西北工業(yè)大學(xué)現(xiàn)代設(shè)計(jì)與集成制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 藺小軍 崔棟鵬 單晨偉 陳 璇

C/C復(fù)合材料是炭纖維復(fù)合材料的一個(gè)重要分支，除具有纖維復(fù)合材料所固有的特點(diǎn)外還具有極為優(yōu)異的耐高溫性能，因此在新型超高溫?zé)峤Y(jié)構(gòu)材料系列中占有舉足輕重的地位。隨著科學(xué)技術(shù)的不斷發(fā)展，航空航天、冶金等領(lǐng)域?qū)δ透邷亍⒖箾_擊等熱端部件提出了更高的性能要求，為C/C復(fù)合材料結(jié)構(gòu)件的應(yīng)用帶來(lái)了廣闊的前景。

復(fù)合材料結(jié)構(gòu)件成型后往往需要通過(guò)制孔工序，以滿(mǎn)足其螺栓、鉚釘或銷(xiāo)連接等連接要求[1]，C/C復(fù)合材料也不例外。在加工過(guò)程中，用麻花鉆頭鉆削C/C復(fù)合材料時(shí)極易產(chǎn)生毛刺、撕裂等缺陷，軸向力過(guò)大時(shí)其出口端局部區(qū)域還可能因?qū)娱g強(qiáng)度不夠而發(fā)生分層。而鉆頭橫刃的負(fù)前角切削使得其單位橫刃長(zhǎng)度上受力遠(yuǎn)大于主切削刃，橫刃產(chǎn)生的軸向力占鉆削總軸向力的比重很高。鉆削炭纖維增強(qiáng)樹(shù)脂基復(fù)合材料(Carbon Fiber Reinforced Polymer，CFRP)時(shí)橫刃產(chǎn)生的鉆削力約占總鉆削力的40%～60%[2]。因此，減小鉆頭橫刃的寬度也是一種減小軸向力的有效方法。

目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)C/C復(fù)合材料的研究多集中在材料制備及性能改善等方面，有關(guān)加工方面的研究較少，而針對(duì)鉆削加工的研究更是很難找到相關(guān)參考文獻(xiàn)。在復(fù)合材料鉆削理論研究方面，能夠查閱到的參考文獻(xiàn)主要集中在與C/C復(fù)合材料具有結(jié)構(gòu)相似性的其他纖維增強(qiáng)復(fù)合材料方面。張厚江等[3-4]對(duì)高速鉆削CFRP的鉆削力進(jìn)行了試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)鉆頭轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度、進(jìn)給量和鉆頭直徑對(duì)鉆削軸向力有明顯的影響，并指出要獲得CFRP高質(zhì)量孔的關(guān)鍵因素有2個(gè)： (1)保持鉆頭切削刃的良好鋒利性； (2)采用高的鉆削速度，以上2個(gè)因素均有助于降低軸向力。Latha等[5]認(rèn)為軸向力是造成纖維增強(qiáng)復(fù)合材料鉆削缺陷的主要因素，且通過(guò)對(duì)不同刀具的對(duì)比研究確定階梯鉆頭是抑制玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP)鉆孔缺陷產(chǎn)生的最優(yōu)方法。Marques等[6]對(duì)鉆削CFRP時(shí)產(chǎn)生的缺陷進(jìn)行研究，也認(rèn)為采用階梯鉆頭可有效降低鉆出口時(shí)的軸向力，從而抑制CFRP層合板鉆削分層缺陷。Lachaud等[7]和Zhang等[8]分別預(yù)測(cè)了CFRP層合板出口端發(fā)生分層時(shí)軸向力的臨界值，并建立了相應(yīng)的力學(xué)模型。Tsao等[9]對(duì)燭心鉆(candle stick drill)鉆削復(fù)合材料時(shí)的軸向力進(jìn)行預(yù)測(cè)和評(píng)價(jià)，指出進(jìn)給速度和鉆頭直徑是影響軸向力的主要因素。Mohan等[10]指出在對(duì)熱塑性纖維增強(qiáng)復(fù)合材料進(jìn)行軸向力預(yù)測(cè)時(shí)直徑6mm鉆頭試驗(yàn)值好于直徑10mm鉆頭。Arul等[11]運(yùn)用集群數(shù)據(jù)處理技術(shù)分析了鉆削GFRP時(shí)軸向力與刀具壽命間的關(guān)系，建立了發(fā)生分層時(shí)的臨界力學(xué)模型，進(jìn)而對(duì)鉆削參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。Rahme等[12]建立了鉆削CFRP時(shí)的正交分析模型并針對(duì)不同鉆削缺陷進(jìn)行了研究。

考慮到C/C復(fù)合材料與其他纖維復(fù)合材料在材料結(jié)構(gòu)和性能方面的差異性，以上的分析和結(jié)論并不能與C/C復(fù)合材料鉆削實(shí)際情況相符合。因此，本文在前人研究的基礎(chǔ)上，通過(guò)鉆削試驗(yàn)研究了C/C復(fù)合材料鉆削軸向力的變化趨勢(shì)，探討了鉆削參數(shù)和刀具直徑等對(duì)鉆削軸向力的影響規(guī)律，建立了C/C復(fù)合材料鉆削軸向力預(yù)測(cè)模型，并對(duì)預(yù)測(cè)模型進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 C/C復(fù)合材料鉆削試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)材料

本試驗(yàn)以C/C復(fù)合材料為研究對(duì)象。因采用無(wú)緯炭布針刺薄氈結(jié)構(gòu)又稱(chēng)準(zhǔn)三維編織材料，即為增強(qiáng)材料層間強(qiáng)度，在預(yù)制體網(wǎng)胎層與炭布層之間用由帶鉤的針攜帶的炭纖維結(jié)合在一起，每層鋪層后都進(jìn)行針刺以滿(mǎn)足形狀復(fù)雜和需要精確機(jī)加部件的要求[13]。其組織結(jié)構(gòu)與性能參數(shù)分別如圖1和表1所示。

圖1 C/C復(fù)合材料組織結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of C/C composites

表1 C/C復(fù)合材料性能參數(shù)

1.2 試驗(yàn)刀具

根據(jù)前文所述，軸向力是導(dǎo)致復(fù)合材料鉆削缺陷特別是出口撕裂和分層的主要因素。因此，在選擇鉆頭時(shí)需要盡可能減小橫刃長(zhǎng)度或減小橫刃中負(fù)前角切削段?；谝陨显颍敬毋@削試驗(yàn)采用K40整體硬質(zhì)合金麻花鉆，頂角160°，后角20°，螺旋角40°。其結(jié)構(gòu)形式如圖2所示。

圖2 硬質(zhì)合金鉆頭Fig.2 Carbide drill

1.3 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)所采用的機(jī)床為YHVT-850數(shù)控加工中心。利用Kistler系列切削力測(cè)試系統(tǒng)采集，分析鉆削軸向力。試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)設(shè)備如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.3 Experiment system

采用直徑為φ4mm、φ6mm、φ8mm的麻花鉆頭，在3000～6000r/min轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)和30～120mm/min進(jìn)給速度范圍內(nèi)取值進(jìn)行試驗(yàn)參數(shù)組合。具體參數(shù)設(shè)置及條件見(jiàn)表2。

表2 C/C復(fù)合材料鉆削參數(shù)及條件

2 鉆削軸向力試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 鉆削過(guò)程中軸向力變化規(guī)律

在實(shí)際鉆削過(guò)程中，不同的切削階段其切削力呈現(xiàn)出不同的特點(diǎn)(見(jiàn)圖4)： (1)AB段為橫刃單獨(dú)作用階段。由于橫刃分布載荷集度最高而使軸向力急劇增大；(2)BC段為橫刃、主切削刃共同作用階段。該階段末尾主切削刃全部切入試件時(shí)軸向力達(dá)到整個(gè)切削過(guò)程的最大值；(3)CG段為橫刃、主切削刃和副切削刃共同作用階段。該階段由于副切削刃和孔壁間摩擦力在刀具軸向的分力與另外主切削刃和橫刃相反，導(dǎo)致總軸向力隨副切削刃和孔壁接觸長(zhǎng)度增加而減小。其中，EF段為鉆削過(guò)程中退刀-進(jìn)刀過(guò)程，該過(guò)程主要是為解決鉆削C/C復(fù)合材料時(shí)切屑為塊狀和粉塵狀不容易排屑和散熱而采用鉆深孔循環(huán)指令進(jìn)刀方式。(4)GH段為未切削層變形階段。隨著鉆頭深入，未切削層厚度逐漸變薄其剛度等逐漸下降，在軸向力作用下未切削層開(kāi)始發(fā)生變形導(dǎo)致軸向力減小，隨后變形達(dá)到極限軸向力回彈。(5)HI段為橫刃、主切削刃鉆出階段。隨橫刃、主切削刃依次鉆出軸向力快速下降至零位。(6)IJ段為副切削刃單獨(dú)作用階段。此時(shí)軸向力為負(fù)值但絕對(duì)值相對(duì)于階段四可忽略不計(jì)。

此外，在DG段因?yàn)楦比袑?duì)孔壁的修光作用，除副刃剛開(kāi)始參與切削的一段時(shí)間內(nèi)副刃軸向分力快速增加外，隨后軸向分力增加趨于緩慢直至未切削層開(kāi)始發(fā)生變形，此階段軸向力較為平穩(wěn)稱(chēng)為穩(wěn)定鉆削區(qū)。該區(qū)域軸向力大小決定了出口缺陷的形式及嚴(yán)重程度。因此，本文重點(diǎn)研究了穩(wěn)定切削時(shí)的軸向力。

圖4 鉆削軸向力隨時(shí)間變化圖Fig.4 Typical thrust force vs. time plot for drilling process

2.2 鉆削參數(shù)與鉆削力的關(guān)系

直徑6mm的鉆頭鉆削試驗(yàn)結(jié)果如圖5和圖6所示。由于C/C復(fù)合材料本身為多相結(jié)構(gòu)，各相材料分布不是絕對(duì)均勻且受材料制備特性等的影響，不同批次成形材料間性能有一定的差異，甚至同一批次成形材料上不同區(qū)域間的性能也有不同程度的差異。因此，在不同鉆削參數(shù)條件下以及不同切削區(qū)域中切削力隨機(jī)性較大，導(dǎo)致部分區(qū)域鉆削參數(shù)對(duì)鉆削力的影響規(guī)律不明顯。但就總體而言，在相同鉆速條件下，軸向力隨進(jìn)給速度的增大而明顯增大且增大趨勢(shì)基本呈線性。在相同進(jìn)給速度條件下，軸向力隨主軸轉(zhuǎn)速的升高而增大且增大趨勢(shì)也基本呈線性。但此趨勢(shì)會(huì)隨進(jìn)給速度的增加而逐漸減弱，即進(jìn)給速度越快主軸轉(zhuǎn)速對(duì)軸向力的影響越小。

根據(jù)軸向力與主軸鉆速n和進(jìn)給速度V間的近似線性關(guān)系，忽略其他影響因素的干擾，對(duì)軸向力進(jìn)行了回歸建模。預(yù)測(cè)模型為：

其中，F(xiàn)z為鉆削軸向力，CF是軸向力系數(shù)，a1、a2為求解系數(shù)。

運(yùn)用MATLAB進(jìn)行多因素線性回歸分析，建立的軸向力預(yù)測(cè)模型為：

圖5 不同轉(zhuǎn)速下進(jìn)給速度與軸向力的關(guān)系Fig.5 Variation of thrust force with feed rate under different feed rate under different spindle speed

圖6 不同進(jìn)給速度下主軸轉(zhuǎn)速與軸向力的關(guān)系Fig.6 Variation of thrust force with spindle speed under different feed rate

對(duì)上述模型進(jìn)行顯著性檢驗(yàn)，即F檢驗(yàn)。主要檢驗(yàn)i組試驗(yàn)中j個(gè)系數(shù)a1，a2…aj是否全為零。由F分布的定義知F服從F(j，i-j-1)分布，記為F～F(j，i-j-1)。

給定顯著性水平α，由F分布臨界值表查得臨界值Fα(j，i-j-1)，使得F≥Fα(j，i-j-1)的概率等于α。

由試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果求得F的數(shù)值并與臨界值比較：若F≥Fα(j，i-j-1)，則認(rèn)為線性回歸模型是顯著的；若F＜Fα(j，i-j-1)，則認(rèn)為線性回歸模型不顯著。

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)為2因素4水平全面試驗(yàn)。因此，F(xiàn)～F(2，13)。

取顯著性水平α=0.05，查表得F0.05(2，13)=3.81。

經(jīng)計(jì)算得：

F=36.4＞3.81=F0.05(2，13)

因此，可認(rèn)為此軸向力預(yù)測(cè)模型是顯著的。對(duì)驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行誤差分析，結(jié)果如表3所示。

表3 相對(duì)誤差分析表

根據(jù)相對(duì)誤差分析結(jié)果，在選擇參數(shù)范圍內(nèi)軸向力理論值與測(cè)量值間相對(duì)誤差可控制在20%以?xún)?nèi)。由于材料的各向異性和非均勻性，在進(jìn)給速度較小、主軸轉(zhuǎn)速較高時(shí)鉆頭受到的沖擊等不利影響相對(duì)較為嚴(yán)重，導(dǎo)致其鉆削力峰值波動(dòng)較大。表現(xiàn)在誤差分析結(jié)果上，即為軸向力預(yù)測(cè)誤差隨進(jìn)給速度的減小、主軸轉(zhuǎn)速的增大而增大，這與表3顯示結(jié)果相一致。因此，在進(jìn)行C/C復(fù)合材料鉆削軸向力預(yù)測(cè)時(shí)，對(duì)高轉(zhuǎn)速、低進(jìn)給速度條件預(yù)測(cè)力需謹(jǐn)慎使用。

2.3 鉆頭直徑與鉆削力的關(guān)系

圖7為在相同主軸鉆速條件下，不同鉆頭直徑下，進(jìn)給速度與軸向力間的關(guān)系曲線。由圖7可以直觀看出，在相同條件下，鉆削軸向力隨鉆頭直徑增大而增大。其主要原因是切削面積是影響軸向力的最主要原因之一，而在其他條件不變情況下鉆頭直徑與切削面積成正比例關(guān)系。

另外，在對(duì)比同一轉(zhuǎn)速條件下不同鉆頭直徑間軸向力比值時(shí)發(fā)現(xiàn)：隨進(jìn)給速度的增大，不同直徑鉆頭軸向力比值逐步接近鉆孔面積比值，如表4所示。而這一規(guī)律隨進(jìn)給速度增大而趨于明顯的主要原因是轉(zhuǎn)速不變時(shí)進(jìn)給速度越大每轉(zhuǎn)切削厚度越大，從而削弱了材料本身存在的孔隙、纖維等對(duì)切削力的影響。由此可得，軸向力與鉆頭切削刃單位時(shí)間內(nèi)掃過(guò)的面積成正比。

圖7 不同鉆頭直徑下鉆頭進(jìn)給速度與軸向力的關(guān)系Fig.7 Variation of thrust force with feed rate under different drill diameter

表4 φ4mm、φ6mm、φ8mm鉆頭軸向力比值

因此，在較大進(jìn)給條件下，將某一直徑鉆頭作為標(biāo)準(zhǔn)，通過(guò)大量試驗(yàn)擬合其軸向力預(yù)測(cè)模型，以此模型來(lái)標(biāo)定同類(lèi)型鉆頭其他直徑的軸向力是可行的。本文以φ6mm鉆頭為標(biāo)準(zhǔn)推導(dǎo)出的其他直徑軸向力模型為：

其中，，F(xiàn)Z(D)為鉆頭直徑為D時(shí)的軸向力，D為鉆頭直徑，Cd為鉆頭直徑系數(shù)。

以φ4mm、φ8mm鉆頭鉆削力試驗(yàn)結(jié)果對(duì)上述模型進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果如圖8所示。在進(jìn)給速度較低時(shí)，試驗(yàn)結(jié)果與模型預(yù)測(cè)結(jié)果相差較大，而隨著進(jìn)給速度的增加試驗(yàn)結(jié)果與模型預(yù)測(cè)結(jié)果間的誤差值呈減小趨勢(shì)。這與前文分析結(jié)果相吻合，表明上述軸向力預(yù)測(cè)模型在選定參數(shù)范圍內(nèi)可有效預(yù)測(cè)鉆削軸向力。

3 結(jié)論

本文在普通數(shù)控加工中心上對(duì)C/C復(fù)合材料鉆削軸向力進(jìn)行了試驗(yàn)研究。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析了硬質(zhì)合金麻花鉆鉆削C/C復(fù)合材料時(shí)軸向力的變化過(guò)程和特點(diǎn)。以φ6mm鉆頭為樣本建立了同類(lèi)型不同直徑鉆頭在主軸轉(zhuǎn)速 3000～6000r/min、進(jìn)給速度 30～120mm/min范圍內(nèi)成立的軸向力預(yù)測(cè)模型。試驗(yàn)結(jié)果表明該模型預(yù)測(cè)誤差可以控制在20%以?xún)?nèi)。通過(guò)分析鉆頭直徑、進(jìn)給速度、鉆削速度等鉆削參數(shù)對(duì)軸向力的影響規(guī)律得到了如下結(jié)論：

(1)在試驗(yàn)參數(shù)選擇范圍內(nèi)，軸向力隨主軸鉆速和進(jìn)給速度增加而增大但主軸轉(zhuǎn)速對(duì)軸向力的影響會(huì)隨進(jìn)給速度的增加而逐漸減弱；

(2)在相同鉆削參數(shù)下，不同直徑鉆頭軸向力間比值與鉆頭截面積間比值近似，且進(jìn)給速度越大該比值近似性越好；

(3)在試驗(yàn)參數(shù)選擇范圍內(nèi)，軸向力預(yù)測(cè)誤差隨進(jìn)給速度的減小、主軸轉(zhuǎn)速的增大而增大。

[1] Piquet R, Ferret B, Lachaud F, et al. Experimental analysis of drilling damage in thin carbon/epoxy plate using special drills. Composites Part A： Applied Science and Manufacturing, 2000, 31(10)：1107-1115.

[2] Tsao C C, Hocheng H. The effect of chisel length and associated pilot hole on delamination when drilling composite materials. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2003, 43(11)：1087-1092.

[3] 張厚江,樊銳,陳五一,等. 高速鉆削碳纖維復(fù)合材料鉆削力的研究. 航空制造技術(shù), 2006(12)：76-79,82.

[4] 張厚江,陳五一,樊銳,等. 碳纖維復(fù)合材料高質(zhì)量孔的鉆削 . 航空制造技術(shù),2004(3)：55-57.

[5] Latha B, Senthilkumar V, Palanikumar K. Influence of drill geometry on thrust force in drilling GFRP composites. Journal of Reinforced Plastics and Composites, 2011, 30(6)：463-472.

[6] Marques A T, Durao L M, Magalhaes A G, et al. Delamination analysis of carbon fibre reinforced laminates： Evaluation of a special step drill. Composites Science and Technology, 2009, 69(14)：2376-2382.

[7] Lachaud F, Piquet R, Collombet F, et al. Drilling of composite structures. Composite Structures, 2001, 52(3-4)：511-516.

[8] Zhang L B, Wang L J, Liu X Y. A mechanical model for predicting critical thrust forces in drilling composite laminates. Proc Inst Mech Eng Part B J Eng Manuf, 2001, 215： 135-146.

[9] Tsao C C, Hocheng H. Evaluation of thrust force and surface roughness in drilling composite material using Taguchi analysis and neural network. Journal of Materials Processing Technology, 2008, 203(1-3)：342-348.

[10] Mohan N S, Ramachandra A, Kulkarni S M. Influence of process parameters on cutting force and torque during drilling of glass-fiber polyester reinforced composites. Composite Structures, 2005, 71(3-4)：407-413.

[11] Arul S, Samuel R D, Malhotra S, et al. Modeling and optimization of process parameters for defect toleranced drilling of GFRP composites. Materials and Manufacturing Processes, 2006, 21(4)：357-365.

[12] Rahme P, Landon Y, Lagarrigue, et al. Study into causes of damage to carbon epoxy composite material during the drilling process.International Journal of Machining and Machinability of Materials, 2008,3(3)： 309-325.

[13] 嵇阿琳,李賀軍,崔紅. 針刺炭纖維預(yù)制體的發(fā)展與應(yīng)用.炭素技術(shù) ,2010(3)：23-27.