 最低，這與圖4 中陶瓷材料性能差異相似。

圖5 比磨削能隨h m 的變化Fig.5 Change of specific grinding energy withhm

2.2 表面粗糙度與微觀形貌

圖6 反映了不同磨削參數(shù)下不同砂輪磨削4 種陶瓷材料的表面粗糙度。從圖6 中可以看到：在相同參數(shù)下，普通砂輪磨削Si3N4陶瓷可以獲得更低的表面粗糙度，ZrO2陶瓷的表面粗糙度最高。而使用微結構砂輪磨削ZrO2的粗糙度明顯下降，其粗糙度與Si3N4的接近，低于Al2O3和AlN 的粗糙度。

不同陶瓷材料的表面微觀形貌如圖7所示。從圖7中可以看出：Al2O3和AlN 的表面更多呈現(xiàn)脆性去除特征，而ZrO2呈現(xiàn)更多的塑形去除特征，Si3N4兼具2 種特征。但針對微結構砂輪磨削時，無論是低韌性的Al2O3和AlN，還是高韌性的ZrO2和Si3N4，其加工表面脆性痕跡都有一定程度增加。這可能與微結構砂輪的有效磨粒數(shù)量減少造成的hm增大有關（hm增大了0.4%）。

圖6 不同磨削參數(shù)下表面粗糙度Fig.6 Surface roughness under different grinding parameters

hm增大導致材料的脆性去除比例略有增大，這對脆性較大的Al2O3和AlN 的粗糙度略有影響，對韌性最好的ZrO2的粗糙度影響較為明顯。在加工ZrO2過程中以塑形去除為主，應變誘發(fā)t–m 馬氏體相變（體積膨脹），可能導致表面的耕犁程度更為明顯，因此使用普通砂輪磨削時其粗糙度較大。但使用微結構砂輪加工過程中，由于增大的hm可能使其脆性去除比例增大，耕犁隆起的部分由于側向裂紋擴展斷裂而降低，因此導致其粗糙度下降，如圖8所示。采用微結構砂輪對Si3N4陶瓷粗糙度影響不明顯，Si3N4磨削后獲得了4 種陶瓷中最低的表面粗糙度（0.1 μm）。從圖7 中可以看出：普通砂輪磨削加工Si3N4表面兼具塑形去除和脆性去除的特征；使用微結構砂輪時其表面去除特征沒有明顯的變化。因此，在相同的磨削條件下，磨削加工不同陶瓷材料的表面粗糙度與其斷裂韌度可能有一定的相關性，即材料的硬度、斷裂韌度等方面的匹配導致該材料容易獲得更低的表面粗糙度，但其具體機制還有待進一步深入研究。

圖7 不同陶瓷材料的表面微觀形貌Fig.7 Surface morphology of different ceramic materials

圖8 微結構砂輪降低ZrO2 表面粗糙度的原理示意圖Fig.8 schematic diagram of micro-textured grinding wheel for reducing the surface roughness of ZrO2

2.3 表面崩邊尺寸

圖9所示為不同陶瓷材料的表面崩邊尺寸（Ct）和臨界切深（dc）的關系。從圖9 中可以看出：采用微結構砂輪磨削的崩邊尺寸更大，其中Al2O3和ZrO2的Ct增大了1 倍，AlN 和Si3N4的增幅分別為25%和16%。這可能是因為相比普通砂輪，微結構砂輪所具有的hm更大。hm增大會促使材料脆性斷裂程度增大，導致邊緣材料破碎以及剝落。脆性材料發(fā)生塑/脆轉變的臨界切深dc為[41]：

圖9 不同陶瓷材料的崩邊尺寸Ct 以及臨界切深dc 的關系Fig.9 Relationship between chipping thickness Ct and critical cutting depth dc of different ceramic materials

式中：β為常數(shù)( β=0.15)。

計算4 種陶瓷材料的臨界切深如圖9所示，從圖9中可以看到微結構砂輪磨削陶瓷材料的臨界切深越小，其崩邊尺寸越大。這與材料不同力學性能導致不同的臨界切深dc有關，低的dc在相同的磨削參數(shù)下，更容易產(chǎn)生中位裂紋（表面損傷），體現(xiàn)在本研究中就更容易產(chǎn)生更大的崩邊尺寸，如圖10所示。普通砂輪磨削Al2O3的Ct比AlN 的Ct小，這可能是因為AlN 的晶界結合力較弱，相比Al2O3更容易發(fā)生沿晶斷裂，導致Ct尺寸更大。而在微結構砂輪的影響下，dc增大，材料脆性斷裂增加，晶界結合力的影響降低。ZrO2陶瓷韌性最高，臨界切深dc最高，其崩邊尺寸最小。韌性較低的Al2O3和AlN 陶瓷材料臨界切深dc較小，導致其Ct尺寸明顯高于ZrO2和Si3N4的Ct尺寸。

圖10 不同陶瓷材料的表面崩邊形貌與尺寸Fig.10 Morphology and thickness of the surface chipping on different ceramic materials

3 結論

本文中，對比研究了一種基于陣列微孔的微結構砂輪和普通砂輪對Al2O3、AlN、ZrO2及Si3N4陶瓷材料的磨削性能，得出以下結論：

（1）微結構砂輪會增加Al2O3、AlN 及ZrO2陶瓷的磨削力，增大表面崩邊尺寸，但會降低其表面粗糙度，Al2O3、AlN 及ZrO2陶瓷的平均表面粗糙度降幅為26%～67%。微結構砂輪對Si3N4的磨削力和表面粗糙度的影響不明顯。

（2）在4 種陶瓷材料的對比中，Si3N4陶瓷材料具有較高的磨削力、比磨削能和較低的表面粗糙度。韌性較低的Al2O3和AlN 陶瓷的崩邊尺寸比ZrO2和Si3N4陶瓷大，其中ZrO2陶瓷磨削后崩邊尺寸最小。

（3）相比普通砂輪，微結構砂輪導致陶瓷磨削加工中材料脆性去除的痕跡增加；對比4 種陶瓷材料的磨削，Al2O3和AlN 陶瓷的材料去除方式主要是脆性斷裂，ZrO2以塑性去除為主，而Si3N4陶瓷則是塑性去除和脆性斷裂共存。