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M2機槍

機關槍(Machine gun)，簡稱機槍，是種全自動，可快速連續發射子彈的槍械。口徑20毫米以上的機關槍叫「機炮」(autocannons)。

主要特徵是：為了滿足連續射擊的穩定需要，帶有兩腳架、槍架或槍座，發射步槍子彈，能連續射擊，以殺傷有生目標為主，也可以射擊其他無裝甲防護或薄裝甲防護的目標。通常分為輕機槍、通用機槍、重機槍等幾種。

[編輯] 歷史

馬克沁機槍

馬克沁

機槍由英籍美國人馬克沁（Hiram Stevens Maxim）於1883年研發。

[編輯] 研發經過

19世紀60年代開始出現有手動式的機槍，使用手動來提供上膛、擊發、退膛的動力，其代表作為格特林機槍（Gatling gun）。在19世紀80年代，美國人西拉姆·馬克沁發明全自動機槍。

1882年，赴英國考察時，馬克沁發現士兵射擊時常因老式步槍的後座力，肩膀被撞得迂青。這現象表示了槍的后座力能量不小，而這能量來自於槍彈發射時產生的火藥氣體，馬克沁認為可以加以利用。馬克沁首先在一支老式的溫切斯特步槍上進行改裝試驗，利用射擊時子彈噴發的火藥氣體使槍完成開鎖、退殼、送彈、重新閉鎖等一系列動作，實現子彈的自動連續射擊，並減輕了槍的後座力。馬克沁在1883年首先成功地研製出世界上第一支自動步槍。後來，他根據此步槍上得來的經驗，進一步發展和完善了他的槍管短後座自動射擊原理。他為了連續供彈，製作了一條長達6米的帆布彈鏈。馬克沁在1884年製造出世界上第一支能夠自動連續射擊的機槍，同年取得應用此原理的機槍專利。

馬克沁機槍口徑為11.43毫米，槍身重27.2公斤，理論射速為每分鐘600發，可以單發和連發。但缺點是結構複雜，槍體笨重，帆布彈帶可靠性差，而槍管會因連續高速射擊而發熱，需用水冷卻。

[編輯] 備受冷落

每分鐘600發子彈確實可以形成一強大的火力網，但當時很少人認識到這點，多人甚至認為機槍是浪費子彈的無用之物。

馬克沁曾經到各國推銷他的發明，1887年4月赴俄國表演機槍，不但沒有收到任何訂單，反而備受嘲諷，當時一位很有影響的俄國武器專家認為：一發子彈就足以殺傷一人，當他斃命之前，沒有必要繼續連發子彈，而且以槍管可以冷卻，水卻不能隨身攜帶來否定機槍的實用性。

美國人也認為一批訓練有素的神槍手比以機槍亂射一通來得有效。馬克沁的發明是對彈藥的極大浪費。

直到1887年，英國才試買3挺馬克沁機槍。而馬克沁一面改進其機槍，一方面繼續周遊列國推銷其新式殺人武器。

[編輯] 馬克沁機槍首次參戰

馬克沁機槍首次參戰是在1893年，一支50餘人的英國殖民軍隊於非洲羅得西亞用4挺機槍擊敗了5000名非洲祖魯戰士，當場擊斃了3000多人。

[編輯] 馬克沁機槍在德國受到重視

馬克沁當德國國王的面表演其改進的MG08馬克沁機槍，德國國王對機槍非常讚賞，馬克沁獲得了相當數量的訂單。

之後德國成了一戰前軍隊裝備馬克沁機槍最多的國家，據說有12500挺，每團裝備了100挺。

[編輯] 馬克沁機槍的出現被認為是人類的災難

德軍大量裝備了馬克沁機槍後，一戰爆發了，在索姆河戰役中，當英法聯軍衝向德軍陣地時，被德軍數百挺的機槍掃射，英軍一天中傷亡了近6萬人。舉世震驚，當時世人認為馬克沁機槍的出現是人類前所未有的災難，人類竟然可以這樣高效率，大規模的屠殺生命。

此役之後，馬克沁機槍被各國所重視，西方列強的軍隊都紛紛裝備了馬克沁機槍及其衍生型。 自此機槍就大量進入了人類的戰場，直到現在。

[編輯] 輕機槍

主條目：輕機槍

輕機槍主要目的是為步兵單位提供500米內的火力支援，裝有雙腳架，可由單兵攜帶作戰。一個步兵班中一般配備一至兩挺。供彈方式有彈匣、彈鼓、彈鏈，彈藥一般與步兵班中的步槍共通。也有些國家採用重槍管的自動步槍作為輕機槍，例如英國的L86A1輕機槍，因為重量較輕，可採用臥射、跪射、立射或挾槍掃射的射擊方式。

RPK

FN MINIMI

布倫輕機槍

典型型號：

• 捷克
  • ZB 26輕機槍
• 美國
  • 白朗寧M1919
  • M249
  • M60E3
• 英國
  • 布倫輕機槍
  • L86輕機槍
• 前蘇聯
  • DP輕機槍
  • RPD
  • RPK
  • RPK-74
• 中國
  • 95式輕機槍
• 日本
  • 大正十一式輕機槍
• 德國
  • MG4
• 比利時
  • FN MINIMI

[編輯] 通用機槍(中型機槍)

主條目：通用機槍

通用機槍由納粹德國發 明。兼備輕機槍的便攜性與重機槍的特續火力：使用兩腳架時作輕機槍使用三腳架時作重機槍。口徑基本和輕機槍一致；由於採用彈鏈供彈(部分型號可彈鏈/彈匣 兩用)，連續射擊能力比輕機槍高;部分型號可以迅速更換槍管，以保持連續射擊能力。一般裝備到連一級，作為步兵連的火力支援。多數以兩人制組成機槍小組。 可以提供1200米內的火力支援。可以作為坦克、步兵戰車、直升飛機、小型船艇的輔助武器。

二戰中著名的MG42

典型型號：

美國

• M60機槍

比利時

• FN MAG
• FN Minimi

德國

• MG3
• MG4
• MG34
• MG42

前蘇聯/俄羅斯

• RPD
• PK通用機槍/ PKM通用機槍

[編輯] 重機槍

主條目：重機槍

裝有重型固定腳架，口徑一般達到12.7毫米，部分型號為14.5毫米，又稱大口徑機槍。一般裝備到營一級。主要射擊2000米以內的火力點、薄裝甲防護的目標和車輛。可以分解搬運。一般為2人制或3人制組成機槍小組。改裝高射專用腳架後可以射擊低空飛行的空中目標稱為防空機槍。部分型號為了達到提高連續射擊能力，可以改裝為2聯裝、4聯裝等形式。

二戰中著名的白朗寧M2

典型型號：

• 美國
  • 白朗寧M2
• 日本
  • 九二式重機槍
• 前蘇聯/俄羅斯
  • DShK重機槍
  • KPV-14.5

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一、概述

切 削变形的实质是工件材料在刀具挤压作用下的 剪切变形。在经典的金属切削理论中，通常将离开剪切面的材料看作刚体，或视为理想刚塑性材料；或线性强化刚塑性材料，总之，完全忽略了金属切削过程中材料 的弹性变形。Lee-Shaffer切削模型是金属切削理论中比较成功的经典模型，但也存在较明显的不足之处：如Lee和Shaffer将被切削材料视为 理想刚塑性材料，因而无法解释刀—屑接触面既存在塑性变形区，也存在弹性变形区的实验事实；将切削变形区看作均匀变形区，因而无法解释切屑卷曲现象。

笔者通过对切削过程的深人研究，认为在一般条件下切削钢材和铝合金等材料时，应将其视为线性强化弹塑性材料。其理由如下：

1）材料的本构关系是切削变形机理中非常重要的因素，它牵涉到切削过程中温度、应变、应变率等重要现象。

2） Lee和Shaffer等人将被切削金属 材料视为理想刚塑性材料的主要理由是认为切削过程是一个大塑性变形的过程，在此过程中，材料既发生显著的加工硬化，又因发热引起材料热软化而使强度下降， 加工硬化与温度效应相互抵消。笔者认为，金属切削过程是一个非常复杂的过程：切削变形区是非均匀变形区，既包括切削温度的非均匀分布，也包括切削变形引起 加工硬化的非均匀性；在绝大多数切削条件下，切削变形区内加工硬化与温度效应难以相互抵消。同时，将被切削金属材料视为理想刚塑性材料也与实验结果不完全 相符。

3）金属切削 变形过程既有塑性变形，也有弹性 变形。在某些区域内弹性变形不可忽略。例如，在前刀面上存在刀—屑弹性接触区，一般情况下其长度（约为总接触长度的55％～65％）大于前刀面塑性接触区 的长度。所以线性强化刚塑性材料所表征的应力—应变关系并不能概括切削变形的全过程。

根 据塑性理论，笔者认为：在切削过程中，应将 金属材料的应力—应变关系假定为线性强化弹塑性材料的应力—应变关系，然后根据切削过程中的各种条件，进一步词论温度、应变、应变率等对被加工材料应力— 应变关系的影响。在此基础上，笔者提出以下基于线性强化弹塑性本构关系的新的切削模型。

二、基于线性强似单塑性本构关系的切削模型

（一）新切削模型与Lee-Shaffer模型的根本区别

基于线性强化弹塑性本构关系的切削模型如图1所示。

图1基干线性强化弹塑性本构关系的切削模型

Lee -Shaffer模型是建立在刚塑性材 料的基础之上，即在切削变形过程中，材料不存在加工硬化，ABD为均匀塑性变形区，BD为应力为零的自由表面，没有贯穿其上的应力作用。而在本文建立的切 削模型中，将材料视为线形强化材料，切削变形过程中存在加工硬化，图1中ABD为完全塑性变形区，该区又是非均匀变形区。AB为剪切面，BD为完全塑性变 形区在切屑内的边界。BD不是零应力面，在B和D上都有一定大小的应力作用；因为切屑为线性强化弹塑性材料，因此存在弹性恢复，在完全塑性变形区月ABD 后，存在应力释放区BDC（又称残余应变区）。这是本切削模型与Lee-Shaffer模型的根本区别。

（二）新切削模型中材料单元的变形过程

在图1所示线性强化弹塑性材料切削模型中，一个材料单元从A点沿前刀面到达D点的过程中，切屑底层金属由于前刀面剧烈的摩擦作用，应变不断增大。对于线性强化弹塑性材料，随着变形增大，材料要产生一定的加工硬化。图2中点表示材料在D点处的应力—应变关系。

图2应变强化材料的应力—应变关系

由 于C点为切屑前刀面分离点，因此C点的应力 值为零。这就要求D点的应力值（无论是正应力值还是剪应力值）在从D点到C点的过程中应逐渐减小直至为零。图2中线段DC表示了这一过程。由图2可知，C 点的应力为零，但其应变并不为零。在C点离开前刀面时，切屑在C点的塑性应变为εOC，由于BD不是零应力面；因此BD面上的应力要沿切屑流出速度方向释 放，直至零应力面BC。

图3切削模型的简化几何模型

切 屑底层的金属除基本变形外，还要产生前刀面 摩擦变形，前刀面的摩擦挤压作用使切屑沿厚度方向存在不同的残余应变。在靠近前刀面的区域切屑材料晶粒的残余应变较大，越靠近切屑自由表面，切屑材料晶粒 的残余应变越小。因此，在离开AC边界时，切屑晶粒将发生翻转。因为切屑是连续的，切屑晶粒的翻转将引起切屑的卷曲。这就是切屑卷曲的主要机理。

如 图4所示，假设D点为刀一屑前刀面紧密型接 触区与峰点型接触区的分离点，即切屑卷曲的开始点。设为∠DBC为θ，θ值越大，切屑卷曲半径越小，切屑卷曲越剧烈。θ值与前刀面上接触长度的分布形式有 关：刀—屑总接触长度一定时．峰点型接触长度越大，θ值越大，切屑卷曲半径越小。

图4θ角与切屑卷曲半径的关系

将刀—屑峰点型接触长度与总接触长度的比值定义为刀—屑接触长度比入，即

λ=l12/l1=（l1-l0）/l1=1-（l0/l1）（0<λ<1）

笔 者认为，前刀面的摩擦作用是切屑卷曲的主要 原因，而刀—屑接触长度比λ与切屑卷曲有密切关系。在切削过程中，切屑内的残余剪应变非均匀程度越大，切屑厚度方向的变形将越不均匀，切屑卷曲就越剧烈。 图2中kn值越大，从D点到C点应力释放所需距离越大（即DC长度增大），切屑峰点型接触长度在刀—屑接触长度中所占比例越大（即λ值增大），导致口值增 大，切屑卷曲将更剧烈。

Cook在试图解释切屑卷曲现象时通过实验发现，在切削非加工硬化材料时切屑不发生卷曲。用本文建立的模型很容易对Cool的发现进行解释：既然材料在变形过程中不存在加工硬化，在切屑厚度方向也就没有残余应变梯度，因此切屑不会发生卷曲。

三、切削参数对切屑卷曲的影响分析

笔者通过三组单因素试验，分别研究了切削参数Vc、γ0和切削厚度hD对切屑卷曲平均曲率ρ和刀—屑接触长度比几的影响规律。现对试验结果作如下分析。

（一）切削速度对刀—屑接触长度比和切屏卷曲曲率的影晌

试 验结果如图5所示。由图5可知，随着切削速 度Vc的增加，刀—屑接触长度比点减小，切屑卷曲曲率ρ也减小。由图5可见，λ和ρ随切削速度的变化规律是一致的。这是因为随着切削速度的增加，切削温度 急剧升高，从而使切屑底层金属软化程度增大，D点的剪切强度值kD值（见图2）减小，刀屑接触长度比又减小；而kD值的减小使切屑厚度方向的变形非均匀程 度减小，从而导致切屑卷曲程度减小。

（a）切削速度Vc对ρ（b）切削速度Vc对λ

图5切削速度Vc对ρ和λ的影响

刀具前角对刀—屑接触长度比和切屑卷曲曲率的影响

试验结果如图6所示。由图6可知，随着刀具前角γ0的增大，刀一屑接触长度比λ减小，切屑卷曲曲率ρ也减小。这是因为随着刀具前角了γ0的增大，切屑底面受前刀面的摩擦挤压作用减小，使切屑底面变形减小，切屑在厚度方向的变形非均匀梯度降低，因此切屑卷曲程度减小。

（a）刀具前角γ0对ρ（b）刀具前角γ0对λ

图6刀具前角γ0对ρ和λ的影响

（二）切削厚度对刀—屑接触长度比和切屑卷曲曲率的影晌

试验结果如图7所示。切削厚度hD对切屑卷曲的影响主要体现为对切屑厚度方向的变形不均匀梯度的影响。随着切削厚度的增加，切屑底面的加工硬化程度略有增加，但变形非均匀梯度却大大减小，从而使切屑卷曲程度减小。

（a）切削厚度对ρ（b）切削厚度对λ

图7切削厚度hD对ρ和λ的影响

四、结论

经 典切削模型（如Lee-Shaffer模 型）认为切削变形过程中加工硬化与高温引起的热软化相互抵消，忽略了材料的加工硬化．因此无法解释切削过程中的切屑卷曲现象。本文以刀—屑接触区既存在塑 性接触区又存在弹性接触区这一事实为边界条件，建立了基于线性强化弹塑性材料的新切削模型。新模型充分考虑了切屑的卷曲，使切削模型更为合理。本文认为切 屑卷曲的主要机理是切削变形区为非均匀变形区，在切屑厚度方向存在变形梯度。新的切屑卷曲解释模型建立在理论分析的基础上，并得到了试验验证。Lee- Shaffer模型只是在特定条件下本文所建切削模型的特例。

定义了刀—屑接触长度比λ，并通过试验证明又与切屑的卷曲程度有密切关系，即λ越大，切屑卷曲越剧烈。因此，笔者认为λ可作为切屑卷曲的控制参数。

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小直径麻花钻（Ø1～3mm） 的螺旋槽可在专用的磨床——磨槽机上加工，工人手工上料、夹紧、操作磨槽机，在高速钢毛坯上磨削出两条对称螺旋槽。其最大的缺点是生产准备繁琐，时间较 长，Ø1～3mm小直径麻花钻规格很多，直径、螺旋槽长度、螺旋线导程、螺旋角不一。钻头规格改变时，磨槽机传动丝杠等零部件均需相应改变。劳动条件差， 快节奏的单调动作、磨削时产生的巨大噪声、雾化的磨削液等都对操作工人的健康不利。为此，某厂委托我们对该磨槽机进行数控改造，实现柔性加工、提高生产率 与产品质量，改善劳动条件。

国家标准对螺旋槽并未提出非常高的要求，因此决定采用开环控制。该磨槽机的动作程序为：上料→夹紧→磨一条螺旋槽→分度→磨另一条螺旋槽→下料，均由步进电机控制完成。

一、磨槽机的结构

磨槽机由工作台料斗与砂轮架两部分组成。

工作台料斗结构

图1 工作台料斗结构示意图

工 作台料斗的作用是装夹毛坯和实现自动上下 料，并使其形成螺旋线运动。自动上下料是设计的难点，具体结构设计时参照了加工中心自动换刀装置。结构设计示意如图1所示，主轴安放在工作台上，工作台安 装在矩形贴塑导轨上。由步进电机1通过挠性膜片联轴器连接滚珠丝杠副，驱动工作台直线运动。步进电机2通过同步齿形带驱动主轴转动。步进电机1与步进电机 2协调运动，可形成任意导程的螺旋线。

步进电机4与齿轮齿条（顶针）机构结合，可适应不同的钻头长度。

具体的装夹过程如下：

步进电机1工作力矩很大，带动主轴后退至固定挡块处，再继续向后，将已处于压缩状态的碟形弹簧继续压缩至适当变形，导致弹簧夹头打开。

加 工第1个工件时，料斗中的毛坯在自身重力作 用下，落于毛坯导管引导槽中。步进电机4通过齿轮齿条驱动顶针推动毛坯至加工位置，然后并不退回图1所示顶针位置，而是在图1所示毛坯位置。其后的装夹， 顶针先将加工后的工件推出，然后退回图1所示顶针位置，再推动下一个毛坯。弹簧夹头夹紧长度为10mm。钻头直径为Ø1～3mm，为保证上下料动作可靠， 料斗引导部分设计成可调。

主轴前移，与固定挡块脱离，碟形弹簧的弹力可使弹簧夹头夹紧毛坯，上料、夹紧动作完成。

图2 砂轮架示意图

二、砂轮架结构

砂轮架结构的作用主要是安装砂轮，实现对麻花钻螺旋槽的磨削，由异步电机、平台、砂轮支架、滚珠丝杠副等组成，其示意图见图2。

工 作时，砂轮由异步电机通过V带传动，功率约 1kW，靠异步电机的自重张紧V带轮。国家标准规定麻花钻的螺旋槽底在轴向有一定锥度，要求在磨削中砂轮切深要有变化，这由步进电机3通过挠性膜片联轴器 连接滚珠丝杠副，使砂轮上下微动（设有平衡重，未画出）实现砂轮切深的变化。砂轮支架上的垂直导轨上贴有塑料。

如图2a所示，砂轮面与毛坯轴线有一夹角，即为钻头加工后的螺旋角b。不同规格麻花钻的螺旋角并不相同，因此，设计时，将砂轮支架以上作为砂轮架整体放置于图2所示平台上，使砂轮磨削面与毛坯轴线的夹角b可手工调节。

工作台料斗结构与砂轮架结构在制造时是彼此独立的，所以在装配时需仔细调整相互位置关系。

三、磨槽机的加工过程

主轴进至磨削位置，螺旋槽的根部正处于支架中心（见图1），与砂轮对齐。磨削时，应从螺旋槽的根部向麻花钻顶部磨削，使细长毛坯承受拉力。

砂轮落下，接触毛坯，开始磨削。步进电机1、2、3协调动作，步进电机1、2使毛坯向后作螺旋线运动，步进电机3控制砂轮向下微动。最终，麻花钻的1条螺旋槽磨削完毕。

砂轮抬起，主轴再次前进至磨削位置，再由步进电机2控制，转动180°，以便磨削另一螺旋槽。

重复过程2

砂轮抬起，重复前述毛坯装夹过程。

装夹过程与加工过程按程序交替进行，连续加工，工人无需干预。

该磨槽机为专用机床，动作简单。采用定位控制单元为控制系统（即PLC+控制器），控制步进电机动作。磨槽机由1台PLC控制多个步进电机与其他电机电气设备。其突出优点是编程简单、可靠，适应较为恶劣的车间工作环境。

当 钻头规格变化时，用户仍需根据国家标准，调 节料斗的引导部分以及砂轮-毛坯轴线夹角（螺旋角b），如果完全自动化，磨槽机结构会非常复杂。除此以外，一切均按事先输入的加工程序工作。本磨槽机设计 成全封闭结构，油雾被抽走，噪声也被限制，劳动条件大为改善。1个工人可同时照看几台磨槽机，只需给料斗上料即可。其加工效率和加工质量均有较大提高。

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一、引言

航 空薄壁零件主要由侧壁和腹板组成，其结构复杂、体积较大、相对刚度较低，故加工工艺性差。在切削力、装夹力、切削振颤等因素作用下，易发生加工变形，不易 控制加工精度和提高加工效率。加工变形和加工效率问题成为薄壁零件加工的重要约束问题。目前，国内外的相关研究为薄壁件加工精度控制提供了一些理论指导。 一些文献从加工工艺系统的整体刚性角度考虑，提出了充分利用零件的整体刚性加工薄壁零件的思想；有的文献从机床联动主轴数方面着手，提出了平行双主轴精度 控制方案；有的文献从装夹系统方面考虑，提出了利用低融合金填充或使用真空夹具精加工薄壁零件的方法；有的文献从切削用量方面考虑，提出了变进给加工的方 法；有的文献从有效补偿加工变形的思想出发，提出了薄壁零件加工变形分析及控制方案，对如何进行铣削精度控制提出了一些建议。本文继承了最后提及文献的思 想，即通过试验设计，有限元分析去研究铣削过程中薄壁零件及刀具的倾斜机理；在其研究的基础上，通过实验手段，分析和验证了刀具偏摆数控补偿方案。实验结 果表明，刀具偏摆数控补偿加工方案有效地控制了薄壁件的加工精度，提高了加工效率，是一种方便、高效的加工方法。

二、刀具偏摆数控补偿方案

刀 具偏摆数控补偿技术，即是在有限元分析基础上，根据模拟分析加工变形的大小，在数控编程时让刀具在原有走刀轨迹中按变形程度附加连续偏摆，补偿因变形而产 生的让刀量。通过刀具偏摆数控补偿，可以将让刀残余材料切除，一次走刀即可保证薄壁件壁厚精度，从而达到高效、经济、优质加工薄壁零件的目的。其基本思想 即通过建立受力模型、变形模型及数控补偿模型得到数控补偿方案，从而保证薄壁件加工精度要求。因此，切削力模型和变形模型是精确实现刀具偏摆数控补偿技术 的基础，而精确的变形分析又依赖于准确的载荷模型。因此必须通过切削力实验，建立准确的铣削力模型；然后，在精确迭代分析加工变形的基础上，实施有效的刀 具偏摆数控补偿加工。

（一）切削力的计算

在 实施刀具偏摆数控补偿加工之前，首先要知道零件的加工变形量，即利用有限元技术对工件进行加工变形分析；而精确的变形分析又依赖于准确的载荷模型（切削 力、装夹力、定位约束等），其中关键是切削力的计算。不同的刀具及加工方法，有不同的切削力计算方法。在航空薄壁零件的加工中，以螺旋立铣刀加工居多。而 对于螺旋立铣刀的受力模型，以沿着刀具螺旋线作空间状态分布的铣削力模型为最佳（如图1）。

图1立铣刀切削负载单元分布示意图

在加工薄壁零件过程中，通过理论分析及实验检验，薄壁零件的加工变形主要由径向切削力引起。本文采用前述文献中的切削力模型来模拟计算铣削力大小及分布状况。由此，可得到如图2所示的瞬时径向切削力空间分布图。

图2瞬时径向切削力空间分布图

（二）加工变形模拟分析

本文选择如图3所示的薄壁结构作为研究试件。工件材料为7075-T6，杨氏模量E=77Gpa，泊松比g=0.33；刀具型号为F1832E.W.16.Z3.26.45.W

图3刀具和工件的有限元模型

对于加工变形的精确计算，需要综合考虑工件和刀具在切削过程中的加工变形大小。在建模过程中，可以将工件简化为一个底端带有固定约束的直侧壁来进行分析；而将刀具简化为一个悬臂梁。加载人切削力、约束以及输人材料特性参数，并根据加工精度要求划分单元网格（如图3）。

在ANSYS中对其模拟分析加工变形情况，理论计算结果与实际加工测量结果如图4所示。显然，理论分析计算结果与实验结果基本吻合。

图4工件沿刀具轴线方向各节点变形

（三）刀具偏摆数控补偿

通过加工变形模拟分析，得到的工件在加工过程中的变形分布状况和趋势。由于加工变形产生让刀误差，其结果必然产生一定的尺寸误差（如图5（a））。为了有效补偿这种因上件刚性不足而产生的加工变形，可以让刀具偏摆一定的角度（如图5（b））。刀具偏摆数控补偿，即是根据模拟分析加工变形的大小，在数控编程时让刀具在原有走刀轨迹中按变形程度附加连续偏摆，补偿因变形而产生的让刀量。通过刀具偏摆数控补偿，可以将让刀残余材料基本切除，一次走刀即可保证薄壁件壁厚精度。

（a）刀具不倾斜时 （b）刀具倾斜时

图5刀具铣削示意图

三、加工实例与结果

为了验证刀具偏摆数控补偿方案的可行性，故安排了一定的实验工作。当由3mm壁厚加工出2mm壁厚时，根据实际加工要求和加工参数，通过理论计算，在数控编程时，将刀具倾斜0.05度。加工后，沿刀具轴线方向在薄壁上每隔2mm测量工件的壁厚（如图6）。实验研究结果表明，在刀具倾斜的情况下，零件的加工尺寸精度较高。

图6试件沿刀具轴线方向加工误差曲线

四、结论

从 以上实验可以看出，对于薄壁零件的加工，将刀具倾斜一定角度以后，通过一次走刀，可将试件的加工精度控制在允许范围以内。对于不同的工件，可通过有限元模 拟加工变形值的大小，实施刀具的连续数控偏摆补偿，则可以补偿因变形而产生的让刀误差，一次走刀即可保证薄壁件的加工精度，避免了多次空走刀和人工修整， 从而达到高效、经济、优质加工薄壁零件的目的。刀具偏摆数控补偿方案是一种有效的提高薄壁零件数控加工质量和加工效率的加工方法。

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Bách khoa toàn thư mở Wikipedia

Hình vẽ tàu ngầm quân sự loại Ohio đang phóng tên lửa Trident ICBM.

Tàu ngầm là một loại tàu đặc biệt hoạt động dưới nước. Nhiều quốc gia có lực lượng hải quân sử dụng tàu ngầm cho mục đích quân sự. Tàu ngầm cũng được sử dụng cho vận chuyển hàng hải và nghiên cứu khoa học ở đại dương cũng như ở vùng nước ngọt, giúp đạt tới độ sâu vượt quá khả năng lặn của con người.

[sửa] Lịch sử

Người ta đã coi C.V.Drebbel, nhà vật lý, người phát minh ra nhiệt kế, sống ở cung vua Anh Jacques I và là thái phó của các hoàng tử và công chúa của quốc vương, là cha đẻ của tàu ngầm đầu tiên. Thực ra ông chỉ áp dụng các ý tưởng của nhà toán học Anh W.Bourne, đưa ra từ năm 1578. Bourne cũng đã có ý tưởng về một cột buồm rỗng để thông gió. Đó là nguyên lý của ống thông hơi^[1] mãi sau này được trang bị cho các tàu ngầm của Đức kiểu XXI.

Năm 1624, Van Drebbel đã cho chế tạo một tàu ngầm có dạng quả trứng, bằng gỗ, được đẩy đi bởi mười hai người chèo thêm vào thủy thủ đoàn, mà ông đã thử trên sông Thames trước sự ngạc nhiên của mọi người...

Dường như Van Drebbel đã có ý tưởng tái sinh bằng con đường hóa học không khí trên tàu, nhờ một dung dịch kiềm vốn đã kích thích rất mạnh trí tò mò của nhà vật lý R.Boyle (1627-1691). Dường như đã không có ai thu được những chi tiết rõ ràng về cái hỗn hợp khí đó.

[sửa] Chú thích

1. ▲ Ống thông hơi thực chất là một hệ thống gồm hai ống: một để cho không khí mới đi vào, và ống kia để thoát khí thải

[sửa] Tài liệu tham khảo

• Thế giới phát minh (4 tập). NXB Khoa học và kỹ thuật - Hà nội 1994

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Матеріал з Вікіпедії — вільної енциклопедії.

силует підводного човна типу Rubis

Підводний човен Gudgeon (SS-567) 1970 рік

Підводний човен (субмарина) - підводне судно, найчастіше військове.

Перший підводний човен був побудований для короля Англії Джеймса І голландським ученим Корнеліусом ван Дреббелем (1572-1633) у 1620.

Морський підводний човен або торпедний човен "Ґімнот" (Gymnote) був спущений на воду Францією в 1887.

Під час Першої світової війни з'явилися підводні човни з дизельним двигуном для руху на поверхні, і електричним для руху під водою. До дизельного двигуна підключали генератор, який виробляв електрику для підзарядки батарей.

Сучасні підводні човни в основному атомні.

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