玻璃纖維復合材料鉆削軸向力與分層分析

朱學明 許松嶺 李占杰 戚春亮 劉禮平

（1 天津職業技術師范大學機械工程學院，天津 300222）

（2 中國民航大學航空工程學院，天津 300300）

文 摘 為研究玻璃纖維復合材料鉆削軸向力與分層特征，以電鍍金剛石鉆頭和硬質合金麻花鉆為鉆削工具，對玻璃纖維復合材料進行正交鉆削實驗，研究鉆頭的幾何形狀、刀具材質以及鉆削工藝參數對玻璃纖維復合材料鉆削軸向力和鉆削質量的影響。結果表明，鉆削工藝參數直接影響玻璃纖維復合材料的鉆削軸向力和鉆削質量，高轉速、低進給速度和合適的刀具結構、刀具材質能夠降低鉆削軸向力并改善加工質量。電鍍金剛石鉆頭的軸向力和出口分層損傷大于硬質合金麻花鉆的鉆削軸向力和鉆削出口分層損傷，電鍍金剛石鉆頭的結構優化可以有效改善鉆削質量。

0 引言

纖維增強復合材料作為一種先進的復合材料已經在飛機結構中得到了越來越廣泛的應用，其在飛機上的用量已成為衡量飛機結構先進性的重要指標之一［1-2］。隨著復合材料的廣泛應用，在纖維增強復合材料零件與其他零部件裝配連接時，不可避免地要進行大量孔加工。但纖維增強復合材料各向異性、層間強度低，鉆削容易產生分層、毛刺、纖維拔出等損傷，而其中分層是最主要的損傷形式。在纖維增強復合材料鉆孔過程中，加工孔的出口處易發生分層，即容易產生出口推出分層［3］。

HOCHEN［4］認為存在一個“臨界推力”，當鉆削推力小于這個臨界值時，就不會發生出口分層損傷。大部分的研究表明在有支撐板時軸向力是導致制孔分層損傷的主要因素，與分層因子成線性關系，在一定范圍內軸向力越大出口分層損傷越嚴重［5］。纖維增強復合材料鉆削結果（軸向力和出口分層損傷等）主要取決于鉆頭的幾何形狀、刀具材質以及鉆削加工參數［6］。合理的鉆削參數、刀具材質及其幾何形狀能起到降低軸向力、減小出口分層損傷的效果［7-10］。大量的實驗表明，與硬質合金鉆頭相比，電鍍金剛石套料鉆可以獲得更理想的鉆孔質量［11］，釬焊金剛石套料鉆具有更高的加工效率［12］。TSAO 等［13］通過實驗發現釬焊金剛石套料鉆的制孔質量與鉆頭壁厚和磨粒大小有關。以上研究對硬質合金麻花鉆和金剛石刀具鉆削的研究主要集中于碳纖維增強復合材料。玻璃纖維復合材料與碳纖維增強復合材料同屬于纖維增強復合材料，鉆削力的變化規律和分層產生原因，有極大的相似性。玻璃纖維復合材料鉆削過程中同樣容易產生分層、毛刺、纖維拔出等損傷，是一種難加工材料。然而，玻璃纖維復合材料的樹脂基體粘合強度和增強纖維強度不同于碳纖維增強復合材料，因此玻璃纖維復合材料鉆削軸向力和鉆削分層損傷的特征需單獨研究。KUMAR 研究了螺旋槽（HSS）鉆頭、硬質合金直柄鉆頭和硬質合金八面鉆對玻璃纖維復合材料鉆削分層損傷和孔表面粗糙度的影響。結果表明，采用硬質合金八面鉆頭，制孔質量有明顯提高［14］。BHAT 研究發現，進給速度、轉速以及復合材料厚度影響玻璃纖維復合材料的鉆削損傷［15］。MOHAMMAD 研究結果表明，主軸轉速、進給速度、鉆頭直徑和鉆頭幾何形狀對鉆削軸向力和分層因子產生影響［16］。本文以自行設計的電鍍金剛石鉆頭和硬質合金麻花鉆為鉆削工具，對玻璃纖維復合材料進行正交鉆削實驗，研究同刀具材質不同刀具幾何形狀、刀具材質和刀具幾何形狀都明顯不同以及鉆削工藝參數對玻璃纖維復合材料鉆削力和鉆削損傷的影響。

1 實驗

1.1 材料和裝置

工件材料為準正交各向異性GFRP 層合板作，其增強材料為玻璃纖維，基體材料為環氧樹脂，其尺寸為74 mm×65 mm×5.25 mm，鋪層方式為［0/45/90/-45/45/90/-45/45/90/-45/0/-45/90/45/-45/90/45/-45/90/45/0］。GFRP 層合板共鋪設21 層，每層厚度為0.25mm，表1給出了其材料組成和力學性能。

表1 GFRP層合板的材料組成和力學性能Tab.1 Material composition and mechanical properties of GFRP laminate

鉆削刀具采用四把直徑為8 mm的鉆頭，三把電鍍金剛石鉆頭，一把硬質合金麻花鉆，如圖1所示。三把電鍍金剛石鉆頭代表同刀具材質不同刀具幾何形狀的鉆頭，電鍍金剛石鉆頭和硬質合金麻花鉆分別代表兩種刀具材質和刀具幾何形狀差異明顯的鉆頭。電鍍金剛石鉆頭基體材質45#鋼，磨粒粒徑115.5 μm，濃度100%。

如圖2所示電鍍金剛石鉆頭結構形式類似套料鉆［11-12］，與套料鉆不同之處在于，鉆頭中心帶有高度H的凸臺，鉆頭四周開有排屑槽。三把電鍍金剛石鉆頭中心凸臺高H分別為3、2.5和2 mm。硬質合金麻花鉆鉆尖頂角140°，螺旋角35°，如圖1中（d）所示。

圖1 實驗用鉆頭Fig.1 Drilling tools for experiments

鉆削實驗平臺為改裝的數控車床，包括數控車床、高速主軸、測力傳感器、測力儀、墊板、夾具、計算機等，圖3為實驗平臺示意圖。JTMT-CK6136型號數控車床作為整個實驗的依托平臺，實現工件材料在x、z方向上的移動。為了實現工件材料在y方向的移動，一個精密傳動平臺及相應控制器被安裝在數控機床上。刀具的旋轉通過高速主軸實現，高速主軸被安裝在數控機床的尾座上，制孔刀具被固定在高速主軸的筒夾上。變頻控制器實現高速主軸轉速的精確控制。軸向力測量采用應變式傳感器。軸向力信號由應變式傳感器產生之后經過電荷放大器放大，再通過TST5912E動態測試儀采集。應變式傳感器使用之前，先將應變式傳感器取下來放在水平的桌子上，通過逐漸增加壓在傳感器上的重物塊，繪制重物塊的重力與采集信號的線性關系斜線，對應變式傳感器進行標定。將TST5912E動態測試儀采集到的實驗力信號文件夾，導入Matlab程序中，進行分析。采用UNION光學顯微鏡拍攝加工孔的出口表面形貌。

圖2 電鍍金剛石鉆頭結構形式Fig.2 Structure of the electroplated diamond drill

圖3 實驗平臺Fig.3 The experimental platform

1.2 實驗方法

采用分層因子評價鉆削出口損傷，即分層損傷區域的最大圓的直徑Dmax和孔的理想直徑（不發生破壞的孔直徑D）的比值，則分層因子Fd的表達式為［7，10］：

采用田口實驗設計方法，設計三因素四水平的L16正交表，其中的三因素指轉速、進給速度和刀具，表2顯示了完整的因素及水平［7，10］。

表2 鉆削實驗參數及其水平Tab.2 Parameters of the drilling experiment and their levels

為選擇最佳的加工參數組合，對實驗結果（軸向力、分層）進行信噪比（S/Nratio）分析。信噪比的計算，取決于質量特性種類的響應是越小越好、越大越好還是標準化最好。為了獲得與軸向力和分層損傷相關的最優切削參數，須采用越小越好的質量特性。越小越好的質量特性的信噪比（S/Nratio）計算公式如下［17-18］：

式中，yi為實驗測量值，m為測量數量。

2 結果與分析

采用三因素四水平的正交實驗得到的鉆削軸向力和分層因子如表3所示。

表3 正交實驗各組實驗結果Tab.3 Results of orthogonal test

2.1 軸向力與加工參數之間的關系

將表3中的所有軸向力值通過公式（2）轉換為信噪比，并把這些信噪比值列入到一個響應表中，進行田口統計分析，如表4所示。每個加工參數的變化對響應結果的影響程度都可以通過響應表中排秩列的等級大小直接確定。當加工參數從水平1 到水平4變化時，Delta 列真實地給出了信噪比變化的差值，Delta 列對應的差值越大，表明此加工參數變化對軸向力的影響程度就越大，即此加工參數變化在排秩列中對應的等級數值就越小。

表4 軸向力信噪比響應表Tab.4 Signal-to-noise ratio response under axial force dB

由表4中排秩列對應的等級數值大小可知，對于軸向力而言，刀具的變化對其影響程度最大，進給速度的影響次之，轉速的影響最小。根據軸向力信噪比響應表，得相應的信噪比響應曲線如圖4所示。由圖4可知，增加轉速可以降低軸向力，而增加進給速度使軸向力增加，同時，4#麻花鉆相對于其他3 把金剛石鉆頭能獲得更低的軸向力，電鍍金剛石鉆頭中心凸臺高H對軸向力影響較小，H為3 mm 電鍍金剛石鉆頭的軸向力略大于H為2.5、2 mm 電鍍金剛石鉆頭的軸向力，H為2.5、2 mm 電鍍金剛石鉆頭的軸向力幾乎相同。由于電鍍金剛石鉆頭主要由金剛石磨粒磨削去除材料，麻花鉆主要由主切削刃和副切削刃切削去除材料，且麻花鉆與電鍍金剛石鉆頭形狀差異較大，故麻花鉆與電鍍金剛石鉆頭鉆削玻璃纖維復合材料的軸向力相差較大［9］。電鍍金剛石鉆頭之間的形狀差異較小，且材料去除行為都是金剛石磨粒的磨削去除，故電鍍金剛石鉆頭對玻璃纖維復合材料鉆削軸向力的影響較小。從圖4中可以進一步得知，最小化軸向力的加工參數為：水平4 下的轉速（6 000 r/min）、進給速度（25 mm/min）和鉆頭（麻花鉆）。

圖4 軸向力下的信噪比響應圖Fig.4 Signal-to-noise ratio response under axial force

在統計學上，F檢驗可判斷加工參數是否對質量特性有顯著的影響，表5為軸向力方差分析的結果。由表5可知，F0.05（3，6）的臨界值為4.76，加工樣本計算出的軸向力F值均明顯大于F0.05（3，6）的臨界值，說明各加工參數對軸向力均有顯著性的影響。刀具的變化對軸向力影響程度最大（39.40%），進給速度的影響次之（33.91%），轉速的影響最小（23.90%）。加工過程中的誤差對軸向力的影響程度僅占了2.79%，明顯低于加工參數變化對軸向力的影響程度，即加工過程中誤差對軸向力的影響可以忽略不計。

表5 軸向力的方差分析Tab.5 Variance analysis under axial force

2.2 出口分層損傷與加工參數之間的關系

將表3中的所有分層因子數值通過公式（2）轉換為信噪比，分層因子信噪比響應如表6所示。由表6中排秩列對應的等級數值大小可知，對于出口分層損傷而言，進給速度的變化對其影響程度最大，刀具的影響次之，轉速的影響最小。進給速度越大，單位時間去除材料越多，鉆削軸向力越大，更容易導致出口分層損傷，故進給速度對出口分層的影響程度最大［8］。麻花鉆與電鍍金剛石鉆頭由于材質和幾何形狀的不同，產生差別較大的鉆削軸向力，故麻花鉆與電鍍金剛石產生的出口分層損傷差別較大［9］；但電鍍金剛石鉆頭之間的鉆削軸向力差異較小，對出口分層損傷的影響較小，H為3 mm電鍍金剛石鉆頭的出口分層損傷大于H為2.5、2 mm 電鍍金剛石鉆頭的出口分層損傷，而H為2.5、2 mm電鍍金剛石鉆頭的出口分層損傷相同；故整體上刀具對出口分層影響次之。轉速對鉆削軸向力的影響最小，其對出口分層的影響也最小。根據分層因子下的信噪比響應表，相應的信噪比響應曲線如圖5所示。

表6 分層因子的信噪比響應表Tab.6 Signal-to-noise ratio response under delamination factors dB

圖5 分層因子的信噪比響應圖Fig.5 Signal-to-noise ratio response under delamination factors

由圖5可知，增加轉速有利于降低分層損傷，而增加進給速度會使分層損傷惡化，同時，4#麻花鉆相對于其他3把金剛石鉆頭能獲得相對較低程度的分層損傷。由圖5中可進一步得知，最小化分層損傷的加工參數為：水平4下的轉速（6 000 r/min）、進給速度（25 mm/min）和鉆頭（麻花鉆）。

表7為分層因子方差分析結果，將加工樣本計算出的各分層因子F值與臨界值相比可知，進給速度和刀具的變化對出口分層損傷有顯著性的影響，而轉速的變化對出口分層損傷沒有明顯的影響；進給速度的變化對分層損傷影響程度最大（77.24%），刀具的影響次之（15.38%）。轉速的影響程度僅占3.06%，且低于加工過程中誤差對分層損傷的影響程度（4.32%），轉速對分層損傷的影響可以忽略不計。

表7 分層因子的方差分析Fig.7 Analysis of variance under delamination factors

2.3 討論

對于電鍍金剛石鉆頭，如表8鉆頭1、2、3 的鉆削軸向力-時間關系曲線所示。

表8 不同類型鉆頭的軸向力和分層損傷Tab.8 Axial force and delamination damage table for different type of drills

鉆頭開始鉆入層合板不久，其軸向力從零突然增加到一較大值，此刻電鍍金剛石鉆頭的四周邊緣與中心凸臺都參與鉆削。此后，電鍍金剛石鉆頭的四周邊緣與中心凸臺同時參與鉆削直至中心凸臺的底部，在此鉆削過程，參與鉆削的中心凸臺的橫截面積逐漸增加，但變化很小，故在這一鉆削過程，鉆削軸向力保持平緩增加。緊接著，電鍍金剛石鉆頭的四周邊緣、中心凸臺及中心凸臺底部區域全部參與鉆削，故鉆削軸向力又迅速增加到最大值；隨著未切削材料厚度的減小，鉆削軸向力逐漸減?。?9］。最后，凸臺高H3 mm 電鍍金剛石鉆頭的凸臺在未鉆透層合板之前，先推擠未切削材料，使得鉆削軸向力小幅上升，隨著凸臺鉆透層合板，鉆削軸向力繼續減小，直至鉆頭邊緣鉆透層合板，鉆削軸向力瞬間下降為零；凸臺高H2.5 mm 和凸臺高H2 mm 的電鍍金剛石鉆頭，鉆削軸向力都是從最大值逐漸減小至鉆頭邊緣鉆透層合板，隨后鉆削軸向力瞬間下降為零。

電鍍金剛石鉆頭在鉆透層合板瞬間，軸向力瞬間下降為零，圓環形切屑與層合板材料迅速分離，在迅速減小到零之前的軸向力的推擠作用下，鉆削出口快速產生并形成最終的分層損傷，因此，在軸向力減小到零之前，作用在未鉆削材料上的軸向力決定了出口分層的大小，即出口分層損傷依賴于出口軸向力［20］。由于電鍍金剛石鉆頭在制孔過程中，中心凸臺底部參與鉆削，使得鉆削產生的最大軸向力和鉆頭邊緣在鉆透層合板瞬間的軸向力（表8電鍍金剛石出口軸向力）較大。電鍍金剛石鉆頭鉆削底層纖維時，未切削材料抵抗拉應力變形的能力越來越弱，而鉆削軸向力卻很大，當鉆削軸向力大于此時未切削材料的層間強度，出口分層損傷產生，故相比于麻花鉆，電鍍金剛石鉆頭容易產生更大的出口分層損傷。對于麻花鉆，當鉆頭剛鉆透復合材料板時，鉆削軸向力逐漸下降。此時在鉆削軸向力的作用下，出口側材料首先產生局部分層現象，隨著鉆頭不斷鉆出，缺陷沿纖維方向擴展，同時纖維被切斷，形成最終的出口分層損傷。由圖4和表4可知，由于麻花鉆的鉆削軸向力相較于電鍍金剛石鉆頭較??；因此相較于電鍍金剛石鉆頭，麻花鉆產生更小的出口分層損傷。

由2.1 節和2.2 節的分析還可知，對于鉆削軸向力、鉆削出口分層損傷，3#鉆頭好于2#鉆頭，2#鉆頭好于1#鉆頭，即隨著電鍍金剛石鉆頭中心凸臺高度H的減小，鉆削軸向力和鉆削出口分層損傷降低。因此，對于電鍍金剛石鉆頭而言，刀具結構對鉆削軸向力和鉆削質量影響很大，刀具的結構優化可以有效改善鉆削質量。

3 結論

利用自行設計的電鍍金剛石鉆頭和標準硬質合金麻花鉆對玻璃纖維復合材料進行正交設計方案下的鉆削實驗，通過對鉆削軸向力和鉆削出口分層損傷的分析可以得出以下結論。

（1）整體而言，刀具結構的變化對鉆削軸向力的影響最大，進給速度的影響次之，轉速的影響最小。進給速度的變化對出口分層損傷的影響最大，刀具的影響次之，轉速的影響最小。

（2）鉆削加工參數直接影響玻璃纖維復合材料的鉆削軸向力和加工質量。鉆頭刀具材質和刀具幾何形狀都明顯不同時，刀具材質和刀具幾何形狀對鉆削軸向力、加工質量的影響都大。鉆頭同刀具材質不同刀具幾何形狀時，刀具幾何形狀對鉆削軸向力的影響較小，對加工質量影響較大；隨著電鍍金剛石鉆頭中心凸臺高度H的減小，鉆削軸向力和鉆削出口分層損傷降低。

（3）增加轉速可以降低軸向力，同時減小出口分層損傷；降低進給速度可以大幅度減小軸向力，同時能夠降低出口分層損傷。最終，可通過選擇合理的鉆削加工參數，如高的轉速、低的進給速度和合適的刀具結構、刀具材質，減小鉆削軸向力，并改善加工質量。