(57)【要約】      （修正有）【課題】さらに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。【解決手段】クーラント動圧Ｆｐおよび研削能率Ｚの少なくとも一つが、被加工物の位相θに応じて異なることにより、研削の際に偏心円筒部が砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果研削の際に偏心円筒部の撓み量ε(θ)が位相θに応じて異なる。このとき、研削盤は、被加工物の形状および研削条件に基づいて、研削の際の偏心円筒部の撓み量ε(θ)を取得し、撓み量ε(θ)に基づいて砥石車と偏心円筒部との相対的な指令位置に対する第一の補正量Ｄ１(θ)を算出し、第一の補正量Ｄ１(θ)に基づいて砥石車と偏心円筒部との相対的な指令位置を補正する。【選択図】図５
2014161954.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
砥石車を被加工物へ相対的に前進させて研削を行う研削盤であって、
前記被加工物は、回転中心から偏心した位置を中心とする偏心円筒部を有し、前記砥石車による研削部位は、前記偏心円筒部であり、
クーラント動圧Ｆｐおよび研削能率Ｚの少なくとも一つが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、研削の際に前記偏心円筒部が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果研削の際に前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)が位相θに応じて異なる場合に、
前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、研削の際の前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)を取得する手段と、
前記撓み量ε(θ)に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置に対する第一の補正量Ｄ１(θ)を算出する手段と、
前記第一の補正量Ｄ１(θ)に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置を補正する手段と、
を備える研削盤。
【請求項２】
前記撓み量ε(θ)を取得する手段は、
前記被加工物の形状および前記研削条件に基づいて、研削点速度ｖと切込量ｄを乗算することにより理論的な研削能率Ｚlogical(θ)を算出する手段と、
研削の際に実際の研削能率Ｚrealを取得する手段と、
研削の際に前記偏心円筒部が前記砥石車から受ける切込方向の実際の押付力Ｆrealを取得する手段と、
取得した前記実際の研削能率Ｚrealと前記実際の押付力Ｆrealとに基づいて、前記実際の研削能率Ｚrealと前記実際の押付力Ｆrealの関係を示す切れ味係数αを算出する手段と、
前記理論的な研削能率Ｚlogical(θ)および前記切れ味係数αに基づいて、研削抵抗Ｆｎ(θ)を算出する手段と、
スパークアウト時における前記実際の押付力Ｆreal(θ)をクーラント動圧Ｆｐ(θ)として取得する手段と、
前記研削抵抗Ｆｎ(θ)と前記クーラント動圧Ｆｐ(θ)の和である押付力算出値Ｆ(θ)を算出する手段と、
前記被加工物の剛性Ｋを取得する手段と、
前記押付力算出値Ｆ(θ)を剛性Ｋにて除算することにより、前記被加工物の位相θにおける撓み量ε(θ)を算出する手段と、
を備える、請求項１の研削盤。
【請求項３】
さらに、前記被加工物の剛性Ｋが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、研削の際に前記偏心円筒部が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果研削の際に前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)が位相θに応じて異なる場合に、
前記剛性を取得する手段は、前記被加工物の剛性Ｋ(θ)を取得し、
前記撓み量ε(θ)を算出する手段は、前記押付力算出値Ｆ(θ)を剛性Ｋ(θ)にて除算することにより、前記被加工物の位相θにおける撓み量ε(θ)を算出する、
請求項２の研削盤。
【請求項４】
荒研削の後に仕上研削を行う場合に、
前記補正する手段は、前記荒研削にて前記第一の補正量Ｄ１(θ)に基づいて補正し、前記仕上研削においては前記第一の補正量Ｄ１(θ)に基づく補正を行わない、請求項１〜３の何れか一項の研削盤。
【請求項５】
前記研削盤は、
研削後の前記偏心円筒部の真円度を計測する手段と、
前記真円度に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置に対する第二の補正量Ｄ２(θ)を算出する手段と、
を備え、
前記補正する手段は、前記荒研削にて前記第一の補正量Ｄ１(θ)に加えて前記第二の補正量Ｄ２(θ)に基づいて補正し、前記仕上研削にて前記第二の補正量Ｄ２(θ)に基づいて補正する、
請求項４の研削盤。
【請求項６】
砥石車を被加工物へ相対的に前進させて研削を行う研削方法であって、
クーラント動圧Ｆｐおよび研削能率Ｚの少なくとも一つが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、研削の際に前記偏心円筒部が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果研削の際に前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)が位相θに応じて異なる場合に、
前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、研削の際の前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)を取得する工程と、
前記撓み量ε(θ)に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置に対する第一の補正量Ｄ１(θ)を算出する工程と、
前記第一の補正量Ｄ１(θ)に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置を補正する工程と、
を備える研削方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、研削盤および研削方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
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、真円度誤差により補正量を作成し、補正して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、補正して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。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２０００−２１８４７９号公報
【特許文献２】特開２０００−１０７９０２号公報
【特許文献３】特開平１１−９０８００号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかし、回転位相に応じてクランクピンの剛性による撓み量を考慮したとしても、まだ真円度の高精度化の余地がある。
【０００５】
本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであり、さらに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。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明者は、回転位相に応じてクランクピンの撓み量が異なる原因について鋭意研究し、クランクピンの剛性の他に、クーラント動圧および研削能率が回転位相に応じて異なることを見出したことにより、真円度を高精度化することができる本発明を想到するに至った。
【０００７】
（請求項１）本手段に係る研削盤は、砥石車を被加工物へ相対的に前進させて研削を行う研削盤であって、前記被加工物は、回転中心から偏心した位置を中心とする偏心円筒部を有し、前記砥石車による研削部位は、前記偏心円筒部であり、クーラント動圧Ｆｐおよび研削能率Ｚの少なくとも一つが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、研削の際に前記偏心円筒部が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果研削の際に前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)が位相θに応じて異なる場合に、前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、研削の際の前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)を取得する手段と、前記撓み量ε(θ)に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置に対する第一の補正量Ｄ１(θ)を算出する手段と、前記第一の補正量Ｄ１(θ)に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置を補正する手段とを備える。
【０００８】
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）また、前記撓み量ε(θ)を取得する手段は、前記被加工物の形状および前記研削条件に基づいて、研削点速度ｖと切込量ｄを乗算することにより理論的な研削能率Ｚlogical(θ)を算出する手段と、研削の際に実際の研削能率Ｚrealを取得する手段と、研削の際に前記偏心円筒部が前記砥石車から受ける切込方向の実際の押付力Ｆrealを取得する手段と、取得した前記実際の研削能率Ｚrealと前記実際の押付力Ｆrealとに基づいて、前記実際の研削能率Ｚrealと前記実際の押付力Ｆrealの関係を示す切れ味係数αを算出する手段と、前記理論的な研削能率Ｚlogical(θ)および前記切れ味係数αに基づいて、研削抵抗Ｆｎ(θ)を算出する手段と、スパークアウト時における前記実際の押付力Ｆreal(θ)をクーラント動圧Ｆｐ(θ)として取得する手段と、前記研削抵抗Ｆｎ(θ)と前記クーラント動圧Ｆｐ(θ)の和である押付力算出値Ｆ(θ)を算出する手段と、前記被加工物の剛性Ｋを取得する手段と、前記押付力算出値Ｆ(θ)を剛性Ｋにて除算することにより、前記被加工物の位相θにおける撓み量ε(θ)を算出する手段とを備えるとよい。
【０００９】
（請求項３）さらに、前記被加工物の剛性Ｋが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、研削の際に前記偏心円筒部が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果研削の際に前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)が位相θに応じて異なる場合に、前記剛性を取得する手段は、前記被加工物の剛性Ｋ(θ)を取得し、前記撓み量ε(θ)を算出する手段は、前記押付力算出値Ｆ(θ)を剛性Ｋ(θ)にて除算することにより、前記被加工物の位相θにおける撓み量ε(θ)を算出するとよい。
【００１０】
（請求項４）また、荒研削の後に仕上研削を行う場合に、前記補正する手段は、前記荒研削にて前記第一の補正量Ｄ１(θ)に基づいて補正し、前記仕上研削においては前記第一の補正量Ｄ１(θ)に基づく補正を行わないようにしてもよい。
【００１１】
（請求項５）また、前記研削盤は、研削後の前記偏心円筒部の真円度を計測する手段と、前記真円度に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置に対する第二の補正量Ｄ２(θ)を算出する手段と、を備え、前記補正する手段は、前記荒研削にて前記第一の補正量Ｄ１(θ)に加えて前記第二の補正量Ｄ２(θ)に基づいて補正し、前記仕上研削にて前記第二の補正量Ｄ２(θ)に基づいて補正するとよい。
【００１２】
（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６）本手段に係る研削方法は、砥石車を被加工物へ相対的に前進させて研削を行う研削方法であって、クーラント動圧Ｆｐおよび研削能率Ｚの少なくとも一つが、前記被加工物の位相θに応じて異なることにより、研削の際に前記偏心円筒部が前記砥石車から受ける切込方向の押付力Ｆ(θ)が位相θに応じて異なり、その結果研削の際に前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)が位相θに応じて異なる場合に、前記被加工物の形状および研削条件に基づいて、研削の際の前記偏心円筒部の撓み量ε(θ)を取得する工程と、前記撓み量ε(θ)に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置に対する第一の補正量Ｄ１(θ)を算出する工程と、前記第一の補正量Ｄ１(θ)に基づいて前記砥石車と前記偏心円筒部との相対的な指令位置を補正する工程とを備える。
【発明の効果】
【００１３】
（請求項１，６）本発明者は、クーラント動圧Ｆｐおよび研削能率Ｚの少なくとも一つが、位相θに応じて異なることを発見した。偏心円筒部を研削する場合には、砥石車に対する研削点が異なる。そのため、砥石車に対する研削点が位相θに応じて異なることにより、クーラントノズルの位置に対する研削点が位相θに応じて異なる。その結果、クーラント動圧Ｆｐが位相θに応じて異なることになる。また、偏心円筒部を研削する場合には、回転中心から研削点までの距離が位相θに応じて異なる。そのため、研削点速度ｖが位相θに応じて異なることになる。ここで、研削能率Ｚは、研削点速度ｖと切込量ｄとを乗算した値である。従って、研削点速度ｖが位相θに応じて異なることにより、研削能率Ｚが位相θに応じて異なる。
【００１４】
このように、偏心円筒部を研削する場合において、クーラント動圧Ｆｐおよび研削能率Ｚの少なくとも一つが位相θに応じて異なることにより、結果として偏心円筒部の撓み量ε(θ)が異なる。そして、この偏心円筒部の撓み量ε(θ)に基づいて算出した第一の補正量Ｄ１(θ)により補正する。従って、クーラント動圧Ｆｐおよび研削能率Ｚ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、真円度を高精度にすることができる。
【００１５】
（請求項２）理論的な研削能率Ｚlogical(θ)、実際の押付力Ｆreal、切れ味係数α、研削抵抗Ｆｎ(θ)、クーラント動圧Ｆｐ(θ)を用いることで、研削抵抗Ｆｎ(θ)とクーラント動圧Ｆｐ(θ)の和である押付力算出値Ｆ(θ)を算出できる。押付力算出値Ｆ(θ)を被加工物の剛性Ｋにて除算することにより、被加工物の位相θに応じた撓み量ε(θ)を確実に算出することができる。その結果、確実に、真円度を高精度にできる。
【００１６】
（請求項３）さらに、位相θに応じてことなる剛性Ｋ(θ)を用いることで、さらに真円度を高精度にすることができる。
【００１７】
（請求項４）荒研削において上記の第一の補正量Ｄ１(θ)により補正を行うことで、荒研削終了時における真円度を高精度にすることができる。一般に、仕上研削における研削代は、荒研削における研削代に比べると非常に少ない。さらに、仕上研削におけるクーラントの供給量も、荒研削におけるクーラントの供給量に比べて少ない。そのため、これらのことから、仕上研削における偏心円筒部の撓み量は、荒研削における偏心円筒部の撓み量より少ない。そこで、荒研削において上記補正を行い、仕上研削において上記補正を行わないとしても、仕上研削後において偏心円筒部の真円度を高精度にすることができる。
【００１８】
（請求項５）真円度の計測結果によって得られた第二の補正量Ｄ２(θ)による補正を、荒研削および仕上研削において行うことで、真円度をより高精度にすることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
【図１】本発明の実施形態における研削盤の平面図である。
【図２Ａ】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。
【図２Ｂ】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。
【図２Ｃ】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。
【図２Ｄ】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。
【図３】研削工程の説明であって、砥石車１５のＸ軸位置、クランクシャフトＷの外径Ｄｔについての時間変化を示すグラフである。
【図４】補正処理についてのフローチャートである。
【図５】第一の補正量Ｄ１(θ)の算出手順を示すブロック図である。
【図６】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との関係を示すグラフである。
【図７】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)を示すグラフである。
【図８】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)を示すグラフである。
【図９】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Ｆ(θ)、研削抵抗Ｆｎ(θ)、クーラント動圧Ｆｐ(θ)を示すグラフである。
【図１０】クランクシャフトＷの回転位相θに応じて撓み量ε(θ)を示すグラフである。
【図１１】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)を示すグラフである。
【図１２】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。
【発明を実施するための形態】
【００２０】
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。
（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。当該研削盤の加工対象の被加工物は、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。
【００２１】
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。
【００２２】
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。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、被加工物Ｗ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を回転しかつ被加工物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。
【００２３】
（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の回転位相θ（以下、位相θと称する）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。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。
【００２４】
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。
【００２５】
（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を参照して説明する。本実施形態においては、荒研削工程→仕上研削工程→スパークアウト工程の順に実行する。また、各研削工程においては、常にクーラントを供給する。
【００２６】
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、荒研削を開始する（荒研削工程）（図３のＴ１〜Ｔ２）。さらに、荒研削時には、制御装置１８によって、研削点Ｐに供給されるクーラントの供給量が大流量となるように制御される。
【００２７】
荒研削工程では、図３の上段のＴ１〜Ｔ２に示すように、砥石車１５のＸ軸マイナス方向へ一定速度で前進する。つまり、荒研削工程では、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、荒研削工程では、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、仕上研削工程よりも移動速度を大きくする。つまり、図３のＴ１〜Ｔ２の砥石車１５のＸ軸位置の時間変化が大きい。そして、図３の荒研削工程の間、クランクピンＷａに、クーラント動圧Ｆｐ(θ)および研削抵抗Ｆｎ(θ)が作用し、切込方向に撓む。
【００２８】
荒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、荒研削工程から仕上研削工程（図３のＴ２〜Ｔ３）に切り替える。
【００２９】
仕上工程では、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、仕上研削を開始する。仕上工程では、図３に示すように、荒研削工程における砥石車１５の移動速度（切込速度）より遅くする。従って、仕上工程では、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を小流量にすることで、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。
【００３０】
仕上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、仕上研削工程からスパークアウト工程に切り替える。スパークアウトは、砥石車１５をクランクピン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、Ｔ３〜Ｔ４である。
【００３１】
（４．補正処理）
図３に示したように、荒研削工程→仕上研削工程→スパークアウト工程の順に行う。ここで、研削終了時点において、クランクピンＷａの真円度の高精度化を図るために、以下に示す補正処理を行う。補正処理について、図４のフローチャートを参照して説明する。
【００３２】
荒研削が開始されると（Ｓ１１：Ｙ）、砥石車１５とクランクピンＷａとの相対的な指令位置に対して、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）。ここで、第一の補正量Ｄ１(θ)は、研削による押付力Ｆ(θ)に応じたクランクピンＷａの撓み量ε(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。
【００３３】
そして、この補正は、荒研削が終了するまでの間行う（Ｓ１３：Ｎ）。荒研削が終了すると、図３に示したように、仕上研削が開始される。そうすると、第二の補正量Ｄ２(θ)による補正を行う（Ｓ１４）。この補正は、仕上研削が終了するまでの間行う（Ｓ１５）。ここで、仕上研削中は荒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、仕上研削を行っている際には、第一の補正量Ｄ１(θ)による補正は行わない。
【００３４】
（５．第一の補正量Ｄ１(θ)の算出）
次に、第一の補正量Ｄ１(θ)の算出手順について説明する。ここで、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Ｆ(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、押付力Ｆ(θ)は、式（１）に示すように、研削抵抗Ｆｎ(θ)とクーラント動圧Ｆｐ(θ)の加算値となる。つまり、クランクピンＷａの撓み量ε(θ)は、押付力Ｆ(θ)による撓みである。
【００３５】
［数１］
Ｆ(θ) ＝ Ｆｎ(θ) ＋ Ｆｐ(θ)      ・・・  （１）
【００３６】
第一の補正量Ｄ１(θ)は、この撓み量ε(θ)に基づいて決定される。ここで、撓み量ε(θ)は、クランクシャフトＷの回転位相θ（以下、位相と称する）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の回転位相θ（以下、位相と称する）に応じて異なる値に設定されている。以下に、第一の補正量Ｄ１(θ)の算出手順について、図５〜図１１を参照して説明する。
【００３７】
そこで、まずは、研削抵抗Ｆｎ(θ)を算出する。研削抵抗Ｆｎ(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。
【００３８】
［数２］
Ｆｎ ＝ Ｚ × α × Ｈ      ・・・  （２）
【００３９】
そこで、図５に示すように、荒研削工程の際に、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５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５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。
【００４０】
式（１）（２）の関係より、図６において、研削能率Ｚrealを横軸とし、押付力Ｆを縦軸とした場合に、傾きが切れ味係数αと研削幅係数Ｈの乗算値となる。すなわち、図６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５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Ｆ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、荒研削工程にて計測することで、切れ味係数αを更新する。
【００４１】
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７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７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５の符号１１４）。
【００４２】
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５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を乗算することにより得ることができる。ただし、式（３）において、凹所Ａによる影響分γを考慮している。研削能率Ｚlogical (θ)は、図８に示すように、位相θに応じて変化する。図８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による。
【００４３】
［数３］
Ｚlogical (θ) ＝ ｄ × ｖ（θ） ＋ γ        ・・・  （３）
【００４４】
そして、研削抵抗Ｆｎ(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５の符号１１６）。式（４）は、式（２）を位相θの関数にしただけである。研削抵抗Ｆｎ(θ)は、図９の二点鎖線にて示すように、位相θに応じて変化する。
【００４５】
［数４］
Ｆｎ(θ) ＝ Ｚlogical (θ) × α × Ｈ      ・・・  （４）
【００４６】
続いて、クーラント動圧Ｆｐ(θ)を算出する（図５の符号１１７）。クーラント動圧Ｆｐ(θ)は、研削抵抗Ｆｎ(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、荒研削開始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９の破線に示すように、位相θに応じて異なる。
【００４７】
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９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９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、油穴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。
【００４８】
研削抵抗Ｆｎ(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算出値Ｆ(θ)を算出する（図５の符号１１８）。つまり、図９の太実線にて示すように、位相θに応じて異なる。図９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θ１８０°前後では、油穴Ａの影響により低下している。
【００４９】
続いて、図５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５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、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。
【００５０】
そして、押付力算出値Ｆ (θ)および剛性Ｋ(θ)を用いて、押付力算出値Ｆ(θ)によるクランクピンＷａの撓み量ε(θ)を式（５）に従って算出する（図５の符号１２０）。すなわち、撓み量ε(θ)は、押付力算出値Ｆ(θ)を剛性Ｋ(θ)により除算する。押付力算出値Ｆ(θ)による撓み量ε(θ)は、図１０に示すように、位相θに応じて変化する。
【００５１】
［数５］
ε(θ) ＝ Ｆ(θ) ／ Ｋ(θ)      ・・・  （５）
【００５２】
そして、撓み量ε(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ことになる。そこで、撓み量ε(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５の符号１２１）。つまり、撓み量ε(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１１に示すようにする。
【００５３】
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、クランクピンＷａの真円度を高精度にすることができる。
【００５４】
また、第一の補正量Ｄ１(θ)による補正は、図４を用いて上述したように、荒研削工程において行う。荒研削において第一の補正量Ｄ１(θ)により補正を行うことで、荒研削終了時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、仕上研削における研削代は、荒研削における研削代に比べると非常に少ない。さらに、仕上研削におけるクーラントの供給量も、荒研削におけるクーラントの供給量に比べて少ない。そのため、これらのことから、仕上研削におけるクランクピンＷａの撓み量ε(θ)は、荒研削におけるクランクピンＷａの撓み量ε(θ)より少ない。そこで、荒研削において上記補正を行い、仕上研削において上記補正を行わないとしても、仕上研削後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。
【００５５】
（６．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１２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、荒研削工程および仕上研削工程において行われる。
【００５６】
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（ステップ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（ステップＳ２２）。算出した第二の補正量Ｄ２(θ)を用いて補正することで、真円度をより高精度にすることができる。
【００５７】
（その他）
また、上記において、第一の補正量Ｄ１による補正のみならず、第二の補正量Ｄ２による補正を同時に行った。第一の補正量Ｄ１のみを適用したとしても、十分な効果を得ることができる。ただし、第二の補正量Ｄ２による補正を併用することで、撓み量ε(θ)以外の影響による真円度誤差、撓み量ε(θ)の計算誤差による真円度誤差を取り除くことができる。
【符号の説明】
【００５８】
１：研削盤、  １５：砥石車、  １９：クーラントノズル、  Ｐ：研削点、  Ｗ：クランクシャフト（被加工物）、  Ｗａ：クランクピン（偏心円筒部）
【図１】
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【図２Ａ】
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【図２Ｂ】
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【図２Ｃ】
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【図２Ｄ】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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