CFRP定心內(nèi)齒槽的加工

蘇 飛 袁軍堂 汪振華 鄧朝暉

(1 湖南科技大學(xué)，機(jī)電工程學(xué)院難加工材料高效精密加工湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湘潭 411201) (2 南京理工大學(xué)，機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094)

CFRP定心內(nèi)齒槽的加工

蘇 飛1袁軍堂2汪振華2鄧朝暉1

(1 湖南科技大學(xué)，機(jī)電工程學(xué)院難加工材料高效精密加工湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湘潭 411201) (2 南京理工大學(xué)，機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094)

文 摘 以CFRP復(fù)合構(gòu)件為研究對(duì)象，采用橫刃減小的成形刀片對(duì)復(fù)合構(gòu)件孔內(nèi)定心齒槽進(jìn)行加工試驗(yàn)，分析刀片橫刃大小與走刀路徑對(duì)切削力的影響規(guī)律。結(jié)果表明：刀片橫刃的減小有利于切削力的降低，但橫刃減小到0.5 mm時(shí)，切削力減小的趨勢(shì)變緩；采用橫刃為0.5 mm的刀片沿著齒槽輪廓一次進(jìn)給完成齒槽加工的走刀方式，其單齒加工時(shí)間較短、切削力較小、加工質(zhì)量較好，該種齒槽加工方案較為合理。

平紋CFRP，齒槽，PCD刀片，復(fù)合構(gòu)件，成形刀具

0 引言

CFRP具有比強(qiáng)度高、比模量大等優(yōu)異性能，在航空航天、國(guó)防行業(yè)具有廣泛的應(yīng)用前景[1-2]。由于復(fù)合材料成型工藝技術(shù)的制約，在復(fù)合構(gòu)件制作中難以預(yù)留各種孔、槽等。為了滿(mǎn)足復(fù)合構(gòu)件的裝配要求，往往需要進(jìn)行二次加工。碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料屬于典型的難加工材料，加工中易出現(xiàn)難以預(yù)料的各種加工問(wèn)題，如各種加工缺陷、加工環(huán)境極具惡劣性等[3-4]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者在碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料鉆、銑削加工方面的研究較多。YIGIT KARPAT等[5]使用兩種不同的刀具對(duì)單向CFRP材料進(jìn)行銑削，研究了不同纖維取向下的切削力和加工質(zhì)量；LIU Jie等[6-7]采用立銑刀通過(guò)螺旋銑孔的方法進(jìn)行制孔，深入分析了螺旋銑孔的切削力和加工質(zhì)量等；鮑永杰等[8-9]通過(guò)CFRP的鉆削加工，分析了鉆孔缺陷產(chǎn)生的過(guò)程；蘇飛等[10]提出采用T型銑刀進(jìn)行切制齒槽的試驗(yàn)研究，分析了齒槽最外層表面加工缺陷的形成機(jī)制。

然而，在某些CFRP零部件加工中，普通的鉆削和銑削加工存在一定局限性，如在復(fù)合構(gòu)件的孔內(nèi)切制大量的細(xì)小齒槽，則需要更具針對(duì)性的加工工藝方法。目前，關(guān)于孔內(nèi)齒槽加工方面的研究極為少見(jiàn)。

此外，在孔內(nèi)齒槽加工過(guò)程中，采用尖齒刀片沿著齒槽外形輪廓一層層的去除材料，其加工效率低下，而且刀尖部位的強(qiáng)度較難保證。而采用完全成形的刀具通過(guò)一次性切入工件完成齒槽加工，其走刀路徑簡(jiǎn)單，但切削振動(dòng)劇烈，切削力過(guò)大，易導(dǎo)致刀片的破損，反而降低加工效率。因此，為了兼顧切削力的降低，以及加工效率和刀尖部位強(qiáng)度的提高，可以將橫刃適當(dāng)減小。

本文以碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料復(fù)合構(gòu)件為研究對(duì)象，通過(guò)改變刀片橫刃大小和走刀路徑展開(kāi)復(fù)合構(gòu)件定心內(nèi)齒槽的加工試驗(yàn)，重點(diǎn)分析橫刃大小和走刀路徑對(duì)切削力的影響規(guī)律，進(jìn)而尋求高效、高質(zhì)量的CFRP復(fù)合構(gòu)件定心齒槽的加工技術(shù)。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)條件

試驗(yàn)構(gòu)件是由3瓣120°扇形瓣?duì)畹钠郊y編織碳纖維增強(qiáng)樹(shù)脂基復(fù)合材料(CFRP)構(gòu)件組合而成，需要切制的齒槽形狀和尺寸如圖1所示。

圖1 某制件半成品的孔內(nèi)定心齒槽

在定心內(nèi)齒槽的加工前應(yīng)對(duì)3瓣構(gòu)件的扇形進(jìn)行修正，并精加工扇形側(cè)面，保證扇形側(cè)面貼合緊密。試驗(yàn)構(gòu)件尺寸為外徑120 mm，內(nèi)徑23 mm，長(zhǎng)230 mm。由于復(fù)合構(gòu)件的內(nèi)孔通常屬于深長(zhǎng)孔，在孔內(nèi)齒槽的加工過(guò)程中刀桿懸伸的長(zhǎng)徑比往往超過(guò)10，切削過(guò)程中刀具的振動(dòng)極為嚴(yán)重，導(dǎo)致刀具極易破損。在復(fù)合構(gòu)件的實(shí)際加工中，為了保證孔內(nèi)齒槽的加工精度，常在孔完成后直接進(jìn)行齒槽加工?？紤]到加工方法的實(shí)用性、經(jīng)濟(jì)性和易操作性，提出采用鏜削的加工方法對(duì)孔內(nèi)齒槽進(jìn)行加工。

試驗(yàn)在CK6140數(shù)控車(chē)床上進(jìn)行，試驗(yàn)過(guò)程中采用大功率吸塵器排屑和促使切削熱散發(fā)。測(cè)力系統(tǒng)包括Kistler公司提供的9119AA2測(cè)力儀、5697A數(shù)據(jù)采集器、5080多通道電荷放大器以及PC等。為了提高鏜桿的靜剛度，降低切削振動(dòng)，選用硬質(zhì)合金材料制作鏜桿，刀桿總長(zhǎng)260 mm，鏜桿直徑為16 mm。試驗(yàn)采用釬焊PCD刀片，刀片與刀桿之間通過(guò)螺釘連接。試驗(yàn)裝置和測(cè)力系統(tǒng)如圖2所示，圖中，F(xiàn)x為進(jìn)給切削力，F(xiàn)y為主切削力，F(xiàn)z為背向切削力。

(a) 試驗(yàn)裝置

(b) 測(cè)力系統(tǒng)

1.2 試驗(yàn)方案

為分析刀片橫刃大小和走刀路徑對(duì)切削力的影響規(guī)律，整個(gè)過(guò)程進(jìn)行了兩組試驗(yàn)，試驗(yàn)中，切削速度vc均為16.7 m/min，進(jìn)給量f均在2～5 μm/r，徑向切深均為1.5 mm。

(1)第一組試驗(yàn)

第一組試驗(yàn)使用兩種刀片，所使用的刀片如圖3(a)所示。P1刀片的橫刃為1 mm，P2刀片的橫刃為0.5 mm。采用P1和P2刀片進(jìn)行加工的走刀路徑如圖3 (b)所示。刀齒走刀路徑分切入階段和軸向進(jìn)給階段。在切入階段，刀片一次性切入工件1.5 mm，在軸向進(jìn)給階段，P1刀片軸向進(jìn)給1.85 mm，P2刀片軸向進(jìn)給2.35 mm。

圖3 刀片結(jié)構(gòu)與走刀方法

(2)第二組試驗(yàn)

采用橫刃減小的刀片進(jìn)行齒槽加工，其走刀方式較多，不同走刀方式下的加工效率、加工質(zhì)量和切削力均存在一定差異。分別采用橫刃減小的P1和P2刀片通過(guò)多種走刀路徑進(jìn)行齒槽加工試驗(yàn)。

采用P1刀片的走刀路徑分別有：路徑A—沿著齒槽輪廓進(jìn)行3次插齒，如圖4(a)所示；路徑B—將齒槽槽深分4等份，沿著齒槽輪廓分4次進(jìn)給完成齒槽加工，如圖4(b)所示；路徑C—將齒槽槽深分2等份，沿著齒槽輪廓分2次進(jìn)給完成齒槽加工，如圖4(c)所示；路徑D—沿著齒槽輪廓1次進(jìn)給完成齒槽加工，如圖3(b)所示。

P2刀片的走刀路徑分別有：路徑E—將齒槽槽深分2等份，沿著齒槽輪廓分2次進(jìn)給完成齒槽加工，與路徑C相同；路徑F—沿著齒槽輪廓1次進(jìn)給完成齒槽加工，與路徑D相同。

采用P1和P2刀片進(jìn)行齒槽加工，發(fā)現(xiàn)切入階段和軸向進(jìn)給階段的各切削分力存在明顯差異，如圖4(d)中主切削力的測(cè)試曲線(xiàn)所示。切入階段的切削分力明顯高于軸向進(jìn)給階段的切削分力，由于進(jìn)給量f在2～5 μm/r，f取值非常相近，在不同的進(jìn)給量下，各向切削分力和合力相差較小。因此，為了便于比較，以這兩個(gè)階段各向切削力最大值的均值來(lái)衡量切削力的大小。此外，路徑A的走刀方式與其它5種走刀方式完全不同，且路徑A的第1、2和3次走刀的切削力大小基本相同。為了便于比較，只將路徑A的第1次走刀的切削力與其他5種路徑中單次走刀的切削力進(jìn)行對(duì)比。

圖4 走刀路徑和切削力曲線(xiàn)

圖4中，Sp1、Sp2、Sp3和Sp4分別為路徑B第1、2、3和4次走刀切出側(cè)的切削層橫截面；Sd1和Sd2分別為路徑C切出側(cè)的切削層橫截面。

試驗(yàn)通過(guò)三向分力計(jì)算了切削力的合力F合，通過(guò)切削合力的大小可以判斷刀具所承受總載荷的大小，合力的計(jì)算公式如式(1)所示。

(1)

2 結(jié)果與分析

2.1 刀片橫刃對(duì)切削力的影響規(guī)律

分別采用橫刃減小的P1和P2刀片進(jìn)行齒槽加工試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。由圖5(a)和(b)可知：(1)在切入階段，橫刃和第Ⅰ、Ⅱ側(cè)刃均參與切削，而在軸向進(jìn)給階段只有橫刃和第Ⅰ側(cè)刃參與切削，刀具與工件的接觸面積明顯減小，因此，軸向進(jìn)給階段的切削力明顯低于切入階段的切削力；(2)除軸向進(jìn)給階段P1刀片的主切削力比P2刀片的主切削力略小6.4N外，切入階段和軸向進(jìn)給階段P1刀片的軸向力、背向進(jìn)給力和合力均高于P2刀片的。其中，切入階段P1刀片的軸向力、主切削力、背向進(jìn)給力和合力比P2刀片的相應(yīng)切削力分別高出62.6、14.4、28.9和41.6N。軸向進(jìn)給階段P1刀片的軸向力、背向進(jìn)給力和合力比P2刀片的相應(yīng)切削力分別高出33.9、16和6.9N。

綜上可見(jiàn)，P1刀片的橫刃是P2刀片的2倍，P2刀片各階段相應(yīng)分力和合力比P1刀片的有所降低，但降低幅度較小。因此，刀片橫刃的減小有利于切削力的降低，但當(dāng)橫刃減小到一定時(shí)，切削力不會(huì)因?yàn)闄M刃的成倍減小而明顯降低。

圖5 P1和P2刀片切削分力和合力

2.2 走刀路徑對(duì)切削力的影響規(guī)律

采用橫刃減小的P1和P2刀片按一定走刀路徑進(jìn)行齒槽加工，在避免切削力過(guò)大的前提下，適當(dāng)?shù)奶岣吡思庸ば?，是齒槽加工切實(shí)可行的方法。試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖6(a)～(d)。

由圖6(a)～(d)可知：(1)各階段中，路徑A的切削分力和合力均較大，刀具所承受的總載荷高達(dá)446N，可見(jiàn)，這種走刀路徑對(duì)刀具的受力狀態(tài)并沒(méi)有明顯改善，而且齒槽內(nèi)側(cè)切削表面上出現(xiàn)明顯刀紋和刀痕，如圖6(e)所示，這些刀紋和刀痕嚴(yán)重影響切削表面的粗糙度，因此，從加工質(zhì)量和切削力來(lái)看，采用路徑A的走刀方式進(jìn)行齒槽加工不可??；(2)采用P1刀片分別通過(guò)了1、2和4次走刀進(jìn)行齒槽加工(即路徑D、路徑C和路徑B)，隨著走刀次數(shù)的增多，切削層的橫截面面積有所減小，各階段的切削分力和合力有所降低，從各階段的切削分力和合力來(lái)看，路徑B和路徑C的切削力相差不大，而路徑C與路徑D的切削力相差較大，可見(jiàn)分多次走刀能降低切削力，但隨著走刀次數(shù)的增多，切削力的降低趨勢(shì)會(huì)變緩，且單個(gè)齒槽加工的時(shí)間會(huì)增加，對(duì)加工效率的提高不利，因此，走刀次數(shù)不宜過(guò)多；(3)采用P1刀片進(jìn)行齒槽加工，齒槽內(nèi)側(cè)切削表面出現(xiàn)明顯的刀紋，采用P2刀片進(jìn)行齒槽加工，齒槽內(nèi)側(cè)切削表面沒(méi)有明顯的刀紋，切削表面的粗糙度明顯低于前者，如圖6(e)所示。

(c) 對(duì)Fz的影響

(d) 對(duì)F合的影響

各走刀路徑下，單個(gè)齒槽的走刀時(shí)間直接影響各走刀方式的加工效率，因此，對(duì)各走刀路徑下單個(gè)齒槽的走刀時(shí)間進(jìn)行計(jì)算。假設(shè)在相同進(jìn)給量f和切削速度vc下，各走刀方式下單個(gè)齒槽的加工時(shí)間為：

(2)

式中，T為單個(gè)齒槽的加工時(shí)間，t為單次走刀時(shí)間，N為走刀次數(shù)，L1為單次走刀行程，vf為進(jìn)給速度。計(jì)算過(guò)程中，由于快速走刀時(shí)間較短，因此忽略快速走刀時(shí)間。

在切削速度vc=16.7 m/min下，刀片向孔內(nèi)側(cè)的切深約1.5 mm，按最大的進(jìn)給量f(即f=5 μm/r)進(jìn)行計(jì)算，路徑A、B、C、D、E和F的單個(gè)齒槽走刀時(shí)間分別為：3.9、7.7、4.5、2.9、5.4和3.3 min。

由此可見(jiàn)：(1)走刀路徑A單個(gè)齒槽的走刀時(shí)間并沒(méi)有減少，因此，再一次驗(yàn)證了路徑A走刀方式的不可行性；(2)路徑B單個(gè)齒槽的走刀時(shí)間明顯較高，加工效率低下，因此，路徑B的走刀方式也不可取；(3)路徑C和路徑E單個(gè)齒槽的走刀時(shí)間接近，且切削力相對(duì)較小，齒槽內(nèi)側(cè)切削表面粗糙度較低，特別是路徑E，因此，路徑C和路徑E具有一定的可行性；(4)路徑D單個(gè)齒槽的走刀時(shí)間最小，加工效率有一定優(yōu)勢(shì)，但切削力較大，且切削表面存在較明顯的刀紋，因此，綜合考慮加工效率、切削力和切削表面質(zhì)量，路徑D并不理想；(5)路徑F單個(gè)齒槽的走刀時(shí)間較小，加工效率具有一定優(yōu)勢(shì)，切削力較低，齒槽內(nèi)側(cè)切削表面較為光潔，切削表面的加工質(zhì)量較好，由此可見(jiàn)，路徑F在加工效率、切削力和切削表面質(zhì)量上都具有一定優(yōu)勢(shì)。

綜上可見(jiàn)，基于對(duì)加工效率、切削力和切削表面加工質(zhì)量的綜合考慮，采用橫刃為1 mm的P1刀片通過(guò)路徑C走刀進(jìn)行齒槽加工，以及采用橫刃為0.5 mm的P2刀片通過(guò)路徑E或路徑F走刀進(jìn)行齒槽加工均具有可行性，其中，采用橫刃為0.5 mm的P2刀片通過(guò)路徑F走刀進(jìn)行齒槽加工較為合理，走刀路徑也較為簡(jiǎn)單。

3 結(jié)論

(1)齒槽刀片橫刃的減小有利于切削力的降低，當(dāng)橫刃減小到0.5 mm時(shí)，切削力不會(huì)因?yàn)闄M刃的成倍減小而呈明顯降低；

(2)采用橫刃為0.5 mm的齒槽刀片沿著齒槽輪廓1次進(jìn)給完成齒槽加工的走刀方式，其單齒加工時(shí)間較短、切削力較小、加工質(zhì)量較好，該種齒槽加工方案較為合理，其走刀路徑也較為簡(jiǎn)單。

[1] WOLFGANG Hintze,MARCEL Cordes,GREGOR Koerkel.Influence of weave structure on delamination when milling CFRP[J].Journal of Materials Processing Technology,2015,216:199-205.

[2] 周井文,陳燕,傅玉燦,等.進(jìn)給速度對(duì)不同纖維方向CFRP銑削表面形貌的影響[J].復(fù)合材料學(xué)報(bào),2015,32(2):370-377.

[3] WANG Haijin,SUN Jie,LI Jianfeng,et al.Investigation on delamination morphology during drilling composite laminates[J].International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2014,74(1):257-266.

[4] XU Jinyang,AN Qinglong,CAI Xiaojiang,et al.Drilling machinability evaluation on new developed high-strength T800S/250F CFRP laminates[J].International Journal of Precision Engineering and Manufacturing,2013,14(10):1687-1696.

[6] LIU Jie,CHEN Guang,JI Chunhui,et al.An investigation of workpiece temperature variation of helical milling for carbon fiber reinforced plastics(CFRP)[J]. International Journal of Machine Tools & Manufacture,2014,86:89-103.

[7] CHEN Xuemei,CHEN Qingliang,HE Fengtao,et al.Experimental study on orbital drilling force and machining quality of CFRP[J].Advanced Materials Research,2015,1061-1062:542-549.

[8] 鮑永杰.C/E復(fù)合材料制孔缺陷成因與高效制孔技術(shù)[D]. 大連：大連理工大學(xué), 2010.

[9] 鮑永杰,高航,馬海龍,等.單向C/E復(fù)合材料磨削制孔溫度場(chǎng)模型的研究[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2012,48(1):169-176.

[10] 蘇飛,袁軍堂,程寓.碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料T型齒槽加工缺陷的形成機(jī)制[J].復(fù)合材料學(xué)報(bào),2014,31(5):1127-1133.

Processing of Centring-Slots of CFRP

SU Fei1YUAN Juntang2WANG Zhenhua2DENG Zhaohui1

(1 School of Mechanical and Electrical Engineering Hunan Provincial Key Laboratory of High Efficiency and Precision Machining of Difficult-to-Cut Material, Hunan University of Science and Technology,Xiangtan 411201)(2 School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology,Nanjing 210094)

The carbon fiber-reinforced plastics composite components were taken as research object, the experiments of the centring-slots in a hole were carried out by the forming cutters with reduced chisel edge.The effects of the chisel edge size and of the moving route of the cutter on the cutting forces were investigated.The results show that when the chisel edge of the cutters reduces, the cutting forces tends to decrease,but the trend of the degression of the cutting forces become slow when the chisel edge is reduced to 0.5 mm.The processing scheme is of short single tooth processing time,low cutting forces, and excellent processing quality,which is one time feeding to finish a slot using the forming cutters with 0.5 mm chisel edge. It is a reasonable processing scheme.

Plain-woven CFRP，Slots，PCD cutter，Residual factor，Composite cmponent，F(xiàn)orming cutters

2016-08-01；

2017-03-06

“十二五”國(guó)防預(yù)研課題(62201060402)

蘇飛，1984年出生，博士，研究方向：先進(jìn)制造工藝與裝備。E-mail:sfeihe@163.com

袁軍堂，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向：先進(jìn)制造工藝與裝備。E-mail：mcl06@mail.njust.edu.cn

TQ327

10.12044/j.issn.1007-2330.2017.03.021