多数有关微细铣削加工技术的研究，集中在切削参数对切削过程中切削力、毛刺的形成、表面质量和刀具磨损的影响。Afazov等[5]提出了一种改进的预测微细铣削过程的切削力方法，考虑了刀具跳动、切削刃钝圆半径、进给量、主轴转速和刀齿数对铣削过程的作用，通过微细铣削AISI 4340钢的切削实验，改善了已有切削力预测模型，实验结果表明，切削力随着主轴转速的提高而降低。之后，Afazov等[6]详细地研究了刀具前角、刀具磨损、钝圆半径、刀具跳动、工件材料的热处理状态、刀具及工件接触面的摩擦系数等参数对切削力和加工过程稳定性的影响。Tansel等[7]通过微细铣削钢和铝合金实验，研究了刀具磨损和切削力特征值之间的关系，实验结果表明，当加工时间未达到某一临界值时，刀具磨损对切削力的影响较小，当加工时间超过此临界值后，刀具磨损剧烈，导致切削力快速增加。Liu等[8]利用硬质合金微型刀具进行了大量的高速微细切削实验，实验结果表明，可以忽略进给量和切削深度对刀具切削性能的影响。Wang等[9]对黄铜进行的微细切削实验表明，已加工工件的表面质量与刀具直径、进给量和主轴转速有关。Lekkala等[10]研究了低切削速度时切削参数对毛刺的影响，实验结果表明，主轴转速对毛刺的高度和厚度有影响。Thepsonthi和Ozel[11]研究了高速切削时主轴转速对毛刺形成的影响，结果表明，顶端毛刺的宽度随着主轴转速的增加而减小。Wu等[12]通过微细切削实验发现，当进给量等于切削刃钝圆半径时，毛刺高度是最小的。
Ramulu等[13]比较了高速钢钻头、高速钴钻头和硬质合金钻头分别加工石墨/双马来酰亚胺复合材料的切削性能，结果表明，在所有使用的刀具中，相同加工时间内硬质合金钻头的磨损量是最小的，同时高的切削速度会导致较大的刀具磨损，并且在已加工表面产生较多毛刺。Biermann等[14]进行了深孔钻削实验，钻削深度与钻头直径比高达20:1，实验结果表明，在低速情况下刀具容易发生早期破损。Yan等[15]使用一种新型的钻孔方式——交叉钻孔与传统钻孔方式进行对比发现，新型钻孔技术的加工效率提高了15%~17%，然而，新型钻孔的加工精度未达到精密加工的要求。还有很多****尝试利用特殊的加工方式进行孔加工，如超声波加工[16]、激光加工[17]、磨料浆喷射加工[18]、电火花加工[19]。但是，这些特殊的加工方式具有诸如加工效率低、加工精度不高、加工成本昂贵等缺陷而无法进行大规模的实际应用。近年来，为了解决孔加工的低效率和低精度问题，出现了利用铣削的加工方式进行孔加工的研究。Iyer等[20]研究了AISI D2工具钢螺旋铣削孔加工，加工质量和加工效率都较高。Rey等[21]将螺旋铣孔的加工方式定义为螺旋钻孔技术，基于连续的切屑几何形状、刀具参数和切削参数建立了切削力预测模型。
弹性合金3J33B具有高强度、高弹性极限和良好的韧性等特性[22]，常用于航空领域的精密微型零部件的制造，但对其微细切削加工研究较少。本文主要使用涂层硬质合金铣刀对3J33B弹性合金进行微孔的铣削加工实验研究，研究切削速度对微孔铣削时的铣削力、尺寸精度和刀具磨损的影响。
1 实验 本文利用Nanotech 350FG超高精度加工中心，使用涂层硬质合金铣刀进行多组微孔铣削加工实验。在实验中，采用NS刀具公司生产的2个刀齿的涂层超精细颗粒硬质合金微细铣刀，铣刀直径为1 mm。超高精度加工中心主轴的轴向和径向的运动误差小于12.5 nm。工件材料为高强度弹性合金3J33B，其化学组成及基本力学性能分别如表 1和表 2所示。
表 1 3J33B弹性合金的化学组成 Table 1 Chemical composition of elastic alloy 3J33B
| 元素 | 质量分数/% |
| C | 0.008 |
| Si | 0.10 |
| Mn | ≤0.10 |
| P | 0.005 |
| S | 0.005 |
| Ni | 17.50~19.00 |
| Co | 1.50~8.50 |
| Mo | 4.60~5.20 |
| Ti | 0.35~0.50 |
| Al | 0.05~0.15 |
| Fe | 65 |
表选项
表 2 3J33B弹性合金的基本力学性能 Table 2 Main mechanical properties of elastic alloy 3J33B
| 参数 | 数值 |
| 抗拉强度/MPa | ≥1 800 |
| 屈服强度/MPa | ≥1 720 |
| 弹性模量/GPa | 188 |
| 延伸率/% | ≥8 |
| 硬度/HRC | 30 |
表选项
切削过程不使用切削液润滑。使用测量精度为0.002 N的Kistler 9119AA2型高精度测力仪测量铣削力。使用扫描电子显微镜(SEM)测量孔的尺寸和刀具磨损。图 1为所用铣刀的SEM图，图 1(c)为包含主切削刃和副切削刃的区域。轴向切削长度为100 μm，副切削刃长度约为33 μm。刀具螺旋角为45°，根据刀具的几何关系可知，主切削刃的长度约为95 μm。
 |
| 图 1 实验用微型铣刀的SEM图 Fig. 1 SEM illustration of micro milling cutter used in this experiment |
| 图选项 |
铣削孔直径为1.6 mm，深度为3.5 mm。图 2为实验装置照片，图中标明了加工系统的XYZ坐标系，Z轴方向是刀具的轴向进给方向，Y轴方向是刀具的径向进给方向，而切削时刀具沿孔的圆周方向运动视为刀具的圆周进给。图 3为微孔的铣削过程示意图。本文实验对精铣加工过程的铣削机理进行研究。
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| 图 2 铣孔实验装置 Fig. 2 Experimental setup for milling holes |
| 图选项 |
 |
| 图 3 微孔的铣削过程示意图 Fig. 3 Schematic diagram of process for milling a micro hole |
| 图选项 |
表 3为微孔铣削加工参数。表中：n为主轴转速，v为切削速度，vfp为圆周进给速度，vfa为轴向进给速度，lr为径向切削深度，la为轴向切削深度。图 4为工件示意图。精密铣削过程中，使用一把刀在相同切削速度下加工5个孔，需要设定5个切削速度。所以，全部精密铣削实验共需要使用5把铣刀，共加工出25个孔。
表 3 铣削所用加工参数 Table 3 Cutting conditions used in milling
| 参数 | 实验号 | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| n/(r·min-1) | 3 000 | 6 000 | 12 000 | 24 000 | 48 000 |
| v/(m·min-1) | 9.42 | 18.84 | 37.68 | 75.36 | 150.72 |
| vfp/(mm·min-1) | 12 | ||||
| vfa/(mm·min-1) | 15 | ||||
| lr/mm | 0.01 | ||||
| la/mm | 0.1 | ||||
表选项
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| 图 4 工件示意图 Fig. 4 Schematic diagram of workpiece |
| 图选项 |
2 结果和讨论 2.1 铣削力 采用Kistler 9119AA2型高精度测力仪测量铣削力信号，使用Dyno Ware软件进行数据处理。由于在微孔的铣削过程中使用一把刀在相同切削速度下加工5个孔，因此同一切削速度下会得到5组铣削力信号，根据本文实验的研究方案，按加工顺序取铣削第1个孔和第5个孔的铣削力信号进行分析。图 5为不同切削速度下，测量得到的铣削第1个孔和第5个孔的X方向和Y方向的最大铣削力。图中：Fx1和Fy1分别为铣削第1个孔得到的X方向和Y方向的力，Fx5和Fy5分别为铣削第5个孔得到的X方向和Y方向的力。
 |
| 图 5 微孔的铣削力 Fig. 5 Milling forces for micro milling holes |
| 图选项 |
图 5中，铣削力的变化基本趋势都是随着切削速度的增加而降低，并且2个方向的力的数值都小于3 N。Fy总是大于Fx。在加工第1个孔时，当切削速度从9.42 m/min增加到18.84 m/min时，X方向和Y方向的铣削力都随之降低。但是当切削速度在18.84~37.68 m/min之间时，铣削力随之增加。然而，切削速度持续增加至150.72 m/min时，X方向和Y方向的铣削力反而降低。在加工第5个孔时，当切削速度从9.42 m/min增加到18.84 m/min时，X方向和Y方向的铣削力都随之增加，而且增加幅度较大。当切削速度从37.68 m/min开始，铣削力随着切削速度的增加而降低。这是因为刀具在加工到第5个孔时的磨损量较大，刀具磨损导致铣削力产生较大增大。而且在低速切削时，切削温度相对较低，此时切削速度对铣削力的影响较小。因此，当切削速度从9.42 m/min增加到18.84 m/min时，切削速度对铣削力的降低效应远小于刀具磨损对铣削力的增大效应。然而，当切削速度增加到37.68 m/min时，切削速度对铣削力的降低效应开始大于刀具磨损对铣削力的增大效应。所以，在加工第5个孔时，当切削速度从9.42 m/min增加到37.68 m/min时，X方向和Y方向铣削力的变化趋势都是先增加后降低。而且不论铣削第1个孔还是第5个孔，在150.72 m/min的切削速度下的铣削力远小于在9.42 m/min的切削速度下的铣削力。
由图 5可见，当切削速度为9.42 m/min和18.84 m/min时，Fx5大于Fx1，Fy5大于Fy1。同时，在切削速度为18.84 m/min时，铣削第5个孔和铣削第1个孔的同一方向的铣削力差值较大。当切削速度为37.68 m/min时，Fx5小于Fx1，Fy5大于Fy1。当切削速度为75.36 m/min时，Fx5几乎等于Fx1，且Fy5和Fy1基本相同。当切削速度为150.72 m/min时，Fx5大于Fx1，并且Fy5和Fy1的差值只有0.2 N。
上述结果表明，高速铣削时的铣削力小于低速的铣削力，同时在低速切削时同方向的铣削力随着切削长度的增大而增大，这说明了刀具随切削长度的增加而磨损增大。然而，在较高切削速度下(大于75.36 m/min)，同方向的铣削力随着切削长度增大而减小，这说明在超过临界速度75.36 m/min后，切削速度的提高，有利于减小铣削力。
2.2 微孔的加工直径 本文实验采用Keyence 3D激光显微镜测量已加工孔的孔口直径，需要测量5组孔的尺寸，每组包含5个孔，因此共需要测量25个孔的尺寸。使用同一批次生产的5把微型铣刀加工25个孔，同一把铣刀需要加工5个孔。孔口直径为1.6 mm，误差不超过±10 μm。图 6为第5个孔口直径测量图，此时切削速度为150.72 m/min。
 |
| 图 6 第5个已加工孔的孔口直径测量图 Fig. 6 Schematic diagram for measurement of orifice diameter of the fifth machined hole |
| 图选项 |
表 4为测量的25个孔的直径数据，No.1、No.2、No.3、No.4、No.5分别表示第1个孔、第2个孔、第3个孔、第4个孔、第5个孔的孔口直径。图 7为孔口直径的散点图。
表 4 已加工孔的孔口直径测量值 Table 4 Measured orifice diameters of machined holes
| v/(m·min-1) | 孔口直径/mm | ||||
| No.1 | No.2 | No.3 | No.4 | No.5 | |
| 9.42 | 1.613 | 1.612 | 1.611 | 1.610 | 1.608 |
| 18.84 | 1.610 | 1.609 | 1.607 | 1.606 | 1.604 |
| 37.68 | 1.612 | 1.609 | 1.608 | 1.607 | 1.605 |
| 75.36 | 1.611 | 1.608 | 1.607 | 1.605 | 1.604 |
| 150.72 | 1.630 | 1.626 | 1.625 | 1.623 | 1.622 |
表选项
 |
| 图 7 已加工孔的孔口直径散点图 Fig. 7 Scatter diagram for machined hole's orifice diameters |
| 图选项 |
由表 4可见，实际测量的孔直径大于名义尺寸。当切削速度较低时，孔口直径的实际测量值与名义值的差值小于20 μm。当切削速度高达150.72 m/min时，孔口直径的实际测量值与名义值相差超过20 μm，已经超过设定的误差值。本文实验中切削速度为150.72 m/min时的主轴转速为48 000 r/min，高转速容易导致刀具振动，刀具振动导致实际切削轮廓增大[23]，从而引起加工尺寸偏差增大。
实验结果表明，当切削速度不变时，已加工孔的孔口直径随着刀具加工孔数量的增多发生变化，即使用同一把铣刀加工顺序越靠后的孔，其孔口直径越小。所以，第1个孔的孔口直径大于第5个孔的孔口直径。这是因为随着切削长度的增加，刀具切削刃的磨损加剧导致实际加工尺寸变小。当加工完5个孔后发现，铣刀的切削刃发生较严重的磨损，实际加工尺寸小于名义加工尺寸。因此，在实际铣削微孔时，需要考虑刀具磨损引起的微孔尺寸偏小的现象，合理设计切削参数。
综上所述，当切削速度较低时，随着切削速度的增加，已加工微孔的直径变化不大；当切削速度较高时，微孔直径会因刀具振动而增加，严重影响已加工孔的尺寸精度。
2.3 刀具磨损 使用扫描电子显微镜和能谱仪(EDS)观察磨钝刀具的切削刃，研究刀具的磨损机理。所用铣刀的基体材料为WC类硬质合金，涂层材料包含Ti和Al元素。图 8为加工完成5个孔之后得到的磨损刀具的SEM图及EDS图谱。
 |
| 图 8 磨损刀具的SEM图和EDS图谱 Fig. 8 SEM illustration and EDS spectra of worn cutting edges |
| 图选项 |
由图 8可见，铣刀后刀面存在磨粒磨损和微崩刃，并且发生在切削刃尖端区域的磨损最严重。图 8(a)表明，在切削刃的尖端区域主要发生磨粒磨损。在图中点1处发现少量的W元素、大量的Ti和Fe元素。然而，在点1和点2处都没有发现O元素的存在，说明此处没有发生氧化磨损。所以，当切削速度为9.42 m/min时，切削刃的尖端区域发生磨粒磨损、黏结磨损，并伴有涂层剥落。图 8(b)表明，在接近尖端处存在裂纹，在切削中将导致刀具破损。在点3处发现W和C元素，这表明在点3处的涂层完全剥落。同时，在点4处发现少量的O元素。因此，当切削速度为18.84 m/min时，切削刃的尖端区域发生氧化磨损，并有涂层剥落。图 8(c)表明，在接近切削刃的尖端区域发生了磨粒磨损和微崩刃。在点5和点6处都发现了O和Fe元素，这表明当切削速度为37.68 m/min时，切削刃的尖端区域发生了氧化磨损和黏结磨损。图 8(d)表明，在接近切削刃的尖端区域发生了磨粒磨损和涂层剥落。在点7和点8处都发现存在O元素和少量的Fe元素。所以，当切削速度为75.36 m/min时，切削刃的尖端区域发生氧化磨损和黏结磨损。图 8(e)表明，在切削刃的尖端区域发生了磨粒磨损和涂层剥落，并且发现有工件材料黏附在尖端上。点9和点10处都发现存在O和Fe元素。所以，当切削速度为150.72 m/min时，切削刃的尖端区域发生了氧化磨损和黏结磨损。
切削刃钝圆处的主要磨损形式是涂层剥落和微崩刃，主要磨损机理是黏结磨损、扩散磨损和氧化磨损。由图 8(b)可见，当切削速度为18.84 m/min时，涂层剥落严重。之后，涂层剥落的程度随着切削速度的增加而降低，且在切削速度为150.72 m/min时，涂层剥落程度最低。后刀面磨损的主要机理包含磨粒磨损、黏结磨损和氧化磨损，并且后刀面磨损的程度小于钝圆处磨损的程度。图 8(b)表明，当切削速度为18.84 m/min时，后刀面开始出现氧化磨损。之后，随着切削速度的增加，后刀面上O元素的含量逐渐增加，并且在切削速度为150.72 m/min时氧化磨损的程度达到最大，这意味着氧化磨损的程度随着切削速度的增加而加剧。
根据上述实验结果可知，切削刃尖端区域的主要磨损位置包括切削刃钝圆磨损和后刀面磨损，并且钝圆处的磨损比较严重。因为切削刃的钝圆半径只有2 μm，所以切削刃钝圆和工件的接触面较小。同时，由于铣削过程中在钝圆和工件接触面存在梨耕挤压效应，在钝圆上存在较大的局部应力，引起严重的涂层剥落和摩擦，使切削刃钝圆的磨损严重。由于3J33B弹性合金已加工表面存在较大的弹性回复，会因后刀面与已加工表面的接触摩擦引起后刀面磨损。图 9为通过Third Wave Systems有限元分析软件计算得出的一组刀具在不同切削速度下切削3J33B弹性合金时的应力云图。仿真中使用的切削参数与实验参数相同。图 9表明，在钝圆处存在应力集中，应力集中区主要位于切削刃切削区域。同时，切削刃钝圆的磨损最严重。因此，切削刃钝圆是主要磨损区域。在与已加工表面接触的后刀面上存在较大的应力集中，后刀面磨损程度较严重。所以，与已加工表面接触的后刀面是第二磨损区。
 |
| 图 9 不同切削速度下刀具的应力云图 Fig. 9 Stress contours of cutting tools at different cutting speeds |
| 图选项 |
图 10为切削刃钝圆和后刀面磨损示意简图。图中：红色区域代表钝圆磨损区，即主磨损区；黄色区域代表后刀面磨损区域，即第二磨损区；αe为有效后角，αn为名义后角，he为弹性回复厚度，h为切削厚度，l为后刀面磨损宽度。
 |
| 图 10 切削刃钝圆和后刀面的磨损机理示意简图 Fig. 10 Schematic diagram for wear mechanism of cutting edge roundness and flank |
| 图选项 |
Jardret等[24]发现延性材料的弹性回复率与材料的弹性模量和硬度有关，即
 | (1) |
式中：δ为弹性回复率；E为弹性模量；H为硬度。
对3J33B弹性合金进行材料测试，得到3J33B弹性合金的弹性模量和硬度分别为188 GPa和5.7 GPa。所以，3J33B弹性合金的弹性回复厚度为
 | (2) |
式(2)表明，已加工表面约有49%的材料发生弹性回复。在微细铣削3J33B弹性合金时，如此大的弹性回复量势必会对切削刃钝圆产生强烈挤压和摩擦，这种情况必然会扩大切削刃的磨损面积和磨损程度，从而导致严重的刀具磨损。
3 结论 本文对高强度弹性合金3J33B进行了微孔铣削加工实验研究，通过对不同切削速度下铣削力、微孔直径和刀具磨损等的研究，获得如下结论：
1) 高速切削时的铣削力小于低速切削的铣削力。高切削速度情况下的刀具磨损对铣削力增加影响较小。
2) 由于切削过程存在刀具振动，致使微孔的实际直径与名义直径存在误差，在切削速度为最高值150.72 m/min时影响最大。
3) 切削速度较低时，刀具磨损主要是磨粒磨损，并且随着切削速度的提高氧化磨损的作用增强。切削刃尖端区域的磨损主要包括切削刃钝圆磨损和后刀面磨损。钝圆磨损是主要磨损区域且存在严重的涂层剥落。
4) 由于3J33B弹性合金高的弹性回复率，会在微细铣削中导致后刀面磨损加剧，降低切削过程的稳定性。
综合铣削力、微孔直径尺寸精度和刀具磨损的情况，当切削速度为75.36 m/min时，低进给量和小切削深度下，高强度弹性合金3J33B微孔铣削的加工性能最理想。
参考文献
| [1] | CHAE J, PAEK S S, FREIHEIT T. Investigation of micro-cutting operations[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2006, 46(3-4): 313-332. DOI:10.1016/j.ijmachtools.2005.05.015 |
| [2] | DOENFELD D, MIN S, TAKEUCHI Y. Recent advances in mechanical micromachining[J]. CIRP Annals-Manufacturing Technology, 2006, 55(2): 745-768. DOI:10.1016/j.cirp.2006.10.006 |
| [3] | GRZESIK W. Advanced machining processes of metallic materials[M]. Amsterdam: Elsevier, 2008: 301-302. |
| [4] | ARAMCHAROEN A, MATIVENGA P T. Size effect and tool geometry in micromilling of tool steel[J]. Precision Engineering, 2009, 33(4): 402-407. DOI:10.1016/j.precisioneng.2008.11.002 |
| [5] | AFAZOV S M, RATCHEV S M, SEGAL J. Modelling and simulation of micro-milling cutting forces[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210(15): 2154-2162. DOI:10.1016/j.jmatprotec.2010.07.033 |
| [6] | AFAZOV S M, ZDEBSKI D, RATCHEV S M, et al. Effects of micro-milling conditions on the cutting forces and process stability[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2013, 213(5): 671-684. DOI:10.1016/j.jmatprotec.2012.12.001 |
| [7] | TANSEL I N, ARKAN T T, BAO W Y, et al. Tool wear estimation in micro-machining.Part Ⅰ:Tool usage-cutting force relationship[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2000, 40(4): 599-608. DOI:10.1016/S0890-6955(99)00073-5 |
| [8] | LIU K, LI X P, RAHMAN M. Characteristics of high speed micro-cutting of tungsten carbide[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2003, 140(1-3): 352-357. DOI:10.1016/S0924-0136(03)00758-1 |
| [9] | WANG W, KWEON S H, YANG S H. A study on roughness of the micro-end-milled surface produced by a miniatured machine tool[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2005, 162-163: 702-708. DOI:10.1016/j.jmatprotec.2005.02.141 |
| [10] | LEKKALA R, BAJPAI V, SINGH R K, et al. Characterization and modeling of burr formation in micro-end milling[J]. Precision Engineering, 2011, 35(4): 625-637. DOI:10.1016/j.precisioneng.2011.04.007 |
| [11] | THEPSONTHI T, OZEL T. Multi-objective process optimization for micro-end milling of Ti-6Al-4V titanium alloy[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2012, 63(9-12): 903-914. DOI:10.1007/s00170-012-3980-z |
| [12] | WU X, LI L, HE N. Investigation on the burr formation mechanism in micro cutting[J]. Precision Engineering, 2017, 47: 191-196. DOI:10.1016/j.precisioneng.2016.08.004 |
| [13] | RAMULU M, BRANSON T, KIM D. A study on the drilling of composite and titanium stacks[J]. Composite Structures, 2001, 54(1): 67-77. DOI:10.1016/S0263-8223(01)00071-X |
| [14] | BIERMANN D, KAHLEYSS F, KREBS E, et al. A study on micro-machining technology for the machining of NiTi:Five-axis micro-milling and micro deep-hole drilling[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2011, 20(4-5): 745-751. DOI:10.1007/s11665-010-9796-9 |
| [15] | YAN H B, FENG S S, LU T J, et al. Experimental and numerical study of turbulent flow and enhanced heat transfer by cross-drilled holes in a pin-finned brake disc[J]. International Journal of Thermal Science, 2017, 118: 355-366. DOI:10.1016/j.ijthermalsci.2017.04.024 |
| [16] | ZHAO W S, WANG Z L, DI S C, et al. Ultrasonic and electric discharge machining to deep and small hole on titanium alloy[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2002, 120(1-3): 101-106. DOI:10.1016/S0924-0136(01)01149-9 |
| [17] | TUNNA L, ONEILL W, KHAN A, et al. Analysis of laser micro drilled holes through aluminium for micro-manufacturing applications[J]. Optics and Lasers in Engineering, 2005, 43(9): 937-950. DOI:10.1016/j.optlaseng.2004.11.001 |
| [18] | KOWSARI K, SOOKHAKLARI M R, NOURAEI H, et al. Hybrid erosive jet micro-milling of sintered ceramic wafers with and without copper-filled through-holes[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2016, 230: 198-210. DOI:10.1016/j.jmatprotec.2015.11.027 |
| [19] | ISLAM M M, LI C P, WON S J, et al. A deburring strategy in drilled hole of CFRP composites using EDM process[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2017, 703: 477-485. DOI:10.1016/j.jallcom.2017.02.001 |
| [20] | IYER R, KOSHY P, NG E. Helical milling:An enabling technology for hard machining precision holes in AISI D2 tool steel[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2007, 47(2): 205-210. DOI:10.1016/j.ijmachtools.2006.04.006 |
| [21] | REY P A, LEDREF J, SENATORE J, et al. Modelling of cutting forces in orbital drilling of titanium alloy Ti-6Al-4V[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2016, 106: 75-88. DOI:10.1016/j.ijmachtools.2016.04.006 |
| [22] | YAN M F, WU Y Q, WANG Y, et al. Nanocrystallization of alloy 3J33 by a complex thermomechanical treatment process[J]. Materials Science and Engineering A, 2009, 509(1-2): 41-45. DOI:10.1016/j.msea.2009.01.004 |
| [23] | RODRIGUEZ P, LABARGA J E. A new model for the prediction of cutting forces in micro-end-milling operations[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2013, 213(2): 261-268. DOI:10.1016/j.jmatprotec.2012.09.009 |
| [24] | JARDRET V, ZAHOUANI H, LOUBET J L, et al. Understanding and quantification of elastic and plastic deformation during a scratch test[J]. Wear, 1998, 218(1): 8-14. DOI:10.1016/S0043-1648(98)00200-2 |
