車齒工藝主切削力預(yù)測(cè)與工藝參數(shù)優(yōu)化＊

陽國(guó)萬 溫子進(jìn) 陳永鵬

（重慶交通大學(xué)機(jī)電與車輛工程學(xué)院，重慶 400074）

車齒工藝是一種加工效率高、加工精度高，適用于傳統(tǒng)齒輪加工方法難以加工的特殊結(jié)構(gòu)（如非貫通內(nèi)斜齒輪）的新型齒輪制造工藝，最初由于落后的技術(shù)條件而未能在實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)中得到廣泛應(yīng)用，但如今隨著一些關(guān)鍵技術(shù)——機(jī)床剛度、計(jì)算機(jī)數(shù)字控制、材料涂層技術(shù)等發(fā)展，車齒工藝所展現(xiàn)出的巨大潛力引起了學(xué)界內(nèi)更多的關(guān)注。

在齒輪切削加工過程中，所產(chǎn)生的切削力是齒輪制造工藝最基本的物理參數(shù)，掌握切削力的變化規(guī)律是研究切削機(jī)理、研發(fā)新型刀具、提高加工精度的關(guān)鍵與前提，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)此展開了廣泛研究。Tang X K 等[1]針對(duì)銑削所產(chǎn)生的切削力，提出了三維未變形切屑厚度的計(jì)算方法，得到了穿透曲線的計(jì)算公式以確定加工區(qū)域，通過矢量分析法確定了工作法前角與工作刃傾角，最后建立了切削力力學(xué)模型以預(yù)測(cè)銑削力。Jiang C 等[2]認(rèn)為切削力是影響刀具壽命和機(jī)床加工性能的重要因素，根據(jù)展成法加工準(zhǔn)雙曲面齒輪的特點(diǎn)與實(shí)際工況，提出了一種計(jì)算多齒切向銑削力的新方法，并根據(jù)刀具與工件之間的運(yùn)動(dòng)和位置關(guān)系，計(jì)算出了動(dòng)態(tài)切向銑削力，最后通過實(shí)例計(jì)算與實(shí)驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。Zheng F Y 等[3]為了解決面銑削加工螺旋錐齒輪時(shí)復(fù)雜運(yùn)動(dòng)學(xué)所導(dǎo)致的預(yù)測(cè)切削力的難題，提出了一種高效、準(zhǔn)確的面銑螺旋錐齒輪切削力解析預(yù)測(cè)模型，通過有限元模擬和切削力實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該方法的有效性，切削力誤差在10%以內(nèi)。Chara E等[4]開發(fā)了一種實(shí)現(xiàn)面銑削和面滾削的三維運(yùn)動(dòng)學(xué)仿真計(jì)算算法，可以計(jì)算切削過程中的切削力，進(jìn)而研究了精加工余量、進(jìn)給速率等關(guān)鍵參數(shù)對(duì)未變形切屑幾何形狀與切削力的影響。蔡安江等[5]基于金屬切削力理論公式剃齒切削力模型，分析了切削參數(shù)對(duì)剃齒切削力的影響規(guī)律，運(yùn)用有限元方法與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。Huang K F等[6]主要研究了準(zhǔn)雙曲面齒輪面滾齒切削力預(yù)測(cè)的向量化封閉解，建立了未變形切削切屑幾何形狀的矢量化模型，將該模型與斜角切削模型結(jié)合首次提出了準(zhǔn)雙曲面齒輪面滾齒切削力預(yù)測(cè)的封閉解，該模型與半解析法相比具有更高的精度與效率。Jin Y Q等[7]依據(jù)實(shí)際工況建立了多齒切削過程切削力的有限元數(shù)值分析模型，在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究了瞬時(shí)切削力的時(shí)變特性，探討了切削參數(shù)對(duì)切削力的影響規(guī)律，最后結(jié)合切削試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)穩(wěn)態(tài)切削力進(jìn)行了比較，驗(yàn)證了模型的可靠性。Onozuka H 等[8]以提高車齒工藝加工精度和刀具壽命為目標(biāo)，建立了切削力的仿真模型，利用可以代表工件材料切削力特征的切削方向、未變形切屑厚度、有效前角和特定切削力系數(shù)來表示切削力，并采用優(yōu)化方法減小實(shí)測(cè)切削力和模擬切削力的誤差，二者之間具有較好的吻合性，誤差為15%。McCloskey P 等[9]介紹了一種新型模型，用于預(yù)測(cè)高速、多功能齒輪切削過程中未變形切屑的幾何形狀與切削力，計(jì)算了離散化切削刃的切削速度，確定了有效前角與斜角，最后利用DMG 銑床進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。Li J 等[10]提出了一種基于能量法的車齒工藝切削力計(jì)算方法，該方法將刀齒上的切削刃分為切入刃、頂刃和切出刃3 個(gè)部分，將切削刃3 個(gè)部分上每一微段的切削力矢量相加，得到單齒上的切削力，這樣便得到由參與切削的刀齒上切削力矢量和的完整切削力，最后通過有限元方法驗(yàn)證了該方法的有效性。Svahn M 等[11]用力學(xué)方法建立了一個(gè)數(shù)學(xué)模型以對(duì)齒輪成形銑削過程中的切削力進(jìn)行預(yù)測(cè)，該模型認(rèn)為在切削過程中刀具上的載荷都是通過沿切削刃的力之和求解的，最后用轉(zhuǎn)位銑刀進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了該模型能較好地預(yù)測(cè)銑削力。

早期關(guān)于齒輪制造工藝切削力的研究多集中于傳統(tǒng)齒輪制造工藝，雖然近年來逐漸出現(xiàn)了一些關(guān)于車齒工藝切削力的探究，但仍然不全面且不深入，對(duì)車齒工藝切削力的預(yù)測(cè)與優(yōu)化是難題之一。針對(duì)上述問題，本文建立了工件齒輪和車齒刀的三維模型，基于Deform 有限元仿真得到了單刀齒切削過程中切削力的響應(yīng)數(shù)據(jù)；建立了多元參數(shù)作用下主切削力預(yù)測(cè)模型，分析了切削速度、進(jìn)給量以及軸交角三項(xiàng)工藝參數(shù)對(duì)主切削力的影響規(guī)律；提出了以主切削力為約束條件、以最高加工效率為目標(biāo)的工藝參數(shù)優(yōu)化方法，并驗(yàn)證了預(yù)測(cè)模型有效性，為提高車齒工藝加工效率、延長(zhǎng)刀具壽命提供參數(shù)指導(dǎo)。

1 車齒工藝運(yùn)動(dòng)學(xué)原理

車齒工藝是基于空間交錯(cuò)軸圓柱齒輪嚙合原理的齒輪加工工藝，車齒工藝運(yùn)動(dòng)學(xué)原理如圖1 所示。

圖1 車齒工藝運(yùn)動(dòng)學(xué)原理

根據(jù)車齒工藝運(yùn)動(dòng)學(xué)關(guān)系構(gòu)建車齒工藝空間坐標(biāo)系：坐標(biāo)系S1(O1-X1Y1Z1)與坐標(biāo)系S2(O2-X2Y2Z2)為固定坐標(biāo)系，分別與工件與刀具起始位置重合；固定坐標(biāo)系Z1軸與Z2軸分別同工件與刀具的軸線重合；坐標(biāo)系Sc(Oc-XcYcZc)與坐標(biāo)系Sw(Ow-XwYwZw)分別為刀具與工件的固連坐標(biāo)系，并且刀具與工件分別繞著Zc軸與Zw軸以角速度ωc與ωw做同步回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，同時(shí)工件以速度vwf做軸向進(jìn)給運(yùn)動(dòng)。

Z1軸與Z2軸間最小距離為中心距a，滿足：

式中：車齒加工外齒輪時(shí)取正號(hào)，車齒加工內(nèi)齒輪時(shí)取負(fù)號(hào)；rw為工件分度圓柱半徑；rc為刀具分度圓柱半徑。

Z1軸與Z2軸間交錯(cuò)角為軸交角Σ，滿足：

式中：車齒加工外齒輪時(shí)，若刀具與工件螺旋方向相同則取正號(hào)，若刀具與工件螺旋方向相反則取負(fù)號(hào)；車齒加工內(nèi)齒輪時(shí)，若刀具與工件螺旋方向相同則取負(fù)號(hào)，若刀具與工件螺旋方向相反則取正號(hào)；βw為工件螺旋角；βc為刀具螺旋角。

為了滿足車齒工藝刀具與工件之間正確嚙合關(guān)系，應(yīng)給刀具附加差動(dòng)回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，則刀具角速度ωc與工件角速度ωw之間關(guān)系為

式中：zw為工件齒數(shù)；zc為刀具齒數(shù)；mwn為工件法向模數(shù)。

根據(jù)式（3）可確定刀具回轉(zhuǎn)角度φc與工件回轉(zhuǎn)角度φw之間的關(guān)系為

2 車齒工藝有限元仿真

車齒加工是一個(gè)復(fù)雜的動(dòng)態(tài)過程，其切削結(jié)果受眾多因素影響，礙于現(xiàn)有技術(shù)，測(cè)量車齒加工過程中切削力往往不精確，并且實(shí)驗(yàn)成本巨大，這些難題大大延長(zhǎng)了車齒工藝研究開發(fā)周期。為了解決上述問題，有限元方法因其效率高、成本低、便于監(jiān)測(cè)全程等優(yōu)點(diǎn)而受到越來越多青睞，本文選用DEFORM-3D 有限元平臺(tái)對(duì)車齒加工過程中切削力進(jìn)行分析。

2.1 幾何建模與劃分網(wǎng)格

在保證仿真結(jié)果準(zhǔn)確的前提下，應(yīng)盡量簡(jiǎn)化仿真模型，本文選取刀具單刀齒及相應(yīng)齒槽模型而非完整刀具與工件進(jìn)行切削仿真。

幾何建模與網(wǎng)格劃分方法如下：

（1）根據(jù)表1 的刀具與工件設(shè)計(jì)參數(shù)構(gòu)建其刀齒幾何模型，如圖2 所示。

表1 刀具與工件設(shè)計(jì)參數(shù)

圖2 刀齒幾何模型

（2）基于車齒工藝運(yùn)動(dòng)學(xué)原理，利用切削刃運(yùn)動(dòng)軌跡構(gòu)建對(duì)應(yīng)的齒槽幾何模型，如圖3 所示。

圖3 齒槽幾何建模過程

（3）由式（1）～式（3）計(jì)算出的工藝參數(shù)裝配刀具與工件，如圖4 所示。

圖4 裝配與網(wǎng)格

（4）刀齒與齒槽默認(rèn)劃分為四面體網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)分別約為430 000 與80 000，并針對(duì)前刀面設(shè)置網(wǎng)格窗使窗內(nèi)網(wǎng)格體積更小，窗內(nèi)外網(wǎng)格體積比為0.01∶1，刀具涂層材料為5 μm TiAl。

2.2 材料本構(gòu)模型及斷裂準(zhǔn)則

金屬切削過程中會(huì)產(chǎn)生較大塑性形變，工件材料會(huì)出現(xiàn)加工硬化現(xiàn)象，Johnson-Cook 模型被廣泛應(yīng)用于模擬金屬切削過程，對(duì)模擬高應(yīng)變和高應(yīng)變率的機(jī)械過程非常有效[12]，十分適用于車齒加工仿真，該模型屈服應(yīng)力方程為

材料模型各參數(shù)見表2。

表2 材料模型參數(shù)

由于合金結(jié)構(gòu)鋼25CrMo4 切削性能良好[13]，因此合金工具鋼AISI-H-13（即4Cr5MoSiV1）被廣泛用于制造刀具[14]，本文分別選用25CrMo4 與AISI-H-13為工件與刀具的材料。

現(xiàn)有預(yù)測(cè)擠壓裂縫起裂標(biāo)準(zhǔn)中，Cockcroft &Latham 準(zhǔn)則是最常用的準(zhǔn)則[15]，本文斷裂準(zhǔn)則采用該準(zhǔn)則，其臨界損傷值具體形式為

式中：εf為臨界斷裂等效應(yīng)變；σ為等效應(yīng)力；f(σ)為等效應(yīng)力函數(shù)；ε為等效應(yīng)變。

3 主切削力預(yù)測(cè)及工藝參數(shù)影響分析

由于在車齒加工過程中切削力的大小與方向是不斷變化的，因此目前還未統(tǒng)一切削力的計(jì)算方式。通過對(duì)車齒過程中作用力的分析，將任意時(shí)刻的切削力在工件固定坐標(biāo)系S1(O1-X1Y1Z1)分解成3 個(gè)方向的分力，如圖5 所示。與工件旋轉(zhuǎn)方向ωw相互垂直（即與Z1軸同向）的力Fz為主切削力，與X1軸同向的力Fx為背向力，與Y1軸同向的力Fy為進(jìn)給力，則切削力Fgs的表達(dá)式為

圖5 切削力分解

與其他兩向分力相比，主切削力Fz數(shù)值上非常接近總切削力，起主導(dǎo)作用，因此，本文將主要對(duì)主切削力進(jìn)行預(yù)測(cè)與優(yōu)化。

3.1 基于BBD 的仿真試驗(yàn)設(shè)計(jì)

Box-Behnken Design（BBD）是通過對(duì)響應(yīng)面模型進(jìn)行優(yōu)化，而得到最優(yōu)響應(yīng)值的一種實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法[16]?；诖嗽O(shè)計(jì)方法，將3 個(gè)對(duì)切削力有影響的工藝參數(shù)（切削速度、軸向進(jìn)給量以及軸交角）設(shè)置為實(shí)驗(yàn)因素，根據(jù)三因素三水平BBD 實(shí)驗(yàn)重復(fù)原則，進(jìn)行17 組仿真實(shí)驗(yàn)，可得不同工況下車齒工藝切削力變化趨勢(shì)。為了盡可能地控制切削力波動(dòng)幅度，選擇對(duì)切削過程中主切削力極值進(jìn)行分析，結(jié)果見表3。l1、l2、l3分別表示切削速度、進(jìn)給量與軸交角的設(shè)計(jì)水平。

表3 主切削力結(jié)果

圖6 所示為序號(hào)1 實(shí)驗(yàn)三向切削分力在切削過程中的變化趨勢(shì)，背向力Fx小于進(jìn)給力Fy，且遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于主切削力Fz，這就是設(shè)計(jì)新刀具、研發(fā)新機(jī)床、計(jì)算功率時(shí)將主切削力視為最關(guān)鍵因素的原因，證明了本文選擇主切削力為研究對(duì)象的正確性。

圖6 車齒加工過程中切削力變化趨勢(shì)（序號(hào)1）

3.2 主切削力預(yù)測(cè)模型

為深入探究車齒切削速度、軸向進(jìn)給量和軸交角3 個(gè)參數(shù)對(duì)主切削力的影響規(guī)律，建立了二階預(yù)測(cè)模型，其表達(dá)式為

式中：w0為響應(yīng)均值；wi（i為1～n的整數(shù)）為線性響應(yīng)系數(shù)；wij（j為1～n的整數(shù)，但與i不相等）為雙因素交互響應(yīng)系數(shù)；wii為二次響應(yīng)系數(shù)；ε為誤差補(bǔ)償。

式（8）中n的取值由因素?cái)?shù)量決定，取值為3，故預(yù)測(cè)模型的具體形式應(yīng)為

為準(zhǔn)確地表達(dá)工藝參數(shù)對(duì)主切削力的影響規(guī)律，必須對(duì)式（9）進(jìn)行誤差補(bǔ)償修正，修正后的結(jié)果為

最后，將表2 中各參數(shù)條件下主切削力結(jié)果代入式（10），可得本文主切削力預(yù)測(cè)模型，為：

對(duì)該模型進(jìn)行方差分析，結(jié)果見表4。表4 中，F(xiàn)表示模型顯著性；P表示模型顯著性水平。標(biāo)準(zhǔn)F值為3.02，而本文中模型F值為20.44，遠(yuǎn)大于標(biāo)準(zhǔn)值；并且本文模型顯著性水平P值為0.000 3，遠(yuǎn)小于置信系數(shù)0.05，進(jìn)一步說明本文預(yù)測(cè)模型置信性高；此外，R2值0.963 3 與修正決定系數(shù)Adjusted-R2值0.916 2 非常接近，說明模型擬合度非常高。

表4 主切削力預(yù)測(cè)模型的方差分析結(jié)果

3.3 單工藝參數(shù)對(duì)于主切削力的影響分析

為研究單工藝參數(shù)對(duì)主切削力的影響規(guī)律，根據(jù)數(shù)學(xué)預(yù)測(cè)模型構(gòu)建其子模型，進(jìn)而得到主切削力關(guān)于單工藝參數(shù)的邊際方程，通過邊際方程分析單工藝參數(shù)對(duì)主切削力的影響規(guī)律。

工藝參數(shù)使用無量綱轉(zhuǎn)換后進(jìn)行數(shù)學(xué)建模，一次響應(yīng)系數(shù)wi、交互響應(yīng)系數(shù)wij和二次響應(yīng)系數(shù)wii之間線性不相關(guān)[17]，令其中兩項(xiàng)工藝參數(shù)水平為0，可得目標(biāo)工藝參數(shù)對(duì)主切削力的數(shù)學(xué)預(yù)測(cè)子模型：

對(duì)式（12）中l(wèi)1、l2、l3分別求導(dǎo)，可得主切削力的邊際方程：

由圖7 可知，在選定的工藝參數(shù)范圍內(nèi)，隨著進(jìn)給量的增大，主切削力也不斷提高，這是因?yàn)檫M(jìn)給量的增大導(dǎo)致切削厚度增加，刀具需克服的彈塑性阻力增大，并且進(jìn)給量的參數(shù)水平越高影響主切削力的程度也越明顯；軸交角的增大對(duì)主切削力的影響規(guī)律為先降低后提升，因此選用大軸交角會(huì)使切削力對(duì)刀具磨損的影響程度降低；切削速度的提高也會(huì)使主切削力增大，其原因?yàn)楦咔邢魉俣仁沟玫毒邔?shí)際前角變小、變形系數(shù)增大繼而導(dǎo)致切削力增大，但變化幅度不顯著，并且隨著切削速度參數(shù)水平的上升，因刀具積屑瘤的產(chǎn)生，從而引起主切削力受切削速度影響降低的問題。綜上所述，單工藝參數(shù)對(duì)車齒工藝主切削力影響程度順序?yàn)椋哼M(jìn)給量 ＞軸交角＞ 切削速度。

圖7 主切削力邊際方程

3.4 多元工藝參數(shù)對(duì)主切削力的交互影響分析

本節(jié)通過響應(yīng)曲面圖，分析多元工藝參數(shù)對(duì)主切削力的交互影響，具體方法：設(shè)置某一工藝參數(shù)水平為0 作參考，討論另外兩項(xiàng)工藝參數(shù)間交互作用對(duì)主切削力的影響規(guī)律。主切削力與工藝參數(shù)間響應(yīng)關(guān)系如圖8 所示。

圖8 主切削力與工藝參數(shù)之間的響應(yīng)關(guān)系

由圖8a 可知，隨著進(jìn)給量的增大，主切削力也不斷增大，并且隨著切削速度的提升，等高線就越陡峭，說明切削速度促進(jìn)了進(jìn)給量對(duì)主切削力的影響。由圖8b 可知，隨著軸交角的增大，主切削力不斷減小，并且隨著切削速度的提升，等高線就越平緩，意味著切削速度抑制了軸交角對(duì)主切削力的影響。由圖8c 可知，軸交角與進(jìn)給量對(duì)主切削力的交互影響規(guī)律呈輻射狀，即軸交角越小、進(jìn)給量越大，主切削力越大，并且兩者對(duì)主切削力的影響程度較為相似。

通過在中尋找最高點(diǎn)與最低點(diǎn)發(fā)現(xiàn)：最高點(diǎn)和最低點(diǎn)均位于圖8c，分別約為13 134 N、6 660 N。表明在選定工藝參數(shù)范圍內(nèi)，多元工藝參數(shù)對(duì)主切削力交互影響最顯著的是fw－Σ。

4 工藝參數(shù)優(yōu)化

在約束主切削力極值的前提下對(duì)車齒工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化時(shí)，必須先確定對(duì)主切削力影響最大的參數(shù)取值，再以最高切削效率為目標(biāo)，對(duì)影響主切削力程度較小的參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，從而得到一組最佳參數(shù)組合。

對(duì)切削力影響程度最高的工藝參數(shù)是軸向進(jìn)給量，應(yīng)先確定其取值再進(jìn)行優(yōu)化。但考慮實(shí)際加工情況，對(duì)刀具螺旋角進(jìn)行優(yōu)化（即需要制造新的復(fù)雜構(gòu)型刀具）的經(jīng)濟(jì)價(jià)值遠(yuǎn)低于直接調(diào)整軸向進(jìn)給量，并且軸交角對(duì)主切削力的影響程度與軸向進(jìn)給量相差無幾，故本文先確定軸交角的取值，再對(duì)切削速度與軸向進(jìn)給量進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化。

為了求取不同螺旋角（本文選取5°、10°、15°，車齒加工時(shí)對(duì)應(yīng)的軸交角分別為20°、25°、30°）刀具在對(duì)應(yīng)主切削力約束條件下的最佳工藝參數(shù)組合，將采用遺傳算法（genetic algorithm，GA）進(jìn)行優(yōu)化求解。

車齒切削效率受到切削速度、進(jìn)給量的影響，且切削效率與二者線性正相關(guān)，切削效率計(jì)算公式可表示為

在式（11）約束條件下，以式（14）中所示Egs值最大為目標(biāo)，優(yōu)化出最佳工藝參數(shù)組合。GA算法流程如下。

（1）初始隨機(jī)產(chǎn)生種群。

（2）依據(jù)策略判斷個(gè)體適應(yīng)度，若符合優(yōu)化準(zhǔn)則，輸出最優(yōu)個(gè)體與最佳解，結(jié)束優(yōu)化；否則進(jìn)行步驟（3）。

（3）基于適應(yīng)度選擇父母?jìng)€(gè)體，適應(yīng)度高則被選中概率大，適應(yīng)度低則被選中概率小。

（4）將成為父母的個(gè)體染色體交叉產(chǎn)生后代。

（5）對(duì)后代染色體進(jìn)行變異操作，再進(jìn)行交叉、變異后產(chǎn)生新的種群，之后回到步驟（2）循環(huán)直至產(chǎn)生最優(yōu)解。

GA 算法的參數(shù)范圍設(shè)置為：l1=(-1～1)，l2=(-1～1)，l3=(-1、0、1)。車齒工藝參數(shù)優(yōu)化結(jié)果如圖9 和表5 所示。

表5 車齒工藝參數(shù)優(yōu)化結(jié)果

通過表5 可知，3 組優(yōu)化參數(shù)下所預(yù)測(cè)主切削力與仿真所得實(shí)際主切削力間誤差率分別為4.48%、5.90%、3.19%，平均誤差率為4.52%，低于10%，表明工藝參數(shù)優(yōu)化具有可靠性、有效性。

5 結(jié)語

根據(jù)車齒工藝運(yùn)動(dòng)學(xué)原理，構(gòu)建了單刀齒與齒槽模型，并利用有限元仿真方法得到不同工況下主切削力變化趨勢(shì)，得出以下結(jié)論：

（1）基于BBD 響應(yīng)面法建立主切削力預(yù)測(cè)模型并驗(yàn)證了該模型的正確性，通過分析邊際方程圖得到了單工藝參數(shù)對(duì)主切削力的影響規(guī)律，即在指定參數(shù)范圍內(nèi)，進(jìn)給量、軸交角、切削速度對(duì)主切削力的影響程度依次減弱；之后通過響應(yīng)曲面圖分析多元工藝參數(shù)對(duì)主切削力的交互影響，結(jié)果表明，fw－Σ對(duì)主切削力的影響最大。

（2）提出了一種基于GA 算法在約束主切削力前提下以最高切削效率為目標(biāo)的優(yōu)化方法，對(duì)不同螺旋角刀具進(jìn)行工藝參數(shù)優(yōu)化，優(yōu)化結(jié)果與實(shí)際結(jié)果間平均誤差率僅為4.52%，可以為實(shí)際生產(chǎn)提供指導(dǎo)。