蘇 飛 袁 億 蔣驍捷 鄧朝暉 孫富建

（1 湖南科技大學智能制造研究院，湘潭 411201）

（2 湖南科技大學機電工程學院，難加工材料高效精密加工湖南省重點實驗室，湘潭 411201）

（3 湖南科技大學，教育部先進礦山裝備工程研究中心，湘潭 411201）

0 引言

碳纖維增強復合材料（CFRP）具有輕質、高強、可設計、抗疲勞、耐腐蝕、耐摩擦等特性，已成為新型飛機的首選結構材料［1-3］，被廣泛用于機身和機翼的承力部位，大大減輕結構質量，提高飛機性能。

在CFRP結構件的裝配連接中，鉆削加工在后續(xù)機械加工中占有重要地位，是最為繁重的機械加工工序之一，如大型飛機A350XWB機身前段和中段需要加工3.6萬個連接孔，尾翼需要加工0.5萬個連接孔［4］。但由于層間連接強度差、材料硬度高等特點，加工中常出現(xiàn)毛刺、分層、撕裂等加工缺陷，嚴重影響制孔質量和材料性能［5-7］。

研究表明，鉆頭結構和刃型直接決定刀具-工件的接觸狀態(tài)和切削過程，對CFRP制孔缺陷的形成極為重要［8］。針對CFRP制孔加工，國內外學者開發(fā)了多種制孔刀具，以在傳統(tǒng)麻花鉆的基礎上衍生的特殊形狀鉆頭最為突出。Z.JIA等［8］采用4種不同幾何形狀的鉆頭（麻花鉆、階梯鉆、匕首鉆和圓弧鉆）對CFRP層合板進行鉆孔實驗，指出匕首鉆具有較好的制孔效果。P.DURAO等［9］對比分析了麻花鉆和多種特殊結構鉆，結果表明，相同鉆削參數(shù)下鉆削力和分層因子的大小相差較大，匕首鉆和多刃尖鉆的制孔效果最為理想，其次是階梯鉆。N.FEITO等［10］總結了鉆削纖維增強復合材料的各種鉆型的刀具，并對比分析了匕首鉆、燭芯鉆和階梯鉆，結果表明，在鉆削CFRP時匕首鉆是最為理想的選擇。這些特殊形狀的鉆頭在一定程度上均能有效降低制孔缺陷，改善制孔質量。

本文針對制孔缺陷問題，在現(xiàn)有鉆型結構基礎上，設計制造了新鉆型，通過試驗對比分析了新鉆型制孔缺陷的形成過程，以及研究了新鉆型刃型結構和刀具材料對鉆削軸向力和制孔缺陷的影響規(guī)律。

1 新鉆型設計

在CFRP制孔過程中，孔邊緣極易產生毛刺、分層和撕裂等加工缺陷，尤其以孔出口最為嚴重?？壮隹诘淖罱K毛刺、分層和撕裂等加工缺陷將在主切削刃作用下最終形成，因而，主切削刃的切削性能對最終孔的質量至關重要［8］。研究表明，CFRP制孔缺陷的形成與制孔過程中鉆削軸向力的大小和材料的去除方式密切相關，而鉆型結構直接決定了鉆削軸向力大小和材料去除方式［11］。因此，鉆頭主切削刃的構型設計對主切削刃切削性能的影響和CFRP制孔缺陷的控制極為重要。

對于CFRP制孔缺陷的形成，表層制孔缺陷形成的主要原因在于纖維缺乏約束，在軸向力作用下易產生“避讓”［1，3，12］。而諸多刀具的設計原理歸根結底是為了有效規(guī)避纖維“避讓”。宿友亮等［12］指出纖維在強約束和背部足夠支撐應力下易被“齊根去除”，可從源頭上控制制孔缺陷的產生。為有效規(guī)避纖維“避讓”，降低CFRP孔出口制孔缺陷，提出了逐步控制制孔缺陷產生的設計理念，結合匕首鉆、多刃尖鉆的結構特點設計了新型鉆頭結構［13］，如圖1所示。該新鉆型可分為4個主要的切削刃部，即鉆尖（Ⅰ）、擴削刃（Ⅱ）、多刃尖（Ⅲ）和第二擴削刃（Ⅳ）。其中，V型的多刃尖（Ⅲ）和第二擴削刃（Ⅳ）是對現(xiàn)有多刃尖鉆進行的改進。試驗表明，V型刃口的設計能能有效、及時切斷纖維，達到降低制孔缺陷的目的，是該新鉆型最為關鍵的部位，是新鉆型的設計關鍵。

圖1 新鉆型的設計［13］Fig.1 Design of the novel drill［13］

2 試驗方案

2.1 制孔刀具及工件材料

為系統(tǒng)對比分析V型刃不同結構的制孔效果，設計了直線型和圓弧型兩種結構類似的刃型，并采用整體硬質合金（YG6X）和釬焊PCD刀片兩種方式制作刀具進行試驗研究，4把刀具如圖2所示，其中，Tz1為直線刃型整體硬質合金鉆頭；Tq1為圓弧刃型整體硬質合金鉆頭；Tz2為直線刃型釬焊PCD刀片鉆頭；Tq2為圓弧刃型釬焊PCD刀片鉆頭。兩種鉆型的主要區(qū)別在于鉆尖和V型刃是否采用弧形過渡。從設計和鉆削原理來看，兩種鉆型具備相同的鉆削功能。刀具的結構參數(shù)基本一致，其中，刀具的直徑均為φ12 mm。

試驗所采用的工件材料為平紋編織碳纖維增強復合材料板（T300／環(huán)氧樹脂，CFRP），板厚度為5 mm，單束纖維的平均厚度約為0.2 mm，平均寬度約為2.5 mm，纖維直徑為7～8μm，纖維體積分數(shù)為60%～65%。

圖2 試驗裝置及新鉆型Fig.2 Experimental setups and novel drills

在KVC1050M立式加工中心上采用無冷卻方式進行鉆削試驗，主軸轉速n在2 000～5 000 r／min內取值（取值間距為1 000 r／min），進給速度vf在105～420 mm／min內取值（取值間距為105 mm／min）。為分析新鉆型制孔缺陷的形成過程，在主軸轉速n＝2 000 r／min和vf＝105mm／min，210mm／min時進行鉆削試驗，觀測兩種鉆型結構在不同鉆削深度的制孔缺陷，兩種鉆型的鉆削深度如圖3所示。試驗過程中，采用Kistler9253B23型測力系統(tǒng)測試鉆削軸向力。

圖3 鉆削深度H0 Fig.3 Drilling depth H0

2.2 制孔缺陷評價方法

為分析制孔缺陷的加工效果，試驗后，采用超景深體視顯微鏡及其附帶軟件觀測孔出口表層分層缺陷的形狀、大小，并采用分層因子Fa和毛刺因子Km重點對孔出口側的分層和毛刺等制孔缺陷進行評價，如圖4所示。其中，Ad是分層區(qū)域與孔的總面積，An是孔的面積。θ1～θn分別是以弧度表示各毛刺的寬度。

圖4 分層因子和毛刺因子Fig.4 Delamination factor and burrs factor

3 試驗結果與分析

3.1 新鉆型制孔缺陷形成過程的對比分析

為分析直線刃型和圓弧刃型新鉆型的制孔缺陷形成過程，在主軸轉速n＝2 000 r／min和進給速度vf＝105 mm／min，210 mm／min下，采用Tz1和Tq1進行鉆削試驗，觀測兩種鉆型結構在不同鉆削深度的制孔缺陷。由圖5（a）可見，兩種鉆型結構的制孔缺陷形成過程極為相近。

（1）當Tz1和Tq1的鉆削深度H0分別為6.3和7.3 mm時，鉆頭鉆尖Ⅰ剛好鉆出CFRP板，該階段制孔效果較差，存在大量未被切除的纖維，而且孔邊緣隆起十分明顯（孔邊緣產生分層缺陷的外觀表現(xiàn)），該階段兩種鉆型結構的制孔效果沒有顯著差異。

（2）當鉆削深度H0＝8.1 mm時，擴削刃Ⅱ即將完成鉆削，與上一階段相比，該階段制孔毛刺和分層有所減少，尤其是Tz1刀具的制孔效果，可見，該階段直線刃鉆型結構的制孔效果明顯優(yōu)于圓弧型的。

（3）當鉆削深度H0＝13.3和13.7 mm時，分別是多刃尖Ⅲ即將鉆出和恰好鉆出的過程，由圖5（a）可見，該階段完成后，制孔毛刺和分層缺陷得到了顯著減少，因此，多刃尖Ⅲ具備顯著降低制孔缺陷的功效，然而，兩種鉆型結構的功效程度存在一定差異，直線型鉆型結構鉆頭在多刃尖Ⅲ即將鉆出時，能輕易切斷孔邊材料，孔邊纖維的切斷口較為齊整，材料變形較小，如圖5（b）所示。但弧形鉆型結構鉆頭在多刃尖Ⅲ即將鉆出孔出口表層材料時，不能輕易切斷孔邊材料，孔邊纖維的切斷口存在明顯的隆起。由圖5（b）可見，在孔邊纖維被切斷前，孔邊材料已然產生了分層缺陷，而且，當多刃尖Ⅲ即將鉆出時，圓弧刃型的制孔毛刺較為明顯。由此可見，在該階段中，直線刃型的制孔效果也明顯優(yōu)于圓弧型的。

圖5 新鉆型制孔缺陷的形成Fig.5 Formation of the defects of the novel drills

（4）當鉆削深度H0＝19mm時，第二擴削刃Ⅳ完成了制孔，終孔最終形成，與上一階段相比，制孔缺陷均得到非常顯著的減小，尤其是直線型鉆頭的制孔更為明顯。因此，第二擴削刃Ⅳ對上階段的制孔缺陷具有修整功能。此外，兩種鉆型的第二擴削刃Ⅳ結構完全一致，理論上，該階段對制孔缺陷的修整效果是一致的，然而，最終制孔缺陷以直線刃型的更優(yōu)，因此，可以推斷產生這樣結果的原因是圓弧刃型多刃尖Ⅲ鉆削過程中孔邊材料不能輕易切除所導致的。

由上可見，兩種鉆型均能有效降低制孔缺陷，其中，多刃尖Ⅲ和第二擴削刃Ⅳ對制孔缺陷的顯著減小有著極為關鍵的作用。然而，兩者在鉆尖Ⅰ、擴削刃Ⅱ和多刃尖Ⅲ的鉆削階段均存在一定差異，從制孔缺陷的形成過程來看，直線型的制孔效果要優(yōu)于圓弧型的。

3.2 新鉆型軸向力的對比分析

在CFRP鉆削制孔中，一方面，鉆削軸向力是影響制孔缺陷的主要因素，控制軸向力大小可有效降低制孔缺陷，另一方面，軸向力的變化規(guī)律直接反映制孔過程中的瞬時鉆削狀態(tài)［1，3］。軸向力是CFRP鉆削加工中的重要研究對象。圖6為采用Tz1和Tq1在n＝2 000 r／min和vf＝210mm／min下所獲得的軸向力隨時間變化的曲線。

圖6 鉆削軸向力的時變曲線Fig.6 Time-varying curves of the trust force

由圖6可見，兩種新鉆型的軸向力時變特征非常明顯，而且基本一致，從軸向力時變曲線能明顯區(qū)分鉆削的8個階段［13］：OA段是鉆尖逐漸鉆入工件的過程；AB段為鉆尖已經全部鉆入工件；BC段為鉆尖逐步鉆出工件的過程，當達到C處時，鉆尖完全鉆出工件，但由于還有擴削刃參與鉆削，軸向力并沒有減小至0；CD段為擴削刃的擴孔階段；DE段為多刃尖逐漸鉆入工件的階段；EF段為多刃尖和第二擴削刃同時鉆削的階段；FG段為多刃尖逐步鉆出工件的階段。G處以后為第二擴削刃單獨參與鉆削的階段，此時，軸向力并沒有直接減小至0，如GH段所示。

以上過程中，AB段的軸向力均值最大（此段，Tz1鉆頭的約115.7 N，Tq1鉆頭的約235.9 N），其次是EF段（Tz1鉆頭的約58.7 N，Tq1鉆頭的約65.5 N）。而CD段（此段，Tz1鉆頭的軸向力約12.4 N，Tq1鉆頭的軸向力約14.7 N）和GH段（此段，Tz1鉆頭的最大軸向力均值約8.7 N，Tq1鉆頭的最大軸向力均值約10.2 N）的軸向力最小，但CD段與GH段的最大值相差不大（Tz1鉆頭的相差約3.7 N，Tq1鉆頭的軸向力約4.5 N）。此外，采用Tz1鉆頭所獲得的AB段軸向明顯高于Tq1鉆頭的，但CD段、EF段、GH段的小于Tq1鉆頭。從軸向力大小來看，CD段和GH段對加工缺陷的控制具有積極意義，尤其是GH段。研究表明，CD段的軸向力穩(wěn)定在很小值范圍內，利于加工缺陷的控制和防止分層的繼續(xù)擴展，而GH段是孔的最終形成階段，軸向力極小，且呈逐漸減小的趨勢，為確保該階段不繼續(xù)產生加工缺陷和去除上一階段加工缺陷的實現(xiàn)提供條件，對大幅度降低甚至去除加工缺陷的實現(xiàn)較為關鍵［13］。

由此可見，AB段軸向力大小實質上對最終制孔缺陷形成的影響極??；從降低軸向力方面看，直線刃型（Tz1）對抑制制孔缺陷的形成要優(yōu)于圓弧刃型（Tq1）；EF段和GH段為V型刃（即多刃尖Ⅲ和第二擴削刃Ⅳ）鉆削階段，是終孔最終形成階段，對最終制孔缺陷的形成至關重要。

基于以上分析，重點針對EF段和GH段的最大軸向力均值（EF段和GH段軸向力的最大均值分別為Ft3和Ft4），從鉆型結構和刀具材料兩方面的影響進行分析。

圖7為直線刃型（Tz1）和圓弧刃型（Tq1）的軸向力Ft3和Ft4隨工藝參數(shù)的變化規(guī)律?？梢?，直線刃型（Tz1）和圓弧刃型（Tq1）的軸向力隨主軸轉速和進給速度的變化規(guī)律基本一致，其中，主軸轉速對軸向力影響不顯著，隨進給速度的增大，單個刀齒的切削層厚度增大，兩者軸向力均呈增大趨勢，且增大幅度較為接近。EF段，Tz1的軸向力略大于Tq1的，GH段，Tz1的軸向力明顯大于Tq1的，在降低軸向方面，Tz1的第二擴削刃Ⅳ優(yōu)于Tq1的第二擴削刃Ⅳ，而兩者的多刃尖Ⅲ雖以Tz1略小，但效果相差不大。由此可知，Tz1的第二擴削刃Ⅳ對制孔缺陷的修整效果要優(yōu)于Tq1。

圖7 Tz1和Tq1軸向力的變化規(guī)律Fig.7 Thrust forces change rule of Tz1 and Tq1

基于以上分析，可知直線刃型鉆頭的制孔過程對抑制制孔缺陷的形成更為顯著，因此，重點針對直線刃型分析硬質合金鉆頭（Tz1）和PCD鉆頭（Tz2）的軸向力變化規(guī)律，如圖8所示。

圖8 Tz1和Tz2軸向力的變化規(guī)律Fig.8 Thrust forces change rule of Tz1 and Tz2

由圖8可見，Tz1和Tz2的軸向力隨主軸轉速和進給速度的變化規(guī)律基本一致，同樣地，主軸轉速對軸向力影響不顯著，隨進給速度的增大，單個刀齒的切削層厚度增大，兩者軸向力均呈增大趨勢。EF段和GH段，Tz2的軸向力均明顯大于Tz2的，尤其是GH段的軸向力，在降低軸向方面，Tz2的多刃尖Ⅲ和第二擴削刃Ⅳ均優(yōu)于Tz1的。由此可知，PCD鉆頭（Tz2）的多刃尖Ⅲ和第二擴削刃Ⅳ對制孔缺陷的抑制效果均要優(yōu)于硬質合金鉆頭（Tz1）。

3.3 新鉆型制孔缺陷的對比分析

在CFRP鉆削制孔中，毛刺、分層等制孔缺陷嚴重影響制孔質量和構件使用性能，是制孔質量的重要參考指標，因此，以分層因子和毛刺因子為評價方法，分析新鉆型結構、刀具材料對制孔質量的影響規(guī)律。

圖9（a）～（d）為Tz1和Tq1的分層因子Fa和毛刺因子Km隨工藝參數(shù)的變化規(guī)律。可見，兩者的分層因子和毛刺因子隨主軸轉速和進給速度的變化規(guī)律基本一致。隨主軸轉速和進給速度的增大，兩者分層因子和毛刺因子均呈增大趨勢。另外，當主軸轉速低于4 000 r／min時，Tq1的毛刺因子要大于Tz1，當主軸轉速高于3 000 r／min時，一旦進給速度高于210 mm／min，Tz1的毛刺因子將大于Tq1?？梢姡琓z1對抑制制孔缺陷具有一定優(yōu)勢，但隨工藝參數(shù)的增大，Tz1抑制毛刺缺陷的能力將降低。

基于以上分析，可知直線刃型鉆頭的制孔缺陷要小，因此，重點針對直線刃型分析硬質合金鉆頭（Tz1）和PCD鉆頭（Tz2）的制孔效果，如圖10所示。

圖10（a）（b）為Tz1和Tz2的分層因子Fa隨工藝參數(shù)的變化規(guī)律?？梢姡瑑烧叩姆謱右蜃雍兔桃蜃与S主軸轉速和進給速度的變化規(guī)律基本一致。隨主軸轉速和進給速度的增大，兩者分層因子和毛刺因子均呈增大趨勢。其中，Tz2的分層因子明顯低于Tz1。另外，采用Tz2鉆削制孔，其毛刺缺陷不明顯，如圖10（c）所示?？梢?，相對于硬質合金鉆頭（Tz1）而言，PCD鉆頭（Tz2）抑制制孔缺陷的效果具有絕對優(yōu)勢。

圖9 Tz1和Tq1分層、毛刺缺陷的變化規(guī)律Fig.9 Delamination and burrs changs of Tz1 and Tq1

圖10 Tz1和Tz2分層、毛刺缺陷的變化規(guī)律Fig.10 Delamination and burrs changes of Tz1 and Tz2

4 結論

（1）從制孔缺陷的形成過程和降低軸向力來看，直線刃和圓弧刃新鉆型均能有效降低制孔缺陷，其中，兩種鉆型的多刃尖Ⅲ和第二擴削刃Ⅳ對制孔缺陷的顯著減小有著極為關鍵的作用，尤其是第二擴削刃Ⅳ。

（2）當主軸轉速低于4 000 r／min時，圓弧型的毛刺因子要大于直線刃型的，當主軸轉速高于3 000 r／min時，一旦進給速度高于210 mm／min，直線刃型的毛刺因子將大于圓弧型的。由此可見，直線刃型的制孔效果要優(yōu)于圓弧型的，尤其是直線刃型的第二擴削刃Ⅳ對制孔缺陷的修整效果，但隨著主軸轉速和進給速度的增大，直線刃新鉆型抑制毛刺缺陷的能力將降低。

（3）在降低軸向方面，PCD新鉆型的多刃尖Ⅲ和第二擴削刃Ⅳ均優(yōu)于硬質合金新鉆型的，而且，PCD新鉆型的最終制孔質量明顯優(yōu)于硬質合金新鉆型的，因此，與硬質合金新鉆型相比，PCD新鉆型多刃尖Ⅲ和第二擴削刃Ⅳ對制孔缺陷的抑制效果均要優(yōu)于硬質合金新鉆型，因此，PCD新鉆型抑制制孔缺陷的效果具有絕對優(yōu)勢。