陳少帥，顧 釩，朱垠燃，郭英杰，畢運(yùn)波，董輝躍

（1. 中航西安飛機(jī)工業(yè)集團(tuán)股份有限公司，西安 710089；2.浙江大學(xué)，杭州 310027）

陶瓷基復(fù)合材料（Ceramic matrix composites，CMC）不僅具有普通復(fù)合材料輕質(zhì)高強(qiáng)的特點(diǎn)，而且具有超高的抗燒灼、抗氧化、耐高溫性能，在航空航天領(lǐng)域得到越來越廣泛的應(yīng)用[1–2]。CMC結(jié)構(gòu)件裝配需要大量連接孔，制孔質(zhì)量對裝配精度和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度具有重要影響，而制孔效率則直接決定裝配周期。CMC是一種典型的難加工材料，除了各向異性的特點(diǎn)外，其硬度高達(dá)2840~3320 kg/mm2，僅次于金剛石和立方氮化硼[3]。傳統(tǒng)的鉆孔加工刀具磨損快，加工一致性差，同時難以避免崩邊、撕裂等缺陷[4–5]。針對以上問題，特種加工技術(shù)在陶瓷基復(fù)合材料制孔中逐漸發(fā)展起來，如高壓水射流加工、激光加工、電火花加工、旋轉(zhuǎn)超聲加工等[6–8]。高壓水射流加工容易造成切口附近區(qū)域的損傷，只適用于粗加工；激光加工難以完成大厚度材料的制孔，而且加工效率較低；由于CMC材料導(dǎo)電性很弱，采用電火花加工同樣效率很低。旋轉(zhuǎn)超聲加工（Rotary ultrasonic machining，RUM）采用間歇式接觸磨削的制孔方式，有利于降低切削力和切削熱，有效抑制CMC制孔缺陷并減緩刀具磨損，同時加工效率較高，目前已得到科研人員的廣泛關(guān)注和研究。

丁凱等[9]通過對比C/SiC復(fù)合材料金剛石套料鉆超聲振動輔助鉆削與CVD涂層麻花鉆、PCD焊刃麻花鉆的普通鉆削試驗(yàn)得出，超聲振動輔助加工可以有效降低鉆削力及扭矩，同時減小刀具磨損。Feng等[10]通過研究C/SiC復(fù)合材料超聲振動輔助鉆削與傳統(tǒng)鉆削的對比試驗(yàn)得出，超聲振動輔助加工在降低鉆削力的同時還可有效抑制孔的出口撕裂。陳玉榮等[11]對超聲振動輔助干式鉆削加工工藝中使用的釬焊金剛石套料鉆進(jìn)行了加工試驗(yàn)研究，提出了進(jìn)一步提高刀具使用壽命、減小切削力的刀具優(yōu)化方法?？梢钥闯觯沾苫鶑?fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔的研究主要集中于刀具試驗(yàn)等初步研究階段，針對具體設(shè)備和工況的制孔工藝研究較少，限制了其在工業(yè)生產(chǎn)中的應(yīng)用。

目前，陶瓷基復(fù)合材料的實(shí)際加工仍然以數(shù)控機(jī)床為主，其設(shè)備安裝空間大、資金投入高、靈活性差，難以滿足復(fù)雜結(jié)構(gòu)的制孔要求。近年來，具有機(jī)動性高、靈活性好的工業(yè)機(jī)器人技術(shù)不斷發(fā)展，制造成本不斷降低，以機(jī)器人為平臺的加工系統(tǒng)在國內(nèi)外航空航天制造領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[12–14]。本文構(gòu)建了一套以工業(yè)機(jī)器人為平臺的陶瓷基復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔系統(tǒng)，并基于該系統(tǒng)對CMC工件高質(zhì)量制孔工藝策略進(jìn)行研究，詳細(xì)分析了工藝參數(shù)、刀具磨損等對制孔質(zhì)量的影響規(guī)律，并提出工藝優(yōu)化策略，確定最優(yōu)工藝參數(shù)，為陶瓷基復(fù)合材料結(jié)構(gòu)件連接孔的高質(zhì)高效加工提供工藝基礎(chǔ)。

1 旋轉(zhuǎn)超聲加工原理及制孔 缺陷分析

1.1 旋轉(zhuǎn)超聲加工原理

旋轉(zhuǎn)超聲加工（RUM）是一種復(fù)合加工方法，集傳統(tǒng)超聲加工和金剛石磨削于一體。結(jié)合這兩種加工方式各自的技術(shù)優(yōu)點(diǎn)，傳統(tǒng)的磨削加工過程變成了間歇式接觸磨削，由于每一次微量的接觸切削都可以在很短時間內(nèi)完成[15–16]，切削力和切削熱有效降低，從而減緩了刀具磨損，并且提高了加工的質(zhì)量和效率。旋轉(zhuǎn)超聲加工示意如圖1所示。

圖1 旋轉(zhuǎn)超聲加工示意圖Fig.1 Schematic of rotary ultrasonic machining

旋轉(zhuǎn)超聲加工所用的刀具通常為釬焊金剛石套料鉆，這種刀具由基體和金剛石磨粒兩部分組成。其中基體為空心結(jié)構(gòu)，便于冷卻刀具和排屑；金剛石磨粒釬焊于基體的端面和側(cè)面，并隨著刀具的運(yùn)動完成切削加工。式（1）為加工時單顆磨粒的運(yùn)動軌跡。在加工過程中，由于刀具振動速度（0.3~0.4 m/s）遠(yuǎn)大于進(jìn)給速度（10~40 mm/min）[9]，刀具與工件在一個振動周期內(nèi)存在部分分離。

式中，R為刀具半徑；ω為刀具旋轉(zhuǎn)角速度；vf為刀具進(jìn)給速度；A為振動幅值；f為振動頻率；t為時間。

實(shí)際加工時，單顆磨粒對工件產(chǎn)生的切削力如式（2）所示[17]，刀具受到的實(shí)際切削力為同時參與加工的所有磨粒切削力的矢量和。由于加工過程為間歇式微量接觸磨削，同一時刻參與加工的磨粒數(shù)量較少，并且切削力的峰值交錯出現(xiàn)，因而可以大大減小切削力，同時避免局部壓力過大造成的陶瓷基復(fù)材撕裂等缺陷。

式中，M為刀具振動部分的等價質(zhì)量；W為刀具的靜態(tài)負(fù)載；Δt為一次振動時刀具與工件的接觸時間；N為參與切削的磨粒數(shù)。

1.2 陶瓷基復(fù)合材料制孔缺陷分析

圖2為常見的陶瓷基復(fù)合材料制孔缺陷?？梢?，入口缺陷很小，其損傷為切削時的材料去除造成，以切屑方式排出[3]；出口缺陷則顯著，其損傷為切削時底層材料失去支撐造成，損傷處的材料以塊狀形式掉落[4]。

圖2 陶瓷基復(fù)合材料制孔常見缺陷Fig.2 Common defects in ceramic matrix composites

陶瓷基復(fù)合材料出口的典型缺陷特征如圖3所示，從圖3（b）可以看到毛刺、崩邊和撕裂等多種出口缺陷。進(jìn)一步觀察可知，相比于毛刺和崩邊，撕裂缺陷更為顯著，可以認(rèn)為是陶瓷基復(fù)合材料制孔加工出口的主要缺陷。因此，本文主要研究出口撕裂缺陷的特征及其預(yù)防策略。

圖3 陶瓷基復(fù)合材料制孔出口典型缺陷特征Fig.3 Typical defect characteristics of the exit of ceramic matrix composites

如圖3（a）所示，首先根據(jù)撕裂區(qū)域形貌利用紅色曲線將其輪廓繪出，并將此封閉區(qū)域定義為撕裂面積。在復(fù)合材料制孔出口缺陷評估方面，通常以最大撕裂長度與孔徑比值作為參考來評估撕裂程度，這種僅考慮長度的一維方法對缺陷的評估不夠全面，因此本文采用一種考慮撕裂面積的二維評估方法，計(jì)算公式如式（3）所示。

式中，At為出口撕裂面積；Ah為孔的面積。

計(jì)算出口撕裂面積因子需要獲取撕裂區(qū)域的面積，為了便于求解，首先按圖4所示方法處理撕裂缺陷的顯微圖像，以藍(lán)色填充加工區(qū)域，以紅色填充撕裂區(qū)域；然后分別得到紅色區(qū)域和藍(lán)色區(qū)域的像素值，并根據(jù)兩者像素值大小準(zhǔn)確計(jì)算出孔出口的撕裂面積因子。

圖4 撕裂面積因子求解示意圖Fig.4 Schematic of calculating the tearing area factor

2 工藝參數(shù)對制孔質(zhì)量的 影響規(guī)律研究

在陶瓷基復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔中，進(jìn)給速度、主軸轉(zhuǎn)速和超聲振幅等工藝參數(shù)對制孔質(zhì)量具有重要影響。為了研究這些參數(shù)對制孔質(zhì)量的具體影響規(guī)律，本文通過多因素多水平正交試驗(yàn)，以及方差分析和極差分析等方法進(jìn)行了系統(tǒng)研究。此外還研究了刀具磨損對制孔質(zhì)量的影響規(guī)律，確定了刀具的壽命。

2.1 試驗(yàn)條件

圖5為陶瓷基復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔試驗(yàn)系統(tǒng)，該系統(tǒng)主要包括工業(yè)機(jī)器人、末端執(zhí)行器、C/SiC疊層試片、測力儀、固定支架、防爆吸塵器等。其中，工業(yè)機(jī)器人型號為KUKA KR600，額定負(fù)載600 kg，臂展2826 mm；末端執(zhí)行器為制孔執(zhí)行設(shè)備，集成了旋轉(zhuǎn)超聲振動制孔單元、孔徑檢測單元、視覺檢測單元、自動送釘和插釘單元等，主軸最大轉(zhuǎn)速21000 r/min；疊層試片安裝在測力儀上，測力儀安裝在固定支架上；制孔產(chǎn)生的粉末顆粒由防爆吸塵器自動處理。

圖5 陶瓷基復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.5 Rotary ultrasonic drilling test system for ceramic matrix composites

圖6為制孔試驗(yàn)所用的釬焊金剛石套料鉆，公稱直徑3 mm。試驗(yàn)采用的C/SiC疊層試片由CVI法制備而成，單層厚度4 mm，疊層厚度8 mm。刀具采用Φ3套料鉆，磨粒目數(shù)40~45 目，材料為釬焊金剛石顆粒（尺寸405~415 μm）；工件厚度為4 mm×2 mm，材料為C/SiC。

圖6 金剛石套料鉆Fig.6 Diamond nesting drill

制孔試驗(yàn)中，切削力由Kistler 9257B測力儀系統(tǒng)測量，該系統(tǒng)包括信號采集傳感器、電荷放大器、數(shù)據(jù)處理軟件等，可以實(shí)時采集并顯示切削力大小，測力儀X和Y向靈敏度為–7.5 pC/N，Z向?yàn)楱C3.7 pC/N。制孔完成后，用Dino-Lite手持式數(shù)碼顯微鏡獲取出口質(zhì)量信息，并通過專用軟件ID_STRING1進(jìn)行拍照和圖像處理，可從10倍到500倍自由改變倍率；采用Bowers公司的XT系列數(shù)顯內(nèi)徑千分尺測量孔徑，其測量范圍為2~20 mm，測量精度為2 μm。

2.2 加工參數(shù)對制孔質(zhì)量的影響規(guī)律研究

2.2.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

根據(jù)制孔相關(guān)工藝參數(shù)數(shù)量以及各個參數(shù)的可選取值范圍，本文采用L16（43）正交表進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)[5]，各試驗(yàn)因素水平如表1所示。此外，根據(jù)刀具和制孔系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特性，為了使刀具處于軸向諧振狀態(tài)，發(fā)揮最好的加工性能，超聲振動頻率設(shè)置為29.7 kHz。此外，為了消除刀具磨損對試驗(yàn)結(jié)果的影響，重復(fù)進(jìn)行了兩組正交試驗(yàn)，分別按照正交表的正序和逆序進(jìn)行。

表1 工藝參數(shù)與因素水平表Table 1 Process parameters and factor levels table

2.2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

陶瓷基復(fù)合材料制孔出口撕裂是制孔質(zhì)量的外在表現(xiàn)，軸向力大小是制孔質(zhì)量的內(nèi)在成因，而孔徑誤差則是制孔精度的體現(xiàn)。因此，本文以制孔軸向力、出口撕裂面積因子和孔徑精度來評價正交試驗(yàn)的結(jié)果。

（1）切削力分析。

圖7為制孔試驗(yàn)中測力儀采集到的一組軸向力信號，可見制孔過程分為5個階段，分別為入口、穩(wěn)定切削、疊層界面、穩(wěn)定切削、出口等，由于入口、疊層界面和出口處都不是滿切狀態(tài)，本文僅考慮兩次穩(wěn)定切削的力信號，并以其平均值作為軸向力來分析。

圖7 軸向力信號Fig.7 Axial force signal

圖8為制孔軸向力與各因素之間關(guān)系的變化趨勢圖。由圖8（a）可見，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，軸向力緩慢減小，最終趨于平穩(wěn)；由圖8（b）可見，隨著進(jìn)給速度的增大，軸向力呈快速增大的趨勢；由圖8（c）可見，隨著超聲振幅的增大，軸向力上下波動，但整體變化較小。

圖8 軸向力與各因素之間的關(guān)系Fig.8 Relationship of axial force and various factors

（2）出口質(zhì)量分析。

圖9為制孔出口撕裂面積因子與各因素之間關(guān)系的變化趨勢圖。由圖9（a）可見，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大，撕裂面積因子逐漸減小，最終趨于平穩(wěn)；由圖9（b）可見，隨著進(jìn)給速度的增大，撕裂面積因子呈快速增大的趨勢；由圖9（c）可見，隨著超聲振幅的增大，撕裂面積因子緩慢減小，并逐漸趨于平穩(wěn)。

圖9 出口撕裂面積因子與各因素之間的關(guān)系Fig.9 Relationship of tearing area factor and various factors

（3）孔徑精度分析。

圖10為平均孔徑與各因素之間關(guān)系的變化趨勢圖?？梢姡骄讖诫S著主軸轉(zhuǎn)速的升高有微小下降的趨勢，而隨著進(jìn)給速度和超聲振幅的變化則沒有明顯規(guī)律。

圖10 平均孔徑與各因素之間的關(guān)系Fig.10 Relationship of average pore size and various factors

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對以上3個指標(biāo)進(jìn)行極差分析，得到結(jié)果如表2所示?？芍?，工藝參數(shù)對平均孔徑的影響不顯著。而除平均孔徑外，工藝參數(shù)對其他指標(biāo)的影響均為進(jìn)給速度>主軸轉(zhuǎn)速>超聲振幅。

表2 評價指標(biāo)極差分析Table 2 Evaluation index range analysis

進(jìn)一步對3個指標(biāo)進(jìn)行方差分析，得到結(jié)果如表3所示?？芍?，在軸向力方面，進(jìn)給速度影響最大，主軸轉(zhuǎn)速有較大影響，而超聲振幅幾乎沒有影響；在出口撕裂方面，進(jìn)給速度影響最大，主軸轉(zhuǎn)速有較大影響，而超聲振幅幾乎沒有影響；在孔徑方面，各因素的影響均不顯著。進(jìn)一步分析可以發(fā)現(xiàn)，出口撕裂和軸向力與各因素之間的關(guān)系趨勢一致性很高，從數(shù)值上分析也具有相近的F值檢驗(yàn)結(jié)果，可見制孔出口撕裂缺陷的產(chǎn)生主要與軸向力的大小有關(guān)。

表3 方差分析Table 3 Variance analysis

由此，針對軸向力指標(biāo)，較優(yōu)工藝參數(shù)為主軸轉(zhuǎn)速10000 r/min、進(jìn)給速度9 mm/min、超聲振幅5 μm。針對撕裂面積因子指標(biāo)，較優(yōu)工藝參數(shù)為主軸轉(zhuǎn)速10000 r/min、進(jìn)給速度9 mm/min、超聲振幅7 μm。

2.2.3 工藝參數(shù)優(yōu)選

由以上分析可知，陶瓷基復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔時，主軸轉(zhuǎn)速對軸向力和出口撕裂缺陷具有一定影響，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速增大時，后兩者都會減小并趨于平穩(wěn)。由試驗(yàn)結(jié)果可知，主軸轉(zhuǎn)速為10000 r/min時，出口撕裂缺陷和軸向力已經(jīng)減小至平穩(wěn)狀態(tài)，因此主軸轉(zhuǎn)速最優(yōu)值確定為10000 r/min。

進(jìn)給速度對制孔軸向力和出口撕裂缺陷具有顯著影響，后兩者會隨著進(jìn)給速度的增大而增大。但考慮到試驗(yàn)結(jié)果中，分別以9 mm/min和15 mm/min的進(jìn)給速度制孔，軸向力和出口撕裂面積因子差距較小，因此為了提高制孔效率，將進(jìn)給速度的最優(yōu)值確定為15 mm/min。

超聲振幅對制孔軸向力和出口撕裂缺陷的影響較小，但考慮到振幅增大時，刀具在一個振動周期內(nèi)參與的切削量會變大，從而會導(dǎo)致刀具磨損加快，因此根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果將超聲振幅的最優(yōu)值確定為5 μm。

綜上可得，C/SiC陶瓷基復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔的最優(yōu)工藝參數(shù)為主軸轉(zhuǎn)速10000 r/min、進(jìn)給速度15 mm/min、超聲振幅5 μm。

2.3 刀具磨損對制孔質(zhì)量的影響規(guī)律研究

采用以上最優(yōu)工藝參數(shù)，以新的套料鉆進(jìn)一步開展陶瓷基復(fù)合材料制孔試驗(yàn)，以確定刀具磨損對制孔質(zhì)量的影響。圖11為制孔過程的軸向力、孔出口撕裂面積因子和孔徑變化曲線。可見，當(dāng)制孔數(shù)量在7~10個時，軸向力由3.217 N增大至7.977 N，撕裂面積因子也快速增長，這個階段為初始加工階段。由于刀具側(cè)面部分金剛石磨粒出露高度較大，這個階段的孔徑較大，但隨著這部分磨粒的快速磨損，孔徑尺寸逐漸進(jìn)入穩(wěn)定階段，如圖11（c）所示。

圖11 制孔過程的軸向力、孔出口撕裂面積因子和孔徑變化曲線Fig.11 Axial force, tearing area factor at hole exit and hole diameter change curves during hole making

當(dāng)制孔數(shù)量為10

當(dāng)制孔數(shù)目N≥50~55個時，軸向力繼續(xù)增大，最大值為10.777 N，這個階段為加工失效階段。此時孔徑尺寸出現(xiàn)大幅波動且逐漸減小，開始出現(xiàn)大量磨粒脫落和破碎現(xiàn)象，刀具逐漸失效。

圖12為出口質(zhì)量變化情況，可見隨著制孔數(shù)量的增多，陶瓷基復(fù)合材料出口撕裂缺陷越來越大，當(dāng)制孔序號為55時，出口撕裂損傷最為嚴(yán)重，此時撕裂面積因子為0.352。

圖12 出口質(zhì)量變化情況Fig.12 Changes of hole exit quality

綜合以上分析可知，以最優(yōu)工藝參數(shù)進(jìn)行陶瓷基復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔，對于8 mm厚的疊層試片，金剛石套料鉆可以穩(wěn)定制孔40個左右，孔徑誤差保持在0.02 mm以內(nèi)。需要注意的是，刀具在初始加工階段，由于刀具側(cè)面的金剛石磨粒出露高度不一致，前幾個孔的孔徑會偏大。對于這個問題，在實(shí)際應(yīng)用中可在新刀制孔前進(jìn)行試切操作，將刀具側(cè)面的金剛石磨粒出露高度快速磨損為一致。

3 最大制孔效率實(shí)現(xiàn)策略

在制孔加工中，質(zhì)量和效率是一對矛盾，提高制孔質(zhì)量常會引起制孔效率的下降。因此，在實(shí)際生產(chǎn)中，需要探索新的工藝策略，在不影響陶瓷基復(fù)合材料制孔質(zhì)量的前提下，達(dá)到制孔效率的最大化。

陶瓷基復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔效率主要取決于刀具的進(jìn)給速度。由上文的制孔試驗(yàn)結(jié)果可知，進(jìn)給速度與孔的出口質(zhì)量呈負(fù)相關(guān)，當(dāng)進(jìn)給速度較大時，孔的出口質(zhì)量較差；當(dāng)進(jìn)給速度較小時，孔的出口質(zhì)量較好?；谶@個規(guī)律，本節(jié)提出先快后慢的分段進(jìn)給工藝策略來完成陶瓷基復(fù)合材料旋轉(zhuǎn)超聲制孔，在不影響制孔質(zhì)量的同時實(shí)現(xiàn)制孔效率最大化。

為了驗(yàn)證分段進(jìn)給策略的有效性，在機(jī)器人旋轉(zhuǎn)超聲制孔系統(tǒng)中開展了3種加工策略的對比試驗(yàn)。如圖13所示。3種策略分別為： （1）進(jìn)給速度恒定27 mm/min； （2）進(jìn)給速度恒定9 mm/min； （3）進(jìn)給速度分段設(shè)置，第1段設(shè)為27 mm/min，第2段設(shè)為9 mm/min，速度切換點(diǎn)位于出口前1 mm處。在對比試驗(yàn)中，除了進(jìn)給速度的設(shè)置不同以外，其他參數(shù)均相同，即主軸轉(zhuǎn)速10000 r/min，超聲振幅5 μm，超聲頻率29.7 kHz。圖14為3種不同加工策略下孔的出口圖。

圖14 不同加工策略孔的出口Fig.14 Hole exit with different machining strategies

由圖13和14中可知，采用加工策略1制孔效率最高，但出口撕裂損傷也最大，出口撕裂面積因子平均值為0.32，難以滿足制孔質(zhì)量要求；采用加工策略2的制孔質(zhì)量最好，出口撕裂面積因子在0.05以內(nèi)，但制孔效率太低；而采用本節(jié)所提出的分段進(jìn)給策略，則不僅可以滿足制孔質(zhì)量要求，又可以顯著提高制孔效率。

圖13 加工策略對比Fig.13 Comparison of machining strategies

4 結(jié)論

（1）出口撕裂缺陷是陶瓷基復(fù)合材料制孔的主要缺陷特征，本文采用撕裂面積因子定量評估出口撕裂程度。

（2）旋轉(zhuǎn)超聲制孔工藝參數(shù)對軸向力和撕裂面積因子的影響顯著度從大到小依次為進(jìn)給速度、主軸轉(zhuǎn)速和超聲振幅。本文工藝試驗(yàn)確定的最優(yōu)制孔工藝參數(shù)為主軸旋轉(zhuǎn)速度10000 r/min，刀具進(jìn)給速度15 mm/min，旋轉(zhuǎn)超聲振幅5 μm。

（3）采用優(yōu)選參數(shù)進(jìn)行刀具磨損試驗(yàn)，結(jié)果表明，對于厚度為8 mm的C/SiC陶瓷基復(fù)合材料疊層試板，釬焊金剛石套料鉆可以穩(wěn)定制孔40個，孔徑精度達(dá)H9，撕裂面積因子在0.2以內(nèi)。

（4）綜合考慮制孔質(zhì)量與效率要求，采用先快后慢的分段進(jìn)給策略，第1段進(jìn)給速度設(shè)為27 mm/min，第2段設(shè)為9 mm/min，速度轉(zhuǎn)換點(diǎn)設(shè)置于出口前1 mm處，可以在保證制孔質(zhì)量的同時提高制孔效率。