JP6102502B2 - 研削盤および研削方法 - Google Patents

Description

本発明は、研削盤および研削方法に関するものである。

特開２０００−２１８４７９号公報（特許文献１）には、円筒研削において、被加工物の真円度を測定して、真円度誤差に基づいて補正量を作成し、当該補正量により補正しながら研削することが記載されている。また、クランクピンを研削する場合には、クランクジャーナルの回転位相に応じてクランクピンの剛性が異なることにより、クランクピンの撓み量が変化する。

そこで、特開２０００−１０７９０２号公報(特許文献２)および特開平１１−９０８００号公報（特許文献３）には、回転位相に応じてクランクピンの剛性が異なることによる撓み量に基づいて補正量を作成し、当該補正量により補正しながら研削することが記載されている。これにより、クランクピンの真円度を高精度にすることができる。

また、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、特開２０１１−０９３０１７号公報（特許文献４）、特開２０１１−１４００８９号公報（特許文献５）に記載されている。

特開２０００−２１８４７９号公報 特開２０００−１０７９０２号公報 特開平１１−９０８００号公報 特開２０１１−０９３０１７号公報 特開２０１１−１４００８９号公報

後退研削においても、被加工物の真円度を高精度にすることができれば、研削時間を短縮しつつ高精度な被加工物を得ることができるようになる。ここで、砥石車を前進させる荒研削では、定常状態であれば、切込量が一定となるようにされる。これに対して、後退研削では、砥石車を後退させながら被加工物を研削するため、切込量が徐々に変化する。切込量の相違によって、後退研削における撓み量と荒研削における撓み量とは相違する。そのため、後退研削を行う際に、特許文献２，３に記載の補正方法をそのまま適用することはできない。つまり、後退研削において、真円度を高精度にすることが容易ではない。

本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであり、後退研削において真円度を高精度に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。

（研削盤）
（請求項１）本手段に係る研削盤は、砥石車を被加工物に向かって相対的に前進させる前進研削を行い、前記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、前記被加工物の位相θに応じた前記後退研削における前記被加工物の撓み量εｂ(θ)を推定し、前記後退研削における撓み量εｂ(θ)に基づいて前記後退研削を行う。

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）好ましくは、前記後退研削における撓み量εｂ(θ)は、前記被加工物の位相θに応じた前記前進研削における前記被加工物の撓み量εａ(θ)と、前記前進研削の終了時の位相θ０ｅにおける研削抵抗Ｆｎａ(θ０ｅ)と、前記後退研削の開始から終了までの目標切込量ｄ(θ)とに基づいて推定される。

（請求項３）好ましくは、前記研削盤は、前記前進研削の際に位置指令値に基づいて前記被加工物に対する前記砥石車の位置を制御する前進研削制御部と、前記後退研削の際に位置指令値としての基本後退量ΔＸ_master(θ)と、前記被加工物の位相θに応じた前記前進研削における前記被加工物の撓み量εａ(θ)と前記後退研削における撓み量εｂ(θ)との差Δε_a-b(θ)とに基づいて、前記被加工物に対する前記砥石車の位置を制御する後退研削制御部と、前記前進研削の際に前記前進研削における撓み量εａ(θ)に基づいて前記前進研削制御部による制御に対する補正を行うと共に、前記後退研削の際に前記前進研削における撓み量εａ(θ)に基づいて前記後退研削制御部による制御に対する補正を行う補正部と、を備える。

（請求項４）好ましくは、前記研削盤は、前記前進研削の際に位置指令値に基づいて前記被加工物に対する前記砥石車の位置を制御する前進研削制御部と、前記後退研削の際に位置指令値としての基本後退量ΔＸ_master(θ)に基づいて前記被加工物に対する前記砥石車の位置を制御する後退研削制御部と、前記前進研削の際に前記被加工物の位相θに応じた前記前進研削における前記被加工物の撓み量εａ(θ)に基づいて前記前進研削制御部による制御に対する補正を行うと共に、前記後退研削の際に前記後退研削における撓み量εｂ(θ)に基づいて前記後退研削制御部による制御に対する補正を行う補正部と、を備える。

（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５）本手段に係る研削方法は、砥石車を被加工物に向かって相対的に前進させる前進研削を行い、前記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、前記被加工物の位相θに応じた前記後退研削における前記被加工物の撓み量εｂ(θ)を推定し、前記後退研削における撓み量εｂ(θ)に基づいて前記後退研削を行う。

（請求項１，５）本手段によれば、後退研削における撓み量εｂ(θ)に基づいて後退研削を行っている。従って、後退研削における被加工物の真円度を高精度にすることができる。ここで、後退研削は、被加工物が１回転または数回転の間に行うものである。そのため、後退研削を行っている際に、後退研削における撓み量εｂ(θ)を取得することは容易ではない。そこで、後退研削における撓み量εｂ（θ）を推定している。つまり、推定した後退研削における撓み量εｂ（θ）に基づいて、後退研削を行っている。

（請求項２）ここで、本発明者らは、前進研削における撓み量εａ(θ)と後退研削における撓み量εｂ(θ)とが異なるが、両者に相関があることを見出した。そのため、後退研削における撓み量εｂ(θ)は、前進研削における撓み量εａ(θ)に基づいて推定することができる。

さらに、前進研削における撓み量εａ(θ)は、前進研削を行っている最中に取得することができる。従って、後退研削における撓み量εｂ(θ)は、前進研削における撓み量εａ(θ)に基づいて推定することによって、確実に得ることができる。

さらに、後退研削においては、その間に切込量を徐々に減少させていく。この切込量に応じて、後退研削における撓み量εｂ(θ)は変化する。つまり、後退研削における撓み量εｂ(θ)は、切込量に依存する。そこで、後退研削における撓み量εｂ(θ)は、前進研削における撓み量εａ(θ)の他に、前進研削の終了時の位相θ０ｅにおける研削抵抗Ｆｎｂ(θ０ｅ)と後退研削における目標切込量ｄ(θ)とを用いることで、確実に推定できる。

（請求項３）後退研削における補正部による補正は、前進研削と同様に、前進研削における撓み量εａ(θ)に基づいて行われる。従って、補正部による補正処理は、後退研削と前進研削とにおいて同様の処理とすることができる。ただし、後退研削において上記補正を行うと、過剰な補正を行うことになる。そこで、後退研削制御部が、基本後退量ΔＸ_master(θ)に加えて、撓み量差Δε_a-b(θ)を考慮した位置制御を行う。このようにすることで、確実に、後退研削において、被加工物を高精度な真円度とすることができる。

（請求項４）後退研削における補正部による補正は、前進研削とは異なり、後退研削における撓み量εｂ(θ)に基づいて行われる。このようにすることで、後退研削において、確実に被加工物を高精度な真円度にすることができる。この場合、後退研削制御部は、基本後退量ΔＸ_master(θ)に基づいて制御することになる。

本発明の実施形態における研削盤１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。 本実施形態における研削盤１の機能ブロック構成図を示す。 第一実施形態における補正部１８２による補正処理を示すフローチャートである。 補正部１８２による第一の補正量Ｄ１(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。 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。 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。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じた、クランクピンが砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆａ(θ)、研削抵抗Ｆｎａ(θ)、クーラント動圧Ｆｐ(θ)を示す。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じて撓み量εａ(θ)を示す。 クランクシャフトＷの回転位相θに応じた第一の補正量Ｄ１(θ)を示す。 第一実施形態における補正部１８２による第二の補正量Ｄ２の算出手順を示すフローチャートである。 第一実施形態における後退研削制御部としての基本研削制御部１８１による、後退量ΔＸの算出手順を示すブロック図である。 後退研削の開始から終了までにおける目標切込量ｄ(θ)を示す。 後退研削における研削抵抗Ｆｎｂ(θ) および荒前進研削における研削抵抗Ｆｎａ(θ)を示す。 後退研削におけるクーラント動圧Ｆｐ(θ)を示す。 後退研削における押付力Ｆｂ(θ)および荒前進研削における押付力Ｆａ(θ)を示す。 後退研削における総撓み量εｂ(θ)、荒前進研削における研削抵抗による撓み量εｎａ(θ)および総撓み量εａ(θ)を示す。 撓み量差Δε_a-b(θ)を示す。 第一実施形態において、後退研削における基本後退量ΔＸ_master(θ)と後退量ΔＸを示す。 第二実施形態における後退研削制御部としての基本研削制御部１８１による処理を示すフローチャートである。 第二実施形態において、後退研削における基本後退量ΔＸ_master(θ)を示す。 第二実施形態における補正部１８２による補正処理を示すフローチャートである。 後退研削におけるクランクシャフトＷの回転位相θに応じた第三の補正量Ｄ３(θ)を示す。

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。
＜第一実施形態＞
（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。ただし、本発明に係る研削盤は、例えば、テーブルトラバース型研削盤を適用することもできる。また、当該研削盤の加工対象である被加工物は、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（偏心円筒部）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。なお、被加工物は、クランクシャフトに限定されず、位相θに応じて撓み量が異なる被加工物であれば適用できる。

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。主軸１２は、駆動モータ１２ａにより駆動され、回転検出器１２ｂによって主軸１２の位相θが検出される。

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。砥石台１４は、駆動モータ１４ａによりＸ軸方向に駆動され、砥石台１４のＸ軸方向の位置検出器１４ｂが砥石台１４のＸ方向位置を検出する。位置検出器１４ｂは、回転検出器やリニアスケールなどである。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〜図２Ｄ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、クランクピンＷａ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を回転しかつクランクシャフト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の位相θ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。また、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。クーラントノズル１９は、砥石台１４における研削点Ｐより上方に設けられている。

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４Ｃを参照して説明する。ここで、図４Ａ〜図４Ｃ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４Ｃ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、ＯｓとＯｒはずれている。

本実施形態においては、荒前進研削→後退研削→バックオフ動作→仕上前進研削→スパークアウトの順に実行する。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、荒前進研削および後退研削の際には、クーラントの供給量Ｑを大流量Ｑｍａｘとし、仕上前進研削およびスパークアウトの際には、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、荒前進研削を開始する（図３のＴ０ｓ〜Ｔ０ｅ）。荒前進研削では、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（切込方向）へ一定速度で前進する。つまり、荒前進研削では、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(θ０ｓ)による撓み量εｐ(θ０ｓ)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の荒前進研削の終了時Ｔ０ｅに至るまでの間、研削抵抗Ｆｎａ(θ)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Ｆａ(θ)には、クーラント動圧Ｆｐ(θ)と研削抵抗Ｆｎａ(θ)との総和が作用する。

そして、終了時Ｔ０ｅにおける総撓み量εａ(θ０ｅ)は、図４Ｂに示すように、研削抵抗Ｆｎａ(θ０ｅ)による撓み量εｎａ(θ０ｅ)とクーラント動圧Ｆｐ(θ０ｅ)による撓み量εｐ(θ０ｅ)との総和値となる。このように、荒前進研削においては、クランクピンＷａの位相θに応じた荒前進研削におけるクランクピンＷａの総撓み量εａ(θ)に基づいて荒前進研削を行う。

荒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、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、荒前進研削から後退研削に切り替える。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Ｆｎａ(θ)によるクランクピンＷａの撓み量εｎａ(θ)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）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Ｆｎｂ(θ)がゼロになるようにする。つまり、後退研削の終了時Ｔ１ｅにおいて、砥石車１５によるクランクピンＷａに対する切込量がゼロとなるように制御される。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Ｆｎｂ(θ１ｅ)がゼロとなるため、クランクピンＷａの撓み量εｂ(θ１ｅ)は、クーラント動圧Ｆｐ(θ１ｅ)による撓み量εｐ(θ１ｅ)に一致する。

ここで、後退研削においては、クランクピンＷａの位相θに応じた荒前進研削におけるクランクピンＷａの撓み量εａ(θ)に基づいて、クランクピンＷａの位相θに応じた後退研削におけるクランクピンＷａの撓み量εｂ(θ)を推定し、推定した後退研削における撓み量εｂ(θ)に基づいて後退研削を行う。

後退研削を終了すると、研削抵抗Ｆｎｂ(θ)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Ｔ１ｅよりも砥石車１５をさらに後退させて、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Ｔ２ｅ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。

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、仕上前進研削（図３のＴ３ｓ〜Ｔ３ｅ）を行う。仕上前進研削では、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。仕上前進研削では、図３に示すように、荒前進研削における砥石車１５の移動速度（切込速度）より遅くする。従って、仕上前進研削では、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、仕上前進研削からスパークアウトに切り替える。スパークアウトは、砥石車１５によるクランクピン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．研削盤の機能ブロック構成）
次に、研削盤の機能ブロック構成について図５を参照しながら説明する。図５に示すように、制御装置１８は、基本研削制御部１８１と、補正部１８２とを備える。基本研削制御部１８１は、荒前進研削、後退研削、仕上前進研削、バックオフ動作およびスパークアウトのそれぞれにおいて、基本制御を行う荒前進研削制御部、後退研削制御部、仕上前進研削制御部、バックオフ制御部およびスパークアウト制御部として機能する。

基本研削制御部１８１は、ＮＣデータに基づく位置指令値と砥石台１４の位置検出器１４ｂによる検出値とに基づいて、砥石台１４を駆動する駆動装置としての駆動モータ１４ａを駆動する。そして、基本研削制御部１８１は、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が規定値に達した場合に、工程切替を行う。

本実施形態においては、各制御部としての基本研削制御部１８１は、各工程における研削の際に、各工程における位置指令値に基づいてクランクピンＷａに対する砥石台１４の位置を制御する。ただし、後退研削制御部としての基本研削制御部１８１は、後退研削における位置指令値としての基本後退量ΔＸ_master(θ)に加えて、後退研削における撓み量εｂ(θ)を考慮して、砥石台１４の位置を制御する。後退研削制御部による処理は、以下に詳細に説明する。

補正部１８２は、基本研削制御部１８１による基本制御に対して補正処理を行う。従って、駆動装置としての駆動モータ１４ａは、基本研削制御部１８１による制御指令値に加えて、補正部１８２による補正値に基づいて、駆動される。この補正部１８２は、荒前進研削、後退研削および仕上前進研削において補正処理を行う。また、補正部１８２は、基本研削制御部１８１と同様に、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が規定値に達した場合に、補正処理の切替を行う。

（５．補正処理）
図５に示す補正部１８２による補正処理について、図６のフローチャートを参照して説明する。荒前進研削を開始すると（Ｓ１１：Ｙ）、補正部１８２は、基本研削制御部１８１による制御に対して、第一の補正量Ｄ１(θ)および第二の補正量Ｄ２(θ)による補正を行う（Ｓ１２）。このとき、荒前進研削制御部としての基本研削制御部１８１は、荒前進研削における位置指令値に基づいて砥石台１４の位置を制御する。

ここで、第一の補正量Ｄ１(θ)は、荒前進研削による押付力Ｆａ(θ)に応じたクランクピンＷａの撓み量εａ(θ)から算出される補正量である。第二の補正量Ｄ２(θ)は、真円度計測によって得られた真円度誤差から算出される補正量である。なお、第一，第二の補正量Ｄ１(θ)，Ｄ２(θ)の詳細は、後述する。

そして、荒前進研削における補正は、荒前進研削が終了するまでの間行う（Ｓ１３：Ｎ）。荒前進研削が終了すると、図３に示したように、後退研削が開始される。そして、荒前進研削が終了すると（Ｓ１３：Ｙ）、補正部１８２は、荒前進研削にて用いた第一の補正量Ｄ１(θ)および第二の補正量Ｄ２(θ)による補正を行う（Ｓ１４）。ここで、補正部１８２は、後退研削において、後退研削におけるクランクピンＷａの撓み量εｂ(θ)による補正を行うのではなく、荒前進研削におけるクランクピンＷａの撓み量εａ(θ)による補正を行う。

このとき、後退研削制御部としての基本研削制御部１８１は、後退研削における位置指令値と後退研削におけるクランクピンＷａの撓み量εｂ(θ)とに基づいて、砥石台１４の位置を制御する。

後退研削における補正は、後退研削が終了するまでの間行う（Ｓ１５：Ｎ）。後退研削が終了すると、図３に示したように、バックオフが開始され、その後に仕上前進研削が開始される。後退研削が終了し（Ｓ１５：Ｙ）、さらに仕上前進研削が開始されると（Ｓ１６：Ｙ）、補正部１８２は、第二の補正量Ｄ２(θ)による補正を行う（Ｓ１７）。仕上前進研削における補正は、仕上前進研削が終了するまでの間行う（Ｓ１８：Ｎ）。ここで、仕上前進研削中は荒前進研削中に比べて一般的に研削抵抗が小さいので、補正量も異なる。そのため、補正部１８２は、仕上研削を行っている際に、第一の補正量Ｄ１(θ)による補正を行わない。そして、仕上前進研削が終了すると（Ｓ１８：Ｙ）、補正部１８２は補正処理を終了する。

（６．第一の補正量Ｄ１(θ)の算出）
次に、補正部１８２による第一の補正量Ｄ１(θ)の算出手順について、図７〜図１３を参照しながら説明する。ここで、荒前進研削において、クランクピンＷａは、砥石車１５から受ける切込方向の押付力Ｆａ(θ)によって、切込方向（図２Ａ〜図２Ｄの左方向）に撓み変形する。ここで、荒前進研削における押付力Ｆａ(θ)は、式（１）に示すように、研削抵抗Ｆｎａ(θ)とクーラント動圧Ｆｐ(θ)との総和値となる。つまり、クランクピンＷａの撓み量εａ(θ)は、押付力Ｆａ(θ)による撓み量である。

［数１］
Ｆａ(θ) ＝ Ｆｎａ(θ) ＋ Ｆｐ(θ) ・・・ （１）

第一の補正量Ｄ１(θ)は、この撓み量εａ(θ)に基づいて決定される。ここで、撓み量εａ(θ)は、クランクシャフトＷの位相θに応じて異なる。そのため、第一の補正量Ｄ１(θ)は、クランクシャフトＷの位相θに応じて異なる値に設定されている。

まずは、荒前進研削における研削抵抗Ｆｎａ(θ)を算出する。研削抵抗Ｆｎａ(θ)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２］
Ｆｎａ ＝ Ｚ × α × Ｈ ・・・ （２）

そこで、図７に示すように、荒前進研削の際に、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７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７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。

図８に示すように、研削能率Ｚrealを横軸とし、押付力Ｆrealを縦軸として、複数の場合における点をプロットする。この場合に、式（１）（２）の関係より、点群の最小二乗近似直線の傾きが、切れ味係数αと研削幅係数Ｈとの乗算値となる。すなわち、図８の近似直線の傾きを求めて、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７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Ｆａ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、回転中心Ｏから研削点Ｐまでの距離は、位相θに応じて異なる。そのため、図９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。例えば、位相θが１８０°の場合には、図２Ｃに示すように研削点Ｐが最も回転中心Ｏから離れており、図９に示すように研削点速度ｖ(１８０°)は最も大きな値となる。このようにして、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７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７の符号１１５）。研削能率Ｚlogical(θ)は、式（３）に示すように、研削点速度ｖ(θ)と切込量ｄとを乗算することにより得ることができる。ただし、式（３）は、凹所Ａによる影響分γ(θ)を考慮している。研削能率Ｚlogical(θ)は、図１０に示すように、位相θに応じて変化する。図１０において、位相θが１８０°付近において、研削能率Ｚlogical (θ)が急に低下している部分は、凹所Ａの影響分γ(θ)による。

［数３］
Ｚlogical(θ) ＝ ｄ × ｖ(θ) ＋ γ(θ) ・・・ （３）

次に、研削抵抗Ｆｎａ(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７の符号１１６）。式（４）は、式（２）におけるＦｎａおよびＺを位相θの関数にしたものに相当する。研削抵抗Ｆｎａ(θ)は、図１１の二点鎖線にて示すように、位相θに応じて変化する。

［数４］
Ｆｎａ(θ) ＝ Ｚlogical(θ) × α × Ｈ ・・・ （４）

続いて、クーラント動圧Ｆｐ(θ)を算出する（図７の符号１１７）。クーラント動圧Ｆｐ(θ)は、研削抵抗Ｆｎａ(θ)がゼロとなる状態、すなわちスパークアウト時における実際の押付力Ｆreal(θ)に相当する。つまり、仕上前進研削の後に行うスパークアウトの際にクーラント動圧Ｆｐ(θ)を取得しても良いし、荒前進研削を開始する直前にスパークアウトを行って、このときにクーラント動圧Ｆｐ(θ)を取得しても良い。クーラント動圧Ｆｐ(θ)は、図１１の破線に示すように、位相θに応じて異なる。

ここで、図２Ａ〜図２Ｄに示すように、位相θが異なると、研削点Ｐは、クーラントノズル１９の位置に対して異なる。そのため、位相θに応じて、クーラントの供給量が異なる。その結果、クーラント動圧Ｆｐ(θ)は、位相θに応じて異なる。例えば、図２Ｂおよび図１１の破線に示すように、位相θが９０°におけるクーラント動圧Ｆｐ(９０°)は、最も小さくなる。一方、図２Ｄおよび図１１の破線に示すように、位相θが２７０°におけるクーラント動圧Ｆｐ(θ)は、最も大きくなる。また、位相θが１８０°のときには、凹所Ａの影響によって、前後の位相に比べてクーラント動圧Ｆｐ(１８０°)が小さくなっている。

研削抵抗Ｆｎａ(θ)およびクーラント動圧Ｆｐ(θ)を得ることができたので、式（１）より、これらの和である押付力Ｆａ(θ)を算出する（図７の符号１１８）。つまり、図１１の太実線にて示すように、位相θに応じて異なる。図１１より、位相θが２５０°付近が最も大きく、７０°付近が最も小さくなる。また、位相θが１８０°前後では、凹所Ａの影響により低下している。

続いて、図７に示すように、クランクシャフトＷの形状から、クランクピンＷａ部分における切込方向の剛性Ｋ(θ)を算出する（図７の符号１１９）。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、構造解析により取得することもできる。クランクピンＷａの剛性Ｋ(θ)も、位相θに応じて異なる。

そして、押付力Ｆａ(θ)および剛性Ｋ(θ)を用いて、押付力Ｆａ(θ)によるクランクピンＷａの撓み量εａ(θ)（以下、総撓み量と称する）を式（５）に従って算出する（図７の符号１２０）。すなわち、総撓み量εａ(θ)は、押付力Ｆａ(θ)を剛性Ｋ(θ)により除算する。押付力Ｆａ(θ)による総撓み量εａ(θ)は、図１２に示すように、位相θに応じて変化する。

［数５］
εａ(θ) ＝ Ｆａ(θ) ／ Ｋ(θ) ・・・ （５）

そして、総撓み量εａ(θ)が位相θに応じて異なることによって、クランクピンＷａの真円度誤差が生じるおそれがある。そこで、総撓み量εａ(θ)による真円度誤差をゼロにするための第一の補正量Ｄ１(θ)を算出する（図７の符号１２１）。つまり、総撓み量εａ(θ)の位相θ毎の差をゼロとするように、第一の補正量Ｄ１(θ)が決定される。ここでは、第一の補正量Ｄ１(θ)は、図１３に示すようにする。

荒前進研削において、補正部１８２がこのようにして決定された第一の補正量Ｄ１(θ)により補正することで、クーラント動圧Ｆｐ(θ)および研削能率Ｚ(θ)が位相θに応じて異なることを原因とする研削誤差を低減することができる。つまり、荒前進研削を終了した時点において、クランクピンＷａの真円度を高精度にすることができる。

（７．第二の補正量Ｄ２(θ)の算出）
次に、第二の補正量Ｄ２(θ)の算出手順について図１４のフローチャートを参照して説明する。上述したように、第二の補正量Ｄ２(θ)による補正は、荒前進研削、後退研削および仕上前進研削において行われる。

第二の補正量Ｄ２(θ)は、実際に研削終了したクランクピンＷａの真円度を計測して（Ｓ２１）、真円度誤差を取得する。この真円度誤差をゼロにするような第二の補正量Ｄ２(θ)を算出する（Ｓ２２）。算出した第二の補正量Ｄ２(θ)を用いて、次回以降にクランクピンＷａを研削する際に補正することで、荒前進研削および仕上前進研削におけるクランクピンＷａの真円度をより高精度にすることができる。

（８．後退研削制御部による基本制御）
次に、後退研削において、後退研削制御部としての基本研削制御部１８１による基本制御について、図１５〜図２２を参照しながら説明する。上述したように、後退研削制御部としての基本研削制御部１８１は、後退研削における位置指令値としての基本後退量ΔＸ_master(θ)に加えて、後退研削における総撓み量εｂ(θ)を考慮して、砥石台１４の位置を制御する。

そこで、後退研削制御部としての基本研削制御部１８１は、以下のようにして、各位相θにおける後退量ΔＸ(θ)を算出する。まずは、基本研削制御部１８１は、後退研削の開始から終了までにおいて、位相θに応じた目標切込量ｄ(θ)を取得する（図１５の符号２１１）。目標切込量ｄ(θ)は、図１６に示すように、後退研削の開始時の位相θ１ｓにおける切込量ｄを１００％とした場合に、後退研削の終了時の位相θ１ｅにおける切込量ｄを０％とし、開始から終了に至るまで位相θに対して線形で減少する。これは、図４Ｂを参照して説明したように、後退研削の開始時Ｔ１ｓにおいて、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ためである。

また、基本研削制御部１８１は、荒前進研削における研削抵抗Ｆｎａ(θ)を取得する（図１５の符号２１２）。研削抵抗Ｆｎａ(θ)は、荒前進研削において図７の符号１１６にて、既に算出されている。この研削抵抗Ｆｎａ(θ)は、図１７において、細線にて示すような挙動となる。

続いて、基本研削制御部１８１は、目標切込量ｄ(θ)および荒前進研削における研削抵抗Ｆｎａ(θ)に基づいて、後退研削における研削抵抗Ｆｎｂ(θ)を推定する（図１５の符号２１３）。ここで、図１７に示すように、後退研削は、開始時の位相θ１ｓからクランクシャフトＷが１回転したときの位相θ１ｅに終了するものとする。この場合、後退研削における研削抵抗Ｆｎｂ(θ)は、図１７の太線にて示すように、位相θ１ｓからθ１ｅまでの間、荒前進研削における研削抵抗Ｆｎａ(θ)に対して、目標切込量ｄ(θ)に応じた割合で減少する。なお、図１７において、後退研削を開始する位相θ１ｓは、約５０°程度としているが、開始位相θ１ｓは、図３に示すように、クランクピンＷａの外径ＤｔがＤｔｈに到達した時の位相となる。

続いて、基本研削制御部１８１は、クーラント動圧Ｆｐ(θ)を取得する（図１５の符号２１４）。クーラント動圧Ｆｐ(θ)は、荒前進研削において図７の符号１１７にて、既に算出されている。このクーラント動圧Ｆｐ(θ)は、位相θ１ｓからθ１ｅまでの間、図１８に示すような挙動となる。

続いて、基本研削制御部１８１は、後退研削における研削抵抗Ｆｎｂ(θ)とクーラント動圧Ｆｐ(θ)との総和を、後退研削における押付力Ｆｂ(θ)として推定する（図１５の符号２１５）。後退研削における押付力Ｆｂ(θ)は、図１９の太線にて示すような挙動となる。図１９では、荒前進研削における押付力Ｆａ(θ)を細線にて図示している。図１９に示すように、研削抵抗Ｆｎｂ(θ)の減少分に応じて、押付力Ｆｂ(θ)が減少している。

そして、押付力Ｆｂ(θ)および剛性Ｋ(θ)を用いて、押付力Ｆｂ(θ)によるクランクピンＷａの総撓み量εｂ(θ)を式（６）に従って推定する（図１５の符号２１６）。すなわち、総撓み量εｂ(θ)は、押付力Ｆｂ(θ)を剛性Ｋ(θ)により除算する。押付力Ｆｂ(θ)による総撓み量εｂ(θ)は、図２０の太実線にて示すように、位相θに応じて変化する。

［数６］
εｂ(θ) ＝ Ｆｂ(θ) ／ Ｋ(θ) ・・・ （６）

また、基本研削制御部１８１は、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)を取得する（図１５の符号２１７）。この総撓み量εａ(θ)は、荒前進研削において図７の符号１２０にて、既に算出されている。この総撓み量εａ(θ)は、図２０の細線にて示すような挙動となる。

また、荒前進研削の終了時Ｔ０ｅにおける研削抵抗Ｆｎａ(θ０ｅ)による撓み量εｎａ(θ０ｅ)を算出する（図１５の符号２１８）。図１５の符号２１２にて取得した荒前進研削における研削抵抗Ｆｎａ(θ)を、剛性Ｋ(θ)で除算することにより、研削抵抗Ｆｎａ(θ)による撓み量εｎａ(θ)を得ることができる。そして、位相θ０ｅのときの研削抵抗Ｆｎａ(θ０ｅ)による撓み量εｎａ(θ０ｅ)を算出する。

ここで、研削抵抗Ｆｎａ(θ)による撓み量εｎａ(θ)は、図２０の細二点鎖線にて示すような挙動となる。つまり、この挙動（細二点鎖線）における位相θ０ｅの撓み量が、εｎａ(θ０ｅ)となる。この撓み量εｎａ(θ０ｅ)は、後退研削の開始時の位相θ１ｓにおける、研削抵抗Ｆｎｂ(θ１ｓ)による撓み量εｎｂ(θ１ｓ)と同一である。つまり、撓み量εｎａ(θ０ｅ)は、後退研削において研削抵抗Ｆｎｂ(θ１ｓ)による撓み量εｎｂ(θ１ｓ)として算出することもできる。

続いて、基本研削制御部１８１は、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)と後退研削における総撓み量εｂ(θ)との差Δε_a-b(θ)を、式（７）に従って算出する（図１５の符号２１９）。この撓み量差Δε_a-b(θ)は、図２１にて示すような挙動となる。

［数７］
Δε_a-b(θ) ＝ εａ(θ)−εｂ(θ) ・・・ （７）

続いて、荒前進研削の終了時Ｔ０ｅにおける研削抵抗Ｆｎａ(θ０ｅ)による撓み量εｎａ(θ０ｅ)に基づいて、後退研削における位置指令値としての基本後退量ΔＸ_master(θ)を算出する（図１５の符号２２０）。基本後退量ΔＸ_master(θ)は、図２２の二点鎖線にて示すように、後退研削の開始時の位相θ１ｓにおいてゼロとし、終了時の位相θ１ｅにおいて撓み量εｎａ(θ０ｅ)（図２０に示す）となるように、線形で増加する。

続いて、基本後退量ΔＸ_master(θ)に総撓み量差Δε_a-b(θ)を加算することにより、後退研削における後退量ΔＸ(θ)を算出する（図１５の符号２２１）。算出された後退量ΔＸ(θ)は、図２２の太実線にて示すような挙動となる。そして、基本研削制御部１８１は、算出された後退量ΔＸ(θ)に基づいて、駆動装置としての駆動モータ１４ａを駆動する。つまり、駆動モータ１４ａが後退量ΔＸ(θ)と第一の補正量Ｄ１(θ)とに基づいて駆動されることによって、クランクピンＷａに対して後退研削が行われる。

（９．まとめ）
以上説明したように、上記研削盤は、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)と後退研削における総撓み量εｂ(θ)との差Δε_a-b(θ)を考慮して、後退研削を行っている。つまり、研削盤は、後退研削における総撓み量εｂ(θ)を考慮して、後退研削を行っている。従って、後退研削におけるクランクピンＷａの真円度を高精度にすることができる。ここで、後退研削は、クランクシャフトＷが１回転または数回転の間に行うものである。そのため、後退研削を行っている際に、後退研削における総撓み量εｂ(θ)を取得することは容易ではない。

そこで、上記のように、後退研削における総撓み量εｂ(θ)は、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)に基づいて推定している。ここで、図２０に示したように、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)と後退研削における総撓み量εｂ(θ)とは相違するが、図１６〜図２０を参照して説明したように、両者に相関があることが分かる。そのため、後退研削における総撓み量εｂ(θ)は、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)に基づいて推定することができる。

さらに、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)は、荒前進研削を行っている最中に取得した研削力Ｆａ（θ）から得ることができる（図７の符号１２０）。従って、後退研削における総撓み量εｂ(θ)は、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)に基づいて推定することによって、確実に得ることができる。

また、後退研削においては、図１６に示すように、その間に切込量を徐々に減少させていく。この切込量に応じて、後退研削における総撓み量εｂ(θ)は変化する。つまり、後退研削における総撓み量εｂ(θ)は、切込量に依存する。ここで、切込量は、目標切込量ｄ(θ)と、後退研削の開始時の位相θ１ｓにおける研削抵抗Ｆｎｂ(θ１ｓ)による撓み量εｎｂ(θ１ｓ)とにより決定される。

そこで、後退研削における総撓み量εｂ(θ)は、前進研削における総撓み量εａ(θ)の他に、前進研削の終了時の位相θ０ｅにおける研削抵抗Ｆｎａ(θ０ｅ)と後退研削における目標切込量ｄ(θ)とを用いることで、確実に推定できる。なお、後退研削の開始時の位相θ１ｓにおける研削抵抗Ｆｎｂ(θ１ｓ)と、荒前進研削の終了時の位相θ０ｅにおける研削抵抗Ｆｎａ(θ０ｅ)とは、同一である。

さらに、後退研削における補正部１８２による補正は、荒前進研削と同様に、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)に基づいて行われる。従って、補正部１８２による補正処理は、後退研削と荒前進研削とにおいて同様の処理とすることができる。

ただし、後退研削において、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)による補正を行うと、過剰な補正を行うことになる。そこで、後退研削制御部としての基本研削制御部１８１が、位置指令値としての基本後退量ΔＸ_master(θ)に加えて、撓み量差Δε_a-b(θ)を考慮した位置制御を行う。このようにすることで、確実に、後退研削において、クランクピンＷａを高精度な真円度とすることができる。

＜第二実施形態＞
次に、第二実施形態について説明する。本実施形態は、上記実施形態に対して、後退研削における制御装置１８の処理が異なる。後退研削制御部としての基本研削制御部１８１の処理は、図２３に示すように行われる。

まず、荒前進研削の終了時の位相θ０ｅにおける研削抵抗Ｆｎａ(θ０ｅ)による撓み量εｎａ(θ０ｅ)を算出する（Ｓ４１）。この撓み量εｎａ(θ０ｅ)は、上記実施形態における図１５の符号２１９にて算出される。続いて、この撓み量εｎａ(θ０ｅ)と、図１６に示す目標切込量ｄ(θ)とに基づいて、後退研削における位置指令値としての基本後退量ΔＸ_master(θ)を算出する（Ｓ４２）。この基本後退量ΔＸ_master(θ)は、図２４に示すような挙動となる。そして、後退研削制御部としての基本研削制御部１８１は、この基本後退量ΔＸ_master(θ)に基づいて、駆動装置としての駆動モータ１４ａを駆動する。

補正部１８２は、後退研削において、図２５に示す処理を行う。図２５におけるＳ５１からＳ５３までと、Ｓ５５からＳ５８までは、図６のＳ１１からＳ１３までと、Ｓ１５からＳ１８までと同様の処理である。つまり、図２５におけるＳ５４が、図６のＳ１４と相違する。

荒前進研削が終了すると（Ｓ５３：Ｙ）、補正部１８２は、荒前進研削にて用いた第一の補正量Ｄ１(θ)および第二の補正量Ｄ２(θ)ではなく、第三の補正量Ｄ３(θ)および第二の補正量Ｄ２(θ)による補正を行う（Ｓ５４）。第三の補正量Ｄ３(θ)については、後退研削による押付力Ｆｂ(θ)に応じたクランクピンＷａの総撓み量εｂ(θ)から算出される補正量である。

上記実施形態において、第一の補正量Ｄ１(θ)は、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)（図１２に示す）に基づいて算出される。具体的には、第一の補正量Ｄ１(θ)は、荒前進研削における総撓み量εａ(θ)の位相θ毎の差をゼロとするように決定される。ここでは、図１３に示すように、第一の補正量Ｄ１(θ)は、図１２に示す総撓み量εａ(θ)を上下反転させた関係となる。

そして、本実施形態における第三の補正量Ｄ３(θ)は、後退研削における総撓み量εｂ(θ)を上下反転させた関係となるようにする。ここで、後退研削における総撓み量εｂ(θ)は、図１５の符号２１６にて算出され、図２０の太実線に示す挙動となる。そこで、図２６の太実線に示すように、第三の補正量Ｄ３(θ)は、図２０に示す総撓み量εｂ(θ)を上下反転させた関係となるようにする。

さらに、補正部１８２は、荒前進研削における補正に引き続き、後退研削における補正を行う。そこで、補正部１８２は、研削工程が切り替えられる瞬間の補正値を同一とする。つまり、切り替えられる位相θ１ｓ（＝θ０ｅ）において、図２６の細実線にて示す荒前進研削における第一の補正量Ｄ１(θ０ｅ)と、第三の補正量Ｄ３(θ１ｓ)とを一致させる。このようにすることで、研削工程が切り替えられることに伴って補正部１８２による補正処理が切り替わる際に、補正値が急激に変化することを防止できる。

以上のように、後退研削における補正部１８２による補正は、荒前進研削における補正部１８２による補正とは異なり、後退研削における総撓み量εｂ(θ)に基づいて行われる。このようにすることで、後退研削において、確実にクランクピンＷａを高精度な真円度にすることができる。この場合、後退研削制御部としての基本研削制御部１８１は、基本後退量ΔＸ_master(θ)に基づいて制御することになる。

１：研削盤、 １２：主軸、 １２ａ：駆動モータ、 １２ｂ：回転検出器、 １４：砥石台、 １４ａ：駆動モータ、 １５：砥石車、 １８：制御装置、 １８１：基本研削制御部（前進研削制御部、後退研削制御部）、 １８２：補正部、 ２１６：撓み量εｂ(θ)の推定手段、 ｄ(θ)：目標切込量、 Ｄ１(θ)：第一の補正量、 Ｄ３(θ)：第三の補正量、 Ｆｎａ(θ)：荒前進研削における研削抵抗、 Ｆｎｂ(θ)：後退研削における研削抵抗、 Ｐ：研削点、 Ｗ：クランクシャフト、 Ｗａ：クランクピン、 ΔＸ(θ)：後退量、 ΔＸ_master(θ)：基本後退量、 Δε_a-b(θ)：撓み量差、 εａ(θ)：前進研削における撓み量、 εｂ(θ)：後退研削における撓み量、 θ０ｅ：荒前進研削の終了時の位相、 θ１ｓ：後退研削の開始時の位相、 θ１ｅ：後退研削の終了時の位相

Claims (5)

1. 砥石車を被加工物に向かって相対的に前進させる前進研削を行い、前記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、
   前記被加工物の位相θに応じた前記後退研削における前記被加工物の撓み量εｂ(θ)を推定し、
   前記後退研削における撓み量εｂ(θ)に基づいて前記後退研削を行う、研削盤。
2. 前記後退研削における撓み量εｂ(θ)は、前記被加工物の位相θに応じた前記前進研削における前記被加工物の撓み量εａ(θ)と、前記前進研削の終了時の位相θ０ｅにおける研削抵抗Ｆｎａ(θ０ｅ)と、前記後退研削の開始から終了までの目標切込量ｄ(θ)とに基づいて推定される、請求項１の研削盤。
3. 前記研削盤は、
   前記前進研削の際に位置指令値に基づいて前記被加工物に対する前記砥石車の位置を制御する前進研削制御部と、
   前記後退研削の際に位置指令値としての基本後退量ΔＸ_master(θ)と、前記被加工物の位相θに応じた前記前進研削における前記被加工物の撓み量εａ(θ)と前記後退研削における撓み量εｂ(θ)との差Δε_a-b(θ)とに基づいて、前記被加工物に対する前記砥石車の位置を制御する後退研削制御部と、
   前記前進研削の際に前記前進研削における撓み量εａ(θ)に基づいて前記前進研削制御部による制御に対する補正を行うと共に、前記後退研削の際に前記前進研削における撓み量εａ(θ)に基づいて前記後退研削制御部による制御に対する補正を行う補正部と、
   を備える、請求項１または２の研削盤。
4. 前記研削盤は、
   前記前進研削の際に位置指令値に基づいて前記被加工物に対する前記砥石車の位置を制御する前進研削制御部と、
   前記後退研削の際に位置指令値としての基本後退量ΔＸ_master(θ)に基づいて前記被加工物に対する前記砥石車の位置を制御する後退研削制御部と、
   前記前進研削の際に前記被加工物の位相θに応じた前記前進研削における前記被加工物の撓み量εａ(θ)に基づいて前記前進研削制御部による制御に対する補正を行うと共に、前記後退研削の際に前記後退研削における撓み量εｂ(θ)に基づいて前記後退研削制御部による制御に対する補正を行う補正部と、
   を備える、請求項１または２の研削盤。
5. 砥石車を被加工物に向かって相対的に前進させる前進研削を行い、前記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、
   前記被加工物の位相θに応じた前記後退研削における前記被加工物の撓み量εｂ(θ)を推定し、
   前記後退研削における撓み量εｂ(θ)に基づいて前記後退研削を行う、研削方法。

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