王 奔，印文典，王明海，馬振博，楊博文，常 康，鄭耀輝

(沈陽(yáng)航空航天大學(xué) 航空制造工藝數(shù)字化國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110136)

0 引言

碳纖維復(fù)合材料(Carbon fiber reinforced plastics，CFRP)和鈦合金均具有質(zhì)量輕、比強(qiáng)度高、耐疲勞以及耐腐蝕性等優(yōu)點(diǎn)，可大幅度減輕飛行器的結(jié)構(gòu)重量、減少柴油消耗、延長(zhǎng)飛行器壽命以及節(jié)省維護(hù)費(fèi)用等。碳纖維復(fù)合材料和鈦合金的使用量已經(jīng)成為衡量飛行器先進(jìn)性的重要技術(shù)指標(biāo)之一[1-6]。碳纖維復(fù)合材料和鈦合金在航空飛行器上大范圍使用，使得兩部分材料之間存在大量連接以及裝配要求。碳纖維復(fù)合材料構(gòu)件及鈦合金構(gòu)件主要通過螺栓或者鉚釘緊固連接在一起，因此裝配精度十分依賴于螺栓孔的加工質(zhì)量以及鉚接的質(zhì)量。為保證加工孔的質(zhì)量同時(shí)提高生產(chǎn)效率，傾向于對(duì)碳纖維復(fù)合材料/鈦合金(簡(jiǎn)稱：CFRP/Ti)疊層構(gòu)件進(jìn)行一體化鉆孔，而不是對(duì)兩部分材料分別鉆孔而后裝配[7]。然而，碳纖維復(fù)合材料和鈦合金材料對(duì)刀具的磨損均十分嚴(yán)重，一體化鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件過程中，刀具的過快磨損問題尤為突出，甚至嚴(yán)重影響制孔質(zhì)量[8-9]。

因此，本文圍繞崩刃失效所造成的刀具壽命驟減的突出問題展開深入研究。通過使用硬質(zhì)合金刀具對(duì)CFRP/Ti疊層構(gòu)件與鈦合金材料進(jìn)行對(duì)比鉆削試驗(yàn)，主要從力/熱角度討論造成刀具壽命不同的原因，分析刀具崩刃后對(duì)孔壁質(zhì)量的影響，探究CFRP板存在與否對(duì)鈦合金加工過程中刀具壽命的影響。本文的研究對(duì)于豐富硬質(zhì)合金刀具的磨損機(jī)理以及后續(xù)探索崩刃失效預(yù)測(cè)分析具有一定的參考價(jià)值。

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 工件材料

試驗(yàn)所使用的碳纖維復(fù)合材料和鈦合金材料，二者的力學(xué)性能參數(shù)如表 1和表 2所示。其中，碳纖維復(fù)合材料是由碳纖維和環(huán)氧樹脂預(yù)浸料逐層鋪設(shè)而成，碳纖維的鋪層角度為[0°/90°/45°/0°/90°/0°/-45°/90°/0°]，每根碳纖維的平均直徑為5μm，碳纖維體積比為60±5%。鈦合金為Ti-6Al-4V，是航空航天工業(yè)中常用的鈦合金材料。試驗(yàn)所采用的碳纖維復(fù)合材料板尺寸為130mm×90mm×5mm，鈦合金板尺寸為130mm×90mm×3mm。

表1 碳纖維復(fù)合材料的力學(xué)性能參數(shù)(常溫)

表2 鈦合金的力學(xué)性能參數(shù)(常溫)

1.2 刀具材料

試驗(yàn)所使用的刀具是標(biāo)準(zhǔn)硬質(zhì)合金麻花鉆頭(YG6X)，其屬于WC-Co類合金，鈷含量為6%，顆粒度為1.06μm；硬質(zhì)合金刀具直徑φ6mm，總長(zhǎng)60mm，槽長(zhǎng)35mm，切削刃長(zhǎng)2.5mm，頂角130°，螺旋角30°。

1.3 試驗(yàn)系統(tǒng)

按照航空構(gòu)件裝配生產(chǎn)線上常見的先加工碳纖維復(fù)合材料，后加工鈦合金的順序?qū)FRP/Ti疊層構(gòu)件進(jìn)行一體化鉆削試驗(yàn)。利用立式加工中心VMC 850B分別完成CFRP/Ti疊層構(gòu)件以及單獨(dú)鈦合金材料的鉆削試驗(yàn)。使用自制夾具將工件材料固定到測(cè)力儀上，保證加工過程中材料板不發(fā)生滑移。采用Kistler9257B三向測(cè)力儀對(duì)鉆削加工過程中的軸向力和扭矩進(jìn)行測(cè)量，所得數(shù)據(jù)經(jīng)過Kistler5017A電荷放大器處理后，利用數(shù)據(jù)采集卡將數(shù)據(jù)最終傳輸?shù)诫娔X上。使用巨哥MAG62在線式紅外熱像儀對(duì)制孔出口溫度進(jìn)行檢測(cè)。利用VHX-2000C超大景深光學(xué)三維顯微鏡及Hitachi SU3500掃描電鏡(SEM)進(jìn)行崩刃區(qū)形貌及X射線能譜檢測(cè)。同時(shí)，加工復(fù)合材料過程中會(huì)產(chǎn)生大量粉末，為減少對(duì)人體傷害，使用吸塵器收集鉆削過程中的切屑。鉆削試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示。

CFRP/Ti疊層構(gòu)件和單獨(dú)鈦合金加工過程中，均采用無冷卻液的干式鉆削，加工參數(shù)如表3所示。

圖1 建立鉆削試驗(yàn)系統(tǒng)

CFRP/Ti 單獨(dú)Ti主軸轉(zhuǎn)速 (r/min)15001500進(jìn)給速度 (mm/min)2525

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 軸向力和力矩

CFRP/Ti疊層構(gòu)件鉆削過程中軸向力和扭矩的變化，如圖2所示。可以看出，隨著加工孔數(shù)的增加，鉆削CFRP的軸向力變化較小，而鈦合金制孔軸向力變化較大。鉆削鈦合金過程中，從第1孔到第12孔的軸向力比較平穩(wěn)，基本穩(wěn)定在370N～400N之間；隨孔數(shù)的增加，鉆削CFRP和鈦合金過程中的扭矩也有增大的趨勢(shì)。單獨(dú)鉆削鈦合金的軸向力和扭矩的結(jié)果，如圖 3所示。單獨(dú)加工鈦合金第1孔、第2孔和第3孔時(shí)的軸向力分別是431.1N、424.5N和459.8N。

由圖2和圖3軸向力結(jié)果可知，軸向力急劇增大之前，CFRP板的存在與否對(duì)于加工鈦合金部分的軸向力影響較大，即鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件的鈦合金比單獨(dú)加工鈦合金所需軸向力小。主要原因是，單獨(dú)加工鈦合金時(shí)，刀具的橫刃、切削刃以及副后刀面等處均粘焊大量的鈦合金，尤其是切削刃上的粘焊物，一定程度上鈍化了切削刃，降低切削效率，造成軸向力增大；而鉆削疊層構(gòu)件的刀具粘焊物要少很多，刀具切削刃保持較好的鋒利性。鉆削疊層構(gòu)件第12孔后的刀具形貌以及單獨(dú)鉆削鈦合金第3孔后的刀具形貌，分別由圖4和圖5所示。

(a)軸向力測(cè)量結(jié)果

(b)扭矩測(cè)量結(jié)果圖2 鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件軸向力和扭矩測(cè)量結(jié)果

(a)軸向力測(cè)量結(jié)果

(b)扭矩測(cè)量結(jié)果圖3 單獨(dú)鉆削鈦合金軸向力和扭矩測(cè)量結(jié)果

鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件過程中，從第12孔到第13孔的軸向力從411N上升到485N(上升幅度為18%)，此后軸向力繼續(xù)增大；而單獨(dú)鉆削鈦合金過程中，從第3孔到第4孔的軸向力從459.8N急劇增大到686.8N(上升幅度為49.4%)，此后軸向力同樣持續(xù)增大。造成軸向力急劇增大的原因可能是由于刀具產(chǎn)生了非正常磨損導(dǎo)致的。

(a)硬質(zhì)合金刀具主后刀面形貌

(b)硬質(zhì)合金刀具副后刀面形貌圖5 單獨(dú)鉆削鈦合金第3孔后的刀具形貌

2.2 鉆削溫度

CFRP/Ti疊層構(gòu)件和鈦合金的出口鉆削溫度結(jié)果分別由圖6和圖7所示?？梢钥闯觯B層構(gòu)件板出口處的鉆削溫度值的變化呈現(xiàn)波動(dòng)狀態(tài)，但是從第1孔到第18孔疊層構(gòu)件出口鉆削溫度有增高的趨勢(shì)。疊層構(gòu)件出口溫度變化范圍是525℃～600℃，增大了75℃；而單獨(dú)鈦合金出口溫度變化范圍則更大，從543℃變化為701℃，增大了158℃。從出口溫度測(cè)量結(jié)果擬合直線可知，二者出口溫度均有增高的趨勢(shì)，并且單獨(dú)鉆削鈦合金時(shí)溫度上升幅度比疊層構(gòu)件上升幅度大。

圖6 鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件出口鉆削溫度測(cè)量結(jié)果

圖7 單獨(dú)鉆削鈦合金出口鉆削溫度測(cè)量結(jié)果

鉆削溫度直接影響刀具的磨損和使用壽命。加工鈦合金部分的鉆削熱主要來源于塑性變形功和摩擦功。其中，傳入刀具的熱量主要是切屑與前刀面之間以及孔壁與后刀面之間的摩擦功[10]。CFRP/Ti疊層構(gòu)件一體化鉆削過程中，刀具與孔壁之間接觸是連續(xù)接觸并且鉆削區(qū)近似封閉空間，造成鉆削過程中排屑不暢的現(xiàn)象[1]；復(fù)合材料和鈦合金導(dǎo)熱性能均較差，熱量大多通過刀具進(jìn)行熱傳遞，造成產(chǎn)生的熱量集中在鉆削區(qū)，尤其是刀具切削刃外緣處，線速度最大，因此溫度最高。

CFRP/Ti疊層構(gòu)件與單獨(dú)鉆削鈦合金過程中，刀具與切屑以及刀具與孔壁之間是相對(duì)滑動(dòng)接觸，其摩擦作用產(chǎn)生的熱量，由公式(1)所示[11]。

(1)

其中，Q是摩擦產(chǎn)生的熱量，W是接觸點(diǎn)的垂直載荷，V是相對(duì)滑動(dòng)速度，L是接觸面積的邊長(zhǎng)，μ是滑動(dòng)摩擦系數(shù)，κA是物體A的導(dǎo)熱系數(shù)，κB是物體B的導(dǎo)熱系數(shù)。

當(dāng)?shù)毒咔邢魅?、橫刃以及副后刀面上存在大量粘焊物時(shí)，將會(huì)使切削區(qū)溫度升高。這主要原因可能是，硬質(zhì)合金刀具導(dǎo)熱系數(shù)(75.4W/(m·℃))大于鈦合金的導(dǎo)熱系數(shù)(7.9W/(m·℃))，所以當(dāng)?shù)毒邲]有附著粘焊物或者粘焊物覆蓋的區(qū)域較少時(shí)，硬質(zhì)合金刀具和孔壁之間的滑動(dòng)摩擦產(chǎn)生熱量較小；當(dāng)?shù)毒哒澈复罅库伜辖饡r(shí)，鉆削過程中粘焊物同孔壁之間滑動(dòng)摩擦產(chǎn)生的熱量高于通過熱傳遞以及熱交換損失的熱量，因此粘焊區(qū)域的溫度將大大提高。并且由圖2和圖3加工過程中軸向力結(jié)果可知，軸向力沒有急劇增大之前，單獨(dú)鉆削鈦合金的軸向力大于鉆削疊層構(gòu)件的軸向力。所以由公式(1)分析可知，單獨(dú)鉆削鈦合金時(shí)，摩擦生成的熱量較多，溫度上升更快。而吳健等[12]分別使用試驗(yàn)和仿真的方法研究單獨(dú)鉆削鈦合金時(shí)，刀具上的粘焊物對(duì)鉆削溫度的影響。結(jié)果表明，實(shí)際鉆削溫度比仿真模擬所得鉆削溫度高，即粘焊物的存在增大了切削區(qū)溫度。這與本次結(jié)果分析一致。

2.3 刀具磨損

鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件第12孔和第15孔后，刀具后刀面磨損形貌分別如圖4和圖 8所示。可以看出，鉆削完第12孔后，硬質(zhì)合金刀具沒有發(fā)生明顯的刀具失效現(xiàn)象；而鉆削完第15孔后，刀具已經(jīng)出現(xiàn)了嚴(yán)重的崩刃失效現(xiàn)象，且刀具后刀面磨損長(zhǎng)度VB值增大到257μm。單獨(dú)鉆削鈦合金第4孔后，刀具后刀面磨損形貌如圖9所示?？梢钥闯?，硬質(zhì)合金刀具出現(xiàn)了嚴(yán)重的崩刃失效的現(xiàn)象，主后刀面崩刃長(zhǎng)度達(dá)到998μm，崩刃區(qū)呈現(xiàn)出不連續(xù)的、凹凸不平且粗糙度較大的形貌，并且在橫刃和切削刃等處均粘焊大量鈦合金。

(a)硬質(zhì)合金刀具主后刀面形貌

(b)主后刀面局部放大形貌圖8 鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件第15孔后刀具后刀面磨損形貌

(a)硬質(zhì)合金刀具主后刀面形貌

(b)主后刀面局部放大圖圖9 單獨(dú)鉆削鈦合金第4孔后刀具后刀面磨損形貌

因?yàn)楹蟮睹婺p長(zhǎng)度與后刀面磨損區(qū)域面積成正比，所以當(dāng)后刀面磨損長(zhǎng)度增大時(shí)，刀具與工件之間的接觸面積增加，將導(dǎo)致軸向力急劇的增大[13]。由制孔過程中切削力、切削溫度及后刀面形貌等結(jié)果可以看出，疊層構(gòu)件鉆削的崩刃失效現(xiàn)象發(fā)生在加工第13～第15孔的過程中。單獨(dú)鉆削鈦合金時(shí)，刀具崩刃失效發(fā)生在第3孔～第4孔過程中，鉆削完第15孔刀具前刀面磨損形貌見圖10。

圖10 鉆削完第15孔刀具前刀面磨損形貌

對(duì)硬質(zhì)合金刀具崩刃前后分別進(jìn)行X射線能譜分析(Energy Dispersive Spectrometer, EDS)，檢測(cè)位置如圖11中方框處，檢測(cè)結(jié)果如圖12所示，崩刃前后主要元素成分對(duì)比結(jié)果如表4所示?？梢钥吹綑z測(cè)位置處的C、W和Co等元素含量均減少，尤其是W元素和C元素含量，分別從崩刃前的44.8%與30.66%下降為崩刃后的3.36%和19.74%，Co元素含量也從7.62%下降為0.78%；而Ti元素含量和O元素含量從崩刃前的3.09%和11.97%上升為崩刃后46.97%和16.96%。檢測(cè)結(jié)果表明，刀具發(fā)生崩刃失效之后，崩刃區(qū)被大量鈦粘焊物覆蓋，即刀具崩刃后導(dǎo)致切削力及切削溫度的急劇增大，使得在崩刃區(qū)域極易產(chǎn)生粘焊現(xiàn)象。

圖11 崩刃區(qū)形貌

圖12 崩刃局部EDS檢測(cè)結(jié)果

WCoCTiO崩刃前 44.807.6230.663.0911.97崩刃后3.360.7819.7446.9716.96

鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件第15孔的孔壁質(zhì)量如圖13所示。可以看到，靠近出口1mm位置處的孔壁粗糙度較大，孔壁上粘附大量不規(guī)則尺寸和形狀的顆粒。隨機(jī)選取孔壁上粘焊物進(jìn)行X射線能譜分析，檢測(cè)位置如圖 13所示的方框處。結(jié)果表明，檢測(cè)位置1處存在大量Ti元素，即切削過程中鈦合金粘焊到孔壁上；檢測(cè)位置2處存在大量W元素，該元素來自硬質(zhì)合金中硬質(zhì)相WC顆粒，表明在加工鈦合金過程中，刀具切削刃等處存在大量粘焊物，在熱/力共同作用下，WC顆粒隨粘焊物一起從粘結(jié)相Co中脫落下來，并散落粘附到孔壁上。即造成刀具崩刃失效同時(shí)也影響制孔質(zhì)量。

圖13 鈦合金孔壁形貌及EDS檢測(cè)結(jié)果

2.4 CFRP對(duì)刀具崩刃的影響

為了弄清加工疊層構(gòu)件過程中CFRP對(duì)刀具上粘焊物的影響，使用之前單獨(dú)鉆削鈦合金試驗(yàn)中，已帶有大量粘焊物的刀具，開展單獨(dú)鉆削CFRP板的試驗(yàn)，觀察刀具上粘焊物以及后刀面磨損長(zhǎng)度的變化情況。基于此試驗(yàn)，分析CFRP/Ti疊層構(gòu)件加工過程中，CFRP板對(duì)刀具崩刃的影響。

鉆削CFRP板一個(gè)孔后的刀具形貌，如圖14所示?？梢钥吹剑毒叩臋M刃、切削刃以及副后刀面等處的粘焊物均大量減少。沒有出現(xiàn)因粘焊物剝落所帶來的后刀面崩刃長(zhǎng)度變大、其他位置的刀具崩刃以及碎斷等破損現(xiàn)象。

鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件的下層鈦合金過程中，在刀具上殘留大量的粘焊物。隨著鉆削進(jìn)行，當(dāng)加工相鄰孔上層CFRP時(shí)，硬度較大的碳纖維(維氏硬度HV值是648)會(huì)將其磨掉，因此將會(huì)保證切削刃鋒利，減少粘焊物與孔壁之間的摩擦生熱，進(jìn)而減少粘焊磨損對(duì)刀具壽命的影響，延緩刀具崩刃失效的發(fā)生。

可以看出，與鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件相比，單獨(dú)鉆削鈦合金時(shí)的軸向力更大，鉆削溫度更高，進(jìn)而制孔過程中殘留到刀具上的粘焊物更多；而鉆削疊層構(gòu)件過程中，由于CFRP板的存在，可以延緩崩刃現(xiàn)象，但是無法避免刀具崩刃失效的發(fā)生。因此，硬質(zhì)合金刀具鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件比單獨(dú)鉆削鈦合金時(shí)崩刃失效晚。

(a)硬質(zhì)合金刀具主后刀面形貌

(b)硬質(zhì)合金刀具副后刀面形貌圖14 鉆削完CFRP板刀具形貌

3 結(jié)論

本文研究硬質(zhì)合金刀具鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件和鈦合金時(shí)崩刃失效問題，采用硬質(zhì)合金刀具對(duì)疊層構(gòu)件和鈦合金進(jìn)行對(duì)比鉆削試驗(yàn)，并對(duì)加工過程中的鉆削力、鉆削溫度以及后刀面磨損長(zhǎng)度進(jìn)行分析，討論刀具壽命不同的原因。得到以下結(jié)論：

(1)在本試驗(yàn)條件下，使用硬質(zhì)合金刀具鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件與鈦合金材料過程中均發(fā)生崩刃失效。在相同條件下，與單獨(dú)鉆削鈦合金相比，硬質(zhì)合金刀具鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件壽命更長(zhǎng)；

(2)刀具發(fā)生崩刃失效之后，崩刃區(qū)被大量鈦粘焊物覆蓋，即刀具崩刃后導(dǎo)致切削力及切削溫度的急劇增大，使得在崩刃區(qū)域極易產(chǎn)生粘焊現(xiàn)象；

(3)硬質(zhì)合金刀具鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件與單獨(dú)鉆削鈦合金相比，由于CFRP板的存在，硬度較大的碳纖維可將刀具上的粘焊物磨掉，進(jìn)而減少摩擦生熱，延緩刀具崩刃失效的發(fā)生。但是無法避免由粘焊磨損造成的崩刃發(fā)生；

(4)為了保證制孔質(zhì)量以及充分發(fā)揮刀具的使用效率，在本次試驗(yàn)條件下，使用硬質(zhì)合金刀具鉆削CFRP/Ti疊層構(gòu)件與鈦合金材料時(shí)，應(yīng)該分別在第13孔以及第3孔更換刀具，否則對(duì)機(jī)床設(shè)備以及人身安全均有安全隱患，且無法保證制孔精度。

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