飛機鈦合金蒙皮戰傷便攜氣動銑切試驗研究

高 昆 任延岫 朱 悅 齊樂華 羅 俊

1.湖南省飛機維修工程技術研究中心飛機涂層與結構修復研究室,長沙,410124 2.空軍航空維修技術學院航空機電設備維修學院,長沙,4101243.西北工業大學機電學院,西安,710072

0 引言

軍用飛機在作戰中會遭受多種攻擊,對評估為可修復損傷的飛機實施快速(24～48 h內)、有效(恢復或部分恢復飛行和作戰能力)的戰傷搶修,是損傷飛機“重生”的最佳方式[1],對保持空中持續作戰力具有極為重要的軍事意義。雖然很多戰傷部附件可采用換件維修,但機體蒙皮的各種撕裂狀帶尖角孔洞的結構損傷[2]必須在損傷原位處得到快速搶修。采用各種切割工具將破孔損傷切割成規整形狀,再利用膠接、鉚接等手段恢復或部分恢復其結構強度[1-2],是飛機結構戰傷搶修的常用方法。難加工材料鈦合金[3-4]在現代軍機蒙皮上得到大量應用,但現有鋁合金蒙皮切割技術無法適用于鈦合金蒙皮[2],而激光[5]、聚能爆破[6]等高能技術又無法保證飛機整體及相關構件的安全。目前,鈦合金蒙皮損傷難以在原位得到快速切割已成為飛機鈦合金蒙皮戰傷搶修的技術瓶頸[5-6],注意到俄烏沖突中,軍機高強度的低空突防更易遭受各種貫穿傷,可以說鈦合金蒙皮戰傷搶修技術的應用價值極大,將直接影響戰機出勤率。

氣動切削具有便攜、防爆、動力源易獲得、等體積輸出扭矩大等優勢,是解決飛機鈦合金蒙皮損傷切割較為理想且可行的技術方法。但鈦合金屬于典型難加工材料,實現該技術必須解決以下關鍵問題:①弱剛度切削——在切割裝置結構、操作方式等方面需克服便攜氣動切削工藝系統剛度不足的問題[6],以實現鈦合金蒙皮的有效切削;②氣動馬達合理工作段的切削參數——與電動機不同,氣動馬達的瞬時功率和扭矩易受外部負載影響[7],使氣動切削各參數之間交織作用,始終處于變化中,應選取合適的切削參數和工藝措施,充分發揮氣動馬達的切削能力,提高切割質量;③機體切割潤滑——安全、有效的機體原位切割潤滑[8]可以減少刀具磨損[9-10],提高搶修效率。盡管機床條件下的鈦合金切削研究[11-14]已較多,但目前尚未有直接針對鈦合金蒙皮破孔的便攜切割裝置見于報道,也未見針對飛機原位工況下的鈦合金蒙皮氣動銑削工藝研究。鑒于此,筆者設計、開發了鈦合金蒙皮損傷原位處的便攜氣動銑切裝置,并集成自研的復合油霧噴射潤滑[8,15](combined mist-jet,CMJ)系統和關鍵切削參數測量系統等,研發了一套飛機蒙皮便攜氣動切削試驗平臺。通過鈦合金蒙皮氣動銑削試驗獲得優化工藝,實現了機體蒙皮原位切割。

1 飛機蒙皮便攜氣動切削試驗平臺設計與研發

圓形切孔是處理蒙皮破孔的最常用切割形狀,本研究針對圓形切孔,研發了飛機蒙皮便攜氣動切削試驗平臺,如圖1所示。

(a)結構示意圖 (b)試驗現場圖照片圖1 飛機蒙皮便攜氣動切削試驗平臺Fig.1 Portable pneumatic cutting test platformfor cutting aircraft skins

1.1 便攜氣動銑切裝置

開發的面向圓形切孔的便攜銑切裝置如圖1a左下方所示,主要由氣動馬達、夾緊機構、橫切機構、旋轉機構和強力吸盤等組成。所用氣動馬達為英格索蘭正向銑削馬達(Ingersoll Rand,8232),其前端夾頭用于夾持小直徑圓柱螺旋銑刀實現銑削主運動n。夾持機構用于保持氣動馬達穩固。橫向進給機構可在絲杠的驅動下將馬達軸線O1O′1平移到O2O′2的偏心處,偏心距δ可由其上的刻度尺讀出,所切圓孔的半徑R即為偏心距δ和銑刀半徑r之和。旋轉夾緊機構上的手柄就能實現圓弧進給運動f。吸盤為強力無源吸盤,可使整個工具在蒙皮表面快速安裝定位。為提高裝置剛度,進而提高整個切削系統的剛度,在各活動連接部位都設置了消除間隙的鎖緊設計。

1.2 復合油霧噴射潤滑裝置

如圖1a右側所示,CMJ潤滑系統[14]用于產生微量潤滑所需的CMJ霧滴。其中,CMJ集成箱內部有油、水和氣三個發生回路,CMJ混合裝置使油、水等潤滑介質與壓縮空氣進行混合并由噴嘴噴出,形成包含微小水滴、油滴以及薄油膜包裹的水滴[7](oil on water,OoW)的霧狀混合體。復合油霧噴射用油量極少(約1～2 mL/min),對機體內部影響微小,可與切屑同時清理。

1.3 切削參數測量系統

切削參數測量系統由切削力、切削溫度、銑削振動和轉速測量等裝置組成。

(1)切削力測量。由于試驗平臺結構緊湊,無法使用標準切削力測力儀,為此設計了專用的切削力測量夾具,如圖1a左上方所示,通過固定在旋轉機構上的夾具體及測試手柄之間的扭矩傳感器獲得操作扭矩M,再按圖2所示折算關系(Ff=M/R)獲取進給方向切削力Ff。傳感器為非旋轉式靜態扭矩傳感器(北京三晶,JN338F),精度為0.1% (F.S),扭矩輸出為-5～5 V電壓信號,動態應變波響應時間為3.2 μs。

圖2 切削力Ff與操作扭矩M的折算關系Fig.2 Conversion relationship between cutting force Ff and operating torque M

(2)切削熱測量。采用預埋人工熱電偶法將0.8 mm熱電偶膠粘在薄壁鈦合金板底部尺寸為1 mm×1 mm線切割凹槽內(圖1a右上)。銑削的同時切割熱電偶使其瞬間產生的毫伏級熱電勢信號,經過溫度變送器放大為標準電壓信號,由采集儀記錄和保存,形成節點切削溫度。采集儀為日置高速便攜式記錄儀(HIOKI,8860-50),采樣頻率為100 Hz。

(3)刀具振動測量。真實飛機機體的鈦合金蒙皮結構剛度較高,而刀具為剛度薄弱環節,試驗選取靠近切削部位的銑刀表面作為激光測振采樣點(圖1a右下)。非接觸式激光數字測振儀(POLYTEC,PDV100)的頻率范圍為0～22 kHz,精度為±0.2%,量程為3 mm,允許最大速度為20 m/s,其振動參數由測振儀自帶軟件記錄。

(4)轉速測量。轉速測量采用手持非接觸轉速計(特安斯,TASI-8740)測量,采用跟隨測量方式。為降低人為操作不穩定因素的影響,切削力、熱、振動和速度的讀取點都集中在一起,如圖2所示。轉速值為測量區域的多點平均值。

2 氣動銑切試驗

2.1 試驗材料與刀具

試驗材料均為鈦合金Ti6Al4V(TC4),其室溫力學性能如表1所示,厚度為1.5 mm。試驗板材裁剪為120 mm×240 mm的試樣,試驗前粘入熱電偶絲,最后通過4個φ4 mm鉚釘將試驗件固定在試驗臺上。驗證試驗材料為某型飛機機體段;銑刀選用4齒標準圓柱螺旋銑刀,螺旋升角為40°,材料為W6Mo5Cr4V2Al高速鋼,淬火硬度HRC65～67,直徑為6,8,10 mm;為防止潤滑介質氧化、降解后令機體結構發生腐蝕,潤滑系統中潤滑介質為20號抗磨機油和純凈水。

表1 Ti6Al4V(TC4)鈦合金力學性能[4]

2.2 試驗步驟與方法

先進行氣動銑削方式對比試驗,對比銑削操縱、銑刀振動情況,選擇適合于便攜氣動的銑削方式。再進行切削參數優選試驗,選擇適合于氣動馬達工作段的切削參數組,對比CMJ潤滑和干切削條件下的刀具工作壽命情況,分析銑削形狀精度,提出改進工藝措施。最后使用本研究開發的裝置和參數,開展飛機蒙皮損傷原位處的切割驗證試驗。試驗用切削潤滑參數如表2所示。

3 試驗結果與分析

3.1 銑削方式優選

采用φ8 mm銑刀,設定銑削寬度ae為1 mm,分別進行順銑和逆銑切削試驗,選取更適合于便攜氣動的手工操作方式,以保證弱剛度條件下的切削工藝系統能實施鈦合金切削。

3.1.1順逆和逆銑對比試驗

圖3所示為逆銑和順銑過程的對比。對比圖3a、圖3d的振動頻譜可知:銑刀逆銑的振幅介于134～148 μm,呈現近似對稱形態,而順銑則呈現非對稱形態,負方向的振幅明顯較大,說明銑刀出現了明顯的彈性退讓。對比兩者的振動頻率可知:銑刀逆銑振動頻率高于順銑振動頻率(在100 ms單位時間內,逆銑為6次完整振動,順銑僅有4次),說明在同等供氣和切削條件下,逆銑轉速高出順銑轉速約50%;對比圖3b、圖3e可知:逆銑切削過程較為平穩,銑削分力Ff均值為121 N(受手動進給快慢影響,范圍約80～140 N),而順銑切削力的大小、方向均不穩定。對比圖3c、圖3f銑刀主切削刃形貌可知:逆銑銑刀的磨損為正常磨損,而在順銑時出現了非正常損壞。

3.1.2便攜氣動銑切方式選取

順銑呈現刀具振幅不對稱、轉速低、刃口損壞、切削過程不穩定現象的原因可以解釋為:順銑時,刀齒切入瞬間的切削厚度最大,導致切削力瞬間增至最大而形成切削沖擊,使銑刀發生較大彈性退讓。同時,由于氣動馬達轉速可在33～38 ms內迅速升至最高轉速[7],本試驗由圖3d可知,順銑每個刀齒的時間間隔約25 ms,表明順銑切削中,刀齒都會升至較高轉速,受到連續、反復的沖擊,故刃口易出現非正常損壞。另外,連續的沖擊、降速也會造成切削轉速難以提高。從操作方面看,切削力不穩定及其方向突變也會使手工進給難以穩定,進一步加劇刀齒的損壞。而逆銑與之相反,切削層厚度由小變大,切削力上升平穩,刀齒受沖擊小,而且切削力方向始終與操作力相對,可使手工操作較為穩定。試驗結果表明,便攜氣動銑切應選用逆銑方式,避免使用順銑方式。

(a)振幅(逆銑) (b)銑削分力(逆銑) (c)銑刀主切削刃形貌(逆銑)

(d)振幅(順銑) (e)銑削分力(順銑) (f)銑刀主切削刃形貌(順銑)圖3 刀具振動、切削力和切削刃形貌對比Fig.3 Comparison of tool vibration,cutting edge morphology and cutting force

3.2 切削參數優選

過高或過低的轉速都不適合氣動切削,若將馬達轉速范圍等分為四段,如圖4a所示:馬達在中間的Ⅱ段和Ⅲ段具有功率高、扭矩適中的優點,適合于切削。在氣動參數和進給參數已確定的條件下,銑削寬度和銑刀直徑是影響切削負載、切削扭矩的主要因素,因此,需選擇合適的銑削寬度和銑刀直徑,將銑刀切削轉速保持在Ⅱ段和Ⅲ段工作段內(粗加工使用Ⅱ段,精加工使用Ⅲ段),避免進入Ⅰ、Ⅳ區域(紅色)。

3.2.1銑削寬度和銑刀直徑對比切削試驗

圖4b、圖4c所示為銑削寬度和刀具直徑對切削轉速和切削溫度的影響。由圖4b可知,采用同樣直徑銑刀,其馬達實際轉速n隨著ae的增大而下降,而在ae不變情況下,切削時三種規格銑刀的實際轉速n并不相同,n隨銑刀直徑d的增大呈現降低趨勢。圖4c所示為刀刃經過測量點時的瞬時切削溫度值,可知,切削溫度θ隨銑削寬度ae和銑刀直徑d的增大而降低。

3.2.2主要切削參數選取

從馬達轉速能否滿足合理工作段看:φ10 mm銑刀的銑削寬度范圍最大(ae=1～3 mm),而φ6 mm銑刀的銑削寬度范圍最小(ae只能取3 mm)。在設定同樣的銑削寬度時,大直徑銑刀的轉速低于小直徑銑刀的轉速,其主因可能是大直徑銑刀剛度高、彈性讓刀量小,實際銑削寬度較大,造成轉速降低。從降低切削區溫度角度看,相同銑削寬度條件下,大直徑銑刀的實際切削轉速低,切削區溫度低,有利于保持切削刃的鋒利程度。但銑刀直徑也不宜過大,應與破孔大小、切割范圍、馬達規格等實際條件相匹配。在本試驗條件下,采用φ10 mm銑刀,ae取1～3 mm范圍(粗銑取大值,精銑取小值),可使馬達處于最佳工作段,便于發揮氣動馬達的切削能力。

(a)氣動馬達合理工作段 (b)ae、d對切削轉速的影響 (c)ae、d對切削溫度的影響圖4 銑削寬度和刀具直徑對馬達轉速影響Fig.4 The influence of milling width and tool diameter on motor speed

3.3 CMJ潤滑對刀具壽命的影響

提高刀具壽命、減少換刀時間,可縮短裝置使用的調整時間,有利于提高搶修效率。

3.3.1刀具壽命對比試驗結果

圖5a是采用φ10 mm銑刀,設定ae為2 mm時,分別在CMJ噴射潤滑和干切削條件下,銑削長度與銑刀后刀面磨損量變化曲線,由圖可知,干切削的切削長度為320 mm時,后刀面平均磨損帶寬度VB即達到0.3 mm,而CMJ潤滑的切削長度可達到1050 mm,從而提高刀具壽命至原壽命的228%。圖5b、圖5c對比了銑刀主切削刃和后刀面形貌,可知:干切削銑刀的主切削刃局部出現非正常磨損的崩齒現象,并附著有較為嚴重的積屑瘤,其后刀面上磨損嚴重,并在刃口一定距離的部位出現刀具材料剝落的現象。而采用CMJ潤滑的銑刀主切削刃為正常磨損,磨損量明顯較少,其后刀面有少量切屑粘黏。圖5d對比了兩種切削時的瞬時切削溫度,干切削平均溫度約465 ℃,而CMJ潤滑約為258 ℃,溫度降低幅度達44%。

3.3.2CMJ潤滑分析

干切削刀具壽命短的原因是缺乏有效潤滑和冷卻,在高溫和劇烈摩擦作用下導致主切削刃強度下降、積屑瘤出現[3]甚至崩刃。另外,后刀面剝落原因可能是銑削振動致使后刀面與加工表面間產生嚴重摩擦和沖擊。而采用CMJ潤滑時,CMJ霧滴中的OoW液滴體積較大,穿透能力強[8,10],同時,高速噴射的水滴還能抑制質量較小的微小油滴飛逸,能使更多的潤滑介質進入切削區,達到減輕后刀面摩擦的目的。另外,使用了適量的水,還能增大切削液質量和熱容量,提高散熱效率,增加散熱途徑[8,10],明顯降低切削區溫度,抑制冷作硬化程度,從而改善了銑刀磨損狀況。

(a)磨損帶寬度變化曲線

(b)干切削銑刀形貌(圖5a A處)

(c)CMJ潤滑銑刀形貌(圖5a B處)

(d)干切削和CMJ潤滑下的切削溫度圖5 銑刀壽命與形貌對比Fig.5 Comparison of cutter life and morphology

3.4 切孔形狀質量分析

先切孔、后制補片,并盡可能減少機體切割量是結構維修原則,因此,衡量切孔質量的主要指標是形狀精度,切孔形狀越規整、銼修量越少、補片越易制作,則搶修效率越高。

3.4.1切口形狀

圖6a所示為銑切孔口宏觀形貌,可發現孔口形狀接近圓形,但在銑刀切削的起始點和終結點重合區域,受小直徑圓柱銑刀彈性變形的影響,存在較為明顯的凹陷,如圖6b所示,最大凹陷值Δ為1.8 mm(Δ=D2-D1)。圖6c所示為保持原有銑削寬度再進行2次重復銑削后所得圓孔形狀,其凹陷值Δ僅為0.6 mm,但孔口存在微小崩碎缺口。

(a)宏觀表面 (b)刀具起終點 (c)2次補充切削后 形狀 位置形狀 形狀圖6 切口形狀Fig.6 Incision shape

3.4.2提高便攜氣動銑切裝置銑削質量的措施

孔口凹陷的形狀缺陷必然加大銼修量,凹陷產生的原因是在徑向銑削力Fc作用下(如圖2所示)銑刀彈性退讓造成的。可以推斷,銑刀直徑越小、銑削寬度越大,則凹陷值越大。因此,為提高尺寸和形狀精度,應盡可能使用大直徑銑刀、控制銑削寬度,并在初次圓周銑削完成后,保持原有銑削寬度重復1～2次補充走刀,以消除彈性變形。孔邊崩碎缺口可能是鈦板振動所導致,減少銑刀螺旋升角,并輔以銼修可改善和消除崩邊缺口現象。

4 原位切割驗證

為驗證筆者開發的便攜氣動切割裝置的有效性和試驗工藝參數的科學性,選取某型后機身段鈦合金蒙皮進行了驗證試驗:圖7a所示的破孔尺寸為32 mm×25 mm(L×B),切割前采用強力剪刀將飛邊盡可能剪短;如圖7b所示,裝置安裝時先將銑刀伸入破孔處,再通過吸盤將切割裝置吸附在蒙皮表面,安裝時應令盡可能多的吸盤處于平整方向以提高切削系統剛度和穩定性;圖7c所示為MQL潤滑中的破孔銑削加工過程,可看出CMJ潤滑的潤濕范圍很小;圖7d所示為最終的破孔切割結果,切孔形狀規整,沒有明顯缺陷,采用游標卡尺在間隔120°方向進行直徑測量所獲得切口圓度誤差不超過0.24 mm,獲得良好的切割效果。

(a)飛邊剪切 (b)裝置安裝

(c)切割過程 (d)切割結果圖7 原位切割驗證Fig.7 In-situ cutting verification

5 結論

(1)設計了飛機鈦合金蒙皮損傷的便攜氣動銑切裝置,研發了鈦合金薄壁板氣動切削試驗平臺,實現了飛機鈦合金蒙皮氣動切削及關鍵參數的測量與記錄。

(2)便攜氣動銑切時應采用逆銑方式提高切削平穩性,防止刀齒非正常損壞。氣動切削參數變化直接影響氣動馬達的實際切削轉速,在本試驗條件下,采用φ10 mm直徑銑刀,銑削寬度控制在1～3 mm,可使馬達處于功率高、扭矩適中、適合切削的Ⅱ和Ⅲ工作段。

(3)弱剛度條件下,小尺寸刀具的彈性變形會使孔口產生凹陷缺陷,刀具干切削時壽命較短。試驗表明,銑切后保持原有銑削寬度再補充切削1～2次可提高形狀精度,采用CMJ噴射潤滑可提高刀具壽命至原壽命的228%。

(4)某機體原位切割驗證試驗表明,研制的便攜氣動銑切裝置可在飛機鈦合金蒙皮表面損傷處進行較為便捷、高質量的切割,可為飛機鈦合金蒙皮戰傷切割搶修提供一種簡單、實用的技術方法,在飛機鈦合金結構戰傷搶修領域具有很好的應用前景。