飛機(jī)鈦合金蒙皮戰(zhàn)傷便攜氣動(dòng)銑切試驗(yàn)研究

高 昆 任延岫 朱 悅 齊樂華 羅 俊

1.湖南省飛機(jī)維修工程技術(shù)研究中心飛機(jī)涂層與結(jié)構(gòu)修復(fù)研究室,長沙,410124 2.空軍航空維修技術(shù)學(xué)院航空機(jī)電設(shè)備維修學(xué)院,長沙,4101243.西北工業(yè)大學(xué)機(jī)電學(xué)院,西安,710072

0 引言

軍用飛機(jī)在作戰(zhàn)中會(huì)遭受多種攻擊,對(duì)評(píng)估為可修復(fù)損傷的飛機(jī)實(shí)施快速(24～48 h內(nèi))、有效(恢復(fù)或部分恢復(fù)飛行和作戰(zhàn)能力)的戰(zhàn)傷搶修,是損傷飛機(jī)“重生”的最佳方式[1],對(duì)保持空中持續(xù)作戰(zhàn)力具有極為重要的軍事意義。雖然很多戰(zhàn)傷部附件可采用換件維修,但機(jī)體蒙皮的各種撕裂狀帶尖角孔洞的結(jié)構(gòu)損傷[2]必須在損傷原位處得到快速搶修。采用各種切割工具將破孔損傷切割成規(guī)整形狀,再利用膠接、鉚接等手段恢復(fù)或部分恢復(fù)其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度[1-2],是飛機(jī)結(jié)構(gòu)戰(zhàn)傷搶修的常用方法。難加工材料鈦合金[3-4]在現(xiàn)代軍機(jī)蒙皮上得到大量應(yīng)用,但現(xiàn)有鋁合金蒙皮切割技術(shù)無法適用于鈦合金蒙皮[2],而激光[5]、聚能爆破[6]等高能技術(shù)又無法保證飛機(jī)整體及相關(guān)構(gòu)件的安全。目前,鈦合金蒙皮損傷難以在原位得到快速切割已成為飛機(jī)鈦合金蒙皮戰(zhàn)傷搶修的技術(shù)瓶頸[5-6],注意到俄烏沖突中,軍機(jī)高強(qiáng)度的低空突防更易遭受各種貫穿傷,可以說鈦合金蒙皮戰(zhàn)傷搶修技術(shù)的應(yīng)用價(jià)值極大,將直接影響戰(zhàn)機(jī)出勤率。

氣動(dòng)切削具有便攜、防爆、動(dòng)力源易獲得、等體積輸出扭矩大等優(yōu)勢,是解決飛機(jī)鈦合金蒙皮損傷切割較為理想且可行的技術(shù)方法。但鈦合金屬于典型難加工材料,實(shí)現(xiàn)該技術(shù)必須解決以下關(guān)鍵問題:①弱剛度切削——在切割裝置結(jié)構(gòu)、操作方式等方面需克服便攜氣動(dòng)切削工藝系統(tǒng)剛度不足的問題[6],以實(shí)現(xiàn)鈦合金蒙皮的有效切削;②氣動(dòng)馬達(dá)合理工作段的切削參數(shù)——與電動(dòng)機(jī)不同,氣動(dòng)馬達(dá)的瞬時(shí)功率和扭矩易受外部負(fù)載影響[7],使氣動(dòng)切削各參數(shù)之間交織作用,始終處于變化中,應(yīng)選取合適的切削參數(shù)和工藝措施,充分發(fā)揮氣動(dòng)馬達(dá)的切削能力,提高切割質(zhì)量;③機(jī)體切割潤滑——安全、有效的機(jī)體原位切割潤滑[8]可以減少刀具磨損[9-10],提高搶修效率。盡管機(jī)床條件下的鈦合金切削研究[11-14]已較多,但目前尚未有直接針對(duì)鈦合金蒙皮破孔的便攜切割裝置見于報(bào)道,也未見針對(duì)飛機(jī)原位工況下的鈦合金蒙皮氣動(dòng)銑削工藝研究。鑒于此,筆者設(shè)計(jì)、開發(fā)了鈦合金蒙皮損傷原位處的便攜氣動(dòng)銑切裝置,并集成自研的復(fù)合油霧噴射潤滑[8,15](combined mist-jet,CMJ)系統(tǒng)和關(guān)鍵切削參數(shù)測量系統(tǒng)等,研發(fā)了一套飛機(jī)蒙皮便攜氣動(dòng)切削試驗(yàn)平臺(tái)。通過鈦合金蒙皮氣動(dòng)銑削試驗(yàn)獲得優(yōu)化工藝,實(shí)現(xiàn)了機(jī)體蒙皮原位切割。

1 飛機(jī)蒙皮便攜氣動(dòng)切削試驗(yàn)平臺(tái)設(shè)計(jì)與研發(fā)

圓形切孔是處理蒙皮破孔的最常用切割形狀,本研究針對(duì)圓形切孔,研發(fā)了飛機(jī)蒙皮便攜氣動(dòng)切削試驗(yàn)平臺(tái),如圖1所示。

(a)結(jié)構(gòu)示意圖 (b)試驗(yàn)現(xiàn)場圖照片圖1 飛機(jī)蒙皮便攜氣動(dòng)切削試驗(yàn)平臺(tái)Fig.1 Portable pneumatic cutting test platformfor cutting aircraft skins

1.1 便攜氣動(dòng)銑切裝置

開發(fā)的面向圓形切孔的便攜銑切裝置如圖1a左下方所示,主要由氣動(dòng)馬達(dá)、夾緊機(jī)構(gòu)、橫切機(jī)構(gòu)、旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)和強(qiáng)力吸盤等組成。所用氣動(dòng)馬達(dá)為英格索蘭正向銑削馬達(dá)(Ingersoll Rand,8232),其前端夾頭用于夾持小直徑圓柱螺旋銑刀實(shí)現(xiàn)銑削主運(yùn)動(dòng)n。夾持機(jī)構(gòu)用于保持氣動(dòng)馬達(dá)穩(wěn)固。橫向進(jìn)給機(jī)構(gòu)可在絲杠的驅(qū)動(dòng)下將馬達(dá)軸線O1O′1平移到O2O′2的偏心處,偏心距δ可由其上的刻度尺讀出,所切圓孔的半徑R即為偏心距δ和銑刀半徑r之和。旋轉(zhuǎn)夾緊機(jī)構(gòu)上的手柄就能實(shí)現(xiàn)圓弧進(jìn)給運(yùn)動(dòng)f。吸盤為強(qiáng)力無源吸盤,可使整個(gè)工具在蒙皮表面快速安裝定位。為提高裝置剛度,進(jìn)而提高整個(gè)切削系統(tǒng)的剛度,在各活動(dòng)連接部位都設(shè)置了消除間隙的鎖緊設(shè)計(jì)。

1.2 復(fù)合油霧噴射潤滑裝置

如圖1a右側(cè)所示,CMJ潤滑系統(tǒng)[14]用于產(chǎn)生微量潤滑所需的CMJ霧滴。其中,CMJ集成箱內(nèi)部有油、水和氣三個(gè)發(fā)生回路,CMJ混合裝置使油、水等潤滑介質(zhì)與壓縮空氣進(jìn)行混合并由噴嘴噴出,形成包含微小水滴、油滴以及薄油膜包裹的水滴[7](oil on water,OoW)的霧狀混合體。復(fù)合油霧噴射用油量極少(約1～2 mL/min),對(duì)機(jī)體內(nèi)部影響微小,可與切屑同時(shí)清理。

1.3 切削參數(shù)測量系統(tǒng)

切削參數(shù)測量系統(tǒng)由切削力、切削溫度、銑削振動(dòng)和轉(zhuǎn)速測量等裝置組成。

(1)切削力測量。由于試驗(yàn)平臺(tái)結(jié)構(gòu)緊湊,無法使用標(biāo)準(zhǔn)切削力測力儀,為此設(shè)計(jì)了專用的切削力測量夾具,如圖1a左上方所示,通過固定在旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)上的夾具體及測試手柄之間的扭矩傳感器獲得操作扭矩M,再按圖2所示折算關(guān)系(Ff=M/R)獲取進(jìn)給方向切削力Ff。傳感器為非旋轉(zhuǎn)式靜態(tài)扭矩傳感器(北京三晶,JN338F),精度為0.1% (F.S),扭矩輸出為-5～5 V電壓信號(hào),動(dòng)態(tài)應(yīng)變波響應(yīng)時(shí)間為3.2 μs。

圖2 切削力Ff與操作扭矩M的折算關(guān)系Fig.2 Conversion relationship between cutting force Ff and operating torque M

(2)切削熱測量。采用預(yù)埋人工熱電偶法將0.8 mm熱電偶膠粘在薄壁鈦合金板底部尺寸為1 mm×1 mm線切割凹槽內(nèi)(圖1a右上)。銑削的同時(shí)切割熱電偶使其瞬間產(chǎn)生的毫伏級(jí)熱電勢信號(hào),經(jīng)過溫度變送器放大為標(biāo)準(zhǔn)電壓信號(hào),由采集儀記錄和保存,形成節(jié)點(diǎn)切削溫度。采集儀為日置高速便攜式記錄儀(HIOKI,8860-50),采樣頻率為100 Hz。

(3)刀具振動(dòng)測量。真實(shí)飛機(jī)機(jī)體的鈦合金蒙皮結(jié)構(gòu)剛度較高,而刀具為剛度薄弱環(huán)節(jié),試驗(yàn)選取靠近切削部位的銑刀表面作為激光測振采樣點(diǎn)(圖1a右下)。非接觸式激光數(shù)字測振儀(POLYTEC,PDV100)的頻率范圍為0～22 kHz,精度為±0.2%,量程為3 mm,允許最大速度為20 m/s,其振動(dòng)參數(shù)由測振儀自帶軟件記錄。

(4)轉(zhuǎn)速測量。轉(zhuǎn)速測量采用手持非接觸轉(zhuǎn)速計(jì)(特安斯,TASI-8740)測量,采用跟隨測量方式。為降低人為操作不穩(wěn)定因素的影響,切削力、熱、振動(dòng)和速度的讀取點(diǎn)都集中在一起,如圖2所示。轉(zhuǎn)速值為測量區(qū)域的多點(diǎn)平均值。

2 氣動(dòng)銑切試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)材料與刀具

試驗(yàn)材料均為鈦合金Ti6Al4V(TC4),其室溫力學(xué)性能如表1所示,厚度為1.5 mm。試驗(yàn)板材裁剪為120 mm×240 mm的試樣,試驗(yàn)前粘入熱電偶絲,最后通過4個(gè)φ4 mm鉚釘將試驗(yàn)件固定在試驗(yàn)臺(tái)上。驗(yàn)證試驗(yàn)材料為某型飛機(jī)機(jī)體段;銑刀選用4齒標(biāo)準(zhǔn)圓柱螺旋銑刀,螺旋升角為40°,材料為W6Mo5Cr4V2Al高速鋼,淬火硬度HRC65～67,直徑為6,8,10 mm;為防止?jié)櫥橘|(zhì)氧化、降解后令機(jī)體結(jié)構(gòu)發(fā)生腐蝕,潤滑系統(tǒng)中潤滑介質(zhì)為20號(hào)抗磨機(jī)油和純凈水。

表1 Ti6Al4V(TC4)鈦合金力學(xué)性能[4]

2.2 試驗(yàn)步驟與方法

先進(jìn)行氣動(dòng)銑削方式對(duì)比試驗(yàn),對(duì)比銑削操縱、銑刀振動(dòng)情況,選擇適合于便攜氣動(dòng)的銑削方式。再進(jìn)行切削參數(shù)優(yōu)選試驗(yàn),選擇適合于氣動(dòng)馬達(dá)工作段的切削參數(shù)組,對(duì)比CMJ潤滑和干切削條件下的刀具工作壽命情況,分析銑削形狀精度,提出改進(jìn)工藝措施。最后使用本研究開發(fā)的裝置和參數(shù),開展飛機(jī)蒙皮損傷原位處的切割驗(yàn)證試驗(yàn)。試驗(yàn)用切削潤滑參數(shù)如表2所示。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 銑削方式優(yōu)選

采用φ8 mm銑刀,設(shè)定銑削寬度ae為1 mm,分別進(jìn)行順銑和逆銑切削試驗(yàn),選取更適合于便攜氣動(dòng)的手工操作方式,以保證弱剛度條件下的切削工藝系統(tǒng)能實(shí)施鈦合金切削。

3.1.1順逆和逆銑對(duì)比試驗(yàn)

圖3所示為逆銑和順銑過程的對(duì)比。對(duì)比圖3a、圖3d的振動(dòng)頻譜可知:銑刀逆銑的振幅介于134～148 μm,呈現(xiàn)近似對(duì)稱形態(tài),而順銑則呈現(xiàn)非對(duì)稱形態(tài),負(fù)方向的振幅明顯較大,說明銑刀出現(xiàn)了明顯的彈性退讓。對(duì)比兩者的振動(dòng)頻率可知:銑刀逆銑振動(dòng)頻率高于順銑振動(dòng)頻率(在100 ms單位時(shí)間內(nèi),逆銑為6次完整振動(dòng),順銑僅有4次),說明在同等供氣和切削條件下,逆銑轉(zhuǎn)速高出順銑轉(zhuǎn)速約50%;對(duì)比圖3b、圖3e可知:逆銑切削過程較為平穩(wěn),銑削分力Ff均值為121 N(受手動(dòng)進(jìn)給快慢影響,范圍約80～140 N),而順銑切削力的大小、方向均不穩(wěn)定。對(duì)比圖3c、圖3f銑刀主切削刃形貌可知:逆銑銑刀的磨損為正常磨損,而在順銑時(shí)出現(xiàn)了非正常損壞。

3.1.2便攜氣動(dòng)銑切方式選取

順銑呈現(xiàn)刀具振幅不對(duì)稱、轉(zhuǎn)速低、刃口損壞、切削過程不穩(wěn)定現(xiàn)象的原因可以解釋為:順銑時(shí),刀齒切入瞬間的切削厚度最大,導(dǎo)致切削力瞬間增至最大而形成切削沖擊,使銑刀發(fā)生較大彈性退讓。同時(shí),由于氣動(dòng)馬達(dá)轉(zhuǎn)速可在33～38 ms內(nèi)迅速升至最高轉(zhuǎn)速[7],本試驗(yàn)由圖3d可知,順銑每個(gè)刀齒的時(shí)間間隔約25 ms,表明順銑切削中,刀齒都會(huì)升至較高轉(zhuǎn)速,受到連續(xù)、反復(fù)的沖擊,故刃口易出現(xiàn)非正常損壞。另外,連續(xù)的沖擊、降速也會(huì)造成切削轉(zhuǎn)速難以提高。從操作方面看,切削力不穩(wěn)定及其方向突變也會(huì)使手工進(jìn)給難以穩(wěn)定,進(jìn)一步加劇刀齒的損壞。而逆銑與之相反,切削層厚度由小變大,切削力上升平穩(wěn),刀齒受沖擊小,而且切削力方向始終與操作力相對(duì),可使手工操作較為穩(wěn)定。試驗(yàn)結(jié)果表明,便攜氣動(dòng)銑切應(yīng)選用逆銑方式,避免使用順銑方式。

(a)振幅(逆銑) (b)銑削分力(逆銑) (c)銑刀主切削刃形貌(逆銑)

(d)振幅(順銑) (e)銑削分力(順銑) (f)銑刀主切削刃形貌(順銑)圖3 刀具振動(dòng)、切削力和切削刃形貌對(duì)比Fig.3 Comparison of tool vibration,cutting edge morphology and cutting force

3.2 切削參數(shù)優(yōu)選

過高或過低的轉(zhuǎn)速都不適合氣動(dòng)切削,若將馬達(dá)轉(zhuǎn)速范圍等分為四段,如圖4a所示:馬達(dá)在中間的Ⅱ段和Ⅲ段具有功率高、扭矩適中的優(yōu)點(diǎn),適合于切削。在氣動(dòng)參數(shù)和進(jìn)給參數(shù)已確定的條件下,銑削寬度和銑刀直徑是影響切削負(fù)載、切削扭矩的主要因素,因此,需選擇合適的銑削寬度和銑刀直徑,將銑刀切削轉(zhuǎn)速保持在Ⅱ段和Ⅲ段工作段內(nèi)(粗加工使用Ⅱ段,精加工使用Ⅲ段),避免進(jìn)入Ⅰ、Ⅳ區(qū)域(紅色)。

3.2.1銑削寬度和銑刀直徑對(duì)比切削試驗(yàn)

圖4b、圖4c所示為銑削寬度和刀具直徑對(duì)切削轉(zhuǎn)速和切削溫度的影響。由圖4b可知,采用同樣直徑銑刀,其馬達(dá)實(shí)際轉(zhuǎn)速n隨著ae的增大而下降,而在ae不變情況下,切削時(shí)三種規(guī)格銑刀的實(shí)際轉(zhuǎn)速n并不相同,n隨銑刀直徑d的增大呈現(xiàn)降低趨勢。圖4c所示為刀刃經(jīng)過測量點(diǎn)時(shí)的瞬時(shí)切削溫度值,可知,切削溫度θ隨銑削寬度ae和銑刀直徑d的增大而降低。

3.2.2主要切削參數(shù)選取

從馬達(dá)轉(zhuǎn)速能否滿足合理工作段看:φ10 mm銑刀的銑削寬度范圍最大(ae=1～3 mm),而φ6 mm銑刀的銑削寬度范圍最小(ae只能取3 mm)。在設(shè)定同樣的銑削寬度時(shí),大直徑銑刀的轉(zhuǎn)速低于小直徑銑刀的轉(zhuǎn)速,其主因可能是大直徑銑刀剛度高、彈性讓刀量小,實(shí)際銑削寬度較大,造成轉(zhuǎn)速降低。從降低切削區(qū)溫度角度看,相同銑削寬度條件下,大直徑銑刀的實(shí)際切削轉(zhuǎn)速低,切削區(qū)溫度低,有利于保持切削刃的鋒利程度。但銑刀直徑也不宜過大,應(yīng)與破孔大小、切割范圍、馬達(dá)規(guī)格等實(shí)際條件相匹配。在本試驗(yàn)條件下,采用φ10 mm銑刀,ae取1～3 mm范圍(粗銑取大值,精銑取小值),可使馬達(dá)處于最佳工作段,便于發(fā)揮氣動(dòng)馬達(dá)的切削能力。

(a)氣動(dòng)馬達(dá)合理工作段 (b)ae、d對(duì)切削轉(zhuǎn)速的影響 (c)ae、d對(duì)切削溫度的影響圖4 銑削寬度和刀具直徑對(duì)馬達(dá)轉(zhuǎn)速影響Fig.4 The influence of milling width and tool diameter on motor speed

3.3 CMJ潤滑對(duì)刀具壽命的影響

提高刀具壽命、減少換刀時(shí)間,可縮短裝置使用的調(diào)整時(shí)間,有利于提高搶修效率。

3.3.1刀具壽命對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果

圖5a是采用φ10 mm銑刀,設(shè)定ae為2 mm時(shí),分別在CMJ噴射潤滑和干切削條件下,銑削長度與銑刀后刀面磨損量變化曲線,由圖可知,干切削的切削長度為320 mm時(shí),后刀面平均磨損帶寬度VB即達(dá)到0.3 mm,而CMJ潤滑的切削長度可達(dá)到1050 mm,從而提高刀具壽命至原壽命的228%。圖5b、圖5c對(duì)比了銑刀主切削刃和后刀面形貌,可知:干切削銑刀的主切削刃局部出現(xiàn)非正常磨損的崩齒現(xiàn)象,并附著有較為嚴(yán)重的積屑瘤,其后刀面上磨損嚴(yán)重,并在刃口一定距離的部位出現(xiàn)刀具材料剝落的現(xiàn)象。而采用CMJ潤滑的銑刀主切削刃為正常磨損,磨損量明顯較少,其后刀面有少量切屑粘黏。圖5d對(duì)比了兩種切削時(shí)的瞬時(shí)切削溫度,干切削平均溫度約465 ℃,而CMJ潤滑約為258 ℃,溫度降低幅度達(dá)44%。

3.3.2CMJ潤滑分析

干切削刀具壽命短的原因是缺乏有效潤滑和冷卻,在高溫和劇烈摩擦作用下導(dǎo)致主切削刃強(qiáng)度下降、積屑瘤出現(xiàn)[3]甚至崩刃。另外,后刀面剝落原因可能是銑削振動(dòng)致使后刀面與加工表面間產(chǎn)生嚴(yán)重摩擦和沖擊。而采用CMJ潤滑時(shí),CMJ霧滴中的OoW液滴體積較大,穿透能力強(qiáng)[8,10],同時(shí),高速噴射的水滴還能抑制質(zhì)量較小的微小油滴飛逸,能使更多的潤滑介質(zhì)進(jìn)入切削區(qū),達(dá)到減輕后刀面摩擦的目的。另外,使用了適量的水,還能增大切削液質(zhì)量和熱容量,提高散熱效率,增加散熱途徑[8,10],明顯降低切削區(qū)溫度,抑制冷作硬化程度,從而改善了銑刀磨損狀況。

(a)磨損帶寬度變化曲線

(b)干切削銑刀形貌(圖5a A處)

(c)CMJ潤滑銑刀形貌(圖5a B處)

(d)干切削和CMJ潤滑下的切削溫度圖5 銑刀壽命與形貌對(duì)比Fig.5 Comparison of cutter life and morphology

3.4 切孔形狀質(zhì)量分析

先切孔、后制補(bǔ)片,并盡可能減少機(jī)體切割量是結(jié)構(gòu)維修原則,因此,衡量切孔質(zhì)量的主要指標(biāo)是形狀精度,切孔形狀越規(guī)整、銼修量越少、補(bǔ)片越易制作,則搶修效率越高。

3.4.1切口形狀

圖6a所示為銑切孔口宏觀形貌,可發(fā)現(xiàn)孔口形狀接近圓形,但在銑刀切削的起始點(diǎn)和終結(jié)點(diǎn)重合區(qū)域,受小直徑圓柱銑刀彈性變形的影響,存在較為明顯的凹陷,如圖6b所示,最大凹陷值Δ為1.8 mm(Δ=D2-D1)。圖6c所示為保持原有銑削寬度再進(jìn)行2次重復(fù)銑削后所得圓孔形狀,其凹陷值Δ僅為0.6 mm,但孔口存在微小崩碎缺口。

(a)宏觀表面 (b)刀具起終點(diǎn) (c)2次補(bǔ)充切削后 形狀 位置形狀 形狀圖6 切口形狀Fig.6 Incision shape

3.4.2提高便攜氣動(dòng)銑切裝置銑削質(zhì)量的措施

孔口凹陷的形狀缺陷必然加大銼修量,凹陷產(chǎn)生的原因是在徑向銑削力Fc作用下(如圖2所示)銑刀彈性退讓造成的?？梢酝茢?銑刀直徑越小、銑削寬度越大,則凹陷值越大。因此,為提高尺寸和形狀精度,應(yīng)盡可能使用大直徑銑刀、控制銑削寬度,并在初次圓周銑削完成后,保持原有銑削寬度重復(fù)1～2次補(bǔ)充走刀,以消除彈性變形?？走叡浪槿笨诳赡苁氢伆逭駝?dòng)所導(dǎo)致,減少銑刀螺旋升角,并輔以銼修可改善和消除崩邊缺口現(xiàn)象。

4 原位切割驗(yàn)證

為驗(yàn)證筆者開發(fā)的便攜氣動(dòng)切割裝置的有效性和試驗(yàn)工藝參數(shù)的科學(xué)性,選取某型后機(jī)身段鈦合金蒙皮進(jìn)行了驗(yàn)證試驗(yàn):圖7a所示的破孔尺寸為32 mm×25 mm(L×B),切割前采用強(qiáng)力剪刀將飛邊盡可能剪短;如圖7b所示,裝置安裝時(shí)先將銑刀伸入破孔處,再通過吸盤將切割裝置吸附在蒙皮表面,安裝時(shí)應(yīng)令盡可能多的吸盤處于平整方向以提高切削系統(tǒng)剛度和穩(wěn)定性;圖7c所示為MQL潤滑中的破孔銑削加工過程,可看出CMJ潤滑的潤濕范圍很小;圖7d所示為最終的破孔切割結(jié)果,切孔形狀規(guī)整,沒有明顯缺陷,采用游標(biāo)卡尺在間隔120°方向進(jìn)行直徑測量所獲得切口圓度誤差不超過0.24 mm,獲得良好的切割效果。

(a)飛邊剪切 (b)裝置安裝

(c)切割過程 (d)切割結(jié)果圖7 原位切割驗(yàn)證Fig.7 In-situ cutting verification

5 結(jié)論

(1)設(shè)計(jì)了飛機(jī)鈦合金蒙皮損傷的便攜氣動(dòng)銑切裝置,研發(fā)了鈦合金薄壁板氣動(dòng)切削試驗(yàn)平臺(tái),實(shí)現(xiàn)了飛機(jī)鈦合金蒙皮氣動(dòng)切削及關(guān)鍵參數(shù)的測量與記錄。

(2)便攜氣動(dòng)銑切時(shí)應(yīng)采用逆銑方式提高切削平穩(wěn)性,防止刀齒非正常損壞。氣動(dòng)切削參數(shù)變化直接影響氣動(dòng)馬達(dá)的實(shí)際切削轉(zhuǎn)速,在本試驗(yàn)條件下,采用φ10 mm直徑銑刀,銑削寬度控制在1～3 mm,可使馬達(dá)處于功率高、扭矩適中、適合切削的Ⅱ和Ⅲ工作段。

(3)弱剛度條件下,小尺寸刀具的彈性變形會(huì)使孔口產(chǎn)生凹陷缺陷,刀具干切削時(shí)壽命較短。試驗(yàn)表明,銑切后保持原有銑削寬度再補(bǔ)充切削1～2次可提高形狀精度,采用CMJ噴射潤滑可提高刀具壽命至原壽命的228%。

(4)某機(jī)體原位切割驗(yàn)證試驗(yàn)表明,研制的便攜氣動(dòng)銑切裝置可在飛機(jī)鈦合金蒙皮表面損傷處進(jìn)行較為便捷、高質(zhì)量的切割,可為飛機(jī)鈦合金蒙皮戰(zhàn)傷切割搶修提供一種簡單、實(shí)用的技術(shù)方法,在飛機(jī)鈦合金結(jié)構(gòu)戰(zhàn)傷搶修領(lǐng)域具有很好的應(yīng)用前景。