Design and Fabrication of Multiphase Composite Ceramic Tool Materials

Abstract

The multiphase composite and the computer aided design of the ceramics are two significant trends in the development of the advanced ceramic materials in the 21st century. Mathematical models have been built for the description of the relationships between the mechanical properties and the material compositions of the multiphase composite ceramic tool material with the combination of both theoretical and experimental methods. The optimum compositions of the material have also been achieved by means of the computer aided optimization technology. Then, an advanced Al₂〇₃—SiC-(W,Ti)C multiphase composite ceramic cutting tool material is fabricated with hot pressing technology. The material is found to possess high comprehensive mechanical properties, which proves that the method proposed in the present study is reasonable and feasible for the design of multiphase composite ceramic tool materials.

Content

《1 引言》

1 引言

根据使用要求, 对陶瓷刀具材料进行计算机辅助设计, 是陶瓷刀具材料研究的重要方向^[1,2]。刀具材料组成、微观结构和工艺的设计与确定, 其依据是使用要求和材料性能。可以说, 当前陶瓷刀具材料设计势在必行, 而材料设计与计算机密切相关^[3]。计算机优化设计和仿真技术的出现与发展, 为陶瓷刀具材料的深入研究提供了有力的方法和工具。利用计算机高速度计算和处理多自由度复杂体系的能力, 通过探索组分、工艺、微观结构和物理力学性能之间的定量关系, 并采用计算机辅助设计等方法, 实现由组分到微观结构以及物理力学性能和切削性能的预测, 以此为基础, 反过来进行组分和微观结构设计, 即可满足预期的性能要求。

陶瓷刀具材料的力学性能取决于其微观结构, 而微观结构又取决于材料组分和制备工艺。在很多情况下, 制备工艺参数基本上是稳定的, 随配方不同可作调整。此时, 可近似地认为力学性能是材料组分的唯一响应。但是, 陶瓷刀具材料的制备是一个复杂的过程, 受其影响, 材料的力学性能与各组分之间的响应函数也很复杂, 一般很难推出其理论关系式。为此, 本文基于“黑箱”理论, 运用逐步回归分析及相应的计算机辅助设计方法, 建立力学性能与材料组分关系的模型, 并对Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C组分系统作了分析, 为后续的多相复合陶瓷刀具材料设计奠定基础。

《2 力学性能与材料组分的关系》

2 力学性能与材料组分的关系

《2.1 模型的建立》

2.1 模型的建立

设多相复合陶瓷刀具材料的总相数为n, 则复合材料的抗弯强度σ_f可分解为以下几部分:

《图1》

式中Δσ_i为单一相对复合材料抗弯强度的贡献, Δσ_{i, …j, …k}为各相粒子相互作用的交互项。

以各组分的体积分数表示, 则有:

《图2》

式中b_i为单相组分的作用系数, b_{i, …j, …k}为多组分时的作用系数, V为各组分的体积分数。

具体到某一组三相复合陶瓷刀具材料, 考虑到一般配方设计中常用的Scheffe完全三次多项式^[4], 所确定的备选自变量列于表1。为了扩大选择范围, 表中还列出其他一些初等函数作为自变量。

表1 备选自变量

Table 1 Independent variables to be selected

《图3》

在筛选过程须先把非线性项线性化, 即令:

《图4》

这样, 抗弯强度与材料组分的关系可用下面的广义线性模型来近似:

《图5》

式中x_i=x_i (V₁, V₂, …, V_n) , l为自变量个数, 此处l=11。这样, 就建立了抗弯强度与材料组分之间的关系:

《图6》

同理, 可以建立断裂韧性和硬度与材料组分之间的关系。根据逐步回归方法计算原理^[5], 采用QBASIC编制了相应的计算软件与优化设计软件。

《2.2 结果与分析》

2.2 结果与分析

采用热压法制备材料, 制备工艺见文献[6], 采用三点弯曲法测定材料的抗弯强度, 采用维氏硬度计HV-120测定材料的显微硬度, 断裂韧性采用压痕法测量。为了消除系统误差的影响, 选择相对密度>98 %的致密试样的力学性能测试结果及其相应组分作为研究数据。对于Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C陶瓷刀具材料, 相应的测试结果见表2、表3和表4。

通过逐步回归计算分析, 得到如下统计模型:

《图7》

该方程的复相关系数R=97.3 %, 剩余均方差的估计值 $\hat{σ} = 24$ $\hat{σ} = 24$ MPa, 回归模型的检验统计值F=23.7>F_0.01 (2, 12) =6.93^[5], 因此, 该回归模型在α=0.01的水平上是高度显著的, 而且高的复相关系数也证明了这一点。该模型的预测误差<5 %。第16组的验证试验结果也表明:该统计模型能够用以描述Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C多相复合陶瓷刀具材料组分系统的抗弯强度与材料组分之间的关系。

表2 Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C陶瓷刀具材料组分系统的抗弯强度

Table 2 Flexural strength of Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C ceramic tool materials

《图8》

注:σ_fE为实验值, σ_fP为预测值, Δσ_f=σ_fE-σ_fP

表3 Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C陶瓷刀具材料组分系统的断裂韧性

Table 3 Fracture toughness of Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C ceramic tool materials

《图9》

注:K_ICE为试验值, K_ICP为预测值, ΔK_IC=K_ICE-ΔK_ICP

表4 Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C陶瓷刀具材料组分系统的硬度

Table 4 Hardness of Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C ceramic tool materials

《表1》

编号	V_Al₂O₃ /%	V_SiC /%	V_{(W, Ti) C} /%	H_E /GPa	H_P /GPa	ΔH /GPa
1	100	0	0	18.14	18.18	-0.04
2	90	10	0	18.46	18.41	0.05
3	80	20	0	18.65	18.62	0.03
4	70	30	0	18.81	18.81	0
5	60	40	0	18.92	18.98	-0.06
6	90	0	10	18.52	18.57	-0.05
7	80	0	20	18.79	18.83	-0.04
8	70	0	30	18.92	18.97	-0.05
9	60	0	40	19.06	19.02	-0.04
10	80	10	10	18.81	18.75	0.06
11	70	10	20	19.11	18.97	0.14
12	60	10	30	18.92	19.08	-0.06
13	70	20	10	18.79	18.92	-0.13
14	60	20	20	19.14	19.09	0.05
15	60	30	10	19.06	19.07	-0.01
16	70	15	15	19.07	18.96	0.11

注:H_E为试验值, H_P为预测值, ΔH=H_E-H_P

为了便于进一步直观分析, 相应于式 (6) 模型的等值线图如图1所示。可见, 随增强相SiC和 (W, Ti) C的增加, 材料的抗弯强度也逐渐提高, 在达到最大值后又有所降低。相对于SiC而言, (W, Ti) C改善Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C陶瓷刀具材料抗弯强度的幅度更大。

《图10》

图1 Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C抗弯强度与材料组分的关系

Fig.1 Relationship between the flexural strength and the compositions of Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C ceramics (the unit of the flexural strength is MPa)

(图中抗弯强度单位为MPa)

同理, Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C陶瓷刀具材料组分系统断裂韧性K_IC和硬度H统计模型分别为:

《图11》

检验结果表明, 这两个回归模型在α=0.01的水平上都是高度显著的。

值得注意的是, 由于本文所建立的统计模型并未涉及材料的显微结构与强化韧化机理, 因而有一定的局限性。虽然式 (6) ～ (8) 仅适于本文所研究的Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C陶瓷刀具材料组分系统, 但相应的原理和方法却具有一定的普遍性, 可以推广到其他陶瓷材料组分系统的设计过程。

《3 材料的优化设计与制备》

3 材料的优化设计与制备

对于多相复合陶瓷刀具材料, 在材料性能可能达到的范围内, 根据刀具材料组分对力学性能的要求, 合理确定一些临界值, 再通过优化设计, 就可以确定一个力学性能组合的“良好”区域, 从而大大缩小材料组分的备选区域, 减少试验工作量。

对于多相复合陶瓷刀具材料, 令:

《图12》

式中下标C表示力学性能的临界值。

以式 (9) 为基础, 具体到Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C组分系统, 令:

《图13》

则可得到相应的“良好”区域如图2中阴影所示。只要在此区域内取一组分点, 即可得到具有良好综合力学性能的多相复合陶瓷刀具材料。

《图14》

图2 Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C陶瓷的力学性能优化区域

Fig.2 The optimum field of the mechanical properties of Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C ceramics

取V_SiC=15 %、V_{(W, Ti) C}=15 %的组分点, 采用热压工艺制备的Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C陶瓷刀具材料, 其各项力学性能指标分别为:抗弯强度753 MPa, 断裂韧性5.32 MPa·m^1/2, 硬度19.07 GPa。这说明, 本文的设计方法是可行的。

表5为Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C多相复合陶瓷刀具材料组分系统单一力学性能的优化结果, 表中也给出了与相应最优组分所对应的其他力学性能指标值。各项力学性能并不在同一组分点处达到最优值, 有些甚至差别较大。正因为如此, 进行复相陶瓷刀具材料设计才显得尤为重要。

《4 结论》

4 结论

建立多相复合陶瓷刀具材料力学性能与材料组分之间的关系, 并以Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C系陶瓷刀具材料为例作了实验与验证, 说明该模型是正确的, 所采用的方法是可行的。

表5 Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C多相复合陶瓷刀具材料组分系统的力学性能优化结果

Table 5 The optimum results of the mechanical properties of Al₂O₃-SiC- (W, Ti) C multiphase composite ceramics

《图15》

表5 Al2O3-SiC- (W, Ti) C多相复合陶瓷刀具材料组分系统的力学性能优化结果

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