JP2014155975A - 研削盤および研削方法 - Google Patents

Abstract

【課題】後退研削の開始時に応じた後退量を決定することで、高精度に研削することができる研削盤および研削方法を提供する。
【解決手段】被加工物の形状および研削条件に基づいて、後退研削の開始時Ｔ１ｓの被加工物の位相θ１ｓにおいて研削抵抗による被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)を取得し、後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)に基づいて後退研削による後退量を決定する。そして、後退研削において、研削盤の砥石車を決定した後退量だけ後退させる。
【選択図】図１２

Description

本発明は、研削盤および研削方法に関するものである。

従来、被加工物の研削方法として、荒研削の後に被加工物に対して砥石車を後退させながら研削する後退研削を行い、後退研削の後に仕上研削を行うことについて、特許文献１，２に記載されている。

また、被加工物を砥石車により荒研削する場合、発熱を抑制するためにクーラントを供給しながら行う。一方、仕上研削においては、高精度化のために、クーラントの供給量を小流量にする。クーラントの供給量を変化させると、クーラント動圧が変化する。そこで、特許文献３には、クーラントを大流量から小流量に切り替える前に、非研削状態でバックオフ動作を行っている。

特開２０１１−０９３０１７号公報 特開２０１１−１４００８９号公報 特開２０１１−３１３６６号公報

ここで、後退研削における後退量は、後退研削後における被加工物の形状精度に大きな影響を与える。そのため、後退量を適切値にすることが求められる。
本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであり、後退研削の開始時に応じた後退量を決定することで、高精度に研削することができる研削盤および研削方法を提供することを目的とする。

被加工物の位相θに応じて被加工物の撓み量ε(θ)が異なることに着目し、後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける研削抵抗Ｆｎによる被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)に基づいて後退研削による後退量を決定することとした。

（研削盤）
（請求項１）本手段に係る研削盤は、砥石車を被加工物へ相対的に前進させる第一前進研削を行い、前記第一前進研削に続いて砥石車を被加工物から相対的に後退させる後退研削を行う研削盤であって、前記被加工物の剛性Ｋ、クーラント動圧Ｆｐ、研削能率Ｚ、研削幅の少なくとも一つが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、前記第一前進研削の際に前記被加工物が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果前記第一前進研削の際に研削抵抗Ｆｎおよびクーラント動圧Ｆｐによる前記被加工物の撓み量ε(θ)が位相θに応じて異なる場合に、前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓの前記被加工物の位相θ１ｓにおいて前記研削抵抗Ｆｎによる前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)を取得する手段と、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)に基づいて前記後退研削による後退量を決定する手段と、前記後退研削において、前記後退量を後退させる手段とを備える。

以下に、本手段に係る研削盤の好ましい態様を記載する。
（請求項２）前記後退量を決定する手段は、前記撓み量εａ(θ１ｓ)を前記後退量とし、前記後退させる手段は、前記被加工物が１回転する間に前記後退量を後退させるとよい。
（請求項３）前記後退量を後退させる手段は、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)から、前記後退研削終了時Ｔ１ｅにおいて研削抵抗による前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｅ)がゼロとなるまでの間、等速で後退させるとよい。

（請求項４）前記撓み量を取得する手段は、前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓから終了時Ｔ１ｅまでの間において各位相θに応じた研削抵抗Ｆｎによる前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ−θ１ｅ)を算出する手段であり、前記後退量を後退させる手段は、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)から、前記後退研削終了時Ｔ１ｅにおいて研削抵抗Ｆｎによる前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｅ)がゼロとなるまでの間、前記砥石車の位置が前記撓み量εａ(θ１ｓ−θ１ｅ)に応じた位置となるように変速させながら後退させてもよい。

（請求項５）前記撓み量を取得する手段は、前記被加工物の形状および前記研削条件に基づいて、研削点速度ｖと切込量ｄを乗算することにより理論的な研削能率Ｚlogicalを算出する手段と、前記第一前進研削の際に、実際の研削能率Ｚrealを取得する手段と、前記第一前進研削の際に、前記被加工物が前記砥石車から受ける切込方向の実際の押付力Ｆrealを取得する手段と、取得した前記実際の研削能率Ｚrealと前記実際の押付力Ｆrealとに基づいて、前記実際の研削能率Ｚrealと前記実際の押付力Ｆrealの関係を示す切れ味係数αを算出する手段と、前記理論的な研削能率Ｚlogicalおよび前記切れ味係数αに基づいて、研削抵抗Ｆｎを算出する手段と、前記被加工物の剛性Ｋを取得する剛性取得手段と、前記研削抵抗Ｆｎを剛性Ｋにて除算することにより、前記被加工物の位相θ１ｓにおける撓み量εａ(θ１ｓ)を算出する手段とを備えるとよい。

（請求項６）前記被加工物は、回転中心から偏心した位置を中心とする偏心ピンを有し、前記砥石車による研削部位は、前記偏心ピンであり、前記被加工物の剛性Ｋ(θ)、クーラント動圧Ｆｐ(θ)および研削能率Ｚ(θ)が、前記被加工物の位相θに応じて異なる場合に適用するとよい。

（請求項７）前記第一前進研削および前記後退研削は、前記クーラントの供給量を大流量として行い、前記研削盤は、前記後退研削に続いて非研削状態でバックオフ動作を行い、前記バックオフ動作に続いて前記クーラントの供給量を小流量とする第二前進研削を行うとよい。

（研削方法）
本発明は、上述した研削盤の他に、研削方法としても把握することができる。
（請求項８）本手段に係る研削方法は、砥石車を被加工物へ相対的に前進させる第一前進研削を行い、前記第一前進研削に続いて砥石車を被加工物から相対的に後退させる後退研削を行う研削方法であって、前記被加工物の剛性Ｋ、クーラント動圧Ｆｐ、研削能率Ｚ、研削幅の少なくとも一つが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、前記第一前進研削の際に前記被加工物が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果前記第一前進研削の際に研削抵抗Ｆｎおよびクーラント動圧Ｆｐによる前記被加工物の撓み量εａ(θ)が位相θに応じて異なる場合に、前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓの前記被加工物の位相θ１ｓにおいて前記研削抵抗Ｆｎによる前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)を取得する工程と、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)に基づいて前記後退研削による後退量を決定する工程と、前記後退研削において、前記後退量を後退させる工程とを備える。

（請求項１，８）被加工物の位相θに応じて被加工物の撓み量ε(θ)が異なる場合、前進研削における削り残し量は、撓み量ε(θ)に依存する。そこで、本手段によれば、後退研削の後退量を、後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける研削抵抗Ｆｎによる被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)に基づいて決定している。これにより、後退研削により、高精度に研削することができる。
ここで、本手段に係る研削方法は、上述した研削盤に関する他の態様を同様に適用することができ、以下に記載するそれぞれの効果と同様の効果を奏する。

（請求項２）１回転で後退研削を行う場合に、撓み量εａ(θ１ｓ)を後退量とすることで、後退研削により高精度に研削できる。
（請求項３）後退研削の間、等速で後退させることで、容易に制御できると共に、十分に高精度にできる。
（請求項４）砥石車の位置を撓み量εａ(θ１ｓ−θ１ｅ)に応じた位置となるように変速させながら後退させることで、より高精度にできる。

（請求項５）理論的な研削能率Ｚlogical、実際の押付力Ｆreal、切れ味係数α、研削抵抗Ｆｎ、被加工物の剛性Ｋを用いることで、被加工物の位相θ１ｓにおける撓み量εａ(θ１ｓ)を確実に算出することができる。その結果、確実に、後退研削により高精度に研削できる。

（請求項６）偏心ピンを研削部位とする場合には、被加工物の剛性Ｋ(θ)、クーラント動圧Ｆｐ(θ)および研削能率Ｚ(θ)が、前記被加工物の位相θに応じて異なることになる。この場合に上記手段を適用することで、後退研削における研削精度を向上させることができる。

（請求項７）後退研削にて高精度に研削できることで、後退研削に続いて非研削状態でバックオフ動作を行う場合に、バックオフ量を少なくすることができる。その結果、バックオフ動作に続いて行う第二前進研削において、空研削状態を低減できることから、研削時間の短縮につながる。

本発明の実施形態における研削盤の平面図である。 クランクシャフトＷの位相θが０°の場合に、クランクシャフトＷの回転中心Ｏと、クランクピンＷａのピン中心Ｏｗと、砥石車１５との位置関係を示す図である。ただし、クランクシャフトＷが撓んでいないとして図示する。 クランクシャフトＷの位相θが９０°の場合に、クランクシャフトＷの回転中心Ｏと、クランクピンＷａのピン中心Ｏｗと、砥石車１５との位置関係を示す図である。 クランクシャフトＷの位相θが１８０°の場合に、クランクシャフトＷの回転中心Ｏと、クランクピンＷａのピン中心Ｏｗと、砥石車１５との位置関係を示す図である。 クランクシャフトＷの位相θが２７０°の場合に、クランクシャフトＷの回転中心Ｏと、クランクピンＷａのピン中心Ｏｗと、砥石車１５との位置関係を示す図である。 上段に、砥石車１５のＸ軸位置、クランクシャフトＷの外径Ｄｔ、下段に、クーラントの供給量Ｑについての時間変化を示すグラフである。 図３の荒前進研削の開始時Ｔ０ｓにおけるクランクピンＷａと砥石車１５を示す。 図３の後退研削の開始時Ｔ１ｓ（＝Ｔ０ｅ）におけるクランクピンＷａと砥石車１５を示す。 図３の後退研削の終了時Ｔ１ｅ（＝バックオフ動作の開始時Ｔ２ｓ）におけるクランクピンＷａと砥石車１５を示す。 図３のバックオフ動作の途中（Ｔ２ｓとＴ２ｅの間）におけるクランクピンＷａと砥石車１５を示す。 図３のバックオフ動作の終了時Ｔ２ｅ（＝Ｔ３ｓ）におけるクランクピンＷａと砥石車１５を示す。 後退研削（Ｔ１ｓ〜Ｔ１ｅ）において、研削抵抗Ｆｎによる撓み量εａ(θ)の算出手順を示すブロック図である。 研削能率Ｚrealと、クランクピンＷａが砥石車１５から受ける切込方向の実際の押付力Ｆrealとの関係を示すグラフである。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じた研削点速度ｖ(θ)を示すグラフである。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じた理論的な研削能率Ｚlogical(θ)を示すグラフである。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じた研削抵抗Ｆｎ(θ)を示すグラフである。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じた、研削抵抗Ｆｎ(θ)によるクランクピンＷａの撓み量εａ(θ)を示すグラフである。 研削抵抗Ｆｎ(θ)による撓み量εａ(θ)を用いた後退研削の制御手順を示すブロック図である。 後退制御の間（Ｔ１ｓ〜Ｔ１ｅ）において、砥石車１５の位置に関する第一例を示すグラフである。 後退制御の間（Ｔ１ｓ〜Ｔ１ｅ）において、砥石車１５の位置に関する第二例を示すグラフである。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じたクーラント動圧Ｆｐ(θ)を示すグラフである。 クーラント動圧Ｆｐ(θ)による撓み量εｂ(θ)を用いたバックオフ動作の制御手順を示すブロック図である。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じた、クーラント動圧ＦｐによるクランクピンＷａの撓み量εｂ(θ)に関する第一例を示すグラフである。 バックオフ動作の間（Ｔ２ｓ〜Ｔ２ｅ）において、砥石車１５の位置に関する第一例を示すグラフである。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じた、クーラント動圧ＦｐによるクランクピンＷａの撓み量εｂ(θ)に関する第二例を示すグラフである。 バックオフ動作の間（Ｔ２ｓ〜Ｔ２ｅ）において、砥石車１５の位置に関する第二例を示すグラフである。

以下に、本発明に係る研削盤および研削方法を適用した実施形態について説明する。
（１．研削盤の構成）
本実施形態の研削盤の一例として、砥石台トラバース型円筒研削盤を例に挙げて説明する。当該研削盤の加工対象の被加工物は、クランクシャフトＷを例に挙げ、その研削部位は、クランクピン（偏心ピン）Ｗａとする。また、被加工物の研削面であるクランクピンＷａには、油穴などの凹所Ａ（図２Ｃに示す）が形成されている。例えば、当該油穴は、径方向に貫通形成される。

当該研削盤について、図１を参照して説明する。研削盤１は、以下のように構成される。床上にベッド１１が固定され、ベッド１１には、クランクシャフトＷを回転可能に両端支持する主軸１２および心押装置１３が取り付けられる。クランクシャフトＷは、ジャーナル中心に回転するように、主軸１２および心押装置１３に支持される。つまり、研削部位であるクランクピンＷａは、回転中心から偏心した位置を中心とした円形状をなす。

さらに、ベッド１１上には、Ｚ軸方向およびＸ軸方向に移動可能な砥石台１４が設けられる。この砥石台１４には、砥石車１５が回転可能に支持されると共に、クーラントを研削点に向かって供給するためのクーラントノズル１９（図２Ａに示す）が設けられている。また、主軸１２には、主軸１２に加わるＸ軸方向成分の力（切込方向の押付力）Ｆを計測する力センサ１６が設けられる。さらに、ベッド１１には、被加工物Ｗの径を計測する定寸装置１７が設けられる。さらに、研削盤１には、主軸１２および砥石車１５を回転しかつ被加工物Ｗに対する砥石車１５の位置を制御する制御装置１８が設けられる。

（２．クランクピンと砥石車との位置の説明）
上述したように、研削部位であるクランクピンＷａは、回転中心から偏心した位置を中心とした円形状である。そこで、図２Ａ〜図２Ｄを参照して、クランクシャフトＷの回転中心Ｏ、および、クランクシャフトＷの回転位相θ（以下、位相θと称する）に応じたピン中心Ｏｗの位置について説明する。ただし、図２Ａ〜図２Ｄにおいては、クランクシャフトＷが撓み変形していないものとして図示する。図２Ａ〜図２Ｄにおいては、クーラントノズル１９および研削点Ｐを図示する。

位相θが０°のときは、図２Ａに示すように、ピン中心Ｏｗは、回転中心Ｏに対して砥石車１５とは反対側（砥石車１５による切込方向）に位置する。クーラントは、砥石車１５の上側から研削点Ｐに向かって供給される。位相θが９０°のときは、図２Ｂに示すように、ピン中心Ｏｗは回転中心Ｏに対して下方に位置する。位相θが１８０°のときは、図２Ｃに示すように、ピン中心Ｏｗは回転中心Ｏに対して砥石車１５側（反切込方向）に位置する。位相θが２７０°のときは、図２Ｄに示すように、ピン中心Ｏｗは回転中心Ｏに対して上方に位置する。

（３．研削方法の概要）
次に、本実施形態における研削方法の概要について、図３および図４Ａ〜図４Ｅを参照して説明する。ここで、図４Ａ〜図４Ｅにおいて、Ｏｓは、クランクシャフトＷが撓んでいないと仮定した場合のピン中心Ｏｗ（仮ピン中心と称する）である。Ｏｒは、実際のピン中心Ｏｗ（実ピン中心と称する）である。すなわち、図４Ａ〜図４Ｅに示すように、クランクシャフトＷが撓んでいる状態において、ＯｗとＯｒはずれている。

本実施形態においては、荒前進研削工程（第一研削、第一前進研削）→後退研削工程（第一研削）→バックオフ動作→仕上前進研削工程（第二研削、第二前進研削）→スパークアウト工程の順に実行する。また、各研削工程においては、常にクーラントを供給する。ここで、荒前進研削工程および後退研削工程の際には、クーラントの供給量Ｑを大流量Ｑｍａｘとし、仕上前進研削工程およびスパークアウト工程の際には、クーラントの供給量Ｑを小流量Ｑｍｉｎとする。以下に、詳細に説明する。

まず、制御装置１８がクランクシャフトＷに対して砥石車１５をＸ軸方向に前進させることで、荒研削を開始する（荒前進研削工程）（図３のＴ０ｓ〜Ｔ０ｅ）。さらに、荒研削時には、制御装置１８によって、研削点Ｐに供給されるクーラントの供給量Ｑが大流量Ｑｍａｘとなるように制御される。

荒前進研削工程では、図３の上段のＴ０ｓ〜Ｔ０ｅに示すように、砥石車１５のＸ軸マイナス方向へ一定速度で前進する。つまり、荒前進研削工程では、砥石車１５をクランクピンＷａに押し付ける方向へ相対移動させる。ここで、荒前進研削工程では、研削能率Ｚ（単位時間単位幅当たりの研削量）を大きくするために、仕上前進研削工程よりも移動速度を大きくする。つまり、図３のＴ０ｓ〜Ｔ０ｅの砥石車１５のＸ軸位置の時間変化が大きい。

そして、図３の荒前進研削工程の開始時Ｔ０ｓでは、図４Ａに示すように、実ピン中心Ｏｒは、仮ピン中心Ｏｓに対し、クーラント動圧Ｆｐによる撓み量εｂだけずれている。この状態から砥石車１５をクランクピンＷａへ押し付けると、クランクピンＷａがさらに撓みながら、クランクピンＷａが研削される。図３の荒前進研削工程の終了時Ｔ０ｅに至るまでの間、研削抵抗Ｆｎが大きくなる。つまり、クランクピンＷａが砥石車１５から受ける押付力Ｆには、クーラント動圧Ｆｐと研削抵抗Ｆｎとの合計が作用する。そして、終了時Ｔ０ｅにおける撓み量εは、図４Ｂに示すように、研削抵抗Ｆｎによる撓み量εａとクーラント動圧Ｆｐによる撓み量εｂとの合計値となる。

荒研削を行っている間、定寸装置１７によって計測されるクランクピンＷａの外径Ｄｔが、予め設定された値Ｄｔｈに達したか否かを判定する。クランクピンＷａの外径Ｄｔが設定値Ｄｔｈに達すると、荒前進研削工程から後退研削工程に切り替える。後退研削とは、砥石車１５をクランクピンＷａから引き離す方向（Ｘ軸プラス方向）へ相対移動させて、研削抵抗ＦｎによるクランクピンＷａの撓み量εａを減少させながら行う研削である。

後退研削の開始時Ｔ１ｓ（＝Ｔ０ｅ）の時には、図４Ｂに示すように、クランクピンＷａの外周面の半径は、クランクピンＷａの位相に応じて異なる。これは、砥石車１５を前進しながらクランクピンＷａを回転させているためである。そして、クランクピンＷａの外周面の半径の差は、クランクピンＷａの位相に対してほぼ線形の関係にある。そこで、後退研削工程において、砥石車１５を後退させながら、位相に応じた半径差を解消するように当該部分を削り取るようにする。

具体的には、後退研削工程において、クランクピンＷａを例えば１回転させたときに、研削抵抗Ｆｎがゼロになるように、クランクピンＷａの位相に応じた目標の研削抵抗を決定し制御する。なお、クランクピンＷａを２回転以上の間、後退研削を行うようにしてもよい。後退研削の終了時Ｔ１ｅには、図４Ｃに示すように、クランクピンＷａの外周面の半径差が解消される。このとき、研削抵抗Ｆｎがゼロとなるため、クランクピンＷａの撓み量εは、クーラント動圧Ｆｐによる撓み量εｂに一致する。

後退研削を終了すると、研削抵抗Ｆｎをゼロとしたまま、非研削状態でバックオフ動作を行う（図３のＴ２ｓ〜Ｔ２ｅ）。バックオフ動作とは、後退研削の終了時よりも砥石車１５をさらに後退させて、図４Ｄに示すように、砥石車１５をクランクピンＷａから離れさせるようにする動作である。バックオフ動作を行っている際、または、バックオフ動作を終了した時点において、クーラントの供給量Ｑを小流量Ｑｍｉｎに切り替える。そうすると、図４Ｅに示すように、クーラント動圧Ｆｐが小さくなり、クーラント動圧Ｆｐによる撓み量εｂも小さくなる。

バックオフ動作の後であって、かつ、クーラントの供給量Ｑが小流量Ｑｍｉｎに切り替えられた後には、仕上前進工程（図３のＴ３ｓ〜Ｔ３ｅ）を行う。仕上前進工程では、制御装置１８は、クランクピンＷａに対して砥石車１５を前進（Ｘ軸マイナス方向へ移動）させることで、仕上前進研削を開始する。仕上前進工程では、図３に示すように、荒前進研削工程における砥石車１５の移動速度（切込速度）より遅くする。従って、仕上前進工程では、クランクピンＷａに研削焼けを生じないようにできる。さらに、クーラントの供給量Ｑを小流量Ｑｍｉｎにすることで、油穴などの凹所Ａによる研削精度への悪影響を抑制できる。

仕上前進研削を行っている間、定寸装置１７によって計測されるクランクピンＷａの外径Ｄｔが仕上径Ｄｆに達すると、仕上前進研削工程からスパークアウト工程に切り替える。スパークアウトは、砥石車１５をクランクピンＷａに対する切込量をゼロの状態として行う。つまり、スパークアウトにおいては、仕上前進研削において研削残しの分を研削することになる。そして、このスパークアウトは、予め設定されたクランクピンＷａの回転数だけ行う。図３においては、Ｔ４ｓ〜Ｔ４ｅである。

（４．後退研削の詳細）
後退研削（図３のＴ１ｓ〜Ｔ１ｅ）においては、砥石車１５を後退させながら、荒前進研削工程における半径差の部分を削り取る。ここで、クランクピンＷａを研削する場合には、クランクシャフトＷの位相θに応じて、クランクシャフトＷの剛性Ｋ(θ)、クーラント動圧Ｆｐ(θ)、研削能率Ｚ(θ)が異なる。そのため、研削抵抗Ｆｎ(θ)による撓み量εａ(θ)が位相θに応じて変化する。この撓み量εａ(θ)を用いて、後退研削を制御する。

研削抵抗Ｆｎ(θ)による撓み量εａ(θ)の算出手順について、図５のブロック図および図６〜図１０を参照して説明する。まず、クランクピンＷａが砥石車１５から受ける切込方向の押付力Ｆは、式（１）に示すように、研削抵抗Ｆｎとクーラント動圧Ｆｐの加算値である。また、研削抵抗Ｆｎは、式（２）に示すように、研削能率Ｚ、砥石車１５の切れ味係数α、および、研削幅に相当する係数Ｈ（以下、「研削幅係数Ｈ」と称する）の乗算により表される。研削幅係数Ｈは、例えば、最小幅を１とした場合の比を表す。すなわち、研削幅が全周に亘って同一の場合には、Ｈは１となる。

［数１］
Ｆ ＝ Ｆｎ ＋ Ｆｐ ・・・ （１）
［数２］
Ｆｎ ＝ Ｚ × α × Ｈ ・・・ （２）

そこで、図５に示すように、荒前進研削工程の際に、実際の切込量ｄを元に実際の研削能率Ｚrealを取得すると共に（図５の符号１１１）、力センサ１６の検出値を元に実際の押付力Ｆrealを取得する（図５の符号１１２）。また、研削幅係数Ｈは、クランクピンＷａおよび砥石車１５の形状から導き出すことができる。切込量ｄは、研削条件から導き出すことができる。なお、切込量ｄは、定寸装置１７の信号を用いて演算により求めてもよい。

式（１）（２）の関係より、図６において、研削能率Ｚrealを横軸とし、押付力Ｆを縦軸とした場合に、傾きが切れ味係数αと研削幅係数Ｈの乗算値となる。すなわち、図６の傾きを求めて、研削幅係数Ｈで除算することにより、切れ味係数αを算出できる。（図５の符号１１３）。切れ味係数αは、砥石車１５によるクランクピンＷａへの切込方向の押付力Ｆと研削能率Ｚとの関係を示す。切れ味係数αは、砥石車１５の砥粒の状態によって変化する。そこで、クランクシャフトＷを多数研削する際において、適宜、荒前進研削工程にて計測することで、切れ味係数αを更新する。

ここで、図２Ａ〜図２Ｄに示すように、研削点Ｐは、位相θによって回転中心Ｏからの距離が異なる。そのため、図７に示すように、研削点速度ｖ(θ)は、位相θに応じて変化する。この研削点速度ｖ(θ)は、クランクシャフトＷの形状および研削条件から幾何学的に算出できる（図５の符号１１４）。

続いて、研削点速度ｖ(θ)を用いて、理論的な研削能率Ｚlogical(θ)を算出する（図５の符号１１５）。研削能率Ｚ(θ)は、式（３）にて表される。式（３）において、ｄは、切込量である。γは、凹所Ａによる影響分である。研削能率Ｚ(θ)は、図８に示すように、位相θに応じて変化する。図８において、位相θが１８０°付近において、研削能率Ｚ(θ)が急に低下している部分は、凹所Ａの影響分γによる。

［数３］
Ｚ(θ) ＝ ｄ × ｖ（θ） ＋ γ ・・・ （３）

そして、研削抵抗Ｆｎ(θ)は、切れ味係数α、理論的な研削能率Ｚlogical(θ)および研削幅係数Ｈより、式（４）に従って算出する（図５の符号１１６）。式（４）は、式（２）を位相θの関数にしただけである。研削抵抗Ｆｎ(θ)は、図９に示すように、位相θに応じて変化する。

［数４］
Ｆｎ(θ) ＝ Ｚ(θ) × α × Ｈ ・・・ （４）

続いて、クランクシャフトＷの形状から、クランクピンＷａ部分の剛性Ｋ(θ)を算出する（図５の符号１１７）。これは、剛性Ｋ(θ)は、実測値に基づいて算出することもできるし、解析により取得することもできる。研削抵抗Ｆｎ(θ)および剛性Ｋ(θ)を用いて、研削抵抗Ｆｎ(θ)によるクランクピンＷａの撓み量εａ(θ)を式（５）に従って算出する（図５の符号１１８）。研削抵抗Ｆｎ(θ)による撓み量εａ(θ)は、図１０に示すように、位相θに応じて変化する。

［数５］
εａ(θ) ＝ Ｆｎ (θ) ／ Ｋ(θ) ・・・ （５）

次に、研削抵抗Ｆｎ(θ)による撓み量εａ(θ)を用いた後退研削の制御について、第一例について図１０〜図１２を参照し、第二例について図１０，図１１および図１３を参照して説明する。

まず、第一例について説明する。後退研削の開始時Ｔ１ｓ（図１に示す）において、クランクシャフトＷの位相θ１ｓを取得する。位相θと研削抵抗Ｆｎ(θ)による撓み量εａ(θ)との関係は図１０に示すとおりであることから、位相θ１ｓにおける撓み量はεａ(θ１ｓ)となる。そこで、撓み量εａ(θ１ｓ)を取得できる（図１１の符号１２１）。

続いて、取得された撓み量εａ(θ１ｓ)から後退研削における後退量を決定する（図１１の符号１２２）。第一例では、撓み量εａ(θ１ｓ)を後退量とする。この後退量は、クランクシャフトＷが１回転する間に後退させる量である。ただし、ここでは１回転とするが、複数回転としてもよい。さらに、後退研削の最中は、図１２に示すように、後退研削の終了時Ｔ１ｅにおいて研削抵抗Ｆｎ(θ)による撓み量εａ(θ１ｅ)がゼロとなるまでの間、砥石車１５を等速で後退させるように制御する（図１１の符号１２３）。第一例によれば、等速に後退させているため、容易に制御できる。この場合であっても、十分に高精度にできる。

第二例について説明する。後退研削の開始時Ｔ１ｓから終了時Ｔ１ｅまでの間において、各位相θに応じた研削抵抗Ｆｎ(θ)による撓み量εａ(θ１ｓ−θ１ｅ)を算出する（図１１の符号１２１）。続いて、開始時Ｔ１ｓにおける撓み量はεａ(θ１ｓ)を、クランクシャフトＷが１回転する間の後退量とする（図１１の符号１２２）。

そして、図１０および図１３に示すように、後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける撓み量εａ(θ１ｓ)から、後退研削の終了時Ｔ１ｅにおいて撓み量εａ(θ１ｅ)がゼロとなるまでの間、砥石車１５の位置が撓み量εａ(θ１ｓ−θ１ｅ)に応じた位置となるように変速させながら後退させる（図１１の符号１２３）。つまり、図１０において撓み量εａ(θ１ｓ)との差分Δεを、第一例の図１２の後退量に加算することで、途中の後退量が決定される。第二例によれば、砥石車１５の位置を撓み量εａ(θ１ｓ−θ１ｅ)に応じた位置となるように変速させながら後退させることで、より高精度にできる。

クランクピンＷａの位相θに応じてクランクピンＷａの撓み量ε(θ)が異なる場合、荒前進研削における削り残し量は、撓み量ε(θ)に依存する。特に、研削抵抗Ｆｎによる撓み量εａ(θ)に依存する。そこで、上述したように、後退研削の後退量を、後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける研削抵抗ＦｎによるクランクピンＷａの撓み量εａ(θ１ｓ)に基づいて決定している。これにより、後退研削により、高精度に研削することができる。

（５．バックオフ動作の詳細）
バックオフ動作（図３のＴ２ｓ〜Ｔ２ｅ）においては、砥石車１５をさらに後退させる。バックオフ動作は、クーラントの供給量Ｑを大流量Ｑｍａｘから小流量Ｑｍｉｎへ切り替えた場合にも、砥石車１５によりクランクピンＷａに対して切込が発生しないようにするためである。ここで、バックオフ動作において、クランクピンＷａには研削抵抗Ｆｎは作用しておらず、クーラント動圧Ｆｐが作用している。従って、クランクピンＷａは、クーラント動圧Ｆｐによって撓んでいる。

そして、上述したように、クランクピンＷａの剛性Ｋ(θ)は位相θに応じて異なる。さらに、クーラント動圧Ｆｐ(θ)も、図１４に示すように、位相θに応じて変化する。クーラント動圧Ｆｐ(θ)は、クーラントノズル１９からの距離が遠いほど小さくなり、図２Ａ〜図２Ｄによれば図１４のようになることが分かる。例えば、位相θが９０°のときに、クーラントノズル１９が最も研削点Ｐから遠いため、クーラント動圧Ｆｐが最も小さい。

このとき、クーラント動圧Ｆｐ(θ)が位相θに応じて異なるため、クーラント動圧Ｆｐ(θ)による撓み量εｂ(θ)も位相θに応じて異なる。そこで、この撓み量εｂ(θ)を用いて、バックオフ動作の制御を行う。

次に、撓み量εｂ(θ)を用いたバックオフ動作の制御について、第一例について図１５〜図１７を参照して説明し、第二例について図１５、図１８〜図１９を参照して説明する。
まず、第一例について説明する。バックオフ動作の開始時Ｔ２ｓ（図３に示す）において、クランクシャフトＷの位相θ２ｓを取得する。位相θとクーラント動圧Ｆｐ(θ)による撓み量εｂ(θ)との関係は、図１６のようになる。そこで、撓み量εｂ(θ２ｓ)を取得できる（図１５の符号２１１）。

続いて、取得された撓み量εｂ(θ２ｓ)からバックオフ量を決定する（図１５の符号２１２）。第一例では、位相θ２ｓにおける撓み量εｂ(θ２ｓ)に一定値δを加算した値（ε(θ２ｓ)＋δ）をバックオフ量とする。なお、撓み量εｂ(θ２ｓ)そのものをバックオフ量とすることもできる。また、バックオフ速度は、予め決められた早送り速度である。

そして、決定されたバックオフ量分だけ砥石車１５を早送りで後退させるように制御する（図１５の符号２１３）。バックオフ動作の開始時Ｔ２ｓから終了時Ｔ２ｅにおいて、砥石車１５の位置は、図１７に示すようになる。

第二例について説明する。図１８のハッチングにて示すように、バックオフ動作の開始時Ｔ２ｓから終了時Ｔ２ｅまでの間において、各位相θに応じたクーラント動圧Ｆｐ(θ)による撓み量εｂ(θ２ｓ−θ２ｅ)を算出する（図１５の符号２１１）。そして、撓み量εｂ(θ２ｓ−θ２ｅ)の最大値ε＿ｍａｘに一定値δを加算した値（ε＿ｍａｘ＋δ）をバックオフ量とする。なお、撓み量ε＿ｍａｘそのものをバックオフ量とすることもできる。そして、決定されたバックオフ量分だけ砥石車１５を早送りで後退させるように制御する（図１５の符号２１３）。バックオフ動作の開始時Ｔ２ｓから終了時Ｔ２ｅにおいて、砥石車１５の位置は、図１９に示すようになる。

上記によれば、バックオフ量を、バックオフ動作の開始時Ｔ２ｓにおけるクランクピンＷａの撓み量ε(θ２ｓ)に基づいて決定している。特に、バックオフ動作の開始時Ｔ２ｓにおいては、既に研削抵抗Ｆｎがゼロであるため、バックオフ量を、開始時Ｔ２ｓにおけるクーラント動圧Ｆｐによる撓み量εｂ(θ２ｓ)に基づいて決定している。これにより、バックオフ量を少なくしたとしても、仕上前進研削の開始時Ｔ３ｓにおいて切込が発生することも防止できる。そして、従来と比べて、バックオフ量を少なくすることができるため、仕上前進研削における空研削状態を少なくでき、結果として研削時間を短縮できる。

また、上記第一例を適用する場合には、容易にバックオフ量を決定でき、この場合に確実に上記効果を奏する。
一方、第二例を適用する場合には、バックオフ動作の速度とクランクピンＷａの周速度との関係によっては、撓み量εｂ(θ２ｓ)より最大値εｂ＿ｍａｘが大きい場合に、バックオフ動作の最中に確実に切込が生じないようにできる。その結果、確実に上記効果を奏する。

上記実施形態においては、研削幅係数Ｈを一定として説明したが、研削幅係数Ｈを位相θに応じて変化させる場合にも、位相θに応じて撓み量εが変化する。この場合にも、上記の考え方を同様に適用することができ、同様の効果を奏する。

１：研削盤、 １５：砥石車、 Ａ：凹所、 Ｐ：研削点、 Ｑ：クーラントの供給量、 Ｑｍａｘ：大流量、 Ｑｍｉｎ：小流量

Claims (8)

1. 砥石車を被加工物へ相対的に前進させる第一前進研削を行い、前記第一前進研削に続いて砥石車を被加工物から相対的に後退させる後退研削を行う研削盤であって、
   前記被加工物の剛性Ｋ、クーラント動圧Ｆｐ、研削能率Ｚ、研削幅の少なくとも一つが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、前記第一前進研削の際に前記被加工物が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果前記第一前進研削の際に研削抵抗Ｆｎおよびクーラント動圧Ｆｐによる前記被加工物の撓み量ε(θ)が位相θに応じて異なる場合に、
   前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓの前記被加工物の位相θ１ｓにおいて前記研削抵抗Ｆｎによる前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)を取得する手段と、
   前記後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)に基づいて前記後退研削による後退量を決定する手段と、
   前記後退研削において、前記後退量を後退させる手段と、
   を備える研削盤。
2. 前記後退量を決定する手段は、前記撓み量εａ(θ１ｓ)を前記後退量とし、
   前記後退させる手段は、前記被加工物が１回転する間に前記後退量を後退させる、請求項１の研削盤。
3. 前記後退量を後退させる手段は、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)から、前記後退研削終了時Ｔ１ｅにおいて研削抵抗による前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｅ)がゼロとなるまでの間、等速で後退させる、請求項１または２の研削盤。
4. 前記撓み量を取得する手段は、
   前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓから終了時Ｔ１ｅまでの間において各位相θに応じた研削抵抗Ｆｎによる前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ−θ１ｅ)を算出する手段であり、
   前記後退量を後退させる手段は、
   前記後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)から、前記後退研削終了時Ｔ１ｅにおいて研削抵抗Ｆｎによる前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｅ)がゼロとなるまでの間、前記砥石車の位置が前記撓み量εａ(θ１ｓ−θ１ｅ)に応じた位置となるように変速させながら後退させる、
   請求項１または２の研削盤。
5. 前記撓み量を取得する手段は、
   前記被加工物の形状および前記研削条件に基づいて、研削点速度ｖと切込量ｄを乗算することにより理論的な研削能率Ｚlogicalを算出する手段と、
   前記第一前進研削の際に、実際の研削能率Ｚrealを取得する手段と、
   前記第一前進研削の際に、前記被加工物が前記砥石車から受ける切込方向の実際の押付力Ｆrealを取得する手段と、
   取得した前記実際の研削能率Ｚrealと前記実際の押付力Ｆrealとに基づいて、前記実際の研削能率Ｚrealと前記実際の押付力Ｆrealの関係を示す切れ味係数αを算出する手段と、
   前記理論的な研削能率Ｚlogicalおよび前記切れ味係数αに基づいて、研削抵抗Ｆｎを算出する手段と、
   前記被加工物の剛性Ｋを取得する剛性取得手段と、
   前記研削抵抗Ｆｎを剛性Ｋにて除算することにより、前記被加工物の位相θ１ｓにおける撓み量εａ(θ１ｓ)を算出する手段と、
   を備える、請求項１〜４の何れか一項の研削盤。
6. 前記被加工物は、回転中心から偏心した位置を中心とする偏心ピンを有し、
   前記砥石車による研削部位は、前記偏心ピンであり、
   前記被加工物の剛性Ｋ(θ)、クーラント動圧Ｆｐ(θ)および研削能率Ｚ(θ)が、前記被加工物の位相θに応じて異なる、
   請求項１〜５の何れか一項の研削盤。
7. 前記第一前進研削および前記後退研削は、前記クーラントの供給量を大流量として行い、
   前記研削盤は、前記後退研削に続いて非研削状態でバックオフ動作を行い、前記バックオフ動作に続いて前記クーラントの供給量を小流量とする第二前進研削を行う、
   請求項１〜６の何れか一項の研削盤。
8. 砥石車を被加工物へ相対的に前進させる第一前進研削を行い、前記第一前進研削に続いて砥石車を被加工物から相対的に後退させる後退研削を行う研削方法であって、
   前記被加工物の剛性Ｋ、クーラント動圧Ｆｐ、研削能率Ｚ、研削幅の少なくとも一つが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、前記第一前進研削の際に前記被加工物が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果前記第一前進研削の際に研削抵抗Ｆｎおよびクーラント動圧Ｆｐによる前記被加工物の撓み量εａ(θ)が位相θに応じて異なる場合に、
   前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、前記後退研削の開始時Ｔ１ｓの前記被加工物の位相θ１ｓにおいて前記研削抵抗Ｆｎによる前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)を取得する工程と、
   前記後退研削の開始時Ｔ１ｓにおける前記被加工物の撓み量εａ(θ１ｓ)に基づいて前記後退研削による後退量を決定する工程と、
   前記後退研削において、前記後退量を後退させる工程と、
   を備える研削方法。
   

Images