JP6955296B2 - 切削装置および接触位置特定プログラム - Google Patents
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Description
図5は、実験中の主軸回転軸に関する内部情報の時間変化を示す。回転制御部21は、時間t1で主軸の回転を開始する。回転速度は、120rpmである。
図6は、刃先の切り込み量の時間変化を示す。切り込み量は、図4に示す送り軸の内部情報から計算される。
図8は、トルク出力の検出値の変化を示す。トルク検出値は、切削装置が搭載する推定機能を利用して算出されている。トルク値はモータ電流値に比例し、切削装置は、主軸の駆動モータのモータ電流を取得して、トルク出力を算出する。
図7に示す主分力の波形と、図8に示すトルク値の波形は、ほぼ一致している。そこでトルク出力(モータ電流)を分析することで、ワークWと切削工具11との接触を検知できることが分かる。
図10は、トルク検出値を信号処理してノイズを除去したトルク変化を示す。ノイズ除去することで、トルク検出値の時系列データの信頼性を高めることができる。
以下、制御部20が、信号処理したトルク検出値の時系列データから、切削工具11とワークWの接触を判断する手法を示す。なお制御部20は、信号処理前のトルク検出値の時系列データを用いて接触を判断することも可能である。実施形態の位置関係導出部23は、回転機構8および/または送り機構7に含まれる駆動モータに関する検出値の時系列データから、接触位置を特定する機能をもつ。
M1=0.1045
σ1=0.0043
と算出される。
図10において、ラインL1は、接触前のトルク平均値M1を、ラインL2は、平均値M1+2σ1を、ラインL3は、M1−2σ1を示す。
と算出される。X軸は時間、Y軸はトルク出力である。なお回帰式は、2次以上の近似曲線で表現されてもよい。図10において、ラインL4は1次近似直線である回帰式を、ラインL2、L3は回帰式をY軸方向にそれぞれ2σ2、−2σ2だけずらしたラインを示す。
なお信頼区間を95%(2σ)として最大誤差を推定すると、△マークのポイントは、ラインL3とラインL5の交点、□マークのポイントは、ラインL2とラインL4の交点である。したがって、
図11は、切削工具と被削材回転中心との相対的な位置関係を定める手法を説明するための図である。以下では、被削材6の回転軸中心A(x,y)を算出する手法を説明する。この例で被削材6は、一度旋削加工された状態にある。なお被削材6は、鋭利な工具切れ刃の欠損防止の観点から主軸2aにより回転されていることが好ましいが、回転されていなくてもよい。
なお、被削材6の回転半径は、以下のように求められる。
実施例2で位置関係導出部23は、切削工具11と被削材6を取り付ける部品に設けられた基準面との接触を検知して、部品基準面に対する切削工具11の相対的な位置を特定してもよい。部品の例としては、たとえば被削材6を支持する主軸2aであってよく、切削工具11を主軸2aの端面や周面に設けられた基準面に接触させることで、位置関係導出部23は、切削工具11と主軸2aとの接触位置を特定し、これによって切削工具11と、被削材6の取付面や回転中心などとの相対的な位置関係を導出してもよい。
ここで位置関係導出部23は、基準面1に対して工具刃先の接触検知を行うことで、ワークWの長さ方向(図の左右方向)の工具刃先原点(ワークWの取付面すなわちワークWの左端の面に対する工具刃先の相対位置)を正確に知ることができる。これによりワークWの端面(図の右端の面)を加工する際に、ワークWの長さ(左右方向の長さ)を正確に仕上げることができる。
また位置関係導出部23は、基準面2に対して、実施例1と同様にY軸位置が異なる3点(直径が既知であれば2点でよい)で工具刃先の接触検知を行うことで、ワークWの半径方向の工具刃先原点(ワークWの回転中心に対する工具刃先の相対位置)を正確に知ることができる。これによりワークWの円筒面を加工する際に、ワークWの直径を正確に仕上げることができる。
つまり、記号yの上にキャレット(ハット)を付したものと、同じ記号yの横にキャレットを付したものとは、同一の変数を示す。実施例でキャレット付きの記号は、求めるべき変数であることを意味する。なおキャレットを上に付した記号は数式中で使用され、キャレットを横に付した記号は文章中で使用される。また異なる実施例の図面で重複して用いられている記号は、それぞれの実施例の理解のために利用されることに留意されたい。
実施例1で、制御部20は、旋削加工後の、換言すると前加工された被削材6上の3点の座標値をもとに、切削工具11と被削材6の回転中心との相対的な位置関係を特定している。実施例3では、制御部20は、刃先の原点設定用に高精度に加工された既知形状をもつ物体を利用して、切削工具11と既知形状をもつ物体との相対的な位置関係を定めて、切削工具11の刃先に関する情報を特定する。以下、切削工具11の刃先に関する情報を特定するために用いる物体を「基準ブロック」と呼ぶ。制御部20は、基準ブロックに切削工具11の刃先を接触させることで刃先位置を同定するため、その前提として、少なくとも接触しにいく基準ブロックの形状を把握している。
図15は、刃先11aと基準ブロック40の既知形状部分とが1点で接触した様子を示す。上記したように刃先11aは一定の曲率を有し、ノーズ半径R^の円弧面をもつ。なおノーズ半径R^は未知である。一方で基準ブロック40は、形状が既知である部分で刃先11aと接触する。実施例3で形状が既知であるとは、位置関係導出部23が、刃先11aが接触する可能性のある箇所の形状を認識していることを意味する。
実施例4でも、制御部20は、刃先の原点設定用に高精度に加工された既知形状をもつ物体(基準ブロック40)を利用して、切削工具11と基準ブロック40との相対的な位置関係を定めて、切削工具11の取付位置に関する情報を特定する。
図20は、刃先11aと基準ブロック40の既知形状部分とが1点で接触した様子を示す。刃先11aは一定の曲率を有し、ノーズ半径R^の円弧面をもつ。ノーズ半径R^は未知である。基準ブロック40は、形状が既知である部分で刃先11aと接触する。なお形状が既知であるとは、位置関係導出部23が、刃先11aが接触する可能性のある箇所の形状を認識していることを意味する。
図22は、基準ブロック40の既知形状の部分を、切削工具11の刃先11aに接触させた状態を示す。位置関係導出部23は、このときのz座標値を取得することで、刃先の先端点を特定する。
切削工具11に取付誤差がある場合、切削加工後の被削材6は、本来予定していた形状と異なる形状をもつことになる。そのため実施例5では、実際に旋削加工した被削材6の加工面と、理想的に旋削加工された場合の被削材6の加工面(つまり設計上の加工面)との差分を利用して、工具中心の取付誤差(Δx^,Δy^、Δz^)を特定する。工具中心の取付誤差を特定できれば、特定した取付誤差を補正した切削工具11の送り経路を算出できる。実施例5において移動制御部22は、切削加工後の被削材6に対し、切削加工の際には利用しなかった移動方向の送り機構7による送り機能を利用して切削工具11を相対移動させて、切削工具11が少なくとも2つの位置で接触したときの座標値をもとに、工具刃先の取付誤差を特定する。
図23(b)は、ZX平面における取付誤差(Δx^,Δz^)を示す。C2は、理想的な工具中心位置を、C1は、誤差を含んだ工具中心位置を示す。図23(c)は、XY平面における取付誤差(Δx^,Δy^)を示す。
図中、□は円筒面上の点を表現しており、
点1:(Rw+Δx^,Δy^)
点2:(Rw+Δx^−Δx1,−ΔY+Δy^)
点3:(Rw+Δx^−Δx2,−2ΔY+Δy^)
となる。Δx1、Δx2は、移動制御部22により検出される値である。
実施例6では、刃先11aの形状崩れを測定する手法を説明する。
実施例3でも説明したように、刃先11aには、凹凸が存在していることがある。そこで以下では、刃先の形状が転写される前加工面の凸凹を測定して、加工面の凸凹から、工具刃先の形状誤差を特定する手法を示す。実施例6では、刃先の形状くずれ以外の形状誤差要因による形状誤差を推定し得る場合に、切削加工の際には利用しなかった移動方向の送り機構7による送り運動が正確であるものとして前加工面の形状を1つの刃先点を利用して測定するため、推定した前加工面上の各点の位置と、検出される位置との差分によって、工具刃先の形状誤差が特定される。 実施例6において移動制御部22は、切削加工後の被削材6に対し、切削加工の際には利用しなかった移動方向の送り機構7による送り機能を利用して切削工具11を相対移動させて、切削工具11が少なくとも2つの位置で接触したときの座標値をもとに、工具刃先の取付誤差を特定する。
実施例5では、切削工具11に取付誤差がある場合に、工具中心の取付誤差(Δx^,Δy^、Δz^)を導出する手法を説明した。実施例7では、切削工具11に取付誤差があるだけでなく、工具の送り方向にも誤差がある場合に、これら誤差を導出する手法を説明する。
図27は、切削工具11をX軸方向およびZ軸方向に動かして球面を前加工したときの様子を示す。この旋削加工では、C軸に対してX軸が直交するべきところ、直交性が崩れていることで、球面に加工誤差が生じている。NC工作機械では、X軸を基準として、球面を加工するためのラインL2となる送り経路を計算していたところ、工具制御用のX軸と被削材6の回転軸となるC軸との直交性が崩れているために、移動制御部22は、実線矢印で送り経路として示す経路で、刃先11aを移動させている。
なお、この手法は、球面以外の面(平面や非球面を含む)に対しても適用可能である。
このように実施例8では、C軸に対するX軸の直交度を推定することで、位置関係導出部23は、被削材6に対する切削工具11の相対移動方向のずれ量を特定できる。
実施例5では、円筒面に刃先11aを接触させたときの座標値を利用して、工具中心の取付誤差(Δx^,Δy^、Δz^)を推定した。実施例9では、前加工された球面に刃先11aを接触させたときの座標値を利用して、工具中心の取付誤差(Δx^,Δy^、Δz^)を推定する手法を説明する。前加工された球面は、たとえば図23に示す被削材6から円筒面を除外したものであってよい。移動制御部22は、送り機構7によるX軸並進方向の送り機能、Z軸並進方向の送り機能およびC軸回転方向の送り機能を利用して、切削工具11により被削材6を前加工する。
P1:(X1−Rcosθ1,0,Z1−Rsinθ1)
となる。
図29は、XY平面に対する工作物中心Ocと接触点を結ぶ線分の角度を示す。ここでP2との線分の角度をθ2、P3との線分の角度をθ3とする。
したがって、P2に接触するための工具中心座標(C2)、P3に接触するための工具中心座標(C3)は、以下のように計算される。
C2:(X2+Rcosθ2,−ΔY,Z1−Rsinθ1+Rsinθ2)
C3:(X3+Rcosθ3,−2ΔY,Z1−Rsinθ1+Rsinθ3)
検出C3:(X3+Δx3+Rcosθ3,−2ΔY,Z1−Rsinθ1+Rsinθ3)
Δx2、Δx3は、検出値である。
検出P2:(X2+Δx2,−ΔY,Z1−Rsinθ1)
検出P3:(X3+Δx3,−2ΔY,Z1−Rsinθ1)
なおz位置の誤差に関して言えば、工具ノーズ半径が加工面半径に対して一般に小さいこと、仮に取付誤差があっても加工点の軌跡形状(XZ面に平行な平面上にある)は取付誤差分平行移動しているだけでY方向に見た曲率は正しい(XY断面をZ方向に見た曲率が誤差を持つ)ことから、x位置に比べてz位置のずれは小さい。したがってz位置のずれは無視できる。
図30(b)は、仮想円の中心座標を原点に戻した座標系を示す。このとき工具取付誤差(Δx^,Δy^)が、下式によって推定される。
(Δx^,Δy^)=(−Δx’,−Δy’)
C2:(X2−Δx^+Rcosθ2,−ΔY,Z1−Rsinθ1+Rsinθ2)
C3:(X3−Δx^+Rcosθ3,−2ΔY,Z1−Rsinθ1+Rsinθ3)
が導き出される。
このように実施例9では、前加工された球面と、目標とする設計加工面との差分を繰り返し計算により収束させることで、工具中心の取付誤差(Δx^,Δy^、Δz^)を特定する。
実施例5〜9では、切削工具11をB軸回転させない旋削加工について説明したが、実施例10では、切削工具11をB軸回転させて、刃先11aの一点のみを使用する加工について説明する。
図31(a)は、加工時に刃先11aの一点が切削に利用される様子を示す。このような加工では、B軸中心OBに対する相対的な工具中心Cの取付位置に誤差があると加工誤差を生じる。
図31(b)は、B軸中心OBと工具中心Cとの間の距離L^と、初期の取付角度θ^を求めるための説明図である。図示されるように移動制御部22は、所定のy座標、z座標で、取付角度を+ΔB、−ΔBだけ変更して、刃先11aの接触点におけるx座標の増分Δx1、Δx2を検出し、これらを用いて次式のように計算を行う。
実施例11では、走査線加工による前加工面を利用して、まずC軸回転中心の誤差を同定する。実施例11においても、前加工面に対して刃先11aを複数点で接触させて、理想プロファイルとの差分を導出することで、工具中心から見た相対的なC軸回転中心位置の誤差を同定する。
図33(a)は、加工時の刃先11aの様子を示す。図33(a)で、点線は加工時の工具中心の切削運動プロファイルを、実線は前加工面プロファイルを表現する。理想的な工具中心の切削運動プロファイルおよび前加工面プロファイルは、既知である。
図33(b)は、C軸(ここでは工具側にC軸が取り付けられている)を加工時の姿勢から90度回転した後、前加工面に対して複数の点で刃先11aを接触させている様子を示す。図33(b)で、実線は接触点をつないだ接触面プロファイルを表現する。
図34(a)は、加工時の刃先11aの様子を示す。図34(a)で、点線は加工時の工具中心の切削運動プロファイルを、実線は前加工面プロファイルを表現する。理想的な工具中心の切削運動プロファイルおよび前加工面プロファイルは、既知である。
図34(b)は、C軸を加工時の姿勢から90度回転した後、前加工面に対して複数の点で刃先11aを接触させている様子を示す。図34(b)で、実線は接触点をつないだ接触面プロファイルを表現する。
図35は、刃先形状誤差を測定する手法を示す。移動制御部22が、C軸を加工時の姿勢から90度回転させて、前加工面上で刃先11aを、同じ刃先位置が接触するように曲線に沿って複数点で接触させる。図35は、破線が示す尾根に沿って刃先のZ方向最下点で前加工面に接触する様子を表現している。位置関係導出部23は、各接触点における計算上の接触位置と検出された接触位置のずれ量から、実施例6と同様にして、刃先形状の崩れを測定する。
実施例12では、等高線加工による前加工面を利用して、C軸回転中心の誤差を同定する。この場合、位置関係導出部23は、実施例9で説明したようにC軸とZ軸の位置を変えずに、XY位置を変えて接触した2点以上の座標値を利用することで、C軸回転中心と刃先11aのxy相対位置を同定できる。
実施例13では、直線切れ刃を転写した加工面を利用して、工具の取付角度とB軸回転中心位置を同定する手法を説明する。
図36は、直線切れ刃である刃先11aが加工している様子を示す。以下、工具の取付角度によって決まる既加工面の微細溝の主な傾斜面の傾きφ^、B軸回転中心と刃先先端との距離であるL^、Z軸に対する傾きとなるβ^を同定する手法を説明する。傾きφ^は、−X軸から反時計回りを正とした角度であり、傾きβ^は、−Z軸からの角度とする。
図37は、同定手法を説明するための図である。移動制御部22は、任意の角度θ1で、刃先11aを前加工面とP1で接触させ、P1のz位置であるz1を検出する。移動制御部22は、同じ姿勢のまま、刃先11aを前加工面とDXずらしたP2で接触させ、P2のz位置であるz2を検出する。
これにより、dz=z2−z1とすると、
φ^=atan(dz/|DX|)
と算出される。この傾き角度が目的形状の傾き角度とずれている場合には、その差分をB軸で補正することでより正確な傾斜面を持つ微細溝加工を最終仕上げで行うことができる。
図39(a)は、B軸をθ1回転させた状態で、傾きφに垂直な方向(Z’軸に平行)に刃先11aを動かして前加工面に接触させた状態を示す。図39(b)は、B軸をθ2回転させた状態で、傾きφに垂直な方向(Z’軸に平行)に刃先11aを動かして前加工面に接触させた状態を示す。θ1、θ2は、反時計回りの角度を正とする。このとき、z値として、それぞれz’1とz’2とが検出される。
実施例14では、ボールエンドミルの切れ刃の形状誤差を特定する手法を説明する。
図40は、被削材6の前加工面に接触させたボールエンドミルの2つの異なる姿勢A、Bを示す。2つの姿勢A、Bでは、ボール部の中心から見て異なる角度位置の刃先が前加工面に接触する。姿勢Aは、たとえば前加工面を形成時の姿勢であってもよい。実施例14では、切れ刃半径Rの崩れ以外の値は既知であることを前提とする。
ボール形状の崩れ量ΔRer^=移動のずれ量Δxer
以上により、2つの異なる姿勢でボールエンドミルを前加工面に接触させることで、切れ刃の崩れ形状(形状誤差)を測定できる。
実施例15では、ボールエンドミルの主軸取付誤差(工具振れ量ΔR^)を特定する手法を説明する。
図41は、ボールエンドミルと主軸の芯ずれ量を特定する手法を説明するための図である。図41において、実線で示すボールエンドミルは芯ずれがない場合の輪郭形状を、点線で示すボールエンドミルは芯ずれが生じている場合の輪郭形状を示す。図示されるように、ボールエンドミルが芯ずれしている場合、軸ブレすることで理想値よりも大きな外周で切削が行われる。実施例15では、工具振れ量ΔR^以外の値は既知であることを前提とする。移動制御部22は、2つの姿勢A、Bでボールエンドミルを前加工面に接触させる。
実施例16では、B軸中心OBの誤差を特定する手法を説明する。
図42は、B軸中心のずれ量を特定する手法を説明するための図である。実施例16では、ボール部の中心からB軸中心OBまでの距離L^、任意の姿勢における角度θ^が未知であり、それ以外の値は既知である。移動制御部22は、任意の姿勢の角度θ^でボールエンドミルを前加工面に接触させた後、既知のΔθで前後に2回変化させて、接触させる。実施例16では、移動制御部22が角度(θ^+Δθ)、角度(θ^−Δθ)で接触させ、位置関係導出部23がそのときのX軸方向の移動量Δx1、Δx2を測定した。このとき、以下の式でL^、θ^が求められる。
実施例17では、X軸とZ軸の直交度に関する指標θxz^を特定する。指標θxz^は、X軸とZ軸の間の直角からのずれ量である。
図43は、X軸とZ軸の間の直角からのずれ量を特定する手法を説明するための図である。ボール部の中心からB軸中心OBまでの距離L、姿勢Aにおける角度θ、姿勢Bにおける角度(θ+Δθ)、姿勢Aから姿勢Bに遷移するときのB軸中心OBの理想的な移動量ΔXr(X軸がZ軸に直交している場合の移動量)、ボール部の切れ刃半径Rは既知である。姿勢Aから姿勢Bに遷移するときに、切れ刃が前加工面に接触するまでの実際の移動量Δx1から、X軸とZ軸の直交度に関する指標θxz^が、以下のように求まる。
実施例18では、走査線加工による前加工面を利用して、まずC軸回転中心の誤差を同定する。実施例18においても、前加工面に対して切削工具11の切れ刃を複数点で接触させて、理想プロファイルとの差分を導出することで、工具中心から見た相対的なC軸回転中心位置の誤差を同定する。
図45(a)は、加工時の切れ刃の様子を示す。図45(a)で、点線は加工時のボール部中心の切削運動プロファイルを、実線は前加工面プロファイルを表現する。理想的なボール部中心の切削運動プロファイルおよび前加工面プロファイルは、既知である。
図45(b)は、ワークをC軸まわりに90度回転した後、前加工面に対して複数の点で刃先を接触させている様子を示す。図45(b)で、実線は接触点をつないだ接触面プロファイルを表現する。
図46(a)は、加工時の切れ刃の様子を示す。図46(a)で、点線は加工時のボール部中心の切削運動プロファイルを、実線は前加工面プロファイルを表現する。理想的なボール部中心の切削運動プロファイルおよび前加工面プロファイルは、既知である。
図46(b)は、ワークをC軸まわりに90度回転した後、前加工面に対して複数の点で刃先を接触させている様子を示す。図46(b)で、実線は接触点をつないだ接触面プロファイルを表現する。
図47は、刃先形状誤差を測定する手法を示す。移動制御部22が、ワークをC軸まわりに90度回転させて、前加工面上で刃先を、同じ刃先位置が接触するように曲線に沿って複数点で接触させる。図47は、破線が示す尾根に沿って刃先のZ方向最下点で前加工面に接触する様子を表現している。位置関係導出部23は、各接触点における計算上の接触位置と検出された接触位置のずれ量から、実施例6と同様にして、刃先形状の崩れを測定する。
Claims (6)
- 切削工具または被削材が取り付けられた主軸を回転させる回転機構と、
前記被削材に対して前記切削工具を相対的に移動させる送り機構と、
前記回転機構および/または前記送り機構に含まれる駆動モータに関する検出値の時系列データから、前記切削工具と前記被削材との接触位置を特定する制御部と、を備え、
前記制御部は、接触前であることが確実な時間帯に取得された検出値の第1時系列データの平均値を用いて、前記切削工具と前記被削材とが接触している状態を特定するための閾値を設定して、前記閾値を超えた検出値を含む第2時系列データを特定し、
前記制御部は、第1時系列データの平均値と、第2時系列データを回帰分析して求めた回帰式をもとに、前記接触位置を特定する、
ことを特徴とする切削装置。 - 前記制御部は、前記被削材に対して前記切削工具を相対的に移動させる前に取得された検出値の第1時系列データの平均値を用いて、前記閾値を設定する、
ことを特徴とする請求項1に記載の切削装置。 - 前記制御部は、第1時系列データの標準偏差を用いて、前記閾値を設定する、
ことを特徴とする請求項1または2に記載の切削装置。 - 前記制御部は、回帰式の値が第1時系列データの平均値となるタイミングを導出して、前記接触位置を特定する、
ことを特徴とする請求項1から3のいずれかに記載の切削装置。 - コンピュータに、
切削工具または被削材が取り付けられた主軸を回転させる回転機構および/または前記被削材に対して前記切削工具を相対的に移動させる送り機構に含まれる駆動モータに関する検出値の時系列データから、接触前であることが確実な時間帯に取得された検出値の第1時系列データを特定する機能と、
第1時系列データの平均値を用いて、前記切削工具と前記被削材とが接触している状態を特定するための閾値を設定する機能と、
前記閾値を超えた検出値を含む第2時系列データを特定する機能と、
第1時系列データの平均値と、第2時系列データを回帰分析して求めた回帰式をもとに、前記切削工具と前記被削材との接触位置を特定する機能と、
を実現させるためのプログラム。 - 前記閾値を設定する機能は、第1時系列データの標準偏差を用いて前記閾値を設定する機能を含む、
請求項5に記載のプログラム。
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