杜彥斌，李 博，楊 瀟，何 浪

(重慶工商大學(xué)制造裝備機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)與控制重慶市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400067)

齒輪是航空航天、汽車、船舶、農(nóng)業(yè)機(jī)械等制造業(yè)不可或缺的基礎(chǔ)件[1]。干切滾齒機(jī)床作為一種綠色的先進(jìn)齒輪制造裝備[2]，具有生產(chǎn)效率高、單件加工成本低[3]、車間環(huán)境危害小等優(yōu)勢(shì)[4]，已成為齒輪加工行業(yè)綠色轉(zhuǎn)型升級(jí)的重要發(fā)展方向[5-6]。但干切滾齒機(jī)床運(yùn)行時(shí)由于采用高速切削且無(wú)切削油冷卻潤(rùn)滑，導(dǎo)致產(chǎn)熱量高于散熱量，熱積聚效應(yīng)十分顯著，是造成齒輪加工誤差的主要因素[7-8]。因此，探究干切滾齒機(jī)床的熱量流動(dòng)規(guī)律及溫度場(chǎng)分布特性，對(duì)其熱誤差補(bǔ)償和齒輪加工精度提升具有重要的理論與實(shí)踐價(jià)值。

自21世紀(jì)以來(lái)，干切滾齒機(jī)床的熱問(wèn)題長(zhǎng)期受到國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者的廣泛關(guān)注，并重點(diǎn)對(duì)其熱平衡調(diào)控方法和熱誤差補(bǔ)償技術(shù)進(jìn)行了研究，取得了一些有價(jià)值的成果[9-10]。文獻(xiàn)[11]提出了一種基于熱力學(xué)模型的干切滾齒機(jī)床熱平衡調(diào)控方法，可使加工區(qū)域的溫度變化范圍在機(jī)床持續(xù)運(yùn)行過(guò)程中保持恒定。文獻(xiàn)[12]建立了考慮切屑傳熱效率的干切滾齒機(jī)床熱平衡優(yōu)化模型，使得切削空間的平均溫升最小。文獻(xiàn)[13]利用所構(gòu)建的干切滾齒機(jī)床熱變形測(cè)試系統(tǒng)，獲得了機(jī)床熱變形規(guī)律與齒向誤差的軌跡曲線。文獻(xiàn)[14]建立了基于齊次坐標(biāo)變換的干切滾齒機(jī)床熱變形誤差模型，揭示了機(jī)床部件熱變形對(duì)整機(jī)熱變形誤差的影響機(jī)制。文獻(xiàn)[15]建立了干切滾齒機(jī)床-工件的熱誤差協(xié)同補(bǔ)償模型，可對(duì)機(jī)床和工件的熱變形誤差進(jìn)行同步補(bǔ)償。不難發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有文獻(xiàn)報(bào)道經(jīng)常憑借主觀經(jīng)驗(yàn)設(shè)定測(cè)溫傳感器的放置位置和數(shù)量，以驗(yàn)證分析相關(guān)熱誤差補(bǔ)償或熱平衡調(diào)控方法。該方法主要依賴工程經(jīng)驗(yàn)，較為缺乏理論依據(jù)，存在熱變形調(diào)控精準(zhǔn)度受限等問(wèn)題。

鑒于此，本研究以國(guó)產(chǎn)某干切滾齒機(jī)床為例，通過(guò)分析干切滾齒機(jī)床多源熱流特征，建立干切滾齒機(jī)床多場(chǎng)耦合數(shù)值仿真模型，并結(jié)合利用多場(chǎng)耦合仿真和熱成像重建分析，揭示干切滾齒機(jī)床的溫度場(chǎng)分布特性，從而為溫敏點(diǎn)測(cè)溫傳感器布局優(yōu)化及熱變形精準(zhǔn)調(diào)控提供理論支撐。

1 干切滾齒機(jī)床多源熱流特征分析

不同于傳統(tǒng)濕切滾齒機(jī)床的左右雙立柱結(jié)構(gòu)，干切滾齒機(jī)床常采用大立柱與后立柱固定連接并成偏置式布局，整體結(jié)構(gòu)更加緊湊。其床身中部設(shè)有隔離擋板，以阻止高溫切屑和細(xì)微金屬粉塵進(jìn)入機(jī)床運(yùn)動(dòng)件。此外，通過(guò)使用直驅(qū)電機(jī)和伺服電機(jī)，有效縮短了機(jī)床的運(yùn)動(dòng)傳動(dòng)鏈。由于結(jié)構(gòu)布局和傳動(dòng)鏈革新方面的差異，使得干切滾齒機(jī)床的熱量來(lái)源和流動(dòng)規(guī)律具有自身特殊性。

圖1為國(guó)產(chǎn)YE3120CNC7 干切滾齒機(jī)床的熱源模型。其中，電機(jī)產(chǎn)熱源于電機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)的機(jī)械損耗、電損耗、磁損耗以及附加損耗，包括同步內(nèi)裝式電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)干切滾刀的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)（B軸）、內(nèi)裝式扭矩電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)工作臺(tái)的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)（C軸）、同步伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)刀架回轉(zhuǎn)（A軸）、徑向進(jìn)給（X軸）、切向進(jìn)給（Y軸）、軸向進(jìn)給（Z軸）、外支架軸向進(jìn)給（Z2軸）等附加運(yùn)動(dòng)時(shí)所產(chǎn)生的熱；運(yùn)動(dòng)件摩擦生熱源于導(dǎo)軌、滾珠絲杠進(jìn)給時(shí)的摩擦產(chǎn)熱，以及軸承、齒輪副、蝸輪蝸桿副等運(yùn)動(dòng)件的摩擦生熱，干切滾齒機(jī)床高轉(zhuǎn)速運(yùn)行特點(diǎn)使得零部件的運(yùn)動(dòng)頻率更高、速度更快，因此產(chǎn)熱量相較于傳統(tǒng)濕切滾齒機(jī)床更多；切削熱源于齒輪成形過(guò)程中，工件材料的彈、塑性變形做功和滾刀-切屑、滾刀-齒輪之間的摩擦做功，此部分做功幾乎全部轉(zhuǎn)換成熱量；除以上產(chǎn)熱量較大的熱源以外，干切滾齒機(jī)床還會(huì)受到風(fēng)阻、電子元件、照明元件以及外界環(huán)境溫度變化等產(chǎn)生的熱影響[16]。

圖1 干切滾齒機(jī)床熱源模型Fig.1 Heat source model of dry hobbing machine

在上述多個(gè)非均勻熱源的影響作用下，干切滾齒機(jī)床易產(chǎn)生溫度梯度。同時(shí)，機(jī)床各熱源的熱量流向錯(cuò)綜復(fù)雜，且各零部件由于材料不同使得彼此的熱傳遞有所差異。受此綜合影響，干切滾齒機(jī)床的溫度場(chǎng)呈現(xiàn)出非均勻性分布，使得機(jī)床零部件幾何尺寸和相互位置發(fā)生變化，從而造成干切滾齒機(jī)床發(fā)生熱變形誤差。該問(wèn)題的解決，可通過(guò)構(gòu)建干切滾齒機(jī)床多場(chǎng)耦合數(shù)值仿真模型，揭示干切滾齒機(jī)床的溫度場(chǎng)特性并構(gòu)建溫敏圖，從而為其熱誤差調(diào)控提供理論支撐。

2 干切滾齒機(jī)床溫度場(chǎng)仿真模型

2.1 仿真方案設(shè)計(jì)

以國(guó)產(chǎn)YE3120CNC7干切滾齒機(jī)床加工某汽車變速箱倒擋齒輪為例，對(duì)其瞬態(tài)溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，并按機(jī)床三維建模-結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分-材料屬性設(shè)置-邊界條件施加-仿真求解-結(jié)果后處理的技術(shù)路線逐步實(shí)施。仿真分析中，所用的滾刀、齒輪以及工藝參數(shù)如表1所示?？紤]到車間生產(chǎn)實(shí)際，并為平衡仿真分析的精度和效率，將仿真時(shí)長(zhǎng)設(shè)置為連續(xù)加工30件齒輪的機(jī)床運(yùn)行時(shí)間，即總時(shí)長(zhǎng)為1890s，其中單個(gè)齒輪加工時(shí)間63s（滾切時(shí)間為48s、輔助時(shí)間為15s）。

表1 齒輪加工相關(guān)參數(shù)Table 1 Related parameters of gear processing

2.2 有限元網(wǎng)格模型

在多場(chǎng)耦合仿真分析過(guò)程中，首先建立圖2所示的干切滾齒機(jī)床的實(shí)體結(jié)構(gòu)模型。具體結(jié)合YE3120CNC7干切滾齒機(jī)床的結(jié)構(gòu)特征（圖2（a）），利用三維數(shù)字化建模技術(shù)，通過(guò)創(chuàng)建各零部件模型并裝配（圖2（b））。為平衡仿真精度和效率，對(duì)機(jī)床三維實(shí)體模型中相關(guān)部組件進(jìn)行幾何清理，包括刪除模型中的圓角、倒角和小尺寸孔，將模型中曲率和錐度不大的曲面采取平面化和直線化處理，忽略滾珠絲杠、滾刀、加工齒輪等的微小幾何特征并使用對(duì)應(yīng)尺寸的圓柱體替代，采用合并與刪除對(duì)機(jī)床小零部件進(jìn)行簡(jiǎn)化等。

圖2 干切滾齒機(jī)床實(shí)體模型Fig.2 Solid model of dry hobbing machine

在此基礎(chǔ)上，采用六面體主導(dǎo)網(wǎng)格劃分技術(shù)，對(duì)干切滾齒機(jī)床進(jìn)行形態(tài)結(jié)構(gòu)自適應(yīng)網(wǎng)格劃分（圖3）。對(duì)于多個(gè)邊界邊緣組成的狹窄表面區(qū)域采用四面體補(bǔ)丁適形法，并進(jìn)行表面網(wǎng)格劃分生成直角三角形單元，對(duì)于機(jī)床結(jié)構(gòu)復(fù)雜部位采取網(wǎng)格加密措施，對(duì)于零部件結(jié)合面采用網(wǎng)格邊界調(diào)整和網(wǎng)格拼接等手段。最終將干切滾齒機(jī)床的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)控制在3791791個(gè)，網(wǎng)格單元數(shù)量控制為1368943，極大地平衡了仿真求解的效率與精度問(wèn)題。

圖3 干切滾齒機(jī)床網(wǎng)格模型Fig.3 Mesh model of dry hobbing machine

2.3 多場(chǎng)耦合仿真模型構(gòu)建

在有限元網(wǎng)格模型的基礎(chǔ)上，通過(guò)機(jī)床結(jié)構(gòu)材料設(shè)置、熱源加載以及流體參數(shù)設(shè)置等，構(gòu)建結(jié)構(gòu)-熱-流體耦合的干切滾齒機(jī)床溫度場(chǎng)仿真模型。

2.3.1 結(jié)構(gòu)材料設(shè)置

干切滾齒機(jī)床的結(jié)構(gòu)參數(shù)詳見其技術(shù)手冊(cè)。根據(jù)汽車變速箱倒擋齒輪性能需求，待加工齒輪材料為20CrMOH（材料系數(shù)為1.35）。對(duì)于干切滾齒機(jī)床，車間統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，電機(jī)、軸承分別設(shè)置為鎂鋁合金和9Cr18材料，機(jī)床立柱、床身等架構(gòu)件為HT250鑄鐵，工作臺(tái)、絲杠以及導(dǎo)軌等為45鋼，對(duì)于干切滾刀，其基體材料為S390，涂層材料為TiAlN，結(jié)合金屬材料手冊(cè)獲得機(jī)床材料屬性如表2所示，進(jìn)而可對(duì)機(jī)床材料屬性進(jìn)行設(shè)置。

表2 材料熱物性參數(shù)Table 2 Material thermophysical parameters

2.3.2 熱源施加

結(jié)合上文的熱源分析，確定各熱源的數(shù)值。根據(jù)電機(jī)學(xué)理論，電機(jī)的發(fā)熱量利用式（1）計(jì)算[17]，即

式中，Qm為電機(jī)產(chǎn)熱量，W；Pm為電機(jī)輸入功率，W；ηm為電機(jī)效率；Mm為電機(jī)輸出力矩，N·mm；nm為電機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min。

軸承的發(fā)熱量可利用Palmgren摩擦力矩經(jīng)驗(yàn)公式式（2）計(jì)算[18]，其中摩擦力矩按式（3）計(jì)算。由于工程中常將滾珠絲桿所受載荷等效于向心推力球軸承的載荷，因此可按軸承發(fā)熱公式對(duì)滾珠絲桿發(fā)熱進(jìn)行計(jì)算，但摩擦力矩需按式（4）計(jì)算。

式中，Qf為軸承產(chǎn)熱量，W；nb為軸承轉(zhuǎn)速，r/min；M為摩擦力矩，N·mm；f1為與軸承結(jié)構(gòu)和所受載荷相關(guān)的系數(shù)；P1由軸承所受載荷確定；Dm為軸承中徑；f0為與軸承結(jié)構(gòu)和潤(rùn)滑方式有關(guān)的系數(shù)；v為軸承潤(rùn)滑液的運(yùn)動(dòng)黏度，mm2/s。

式中，P為絲杠導(dǎo)程，mm；T為電機(jī)轉(zhuǎn)矩，N·mm；ηb為滾珠絲桿的傳動(dòng)效率；Fb為滾珠絲杠的軸向預(yù)緊力。

導(dǎo)軌以摩擦生熱為主，產(chǎn)熱量可用式（5）計(jì)算[19]，即

式中，Qg為發(fā)熱量，Cal/s；μk為動(dòng)摩擦因數(shù)；W為摩擦面上的負(fù)載，kg；g為重力加速度，10m/s2；vg為動(dòng)、靜導(dǎo)軌的相對(duì)滑動(dòng)速度，m/s；J為熱功當(dāng)量，為4.2J/Cal。

對(duì)于切削熱，由于滾切所需能量的98%～99%均轉(zhuǎn)變成切削熱，結(jié)合干切滾齒中的切削線速度與主軸轉(zhuǎn)速之間的函數(shù)關(guān)系，有

式中，Qc為切削熱的生產(chǎn)率，J/s；Fc為主切削力，N；nh為滾刀轉(zhuǎn)速，r/min；dh為滾刀直徑，m。

主切削力Fc可根據(jù)德國(guó)普發(fā)特公司提出的式（7）求得[20]，即

式中，β為齒輪螺旋角；m為齒輪法向模數(shù)，mm；Cw為齒輪材料系數(shù)；z為齒輪齒數(shù)；χ為齒輪修正系數(shù)，若為標(biāo)準(zhǔn)齒輪，則χ=0；A為滾刀系數(shù)，A=r/m，其中r是滾刀半徑，mm；i為滾刀槽數(shù)；Cg為滾刀頭數(shù)系數(shù)；ap為滾切深度，mm；S為滾刀軸向進(jìn)給量，mm/r。

通過(guò)代入相關(guān)參數(shù)，利用式（1）可得主軸電機(jī)產(chǎn)熱量為2894.85W，其他電機(jī)為674.43W；各軸承產(chǎn)熱量可通過(guò)式（2）和（3）計(jì)算，并以內(nèi)生熱載荷的形式施加至零部件。各絲杠、導(dǎo)軌的產(chǎn)熱量分別以式（2）、（4）和（5）計(jì)算；根據(jù)切削熱式（6）～（7）計(jì)算得出切削熱為6832.82W以后，結(jié)合工廠經(jīng)驗(yàn)按5%和3%的切削熱分別傳入干切滾刀和工件進(jìn)行計(jì)算，即341.64W、204.98W，均以熱通量載荷形式施加至工件表面。同時(shí)，按照零部件的材料屬性分別設(shè)置輻射系數(shù)，環(huán)境溫度設(shè)置為22℃。

2.3.3 流體參數(shù)設(shè)置

干切滾齒機(jī)床運(yùn)行時(shí)涉及流體流動(dòng)換熱，包括車間空氣與機(jī)床的自然對(duì)流和壓縮空氣與切削區(qū)的強(qiáng)迫對(duì)流?？諝庾匀粚?duì)流換熱系數(shù)根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)取10W/（m2·K），強(qiáng)迫對(duì)流按照傳熱學(xué)原理由式（8）和（9）確定其換熱量。代值計(jì)算得出，壓縮空氣的強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)為152.1W/（m2·K），以熱對(duì)流載荷形式添加至滾刀和齒輪表面，并根據(jù)主軸、工作臺(tái)等受到冷卻氣體影響程度的不同，對(duì)其受到壓縮空氣的強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)設(shè)置進(jìn)行相應(yīng)調(diào)整。同時(shí)，對(duì)各零部件表面插入熱流載荷，實(shí)現(xiàn)零部件間熱對(duì)流和熱輻射引起的熱量傳輸[21]。

式中，h為滾刀表面的強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)，W/（m2·K）；L為滾刀表面特征尺寸，m；λ為壓縮氣體熱傳導(dǎo)系數(shù)，W/ （m2·K）；C和b為常數(shù)；Re、Pr分別為雷諾數(shù)和普朗特?cái)?shù)；υa為壓縮氣體動(dòng)力黏度，kg/ （m·s）；v為壓縮氣體流速，m/s；ρ為壓縮氣體密度，kg/m3。

3 干切滾齒機(jī)床溫度場(chǎng)分布特性及優(yōu)化

3.1 仿真分析的有效性驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述多場(chǎng)耦合仿真分析結(jié)果的有效性，采用Fluke Ti32紅外熱像對(duì)干切滾齒機(jī)床的溫度場(chǎng)進(jìn)行重建，此過(guò)程中的機(jī)床運(yùn)行參數(shù)與仿真所用參數(shù)一致。圖4（a）為仿真獲得的溫度場(chǎng)云圖，圖4（b）為熱像重建的整機(jī)及部組件的溫度場(chǎng)云圖。

圖4 仿真和熱像溫度場(chǎng)對(duì)比Fig.4 Comparison of temperature field between simulation and thermal image

在仿真結(jié)果中，機(jī)床切削加工空間的溫度上升較大，尤其是滾刀主軸托座和工作臺(tái)表面，而越靠近機(jī)床外殼的地方則溫升越小，幾乎接近室溫。在熱像重建中，整機(jī)溫度場(chǎng)云圖表明高溫部位在機(jī)床切削加工空間內(nèi)，而機(jī)床外殼溫度同樣與室溫相近；部組件的溫度場(chǎng)云圖則表明滾刀主軸托座和工作臺(tái)表面的溫升較大。兩種方式下溫升趨勢(shì)具有相似性，表明該仿真分析具有一定的可靠性。

為進(jìn)一步探究干切滾齒機(jī)床部組件的溫度變化特性，通過(guò)對(duì)比仿真和熱像重建兩種方式下的部組件局部平均溫度，得到如圖5所示的溫升趨勢(shì)圖?？梢?，干切滾齒機(jī)床中，溫度變化顯著的部件是主軸托座和工作臺(tái)，隨后則為導(dǎo)軌、床身和立柱。兩種方式得到的干切滾齒機(jī)床關(guān)鍵部組件溫升趨勢(shì)基本一致，也進(jìn)一步表明該仿真分析的有效性。

圖5 關(guān)鍵部組件的溫升趨勢(shì)Fig.5 Temperature rise trend of key components

3.2 機(jī)床溫度場(chǎng)分布特性

通過(guò)多場(chǎng)耦合仿真，可得如圖6所示的部組件溫度場(chǎng)云圖。圖6（a）為干切滾刀主軸的溫度分布趨勢(shì)： （1）主軸兩端軸承高速旋轉(zhuǎn)使得產(chǎn)熱量大，但密閉的軸承端蓋導(dǎo)致散熱條件差，從而使得主軸兩端溫度較高； （2）主軸電機(jī)發(fā)熱也加劇刀桿溫度上升； （3）干切滾刀表面溫度高，其原因在于高速和干切削使得切削熱的產(chǎn)生量大，一些來(lái)不及被切屑帶走的熱量最終流入干切滾刀，不斷積聚的熱量最終使得干切滾刀溫度顯著上升。多方面因素的共同作用使得主軸溫度較大上升，是影響主軸誤差的重要因素。圖6（b）為工作臺(tái)的溫度場(chǎng)云圖。受內(nèi)置驅(qū)動(dòng)電機(jī)和高溫切屑等的影響，工作臺(tái)呈現(xiàn)非均勻性的溫度分布。由于高溫切屑掉落時(shí)更易在靠近干切滾刀主軸的一側(cè)堆積，從而導(dǎo)致此處溫度相對(duì)較高。因此，工作臺(tái)傾斜面角度的優(yōu)化設(shè)計(jì)對(duì)于降低其熱變形具有重要的實(shí)踐意義。

進(jìn)給系統(tǒng)的溫度場(chǎng)如圖6（c）所示?？梢?，進(jìn)給系統(tǒng)的主要發(fā)熱點(diǎn)在絲杠和導(dǎo)軌附近，溫度最高可達(dá)30.412℃，且X軸進(jìn)給系統(tǒng)導(dǎo)軌Ⅱ處受到干切滾刀主軸傳熱影響而發(fā)生溫升，使得方向不同的進(jìn)給軸在溫度峰值和變化趨勢(shì)上具有一定差異。不同于濕切滾齒機(jī)床的左右對(duì)稱式立柱布局結(jié)構(gòu)，干切滾齒機(jī)床立柱呈偏置式安放在床身上，由于立柱上的導(dǎo)軌摩擦和Z軸電機(jī)托座的熱傳遞，使得立柱高溫部位處于大立柱左側(cè)，如圖6（d）所示。受部分高溫切屑堆積、工作臺(tái)及切削區(qū)等傳熱影響，床身溫度分布也具有非均勻性（圖6（d）），其中與工作臺(tái)連接處的溫度變化最為明顯，此處最高溫度達(dá)29.711℃。

圖6 關(guān)鍵部組件的溫度場(chǎng)云圖Fig.6 Cloud map of temperature field of key components

相比于干切滾刀主軸、工作臺(tái)以及進(jìn)給系統(tǒng)等，立柱和床身的溫升較小，其原因在于兩者體積龐大。此類高溫區(qū)域即為干切滾齒機(jī)床的熱敏感部位，應(yīng)為其熱誤差建模與補(bǔ)償時(shí)的重要溫升參考點(diǎn)，以助于提高補(bǔ)償精度。本研究進(jìn)一步利用熱電偶傳感器，對(duì)車間運(yùn)行中的干切滾齒機(jī)床進(jìn)行溫升測(cè)試，所得到的關(guān)鍵部組件的溫升曲線如圖7所示。各部位的溫度隨著加工進(jìn)程的推進(jìn)呈現(xiàn)出先急劇上升然后趨于平衡的變化趨勢(shì)，但仍以干切滾刀主軸的溫度最高，工作臺(tái)次之，立柱和床身溫升較小，與上述分析結(jié)果一致。

圖7 關(guān)鍵部組件瞬態(tài)溫升曲線Fig.7 Transient temperature rise curve of key components

3.3 溫度場(chǎng)分布優(yōu)化策略

系統(tǒng)考慮機(jī)床結(jié)構(gòu)、工藝參數(shù)以及熱流管控在機(jī)床溫度場(chǎng)分布方面的影響作用，提出一種多維度的干切滾齒機(jī)床溫度場(chǎng)分布優(yōu)化策略，如圖8所示。

圖8 溫度場(chǎng)多維度分布優(yōu)化Fig.8 Multi-dimensional distribution optimization of temperature field

在機(jī)床結(jié)構(gòu)維度上，構(gòu)建切屑安息角優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，具體建立切屑飛出速度、切屑于工作臺(tái)滯留時(shí)間t、安息角α以及表面摩擦系數(shù)μ等參數(shù)之間的數(shù)學(xué)模型，并結(jié)合工作臺(tái)空間幾何結(jié)構(gòu)約束和機(jī)床切削能力范圍等，以工作臺(tái)累積吸收熱量最少為優(yōu)化目標(biāo)，利用智能算法尋優(yōu)以獲取最佳切屑安息角，從而為干切滾齒機(jī)床結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

在工藝參數(shù)維度上，結(jié)合產(chǎn)-散熱時(shí)變規(guī)律建立干切滾齒機(jī)床的動(dòng)態(tài)熱平衡模型，形成以機(jī)床部組件溫升最小為目標(biāo)，以干切滾刀轉(zhuǎn)速、冷卻氣換熱能力等為調(diào)控變量，以切屑滯留時(shí)長(zhǎng)短、齒輪加工質(zhì)量、運(yùn)動(dòng)軸速度區(qū)間等為約束條件的干切滾齒機(jī)床熱平衡調(diào)控方法，實(shí)現(xiàn)溫度場(chǎng)分布優(yōu)化。

在智能管控維度上，利用智能傳感技術(shù)實(shí)時(shí)采集機(jī)床溫敏點(diǎn)的溫度和熱變形信息，通過(guò)奇異值分解消除所采集的連續(xù)數(shù)據(jù)流的噪點(diǎn)，在此基礎(chǔ)上通過(guò)機(jī)床溫敏點(diǎn)熱態(tài)判據(jù)實(shí)時(shí)發(fā)出反饋控制信號(hào)，然后結(jié)合干切滾齒機(jī)床熱平衡調(diào)控獲得最優(yōu)參數(shù)集，從而對(duì)工藝參數(shù)進(jìn)行自適應(yīng)控制。

通過(guò)結(jié)構(gòu)、工藝參數(shù)以及在線管控多維度結(jié)合，實(shí)現(xiàn)干切滾齒機(jī)床溫度場(chǎng)的分布優(yōu)化。其中，結(jié)構(gòu)維度上的切屑安息角優(yōu)化設(shè)計(jì)，可減少切屑工作臺(tái)表面的滯留時(shí)間，從而使切屑帶走更多切削熱，達(dá)到減少機(jī)床熱變形的目的。而將切屑換熱能力（由切屑滯留時(shí)間和單位時(shí)間內(nèi)的切屑換熱能力決定）最大化，作為工藝參數(shù)維度中的熱平衡調(diào)控約束之一，可在降低高溫切屑堆積所導(dǎo)致的機(jī)床熱變形風(fēng)險(xiǎn)的同時(shí)實(shí)現(xiàn)溫度場(chǎng)分布優(yōu)化，進(jìn)一步將熱平衡調(diào)控所得的最優(yōu)工藝參數(shù)集用于管控維度，對(duì)機(jī)床溫度場(chǎng)分布進(jìn)行實(shí)時(shí)地智能管控?；谝陨?個(gè)維度對(duì)干切滾齒機(jī)床溫度場(chǎng)進(jìn)行協(xié)同調(diào)控，結(jié)合機(jī)床結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和干切滾齒加工工藝參數(shù)的優(yōu)化，改善機(jī)床整體溫度場(chǎng)分布均勻性；通過(guò)干切滾齒加工工藝參數(shù)的優(yōu)化和機(jī)床熱流的智能管控，使得機(jī)床溫度場(chǎng)分布優(yōu)化具有實(shí)時(shí)性，增強(qiáng)機(jī)床熱平衡調(diào)控效果，從而提高齒輪加工質(zhì)量。

4 結(jié)論

為探究綠色干切滾齒機(jī)床的熱敏感性，本研究提出了多場(chǎng)耦合模擬和熱成像重建相結(jié)合的溫度場(chǎng)分布特性辨識(shí)方法，所取得的研究結(jié)論包括以下3個(gè)部分。

（1）根據(jù)干切滾齒機(jī)床的整體結(jié)構(gòu)分布特點(diǎn)對(duì)其多源熱流特征進(jìn)行了分析歸納，并建立了結(jié)構(gòu)-熱-流體多物理場(chǎng)耦合和熱像重建相結(jié)合的干切滾齒機(jī)床溫度場(chǎng)仿真模型，為其熱敏特性分析提供了支撐。

（2）對(duì)干切滾齒機(jī)床的結(jié)構(gòu)-熱-流體多物理場(chǎng)耦合的溫度場(chǎng)進(jìn)行了熱像重建和仿真模擬分析，揭示了干切滾齒機(jī)床的溫度分布特性及主要熱敏點(diǎn)。

（3）提出了干切滾齒機(jī)床溫度場(chǎng)多維度的分布優(yōu)化策略，從機(jī)床結(jié)構(gòu)、工藝參數(shù)及熱流管控3個(gè)維度為整機(jī)熱平衡調(diào)控奠定了分析基礎(chǔ)。但是目前還未對(duì)干切滾齒機(jī)床多維度熱平衡調(diào)控和熱誤差補(bǔ)償?shù)男ЧM(jìn)行深入分析，尤其是多個(gè)維度之間的協(xié)同效應(yīng)，未來(lái)工作將進(jìn)一步開展溫度場(chǎng)分布優(yōu)化的定量研究，為提高干切滾齒機(jī)床熱態(tài)精度提供支撐。