謝 乾, 葛培琪,2, 孟劍峰, 畢文波, 馬曉賓, 鄭楚夕, 龔 洋

(1.山東大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 濟(jì)南 250061)(2.山東大學(xué)高效潔凈機(jī)械制造教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室, 濟(jì)南 250061)(3.山田新材科研有限公司, 山東 臨沂 276700)

隨著半導(dǎo)體及光伏行業(yè)的發(fā)展，對(duì)單晶硅、多晶硅、藍(lán)寶石等貴重硬脆材料的切割加工要求越來(lái)越高。電鍍金剛石線鋸憑借耐磨性好、切削效率高、環(huán)境污染小等優(yōu)點(diǎn)，得到廣泛的應(yīng)用[1]。電鍍金剛石線鋸是采用電沉積的方法通過(guò)鍍鎳層將金剛石磨粒固結(jié)在母線基體上而獲得的。

不同于冶金學(xué)中的金屬鎳，電鍍鎳的力學(xué)性能與陰極電流密度、鍍液成分、pH值、溫度等電鍍工藝參數(shù)有關(guān)[2]。鍍鎳層的力學(xué)性能研究結(jié)果表明，鍍鎳層力學(xué)性能參數(shù)分散性較大，難以形成統(tǒng)一的參考[3]。但鍍鎳層材料的力學(xué)性能會(huì)影響金剛石線鋸表面磨粒的牢固程度(即鍍鎳層對(duì)金剛石磨粒的把持力)，且金剛石線鋸表面磨粒把持力的相關(guān)研究還不夠充分[4-6]。因此，采用板式試件替代金剛石線鋸基體，試驗(yàn)研究了鍍鎳層的力學(xué)性能，簡(jiǎn)約計(jì)算了鍍鎳層對(duì)金剛石磨粒的把持力，并對(duì)鍍鎳層力學(xué)參數(shù)建立了磨粒把持力有限元模型并進(jìn)行了仿真分析，比較了把持力仿真與計(jì)算結(jié)果。

1 試件制備

由于電鍍金剛石線鋸直徑較細(xì)，難以直接測(cè)量鍍鎳層的力學(xué)性能，考慮到鍍鎳層的力學(xué)性能與材料內(nèi)部晶粒尺寸大小密切相關(guān)，且在鍍鎳層形成的開(kāi)始階段，鍍層中的結(jié)晶生長(zhǎng)主要與基體材料屬性及表面狀態(tài)有關(guān)，基體形狀結(jié)構(gòu)對(duì)鍍層力學(xué)性能影響較小，因此選用化學(xué)成分和力學(xué)性能與金剛石線鋸母線接近的T9A鋼板為電鍍?cè)嚰娲饎偸€鋸基體[7-8]，制備不含金剛石磨粒的電鍍?cè)嚰?。試件尺?00 mm×60 mm×40 mm。電鍍?cè)囼?yàn)方案如圖1所示。

圖1 電鍍?cè)囼?yàn)方案

電鍍工藝流程為：堿洗除油→酸洗活化→鍍I層→鍍II層→鍍III層，鍍層I、II、III分別對(duì)應(yīng)線鋸生產(chǎn)中的預(yù)鍍、上砂、加厚工序。依據(jù)工業(yè)生產(chǎn)中直徑65 μm電鍍金剛石線鋸的實(shí)際生產(chǎn)工藝參數(shù)設(shè)置電鍍?cè)囼?yàn)參數(shù)，如表1所示。試驗(yàn)中控制鍍液恒溫50 ℃。本試驗(yàn)共制作3組試件(每組4個(gè))用于力學(xué)性能測(cè)試：1組(I層)，2組(I+II層)，3組(I+II+III層)。

表1 電鍍?cè)囼?yàn)主要工藝參數(shù)

2 鍍鎳層力學(xué)性能測(cè)試

2.1 鍍鎳層硬度和彈性模量

采用Fischer公司的HM200S納米硬度儀測(cè)量硬度，測(cè)量時(shí)使用標(biāo)準(zhǔn)四棱錐維氏壓頭，最大載荷5 mN，加載時(shí)間5 s，試驗(yàn)獲得的載荷/位移曲線如圖2所示。測(cè)量時(shí)在每個(gè)試件上分別測(cè)量4個(gè)點(diǎn)，取均值作為最終硬度有效值，數(shù)值如表2所示。

圖2 壓痕試驗(yàn)載荷/位移曲線圖

表2 硬度和彈性模量

試驗(yàn)中控制金剛石壓頭的壓入深度，使其不穿透鍍鎳層，因此組1、組2和組3的測(cè)試結(jié)果分別對(duì)應(yīng)I層、II層和III層的結(jié)果。由表2可知：組1的鍍鎳層硬度小于組2及組3的，產(chǎn)生此種現(xiàn)象的原因主要是電流密度的增大使得陰極電位升高，晶核成型快、成型率高；而已經(jīng)成型的晶核在生長(zhǎng)過(guò)程中受其他晶核的壓迫導(dǎo)致生長(zhǎng)速度變慢，致使晶粒細(xì)化，提高了鍍鎳層硬度[2]。同時(shí)，組2的鍍鎳層硬度略高于組3的，可能是由于溶液pH升高，OH-濃度增大，導(dǎo)致陰極鍍鎳層中夾雜少量Ni(OH)2或堿鹽，一定程度上增大了鍍鎳層硬度[9]。但鍍鎳層厚度繼續(xù)增加，其硬度下降。

2.2 鍍鎳層殘余應(yīng)力

采用X射線衍射儀測(cè)量鍍鎳層內(nèi)的殘余應(yīng)力。由于材料內(nèi)部的殘余應(yīng)力大小與晶面間距變化有關(guān)，在一定應(yīng)力狀態(tài)下，應(yīng)力引起的晶格應(yīng)變與按彈性理論求出的宏觀應(yīng)變一致，如公式[10]：

(1)

式中：1/2S2hkl和S1hkl為X射線彈性常數(shù)，(φ，Ψ)是測(cè)試方向在樣品坐標(biāo)系中的方位角，σφ和εφψ分別為在該方向上測(cè)得的晶格應(yīng)力和應(yīng)變，σij為應(yīng)力分量。在實(shí)際應(yīng)用中，通常采用晶面滑移距離Dspacing表示晶格應(yīng)變，Dspacing在數(shù)值上等于晶格常數(shù)C與晶格應(yīng)變?chǔ)纽咋椎某朔e，單位為?。當(dāng)Dspacing～sin2Ψ呈線性時(shí)，通過(guò)該直線斜率可求得應(yīng)力值，當(dāng)斜率為正時(shí)表示壓應(yīng)力，為負(fù)時(shí)則表示拉應(yīng)力[11]。

由于I層厚度很薄，易被X射線穿透導(dǎo)致結(jié)果不準(zhǔn)確，故僅選取II、III組的試件進(jìn)行試驗(yàn)。研究采用荷蘭X 'Pert-PRO MPD型X射線儀進(jìn)行測(cè)量，Dspacing～sin2Ψ圖像如圖3所示。采用線性擬合方法對(duì)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行擬合，根據(jù)擬合直線斜率計(jì)算殘余應(yīng)力。II、III層的殘余應(yīng)力均為壓應(yīng)力，應(yīng)力值分別為863.8、601.6 MPa。

此結(jié)果說(shuō)明：在相同工藝參數(shù)下，較厚的鍍鎳層表面殘余應(yīng)力要小于較薄的鍍鎳層的。分析產(chǎn)生此種現(xiàn)象的原因是：在電鍍初期，基體表層狀態(tài)會(huì)對(duì)鍍鎳層的結(jié)晶產(chǎn)生一定影響，在鍍鎳層中會(huì)存在殘余應(yīng)力；隨著鍍鎳層厚度增加，基體表層對(duì)鍍鎳層的影響減弱，鍍鎳層結(jié)晶更加均勻，內(nèi)部殘余應(yīng)力下降[12]。

2.3 鍍鎳層與試件基體的結(jié)合強(qiáng)度

用板件替換線鋸母線會(huì)改變鍍鎳層與基體間的接觸面積，進(jìn)而影響鍍鎳層與基體的結(jié)合力[13]。為避免接觸面積不同而產(chǎn)生的影響，采用結(jié)合強(qiáng)度指標(biāo)代替結(jié)合力來(lái)評(píng)價(jià)鍍鎳層與基體的結(jié)合性能。利用劃痕法測(cè)量鍍鎳層與試件基體結(jié)合強(qiáng)度，其原理是利用半徑極其微小的金剛石壓頭劃傷鍍鎳層直至鍍鎳層破裂，將摩擦力突變點(diǎn)對(duì)應(yīng)的加載力作為鍍層破裂的臨界載荷[14]。BENJAMIN等[15]給出了鍍層破斷臨界載荷和鍍層與基體結(jié)合強(qiáng)度間的關(guān)系：

圖3 X射線測(cè)試結(jié)果

(2)

式中：τ為鍍層與基體結(jié)合強(qiáng)度，MPa；R為金剛石壓頭的半徑，mm；Fc為臨界載荷，N；H為基體維氏硬度，MPa；k為常數(shù)，取0.6。

使用MT-4000多功能材料表面性能試驗(yàn)機(jī)分別對(duì)第1組試件進(jìn)行3次劃痕試驗(yàn)，用直徑0.2 mm金剛石壓頭劃擦鍍層，加載速度為50 N/min，劃痕長(zhǎng)度5 mm。劃痕試驗(yàn)的結(jié)果如圖4所示。由于此處研究的是鎳鍍層與基體間的結(jié)合強(qiáng)度，不包含鍍層與鍍層間的，而2、3組的電鍍工藝流程包括1組的流程，因此檢驗(yàn)1組鍍層的結(jié)合強(qiáng)度即可。劃痕試驗(yàn)試件表面形貌如圖4a所示，記錄鍍層破裂臨界載荷，得圖4b的劃痕試驗(yàn)載荷圖；根據(jù)式(2)計(jì)算鍍層與試件基體結(jié)合強(qiáng)度，計(jì)算結(jié)果如表3所示。

由表3可知：同組內(nèi)的不同試件所測(cè)得的鍍鎳層與基體結(jié)合強(qiáng)度存在一定差異，分析認(rèn)為是試件的裝夾方式及導(dǎo)線連接方式存在一定缺陷，導(dǎo)致同組內(nèi)不同試件上的電流密度存在差異，不同的電流密度會(huì)改變鍍鎳層材料屬性進(jìn)而影響與基體的結(jié)合強(qiáng)度。另外，電鍍前的預(yù)處理可能不完善，使得基體表面存在雜質(zhì)從而影響其與鍍鎳層之間的結(jié)合強(qiáng)度。

圖4 劃痕試驗(yàn)過(guò)程

表3 鍍鎳層與試件基體結(jié)合強(qiáng)度

3 鍍鎳層對(duì)金剛石磨粒的把持力

3.1 磨粒把持力的簡(jiǎn)化計(jì)算

首先采用簡(jiǎn)化方法計(jì)算鍍鎳層對(duì)金剛石磨粒的把持力。在實(shí)際生產(chǎn)中，金剛石磨粒主要依靠加厚鍍層牢靠把持在線鋸上[16]，因而為了簡(jiǎn)化分析，忽略預(yù)鍍層(I層)、上砂層(II層)的影響，只考慮加厚層(III層)的影響，因此本計(jì)算中鍍鎳層力學(xué)性能參數(shù)只按III層設(shè)置，金剛石磨粒的把持力模型如圖5所示。

圖5a的金剛石磨粒受載，對(duì)一側(cè)鍍鎳層產(chǎn)生擠壓并偏轉(zhuǎn)，以圖5b中的C-C’截面為例，假設(shè)鋸切力F的作用面為XOZ面，則該模型可視作無(wú)數(shù)個(gè)平面應(yīng)力問(wèn)題的疊加。由于鍍鎳層對(duì)金剛石磨粒把持力受法向載荷Fn影響較小[17]，為了簡(jiǎn)化計(jì)算可忽略該力的作用。

圖5 金剛石磨粒把持力計(jì)算模型

根據(jù)彈塑性力學(xué)相關(guān)知識(shí)，當(dāng)鍍鎳層受擠壓發(fā)生變形時(shí)，其上某點(diǎn)B在任意時(shí)刻的位移Ub*(ubx*，ubz*)與應(yīng)變?chǔ)舃*之間的關(guān)系可表示為：

(3)

式中：εbxx*、εbxz*、εbzz*分別為應(yīng)變?chǔ)舃*沿X和Z方向的應(yīng)變分量；ubx*，ubz*分別是Ub*沿X和Z方向的位移分量。

根據(jù)壓痕試驗(yàn)結(jié)果可計(jì)算得出III層(加厚層)的材料本構(gòu)關(guān)系[18]:

(4)

令金剛石磨粒的側(cè)面和底面分別為Ω1和Ω2，依據(jù)幾何關(guān)系，在金剛石磨粒偏轉(zhuǎn)角度β后，B點(diǎn)的位移分量可表示為：

(5)

式中：θ為金剛石圓錐部分半頂角；xb和zb分別為B點(diǎn)偏轉(zhuǎn)前位置的橫坐標(biāo)與縱坐標(biāo)?？紤]到殘余應(yīng)力σR的作用，根據(jù)試驗(yàn)測(cè)得結(jié)果，將殘余應(yīng)力視為沿鍍鎳層厚度呈線性分布的函數(shù)，則殘余應(yīng)力在XOZ面分量為σR(XOZ)=cosθ·σR，該狀態(tài)下金剛石磨粒所受的切向載荷Ft可表示為：

(6)

根據(jù)材料脆性去除模型，金剛石磨粒所受切向載荷Ft與法向載荷Fn存在如下關(guān)系[18]：

(7)

式中：μ1為金剛石顆粒與被加工工件接觸時(shí)的摩擦系數(shù)；Kn與Kt為常數(shù)，其表達(dá)式分別為：

(8)

(9)

結(jié)合式(3)～(9)即可求出當(dāng)鍍鎳層應(yīng)變量達(dá)到某值時(shí)金剛石磨粒所受載荷。

依據(jù)工業(yè)生產(chǎn)中直徑65 μm電鍍金剛石線鋸使用的磨粒設(shè)置金剛石模型尺寸，取磨粒直徑10 μm，磨粒頂角2θ為120°，參考文獻(xiàn)[19]～[20]設(shè)置基體直徑100 μm，磨粒脫落時(shí)的基體臨界形變量為2%，式(7)中的摩擦系數(shù)μ1為0.2，計(jì)算得到磨粒脫落的臨界載荷值為30.23 mN。

3.2 磨粒把持力的有限元分析

為進(jìn)一步分析鍍鎳層對(duì)金剛石磨粒的把持力，對(duì)金剛石磨粒把持力進(jìn)行了有限元分析。當(dāng)磨粒受載時(shí)，金剛石棱邊處的鍍鎳層應(yīng)變量較大，當(dāng)該處鍍鎳層在X軸應(yīng)變分量εxx達(dá)到1%～3%，認(rèn)為此時(shí)金剛石磨粒處于即將脫落的臨界狀態(tài)[20]。

建立金剛石磨粒有限元模型，設(shè)置金剛石磨粒為剛體，尺寸10 μm，基體依據(jù)式(4)給出的本構(gòu)關(guān)系設(shè)置材料參數(shù)，取磨粒/基體間的摩擦系數(shù)μ1為0.1，采用C3D4線性四面體單元對(duì)金剛石磨粒有限元模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為保證分析準(zhǔn)確度，對(duì)與金剛石接觸的基體部分也進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。

圖6是對(duì)金剛石磨粒加載后，鍍鎳層的應(yīng)變沿X方向分布圖。當(dāng)金剛石棱邊受壓側(cè)鍍鎳層應(yīng)變?chǔ)舩x達(dá)到1%～3%時(shí)(圖6b)，金剛石與鍍鎳層間出現(xiàn)了明顯的分離現(xiàn)象(圖6a)，磨粒處于即將脫落的臨界狀態(tài)。提取該狀態(tài)下磨粒所受的載荷為26.51 mN，與簡(jiǎn)化計(jì)算值30.23 mN比，有限元模擬與理論計(jì)算的結(jié)果相對(duì)誤差為-14.0%。

產(chǎn)生此誤差的主要原因有：(1)不同于有限元仿真，為簡(jiǎn)化計(jì)算，理論分析時(shí)將鍍鎳層參考應(yīng)變?cè)O(shè)置為定值而非區(qū)間；(2)理論計(jì)算時(shí)將金剛石磨粒視為繞O點(diǎn)偏轉(zhuǎn)，O點(diǎn)位置固定。但有限元仿真結(jié)果顯示，在鋸切力作用下，金剛石磨粒頂點(diǎn)處鍍鎳層產(chǎn)生了應(yīng)變，說(shuō)明頂點(diǎn)O在受力過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生一定的位移。

圖6 磨粒把持力有限元分析

4 結(jié)論

(1)按照金剛石線鋸電鍍工藝參數(shù)，制備了試件，通過(guò)納米壓/劃痕試驗(yàn)、X射線應(yīng)力分析獲得了不同電鍍工藝參數(shù)下鍍層材料的力學(xué)性能參數(shù)。

(2)依據(jù)試驗(yàn)獲得的鍍鎳層力學(xué)性能參數(shù)，將鍍鎳層應(yīng)變量作為衡量金剛石磨粒固結(jié)狀態(tài)的標(biāo)準(zhǔn)，簡(jiǎn)化計(jì)算了鍍鎳層對(duì)金剛石磨粒把持力。

(3)仿真分析了鍍鎳層對(duì)金剛石磨粒的把持力，有限元仿真與簡(jiǎn)化計(jì)算結(jié)果的相對(duì)誤差為-14.0%。