CFRP螺旋铣孔加工中的轴向力抑制方法*

（大连理工大学精密与特种加工教育部重点实验室，大连 116024）

碳纤维增强树脂基复合材料（CFRP）由碳纤维增强体和树脂基体构成，具有比强度和比模量高、耐腐蚀性强、抗疲劳性好等优点，被广泛应用于航空领域[1-2]。据统计，CFRP在波音787和空客A350-XWB 大型客机中的用量分别达到了50%和53%[3]。

CFRP 构件在飞机的制造、装配过程中，需要加工大量的铆钉孔和螺栓孔，一架大型飞机需要的制孔数量通常在数百万以上[4]。飞机装配制孔的精度、质量要求都较高，不仅要保证足够高的尺寸精度、表面质量与位置精度，还必须有效抑制加工缺陷的产生[5]。

CFRP 特殊的铺层结构导致其层间结合强度低，制孔时出口易产生分层、撕裂和毛刺等加工缺陷[6-7]。其中分层会导致孔的强度降低，是最严重的缺陷形式之一。据统计，在飞机装配中，孔出口分层导致的零件报废量占报废总量的60%[8]。大量研究指出，制孔过程中作用在未切除材料上的轴向力是导致CFRP 分层产生的主要原因[9-11]。Tsao[12]及付饶等[13]分析了CFRP 制孔时的分层机理：CFRP层间结合强度低，在制孔时，轴向载荷导致出口附近的材料发生变形，当力无法继续向下传递时，则聚集于出口处，而若轴向力大于碳纤维的层间结合力，纤维层之间的树脂基体会受拉应力作用而产生破坏，进而形成分层缺陷。避免CFRP 分层的关键是使加工中的轴向力小于碳纤维的层间结合力，基于此原理，国内外学者进行了大量研究，如通过优化刀具几何参数[14-15]、工艺参数[16-18]及叠加超声振动[19]来减小轴向力。

近年来，为了抑制CFRP 出口缺陷，一种“以铣代钻”的高效制孔方式——螺旋铣孔，被应用于复合材料制孔中。螺旋铣孔时刀具高速自转，同时沿着螺旋线轨迹进给，在材料上加工出一个直径大于刀具自身直径的圆孔[20]。现有研究表明，螺旋铣孔具有轴向力小[21]、孔壁表面质量好[22]、制孔效率高[5]、切削区域不封闭易于排屑、散热性好、刀具寿命长[21]等优点。上述优势使得螺旋铣孔成为抑制CFRP 制孔出口分层的有效方法之一，并在航空结构件装配制孔中具有较好的应用前景。

但需要指出的是，尽管采用螺旋铣孔可减小轴向力，但在加工过程中仍存在轴向力，因此若工艺参数和刀具选择不当，仍有导致CFRP 出口处出现分层、撕裂、毛刺等加工缺陷的可能[6]。在现有研究中，一些学者也在CFRP螺旋铣孔试验中发现制孔出口仍有撕裂、毛刺和分层现象[23-25]。为提高螺旋铣孔加工CFRP的出口质量、抑制出口分层，并促进螺旋铣孔技术在飞机装配制孔中的实际应用，仍需进一步减小CFRP螺旋铣孔加工中的轴向切削力。

螺旋铣孔具有复杂的运动学原理，因此可以通过进一步优化工艺参数和刀具形状来减小轴向切削力。本文首先分析了螺旋铣孔加工过程中轴向切削力的主要来源；然后考虑刀具端齿隙角对螺旋铣孔材料去除过程的影响，进行了运动学分析，提出了一种通过让刀具中心线速度较低的区域不参与切削来抑制螺旋铣孔中轴向力的方法，并推导了使刀具中心不参与切削的条件；最后仿真了不同工艺参数下的未变形切屑形状并在CFRP 上进行螺旋铣孔试验验证。

螺旋铣孔加工中的轴向力分析

螺旋铣孔原理如图1所示，在加工过程中，刀具绕自身轴线高速自转，同时绕着孔轴线作螺旋进给。其中刀具轴线相对于孔轴线的偏心量为e，mm；刀具自转转速为n，r/min；螺旋进给运动由公转运动和轴向进给运动合成，公转转速为np，r/min；轴向进给速度为Vfa，mm/min；螺旋轨迹导程为ap，mm。

螺旋铣孔特殊的进给运动使刀具周刃和端刃同时参与切削，其中周刃断续切削，切削方式为铣削，而端刃连续切削，切削方式类似于钻削[20]。图2（a）所示为螺旋铣孔未变形切屑，其中，Dt为刀具直径，mm；fzt和fza分别为周向每齿进给量和轴向每齿进给量，mm/齿，其表达式分别为：

式中，N为刀具齿数。

如图2（b）所示，由于周刃具有一定的螺旋角度，其轴线方向的切削分力指向刀具上方；而端刃产生的轴向切削分力则指向刀具下方。如图2（c）所示，在CFRP螺旋铣孔过程中，端刃产生的向下的轴向力作用在底层未切除材料上，导致CFRP出口处产生分层；且在此过程中，周刃所产生的向上的轴向力并未作用在底层未切除材料上，因此不会对CFRP 出口分层产生影响，故本文不对其进行研究，重点研究端刃产生的轴向切削力。

图1 螺旋铣孔原理Fig.1 Principle of helical milling

图2 未变形切屑与螺旋铣孔切削力Fig.2 Undeformed chip and cutting force of helical milling

在螺旋铣孔加工过程中，刀具中心的线速度较低，对材料主要表现为挤压作用而非切削作用，是导致产生较大轴向力的主要原因之一[26]；尽管螺旋铣孔的公转运动使中心线速度不为0，但工程上偏心量e的取值一般很小，故刀具中心相比于外缘线速度仍然较低，因此端刃中心对材料的挤压作用仍是螺旋铣孔中产生较大轴向力并导致CFRP 出口分层的重要原因之一[27]。故若可以让端刃中心区域不参与切削，则可有效减小轴向力。

考虑刀具端齿隙角的螺旋 铣孔端刃切削状态分析

普通立铣刀端刃通常不与刀具轴线垂直，并形成一个特定角度的内凹角，使得刀尖处高于刀具中心。如图3所示，定义在刀尖与刀具轴线所构成的平面内，垂直于刀具轴线的水平线与端刃投影线的夹角α为立铣刀端齿隙角，也被称为“碟心角”[28]。现有的研究中一般不考虑端齿隙角的影响，认为端刃全部参与切削且所产生的未变形切屑厚度一致[20,29]，均为轴向每齿进给量fza。但在螺旋铣孔过程中，由于其特殊的螺旋进给运动，材料去除过程十分复杂，因此端齿隙角对未变形切屑的影响作用是不应该被忽略的。

进一步分析端齿隙角对端刃切削状态的影响，如图4所示。其中，α为刀具端齿隙角；β为螺旋升角，其表示式为：

图3 立铣刀端齿隙角Fig.3 End clearance angle of end milling cutter

由图4（a）可知，当端齿隙角α小于螺旋升角β时，刀具端刃全部参与切削，虽然端刃处径向不同位置的切削厚度不同，但此时仍为连续切削。由图4（b）可知，当端齿隙角α大于螺旋升角β时，刀具中心不参与切削，且此时刀具只有一侧参与切削，即为断续切削。

由图4可进一步推导出使刀具中心不参与切削的条件：α＞β。为便于描述，定义系数Et，表达式为：

由式（3）和（4）可知，当Et＜1时，刀具中心不参与切削；且刀具中心是否参与切削只与端齿隙角α、导程ap和偏心量e有关；而在实际加工中，孔径和刀具直径往往在加工前就已经确定，即偏心量e是确定的，则端齿隙角α和导程ap是刀具中心是否参与切削的决定性工艺参数。

根据上述研究，本文提出一种抑制螺旋铣孔轴向力的方法：通过控制刀具端齿隙角α和导程ap使刀具中心不参与切削，从而避免刀具中心区域对材料的挤压作用，达到减小CFRP螺旋铣孔轴向力的目的。

图4 端齿隙角α与螺旋升角β的关系Fig.4 Relationship between end backlash angle α and helix angle β

图5 刀具及其各切削刃所成未变形切屑Fig.5 Tool and undeformed chips formed by each cutting edge

考虑刀具端齿隙角的未变形切屑仿真

为了进一步研究Et与未变形切屑形状的关系，定义了一种存在端齿隙角的螺旋铣孔刀具，刀具截面如图5（a）所示，其中，R为刀具刀尖圆弧半径，且R=0.5mm，Dt=8mm。利用SolidWorks 三维建模软件对存在端齿隙角的刀具产生的未变形切屑进行仿真，各切削刃所成未变形切屑如图5（b）所示。由图5（b）可知，刀具顺时针旋转，端刃从oa位置切入材料，从ob位置切出材料，端刃参与切削的角度范围为φ1，在φ2的角度范围为空程状态，此时端刃不切削去除材料，且刀具端刃中心直径D范围内的切削刃始终不切削材料，从而避免了刀具中心线速度较低的区域对材料的挤压作用。

进一步对端齿隙角α和导程ap的不同组合所形成的未变形切屑进行仿真，以验证式（4）的正确性。仿真时，确定参数n=3000r/min，Vfa=15mm/min，Dt=8mm，e=2mm；令α和ap呈等差数列变化，得到不同组合的未变形切屑如图6所示。可知，当Et值大于1时，未变形切屑形状连续，此时刀具中心参与切削，刀具端刃为连续切削；当Et值小于1时，组合，此时刀具中心不参与切削，刀具端刃为断续切削。而且Et值越小，刀具中心不参与切削的范围越大。

进一步，分别令Et=0.3、0.5、0.7，对不同α和ap组合下的未变形切屑进行仿真，结果如图7所示（n=3000r/min，Vfa=15mm/min，Dt=8mm，e=2mm）。可知，当Et值相同时，不同α和ap组合下端刃所产生的未变形切屑形状基本一致，且中心区域不参与切削的范围大小也基本一致，由此可知，Et是影响端刃未变形切屑形状的关键变量。

试验设计

在科德KMC600S 数控加工中心上进行CFRP螺旋铣孔测力试验，试验现场布置如图8所示。采用kistler 9139AA型测力仪采集轴向力数据，测得的信号经过电荷放大器kistler 5080A 处理后，利用数据采集卡kistler 5697A 进行数据采集，并储存在计算机中。刀具端刃磨损情况通过INSIZE ISM-DL301-Y 显微镜进行观测。

CFRP尺寸规格为300mm× 200mm×5.5mm，碳纤维丝牌号为T800，铺层方式为[-45°/0°2/45°/0°/90°/0°]s2。

试验采用端齿隙角分别为2°、6°、10°的螺旋铣孔特制刀具，如图9所示。试验中所有刀具均为硬质合金刀具，刀具表面为金刚石涂层，刀具直径Dt=8mm，刀尖圆弧半径R=0.5mm；为保证试验的可对比性，3种刀具除端齿隙角值不同外，其余刀具参数均保持一致。

图6 不同参数组合下的未变形切屑Fig.6 Undeformed chips under different parameter combinations

图7 Et值相同时的未变形切屑Fig.7 Undeformed chips with the same Et value

试验中工艺参数为：主轴转速n=3000r/min，轴向进给速度Vfa=15mm/min，偏心量e=2mm。试验在干切削条件下进行，加工中通过吸尘器吸除CFRP 切屑。

试验结果与讨论

图8 试验现场布置Fig.8 Layout of test site

图9 刀具实物Fig.9 Tool entity

试验中共使用了6 把刀具，其中刀具A、B端齿隙角为2°，刀具C、D端齿隙角为6°，刀具E、F端齿隙角为10°。在ap=0.8mm的条件下，分别使用刀具A、C、E进行了加工试验，试验结果如图10（a）所示。可知，刀具A的Et值为1.82，计算平均轴向力为57.87N；刀具C的Et值为0.61，计算平均轴向力为43.68N；刀具E的Et值为0.36，计算平均轴向力为39.22N，轴向力关系为：刀具E＜刀具C＜刀具A。3把刀具在显微镜中均可观察到明显的刀具磨损，且刀具A的端刃各位置均有磨损现象，可推断出端刃全部参与切削；而刀具C、E的端刃只有外缘有磨损现象，中心区域无明显磨损，且刀具C的外缘磨损范围大于刀具E，可推断出端刃中心区域未参与切削。

为进一步验证，在ap=0.4mm条件下使用刀具B、D、F又进行了两组试验，结果如图10（b）所示。可知，刀具B的Et值为0.91，计算平均轴向力为53.16N；刀具D的Et值为0.30，计算平均轴向力为41.86N；刀具F的Et值为0.18，计算平均轴向力为32.32N，轴向力关系为：刀具F＜刀具D＜刀具B。3 把刀具均只有外缘有磨损现象，可推断出3 把刀具中心均未参与切削，且刀具中心不参与切削的范围关系为：刀具F＞刀具D＞刀具B。

结果表明：Et值小于1时，可以使刀具中心区域不参与切削，并且有效降低CFRP螺旋铣孔加工中的轴向切削力；且Et值越小，刀具端刃中心不参与切削的范围越大，轴向力减小越明显。

进一步用端齿隙角为6°的刀具进行试验，可得到Et值对轴向力的影响规律，如图11所示。

由图11可知，随着Et值的减小，刀具中心不参与切削的范围增大，刀具挤压作用减少，材料更多地被切削线速度较高的刀具外缘去除，使轴向力随Et值的减小而减小。

结论

（1）螺旋铣孔过程中，端齿隙角α是不可忽略的工艺参数，其大小会影响端刃在加工中的切削状态和未变形切屑形状。

（2）在孔径和刀具直径确定的加工条件下，Et由端齿隙角α和导程ap共同决定。当Et值小于1时，端刃产生的未变形切屑不连续，此时刀具中心不参与切削。Et值越小，刀具中心不参与切削的范围越大；Et值相同时，不同α和ap组合下端刃产生的未变形切屑形状基本一致，刀具中心不参与切削的范围基本相同。

（3）当Et值小于1时，刀具线速度较低的中心区域不参与切削，从而避免了刀具中心对材料的挤压作用，可以有效减小CFRP螺旋铣孔加工中的轴向力；且在合理的参数条件下，螺旋铣孔轴向力随Et值的增大而减小。

图10 不同加工参数下的特制刀具轴向力与端刃磨损情况对比Fig.10 Comparison of axial force and end edge wear of special tool under different machining parameters

图11 Et值对轴向力的影响规律Fig.11 Impact of Et value on axial force