CN113779836A - CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法 - Google Patents

CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法 Download PDF

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CN113779836A CN202111068181.8A CN202111068181A CN113779836A CN 113779836 A CN113779836 A CN 113779836A CN 202111068181 A CN202111068181 A CN 202111068181A CN 113779836 A CN113779836 A CN 113779836A
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齐振超
李丰臣
戴仡智
杨洁
孙家豪
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Nanjing University of Aeronautics and Astronautics
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Abstract

本发明提供了一种CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法，该方法包括：建立包含材料的应变硬化、应变速率强化以及热软化效应的钻削加工热力耦合材料本构模型；对CFRTP/Ti叠层制孔过程进行有限元仿真分析；搭建包括数控加工中心、钻削力测量系统、夹具、计算机的CFRTP/钛合金叠层构件钻削试验平台，对CFRTP/Ti叠层构件试验，通过实验验证模型的准确性。本申请通过建立钻削加工热力耦合有限元模型，完成对CFRTP/Ti叠层制孔过程的有限元仿真分析，并通过实验验证模型的准确性，为叠层制孔过程力热分布及缺陷形成机理提供理论支撑。基于仿真得到的钻削轴向力‑时间曲线，对钻削过程中五个阶段的轴向受力情况进行分析，基于仿真结果分析了切屑形成机理。

Description

CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法
技术领域
本发明涉及CFRTP/Ti叠层材料去除机理分析技术领域，特别地涉及一种CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法。
背景技术
碳纤维复合材料(CFRTP)和钛合金均具有质量轻、比强度高、耐疲劳及耐腐蚀等优点，且两者都在航空制造领域得到广泛应用，CFRTP和钛合金的用量占比已成为衡量飞机先进性的重要技术指标之一。CFRTP与钛合金的叠层结构广泛应用在现代飞机中，这种叠层结构的强度高达830MPa而密度只有约4g/cm3，可大幅减轻飞机重量、减少油耗。但由于CFRTP和钛合金加工性能的差异性，加工参数难以统一，易形成双阶孔现象，这种叠层结构的制孔是飞机装配连接中的一大难题。对叠层制孔过程进行仿真分析，有助于从机理上把握缺陷形成的原因，对合理规划加工参数，改善加工后孔壁质量及提高刀具寿命等具有重要意义。
发明内容
针对上述现有技术中，叠层制孔机理不明确的问题，本申请提出了一种CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法。切削加工是一个热力耦合条件下的材料复杂的失效破坏过程，对于CFRTP/Ti叠层构件，在实际生产中，材料性能、刀具的几何参数、钻削参数等，都是影响加工最终尺寸精度、形位精度及表面质量的重要因素。为探究上述因素对加工过程的影响，本申请建立了一种叠层制孔热力耦合有限元模型，用于模拟CFRTP/Ti叠层构件加工过程的钻削力，切屑形貌等数据，为把握叠层材料钻孔过程力热情况及分析加工缺陷形成机理提供更直观的参考。
本发明的CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法，包括：建立包含材料的应变硬化、应变速率强化以及热软化效应的钻削加工热力耦合材料本构模型；对CFRTP/Ti叠层制孔过程进行有限元仿真分析；搭建包括数控加工中心、钻削力测量系统、专用夹具、计算机的CFRTP/钛合金叠层构件钻削试验平台，对CFRTP/Ti叠层构件试验，通过实验验证模型的准确性。
优选地，所述材料本构模型为：
Figure BDA0003259370420000021
式中，σ为流动应力，A、B、n、C和m为材料相关的系数，εp为应变，
Figure BDA0003259370420000022
为应变率，
Figure BDA0003259370420000023
为参考应变率，Troom和Tmelt分别为室温和材料熔化温度，T为材料温度变量。
优选地，纤维拉伸破坏以及纤维压缩破坏失效因子计算式为：
Figure BDA0003259370420000024
基体拉伸破坏σ22≥0以及基体压缩破坏σ22＜0失效因子计算式为：
Figure BDA0003259370420000025
式中，σ11、σ22和τ12分别为面内拉应力、面内压应力和面内剪应力，纤维拉伸破坏σ11≥0，纤维压缩破坏σ11＜0，基体拉伸破坏σ22≥0，基体压缩破坏σ22＜0；m和f分别表示基体和纤维；C和T分别表示压缩和拉伸；
Figure BDA0003259370420000026
为纤维纵向拉伸强度，
Figure BDA0003259370420000027
为纤维纵向压缩强度；
Figure BDA0003259370420000028
为基体横向拉伸强度,
Figure BDA0003259370420000029
基体横向压缩强度；
Figure BDA00032593704200000210
为剪切强度；α为剪应力对纤维拉伸破坏的影响系数，
Figure BDA00032593704200000211
和
Figure BDA00032593704200000212
分别表示纤维拉伸、纤维压缩、基体拉伸和基体压缩起始因子。
优选地，所述有限元仿真分析包括：首先，把CFRTP/Ti叠层板的四边和底面固定，Ux＝Uy＝Uz＝URx＝URy＝URz＝0，从而确保在有限元仿真过程中工件不会移动；然后限制钻头延X、Y方向的移动和转动，Ux＝Uy＝URx＝URy＝0，并赋予钻头延Z方向的移动速度，以及Z方向的转动转速；
其中，Ux、Uy和Uz分别表示沿X、Y和Z方向的平动，URx、URy和URz分别表示以X、Y和Z为轴的转动。
优选地，对CFRTP/Ti叠层构件的试验包括5个阶段：第1阶段，刀具钻尖从刚刚接触CFRTP直到完全钻入CFRTP，这个过程的钻削轴向力不断增加，从0N上升至126.6N；第2阶段，此时的刀具完全切削CFRTP直到钻尖接近钛合金板上表面，这个过程的钻削轴向力先增加后降低，波动较为平稳，从126.6N先上升至153.5N后下降为114.7N；第3阶段，刀具钻尖从刚刚接触钛合金直到完全钻入钛合金，这个过程的刀具同时切削CFRTP和钛合金，且钻削轴向力急速增加，从114.7N上升至528.6N；第4阶段，此时刀具完全切削钛合金直到钻尖接近钻出钛合金，这个过程的钻削轴向力先增加后降低，波动较为平稳，从528.6N先上升至633.2N后下降为539.6N；第5阶段，刀具钻尖从刚刚钻出钛合金直到结束，基于仿真得到的钻削轴向力-时间曲线，对钻削过程中五个阶段的轴向受力情况进行分析。
上述技术特征可以各种适合的方式组合或由等效的技术特征来替代，只要能够达到本发明的目的。
本发明提供的一种CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法，与现有技术相比，至少具备有以下有益效果：本申请通过建立钻削加工热力耦合有限元模型，完成对CFRTP/Ti叠层制孔过程的有限元仿真分析，并通过实验验证模型的准确性，为叠层制孔过程力热分布及缺陷形成机理提供理论支撑。基于仿真得到的钻削轴向力-时间曲线，对钻削过程中五个阶段的轴向受力情况进行分析。基于仿真结果分析了切屑形成机理。CFRTP/Ti两种材料产生的切屑形貌不同，CFRTP切屑为粉末状，钛合金切屑为螺旋带状。钛合金切屑在排出过程中易造成已加工孔壁表面划伤、撕裂和烧伤，降低叠层材料的使用性能，通过合适的辅助措施可有效提升钻孔质量。对钻削过程的仿真研究，可以为钻孔技术的革新提供理论支撑。随着对CFRTP/Ti叠层构件钻削的理解更加深入，复合材料装配连接问题逐步解决，为航空制造等领域打下坚实的基础。该研究受到基础加强计划技术领域基金项目(2019-JCJQ-JJ-341)的资助。
附图说明
在下文中将基于实施例并参考附图来对本发明进行更详细的描述。其中：
图1为刀具几何模型图；
图2为有限元仿真分析图；
图3为CFRTP/钛合金叠层构件钻削试验平台示意图；
图4为实验和有限元的钻削力对比图；
图5为钻削轴向力随时间的变化特征曲线图；
图6为叠层构件切削过程分析图；
图7为CFRTP/Ti叠层钻削过程中两种材料形成切屑的形貌图；
图8为CFRTP制孔过程孔壁应力分布情况图；
图9为CFRTP切削入口材料去除过程分析示意图；
图10为在4种纤维铺层角下的CFRTP切屑形成过程示意图；
图11为钛合金切屑形成三维示意图；
图12为Ti切屑的形成过程示意图。
具体实施方式
下面将结合附图对本发明作进一步说明。
1本构模型及性能参数
1.1钛合金本构模型及性能参数
材料本构模型是用来描述材料的力学性质，表征材料变形过程中的动态响应的模型。在切削过程中，工件处在高温、大应变的条件下，被切材料在刀具作用下变成切屑的时间很短，且切削层中各处的应变、应变速率和温度分布不均且梯度变化很大。需要构建能反映出应变、应变速率、温度对材料的流动应力影响的本构方程，这是解决切削过程仿真的关键技术。
由于钛合金在加工过程中发生了巨大的塑性变形，加工过程中产生大量的切削热，且钛合金已加工表面和钻头后刀面严重的摩擦，再加上钛合金导热系数低及钻孔时半封闭式加工的特性，使得切削区的温度急剧上升。模型包含了材料的应变硬化、应变速率强化以及热软化效应，该模型结构简单而且能准确预测出在不同应变、应变速率和温度下的材料流动应力，模型可表示为：
Figure BDA0003259370420000041
式中，σ为流动应力，A、B、n、C和m为材料系数，εp为应变，
Figure BDA0003259370420000042
为应变率，
Figure BDA0003259370420000043
为参考应变率，Troom和Tmelt分别为室温和材料熔化温度。钛合金Ti的本构模型的各个参数如表1所示，钛合金的性能参数如
表2所示：
表1钛合金的本构模型参数
Figure BDA0003259370420000051
表2钛合金(Ti6Al4V)性能参数
Figure BDA0003259370420000052
1.2 CFRTP本构模型及性能参数
CFRTP失效形式包含纤维的拉伸、压缩失效和基体的拉伸、压缩失效，失效形式与金属材料不同，在加工碳纤维复合材料的过程中，常常出现基体开裂、分层等微观破坏，CFRTP各方向力学性能还表现出各向异性，因此，用于描述宏观变形的最大应力和最大应变准则不能用于分析CFRTP的失效。Hashin失效准则包括纤维的拉伸和压缩失效，基体的拉伸和压缩失效，在有限元仿真过程中，常用Hashin失效准则分析CFRTP的破坏产生及损伤演化。
纤维拉伸破坏(σ11≥0)以及纤维压缩破坏(σ11＜0)失效因子计算式为：
Figure BDA0003259370420000053
基体拉伸破坏(σ22≥0)以及基体压缩破坏(σ22＜0)失效因子计算式为：
Figure BDA0003259370420000054
式中，m和f分别表示基体和纤维；C和T分别表示压缩和拉伸。
Figure BDA0003259370420000055
为纤维纵向拉伸强度，
Figure BDA0003259370420000056
为纤维纵向压缩强度；
Figure BDA0003259370420000057
为基体横向拉伸强度,
Figure BDA0003259370420000058
基体横向压缩强度；
Figure BDA0003259370420000061
为剪切强度；α为剪应力对纤维拉伸破坏的影响系数。CFRTP损伤模型下的各个参数如表3所示，CFRTP的性能参数如表4所示：
表3 CFRTP的Hashin失效准则参数(Mpa)
Figure BDA0003259370420000062
表4 CFRTP性能参数
Figure BDA0003259370420000063
2有限元仿真分析
本申请建立的金属正交切削加工热力耦合有限元模型基于以下的假设条件：
(1)刀具是刚体且锋利，只考虑刀具的温度传导；
(2)不考虑刀具、工件的振动。
在SolidWorks中建立刀具模型，如图1所示。将模型文件导入至ABAQUS，刀具选用双刃带麻花钻，尺寸参数为：顶角118°螺旋角30°。
首先，把CFRTP/Ti叠层板的四边和底面固定(Ux＝Uy＝Uz＝URx＝URy＝URz＝0)，从而确保在有限元仿真过程中工件不会移动。然后限制钻头延X、Y方向的移动和转动(Ux＝Uy＝URx＝URy＝0)，并赋予钻头延Z方向的移动——进给速度，以及Z方向的转动——主轴转速。针对CFRTP单板钻削进行模拟，对比有无钛合金衬板下碳纤维复合材料出口损伤情况。
网格单元设置的好坏对仿真结果有很大的影响，考虑到计算机性能，不能把网格划分太密，否则计算时间太长；但是，网格划分太疏，又会影响仿真的精度。因此，为了保证计算结果的准确性，并尽量减小计算时间，在待加工孔的周围加密网格，远离孔的部分采用较粗糙的网格。同时，把钻头假设为刚体，也能够在不影响其计算精度下减小仿真所用的时间。此外，单元类型的选择也起着至关重要的作用。本申请中，碳纤维复合材料的单元类型为减缩积分下的八节点连续壳单元(SC8R)，钛合金的单元类型为减缩积分下八节点热力耦合单元(C3D8RT)，钻头的单元类型为4节点线性四面体单元(C3D4)。
单击工具区Creat Interaction Property，在弹出的对话框中Type选项里选择Contact。
单击Continue打开接触属性编辑器，选择Mechanical→Tangential Behavior，从Friction formulation下拉菜单中选择Penalty，在Friction Coeff中填入0.5。
在金属切削过程中，产生的切削热主要是由于金属材料产生弹塑性变形、以及刀具和切屑之间摩擦作用产生的。工件材料发生弹塑性变形后产生热量，从而使得切削温度升高，反过来又使得材料的物理性能发生变化，物理性能变化后金属的变形也会发生变化。与此同时，工件材料的切削温度大小主要依赖于材料的变形程度。
工件接触表面上的质点与工具间存在着相对滑动，且由于摩擦力的作用，摩擦生热并通过该接触表面作用于工件。接触面上的摩擦生热可表示为：
qf＝f|vr|(S∈Sf)
式中，qf为摩擦热通量，f为摩擦应力，vr为相对滑动速度。
切削过程中产生的摩擦热量分别传入刀具和切屑，在计算时认为在界面处热量的传导是均衡的，即传入刀具50％的摩擦热，传入切屑的摩擦热也为50％。
选择Thermal→Heat Generation，选0.9和0.5。单击OK，接触属性设置完成。
为防止模拟过程中切屑从工件中穿出来，需对工件进行接触约束。单击工具区Creat Interaction，在弹出的对话框中选择General Contact(Explicit)，单击Continue，在Global property assignment的下拉菜单中中选择之前创建的IntProp-1，其余默认，单击OK，则切屑接触约束属性创建完成。
单击工具区Creat Interaction，在弹出的对话框中选择Surface-to-surfaceContact(Explicit)，单击Continue进入设置过程。框选视图区刀具模型，然后点击Done键，提示区弹出Choose the second surface type选项，选择Node Region，Region Selection对话框，选择之前创建的wp_interaction节点。
设置完成后，开始有限元分析。
3实验方法
试验所使用的叠层构件试验板由CFRTP板和钛合金板组成，CFRTP板以及钛合金板尺寸规格分别为180mm×100mm×5.8mm和180mm×100mm×5mm。CFRTP板是由32层厚度为0.18mm的单向预浸料堆叠而成的层合板，铺层顺序为[0°/-45°/90°/45°]2s，其中预浸料由12K东丽T700碳纤维和TDE﹣85耐高温环氧树脂组成，预浸料的质量分数为200g/m2，树脂体积分数为40％。钛合金板是航空用钛合金Ti6Al4V.
本试验搭建的CFRTP/钛合金叠层构件钻削试验平台由数控加工中心、钻削力测量系统、专用夹具、计算机及其它检测设备组成。如图3所示，本试验采用美国赫克公司生产制造的VMX42Ui型立式加工中心。本申请试验所采用的刀具为整体硬质合金麻花钻，麻花钻由M.A.FORD公司生产制造，刀具直径6mm，顶角118°，螺旋角21°，横刃斜角45°，横刃长度1.07mm，横刃厚度0.76mm。本试验所用钻削力测量系统由Kistler9272AG型测力仪、Kistler5070型电荷放大器和数据采集卡和计算机四部分组成。通过RH﹣2000型超景深三维光学显微镜对切屑形貌进行观察，采用Mitutoyo526﹣150型数显内径千分表对试验板孔径进行测量，其测量范围为3.7﹣7.3mm，测量精度为0.004mm。
4结果分析
4.1叠层制孔过程中的钻削力分析
实验和有限元的钻削力对比如图4所示，钻削有限元模型与试验的轴向力在钻削各个阶段的值及变化趋势趋近一致，但有限元模型的平均轴向力水平与实验相比较低。
实验得到CFRTP/Ti叠层构件钻削轴向力随时间的变化特征曲线如图5，据此分析CFRTP/Ti叠层构件钻削各个阶段的轴向力随时间变化情况。
本试验搭建的CFRTP/钛合金叠层构件低频振动钻削试验平台由数控加工中心、低频振动刀柄、钻削力测量系统、专用夹具、计算机及其它检测设备组成。如所示，本试验采用美国赫克公司生产制造的VMX42Ui型立式加工中心。本试验使用的低频振动刀柄由法国MITIS公司提供，具体型号为PG804C2_BT40_ER32，其最大转速为8000rpm，固定频转比为1.5osc/r，振幅可调范围为0μm﹣250μm。本试验采用的低频振动刀柄的机械式凸轮在垂直方向布置，可以实现轴向振动。本申请试验所采用的刀具为整体硬质合金麻花钻，麻花钻由M.A.FORD公司生产制造，刀具直径6mm，顶角118°，螺旋角21°，横刃斜角45°，横刃长度1.07mm，横刃厚度0.76mm。本试验所用钻削力测量系统由Kistler9272AG型测力仪、Kistler5070型电荷放大器和数据采集卡和计算机四部分组成。通过RH﹣2000型超景深三维光学显微镜对切屑形貌进行观察，采用Mitutoyo526﹣150型数显内径千分表对试验板孔径进行测量，其测量范围为3.7﹣7.3mm，测量精度为0.004mm。
整个叠层钻削过程可以划分为5个阶段：第1阶段(t0→t1)，刀具钻尖从刚刚接触CFRTP直到完全钻入CFRTP，这个过程的钻削轴向力不断增加，从0N上升至126.6N；第2阶段(t1→t2)，此时的刀具完全切削CFRTP直到钻尖接近钛合金板上表面，这个过程的钻削轴向力先增加后降低，波动较为平稳，从126.6N先上升至153.5N后下降为114.7N；第3阶段(t2→t3)，刀具钻尖从刚刚接触钛合金直到完全钻入钛合金，这个过程的刀具同时切削CFRTP和钛合金，且钻削轴向力急速增加，从114.7N上升至528.6N；第4阶段(t3→t4)，此时刀具完全切削钛合金直到钻尖接近钻出钛合金，这个过程的钻削轴向力先增加后降低，波动较为平稳，从528.6N先上升至633.2N后下降为539.6N；第5阶段(t4→t5)，刀具钻尖从刚刚钻出钛合金直到结束。
4.2材料去除过程与切屑形成机理
4.2.1切屑形貌
在CFRTP/Ti叠层构件钻削过程中，由于两种材料各自的材料去除及切屑形成机理都不相同，会产生两种切屑形貌。CFRTP切屑呈现黑色粉末状，钛合金切屑呈现螺旋带状。
4.2.2 CFRTP的材料去除与切屑形成
CFRTP钻削时，因为纤维和基体组分的热膨胀系数不同，随着工件和刀具接触部位温度的产生和增高，热应力随之产生。几何边界层因为受到热效应而导致应力集中，造成局部应变的出现，从而引起分层。因为钻削温度为梯度分布，有效作用范围只集中在切削刃附近，且作用时间很短，所以钻削力的作用占绝对主要成分，分层受钻削温度的影响比钻削力要小得多。CFRTP层合板上孔的出入口附近常常出现分层，其破坏方式有入口剥离分层和出口顶出分层。在钻孔过程中，碳纤维材料表面受到钻削轴向力，材料各铺层受到沿厚度方向的拉力，随之在孔壁的周围铺层材料中产生层间应力。钻削轴向力的周期性变化导致孔璧周围的材料受到交变应力，当钻头横刃切人材料顶部，而主切削刃尚未完全进人钻削阶段时，主切削刃对复合材料表面层存在轴向切削力，一个轴向剥离分力在螺旋槽表面随之产生，伴随着钻头进行旋转，表层材料被掀起，进而在入口附近形成剥离分层缺陷；钻头即将钻出材料时，材料剩余刚度随着未切削铺层的减少而变小，当材料层间结合强度不能满足轴向推力强度要求时，在出口周边的铺层之间就会产生脱粘现象，进而造成顶出分层缺陷。在钻削过程中，因为入口部位受钻头中心向下的轴向钻削力影响很小，而临近出口的铺层受到直接的推力作用，所以在出口附近形成的顶出分层缺陷远比入口的剥离分层明显。
CFRTP的切屑形成过程是一个碳纤维脆性断裂和环氧树脂破坏相互交织的复杂过程，当碳纤维铺层方向不同时，其切屑形成的过程也不相同。
为了简化CFRTP的切屑形成过程，选取0°、45°、90°及135°这4种具有典型性的纤维铺层方向对其切屑形成过程进行分析，在4种纤维铺层角下的CFRTP正交切削过程如图所示。当θ＝0°时，刀具不断的推挤切削层使其与基体发生层间分离，变成脱皮状态，从而形成切屑；当0°<θ≤90°时，刀具对碳纤维的挤压作用使之内部产生垂直于纤维方向的剪切应力，一旦此剪切应力大于纤维剪切强度时，碳纤维会断裂并在受到刀具前刀面的推挤下沿纤维方向继续滑移，进而形成切屑；当90°<θ<180°时，刀具对碳纤维的挤压作用使之内部产生弯曲应力和剪切应力，一旦这些应力大于纤维强度时，碳纤维产生断裂，进而形成切屑，且此过程的已加工表面形貌呈锯齿状。总之，CFRTP的切屑形成以碳纤维的脆性断裂为主，其切屑产生特点和一般脆性材料大体相同。
4.2.3钛合金的材料去除与切屑形成
对于钛合金的切屑形成过程，为了便于理解，绘制了如图所示的钛合金切屑形成三维示意图。
从图中可以观察到，在切屑形成初始阶段，沿前刀面流出的初始切屑形貌并不均匀，接近钻心处的切屑较小，而接近切削刃外缘处的切屑较大。这是由麻花钻几何结构决定的，因为在主切削刃的不同位置处，刀具切削速度是不同的。在钻心处，主切削刃的切削速度接近为零，沿着切削刃到外缘处，切削速度逐渐增大直至最大值。这使得单位时间内主切削刃钻心处的材料切削去除量最少，而外缘处的最大，最终形成如图所示的初始切屑形貌。随着钻削过程的进行，切屑沿着麻花钻螺旋槽向外排出。当碰到孔壁或螺旋槽壁时，切屑受到挤压会发生塑性变形，使自身逐渐弯曲，最终形成圆锥螺旋状形态的切屑，如图所示。但是，随着钻削过程的继续进行，切屑很难一直保持这种螺旋状态向外流出，在受到外力推挤后会折断，形成一个完整的切屑。
4.2.4钛合金切屑对CFRTP孔壁的影响
对于先钻CFRTP后钻钛合金的叠层钻削方式，钛合金切屑的排出会造成CFRTP已加工表面损伤。一方面，钛合金条状切屑较为锋利，且具有一定的刚性，在沿CFRTP已加工孔排出的过程中，随着钻头高速旋转的钛合金切屑，易造成CFRTP已加工孔壁表面划伤，而体积较小的切屑易残留于两种材料交界处的间隙内，造成CFRTP下表面划伤；另一方面，钛合金切屑携带大量切削热，会造成CFRTP孔壁的烧伤，随着加工温度积累CFRTP中的树脂基软化、熔融甚至降解，孔壁的CFRTP性能下降。
5结论
本申请通过建立钻削加工热力耦合有限元模型，完成对CFRTP/Ti叠层制孔过程的有限元仿真分析，并通过实验验证模型的准确性，为叠层制孔过程力热分布及缺陷形成机理提供理论支撑。
基于仿真得到的钻削轴向力-时间曲线，对钻削过程中五个阶段的轴向受力情况进行分析。在刀具钻尖从接触钛合金至钻出钛合金阶段，轴向力最大，峰值到达633.2N。
基于仿真结果分析了切屑形成机理。CFRTP/Ti两种材料产生的切屑形貌不同，CFRTP切屑为粉末状，钛合金切屑为螺旋带状。钛合金切屑在排出过程中易造成已加工孔壁表面划伤、撕裂和烧伤，降低叠层材料的使用性能。通过合适的辅助措施可有效提升钻孔质量，业界常用的有振动辅助钻孔。低频(<1kHz)振动钻削对于断屑和减小切削力效果显著，因频率低振幅较大，钻削温度也比较低，甚至可以获得无分层钻孔。
虽然在本申请中参照了特定的实施方式来描述本发明，但是应该理解的是，这些实施例仅仅是本发明的原理和应用的示例。因此应该理解的是，可以对示例性的实施例进行许多修改，并且可以设计出其他的布置，只要不偏离所附权利要求所限定的本发明的精神和范围。应该理解的是，可以通过不同于原始权利要求所描述的方式来结合不同的从属权利要求和本申请中所述的特征。还可以理解的是，结合单独实施例所描述的特征可以使用在其他所述实施例中。

Claims (5)

1.一种CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法，其特征在于，建立包含材料的应变硬化、应变速率强化以及热软化效应的钻削加工热力耦合材料本构模型；对CFRTP/Ti叠层制孔过程进行有限元仿真分析；搭建包括数控加工中心、钻削力测量系统、夹具、计算机的CFRTP/Ti叠层构件钻削试验平台，对CFRTP/Ti叠层构件试验，通过实验验证模型的准确性。
2.根据权利要求1所述的CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法，其特征在于，所述材料本构模型为：
Figure FDA0003259370410000011
式中，σ为流动应力，A、B、n、C和m为材料相关的系数，εp为应变，
Figure FDA0003259370410000012
为应变率，
Figure FDA0003259370410000013
为参考应变率，Troom和Tmelt分别为室温和材料熔化温度，T为材料温度变量。
3.根据权利要求2所述的CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法，其特征在于，纤维拉伸破坏以及纤维压缩破坏失效因子计算式为：
Figure FDA0003259370410000014
基体拉伸破坏σ22≥0以及基体压缩破坏σ22＜0失效因子计算式为：
Figure FDA0003259370410000015
式中，σ11、σ22和τ12分别为面内拉应力、面内压应力和面内剪应力，纤维拉伸破坏σ11≥0，纤维压缩破坏σ11＜0，基体拉伸破坏σ22≥0，基体压缩破坏σ22＜0；m和f分别表示基体和纤维；C和T分别表示压缩和拉伸；
Figure FDA0003259370410000021
为纤维纵向拉伸强度，
Figure FDA0003259370410000022
为纤维纵向压缩强度；
Figure FDA0003259370410000023
为基体横向拉伸强度,
Figure FDA0003259370410000024
基体横向压缩强度；
Figure FDA0003259370410000025
为剪切强度；α为剪应力对纤维拉伸破坏的影响系数，
Figure FDA0003259370410000026
和
Figure FDA0003259370410000027
分别表示纤维拉伸、纤维压缩、基体拉伸和基体压缩起始因子。
4.根据权利要求1所述的CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法，其特征在于，所述有限元仿真分析包括：首先，把CFRTP/Ti叠层板的四边和底面固定，Ux＝Uy＝Uz＝URx＝URy＝URz＝0，从而确保在有限元仿真过程中工件不会移动；然后限制钻头延X、Y方向的移动和转动，Ux＝Uy＝URx＝URy＝0，并赋予钻头延Z方向的移动速度，以及Z方向的转动转速；
其中，Ux、Uy和Uz分别表示沿X、Y和Z方向的平动，URx、URy和URz分别表示以X、Y和Z为轴的转动。
5.根据权利要求1-2所述的CFRTP/Ti叠层制孔钻削力和材料去除机理分析方法，其特征在于，对CFRTP/Ti叠层构件的试验包括5个阶段：第1阶段，刀具钻尖从刚刚接触CFRTP直到完全钻入CFRTP，这个过程的钻削轴向力不断增加，从0N上升至126.6N；第2阶段，此时的刀具完全切削CFRTP直到钻尖接近钛合金板上表面，这个过程的钻削轴向力先增加后降低，波动较为平稳，从126.6N先上升至153.5N后下降为114.7N；第3阶段，刀具钻尖从刚刚接触钛合金直到完全钻入钛合金，这个过程的刀具同时切削CFRTP和钛合金，且钻削轴向力急速增加，从114.7N上升至528.6N；第4阶段，此时刀具完全切削钛合金直到钻尖接近钻出钛合金，这个过程的钻削轴向力先增加后降低，波动较为平稳，从528.6N先上升至633.2N后下降为539.6N；第5阶段，刀具钻尖从刚刚钻出钛合金直到结束，基于仿真得到的钻削轴向力-时间曲线，对钻削过程中五个阶段的轴向受力情况进行分析。
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