（大連理工大學(xué)精密與特種加工教育部重點實驗室，大連 116024）

碳纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料（CFRP）由碳纖維增強(qiáng)體和樹脂基體構(gòu)成，具有比強(qiáng)度和比模量高、耐腐蝕性強(qiáng)、抗疲勞性好等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于航空領(lǐng)域[1-2]。據(jù)統(tǒng)計，CFRP在波音787和空客A350-XWB 大型客機(jī)中的用量分別達(dá)到了50%和53%[3]。

CFRP 構(gòu)件在飛機(jī)的制造、裝配過程中，需要加工大量的鉚釘孔和螺栓孔，一架大型飛機(jī)需要的制孔數(shù)量通常在數(shù)百萬以上[4]。飛機(jī)裝配制孔的精度、質(zhì)量要求都較高，不僅要保證足夠高的尺寸精度、表面質(zhì)量與位置精度，還必須有效抑制加工缺陷的產(chǎn)生[5]。

CFRP 特殊的鋪層結(jié)構(gòu)導(dǎo)致其層間結(jié)合強(qiáng)度低，制孔時出口易產(chǎn)生分層、撕裂和毛刺等加工缺陷[6-7]。其中分層會導(dǎo)致孔的強(qiáng)度降低，是最嚴(yán)重的缺陷形式之一。據(jù)統(tǒng)計，在飛機(jī)裝配中，孔出口分層導(dǎo)致的零件報廢量占報廢總量的60%[8]。大量研究指出，制孔過程中作用在未切除材料上的軸向力是導(dǎo)致CFRP 分層產(chǎn)生的主要原因[9-11]。Tsao[12]及付饒等[13]分析了CFRP 制孔時的分層機(jī)理：CFRP層間結(jié)合強(qiáng)度低，在制孔時，軸向載荷導(dǎo)致出口附近的材料發(fā)生變形，當(dāng)力無法繼續(xù)向下傳遞時，則聚集于出口處，而若軸向力大于碳纖維的層間結(jié)合力，纖維層之間的樹脂基體會受拉應(yīng)力作用而產(chǎn)生破壞，進(jìn)而形成分層缺陷。避免CFRP 分層的關(guān)鍵是使加工中的軸向力小于碳纖維的層間結(jié)合力，基于此原理，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究，如通過優(yōu)化刀具幾何參數(shù)[14-15]、工藝參數(shù)[16-18]及疊加超聲振動[19]來減小軸向力。

近年來，為了抑制CFRP 出口缺陷，一種“以銑代鉆”的高效制孔方式——螺旋銑孔，被應(yīng)用于復(fù)合材料制孔中。螺旋銑孔時刀具高速自轉(zhuǎn)，同時沿著螺旋線軌跡進(jìn)給，在材料上加工出一個直徑大于刀具自身直徑的圓孔[20]?，F(xiàn)有研究表明，螺旋銑孔具有軸向力小[21]、孔壁表面質(zhì)量好[22]、制孔效率高[5]、切削區(qū)域不封閉易于排屑、散熱性好、刀具壽命長[21]等優(yōu)點。上述優(yōu)勢使得螺旋銑孔成為抑制CFRP 制孔出口分層的有效方法之一，并在航空結(jié)構(gòu)件裝配制孔中具有較好的應(yīng)用前景。

但需要指出的是，盡管采用螺旋銑孔可減小軸向力，但在加工過程中仍存在軸向力，因此若工藝參數(shù)和刀具選擇不當(dāng)，仍有導(dǎo)致CFRP 出口處出現(xiàn)分層、撕裂、毛刺等加工缺陷的可能[6]。在現(xiàn)有研究中，一些學(xué)者也在CFRP螺旋銑孔試驗中發(fā)現(xiàn)制孔出口仍有撕裂、毛刺和分層現(xiàn)象[23-25]。為提高螺旋銑孔加工CFRP的出口質(zhì)量、抑制出口分層，并促進(jìn)螺旋銑孔技術(shù)在飛機(jī)裝配制孔中的實際應(yīng)用，仍需進(jìn)一步減小CFRP螺旋銑孔加工中的軸向切削力。

螺旋銑孔具有復(fù)雜的運動學(xué)原理，因此可以通過進(jìn)一步優(yōu)化工藝參數(shù)和刀具形狀來減小軸向切削力。本文首先分析了螺旋銑孔加工過程中軸向切削力的主要來源；然后考慮刀具端齒隙角對螺旋銑孔材料去除過程的影響，進(jìn)行了運動學(xué)分析，提出了一種通過讓刀具中心線速度較低的區(qū)域不參與切削來抑制螺旋銑孔中軸向力的方法，并推導(dǎo)了使刀具中心不參與切削的條件；最后仿真了不同工藝參數(shù)下的未變形切屑形狀并在CFRP 上進(jìn)行螺旋銑孔試驗驗證。

螺旋銑孔加工中的軸向力分析

螺旋銑孔原理如圖1所示，在加工過程中，刀具繞自身軸線高速自轉(zhuǎn)，同時繞著孔軸線作螺旋進(jìn)給。其中刀具軸線相對于孔軸線的偏心量為e，mm；刀具自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為n，r/min；螺旋進(jìn)給運動由公轉(zhuǎn)運動和軸向進(jìn)給運動合成，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為np，r/min；軸向進(jìn)給速度為Vfa，mm/min；螺旋軌跡導(dǎo)程為ap，mm。

螺旋銑孔特殊的進(jìn)給運動使刀具周刃和端刃同時參與切削，其中周刃斷續(xù)切削，切削方式為銑削，而端刃連續(xù)切削，切削方式類似于鉆削[20]。圖2（a）所示為螺旋銑孔未變形切屑，其中，Dt為刀具直徑，mm；fzt和fza分別為周向每齒進(jìn)給量和軸向每齒進(jìn)給量，mm/齒，其表達(dá)式分別為：

式中，N為刀具齒數(shù)。

如圖2（b）所示，由于周刃具有一定的螺旋角度，其軸線方向的切削分力指向刀具上方；而端刃產(chǎn)生的軸向切削分力則指向刀具下方。如圖2（c）所示，在CFRP螺旋銑孔過程中，端刃產(chǎn)生的向下的軸向力作用在底層未切除材料上，導(dǎo)致CFRP出口處產(chǎn)生分層；且在此過程中，周刃所產(chǎn)生的向上的軸向力并未作用在底層未切除材料上，因此不會對CFRP 出口分層產(chǎn)生影響，故本文不對其進(jìn)行研究，重點研究端刃產(chǎn)生的軸向切削力。

圖1 螺旋銑孔原理Fig.1 Principle of helical milling

圖2 未變形切屑與螺旋銑孔切削力Fig.2 Undeformed chip and cutting force of helical milling

在螺旋銑孔加工過程中，刀具中心的線速度較低，對材料主要表現(xiàn)為擠壓作用而非切削作用，是導(dǎo)致產(chǎn)生較大軸向力的主要原因之一[26]；盡管螺旋銑孔的公轉(zhuǎn)運動使中心線速度不為0，但工程上偏心量e的取值一般很小，故刀具中心相比于外緣線速度仍然較低，因此端刃中心對材料的擠壓作用仍是螺旋銑孔中產(chǎn)生較大軸向力并導(dǎo)致CFRP 出口分層的重要原因之一[27]。故若可以讓端刃中心區(qū)域不參與切削，則可有效減小軸向力。

考慮刀具端齒隙角的螺旋 銑孔端刃切削狀態(tài)分析

普通立銑刀端刃通常不與刀具軸線垂直，并形成一個特定角度的內(nèi)凹角，使得刀尖處高于刀具中心。如圖3所示，定義在刀尖與刀具軸線所構(gòu)成的平面內(nèi)，垂直于刀具軸線的水平線與端刃投影線的夾角α為立銑刀端齒隙角，也被稱為“碟心角”[28]?，F(xiàn)有的研究中一般不考慮端齒隙角的影響，認(rèn)為端刃全部參與切削且所產(chǎn)生的未變形切屑厚度一致[20,29]，均為軸向每齒進(jìn)給量fza。但在螺旋銑孔過程中，由于其特殊的螺旋進(jìn)給運動，材料去除過程十分復(fù)雜，因此端齒隙角對未變形切屑的影響作用是不應(yīng)該被忽略的。

進(jìn)一步分析端齒隙角對端刃切削狀態(tài)的影響，如圖4所示。其中，α為刀具端齒隙角；β為螺旋升角，其表示式為：

圖3 立銑刀端齒隙角Fig.3 End clearance angle of end milling cutter

由圖4（a）可知，當(dāng)端齒隙角α小于螺旋升角β時，刀具端刃全部參與切削，雖然端刃處徑向不同位置的切削厚度不同，但此時仍為連續(xù)切削。由圖4（b）可知，當(dāng)端齒隙角α大于螺旋升角β時，刀具中心不參與切削，且此時刀具只有一側(cè)參與切削，即為斷續(xù)切削。

由圖4可進(jìn)一步推導(dǎo)出使刀具中心不參與切削的條件：α＞β。為便于描述，定義系數(shù)Et，表達(dá)式為：

由式（3）和（4）可知，當(dāng)Et＜1時，刀具中心不參與切削；且刀具中心是否參與切削只與端齒隙角α、導(dǎo)程ap和偏心量e有關(guān)；而在實際加工中，孔徑和刀具直徑往往在加工前就已經(jīng)確定，即偏心量e是確定的，則端齒隙角α和導(dǎo)程ap是刀具中心是否參與切削的決定性工藝參數(shù)。

根據(jù)上述研究，本文提出一種抑制螺旋銑孔軸向力的方法：通過控制刀具端齒隙角α和導(dǎo)程ap使刀具中心不參與切削，從而避免刀具中心區(qū)域?qū)Σ牧系臄D壓作用，達(dá)到減小CFRP螺旋銑孔軸向力的目的。

圖4 端齒隙角α與螺旋升角β的關(guān)系Fig.4 Relationship between end backlash angle α and helix angle β

圖5 刀具及其各切削刃所成未變形切屑Fig.5 Tool and undeformed chips formed by each cutting edge

考慮刀具端齒隙角的未變形切屑仿真

為了進(jìn)一步研究Et與未變形切屑形狀的關(guān)系，定義了一種存在端齒隙角的螺旋銑孔刀具，刀具截面如圖5（a）所示，其中，R為刀具刀尖圓弧半徑，且R=0.5mm，Dt=8mm。利用SolidWorks 三維建模軟件對存在端齒隙角的刀具產(chǎn)生的未變形切屑進(jìn)行仿真，各切削刃所成未變形切屑如圖5（b）所示。由圖5（b）可知，刀具順時針旋轉(zhuǎn)，端刃從oa位置切入材料，從ob位置切出材料，端刃參與切削的角度范圍為φ1，在φ2的角度范圍為空程狀態(tài)，此時端刃不切削去除材料，且刀具端刃中心直徑D范圍內(nèi)的切削刃始終不切削材料，從而避免了刀具中心線速度較低的區(qū)域?qū)Σ牧系臄D壓作用。

進(jìn)一步對端齒隙角α和導(dǎo)程ap的不同組合所形成的未變形切屑進(jìn)行仿真，以驗證式（4）的正確性。仿真時，確定參數(shù)n=3000r/min，Vfa=15mm/min，Dt=8mm，e=2mm；令α和ap呈等差數(shù)列變化，得到不同組合的未變形切屑如圖6所示?？芍?dāng)Et值大于1時，未變形切屑形狀連續(xù)，此時刀具中心參與切削，刀具端刃為連續(xù)切削；當(dāng)Et值小于1時，組合，此時刀具中心不參與切削，刀具端刃為斷續(xù)切削。而且Et值越小，刀具中心不參與切削的范圍越大。

進(jìn)一步，分別令Et=0.3、0.5、0.7，對不同α和ap組合下的未變形切屑進(jìn)行仿真，結(jié)果如圖7所示（n=3000r/min，Vfa=15mm/min，Dt=8mm，e=2mm）?？芍?dāng)Et值相同時，不同α和ap組合下端刃所產(chǎn)生的未變形切屑形狀基本一致，且中心區(qū)域不參與切削的范圍大小也基本一致，由此可知，Et是影響端刃未變形切屑形狀的關(guān)鍵變量。

試驗設(shè)計

在科德KMC600S 數(shù)控加工中心上進(jìn)行CFRP螺旋銑孔測力試驗，試驗現(xiàn)場布置如圖8所示。采用kistler 9139AA型測力儀采集軸向力數(shù)據(jù)，測得的信號經(jīng)過電荷放大器kistler 5080A 處理后，利用數(shù)據(jù)采集卡kistler 5697A 進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，并儲存在計算機(jī)中。刀具端刃磨損情況通過INSIZE ISM-DL301-Y 顯微鏡進(jìn)行觀測。

CFRP尺寸規(guī)格為300mm× 200mm×5.5mm，碳纖維絲牌號為T800，鋪層方式為[-45°/0°2/45°/0°/90°/0°]s2。

試驗采用端齒隙角分別為2°、6°、10°的螺旋銑孔特制刀具，如圖9所示。試驗中所有刀具均為硬質(zhì)合金刀具，刀具表面為金剛石涂層，刀具直徑Dt=8mm，刀尖圓弧半徑R=0.5mm；為保證試驗的可對比性，3種刀具除端齒隙角值不同外，其余刀具參數(shù)均保持一致。

圖6 不同參數(shù)組合下的未變形切屑Fig.6 Undeformed chips under different parameter combinations

圖7 Et值相同時的未變形切屑Fig.7 Undeformed chips with the same Et value

試驗中工藝參數(shù)為：主軸轉(zhuǎn)速n=3000r/min，軸向進(jìn)給速度Vfa=15mm/min，偏心量e=2mm。試驗在干切削條件下進(jìn)行，加工中通過吸塵器吸除CFRP 切屑。

試驗結(jié)果與討論

圖8 試驗現(xiàn)場布置Fig.8 Layout of test site

圖9 刀具實物Fig.9 Tool entity

試驗中共使用了6 把刀具，其中刀具A、B端齒隙角為2°，刀具C、D端齒隙角為6°，刀具E、F端齒隙角為10°。在ap=0.8mm的條件下，分別使用刀具A、C、E進(jìn)行了加工試驗，試驗結(jié)果如圖10（a）所示?？芍?，刀具A的Et值為1.82，計算平均軸向力為57.87N；刀具C的Et值為0.61，計算平均軸向力為43.68N；刀具E的Et值為0.36，計算平均軸向力為39.22N，軸向力關(guān)系為：刀具E＜刀具C＜刀具A。3把刀具在顯微鏡中均可觀察到明顯的刀具磨損，且刀具A的端刃各位置均有磨損現(xiàn)象，可推斷出端刃全部參與切削；而刀具C、E的端刃只有外緣有磨損現(xiàn)象，中心區(qū)域無明顯磨損，且刀具C的外緣磨損范圍大于刀具E，可推斷出端刃中心區(qū)域未參與切削。

為進(jìn)一步驗證，在ap=0.4mm條件下使用刀具B、D、F又進(jìn)行了兩組試驗，結(jié)果如圖10（b）所示?？芍毒連的Et值為0.91，計算平均軸向力為53.16N；刀具D的Et值為0.30，計算平均軸向力為41.86N；刀具F的Et值為0.18，計算平均軸向力為32.32N，軸向力關(guān)系為：刀具F＜刀具D＜刀具B。3 把刀具均只有外緣有磨損現(xiàn)象，可推斷出3 把刀具中心均未參與切削，且刀具中心不參與切削的范圍關(guān)系為：刀具F＞刀具D＞刀具B。

結(jié)果表明：Et值小于1時，可以使刀具中心區(qū)域不參與切削，并且有效降低CFRP螺旋銑孔加工中的軸向切削力；且Et值越小，刀具端刃中心不參與切削的范圍越大，軸向力減小越明顯。

進(jìn)一步用端齒隙角為6°的刀具進(jìn)行試驗，可得到Et值對軸向力的影響規(guī)律，如圖11所示。

由圖11可知，隨著Et值的減小，刀具中心不參與切削的范圍增大，刀具擠壓作用減少，材料更多地被切削線速度較高的刀具外緣去除，使軸向力隨Et值的減小而減小。

結(jié)論

（1）螺旋銑孔過程中，端齒隙角α是不可忽略的工藝參數(shù)，其大小會影響端刃在加工中的切削狀態(tài)和未變形切屑形狀。

（2）在孔徑和刀具直徑確定的加工條件下，Et由端齒隙角α和導(dǎo)程ap共同決定。當(dāng)Et值小于1時，端刃產(chǎn)生的未變形切屑不連續(xù)，此時刀具中心不參與切削。Et值越小，刀具中心不參與切削的范圍越大；Et值相同時，不同α和ap組合下端刃產(chǎn)生的未變形切屑形狀基本一致，刀具中心不參與切削的范圍基本相同。

（3）當(dāng)Et值小于1時，刀具線速度較低的中心區(qū)域不參與切削，從而避免了刀具中心對材料的擠壓作用，可以有效減小CFRP螺旋銑孔加工中的軸向力；且在合理的參數(shù)條件下，螺旋銑孔軸向力隨Et值的增大而減小。

圖10 不同加工參數(shù)下的特制刀具軸向力與端刃磨損情況對比Fig.10 Comparison of axial force and end edge wear of special tool under different machining parameters

圖11 Et值對軸向力的影響規(guī)律Fig.11 Impact of Et value on axial force