JPH0622779B2 - 工作機械の熱変位補正方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ この発明は、工作機械の熱変位補正装置に関する。特
に、主軸の軸線方向の伸びを補正する機能を備えた工作
機械の熱変位補正装置に関する。

［従来技術］ 工作機械は、機体各部に発熱源を備えている。例えば、
主軸の軸受のころがり摩擦熱、切削部分からの発熱など
数多い。これらの発熱源は、機体各部に伝導し機体を変
形させる。この機体の変形は、加工精度に影響する。工
作機械の機体の熱変形の防止と、変形後の補正装置につ
いては種々の提案が過去されている。マシニングセンタ
の補正装置は、Ｘ、Ｙ軸線方向の補正装置が知られてい
る。また、Ｚ軸線方向の伸び、すなわち主軸々線方向の
伸びについての補正装置も提案されている。

特公昭６１−５９８６０号公報は、主軸の伸びの実験式
を作り、この実験式をプログラムメモリ内にストアし
て、工作機械の主軸頭、機体部分に設けたセンサにより
温度を検出し、この検出値により記憶されている実験式
で計算して変形量を補正するものである。

［発明が解決しようとする課題］ しかし、前記補正装置は、主軸の各要素がどのように変
形するか必ずしも明確でない。単に、近似的直線に変形
量をモデル化したにすぎない。このため、実際の変形量
との間に誤差が生じてしまう。正確に変形誤差を修正す
るには、どの要素が、どのように熱変形するか詳細に分
析し、この分析結果から判断しなければならない。この
発明は、これらの問題点に着目したものである。

この発明の目的は、主軸の軸線方向の熱変形を主軸を構
成する各要素に分解した実験式を作って、熱変形を正確
に予測して補正する工作機械の熱変位補正方法を提案す
るものである。

この発明の他の目的は、熱変形の計算値と実測値とがき
わめて近い工作機械の熱変位補正方法を提案するもので
ある。

［前記課題を解決するための手段および作用］ 工作機械の主軸軸線方向の熱変位を、 主軸のノーズ部分の熱変形であるノーズ熱変形、 前記主軸に装着される工具の主軸端部より突出したツー
ル部分の熱変形であるツール熱変形及び 工作機械の基体を構成するベース部分の熱変形であるベ
ース熱変形とに分別し、 前記ノーズ部分の温度、前記ベース部分の温度および室
温から前記熱変形を予測計算して前記主軸軸線方向の熱
変位を求め、この熱変位を補正する工作機械の熱変位補
正方法であって、 ノーズ熱変形はノーズ部の温度変化に対する即時応答等
要素とし、 ツール熱変形はノーズ部の温度変化と室温の変化に対す
る即時応答等要素とし、 ベース熱変形はベース部の温度変化に対する即時応答要
素と室温の変化に対する一時遅れ要素として前記主軸軸
線方向の熱変位を求め、 この熱変位を補正することを特徴とする工作機械の熱変
位補正方法である。

前記ベース熱変形をベース部の温度変化に対する一次遅
れ要素として予測計算するとき、前記室温の変化を直線
近似化して予測計算することを特徴とする工作機械の熱
変位補正方法である。

［この発明の原理］ 第１図に示すものは、マシニングセンタのコラム１、主
軸２、ツール３、工作物テーブル４を示したものであ
る。ここでいうノーズとは、主軸２がコラム１から突き
出している部分をいう。ツール３は、主軸２に取り付け
た切削工具などの工具部分をいう。工作物テーブル４
は、ベッド上に設けられ加工時に工作物を載置して機械
加工を行うものである。いずれも、これらの構造は、マ
シニングセンタとして公知の構造である。また、図示し
たものは、主軸が水平タイプの横型マシニングセンタの
例であるが、主軸が垂直タイプの縦型でも軸の名称が変
わるのみで同様である。

以下でいうノーズ熱変形とは、前記コラム１から突き出
た主軸２部分のＺ軸線方向の変形をいう。ツール熱変形
とは、主軸２から突き出たツール３部分のＺ軸線方向の
突出量をいう。ベース熱変形とは、主軸２のコラム２側
からテーブル４間のＺ軸線方向の変形をいう。以下、熱
変形ごとの実測値を示す。日立精機（株）製（ＨＦ−３
００）のマシニングセンタを使って、実験を行いデータ
をとった。第２図にその実験装置を示す。実験装置の仕
様は次のとおりである。

装置の主な仕様 イ）温度計 ※メーカ：宝工業（株）製 ※型 式：Ｅ６４１−２ ※入 力：素子互換式サーミスタセンサ５点（Ｔ１−Ｔ
５）測定範囲−９．１８〜＋７９．２℃（使用範囲０〜
＋４０．６４℃） ※出 力：Ｔ１−Ｔ５（各出力のＯＮ／ＯＦＦ可 ：ＯＦＦ点はデータＯ出力）シリアルデータ（バイナリ
１６ ビットパラレル：この内７ビットを使用） ストローブ（負論理） データ更新：約１秒／１回 オープンコレクタ ※分解能：０．０１℃（使用分解能０．３２℃） ロ）インテリジェント・モジュール ※メーカ：日立精機（株）製 ※入 力：汎用パラレル入力ポート８点（標準プルアッ
プ２４Ｖを１２Ｖに変更） ※出 力：標準 ＲＳ２３２Ｃ（ＭＡＸ９６００ ＢＰ
Ｓ） ※言 語：ＳＥＩＫＩ−５２ＢＡＳＩＣ ※その他：ＲＡＭ８５１Ｋバイト（電池バックアップ） ハ）非接触変位計（静電容量式） ※メーカ：岩崎通信機（株）製 ※型 式：メータ部ＳＴ−３５０１ プローブ２３１Ｄ ※測定範囲：１．０±０．５mm ※出 力：±５Ｖ／±０．５mm ※直線性：±１％ ニ）アンバー製マグネットスタンド ※メーカ：日立精機（株）製 ホ）データロガー ※メーカ：日本電気三栄（株）製 ※型 式：７Ｖ１３ ※入 力：直流±１０ ※出 力：データ更新約０．１秒／１点 ＧＰ−１Ｂ ※分解能：０．００１Ｖ（使用した分解能０．０１Ｖ） ヘ）パソコン ※メーカ：ＮＥＣ ※型 式：本体 ＰＣ−９８ＸＡ カラーディスプレイ
Ｎ５９２３（１１２０×７５０ドット） ※入 力：ＧＰ−ＩＢ、ＲＳ２３２Ｃ ※言 語：ＭＳ−ＤＯＳ Ｎ８８ ＢＡＳＩＣ （１）ノーズ熱変形 （ａ）室温一定 主軸回転数を変化させた時の、ノーズ温度とノーズ熱変
形の関係を第３図に示す。同図は、各回転数において連
続運転し、変化が飽和した時のノーズ温度とノーズ熱変
形を、コールドスタート（機械電源を落として機械が十
分安定した状態を基準とする）とホットスタート（油圧
電源投入後、機械が十分安定した状態を基準とする）比
較で示している同図から次の３点が明らかである。

イ）機械の変化が飽和した時点では、ノーズ温度とノー
ズ変形とは１次の関係にある。

ロ）ホットスタートでは、コールドスタートに対し、約
４．５℃ノーズ温度のレベルが高い。これは、主軸冷却
装置の能力に依存する現象と考える。マシニングセンタ
の主軸冷却装置を、機械とのマッチングの上で評価する
１手段となる。

ハ）主軸回転数は、基本的パラメータになっていない。

次に、一定回転数における回転開始から停止に至るまで
のノーズ温度とノーズ変形の関係を第４図に示す。同図
から次の事が言える。

ニ）１０分間隔の測定では、ノーズ温度の変化に伴うノ
ーズ変形に遅れは生じない。ノーズ温度とノーズ変形の
間には、上記飽和時と同じ関係がある。

ホ）ノーズ全長Ｌを１０５mmとすると、ノーズ変形の線
膨張係数αの値は１．０２×１０^-5［１℃］となり、ノ
ーズを構成している鋳鉄の線膨張係数にほぼ一致する。

すなわち、ノーズ温度とノーズ変形の関係は、次式で表
現される。

ΔＬ＝α×Ｌ×ΔＴ （１） （ΔＬ：ノーズ変形、α：線膨張係数、Ｌ：ノーズ全
長、ΔＴ：ノーズ温度変化） （ｂ）室温変化 室温変化のある時のノーズ温度とノーズ変形の関係を第
５図に示す。第５図では、ノーズ温度を変える条件とし
て、機械電源ＯＦＦの状態から油圧電源を投入してジャ
ケット部に冷却油を循環させ、また設置環境である室温
を図中にあるパターンに従って変化させた。室温変化時
においても、ノーズ温度とノーズ変形の間には、室温一
定時と同じ（１）式で表される線膨張の理論式が成立す
ると言える。

（２）ツール熱変形 （ａ）室温一定 主軸回転数を変化させた時の、ノーズ温度とツール変形
の関係を第６図に示す。第６図では、各回転数において
連続運転し、変化が飽和した時のノーズ温度とツール変
形の関係位置を○印で示している。また、図の原点から
各飽和位置を直線で結んである。これは、主軸回転数と
ノーズ温度とは直接的な関係が無いものの［（前記ハ）
参照）］、一定回転数におけるノーズ温度とツール変形
の関係はこの線上にあるからである（これについては、
第９図で詳細に説明する）。

さらに、ノーズ温度が８℃（任意）の位置から各線をよ
ぎって０rpmの線との交点Ｐに至る破線を、縦軸に平行
に記してある。第６図から、各回転数におけるツール変
形の空冷効果量を求めることができる。図中の破線がＰ
点から各回転数の線と交わる位置までの長さが、０rpm
の空冷効果に対するそれぞれの回転数の空冷効果量を意
味する。回転数とツール空冷効果の関係を第７図に示
す。第７図は、第６図のノーズ温度が８℃におけるツー
ル空冷効果を各回転数毎に示したものである。

回転数が４，０００rpm以上では空冷効果の値はほぼ同
じであるが、それ以下の回転数では、空冷効果の値は回
転数の影響を強く受けることがわかる。図中の実線は、
回転数と空冷効果の関係を直線で近似したものである。
第６図の０rpmのツール変形から第７図の空冷効果の値
を差し引いたものが、実際のツール変形となる。ノーズ
温度をパラメータとした、各回転数におけるツール変形
を第８図に示す。第８図は、ノーズ温度が定まれば、
４，０００rpm以上の領域では回転数に関わらず一定の
ツール変形量になることを示している。

これは、ツールの変形を予測するのに際して、この領域
では回転数を取り込む必要の無いことを意味する。ま
た、ノーズ温度と回転数とは密接な関係が無い［前記ノ
ーズ熱変形（ａ）室温一定ハ）参照］とはいえ、４，０
００rpm以下ではノーズ温度は６℃を越えない（第６図
参照）。これは、第８図における４，０００rpm以下の
大きなツール変形は、実際には生じないことを示す。ゆ
えに、回転数の全領域にわたって、ノーズ温度とツール
変形の関係を数μｍの誤差内で、第６図における４，０
００rpmの線で代表させることが可能である。

すなわち、ノーズ温度とツール変形の関係は次式で表現
される。

（ΔＬ：ツール変形、ΔＴ：ノーズ温度変化） 次に、一定回転数における回転開始（コールド）から停
止（コールド）に至るまでのノーズ温度とツール変形の
関係を第９図に示す。回転開始後、時間の経過に伴って
ノーズ温度は上昇しツール変形も進む。このノーズ温度
とツール変形を１０分ごとに測定した点は、図の原点か
らある傾斜を持たせて引いた直線上を移動する。変化が
ほぼ飽和した時点で回転を停止すると、約１時間後から
はこれも図の原点から異なる傾斜を持たせて引いた直線
上を点は移動して原点に戻る。同図から次のことが言え
る。

イ）１０分間隔の測定では、ノーズ温度の変化に伴うツ
ール変形に遅れは生じない。飽和時を含めて、ノーズ温
度とツール変形とは原点からある傾斜を持たせて引いた
直線で示される関係にある。

ロ）一定回転数におけるノーズ温度とツール変形の関係
が、回転を停止することによって０rpm時のバランス状
態に移行するのに約１時間を要する。

図中の点Ｐ１−Ｐ５は、１０，０００rpmの状態から０r
pmのバランス状態へ移行する過程を示すものである。こ
のＰ１−Ｐ５を、各ノーズ温度において０rpm線上の値
から１０，０００rpm線上の値を引いた数値に対する飽
和率で、経過時間ごとにプロットしたものが第１０図で
ある。

飽和率（ノーズ温度）＝［ツール伸び（Ｐ１−５）−１
０，０００rpm読み］／［０rpm読み−１，０００rpm読
み］ すなわち、第１０図は、テストに使用したツール（ツー
ル＋主軸端）の０rpmにおけるステップ入熱応答を意味
する。同図より、０rpmにおけるツール系の温度飽和時
定数は約１３minである。また、第９図とは逆に０rpm時
のバランス状態から回転時のバランス状態へ移行する過
程を調べることにより、回転時のステップ入熱応答を得
ることができる。しかし、第９図に見るように、１０，
０００rpmでは回転開始後１０minですでにツール変形は
１０，０００rpm線上にあるので、この時の変位飽和時
定数は数分後以下であることが予想できる。

ｂ）室温変化 室温が変化するとその影響でノーズ温度が変化する。変
化する過程のノーズ温度とツール変形との関係はすでに
明らかにした（第９図）。ここでは、室温の変化がツー
ル変形に直接に与える影響を考える。したがって、室温
変化に伴ってノーズ温度が変化することによる成分は除
いてある。第１１図は、主軸回転を停止した状態で室温
を変化させ、変形が飽和した時の室温とツール変形の関
係を示す。同図から次のことが言える。

イ）ツール変形が飽和した時点では、室温変化とツール
変形とは１次の関係にある。これは、ツール長をツール
長１１０mmとし、素材の線膨張係数αを１．０２×１０
^-5［／℃］として計算した値の約２倍である。

第９図のノーズ温度の場合と同様に、室温が変化する場
合もツール単体の変形だけでなく、主軸端の位置も大き
く変化することがうかがわれる。

次に、第１２図に室温変化時のツール変形の経時応答を
示す。同図からの次のことが言える。

ロ）室温変化に対し、０rpm時のツール変形は２０分程
度遅れて応答する。

第１２図における０rpm時の室温変化に対するツール変
形の遅れは、先の第１０図の結果にほぼ等しい。これ
は、両テストで基本的な境界条件に差がないことからも
予測され得る。これより回転時の室温変化に伴うツール
変形時定数は、数分以下であることが予想できる。すな
わち、室温変化とツール変形の関係は次式で表現され
る。

ΔＬ＝２．２×ΔＴ （３） （ΔＬ：ツール変形、ΔＴ：室温変化） （３）ベース熱変形 サーミスタ温度計のセンサをベース（ノーズ元部）に接
着剤で取り付けて温度を検出し、これをベース温度とし
た。同時に、別のサーミスタ温度計センサ部を粘土で包
み、応答を多少鈍くした形で室温を検出した。また、テ
ーブルから電気マイクロメータを用いて測ったベース変
位をベース変形とした。

（ａ）室温一定 主軸回転数を変化させた時の、ベース温度とベース変形
の関係を第１３図に示す。第１３図では、各回転数にお
いて連続運転し、変化が飽和した時のベース温度とベー
ス変形の関係位置を○印で示している。同図から次のこ
とが言える。

イ）変化が飽和した時点では、ベース温度とベース変形
とは１次の関係にある。

同じく、変化が飽和した時点では、ベース変形はノーズ
温度ともやや緩い１次の関係が認められた。しかし、ノ
ーズ温度からベース変形を予測すると、再現性を含め数
μｍの誤差が出る。テーブルとベース間の変位を検討す
るのに際して、構造の経路であると同時に熱経路でもあ
るその経路内に、代表温度の計測点を設定した方が良い
結果を得る。

次に、回転数を変えて行った時のベース温度とベース変
形の関係を第１３図に示す。同図から次のことが言え
る。

ロ）１０分間隔の測定では、ベース温度の変化に伴うベ
ース変形に遅れは生じない。

すなわち、ベース温度とベース変形の関係は次式で表現
される。

ΔＬ＝２．５×ΔＴ （４） （ΔＬ：ベース変形、ΔＴ：ベース温度変化） （ｂ）室温変化 室温が変化するとその影響でベース温度が変化する。こ
の変化する過程のベース温度とベース変形の関係はすで
に明らかにした（第１４図）。ここでは、室温の変化が
ベース変形に直接与える影響を考える。したがって、室
温変化に伴ってベース温度が変化することによる成分は
除いてある。第１５図は、主軸回転を停止した状態で室
温を変化させ、変形が飽和した時の室温変化とベース変
形の関係を示す。また、図中にはコラムをＺ軸方向に１
００mm移動した際のデータを含めている。同図から次の
ことが言える。

イ）ベース変形が飽和した時点では、室温変化とベース
変形とは１次の関係にある。しかし、室温が上昇すると
テーブルとベース間が広がる方向に変位し、これまでの
室温上昇に伴うノーズ熱変形およびツール変形を相殺す
る効果を持つ。

ロ）室温とベース変形との関係は、デーブルに対するコ
ラムのＺ方向位置、Ｚ軸ボールネジに与えるプリテンシ
ョンの量、スケールフィードバック機能の有無などに影
響される。

ハ）熱変位補正を行う代表的コラム位置の設定から１０
０mmコラムを移動させた位置では、室温変化１℃に付き
１μｍ程度の誤差が生じる。これは、ボールネジ１００
mmの熱膨張の理論値にほぼ一致する。

次に、室温変化などのベース変形の経時応答を第１７図
に示す。３時間で６℃室温上昇するパターンにしたがっ
て、１５分ごとに恒温設備のコントローラを操作した。
本来恒温設備用のコントローラを用いて各種室温変化の
パターンを設定することは難しい。しかし、第１７図で
与えたような室温変化のパターン（ランプ入力）は、不
満足ながら比較的容易に作ることができる。同図から次
のことが言える。

ニ）室温変化のランプ入力に対しベース変形は数時間の
遅れで応答し、室温変化の停止後から最終的にベース変
形が飽和するには長時間を要する。

ホ）ベース変形が飽和した時点では、室温変化とベース
変形の関係は先の第１５図に示した直線上にある。

今、ベース変形は、ハ）項で示したボールネジのように
室温変化に対し比較的時間遅れの無い熱要素と、ニ）項
で示した長時間経過して変形が飽和する１次遅れ要素の
合成であると仮定する。つまり、現実に機械を構成して
いる熱要素は多くあるが、２個の特徴的な熱要素でこれ
を代表されることになる。この２個の熱要素の室温変化
に対する応答を数式化することに依り、時々刻々の室温
からベース変位を推定することが可能になる。室温変化
である入力の形式は、 数式に含まれる係数を実験値と合わせる必要上、実験
的に設定が容易なものであること。

現実の室温変化のパターンを近似できるものであるこ
と。

の理由からランプ入力とした。すなわち、室温変化とベ
ース変形の関係は、次式で表現される。

ΔＬ＝αＫ×ｔ＋βＫ｛ｔ＋τ（１−ｅ^−ｔ／τ）｝
（５） （ΔＬ：ベース変形、α：Ｎｏ．１要素線膨張係数、
Ｋ：温度勾配、β：Ｎｏ．２要素線膨張係数、ｔ：経過
時間、τ：Ｎｏ．２要素時定数） （５）式に示した関係式は、その中に３個の未知数
（α、β、τ）を含んでいる。これらの未知数を決定す
る手順を以下に説明する。第１７図の点Ａは室温変化が
停止した時刻を示している。（５）式は室温変化をラン
プ入力とした時のベース変形を示しているので、これは
第１７図の点Ａ以下の時間における関係を示したものに
過ぎない。室温変化が停止した点Ａ以降のベース変形
は、即ち次式で表現される。

ΔＬ＝（α＋β）Ｋ・ｔ＋β・Ｋ・τ（１−
ｅ^−ｔ／τ）−（α＋β）Ｋ（ｔ−φ）−β・Ｋ・τ
（１−ｅ^{−（ｔ−φ／τ）}） （６） （ΔＬ：ベース変形、α：ＮＯ１要素線膨張係数、Ｂ：
ＮＯ２要素線膨張係数、Ｋ：温度勾配 ｔ：経過時間、
τ：ＮＯ２要素時定数、φ：点Ａまでの時間） （６）式の第１項及び第３項は、時々刻々の室温から直
ちに決定される変形成分であり、第２項及び第４項は室
温変化が時間遅れを伴って変形に影響を与える成分であ
る。この第２項及び第４項は、極めて長時間後には０と
なって無視できる成分でもある。すなわち、（６）式で
表現されるベース変形は、長時間後には次式になる。

ΔＬ＝（α＋β）Ｋ・φ ＝（α＋β）ΔＴ （７） （ΔＬ：ベース変形、α：ＮＯ１要素線膨張係数、β：
ＮＯ２要素線膨張係数、Ｋ：温度勾配、φ：点Ａ迄の時
間、ΔＴ：室温変化） （７）式におけるα＋βの値は、第１５図の直線の傾斜
から求めることができる。

α＋β＝−４．３［μｍ／℃］ また、第１７図のベース変形が室温のランプ入力と平行
的にシフトした量が時定数τの値になる。第１７図では
室温変化のランプ入力に対し、ベース変形が過渡状態の
時点で室温変化を停止しているため、正確なτの値を得
ていない。本来このτの値と先のα＋βの値を任意の時
点の（５）式の右辺に代入し、左辺にテストによる変位
実測値を代入することによって、一義的にα及びβの値
を決定する事が可能である。ここでは試行錯誤法により
τの値を決定した。

第１７図では、点Ａから縦軸に平行に引いた線がベース
変形の軌跡と交わる位置を点Ｐで示してある。この点Ｐ
において適当なτの値を設定し（５）式に代入する。
（５）式から仮のαとβの値を求め、これらα、β、及
び、τの値を（６）式に代入し、任意の時点の変位実測
値との一致度を見る。この様にして求めた室温変化のラ
ンプ入力とベース変位との相関は次式となる。

ΔＬ＝−４．３×Ｋ・ｔ＋１６×Ｋ（１−ｅ^-t/3.13）
ただし、ｔ≦φ ＋４．３×Ｋ（ｔ−φ）−１６×Ｋ（１−ｅ
^{−（ｔ−φ）３．１３}）ただし、φ≦ｔ （８） （ΔＬ：ベース変形、Ｋ：温度勾配、ｔ：経過時間、
φ：点Ａ迄の時間） 室温変化を第１７図の直線近似したもので代表させた時
の（８）式による計算値と変形実測との差を第１８図に
示す。

（４）総合熱変形 ノーズ温度、ベース温度、および、室温のデータからノ
ーズ熱変形、ツール熱変形、及び、ベース熱変形のそれ
ぞれを式（１）−（８）を用いて算出した。さらにこれ
ら熱変形の和を総合計算値とした。また、テーブルから
非接触変位計で測ったツール先端部の変位をツール先端
実測変位とした。

（ａ）室温一定 時々刻々の各部熱変形、および、その総合計算値を、ツ
ール先端実測変位と比較させて第１９図に示す。同図か
ら次の事が言える。

特定回転数においては、計算値は実測変位と数μｍの
誤差内にある。

（ｂ）室温変化 室温変化のある時、この変化を直線近似した結果を用い
て予測した熱変形の総合計算値をツール先端実測変位と
比較させて第２０図に示す。すなわち、 ４０−５０μｍの熱変形に対し、計算と実測値は約５
μｍの誤差を生じる。

（５）マシニングセンタの主軸伸び補正 以上のようなテストを通じて、機械温度と各部の熱変形
の関係を、それぞれの式を示す事によって明らかにし
た。温度から熱変形を予測しこれを補正する方式による
マシニングセンタの主軸伸び補正システムが以下に示す
シミュレーション機構である。

（６）シミュレーション機構 ノーズ熱変形、ツール熱変形、ベース熱変形についてえ
た機械温度と熱変形の関係式は、ここでは基本的に以下
の２種類の熱要素に対する応答式として分類するができ
る。

イ）即時応答要素 ※ノーズ熱変形（ノーズ温度依存分） ΔＬ＝１．０２×１０^-5×Ｌ×ΔＴ （９） （ΔＬ：ノーズ変形、Ｌ：ノーズ長、ΔＴ：ノーズ温度
変化） ※ツール熱変形（ノーズ温度依存分） ΔＬ＝５．５／８×ΔＴ （１０） （ΔＬ：ツール変形、ΔＴ：ノーズ温度変化） ※ツール熱変形（室温依存分） （１１） ΔＬ＝２．２×ΔＴ （ΔＬ：ツール変形、ΔＴ：室温変化） ※ベース熱変形（ベース温度依存分） ΔＬ＝２．５×ΔＴ （１２） （ΔＬ：ベース変形、ΔＴ：ベース温度変化） ロ）一次遅れ要素 ※ベース熱変形（室温依存分） ΔＬ＝−４．３×Ｋ・ｔ＋１６×Ｋ（１−ｅ^-t/3.13）
（１３） （ΔＬ：ベース変形、Ｋ：温度勾配、ｔ：経過時間） （７）室温変化の直線近似 即時応答要素については、簡単に式をプログラム化する
事ができる。しかし、一次遅れ要素に付いては、ソフト
上での若干の問題を解決しておく必要がある。（１３）
式はランプ入力に対する一次遅れ要素の応答を意味す
る。実際に同式でΔＬの値を決定するには、時間に対す
る温度変化の勾配Ｋの値、および温度変化が開始してか
らの経過時間ｔを知る必要がある。すなわち、時々刻々
の室温変化を過去の任意の時点からの傾斜で近似してラ
ンプ入力化（直線近似）する事が要求される。

（イ）モデル室温の直線近似 第２１図は、ＳＩＮカーブを室温変化に見立てて、これ
を直線近似した例である。直線近似には以下の手法を用
いた。

次回の予測温度＝今回の温度＋Ｋ×Δｔ ΔＴ＞（次回の実際温度−次回の予測温度）（Ｎ：カウ
ント数、Δｔ：測定インターヴァル ΔＴ：敷居値） この手法は、同一基準温度をもつ直線群を１ブロックと
して扱うことを意味する。次回の実際温度と次回の予測
温度の差が敷居値を越えると（例えば２回連続して）そ
のときの温度（次回の実際温度）を新たな基準温度とし
て採用し、また、カウント数をリセットする。室温を検
出する温度計の分解能と室温外乱を考慮して、センサ感
度をコントロールする（板金カバーに取り付ける、粘土
でコーティングする）とともに、敷居値を適当に選定す
ることによって、室温変化を自動的に数本の直線群で分
解近似することができる。第２２図は先の第１７図で示
した室温変化をこのソフトで自動直線近似した例であ
る。各直線群の区切りを縦軸に平行な線で示してある。

（ロ）式の積み重ね （１３）式で示したものは、室温変化の基準時が１個で
ある時の直線群に対する応答式であって、第２１図およ
び第２２図に示したように幾つかの直線群に室温が分割
される場合は、２個目以降の直線群に対する応答式を付
加する必要がある。ここでは通常の室温変化に対して最
大５個の直線群が作られるものとしたときの式の構成を
示す。

ΔＬ＝−４．３×Ｔ＋１６×Ｋ１｛１−ｅｘｐ（−ｔ／
３．１３）｝ −１６×Ｋ１［１−ｅｘｐ｛−（ｔ−φ１）／３．１
３｝］ ＋１６×Ｋ２［１−ｅｘｐ｛−（ｔ−φ１）／３．１
３｝］ −１６×Ｋ２［１−ｅｘｐ｛−（ｔ−φ１−φ２）／
３．１３｝］ ＋１６×Ｋ３［１−ｅｘｐ｛−（ｔ−φ１−φ２）／
３．１３｝］ −１６×Ｋ３［１−ｅｘｐ｛−（ｔ−φ１−φ２−φ
３）／３．１３｝］ ＋１６×Ｋ４［１−ｅｘｐ｛−（ｔ−φ１−φ２−φ
３）／３．１３｝］ −１６×Ｋ４［１−ｅｘｐ｛−（ｔ−φ１−φ２−φ３
−φ４）／３．１３｝］ ＋１６×Ｋ５［１−ｅｘｐ｛−（ｔ−φ１−φ２−φ３
−φ４）／３．１３｝］ （ΔＬ：ベース変形、Ｔ：温度ポテンシャル、ｔ：経過
時間、Ｋ１−５：各直線群の温度勾配、φ１−４：Ｋ１
−４の継続時間 ６個目の直線群が作られた際には、最初の直線群の温度
変化の影響が飽和したものとしてその影響を無視する。
すなわち、常に最新の５個の直線群の影響のみを積み重
ねていることになる。

熱変位制御装置 第２３図に示すものは、この発明の工作機械の熱変位補
正方法を実施するための制御回路の機能ブロック図であ
る。マシニングセンタ１０には、室温センサ１２、１
６、ノーズ温度センサ１３、ベース温度１５が取り付け
られている。これらのセンサは、どのタイプでも良いが
サーミスタ温度センサが望ましい。室温センサ１２は、
スプラッシュカバー内温度、室温センサ１６は機械設置
環境温度を検出する。

室温センサ１２、１６、ノーズ温度センサ１３、ベース
温度センサ１５の出力は、Ａ／Ｄ変換器１７に入力され
る。入力されたアナログ信号は、デジタル信号に変換さ
れる。Ａ／Ｄ変換器１７の出力は、演算器１８に入力さ
れる。演算器１８は、前記した理論にしたがって、Ｚ軸
方向の熱変位量を演算する。演算器１８の出力は、補正
条件設定器１９に出力される。補正条件設定器１９は、
工作物加工条件に応じた補正タイミングを設定する（一
定時間毎、ツール交換時）。補正条件設定器１９の出力
は、数値制御装置２０へ出力され機械Ｚ軸原点が補正さ
れる。

［発明の効果］ 以上詳記したようにこの発明は、主軸の軸線方向の伸び
を正確に補正することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は主軸の変位測定対象を示す図、第２図は実験装
置を示す図、第３、４、５図はノーズ温度とノーズ変形
の関係を示す図、第６図はノーズ温度とツール変形の関
係を示す図、第７図はツールの空冷効果を示す図、第８
図は主軸回転数とツール変形の関係を示す図、第９図は
ノーズ温度とツール変形の覆歴を示す図、第１０図は回
転停止後のツールの変化を示す図、第１１図は室温変化
とツール変形の関係を示す図、第１２図は室温変化時の
ツール変形を示す図、第１３、１４図はベース温度とベ
ース変形の関係を示す図、第１５図は室温変化とベース
変形の関係を示す図、第１６図はテーブルとコラムの位
置関係を示す図、第１７図は室温変化時のベース変形の
経時応答を示す図、第１８図は計算値と変形実測値との
差を示す図、第１９図は各熱変形の実測値および総合計
値を示す図、第２０図は室温変化のあるとき熱変形の総
合計算値とツール先端実測変位との関係を示す図、第２
１図はサインカーブを室温変化に見立てて直線近似した
例、第２２図は第１７図で示した室温変化を自動直線近
似した例を示す図、第２３図はこの発明の熱変位制御装
置の実施例を示す図である。 １……コラム、２……主軸、３……ツール、４……工作
物テーブル、１０……マシニングセンタ、１２、１６…
…室温センサ、１３……ノーズ温度センサ、１５……ベ
ース温度センサ、１７……Ａ／Ｄ変換器、１８……演算
器、１９……補正条件設定器、２０……数値制御装置

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】工作機械の主軸軸線方向の熱変位を、 主軸のノーズ部分の熱変形であるノーズ熱変形、 前記主軸に装着される工具の主軸端部より突出したツー
   ル部分の熱変形であるツール熱変形及び 工作機械の基体を構成するベース部分の熱変形であるベ
   ース熱変形とに分別し、 前記ノーズ部分の温度、前記ベース部分の温度および室
   温から前記熱変形を予測計算して前記主軸軸線方向の熱
   変位を求め、この熱変位を補正する工作機械の熱変位補
   正方法であって、 ノーズ熱変形はノーズ部の温度変化に対する即時応答等
   要素とし、 ツール熱変形はノーズ部の温度変化と室温の変化に対す
   る即時応答等要素とし、 ベース熱変形はベース部の温度変化に対する即時応答要
   素と室温の変化に対する一時遅れ要素として前記主軸軸
   線方向の熱変位を求め、 この熱変位を補正することを特徴とする工作機械の熱変
   位補正方法。
2. 【請求項２】請求項１において、 前記ベース熱変形をベース部の温度変化に対する一次遅
   れ要素として予測計算するとき、前記室温の変化を直線
   近似化して予測計算することを特徴とする工作機械の熱
   変位補正方法。