JP5065648B2 - 研削盤 - Google Patents

Description

本発明は、ワークを支持し特定中心線回りへ回転させるワーク支持回転手段と、砥石軸回りへ回転されワークに対しワーク回転半径方向へ相対変位される研削砥石とを備えた研削盤に関する。

ワーク研削中の被研削箇所の外径を計測する定寸装置を設けた研削盤として、例えば特許文献１〜３に示すようなものが存在している。

この種の研削盤上での直接定寸研削では、ワークの寸法を定寸装置で計測しながら研削を実施するのであり、定寸装置から出力される寸法情報からワークの外径が目標寸法になった時点で研削を停止する。このように実施される直接定寸研削において、たとえ定寸装置の測定誤差がゼロであったとしても加工後のワークに寸法誤差が出ることがある。その要因は、ワークの温度変化による熱膨張や熱収縮にあることが最近の研究によってわかってきた。

即ち、研削終了時のワークは研削熱により膨張している。このワークを研削盤から取り外して外径寸法を計測する時にはワークは冷えて収縮した状態となる。したがって、定寸装置による研削サイクル中の計測と研削終了後のポスト計測ではそれらの計測結果としてのワーク外径寸法は異なったものとなるのである。

このさい、各ワークの熱収縮量が一定であれば研削された複数のワークにおけるワーク外径寸法のばらつきは生じないが、実際の研削では研削砥石の切れ味が研削時間の経過に関連して変化するため研削終了時のワークの温度はワーク間で異なったものとなり、ワークの熱収縮量は一定とならずワーク外径寸法のばらつきが生じる。

また研削盤によるワーク研削加工の最終段階であるスパークアウト過程に入ると、砥石台の切込み送りが停止されて発熱作用が大幅に減少すると共にワークの蓄積熱量が研削液で除去されるためにワークは熱収縮を始める。このスパークアウト過程では研削砥石は前記熱収縮に対応した速度で研削砥石から離れるワーク表面に、該研削砥石の研削背分力により弾性曲げ変形されたワークなどの弾性復元変形により該変形に対応した力（かつぎ量）で接触した状態に保持され、この接触中に、ワークの外径寸法を生成させながら表面粗さを改善していくという研削が実行される。このとき熱収縮が急激に行われるとワークの寸法生成は短時間に終了してしまい、寸法生成に伴って進行される表面粗さの改善処理が十分に実行されない事態が生じる。

一方、アコースティックエミッションシグナル（周波数が例えば１００ｋＨｚ〜１０００ｋｚ程度の超音波領域である振動波或いは音波）を検出するＡＥセンサは既に公知となっており、例えば特許文献４に開示されているように、研削砥石とワークの接触開始時点を検出するものなどとして使用されている。

特開平６−７９６２１号公報 特開平６−３３５８５８号公報 特開平７−１００７６０号公報 特開平１０−２４４４６４号公報

本発明者等は研削盤上でのＡＥセンサの特性を実験により確認する過程で、研削盤のシステム系に変化がなければ、つまりワークの形状及び寸法や、加工条件に変化がなければ、研削盤上に固定されたＡＥセンサはワークの研削中における研削抵抗（研削主分力又は研削背分力であってもよい。）に比例した出力を正確に発生するという事実を知るに至ったのである。これにより研削加工中の研削砥石とワークとの間に発生する研削抵抗を高精度に検出することが可能となった。

また本発明者等は研削盤上での研削加工中、ワークの形状及び寸法や加工条件が変化しなければ、ワークの熱変形量と研削主分力との間には比例関係が存在することを確認した。

さらに研削盤上での研削加工中において、精研終了直前で研削砥石がワークから離れた状態でのワークの熱変形量の時間経過に伴う変化と、スパークアウト過程でのワークの熱変形量の時間経過に伴う変化は実質的に同一視できることが確認された。ただし、両者何れの変化の場合にもワークはワーク支持回転手段により同一回転速度で回転され且つ研削液は同一流動状況でワークに注がれることが条件である。

本発明は、これらの知見に基づいて創案されたものであって、即ち、研削加工中のワークの熱変形によってワーク被研削箇所の寸法精度や被研削面の表面粗さの品質低下が発生するのを阻止することにより高精度、高品質な加工が行えるものとした研削盤を提供することを目的としている。

上記目的を達成するため、本発明の研削盤は研削加工中のワークの熱変形に起因したワーク被研削箇所の寸法精度の低下を解決する上で寄与するものである。

本発明に係る第一の研削盤は、ワークを支持し特定中心線回りへ回転させるワーク支持回転手段と、砥石軸回りへ回転されワークに対しワーク回転半径方向へ相対変位される研削砥石とを備えた研削盤において、研削砥石をワークから離反させ該離反状態の下で時間経過に伴うワークの熱変形量の変化についての熱変形量データを推測する熱変形量検出機能部と、前記熱変形量データ及び、前記離反からこの後のスパークアウト開始までの実際上の経過時間である時間データを使用することにより該スパークアウト開始後の時間経過に伴うワークの熱変形量を推測し且つ該スパークアウト開始後に前記熱変形量を考慮しつつ前記相対変位を制御する寸法誤差最小化研削機能部とを備えたことを特徴とするものである。

熱変形量検出機能部は、スパークアウト直前に、ワークに回転を与えかつ研削液を注ぎ続けた状態で前記ワークから研削砥石を離反させる。そして、ワークの熱変形量が収束しないうちに、離反状態の下で時間経過に伴ってワークの外径を継続測定して、経過時間とワークの熱変形量との間の関係を推測する。この推測は、熱変化量が収束する時間位置までの推測である。

寸法誤差最小化研削機能部は、ワークの熱変形量が収束しないうちに、離反状態の前記ワークを再度前記研削砥石に接触する位置に戻し、前記離反した間の時間Ｔｇ分だけ前記関係の時間をずらして、ずらした時間位置からスパークアウト開始後の時間経過に伴う前記関係に基づいた熱変形量の演算とワークの外径測定とを繰返し実行する。

前記関係に基づいた熱変形量の演算とワークの外径測定とから、熱変形量が収束したときのワーク外径を推測して、研削砥石の後退開始を制御する。

また第二の研削盤は、第一の研削盤と同様に、ワークを支持し特定中心線回りへ回転させるワーク支持回転手段と、砥石軸回りへ回転されワークに対しワーク回転半径方向へ相対変位される研削砥石とを備え、さらに１本目のワークに回転を与えかつ研削液を注ぎ続けた状態で当該ワークから研削砥石を離反させ、当該離反状態の下で時間経過に伴って当該ワークの外径を継続測定して、経過時間とワークの熱変形量との間の関係を取得する熱変形量検出機能部とを有する。

さらに、研削抵抗検出手段を有しており、ワーク研削中の研削主分力に対応した力データを検出する。

寸法誤差最小化研削機能部は、1本目のワークのスパークアウト開始点での力データとｉ番目のワークのスパークアウトの開始時の力データに基づき、ｉ番目のワークのスパークアウトの開始時の熱変形量を演算し、且つ前記演算された熱変形量となる時間位置から前記関係に基づいた熱変形量の演算とワークの外径測定とを繰返し実行して熱変形量が収束したときのワーク外径を推測しながら研削砥石の後退開始を制御する。

上記した本発明によれば、スパークアウトが開始された後の各時点のワークの熱変形量が推測される。

言い換えれば、ここにおいて推測されるのは、研削砥石をワークから離反させた状態の下での時間経過に伴うワークの熱変形量の変化である。

請求項１に記載のものによれば、寸法誤差最小化研削機能部が熱変形量検出機能部の取得した熱変形量データと、このデータ取得のさいのワークからの研削砥石の離反からこの後のスパークアウト開始までの経過時間である時間データを使用することによりそのスパークアウト開始後の時間経過に伴うワークの熱変形量を推測し且つそのスパークアウト開始後に前記熱変形量を考慮しつつ前記相対変位を制御するため、これまでに研削加工を実施していない形状及び寸法のワークを研削加工する場合にも、ワークの熱変形量が収束した後の寸法である実寸法がそのワークのスパークアウトの終了した時点で正確に目標寸法となるように、極めて高精度な研削加工を実行させることができるものとなる。
推測された経過時間とワークの熱変形量との間の関係は、当該ワークの熱変化量を収束させてから求めるものではなく、熱変化量の収束を待たずに推測している。そして、ワークは再度スパークアウトの過程に戻されるが、当該ワークにより求めた関係を利用して、当該ワークに対して、目標寸法となるような極めて高精度な研削加工を実行させることができる。

請求項２に記載のものによれば、同一の形状及び寸法のワークを繰り返し研削する場合において、最初の１個目のワークの研削加工過程で、研削抵抗検出手段に精研終了直前の研削主分力に対応した力を検出させると共に熱変形量検出機能部に熱変形量データを取得させ、ｉ個目のワークの研削加工過程では、寸法誤差最小化研削機能部に、前記熱変形量データ、１個目のワークについての精研終了直前の研削主分力に対応した力データ、及び、２個目以降のワークについての精研後のスパークアウト開始時の研削主分力に対応した力データを使用することによりそのスパークアウト開始後の時間経過に伴うワークの熱変形量を推測し且つそのスパークアウト開始後に該熱変形量を考慮しつつ研削砥石の後退開始を制御させることができるようになり、これによりｉ個目のワークのそれぞれについて、ワークの熱変形量が収束した後の寸法である実寸法がそのスパークアウトの終了した時点で正確に目標寸法となるような極めて高精度な研削加工を能率的に実行させることができるものとなる。

また、精研後のスパークアウト開始後の時間経過に伴う熱収縮量及び熱収縮速度の変化を推測する手段を備えれば、そのスパークアウト過程において研削砥石をワークに対して、該ワークの被研削面の表面粗さを飛躍的に改善できるような極微少切込み速度（具体的には、ワークの発熱が加工精度上無視できる程度の大きさ）で送り込むことができて、表面粗さの品質を飛躍的に向上させることが可能となるのである。

さらに、精研後のスパークアウトが開始された後の時間経過に伴う熱収縮量及び熱収縮速度の変化を推測し、そのスパークアウト過程で研削砥石をワークに対し前記熱収縮速度の変化に関連した極微少切込み速度で且つ前記熱収縮量の変化に関連した量だけ一定時間切り込むように相対変位させれば、そのスパークアウト過程において適度な極微少切込み速度によるワークの研削が行われてワークの被研削面の表面粗さを確実且つ飛躍的に改善させることができるものである。

さらに、スパークアウトの開始された後の時間経過に伴うワークの熱収縮量及び熱収縮速度を推測し次にそのスパークアウト過程で研削砥石をワークに対し前記熱収縮速度の変化に関連した極微少切込み速度で且つ前記熱収縮量の変化に関連した量だけ一定時間切り込むように相対変位させ次に該相対変位の停止された状態でのスパークアウトをワークの実寸法が目標寸法となるまで実行させれば、そのスパークアウト過程において適度な極微少切込み速度によるワークの研削が行われてワークの被研削面の表面粗さを確実且つ飛躍的に改善させることができるものである。

本発明に係る研削盤の実施例を図１〜図２１を参照して説明する。
図１は円筒体やカムなどを研削するさいに使用される一般的なＣＮＣ研削盤を示し、１はベッド、２はベッド１上に左右方向（Ｚ軸方向）の移動自在に設けられたワーク支持テーブル、３はベッド１上に前後方向（Ｘ軸方向）の移動自在に設けられた砥石台である。

４はベッド１と同体部位に設けられたワーク支持テーブル２送り用のサーボモータで、ワーク支持テーブル２を図示しないネジ送り機構を介してＺ軸方向へ送り移動させるようになされている。５はベッド１と同体部位に設けられた砥石台３送り用のサーボモータで、砥石台３を図示しないネジ送り機構を介してＸ軸方向へ送り移動させるようになされている。

ワーク支持テーブル２上には主軸台６及び心押し台７を備えたワーク支持回転手段が形成されている。８は主軸台６上に設けられた主軸９を駆動するためのサーボモータ、１０は砥石台３上の砥石軸１１に固定された研削砥石、１２は砥石軸１１を回転させるためのモータである。主軸台６には主軸９と同心状に配置された主軸センタ１３ａ及びケレ回し１３が設けられ、また心押し台７には主軸９と同心状に配置された心押しセンタ１４が設けられる。このさい、心押し台７の代わりに右主軸台を設け、これに主軸センタ１３ａと同様の部材を主軸９と同心状の同期回転可能に設けることもできる。またワーク支持テーブル２上にはワークｗの研削中にこれの直径を測定するものとした定寸装置１５が設けられている。この定寸装置１５はワークｗの周面に当接される接触子を具備したものとなされる。

図２において、１６は研削抵抗検出手段としてのＡＥセンサで、砥石軸１１の中心部で研削砥石１０の近傍に固定状に埋設されている。ＡＥセンサ１６の出力部は砥石軸１１の反砥石側の軸端に固定された送信部１７と電気的に結合されている。１８は送信部１７から送信された信号を非接触状態で受信する受信部で、砥石軸１１を回転自在に支持する軸受１９と同体状に固定された支持片２０に固定されている。この受信部１８は各部を制御するための数値制御装置２１と電気的に結合されている。２２は研削砥石１０の外周を覆う砥石カバーである。

ＡＥセンサ１６周辺の構成は図３に示すように変形することもできるのであって、この例では、ＡＥセンサ１６は砥石軸１１の砥石側の軸端に固定状に埋設され、送信部１７はＡＥセンサ１６を覆うようにＡＥセンサ１６の外側に砥石軸１１と同体状に固定され、受信部１８は砥石カバー２２に支持片２０を介して固定されている。図２中の各部に対応する箇所には同一符号が付してある。

上記したＣＮＣ研削盤の使用にさいしては、数値制御装置２１に組み込まれたコンピュータに自動的な研削を実行させるためのプログラムを記憶させる。そして、主軸センタ１３ａ及び心押しセンタ１４との間に、ワークｗを位置させ、これの各端部をこれら主軸センタ１３ａ及び心押しセンタ１４に固定状に把持させる。このさい、ワークｗの中心は主軸９の回転中心に合致される。この後、各部を作動状態となして、自動的な研削を開始させる。

この自動的な研削における各部の作動を順に説明する。
先ず、モータ１２が回転され、研削砥石１０が回転駆動される。また、必要に応じサーボモータ４が回転され、ワーク支持テーブル２がＺ軸方向へ移動される。これによりワークｗが主軸台６などと共に移動され、研削すべきワークｗはＸ軸方向上で研削砥石１０と対向した状態となされる。続いて、砥石台３はＸ軸方向の機械座標上で、図４に示すように、予めプログラムで特定されている基準位置である座標位置ｐ１に位置される。

この後、数値制御装置２１に組み込まれた高速前進機能部２３が次のように作動する。
即ち、研削砥石１０を前進させる前にＡＥセンサ１６を作動状態とする。このとき、研削砥石１０はワークｗに接触していないため空転していて空気を研削している状態となる。したがってＡＥセンサ１６は研削砥石１０の研削抵抗（研削抵抗と研削主分力ｑｓの比は研削条件が同一であれば定数となるため、研削主分力ｑｓでもよい。ここに、研削主分力ｑｓとは研削点に作用する研削抵抗の分力の一つで研削点を通る砥石半径方向に直交した砥石接線方向の力を言うものである。）が殆どゼロであることを示すゼロ出力を発し、このゼロ出力が送信部１７及び受信部１８を経て数値制御装置２１に伝達される。

上記ゼロ出力が数値制御装置２１により確認されたことにより、数値制御装置２１に組み込まれた砥石台送り制御手段２４が砥石台３を図４に示すようにワークｗへ近づけるべく特定速度Ｖｋで高速前進させる。この高速前進中にもＡＥセンサ１６は研削抵抗を検出するべく出力を発し続けるのであり、数値制御装置２１はこの出力を比較的短い時間間隔Δｔでサンプリングし、各サンプリング時点での研削抵抗を即時的に検出する。

こうして特定された研削抵抗が、予め設定された特定値を超えたとき、砥石台送り制御手段２４は研削砥石１０の切込み速度が予め決定されている粗研時の切込み速度（砥石台送り速度）Ｖｐ１に合致するように砥石台３の前進速度を低下させる。

即ち、例えば、図５Ａに示すようにプランジカット研削を実行するときは砥石台送りを速度を粗送り速度に低下させるのであり、また図５Ｂに示すようにトラバースカット研削を実行するときはワーク支持テーブル２の送り方向を切り替えるときの砥石台３のＸ軸方向の送り量を粗研に対応した大きさとなすことで砥石台送り速度が粗送り速度となされる。

以上のような高速前進機能の作動が行われた後は、図４に示すように粗研又は中粗研を行った後、必要に応じバックオフを実行して、最後にスパークアウトを実行する。なお粗研と中粗研に分けないで中粗研の段階をも粗研として粗研時の砥石台送り速度で研削することも差し支えない。図４中、Ｖｐ１１は中粗研時の砥石台送り速度であり、Ｖｐ２は精研時の砥石台送り速度である。

上記した数値制御装置２１には熱変形量検出機能部２５、１個目のワークｗの寸法誤差最小化研削機能部２６、２個目以降のワークｗの寸法誤差最小化研削機能部２７、及び、表面粗さ改善研削機能部２８が組み込まれている。次にこれら各機能部の作動について説明する。

〈熱変形量検出機能部２５〉
先ず熱変形量検出機能部２５の作動について図６及び図７を参照して説明する。
即ち、図６のステップ（１）に示すように、例えば図４に示すような研削条件でワークｗを精研終了直前（スパークアウト直前）まで切込み，そのときの研削抵抗（研削主分力ｑｓ又は研削背分力でもよい）に対応した力データをＡＥセンサ１６による測定により取得しておき、次に図６のステップ（２）に移行し、精研終了後に砥石台３を極微小量（２０μｍ程度）急速後退させて、ワークｗから研削砥石１０を離反させる。その状態でワークｗに回転を与えたまま研削液をこれまで同様に注ぎ続ける作動を維持させる。

一方では、図６のステップ（３）に示すように、砥石台３の急速後退直後の時点から、ワークｗの被研削箇所の外径を測定している定寸装置１５の出力する寸法信号データにより特定されるワークｗの熱変形量ｄθｗを微少時間間隔△ｔで検出する。いま仮に例えば６０秒以上の時間が経過するまで検出を継続すると、時間経過に伴って得られる熱変形量ｄθｗの変化についてのデータである熱変形量データは図７の（ａ）に示すようなものとなる。図６のステップ（４）では各検出時点ごとの熱変形量ｄθｗを適当な特定長さの判定間隔ｎ ・△ｔで平均化することを繰り返す。

次に図６のステップ（５）ではこの平均化処理が、予め定められた測定時間Ｔｋまで繰り返されたかを判定し、繰り返されたときは図６のステップ（６）へ移行する。

図７（ａ）から判断されるように、図６のステップ（２）の砥石台急速後退直後の時点から６０秒程度で熱変形量ｄθｗはｄθｋに収束するが，研削能率の観点からは，この長い収束のための時間を待つことはできない。そこで、図６のステップ（６）においては、図７（ｂ）中の比較的短い待ち時間である時点Ｔｋ（凡そ１０秒程度）まで検出した熱変形量データを用いて、時間Ｔｋ以後の図７（ａ）中の各検出時点ごとの熱変形量ｄθｗを図６のステップ（３）により平均化したものと等価なものとなる外挿推測データを作成する。こうして作成された外挿推測データは図７（ｂ）中の時間Ｔｋ以後の曲線で示すようなものとなる。ここで、熱変形量ｄθｗと砥石台急速後退した時点からの経過時間Ｔとの関係は次式、即ち、ｄθｗ＝ｆ（Ｔ）で表すものとする。

そして最後に図６のステップ（７）に移行するのであり、このステップ（７）では図７（ｂ）に示す曲線を図７（ｃ）に示すように上下逆転させて、時間Ｔの経過に対して現象する実際の熱変形量、即ち熱変形量の演算値ｄ′θｗを確定するのである。

この確定は次のように行われる。
即ち、実際の熱変形量ｄ′θｗと、砥石台３が急速後退した後からの時間Ｔの経過との関係は図７（ｃ）に示すように次式、即ちｄ′θｗ＝ｄθｋ−ｆ（Ｔ）で表される。図７（ｃ）中の実際の熱変形量ｄ′θｗを表す曲線の形状から判断すると、それは明らかに指数関数である。

したがって、次式（ｓ１）が成立すると想定される。
ｄ′θｗ＝ｄθｋ−ｆ（Ｔ）＝ｄθｋ・α^Ｔ ・・・（ｓ１）
ただし、０＜α＜１である。
式（ｓ１）から次式、即ち、ｆ（Ｔ）＝ｄθｋ（１−α^Ｔ）が得られる。

この式から図７（ｂ）における測定中の熱変形量ｄθｗを表す次式（ｓ２）が得られる。
ｄθｗ＝ｆ（Ｔ）＝ｄθｋ（１−α^Ｔ） ・・・（ｓ２）

この式が実際の場合において正確に適合することは既に実験により確認されている。
したがって、この熱変形量検出機能部２５は式（ｓ２）を使用して、この式（ｓ２）中のαとｄθｋの値（定数）を図７（ｂ）中の、０＜Ｔ＜Ｔｋの領域の、既に測定された熱変形量ｄθｗから得られた曲線に基づいて、最小自乗法により算出するのである。

こうして確定された熱変形量ｄ′θｗの変化過程は、砥石台３を急速後退させて研削砥石１０をワークｗから離した状態での変化過程であるが、実際に研削砥石１０をワークｗに接触させるスパークアウト過程で研削させたときの熱変形量ｄ′θｗの変化過程と殆ど変わらないのである。その理由は、スパークアウト過程では研削抵抗（研削主分力ｑｓ）が急速に減衰し熱変形量の変化に殆ど影響しないからであると考えられる。

〈１個目のワークｗの寸法誤差を最小化するための寸法誤差最小化研削機能部２６〉
次に寸法誤差最小化研削機能部２６の作動について図８及び図９を参照して説明する。
この機能部２６は先の熱変形量検出機能部２５により熱変形量を測定された後のワークｗを寸法誤差の最小化されるように研削するためのものであって、熱変形量検出機能部２５の測定した熱変形量ｄ′θｗに基づいて寸法誤差最小化研削を実行するものである。

砥石台３を急速後退させた後の時間Ｔに対する熱変形量の演算値ｄ′θｗを表す関数は上記式（ｓ１）に示すとおりであり、この演算値ｄ′θｗの変化過程が、図８（ａ）に示されている。

この機能２６の作動が開始された直後では、図９のステップ（１）に示すように、上記式（ｓ１）の関数を用いて、再研削開始時間Ｔｇとそのときのプランジ速度Ｖｐｓを自動的に決定する。具体的には、図８（ａ）において、例えば関数ｄ′θｗ＝ｄθｋ−ｆ（Ｔ）＝ｄθｋ・α^Ｔを使用して、熱変形量の演算値ｄ′θｗの大きさに関連したプランジ速度Ｖｐｓ決定処理上の再研削開始時間Ｔｇを任意な適当大きさに特定し、このＴｇからプランジ速度Ｖｐｓを決定する。ここに再研削開始時間Ｔｇは、図７の熱変形量測定時間Ｔｋに種々の演算時間を加え、さらに時間Ｔがゼロのときの位置にある研削砥石がプランジ速度Ｖｐｓでの切込み移動を開始してからワークｗに接触するまでの砥石移動時間を加えたものとなる。

そして図９のステップ（２）では、実際に研削砥石１０が再度ワークｗに接触して該ワークｗを研削し始めた実際上の再研削開始時間（＝Ｔｇ）から、再切込み時間ｔの計時を開始する。これと同時に、図９のステップ（３）では定寸装置１５から出力される信号によりワークｗの被研削箇所の外径Ｒの測定を開始する（それ以前から測定していてもよい）。

そして図９のステップ（４）では、熱変形量の演算値ｄ′θｗの計算を行う。
この演算値ｄ′θｗは図８（ｂ）中に記載された式、即ち、
ｄ′θｗ＝ｄθｋ − ｆ（Ｔｇ＋ｔ）＝ｄθｋ ・α^Ｔｇ＋ｔ ・・・（ｓ３）
により演算される。ここでのＴｇは実際上の最研削開始時間である。

熱変形量検出機能部２５による砥石台急速後退の時点（Ｔ＝０の時点）から図８中の再切込み開始時点（Ｔ＝Ｔｇの時点）まで、ワークｗは適当速度で回転していて、しかも研削液が一定条件の下で注がれているので、熱変形量ｄ′θｗは上記式（ｓ１）に対応した図８（ａ）に示す曲線上を経るように砥石台後退後の時間Ｔに対し減少する。したがって図８（ａ）中に示す時間Ｔ軸上のＴｇの位置が図８（ａ）中の再切込み時間ｔ軸上でｔ＝０となるように，両者の時間を一致させることが、再切込み時間ｔについての熱変形量を誤差なく演算するための必要十分条件となる。このような理由から、上記式（ｓ３）は図７中の式、即ちｄ′θｗ＝ｄθｋ−ｆ（Ｔ）における「Ｔ」を、「Ｔｇ＋ｔ」で置き換えたものとしたのである。この式（ｓ３）により再切込み過程でのワークｗの熱変形量ｄ′θｗの変化過程が定量的に推測されたのである。

図９のステップ（５）では、この演算熱変形量ｄ′θｗと定寸装置信号Ｒから、実寸法Ｒｒを次式（ｓ４）のように加算する。
Ｒｒ＝Ｒ十ｄ′θｗ ・・・（ｓ４）
この式（ｓ４）を用いることで熱変形量ｄ′θｗが収束した状態のワークｗの寸法（実寸法Ｒｒ）、即ち熱変形量ｄ′θｗを考慮した研削砥石１０の切込み位置が定量的に精度よく推則される。

次に図９のステップ（６）で目標寸法Ｒｋと実寸法Ｒｒを比較することを繰り返して、Ｒｒ＞Ｒｋとなった時点、即ち、図８（ｂ）で再切込み時間ｔがｔ１となった時点で、図９のステップ（７）へ移行し、ここで砥石台後退信号を発信させる。その後も、図８（ｂ）に示すように、定寸装置信号Ｒは増加するが、熱変形量を考慮した実寸法Ｒｒは一定のまま推移することになり、ワークｗが冷却した状態では、その被研削箇所の径は目標値Ｒｋに合致したものとなる。

〈２個目以降のワークｗの寸法誤差を最小化するための寸法誤差最小化研削機能部２７〉
次に２個目以降であるｉ個目のワークｗについての寸法誤差最小化研削機能部２７の作動について図１０〜図１５を参照して説明する。
先ず、この機能の前提となる関係、即ち熱変形量ｄθｋと、研削抵抗（研削主分力ｑｓ又は研削背分力でもよい。）との関係について説明する。

図１０は図６のステップ（２）において砥石台３を急速後退させるときの研削主分力ｑｓ（図６のステップ（１）で測定されたもの）とそのときワークｗが持つ熱変形量ｄθｋ（図７の（ａ）参照）との関係を示したものである。図１０から明らかなように、プランジ速度Ｖｐ、と速度比Ｋｖ（＝ワークｗ周速度／砥石周速度）を広範囲に変化させても、熱変形量ｄθｋと研削主分力ｑｓの両者間には比例関係が存在する。ここで、図１０中の中央のデータ（ｑｓ（１）、ｄθｋ（１））が、１個目のワークｗのスパークアウト開始点での、研削主分力ｑｓ（１）と熱変形量ｄθｋ（１）である。この場合、ｉ個目のワークｗのスパークアウト開始点の研削抵抗ｑｓ（ｉ）を測定することで、そのときの熱変形量ｄθｋ（ｉ）は次式（ｓ５）で定量的に推測できることになる。

ｄθｋ（ｉ）＝ｄθｋ（１）・ ｑｓ（ｉ）／ｑｓ（１） ・・・（ｓ５）
この式（ｓ５）が意味するところは、１個目のワークｗと比較して、研削抵抗が大きければ、スパークアウト開始点の熱変形量ｄθｋが比例関係に大きくなることである。実際の変化過程とは異なっているのである。
即ち、実際の熱変形量ｄ′θｗの変化過程は図１２に示すとおりとなる。
図１２（ａ）においては、切込み研削過程のプランジ速度Ｖｐが大きいほどスパークアウト開始点の熱変形量ｄ′θｗは大きくなるのであるが、図１１（ｂ）に示す場合のように単純に縦方向へ拡大した形態ではない。図１２（ｂ）は図１２（ａ）のスパークアウト過程だけの熱変形量ｄ′θｗを示す各曲線を横方向（時間軸）に対し平行に移動させて重ねた図を示しており、明確に１本の曲線にすべて重なる。
この事実は、図１２（ａ）のスパークアウト過程だけの熱変形量ｄ′θｗを示す各曲線はいずれも式ｄθｋ（１）・α^τで表されてその曲がり形状は変化せずに、スパークアウト開始点がそれぞれ移動したものになることを意味するものである。

これが成立する条件としては同一の材質・形状・寸法のワークｗを同じ研削砥石１０で研削したときだけであり、ワークｗの寸法や研削盤などが変化したときには成立しない。ただし、加工条件のプランジ速度Ｖｐと速度比Ｋｖの変化には十分対応すると考えられる。

このような前提において、スパークアウト過程におけるｉ個目のワークｗの熱変形量の演算値ｄ′θｗ（ｉ）は次のように推測される。即ち、スパークアウト過程の熱変形量の演算値ｄ′θｗ（１）は、１個目のワークｗについての熱変形量検出機能部２５の作動における式（ｓ１）において、時間Ｔの代わりにスパークアウト時間τを使用した次式（ｓ６）で与えられる。
ｄ′θｗ（１）＝ ｄθｋ（１）・α^τ ・・・（ｓ６）

この式（ｓ７）を表す曲線の形状は変化しないのだから、次式（ｓ７）で与えられるｉ個目のスパークアウト開始点の熱変形量ｄθｋ（ｉ）は式（ｓ５）と同じになる。
ｄθｋ（ｉ）＝ｄθｋ（１）・ｑｓ（ｉ）／ｑｓ（１） ・・・（ｓ７）

いま、ｑｓ（ｉ）＞ｑｓ（１）で考察してみる。このｄθｋ（ｉ）の値を式（ｓ６）上で決定すると、スパークアウト開始点が図１３に示すように左へτｋ（ｉ）だけ移動した点から時間経過に伴って熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）が変化することがわかる。
このτｋ（ｉ）（＜０）の解は数学的には、式（ｓ６）の左辺がｄθｋ（１）・ｑｓ（ｉ）／ｑｓ（１）となるτの値となり、次式（ｓ８）で表される。
τｋ（ｉ）＝ｌｏｇ_α（ｑｓ（ｉ）／ｑｓ（１）） ・・・（ｓ８）

以上から，結局求めようとするｉ個目のスパークアウト過程における熱変形量の演算値ｄ′θｗ（ｉ）は図１３（ａ）の曲線をτｋ（ｉ）が原点となるように右方向へ平行移動させた次式（ｓ９）で表される関数となる。
ｄ′θｗ（ｉ）＝ｄθｋ（１）・α^{τ＋τｋ（ｉ）} （ｓ９）
この式（ｓ９）が図１３（ｂ）の曲線となる。以上で寸法誤差最小化研削機能のすべての定式化が完了した。

以上の定式化はｑｓ（ｉ）＞ｑｓ（１）で考えたから、ｉ個目のワークｗのスパークアウト開始点の熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）はτ＝０を代入すればわかるようにα^{τｋ（ｉ）}からスタートするのであるが、τｋ（ｉ）＜０だから開始点の熱変形量は確かに大きくなる。
逆に、ｑｓ（ｉ）＜ｑｓ（１）の場合も、各式はそのまま満足して、解析結果はτｋ（ｉ）＞０となることから、スパークアウト開始点の熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）は間違いなく小さくなる。

図１４は２個目以降であるｉ個目のワークについての寸法誤差最小化研削機能部２７の作動フローを示しているが、次にこれについて説明する。先ず、図１４のステップ（１）でスパークアウト開始点の研削抵抗（研削主分力ｑｓ（ｉ）又は研削背分力でもよい。）をＡＥセンサ１６により測定する。次に図１４のステップ（２）において、この測定値から式（ｓ７）でスパークアウト開始点の熱変形量ｄθｋ（ｉ）を計算し、さらに図１４のステップ（３）で式（ｓ８）、（ｓ９）を用いて、熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）の曲線を決定するのであり、これによりスパークアウト開始後の時間経過に伴うワークｗの熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）の推測が終了した。

図１４のステップ（４）では、この演算熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）と定寸装置１５の出力から特定される研削中のワークｗの被研削箇所の寸法Ｒとから、熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）の収束した状態になったとしたときのワークの実寸法Ｒｒを次式（ｓ１０）で算出する。
Ｒｒ＝Ｒ十ｄ′θｗ（ｉ） ・・・（ｓ１０）
この式（ｓ１０）を用いることで熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）が収束した状態になったとしたときのワークｗの被研削箇所の外径寸法である実寸法Ｒｒ、即ち熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）を考慮したワークｗの寸法が図１５に曲線で示すように定量的に精度よく推則される。

次に図１４のステップ（５）で目標寸法Ｒｋと実寸法Ｒｒを比較することを繰り返して、Ｒｒ＞Ｒｋとなった時点、即ち、図１５で再切込み時間がτ１となった時点で、図１４のステップ（６）へ移行し、ここで砥石台後退信号を発信させる。この後も、図１５に示すように定寸装置１５の出力から特定されるワークｗの被研削箇所の外径寸法Ｒは増加するが、熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）が収束した状態になったとしたときのワークｗの被研削箇所の外径寸法である実寸法Ｒｒは一定のまま推移することになり、ワークｗの被研削箇所の外径は目標値Ｒｋに合致したものとなる。

上記した熱変形量検出機能部２５、１個目のワークｗの寸法誤差最小化研削機能部２６、２個目以降のワークｗの寸法誤差最小化研削機能部２７を備えた研削盤を使用して、同一種類（同一の形状及び寸法）のワークの多数を繰り返し研削する場合には、図１６に示す作動フローを実行させるのがよい。

図１６において、ステップ（１）〜（４）で熱変形量検出機能部による作動フローが行われる。このさい、ステップ（１）では精研終了直前の研削抵抗（研削主分力ｑｓ）をＡＥセンサ１６の出力により測定する。ステップ（２）では精研終了時に砥石台３を２０μｍ程度急速後退させて研削砥石１０をワークｗから離反させる。ステップ（３）でワークｗの回転とワークｗへの研削液の供給を精研過程と同様に維持させた状態の下で、ワークｗの熱変形量ｄθｗを定寸装置１５の出力により検出する。ステップ（４）で図７に示すように熱変形量の演算値ｄ′θｗ（１）などのデータを得る。そして、ステップ（５）で１個目のワークｗの寸法誤差最小化研削機能部２６の作動により１個目のワークの研削が自動的に実行される。

次にステップ（６）に移行し、２個目のワークの粗研及び精研が実行されるのであり、精研が終了すると、砥石台３は後退することなくその送り込みを停止されてスパークアウトが開始される。このスパークアウト過程で、２個目以降（ｉ個目）のワークｗの寸法誤差最小化研削機能部２７の作動による２個目のワークの自動的な研削がステップ（７）〜（１１）に示すように実行される。このさい、ステップ（７）では精研終了直前（スパークアウト開始直前）の研削抵抗（研削主分力ｑｓ）をＡＥセンサにより測定する。ステップ（８）ではスパークアウト過程での熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）が推測される。ステップ（９）では定寸装置の信号位置Ｒに熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）を加えるシフト処理が行われる状態とする。この状態でステップ（１０）に示すようにスパークアウトが実行され、ワークｗが目標寸法Ｒｋになったことが定寸装置により検出されたときに、ステップ（１１）に移行して加工完了となる。

次にステップ（６）に移行し、３個目のワークの研削がステップ（６）〜（１１）で実行され、以後は各ワークについてステップ（６）〜（１１）が繰り返される。

〈表面粗さ改善研削機能部２８〉
次に表面粗さ改善研削機能部２８の作動について図１７〜図２１を参照して説明する。
一般のスパークアウト過程では砥石台３の送り移動を停止させるが、これとは異なって、スパークアウト過程で砥石台３を停止させずに、極微小切込み速度で送り込むことで、表面粗さの劇的な改善が可能となることは発明者等により確認されている。

具体的には例えば図６のステップ（２）において砥石台３が急速後退した時点から研削液の流量Ｑを低下させるように変化させることで、図１７に示すようにワークｗのスパークアウト過程での熱変形速度は小さくなる。図１７中、下側の曲線は砥石台３の送りがゼロであるスパークアウト過程において研削液の流量Ｑが１５Ｌ／ｍｉｎであるときのスパークアウト時間τとワークの熱変形量ｄθｗとの関係を示しており、上側の曲線は砥石台３の送りが停止されるスパークアウト過程において研削液の流量Ｑが３Ｌ／ｍｉｎであるときのスパークアウト時間τとワークの熱変形量ｄθｗとの関係を示している。

図１７中の両曲線の差だけ、研削液の流量Ｑを変化させない状態の下で砥石台３を極微小切込み速度で送り込んでやると、ワークの被研削箇所の表面粗さは劇的に改善されることは発明者等の実験により既に確認されているのであり、図１８はその実験の結果を他の加工条件のものと比較して示している。

図１８（ａ）では被研削面の長さ０．８ｍｍの範囲における凹凸状態を図示したものであり、この図中の右半分範囲には一般のスパークアウト研削を２．５秒間実行した場合のものが示されていて高低差が２μｍを大幅に超えている段差箇所が多数存在したものとなっており、一方、左半分範囲には極微少切込み速度研削を２．５秒間実行した場合のものが示されていて高低差が２μｍを超える段差箇所は存在しなくなってこれを大幅に下回る段差箇所が多数存在した状態となっている。

また図１８（ｂ）では、極微少切込み速度研削を実施した場合の、極微少切込み時間ｔと表面粗さＲｙとの関係を示す曲線が示されているほか、砥石台が停止された一般のスパークアウト研削を実施した場合であって研削液の流量Ｑが１５Ｌ／ｍｉｎである場合のスパークアウト時間τと表面粗さＲｙとの関係を示す曲線と、砥石台３が停止された一般のスパークアウト研削を実施した場合であって研削液の流量Ｑが３Ｌ／ｍｉｎに低下された状態の熱変形速度制御研削を実施した場合のスパークアウト時間τと表面粗さＲｙとの関係を示す曲線が示されている。

ここでの表面粗さ改善研削機能部２８は上記した極微少切込み速度研削による表面粗さ改善効果を狙ったものである。
この表面粗さ改善研削機能部２８の改善機能を有効に実現するために必要な要件は、どれだけの切込み量をどれくらいの時間で送り込むかということである。

図１８に示した極微小切込み速度研削の場合の加工条件は、前記式（ｓ２）で算出された図１９に示すワークｗの熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ）を縦方向へ縮小させた量だけ砥石台３を極微小切込み時間τに対して送り込んでいる。ここにｄθｗ（ｉ）はｉ個目のワークｗの熱変形量ｄθｗを意味する。このような送り込みを採用した理由はそれが表面粗さ改善にとって効果的であることが既に確認されているからである。

このような極微小切込み速度研削をスパークアウト開始後に実施するには、それに先行してスパークアウト開始後の時間経過τに伴うワークｗの熱収縮量ｄθｗ（ｉ）及び熱収縮速度が推測されていなければならないが、このさいの熱収縮量ｄθｗ（ｉ）は、熱変形量検出機能部２５の作動において説明した１個目のワークｗについてのスパークアウト過程のワークｗの熱変形量ｄθｗに対応するものである。したがって上記の熱収縮量ｄθｗ（ｉ）及び熱収縮速度は、既述したように、式（ｓ２）、即ちｄθｗ＝ｆ（Ｔ）＝ｄθｋ（１−α^Ｔ）中の定数α、ｄθｋをこのワーク研削の加工条件に適合するように決定し、これら定数の決定された式（ｓ２）により推測される。

図１９中の熱収縮量（熱変形量）ｄθｗ（ｉ）の曲線は図６（ｂ）の熱変形量ｄθｗの曲線に対応するものである。

ｉ個目のワークの極微小切込み速度研削における砥石台３の送り込み量である極微少切込み量ｄｕは、そのワークｗの熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ）に比例係数ｋ（＜１）を掛けた量ｋ・ｄθｗ（ｉ）として決定されるのであり、スパークアウト開始後の時間経過に伴うその変化は図１９に示すようなものとなる。このように特定された極微少切込み速度研削はスパークアウト開始後から予め決定された時間τｇ（例えば２．５秒）が経過するまで実行される。

以上により、スパークアウト研削過程での極微少切込みによる表面粗さ改善機能の実現が可能となる。この表面粗さ改善研削機能部によるワークｗの高精度研削を実施するには、この表面粗さ改善研削機能部の固有の機能と、先の寸法誤差最小化研削機能部の寸法誤差最小化研削機能とを同時に進行させなければならないのであり、この場合の作動流れについて図２０を参照して説明する。

図２０において、ステップ（０−１）（０−２）は前述の熱変形量検出機能部２５の作動流れの大部分の処理と同じものであり、ここでは１個目（ｉ＝１）のワークｗの精研終了直前の研削抵抗（研削主分力ｑｓ（１））を測定すると共に熱変形量ｄθｗ（１）のデータを取得する。ステップ（１）（２）（３）（４）（５）及び（６）はｉ個目のワークｗの寸法誤差最小化研削機能部２７の作動流れ上の各処理と同じものである。このさい、ステップ（１）ではｉ個目のワークｗのスパークアウト開始時の研削抵抗（研削主分力ｑｓ（ｉ）を測定し、ステップ（２）では式（ｓ７）によりスパークアウト開始時の熱変形量ｄθｋ（ｉ）を計算し、ステップ（３）では式（ｓ８）（ｓ９）により熱変形量ｄ′θｗ（ｉ）の曲線を決定し、さらに式（ｓ１）から熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ）を決定する。熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ）は式（ｓ１）から類推して、式ｄθｗ（ｉ）＝ｄθｋ（ｉ）−ｄ′θｗ（ｉ）で算出されるのであり、これによりｉ個目のワークｗのスパークアウト過程での熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ）及び熱収縮速度が予測されるのである。またステップ（３−１）（３−２）及び（５−１）は表面粗さ改善研削機能部２８に固有の処理を示すものである。

ステップ（３）の次にステップ（３−１）に移行するが、ここでは、標準設定値として比例係数ｋと極微小切込み時間τｇが決定される。これらの設定値は実験的に妥当な値を予め固定的に設定したものであっても、或いはオペレーターによる表面粗さの測定をポストプロセスで実行し、その測定結果をフィードバックして、比例定数ｋと極微少切込み時間τｇを測定結果に応じて適当に変化させたものであってもよいのであり、後者の場合はニューラルネットワークを使用すればよい。

次にステップ（３−２）に移行し、ここではステップ（３）で推測した熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ）に基づいて砥石台３の極微少切込み量ｄｕを算出し、この切込み量による研削（極微少切込み速度研削）を実行する。

次にステップ（４）を経てステップ（５）に移行する。ステップ（５）では、実寸法Ｒｒが目標寸法Ｒｋを超えているか否かを判定する。超えていないときはステップ（５−１）に移行し、超えているときはステップ（６）に移行する。

ステップ（５−１）では、極微少切込み時間（スパークアウト時間の下位概念である。）τが設定時間τｇを超えているか否かを判定する。超えていないときはステップ（３−２）へ戻り、超えているときは砥石台３の送り込みが停止されてステップ（４）へ移行するのであり、この後は、砥石台３の送りが停止された状態でのスパークアウトが実行され、ステップ（５）で実寸法Ｒｒが目標寸法Ｒｋを超えていない限りステップ（５−１）に移行し、ここでは当然に極微少切込み時間τが設定時間τｇを超えている判定が行われて、砥石台３の送りが停止されたままステップ（４）に戻ることが繰り返される。

こうしてスパークアウト研削が進行するのであり、この後、ステップ（５）において実寸法Ｒｒが目標寸法Ｒｋを超えていると判定されたときにステップ（６）へ移行して、砥石台３が後退してワークｗから離れた状態となり、研削が終了する。その他の作動は既述したところに準じて実行される。

図２０の作動流れにおいて、ステップ（５−１）で極微少切込み時間τが設定時間τｇを超えていると判断される前に、ステップ（５）で実寸法Ｒｒが目標寸法Ｒｋを超えていると判定されることが生じ得る。即ち、表面粗さ改善研削機能部２８の機能が目的を達成した程度まで実行されていない段階で、実寸法Ｒｒが目標寸法Ｒｋを超過して、研削が終了してしまうことが起こり得る。このような事態は回避されなければならないが、それには、表面粗さ改善研削機能部の目的達成に必要な設定時間τｇの値と、砥石台３の停止した状態でのスパークアウト（寸法誤差最小化研削機能部２６、２７の作動）が実行されるべき期間とをある程度調整しておくことが必要である。表面粗さを高品質に保持して能率的な研削を行う上では、砥石台の停止したスパークアウトの期間は可能な限り短いのが好ましい。なお、適当な設定時間τｇの確保が困難な場合はスパークアウト過程の研削代を少し大きくすることも差し支えない。

この表面粗さ改善研削機能部の表面粗さ改善機能をさらに安定した状態で定量的に向上させるには、ワークｗの表面粗さが、精研過程において、ある程度まで改善されていることが必要となるのであり、これを実現させるには、例えば、適当な研削抵抗と、この研削抵抗での研削継続時間とを予め実験的に確認しておき、数値制御装置に、この確認された条件での精研を実行させるようにする。

上記のような表面粗さ改善研削機能部２８を備えた研削盤を使用して、同一種類（同一の形状及び寸法）のワークｗの多数を繰り返し研削する場合には、図２１に示す作動フローを自動的に実行させるのがよい。

図２１において、１個目のワークについて、ステップ（１）〜（３）で熱変形量検出機能部２５の一部の機能による作動が行われる。これらの各ステップ（１）〜（３）は図１６の（１）〜（３）と同じものであり、このさいステップ（３）ではワークｗの熱変形量ｄθｗが特定される。そして、ステップ（４）では先の熱変形量ｄθｗはワークｗの熱収縮量と等価であり、この熱収縮量ｄθｗか熱収縮速度のデータを把握する。

この後、ステップ５に移行して砥石台３の送り込みが行われる。そして、ステップ（６）でスパークアウト開始時の研削抵抗（研削主分力ｑｓ（ｉ＝１））をＡＥセンサで測定する。ステップ（７）で研削主分力の測定値ｑｓ（ｉ＝１）からスパークアウト開始時の熱変形量（熱収縮量）ｄθｋ（ｉ＝１）を算出し、この算出値を使用して、スパークアウト過程でのワークｗの熱変形量（熱収縮量）ｄ′θｗ（ｉ＝１）を特定し、これに対応した図１９中の熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ＝１）を決定する。これによりスパークアウト過程の熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ＝１）及び熱変形速度が推測されたのである。次にステップ（８）でスパークアウト過程での極微少切り込み量ｄｕを決定し、極微少切込み速度研削を実行する。そして、ワークが目標寸法になったことを定寸装置１５が検出したとき１個目のワークの加工が完了する。

この後、再びステップ（５）に移行し、２個目のワークについて、ステップ（５）〜（９）までの作動が実行される。このさい、ステップ（６）でスパークアウト開始時の研削抵抗（研削主分力ｑｓ（ｉ＝２））をＡＥセンサで測定する。ステップ（７）で研削主分力の測定値ｑｓ（ｉ＝２）から式（ｓ７）を使用してスパークアウト開始時の熱変形量（熱収縮量）ｄθｋ（ｉ＝２）を算出し、この算出値から式（ｓ８）（ｓ９）を使用して、スパークアウト過程でのワークｗの熱変形量（熱収縮量）ｄ′θｗ（ｉ＝２）を特定し、これに対応した図１９中の熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ＝２）を既述したところに準じて決定する。これによりスパークアウト過程の熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ＝２）及び熱変形速度が推測されたのである。次にステップ（８）で熱変形量（熱収縮量）ｄθｗ（ｉ＝２）からスパークアウト過程での極微少切り込み量ｄｕを決定し、極微少切込み速度研削を実行する。そして、ワークが目標寸法になったことを定寸装置１５が検出したとき２個目のワークの加工が完了する。
以後は各ワークｗについてステップ（５）〜（９）が繰り返される。

本発明で使用されるＣＮＣ研削盤を示す平面図である。 上記研削盤の砥石軸周辺の構造を示す断面図である。 上記砥石軸周辺の変形例を示す図である。 上記研削盤で実行される標準の研削過程を示す図である。 上記研削盤による研削過程を示しており、Ａはプランジカット研削の説明図でＢはトラバースカット研削の説明図である。 熱変形量検出機能部の作動流れを示す図である。 熱変形量検出機能部の作動により得られるデータの曲線などを示す図である。 寸法誤差最小化研削機能部により１個目のワークを研削する場合のデータに関し、（ａ）は熱変形量の演算値ｄ′θｗの変化過程の曲線を示す図であり、（ｂ）は実寸法Ｒｒの変化過程の曲線を示す図である。 １個目のワークを研削する場合の寸法誤差最小化研削機能部の作動流れを示す図である。 スパークアウト直前の研削主分力ｑｓと熱変形量ｄθｋの関係を示す図である。 寸法誤差最小化研削機能部に係るデータを示し、（ａ）は研削主分力ｑｓの変化過程を示す図で、（ｂ）は熱変形量の演算値ｄ′θｗについての間違った推測に係る曲線を示す図である。 実際の熱変形量ｄ′θｗの変化過程を示す説明図である。 熱変形量の演算値ｄ′θｗに係る曲線などを示し、（ａ）はｉ個目のワークの演算値ｄ′θｗ（ｉ）を推測するための曲線を示す図で（ｂ）はｉ個目のワークの前記演算値ｄ′θ（ｉ）に係る曲線を示す図である。 ｉ個目のワークを研削する場合の寸法誤差最小化研削機能部の作動流れを示す図である。 寸法誤差最小化研削機能部の作動における定寸装置の出力信号から特定される寸法Ｒの変化過程やｉ個目のワークの実寸法Ｒｒの変化過程などを示す図である。 同一種類の多数のワークを繰り返して研削する場合の作動流れの一例を示す図である。 ワークのスパークアウト過程での熱変形量ｄθｗの変化過程を示す図である。 極微少切込み速度研削や他種の研削におけるワークの表面粗さを示す図である。 極微少切込み量の決定についての説明図である。 表面粗さ改善研削機能の作動流れを示す図である。 同一種類の多数のワークを繰り返して研削する場合の作動流れの一例を示す図である。

符号の説明

６ 主軸台（ワーク支持回転手段）
７ 心押し台（ワーク支持手段）
９ 主軸（ワーク支持回転手段）
１０ 研削砥石
１１ 砥石軸
１３ａ 主軸センタ（ワーク支持手段）
１４ 心押しセンタ（ワーク支持手段）
１６ 研削抵抗検出手段（ＡＥセンサ）
２５ 熱変形量検出機能部
２６ 寸法誤差最小化研削機能部
２７ 寸法誤差最小化研削機能部
２８ 表面粗さ改善研削機能部
τｇ 設定時間（時間データ）
ｄθｗ 熱変形量（熱収縮量）
ｄ′θｗ 熱変形量
ｑｓ 研削主分力
Ｒｋ 目標寸法
Ｒｒ 実寸法
ｗ ワーク

Claims (2)

1. ワークを支持し特定中心線回りへ回転させるワーク支持回転手段と、砥石軸回りへ回転されワークに対しワーク回転半径方向へ相対変位される研削砥石とを備えた研削盤において、
   スパークアウト直前に、ワークに回転を与えかつ研削液を注ぎ続けた状態で前記ワークから研削砥石を離反させ、前記ワークの熱変化量が収束する以前に当該離反状態の下で時間経過に伴って前記ワークの外径を継続測定して、経過時間とワークの熱変形量との間の関係を熱変化量が収束するまで推測する熱変形量検出機能部と、
   熱変化量が収束する以前に当該離反状態の前記ワークを再度前記研削砥石に接触させ、前記離反した間の時間Ｔｇ分だけ前記関係の時間をずらし、ずらした時間位置からスパークアウト開始後の時間経過に伴う前記関係に基づいた熱変形量の演算とワークの外径測定とを繰返し実行して熱変形量が収束したときのワーク外径を推測しながら研削砥石の後退開始を制御する寸法誤差最小化研削機能部とを備えたことを特徴とする研削盤。
   
2. ワークを支持し特定中心線回りへ回転させるワーク支持回転手段と、砥石軸回りへ回転されワークに対しワーク回転半径方向へ相対変位される研削砥石とを備えた研削盤において、
   ワーク研削中の研削主分力に対応した力データを検出する研削抵抗検出手段と、
   １本目のワークに回転を与えかつ研削液を注ぎ続けた状態で当該ワークから研削砥石を離反させ、当該離反状態の下で時間経過に伴って当該ワークの外径を継続測定して、経過時間とワークの熱変形量との間の関係を取得する熱変形量検出機能部と、
   前記1本目のワークのスパークアウト開始点での力データとｉ番目のワークのスパークアウトの開始時の力データに基づき、ｉ番目のワークのスパークアウトの開始時の熱変形量を演算し、且つ前記演算された熱変形量となる時間位置から前記関係に基づいた熱変形量の演算とワークの外径測定とを繰返し実行して熱変形量が収束したときのワーク外径を推測しながら研削砥石の後退開始を制御する寸法誤差最小化研削機能部とを備えたことを特徴とする研削盤。
   

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