SiCp/Al復(fù)合材料螺旋銑削力和制孔質(zhì)量影響因素研究

摘要：

為了探究SiCp/Al復(fù)合材料螺旋銑削過程中材料去除機理以及銑削力和制孔質(zhì)量影響規(guī)律，利用有限元仿真對加工表面形成機理進行研究，并通過試驗驗證了仿真的準(zhǔn)確性。探索了工藝參數(shù)對銑削力、孔壁加工形貌、出入口棱邊質(zhì)量的影響規(guī)律，結(jié)果表明：螺旋銑削過程中銑削力隨主軸轉(zhuǎn)速增大而降低，隨螺距和公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大而增大；加工表面形貌均勻性隨主軸轉(zhuǎn)速增大而提高，隨螺距和公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大而降低；出口棱邊質(zhì)量隨主軸轉(zhuǎn)速和公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速的增大而提高，隨螺距增大而降低；入口棱邊質(zhì)量隨主軸轉(zhuǎn)速和螺距的增大而降低，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速對入口棱邊質(zhì)量沒有影響。

關(guān)鍵詞：螺旋銑削；銑削力；表面形成機理；出入口損傷；復(fù)合材料

中圖分類號：TH161

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2024.12.016

Study on Influence Factors of Helical Milling Force and Hole Quality for

SiCp/Al Composites

ZHOU Yunguang LIU Ji WANG Shuhai JIA Shiqi

School of Mechanical Engineering and Automation，Northeastern University，Shenyang，110819

Abstract： In order to explore the material removal mechanism and the effects of milling force and hole quality in the helical milling processes of SiCp/Al composites， the formation mechanism of the machined surface was studied by finite element simulation， and then the accuracy of the simulation was verified by experiments. The influences of process parameters on milling force， hole wall processing morphology and entrance and exit edge quality were explored. The results show that the milling force in the helical milling processes decreases with the increase of spindle speed， and increases with the increase of pitch and revolution speed. The uniformity of machined surface morphology increases with the increase of spindle speed， and decreases with the increase of pitch and revolution speed. The quality of the outlet edge increases with the increase of the spindle speed and the revolution speed， and decreases with the increase of the pitch. The inlet edge quality decreases with the increase of spindle speed and pitch， and the revolution speed has no effect on the inlet quality.

Key words： helical milling; milling force; surface formation mechanism; entrance and exit damage; composite material

收稿日期：2024-03-18

基金項目：國家自然科學(xué)基金（51905083，51975113）；河北省自然科學(xué)基金（E2022501004，E2021501027）；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金（2023GFYD002）；中國博士后科學(xué)基金（2021MD703912）

0 引言

SiCp/Al復(fù)合材料具有強度高、耐磨性好、熱膨脹系數(shù)小等優(yōu)點，在航空航天和先進武器裝備等領(lǐng)域應(yīng)用越來越廣泛。SiCp/Al復(fù)合材料在應(yīng)用過程中需要進行大量制孔加工，孔的加工質(zhì)量對零件壽命和連接強度有重要影響。常規(guī)鉆孔存在軸向力大、排屑困難等問題，而且SiCp/Al復(fù)合材料中的SiC顆粒碎屑硬度很高，會對加工表面形成二次加工，惡化加工質(zhì)量。螺旋銑削作為一種偏心制孔加工方式，改善了散熱和排屑條件，有助于提高SiCp/Al復(fù)合材料加工質(zhì)量。研究材料切削力隨切削用量的變化規(guī)律對提高加工質(zhì)量、減少表面損傷有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者對SiCp/Al復(fù)合材料制孔加工和螺旋銑削加工進行了大量研究。HUANG等［1］研究了SiCp/Al復(fù)合材料薄壁工件鉆削時切削參數(shù)對切削力的影響，發(fā)現(xiàn)推力和扭矩隨進給速度增大而增大，切削速度對推力影響較小。KARABULUT等［2］對氧化鋁、碳化硼和碳化硅顆粒增強7039鋁合金進行了鉆削試驗，發(fā)現(xiàn)表面質(zhì)量隨進給速度的增大而降低，氧化鋁增強相復(fù)合材料獲得的加工質(zhì)量最好。PALANIKUMAR等［3］通過對Al6061/15% SiC4% Gr金屬基復(fù)合材料進行鉆削試驗研究了鉆削參數(shù)對推力的影響，結(jié)果表明軸向推力隨主軸轉(zhuǎn)速增大而減小，隨進給速度增大而增大，進給速度是影響軸向推力的主要因素，推力的大小影響著毛刺的形成。ZHOU等［4］使用電鍍金剛石鉆頭進行了SiCp/Al復(fù)合材料的鉆削試驗，發(fā)現(xiàn)隨著主軸轉(zhuǎn)速增大，推力和扭矩變化不明顯，孔入口棱邊缺陷受軸向推力影響。高奇等［5］通過鉆削仿真和試驗得知，主軸轉(zhuǎn)速增大，孔出口毛刺高度減小，進給速度增大，毛刺高度增大。VINAYAGAM等［6］進行了Al/SiC/云母復(fù)合材料的鉆削試驗，建立了鉆進力和表面粗糙度的數(shù)學(xué)模型，發(fā)現(xiàn)對表面粗糙度和推力影響最大的鉆削參數(shù)是進給速度，其次是主軸轉(zhuǎn)速。HUANG等［7］使用PCD刀具對高體積分?jǐn)?shù)SiCp/Al復(fù)合材料進行鉆削試驗，發(fā)現(xiàn)軸向推力主要受進給速度影響，表面光潔度隨切削速度的增大而增大，隨進給速度的增大而降低。吉春輝等［8］對鈦合金螺旋銑孔和傳統(tǒng)鉆孔進行了對比，結(jié)果表明，螺旋銑孔的質(zhì)量相對較高，不同加工參數(shù)對孔加工質(zhì)量的影響不同，每轉(zhuǎn)進給量是影響表面粗糙度的主要因素。BARMAN等［9］通過對比鈦合金傳統(tǒng)鉆削和螺旋銑孔兩種加工方式發(fā)現(xiàn)，螺旋銑孔切削力越小，散熱更好，表面質(zhì)量也更好，同時螺旋銑孔可以減少表面毛刺。SUN等［10］為了研究在復(fù)合材料金屬疊層上加工出高質(zhì)量的孔，進行了鉆削和螺旋銑削試驗，發(fā)現(xiàn)螺旋銑削的軸向力小于鉆削的軸向力，排屑性能也更好，孔加工質(zhì)量更高。WANG等［11］對CFRP/Ti復(fù)合材料進行了鉆孔和螺旋銑孔試驗，對比孔加工幾何精度發(fā)現(xiàn)，螺旋銑削時孔口處的圓度誤差略高，但其鈦合金層孔的幾何精度、CFRP層孔的圓度以及過渡區(qū)孔的圓度均低于鉆孔。ADHIKARI等［12］采用螺旋銑孔方法加工AZ31鎂合金，研究了主軸轉(zhuǎn)速、進給速度和螺距對切削力的影響，結(jié)果表明軸向進給速度是影響切削力的最主要因素，其次是切向進給速度。王明海等［13］對碳纖維復(fù)合材料進行螺旋銑孔試驗研究，推導(dǎo)出了軸向力和平面切削力經(jīng)驗公式，并總結(jié)出了影響孔入口處毛刺根厚度的主要因素是軸向切削深度。SU等［14］對CFRP材料進行了螺旋銑削試驗，研究切削參數(shù)對切削力和加工質(zhì)量的影響，發(fā)現(xiàn)進給速度對切削力的影響最大，其次是螺距和主軸轉(zhuǎn)速。

目前關(guān)于SiCp/Al復(fù)合材料的螺旋銑孔銑削力和加工質(zhì)量研究較少，表面形成機理尚不明確。本文首先通過有限元仿真對螺旋銑孔材料去除機理和表面缺陷形成機理進行研究，然后進行SiCp/Al復(fù)合材料螺旋銑削單因素試驗，研究工藝參數(shù)對銑削力和制孔質(zhì)量的影響規(guī)律。

1 表面形成機理有限元仿真研究

1.1 有限元模型的建立

螺旋銑削微觀有限元模型如圖1所示，包括鋁基體、隨機多邊形SiC顆粒和刀具，鋁基體尺寸為0.7 mm×0.3 mm，切削速度為47.1 m/min，切削深度為50 μm。PCD刀具硬度極高，本仿真中將其設(shè)置為剛體。為了提高計算速度，將切削區(qū)域網(wǎng)格細化，同時為了研究SiC顆粒與基體間的作用機理，對SiC顆粒的網(wǎng)格更加細化。用內(nèi)聚力單元來模擬顆粒與基體間的相互作用。

1.2 材料模型與屬性

鋁基體為塑性材料，此處選用Johnson-Cook模型描述切削過程中的變形行為，表達式為

σ=（A+Bεn）［1+Cln（1+ε·ε·0）］［1－（T－TrTmelt－Tr）m］（1）

其中，A為材料的初始屈服應(yīng)力；B為應(yīng)變硬化參數(shù)；ε為等效塑性應(yīng)變;ε·為等效塑性應(yīng)變率；ε·0為參考塑性應(yīng)變率；C為應(yīng)變率敏感系數(shù)；m為溫度熱軟化系數(shù)；n為硬化系數(shù)；Tr為室溫；Tmelt為融化溫度；T為當(dāng)前溫度。各參數(shù)大小如表1所示。

切屑分離準(zhǔn)則有幾何準(zhǔn)則和物理準(zhǔn)則，物理準(zhǔn)則是應(yīng)變量超過設(shè)置的值后單元之間相互分離形成切屑。采用Johnson-Cook破壞準(zhǔn)則，單元的損傷可由下式表示：

ω=∑Δε-ε-f（2）

式中，Δε-為等效塑性應(yīng)變增量。

當(dāng)ω=1時，損傷開始。其中

ε-f=（D1+D2exp（D3pσ-））（1+D4ln（ε·-ε·-0））·

［1－D5（T－TrTmelt－Tr）］（3）

式中，σ-為有效應(yīng)力;p為壓力。

鋁合金Johnson-Cook損傷參數(shù)如表2所示。

按照廣義Hook定律將SiC顆粒定義為各向同性線彈性材料，基于Brittle Cracking模型，采用最大正應(yīng)力準(zhǔn)則來判斷SiC顆粒是否發(fā)生斷裂，當(dāng)SiC顆粒受到的應(yīng)力達到設(shè)置的應(yīng)力值后，材料開始失效開裂。顆粒與基體間界面相模型采用牽引-分離定律，用最大名義應(yīng)力準(zhǔn)則作為界面相的損傷起始準(zhǔn)則，當(dāng)最大名義應(yīng)力達到1時界面相開始失效。

1.3 加工表面形成機理分析

加工表面仿真結(jié)果如圖2所示，由于SiC是脆性材料，所以加工表面SiC顆粒的殘留高度總是低于鋁基體表面。SiC顆粒的存在會改變應(yīng)力傳播方向，阻礙鋁基體的塑性變形，SiC顆粒和基體復(fù)雜的相互作用是造成表面缺陷的主要原因，顆粒的形狀和位置不同對基體的擠壓和對材料去除的影響也不相同。如圖2中a、b、c處所示，由于SiC顆粒形狀各異，顆粒間鋁基體的加工表面形貌也不相同，有的較為光滑平整（c處），有的則凹凸不平（a、b處）。刀具切屑SiC顆粒的位置不同也會形成不同的加工表面，d處顆粒被切削部分較少，切口較為平整，f處刀具從顆粒下方切過，被切削部分較多，切口則更粗糙，而且顆粒與基體脫粘嚴(yán)重形成空隙，也有顆粒掉出后留下的凹坑。即使SiC顆粒被切削部分尺寸相近，所形成的表面也不盡相同，如圖2的d處和e處，兩處顆粒大小相近，切削路徑同樣位于基體上方，但是由于顆粒形狀不同，受力也不相同，所以造成了不同的加工表面。SiC顆粒以及其周圍顆粒形狀均影響亞表面損傷的形成，加工表面的顆粒受到刀具擠壓進而造成基體變形，當(dāng)強度超過界面相的極限后，顆粒與基體脫粘，而且顆粒受壓后產(chǎn)生裂紋，引起亞表面損傷。刀具切出顆粒后，有時會造成鋁基體撕裂，如圖2局部放大處所示，這與顆粒的形狀、分布以及切削刃和顆粒的位置有關(guān)。切削刃切出工件時在顆粒擠壓作用下鋁基體發(fā)生撕裂，形成出口損傷。

加工表面掃描電鏡照片見圖3，可以看到SiC顆粒形狀各異，加工后表面形貌也各不相同，顆粒的主要去除方式為脆性斷裂和破碎，有少量顆粒去除留下的凹坑，顆粒間基體樣貌和撕裂程度也各不相同，表面形貌與仿真結(jié)果相符，驗證了仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

2 試驗方案與裝置

螺旋銑孔加工參數(shù)有主軸轉(zhuǎn)速nz、螺距S、公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速ng，本文采用單因素試驗研究螺旋銑削工藝參數(shù)對銑削力和制孔質(zhì)量的影響，每組試驗加工參數(shù)如表3所示。試驗所用材料為100 mm×100 mm×7 mm的鋁基碳化硅復(fù)合材料板材，碳化硅的體積分?jǐn)?shù)為45%，刀具直徑為10 mm，加工孔直徑為15 mm。碳化硅的硬度非常高，普通硬

質(zhì)合金刀具難以加工，故采用PCD銑刀進行螺旋銑削加工。加工裝置如圖4所示，所用設(shè)備為大連機床廠生產(chǎn)的XD-40數(shù)控銑床，干式切削。使用的PCD銑刀為雙刃直齒立銑刀，刀具前角為0°，后角為25°。銑削力隨時間的變化規(guī)律采用Kistler測力儀進行實時測量，通過電荷放大器和計算機的處理得到銑削力數(shù)據(jù)，截取銑削穩(wěn)定時的9000個銑削力取其平均值。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 工藝參數(shù)對銑削力的影響

3.1.1 主軸轉(zhuǎn)速對銑削力的影響

主軸轉(zhuǎn)速對銑削力和z軸轉(zhuǎn)矩（Mz）的影響趨勢如圖5所示。保持公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速和螺距不變時，三個方向銑削力均隨主軸轉(zhuǎn)速增大而不斷減小，其中主軸轉(zhuǎn)速在500～1000 r/min時，銑削力Fx、Fy、Fz變化均非常明顯，F(xiàn)x、Fy降低了30%以上，主軸轉(zhuǎn)速在1000～2000 r/min時，銑削力變化較小，變化趨勢比較平緩。銑削力減小的主要原因是主軸轉(zhuǎn)速增大后，每齒進給量減小，未變形切屑厚度減小，因此材料去除的體積減少，克服材料塑性變形的阻力減小。銑削力的主要來源為材料變形阻力和刀具與工件間的摩擦力，未變形切屑厚度的減小降低了刀具-工件的接觸長度，從而減小了摩擦力。而且隨著主軸轉(zhuǎn)速增大，產(chǎn)生的熱量沒有及時散發(fā)，加工溫度升高使鋁基體軟化，材料更容易去除，同時基體和SiC顆粒間的黏著力也會降低，

顆粒更容易拔出。轉(zhuǎn)速再度提高后，熱軟化現(xiàn)象不如之前明顯，所以銑削力變化率降低。主軸轉(zhuǎn)速提高后切削速度變大，不容易形成積屑瘤，提高了刀具性能，銑削力減小。主軸轉(zhuǎn)速較小時會有較多的破碎SiC顆粒在刀具和工件之間，顆粒在加工表面產(chǎn)生劃擦和耕犁現(xiàn)象，銑削力增大，主軸轉(zhuǎn)速提高后加工表面上破碎的SiC顆粒減少，劃擦和耕犁作用減弱，所以銑削力減小。

3.1.2 螺距對銑削力的影響

螺距大小對銑削力的影響趨勢如圖6所示。保持主軸轉(zhuǎn)速、公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速不變時，三個方向的銑削力均隨螺距增大而增大，螺距從0.1 mm增大到0.4 mm，軸向力增加了78%左右，螺距的變化對軸向力的影響很大。其中Fz在螺距從0.1 mm增大到0.2 mm時增長率達52%，螺距從0.2 mm增大到0.4 mm時，銑削力變化較小。分析原因可能是，由于螺距變大，軸向進給速度增大，銑削厚度增大，刀具與工件的接觸厚度隨之增大，刀具要克服的被加工材料的銑削變形阻力增大，工件與刀具的摩擦力也會增大，從而導(dǎo)致銑削力增大，加工過程中的銑削力來自刀具與工件之間的相互作用，尤其是刀具和硬質(zhì)SiC顆粒之間的相互作用，而螺距增大后刀具與SiC顆粒發(fā)生相互作用的可能性增加，所以螺距增大會造成銑削力增大。

3.1.3 公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速對銑削力的影響

公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速對銑削力的影響趨勢如圖7所示。保持主軸轉(zhuǎn)速和螺距不變時，銑削力隨公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大而增大，但是三個方向銑削力變化均非常小，其中軸向銑削力增大不足10%，F(xiàn)x增大了約3.14 N，F(xiàn)y增大了約3.18 N，變化幅度在11%～12%。分析其原因為：公轉(zhuǎn)速度增大，即進給速度增大，則切削面積增大，變形抗力增大，每單位時間要去除的工件材料增多，所以銑削力增大，符合金屬切削的基本理論。同時公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速提高可以提高切削速度，由于公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速遠小于主軸轉(zhuǎn)速，所以對切削速度影響較小，但是依然有一些影響，所以公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大銑削力變化較小。

3.2 工藝參數(shù)對孔壁表面形貌的影響

3.2.1 主軸轉(zhuǎn)速對孔壁形貌的影響

在螺距S=0.3 mm、公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速ng=50 r/min時，不同主軸轉(zhuǎn)速下孔壁加工形貌如圖8所示。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為500 r/min時，加工有較多殘留的SiC碎屑，碎屑會在刀具擠壓下對加工表面進行二次加工，碎屑會被壓入基體、劃傷加工表面，增大銑削力，惡化表面質(zhì)量。主軸轉(zhuǎn)速較小時鋁基體有大量的微裂紋和脫層，表面不平整。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為2000 r/min時，加工表面殘留的碎屑明顯減少，表面缺陷較少，鋁基體更加光整緊實，裂紋較少。主軸轉(zhuǎn)速增大后切削速度增大，材料變形減小，加工表面質(zhì)量提高。尤其是顆粒和基體交界處，主軸轉(zhuǎn)速增大后交界處顆粒破碎和鋁基體撕裂現(xiàn)象明顯減弱。

3.2.2 螺距對孔壁形貌的影響

在主軸轉(zhuǎn)速nz=1500 r/min、公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速ng=50 r/min時，不同螺距下孔壁加工形貌如圖9所示。主軸轉(zhuǎn)速和公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速保持不變，螺距為0.1 mm時顆粒周圍的鋁基體更緊實，而且顆粒與基體間無脫粘，基體表面光滑。當(dāng)螺距增大到0.4 mm時，有較多的顆粒與基體交界處脫粘，出現(xiàn)了空隙，而且基體處裂紋增加，同時基體也有較多的SiC顆粒碎屑壓入表面，表面質(zhì)量變差。分析其原因為：當(dāng)螺距增大后，切削厚度增大，單次切削去除的顆粒數(shù)目增加，切削次數(shù)減少，刀具和SiC顆粒的相互作用增強。相較于螺距為0.1 mm時，由于切削力和力矩的增大，SiC顆粒在刀具擠壓沖擊下有較多顆粒與基體發(fā)生脫粘形成空洞，基體在顆粒擠壓下出現(xiàn)了較多微裂紋。

3.2.3 公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速對孔壁形貌的影響

在主軸轉(zhuǎn)速nz=1500 r/min、螺距S=0.3 mm時，不同公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速下孔壁表面形貌如圖10所示。公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為30 r/min時的表面質(zhì)量較好，基體裂紋較少，基體撕裂寬度較小，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速升至60 r/min時，基體裂紋也較少，與轉(zhuǎn)速較小時差別不大，與公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為30 r/min時表面質(zhì)量的主要差別為：公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速較大時顆粒與基體邊界不清晰，有較多的顆粒碎屑，顆粒間鋁基體撕裂更嚴(yán)重，碎屑在擠壓下填充進了基體撕裂的溝槽中，數(shù)個顆粒已經(jīng)連成一片，基體撕裂貫穿顆粒之間，如圖10b所示。公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速較小時，基體撕裂區(qū)域較小，這是因為公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速提高后，進給速度增大，未變形切屑厚度增大，銑削力增大，鋁基體和顆粒相互作用更加明顯，在顆粒與刀具作用下顆粒周圍鋁基體撕裂更加嚴(yán)重。

3.3 工藝參數(shù)對出口棱邊質(zhì)量的影響

對孔進行加工時，當(dāng)?shù)毒咔邢鞯降撞繒r，材料會在軸向力作用下擠壓脫落，這勢必會造成孔出口棱邊的損傷，研究工藝參數(shù)對出口棱邊質(zhì)量的影響對高質(zhì)量制孔加工有重要意義。

3.3.1 主軸轉(zhuǎn)速對出口棱邊質(zhì)量的影響

如圖11a所示，主軸轉(zhuǎn)速為500 r/min時，出口棱邊處損傷較多而且損傷深度也較大，基體撕裂長度為200 μm左右，棱邊凹凸不平，影響幾何精度，顆粒脫落現(xiàn)象明顯，出口質(zhì)量較差。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速升至2000 r/min后，出口損傷程度明顯減小，出口更加整齊，基體撕裂和顆粒脫落現(xiàn)象減少，出口棱邊基體撕裂長度降低至100 μm左右，出口質(zhì)量顯著提高（圖11b）。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速提高后，材料被切削次數(shù)增加，而且主軸轉(zhuǎn)速增大后軸向銑削力減小，材料被擠壓脫落造成出口材料撕裂的現(xiàn)象減少。

3.3.2 螺距對出口棱邊質(zhì)量的影響

不同螺距下孔出口棱邊質(zhì)量如圖12所示。螺距為0.1 mm時，出口棱邊較整齊，損傷深度很小，而且靠近出口的孔壁處也沒有太多缺陷，孔軸向損傷深度約為35 μm，撕裂長度約為100 μm。當(dāng)螺距增大到0.4 mm時，出口損傷明顯增多，撕裂長度達到了300 μm，而且出口附近顆粒脫落明顯，靠近出口的孔壁處也有較多的顆粒脫粘，基體撕裂的深度也比螺距為0.1 mm時大，約為60 μm，棱邊質(zhì)量嚴(yán)重惡化。螺距增大后切削厚度增大，軸向力顯著提高，軸向力的大小直接影響孔出口質(zhì)量，顆粒在軸向力的作用下更容易被拔出，顆粒拔出后會擠壓周圍的鋁基體造成基體撕裂，進一步加劇出口損傷。

3.3.3 公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速對出口棱邊質(zhì)量的影響

公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為30 r/min時的出口棱邊如圖13a所示，孔出口棱邊損傷嚴(yán)重，為1 mm以上的連續(xù)型損傷，表層顆粒在軸向力作用下脫落并擠壓鋁基體，暴露出表層下的SiC顆粒，出口處粗糙不平，孔出口質(zhì)量較差，嚴(yán)重影響孔加工幾何精度和圓度。如圖13b所示，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速提高到60 r/min后，損傷深度幾乎沒變化，這是因為軸向力變化不大，而且公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大后切削速度增大，會適當(dāng)改善軸向力增大造成的損傷，且連續(xù)損傷現(xiàn)象消失，出口損傷為斷續(xù)型顆粒脫落與基體撕裂，撕裂長度約為180 μm，出口棱邊質(zhì)量大大提高。公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大會提高切削速度和進給速度，切削速度的增大會減少材料變形，而進給速度增大后會減少裂紋沿圓周方向擴展，從而抑制連續(xù)損傷的出現(xiàn)，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速較小時裂紋會擴展至另一顆粒脫落處，從而出現(xiàn)大面積損傷。

3.4 工藝參數(shù)對入口棱邊質(zhì)量的影響

3.4.1 主軸轉(zhuǎn)速對入口棱邊質(zhì)量的影響

當(dāng)螺距S=0.3 mm、公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速ng=50 r/min時，不同主軸轉(zhuǎn)速下孔入口棱邊形貌如圖14所示。主軸轉(zhuǎn)速為500 r/min時，入口損傷為顆粒的脫落，損傷較小，同時入口處也有顆粒發(fā)生斷裂而不是被拔出。對比圖14a和圖14b發(fā)現(xiàn)，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為2000 r/min時，孔入口有較大顆粒脫落留下的損傷。主軸轉(zhuǎn)速大時刀具沖擊力大，當(dāng)切削刃接觸到工件表層時SiC顆粒在刀具沖擊下拔出，在棱邊處留下了較多的凹坑。主軸轉(zhuǎn)速較小時有更多的顆粒斷裂而不是拔出，因此棱邊缺陷較少。

3.4.2 螺距對入口棱邊質(zhì)量的影響

如圖15a所示，當(dāng)螺距為0.1 mm時出口棱邊形貌較好，沒有大塊的缺口，只有破碎的顆粒，而螺距為0.4 mm時，棱邊處有明顯顆粒脫落形成的缺口，同時也有基體的塑性變形，影響幾何精度，如圖15b所示。螺距增大后切削厚度增加，切削刃會更多地接觸到SiC顆粒的下半部分，所以有更多的顆粒被拔出，加工表面沒有顆粒與切削刃接觸的區(qū)域，由于切削深度變大基體變形加劇。

3.4.3 公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速對入口棱邊質(zhì)量的影響

如圖16a和16b所示，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為30 r/min時入口棱邊缺陷主要是顆粒脫落留下的凹坑，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為60 r/min時，主要入口缺陷同樣為顆粒脫落形成的凹坑，但當(dāng)公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速較小時，孔入口棱邊邊緣較清晰，工件表面材料變形較小，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大后棱邊在切削刃擠壓下變形較大。公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速的增大對切削速度影響較小，主軸轉(zhuǎn)速比公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速大得多，所以切削速度主要取決于主軸轉(zhuǎn)速，進給速度的增大并沒有影響孔入口處的材料去除行為，所以入口棱邊質(zhì)量差別不大。

4 結(jié)論

通過有限元仿真與試驗的方法研究了SiCp/Al復(fù)合材料螺旋銑削表面損傷形成機理以及工藝參數(shù)對銑削力、孔內(nèi)壁加工質(zhì)量和孔出入口質(zhì)量的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論：

（1）SiC顆粒的大小以及與切削刃的相對位置關(guān)系均會影響到材料的去除，繼而造成加工表面形貌不同。

（2）銑削力隨主軸轉(zhuǎn)速增大而減小，隨螺距和公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大而增大，其中螺距的變化對銑削力的影響非常明顯，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速變化對銑削力影響較小。

（3）加工表面形貌均勻性隨主軸轉(zhuǎn)速增大而提高，主軸轉(zhuǎn)速較小時加工表面殘留的SiC碎屑較多，加工表面形貌均勻性隨螺距和公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大而降低，螺距增大后顆粒脫粘增多，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速增大后基體撕裂程度加劇。

（4）出口棱邊質(zhì)量隨主軸轉(zhuǎn)速和公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速的增大而提高，隨螺距增大而降低，造成出口棱邊缺陷的主要原因是SiC顆粒脫落和基體在顆粒與刀具擠壓作用下發(fā)生撕裂。

（5）入口棱邊質(zhì)量隨主軸轉(zhuǎn)速和螺距的增大而降低，公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速變化對孔入口棱邊質(zhì)量無明顯影響。入口棱邊損傷形成的主要原因是顆粒被拔出而留下的凹坑。

參考文獻：

［1］ HUANG S T， LI C， XU L F， et al. Variation Characteristic of Drilling Force and Influence of Cutting Parameter of SiCp/Al Composite Thin-walled Workpiece［J］. Advances in Manufacturing， 2019， 7：288-302.

［2］ KARABULUT瘙塁， GKMEN U， CINICI H. Study on the Mechanical and Drilling Properties of AA7039 Composites Reinforced with Al2O3/B4C/SiC Particles［J］. Composites Part B：Engineering， 2016， 93：43-55.

［3］ PALANIKUMAR K， MUNIARAJ A. Experimental Investigation and Analysis of Thrust Force in Drilling Cast Hybrid Metal Matrix （Al-15% SiC-4% Graphite） Composites［J］. Measurement， 2014， 53：240-250.

［4］ ZHOU L， HUANG S， XU L， et al. Drilling Characteristics of SiCp/Al Composites with Electroplated Diamond Drills［J］. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2013， 69：1165-1173.

［5］ 高奇，荊小飛，李文博，等.高體分SiCp/Al復(fù)合材料薄壁小孔鉆削工藝機理與實驗研究［J］.表面技術(shù)，2022，51（1）：202-211.

GAO Qi， JING Xiaofei， LI Wenbo， et al. Mechanism and Experimental Study of Thin Wall Hole Drilling Technique of High Volume Fraction SiCp/Al Composites［J］. Surface Technology， 2022， 51（1）：202-211.

［6］ VINAYAGAM B K， YOGESHWARAN M. An Experimental Investigation of Drilling Al/SiC/Mica Hybrid Composites［J］. Materials Today：Proceedings， 2019， 16：808-815.

［7］ HUANG S T， ZHOU L， CHEN J， et al. Drilling of SiCp/Al Metal Matrix Composites with Polycrystalline Diamond （PCD） Tools［J］. Materials and Manufacturing Processes， 2012， 27（10）：1090-1094.

［8］ 吉春輝，田利成，秦旭達，等.鈦合金螺旋銑孔與傳統(tǒng)鉆孔的加工質(zhì)量對比［J］.機械工程材料，2015，39（5）：1-3.

JI Chunhui，TIAN Licheng，QIN Xuda， et al. Processing Quality Comparison of Holes in Titanium Alloy Made by Helical Milling and Traditional Drilling［J］. Materials for Mechanical Engineering，2015，39（5）：1-3.

［9］ BARMAN A， ADHIKARI R， BOLAR G. Evaluation of Conventional Drilling and Helical Milling for Processing of Holes in Titanium Alloy Ti6Al4V［J］. Materials Today：Proceedings， 2020， 28：2295-2300.

［10］ SUN L， GAO H， WANG B， et al. Mechanism of Reduction of Damage during Helical Milling of Titanium/CFRP/Aluminium Stacks［J］. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2020， 107：4741-4753.

［11］ WANG B， ZHAO H， ZHANG F， et al. Comparison of the Geometric Accuracy of Holes Made in CFRP/Ti Laminate by Drilling and Helical Milling［J］. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2021， 112：3343-3350.

［12］ ADHIKARI R， BOLAR G， SHANMUGAM R， et al. Machinability and Surface Integrity Investigation during Helical Hole Milling in AZ31 Magnesium Alloy［J］. International Journal of Lightweight Materials and Manufacture， 2023， 6（2）：149-164.

［13］ 王明海，劉娜，徐穎翔，等.碳纖維復(fù)合材料螺旋銑孔銑削力及銑孔質(zhì)量試驗研究［J］.機床與液壓，2015，43（19）：40-45.

WANG Minghai，LIU Na，XU Yinxiang，et al.Experimental Study on Milling Force and Hole Milling Quality of Helical Hole Milling for Carbon Fiber Reinforced Plastics［J］. Machine Tool amp; Hydraulics，2015，43（19）：40-45

［14］ SU C， CHENG X， YAN X， et al. Helical Milling for Making Holes on Carbon Fiber-reinforced Polymer［J］. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2022， 121（7/8）：5197-5205.

［15］ GHANDEHARIUN A ， NAZZAL M ， KISHAWY H A ，et al. On Modeling the Deformations and Tool-workpiece Interactions during Machining Metal Matrix Composites［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2017， 91（5/8）：1507-1516.

（編輯 王艷麗）

作者簡介：

周云光，男，1986年生，副教授。研究方向為精密與超精密加工。發(fā)表論文30余篇。E-mail：zhouyunguang123@126.com。