鎳棒鎳管等鎳基合金微鉆削加工現(xiàn)狀與分析

鎳基合金具有優(yōu)異的耐腐蝕性、高溫強度和良好的抗氧化性能，已成為航空、航天領域中不可或缺的結構材料。由于其優(yōu)異的綜合力學和機械性能，在汽車、造船、冶金、化工和生物等領域也得到廣泛應用。雖然鎳棒、鎳管等鎳基合金具有強度高、抗變形能力強、耐熱性好、抗氧化和抗腐蝕能力強等優(yōu)點，但由于其高熱阻和低熱導率的特點，加工時產(chǎn)生的熱應力    使刀具材料耐磨性降低，刀具易磨損，壽命嚴重降低，影響加工進程[1]。

微細鉆削是一種應用較多的微細切削加工方法，在航空航天、汽車、國防軍工、能源動力、儀器儀表和生物醫(yī)藥等產(chǎn)業(yè)領域的應用范圍不斷擴大，如渦輪發(fā)動機葉片上的冷卻孔、航空發(fā)動機上的噴油嘴、慣性陀螺儀的儀表元件、印刷電路板、微型傳感器以及醫(yī)療衛(wèi)生用具等等。鎳基合金由于材料特性限制，微小孔加工一直是制造過程中的一個難題。

本文從鎳基合金微小孔鉆削面臨的難題、切屑形成機制、鉆削力與扭矩、鉆削熱和鉆削溫度等方面，對微鉆削加工原理進行了總結和分析，綜述了鎳基合金微小孔鉆削過程中的刀具磨損等失效形式，影響微鉆削加工質(zhì)量的因素，提出了改善加工質(zhì)量的一些措施。

1 、鎳基合金微小孔鉆削面臨的難題

目前鎳棒、鎳管等鎳基合金微小孔的鉆削在刀具和工藝方面主要面臨以下難題：

（1）微鉆刀具材料強度有待提高，微鉆折斷是微小孔鉆削最常見的失效形式，多是由于材料強度不足導致。

（2）微小孔鉆削是半封閉式加工，傳統(tǒng)的切削液潤滑方式難以起到理想的效果，切削過程中產(chǎn)生的切削熱、摩擦熱易形成熱量集中，進一步加劇微鉆的磨損，降低微鉆使用壽命，同時也給孔的加工質(zhì)量帶來許多不利影響。

（3）鎳基合金的導熱系數(shù)很低，一般為鋼的1/3~1/5，切削熱難以及時向外分散，切削區(qū)溫度高，微鉆磨損嚴重。

（4）鉆削形成的切屑易粘附在微鉆排屑槽表面，排屑困難，造成孔壁劃傷，降低孔的加工質(zhì)量，另一方面，切屑堵塞也易導致微鉆折斷。

（5）在加工過程中，由于溫度升高，鎳基合金會產(chǎn)生加工硬化，塑性降低，加劇微鉆磨損。

2、 鎳基合金的鉆削加工機制

2.1 切屑形成機制

金屬的切削過程是剪切-滑移-斷裂的過程，形成的切屑是影響鉆孔過程規(guī)律性的關鍵因素。鉆屑的形成主要是由于外切削刃角速度大于內(nèi)切削刃角速度導致外側切屑比內(nèi)側長，使切屑向鉆頭中心靠近而不與切削刃垂直。形成的螺旋狀切屑在鉆頭移動過程中為了保持形狀需不斷繞自身軸線旋轉，導致切屑長度增加。當孔壁與切屑間的摩擦扭矩超過切屑的斷裂扭矩時，切屑發(fā)生斷裂。

鉆削鎳基合金時由于材料導熱率低，散熱慢，材料的熱軟化效應大于加工硬化效應，形成絕熱剪切帶，工件材料產(chǎn)生集中剪切滑移導致剪切失穩(wěn)形成鋸齒形切屑[2]。鋸齒形切屑形成時切削力發(fā)生高頻周期性波動造成刀具振動加劇刀具磨損，影響工件表面質(zhì)量。微鉆的芯厚大于普通鉆頭，導致螺旋槽尺寸不足，切屑排出阻力增加，增加切削刃上的熱負荷和機械負荷。

Motorcu A R 等[3] 鉆削 Waspaloy 鎳基合金發(fā)現(xiàn)鉆孔初期形成螺旋形切屑，隨著鉆孔深度的增加切屑旋轉變得困難，螺旋形切屑被破壞形成短切屑，工件表面質(zhì)量下降。高利[4] 仿真鎳基合金 GH536 鉆削過程發(fā)現(xiàn)切屑斷裂帶走鉆削產(chǎn)生的大部分熱量，降低工件溫度。曾維敏[5] 鉆削 GH4169 發(fā)現(xiàn)隨進給量的增加切屑長度和厚度變大；隨切削速度的增加切屑長度變大，切屑更連續(xù)。

在鉆削鎳基合金時，形成的切屑長度隨切削速度、進給量的增加而變大；隨著鉆孔深度的增加，長切屑逐漸折斷形成短切屑并帶走大部分切削熱。

2.2 鉆削力與扭矩

鉆削力和扭矩對微鉆削加工性能具有深刻影響，是衡量材料可加工性地重要指標，與鉆削能量和切屑去除機理密切相關。

Sahoo A K 等[6] 對鎳基合金 Inconel 718 的鉆削推力、扭矩進行方差分析發(fā)現(xiàn)進給速度是推力的最大影響因素，主軸轉速是扭矩的最大影響因素。

Cuesta M 等[7] 鉆削 Inconel 718 發(fā)現(xiàn)切削速度的增加使切削區(qū)溫度升高導致工件材料剪切強度低，降低切削力；進給量的增加使未切削切屑厚度增加導致刀-屑接觸長度增加，增大切削力。Liu J Y 等[8] 鉆削 Inconel 718 發(fā)現(xiàn)隨著微鉆頭直徑的增大，加工時去除的材料增多，切削刃刃長變大，從而增大推力和扭矩。Han C 等[9] 鉆削 Inconel 718 發(fā)現(xiàn)鉆頭后刀面、前刀面、橫刃和外緣轉點磨損對鉆削推力和扭矩有交叉影響。Xue C 等[10] 鉆削 GH625 發(fā)現(xiàn)覆以TiAlN 涂層的鉆頭具有良好的粘附性和排屑能力，減小鉆削推力和扭矩。

推力和扭矩隨主軸轉速、切削速度的增加而減小，隨鉆削進給量的增加而增加，進給速度是推力的最大影響因素，主軸轉速是扭矩的最大影響因素；鉆頭直徑對推力和扭矩的影響也很顯著，隨著鉆頭直徑的增大，推力和扭矩增加。通過適當提高切削速度，減小進給量或使用涂層鉆頭可以有效降低鉆削推力和扭矩。

2.3 鉆削熱

鉆削鎳基合金時大部分機械能轉化為熱能，熱能的主要來源是切削刃和橫刃與工件之間的摩擦產(chǎn)生的熱量，次要來源是刀具邊緣部分和微孔側壁之間的摩擦以及通過螺旋槽中的切屑積累的熱量。

Wolf T 等[11] 在鉆削 Inconel 718 時采用斷續(xù)鉆削策略，中斷方式加速切屑破裂，減弱第二剪切區(qū)的強烈摩擦， 降低熱負荷。Venkatesan T 等[12] 鉆削Inconel 718 發(fā)現(xiàn)隨著切削速度和進給量的增加，工件溫度增加；隨著鉆頭直徑的增加，鉆孔區(qū)域及工件的溫度降低。王輝[13] 鉆削鎳基合金FGH97 發(fā)現(xiàn)鉆削溫度主要集中在切削區(qū)域，離刀具外緣越近溫度越高。Nagaraj M 等[14] 鉆削Nimonic C-263 發(fā)現(xiàn)當主軸轉速和進給量增加時切削刃中的溫度增加。

隨著切削速度和進給量的增加，產(chǎn)生的切削熱增加，切削熱主要集中在切削刃部位，離外緣越近溫度越高；增大鉆頭直徑、斷續(xù)鉆削方式可以改善散熱條件，減少切削熱對鉆頭和工件的危害。

3、鉆削刀具的磨損

加工鎳棒、鎳管等鎳基合金時，鉆頭磨損形貌包括鉆頭半徑磨損、剝落磨損和積屑瘤磨損，主要失效形式為后刀面磨損。鉆頭磨損主要發(fā)生在前刀面、切削刃、橫刃和后刀面上，如圖1~3 所示。

進給速度對刀具磨損影響顯著，選擇合適的進給速度不僅可以提高孔的質(zhì)量還能增加刀具的使用壽命。Biermann D 等[15] 鉆削Inconel 718 發(fā)現(xiàn)進給速度增大使工件在刀具前刀面上的磨痕量顯著增加。

Barros P C 等[18] 鉆削Inconel 718 發(fā)現(xiàn)進給速度的增加使切屑厚度增加、材料變形減少從而使鉆頭后刀面磨損減小。Imran M 等[19] 鉆削Inconel 718 發(fā)現(xiàn)在小于6 μm/r 的低進給速度下，刀具刃口半徑大，有效負前角小，犁耕效應明顯，刀具后刀面磨損嚴重。

除了進給速度，微鉆的螺旋角對后刀面磨損也有較大影響，Imran M 等[20] 鉆削Inconel 718 發(fā)現(xiàn)增大螺旋角使有效前角增大，推力減小，切屑易排出，從而減小刀具后刀面磨損。Wang D 等[21] 提出鉆削GH4169 的能耗模型發(fā)現(xiàn)主軸轉速增加使后刀面磨損增加，增大功耗。

磨損機制有磨粒磨損、粘著磨損、氧化磨損及擴散磨損。鉆削鎳基合金時微鉆頭承受較大切削力使切削熱大幅度增加，由于材料導熱性差，切削邊緣溫度很高，高溫高壓下切屑粘附在刀具表面形成粘著磨損；工件材料中的硬夾雜物在加工時壓入刀具與工件摩擦表面并犁削刀具表面產(chǎn)生溝槽狀壓痕，形成磨料磨損；加工鎳基合金時切削溫度很高，刀? 屑和刀具?工件間的緊密接觸使刀具材料中的原子通過刀?屑界面發(fā)生擴散形成擴散磨損；一定切削溫度下刀具材料與空氣中的氧發(fā)生反應形成氧化磨損。

鉆削刀具磨損不是由單一的磨損機制形成，而是多種磨損機制共同作用的結果。鉆頭前刀面的磨損機制主要是粘著?擴散磨損的綜合效應，而后刀面的磨損機制主要是粘著磨損。

4、孔的加工質(zhì)量

4.1 孔的表面質(zhì)量

4.1.1 毛刺

鉆孔過程會產(chǎn)生入口和出口毛刺，后者尺寸大且難去除，是評價微孔加工質(zhì)量的關鍵指標。鎳基合金強度大、硬度高以及鉆孔尺寸小等特點使得毛刺去除非常困難。

Soo S L 等[22] 鉆削鎳基合金RR1000 發(fā)現(xiàn)在切削速度為30 r/min 時，隨著進給量的增大毛刺顯著增大。Qiao Y 等[23] 鉆削鎳基合金FGH97 發(fā)現(xiàn)切削速度的增加使鉆孔區(qū)域的溫度升高，未切削工件材料軟化，切削力減小，毛刺高度和根部厚度減小。

毛刺的產(chǎn)生受刀具和工件材料、鉆頭幾何形狀、切削參數(shù)、零件幾何形狀等參數(shù)的影響。進給量和切削速度是減少毛刺最容易控制的因素，也可以通過增大鉆頭螺旋角或減小頂角來降低毛刺尺寸。另外，提高鉆頭出口材料的支撐強度也可以減小毛刺的尺寸。

4.1.2 白層

鎳基合金加工過程中由于熱機械變形形成的硬度高于工件基體的白層使工件表層組織均勻性變差且易形成裂紋，對孔的表面質(zhì)量有重要影響，白層如圖4[24] 所示。Herbert C 等[25] 鉆削鎳基合金RR1000發(fā)現(xiàn)白層硬度比基體硬度高45%。白層使工件產(chǎn)生拉伸殘余應力或?qū)е鹿ぜ澢趶姸冉档停ㄟ^研究白層的形成機理對白層有更加清晰的認知從而 可以通過控制白層厚度提高加工表面質(zhì)量。

Nie G C 等[26] 認為溫度是影響AISI52100 白層形成的重要因素。Du J 等[27] 認為鎳基合金FGH95白層是由溫度、應力和應變共同作用形成的。杜勁等[28] 分析FGH95 白層形成發(fā)現(xiàn)塑性變形起重要作用。Imran M 等[29] 鉆削Inconel 718 發(fā)現(xiàn)隨著切削速度和進給量的增加切削區(qū)產(chǎn)生高應變率使白層厚度增加。Azim S 等[30] 鉆削Incoloy 825 發(fā)現(xiàn)熱誘導變形在白層形成中起主導作用，白層厚度隨切削速度的增加而增加。

總體來看白層形成機理有3 種：（1）相變機制,鉆削時的劇烈摩擦導致加工表面溫度急劇上升，表面發(fā)生相變。（2）塑性變形機制，由于切削力的作用使工件材料晶粒拉長、扭曲、破碎形成細小晶粒產(chǎn)生白層。（3）相變與應力應變綜合機制，溫度升高引起的相變與應力應變共同影響白層形成。

4.2 孔的圓度

圓度指最小入口側孔直徑與最大入口側孔直徑之比，鉆削初期由于微鉆頭的動態(tài)不穩(wěn)定性導致鉆頭發(fā)生偏移，形成的孔圓度誤差較大。Prashanth P 等[31] 鉆削Inconel 625 發(fā)現(xiàn)隨著主軸轉速的增加圓度減小。Swain N 等[32] 鉆削鎳基合金Nimonic 80A 發(fā)現(xiàn)鉆孔初期鉆頭發(fā)生偏移，隨著刀具磨損，鉆頭偏移量增加，孔圓度誤差大幅上升。    Venkatesan K 等[33] 鉆削Inconel 625 發(fā)現(xiàn)給定主軸轉速，微鉆頭直徑從0.6 mm 增加到0.8 mm，刀具動態(tài)波動減小，孔圓度增大。 鉆削時的主軸轉速、鉆頭直徑、鉆孔初始階段鉆頭的偏移運動、鉆頭的磨損等是影響鉆孔圓度的主要因素。

5、提高孔加工質(zhì)量的措施

5.1 刀具幾何形狀

根據(jù)形狀不同，微鉆分為扁鉆、麻花鉆、單槽鉆、深孔鉆和復合鉆等，如圖5~9 所示。扁鉆切削部分為鏟形，由于其不便處理加工中產(chǎn)生的切屑，切削性能被限制。麻花鉆鉆尖具有的頂角便于清理鉆孔時產(chǎn)生的切屑，因此麻花鉆在鉆孔加工中使用最廣泛。單槽鉆螺旋槽比麻花鉆寬，切屑易排出，但單槽鉆僅有一個切削刃導致加工速度慢且切削刃附近易出現(xiàn)負前角增大切削力，不利于加工。深孔鉆主要加工大長徑比的孔，外排屑深孔鉆有深孔槍鉆、扁鉆和麻花鉆，內(nèi)排屑深孔鉆有BTA 深孔鉆、噴射鉆及DF 深孔鉆。但深孔鉆加工時刀具振動大，影響孔的質(zhì)量。復合微鉆能完成鉆孔和去毛刺這兩道工序，但該鉆頭只能加工通孔，對于非通孔鉆頭去毛刺部分無法到孔的另一端，無法進行去毛刺操作。

5.2 刀具材料

對于微細刀具，選擇合適的刀具材料尤為重要。

常用的微鉆材料有碳化鎢、高速鋼、金屬陶瓷和多晶金剛石。由于碳化鎢具有高的耐磨性、斷裂強度和剛度及低的膨脹系數(shù)，因此使用廣泛。鉆頭上覆以 TiAlN、DLC 或 TiN/TiAlN 涂層能夠提高鉆頭的耐磨性、剛度、排屑性能及孔位精度。但涂層過厚過薄都無法保護刀具表面性能，過厚使刃口變鈍，過薄不能保護切削刃。

5.3 其他輔助鉆削方法

5.3.1 振動輔助

與常規(guī)加工相比振動輔助加工切削區(qū)引入的高頻和低頻振動改變工件與刀具前刀面間的相對切削運動，進而改變工件材料去除機理，形成更薄更短的切屑，大大降低切削力，提高孔的出口質(zhì)量。

Baghlani V 等 [34] 使 用超聲波輔助方法鉆削 Inconel738LC 發(fā)現(xiàn)增加振幅使切屑更易破碎和排出，降低切削力，提高工件表面質(zhì)量。

5.3.2 調(diào)制輔助

將低頻受控振動用于加工形成調(diào)制輔助加工，調(diào)制分為低頻切削速度方向調(diào)制和進給方向調(diào)制，但因前者需在極低的速度下進行且無法形成離散切屑，因此鉆削時使用低頻進給方向調(diào)制。調(diào)制輔助使刀-屑接觸中斷便于清理切屑，提高工件表面粗糙度。Singh M 等[35] 利用調(diào)制輔助鉆削 Inconel 718發(fā)現(xiàn)鉆頭后刀面磨損顯著減少，其周期性切削特點

減少刀具進入工件時的偏移，提高鉆孔圓度。

5.3.3 低溫冷卻

在低溫加工中利用微噴嘴將低溫氣體冷卻介質(zhì)噴射到切削點局部為切削區(qū)提供有效冷卻來降低溫度[46]。利用低溫冷卻處理能減少刀具磨損，提高切削性能，改善孔加工質(zhì)量。Khanna N 等[36] 利用低溫輔助鉆削 Inconel 718 發(fā)現(xiàn)切屑與加工表面的粘附程度低，扭矩比干鉆削時降低 30%。

5.3.4 微量潤滑（MQL）

微量潤滑也稱最小量潤滑，是將極微量潤滑油與壓縮氣體混合汽化后噴射到加工區(qū)，利用微米級液滴實現(xiàn)潤滑的一種方式。Azim S 等[17] 發(fā)現(xiàn) MQL條件下鉆削 Incoloy 825 工件材料熱軟化更明顯，隨著主軸轉速的增加推力明顯下降。納米流體的修補、拋光、滾動和緩沖作用機制有效提高摩擦的效率。

Rosnan R 等[37] 鉆削鎳鈦合金發(fā)現(xiàn) MQL 條件下，拋光或滾動效應及納米顆粒在刀具與工件之間形成一層保護膜使推力下降。

振動輔助、調(diào)制輔助等鉆削方式對切屑的形成、形態(tài)及排出有重要影響，通過低溫冷卻、最小量潤滑等輔助方式，對鎳基合金進行微小孔鉆削能改善加工狀態(tài)，減小切削力和扭矩，降低切削溫度，減少鉆頭磨損，改善鉆孔質(zhì)量。

6、結語

本文針對鎳基合金的微小孔加工，分析了微孔鉆削面臨的難題，從切屑形成機制、鉆削力與扭矩、鉆削熱和鉆削溫度等方面對微鉆削機理進行了總結和討論，分析了鉆頭的磨損形式和磨損機理，探討了孔加工質(zhì)量（毛刺、白層、圓度）的影響因素，從刀具幾何形狀、刀具材料、輔助鉆削方法等方面提出了一些提高孔加工質(zhì)量的措施。得出以下結論：

（1）鎳基合金的導熱系數(shù)低，在半封閉狀態(tài)下進行微小孔鉆削，產(chǎn)生的切削熱、摩擦熱容易形成熱量集中，切屑粘附，微鉆磨損嚴重，同時也給孔加工質(zhì)量帶來許多不利影響。

（2）鉆削鎳基合金時降低切削速度和進給量，有利于形成短切屑，提高排屑能力，減少切削熱對鉆頭和孔壁的危害。

（3）鉆削時刀具磨損主要發(fā)生在前刀面、后刀面、切削刃與橫刃上，刀具磨損不是由單一的磨損機制形成，而是多種磨損機制共同作用的結果，鉆頭前刀面的磨損機制主要是粘著-擴散磨損的綜合效應，而后刀面的磨損機制主要是粘著磨損。

（4）鎳基合金鉆孔時易形成白層和毛刺，且加工時微鉆頭的動態(tài)不穩(wěn)定性影響孔的圓度，通過控制切削參數(shù)、鉆頭形狀以及刀具材料等因素能夠改善孔的加工質(zhì)量。

（5）借助振動輔助、調(diào)制輔助、低溫冷卻和微量潤滑等鉆削方法可改善加工狀態(tài)，減小切削力和扭矩，降低切削溫度，減少鉆頭磨損，進一步提高鉆孔質(zhì)量。

參考文獻：

[1]Yonezawa T. Nickel alloys: properties and characteristics [M].Comprehensive Nuclear Materials, 2012: 233-266.

[2]姬芳芳. 高速切削 GH4169 切削區(qū)材料塑性行為研究[D]. 長春: 長春工業(yè)大學, 2018.

[3]Motorcu A R, Ku? A, Durgun I. The evaluateon of the effects of control factors on surface roughness in the drilling of waspaloy superalloy[J].Measurement, 2014, 58: 394-408.

[4]高利. 基于渦輪發(fā)動機熱端部件的高溫合金材料鉆削仿真研究[D].北京: 北方工業(yè)大學, 2021.

[5]曾維敏. 鉆削過程切屑受力建模及有限元仿真研究[D]. 湘潭: 湘潭大學, 2015.

[6]Sahoo A K, Jeet S, Bagal D K, et al. Parametric optimization of CNC-drilling of Inconel 718 with cryogenically treated drill-bit using Taguchi-Whale optimization algorithm[J]. Materials Today:Proceedings, 2022, 50:1591-1598.

[7]Cuesta M, Aristimu?o P, Garay A, et al. Heat transferred to the workpiecebased on temperature measurements by IR technique in dry and lubricated drilling of Inconel 718[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 104: 309-318.

[8]Liu J Y, Li A H, Zhang J C, et al. Performance of high-speed steel drills inwet drilling Inconel 718 superalloy[J]. Experimental Techniques, 2022: 1-12.

[9]Han C, Luo M, Zhang D H, et al. Mechanistic modelling of worn drill cutting forces with drill wear effect coefficients[J]. Procedia CIRP, 2019,82: 2-7.

[10]Xue C, Chen W Y. The performances of different coated carbide drills when drilling a cast nickel-based alloy[C].Advanced Materials Research.Trans Tech Publications Ltd. , 2012, 497: 41-45.

[11]Wolf T, Iovkov I, Biermann D. Influence of a discontinuous process strategy on microstructure and micro-hardness in drilling inconel 718[J]. Journal of Manufacturing and Materials Processing, 2021, 5(2): 43.

[12]Venkatesan T, Jerald J, Pilligrin J C, et al. Experimental investigation on micro drilling of Inconel 718 super alloy[J]. International Journal ofMachining and Machinability of Materials, 2018, 20(1): 48-63.

[13]王輝. 鎳基粉末冶金高溫合金鉆削仿真與試驗研究[D]. 濟南: 濟南大學, 2016.

[14]Nagaraj M, Kumar A, Ezilarasan C, et al. Finite element modeling indrilling of Nimonic C-263 alloy using deform-3D[J]. Computer Modelingin Engineering & Sciences, 2019, 118(3): 679-692.

[15]Biermann D, Bücker M, Tiffe M, et al. Experimental investigations for asimulative optimization of the cutting edge design of twist drills used inthe machining of Inconel 718[J]. Procedia Manufacturing, 2017, 14: 8-16.

[16]Jiménez A, Arizmendi M, Sánchez J M. Extraction of tool wear indicators in peck-drilling of Inconel 718[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2021, 114(9-10): 2711-2720.

[17]Azim S, Gangopadhyay S, Mahapatra S S, et al. Role of PVD coating onwear and surface integrity during environment-friendly micro-drilling of Ni-based superalloy[J]. Journal of Cleaner Production, 2020, 272: 122741.

[18]Barros P C, Barbosa G F, Ventura C E H, et al. Tool wear analysis on drilling process of Inconel 718 superalloy [R]. SAE Technical Paper, 2020.

[19]Imran M, Mativenga P T, Withers P J. Assessment of machiningperformance using the wear map approach in micro-drilling[J]. TheInternational Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2012,59(1): 119-126.

[20]Imran M, Mativenga P T, Kannan S. Ealuation of the effects of toolgeometry on tool wear and surface integrity in the micro drilling processfor Inconel 718 alloy[J]. International Journal of Machining andMachinability of Materials, 2012, 11(3): 244-62.

[21]Wang Q, Zhang D H, Tang K, et al. A mechanics based prediction modelfor tool wear and power consumption in drilling operations and itsapplications[J]. Journal of Cleaner Production, 2019, 234: 171-184.

[22]Soo S L, Hood R, Aspinwall D K, et al. Machinability and surfaceintegrity of RR1000 nickel based superalloy[J]. CIRP annals, 2011, 60(1):89-92.

[23]Qiao Y, Guo P Q, Chen H T, et al. Investigation of machined surfaceproperties and gool wear for drilling of nickel-based superalloy FGH97[C].IOP Conference Series: Materials Science and Engineering. IOP Publishing,2019, 562(1): 012142.

[24]Lotfi M, Farid A A, Akbari J, et al. Evaluation of surface integrity whendrilling Inconel 718 through experimental measurement and finite elementanalysis[J]. The International Journal of Advanced ManufacturingTechnology, 2022, 119(7): 4237-4248.

[25]Herbert C, Axinte D, Hardy M, et al. Investigation into the characteristicsof white layers produced in a nickel-based superalloy from drillingoperations[J]. Machining Science and Technology, 2012, 16(1): 40-52.

[26]Nie G C, Zhang X M, Zhang D, et al. An experimental study of the whitelayer formation during cryogenic assisted hard machining of AISI 52100steel[J]. Procedia Cirp, 2018, 77: 223-226.

[27]Du J, Liu Z Q, Lv S. Deformation-phase transformation couplingmechanism of white layer formation in high speed machining of FGH95 Ni-based superalloy[J]. Applied Surface Science, 2014, 292: 197-203.

[28]杜勁, 劉戰(zhàn)強. 鎳基粉末高溫合金切削加工表面白層研究[J]. 稀有金屬材料與工程, 2012, 41(S2): 698-702.

[29]Imran M, Mativenga P T, Gholinia A, et al. Evaluation of surface integrityin micro drilling process for nickel-based superalloy[J]. The InternationalJournal of Advanced Manufacturing Technology, 2011, 55(5): 465-476.

[30]Azim S, Gangopadhyay S, Mahapatra S S, et al. Study of cutting forcesand surface integrity in micro drilling of a Ni-based superalloy[J]. Journalof Manufacturing Processes, 2019, 45: 368-378.

[31]Prashanth P, Hiremath S S. Machinability study and charcaterisation ofholes machined using mechanical micromachining technique-microdrilling[J]. Adv. Mater. Technol., 2019, 5(2): 226-241.

[32]Swain N, Kumar P, Srinivas G, et al. Mechanical micro-drilling of nimonic80A superalloy using uncoated and TiAlN-coated micro-drills[J].Materials and Manufacturing Processes, 2017, 32(13): 1537-1546.

[33]Venkatesan K, Nagendra K U, Anudeep C M, et al. Experimentalinvestigation and parametric optimization on hole quality assessmentduring micro-drilling of Inconel 625 superalloy[J]. Arabian Journal forScience and Engineering, 2021, 46(3): 2283-2309.

[34]Baghlani V, Mehbudi P, Akbari J, et al. Ultrasonic assisted deep drilling ofInconel 738LC superalloy[J]. Procedia CIRP, 2013, 6: 571-576.

[35]Singh M, Dhiman S, Singh H, et al. Assessment of positional error andhole quality during vibration-based drilling of aerospace alloy[J]. Journalof Mechanical Science and Technology, 2021, 35(12): 5621-5630.

[36]Khanna N, Agrawal C, Gupta M K, et al. Tool wear and hole qualityevaluation in cryogenic drilling of inconel 718 superalloy[J]. TribologyInternational, 2020, 143: 106084.

[37] Rosnan R, Murad M N, Azmi A I, et al. Effects of minimal quantitylubricants reinforced with nano-particles on the performance of carbidedrills for drilling nickel-titanium alloys[J]. Tribology International, 2019,136: 58-66.

第一作者：張好強，男，1979 年生，博士，副教授，從事先進制造技術研究，發(fā)表論文 30 多篇。E-mail：haoqiang790914@163.com

通信作者：侯鎖霞，女，1972 年生，副教授，從事先進制造技術研究，發(fā)表論文 20 多 篇。E-mail：housuoxia@163.com