圓片刀超聲切削Nomex蜂窩芯的切削力和表面質(zhì)量研究*

（大連理工大學(xué)精密與特種加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，大連 116024）

隨著航空航天領(lǐng)域?qū)︼w行器減重要求的提高，復(fù)合材料在飛行器中的應(yīng)用日益增加。Nomex蜂窩復(fù)合材料因具有高比強(qiáng)度和比剛度以及優(yōu)良的絕緣性能、透波性能和耐熱性在雷達(dá)罩等飛行器的結(jié)構(gòu)件中得到了廣泛應(yīng)用[1–4]。Nomex蜂窩芯作為蜂窩芯夾層結(jié)構(gòu)件的重要組成部分，其加工質(zhì)量是影響蜂窩芯夾層結(jié)構(gòu)使用性能的關(guān)鍵因素，有研究表明蜂窩芯加工缺陷會(huì)降低整體結(jié)構(gòu)的彎曲和疲勞性能[5–6]。Nomex蜂窩芯是由厚度小于0.1mm的芳綸紙制成的多孔薄壁材料。由于蜂窩芯面內(nèi)剛度弱，在切削力作用下容易出現(xiàn)孔格變形、撕裂、壓塌等加工缺陷[7–8]。此外，較大的切削力也會(huì)增加蜂窩芯的固持難度，進(jìn)而影響蜂窩芯的加工質(zhì)量甚至導(dǎo)致蜂窩芯工件報(bào)廢[9]。

近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者和技術(shù)人員開展了Nomex蜂窩芯的超聲切削技術(shù)研究。與傳統(tǒng)高速銑削相比，超聲切削蜂窩芯具有切削力小、加工質(zhì)量好、環(huán)境友好等明顯優(yōu)勢(shì)[10]。圓片刀超聲切削通常用于蜂窩芯材料余量的片切去除和蜂窩芯表面成形加工。因此，圓片刀超聲切削工藝的好壞將直接影響蜂窩芯的加工質(zhì)量。因此，選取合適的圓片刀超聲切削工藝參數(shù)，以減小切削過程的切削力，提高蜂窩芯的加工質(zhì)量，是圓片刀超聲切削Nomex蜂窩芯需要解決的關(guān)鍵問題。

現(xiàn)有研究在圓片刀超聲切削Nomex蜂窩芯的切削力和表面質(zhì)量方面開展了一些工作，大多采用了試驗(yàn)研究和有限元仿真的方法。袁信滿等[11]采用響應(yīng)曲面法對(duì)切削力試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，建立了超聲復(fù)合銑削Nomex蜂窩芯的進(jìn)給力預(yù)測(cè)模型，研究指出宜采用大切深、小切寬加工工藝以降低切削力；牛景露等[12]建立了圓片刀在單純超聲振動(dòng)條件下的切削力經(jīng)驗(yàn)公式，研究表明增大超聲振幅有助于減小切削力；姚云龍[13]通過單因素試驗(yàn)研究，定性對(duì)比了不同加工參數(shù)下的蜂窩芯加工表面質(zhì)量，研究表明增大圓片刀轉(zhuǎn)速能夠優(yōu)化表面質(zhì)量。李秀淵[14]在建立Nomex蜂窩芯有限元模型的基礎(chǔ)上，以優(yōu)化進(jìn)給方向切削力為目標(biāo)，研究了圓片刀超聲切削時(shí)刀具轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度、切削深度、切削寬度4個(gè)切削參數(shù)的最優(yōu)組合。此外，有部分學(xué)者采用有限元仿真的研究方法，通過改變刀具結(jié)構(gòu)和刀具參數(shù)來提高刀具振動(dòng)性能、降低加工中的切削力[15–17]。這些試驗(yàn)研究的方法很難全面揭示加工參數(shù)對(duì)于切削力的影響規(guī)律，而有限元研究方法受Nomex蜂窩芯材料構(gòu)成和結(jié)構(gòu)的限制，目前建立的有限元模型較為初步，很難模擬Nomex蜂窩芯的受力斷裂過程。在切削力理論研究方面，吳勝游等[18]基于金屬切削原理建立了切削力模型，從理論上解釋了超聲切削加工可以有效減小切削力，分析過程未深入考慮Nomex蜂窩芯材料自身的力學(xué)特性。Xiang等[19]通過理論分析對(duì)比了縱扭復(fù)合加工和純縱振切削Nomex蜂窩芯的切削角度，并通過試驗(yàn)研究了刀具切向振動(dòng)對(duì)切削力和表面質(zhì)量的影響，但是未具體分析刀具軸向振動(dòng)對(duì)加工質(zhì)量的作用。目前對(duì)于圓片刀超聲切削過程切削力的理論分析不夠深入，針對(duì)Nomex蜂窩芯表面質(zhì)量的研究大都定性地對(duì)比不同加工參數(shù)下的切削形貌，缺少定量評(píng)價(jià)，此外，超聲切削參數(shù)對(duì)表面質(zhì)量的影響規(guī)律還不清楚。

本文通過對(duì)比分析超聲切削和普通切削時(shí)材料的受力分離過程，研究了影響切削力大小的切削參數(shù)和超聲參數(shù)，獲得了各個(gè)參數(shù)對(duì)切削力的影響規(guī)律，揭示了超聲切削時(shí)刀具振動(dòng)對(duì)材料分離的作用。進(jìn)一步開展了刀具轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度和超聲振幅的單因素試驗(yàn)，研究并總結(jié)了圓片刀超聲切削Nomex蜂窩芯的加工形貌特征。在此基礎(chǔ)上確定合適的表面質(zhì)量表征參數(shù)，通過試驗(yàn)研究得到切削參數(shù)和超聲參數(shù)對(duì)切削力和表面質(zhì)量的影響規(guī)律，為圓片刀超聲切削Nomex蜂窩芯提供工藝參考。

1 圓片刀超聲切削Nomex蜂窩芯切削力分析

如圖1所示，圓片刀超聲切削時(shí)，超聲振動(dòng)施加于刀具軸向，同時(shí)刀具旋轉(zhuǎn)并進(jìn)給，實(shí)現(xiàn)Nomex蜂窩芯的切削?？紤]到蜂窩芯為多孔薄壁材料，圓片刀切削過程中，刀具周刃對(duì)多個(gè)蜂窩孔壁進(jìn)行切削，因此針對(duì)圓片刀邊緣P點(diǎn)處的一小段切削刃進(jìn)行分析。由于蜂窩壁較薄，P點(diǎn)處的較大直徑的圓弧切削刃可以簡(jiǎn)化為一段直刃。

圖1 圓片刀超聲切削示意圖Fig.1 Schematic diagram of ultrasonic cutting with disc cutter

為了研究刀具超聲振動(dòng)對(duì)Nomex蜂窩芯分離過程的作用，針對(duì)超聲切削（UC）和普通切削（CC）過程中刀具與材料的作用力進(jìn)行對(duì)比分析。未施加超聲振動(dòng)時(shí)，刀具通過旋轉(zhuǎn)和進(jìn)給運(yùn)動(dòng)對(duì)蜂窩材料進(jìn)行切削，刀具前刀面與材料相互擠壓和摩擦產(chǎn)生的作用力為切削力的主要來源，切削過程中蜂窩孔壁經(jīng)歷樹脂基體的脆性斷裂和芳綸纖維的剪切或拉伸斷裂[20]。切削過程中刀具局部切削刃受力情況如圖2所示。其中，F(xiàn)N為切屑對(duì)刀具前刀面的壓力；Fb為壓力FN產(chǎn)生的作用于刀具前刀面的摩擦力合力；Fb在dy方向和dθ方向產(chǎn)生分量Fbh和Fbθ。由于圓片刀有后角，忽略已加工表面對(duì)于刀具底面的作用力。刀具在進(jìn)給方向和刀具軸向的作用力FX和FZ為：

其中，θ為刀具楔角，角度范圍為0~90°；γ為Fbθ和Fb在刀具上表面的夾角；Fbv為切屑作用于刀具前刀面的摩擦力合力Fb在dx方向的分力；μb為切屑與刀具前刀面的摩擦系數(shù)。由幾何關(guān)系可得，γ角的大小與刀具轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度的關(guān)系為：

其中，刀具切向速度Vs=πDn/6000，D為圓片刀刀具直徑；Vf為進(jìn)給速度。引入?yún)?shù)ξ=Vs/Vf=(πD/6000)·n/Vf，并將式（2）帶入式（1）整理可得：

其中，由于（ξ/cosθ）>0，則arctan（ξ/cosθ）的取值在（0，π/2）范圍內(nèi)，且隨（ξ/cosθ）的增大而增大，因此cos（arctan（ξ/cosθ））隨著刀具切向速度Vs與進(jìn)給速度Vf比值ξ的增大而減小。可以得到，增大ξ值可以使切削力FX和FZ減小，即在刀具切削過程中，切削力隨著刀具轉(zhuǎn)速的增大和刀具進(jìn)給速度的減小而降低。

圖2 刀具局部受力圖Fig.2 Local cutting force of disc cutter

在圓片刀軸向施加超聲振動(dòng)時(shí)，沿刀具軸線方向的瞬時(shí)振動(dòng)沖擊力FU可表示為：

其中，m為圓片刀刀具質(zhì)量；a（t）表示圓片刀的瞬時(shí)加速度值，f為超聲振動(dòng)頻率。

當(dāng)在圓片刀附加軸向的超聲振動(dòng)后，此時(shí)使蜂窩孔壁產(chǎn)生裂紋并擴(kuò)展的作用力主要為刀具的超聲沖擊力FU'。圖3表示單個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)刀具與蜂窩材料的切削過程。

在一個(gè)振動(dòng)周期T（t1–t5）內(nèi)，刀具于t1時(shí)刻開始與切屑接觸并向上運(yùn)動(dòng)，在t2時(shí)刻到達(dá)最高切削位置后向下運(yùn)動(dòng)。假定在ts時(shí)刻刀具與切屑分離，切削過程中刀具前刀面與切屑的接觸時(shí)間為ts'。則單個(gè)周期內(nèi)刀具對(duì)于切屑產(chǎn)生的平均沖擊作用力FU'可表示為：

由式（5）可知，平均沖擊力FU'的大小與超聲振幅、超聲振動(dòng)頻率以及單個(gè)周期的有效接觸時(shí)間ts'有關(guān)。同時(shí)，由于刀具與切屑間歇接觸，一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)，刀具前刀面對(duì)切屑產(chǎn)生的平均正壓力FUN為：

即圓片刀附加超聲振動(dòng)后，刀具與蜂窩孔壁材料在進(jìn)給方向和刀具軸向的作用力為：

沿刀具進(jìn)給方向的切削力對(duì)蜂窩孔壁產(chǎn)生擠壓作用，而蜂窩芯材料在刀具進(jìn)給方向的剛度較弱，此方向的擠壓力容易使蜂窩孔壁在切削位置產(chǎn)生彎曲變形，進(jìn)而影響蜂窩芯的加工質(zhì)量；沿刀具軸向的切削力在切削過程中對(duì)切屑產(chǎn)生向上的擠壓作用使切屑分離。由式（7）可知，影響切削力大小的加工參數(shù)主要有刀具轉(zhuǎn)速n、進(jìn)給速度Vf和超聲振幅A，其中，切削力FUX和FUZ隨著刀具切向速度Vs與進(jìn)給速度Vf的比值ξ的增大而減小，增大超聲振幅使刀具對(duì)材料的超聲沖擊力FU'增加。對(duì)比式（3）和式（7），由于超聲切削時(shí)刀具與切屑間歇接觸，ts'/T<1，因此相對(duì)于普通切削，超聲切削時(shí)的切削力明顯降低。

圖3 刀具超聲振動(dòng)切削過程Fig.3 Ultrasonic vibration cutting process of disc cutter

2 試驗(yàn)材料及方法

Nomex蜂窩芯超聲切削加工試驗(yàn)在三軸數(shù)控銑床上進(jìn)行。圓片刀通過自主研發(fā)的超聲切削系統(tǒng)與機(jī)床主軸相連，超聲切削系統(tǒng)振動(dòng)頻率為20.07kHz。Nomex蜂窩芯的結(jié)構(gòu)特征如圖4所示，t為單層蜂窩紙的厚度，W、L、T為蜂窩芯的3個(gè)方向。試驗(yàn)采用NH–1.83–29牌號(hào)Nomex蜂窩芯材料，蜂窩芯孔格邊長(zhǎng)l為1.83mm，蜂窩芯密度ρ為29kg/m3。

采用單因素試驗(yàn)法分別研究刀具轉(zhuǎn)速n、進(jìn)給速度Vf、刀具振幅A3個(gè)參數(shù)對(duì)Nomex蜂窩芯切削力和表面質(zhì)量的影響規(guī)律。Nomex蜂窩芯超聲切削試驗(yàn)平臺(tái)如圖5所示，蜂窩芯樣件在W–L–T方向尺寸分別為20mm、50mm、40mm；圓片刀直徑為φ50.8mm。切削時(shí)刀具沿X方向進(jìn)給，切削深度為2mm。切削過程中刀具中心與工件W方向的中心線重合，保證刀具從蜂窩芯的中間位置進(jìn)行切削。

蜂窩芯超聲切削加工的試驗(yàn)參數(shù)如表1所示，每組切削試驗(yàn)重復(fù)3次。采用Kistler 9119AA2型號(hào)測(cè)力儀采集切削力數(shù)據(jù)。使用激光位移傳感器（LK–H025，Keyence，Japan）對(duì)圓片刀切削刃邊緣處的超聲振幅進(jìn)行測(cè)量。試驗(yàn)后，對(duì)切削工件表面選取2個(gè)中間的切削區(qū)域，通過光學(xué)顯微鏡（ISM–DL301，INSIZE）進(jìn)行表面質(zhì)量觀測(cè)。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 切削力試驗(yàn)結(jié)果與分析

圖4 Nomex蜂窩芯結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Diagram of Nomex honeycomb core

圓片刀不同切削參數(shù)下的切削力試驗(yàn)結(jié)果如圖6所示。圖6（a）為進(jìn)給速度對(duì)切削力的影響，當(dāng)進(jìn)給速度Vf從2000mm/min增大到6000mm/min時(shí)，超聲切削和普通切削條件下的切削力均逐漸增大。其中，普通切削條件下的進(jìn)給力FX增大41.76%，軸向力FZ增大18.74%；超聲振幅為25μm的超聲切削條件下，進(jìn)給力FX增大37.1%，軸向力FZ增大10.8%。圖6（b）為刀具轉(zhuǎn)速對(duì)切削力的影響，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速n從500mm/min增大到1500mm/min時(shí)，超聲切削和普通切削條件下的切削力均呈下降趨勢(shì)。切削力隨刀具轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度的變化規(guī)律與理論分析結(jié)果一致。式（7）表明超聲切削時(shí)進(jìn)給方向和刀具軸向的切削力減小，由試驗(yàn)結(jié)果可知，在相同的刀具轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度條件下，超聲切削力均小于普通切削力；同時(shí)，由于超聲切削過程中，主運(yùn)動(dòng)為刀具軸向的超聲振動(dòng)，刀具的高頻沖擊對(duì)材料分離起到主要作用。因此，改變刀具轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度對(duì)切削力的影響程度低于普通切削。

圖5 Nomex蜂窩芯超聲切削試驗(yàn)平臺(tái)Fig.5 Cutting platform for ultrasonic cutting of Nomex honeycomb core

表1 Nomex蜂窩芯超聲切削試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Parameters of ultrasonic cutting tests

根據(jù)式（3）可知，在普通切削條件下，刀具轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度影響蜂窩材料所受到的擠壓力和摩擦力，增大進(jìn)給速度或減小刀具轉(zhuǎn)速使ξ變小，從而使進(jìn)給方向切削力FX和刀具軸向切削力FZ增大。試驗(yàn)得到刀具切向速度和進(jìn)給方向速度的比值ξ對(duì)切削力的影響規(guī)律如圖7所示。與理論分析結(jié)果一致，在普通切削和超聲切削條件下，隨著ξ值的增大，材料受到的進(jìn)給力和軸向力均逐漸降低。當(dāng)?shù)毒咔邢蛩俣群瓦M(jìn)給速度的比值ξ增大到79.8時(shí)，在普通切削條件下，進(jìn)給方向的切削力下降57.7%；在超聲切削條件下，進(jìn)給方向的切削力下降33.2%。在不同的ξ下，超聲切削力均低于普通切削的切削力。

超聲振幅對(duì)切削力的影響如圖8所示。在0~35μm的超聲振幅范圍內(nèi)，隨著超聲振幅的增大，進(jìn)給力和軸向力明顯降低。當(dāng)超聲振幅增加到35μm時(shí)，相比于普通切削，進(jìn)給力FX降幅達(dá)53.1%，刀具軸向力FZ減小33.9%。切削力試驗(yàn)結(jié)果表明，超聲切削力受超聲振幅影響較大，且隨超聲振幅的增大而減小。

3.2 表面質(zhì)量觀測(cè)結(jié)果與分析

圖6 切削參數(shù)對(duì)切削力的影響Fig.6 Effect of cutting parameters on cutting force

圖9所示為進(jìn)給速度Vf為6000mm/min，刀具轉(zhuǎn)速n為500r/min時(shí)，超聲切削和普通切削的Nomex蜂窩芯加工表面。通過觀測(cè)可知，普通切削得到的加工表面存在大量孔壁撕裂以及未切斷芳綸纖維形成的毛刺，其中，孔壁撕裂是影響蜂窩芯表面質(zhì)量的主要加工缺陷，表現(xiàn)為材料從孔壁分離但沒有完全去除。蜂窩芯孔壁撕裂長(zhǎng)度約占蜂窩孔格邊長(zhǎng)的25%~80%，且集中分布在蜂窩孔格的節(jié)點(diǎn)部位。由于蜂窩芯材料的單壁和雙壁力學(xué)性能的差異，在節(jié)點(diǎn)區(qū)域容易產(chǎn)生讓刀和過切現(xiàn)象，從而產(chǎn)生孔壁撕裂現(xiàn)象。對(duì)比超聲和普通切削后的蜂窩芯表面可知，超聲切削后的毛刺和孔壁撕裂缺陷減少，加工質(zhì)量明顯提高。

針對(duì)孔壁撕裂加工缺陷，本文選取孔壁撕裂的總數(shù)量Ns和孔壁撕裂的平均長(zhǎng)度Ls作為表征參數(shù)以評(píng)價(jià)蜂窩芯表面質(zhì)量。對(duì)于每組加工參數(shù)下3次重復(fù)試驗(yàn)得到的蜂窩芯加工表面進(jìn)行觀測(cè)。圖10為孔壁撕裂長(zhǎng)度Ls的測(cè)量示意圖，孔壁撕裂長(zhǎng)度取相同參數(shù)下加工表面孔壁撕裂長(zhǎng)度的平均值，并統(tǒng)計(jì)長(zhǎng)度大于300μm的孔壁撕裂總數(shù)量Ns。

圖11（a）為進(jìn)給速度對(duì)于孔壁撕裂的影響規(guī)律，在超聲切削和普通切削條件下，孔壁撕裂的數(shù)量Ns均隨著刀具進(jìn)給速度的降低而減小，且超聲切削條件下

圖7 Vs/Vf對(duì)切削力的影響Fig.7 Effect of Vs/Vf on cutting force

圖8 超聲振幅對(duì)切削力的影響Fig.8 Relationship between cutting force and ultrasonic amplitude

作用時(shí)，刀具轉(zhuǎn)速變化對(duì)切削力的影響程度較低，孔壁撕裂數(shù)量變化趨勢(shì)較小，但是增大刀具轉(zhuǎn)速能夠加強(qiáng)刀具對(duì)蜂窩孔壁產(chǎn)生的剪切作用，故撕裂長(zhǎng)度隨刀具轉(zhuǎn)速的增大而減小。

圖12為超聲振幅對(duì)孔壁撕裂的影響。在進(jìn)給速度Vf為6000mm/min，轉(zhuǎn)速n為500r/min的切削條件下，相比普通切削的加工表面，超聲切削時(shí)，蜂窩芯材料在刀具進(jìn)給方向的切削力顯著減少，蜂窩孔壁受力變形的程度降低，從而表現(xiàn)為孔壁撕裂數(shù)量Ns減少。隨著超聲振幅的增大，超聲切削力減小，孔壁撕裂數(shù)量Ns隨之減少，當(dāng)超聲振幅增大到35μm時(shí)，孔壁撕裂的數(shù)量Ns減少80%；與普通切削相比，超聲切削條件下的孔壁撕裂長(zhǎng)度有所改善，但是隨著超聲振幅增大，孔壁撕裂的平均長(zhǎng)度不會(huì)進(jìn)一步減小。

4 結(jié)論

本文建立了圓片刀超聲切削的切削力理論公式，分析了刀具轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度和超聲振幅對(duì)進(jìn)給方向切削力和刀具軸向切削力的影響規(guī)律。在此基礎(chǔ)上開展了Nomex蜂窩芯超聲切削試驗(yàn)，選取蜂窩芯孔壁撕裂的數(shù)量Ns和平均長(zhǎng)度Ls作為蜂窩芯表面質(zhì)量的表征參數(shù)，對(duì)不同加工參數(shù)下的表面質(zhì)量進(jìn)行評(píng)價(jià)。主要結(jié)論有：

（1）切削力理論分析結(jié)果表明，圓片刀超聲切削過程中，影響切削力大小的加工參數(shù)主要有刀具轉(zhuǎn)速n、進(jìn)給速度Vf和超聲振幅A。其中，增大刀具切向速度Vs與進(jìn)給速度Vf的比值ξ能夠降低進(jìn)給方向和刀具軸向的切削力；增大超聲振幅A能夠增大刀具對(duì)蜂窩材料的平均沖擊力，進(jìn)而減小刀具與材料之間的擠壓力和摩擦力。

圖12 超聲振幅對(duì)孔壁撕裂的影響Fig.12 Relationship between ultrasonic amplitude and tearing defect

（2）提高刀具轉(zhuǎn)速與降低進(jìn)給速度可以有效降低進(jìn)給方向和刀具軸向的切削力。當(dāng)?shù)毒咿D(zhuǎn)速與進(jìn)給速度比值ξ增大到79.8時(shí)，在普通切削條件下，進(jìn)給方向切削力FX降幅達(dá)57.7%，在超聲振幅為25μm的超聲切削條件下，進(jìn)給方向切削力FX降幅33.2%；切削力隨超聲振幅增大而減小，當(dāng)超聲振幅增大到35μm時(shí)，超聲切削力FX和FZ相比普通切削時(shí)分別降低53.1%和33.9%。圓片刀的刀具轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度和超聲振幅對(duì)切削力的影響規(guī)律與理論分析結(jié)果一致。

（3）孔壁撕裂是圓片刀切削加工Nomex蜂窩芯的主要加工缺陷，將孔壁撕裂的總數(shù)量Ns和孔壁撕裂的平均長(zhǎng)度Ls作為表征參數(shù)以評(píng)價(jià)蜂窩芯的加工表面質(zhì)量。超聲切削和普通切削條件下，與切削力變化規(guī)律一致，孔壁撕裂數(shù)量隨著進(jìn)給速度降低和刀具轉(zhuǎn)速增大而減少?？妆谒毫训钠骄L(zhǎng)度隨著刀具轉(zhuǎn)速的增大而減小，而進(jìn)給速度對(duì)于平均撕裂長(zhǎng)度的影響不顯著。超聲切削條件下的孔壁撕裂數(shù)量相對(duì)于普通切削時(shí)明顯減少，且隨著超聲振幅的增大，孔壁撕裂數(shù)量Ns不斷減少。在500r/min低轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度為6000mm/min的較大進(jìn)給速度條件下，超聲切削與普通切削相比可以顯著提高Nomex蜂窩芯表面質(zhì)量。