Moleculairedynamica-studie van snijddynamica in hybride bewerking van einkristallijn silicium

Samenvatting

In dit artikel worden moleculairedynamica-simulaties uitgevoerd om het snijmechanisme tijdens het hybride bewerkingsproces gecombineerd met thermische en trillingsassistentie te onderzoeken. Een aangepast snijmodel wordt toegepast om het materiaalverwijderingsgedrag en de vorming van onderoppervlakteschade in één trillingscyclus te bestuderen. De resultaten tonen aan dat tijdens het hybride bewerkingsproces het dominanta materiaalverwijderingsmechanisme kan transformeren van uitdrukking naar scheren in een enkele trillingscyclus. Met een toename van de snijtemperatuur worden de generatie en voortplanting van scheuren effectief onderdrukt, terwijl zwelling optreedt wanneer het dominanta materiaalverwijderingsmechanisme scheren wordt. Het vormingsmechanisme van de onderoppervlakteschade in één trillingscyclus kan verschillend zijn volgens de spanningsverdeling. Bovendien wordt de generatie van vacancies in het werkstuk duidelijk met toenemende temperatuur, wat een belangrijk fenomeen is in het hybride bewerkingsproces.

Inleiding

Einkristallijn silicium is een belangrijk halfgeleidermateriaal, dat wijd wordt gebruikt in infraroodoptica, micro-elektronica en opto-elektronicasystemen vanwege de uitstekende optische en mechanische eigenschappen. Echter, door de hardheid en broosheid van einkristallijn silicium, kunnen microscopische broze breuken en onderoppervlakteschade worden gegenereerd tijdens mechanische bewerking. Tijdens het micro-frezenproces kunnen bewerkingsgeïnduceerde interne typen randkleefdefecten worden gegenereerd in het werkstuk. Bij einkristallijn diamantsnijden (SPDT) kan een beschadigde laag van 200 tot 600 nm worden gevormd, afhankelijk van de verwerkingsparameters. Hoewel de onderoppervlakteschadelaag kan worden verminderd tot ongeveer 50 nm door slipen en polijsten, zijn de bewerkingsefficiëntie en het vermogen om complexe structuren te fabriceren beperkt. Om deze problemen op te lossen, zijn verschillende assisterende bewerkingstechnologieën voorgesteld en getest. In het bijzonder hebben thermisch ondersteund snijden (TAC) en trillingsondersteund snijden (VAC) wijd verbrede aandacht getrokken vanwege hun buitengewone snijprestaties.

Voor broze materialen zoals einkristallijn silicium, kan de broos-naar-duktil-transitie bevorderd worden wanneer de bewerkingstemperatuur wordt verhoogd. Tijdens het TAC-proces wordt het silicium-werkstuk thermisch verzacht, wat de afname van de snijkrachten en specifieke snijenergie veroorzaakt. Tegelijkertijd wordt het aanneken van de hoge-druk-fasen in kubisch siliciumfase duidelijk wanneer de bewerkingstemperatuur stijgt. Met een geschikte selectie van de bewerkingsparameters kan een gewenste bewerkte oppervlak met hoge fasezuiverheid en lage onderoppervlakteschade worden bereikt door TAC. Naast TAC is trillingsondersteund snijden (VAC) een andere bevorderende methode om hoogwaardige oppervlakken op einkristallijn silicium te bereiken. Deze techniek wordt toegepast in de productie-industrie sinds de jaren 1960. In de vroege ontwikkeling van deze technologie werd alleen een lineaire trillingsbeweging in de nominale snijrichting geoefend in bewerking, wat lineaire trillings snijden (LVC) wordt genoemd. In 1994 werd elliptische trillings snijden (EVC) voorgesteld door Shamoto en Moriwaki. Hieropvolgden de bewerkingshaarbaarheid van EVC op veel broze materialen zoals silicium, reactie-gebonden siliciumcarbide, wolframcarbide en geharde staal is geverifieerd. Tijdens het EVC-proces kan de onderoppervlakteschade effectief worden onderdrukt omdat de transiente snijdiepte (DOC) veel kleiner is dan de nominale DOC. Bovendien, vanwege de scheiding in elke trillingscyclus, worden de contactoppervlakken tussen het snijgereedschap en het werkstuk blootgesteld aan het omringende gas of vloeistof, wat de gegenereerde snijtwarmte afvoert. Daarom kan snijgereedschapslijtage zoals adhesie en thermochemische reactie effectief worden onderdrukt.

Om de bewerkbaarheid van broze materialen verder te verbeteren, zijn hybride bewerkings (HM) experimenten uitgevoerd die de thermische en trillingsassistentie combineren. Er werd gevonden dat bij het snijden van Inconel 718 door de HM-methode, de bewerkte oppervlakteruwigheid effectief kan worden verlaagd. Door experimenten en finite-elementenmethode (FEM) simulaties, kan een aanzienlijke daling van de snijkrachten en een superieure oppervlakkwaliteit van titaniumlegeringen worden bereikt tijdens het HM-proces. Deze resultaten tonen de haalbaarheid van de HM-methode in precisiebewerking van broze materialen. Echter, het is moeilijk om de fysische variabelen tijdens het bewerkingsproces direct te observeren en te meten, aangezien het snijgereedschap trilt met een hoge frequentie en de vervormingszone op hoge temperatuur is. Bovendien, in nanometrische oppervlaktefabricatie, varieert de transiente materiaalverwijderingsdikte meestal van sub-nanometers tot een paar nanometers. Daarom is de traditionele continue voorstelling van het probleem zoals FEM vraagwaardig, aangezien kwantummechanische effecten duidelijk worden.

In de afgelopen jaren is moleculairedynamica (MD) simulatie wijd toegepast in onderzoeken van het assisterende bewerkingsproces vanwege de voordelen in het bestuderen van nanometrisch snijproces. Gebaseerd op eerdere simulaties van TAC, wanneer de snijtemperatuur wordt verhoogd, wordt de anisotropie in de snijkracht, specifieke snijenergie en vloeispanning duidelijker. Tegelijkertijd is de afschuifkracht in het werkstuk lager bij hogere snijtemperatuur, wat leidt tot smaldere afschuifzones en grotere afschuifvlakhoeken. Bovendien kan de materiaalverwijderingssnelheid verbeterd worden met toenemende snijtemperatuur aangezien meer spanen gevormd worden. Voor het EVC-proces is ontdekt door MD-simulatie dat de drukspanning en afschuifspanning in de vervormingsregio aanzienlijk kunnen worden verlaagd vergeleken met gewoon snijden, wat gunstig is voor onderdrukking van onderoppervlakteschade. Bovendien toont het EVC-proces duidelijke verdunning van snijspenen, wat resulteert in een toename van de verhouding van ongesneden spandikte tot gesneden spandikte. Verder is ontrafeld dat de trillingsparameters, waaronder amplituderatio's, trillingsfrequenties en faseverschillen, grote invloed hebben op de materiaalverwijderingsprestaties.

Deze opmerkelijke prestaties hebben het begrip van het bewerkingsmechanisme voor assisterende bewerkingsprocessen verbeterd. Echter, om de berekeningstijd en geheugen te besparen, zijn de simulatiesystemen meestal vrij klein. In eerdere simulaties van het EVC-proces zijn de trillingsamplitudes en de nominale DOC minder dan 5 nm. Daarom is de transiente materiaalverwijderingsdikte meestal minder dan 1 nm, wat faalt om het daadwerkelijke materiaalverwijderingsproces nauwkeurig te beschrijven. Bovendien zijn MD-simulaties van het HM-proces niet gerapporteerd. Het mechanisme van het materiaalverwijderingsproces en de vorming van onderoppervlakteschade tijdens het HM-proces is nog onduidelijk. Daarom wordt in dit artikel MD-simulatie uitgevoerd om het snijmechanisme van het HM-proces onthullen. Het klassieke snijmodel wordt aangepast zodat de trillingsparameters veel dichter bij de experimentele waarden liggen, bijvoorbeeld de trillingsamplitude is vergroot tot 40 nm met een nominale snijsnelheid van 3,125 m/s. Het materiaalverwijderingsmechanisme in één trillingscyclus en de invloed van verhoogde snijtemperatuur worden onderzocht. MD-simulatie wordt uitgevoerd door de bekende Large-scale Atomic/Molecular Massively Parallel Simulator (LAMMPS). De post-verwerkingssoftware OVITO wordt gebruikt om de simulatieresultaten te analyseren.

Simulatiemethode

Details van het snijmodel

Figuur 1 toont het schematische diagram van het EVC-proces, oorspronkelijk gepresenteerd door Shamoto et al. De gereedschaptraject kan worden uitgedrukt als:

x(t) = A_c sin(2πft) − vt

z(t) = A_d sin(2πft + φ)

waarbij x(t) en z(t) de verplaatsing van het snijgereedschap in de x- en z-richting voorstellen. A_c en A_d zijn de trillingsamplitude in de nominale snijrichting (x-richting) en de nominale DOC-richting (negatieve z-richting). Parameters f, v, φ en t vertegenwoordigen de trillingsfrequentie, nominale snijsnelheid, faseverschil en simulatiestijd, respectievelijk. De simulatiestijd t_i vertegenwoordigt de tijd van het punt P_i op de gereedschaptraject uit Fig. 1.

Volgens de geometrische relatie kunnen de waarden van t₁ en t₃ worden bepaald door:

x(t₁) − x(t₃) = 2πv/ω

z(t₁) − z(t₃) = 0

Dan kan t₆ worden verkregen wanneer de transiente bewegingsrichting van het diamantgereedschap parallel is aan het gereedschapsraakvlak:

(A_c sin(2πft₆) + v) / (A_d sin(2πft₆ + φ)) = tan γ

waarbij γ de rake-hoek van het diamantsnijgereedschap is.

Het MD-model wordt gepresenteerd in Fig. 2. Het einkristallijn silicium-werkstuk wordt ingesteld als deformeerbaar lichaam. Terwijl het diamantgereedschap als rigide lichaam wordt beschouwd, aangezien gereedschapslijtage in deze simulatie verwaarloosd kan worden. De morfologie van het werkstuk in het klassieke snijmodel wordt herschreven volgens de gereedschaptraject in de vorige trillingscyclus met inachtneming van de gereedschapsrandstraal. De gereedschaptraject kan worden bepaald zoals geïllustreerd in Fig. 2b. P_o en P_b zijn het middelpunt en het bodempunt van de gereedschapsrandcirkel. Wanneer het gereedschapsrandeffect in overweging wordt genomen, varieert het transiente oppervlaktegeneratiepunt P_c langs de gereedschapsrand tijdens de gereedschapsbeweging. Het daadwerkelijke afgewerkte oppervlak wordt gegenereerd door de enveloplijn van de snijgereedschapsrand. Als de traject van P_b wordt uitgedrukt door Verg. (1) en (2), kan de traject van P_c worden berekend door:

x_c(t) = A_c sin(2πft) − vt − r sin θ(t)

z_c(t) = A_d sin(2πft + φ) + r(1 − cos θ(t))

waarbij

sin θ(t) = z'(t) / √(x'(t)² + z'(t)²)

cos θ(t) = −x'(t) / √(x'(t)² + z'(t)²)

Siliciumatomen worden verdeeld in drie groepen: randatomen, thermostataatomen en Newtoniaanse atomen. De randatomen zijn vast in hun evenwichtsposities om het werkstuk tijdens de simulatie te houden. De thermostataatomen worden op de omgevingstemperatuur gehouden om de gegenereerde snijtwarmte af te voeren, terwijl Newtoniaanse atomen de tweede wet van Newton volgen.

Details van de simulatieparameters zijn vermeld in Tabel 1. De lengte l en hoogte h werden bepaald om voldoende afstand tussen de snijzone en de vaste grenzen te bewaren. De periodieke randvoorwaarde wordt toegepast langs de y-richting om bulk silicium na te bootsen. De nominale snijrichting, gereedschapsraak-/clearance-hoek en faseverschil werden bepaald met verwijzing naar de experimentele opstelling. De trillingsamplitude en nominale DOC zijn vergroot om de experimentele schaal te benaderen met acceptabele simulatiekosten. Terwijl, om de dikte van verwijdert materiaal (groene atomen in Fig. 2c) te waarborgen, werden de snelheidsverhouding en de trillingsfrequentie ingesteld op 40 en 500 MHz, respectievelijk. Daarom werd de nominale snijsnelheid bepaald als 3,125 m/s. Verder worden simulaties met verschillende snijtemperaturen uitgevoerd om het effect van thermische assistentie op het snijmechanisme onthullen. De snijtemperatuur wordt verhoogd van 300 tot 1200 K, wat realiseerbaar is tijdens TAC zoals laser-geassisteerde bewerking.

In dit aangepaste model wordt alleen het snijstadium tijdens de trillingscyclus gesimuleerd en de tijdstappen wanneer het werkstuk gescheiden is van het snijgereedschap worden bewaard. Daarom kan de berekeningskracht geconcentreerd worden op het transiente snijproces. Belangrijkste, het transiente materiaalverwijderingsproces kan nauwkeurig worden beschreven. Een vergelijking tussen het aangepaste model en het klassieke MD-model wordt getoond in Tabel 2.

Potentiaal functie

In MD-simulatie is het belangrijk om een robuuste potentieel te adopteren om de interactie tussen atomen te beschrijven. Voor einkristallijn silicium hebben geleerden veel potentiëlen ontwikkeld zoals de gemodificeerde ingesloten-atommethode (MEAM), Stillinger-Weber (SW), Tersoff en lading geoptimaliseerde many-body (COMB) potentiëlen. Onder deze potentiëlen heeft de analytische binding-orde potentieel (ABOP) voorgesteld door Erhart en Albe groeiende aandacht getrokken. Het is een drie-lichaams potentieel functie die vorming en breuk van bindingen tijdens de bewerkingssimulatie toestaat. Volgens eerdere onderzoeken kan de ABOP zowel dimere als bulkeigenschappen van silicium nauwkeurig beschrijven. Tegelijkertijd zijn de mechanische eigenschappen van silicium gemaakt door de ABOP consistent met de experimenten, wat belangrijk is in MD-simulaties van nanoschaal bewerking. Daarom wordt in dit artikel de ABOP-potentieel toegepast om de silicium-silicium en koolstof-koolstof interacties te beschrijven. Tegelijkertijd wordt de interactie van silicium-koolstof beschreven door de Morse-potentieel, die is bewezen als een efficiënte potentieel in nanoschaal snijsimulatie. De Morse-potentieel functie kan worden uitgedrukt als:

E_Si-C(r_ij) = D_M [e^{−2a(r_ij − R_M)} − 2e^{−a(r_ij − R_M)}]

waarbij D_M, a en R_M de cohesie-energie, elasticiteitsmodulus en het evenwichtsafstand tussen atomen vertegenwoordigen, respectievelijk. De parameters voor Morse-potentieel zijn: D_M = 0,435 eV, a = 46,487 nm⁻¹, R_M = 0,19475 nm.

Resultaten en discussie

Snijprestaties

Bij gewoon snijden kan het dominanta materiaalverwijderingsmechanisme sterk beïnvloed worden door de onvervormde spandikte. Met kleine onvervormde spandikte is het dominanta materiaalverwijderingsmechanisme uitdrukking. De metallische stabiele fase (Si-II) kan worden gegenereerd door de hoge-druk-fasetransitie (HPPT), wat de duktile vervorming van silicium vergemakkelijkt. Wanneer de onvervormde spandikte toeneemt, kan materiaal voornamelijk worden verwijderd via scherproces. Terwijl in het EVC-proces, aangezien de onvervormde spandikte constant varieert, kan het materiaalverwijderingsmechanisme transformeren van uitdrukking naar scheren in één trillingscyclus. Figuur 3 toont de momentopnames van de snijsimulatie bij 300 K. De kristalstructuur van het werkstuk wordt bepaald door de common neighbor analysis (CNA). Deze analyse vindt atomen die gerangschikt zijn in een kubische of hexagonale diamantrooster. De non-diamantstructuur in Fig. 3c, e bevat voornamelijk de amorfe fase (a-Si), Si-II en andere defectieve atomen. Deze structuren zijn onstabiel en zullen na snijden transformeren in a-Si. Het kan worden waargenomen uit Fig. 3b, c dat materiaal voornamelijk wordt verwijderd door uitdrukking in de initiële snijfase. Een transiente stagnatiepunt kan worden waargenomen nabij de snijgereedschapsrand. Vergelijkbaar met gewoon snijden, wordt materiaal in de vervormingsregio verdeeld door het stagnatiepunt in spannen en gecomprimeerd materiaal. Naarmate het snijgereedschap voortgaat, neemt de onvervormde spandikte toe. Afschuifvlakken en polykristallijne korrels worden gegenereerd in het werkstuk, wat aangeeft dat scheren het dominanta materiaalverwijderingsmechanisme wordt.

Figuur 4 toont de werkstukmorfologie bij verschillende snijtemperaturen. Bij 300 K kunnen duidelijke scheur en breuk worden waargenomen in het werkstuk tijdens de gereedschapsopwaartse beweging. Voor broos materiaal zoals einkristallijn silicium, zou de gereedschapsopwaartse beweiding leiden tot afrissen van materialen en defecten in het werkstuk achterlaten, wat beschouwd wordt als een specifiek probleem in EVC. Hoewel deze scheuren kunnen worden verwijderd door verdere trillingscycli, zal de bewerkingsstabiliteit worden beïnvloed door de onregelmatigheid van het werkstukoppervlak. Wanneer de snijtemperatuur wordt verhoogd, worden de generatie en voortplanting van scheuren effectief onderdrukt. Uit Fig. 4d is geen duidelijke breuk gedetecteerd wanneer de snijtemperatuur stijgt tot 1200 K. Echter, het wordt waargenomen dat bij 900 K en 1200 K, zwelling van het bewerkte oppervlak duidelijk wordt wanneer het materiaalverwijderingsmechanisme getransformeerd is in scheren. Het kan worden geconcludeerd dat naarmate meer kristalkorrels worden gegenereerd in de scherfase, de zwelling kan worden veroorzaakt door de rotatie van deze kristalkorrels bij hoge temperatuur.

Voor een duidelijke beschrijving van deze rotatie, worden de coördinaten van 24 gemarkeerde atomen (rode atomen) in de kristalkorrels gebruikt om de gemiddelde rotatiehoek te berekenen, zoals geïllustreerd in Fig. 4e. De rotatiehoek van 8 kristalkorrels (genummerd in Fig. 4a–d) wordt samengevat in Fig. 4f. Het kan worden waargenomen dat de rotatiehoek duidelijk toeneemt bij verhoogde temperatuur. Tijdens het HM-proces kan de viscositeit van a-Si aanzienlijk afnemen bij hoge temperatuur en de opwaartse trekking van werkstukatomen wordt bevorderd door de gereedschapsopwaartse beweging. Daarom wordt de atoomstroom in het werkstuk verbeterd en de rotatie van de kristalkorrels kan worden vergemakkelijkt, wat leidt tot zwelling van het bewerkte oppervlak. Om de rotatie van kristalkorrels te remmen, moet de verwarmingsenergie gecontroleerd worden om oververhitting van het werkstuk te voorkomen. Bovendien moeten de trillingsparameters zorgvuldig worden gekozen, bijvoorbeeld een lagere nominale snijsnelheid en hogere trillingsfrequentie moeten worden toegepast om de generatie van kristalkorrels te onderdrukken en de zwelling te verwijderen door verdere trillingscycli. Zoals geïllustreerd in Fig. 5, met geschikte trillingsparameters, kan P₁ in de uitdrukkingsfase liggen en het uiteindelijke bewerkte oppervlak wordt gegenereerd door uitdrukking zonder zwelling.

Spanningsveld in het werkstuk

Om het snijmechanisme tijdens het HM-proces verder te onderzoeken, werd de spanningsverdeling in het werkstuk berekend. In MD-simulatie kan de hydrostatische spanning worden uitgedrukt als:

σ_{hydrostatisch} = (σ_x + σ_y + σ_z) / 3

waarbij σ_x, σ_y en σ_z spanningstensoren zijn uit LAMMPS-uitvoergegevens.

De hydrostatische spanningsverdeling tijdens uitdrukking en scherfasen wordt getoond in Fig. 6. En de piekwaarden van de spanningen in de druk- en trekkingregio's zijn gemarkeerd. Met de gereedschapsbeweging varieert het contactpunt tussen gereedschap en werkstuk langs de gereedschapsrandcyclus, wat resulteert in de beweging van de drukregio van de gereedschapsrand naar het raakvlak. Volgend eerdere rapporten, kan de HPPT van einkristallijn siliciumfase (Si-I) naar Si-II optreden bij drukken vanaf 10–12 GPa. In de snijsimulatie bij 300 K bereikten de max drukspanning in uitdrukking en scherfase 18,1 GPa en 17,6 GPa, respectievelijk. Dit resultaat geeft aan dat de duktile Si-II-fase kan worden gegenereerd tijdens snijden en de HPPT nog steeds bestaat in de scherfase. Bovendien, in de uitdrukkingsfase, concentreert de trekkingspanning voornamelijk nabij het contactgebied tussen de gereedschapsflank en het bewerkte oppervlak als gevolg van de adhesie van siliciumatomen en het gereedschapsoppervlak. Naarmate het gereedschap voortgaat in de scherfase, wordt de trekkingregio vergroot en de trekkingspanningsconcentratie in het onderoppervlakte werkstuk aanzienlijk verhoogd, wat veroorzaakt wordt door de opwaartse trekking. Wanneer de snijtemperatuur wordt verhoogd, wordt de plastische vervormbaarheid van einkristallijn silicium verbeterd en de interne spanning in het werkstuk verlaagd. Naarmate de temperatuur stijgt van 300 tot 1200 K, daalt de max drukspanning 16,6% en 25% in uitdrukking en scherfase. Tegelijkertijd, hoewel de trekkingspanningsconcentratie in het onderoppervlakte werkstuk nog steeds duidelijk is, daalt de piekwaarde van de trekkingspanning duidelijk met meer dan 30%. Er is gerapporteerd dat de breuktouwheid van einkristallijn silicium effectief kan worden verhoogd bij hogere temperatuur. Daarom kunnen scheuren en breuken veroorzaakt door het afrisondeffect door gereedschapsopwaartse beweging effectief worden onderdrukt.

Einkristallijn silicium heeft een Face Center Cubic (FCC) kristalstructuur met 12 glijdsystemen. Gebaseerd op de gereedschapsbeweging zijn de belangrijkste glijdsystemen voor schervervorming de (111)/[1̅01] en (1̅11)/[1̅01] systemen. Daarom wordt de opgeloste afschuifspanningscomponent τ_s in het (111)/[1̅01] glijdssysteem berekend. Zoals geïllustreerd in Fig. 7, kan de opgeloste afschuifspanningscomponent τ_s in de richting M van het glijdvlak N worden berekend door spanningstensoren door:

τ_s = a₁a₂σ_x + b₁b₂σ_y + c₁c₂σ_z + (a₁b₂ + a₂b₁)τ_xy + (a₁c₂ + a₂c₁)τ_xz + (b₁c₂ + b₂c₁)τ_yz

waarbij a₁, b₁, c₁ de richtingscosinussen zijn van de normale richting van vlak N terwijl a₂, b₂, c₂ de richtingscosinussen zijn van de glijdrichting M. Terwijl τ_xy, τ_xz en τ_yz de afschuifspanningstensoren zijn uit LAMMPS-uitvoergegevens.

De verdeling van de opgeloste afschuifspanning τ_s wordt getoond in Fig. 8. Het gebied met positieve τ_s wordt gedefinieerd als het schergebied, aangezien de glijbeweging langs de [1̅01] richting wordt bevorderd, wat de materiaalverwijdering door scheren vergemakkelijkt. Terwijl het gebied met negatieve τ_s wordt beschouwd als het schadegebied, omdat de glijbeweging in de tegenovergestelde richting voorkeur heeft, wat leidt tot de vorming van onderoppervlakteschade in het werkstuk. In de uitdrukkingsfase is de spanning in het schergebied kleiner dan die in het schadegebied. Onderoppervlakteschade veroorzaakt door schervervorming kan worden gegenereerd beneden het bewerkte oppervlak. Naarmate de gereedschapsbeweging, neemt de afschuifspanning langs de [1̅01] richting geleidelijk toe, wat de materiaalverwijdering overgang van uitdrukking naar scheren veroorzaakt. Bovendien, aangezien de positie van het schadegebied omhoog beweegt langs de gereedschapsbeweging, kan de gegenereerde schade worden verwijderd door verdere trillingscyclus en niet in het werkstuk achterblijven. Wanneer de temperatuur wordt verhoogd van 300 K tot 1200 K, daalt de afschuifspanning in het schadegebied 36,1% en 42,4% in de uitdrukking en scherfase, respectievelijk. In tegenstelling, door de gereedschapsopwaartse beweging, is de afname van de afschuifspanning langs de [1̅01] richting in de scherfase veel minder duidelijk. De kritische opgeloste afschuifspanning (CRSS) voor glijbeweging kan worden uitgedrukt als:

τ_c(T) = C ε^1/n exp(U / nkT)

waarbij U en ε de activeringsenergie van glijbeweging en de vervormingssnelheid vertegenwoordigen. Parameters n en C zijn materiaalconstanten. Het kan worden geconcludeerd dat de CRSS duidelijk kan worden verlaagd met toenemende temperatuur. Daarom kan de schervervorming in de [1̅01] richting worden vergemakkelijkt bij verhoogde temperatuur.

Fasetransitie

Wanneer de snijtemperatuur wordt verhoogd, kan de fasetransitie van silicium sterk worden beïnvloed. De relaxatie van a-Si en overgang naar Si-I kan worden bevorderd bij een geschikte temperatuur. In Fig. 4 wordt het schadepatroon in de werkstukken smaller bij hoge temperatuur. Een gedetailleerde observatie van het schadepatroon bij snijden bij 1200 K is aanwezig in Fig. 9a. Het wordt waargenomen dat de gegenereerde schade in de vervormingsregio deels wordt hersteld na snijden, wat aangeeft dat de overgang van de non-diamantstructuur naar Si-I heeft plaatsgevonden. En meer Si-I-atomen worden gegenereerd wanneer de snijtemperatuur toeneemt, zoals getoond in Fig. 9b. Verder is het geconstrueerde oppervlakmesh (rode kleur) van het bewerkte werkstuk bij 1200 K aanwezig in Fig. 9c. Het wordt waargenomen dat er enkele vacancies worden gevormd in het onderoppervlakte werkstuk. Aangezien de atomen nauwer gepakt zijn in Si-I-fase, kan de overgang naar Si-I een krimp van het materiaal veroorzaken, wat vacancies in het werkstuk induceert. Het volume van de vacancies bij verschillende temperaturen wordt berekend en gepresenteerd in Fig. 9d. Het wordt waargenomen dat er bijna geen vacancies worden gegenereerd bij kamertemperatuur. Terwijl een duidelijke toename van de vacancies kan worden gedetecteerd wanneer de snijtemperatuur stijgt tot 900 K en 1200 K.

Verdere analyse van de vacancies is aanwezig in Fig. 10. Een materiaalelement beneden het bewerkte oppervlak wordt gekozen om de vacancies-generatie te monitoren. Het aantal atomen in non-diamantstructuur en spannings-evolutie van het materiaalelement zijn aanwezig. Het wordt geconcludeerd dat tijdens het snijproces het materiaalelement eerst gecomprimeerd wordt en vervolgens trekkingspanning ervaart door de gereedschapsopwaartse beweging. Tegelijkertijd kunnen twee pieken van de afschuifspanning worden waargenomen bij 300 K, aangezien de afschuifspanning in het schadegebied toeneemt naarmate het snijgereedschap passeert. Wanneer de snijtemperatuur wordt verhoogd, is de afname van de afschuifspanning duidelijker dan de trekkingspanning. Bij 1200 K is de tweede piek van de afschuifspanning bijna verdwenen, terwijl trekkingspanning dominant wordt in het materiaalelement tijdens het relaxatieproces.

Om het effect van trekkingspanning op het vormingsproces van de vacancies te verkennen, werden relaxatiesimulaties van bulk siliciummonster uitgevoerd. Zoals getoond in Fig. 11a, bestaat het initiële model uit 40% Si-I-atomen en 60% a-Si-atomen, wat gegenereerd is door de smelt-kwetsmethode. De grootte van het model is 21,7 nm × 8,1 nm × 26,1 nm in x-, y- en z-richting, wat 230.400 atomen bevat. De initiële interface tussen kristal en non-kristal regio wordt ingesteld als (001) kristalvlak. Periodieke randvoorwaarde wordt in drie dimensies toegepast om bulk materialen na te bootsen. Het geconstrueerde oppervlakmesh van het gereleaxeerde model is aanwezig in Fig. 11b. Verder, om de vacancies te kwantificeren, wordt de vaste volumefractie berekend als de verhouding van het vaste materiavolume en het totale volume van het simulatieronster, zoals getoond in Fig. 11c. Het wordt waargenomen dat wanneer de temperatuur wordt verhoogd, de vaste volumefractie duidelijk afneemt onder trekkingspanning. Daarom, om de vacancies te onderdrukken, moet de gewenste snijtemperatuur tijdens het HM-proces lager zijn dan die in gewoon TAC. Tegelijkertijd moeten de trillingsparameters geoptimaliseerd worden om de trekkingspanning in het onderoppervlakte werkstuk te verminderen.

Conclusies

In dit artikel wordt MD-simulatie uitgevoerd om het snijmechanisme van het hybride bewerkingsproces (HM) te onderzoeken. Een aangepast snijmodel wordt toegepast om het materiaalverwijderingsgedrag en de vorming van onderoppervlakteschade in één trillingscyclus onthullen. De hoofconclusies zijn als volgt:

1. (1) Tijdens het HM-proces kan het dominanta materiaalverwijderingsmechanisme transformeren van uitdrukking naar scheren in een enkele trillingscyclus. Met een toename van de snijtemperatuur kunnen de generatie en voortplanting van scheuren effectief worden onderdrukt. Echter, zwelling treedt op wanneer het dominanta materiaalverwijderingsmechanisme scheren wordt, wat veroorzaakt wordt door de rotatie van de kristalkorrels in het werkstuk.
2. (2) Gebaseerd op de spanningsanalyse kan het dominanta vormingsmechanisme van de onderoppervlakteschade in één trillingscyclus onderscheiden worden. In de uitdrukkingsfase kan de onderoppervlakteschade worden gegenereerd door de afschuifspanning in het schadegebied. Terwijl in de scherfase wordt trekkingspanning dominant in de vorming van onderoppervlakteschade. Wanneer de snijtemperatuur wordt verhoogd, hoewel de trekkingspanningsconcentratie in het onderoppervlakte werkstuk nog steeds duidelijk is, daalt de piekwaarde van de spanningen duidelijk, wat scheuren en breuken in het werkstuk effectief onderdrukt.
3. (3) Wanneer de snijtemperatuur wordt verhoogd, wordt minder onderoppervlakteschade gegenereerd in het werkstuk. Echter, door de trekkingspanning kunnen er enkele vacancies in het werkstuk worden gegenereerd wanneer de snijtemperatuur wordt verhoogd. Daarom moet de gewenste snijtemperatuur tijdens het HM-proces lager zijn dan die in gewoon TAC en de trillingsparameters moeten zorgvuldig worden ingesteld om de vacancies in het onderoppervlakte werkstuk te onderdrukken.