机械连接是现代飞机结构件采用的主要连接方式。碳纤维复合材料(carbon fiber reinforced plastic，CFRP)、铝合金、钛合金等材料由于具有高强度-质量比的特点而广泛应用于飞机结构件，以提高飞机承载能力、降低油耗，这就需要飞机装配时在具有两层或多层由不同材料组成的叠层结构连接处加工出连接孔。有数据表明，大型民用客机的连接孔多达数百万个^[1]，而飞机机体失效中60%是由飞机制孔质量缺陷造成的，这些缺陷是影响飞机性能和降低飞机寿命的重要原因^[2]。

为了提高叠层构件制孔质量和效率，数字化装配将逐渐取代手工装配，而数字化装配的关键技术之一就是叠层构件高效无缺陷自动化制孔，即用一把刀具一次完成以往需要多道工序才能完成的作业。由于CFRP、铝合金(Al)、钛合金(Ti)具有不同的物理机械性能和切削参数与条件，并且各层零件具有不同的结构形式，因此相比单层零件加工，叠层构件制孔难度在于各层材料特性与结构差异带来的制孔质量与刀具磨损问题，例如复材孔边毛刺、撕裂缺陷，金属切屑对复材造成的孔壁表面损伤，层间毛刺与错孔，叠层材料引起不同的刀具磨损。

叠层构件自动化制孔技术难度大，吸引了众多学者的关注。Ramulu等^[3]较早开展了CFRP/Ti叠层钻孔实验研究，发现CFRP热损伤的主要原因是钛合金的低导热性。Wang等^[4]研究了干式钻削条件下叠层制孔时切削参数与钻削力、钻削温度、钻孔直径和孔壁表面粗糙度之间的关系，发现钻削力的大小与进给量成比例，并且提高主轴转速可以缩小复合材料与铝合金之间的孔径差异。Zhang等^[2]开展了3尖钻与普通硬质合金麻花钻的叠层材料钻削实验，发现3尖钻刃型可以提高刀具的综合钻削性能。Montoya等^[5]进行了微量润滑条件下3类特性各异的涂层对刀具切削性能影响的实验研究，发现在CFRP/Al叠层制孔过程中磨料磨损对钻削质量影响较大。南成根等^[6]基于正交实验法，在使用切削液实验条件下分析了CFRP/Ti叠层结构钻削时钛合金切屑和切削参数对CFRP层钻孔质量的影响。Tsao等^[7]利用神经网络和田口实验方法，基于进给量、主轴转速和刀具直径等变量建立了CFRP钻削轴向力与表面粗糙度经验公式。Wang等^[8]对比研究了CFRP和钛合金对刀具的磨损机理，发现叠层钻孔会加剧钻头磨损。

综上所述，现有研究较多是针对叠层构件加工刀具或工艺参数的优化，而对于冷却润滑方式的研究较少。实际上，冷却润滑方式对叠层构件制孔质量和刀具寿命有很大影响，而且由于环保要求以及装配现场条件限制，传统的“切削液喷洒”方式不再适用，微量润滑和干式钻削成为目前无切削液条件下的主要加工方式。微量润滑(minimal quantity lubrication，MQL)是指将压缩气体与极微量润滑液混合汽化喷射到加工区域进行润滑，但在CFRP/金属叠层制孔时，CFRP粉状切屑易与油雾混合形成油泥，降低钻孔质量，而且部分微量润滑液可能影响CFRP材料性能。Salomon^[9]的高速切削理论为干式钻削奠定了基础，使弃用切削液而直接进行钻削的干式钻削工艺成为可能。本文以CFRP/铝合金叠层为对象，通过钻孔实验和理论建模，探究微量润滑和干式切削两种条件下的制孔质量与刀具磨损特性与机理。

1 实验设计 1.1 实验设备

图 1所示为作者所在实验室自主研制的叠层构件自动化制孔实验平台，具有主轴回转、高精度进给、压紧、微量润滑、吸排屑等功能，能实现制孔过程的自动化。其中：刀具安装在主轴单元上并在进给单元的驱动下实现高精度轴向进给；叠层工件安装在一个二维的运动平台上；气动压紧单元通过调节气压使压紧头以不同的压力压紧在叠层工件上以减小叠层间隙、毛刺和提高制孔稳定性。实验台通过主轴和刀具中心内冷方式实现加工过程中可控的微量润滑。

本研究所用的检测设备包括Leica M205C体视显微镜、KISTLER 9257B切削力测量系统、Taylor Hobson Surtronic 25型接触式粗糙度测量仪和INSIZE 3127型数显内径千分尺。实验用刀具为Sandvik Coromant麻花钻(460型)，公称直径为4.7 mm，钻尖角140°，钻头长度为23.5 mm。此型号刀具适合多种材料钻削。实验材料是CFRP/7050Al叠层构件，CFRP厚度为3.5 mm，铝合金厚度为4 mm。

1.2 实验设计

根据不同的冷却润滑条件将实验分为两组：微量润滑组和干式钻削组。每组在相应的钻削条件下加工100个孔。根据已有研究^[10]确定两组实验工艺参数：上下层切削速度均为100 m/min；进给量为0.08 mm/r；下层板铝合金加工采用啄钻(1 mm/啄)，以便于断屑和排屑；两组实验工艺参数相同。微量润滑方式制孔实验中，采用半程微量润滑方式^[10]，以减弱CFRP粉状切屑与微量润滑油雾形成混合物对加工质量的影响。

刀具磨损主要通过观测后刀面磨损值的大小来表征。钻削力在整个钻削过程中实时记录。孔径测量时，CFRP取轴向中间位置测3次取均值，铝合金在靠近入口和出口处各测3次取均值；粗糙度指标Ra值测量位置同上。

2 刀具磨损与积屑瘤现象

图 2给出了刀具横刃和主切削刃处的积屑瘤情况。显微观察发现，两种冷却润滑方式下积屑瘤在刀刃上均匀分布，形态致密，随钻孔数量增加不断生长，并存在平行于刀刃的分层生长纹理和裂纹。由于CFRP和Al性能相异，叠层制孔时积屑瘤生长机理不同于金属材料单层制孔。实验发现，刀具加工上层板CFRP时，高硬度的碳纤维会将刀刃上粘附的铝合金积屑瘤较软段挤压、折断、磨钝，随着CFRP/Al叠层钻孔数量的增加，该过程不断积累重复，最终形成了观察到的积屑瘤形态。

干式钻削时更易形成积屑瘤，且生长速度较快。加工100孔后，微量润滑组积屑瘤高度是108.92 μm，干式钻削组积屑瘤高度是161.38 μm，这主要因为微量润滑时油雾和压缩空气组成的混合物被注入到刀-屑接触区，会显著降低刀-屑接触区的温度，并减小摩擦，抑制冷焊的发生，在一定程度上降低积屑瘤强度，抑制积屑瘤生长；而干式钻削条件下，除CFRP层对积屑瘤的磨损作用外，并无其他抑制积屑瘤生长的因素。

图 3给出了两种冷却润滑方式下加工50孔和100孔后的钻头外缘处后刀面磨损值。两种冷却润滑条件下刀具磨损轻微，但仍有差异。从图 3中可以看出，在现有实验条件下采用微量润滑会导致钻头更快产生后刀面磨损，其主要原因在于干式切削条件下较快生长的积屑瘤对刀具的保护作用减弱了CFRP对刀具的磨料磨损作用。虽然微量润滑能改善钻头与切屑及工件表面之间的摩擦，但从实验结果来看，润滑油雾对刀刃的保护作用效果明显弱于积屑瘤的保护作用。

3 钻削轴向力分析

钻削轴向力是表征叠层制孔特性的重要参数之一。图 4给出了两组润滑条件下钻削轴向力随制孔数量的变化情况。可以看出，Al层轴向力保持稳定，CFRP层轴向力在前90孔范围内随制孔数量增长较快。下面分析该现象的产生机理。

目前，对铝合金等各项同性材料钻削加工理论建模相当成熟。叠层钻孔中CFRP安装在上层，碳纤维硬度很高，连续加工时磨钝已形成的积屑瘤。根据塑性金属切削原理^[11]，切速较高时切削力主要来源于刀具前刀面对被切金属层的推挤而产生切屑分离，因此刀具钻入下层(Al)时积屑瘤对轴向力影响不大。因此，铝合金层轴向力保持稳定。此外，润滑油雾可以减弱刀-屑摩擦，在一定程度上减小切屑变形，因此微量润滑方式铝合金层钻削力较小。

CFRP是各向异性材料，切屑分离原理及钻削轴向力模型较为复杂。张厚江^[12]在总结花崎伸作等的工作的基础上分析了CFRP切屑分离机理。Zhang^[13]建立了理想情况下CFRP直角自由切削力理论模型。Guo等^[14]以普通麻花钻加工CFRP为研究对象，采用二维微元法得到横刃和主切削刃处轴向力理论公式。可以发现，文^[12-17]等仅建立了理想情况下复材切削模型，目前CFRP钻削轴向力建模相关研究较少，而积屑瘤对复材钻削力的影响未见研究。CFRP/Al叠层构件一刀制孔问题具有特殊性，随钻孔数量的增加，实验发现因加工铝合金层而不断生长的积屑瘤会对CFRP层钻削轴向力产生显著影响。本节将根据叠层构件制孔的特点，完善CFRP钻削理论模型，揭示积屑瘤对CFRP切屑分离原理和钻削轴向力的影响机理。

3.1 横刃处钻削轴向力分析

不同于普通麻花钻，本研究所用的460型号刀具经过修磨后留有很小的横刃(如图 2所示)。实验发现，修磨后的横刃参与切削，建模时可当作前角较小的主切削刃处理。图 5给出实验前后横刃处的显微形态。观察发现, 积屑瘤覆盖在横刃及附近刀面上。如图 5所示，沿刀具轴向作垂直于横刃的截面，在二维微元内研究横刃处积屑瘤对轴向力的影响。从文[14]可知，普通麻花钻加工复合材料时横刃挤压碳纤维和基体，而不参与切削，因此利用接触变形理论建立横刃处积屑瘤对轴向力影响模型。刀具轴向进给速度为v_a，周向旋转速度为v_c，导致复材对刀具的挤压力dF与轴向呈夹角γ_f。微元内横刃轴向力为

$ \begin{array}{*{20}{c}} {{\rm{d}}{F_{\rm{c}}} = {\rm{d}}F \cdot \cos {\gamma _{\rm{f}}} = }\\ {\frac{{{E_3}}}{{1 - {\nu ^2}}}\delta \tan \left( {{\gamma _{\rm{w}}} + {\gamma _{\rm{j}}}} \right){\rm{d}}r \cdot \cos {\gamma _{\rm{f}}}.} \end{array} $

(1)

式中：E₃为单层复材第3(垂直于铺层)方向的Young's模量，ν为复材Poisson比，δ为横刃钻入深度，γ_w为截面内横刃夹角，γ_j为积屑瘤夹角，dr为微元厚度。沿横刃实际工作长度(积屑瘤直径)积分l_s，得出积屑瘤存在时横刃处轴向力理论计算公式，

$ \begin{array}{*{20}{c}} {{F_{\rm{c}}} = \int_{ - \frac{{{l_{\rm{s}}}}}{2}}^{\frac{{{l_{\rm{s}}}}}{2}} {{\rm{d}}{F_{\rm{c}}}} = }\\ {\int_{ - \frac{{{l_{\rm{s}}}}}{2}}^{\frac{{{l_{\rm{s}}}}}{2}} {\frac{{{E_3}}}{{1 - {\nu ^2}}}\delta \tan \left( {{\gamma _{\rm{w}}} + {\gamma _{\rm{j}}}} \right)\cos {\gamma _{\rm{f}}}{\rm{d}}r} .} \end{array} $

(2)

在一定范围内，积屑瘤随钻孔数量增加而生长，逐渐恶化横刃处的钻削条件。实验观察发现，横刃积屑瘤直径l_s和积屑瘤夹角γ_j不断增加，因此横刃处的钻削轴向力F_c也不断增大。

显微观察发现，微量润滑条件下横刃处积屑瘤外形和半径略小于干式钻削条件(如图 2所示)，主要原因是润滑油雾减弱积屑瘤生长。由式(2)分析可知，微量润滑条件下加工CFRP层横刃处钻削轴向力相对较小。

3.2 主切削刃处钻削轴向力分析

张厚江^[12]和Zhang^[13]开展了CFRP直角切削力研究，由于CFRP中碳纤维和基体具有各向异性(不同方向的破坏强度不同)，切削时碳纤维首先沿自身垂向(剪切面AC)剪断，然后沿基体方向(剪切面CB)滑出。理想情况下，CFRP受到锋利刀刃的剪切作用，AC面产生剪应力τ₁，CB面产生滑移应力τ₂。切屑分离时满足τ₁=S_c，τ₂=S_t。其中：S_c是碳纤维垂直剪切强度，S_t是基体破坏强度。

显微观察发现，除横刃外，积屑瘤还主要生长于前刀面靠近主切削刃处，沿主切削刃垂向作截面B-B将钻头剖开，基于实验现象建立积屑瘤对轴向力作用的二维微元模型(图 6)。本文模型采用单向碳纤维铺层以简化分析计算，实际多向铺层方式的分析方法及积屑瘤作用原理与之相似。钻孔时钻头周向旋转并沿纤维层的垂向进给，表现在模型中主切削刃运动方向与CFRP纤维层呈一定角度θ。图 6中dF_R1是前刀面和刀刃对切削区的总作用力，可以分解成压力dF_T和摩擦力dF_f。dF_R2是工件对切削区的总作用力，与dF_R1大小相等，方向相反。dF_R2可分解成作用在理论剪切面AB的剪切力dF_s和法向力dF_n。

图 6中二维微元内切屑分离方式仍是碳纤维沿AC断裂后沿CB滑出，形成理论剪切面AB。但是，沿AC的断裂机理与理想情况时不同。CFRP切削变形主要是脆性破坏，切屑呈崩碎状，因此刀具受力主要来源于正在被切削的纤维层。如图 7所示，积屑瘤覆盖在刀具上钝化主切削刃，dF_T与前刀面不再垂直而是与垂向呈夹角ε，合力dF_R1改变，使得刀具对碳纤维层(AC)的推挤拉伸作用逐渐明显，从而AC出现拉应力σ₁。

为了探究积屑瘤作用下剪切面AC的断裂机理，采用蔡-吴张量理论^[18]分析AC的应力状态，

$ \frac{{\sigma _1^2}}{{{X_{\rm{t}}}{X_{\rm{c}}}}} + \frac{{{X_{\rm{c}}} - {X_{\rm{t}}}}}{{{X_{\rm{t}}}{X_{\rm{c}}}}}{\sigma _1} + \frac{{\tau _1^2}}{{S_{\rm{c}}^2}} = 1. $

(3)

其中：X_t和X_c分别表示1方向拉伸和压缩强度，S_c表示材料剪切强度。对于本实验采用的工件，X_t=2 507 MPa，X_c=1 201 MPa，S_c=84.8 MPa。CFRP纤维层方向与钻头周向旋转相切，刀刃钝化会明显反映到钻头轴向力矩M_z上。实验发现，M_z从0.8 N·m(加工第1个孔)增长到1.9 N·m(加工第100个孔)，因此当积屑瘤存在时AC面存在以剪切作用为主的拉剪耦合(若积屑瘤钝化刀刃拉断AC面，由式(3)可知，σ₁ $\gg $ τ₁，则M_z急剧增大，实际并未出现该现象)。由于σ₁ < X_t，X_tX_c$\gg $S_c²，根据式(3)，在一定范围内σ₁的增长对τ₁影响不大，故可认为τ₁→S_c。

根据切屑分离模型，推导积屑瘤存在时二维微元内切削力理论公式。如图 6所示，dF_s1沿CA方向，是切断碳纤维作用力；dF_s2沿BC方向，是基体滑移破坏作用力；dF_l沿AC垂向(即BC方向)，是拉伸纤维作用力。

$ \left\{ \begin{array}{l} {\rm{d}}{F_{{\rm{s1}}}} = {\tau _1}{l_{AC}}{\rm{d}}h,\\ {\rm{d}}{F_{{\rm{s2}}}} = {\tau _2}{l_{BC}}{\rm{d}}h,\\ {\rm{d}}{F_1} = {\sigma _1}{l_{AC}}{\rm{d}}h. \end{array} \right. $

(4)

由文[13]可知，当τ₁→S_c且τ₂→S_t时，dF_s1和dF_s2满足

$ \left\{ \begin{array}{l} {\rm{d}}{F_{{\rm{s1}}}} = {\rm{d}}{{F'}_{\rm{s}}}\sin \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right),\\ {\rm{d}}{F_{{\rm{s2}}}} = {\rm{d}}{{F'}_{\rm{s}}}\cos \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right). \end{array} \right. $

(5)

由图 6可以看出，l_AC、l_BC、a_c满足

$ {l_{BC}}\sin \theta - {l_{AC}}\cos \theta = {a_{\rm{c}}}. $

(6)

式中：τ₁是CA方向剪应力，τ₂是BC方向剪应力，σ₁是AC垂向拉应力，l_AC是AC长度，l_BC是BC长度，dh是二维微元厚度，Φ是理论剪切角，a_c是切削厚度，dF'_s是沿理论剪切面AB的子剪切力。

拉伸纤维作用力dF_l分解为作用在理论剪切面AB上的法向力dF_ls和子剪切力dF_lc，可表示为

$ \left\{ \begin{array}{l} {\rm{d}}{F_{{\rm{ls}}}} = {\rm{d}}{F_1}\sin \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right),\\ {\rm{d}}{F_{{\rm{lc}}}} = {\rm{d}}{F_1}\cos \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right). \end{array} \right. $

(7)

沿理论剪切面AB的总剪切力dF_s由dF'_s和dF_lc合成，联立式(4)—(7)得

$ \begin{array}{*{20}{c}} {{\rm{d}}{F_{\rm{s}}} = {\rm{d}}{{F'}_{\rm{s}}} + {\rm{d}}{F_{{\rm{lc}}}} = }\\ {\frac{{\left( {{\tau _1} + \frac{1}{2}{\sigma _1}\sin 2\left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right)} \right){\tau _2}{a_{\rm{c}}}{\rm{d}}h}}{{{\tau _1}\cos \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right)\sin \theta - {\tau _2}\sin \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right)\cos \theta }}.} \end{array} $

(8)

由图 6可知，作用在理论剪切面AB的法向力dF_n满足式(9)，

$ {\rm{d}}{F_{\rm{n}}} = {\rm{d}}{F_{\rm{s}}}\tan \left( {\mathit{\Phi } + \beta - {\gamma _{\rm{o}}}} \right). $

(9)

由图 6中几何关系可得积屑瘤存在时二维微元内主切削刃对工件水平方向切削力dF_z和垂直方向切削力dF_y的理论表达式。式中：β是摩擦角，γ_o是刀具前角；τ₁→S_c，τ₂→S_t。

$ \left\{ \begin{array}{l} {\rm{d}}{F_z} = {\rm{d}}{F_{\rm{n}}}\sin \mathit{\Phi } + {\rm{d}}{F_{\rm{s}}}\cos \mathit{\Phi = }\\ \;\;\;\;\;\;\;\frac{{\left( {\tan \left( {\mathit{\Phi } + \beta - {\gamma _{\rm{o}}}} \right)\sin \mathit{\Phi } + \cos \mathit{\Phi }} \right)}}{{{\tau _1}\cos \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right)\sin \theta - {\tau _2}\sin \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right)\cos \theta }} \cdot \\ \;\;\;\;\;\;\;\left( {{\tau _1} + \frac{1}{2}{\sigma _1}\sin 2\left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right)} \right){\tau _2}{a_{\rm{c}}}{\rm{d}}h,\\ {\rm{d}}{F_y} = {\rm{d}}{F_{\rm{n}}}\cos \mathit{\Phi } - {\rm{d}}{F_{\rm{s}}}\sin \mathit{\Phi = }\\ \;\;\;\;\;\;\;\frac{{\left( {\tan \left( {\mathit{\Phi } + \beta - {\gamma _{\rm{o}}}} \right)\cos \mathit{\Phi } - \sin \mathit{\Phi }} \right)}}{{{\tau _1}\cos \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right)\sin \theta - {\tau _2}\sin \left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right)\cos \theta }} \cdot \\ \;\;\;\;\;\;\;\left( {{\tau _1} + \frac{1}{2}{\sigma _1}\sin 2\left( {\theta - \mathit{\Phi }} \right)} \right){\tau _2}{a_{\rm{c}}}{\rm{d}}h. \end{array} \right. $

在一定范围内，积屑瘤随钻孔数量增加而生长，由于CFRP碳纤维和基体的特殊力学性能，加工过程中积屑瘤推挤纤维层导致垂直于碳纤维的剪切面AC上拉应力σ₁不断增加，并且积屑瘤表面粗糙，摩擦角β增大。根据式(10)，上述两方面因素造成微元内切削力dF_z和dF_y随积屑瘤的生长而增大。由文[14]可知，主切削刃处钻削轴向力与dF_z和dF_y呈正相关，因此主切削刃处CFRP钻削轴向力增加。钻头横刃和主切削刃切割工件是钻削轴向力的主要来源，因此在加工前90孔期间，总钻削轴向力随制孔数量增加而增加。

由理论分析可知，微量润滑虽然可以在一定程度上减弱刀-屑摩擦，降低轴向力，但钻头内冷孔靠近主切削刃，润滑油雾与压缩空气在切削区的喷射压力又会导致轴向力的增加，因此相比于横刃处轴向力，微量润滑减小主切削刃钻削轴向力的作用并不显著。

从图 7可以看到，尽管AC面的拉剪耦合作用(τ₁，σ₁)和BC面的切应力τ₂是CFRP切屑分离的主要原因，且式(2)和(10)能够定性揭示影响钻削轴向力诸因素的内在联系，但事实上CFRP切屑形成是所有应力及温度综合作用的结果，因此积屑瘤存在时CFRP切削原理实际上是非常复杂的。

3.3 模型验证实验

为了验证模型中关于两种冷却润滑方式下积屑瘤存在时CFRP层横刃和主切削刃钻削轴向力理论分析的正确性，采用预制孔的方式开展了模型验证实验。根据测得的钻头横刃处积屑瘤直径确定预制孔直径为2 mm。在两种冷却润滑条件下，预制孔从第108孔开始，实验中完全制孔和预制孔交替进行，分别获得总钻削轴向力与主切削刃处轴向力，两者相减得出横刃处轴向力。实验结果如图 8所示。

实验发现，微量润滑横刃处钻削轴向力明显小于干式钻削条件(相差约14.0%)，而主切削刃处轴向力差异并不显著(相差约0.2%)，因此积屑瘤存在时两种冷却润滑方式下CFRP层钻削轴向力的差异主要来源于横刃。实验结果与理论分析基本吻合。

将模型验证实验获得的两种冷却润滑方式下CFRP和Al层总轴向力数据补充至图 4，发现加工90孔后CFRP/Al层轴向力保持稳定。这主要与刀刃上积屑瘤的生长情况有关：显微观察发现，加工90至150孔过程中，刀刃上积屑瘤停止生长，积屑瘤外形和高度保持稳定，因此在加工约90孔后，积屑瘤生长与磨钝在一定范围内达到平衡，根据3.1和3.2节对积屑瘤对轴向力影响作用的分析，从而形成了观测到的钻削轴向力状态。

4 钻孔质量分析

图 9给出了两种冷却润滑条件下CFRP/Al孔径随制孔数量变化情况和统计分析结果。可以看出，孔径基本保持稳定，两种情况下孔径的公差值分别是0.014 mm(CFRP层，微量润滑)、0.013 mm(Al层，微量润滑)、0.014 mm(CFRP层，干式钻削)、0.020 mm(Al层，干式钻削)。如图 9b所示，微量润滑组CFRP没有发生“缩孔”现象(由于CFRP线胀系数高，钻削时刀具挤压纤维产生弹性变形，刀具退出孔外后纤维缩孔)，主要原因是实验观察发现少量油雾与切屑混合形成油泥粘附在主切削刃外缘和后刀面上，连续加工时造成复合材料孔径增大。

由图 9b可以看出，干式钻削具有更大的孔径公差值，这主要是由于积屑瘤钝化刀刃，且微观形貌极不规则，干式钻削时主切削刃上积屑瘤生长、折断、脱落较为频繁，积屑瘤脱落后在后刀面和副切削刃的作用下刮擦孔壁，导致了干式钻削条件下的孔径误差略大，这也是造成干式钻削条件下孔壁表面粗糙度略高的重要原因(如图 10所示)。

图 10给出了两种冷却润滑条件下CFRP/Al孔壁粗糙度Ra随孔数的变化和统计分析结果。可以看出，微量润滑条件下CFRP和铝合金孔壁表面粗糙度均优于干式钻削条件。目视观察发现，干式钻削组粗糙度超差的孔壁表面均存在明显的环状刀痕(图 11)。这类表面质量问题出现在加工一定数量的孔之后，呈现出一定的周期性。这主要与积屑瘤不断生长脱落有关：外形不规则的积屑瘤在生长过程中伸出刀外；加工CFRP层时积屑瘤被高硬度的碳纤维磨钝、折断，影响钻孔质量；另外，微量润滑条件下孔壁表面附着油雾与复材粉状切屑混合而成的油泥，需通过制孔后擦拭孔壁将油泥去除，否则会显著恶化孔壁表面粗糙度。

图 12给出了本实验条件下CFRP层入口损伤形态(复材入口撕裂)。入口撕裂在加工50到100孔时出现的概率较大，而干式钻削时较多。这主要是因为切断强度高、韧性好的CFRP纤维层需要锋利的刀刃，加工50到100孔时积屑瘤基本成形并稳定生长，由于积屑瘤钝化刀刃，纤维层受到拉伸推挤作用逐渐明显，形成了入口撕裂。微量润滑对积屑瘤具有抑制作用，因此入口损伤减少。

综合比较图 9—12发现，微量润滑组钻孔的孔径精度和表面粗糙度总体好于干式钻削组，这也表明了在CFRP/Al叠层钻孔时控制积屑瘤的生长至关重要。

5 结论

CFRP/Al叠层钻孔机理不同于单层材料钻孔，连续加工时生长在刀具上的铝合金积屑瘤会对CFRP层钻削力及叠层制孔质量造成影响。本文以横刃和主切削刃为对象建立了积屑瘤存在时CFRP钻削模型，揭示了影响钻削轴向力诸因素的内在联系，研究了CFRP/Al叠层钻孔中微量润滑和干式钻削对刀具寿命和钻孔质量的影响，得到的主要结论如下：

1) 积屑瘤不断生长导致横刃实际工作长度l_s和积屑瘤夹角γ_j增加，从而增大横刃处钻削轴向力。在润滑油雾作用下微量润滑组横刃处积屑瘤外形和半径小于干式钻削组，因此微量润滑条件下加工CFRP层横刃处钻削轴向力相对较小。

2) 积屑瘤存在时剪切面AC(垂直于碳纤维方向)上拉剪耦合作用(τ₁，σ₁)和剪切面BC(沿基体方向)上切应力τ₂分别达到破坏极限是CFRP切屑分离的主要原因。主切削刃处积屑瘤通过挤压纤维层导致AC上拉应力σ₁增加，以及改变摩擦角β，使得钻削轴向力增大。相比于干式钻削，微量润滑虽然能减弱刀-屑摩擦，但压缩气体与油雾在切削区的喷射压力同时会增大主切削刃处轴向力，因此积屑瘤存在时两种冷却润滑方式下CFRP层总钻削轴向力的差异主要来源于横刃。

3) 在本实验条件下，采用干式钻削方式加工CFRP/Al叠层更易形成积屑瘤，CFRP层高硬度的碳纤维将积屑瘤较软段挤压、折断、磨钝，造成加工过程中积屑瘤不断生长脱落，这是影响孔径精度、孔壁表面粗糙度和造成CFRP入口损伤的重要原因；相比于干式钻削，采用半程微量润滑方式进行CFRP/Al叠层钻孔能获得更好的钻孔质量。

4) 干式钻削条件下铝合金孔壁表面质量问题主要是环状刀痕，这与积屑瘤不断生长、脱落有关。微量润滑条件下铝合金孔壁表面存在油泥，需擦拭孔壁去除油泥，否则会对工件表面质量产生一定影响。