徐飛飛,劉其廣,呂杰,金鑫

北京航空材料研究院股份有限公司

1 引言

由于要求具備良好的透光率以及安全性,飛機(jī)座艙蓋、風(fēng)擋、機(jī)艙、舷窗等部位的透明結(jié)構(gòu)件對材料性能有嚴(yán)格的要求。在眾多透明材料中,定向有機(jī)玻璃因具備良好的韌性、抗銀紋性以及抗裂紋擴(kuò)展性能,可以很好地滿足包含透光率和安全性等要求,因此被越來越多地應(yīng)用在飛機(jī)座艙蓋、風(fēng)擋、機(jī)艙和舷窗等結(jié)構(gòu)件中。

為了獲得設(shè)計的零件形狀,銑削加工是該類零件制造過程的必要步驟之一,但銑削加工必然會引起表面質(zhì)量變化,尤其是表面應(yīng)力的變化[1],表面應(yīng)力的急劇變化嚴(yán)重影響透明件的使用壽命,探索對透明件表面應(yīng)力影響最小的銑削方式成為一個必須解決的難題。

當(dāng)前對定向有機(jī)玻璃的研究主要集中在裂紋擴(kuò)展、蠕變行為溫度效應(yīng)、表面感光性能以及在線測量等方面[2-6]。針對定向有機(jī)玻璃,陳小剛等[3]研究認(rèn)為,抵抗裂紋擴(kuò)展性能對飛機(jī)安全性及使用壽命具有重要影響,同時通過實(shí)驗(yàn)的方式對比分析了相同條件下三種定向有機(jī)玻璃的疲勞裂紋擴(kuò)展性能,以及應(yīng)力比、殘余應(yīng)力對疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響,為飛機(jī)座艙蓋航空有機(jī)玻璃選材、使用及維護(hù)提供了實(shí)驗(yàn)依據(jù)。趙景云等[4]對定向有機(jī)玻璃工件平面內(nèi)不同角度、不同頻率以及應(yīng)力對疲勞擴(kuò)展的影響規(guī)律進(jìn)行了理論分析。除了可能產(chǎn)生的裂紋對表面質(zhì)量進(jìn)而對安全性產(chǎn)生負(fù)面影響外,定向有機(jī)玻璃的蠕變同樣是影響零件質(zhì)量的重要因素之一。劉偉等[5]通過實(shí)驗(yàn)的方式得到有機(jī)玻璃在20℃,50℃,75℃和不同應(yīng)力下的蠕變規(guī)律并分析了蠕變特征。郭偉國等[6]分析了不同載荷方式下MDYB-3有機(jī)玻璃的變形與破壞行為,同時對變形試樣的破壞和斷裂進(jìn)行了觀察和分析。馮海兵[7]在分析美國五代戰(zhàn)斗機(jī)座艙透明技術(shù)的研究進(jìn)展時指出,美國第四代戰(zhàn)斗機(jī)座艙透明件風(fēng)擋采用有機(jī)玻璃/膠片/聚碳酸酯材料多層結(jié)構(gòu)或聚碳酸酯多層結(jié)構(gòu),可以看出,定向有機(jī)玻璃已經(jīng)成為當(dāng)前各類飛行器的主流材料。除此之外,準(zhǔn)確獲取定向有機(jī)玻璃透明結(jié)構(gòu)件的相關(guān)參數(shù)同樣非常重要。吳富等[8]為現(xiàn)場測量大型透明件的透光率和霧度,提出基于雙積分球結(jié)構(gòu)的測量和系統(tǒng)參數(shù)標(biāo)定方案,并設(shè)計研制了相應(yīng)的透光率和霧度測量裝置,取得了良好效果。劉其廣等[9]基于五軸數(shù)控加工中心并利用光譜共焦位移傳感器和數(shù)據(jù)采集卡在線記錄運(yùn)行過程中工件表面和機(jī)床各軸的位置坐標(biāo),對采集的兩組數(shù)據(jù)進(jìn)行矢量求和,并通過開發(fā)軟件進(jìn)行處理,實(shí)現(xiàn)透明件的非接觸測量與數(shù)學(xué)模型的重建。明五一等[10]深入總結(jié)了機(jī)器視覺檢測透明件技術(shù)發(fā)展近狀及現(xiàn)存問題,并進(jìn)一步闡述了機(jī)器視覺檢測透明件的最新進(jìn)展。除了上述重要因素外,劉全羽[11]分析了透明件在使用過程中的力學(xué)行為及其影響因素,認(rèn)為其在使用過程中產(chǎn)生裂紋的原因主要是玻璃表面存在應(yīng)力,導(dǎo)致疲勞裂紋產(chǎn)生。周曉軍等[12]采用聲彈檢測方法對表面應(yīng)力的測量進(jìn)行了研究,獲得了較高的測量精度。

除了上述研究,關(guān)于定向有機(jī)玻璃表面應(yīng)力的研究較少。然而,表面應(yīng)力對定向有機(jī)玻璃透明的質(zhì)量影響顯著,所以必須控制零件成形過程中的應(yīng)力。本文以定向有機(jī)玻璃為研究對象,采用不同的銑削方式測量其表面應(yīng)力,該研究成果可以為定向有機(jī)玻璃的機(jī)械加工提供有效的指導(dǎo)。

2 實(shí)驗(yàn)方案

采用YB-DM-10和YB-DM-11兩種常用的定向有機(jī)玻璃以及一種非定向有機(jī)玻璃YB-3進(jìn)行對比研究。銑削平臺為GMC2550u五軸加工中心,如圖1所示;采用WPA-100-L應(yīng)力雙折射測試儀對不同樣件加工前后的應(yīng)力水平進(jìn)行測試。加工刀具分別選用端銑刀和球頭銑刀,具體參數(shù)如表1所示。

表1 刀具參數(shù)

圖1 GMC2550u五軸加工中心

選擇直徑為20mm的銑刀對定向有機(jī)玻璃進(jìn)行加工,所有序號的螺旋角都為35°,同時含有2個切削刃,采用三軸加工策略,所有樣品的尺寸為200mm×200mm×18mm,加工環(huán)境溫度為室溫。測試樣品與對應(yīng)的加工工藝參數(shù)分組如表2所示,每組實(shí)驗(yàn)有5個樣品。

表2 加工工藝參數(shù)

3 討論與分析

在上述實(shí)驗(yàn)方案的指導(dǎo)下開展實(shí)驗(yàn),為了加強(qiáng)對比,對YB-3非定向有機(jī)玻璃的應(yīng)力水平進(jìn)行分析和討論。

圖2為表2中第1組試驗(yàn)參數(shù)下YB-3非定向有機(jī)玻璃的1號樣品在加工前后的應(yīng)力對比,可以發(fā)現(xiàn),未切削時表面應(yīng)力幾乎沒有變化,應(yīng)力水平為0～0.005MPa,而加工后的表面應(yīng)力達(dá)到0.025～0.1MPa。由應(yīng)力云圖可知,加工后的應(yīng)力云圖更加明亮,所以對于YB-3非定向有機(jī)玻璃來說,加工后的表面應(yīng)力增加,不利于產(chǎn)品的壽命和后續(xù)加工。

(a)加工前應(yīng)力云圖

為了驗(yàn)證該實(shí)驗(yàn)結(jié)果的正確性,采用另一個樣品重復(fù)上述實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖3所示。可以看出,未加工前表面應(yīng)力范圍為0.005～0.1MPa,而加工后的表面應(yīng)力變?yōu)?.095～0.2MPa。切削后表面應(yīng)力變大,驗(yàn)證了圖2所示結(jié)果。從云圖可以看到,加工前的云圖與圖2中加工后的云圖類似,加工后樣品內(nèi)部的應(yīng)力比加工前更加明顯。2號試樣加工前板材的平均應(yīng)力值為0.030MPa,加工后為0.108MPa,增幅260%。

(a)加工前應(yīng)力云圖

對于定向有機(jī)玻璃而言,需獲取未切削時原始樣品的表面應(yīng)力,分別對YB-DM-10與YB-DM-11毛坯進(jìn)行初始應(yīng)力測試,如圖4所示。

(a) YB-DM-10

圖4a中,01～05表示定向有機(jī)玻璃YB-DM-10材料的1號到5號樣品,圖4b中,01～04表示定向有機(jī)玻璃YB-DM-11材料的1號到4號樣品。可以發(fā)現(xiàn),對于YB-DM-10材料,1號、2號和5號樣品應(yīng)力為1.75～2MPa,3號樣品的應(yīng)力為1～1.25MPa,4號樣品的應(yīng)力為1.25～1.75MPa。對于YB-DM-11材料,1號樣品的應(yīng)力約為0.5MPa,2號樣品應(yīng)力約0.5～1MPa,3號樣品應(yīng)力為1～1.5MPa,4號樣品應(yīng)力為0.4～0.5MPa。從圖4可以看出,即使是毛坯狀態(tài)下的定向有機(jī)玻璃,其表面應(yīng)力狀態(tài)并非定值,存在較大差別,即加工前平板自身應(yīng)力水平差距較大,平均最大差值為0.819MPa。為了研究銑削方式對樣品表面應(yīng)力的影響,需要對同一樣品加工前后進(jìn)行對比。

以定向有機(jī)玻璃YB-DM-11為例,研究加工前后應(yīng)力水平的變化情況,采用端銑刀順銑策略進(jìn)行加工,如圖5所示。未加工之前,定向有機(jī)玻璃YB-DM-11的表面應(yīng)力變化范圍為0.51～1.1MPa,加工后期變化范圍為0.45～1MPa;加工前板材的平均應(yīng)力值為0.735MPa,加工后為0.626MPa,減少14.8%。從應(yīng)力云圖可以看出,左下角和右上角是最大應(yīng)力區(qū)域,加工后該區(qū)域的應(yīng)力分布得到一定程度的改善。由此可以得出,與非定向有機(jī)玻璃YB-3不同,銑削加工可以降低YB-DM-11定向有機(jī)玻璃的表面應(yīng)力。

(a)加工前應(yīng)力云圖

為了研究端銑刀逆銑對表面應(yīng)力的影響,采用相同加工參數(shù)對4號樣品進(jìn)行加工并測試,如圖6所示。

(a)加工前應(yīng)力云圖

可以發(fā)現(xiàn),加工前應(yīng)力變化范圍為0.35～0.62MPa,加工后應(yīng)力變化范圍為0.25～0.63MPa。從應(yīng)力云圖可以看出,樣品四個角的應(yīng)力為應(yīng)力最大區(qū)域,加工后該區(qū)域的應(yīng)力分布得到改善,加工前板材的平均應(yīng)力值為0.429MPa,加工后板材的平均應(yīng)力值為0.412MPa,減少了4%。雖然逆銑加工可以降低定向有機(jī)玻璃的表面應(yīng)力,但是相較于順銑減幅不大,同時,銑削加工完成后對表面的影響浮動較大,頻率較高,可能會加速定向有機(jī)玻璃零件的損壞,不利于延長零件壽命。故不建議采用端銑刀對定向有機(jī)玻璃進(jìn)行逆銑加工。

為了考慮端銑刀與球頭銑刀對定向有機(jī)玻璃的影響,采用球頭銑刀對定向有機(jī)玻璃進(jìn)行加工。圖7和圖8分別為球頭銑刀進(jìn)行順銑和逆銑時表面應(yīng)力的變化情況。

(a)加工前應(yīng)力云圖

(a)加工前應(yīng)力云圖

圖7為球頭刀順銑前后的表面應(yīng)力情況,加工前應(yīng)力變化范圍1～2MPa,加工后應(yīng)力變化范圍為0.9～1.25MPa?？梢钥闯?樣品右上角為最大應(yīng)力區(qū)域,加工后該區(qū)域的應(yīng)力分布得到改善,但該處仍為最大應(yīng)力區(qū)域,可能是因?yàn)榧庸の赐耆撎帒?yīng)力。加工前板材的平均應(yīng)力值為1.247MPa,加工后為1.039MPa,減少了16.7%。

圖8為球頭刀逆銑前后的表面應(yīng)力情況,加工前應(yīng)力變化范圍為1.5～2.7MPa,加工后應(yīng)力變化范圍為1.3～2.3MPa?？梢钥闯?樣品左上角為最大應(yīng)力區(qū)域,加工后該區(qū)域的應(yīng)力分布得到改善,但是該處仍為最大應(yīng)力區(qū)域,可能的原因是加工未完全消除該處的應(yīng)力。加工前板材的平均應(yīng)力值為1.94MPa,加工后為1.634MPa,減少了15.8%。說明球頭刀順銑和逆銑都可降低定向有機(jī)玻璃YB-DM-11的表面應(yīng)力,并且降低的幅度相差不大。

4 結(jié)語

本文通過實(shí)驗(yàn)定向/非定向有機(jī)玻璃的銑削加工后表面應(yīng)力進(jìn)行了研究,對比了加工前后的應(yīng)力狀態(tài),同時分析了不同銑削方式(順銑和逆銑)以及不同的銑削刀具對定向有機(jī)玻璃零件表面應(yīng)力的影響規(guī)律。研究結(jié)果可為定向有機(jī)玻璃零件的銑削加工提供一定的理論指導(dǎo)。

(1)銑削加工可以改變定向有機(jī)玻璃零件的表面應(yīng)力;

(2)即使是相同條件下加工的定向有機(jī)玻璃,其表面應(yīng)力分布也不均勻,導(dǎo)致各個樣品的表面應(yīng)力不一致,若要求表面應(yīng)力的一致性,需要對定向有機(jī)玻璃毛坯成形工藝進(jìn)行改進(jìn);

(3)對于不同類型的定向有機(jī)玻璃,銑削加工可能增加或減小表面應(yīng)力,需對采用合適的工藝方案降低定向有機(jī)玻璃的表面應(yīng)力進(jìn)行研究;

(4)就端銑刀加工定向有機(jī)玻璃而言,順銑比逆銑更有利于實(shí)現(xiàn)表面應(yīng)力的均勻性;就球頭銑刀而言,順銑和逆銑對表面應(yīng)力的影響幾乎一致。對比端銑刀和球頭銑刀,端銑刀加工后的表面應(yīng)力更均勻,所以在實(shí)際加工過程中,應(yīng)優(yōu)先選用端銑刀。