JP2007152466A - Cutting vibrator, vibratory cutting unit, machining device, mold , and optical element - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、光学素子用の成形金型その他を形成するための材料の切削加工に好適に用いられる切削用振動体、振動切削ユニット、及び加工装置、並びに、これを用いて作製される成形金型及び光学素子に関するものである。 The present invention relates to a vibration body for cutting, a vibration cutting unit, a processing apparatus, and a molding die produced using the same, suitably used for cutting a material for forming a molding die for an optical element and the like. The present invention relates to a mold and an optical element.
ダイヤモンド等の切削工具先端を振動させることで、難切削材料である超硬やガラス等の材料を切削加工する技術があり、振動切削と呼ばれている。これは、振動によって切削工具刃先が高速で微小切り込みを行い、かつ、この時に生成する切り屑を振動によって刃先が掬い出す効果によって、切削工具に対しても被削材料に対しても応力の少ない切削加工を実現するものである(例えば特許文献1、2、3、4等参照)。この振動切削加工により、通常の延性モード切削で必要とされる臨界切り込み量が数倍に向上し、難切削材料を高効率で切削加工することができる。
There is a technique for cutting a hard material such as carbide or glass by vibrating the tip of a cutting tool such as diamond, which is called vibration cutting. This is because the cutting tool blade edge makes a fine cut at a high speed by vibration, and the cutting edge generates a chip by the vibration, so there is less stress on both the cutting tool and the work material. Cutting is realized (see, for example,
かかる振動切削加工において、加工効率を向上するには振動周波数を高めれば上述した効果が増加し、さらに周波数にほぼ比例して工具の送り速度も高められるので、通常は20kHz以上の高速な振動が使われる。また、この周波数では人間の可聴域を超えているので、振動子やそれにより励振される振動体が不快な音を生じないという利点もある。 In such vibration cutting, if the vibration frequency is increased in order to improve the processing efficiency, the above-described effect is increased, and the feed rate of the tool is also increased almost in proportion to the frequency. used. In addition, since this frequency exceeds the human audible range, there is an advantage that the vibrator and the vibrator excited by the vibrator do not produce unpleasant sound.
このような高速振動を切削工具刃先に発生させる方法として、ピエゾ素子や超磁歪素子等によって工具を保持する保持部材を励振し、この部材を撓み振動や軸方向振動等で共振させることにより、定在波として安定振動させることが実用化されている。このような方法において、切削工具は、その根元側で振動体である保持部材の先端に着脱可能に固定される。
ところで、振動体である保持部材として、例えばクロムモリブデン鋼のような比較的高硬度(ビッカース硬度でHv370〜400程度)の材料が使用可能であるが、クロムモリブデン鋼は、線膨張係数(11.0×10−6)が大きく、切削工具刃先の位置変動が大きくなる傾向がある。特に、振動切削加工では、切削工具を高速振動させることに起因して、保持部材のある程度の発熱が避けられない。よって、単位切込量が例えば100nm以下の高精度加工の場合、クロムモリブデン鋼のような比較的線膨張係数の大きな材料を用いると、切削工具刃先の位置変動が大きくなって、加工精度を高くすることが極めて困難になる。 By the way, as the holding member which is a vibrating body, for example, a material having a relatively high hardness such as chromium molybdenum steel (Vickers hardness of about Hv 370 to 400) can be used, but chromium molybdenum steel has a linear expansion coefficient (11. 0 × 10 −6 ) is large, and the position variation of the cutting tool edge tends to be large. In particular, in vibration cutting, a certain amount of heat generation of the holding member is unavoidable due to high-speed vibration of the cutting tool. Therefore, in the case of high-accuracy machining with a unit depth of 100 nm or less, for example, if a material having a relatively large linear expansion coefficient such as chrome molybdenum steel is used, the position variation of the cutting tool edge increases and the machining accuracy is increased. It becomes extremely difficult to do.
また、振動体である保持部材として、例えば窒化珪素のような低線膨張係数で高硬度のセラミックス材料の使用も可能であるが、通常のセラミックス材料は振動に弱く容易にクラックを発生するので、保持部材の耐久性を高めることは容易でないという結果を得た。 In addition, as a holding member that is a vibrating body, it is possible to use a ceramic material having a low linear expansion coefficient and a high hardness such as silicon nitride, but a normal ceramic material is susceptible to vibration and easily generates cracks. As a result, it was not easy to increase the durability of the holding member.
また、振動体である保持部材として、低線膨張係数の合金材料等の使用も可能であるが、これらの材料の硬度は一般に低く、切削工具の着脱を繰り返すと工具取付面に傷や変形が生じて切削工具をしっかり固定できなくなり、そのため高速振動により工具取り付け面や取り付けネジで無視できない摩擦発熱が生じるという結果を得た。 In addition, although a low linear expansion coefficient alloy material or the like can be used as a holding member that is a vibrating body, the hardness of these materials is generally low, and scratches and deformations are caused on the tool mounting surface when the cutting tool is repeatedly attached and detached. As a result, it was impossible to fix the cutting tool firmly, and high-speed vibration resulted in frictional heat generation that could not be ignored on the tool mounting surface and mounting screws.
そこで、本発明は、切削工具の着脱を繰り返しても工具取付面が破損し難い切削用振動体及びこれを組み込んだ振動切削ユニットを提供することを目的とする。 Accordingly, an object of the present invention is to provide a vibration body for cutting in which the tool mounting surface is not easily damaged even when the cutting tool is repeatedly attached and detached, and a vibration cutting unit incorporating the same.
また、本発明は、上記振動切削ユニットを用いて高精度で作製される成形金型及び光学素子を提供することを目的とする。 Another object of the present invention is to provide a molding die and an optical element that are manufactured with high accuracy using the vibration cutting unit.
上記課題を解決するため、本発明に係る切削用振動体は、工具取付面を介して切削工具を支持可能であるとともに、当該切削工具を支持した場合に与えられた振動を前記切削工具に伝達する切削用振動体であって、前記工具取付面を含む支持部分において下地よりもビッカース硬度が大きな表面被覆層を有する。 In order to solve the above-described problems, the vibration body for cutting according to the present invention can support a cutting tool via a tool mounting surface, and transmits vibration applied when the cutting tool is supported to the cutting tool. The vibration body for cutting has a surface coating layer having a Vickers hardness larger than that of the base in the support portion including the tool mounting surface.
上記切削用振動体では、工具取付面を含む支持部分において下地よりもビッカース硬度が大きな表面被覆層を有するので、下地が低線膨張係数の合金材料等で形成されビッカース硬度が低くても、工具取付面のビッカース硬度を一定範囲で必要なだけ高めることができ、切削工具の着脱を繰り返しても工具取付面やその下地が破損しにくく特性が劣化しない切削用振動体を提供することができる。なお、表面被覆層を設けない場合、切削工具の着脱を繰り返すと工具取付面に傷や変形が生じて切削工具をしっかり固定できなくなる可能性がある。このような場合、切削工具との間で過度の摩擦発熱が生じて切削用振動体の工具取り付け部分は容易に100℃を越えるため、低線膨張係数の材料でできている切削用振動体であっても大きく膨張するので、切削用振動体の例えば先端に固定される切削工具先端が大きく変位して切削加工の精度が低下してしまう。 In the above-described cutting vibration body, the support portion including the tool mounting surface has a surface coating layer having a Vickers hardness larger than that of the base, so that even if the base is formed of an alloy material having a low linear expansion coefficient and the Vickers hardness is low, the tool The Vickers hardness of the mounting surface can be increased as much as necessary within a certain range, and the cutting vibration body can be provided in which the tool mounting surface and its base are not easily damaged even when the cutting tool is repeatedly attached and detached, and the characteristics are not deteriorated. In the case where the surface coating layer is not provided, if the cutting tool is repeatedly attached and detached, the tool mounting surface may be damaged or deformed, and the cutting tool may not be firmly fixed. In such a case, excessive frictional heat generation occurs with the cutting tool, and the tool mounting portion of the cutting vibrator easily exceeds 100 ° C. Therefore, the cutting vibrator made of a material having a low linear expansion coefficient is used. Even if it exists, since it expand | swells greatly, the cutting tool front-end | tip fixed to the front-end | tip of the vibration body for cutting will be displaced greatly, and the precision of cutting will fall.
また、本発明の具体的な態様では、上記振動切削装置において、表面被覆層がビッカース硬度で400Hv以上の材料で形成される。この場合、切削工具の着脱を繰り返しても工具取付面やその下地がほとんど劣化しないことが実験的に確かめられ、切削用振動体の寿命を長くして加工精度を高く維持することができる。表面被覆層の形成材料のビッカース硬度については、より好ましくは500Hv以上とするが、5000Hvを上限とする。なお、上記ビッカース硬度は、マイクロビッカース硬度計を用いることによって計測される材料表面の硬度を意味する。 In a specific aspect of the present invention, in the vibration cutting apparatus, the surface coating layer is formed of a material having a Vickers hardness of 400 Hv or more. In this case, it is experimentally confirmed that the tool mounting surface and its base are hardly deteriorated even if the cutting tool is repeatedly attached and detached, and it is possible to extend the life of the cutting vibrator and maintain high processing accuracy. The Vickers hardness of the material for forming the surface coating layer is more preferably 500 Hv or more, but the upper limit is 5000 Hv. The Vickers hardness means the hardness of the material surface measured by using a micro Vickers hardness meter.
本発明の別の態様では、下地が、線膨張係数が−2×10−6以上2×10−6以下の材料(以下、単に「低線膨張材料」又は「低線膨張係数の材料」ともいう。)で形成される。この場合、切削工具の支持部分の膨張を大きく低減することができるので、切削工具先端の変位を低減して切削加工の精度を向上させることができる。なお、切削用振動体の振動部分の本体を低線膨張材料で形成した場合、切削用振動体の膨張を大きく低減することができるので、切削用振動体の例えば先端に固定される切削工具先端が切削加工中に大きく変位することを防止でき、切削加工の精度向上を達成できる。 In another aspect of the present invention, the base is a material having a linear expansion coefficient of −2 × 10 −6 or more and 2 × 10 −6 or less (hereinafter simply referred to as “low linear expansion coefficient” or “low linear expansion coefficient material”). ). In this case, since the expansion of the support portion of the cutting tool can be greatly reduced, the displacement of the tip of the cutting tool can be reduced and the accuracy of the cutting process can be improved. In addition, when the main part of the vibration part of the cutting vibration body is formed of a low linear expansion material, the expansion of the cutting vibration body can be greatly reduced, so that the cutting tool tip fixed to, for example, the tip of the cutting vibration member Can be prevented from being greatly displaced during the cutting process, and the accuracy of the cutting process can be improved.
本発明のさらに別の態様では、下地が、インバー、スーパーインバー、及びステンレスインバーのうち少なくとも1つで形成される。この場合、工具取付け部や加工環境の温度変化に対して切削用振動体の膨張が極めて小さくなり、振動源等が発熱しても切削用振動体の熱膨張を抑えることができ、高精度の切削加工が可能になる。 In still another aspect of the present invention, the base is formed of at least one of invar, super invar, and stainless invar. In this case, the expansion of the cutting vibration body becomes extremely small with respect to the temperature change of the tool mounting portion and the processing environment, and even if the vibration source or the like generates heat, the thermal expansion of the cutting vibration body can be suppressed. Cutting is possible.
本発明のさらに別の態様では、切削用振動体に振動を与えることによって、当該切削用振動体を介して切削工具を振動させる振動源をさらに備える。この場合、振動切削ユニットに電力等を供給することで必要な振動を生じさせることができる。 According to still another aspect of the present invention, the apparatus further includes a vibration source that vibrates the cutting tool through the cutting vibration body by applying vibration to the cutting vibration body. In this case, necessary vibration can be generated by supplying electric power or the like to the vibration cutting unit.
本発明のさらに別の態様では、表面被覆層が電解メッキによって形成される。この場合、表面被覆層の形成が比較的容易になりコストも抑えることができる。 In yet another aspect of the present invention, the surface coating layer is formed by electrolytic plating. In this case, the surface coating layer can be formed relatively easily and the cost can be reduced.
本発明のさらに別の態様では、表面被覆層が硬質Crメッキによって形成される。この場合、表面被覆層として十分な硬度を得ることができる。 In yet another aspect of the present invention, the surface coating layer is formed by hard Cr plating. In this case, sufficient hardness as the surface coating layer can be obtained.
本発明のさらに別の態様では、表面被覆層が無電解メッキによって形成される。この場合、下地とメッキ材料との化学反応によってメッキが進行するので、下地の形状によらず均一な膜厚の表面被覆層を得ることができる。 In yet another aspect of the present invention, the surface coating layer is formed by electroless plating. In this case, since the plating proceeds by a chemical reaction between the base and the plating material, a surface coating layer having a uniform film thickness can be obtained regardless of the shape of the base.
本発明のさらに別の態様では、表面被覆層が、少なくともNi及びPを含むメッキで形成され、或いは少なくともNi及びBを含む無電解メッキで形成される。この場合、表面被覆層として十分な硬度を得ることができる。なお、無電解Ni−Bメッキはビッカース硬度が高くメッキ膜にクラックが生じにくく、無電解Ni−Pメッキは低コストで経済的であり、無電解Ni−P/SiCメッキはビッカース硬度が高く耐磨耗性が良い。 In still another aspect of the present invention, the surface coating layer is formed by plating containing at least Ni and P, or is formed by electroless plating containing at least Ni and B. In this case, sufficient hardness as the surface coating layer can be obtained. Electroless Ni-B plating has high Vickers hardness and is hard to cause cracks in the plating film, electroless Ni-P plating is low cost and economical, and electroless Ni-P / SiC plating has high Vickers hardness and resistance Abrasion is good.
本発明のさらに別の態様では、表面被覆層が熱処理によって硬化されたものである。この場合、メッキ層からなる表面被覆層のビッカース硬度を上昇させることができる。具体的には、例えば表面被覆層が300℃で数時間熱処理される。この場合、下地の材料が低線膨張材料である場合において、熱処理温度による組織の変態を生じないのでその線膨張係数を劣化させることなくメッキ層からなる表面被覆層を高硬度化することができる。また、下地とメッキ層の材料が互いに拡散して、メッキ層の付着強度が向上する。 In still another embodiment of the present invention, the surface coating layer is cured by heat treatment. In this case, the Vickers hardness of the surface coating layer made of a plating layer can be increased. Specifically, for example, the surface coating layer is heat-treated at 300 ° C. for several hours. In this case, when the underlying material is a low linear expansion material, the structure of the surface is not transformed by the heat treatment temperature, so that the hardness of the surface coating layer made of the plating layer can be increased without deteriorating the linear expansion coefficient. . Further, the material of the base and the plating layer diffuses to improve the adhesion strength of the plating layer.
本発明のさらに別の態様では、表面被覆層に表面加工処理を施している。この場合、表面被覆層を表面加工処理によって平滑化することができ、切削工具と工具取付面との密着性をより高めることができ、工具取付面での発熱を低減することができる。 In still another aspect of the present invention, the surface coating layer is subjected to a surface processing treatment. In this case, the surface coating layer can be smoothed by surface processing, the adhesion between the cutting tool and the tool mounting surface can be further increased, and heat generation on the tool mounting surface can be reduced.
本発明に係る振動切削ユニットは、(a)上述の切削用振動体と、(b)切削用振動体に支持される切削工具と、(c)切削工具を切削用振動体に着脱可能に固定する固定手段とを備える。 The vibration cutting unit according to the present invention includes (a) the above-described cutting vibration body, (b) a cutting tool supported by the cutting vibration body, and (c) a cutting tool that is detachably fixed to the cutting vibration body. Fixing means.
上記振動切削ユニットでは、切削用振動体が切削工具用の支持部分において下地よりもビッカース硬度が大きな表面被覆層を有するので、切削工具の着脱を繰り返しても工具取付面やその下地が破損しにくく切削特性の劣化を抑制できる。 In the vibration cutting unit, since the cutting vibrator has a surface coating layer having a Vickers hardness larger than that of the base in the support portion for the cutting tool, the tool mounting surface and the base are not easily damaged even when the cutting tool is repeatedly attached and detached. Deterioration of cutting characteristics can be suppressed.
また、本発明に係る加工装置は、(a)上述の振動切削ユニットと、(b)振動切削ユニットを駆動することによって変位させる駆動装置とを備える。 The processing apparatus according to the present invention includes (a) the above-described vibration cutting unit, and (b) a drive device that is displaced by driving the vibration cutting unit.
上記加工装置では、以上で説明した振動切削ユニットを駆動装置によって変位させるので、高い耐久性を有する振動切削ユニットによって高精度の加工を実現できる。 In the above processing apparatus, since the vibration cutting unit described above is displaced by the driving device, highly accurate processing can be realized by the vibration cutting unit having high durability.
本発明に係る成形金型は、上述の振動切削ユニットを用いて加工創製された、光学素子の光学面を成形するための転写光学面を有する。この場合、凹面その他の各種光学面を有する金型を、効率良く高精度で加工することができる。 The molding die according to the present invention has a transfer optical surface for forming an optical surface of an optical element, which is created by using the vibration cutting unit described above. In this case, a mold having a concave surface and other various optical surfaces can be processed efficiently and with high accuracy.
本発明に係る光学素子は、上述の振動切削ユニットを用いて加工創製されたものである。この場合、凹面その他の各種光学面を有する高精度の光学素子を得ることができる。 The optical element according to the present invention is created using the above-described vibration cutting unit. In this case, a highly accurate optical element having a concave surface and other various optical surfaces can be obtained.
〔第1実施形態〕
以下、本発明の第1実施形態に係る切削用振動体及び振動切削ユニットを図面を用いて説明する。図1は、レンズ等の光学素子を成形するための成形金型の光学面を加工する際に使用される振動切削ユニットの構造を説明する断面図である。
[First Embodiment]
Hereinafter, a vibration body for cutting and a vibration cutting unit according to a first embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings. FIG. 1 is a cross-sectional view illustrating a structure of a vibration cutting unit used when processing an optical surface of a molding die for molding an optical element such as a lens.
図1に示すように、振動切削ユニット20は、切削工具23と、振動体82と、軸方向振動子83と、撓み振動子84と、カウンタバランス85と、筐体86とを備える。
As shown in FIG. 1, the
ここで、切削工具23は、振動体82の先端側であるツール部21の先端部21aに埋め込むように固定されている。切削工具23は、後に詳述するが、先端23aがダイヤモンドチップの切刃になっており、共振状態とされた振動体82の開放端として振動体82とともに振動する。つまり、切削工具23は、振動体82の軸方向振動に伴ってZ方向に変位する振動を生じ、振動体82の撓み振動に伴ってY軸方向(或いはX軸方向)に変位する振動を生じる。結果的に、切削工具23の先端23aは、例えば誇張して図示したような楕円軌道EOを描いて高速変位する。
Here, the cutting
振動体82は、線膨張係数の絶対値が2×10−6以下の材料によって一体的に形成された切削用振動体であり、具体的には、インバー材、スーパーインバー材、ステンレスインバー材等が好適に用いられる。振動体82は、先端側のツール部21で外径が細くなっており、根元側で外径が太くなっている。振動体82の側面の適当な箇所には、板状部分である第1固定フランジ87が形成されており、振動体82は、第1固定フランジ87を介して筐体86に例えばネジ93で固定されている。なお、振動体82は、軸方向振動子83によって振動し、Z方向に局所的に変位する定在波が形成されている共振状態となる。また、振動体82は、撓み振動子84によって振動し、Y軸方向(或いはX軸方向)に局所的に変位する定在波が形成されている共振状態となる。ここで、第1固定フランジ87の位置は、振動体82にとって、軸方向振動と撓み振動とに共通の節となっており、第1固定フランジ87を介して振動体82を固定することにより、軸方向振動や撓み振動が妨げられることを防止できる。
The
なお、第1固定フランジ87は、例えば円板状の固定部材とすることができ、この場合、外周部分が筐体86に固定されて筐体86を封止しており、通気のない構造となる。第1固定フランジ87は、複数の開口を有する固定部材や、例えば3方向に延びる細長い支持部材を有する固定部材とすることもでき、この場合、第1固定フランジ87を筐体86に固定しても、筐体86内外の十分な通気が確保できるようになっている。
The
軸方向振動子83は、ピエゾ素子(PZT)や超磁歪素子等で形成され振動体82の根元側端面に接続される振動源であり、図示を省略するコネクタ等を介して振動子駆動装置(後述)に接続されている。軸方向振動子83は、振動子駆動装置からの駆動信号に基づいて動作し高周波で伸縮振動することによって振動体82に縦波を与える。なお、軸方向振動子83は、Z方向に関しては変位可能になっているが、XY方向に関しては変位しないようになっている。
The
撓み振動子84は、ピエゾ素子や超磁歪素子等で形成され振動体82の根元側側面に接続される振動源であり、図示を省略するコネクタ等を介して振動子駆動装置(後述)に接続されている。撓み振動子84は、振動子駆動装置からの駆動信号に基づいて動作し、高周波で振動することによって振動体82に横波すなわち図示の例ではY方向の振動を与える。
The bending
カウンタバランス85は、軸方向振動子83を挟んで振動体82の反対側に接続される。カウンタバランス85の側面の適当な箇所には、第2固定フランジ88が形成されており、カウンタバランス85は、第2固定フランジ88を介して筐体86に固定されている。第2固定フランジ88は、例えば複数の開口を有する固定部材や、例えば3方向に延びる細長い支持部材を有する固定部材とすることもでき、この場合、第2固定フランジ88を筐体86に固定しても、筐体86内外の十分な通気が確保できるようになっている。なお、カウンタバランス85は、軸方向振動子83によって振動し、Z方向に局所的に変位する定在波が形成されている共振状態となる。ここで、第2固定フランジ88の位置は、カウンタバランス85にとって、軸方向振動の節となっており、第2固定フランジ88を介して固定することにより、振動体82の軸方向振動が妨げられることを防止できる。なお、カウンタバランス85も、振動体82と同一の材料で形成されている。
The
筐体86は、円柱状の内部空間を有する部材であり、第1及び第2固定フランジ87,88を介して振動体82やカウンタバランス85を支持・固定する部分である。筐体86の一端には、開口の全体又は一部を塞ぐように上述の第1固定フランジ87が取り付けられており、他端には、端面の開口に連結された給気パイプ92が設けられている。この給気パイプ92は、ガス供給装置(後述)に連結されており、所望の流量及び温度に設定された加圧乾燥空気が供給される。
The
以上の振動切削ユニット20において、振動体82と、軸方向振動子83と、カウンタバランス85とは、互いにロウ付けによって接合・固定されており、軸方向振動子83の効率的な振動が可能になっている。また、振動体82と、軸方向振動子83と、カウンタバランス85との軸心には、これらの接合面を横切るようにこれらを貫通する貫通孔91が形成されており、給気パイプ92からの加圧乾燥空気が流通する。つまり、貫通孔91は、加圧乾燥空気を送り出す供給路であり、不図示のガス供給装置や給気パイプ92とともに、振動切削ユニット20を内部から冷却するための冷却手段を構成する。貫通孔91の先端部は、切削工具23を差し込んで固定するための保持孔に兼用されており、貫通孔91に導入された加圧乾燥空気を切削工具23の周辺に供給できるようになっている。また、貫通孔91の先端は、切削工具23を固定した場合にも隙間を残しており、切削工具23に隣接して形成された開口91aからは、加圧乾燥空気が高速で噴射され、切削工具23先端の加工点を効率良く冷却することができるだけでなく、加工点やその周囲に付着する切り屑を気流によって確実に除去することができる。
In the
図2(a)は、図1に示すツール部21先端の平面図であり、図2(b)は、ツール部21先端の正面図であり、図2(c)は、ツール部21先端の側面図である。
2A is a plan view of the tip of the
図からも明らかなように、ツール部21に設けた先端部21aは、平面視楔状の先細形状を有している。また、先端部21aの先端に保持された切削工具23は、先端が三角で根元側が六角形で全体が板状のシャンク23bと、シャンク23bの尖端に傾斜状態で固定された三角形の加工用チップ23cとを備える。このうち、シャンク23bは、超硬材料、セラミックス材料、ハイス鋼等によって形成されており、軽量でありながら撓みにくくなっている。また、加工用チップ23cは、ダイヤモンド製のチップであり、シャンク23bの先端にロウ付け等によって固定されている。切削工具23自体は、先端部21aに埋め込むようにして固定されており、加工用チップ23cの尖端23aは、工具軸AXの延長上に配置されている。
As is apparent from the drawing, the
切削工具23すなわちシャンク23bの固定部分23eは、先端部21aにおいて工具軸AXを含むXZ面に沿って形成され溝21x内に挿入されている。溝21xは、XY平面に沿った側面が台形状で、YZ平面に沿った断面が矩形となっている。この溝21xに保持された固定部分23eは、ツール部21の材料と同一の材料等で形成された2つの固定ネジ25,26及びナット27によって、先端部21aに対して着脱可能にしっかりと固定されている。固定孔21hを充填する一方の固定ネジ25は、皿ネジであり、ナット27と協働して切削工具23を固定するための締結部材として機能する。また、固定孔21gを充填する他方の固定ネジ26は、平ネジであり、固定ネジ25の抜けを防止するための係止部材として機能する。なお、固定孔21gの内径は、固定ネジ25を通すため固定孔21hの内径よりも大きくなっている。また、固定孔21h,21gは、Y軸方向に延びており、固定ネジ25,26及びナット27による締付け方向は、工具軸AXに直交する。
The cutting
組立に際しては、まず先端部21aの上側に設けた固定孔21hを介して、シャンク23bの孔23fと下側に設けた固定孔21hとに固定ネジ25を挿通させ先端側にナット27を螺合させる。この際、切削工具23の固定部分23eが固定ネジ25のヘッド部と溝21xの内面とに挟まれて締付けられ、固定部分23eが上面側から固定されるので、切削工具23の分離が防止され切削工具23の先端部21aに対する固定が確保される。次に、先端部21aの上側に設けた固定孔21hに固定ネジ26をねじ込んで固定する。こうしてねじ込まれた固定ネジ26の先端部分により、固定ネジ25が上端から締付けられ、固定ネジ25の緩みが防止されるので、切削工具23の固定がより確実なものとなり、切削工具23の振動や緩みを低減することができる。また、固定ネジ26は、工具取付け部のY方向の重量を工具軸AXに対するバランスを対称に配置する効果があり、工具取り付け部の不要振動の発生を防ぎ安定した基本振動を実現する。
When assembling, first, the fixing
切削工具23を振動体82の先端部21aに固定するための固定手段である固定ネジ25,26及びナット27は、振動体82と同様の線膨張係数を有する材料を用いることが望ましい。具体的には、その他の加工条件にも依存するが、振動体82の線膨張係数の0.75〜1.25倍程度が実用的である。この場合、ツール部21と固定ネジ25,26とが同様に膨張することになり、温度変化に拘らず切削工具23を安定して確実に固定することができる。さらに、固定ネジ25,26及びナット27の材料としては、加工の容易性等を考慮すると、シャンク23bと同様に超硬材料の他、セラミックス材料、ハイス鋼等が適するが、窒化珪素、サイアロン、インバー材、ステンレスインバー材等を用いることもできる。また、固定ネジ25,26やナット27は、振動体82の振動にノイズ等を与えない観点で、振動体82の材料の比重と略等しい比重を有する材料で形成することが望ましい。具体的には、その他の加工条件にも依存するが、振動体82の比重の0.75〜1.25倍程度が実用的である。一般的には、固定ネジ25,26と振動体82とを同一材料で作製することになるが、固定ネジ25,26やナット27と振動体82とを異なる材料で形成することもできる。
As the fixing screws 25 and 26 and the
切削工具23の固定部分23eが挿入される溝21xの内寸は、Y軸方向の幅に関して、切削工具23の固定部分23eの外寸より僅かに大きくなっている。また、この溝21xの底面中央には、貫通孔91から送り出される加圧乾燥空気をツール部21の先端部21aに吐出させるための開口91aが形成されている。これにより、切削工具23の上側側面を、先端部21aに嵌め込まれて支持された固定部分23e側から直接的に無駄なく冷却することができる。また、ワーク上の加工点に近い開口91aから切削工具23の先端に向けて加圧乾燥空気を射出させるので、ワークの温度上昇を抑え、加工精度を向上させることができる。またワーク上の加工点に、開口91aから加圧乾燥空気を噴射させることができるので、ワークを確実に冷却することができ、ワークの加工点やその近傍に付着する切り屑を迅速に除去することができ、切削工具23による加工精度を高めることができる。
The inner dimension of the
図3(a)は、ツール部21の先端部21aに形成された溝21xの状態を説明する部分拡大断面図であり、図3(b)は、切削工具23の拡大側面図である。溝21xの下側は、切削工具23を支持するための支持部分21sとなっており、切削工具23を支持して振動を伝達する。つまり、切削工具23の固定部分23eの下面23uは、溝21xの下側表面、すなわち支持部分21sの上側表面である工具取付面SSに密着した状態で支持されている。なお、切削工具23は、図2の固定ネジ25,26等によって支持部分21sに締め付けられており、切削工具23の下面23uが工具取付面SSに圧着される。なお、切削工具23の下面23uが工具取付面SSに密着しないと、振動体82の振動によって工具取付面SSでかなりな摩擦熱が発生し、振動体82の温度が大きく変動する可能性がある。このように振動体82の温度が変動すると、振動体82が膨張したり収縮したりするので、切削工具23の先端23aの位置が工具軸AX方向に大きく変位する。結果的に、切削工具23の先端23aの振動位置の制御が困難になり、ワーク上の加工精度が低下する。
FIG. 3A is a partial enlarged cross-sectional view for explaining the state of the
溝21xの内面には、下地部分SBよりもビッカース硬度が大きな表面被覆層SFが形成されている。このような表面被覆層SFは、溝21xの下側において工具取付面SSを形成する。つまり、表面被覆層SFのうち、溝21xの下側表面は工具取付面SSとなっており、支持部分21s上面のビッカース硬度を高めている。工具取付面SSのビッカース硬度が仮に低いとすると、切削工具23の着脱を繰り返すと、工具取付面SSにカエリと呼ばれる傷やネジの締め付けによる変形が生じて、切削工具23をしっかり固定できなくなり、振動体82が大きく発熱若しくは加熱される。一方で、本実施形態のように、工具取付面SSのビッカース硬度を高くした場合、切削工具23の着脱を繰り返しても、工具取付面SSに傷や変形が生じにくいので、切削工具23をしっかり固定することができ、振動体82の発熱若しくは加熱を低減できる。
On the inner surface of the
本実施形態の振動切削ユニット20において、振動体82の本体部分、特に下地部分SBの材料は、既に述べたように、インバー材、スーパーインバー材、ステンレスインバー材等の低線膨張係数の材料で形成されている。
In the
ここで、インバー材とは、FeとNiとを含む合金であって、36原子%のNiを含む鉄合金であるが、通常線膨張係数が室温で1×10−6以下である。ヤング率は、鋼材の約半分と低いが、これを振動体82の材料に用いることで、振動体82の熱膨縮が抑制され、先端に保持される切削工具81の刃先位置の温度ドリフトを抑制できる。
Here, the invar material is an alloy containing Fe and Ni, and is an iron alloy containing 36 atomic% of Ni, but usually has a linear expansion coefficient of 1 × 10 −6 or less at room temperature. The Young's modulus is as low as about half that of steel, but by using this as the material of the vibrating
また、スーパーインバー材とは、FeとNiとCoとを少なくとも含む合金であって、5原子%以上のNiと、5原子%以上のCoとをそれぞれ含む鉄合金であり、線膨張係数が室温で通常0.4×10−6程度と、前述のインバーよりもさらに熱膨縮しにくい材料である。ヤング率は、鋼材の約半分と低いが、これを振動体82の材料に用いることで、振動体82の熱膨縮が抑制され、先端に保持される切削工具81の刃先位置の温度ドリフトを抑制できる。
The super invar material is an alloy containing at least Fe, Ni, and Co, and is an iron alloy containing 5 atomic% or more of Ni and 5 atomic% or more of Co, respectively, and has a linear expansion coefficient of room temperature. In general, it is a material that is about 0.4 × 10 −6 and is more difficult to thermally expand and contract than the aforementioned invar. The Young's modulus is as low as about half that of steel, but by using this as the material of the vibrating
また、ステンレスインバー材とは、50原子%以上となる主成分がFeであって、5原子%以上を含む付随的材料がCoと、Crと、Niとの少なくとも1つである合金材料全てを指す。したがって、ここではコバール材もこのステンレスインバー材に含まれる。ステンレスインバー材は、線膨張係数が室温で1.3×10−6以下である。ヤング率は、鋼材の約半分と低いが、これを振動体の材料に用いることで、振動体82の熱膨縮が抑制され、先端に保持される切削工具81の刃先位置の温度ドリフトを抑制できる。さらに、ステンレスインバー材は、インバー材よりも水分に対する耐性がずっと高く、加工冷却液等がかかっても錆びが発生しないという優れた特徴があるので、切削工具81を保持固定する構造材料として適している。
Further, the stainless steel invar material is an alloy material in which the main component of 50 atomic% or more is Fe and the incidental material containing 5 atomic% or more is at least one of Co, Cr, and Ni. Point to. Therefore, here, Kovar material is also included in this stainless steel invar material. The stainless steel invar material has a linear expansion coefficient of 1.3 × 10 −6 or less at room temperature. Young's modulus is as low as about half that of steel, but by using this as a material for the vibrating body, thermal expansion and contraction of the vibrating
ただし、以上説明したインバー材等の低線膨張材料は、ビッカース硬度で200Hv程度と比較的硬度が低く、これらの表面に直接切削工具23を支持した場合、表面に傷が発生しやすい。よって、インバー材、スーパーインバー材、ステンレスインバー材等の低線膨張材料からなる下地部分SBの表面に、これら低線膨張材料よりも高いビッカース硬度を有する表面被覆層SFを形成することで、工具取付面SSすなわち溝21xの強度を高めることができる。表面被覆層SFについては、ビッカース硬度で400Hv以上、特に550Hv以上(上限5000Hv)の材料で形成することが耐久性の観点で望ましく、メッキによって形成する各種保護膜が製造方法の多様性や簡易さの観点で適する。メッキ保護膜としては、例えば電解メッキを用いることができる。電解メッキは、表面被覆層SFの形成が比較的容易になり製造コストも抑えることができる。また、メッキ保護膜としては、無電解メッキを用いることもできる。無電解メッキは、下地部分SBとメッキ材料との化学反応によってメッキが進行するので、下地部分SBが溝21xのように窪んだ形状であっても、均一な膜厚の表面被覆層SFを得ることができる。なお、表面被覆層SFをメッキによって形成する場合、その厚みは1μm以上とすることが望ましいが、特に上限はない。表面被覆層SFが1μm以上あれば、表面被覆層SFの強度を切削工具23について一定の使用期間や交換回数で維持することができる。
However, the low linear expansion material such as Invar material described above has a relatively low Vickers hardness of about 200 Hv, and when the
表面被覆層SFをメッキ保護膜とする場合、下地部分SBの表面上にメッキ層を成膜した後、メッキ層に適当な温度及び時間で熱処理を施すことによって表面被覆層SFを完成することができる。メッキ層の熱処理は、100℃以上800℃以下の温度で、1〜3時間程度の処理時間とすることが望ましい。ただし、熱処理を1時間程度連続して施すような場合に、熱処理温度を高温にし過ぎると、下地部分SBすなわち振動体82の低線膨張材料が変態して熱膨張係数が増加するという実験結果を得ており、下地部分SBがインバー材、スーパーインバー材、ステンレスインバー材等である場合には、熱処理温度を400℃以下とすることが望ましい。特に、300℃程度の温度で1〜3時間程度の処理時間で、メッキ層の熱処理を施すことがより望ましい。なお、表面被覆層SFをメッキ保護膜とする場合には、表面にクラックが生じやすいか否かも問題となる可能性がある。表面被覆層SFの表面にクラックが形成された場合、結果的に表面被覆層SFの強度が低下するからである。このため、電解メッキと無電解メッキのいずれにおいても、クラックの生じにくい成膜材料や成膜工程を検討する必要がある。
When the surface coating layer SF is used as a plating protective film, the surface coating layer SF may be completed by forming a plating layer on the surface of the base portion SB and then subjecting the plating layer to heat treatment at an appropriate temperature and time. it can. The heat treatment of the plating layer is preferably performed at a temperature of 100 ° C. or higher and 800 ° C. or lower for a processing time of about 1 to 3 hours. However, in the case where the heat treatment is continuously performed for about one hour, if the heat treatment temperature is set too high, the experimental result that the low linear expansion material of the base portion SB, that is, the
表面被覆層SFを電解メッキによって形成する場合、例えば硬質Crメッキが適する。硬質Crメッキは、ビッカース硬度800〜900Hv程度となる。 When the surface coating layer SF is formed by electrolytic plating, for example, hard Cr plating is suitable. Hard Cr plating has a Vickers hardness of about 800 to 900 Hv.
表面被覆層SFを無電解メッキによって形成する場合、例えば無電解Ni−Bメッキ、無電解Ni−Pメッキ、無電解Ni−P/SiCメッキ、無電解Ni−Coメッキ等が適する。 When the surface coating layer SF is formed by electroless plating, for example, electroless Ni—B plating, electroless Ni—P plating, electroless Ni—P / SiC plating, electroless Ni—Co plating, or the like is suitable.
無電解Ni−Bメッキをステンレスインバー材で形成されている振動子の工具取付面に施した。
無電解Ni−Bメッキは、無電解メッキの中でもビッカース硬度が高く、メッキ膜にクラックが生じにくい。無電解Ni−Bメッキの場合、膜厚25μm、処理温度300℃、処理時間1時間で、表面被覆層SFのビッカース硬度が985Hvとなった。また、膜厚35μm、処理温度300℃、処理時間2時間で、表面被覆層SFのビッカース硬度が650Hvとなった。その結果、工具取付面SSの硬度が向上した。
なお、切削工具23を振動子82に締結する際に、従来は100cN・mの締結トルクで切削工具23が食い込み、工具取付面が変形し、工具のエッジ部分が引っかかると、工具取付面に傷が入り、それがカエリとなることがあった。また、工具取付面の変形により、切削工具23が振動子82に密着しなかった場合、振動中に切削工具23がずれてしまい、工具取付面と切削工具23間での摩擦熱が発生する。その時の振動子82の工具取付面近傍温度を放射温度計で測定したところ、数十秒で80℃以上に上昇していた。これでは、工具刃先23aの位置が大きく変化することが容易に予想される。
しかし、本実施例による無電解Ni−B被膜を施すことで、240cN・mのトルクでネジを強く締めこんでも、切削工具23が工具取付面SSに食い込まなくなり、カエリや工具取付面SSの変形が発生しなくなった。さらに、本実施例により工具取付面SSが変形しなくなったことで、切削工具23が振動子82に密着し、振動中の温度上昇は、1.1℃に留まった。さらに、工具取付面SSの変形が抑えられたため、切削工具23を繰り返し脱着しても、切削工具23を常に強固に固定できるので、工具刃先位置の変動を極力抑えることができ、光学面及び転写光学面(以下、転写光学面を単に光学光学面ともいう)の高精度加工を行うことができた。効果の検証として、凹R3mm球面を加工したところ、形状精度50nmPVの光学鏡面加工を達成できた。加えて、従来実施していた工具取付面SS再生のための、振動子82の分解、工具取付面SSの再加工が不要となった。
Electroless Ni-B plating was applied to the tool mounting surface of the vibrator made of stainless invar material.
Electroless Ni-B plating has high Vickers hardness among electroless plating, and cracks are unlikely to occur in the plating film. In the case of electroless Ni—B plating, the surface coating layer SF had a Vickers hardness of 985 Hv after a film thickness of 25 μm, a processing temperature of 300 ° C., and a processing time of 1 hour. The surface coating layer SF had a Vickers hardness of 650 Hv after a film thickness of 35 μm, a processing temperature of 300 ° C., and a processing time of 2 hours. As a result, the hardness of the tool mounting surface SS was improved.
Note that when the
However, by applying the electroless Ni-B coating according to the present embodiment, even if the screw is strongly tightened with a torque of 240 cN · m, the cutting
次に、無電解Ni−Pメッキをインバー材で形成されている振動子の工具取付面SSに施した。
無電解Ni−Pメッキは、無電解Ni−Bメッキに比較してビッカース硬度は多少低いが、低コストで経済的である。無電解Ni−Pメッキは、無電解Ni−Bメッキと同等のビッカース硬度にしようとすると、長時間の熱処理が必要となり、そのためメッキ被膜が結晶化し、クラックが発生しやすくなる。無電解Ni−Pメッキの場合、膜厚25μm、処理温度300℃、処理時間3時間で、表面被覆層SFのビッカース硬度が550Hvとなった。
この結果、工具取付面SSが高硬度化され、前述したように従来100cN・mの締結トルクで工具取付面SSが変形していたものが、160cN・mのトルクまでは正常に振動した。しかし、170cN・mのトルクで締結し、振動を行ったところ、前述の無電解Ni−Bメッキでの密着不足の時のように、工具取付面SS付近の温度が急激に上昇し数十秒で80℃以上となった。切削工具23を取り外して、工具取付面SSを確認したところ、無電解Ni−Pメッキ層に無数のクラックがあり、所々メッキ層すなわち表面被覆層SFが剥がれていた。クラックは、メッキ後の熱処理時間が300℃で5時間と長かったため多く発生し、その結果、振動によりメッキ層が剥がれ、切削工具23と工具取付面SSがしっかり密着しなくなり、摩擦熱が発生したと思われる。熱処理時間が300℃で1時間であった場合は、500Hvと硬度は小さいがクラックは発生せず、170cN・mのトルクで締結しても、カエリや変形は生じなかった。
従って、メッキ後の熱処理の適切な温度や時間はメッキ材料によって違うことが考えられ、本実施例の無電解Ni−Pメッキでは、300℃で1時間の熱処理が良く、振動させたときに工具取付面SS近傍の温度を放射温度計で測定したところ、振動中の温度上昇は1.3℃であった。このことから、切削工具23を従来よりも大きな締め付けトルクで固定しても、工具取付面が変形せず、強固に密着して固定されており、本発明の効果が見られた。
Next, electroless Ni—P plating was applied to the tool mounting surface SS of the vibrator made of invar material.
The electroless Ni—P plating has a lower Vickers hardness than the electroless Ni—B plating, but is economical at a low cost. In the electroless Ni—P plating, if the Vickers hardness is equal to that of the electroless Ni—B plating, a long-time heat treatment is required, so that the plating film is crystallized and cracks are likely to occur. In the case of electroless Ni—P plating, the surface coating layer SF had a Vickers hardness of 550 Hv after a film thickness of 25 μm, a processing temperature of 300 ° C., and a processing time of 3 hours.
As a result, the hardness of the tool mounting surface SS was increased, and the tool mounting surface SS that had been deformed with a fastening torque of 100 cN · m as described above vibrated normally up to a torque of 160 cN · m. However, when tightened with a torque of 170 cN · m and vibrated, the temperature in the vicinity of the tool mounting surface SS suddenly increased for several tens of seconds as in the case of insufficient adhesion with the electroless Ni—B plating described above. It became 80 degreeC or more. When the
Therefore, it is conceivable that the appropriate temperature and time of the heat treatment after plating differ depending on the plating material. In the electroless Ni-P plating of this example, the heat treatment at 300 ° C. is good for 1 hour, and when the tool is vibrated, When the temperature in the vicinity of the mounting surface SS was measured with a radiation thermometer, the temperature rise during vibration was 1.3 ° C. Therefore, even when the
次に、無電解Ni−P/SiCメッキをスーパーインバー材で形成されている振動子82の工具取付面SSに施した。
無電解Ni−P/SiCメッキは、比較的ビッカース硬度が高く、SiC粒子を含むため耐摩耗性が良くなる。しかし、無電解Ni−P/SiCメッキは、SiC微粒子を共析させることでビッカース硬度を高くしており、めっき被膜の破壊じん性は小さく、クラックが発生しやすいものとなっている。無電解Ni−P/SiCメッキの場合、膜厚35μm、処理温度300℃、処理時間2時間で、表面被覆層SFのビッカース硬度が805Hvとなった。
この結果、工具取付面SSは高硬度化され、前述したように、従来100cN・mの締結トルクで工具取付面が変形していたものが、190cN・mのトルクまでは正常に振動していた。しかし、200cN・mのトルクで締結し、振動を行ったところ、前述の無電解Ni−Pメッキの時と同様に、工具取付面SS付近の温度が急激に上昇し数十秒で80℃以上となった。切削工具23を取り外して、工具取付面SSを確認したところ。無電解Ni−P/SiCメッキ層に無数のクラックがあり、所々メッキ層すなわち表面被覆層SFが剥がれていた。さらに、切削工具23の工具取付面SS側にも無数の擦り傷が見られた。これは、無電解Ni−P/SiCメッキ層表面にあるSiC粒子に対し、シャンク23bはSiCより硬度の低い超硬や例えば窒化珪素というセラミックスであったため発生したと考えられる。また、クラックは、SiC粒子を含んでいることからメッキ層すなわち表面被覆層SFの破壊靭性が小さく、切削工具23の工具取付面SS側のエッジ部でメッキ層への応力集中が起こり、そこから発生したと考えられる。本実施例では、切削工具23の締結トルクは190cN・mが限界であり、実用上は安全率を見て170cN・mで使用している。このとき、クラックも入らず、切削工具23についた擦り傷や工具取付面SSのカエリや変形も見られなかった。ここでも、工具取付面SS近傍の温度測定を行ったが、振動中の温度は、1.2℃しか上昇しなかった。このことからも、切削工具23を従来よりも大きな締め付けトルクで固定しても、工具取付面が変形せず、強固に密着して固定されており、本発明の効果が見られた。
Next, electroless Ni—P / SiC plating was applied to the tool mounting surface SS of the
The electroless Ni—P / SiC plating has a relatively high Vickers hardness and contains SiC particles, so that the wear resistance is improved. However, the electroless Ni—P / SiC plating increases the Vickers hardness by co-depositing SiC fine particles, the fracture toughness of the plating film is small, and cracks are likely to occur. In the case of electroless Ni—P / SiC plating, the surface coating layer SF had a Vickers hardness of 805 Hv after a film thickness of 35 μm, a processing temperature of 300 ° C., and a processing time of 2 hours.
As a result, the tool mounting surface SS has been increased in hardness, and as described above, the tool mounting surface that has been deformed with a fastening torque of 100 cN · m has oscillated normally up to a torque of 190 cN · m. . However, when tightened with a torque of 200 cN · m and oscillated, the temperature in the vicinity of the tool mounting surface SS suddenly increased and exceeded 80 ° C. in several tens of seconds, as in the case of the electroless Ni—P plating described above. It became. The cutting
その他、無電解Ni−Coメッキ,無電解Ni−P−Coメッキ,無電解Ni−B−Wメッキ,無電解Ni−P−Bメッキ,無電解Co−Pメッキも使用可能で、メッキの形成条件や熱処理にもよるが、600〜950Hv程度のビッカース硬度が得られる。 In addition, electroless Ni—Co plating, electroless Ni—P—Co plating, electroless Ni—B—W plating, electroless Ni—P—B plating, and electroless Co—P plating can also be used. Depending on the conditions and heat treatment, a Vickers hardness of about 600 to 950 Hv can be obtained.
また、表面被覆層SFを形成する方法は、メッキに限らず、プラズマや高速フレームを用いた溶射とすることができる。溶射の材料としては、SiC、WC、Al2O3、ジルコニア等を用いることができる。また、表面被覆層SFとして、DNF(ダイアモンドニアフィルム)やDLC膜を用いることもできる。DNFやDLC膜を形成する温度は200℃以下であり下地部分SBに与えるダメージが少なく、4200〜5000Hv程度の高いビッカース硬度が得られる。 Further, the method of forming the surface coating layer SF is not limited to plating, but can be thermal spraying using plasma or a high-speed flame. As the material for thermal spraying, SiC, WC, Al2O3, zirconia, or the like can be used. In addition, as the surface coating layer SF, a DNF (diamond near film) or a DLC film can also be used. The temperature at which the DNF or DLC film is formed is 200 ° C. or less, and damage to the underlying portion SB is small, and a high Vickers hardness of about 4200 to 5000 Hv is obtained.
振動体82すなわち下地部分SBの表面に形成する表面被覆層SFについては、例えば電解メッキや無電解メッキ、或いは溶射によって得た表面層を研磨加工することによって表面被覆層SFの表面すなわち工具取付面SSを平滑化することが望ましい。このように、工具取付面SSの表面を平滑化して工具取付面SSの平行度を高めることで、切削工具23と工具取付面SSとの密着性をより高めることができ、工具取付面SSからの発熱を低減することができる。表面被覆層SFの表面を研磨する場合、電解メッキ、無電解メッキ、溶射等による成膜を50μm以上とすることが望ましく、研磨によって平行度を高める工程が容易になる。なお、本実施形態では、ツール部21の先端部21aに溝21xを形成してこの溝21xに切削工具23を固定しているが、溝21xに代えて段差に切削工具23を固定する場合、工具取付面SSが外向きであるから研磨が容易となる。また、工具取付面SSを平滑化する手段としては、研磨加工に限らず、研削、切削等の各種表面加工法を用いることができる。インバー材、スーパーインバー材、ステンレスインバー材等の低線膨張材料は、柔らかいため、研削加工が困難で、工具取付面SSの加工精度を高めることが容易でなかったが、ビッカース硬度の高い表面被覆層SFの研削加工は容易で精度も確保しやすい。
As for the surface coating layer SF formed on the surface of the vibrating
また、表面被覆層SFを形成する方法としては、下地部分SBの表面に超硬、SiC、ジルコニア、アルミナ等の薄板状材料を、高周波加熱等を利用してろう付けすることもでき、表面被覆層SFのビッカース硬度を1800Hv程度とすることができる。同様に、下地部分SBの表面に超硬、SiC等の導電性薄板状材料を、スポット溶接等を利用してろう付けすることもでき、表面被覆層SFのビッカース硬度を1800Hv程度とすることができる。 In addition, as a method of forming the surface coating layer SF, a thin plate material such as carbide, SiC, zirconia, or alumina can be brazed to the surface of the base portion SB using high-frequency heating or the like. The Vickers hardness of the layer SF can be about 1800 Hv. Similarly, a conductive thin plate material such as carbide or SiC can be brazed to the surface of the base portion SB using spot welding or the like, and the Vickers hardness of the surface coating layer SF is set to about 1800 Hv. it can.
なお、以上の実施形態では、ツール部21の先端部21aに形成された溝21xの内面を表面被覆層SFによって保護しているが、固定ネジ26と螺合する固定孔21gの内面も表面被覆層SFによって保護することができる。これにより、固定ネジ26を締結する際の摩擦を低減でき、ネジ山保護の効果が認められた。
In the above embodiment, the inner surface of the
その他、振動子84については、振動体82の本体部分と共通するインバー材、スーパーインバー材、ステンレスインバー材等の低線膨張材料で形成することが望ましい。
In addition, the
〔第2実施形態〕
以下、本発明の第2実施形態に係る加工装置を図面を用いて説明する。図4は、レンズ等の光学素子を成形するための成形金型の光学面を加工する振動切削型の加工装置の構造を概念的に説明するブロック図である。
[Second Embodiment]
Hereinafter, a processing apparatus according to a second embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings. FIG. 4 is a block diagram conceptually illustrating the structure of a processing apparatus of a vibration cutting type that processes an optical surface of a molding die for molding an optical element such as a lens.
図4に示すように、加工装置10は、被加工体であるワークWを切削加工するための振動切削ユニット20と、振動切削ユニット20をワークWに対して支持するNC駆動機構30と、NC駆動機構30の動作を制御する駆動制御装置40と、振動切削ユニット20に所望の振動を与える振動子駆動装置50と、振動切削ユニット20に冷却用のガスを供給するガス供給装置60と、装置全体の動作を統括的に制御する主制御装置70とを備える。
As shown in FIG. 4, the
振動切削ユニット20は、Z軸方向に延びるツール部21先端に切削工具23を埋め込んだ振動切削工具であり、この切削工具23の高周波振動によってワークWを効率良く切削する。振動切削ユニット20は、第1実施形態で説明した構造を有する。
The
NC駆動機構30は、台座31上に第1ステージ32と第2ステージ33とを載置した構造の駆動装置である。ここで、第1ステージ32は、第1可動部35を支持しており、この第1可動部35は、チャック37を介してワークWを間接的に支持している。第1ステージ32は、ワークWを、例えばZ軸方向に沿った所望の位置に所望の速度で移動させることができる。また、第1可動部35は、ワークWをZ軸に平行な水平回転軸RAのまわりに所望の速度で回転させることができる。一方、第2ステージ33は、第2可動部36を支持しており、この第2可動部36は、振動切削ユニット20を支持している。第2ステージ33は、第2可動部36及び振動切削ユニット20を支持して、これらを例えばX軸方向やY軸方向に沿った所望の位置に所望の速度で移動させることができる。また、第2可動部36は、振動切削ユニット20を、Y軸に平行な鉛直旋回軸PXのまわりに所望の角度量だけ所望の速度で回転させることができる。特に、第2可動部36に対する振動切削ユニット20の固定位置や角度等を適宜調節して、振動切削ユニット20の先端点を鉛直旋回軸PX上に配置することにより、振動切削ユニット20をその先端点のまわりに所望の角度だけ回転させることができる。
The
なお、以上のNC駆動機構30において、第1ステージ32と第1可動部35とは、ワークWを駆動する被加工体駆動部を構成し、第2ステージ33と第2可動部36とは、振動切削ユニット20を駆動する工具駆動部を構成する。
In the
駆動制御装置40は、高精度の数値制御を可能にするものであり、NC駆動機構30に内蔵されたモータや位置センサ等を主制御装置70の制御下で駆動することによって、第1及び第2ステージ32,33や、第1及び第2可動部35,36を目的とする状態に適宜動作させる。例えば、第1及び第2ステージ32,33によって、振動切削ユニット20のツール部21先端に設けた切削工具23先端の加工点を低速でXZ面に平行な面内に設定した所定の軌跡に沿ってワークWに対して相対的に移動(送り動作)させつつ、第1可動部35によって、ワークWを水平回転軸RAのまわりに高速で回転させることができる。結果的に、駆動制御装置40の制御下で、NC駆動機構30を高精度の旋盤として活用することができる。この際、第2可動部36によって、切削工具23先端に対応する加工点を中心として、切削工具23先端を鉛直旋回軸PXのまわりに適宜回転させることができ、ワークWの被加工点に対して切削工具23先端を所望の姿勢(傾き)に設定することができる。
The
振動子駆動装置50は、振動切削ユニット20に内蔵された振動源に電力を供給するためのものであり、内蔵する発振回路やPLL回路によって、ツール部21先端を主制御装置70の制御下で所望の振動数及び振幅で振動させることができる。なお、詳細は後述するが、ツール部21先端は、軸(すなわち切り込み深さ方向に延びる工具軸)に垂直な撓み振動や軸に沿った軸方向振動が可能になっており、その2次元的な振動や3次元的な振動によってワークW表面にツール部21先端すなわち切削工具23を向けた微細で効率的な加工が可能になっている。
The
ガス供給装置60は、振動切削ユニット20を冷却するためのものであり、加圧された乾燥空気を供給するガス状流体源61と、ガス状流体源61からの加圧乾燥空気を通過させることによってその温度を調節する温度調整手段としての温度調節部63と、温度調節部63を通過した加圧乾燥空気の流量調節を行う流量調整手段としての流量調節部65とを備える。ここで、ガス状流体源61は、例えば熱的工程やデシケータ等を利用した乾燥機に空気を送り込むことによって空気を乾燥させ、コンプレッサで乾燥空気を所望の気圧まで昇圧させる。また、温度調節部63は、図示を省略するが、例えば冷媒を周囲に循環させた流路と、この流路の途中に設けた温度センサとを有し、冷媒の温度や供給量の調節によって、流路に通した加圧乾燥空気を所望の温度に調節することができる。さらに、流量調節部65は、例えばバルブやフローコントローラ(不図示)を有し、温度調節された加圧乾燥空気を振動切削ユニット20に供給する際の流量を調節することができるようになっている。
The
図5は、図4に示す加工装置10を用いたワークWの加工を説明する拡大平面図である。ツール部21の先端部21aは、既に説明したように例えばYZ面内で高速振動する。また、ツール部21の先端部21aは、図4のNC駆動機構30によって、被加工体であるワークWに対し、例えばXZ面内で所定の軌跡を描いて徐々に移動する。つまり、ツール部21の送り動作が行われる。また、被加工体であるワークWは、図4のNC駆動機構30によって、Z軸に平行な回転軸RAのまわりに一定速度で回転する(図4参照)。これにより、ワークWの旋削加工が可能になり、ワークWに対し回転軸RAのまわりに回転対称な例えば被加工面SA(例えば、凹凸の球面、非球面等の曲面のほか、位相素子面等の段差面)を形成することができる。この際、第2ステージ33を利用して、ツール部21の切削工具23の尖端をY軸方向に平行な旋回軸PXのまわりに回転させることで、切削工具23先端の振動面OSがワークWに形成すべき被加工面SAに対して略垂直になるようにする。これにより、工具の刃先の加工点を加工中略1点に維持できるので、加工点への効率良い振動伝達と刃先形状に依存しない高精度な振動切削が実現できるので、被加工面SAの加工精度を高め、被加工面SAをより滑らかなものとすることができる。また、ワークWの加工中、ツール部21先端の開口91aから切削工具23の先端に向けて加圧乾燥空気を高速で射出させるので、切削工具23や被加工面SAを効率良く冷却することができるだけでなく、切削工具23や被加工面SAの温度を加圧乾燥空気の温度と流量とによって一定範囲に収まるようにすることも可能である。この加圧乾燥空気は、ツール部21の軸心を貫通する貫通孔91を介して導入され、振動体82、軸方向振動子83、カウンタバランス85等の内部を流れるので、振動体82等の温度を加圧乾燥空気の温度と流量とによって調整することができる。このように、加圧乾燥空気の温度を調整することにより、振動体82の温度を安定させることができるので、結果的に、その先端に保持された切削工具23の刃先位置の温度ドリフトを低減することができ、高精度で再現性の高い切削加工面が得られる。
FIG. 5 is an enlarged plan view for explaining the machining of the workpiece W using the
ここで、本実施形態による振動子82の工具取付面SSを無電解Ni−Bメッキした振動切削装置10での加工実施例の詳細を述べる。本実施例に係る転写光学面の加工は、加工装置10に示す旋回軸を有した超精密加工機により実施した。
被加工物すなわちワークWの材料には、タンガロイ社のマイクロアロイF(1850Hv)を用いた。ワークWに形成すべき非球面光学面形状は、近似R凹0.9mm程度で、中心曲率半径1.33mm、最大見込み角は、65°という小さく深い凹光学面である。
光学面となる面には、予め、放電加工にて凹球面に加工し、さらに軸分解能が100nm程度の汎用的な高精度研削加工機を用いて、近似球面形状から非球面形状へ粗取り切削加工を行った。この粗取り研削加工では、電着砥石を使用し、形状補正を繰り返しながら、形状精度1μm程度まで短時間で追い込み、非球面形状に仕上げた。
次に、加工装置10により、本発明の振動切削装置を用いて切削仕上げ加工を行った。
ダイヤモンド工具すなわち切削工具23の加工用チップ23cは、先端すくい面が30°に尖った剣先形状バイトであり、切れ刃のすくい面S1(すくい面とは、図3(b)に示すように、切削工具23における切削加工材料の切削に寄与する面をいう)の先端円弧半径は1μm以下、逃げ面S2の逃げ角α(逃げ角とは、図3(b)に示すように、逃げ面S2またはその延長線の切り込み点における接線と、切削点における加工面の接線が成す角度をいう)は5°であり、すくい面が切り込み点において成す角度は−25°で、この時の切り込み量は1μmである。本振動切削では、軸方向、撓み方向それぞれに振動し、刃先軌跡は円運動もしくは楕円運動を行う。その結果、すくい面ですくい上げるように切削するため、通常の振動切削ではない加工に比べ延性モード切削であっても切込量を数倍大きくとることができる。また、加工光学面を取り付けた主軸回転数は340rpm、送り速度は0.2mm/minで切削加工を行った。
切削加工後、WYKO社製の表面粗さ測定器HD3300を使用して光学面粗さを測定した。結果は、図6に示すとおり、平均表面粗さがRa2.58nmであり、実用十分な光学鏡面が得られた。加工形状精度は、松下電器産業製の三次元形状測定器UA3Pで測定し、1回目の加工で100nmPV程度の加工形状誤差となった。その形状誤差を補正するような加工プログラムを作成し、補正加工を行ったところ、図7に示すような形状誤差50nmPVの結果が得られた。
また、本実施例の切削加工では、1本目の光学面加工に使用した工具と形状補正入りNCプログラムで2本目の光学面を切削加工し、1本目の光学面精度とほとんど同等の表面粗さと形状精度が得られ、優れた加工再現性が確認できた。
このようにして、1本のダイヤモンド工具すなわち加工用チップ23cで加工を続けて計6本まで光学面を切削加工することができ、全て、平均表面粗さ3nm以下、形状誤差50nm以下の非球面光学面を創製加工することができた。この切削加工後のダイヤモンド工具すなわち加工用チップ23cの刃先は、SEMで観察した結果、逃げ面に幅3μm程度の工具摩耗が見られるが、チッピングは全く起こしていないことが確認できた。
さらに、本実施例の効果の検証として、振動子82の工具取付面SSにルビー砥石を通してみたが、カエリがあるような引っ掛かりはなかった。また、工具取付面SSに表面粗さ計の触針を当て、表面プロファイルを測定したところ、工具取付面SSの変形は見られなかった。
Here, details of a working example in the
As the material of the workpiece, that is, the workpiece W, Microalloy F (1850 Hv) manufactured by Tungaloy was used. The shape of the aspherical optical surface to be formed on the workpiece W is a small concave optical surface having an approximate R-concave of about 0.9 mm, a central curvature radius of 1.33 mm, and a maximum prospective angle of 65 °.
The optical surface is pre-processed into a concave spherical surface by electrical discharge machining, and rough cutting from an approximate spherical shape to an aspherical shape is performed using a general-purpose high-precision grinding machine with an axial resolution of about 100 nm. Processing was performed. In this rough grinding process, an electrodeposition grindstone was used, and while repeating shape correction, the shape accuracy was driven to about 1 μm in a short time and finished to an aspherical shape.
Next, cutting finishing was performed by the
The
After cutting, the optical surface roughness was measured using a surface roughness measuring device HD3300 manufactured by WYKO. As a result, as shown in FIG. 6, the average surface roughness was Ra 2.58 nm, and a practically sufficient optical mirror surface was obtained. The machining shape accuracy was measured with a three-dimensional shape measuring instrument UA3P manufactured by Matsushita Electric Industrial Co., Ltd., and a machining shape error of about 100 nm PV was obtained in the first machining. When a machining program for correcting the shape error was created and corrected, a result with a shape error of 50 nm PV as shown in FIG. 7 was obtained.
In the cutting process of this embodiment, the second optical surface is cut with the tool used for the first optical surface processing and the NC program with shape correction, and the surface roughness is almost equal to the accuracy of the first optical surface. Shape accuracy was obtained, and excellent process reproducibility was confirmed.
In this way, it is possible to continue machining with one diamond tool, that is, the
Furthermore, as a verification of the effect of the present embodiment, a ruby grindstone was passed through the tool mounting surface SS of the
別の加工実施例は、前述の加工実施例と同じく、加工装置10に示す超精密加工機を用いて実施した。ただし、本実施例ではブレーズ構造を加工することから、旋回軸を使用せず。XZの2軸による加工を行っている。
被加工物の材料には、タンガロイ社のマイクロアロイF〈1850Hv)を使用した。光学面の形状は、ブレーズ状の回折溝を有する形状であり、ブレーズ段差量として、1μm程度のものである。
ダイヤモンド工具すなわち加工用チップ23cは、先端頂角30°に尖った剣先形状バイトを使用した。切れ刃のすくい面先端円弧半径は1μm以下、第1逃げ面角度は5°であり、すくい面が切り込み点において成す角度は、工具と被加工物との相対移動方向を含む平面において、切り込み点における切り込み方向(切り込み深さ方向)と平行な方向を0°とし、時計の回転方向をプラスとした場合に、−25°で、この時の切り込み量は1μmである。振動切削は軸方方向、撓み方向それぞれに振動し、刃先軌跡は円運動もしくは楕円運動を行う。その結果、すくい面ですくい上げるように切削するため、通常の振動切削ではない加工に比べ、延性モード切削であっても切込量を数倍大きくとることができる。
主軸の回転数は500rpm、切り込み量は100nm、送り速度は0.1mm/minとした。
本実施例で加工した結果のSEM観察像を図8に示す。図示す写真から分かるように、ブレーズのエッジ部にダレやカエリのない狙いどおりのブレーズを加工できている。また、加工表面粗さもSEM観察において鏡面となっている。これまでは、ダイヤモンド工具が非常に鋭利にできているためブレーズ加工中にダイヤモンド工具の刃先が折損を起こし、狙いのブレーズ段差まで加工することが出来なかった。しかし、振動切削の特徴である断続切削により、ダイヤモンド刃先にかかる切削抵抗を緩和させることが出来るため、ダイヤモンド工具刃先の耐久性を上げることができ、所望のブレーズ形状を加工することが可能となった。
さらに、本発明の効果の検証として、振動子の工具取付面SSにルビー砥石を通してみたが、カエリがあるような引っ掛かりはなかった。また、工具取付面SSに表面粗さ計の触針を当て、表面プロファイルを測定したところ、工具取付面SSの変形は見られなかった。
また、その高硬度材料の光学素子成形用型を用いてガラス成形し、環境変化に強い色収差補正が出来るガラス光学素子が得られた。
Another machining example was carried out using the ultra-precision machine shown in the
As the material of the workpiece, Microalloy F <1850Hv) from Tungaloy was used. The shape of the optical surface is a shape having a blazed diffraction groove, and the amount of blaze difference is about 1 μm.
As the diamond tool, that is, the
The rotation speed of the main shaft was 500 rpm, the cutting depth was 100 nm, and the feed rate was 0.1 mm / min.
FIG. 8 shows an SEM observation image obtained as a result of processing in this example. As can be seen from the picture, the blaze was processed as intended without sagging or burrs at the edge of the blaze. Further, the processed surface roughness is also a mirror surface in SEM observation. Until now, the diamond tool has been made very sharp, so the blade edge of the diamond tool broke during blazing and could not be processed to the target blaze step. However, the intermittent cutting, which is a feature of vibration cutting, can reduce the cutting resistance applied to the diamond cutting edge, so that the durability of the diamond tool cutting edge can be increased and the desired blaze shape can be machined. It was.
Further, as a verification of the effect of the present invention, a ruby grindstone was passed through the tool mounting surface SS of the vibrator, but there was no catching that caused burrs. Further, when the surface profile was measured by applying a surface roughness meter stylus to the tool mounting surface SS, no deformation of the tool mounting surface SS was found.
Further, a glass optical element capable of correcting chromatic aberration resistant to environmental changes was obtained by glass molding using the optical element molding die of the high hardness material.
〔第3実施形態〕
以下、第3実施形態に係る成形金型について説明する。図9は、第1実施形態の振動切削ユニット20を用いて作製した成形金型(光学素子用成型金型)を説明する図であり、図9(a)は、固定型すなわち第1金型2Aの側方断面図であり、図9(b)は、可動型すなわち第2金型2Bの側方断面図である。両金型2A,2Bの光学面3a,3bは、図4等に示す加工装置10によって仕上げ加工されたものである。つまり、両金型2A,2Bの母材(材料は例えば超硬)をワークWとしてチャック37に固定し、振動子駆動装置50等を動作させて振動切削ユニット20に定在波を形成しつつ切削工具23を高速振動させる。これと並行して駆動制御装置40を適宜動作させて、振動切削ユニット20のツール部21先端をワークWに対して3次元的に任意に移動させる。これにより、金型2A,2Bの転写光学面3a,3bを、球面や非球面に限らず、段差面、位相構造面、回折構造面とすることができる。
[Third Embodiment]
Hereinafter, the molding die according to the third embodiment will be described. FIG. 9 is a view for explaining a molding die (optical element molding die) manufactured by using the
図10は、図9(a)の金型2Aと、図9(b)の金型2Bとを用いてプレス成形したレンズLの断面図である。図示していないが、金型2A,2Bの光学面3a,3bが段差面、位相構造面、回折構造面等を有する場合、レンズLの成形光学面も、段差面、位相構造面、回折構造面等を有するものとなる。さらに、レンズLの材料は、プラスチックに限らず、ガラス等とすることができる。なお、レンズLを第2実施形態の加工装置10によって直接作製することもできる。
FIG. 10 is a cross-sectional view of a lens L press-molded using the
以上、実施形態に即して本発明を説明したが、本発明は、上記実施形態に限定されるものではない。例えば、振動切削ユニット20において、先端部21aの形状や、切削工具23の取付方法は適宜変更することができる。
As described above, the present invention has been described according to the embodiment, but the present invention is not limited to the above embodiment. For example, in the
また、振動切削ユニット20において、振動体82や軸方向振動子83の全体的形状や寸法は、用途に応じて適宜変更することができる。また、振動切削ユニット20があまり加熱されない場合、振動体82の寸法変化を気にしなくても良くなるので、加圧乾燥空気の供給は不要である。また、図2のガス供給装置60において、空気ではなく、オイルその他の潤滑要素等をミスト化した溶媒や粒子として添加したガス状流体や、窒素ガス等の不活性ガス等を用いることができる。
In the
また、以上の振動切削装置では、主に旋削について説明したが、図1に示す振動切削装置をルーリング加工用に改変することもできる。 In the above vibration cutting apparatus, turning has been mainly described. However, the vibration cutting apparatus shown in FIG. 1 can be modified for ruling.
10…振動切削装置、 20…振動切削ユニット、 21…ツール部、 21a…先端部、 23f…孔、 21x…溝、 23…切削工具、 23b…シャンク、 23c…加工用チップ、 25…固定ネジ、 26…固定ネジ、27…ナット、 30…駆動機構、 32…第1ステージ、 33…第2ステージ、 35…第1可動部、 36…第2可動部、 37…チャック、 40…駆動制御装置、 50…振動子駆動装置、 60…ガス供給装置、 61…ガス状流体源、 63…温度調節部、 65…流量調節部、 70…主制御装置、 82…振動体、 83,84…振動子、 85…カウンタバランス、 86…筐体、 91…貫通孔、 91a…開口、 92…給気パイプ、 AX…工具軸、 EO…楕円軌道、 RA…回転軸、 SA…被加工面、 W…ワーク
DESCRIPTION OF
Claims (16)
前記工具取付面を含む支持部分において下地よりもビッカース硬度が大きな表面被覆層を有する切削用振動体。 A cutting vibration body capable of supporting a cutting tool via a tool mounting surface and transmitting vibration given when the cutting tool is supported to the cutting tool,
A vibration body for cutting having a surface coating layer having a Vickers hardness larger than that of a base in a support portion including the tool mounting surface.
前記切削用振動体に支持される前記切削工具と、
前記切削工具を前記切削用振動体に着脱可能に固定する固定手段と、
を備える振動切削ユニット。 The cutting vibrator according to any one of claims 1 to 11,
The cutting tool supported by the cutting vibrator;
Fixing means for removably fixing the cutting tool to the cutting vibration body;
A vibration cutting unit comprising:
前記振動切削ユニットを駆動することによって変位させる駆動装置と、
を備える加工装置。 The vibration cutting unit according to any one of claims 12 and 13,
A driving device that is displaced by driving the vibration cutting unit;
A processing apparatus comprising:
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