【発明の詳細な説明】
電気・機械アクチュエータ
本発明は制御可能なアクチュエータに関し、更にこのようなアクチュエータを
使用した工作機械にも関する。
非常に高速な且つ制御可能な運動を行うことが必要な適用例が存在している。
その一例は、非軸対称面を機械加工する際の切削工具の運動である。その他の例
としては、磁気ディスクや光ディスクを読み取る際の読取ヘッドの運動等が挙げ
られる。
本発明は、迅速で正確な往復運動を行うことのできるアクチュエータを提供す
ることに関する。
本発明の第１の形態によれば、それぞれが電気信号に呼応して往復変位を発生
させる一対の同じ装置と、該装置に連結されてそれぞれの装置の変位を一連の往
復変位に変換するリンク手段とを具え、該リンク手段と前記装置との間の連結は
、前記リンク手段によって発生したそれぞれの変位に対して、前記装置が反対方
向の変位を発生するように構成されているアクチュエータが提供される。
既に述べたように、このようなアクチュエータの重要な利用分野は、コンタク
ト・レンズの製造にあることが判っている。長年にわたって、コンタクト・レン
ズの製造にはダイヤモンドの回転機械が使用され、回転対称型のレンズが作られ
ていることは周知である。しかし、多くの場合、コンタクト・レンズにおいては
、レンズが非回転対称型であることが必要である。例えば、非点収差を解消する
ための放物面型コンタクト・レンズを得るには、レンズの対称回転プロセスとク
リンプ加工とを組み合わせて、レンズをその軸の一つに沿って捩じることを要す
る。このやり方は、多くの時間がかかると共に不正確であり、結果を予測するこ
とが難しい。
非回転対称型表面は、回転機械を用い、スピンドル軸に沿って回転している表
面に対して、このスピンドル回転と同期して切削工具を付加的に運動させること
によって形成できることは以前から知られている。
離軸放物面を軸を中心として回転させるのに要する工具の運動のための理論的
必要条件は、光学機器技術者協会（Society of Photo-Optical Instrumentation
Engineers）の会報第９３巻に発表されたD.C．Thompsonの論文中で述べられて
いる。テネシー大学のSpivey Stevens Douglassによって１９８４年に発表され
た「非対称的でない表面を回転させるための機械加工システム」なる題名の博士
論文(PhD thesis)は、D.C．Thompsonによって与えられた理論的研究論文の実用
化について述べている。この論文は、ｘスライド上に装着された迅速サーボ工具
として公知の機構を有するｘ−ｙ旋盤について述べている。即ち、迅速サーボ工
具は、旋盤のスピンドルの回転に同期した制御された小さな運動と旋盤の主要部
品によって付与される通常の運動の両者を行うことができる工具である。
D.C．Thompsonの論文とSpivey Stevens Douglassの博士論文が発表されて以来
、コンタクト・レンズの大量生産に使用可能な円環面を回転させることが可能な
迅速サーボ旋盤を提供する多くの試みが行われてきた。コンタクト・レンズの製
造の際に発生する他の問題の検討に入る前に、放物面の鏡の製造も商業的に重要
であり、この鏡を回転させるにはレンズを回転させる場合と実質的に同じ問題が
存在することを認識すべきである。したがって、本発明はすべての非球形回転面
の製造に適用可能である。
米国特許明細書第4,680,998号には、コンタクト・レンズの製造に使用される
旋盤が開示されている。この旋盤はRho-θ旋盤と呼称され、回転しているレンズ
に対する工具の運動が一つの主要直線成分を有し、工具運動の第２主要成分が円
弧状である点で、ｘ−ｙ旋盤とは異なっている。ｘ−ｙ旋盤とRho-θ旋盤は、両
方とも、迅速工具サーボ機構が開発されるずっと以前から回転作業に使用されて
いた。ｘ−ｙ旋盤のｘ−ｙスライドによる工具の運動、又はRho-θ旋盤の円弧状
及び直線状運動は、本明細書中では以後はマクロ運動（macro-movement）と呼称
する。円環面又は非回転対称面を形成する場合には、例えばD.C．Thompsonの論
文に述べられているように、切削工具には、旋盤のスピンドルの回転に同期した
付加的なミクロ運動（micro-movement）が与えられる。
コンタクト・レンズの大量生産の際に生じる主な問題は、満足するべき処理量
を得るために、旋盤スピンドルの回転速度を高くする必要があることである。旋
盤の通常の２本のマクロ軸に加えて、既に述べたように、工作機械の制御システ
ムに更に２本の運動軸を組み入れる必要がある。第１の軸は切削工具のミクロ運
動をスピンドルの回転に同期させるのに必要である。制御しなければならない第
２の更に難しい運動は、スピンドル軸における迅速工具サーボ機構のミクロの直
線運動の範囲である。旋盤スピンドルの回転が速いので、工具ホルダのマクロ運
動も非常に速い。更に、真に平滑なレンズ面を形成するには、この運動を、特に
ダイヤモンド工具の切削位置を正確且つ再現性良く制御しなければならない。迅
速工具サーボ機構のミクロ運動が充分に正確に制御されていれば、最終製品が一
回の回転作業で機械加工可能であり、或る場合には後続する研磨の必要もなくな
ると言う利点が得られる。
本発明の第２の形態によれば、非軸対称面を機械加工するための旋盤が提供さ
れ、この旋盤は、被加工物に回転対称面を機械加工することができるように旋盤
スピンドルの上に装着された被加工物に対して切削工具ホルダを移動させる手段
と、旋盤スピンドルの回転に同期して切削工具ホルダに付加的な運動を付与して
、被加工物に非回転対称面を切り出すための迅速工具サーボ手段とを具え、工具
ホルダを移動させる前記手段は圧電アクチュエータを具えている。
本発明が更によく理解されるように、添付の図面を参照して一実施例を説明す
る。
図１は、ｘ−ｙ旋盤の模式的平面図である。
図２は、実際の旋盤の側面図である。
図３は、図２の旋盤の迅速サーボ工具の斜視図である。
図３Ａは、旋盤のスプリング軸に沿う垂直面における図２の旋盤の迅速サーボ
工具の側断面図である。
図４は、図３ＡのＩＶ−ＩＶ線の方向に見た迅速工具サーボ機構の背面図であ
る。
図５Ａと５Ｂは、それぞれ、図３と４の迅速サーボ工具に使用される制動機構
の側面図と正面図である。
図６は、多工具ヘッドの一実施例の平面図である。
図７は、図３と４の迅速工具サーボ機構に使用される制御システムのブロック
・ダイアグラムである。
図８は、図１と２の旋盤に使用される制御回路の全体を示すブロック・ダイア
グラムである。
図９は、図８の回路の一部のブロック・ダイアグラムの詳細図である。
図１０は、図９の一部を形成する回路のブロック・ダイアグラムである。
図１１は、Rho-θ旋盤の模式的平面図である。
図１には、レンズの素材を取付けることができるコレット３を有するスピンド
ル２を具えた旋盤１が示されている。スピンドル２は、ｚ軸に沿う制御された運
動を行うことのできる直線的スライド４上に装着されている。前記スライド４の
運動方向に垂直なｘ方向に制御可能に可動なスライド７上に担持された迅速工具
サーボ機構６に、ダイヤモンド・ポイント切削工具５が取付けられている。こう
して、スライド４と７は、回転対称表面を形成するのに使用可能なタイプの前記
工具のマクロな通常の運動を提供し、一方、前記迅速工具サーボ機構６が非軸対
称又は環状の表面を形成するのに必要なミクロな運動を行う。シャフト・エンコ
ーダ８は、旋盤のスピンドルの回転と同期した信号を発生する。
図２は本発明の一実施例によって構成された実際の旋盤の主要構成部分を示す
側面図である。この図においては、図１と同じ符号が同じ部品を示すのに使用さ
れている。符号２０は、旋盤の作業のオン・オフを制御するスイッチ制御盤２１
と共に旋盤のオペレータによって、入力パラメーター等を表示するのに使用され
るビデオ表示ユニットを示している。この旋盤の主要構成部品には、図１に示さ
れているように、被加工物としてレンズ用素材を装着可能な従来型のコレットを
担持してｚ方向に動き得るようにｚスライド４上に取付けられたスピンドル２が
含まれている。前記被加工物に対向して、後で詳述する迅速工具サーボ機構６が
設けられている。この迅速工具サーボ機構はダイヤモンド切削工具を具え、旋盤
のｘスライド７上に取付けられている。ｚスライドと同様に、このｘスライドの
構成も従来のものと全く同じである。
この旋盤の前記主要スライド４と７の運動は、従来のやり方と全く同様に得ら
れる。即ち、各スライドは、直流モーターによって駆動される回転ねじの上に装
着されたナットによって動かされる。旋盤の本体には、各スライドに隣接して８
ナノメーター回折格子が取付けられている。この格子に照射される光はスライド
上のセンサで反射され、これらのセンサはスライドが格子に対して移動するにつ
れて干渉縞を計数する。こうして得られた信号は、フィードバック制御ループに
使用されて、関連する直流モーターの回転を制御する。前記ねじ、ナット、格子
及びセンサの構成は従来からあり、本発明の一部を構成するものではない。
添付図面の図３は、図３Ａと４と共に迅速工具サーボ機構６の詳細を示してい
る。この迅速工具サーボ機構の内部には、一対の圧電素子積層体即ちアクチュエ
ータ３１が装着され、各積層体は複数の圧電素子で構成されている。これらのア
クチュエータ積層体は、横方向部材３３とレバー・アーム３４とを有するＴ型レ
バー３２に作用を及ぼす。このＴ型レバーのレバー・アーム３４の下端は頑丈な
金属製の連結部材３５によって工具ビーム３６に連結され、該工具ビームにはダ
イヤモンド切削工具が装着されている。この工具ビーム３６は矢印Ａの方向に水
平運動可能であり、この方向はｚスライド４のｚ軸及びスピンドル２の回転軸に
平行になっている。この金属製の連結部材は一枚の金属シートであってもよいが
、本実施例においてはスプリング用スチールの一対の平行なストリップによって
形成されている。前記工具ビーム３６は工具ポスト３６’を有し、符号３６Ａと
３６Ｂで示された二組の垂直スプリング又は靱帯によって工具がそこに装着され
て支持され、該スプリングは水平運動に対する抵抗を与えると共に、運動方向に
剛性を付与するように作用している。これらの垂直スプリングは、迅速工具サー
ボ機構のベース・プレートにしっかりと取付けられている。図４から判るように
、Ｔ型ビームは二つの垂下したアーム３４を有し、これらのアームは翼付きダン
パー４９を担持しており、その目的については更に後述する。
アクチュエータ３１は、前記迅速工具サーボ機構の側壁３９に固定されたベー
ス・プレート３８上に取付けられている。このアクチュエータ３１は、横部材３
３とベース・プレート３８との間に後述するように引っ張り状態で保持され、こ
の横部材３３は複合構造を有している。即ち、横部材３３は一対の平行なバー又
はブロック４０，４１で構成されている。アクチュエータ３１の上面と二つのブ
ロック（４１）の下面との間には、一対のローラー・バー４２が挟まれている。
もう一つのローラー・バー４３が前記ブロック４０と４１の間に挟まれ、調節ボ
ルト４４が上部ブロック４０に設けられたねじ孔に螺合している。各ローラー・
バーは、円形断面を有する金属ロッドで構成されている。この横部材は、横ピン
４６に固定された金属製撓み材４５を引っ張り状態に保持するねじ山付きボルト
４４を有する構成になっている。この金属製撓み材４５は下部のバー４３のスロ
ット４３’を貫通して延在し、上部のバー３３に保持されている。このようにし
て、アクチュエータ３１は、ボルト４４とローラー・バー４１とを介して下部の
バー４３に作用する上部のバー３３とベース・プレート３８との間に、前記金属
製撓み材４５によって加えられる弾性力によって圧縮状態で保持される。図３Ａ
に、レバー３４の動きが矢印Ａによって示されている。
アクチュエータ３１を横部材３３とベース・プレート３８との間に保持してい
る張力は、ボルト４４を使用して調節可能である。この迅速工具サーボ機構の側
壁３９には、ブロック４７が装着され、撓み材４８によって下部ブロック４０に
連結されている。撓み材４５と４８はシート状金属ストリップで構成されている
。
前記の構成においては、アクチュエータ３１の交互の変位が横ビーム４１に伝
達され、次いで、下部バー４１の浅い横方向溝内に位置して撓み材４５の張力に
よって保持されているローラー・バー４２を介して、アーム３４に伝達される。
Ｔ字型レバーがアクチュエータの変位を増幅する機械的比率は、ローラー・バー
同士の間隔とアーム３４の長さとによって決まり、この実施例の場合には約１０
又は１１から１の範囲にある。
この迅速工具サーボ機構の作動の際には、アクチュエータ３１には交互に逆位
相の数百ボルト程度の電圧が印加され、一方のアクチュエータが膨張すると他方
のアクチュエータが収縮するようになっている。各圧電アクチュエータは正の電
圧を印加されると収縮し、負の電圧を印加されると膨張する。その結果、Ｔ字型
レバー３２は撓み材４５によって規定される中心軸を中心として揺動し、工具ビ
ーム３６に旋盤のｚ軸に平行な高度に制御された短い直線運動を与える。工具ビ
ーム３６の位置、したがって切削工具の位置は、リニア電圧差動変圧器（ＬＶＤ
Ｔ）として公知の装置によって計測される。このＬＶＤＴは図３に符号５０で示
され、ピックアップ・コイルに対して工具ビーム３６と共に動き、その変位に対
応する出力信号を発生する中心シャフトを具えている。この装置５０は従来か
ら公知のものである。
工具ビーム３６は、迅速工具サーボ機構のベース上に装着された一対のスライ
ド・プレート３６”の間に往復運動可能に取付けられ、該スライド・プレート上
にＬＶＤＴ５０の固定部分が固定されている。
図５Ａは翼付きダンパー４９の一つの側面図を示す。この翼付きダンパーは０
．２５ｍｍの厚さのベリリウム銅の板で作られ、取付けボルト３８によって工具
ポストのベースに固定されている各ダンピング・ブロック４９’のスロットに装
着されている。ダンピング・ブロックのスロットには１０，０００センチストー
クスの制動流体も入っており、その結果、この翼付きダンパーは、運動軸方向に
は非常に抵抗性を示すが、他の軸方向には順応性を有するダンパーを提供する。
この順応性は、翼の厚さが０．２５ｍｍであることに起因して翼が曲がり易く且
つ撓み易いことによってもたらされる。更に、この０．２５ｍｍの厚さは、翼の
質量が小さいことを意味する。このことは、迅速工具サーボ機構が行わなければ
ならない迅速な加速と減速のための重要な要件である。前記制動流体はシリコン
をベースとするものであり、翼の各面とそれが関連する対向する制動面との間の
公称間隙は０．００８インチであることが好ましい。
添付図面の図６には、迅速工具サーボ機構６が他の四つの標準工具ホルダと組
み合わされてスライド４上に取付けられている多工具機構が示されている。この
実施例では、迅速工具サーボ機構のダイヤモンド切削工具が符号５５で示され、
従来型の工具ホルダが符号５２、５３、５４及び５６で示されている。工具ホル
ダ５２は空であり、工具ホルダ５３は強力な湾曲面荒削り工具４３Ａを担持し、
工具ホルダ５４はベースの湾曲面仕上げ工具４４Ａを担持し、工具ホルダ５６は
ベースの湾曲面荒削り工具４５Ａを担持している。これらの補助工具は非円環面
の機械加工に使用可能であり、図示の構成によれば、コンタクト・レンズをその
素材から仕上げ状態まで、工具ヘッドを交換することなしに機械加工することが
できる。符号５７は従来型のＬＶＤＴプローブを示し、レンズ素材の位置を計測
するのに使用することができる。
添付図面の図７を参照して、工具ビーム３６の往復運動を得るために圧電アク
チュエータを制御するやり方を説明する。工具ビーム３６の運動の正確性が最も
重要であることは判るであろう。この必要な正確性を得ることに伴うもう一つの
問題点は、公知のように、圧電変換器の変位は印加される電圧に対して直線的で
ないことである。しかし、この変位は、圧電素子の電荷に関しては殆ど直線的で
ある。即ち、圧電変換器に直列に接続された既知の値のコンデンサにかかる電圧
は圧電アクチュエータ上の電荷を示し、この電荷信号は、電圧よりもむしろ電荷
を調整できるように制御ループへのフィードバック信号として使用可能である。
このように、電圧ではなく圧電アクチュエータ上の電荷を制御することによって
、操作の直線性が改善される。直線性と電荷との間のこの関係は、圧電アクチュ
エータが電気的に可変コンデンサのように振る舞うことから得られる。この実施
例では、基準コンデンサ６０と６１が前記一対の圧電アクチュエータ３１に直列
に接続されている。こうして、圧電アクチュエータの電荷に何か変化が生じると
、それに連携する基準コンデンサの電荷にも対応する変化が生じる。各圧電アク
チュエータの静電容量は変化するが、これに関連する基準コンデンサの静電容量
は一定のままなので、各基準コンデンサ６０と６１にかかる電圧は、それに関連
する圧電アクチュエータの電荷に比例する。こうして、各圧電アクチュエータの
変位は、その基準コンデンサにかかる電圧とほぼ直線的な関係となる。したがっ
て、この実施例では、基準コンデンサ６０、６１の電圧がフィードバック・ルー
プに使用されて、これらに関連する圧電アクチュエータの変位を制御する。基準
コンデンサの静電容量がこれに関連する圧電アクチュエータの静電容量に比べて
大きい場合には、圧電アクチュエータとコンデンサの組合せにかかる電圧の殆ど
は圧電アクチュエータにかかる。各アクチュエータは数百ボルトになるまで駆動
されるが、大きい基準コンデンサが存在しているので、フィードバック・ループ
のための電圧は通常の信号のレベルである数ボルトまで減少する。
図７に示されているように、圧電アクチュエータは関連する高電圧増幅器６２
、６３によって駆動される。前記アクチュエータ／基準コンデンサの対を駆動す
るのに使用される高電圧増幅器のタイプに応じて、各基準コンデンサはアースに
対して数百ボルトで作動する。電圧を検出するための基準コンデンサへのすべて
の接続部は、高電圧回路の負荷を回避するために高いインピーダンスを有するこ
とが必要である。一対の分圧器によって基準コンデンサの電圧を測定し、関連す
る
増幅器に達する同相モード電圧を減少させることが可能である。しかし、分圧器
ネットワーク内の抵抗を良好な共通モード阻止性能に適合させることは難しく、
得られたＳＮ比には問題がある。この実施例では、基準コンデンサ６０と６１に
またがって取付けられた一対のアイソレーション増幅器６４と６５が使用されて
いる。これによって、高インピーダンスと良好な共通モード阻止性能の両方が得
られる。前記アイソレーション増幅器６４と６５の出力は各加算回路６６、６７
に入力され、そこで旋盤全体の主制御システムからのエラー信号と位置センサ５
０から発せられた位置信号の両者に組合せられる。アクチュエータ３１が逆位相
で作動する場合には、一方のアクチュエータの制御回路にはインバータ６８が組
み入れられる。
電荷ループの測定は、通常は開ループ方式で使用される圧電アクチュエータを
線形化するのに使用可能であるが、位置ループ制御と組み合わされた場合には大
きな利点が得られる。
圧電アクチュエータとその基準コンデンサは幾らかの漏洩があることも知られ
ている。この漏洩は、コンデンサと並列接続された抵抗器として働き、このコン
デンサを放電させる傾向がある。圧電アクチュエータの漏洩はきわめて少なく、
基準コンデンサも少ない漏洩で利用可能である。しかし、基準コンデンサがゼロ
になるまで放電した場合にも、高電圧増幅器が十分な電圧を圧電アクチュエータ
に供給することができるので、位置ループはなお位置を維持することが可能であ
る。実際に、基準コンデンサからのフィードバック電圧がゼロの場合、電荷ルー
プは、単に、位置ループのゲインと直列に接続された負荷ゲインとして作動する
。アクチュエータが基準コンデンサより早く放電した場合には、高電圧増幅器か
らの実質的にすべての利用可能な電圧は基準コンデンサにかかり、アクチュエー
タは動かない。これを防ぐために、この実施例は各基準コンデンサに意図的に付
加された漏電用抵抗器を設け、基準コンデンサがそれに関連するアクチュエータ
よりも早く放電するようにしている。これらの漏電抵抗器又は分流器は、図７に
符号６９で示されている。
この分流抵抗器６９を基準コンデンサに付加したことによっても、始動時にお
ける初期条件の問題が解消する。回路のスイッチを入れる前に、圧電アクチュエ
ー
タとそれに関連する基準コンデンサの電荷の間に不適合が存在することがある。
その差が大き過ぎる場合には、電荷ループに大きなエラー信号が発生し、電荷ル
ープは始動段階で飽和するであろう。位置ループがアクチュエータを駆動して正
しい位置に動かそうとするにもかかわらず、アクチュエータは一方又は他方の端
まで移動してしまうであろう。分流抵抗器は、基準コンデンサからのフィードバ
ック信号を実質的にゼロにまで減少させ、位置ループがアクチュエータを駆動し
て正しい位置に動かすことができるようにするであろう。
この迅速工具サーボ機構が作動する際には、位置センサ５０からの位置信号は
ピーク・サンプリング技術を利用して復調可能であり、帯域幅が搬送周波数によ
って制限されないようにすると共に、フィードバック・ループにおける位相のず
れが無視可能となるようにしている。この実施例では、回路７０において簡単な
復調が行われる。この位置の出力信号は加算結合部７１に供給され、この加算結
合部において旋盤の主制御システムから加算結合部の入力部７２に供給される目
標とするアナログ位置信号と比較される。得られたライン７３上のエラー信号は
、回路７４を経て増幅器６２と６３を駆動する。この回路はフォワード・ループ
・コントローラとして公知であり、このアクチュエータの後続する駆動回路の特
性と、迅速工具サーボ機構の物理的制限条件に合致したものである。この回路は
、進相回路、低周波フィルタ、この迅速工具サーボ機構の固有振動数に合わせて
同調されたノッチ・フィルタを具えている。
前述したことから、この迅速工具サーボ機構は旋盤のｘ，ｙのスライド運動に
慎重に同期せしめられ、正確度を維持することが重要なことが判るであろう。前
述のように、迅速工具サーボ機構のフィードバック制御ループは、ｘ，ｚのスラ
イド制御とは別個のものである。しかし、ダイヤモンド切削工具の直線運動は、
旋盤の主スピンドルの回転に同期させて、円環面の機械加工を可能にすることが
重要なことが判るであろう。これはシャフト・エンコーダ８と旋盤の全般的制御
回路とによって可能である。このエンコーダは増分エンコーダであり、スピンド
ル２の端部に装着されている。
この全般的制御回路について、図８を参照して詳細に説明する。
この制御システムは、ＰＭＡＣ（商標）コントローラ８０として公知のもので
ある。ＰＭＡＣとは、「プログラム可能な多軸コントローラ（Programmable Mul
ti Axis Controller）」を意味し、このコントローラ８０は米国のDelta Tau Co
rporationによって製造されている。該コントローラ８０は、コントローラ全体
のための時間ベースのマスタ信号を発するシャフト・エンコーダ８からの入力信
号を受ける。このようにして、ＰＭＡＣがｘ、ｚ軸方向の旋盤の操作と迅速工具
サーボ機構の直線運動の両方を制御する運動プログラムを実行する場合、その実
行速度はマスタ・エンコーダの周波数に正比例する。こうして、実行に際してＰ
ＭＡＣコントローラ８０は時間に基づくマスタ信号からのすべての偏差を自動的
に取り扱い、正比例の実行速度を決定する。この技術によって、素材に対する切
削工具の全軌跡をオフラインで計算することが可能になる。この実施例における
円環面形状を切削形成する手順は次の通りである。迅速工具サーボ機構とｘ、ｙ
スライドの制御に必要なすべての軌跡情報は機械加工の前に作られて、符号８１
で示されたジョブ・ファイル８１に記憶される。このジョブ・ファイルは汎用コ
ンピュータ８６によって形成される。このジョブ・ファイルの内容は、デュアル
・ポートＲＡＭ８１を介してＰＭＡＣコントローラ８０のロータリ・バッファ８
３に入力される。このバッファ８３は、基本的には必要な座標を記憶し、シャフ
ト・エンコーダ８から信号に基づいてクロック回路８４にによっ形成された時間
ベースのクロックと同期して、これらの座標を読み出す。ＰＭＡＣ８０は、旋盤
のｚ軸とｘ軸のマクロな運動と迅速工具サーボ機構のミクロな運動のための制御
信号を計算するだけでなく、切削工具の軌跡の各点がプログラムされなくてもよ
いように、スプライン補間モードも含む制御プロセッサ８５を具えている。この
実施例では、スプライン補間モードは一つのプログラム点について９個の中間点
を計算する。したがって、一回転毎に２４のプログラム点を使用することによっ
て、即ち１５°毎に一つの点を使用することによって、最悪の補間誤差を無視し
得るものとすることができる。
前述の実施例は、レンズの素材の子午線の向きを制御して±１°より良好にす
る能力も持っている。これは、制御システム内で時間ベースを凍結することによ
ってスピンドルの位置を捕捉し、この捕捉されたスピンドル位置をジョブ・ファ
イルに記憶されているプログラムされた子午線の向きと比較することによって得
ら
れる。この比較は、コントローラ内の比較レジスタで行われる。必要な向きに関
してスピンドルの位置が確立されると、比較レジスタの出力によって時間ベース
がスタートし、被加工物スピンドルとの同期が確かなものとなる。
図９にコントローラ８０が更に詳細に示されている。基本のＰＭＡＣコントロ
ーラは８本の軸を制御することができる。この実施例では、３本の軸、即ち旋盤
のｘとｙ軸及び迅速工具サーボ機構の運動を表すｗ軸の制御だけが必要である。
図９において、デュアル・ポートＲＡＭ８１’からの入力は符号８７で示され
ている。ホスト・コンピュータ８６からの入力は符号８８で示されている従来型
のバスを通じてコントローラ８０に供給される。図８では軌跡制御回路８５とし
て示されているコントローラ８０の出力は、図９でも符号８５で示されている。
標準型のＰＭＡＣコントローラには、ＤＳＰゲート型の四つの同じゲート回路
が存在している。この実施例では、これらのゲート回路の中で、その三つの軸ｘ
、ｙ、ｗのそれぞれに対して一つずつ三つのゲートが使用されている。図９に符
号８９で示された一つだけのＤＳＰゲート回路について更に詳細に述べるが、旋
盤のｘ及びｚ軸を制御するための他の二つのゲート回路の機能については従来か
ら周知であるので説明は省略する。
図１０には、この明細書中に既に述べたように、子午線の向きの制御に使用さ
れるＤＳＰゲート８９が示されている。このゲートは７つの主レジスタ１００〜
１０６を有していることが判るであろう。この実施例では、レジスタ１０４と１
０５は使用されていない。使用されているレジスタの中で、レジスタ１０２は他
のすべてのレジスタにアクセス可能で、バスとデータ制御回路１０７とを介して
制御回路８０と通じている制御レジスタであり、前記データ制御回路は２４ビッ
ト・データバス１１０と４ビット・アドレス・ライン１１１に接続され、それに
よってライン１１０上のデータが制御レジスタ１０２に書き込まれ、そしてそこ
から読み出される。
レジスタ１０１は２４ビットの上下位置レジスタであり、シャフト・エンコー
ダ８から出力されたマスタ・クロック信号はデジタル・フィルタ１０９と解読回
路１１２を介してレジスタ１０１に供給される。このレジスタ１０１はスピンド
ルの位置を連続的に示す。
レジスタ１００はサーボ位置捕捉レジスタと呼称され、ライン１１３上でスピ
ンドル回転の始点を示すシャフト・エンコーダから出力されたインデックス信号
の供給を受ける。インデックス信号によって計時が開始されると、このサーボ位
置捕捉レジスタ１００は、レジスタ１０１に値を捕捉するように作動する。
レジスタ１０３は位置比較レジスタと呼称され、制御レジスタ１０２を介して
それに負荷された値を有し、この値が位置レジスタ１０１の値と比較される。制
御レジスタによって負荷される値は、オペレータ・オフセット、プログラム・オ
フセット及び適宜なタイミング・バイアスと共にサーボ位置捕捉レジスタに捕捉
された値である。位置比較レジスタ１０３の値及び位置レジスタ１０１の値はゲ
ート１０８において比較され、二つのレジスタの内容の間のパリティ上で、ゲー
ト１０８から信号が制御レジスタ１０２に送られ、そしてフラッグとして位置捕
捉トリガ制御回路１１３にも送られる。回路１１３の出力はホーム捕捉レジスタ
１０６をスタートさせ、その出力は外部ベース・トリガ信号を回路８０に供給す
る。
図１１はRho/θ旋盤上に装着されるタイプの迅速工具サーボ機構を示す。この
旋盤は、レンズ素材等の被加工物を担持するためのスピンドル９０を具えている
。前記迅速工具サーボ機構は符号９１で示され、位置９３に回動自在に取付けら
れたアーム９２上に装着され、また、スライド９４は、旋盤のベース９５上を矢
印Ｘで示されたようにスピンドル軸の方向に可動である。この実施例においては
、迅速工具サーボ機構の作用はスピンドルの回転に同期し、軸方向に非対称形の
切削が可能である。DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION Electric / mechanical actuator The present invention relates to controllable actuators, and also relates to machine tools using such actuators. There are applications where it is necessary to perform very fast and controllable movements. One example is the movement of a cutting tool when machining a non-axisymmetric plane. Other examples include movement of a read head when reading a magnetic disk or an optical disk. The present invention relates to providing an actuator capable of performing quick and accurate reciprocating motion. According to a first aspect of the present invention, a pair of identical devices each generating a reciprocating displacement in response to an electrical signal, and a link coupled to the devices for converting the displacement of each device into a series of reciprocating displacements. Means, wherein the connection between the linking means and the device is provided such that the device produces a displacement in the opposite direction for each displacement generated by the linking means. Is done. As already mentioned, an important application of such actuators has been found to be in the manufacture of contact lenses. It is well known that for many years, contact lenses have been manufactured using rotating diamond machines, producing rotationally symmetric lenses. However, contact lenses often require that the lens be non-rotationally symmetric. For example, to obtain a parabolic contact lens that eliminates astigmatism, a combination of a symmetric rotation process of the lens and a crimping process requires twisting the lens along one of its axes. It costs. This approach is time consuming and inaccurate, and results are difficult to predict. It has long been known that non-rotationally symmetric surfaces can be formed by using a rotating machine and additionally moving a cutting tool relative to a surface rotating along a spindle axis in synchronization with the spindle rotation. ing. Theoretical requirements for tool motion required to rotate an off-axis paraboloid about an axis were published in the Society of Photo-Optical Instrumentation Engineers, Vol. 93. D. C. As stated in the Thompson paper. A PhD thesis, published in 1984 by Spivey Stevens Douglass at the University of Tennessee, entitled `` Machining Systems for Rotating Non-Asymmetric Surfaces, '' C. This paper describes the practical application of the theoretical research paper given by Thompson. This article describes an xy lathe having a mechanism known as a quick servo tool mounted on an x slide. That is, a rapid servo tool is a tool that can perform both controlled small movements synchronized with the rotation of the lathe spindle and the normal movements imparted by the main components of the lathe. D. C. Since the publication of Thompson's dissertation and Spivey Stevens Douglass's doctoral dissertation, many attempts have been made to provide a rapid servo lathe capable of rotating an annular surface that can be used for mass production of contact lenses. . Before considering other issues that arise in the production of contact lenses, the production of parabolic mirrors is also of commercial importance, and turning this mirror is substantially the same as rotating the lens. Should be aware that the same problem exists. Thus, the invention is applicable to the manufacture of all non-spherical rotating surfaces. U.S. Pat. No. 4,680,998 discloses a lathe used in the manufacture of contact lenses. This lathe is referred to as a Rho-θ lathe, in that the movement of the tool relative to the rotating lens has one major linear component and the second major component of the tool motion is arcuate. Are different. Both xy and Rho-theta lathes have been used for rotary work long before the rapid tool servo mechanism was developed. The movement of the tool by the xy slide of the xy lathe, or the circular and linear movement of the Rho-θ lathe, is hereinafter referred to as macro-movement. When forming an annular surface or a non-rotationally symmetric surface, for example, D. C. As described in the Thompson paper, the cutting tool is provided with additional micro-movement synchronized with the rotation of the lathe spindle. A major problem that arises in the mass production of contact lenses is the need to increase the rotational speed of the lathe spindle to obtain satisfactory throughput. In addition to the usual two macro axes of the lathe, as already mentioned, it is necessary to incorporate two more axes of motion in the control system of the machine tool. The first axis is needed to synchronize the micro-motion of the cutting tool with the rotation of the spindle. The second more difficult movement that must be controlled is the range of micro linear movement of the rapid tool servo mechanism on the spindle axis. Since the turning of the lathe spindle is fast, the macro motion of the tool holder is also very fast. Furthermore, in order to form a truly smooth lens surface, this movement, in particular the cutting position of the diamond tool, must be controlled accurately and reproducibly. If the micro-movement of the rapid tool servo mechanism is controlled precisely enough, the advantage is that the final product can be machined in a single rotating operation, and in some cases no subsequent polishing is necessary. Can be According to a second aspect of the present invention, there is provided a lathe for machining a non-axisymmetric surface, the lathe being provided on a lathe spindle such that a rotationally symmetric surface can be machined on a workpiece. Means for moving the cutting tool holder with respect to the workpiece mounted on the workpiece, and applying an additional motion to the cutting tool holder in synchronization with the rotation of the lathe spindle to cut out a non-rotationally symmetric surface on the workpiece. Tool means for moving the tool holder comprises a piezoelectric actuator. BRIEF DESCRIPTION OF THE DRAWINGS In order that the invention may be better understood, an embodiment will be described with reference to the accompanying drawings. FIG. 1 is a schematic plan view of an xy lathe. FIG. 2 is a side view of an actual lathe. FIG. 3 is a perspective view of the rapid servo tool of the lathe of FIG. FIG. 3A is a side cross-sectional view of the quick servo tool of the lathe of FIG. 2 in a vertical plane along the spring axis of the lathe. FIG. 4 is a rear view of the quick tool servo mechanism as viewed in the direction of the line IV-IV in FIG. 3A. FIGS. 5A and 5B are side and front views, respectively, of a braking mechanism used in the quick servo tool of FIGS. 3 and 4. FIG. 6 is a plan view of one embodiment of the multi-tool head. FIG. 7 is a block diagram of the control system used for the rapid tool servo mechanism of FIGS. FIG. 8 is a block diagram showing the entire control circuit used in the lathe of FIGS. FIG. 9 is a detailed block diagram of a portion of the circuit of FIG. FIG. 10 is a block diagram of a circuit forming part of FIG. FIG. 11 is a schematic plan view of a Rho-θ lathe. FIG. 1 shows a lathe 1 with a spindle 2 having a collet 3 to which a lens blank can be mounted. The spindle 2 is mounted on a linear slide 4 capable of performing a controlled movement along the z-axis. A diamond point cutting tool 5 is mounted on a quick tool servo mechanism 6 carried on a slide 7 which is controllably movable in the x direction perpendicular to the direction of movement of said slide 4. Thus, slides 4 and 7 provide a macro normal movement of the tool of the type that can be used to form a rotationally symmetric surface, while the rapid tool servo mechanism 6 provides a non-axisymmetric or annular surface. Perform the microscopic movements necessary to form. The shaft encoder 8 generates a signal synchronized with the rotation of the lathe spindle. FIG. 2 is a side view showing main components of an actual lathe constructed according to an embodiment of the present invention. In this figure, the same reference numerals as in FIG. 1 are used to indicate the same parts. Reference numeral 20 denotes a video display unit used by a lathe operator to display input parameters and the like, together with a switch control panel 21 for controlling on / off operations of the lathe. As shown in FIG. 1, the main components of the lathe carry a conventional collet on which a lens material can be mounted as a workpiece, and are mounted on a z slide 4 so as to be movable in the z direction. A mounted spindle 2 is included. A quick tool servo mechanism 6, which will be described in detail later, is provided opposite the workpiece. The quick tool servo mechanism comprises a diamond cutting tool and is mounted on an x slide 7 of a lathe. Like the z slide, the configuration of the x slide is exactly the same as the conventional one. The movement of the main slides 4 and 7 of the lathe is obtained in exactly the same way as in the conventional manner. That is, each slide is moved by a nut mounted on a rotating screw driven by a DC motor. The body of the lathe has an 8 nanometer diffraction grating mounted adjacent to each slide. Light illuminating this grating is reflected by sensors on the slide, which count interference fringes as the slide moves relative to the grating. The signal thus obtained is used in a feedback control loop to control the rotation of the associated DC motor. The configurations of the screws, nuts, grids and sensors are conventional and do not form a part of the present invention. FIG. 3 of the accompanying drawings shows details of the quick tool servo mechanism 6 in conjunction with FIGS. 3A and 4. Inside the quick tool servo mechanism, a pair of piezoelectric element laminates, that is, an actuator 31, is mounted, and each laminate includes a plurality of piezoelectric elements. These actuator stacks act on a T-shaped lever 32 having a transverse member 33 and a lever arm 34. The lower end of the lever arm 34 of this T-shaped lever is connected to a tool beam 36 by a sturdy metal connecting member 35, on which a diamond cutting tool is mounted. The tool beam 36 can move horizontally in the direction of arrow A, and this direction is parallel to the z axis of the z slide 4 and the rotation axis of the spindle 2. The metal connecting member may be a single metal sheet, but in this embodiment is formed by a pair of parallel strips of spring steel. The tool beam 36 has a tool post 36 ', on which the tool is mounted and supported by two sets of vertical springs or ligaments, designated 36A and 36B, which provide resistance to horizontal movement and It acts to provide rigidity in the direction of movement. These vertical springs are firmly attached to the base plate of the quick tool servo mechanism. As can be seen in FIG. 4, the T-beam has two depending arms 34, which carry winged dampers 49, the purpose of which will be described further below. The actuator 31 is mounted on a base plate 38 fixed to a side wall 39 of the quick tool servo mechanism. The actuator 31 is held in a tension state between the horizontal member 33 and the base plate 38 as described later, and the horizontal member 33 has a composite structure. That is, the horizontal member 33 is constituted by a pair of parallel bars or blocks 40 and 41. A pair of roller bars 42 is sandwiched between the upper surface of the actuator 31 and the lower surfaces of the two blocks (41). Another roller bar 43 is sandwiched between the blocks 40 and 41, and an adjustment bolt 44 is screwed into a screw hole provided in the upper block 40. Each roller bar is composed of a metal rod having a circular cross section. This horizontal member is configured to have a threaded bolt 44 for holding a metal flexible member 45 fixed to a horizontal pin 46 in a tensioned state. The metal flexure 45 extends through the slot 43 ′ of the lower bar 43 and is held by the upper bar 33. Thus, the actuator 31 is applied by the metal flexure 45 between the upper bar 33 and the base plate 38 acting on the lower bar 43 via the bolt 44 and the roller bar 41. It is held in a compressed state by the elastic force. 3A, the movement of lever 34 is indicated by arrow A. The tension holding the actuator 31 between the cross member 33 and the base plate 38 is adjustable using bolts 44. A block 47 is mounted on the side wall 39 of the quick tool servo mechanism, and is connected to the lower block 40 by a flexure 48. Flexures 45 and 48 are comprised of sheet metal strips. In the above arrangement, the alternating displacement of the actuator 31 is transmitted to the transverse beam 41 and then the roller bar 42 located in the shallow lateral groove of the lower bar 41 and held by the tension of the flexure 45 Via the arm 34. The mechanical ratio at which the T-shaped lever amplifies the displacement of the actuator is determined by the spacing between the roller bars and the length of the arm 34, which in this embodiment is in the range of about 10 or 11 to 1. During the operation of the rapid tool servo mechanism, voltages of several hundred volts having opposite phases are alternately applied to the actuators 31. When one actuator expands, the other actuator contracts. Each piezoelectric actuator contracts when a positive voltage is applied, and expands when a negative voltage is applied. As a result, the T-shaped lever 32 oscillates about a central axis defined by the flexure 45, imparting a short, highly controlled linear motion of the tool beam 36 parallel to the lathe z-axis. The position of the tool beam 36, and thus the position of the cutting tool, is measured by a device known as a linear voltage differential transformer (LVDT). The LVDT is shown at 50 in FIG. 3 and has a central shaft that moves with the tool beam 36 relative to the pickup coil and produces an output signal corresponding to that displacement. This device 50 is conventionally known. The tool beam 36 is reciprocally mounted between a pair of slide plates 36 "mounted on the base of the quick tool servo mechanism, and the fixed portion of the LVDT 50 is fixed on the slide plates. 5A shows a side view of one of the winged dampers 49. The winged damper has a. It is made of a 25 mm thick beryllium copper plate and is mounted in the slot of each damping block 49 ′ secured to the base of the tool post by mounting bolts 38. The damping block slot also contains 10,000 centistokes of damping fluid, so that the winged damper is very resistant in the axis of motion, but compliant in other axes. Is provided. This adaptability means that the wing thickness is 0. This is caused by the fact that the wing is easily bent and flexed due to its 25 mm. Furthermore, this 0. A thickness of 25 mm means that the mass of the wing is small. This is an important requirement for the rapid acceleration and deceleration that a rapid tool servo mechanism must perform. The damping fluid is based on silicon and the nominal gap between each face of the wing and the opposing damping face it is associated with is 0,5. It is preferably 008 inches. FIG. 6 of the accompanying drawings shows a multi-tool mechanism in which a quick tool servo mechanism 6 is mounted on a slide 4 in combination with four other standard tool holders. In this embodiment, the diamond cutting tool of the quick tool servo mechanism is designated by reference numeral 55, and conventional tool holders are designated by reference numerals 52, 53, 54 and 56. The tool holder 52 is empty, the tool holder 53 holds a powerful curved surface roughing tool 43A, the tool holder 54 carries a curved surface finishing tool 44A, and the tool holder 56 holds a curved surface roughing tool 45A. Carried. These auxiliary tools can be used for machining non-annular surfaces, and according to the configuration shown, the contact lens can be machined from its material to its finished state without changing the tool head. . Reference numeral 57 denotes a conventional LVDT probe, which can be used to measure the position of a lens material. With reference to FIG. 7 of the accompanying drawings, a method for controlling the piezoelectric actuator to obtain the reciprocating motion of the tool beam 36 will be described. It will be appreciated that the accuracy of the movement of the tool beam 36 is of paramount importance. Another problem with obtaining this required accuracy is that, as is known, the displacement of the piezoelectric transducer is not linear with applied voltage. However, this displacement is almost linear with respect to the charge of the piezoelectric element. That is, the voltage across a capacitor of known value connected in series with the piezoelectric transducer indicates the charge on the piezoelectric actuator, and this charge signal is used as a feedback signal to the control loop to adjust the charge rather than the voltage. Can be used. Thus, by controlling the charge on the piezoelectric actuator, rather than the voltage, the linearity of the operation is improved. This relationship between linearity and charge comes from the fact that the piezoelectric actuator behaves like an electrically variable capacitor. In this embodiment, reference capacitors 60 and 61 are connected in series to the pair of piezoelectric actuators 31. Thus, any change in the charge on the piezoelectric actuator causes a corresponding change in the charge on the associated reference capacitor. The voltage across each reference capacitor 60 and 61 is proportional to the charge on the associated piezoelectric actuator, since the capacitance of each piezoelectric actuator varies, but the capacitance of the associated reference capacitor remains constant. Thus, the displacement of each piezoelectric actuator has a substantially linear relationship with the voltage across its reference capacitor. Thus, in this embodiment, the voltage on the reference capacitors 60, 61 is used in a feedback loop to control the displacement of the associated piezoelectric actuator. If the capacitance of the reference capacitor is larger than the associated capacitance of the piezoelectric actuator, most of the voltage across the combination of the piezoelectric actuator and the capacitor will be applied to the piezoelectric actuator. Each actuator is driven to a few hundred volts, but due to the presence of a large reference capacitor, the voltage for the feedback loop is reduced to a few volts, the normal signal level. As shown in FIG. 7, the piezoelectric actuator is driven by an associated high voltage amplifier 62,63. Depending on the type of high voltage amplifier used to drive the actuator / reference capacitor pair, each reference capacitor operates at hundreds of volts to ground. All connections to the reference capacitor for sensing voltage need to have high impedance to avoid loading high voltage circuits. The voltage on the reference capacitor can be measured by a pair of voltage dividers to reduce the common mode voltage reaching the associated amplifier. However, it is difficult to adapt the resistance in the voltage divider network to good common mode rejection performance, and the resulting SNR is problematic. In this embodiment, a pair of isolation amplifiers 64 and 65 mounted across reference capacitors 60 and 61 are used. This provides both high impedance and good common mode rejection performance. The outputs of the isolation amplifiers 64 and 65 are input to respective summing circuits 66 and 67, where they are combined into both an error signal from the main control system of the entire lathe and a position signal generated by the position sensor 50. When the actuators 31 operate in opposite phases, an inverter 68 is incorporated in the control circuit of one actuator. Although charge loop measurements can be used to linearize piezo actuators, which are typically used in an open loop fashion, significant advantages are obtained when combined with position loop control. It is also known that piezoelectric actuators and their reference capacitors have some leakage. This leakage acts as a resistor in parallel with the capacitor and tends to discharge the capacitor. The leakage of the piezoelectric actuator is extremely low, and the reference capacitor can be used with low leakage. However, if the reference capacitor discharges to zero, the position loop can still maintain its position because the high voltage amplifier can supply enough voltage to the piezoelectric actuator. In fact, if the feedback voltage from the reference capacitor is zero, the charge loop will simply act as a load gain connected in series with the gain of the position loop. If the actuator discharges faster than the reference capacitor, substantially all available voltage from the high voltage amplifier will be applied to the reference capacitor and the actuator will not move. To prevent this, this embodiment provides a leakage resistor intentionally added to each reference capacitor so that the reference capacitor discharges faster than its associated actuator. These earth leakage resistors or shunts are designated by reference numeral 69 in FIG. The addition of the shunt resistor 69 to the reference capacitor also eliminates the problem of initial conditions at startup. Prior to switching on the circuit, a mismatch may exist between the charge of the piezoelectric actuator and its associated reference capacitor. If the difference is too large, a large error signal will be generated in the charge loop and the charge loop will saturate during the start-up phase. Despite the position loop driving the actuator to move it to the correct position, the actuator will move to one or the other end. The shunt resistor will reduce the feedback signal from the reference capacitor to substantially zero, allowing the position loop to drive the actuator to the correct position. When the rapid tool servo mechanism is activated, the position signal from the position sensor 50 can be demodulated using a peak sampling technique to ensure that the bandwidth is not limited by the carrier frequency and that the feedback loop The phase shift is made negligible. In this embodiment, simple demodulation is performed in the circuit 70. The output signal of this position is supplied to a summing connection 71, where it is compared with a target analog position signal supplied from the main control system of the lathe to an input 72 of the summing connection. The resulting error signal on line 73 drives amplifiers 62 and 63 via circuit 74. This circuit is known as a forward loop controller and conforms to the characteristics of the subsequent drive circuit of the actuator and the physical limitations of the rapid tool servo mechanism. The circuit includes a phase advance circuit, a low frequency filter, and a notch filter tuned to the natural frequency of the rapid tool servo mechanism. From the foregoing, it can be seen that the rapid tool servo mechanism is carefully synchronized with the lathe's x, y sliding movement and that it is important to maintain accuracy. As mentioned above, the feedback control loop of the rapid tool servo mechanism is separate from the x, z slide control. However, it will prove important that the linear movement of the diamond cutting tool is synchronized with the rotation of the main spindle of the lathe to enable machining of the torus. This is possible with the shaft encoder 8 and the overall control circuit of the lathe. This encoder is an incremental encoder and is mounted on the end of the spindle 2. This general control circuit will be described in detail with reference to FIG. This control system is known as the PMAC ™ controller 80. PMAC means "Programmable Multi-Axis Controller", the controller 80 of which is manufactured by Delta Tau Corporation of the United States. The controller 80 receives an input signal from the shaft encoder 8 that emits a time-based master signal for the entire controller. Thus, when the PMAC executes a motion program that controls both the operation of the lathe in the x, z directions and the linear motion of the rapid tool servo mechanism, the speed of execution is directly proportional to the frequency of the master encoder. Thus, in execution, the PMAC controller 80 automatically handles all deviations from the master signal based on time and determines the rate of execution in direct proportion. This technique makes it possible to calculate the entire trajectory of the cutting tool with respect to the material offline. The procedure for cutting and forming the annular surface shape in this embodiment is as follows. All trajectory information required for the control of the rapid tool servo mechanism and the x, y slide is created prior to machining and stored in a job file 81 designated by the numeral 81. This job file is formed by the general-purpose computer 86. The contents of the job file are input to the rotary buffer 83 of the PMAC controller 80 via the dual port RAM 81. This buffer 83 basically stores the necessary coordinates, and reads out these coordinates in synchronization with a time-based clock generated by a clock circuit 84 based on a signal from the shaft encoder 8. The PMAC 80 not only calculates the control signals for the macro motion of the lathe z and x axes and the micro motion of the rapid tool servo mechanism, but also allows each point of the cutting tool trajectory to be unprogrammed. And a control processor 85 which also includes a spline interpolation mode. In this embodiment, the spline interpolation mode calculates nine intermediate points for one program point. Thus, by using 24 program points per revolution, i.e., using one point every 15 [deg.], The worst interpolation error can be neglected. The above embodiments also have the ability to control the orientation of the meridian of the lens material to better than ± 1 °. This is obtained by capturing the spindle position by freezing the time base in the control system and comparing this captured spindle position to the programmed meridian orientation stored in the job file. This comparison is performed by a comparison register in the controller. Once the spindle position has been established with respect to the required orientation, the time base is started by the output of the comparison register, ensuring synchronization with the workpiece spindle. FIG. 9 shows the controller 80 in more detail. A basic PMAC controller can control eight axes. In this embodiment, only three axes need to be controlled: the x and y axes of the lathe and the w axis, which represents the movement of the rapid tool servo mechanism. In FIG. 9, the input from dual port RAM 81 'is indicated by reference numeral 87. Input from host computer 86 is provided to controller 80 via a conventional bus, indicated at 88. The output of the controller 80 shown as the trajectory control circuit 85 in FIG. 8 is also indicated by the reference numeral 85 in FIG. In a standard PMAC controller, there are four identical gate circuits of the DSP gate type. In this embodiment, three gates are used in these gate circuits, one for each of the three axes x, y, and w. Only one DSP gating circuit, designated 89 in FIG. 9, will be described in more detail, but the function of the other two gating circuits for controlling the lathe x and z axes is well known in the art. Description is omitted. FIG. 10 shows a DSP gate 89 used to control the orientation of the meridian, as described earlier in this specification. It will be seen that this gate has seven main registers 100-106. In this embodiment, registers 104 and 105 are not used. Of the registers used, the register 102 is a control register that can access all other registers and communicates with the control circuit 80 via a bus and a data control circuit 107, and the data control circuit It is connected to a bit data bus 110 and a 4-bit address line 111, whereby data on line 110 is written to and read from control register 102. The register 101 is a 24-bit upper / lower position register. The master clock signal output from the shaft encoder 8 is supplied to the register 101 via the digital filter 109 and the decoding circuit 112. This register 101 continuously indicates the position of the spindle. The register 100 is called a servo position acquisition register, and receives an index signal output from a shaft encoder indicating a starting point of the spindle rotation on a line 113. When the timing is started by the index signal, the servo position capturing register 100 operates to capture the value in the register 101. The register 103 is called a position comparison register and has a value loaded on it via the control register 102, and this value is compared with the value of the position register 101. The value loaded by the control register is the value captured in the servo position capture register along with the operator offset, program offset and appropriate timing bias. The value of the position comparison register 103 and the value of the position register 101 are compared at gate 108 and a signal is sent from gate 108 to control register 102 on the parity between the contents of the two registers, and the position capture trigger control is flagged as It is also sent to the circuit 113. The output of circuit 113 starts home acquisition register 106, the output of which provides an external base trigger signal to circuit 80. FIG. 11 shows a quick tool servo mechanism of the type mounted on a Rho / θ lathe. The lathe includes a spindle 90 for supporting a workpiece such as a lens material. The quick tool servo mechanism is shown at 91 and mounted on an arm 92 which is pivotally mounted at a position 93, and a slide 94 is provided on a lathe base 95 by a spindle as shown by arrow X. It is movable in the direction of the axis. In this embodiment, the operation of the quick tool servo mechanism is synchronized with the rotation of the spindle, and axially asymmetric cutting can be performed.