碳纤维增强热塑性复合材料( carbon fiber reinforced thermoplastic composites, CFRTP)具有固化成型容易、抗冲击性能和抗腐蚀性能好等诸多优点^[1-2]，在交通运输领域已得到大量使用^[3-4] . 然而，CFRTP的层铺结构和纤维多向性的特点，使其在加工中极易产生损伤，尤其是热塑性树脂的黏接性能受温度影响较大，因此，CFRTP的高质量加工技术是影响其工程应用的难题之一.

为了降低CFRTP加工的切削热，提高质量，Ferreira等^[5]研究低温钻孔及刀具进给速度对加工质量的影响；Chegdani等^[6]研究天然纤维增强热塑性复合材料的切屑形成机理和正交切削加工引起的多尺度切面质量；Sambruno等^[7]使用不同几何形状的刀具对CFRTP进行铣削，对每种刀具和切削参数组合的表面质量和缺陷的形成进行评估；Bañon等^[8]研究水射流加工低熔点热塑性基复合材料聚氨酯的表面质量.

在损伤成因方面，Meinhard等^[9]对CFRTP层压板进行了钻孔质量评估，利用成像技术对典型图像进行识别和分类. Debnath等^[10]研究热塑性复合材料的钻削特性. 张红哲等^[11]研究刀具自转转速、公转转速及螺距的升高对切削温度与切削力的影响规律；切削温度升高导致树脂基体软化，对切削力和制孔损伤有明显影响. Wang等^[12]将三维弹塑性模型与破坏准则相结合，提出CFRTP弹塑性损伤模型，并建立三维正交切削有限元模型. Xu等^[13]评估不同切削条件下碳/聚酰亚胺和碳/PEEK复合材料在钻孔过程中的分层情况. 从现有结果看出，CFRTP加工时存在长切屑、毛刺及损伤频发等难题.

在切削热的研究中， Hintze等^[14]发现切削温度与纤维切削角度有关，且热量主要通过纤维方向散发. 通过显微镜分析芯片微观结构形貌和表面/亚表面损伤的演变，揭示与温度相关的材料去除机制. Ge等^[15]通过CFRTP基体和界面热软化的微尺度有限元模型发现切削物理特性与温度、基体刚度、界面结合强度有关. Davies等^[16]总结加工过程中的各种温度测量方法. Merino - pérez等^[17]在钻孔过程中用红外摄像机对孔出口进行非接触式温度测量，未观察到对基体的任何热损伤.

在切削机理方面，单刃切削是复杂切削加工过程中最基本单元，也是研究材料在切削加工中断裂破坏过程的直观、有效的方法，被广泛用于研究硬脆性材料去除机理^[18-20]. Ning等^[21]通过单点金刚石划切试验，分析划痕槽的形貌、横截面和切削力，研究不同情况下碳纤维复合材料的去除方式.

综上，在CFRTP低损伤加工方面开展了很多研究，主要集中在通过外界冷却的方式降低切削热和采用新型刀具获取较好的表面质量. 对于切削热对材料去除过程的影响以及不同纤维方向条件下的去除特性，仍须进一步研究. 本研究采用飞切试验的方法，模拟不同的切削温度，采用金刚石压头开展CFRTP表面去除过程研究，分析不同工艺参数、温度、纤维方向等因素对切削力、表面形貌的影响规律，阐明不同切削温度下CFRTP的去除特性.

试验所用材料为由T700碳纤维和增强树脂PA6（尼龙6）组成的碳纤维增强热塑性复合材料，工件材料尺寸为65 mm×45 mm×2.7 mm，碳纤维丝直径平均为7 μm，碳纤维的体积分数约为45%，材料的力学性能如表1所示.

为了保证待飞切样件的表面质量，应尽可能消除任何显著的表面缺陷及降低表面粗糙度，以防止表面最后加工工序涉及脆性域磨削并留下加工损伤，对试验结果造成影响，采用ZYP230旋转重力式研磨抛光机对工件进行研磨-抛光的前处理. 使用ZYGO表面轮廓仪对抛光后的工件表面进行粗糙度测量，每个工件表面取3个测量点，测量结果取平均值，平均粗糙度为0.034 μm. 研磨抛光前后的工件材料观测得到的表面如图1所示，抛光去除了表面黏附的树脂与不规则的、断裂的纤维，使表面更光滑，纤维排列整齐且较为明显.

飞切试验在实验室自制复合材料钻铣试验台（加工精度为0.01 mm）上进行，试验装置如图2所示. CFRTP在实际加工过程中温度往往会高于树脂玻璃化温度，从而影响到材料的加工质量. 如表1所示PA6树脂的玻璃化温度为65 ℃，为了有效分析CFRTP在玻璃化温度附近的变化，模拟实际加工过程中切削温度对材料去除的影响，系统配备不同规格的加热片分别模拟50.0、85.0、110.0 ℃的加工环境温度，与常温（20.0 ℃）下的结果进行对比. 在PTC电加热片通电后，内部的陶瓷发热片开始升温，为样件加热提供恒定的加热功能，通过使用测温仪FlirE60实时监测加热区域的温度，保证试验样件所处的环境温度的准确性，红外测温仪距离样件飞切处约为1 m，具体参数设定如表2所示. 在不同温度θ下，热流体的物理性质如表3所示. 表中， ρ为密度，c_p为比定压热容，λ为热导率，ν为运动黏度，Pr为普朗特数.

飞切所使用的刀具为与刀盘装配的维氏压头（锥角为136°±15′），盘状的铝合金刀具夹具装夹在电主轴末端，试验样件与加热片共同紧固在夹具表面，通过螺纹连接在铝合金刀盘上，刀盘上与夹持器对称的位置处装有配重轴，保持刀具夹具的动平衡. 工件夹具固定在Kistler 9257b三向测力仪上，测力仪固定在机床工作台上. 测力仪通过LN5861电荷放大器和USB1902数据采集卡与计算机连接，将力信号转化为电压信号. 数据采集卡的采样频率为50000 Hz.

试验结束后使用VHX–600E超景深三维显微镜对加工后的宏观表面进行观察，使用MDP0850光学显微镜与BRUKER扫描电镜（SEM）对微观的纤维与基体间的变形特点进行观测与分析.

在试验过程中，主轴以转速$ n $连续旋转，为了确保工件上的划痕为金刚石磨粒一次飞切得到的，应合理规划飞切刀具与工件的相对运动. 机床进给运动是加速后匀速的过程，本试验使用的机床进给运动加速和减速时间为0.1 s，距离为5 mm，因此在对刀完成后，在室温(20.0 ℃)或者加热片加热到特定温度下，使金刚石磨粒尖端距离材料表面5 mm，如图3所示. 设定飞切深度为$ h $，并使主轴以进给速度$ {v}_{\mathrm{w}} $运动到规定位置后，原地驻留一小段时间$ \Delta t $，再以进给速度−$ {v}_{\mathrm{w}} $返回初始点. 若$ \Delta t $过长，则飞切刀具可能与工件材料接触超过1次，若$ \Delta t $过短，则飞切刀具可能不与工件材料发生接触. 因此，驻留时间$ \Delta t $非常关键，应在对应的主轴转速下，确定合理的$ \Delta t $.

在飞切试验中，主要分析切向力$ {F}_{\mathrm{t}} $和法向力$ {F}_{\mathrm{n}} $，然而试验直接测得的是与主轴进给方向垂直的切削力$ {F}_{x} $和与主轴进给方向平行的切削力$ {F}_{y} $，如图4所示. 设飞切刀具与工件接触的任意时刻，刀尖与飞切刀具回转中心的连线与主轴进给方向的夹角为$ \phi $，由于飞切深度$ h $远小于飞切半径$ r $，划痕半长l远小于$ r $，因此$ {\phi }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}} $接近于0，而$ {F}_{x}= {F}_{\mathrm{t}}{\cos}\;\phi $，$ {F}_{y}={F}_{\mathrm{n}}{\cos}\;\phi $，故可分别用$ {F}_{x} $、$ {F}_{y} $代替$ {F}_{\mathrm{t}} $和$ {F}_{\mathrm{n}} $.

飞切试验参数如表4所示. 表中，a_p为飞切深度，r为飞切半径，v_s为飞切速度，$ \Delta t $为驻留时间，其中飞切速度设置为接近于实际高速加工的磨粒线速度.

切削力与材料的实际去除状态密切相关，因此通过对切削力的研究可以帮助分析飞切状态下材料的去除形式，进而揭示高速切削状态下的材料去除机理. 当飞切速度为6 m/s时，飞切过程的切削力变化如图5所示，$ {{F}}_{{x}} $在T₁处达到最大值，刀具与材料间的瞬时冲击力较大，即飞切开始进行. 之后$ {F}_{x} $逐渐减小直至切出，飞切的深度先增大至最深处再逐渐减小，$ {F}_{y} $随飞切深度的变化达到最大后逐渐减小.

飞切过程的温度变化趋势如图6所示，A点处刀具开始切入工件材料表面，飞切表面的温度随之升高；B点即切削深度最大时，$ {F}_{y} $最大，摩擦力最大，热量积累，飞切表面达到最高温度约26.4 ℃；随着飞切过程继续进行，刀具逐渐切出，飞切深度逐渐变浅，工件表面温度逐渐降低，并在C点刀具切出之后逐步恢复室温.

由于飞切对材料的破坏作用较小，经数据统计，飞切过程的平均变化温度保持在约3.0 ℃，即20.0 ℃下飞切试验温度最高值为23.0~26.5 ℃. 且与金属不同的是，在刀具切出后，即C点飞切过程结束后，CFRTP的温度不是瞬时恢复室温，而是降低速度较为缓慢，这是因为碳纤维复合材料导热系数小，散热较慢.

试验分析中切削力$ {{F}}_{{x}} $和$ {\text{F}}_{{y}} $取飞切时各组飞切力峰值的平均值. 随着飞切速度增大，单位时间内刀具与材料间的飞切接触面积增大，材料的去除率、切削阻力、摩擦力以及塑性变形都增大，$ {F}_{y} $与$ {F}_{x} $都呈上升趋势，且$ {F}_{y} $的变化幅度要大于$ {F}_{x} $. 热塑性复合材料的弹性模量较高，其在切向方向的应力分布相对均匀，表层材料切向的刚度相较于材料法向的整体刚度较差，抵抗材料变形的能力较差. 随着飞切速度从3 m/s增大到7 m/s，$ {F}_{y} $增大了约147.80%，$ {{F}}_{{x}} $增大了约130.60%，如图7所示. 可见随着飞切速度的增大，力主要以$ {F}_{y} $的增大为主，而对于$ {F}_{x} $的影响相对较小.

在室温(20.0 ℃)下对不同纤维角度（α）的CFRTP进行多次重复飞切试验，对各组试验数据进行处理并取其平均值得到切削力对比图，如图8所示. 随着纤维角度增大，切削力依次递增. 由于材料主要通过垂直和平行于材料表面2种方向进行加工去除，其中飞切角度影响的主要为平行于材料表面的纤维各方向的力学行为，所以$ {F}_{x} $能够直观地反映纤维的受力与破坏形式. 根据图8，当纤维角度为0°时，$ {{F}}_{{x}} $=16.37 N；当纤维角度为30°时，$ {{F}}_{{x}} $=18.67 N，较0°时平均高出12.50%；当纤维角度为45°时，$ {{F}}_{{x}} $=23.17 N，较0°时高出37.50%；当纤维角度为60°时，$ {{F}}_{{x}} $=28.55 N，较0°时高出75.00%；当纤维角度为90°时，$ {{F}}_{{x}} $=39.99 N，较0°时平均高出约137.50%. 这是因为当划切角度为0°时，由于热塑性树脂的延展性较强，刀尖容易切入纤维与树脂层间，纤维受力变形与断裂产生的作用力较小. 当划切角度为30.0°、45.0°、60.0°时，纤维主要受垂直于纤维轴向的剪切应力及平行于纤维轴向的拉应力与压应力，由于纤维的剪切强度较低，当剪切力超过纤维剪切强度极限后纤维发生断裂，而纤维还承受拉应力与压应力的复合作用，所以切向力整体要稍微偏大. 如前所述，CFRTP由于其碳纤维具有较高的各向异性而较难加工，具体而言，单向CFRTP的这种性能更加明显，碳纤维向纤维方向传递其刚度和阻力，这导致平行和垂直于纤维方向的性能显著不同. 当纤维角度为90°时，由于纤维方向弹性模量高于面内剪切模量，切削力较大. 纤维主要受刀具推挤作用产生垂直于纤维轴线的剪切应力与划痕位置两侧沿纤维方向的拉应力，此时剪切应力最大，纤维的弯曲变形程度也相对较大，因此产生的$ {F}_{x} $最大.

分别对飞切深度为0.05、0.10 mm的样件进行飞切对比试验，飞切力对比如图9所示. 可以看出，随着飞切深度的增加，$ {F}_{y} $和$ {F}_{x} $分别增加了58.13%和72.44%. 这是由于随着飞切深度的增加，材料去除面积增加，使将材料变形力和摩擦力增大，挤压切削作用增强. 当飞切深度为0.10 mm时，纤维在压头前面被抬起，随着压头向前移动而被挤压，最终弯曲断裂或剪切断裂. 所以，较小切深所产生的飞切力相对较小，且纤维的切断效果稳定，能够在减少刀具磨损的同时得到较好的加工质量.

CFRTP在实际加工过程中，温度往往会高于树脂玻璃化温度，而CFRTP是对温度较为敏感的材料，当温度达到树脂玻璃化温度临界值后会产生软化现象，将严重影响树脂的力学性能及与纤维间的黏结性能，降低材料的整体刚度，从而影响到材料的加工质量. 为了模拟实际加工过程中切削温度对材料去除的影响，通过使用不同规格的加热片分别模拟50.0、85.0、110.0 ℃的加工环境温度，与室温20.0 ℃下的试验划切力的结果进行对比. 加热过程持续30 min以保证材料整体温度平稳，通过热成像仪观测进行温度标定，将温度误差控制在小于2.0 ℃.

当飞切速度为5 m/s时，纤维方向0°、45°、90°在不同温度下飞切试验切削力变化的对比曲线如图10所示. 根据不同环境温度下的切削力变化图像可以看出，当温度低于50.0 ℃时，CFRTP中的树脂即尼龙6保持较好的强度和刚度，切向力和轴向力都变化不明显. 当环境温度升高至85.0、110.0 ℃时，热塑性树脂受温度影响较大，高温可能会导致树脂变软，从而降低样件部分强度和刚度，切向力$ {F}_{x} $和轴向力$ {F}_{y} $逐渐减小.

当纤维角度为0°时，110.0 ℃的$ {F}_{x} $比20.0 ℃时降低约58.33%，$ {F}_{y} $降低约47.62%；当纤维角度为45°时，$ {F}_{x} $比20.0 ℃时降低约31.97%，$ {F}_{y} $比20.0 ℃时降低约63.16%；当纤维角度为90°时，$ {F}_{x} $比20.0 ℃时降低约64.71%，$ {F}_{y} $比20.0 ℃时降低约55.10%.

为了探究模拟不同切削温度时CFRTP不同纤维角度的飞切特性，对0°、45°、90°这3种纤维角度不同切削温度的CFRTP飞切表面形貌进行分析. 用超景深显微镜观测飞切表面，整个飞切过程大致可以分为3个阶段：切入、切削和切出，在切削阶段，随着飞切深度的增加，碳纤维复合材料形成的塑性凸起在飞切刀具两侧堆积. 当刀具经过时，产生一定的弹性恢复，实际切削深度和实际切削宽度略小于理论值，取切削深度最大即表面影响区域最大处使用扫描电镜观测. 当温度为50.0 ℃时，CFRTP受影响较小，当温度为85.0 ℃和110.0 ℃时，材料特性受影响，但区别不大，因此以20.0 ℃、110.0 ℃为例，研究CFRTP在室温和高温下的飞切特性.

当纤维角度为0°，温度为室温(20.0 ℃)时，飞切的整体形貌与局部形貌放大图如图11所示，划痕底部纤维受刀具挤压发生压溃现象较为严重. 当压头刚压入时，飞切沟槽的深度与宽度都较小. 随着飞切深度的增大，纤维在压缩力的作用下沿着纤维-树脂界面剥离，沟槽深度和宽度均逐渐变大. 纤维受到压缩作用发生脆性断裂，其表现形式为连续的小尺寸纤维碎屑. 此外，还有部分纤维拔出. 这是因为飞切过程中，纤维受轴向的压力，随着刀具的进给，当其大于纤维的抗压强度极限时，纤维就会发生压缩断裂. 其次，由于材料的层间剪切强度较低，部分纤维与基体间会发生剥离现象，当切削力达到抗弯强度极限后，纤维断裂形成拔出现象.

0° 纤维板在高温(110.0 ℃)下的飞切表面形貌如图12所示. 与图11相比，室温(20.0 ℃)下受刀具飞切影响的最大区域宽度为0.59 mm，当温度升高到110.0 ℃时，除去材料自身受热膨胀的影响，刀具飞切影响的最大区域为0.24 mm. 这是因为温度升高，树脂在高温条件下出现软化现象，飞切时纤维退让，使有效切断的纤维数量减少，没有出现断裂纤维聚集现象，只有小部分的纤维发生了弯曲破坏和压缩破坏，降低了加工效率. 与此同时，划痕底部纤维受刀具挤压的压溃现象变弱.

当纤维角度为45°，温度为室温(20.0 ℃)时，材料的表面整体飞切形貌与局部形貌放大图如图13所示，划痕底部纤维受刀具挤压发生压溃现象较严重. 飞切时纤维受切向力的作用，当内部的剪切应力达到了剪切强度极限后发生了剪切破坏，纤维断裂主要以剪切破坏为主. 划痕一侧纤维与飞切方向呈钝角，纤维束受到挤压和弯曲作用产生锯齿形断裂，表面的纤维束容易退让形成毛刺；划痕另一侧纤维发生较大的弯曲变形，纤维断裂均匀，不容易形成毛刺.

45° 纤维板在高温(110.0 ℃)下的飞切表面形貌如图14所示. 由于树脂在高温条件下出现软化现象，在切削力的作用下，纤维与树脂容易脱黏，纤维更易产生拉拔现象和分层. 划痕附近的纤维分别受到压应力与拉应力的作用发生压缩破坏与拉伸破坏，且由于温度的升高，树脂发生明显的塑性变形，纤维的弯曲变形较严重，划痕底部纤维受刀具挤压的压溃现象变弱. 与图13相比，室温(20.0 ℃)下刀具飞切影响的最大区域宽度为0.79 mm，当温度升高到110.0 ℃时，除去材料自身受热膨胀的影响，刀具飞切影响的最大区域宽度为0.56 mm. 这是因为温度升高，树脂软化，切削力下降，纤维切削作用减少.

当纤维角度为90°时，材料的表面整体飞切形貌与局部形貌放大图如图15所示，与纤维角度为0° 时相比，纤维角度为0° 的飞切槽具有相对较窄的宽度和较好的表面质量. 在纤维角度为90°时，随着压头的移动，进给方向垂直于纤维，纤维在刀具的剪切作用下发生脆性断裂，许多断裂的纤维形成. 但由于树脂具有较高的黏度、延展性与断裂韧性，大量断裂的纤维在树脂的包裹下堆叠在原位，形成了连续的块状碎屑. 同样由于树脂能够承受较大的塑性变形，在切向力的作用下纤维会发生一定的弯曲变形，当弯曲变形累积超过抗弯强度极限后发生断裂.

当纤维角度为90°时，高温(110.0 ℃)下的飞切表面形貌如图16所示. 由于高温对树脂的影响，纤维弯曲变形更为明显，纤维去除形式主要表现为剪切破坏与弯曲破坏. 与图15相比，室温(20.0 ℃)下刀具飞切影响的最大区域宽度为0.63 mm，当温度升高到110.0 ℃时，刀具飞切影响的最大区域为0.41 mm. 这是因为温度升高，飞切时由于纤维退让，切削区域减小.

根据以上分析，不同纤维角度的飞切表面形貌特征有较大的差异，表明表面形貌特征以及纤维断裂模式和纤维/基体界面失效模式与材料的飞切方向有关. 由于热塑性树脂延展性较强，能承受较大的塑性变形，纤维在断裂后会被固定在原有的位置保持一定的完整性. 在不同纤维角度下，纤维断裂的形式不同，当纤维角度为0°时，纤维的破坏形式主要表现为受压应力作用下的脆性断裂、部分纤维弯曲变形以及纤维拔出；当纤维角度为45°时，纤维的破坏形式主要为受剪切力、压应力与拉应力下的脆性断裂，划痕两侧纤维会出现弯曲现象；当纤维角度为90°时，纤维的破坏形式主要为剪切作用下的脆性断裂，形成连续的块状碎屑，划痕附近的纤维会沿划切方向发生弯曲断裂. 根据高温下不同纤维角度的飞切表面形貌，发现随模拟切削温度的升高，基体的软化对材料的去除有更明显的影响，当纤维角度为0°时，大部分纤维不能被有效切断；当纤维角度为45°时，纤维难以被剪断，出现明显的弯曲变形，在剪切力、压应力与拉应力作用下断裂；当纤维角度为90°时，材料发生颈缩，纤维主要在剪切力与拉应力下断裂. 在实际加工中应控制切削温度，避免高温造成的切削效率下降.

利用单点金刚石刀具通过飞切试验研究CFRTP 的加工去除机理. 通过改变飞切速度、飞切深度、纤维角度，研究切削力、切削热的变化规律及飞切表面的形貌特点，分析飞切状态下材料的去除形式，进而揭示高速切削状态下的材料去除机理；通过观察纤维角度为0°、45°、90°时CFRTP去除形式的区别，探究纤维角度对加工机理的影响；针对CFRTP对温度敏感的特性，模拟50.0、85.0、110.0 ℃的环境温度，分析不同纤维角度切削力的变化与表面形貌的差异，研究室温与高温下CFRTP的去除机理，研究结果对CFRTP的磨削加工提供了重要参考作用. 主要结论如下：

（1）CFRTP飞切试验中的切削力随飞切速度的增大，轴向力增大了约147.80%，切向力增大了约130.60%，主要是受冲击力的影响.

（2）纤维角度为0°时受压应力产生脆性断裂，部分纤维弯曲变形及拔出；纤维角度为45°时受剪切力、压应力与拉应力发生脆性断裂与弯曲；纤维角度为90°时受剪切力产生脆性断裂与弯曲，形成连续块状碎屑.

（3）在温度为110.0 ℃的条件下，基体软化，对纤维的支撑作用减弱，切向力呈下降趋势. 当纤维角度为0°时大部分纤维不能被有效切断；当纤维角度为45°时纤维难以被剪断，出现明显的弯曲变形，在3种应力作用下断裂；当纤维角度为90°时材料发生颈缩，纤维主要在剪切力与拉应力下断裂.

（4）本研究对变温飞切过程中CFRTP损伤形成和演化过程的研究还有待细化，后续将考虑采用高速摄像方法捕捉单点飞切过程中的工件表面形貌变化以求进一步揭示温度对细观损伤机理的影响规律.