JP2016144859A - Elliptic vibration cutting processing method - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、楕円振動切削加工、特に超音波楕円振動切削加工により鉄鋼材料を鏡面に切削加工する加工方法に関する。 The present invention relates to a machining method for cutting a steel material into a mirror surface by elliptical vibration cutting, particularly ultrasonic elliptical vibration cutting.
従来から、カメラなどの光学レンズ金型の製作においては、超精密加工機と呼ばれるナノメートルオーダーの精度を持つ加工機械と、高精度なダイヤモンド切削工具とを用いて、無電解ニッケルリンメッキ表面を切削加工することにより鏡面を得ている。 Conventionally, in the production of optical lens molds for cameras, etc., an electroless nickel phosphorous plating surface is used by using a processing machine called nanometer-order precision called an ultra-precision machine and a high-precision diamond cutting tool. The mirror surface is obtained by cutting.
しかし、無電解ニッケルリンメッキの硬さはビッカース硬さで400HV〜500HVであり、熱処理された鉄鋼材料の500HV〜900HVよりも低い。また、無電解ニッケルリンメッキは湿度が管理されない環境下では時間が経つと表面酸化膜が成長し、光沢が失われる。すなわち、錆びにより表面粗さと精度が大きく損なわれる。 However, the hardness of electroless nickel phosphorus plating is 400 HV to 500 HV in terms of Vickers hardness, which is lower than 500 HV to 900 HV of the heat-treated steel material. Also, electroless nickel phosphorus plating loses luster as the surface oxide film grows over time in an environment where the humidity is not controlled. That is, the surface roughness and accuracy are greatly impaired by rust.
また、近年、光学レンズ用途に限らず光学部品全般の金型において、メッキレスで表面粗さがRa20nm以下の大面積自由曲面に鏡面を有する金型のニーズが拡大しており、耐久性及び耐食性が必要とされる金型材料として鉄鋼材料であるマルテンサイト系ステンレス鋼が好まれる傾向が見られる。
In recent years, there has been an increasing need for a mold having a mirror surface on a large-area free-form surface having a surface roughness of
この金型を製作する加工には研削砥石や切削工具が使用されているが、研削加工や切削加工だけでは金型表面に鏡面を得ることが困難であるために、最終的には研磨工程により鏡面を得ている。また、近年の高解像度化に対応するには金型のゆがみや歪みを極力なくす必要がある。このために、加工精度を損なう研磨工程をなくし、切削加工のみで鏡面を得る必要がある。 Grinding wheels and cutting tools are used to manufacture this mold, but it is difficult to obtain a mirror surface on the mold surface by grinding and cutting alone. I get a mirror. In order to cope with the recent increase in resolution, it is necessary to minimize the distortion and distortion of the mold. For this reason, it is necessary to eliminate a polishing step that impairs processing accuracy and obtain a mirror surface only by cutting.
例えば、切削加工で鏡面を得るには加工機械及び切削工具の精度が必要条件となるが、切削工具の精度は工具材料の硬さと均一性によって決まる。そこで、例えば、単結晶ダイヤモンドを被覆した工具や特許文献1に開示されているナノ多結晶ダイヤモンドを被覆した工具はナノメートルオーダーの精度を実現できることから、光学部品用の金型の製作に使われてきた。 For example, in order to obtain a mirror surface by cutting, the accuracy of the processing machine and the cutting tool is a necessary condition, but the accuracy of the cutting tool is determined by the hardness and uniformity of the tool material. Therefore, for example, a tool coated with single crystal diamond or a tool coated with nano-polycrystalline diamond disclosed in Patent Document 1 can achieve nanometer-order accuracy, and is therefore used in the manufacture of molds for optical components. I came.
しかし、ダイヤモンドを構成する炭素は鉄への溶解度が高く、上記ダイヤモンド工具で鉄鋼材料を加工すると著しい摩耗を生じる。これにより、従来はダイヤモンド工具で製作する光学部品用の金型には鉄鋼材料は用いられず、無電解ニッケルリンメッキが使用されてきた。 However, carbon constituting diamond has high solubility in iron, and when steel material is processed with the diamond tool, significant wear occurs. Thus, conventionally, a steel material is not used for a mold for an optical component manufactured by a diamond tool, and electroless nickel phosphor plating has been used.
一方、図10に示すように、被削材101が無酸素銅である場合に切削工具100の刃先103が楕円軌道102を描く楕円振動切削加工方法が特許文献2に開示されている。この加工方法により、切削工具100と被削材101との接触時間を低減し、同時に切りくずの排出方向に切削工具100が相対運動し、切削抵抗を低減して、切削工具100の刃先103の温度上昇と被削材101との化学反応を抑制することができる。
On the other hand, as shown in FIG. 10, Patent Document 2 discloses an elliptical vibration cutting method in which the
この楕円振動切削加工方法を用いることにより、従来は困難であったダイヤモンド工具を切削工具100として使用して、鉄鋼材料を被削材101に使用しても鏡面切削加工が可能となる。
By using this elliptical vibration cutting method, mirror cutting can be performed even when a diamond tool, which has been difficult in the past, is used as the
発明者等は自由曲面光学金型の製作を目的として、単結晶ダイヤモンド工具を用いて楕円振動切削加工方法により、マルテンサイト系ステンレス鋼の切削加工を行った。その結果、加工開始直後においては特段大きな問題は発生しなかった。しかし、切削距離が500m以上になると、図11に示すように被削材101の加工面には不規則に白い筋(うねり)110が発生し、良好な鏡面が得られないことがわかった。
The inventors cut martensitic stainless steel by an elliptical vibration cutting method using a single crystal diamond tool for the purpose of producing a free-form optical mold. As a result, no serious problem occurred immediately after the start of processing. However, it was found that when the cutting distance is 500 m or more, white streaks (swells) 110 are irregularly generated on the processed surface of the
そこで、本発明においては前述した問題点に鑑みて、楕円振動切削加工、特に超音波楕円振動切削加工により鉄鋼材料を鏡面に切削加工する加工方法を提供することを課題とする。 In view of the above-described problems, an object of the present invention is to provide a machining method for machining a steel material into a mirror surface by elliptical vibration cutting, particularly ultrasonic elliptical vibration cutting.
発明者等は様々な切削条件について鋭意研究した結果、白い筋の原因は切削方向に平行に分布する細長い炭化物であることを見出した。 As a result of intensive studies on various cutting conditions, the inventors have found that the cause of white streaks is elongated carbides distributed in parallel to the cutting direction.
ここで、従来から光学部品用金型として用いられてきた無電解ニッケルリンメッキは微結晶あるいはアモルファスであり、鉄鋼材料のように炭化物の偏析や大きな結晶粒は存在しない。さらに、メッキプロセスにより製作されるため、材料表面は全ての方向に対して均一であり、硬さも均一である。また、特許文献2に開示されている無酸素銅にも細長い炭化物は存在しない。 Here, electroless nickel phosphor plating conventionally used as a mold for optical components is microcrystalline or amorphous, and there is no segregation of carbides or large crystal grains unlike steel materials. Furthermore, since it is manufactured by a plating process, the material surface is uniform in all directions and the hardness is also uniform. Also, there is no elongated carbide in the oxygen-free copper disclosed in Patent Document 2.
一方、鉄鋼材料は溶解により製造される場合は、通常、鋳込み、鍛造、圧延等の工程を経る。そのため、材料内部には圧延時に引き伸ばされた方向(以下、圧延方向という。)に結晶粒や炭化物が著しく変形しており、結晶粒や炭化物の形状は圧延方向に細長くなる。 On the other hand, when a steel material is manufactured by melting, it usually undergoes processes such as casting, forging, and rolling. For this reason, crystal grains and carbides are remarkably deformed in the material in the direction stretched during rolling (hereinafter referred to as the rolling direction), and the shapes of the crystal grains and carbides are elongated in the rolling direction.
また、鉄鋼材料は様々な成分が含まれており、その含有される成分により局所的に硬さが異なる。特にバナジム、クロム、タングステン、モリブデンなどの金属と炭素が結合した炭化物はマトリックス(基地)部分より硬い。また、炭化物は圧延前の材料では通常10μm〜100μmの大きさで分散している。しかし、圧延工程後の炭化物は圧延方向に長く伸びた形状になる。 Steel materials contain various components, and the hardness varies locally depending on the components contained. In particular, carbides in which carbon such as vanadium, chromium, tungsten, and molybdenum is bonded to carbon are harder than the matrix (base) portion. Further, the carbide is usually dispersed in a size of 10 μm to 100 μm in the material before rolling. However, the carbide after the rolling process has a shape elongated in the rolling direction.
そこで、本発明においては、切削工具の刃先を被削材に対して相対的に楕円振動させながら被削材に平面又は自由曲面を成す鏡面を加工する楕円振動切削加工方法であって、切削工具の切削方向と被削材の圧延方向とを略垂直にする楕円振動切削加工方法を提供することにより前述した課題を解決した。 Accordingly, in the present invention, there is provided an elliptical vibration cutting method for machining a mirror surface that forms a flat surface or a free-form surface on a work material while causing the cutting edge of the cutting tool to vibrate elliptically relative to the work material. The above-described problems have been solved by providing an elliptical vibration cutting method in which the cutting direction of the workpiece and the rolling direction of the work material are substantially perpendicular.
即ち、楕円振動しながら切削工具が進む方向(切削方向)と被削材の圧延方向とを略垂直にすることにより、切削工具と被削材における炭化物との接触時間を短くして、楕円軌道を描く切削工具が硬い炭化物の影響を受ける時間を短くする。これにより、切削工具が通過する領域全体において炭化物が切削抵抗になって工具の逃げ、構成刃先及び超音波振動の共振状態等に与える影響を小さくする。 That is, the contact time between the cutting tool and the carbide in the work material is shortened by making the direction in which the cutting tool advances while being elliptically vibrated (cutting direction) and the rolling direction of the work material, thereby reducing the elliptical orbit. Reduces the time that the cutting tool is affected by hard carbides. Thereby, in the whole area | region which a cutting tool passes, the carbide | carbonized_material becomes cutting resistance, and the influence which it has on the escape state of a tool, a constituent blade edge, the resonance state of ultrasonic vibration, etc. is reduced.
また、使用する切削工具は、単結晶ダイヤモンドを被覆した工具、ナノ多結晶ダイヤモンドを被覆した工具、多結晶ダイヤモンドを被覆した工具のうちのいずれかを用いることもできる。即ち、切削工具のうち上記いずれかの切削工具を用いることにより、切削工具が耐久性及び耐熱性を有し、硬い炭化物の影響を受けにくくなり、楕円振動切削加工の楕円軌道が安定する。 The cutting tool used may be any of a tool coated with single crystal diamond, a tool coated with nano-polycrystalline diamond, and a tool coated with polycrystalline diamond. That is, by using any one of the above cutting tools among the cutting tools, the cutting tool has durability and heat resistance, becomes less susceptible to hard carbides, and stabilizes the elliptical orbit of elliptical vibration cutting.
さらに、被削材をマルテンサイト系ステンレス鋼製の工作物として、その工作物は表面硬さがビッカース硬さで300HV以上700HV以下の工作物であって、マルテンサイト系ステンレス鋼は、JIS規格によって規定されているSUS420J1又はSUS420J2と同一成分であり、微量金属又は半金属のうち1種又は2種以上をそれぞれ1.0重量%以下で含有するマルテンサイト系ステンレス鋼に限定することもできる。すなわち、被削材を特定の鋼種に限定することで楕円振動切削加工方法によりマルテンサイト系ステンレス鋼を切削加工した際に、鏡面内に炭化物からなる細長い島状の凸部を散在させ、かつ、規則的な周期をもった凹凸曲面をマトリックスに形成することで、工作物の鏡面に白い筋がなく、ゆがみを少なくすることができる。 Further, the work material is a work made of martensitic stainless steel, and the work is a work having a surface hardness of 300 HV to 700 HV in terms of Vickers hardness. The martensitic stainless steel conforms to JIS standards. It can be limited to martensitic stainless steel which is the same component as SUS420J1 or SUS420J2 and contains one or more of trace metals or metalloids at 1.0 wt% or less. That is, when cutting the martensitic stainless steel by the elliptical vibration cutting method by limiting the work material to a specific steel type, the elongated island-shaped convex portions made of carbides are scattered in the mirror surface, and By forming a concave and convex curved surface with a regular period in the matrix, there is no white streaks on the mirror surface of the workpiece, and distortion can be reduced.
本発明においては、切削工具の切削方向と被削材の圧延方向とを略垂直にすることにより、切削工具パス全域において硬い炭化物が切削工具に与える影響を小さくすることができる。これにより、切削工具の逃げ、構成刃先及び超音波振動の共振状態等の切削抵抗を小さくすることができるので、被削材の表面に白い筋を発生させることなく切削加工を実施し、ゆがみの少ない光学用部品も製作できる。 In the present invention, by making the cutting direction of the cutting tool substantially perpendicular to the rolling direction of the work material, the influence of hard carbide on the cutting tool in the entire cutting tool path can be reduced. This makes it possible to reduce cutting resistance such as cutting tool escape, component cutting edge and ultrasonic vibration resonance state, so that cutting can be performed without generating white streaks on the surface of the work material. A small number of optical parts can be manufactured.
また、切削工具を単結晶ダイヤモンド工具、ナノ多結晶ダイヤモンド工具、多結晶ダイヤモンド工具のうちのいずれかを用いることにより、切削工具が耐久性及び耐熱性を有し、硬い炭化物の影響を受けにくくなる。また、楕円振動切削加工の楕円軌道が安定し、被削材の表面に白い筋を発生させず、さらに、切削加工精度が向上し、ゆがみの少ない光学用部品も製作できる。 Moreover, by using any one of a single crystal diamond tool, a nano-polycrystalline diamond tool, and a polycrystalline diamond tool as the cutting tool, the cutting tool has durability and heat resistance, and is less susceptible to hard carbides. . In addition, the elliptical trajectory of the elliptical vibration cutting process is stabilized, white streaks are not generated on the surface of the work material, the cutting precision is improved, and an optical part with less distortion can be manufactured.
さらに、被削材をマルテンサイト系ステンレス鋼製の工作物などに限定することで楕円振動切削加工方法によって製作されたゆがみの少ない工作物、例えば、レンズ等の光学用部品に適用することで、光学特性に優れた光学製品、光学機器等を提供することが可能となる。 Furthermore, by limiting the work material to a martensitic stainless steel workpiece, etc., it is applied to an optical component such as a lens, which is produced by an elliptical vibration cutting method with less distortion. It is possible to provide an optical product, an optical instrument, and the like having excellent optical characteristics.
以下、本発明の実施形態について図面を参照して詳細に説明する。図1は被削材11が丸鋼の場合における切削工具10A、10Bの切削方向を示す模式図、図2は被削材11が角鋼の場合における切削工具10A、10Bの切削方向を示す模式図である。図1に示すように、被削材11が丸鋼のような円柱形状の場合、その圧延方向21は被削材11の長手方向に平行である。そのため、円柱形状の被削材11の端面12もしくは側面13を切削工具10A、10Bにより切削加工する場合は、切削工具10A、10Bによる切削方向30と被削材11の圧延方向21は常に垂直になる。例えば、被削材11をレンズ金型用途に適用する場合、被削材11を回転方向20に回転しながら切削加工する際には、被削材11が回転対称体でもあるので、切削工具10A、10Bの切削方向30と被削材11の圧延方向21は互いに垂直な関係になる。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings. FIG. 1 is a schematic diagram showing the cutting direction of the
これに対して、被削材11が角鋼のように直方体形状の場合には、図2に示すように切削工具10A、10Bによる切削方向30、31は、被削材11の圧延方向(炭化物長手方向)21との関係で必ずしも互いに垂直な関係になるとは限らない。つまり、被削材11の圧延方向21と切削方向30、31の関係は、切削方向30のように垂直な関係になる場合と、切削方向31の場合のように平行な関係になる場合がある。
On the other hand, when the
図7は本発明の加工方法によって加工された金型60および当該金型60を用いて成型された成型品70を示す外観図である。図7に示すような自由曲面を有する金型60の作製は、図2に示すように切削工具10Aを、例えば切削方向30に動かしながら目的とする形状に応じて切削工具10Aを深さ方向に出し入れすることで、その軌跡を目的の自由曲面に加工する。すなわち、圧延方向21と平行にX軸、切削方向30と平行にY軸、被削材11に切削工具10Aが深く入る方向と平行にZ軸とした場合、目的とする形状をX、Y、Zの各座標として求めておき、切削工具10AをY軸方向に動かしながら、そのX座標、Y座標に応じたZ座標に切削工具10Aを移動させる。
FIG. 7 is an external view showing a
図2に示すように切削工具10AがY座標で被削材11の端から端まで移動した後、Z座標をマイナス方向に動かして切削工具10Aを逃がして、Y座標を元の切削開始位置まで戻す。同時に、図5に示す設定した割り出しピッチP2分だけX座標を移動させ、再びX、Y各座標に対応したZ座標に制御しながらY方向に切削工具10Aを移動させて切削する。これを繰り返して被削材11の全面を切削加工する。
As shown in FIG. 2, after the
形状によってはZ軸方向の切り込み深さ、割り出しピッチP2および切削速度を変えながら粗加工、中仕上げ加工、仕上げ加工の順番に全面加工を何度か繰り返す場合がある。図5に示す割り出しピッチP2を小さくすることで被削材11の表面粗さは小さくなるが、加工時間は長くなる。そのため、一般的に粗加工時の割り出しピッチP2は大きくするか、仕上げ加工時の割り出しピッチP2は小さくする。
Depending on the shape, the entire surface processing may be repeated several times in the order of roughing, intermediate finishing, and finishing while changing the cutting depth in the Z-axis direction, the indexing pitch P2, and the cutting speed. By reducing the indexing pitch P2 shown in FIG. 5, the surface roughness of the
なお、ここで述べる切削工具10A、10Bの移動とは、被削材11に対して相対的な移動のことを示し、機械構成によっては切削工具10A、10Bを固定した状態で被削材11を移動させる場合もある。また、これは、例えばY軸方向は切削工具10が移動してX軸方向、Z軸方向は被削材11が移動するなど、X、Y、Zの各軸について、おのおのどちらも移動する場合がありうる。
The movement of the
また、図2に示すように、被削材11(圧延された材料)は一般には、圧延方向(炭化物長手方向)に長い形状をしているため、角鋼を切削加工する際、大きさの差が極端でないかぎり最長辺の方向(被削材11の長手方向)が圧延方向21になる場合が多い。
In addition, as shown in FIG. 2, the work material 11 (rolled material) generally has a long shape in the rolling direction (carbide longitudinal direction). In many cases, the direction of the longest side (longitudinal direction of the work material 11) is the rolling
そして、例えば、プレーナ加工により切削を行う場合、エアカットの時間をできるだけ少なくし、また、段取りを容易にするため、被削材11の最長辺の方向を一般的に切削方向31とする。すなわち、切削する方向は切削方向31のように圧延方向21と平行になる場合が多い。
For example, when cutting by planar processing, the direction of the longest side of the
図3に示すように、本発明の楕円振動切削加工方法は、被削材11(角鋼)の圧延方向21に対して切削工具10の切削方向30が略垂直である。これにより、切削工具10と炭化物41との接触時間が短くなり、切削工具10がマトリックス42よりも硬い炭化物41の影響を受ける時間を短くする。
As shown in FIG. 3, in the elliptical vibration cutting method of the present invention, the cutting
例えば、切削方向30に対して垂直方向(圧延方向21)に200μm以上1000μm以下であり切削方向30に対して平行方向に10μm以上50μm以下であり、高さ方向(Z方向:紙面奥行き方向)に0.02μm以上0.06μm以下のサイズで細長い島状の凸部が形成された炭化物41を被削材11表面に散在させる。これにより、図11のような白い筋(うねり)110は発生しない。
For example, it is 200 μm or more and 1000 μm or less in the direction perpendicular to the cutting direction 30 (rolling direction 21), is 10 μm or more and 50 μm or less in the direction parallel to the cutting
また、図4に示すように、切削工具10を被削材11(角鋼)に対して相対的に切削方向30の上下前後(図4のYZ面内)に楕円軌道52に振動させて被削材11を切削加工することで、図6に示すような工作物(金型)60に平面又は自由曲面を成す鏡面を加工する。
Further, as shown in FIG. 4, the cutting
これにより、切削工具10と被削材11との接触時間を低減し、切削抵抗を大幅に低減して、図4に示すように切削工具10の刃先14の温度上昇と被削材11との化学反応を大幅に抑制できる。また、鏡面には切削工具10の振動周期及び切削速度による切削方向ピッチP1によって周期的な凹凸曲線53が形成される。
Thereby, the contact time between the cutting
さらに、図5に示すように、切削方向を圧延方向21に対して垂直(紙面手前方向)にすることで切削工具10の刃先14と炭化物41との接触時間を短くすることができる。また、被削材11の表面には切削工具10の割り出しピッチP2に相当する周期的な凹凸曲線54が切削方向に垂直方向(圧延方向21)に形成される。
Furthermore, as shown in FIG. 5, the contact time of the
よって、図6に示すように工作物60の表面に、切削方向30に対して垂直方向(圧延方向21)に10μm以上1000μm以下であり、切削方向30に対して平行方向に0.01μm以上10μm以下の規則的な周期をもった凹凸曲面を形成できる。すなわち、図11の被削材11に示すような白い筋110は出現せず、良好な鏡面を得ることができ、表面粗さRaが20nm以下のゆがみの少ない工作物、例えば、金型やレンズ等の光学用部品を製作できる。
Therefore, as shown in FIG. 6, the surface of the
炭化物で構成された細長い島状凸部が該炭化物の長手方向に200μm以上1000μm以下の範囲であり、該炭化物長手方向と垂直方向に10μm以上50μm以下の範囲である寸法で散在する該島状凸部と、前記炭化物長手方向に対して平行方向に10μm以上1000μm以下の範囲であり、該炭化物長手方向に対して垂直方向30に0.01μm以上10μm以下の範囲である規則的な周期をもった凹凸曲面で前記島状凸部が分布するマトリックスに形成された該凹凸曲面と、を有する鏡面を形成された光学用部品を用いることで、光学特性に優れた光学製品、光学機器等を提供することが可能となる。
The elongated island-shaped convex portions made of carbide are in the range of 200 μm or more and 1000 μm or less in the longitudinal direction of the carbide, and the island-shaped projections scattered in a dimension in the range of 10 μm or more and 50 μm or less in the direction perpendicular to the longitudinal direction of the carbide And a range of 10 μm or more and 1000 μm or less in a direction parallel to the carbide longitudinal direction, and a regular period that is a range of 0.01 μm or more and 10 μm or less in a
ここで、炭化物には高さ方向(Z軸方向)には0.02μm以上0.06μm以下の差異が生じる。これは、島状凸部を形成する炭化物がマトリックス部分よりも硬さが高いために、切削時に切削工具や図示しない加工機械が弾性変形するためである。 Here, the carbide has a difference of 0.02 μm or more and 0.06 μm or less in the height direction (Z-axis direction). This is because the carbide forming the island-shaped convex portions is harder than the matrix portion, so that a cutting tool and a processing machine (not shown) are elastically deformed during cutting.
また、図2に示すように、切削方向30を90°変更し、切削方向31のように圧延方向(炭化物長手方向)21に沿って加工すると、図11に示すように切削方向31に沿って白い筋110が発生して被削材11表面の品質が低下するために良好な鏡面が得られない。
As shown in FIG. 2, when the cutting
これは、被削材の圧延方向に長く伸びた炭化物が、切削方向に沿って切削工具の刃先に長時間接触するため、切削抵抗による切削工具の刃先の逃げ、構成刃先及び超音波振動の共振状態等に影響を与えるためである。 This is because the carbide extending long in the rolling direction of the work material contacts the cutting edge of the cutting tool for a long time along the cutting direction, so that the cutting edge of the cutting tool escapes due to cutting resistance, the constituent cutting edge and the resonance of the ultrasonic vibration. This is because it affects the state and the like.
即ち、走査型白色干渉法により工作物(金型)の表面が切削方向に対して垂直方向(圧延方向)に200μm以上1000μm以下であり、切削方向に対して平行方向に10μm以上50μm以下のサイズで散在する炭化物で形成された細長い島状の凸部と、切削方向に対して垂直方向(圧延方向)に10μm以上1000μm以下であり切削方向に対して平行方向に0.01μm以上10μm以下である規則的な周期をもった凹凸曲面で島状凸部が分布するマトリックスに形成された凹凸曲面と、を有するか否か調べることができる。これにより、本発明に係る楕円振動切削加工方法によって製作された工作物(金型)であるか否かを判定できる。 That is, the size of the surface of the workpiece (die) is 200 μm or more and 1000 μm or less in the direction perpendicular to the cutting direction (rolling direction) by the scanning white interference method, and is 10 μm or more and 50 μm or less parallel to the cutting direction. Are elongated island-shaped convex portions formed of carbides scattered in the direction of 10 μm to 1000 μm in the direction perpendicular to the cutting direction (rolling direction) and 0.01 μm to 10 μm in the direction parallel to the cutting direction. It is possible to examine whether or not it has a concave and convex curved surface formed in a matrix in which island-shaped convex portions are distributed with a concave and convex curved surface having a regular period. Thereby, it can be determined whether it is a workpiece (die) manufactured by the elliptical vibration cutting method according to the present invention.
例えば、図7に示すように走査型白色干渉法により成型品70の表面が200μm以上1000μm以下であり、10μm以上50μm以下のサイズで散在する炭化物41で形成された細長い島状の凸部が転写された凹部71と、10μm以上1000μm以下であり0.01μm以上10μm以下である規則的な周期をもった凹凸曲面55で前記島状凸部41が分布するマトリックスに形成された凹凸曲面55が転写された凸凹曲面75と、を有するか調べることで、成型に使用された金型60がどのような加工方法により作製されたかを特定できる。
For example, as shown in FIG. 7, the surface of the molded
また、図8に示すように、工作物60の圧延方向21は、鏡面を微分干渉顕微鏡により細長く引き伸ばされた炭化物41を観察することで特定できる。さらに、鏡面を硝酸アルコール等の腐食液を使用して細長い島状の凸部の炭化物41と粒界を際立たせて引き伸ばされた方向を観察することや、走査型電子顕微鏡によって反射電子像を観察することで特定できる。
In addition, as shown in FIG. 8, the rolling
なお、図7および図8に示すように工作物60が金型であった場合は、該金型60を使用して成型された成型品70に転写された細長い島状凹部71及び凸凹曲面75を調べることで本発明の楕円振動切削加工方法により製作された金型60か否かを特定できる。
When the
さらに、工作物(金型)60の凹凸曲面55は、切削方向30に対して垂直方向(圧延方向21)に形成された割り出しピッチP2(図5参照)と、切削方向30に対して平行方向に形成された切削方向ピッチP1(図4参照)と、を共焦点レーザー顕微鏡や光学顕微鏡の焦点合成によっても測定できる。また、工作物60が小型であれば原子間力顕微鏡によっても測定できる。なお、割り出しピッチP2は、触針式の表面粗さ計でも測定可能である。
Furthermore, the concave and convex
なお、本発明における「略垂直」という文言には常識的な誤差の範囲を含むものとする。すなわち、工作物の表面に対してほぼ楕円形に出現する炭化物の長手方向をそもそも厳密に測定することが困難であり、数度の範囲で誤差を含む。 The term “substantially vertical” in the present invention includes a common error range. That is, it is difficult to accurately measure the longitudinal direction of carbide appearing approximately elliptically with respect to the surface of the workpiece, and includes an error within a range of several degrees.
また、材料の切り出しや加工機械への取り付け誤差の範囲も本発明に含むものとする。しかし、あえてより詳細に圧延方向と切削方向の検討を行った結果、圧延方向、すなわち炭化物の伸びた方向と切削方向との角度は、好ましくは80度以上100度以下であり、より好ましくは85度以上95度以下であるとの結論に至った。 In addition, the present invention also includes a range of material cutout and attachment error to a processing machine. However, as a result of deliberately examining the rolling direction and the cutting direction in detail, the angle between the rolling direction, that is, the direction in which the carbides are elongated and the cutting direction is preferably 80 degrees or more and 100 degrees or less, more preferably 85. It came to the conclusion that it is more than 95 degree | times.
そのような角度範囲とするに至った理由について以下に説明する。図12に炭化物の圧延方向の長さを1として、炭化物の幅が5分の1、10分の1、20分の1、および100分の1の各場合(以降、それぞれアスペクト比5、10、20、100とする)の圧延方向(炭化物の長手方向)と切削方向のなす角θとの場合における、1つの炭化物を横切る最大長さ、すなわち中心を通る線分の長さLの算出結果を示す。なお、炭化物は図9などの観察結果を元に楕円形に近似して算出した。また、図13は図12の部分拡大図である。 The reason for reaching such an angle range will be described below. In FIG. 12, when the length of the carbide in the rolling direction is 1, the width of the carbide is 1/5, 1/10, 1/20, and 1/100 (hereinafter, the aspect ratio is 5 and 10 respectively). , 20, 100) in the case of the rolling direction (the longitudinal direction of the carbide) and the angle θ formed by the cutting direction, the calculation result of the maximum length across one carbide, that is, the length L of the line segment passing through the center Indicates. The carbide was calculated by approximating an ellipse based on the observation results shown in FIG. FIG. 13 is a partially enlarged view of FIG.
図12、図13から、アスペクト比10以上の場合、切削方向と炭化物の長手方向のなす角θが80度以上100度以下で工具が炭化物を横切る長さLが0.2以下となる。さらに、85度以上95度以下ではLの値が0.15以下となる。また、アスペクト比5の場合は、角度θが80度以上100度以下でLが0.25以下になる。 12 and 13, when the aspect ratio is 10 or more, the angle L formed by the cutting direction and the longitudinal direction of the carbide is 80 degrees or more and 100 degrees or less, and the length L that the tool crosses the carbide is 0.2 or less. Further, the value of L is 0.15 or less at 85 degrees or more and 95 degrees or less. When the aspect ratio is 5, the angle θ is 80 degrees or more and 100 degrees or less, and L is 0.25 or less.
本発明の効果を十分に発揮するには、工具が炭化物を横切る長さを十分に低減する必要がある。具体的には、前述のLの値が0.25以下、0.20以下、0.15以下であることが好ましい。このことから、圧延方向と切削方向のなす角は80度以上100度以下であることが好ましく、炭化物のアスペクト比が10以上であり、炭化物の長手方向と切削方向のなす角θは85度以上95度以下であることがより好ましい。 In order to fully demonstrate the effects of the present invention, it is necessary to sufficiently reduce the length of the tool across the carbide. Specifically, the value of L described above is preferably 0.25 or less, 0.20 or less, or 0.15 or less. Therefore, the angle formed by the rolling direction and the cutting direction is preferably 80 degrees or more and 100 degrees or less, the aspect ratio of the carbide is 10 or more, and the angle θ formed by the longitudinal direction of the carbide and the cutting direction is 85 degrees or more. More preferably, it is 95 degrees or less.
実際に本発明の効果の大きさはθの範囲に依存して連続的に変化するので、θが80度以下あるいは100度以上で本発明の効果が得られないということではない。しかし、材料は圧延方向に垂直または平行に切り出されることが多く、また材料の切り出し方向に対して平行または垂直以外の方向に切削するとエアカットの時間が長くなり、非効率である。このことからも、本発明の請求範囲は切削方向を圧延方向と略垂直とし、上記角度θの範囲は80度以上100度以下の角度範囲とした。 Actually, since the magnitude of the effect of the present invention continuously changes depending on the range of θ, it does not mean that the effect of the present invention cannot be obtained when θ is 80 degrees or less or 100 degrees or more. However, the material is often cut out in a direction perpendicular or parallel to the rolling direction, and if the material is cut in a direction other than parallel or perpendicular to the cutting direction of the material, the air cut time becomes long, which is inefficient. For this reason as well, the claimed range of the present invention is such that the cutting direction is substantially perpendicular to the rolling direction, and the range of the angle θ is in the range of 80 degrees to 100 degrees.
本発明に係る楕円振動切削加工方法(以下、本発明方法という。)および従来の楕円振動切削加工方法(以下、従来方法という)を用いて以下の加工条件で切削試験を行った。また、本発明方法は被削材の圧延方向と垂直に、従来方法は被削材の圧延方向と平行に被削材表面を楕円振動切削加工した。さらに、評価を正確に行うために被削材の形状は単純平面とした。
・振動条件:振幅4(μm)×50(kHz)
・加工方法:プレーナ加工
・加工速度:1000(mm/min)
・切り込み量:3(μm)
・割り出しピッチ:25(μm)
・加工面積:12000(mm2)
・切削距離:600(m)
・切削時間:10(h)
・加工時間:19.1(h)
・切削工具:単結晶ダイヤモンドバイト
・切削工具先端の面取り径R:5.0(mm)
・切削液:油性切削液
・被削材:マルテンサイト系ステンレス鋼(表面硬さ52HRC)
Using the elliptical vibration cutting method according to the present invention (hereinafter referred to as the method of the present invention) and the conventional elliptical vibration cutting method (hereinafter referred to as the conventional method), a cutting test was performed under the following processing conditions. In the method of the present invention, the surface of the work material was subjected to elliptical vibration cutting in a direction perpendicular to the rolling direction of the work material, and in the conventional method, the work material surface was subjected to elliptical vibration cutting. Furthermore, the shape of the work material was a simple plane for accurate evaluation.
・ Vibration conditions: Amplitude 4 (μm) × 50 (kHz)
・ Processing method: Planar processing ・ Processing speed: 1000 (mm / min)
・ Cut amount: 3 (μm)
・ Indexing pitch: 25 (μm)
・ Processing area: 12000 (mm 2 )
・ Cutting distance: 600 (m)
・ Cutting time: 10 (h)
・ Processing time: 19.1 (h)
・ Cutting tool: Single crystal diamond tool ・ Chamfering diameter R at cutting tool tip: 5.0 (mm)
・ Cutting fluid: Oil-based cutting fluid ・ Work material: Martensitic stainless steel (surface hardness 52HRC)
また、切削距離520m付近の被削材表面の目視による表面観察を行い、さらに、走査型白色干渉顕微鏡によって表面粗さ(PV、rms、Ra)測定を行った。ここで、PVは測定した粗さ曲線の高さ方向の最高点と最低点の高低差、rmsは粗さ曲線の平均線から測定曲線までの偏差の二乗を平均した値の平方根、Raは測定曲線の平均粗さを示す。 Further, the surface of the work material near the cutting distance of 520 m was visually observed, and surface roughness (PV, rms, Ra) was measured with a scanning white interference microscope. Where PV is the height difference between the highest and lowest points of the measured roughness curve, rms is the square root of the average of the squares of the deviations from the average line of the roughness curve to the measurement curve, and Ra is the measurement The average roughness of the curve is shown.
表1は、本発明方法および従来方法の各方法を用いて行った切削試験後の上記工作物の表面観察(白い筋の有無)及び表面粗さ測定を行った結果である。表1に示すように、本発明方法を用いて切削加工すると、鏡面に白い筋は認められなかった。しかし、従来方法では図11に示すような工作物の表面に白い筋が認められた。この結果から、本発明方法による工作物の切削加工面は従来方法より品質が向上していることがわかった。 Table 1 shows the results of surface observation (presence or absence of white streaks) and surface roughness measurement of the workpiece after the cutting test performed using the method of the present invention and the conventional method. As shown in Table 1, when cutting was performed using the method of the present invention, no white streaks were observed on the mirror surface. However, in the conventional method, white streaks are recognized on the surface of the workpiece as shown in FIG. From this result, it was found that the quality of the machined surface of the workpiece by the method of the present invention was improved compared to the conventional method.
また、図9(a)は本発明方法により楕円振動切削加工された工作物の表面を走査型白色干渉顕微鏡で測定した画像図であり、該画像図のD1−D1断面の表面粗さ(PV、rms、Ra)測定を行った。さらに、図9(b)は従来方法により楕円振動切削加工された加工面を走査型白色干渉顕微鏡で測定した画像図であり、該画像のD2−D2断面の表面粗さ(PV、rms、Ra)測定を行った。 FIG. 9 (a) is an image obtained by measuring the surface of a workpiece that has been subjected to elliptical vibration cutting according to the method of the present invention with a scanning white interference microscope. The surface roughness (PV) of the D1-D1 cross section of the image is shown in FIG. , Rms, Ra) measurements were made. Further, FIG. 9B is an image obtained by measuring a processed surface that has been subjected to elliptical vibration cutting by a conventional method with a scanning white interference microscope, and the surface roughness (PV, rms, Ra) of the D2-D2 cross section of the image. ) Measurement was performed.
表1に示すように、従来方法ではPV572nm、rms20nm、Ra16nmであるのに対し、本発明方法の表面粗さはPV121nm、rms15nm、Ra12nmであり、品質とともに加工精度も向上していることがわかった。 As shown in Table 1, it was found that the surface roughness of the method of the present invention is PV121 nm, rms15 nm, and Ra12 nm, and the processing accuracy is improved as well as quality, while the conventional method is PV572 nm, rms20 nm, and Ra16 nm. .
これは、切削工具の楕円軌道が進む方向(切削方向)と被削材の圧延方向とを略垂直にすることにより、切削工具と被削材の炭化物との接触時間が短くなり、切削工具が硬い炭化物の影響を受ける時間が短くなったためである。 This is because the contact time between the cutting tool and the carbide of the work material is shortened by making the direction in which the elliptical orbit of the cutting tool advances (cutting direction) and the rolling direction of the work material substantially perpendicular to each other. This is because the time affected by the hard carbide is shortened.
なお、表面粗さRaは、切削距離520m付近でRa12nmとRa16nmの差であったが、白い筋がなければRa20nm以下で十分に光学用金型としての品質を満足するため、目視での白い筋の有無が品質上特に重要である。
The surface roughness Ra was a difference between
ここで、本発明方法により楕円振動切削加工された被削材の表面には切削方向に垂直方向に200μm以上1000μm、切削方向に平行方向に10μm以上50μm以下、高さ方向に0.02μm以上0.06μm以下のサイズで散在する炭化物で形成された細長い島状の凸部が観察された。 Here, the surface of the work material that has been subjected to elliptical vibration cutting by the method of the present invention is 200 μm to 1000 μm in the direction perpendicular to the cutting direction, 10 μm to 50 μm in the direction parallel to the cutting direction, and 0.02 μm to 0 in the height direction. A long and slender island-shaped convex portion formed of carbides scattered in a size of 0.06 μm or less was observed.
さらに、この島状の凸部が分布するマトリックスに、切削速度1000mmと楕円振動の周期50kHzによる切削方向ピッチ(0.33μm)に対応する規則的な凹凸曲線が切削方向に存在する。また、割り出しピッチ(25μm)に対応する規則的な凹凸曲線が切削方向と垂直方向、すなわち島状の凸部の細く伸びた方向(圧延方向)に存在する。 Furthermore, a regular uneven curve corresponding to a cutting direction pitch (0.33 μm) with a cutting speed of 1000 mm and an elliptical vibration period of 50 kHz exists in the cutting direction in the matrix in which the island-shaped convex portions are distributed. In addition, a regular uneven curve corresponding to the index pitch (25 μm) exists in the direction perpendicular to the cutting direction, that is, the direction in which the island-shaped protrusions are elongated (rolling direction).
すなわち、切削方向に対して垂直方向に10μm以上1000μm以下の規則的な周期をもった凹凸曲線と、切削方向に対して平行方向に0.01μm以上10μm以下の規則的な周期をもった凹凸曲線と、で囲まれた凹凸曲面が形成されている。 That is, an uneven curve having a regular cycle of 10 μm or more and 1000 μm or less in a direction perpendicular to the cutting direction and an uneven curve having a regular cycle of 0.01 μm or more and 10 μm or less in a direction parallel to the cutting direction. And an uneven curved surface surrounded by.
なお、加工速度と振動周期から切削方向ピッチの関係は下記の式により求められる。
切削方向ピッチ
=(切削速度)÷(振動周期)
=[1000(mm/min)÷60(sec/min)]÷50000(/sec)
≒0.00033(mm)=0.33(μm)
The relationship between the cutting speed and the vibration cycle is determined by the following equation.
Cutting direction pitch = (cutting speed) ÷ (vibration period)
= [1000 (mm / min) ÷ 60 (sec / min)] ÷ 50000 (/ sec)
≒ 0.00033 (mm) = 0.33 (μm)
一方、従来方法のように圧延方向に平行に切削方向をとって、切削試験を行った場合には、切削方向(圧延方向)のうねり(白い筋)が大きく、本発明方法で見られた島状凸部は明確には観察されなかった。これは、炭化物の影響が限定的な範囲で島状としてではなく、切削面上において炭化物が切削工具に長く影響を与え、切削方向のうねりとして表れている。これにより、被削材の表面に白い筋(うねり)が発生し(図11参照)、本発明方法に比べて従来方法の表面粗さPVが4倍以上高くなっていた。 On the other hand, when the cutting test was performed with the cutting direction parallel to the rolling direction as in the conventional method, undulations (white streaks) in the cutting direction (rolling direction) were large, and the islands seen in the method of the present invention were observed. The convex shape was not clearly observed. This is not an island shape in the limited range of the influence of the carbide, but the carbide has a long influence on the cutting tool on the cutting surface and appears as waviness in the cutting direction. As a result, white streaks (swells) were generated on the surface of the work material (see FIG. 11), and the surface roughness PV of the conventional method was four times higher than that of the method of the present invention.
なお、超精密加工機によるプレーナ加工においては、切削工具の戻り時間、一定の切削距離毎に設ける切削工具の空振り時間、切り込み方向、逃げ方向及び割り出し方向への移動時間等があるため、切削時間に対して実際の加工時間が長くなる。 In planar processing with an ultra-precise machine, the cutting time is required because of the return time of the cutting tool, the idling time of the cutting tool provided at every fixed cutting distance, the moving time in the cutting direction, the relief direction, and the indexing direction. However, the actual processing time becomes longer.
10、100 切削工具
11、101 被削材
14 切削工具10の刃先
21 被削材11の圧延方向
30 切削工具10の切削方向
60 工作物(金型)
DESCRIPTION OF
Claims (3)
前記マルテンサイト系ステンレス鋼は、JIS規格によって規定されているSUS420J1又はSUS420J2と同一成分であり、微量金属又は半金属のうち1種又は2種以上をそれぞれ1.0重量%以下で含有するマルテンサイト系ステンレス鋼であることを特徴とする請求項1または2に記載の楕円振動切削加工方法。 The work material is a work made of martensitic stainless steel, and the work is a work having a surface hardness of 300 HV or more and 700 HV or less in terms of Vickers hardness,
The martensitic stainless steel is the same component as SUS420J1 or SUS420J2 defined by the JIS standard, and contains one or more of trace metals or semimetals in an amount of 1.0% by weight or less. The elliptical vibration cutting method according to claim 1, wherein the method is a stainless steel.
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Cited By (9)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN106270566A (en) * | 2016-08-25 | 2017-01-04 | 中国科学院长春光学精密机械与物理研究所 | Optical element support picture frame datum plane processing unit (plant) and processing method |
CN107016160A (en) * | 2017-03-02 | 2017-08-04 | 南京航空航天大学 | Three-dimensional elliptical vibrates auxiliary cutting device design method |
CN109454241A (en) * | 2018-11-02 | 2019-03-12 | 厦门虹鹭钨钼工业有限公司 | A kind of tungsten/molybdenum product ultrasonic surface processing method |
CN109940171A (en) * | 2019-01-29 | 2019-06-28 | 南京航空航天大学 | The real-time synchronized control method of elliptical vibration cutting device based on corner |
CN111880471A (en) * | 2020-07-03 | 2020-11-03 | 哈尔滨工业大学 | Calculation method for cutting track of ultrasonic elliptical vibration cutting technology |
CN111889763A (en) * | 2020-03-02 | 2020-11-06 | 广东工业大学 | High-consistency preparation method of micro-nano composite structure |
CN111931338A (en) * | 2020-07-03 | 2020-11-13 | 哈尔滨工业大学 | Algorithm for determining machinable geometric structure of ultrasonic elliptical vibration cutting technology |
CN114603164A (en) * | 2022-01-21 | 2022-06-10 | 清华大学 | Backward vibration cutting method and system for high-aspect-ratio surface microstructure |
CN114749992A (en) * | 2022-03-10 | 2022-07-15 | 清华大学 | Method and system for machining micro-texture groove with special-shaped cross section |
Citations (9)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH0768401A (en) * | 1993-09-01 | 1995-03-14 | Eiji Shamoto | Vibrational cutting work method and vibrational cutting work device |
JP2002155316A (en) * | 2000-11-16 | 2002-05-31 | Nisshin Steel Co Ltd | Method for producing high carbon martensitic stainless steel sheet |
WO2002092869A1 (en) * | 2001-05-15 | 2002-11-21 | Nisshin Steel Co., Ltd. | Ferritic stainless steal and martensitic stainless steel both being excellent in machinability |
JP2007146273A (en) * | 2005-03-10 | 2007-06-14 | Hitachi Metals Ltd | High hardness stainless steel excellent in mirror finished property, and producing method therefor |
JP2008221427A (en) * | 2007-03-14 | 2008-09-25 | Univ Nagoya | Elliptical vibration cutting device and method |
JP2009285764A (en) * | 2008-05-28 | 2009-12-10 | Mitsubishi Materials Corp | Surface-coated cutting tool with hard coating layer exhibiting superior chipping resistance in high-speed high-feed cutting work |
JP2011101910A (en) * | 2009-11-10 | 2011-05-26 | Sumitomo Electric Hardmetal Corp | Diamond-coated cutting tool |
WO2013089282A1 (en) * | 2011-12-14 | 2013-06-20 | パナソニック株式会社 | Machining means determination method for ultraprecise combined machining device, and ultraprecise combined machining device |
WO2014125779A1 (en) * | 2013-02-18 | 2014-08-21 | 新日鐵住金株式会社 | Free machining steel with lead |
-
2015
- 2015-12-21 JP JP2015248702A patent/JP6806984B2/en active Active
Patent Citations (9)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH0768401A (en) * | 1993-09-01 | 1995-03-14 | Eiji Shamoto | Vibrational cutting work method and vibrational cutting work device |
JP2002155316A (en) * | 2000-11-16 | 2002-05-31 | Nisshin Steel Co Ltd | Method for producing high carbon martensitic stainless steel sheet |
WO2002092869A1 (en) * | 2001-05-15 | 2002-11-21 | Nisshin Steel Co., Ltd. | Ferritic stainless steal and martensitic stainless steel both being excellent in machinability |
JP2007146273A (en) * | 2005-03-10 | 2007-06-14 | Hitachi Metals Ltd | High hardness stainless steel excellent in mirror finished property, and producing method therefor |
JP2008221427A (en) * | 2007-03-14 | 2008-09-25 | Univ Nagoya | Elliptical vibration cutting device and method |
JP2009285764A (en) * | 2008-05-28 | 2009-12-10 | Mitsubishi Materials Corp | Surface-coated cutting tool with hard coating layer exhibiting superior chipping resistance in high-speed high-feed cutting work |
JP2011101910A (en) * | 2009-11-10 | 2011-05-26 | Sumitomo Electric Hardmetal Corp | Diamond-coated cutting tool |
WO2013089282A1 (en) * | 2011-12-14 | 2013-06-20 | パナソニック株式会社 | Machining means determination method for ultraprecise combined machining device, and ultraprecise combined machining device |
WO2014125779A1 (en) * | 2013-02-18 | 2014-08-21 | 新日鐵住金株式会社 | Free machining steel with lead |
Non-Patent Citations (1)
Title |
---|
荒木 透、山本 重男: "最近の快削鋼と被削性", 日本機械学会誌, vol. 76巻, 661号, JPN6020015040, December 1973 (1973-12-01), JP, pages 1554, ISSN: 0004313516 * |
Cited By (15)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN106270566A (en) * | 2016-08-25 | 2017-01-04 | 中国科学院长春光学精密机械与物理研究所 | Optical element support picture frame datum plane processing unit (plant) and processing method |
CN107016160A (en) * | 2017-03-02 | 2017-08-04 | 南京航空航天大学 | Three-dimensional elliptical vibrates auxiliary cutting device design method |
CN107016160B (en) * | 2017-03-02 | 2020-04-24 | 南京航空航天大学 | Design method of three-dimensional elliptical vibration auxiliary cutting device |
CN109454241A (en) * | 2018-11-02 | 2019-03-12 | 厦门虹鹭钨钼工业有限公司 | A kind of tungsten/molybdenum product ultrasonic surface processing method |
CN109940171A (en) * | 2019-01-29 | 2019-06-28 | 南京航空航天大学 | The real-time synchronized control method of elliptical vibration cutting device based on corner |
CN109940171B (en) * | 2019-01-29 | 2020-04-24 | 南京航空航天大学 | Real-time synchronous control method of elliptical vibration cutting device based on corner |
CN111889763B (en) * | 2020-03-02 | 2021-06-01 | 广东工业大学 | High-consistency preparation method of micro-nano composite structure |
CN111889763A (en) * | 2020-03-02 | 2020-11-06 | 广东工业大学 | High-consistency preparation method of micro-nano composite structure |
CN111931338A (en) * | 2020-07-03 | 2020-11-13 | 哈尔滨工业大学 | Algorithm for determining machinable geometric structure of ultrasonic elliptical vibration cutting technology |
CN111880471A (en) * | 2020-07-03 | 2020-11-03 | 哈尔滨工业大学 | Calculation method for cutting track of ultrasonic elliptical vibration cutting technology |
CN111880471B (en) * | 2020-07-03 | 2022-06-10 | 哈尔滨工业大学 | Calculation method for cutting track of ultrasonic elliptical vibration cutting technology |
CN111931338B (en) * | 2020-07-03 | 2022-06-14 | 哈尔滨工业大学 | Algorithm for determining machinable geometric structure of ultrasonic elliptical vibration cutting technology |
CN114603164A (en) * | 2022-01-21 | 2022-06-10 | 清华大学 | Backward vibration cutting method and system for high-aspect-ratio surface microstructure |
CN114749992A (en) * | 2022-03-10 | 2022-07-15 | 清华大学 | Method and system for machining micro-texture groove with special-shaped cross section |
CN114749992B (en) * | 2022-03-10 | 2023-06-06 | 清华大学 | Processing method and system for micro-texture groove with special-shaped cross section |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
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