楊 瀟 曾令萬(wàn) 陳 鵬 杜彥斌 李 博

1.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，4000672.重慶機(jī)床(集團(tuán))有限責(zé)任公司，重慶，401336

0 引言

干切滾齒機(jī)床是一種綠色的先進(jìn)齒輪加工裝備，但它的工作熱環(huán)境十分復(fù)雜且威脅性巨大。一是熱量來(lái)源多、時(shí)空分布不均且傳遞過(guò)程繁雜；二是高速加工導(dǎo)致熱生成量大；三是散熱條件差，儲(chǔ)熱量多。在此影響下，極易造成機(jī)床熱變形，影響機(jī)床加工精度。研究表明，熱變形占機(jī)床總誤差的40%～70%，是影響機(jī)床加工精度的主要因素[1]。因此，闡明干切滾齒機(jī)床的熱量多源流動(dòng)特性，構(gòu)建熱穩(wěn)定性控制理論與使能技術(shù)，對(duì)提高加工精度具有重要的理論和實(shí)踐意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)機(jī)床熱問(wèn)題進(jìn)行了大量的研究。BRECHER等[2]提出了基于積分變形傳感器的機(jī)床熱變形測(cè)量方法，降低了熱變形測(cè)量的不確定度。IBARAKI等[3]提出了機(jī)床運(yùn)動(dòng)軌跡的熱影響分析方法，實(shí)現(xiàn)了機(jī)床運(yùn)動(dòng)軌跡和主軸發(fā)熱關(guān)系的量化分析。BLASER等[4]提出了機(jī)床熱誤差自適應(yīng)補(bǔ)償方法，可跟隨載荷變化調(diào)整刀具中心點(diǎn)。SHI等[5]研究了精密鏜床滾珠絲杠的熱變形模型。TAN等[6]研究了車(chē)間環(huán)境溫度對(duì)大型數(shù)控機(jī)床熱變形的影響作用規(guī)律。LIU等[7]建立了機(jī)床主軸的熱流邊界模型。LIU等[8]提出了熱流固耦合的機(jī)床電主軸熱誤差解析方法，有效提高了工件的加工精度。

熱問(wèn)題是干切滾齒機(jī)床的產(chǎn)業(yè)化障礙之一。在其設(shè)計(jì)制造和使用中，常采用對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)、隔熱防護(hù)罩、壓縮空氣射流等措施來(lái)保障熱穩(wěn)定性。CAO等[9]建立了干切滾齒機(jī)床及工件熱變形誤差同步補(bǔ)償模型，保障了齒輪精度一致性。陳永鵬等[10]提出了基于M值的干切滾齒機(jī)床徑向熱誤差補(bǔ)償方法，提高了齒輪精度。LI等[11]通過(guò)熱-結(jié)構(gòu)耦合仿真和車(chē)間實(shí)驗(yàn)，獲得了干切滾齒機(jī)床工作臺(tái)的熱變形，為熱誤差補(bǔ)償提供了數(shù)據(jù)支撐。ZHU等[12]提出了干切滾齒機(jī)床壓縮空氣冷卻系統(tǒng)的熱平衡控制方法，實(shí)現(xiàn)了加工區(qū)的溫升可控。LI等[13]建立了考慮材料去除和熱穩(wěn)定性的干切滾齒機(jī)床效率評(píng)價(jià)模型，為機(jī)床能效與熱變形的協(xié)調(diào)優(yōu)化提供了支撐。YANG等[14]研究了干切滾齒機(jī)床切削空間的溫升控制方法，減小了齒輪熱變形誤差。

現(xiàn)有文獻(xiàn)側(cè)重于機(jī)床熱變形測(cè)量和補(bǔ)償方法研究，對(duì)干切滾齒機(jī)床熱量流動(dòng)多源復(fù)雜特性及影響作用仍缺乏關(guān)注，熱穩(wěn)定性調(diào)控機(jī)制尚不清楚。鑒于此，本文以提高干切滾齒機(jī)床的熱穩(wěn)定性為目標(biāo)，考慮多源多場(chǎng)耦合影響，系統(tǒng)研究熱流復(fù)雜特性并構(gòu)建多維調(diào)控策略。

1 干切滾齒機(jī)床復(fù)雜熱流特性

干切滾齒機(jī)床熱流與齒輪齒形加工能耗有關(guān)，涉及滾刀旋轉(zhuǎn)、滾刀與齒坯嚙合、滾刀軸向進(jìn)給、刀架回轉(zhuǎn)、徑向和切向進(jìn)給等運(yùn)動(dòng)消耗的能量,自問(wèn)世至今，滾齒機(jī)歷經(jīng)普通濕切、數(shù)控濕切、數(shù)控干切三代革新，各自采用不同的驅(qū)動(dòng)傳動(dòng)方式。普通濕切滾齒機(jī)使用主電機(jī)驅(qū)動(dòng)，由齒輪、蝸桿蝸輪、掛輪等組成機(jī)械傳動(dòng)鏈，實(shí)現(xiàn)滾齒運(yùn)動(dòng)。數(shù)控濕切滾齒機(jī)使用獨(dú)立伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)各運(yùn)動(dòng)軸，并用電子齒輪箱執(zhí)行分度、差動(dòng)、進(jìn)給等滾齒運(yùn)動(dòng)。數(shù)控干切滾齒機(jī)床使用內(nèi)置式電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)滾刀和工作臺(tái)旋轉(zhuǎn)，采用同步伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)軸向進(jìn)給運(yùn)動(dòng)?？梢?jiàn)，干切滾齒機(jī)床在驅(qū)動(dòng)電機(jī)和傳動(dòng)方面進(jìn)行了重大改變，致使其熱流行為具有自身特殊性和復(fù)雜性。

普通濕切和數(shù)控濕切滾齒機(jī)的整機(jī)結(jié)構(gòu)布局幾無(wú)差別(以立式為例)，其大小立柱相互獨(dú)立地布置在床身左右兩側(cè)，滾刀架安裝在大立柱滑板上，如圖1a所示。干切滾齒機(jī)床的大小立柱采用整體鑄造成形，呈偏置式布局在床身縱橫向邊緣，軸向、徑向、切向進(jìn)給滑板通過(guò)導(dǎo)軌連接組成托板機(jī)構(gòu)并安裝在大立柱上，滾刀架安裝在拖板上，如圖1b所示。結(jié)構(gòu)方面的革新使干切滾齒機(jī)床的熱流規(guī)律有別于普通濕切和數(shù)控濕切滾齒機(jī)，具有自身復(fù)雜性和特殊性。

(a)普通濕切和數(shù)控濕切滾齒機(jī)

(b)數(shù)控干切滾齒機(jī)床圖1 滾齒機(jī)結(jié)構(gòu)布局Fig.1 Structure layout of hobbing machine

圖2 干切滾齒機(jī)床熱源模型Fig.2 Heat sources model of dry hobbing machine

結(jié)合驅(qū)動(dòng)傳動(dòng)和結(jié)構(gòu)革新特征，干切滾齒機(jī)床的熱流來(lái)源可特征性地分為動(dòng)力電機(jī)產(chǎn)熱、運(yùn)動(dòng)件摩擦生熱、切削熱、車(chē)間環(huán)境熱源4類(lèi)，如圖2所示。動(dòng)力電機(jī)產(chǎn)熱涉及電主軸驅(qū)動(dòng)滾刀旋轉(zhuǎn)的產(chǎn)熱、力矩電機(jī)驅(qū)動(dòng)工作臺(tái)的產(chǎn)熱、同步伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)進(jìn)給軸和刀架回轉(zhuǎn)軸的產(chǎn)熱，以及上下料機(jī)械手、粉塵吸附裝置、切屑輸送器等輔助設(shè)備的驅(qū)動(dòng)電機(jī)產(chǎn)熱。運(yùn)動(dòng)件摩擦生熱包括滾動(dòng)軸承、滾珠絲桿、進(jìn)給軸導(dǎo)軌等的運(yùn)動(dòng)摩擦生熱。切削熱來(lái)源于干切滾刀切制齒形時(shí)因彈塑性變形和摩擦而產(chǎn)生的熱。車(chē)間環(huán)境熱源涉及電控柜、照明燈具、陽(yáng)光、人體對(duì)機(jī)床的熱輻射，以及室內(nèi)的氣溫波動(dòng)、空間溫度梯度、空氣流動(dòng)等引起的環(huán)境溫度變化?？梢?jiàn)，干切滾齒機(jī)床的熱流具有明顯的復(fù)雜多源特性。受復(fù)雜熱源分布和空間結(jié)構(gòu)影響，干切滾齒機(jī)床的溫度場(chǎng)呈現(xiàn)非均勻性特征，易改變零部件的相互位置，造成機(jī)床熱變形，該問(wèn)題可通過(guò)熱流建模與調(diào)控解決。

2 干切滾齒機(jī)床熱流模型

2.1 干切滾齒機(jī)床的產(chǎn)熱量

動(dòng)力電機(jī)發(fā)熱是由電機(jī)的機(jī)械、電、磁、附加運(yùn)動(dòng)等損耗引起的，由電能提供能量輸入。干切滾齒機(jī)床的動(dòng)力電機(jī)包括運(yùn)動(dòng)軸電機(jī)和輔助設(shè)備電機(jī)。以重慶機(jī)床(集團(tuán))有限責(zé)任公司生產(chǎn)的干切滾齒機(jī)床為例，滾刀旋轉(zhuǎn)由SIMOTICS M-1FE1同步內(nèi)裝式電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)，工作臺(tái)旋轉(zhuǎn)由SIMOTICS T-1FW內(nèi)裝式扭矩電機(jī)驅(qū)動(dòng)，刀架回轉(zhuǎn)、徑向進(jìn)給、切向進(jìn)給、軸向進(jìn)給、外支架軸向進(jìn)給等附加運(yùn)動(dòng)由SIMOTICS S-1FK7同步伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)。根據(jù)電機(jī)學(xué)理論，運(yùn)動(dòng)軸和輔助設(shè)備驅(qū)動(dòng)電機(jī)的產(chǎn)熱率計(jì)算公式為[15]

qm=(1-ηm)MTnm/9550

(1)

式中，qm為電機(jī)產(chǎn)熱率，J/s；ηm為電機(jī)的機(jī)械效率；MT為電機(jī)的輸出扭矩,N·m；nm為電機(jī)轉(zhuǎn)速,r/min。

對(duì)于運(yùn)動(dòng)件生熱，干切滾齒機(jī)床的滾刀和工作臺(tái)主軸采用滾動(dòng)軸承支承，軸向、徑向、切向進(jìn)給軸采用絲桿專(zhuān)用組合軸承支承。軸承發(fā)熱量計(jì)算公式為[16]

qb=2πnbMb/60

(2)

式中，qb為軸承產(chǎn)熱率,J/s；nb為軸承轉(zhuǎn)速,r/min；Mb為軸承摩擦力矩，可結(jié)合軸承手冊(cè)計(jì)算獲得,N·m。

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，因而可按軸承發(fā)熱公式確定滾珠絲桿的發(fā)熱。滾珠絲桿的摩擦力矩包含絲杠驅(qū)動(dòng)力矩和預(yù)緊力阻力矩，計(jì)算公式為[17]

Ms=Msd+0.94Msp

(3)

因此，滾珠絲桿的產(chǎn)熱率

qs=2πns(Msd+0.94Msp)/60

(4)

式中，Ms為絲桿螺母副的總摩擦力矩；Msd為絲桿螺母副的驅(qū)動(dòng)力矩；Msp為絲桿螺母副的阻力矩；ns為滾珠絲桿的轉(zhuǎn)速。

干切滾齒機(jī)床的導(dǎo)軌與托板機(jī)構(gòu)相連，兩者的相對(duì)運(yùn)動(dòng)將產(chǎn)生摩擦熱。根據(jù)摩擦力做功原理，導(dǎo)軌摩擦產(chǎn)熱率

qg=μgFgvg

(5)

式中，μg為動(dòng)摩擦因素；Fg為導(dǎo)軌摩擦面上的載荷；vg為導(dǎo)軌滑動(dòng)速度。

干切滾齒加工的切削熱源模型如圖3所示。其中，圖3a是滾切運(yùn)動(dòng)模型，圖3b是工進(jìn)時(shí)工件齒輪縱截面的運(yùn)動(dòng)圖形，圖3c是單個(gè)刀齒切掉SaiSbiSciSdi區(qū)域材料的生熱機(jī)理。滾刀上多刀齒共同切除齒槽中的SaSbSc區(qū)域，全齒寬上的齒槽則由多刀齒數(shù)次重復(fù)切削獲得。切齒時(shí)，剪切區(qū)的彈塑性變形熱、滾刀-切屑接觸區(qū)的塑性變形與摩擦黏結(jié)-滑移熱、滾刀-工件接觸區(qū)的彈性變形與摩擦熱均是切削熱的來(lái)源。為全面量化各熱源區(qū)的產(chǎn)熱量，采用如下的切削比能修正模型[18]：

ec=esh-μ

(6)

式中，es為切削比能；ec為修正后的切削比能；h為數(shù)值等同于未變形切屑厚度的量綱一常量；μ為切削比能糾偏系數(shù)(常取μ=0.3)。

(a)一次方框逆滾的運(yùn)動(dòng)模型(b)工進(jìn)下滾齒切削圖形 (c)切削熱源圖3 干切滾齒的切削熱源模型Fig.3 Cutting heat model for dry hobbing

該模型通過(guò)引入切屑厚度參數(shù)將滾刀-工件接觸區(qū)的摩擦力所耗能量納入計(jì)算。根據(jù)切削比能的內(nèi)涵[19]，干切滾齒的切削熱Qh可利用切削比能ec和材料去除量Vr表示：

Qh=ecVr

(7)

對(duì)于車(chē)間環(huán)境熱輻射，將在后文中詳細(xì)分析。

2.2 干切滾齒機(jī)床的散熱量

在多熱源、多物理場(chǎng)、多傳熱體的作用下，干切滾齒機(jī)床的非均衡溫差造成熱能向外轉(zhuǎn)移，涉及熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流、熱輻射、外移傳熱載體。

干切滾齒機(jī)床的熱傳導(dǎo)源于同一零部件的不同部分或者兩相互接觸的零部件由于溫度梯度而引起的熱量傳遞。以滾刀主軸為例(圖4a)，內(nèi)部原子間隨機(jī)熱運(yùn)動(dòng)互相碰撞使高溫原子向低溫原子傳輸熱能(圖4b)，圖4c所示為滾刀主軸三維瞬態(tài)導(dǎo)熱模型。干切滾齒機(jī)床熱傳導(dǎo)所產(chǎn)生的散熱量與所選研究對(duì)象相關(guān)。當(dāng)研究相互接觸的零部件時(shí)，高溫零部件通過(guò)熱傳導(dǎo)向低溫零部件傳輸?shù)臒崃靠山Y(jié)合傳熱學(xué)的傅里葉定律計(jì)算。當(dāng)以機(jī)床整體為研究對(duì)象時(shí)，接觸零部件的熱傳導(dǎo)發(fā)生在機(jī)床內(nèi)部，不納入整機(jī)散熱量核算范疇。

(a)滾刀主軸 (b)熱能傳輸 (c)三維瞬態(tài)導(dǎo)熱模型圖4 滾刀主軸的熱傳導(dǎo)模型Fig.4 Heat conduction model of hob spindle

干切滾齒機(jī)床的熱對(duì)流源于流體與固體壁面的傳熱，依靠流體分子的隨機(jī)運(yùn)動(dòng)和流體的宏觀運(yùn)動(dòng)進(jìn)行熱傳遞。干切滾齒機(jī)床運(yùn)行時(shí)不涉及流體液態(tài)和氣態(tài)之間的相變，以自然對(duì)流和受迫對(duì)流為主，如圖5所示。其中，自然對(duì)流涉及車(chē)間環(huán)境空氣流動(dòng)時(shí)與機(jī)床本體的熱交換行為，強(qiáng)迫對(duì)流涉及通風(fēng)管與機(jī)床內(nèi)空間以及壓縮空氣與切削區(qū)的熱交換行為。

圖5 干切滾齒機(jī)床的對(duì)流換熱Fig.5 Convection heat transfer of dry hobbing machine

當(dāng)車(chē)間恒溫且空氣流速較小時(shí)，可忽略自然對(duì)流。對(duì)于強(qiáng)迫對(duì)流中的噴嘴沖擊射流，可采用文獻(xiàn)[20]給出的公式，計(jì)算圓截面或縫式噴嘴射流的努塞爾數(shù)：

(8)

式中，Dn為圓截面噴嘴的直徑,m；Wn為縫式噴嘴的寬度,m；Lj為噴嘴出口到?jīng)_擊表面的距離,m；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；rf、xf分別為圓面和縫式噴嘴沖擊面參考點(diǎn)到滯止點(diǎn)間的距離,m。

根據(jù)傳熱學(xué)中努塞爾數(shù)和對(duì)流傳熱系數(shù)的函數(shù)關(guān)系，可得到噴嘴射流的平均對(duì)流傳熱系數(shù)：

hm=Nuκc/Dn

(9)

式中，hm為平均對(duì)流傳熱系數(shù)；κc為壓縮空氣的熱導(dǎo)率。

進(jìn)而可利用牛頓冷卻公式獲得噴嘴射流的對(duì)流換熱數(shù)值。通風(fēng)管在吸走微細(xì)金屬粉塵的同時(shí)，可將機(jī)床內(nèi)的高溫氣體排出至機(jī)床外部，其強(qiáng)迫對(duì)流換熱可參照?qǐng)A截面噴嘴的對(duì)流換熱確定數(shù)值。

干切滾齒機(jī)床由于具有溫度而向外輻射電磁波所引起的熱量交換屬于熱輻射。加工過(guò)程中，機(jī)床表面向車(chē)間壁面發(fā)射熱輻射；同時(shí)車(chē)間壁面也向機(jī)床表面投射熱輻射，該投射輻射的一部分被機(jī)床反射，另一部分被機(jī)床透射(若為半透明介質(zhì))，剩余部分則被機(jī)床吸收，如圖6a所示。干切滾齒機(jī)床僅玻璃觀察窗為半透明介質(zhì)，且其面積遠(yuǎn)小于機(jī)床表面積，故可忽略此透射熱輻射。

燈光照明投射至機(jī)床表面的熱輻射如圖6b所示，由于機(jī)床頂面是非透明介質(zhì)，因此該投射輻射中的一部分被機(jī)床反射而另一部分被機(jī)床吸收。圖6c所示為任意兩表面的熱輻射等效熱網(wǎng)絡(luò)圖，據(jù)此可計(jì)算機(jī)床表面與車(chē)間壁面、機(jī)床兩零部件表面的凈輻射換熱功率：

qr=

(10)

(a)機(jī)床輻射 (b)燈光輻射

式中，qr為輻射換熱功率；σ為斯特藩-玻爾茲曼常數(shù)；εm、εp分別為機(jī)床和車(chē)間壁面的發(fā)射率；Tm、Tp分別為機(jī)床和車(chē)間壁面的的溫度；Am、Ap分別為機(jī)床和車(chē)間壁面的表面積；Fmp為輻射角系數(shù)。

(c)表面間的輻射換熱圖6 干切滾齒機(jī)床的熱輻射換熱Fig.6 Thermal radiation of dry hobbing machine

由于干切滾齒機(jī)床與車(chē)間壁面的輻射換熱等效于大凹面物體包裹小凸面物體的換熱問(wèn)題，Am/Ap趨于0且輻射角系數(shù)為1，因此干切滾齒機(jī)床在車(chē)間大空間內(nèi)的輻射換熱功率可表示為

(11)

高溫切屑被帶至排屑器以及齒輪被移至料倉(cāng)將使部分熱量傳遞至機(jī)床以外。根據(jù)吸熱放熱理論可得到各自帶走的熱量，即

(12)

(13)

式中，Qc為切屑帶走的熱量；Qg為齒輪帶走的熱量；cw為齒坯質(zhì)量熱容；ρw為齒坯密度；Tc為切屑溫度；Tg為齒輪溫度；Ta為環(huán)境溫度，n為齒輪數(shù)量；Vg、Vw分別為齒輪和齒坯的體積。

3 干切滾齒機(jī)床熱流調(diào)控策略

3.1 熱穩(wěn)定性致變因子

產(chǎn)熱量與散熱量之差即為干切滾齒機(jī)床的儲(chǔ)熱量。儲(chǔ)熱將造成溫升，可作為熱穩(wěn)定性表征指標(biāo)。結(jié)合第2節(jié)的熱流計(jì)算式，當(dāng)加工n個(gè)齒輪時(shí)，干切滾齒機(jī)床的總儲(chǔ)熱可表達(dá)為

(14)

式中，Qs為機(jī)床儲(chǔ)熱；Ah為對(duì)流換熱面積；Th為對(duì)流換熱物體的溫度。

同理，對(duì)于各部組件的儲(chǔ)熱，亦可根據(jù)其產(chǎn)散熱之差進(jìn)行確定。

當(dāng)儲(chǔ)熱量大于零時(shí)，干切滾齒機(jī)床易發(fā)生熱變形，加工精度下降。當(dāng)儲(chǔ)熱量等于零時(shí)，干切滾齒機(jī)床處于熱穩(wěn)定狀態(tài)。當(dāng)儲(chǔ)熱量小于零時(shí)，機(jī)床亦無(wú)溫升和熱變形，但需更大成本投入以保障高效散熱。將各產(chǎn)熱量和散熱量的計(jì)算式代入式(14)得

(15)

結(jié)合上述模型，可進(jìn)一步探究導(dǎo)致熱穩(wěn)定性發(fā)生改變的影響因素，即熱穩(wěn)定性致變因子。干切滾齒機(jī)床型號(hào)確定后，ηm、μg、σ、εm、Am為固定不變的參數(shù)，nm、ns、nb、MT、Msd、Msp、Mb、Fg、vg、hm、Tm、Tp、Tc、Tg、Ta、cw、es、ρw、h、Vr、t則為可變參數(shù)。其中，MT、Mb、Ms、Fg、cw、es、ρw屬于性能相關(guān)參數(shù)，hm、Tm、Tp、Tc、Tg、Ta屬于傳熱相關(guān)參數(shù)，nm、nb、ns、vg、h、Vr、t屬于工藝相關(guān)參數(shù)。

MT、Mb、Msd、Msp、Fg分別受電機(jī)、軸承、絲桿、導(dǎo)軌的工作載荷影響而改變換熱量。cw、es、ρw受齒輪熱物性的影響，對(duì)于相同尺寸和溫升的齒輪，其值較大時(shí)有利于齒輪和切屑帶走更多熱量。根據(jù)式(9)和式(10)，hm受射流流速、溫度、噴嘴直徑、入射角等影響，改變其取值可增減對(duì)流換熱量。Tm、Tc、Tg分別受機(jī)床儲(chǔ)熱、切屑載熱、齒輪儲(chǔ)熱影響，并與切削熱分配系數(shù)相關(guān)。Tp和Ta相等，受車(chē)間氣溫波動(dòng)和四季交替的影響，恒溫車(chē)間下可視其為常量，否則需考慮車(chē)間溫度變化的影響。nm、nb、ns、vg受機(jī)床技術(shù)指標(biāo)限制并取決于機(jī)床運(yùn)行工況。h受滾刀轉(zhuǎn)速、軸向進(jìn)給量、進(jìn)給方式(順/逆滾)影響，可利用滾切成形模型(見(jiàn)文獻(xiàn)[21])進(jìn)行函數(shù)擬合。Vr可通過(guò)齒坯與齒輪的體積差獲得。t與加工時(shí)間有關(guān)。

圖7是某干切滾齒機(jī)床的溫升曲線(xiàn)。試驗(yàn)中，滾刀轉(zhuǎn)速為850 r/min、軸向進(jìn)給量為1.6 mm/r。結(jié)果表明，干切滾齒機(jī)床運(yùn)行初期溫升較大，約在加工1 h后達(dá)到熱平衡。其中，主軸溫升最為明顯，工作臺(tái)和主電機(jī)軸承端蓋的溫升較為平緩，但與主軸熱平衡所需時(shí)間基本一致。

圖7 干切滾齒機(jī)床的溫升曲線(xiàn)Fig.7 Temperature rise curve of dry hobbing machine

3.2 多維熱流控制策略

(1) 機(jī)床熱穩(wěn)定性多目標(biāo)優(yōu)化。根據(jù)式(15)，提出干切滾齒機(jī)床熱穩(wěn)定性多目標(biāo)優(yōu)化策略。以機(jī)床總儲(chǔ)熱量、關(guān)鍵溫敏部組件儲(chǔ)熱量以及加工成本最小為目標(biāo)，以相關(guān)致變因子為變量，以機(jī)床加工性能、滾刀涂層極限工作溫度、齒輪加工質(zhì)量等為約束，建立干切滾齒機(jī)床熱穩(wěn)定性多目標(biāo)優(yōu)化模型，如圖8所示。結(jié)合車(chē)間試驗(yàn)確定模型中特征參數(shù)的取值或函數(shù)表達(dá)式。利用MATLAB編寫(xiě)基于萬(wàn)有引力智能搜索算法的參數(shù)化計(jì)算程序，尋獲Pareto最優(yōu)解，并對(duì)變量進(jìn)行矛盾沖突分析，從而為加工生產(chǎn)提供合適的工藝參數(shù)。

圖8 熱穩(wěn)定性多目標(biāo)優(yōu)化Fig.8 Multi-objective optimization of thermostability

(2)壓縮空氣射流場(chǎng)協(xié)同強(qiáng)化換熱。以?xún)?yōu)化噴嘴直徑、流速、入射角等參數(shù)來(lái)增強(qiáng)壓縮空氣換熱(hm)的方法難以獲得最佳換熱效果，其原因在于未考慮射流多場(chǎng)協(xié)調(diào)優(yōu)化?；趥鳠釋W(xué)的場(chǎng)協(xié)同理論，提出圖9所示的壓縮空氣射流場(chǎng)協(xié)同強(qiáng)化換熱策略。車(chē)間大氣經(jīng)過(guò)空壓機(jī)和冷干機(jī)處理形成壓縮空氣并存放于儲(chǔ)氣罐，通過(guò)節(jié)流閥將壓縮空氣經(jīng)由扁平形噴嘴射流至滾切區(qū)域。采用閉環(huán)控制系統(tǒng)判斷射流的溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)-速度場(chǎng)夾角場(chǎng)的狀態(tài)，并利用調(diào)溫冷干機(jī)、調(diào)速節(jié)流閥、角度校正器調(diào)整以使三場(chǎng)協(xié)同程度最大，且?jiàn)A角保持共面。

圖9 壓縮空氣換熱強(qiáng)化Fig.9 Heat transfer enhancement of compressed air

(3)熱流多傳感器數(shù)據(jù)感知融合控制。為對(duì)多回路熱流進(jìn)行精準(zhǔn)靶向調(diào)控，結(jié)合智能傳感和大數(shù)據(jù)處理技術(shù)，提出圖10所示的干切滾齒機(jī)床熱流控制策略。利用多回路熱信息采集系統(tǒng)，通過(guò)K1、K2、…、Ki傳感器采集熱源信息(溫升、熱變形、空間位置等)并傳輸給中控器，經(jīng)過(guò)數(shù)據(jù)感知融合以后由中控器的內(nèi)設(shè)熱量超儲(chǔ)判據(jù)確定是否發(fā)出預(yù)警；尋優(yōu)終端接收到預(yù)警后調(diào)用內(nèi)設(shè)綜合學(xué)習(xí)粒子群算法程序(以熱流數(shù)據(jù)不超過(guò)給定閾值為目標(biāo))，捕獲保證熱流平衡的最優(yōu)參數(shù)集；執(zhí)行機(jī)構(gòu)接收到最優(yōu)參數(shù)集后協(xié)同調(diào)整熱源產(chǎn)熱和載熱體散熱；進(jìn)而利用熵權(quán)法評(píng)價(jià)熱流調(diào)控效果，并據(jù)此修正工藝參數(shù)。

圖10 多傳感器感知融合的熱流控制Fig.10 Multi-sensor fusion perceived heat flow control

4 結(jié)論

為提高熱穩(wěn)定性，本文研究了干切滾齒機(jī)床的熱流復(fù)雜特性及多維調(diào)控策略，主要研究結(jié)果如下：①闡明了干切滾齒機(jī)床熱量流動(dòng)行為的復(fù)雜性和獨(dú)特性，為其熱穩(wěn)定性表征和調(diào)控提供支撐;②建立了干切滾齒機(jī)床結(jié)構(gòu)-流體-溫度多場(chǎng)耦合儲(chǔ)熱模型，實(shí)現(xiàn)熱穩(wěn)定性致變因子的量化分析;③提出了干切滾齒機(jī)床熱流多維協(xié)同調(diào)控策略，通過(guò)場(chǎng)協(xié)同強(qiáng)化壓縮空氣換熱能力等實(shí)現(xiàn)機(jī)床熱流行為的優(yōu)化控制。后續(xù)工作將定量地研究上述調(diào)控策略，為干切滾齒機(jī)床熱穩(wěn)定性設(shè)計(jì)和運(yùn)行提供數(shù)據(jù)支撐。