魏智 徐昊 郭資源

(江蘇大學(xué) 江蘇鎮(zhèn)江 212000)

考慮國家對(duì)高素質(zhì)實(shí)操型人才的需求，基礎(chǔ)工程訓(xùn)練在工科類院校對(duì)人才培養(yǎng)方面起著極為重要的作用。但是現(xiàn)有雕刻機(jī)難以滿足學(xué)校基礎(chǔ)工程訓(xùn)練的要求，這就急需一款小型的、方便操作的、低成本的教學(xué)用五軸雕刻機(jī)設(shè)計(jì)來滿足基礎(chǔ)工程訓(xùn)練的需要。本文通過ANSYS 軟件有限元分析方法來實(shí)現(xiàn)對(duì)機(jī)床整體的模擬和優(yōu)化，以達(dá)到所需要的設(shè)計(jì)目的。目前，國內(nèi)外在五軸雕刻機(jī)的研究方面都有所突破，這為本文教學(xué)用五軸雕刻機(jī)提供了重要的研究思路，并為其提供了相應(yīng)的理論與實(shí)踐成果。國內(nèi)軸聯(lián)動(dòng)技術(shù)[1]、刀具的發(fā)展[2]以及有限元分析法[3]的普及，為研究能夠順利進(jìn)行提供了強(qiáng)力保證。

1 五軸雕刻機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

此款五軸雕刻機(jī)以為學(xué)?；A(chǔ)工程訓(xùn)練提供教學(xué)器材為設(shè)計(jì)目的，以體型小、成本低為設(shè)計(jì)目標(biāo)，對(duì)加工精度沒有太高要求。由于切削硬木所需的切削力小于切削鋁件，在同樣的精度要求下使用硬木更為合算，因此，為降低基礎(chǔ)工程訓(xùn)練中的教師演示和學(xué)生實(shí)操成本，此款五軸雕刻機(jī)，將加工對(duì)象限定為硬木。在機(jī)身材料選擇方面，以國標(biāo)鋁型材和鋁合金板件搭建五軸雕刻機(jī)主體，并增加不銹鋼型材提高雕刻機(jī)剛度。國標(biāo)鋁型材、整塊鋁合金板件和不銹鋼型材都可以在網(wǎng)上購物平臺(tái)以較低的成本采購得到，鉆孔等一些簡單的加工可由校方自行處理。在零件設(shè)計(jì)方面，全部選用可采購的標(biāo)準(zhǔn)件，不再自行設(shè)計(jì)，僅需在采購的標(biāo)準(zhǔn)件上進(jìn)行鉆孔以完成整機(jī)裝配。

1.1 五軸雕刻機(jī)選型

五軸聯(lián)動(dòng)數(shù)控機(jī)床擁有雙擺頭形式、俯垂型擺頭式、雙轉(zhuǎn)臺(tái)形式、俯垂型工作臺(tái)式、一擺一轉(zhuǎn)形式等多種[4]。

受限于成本，選擇雙轉(zhuǎn)臺(tái)形式的五軸聯(lián)動(dòng)數(shù)控機(jī)床。將機(jī)床整體分為三軸機(jī)床和雙擺轉(zhuǎn)臺(tái)兩個(gè)部分，其中三軸機(jī)床定為龍門形式，采用三直線設(shè)計(jì)方式，通過三根絲杠控制三軸運(yùn)動(dòng)[5]。

雙擺轉(zhuǎn)臺(tái)不自行設(shè)計(jì)，直接購買。

1.2 五軸雕刻機(jī)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

在上文設(shè)計(jì)中，只對(duì)雕刻機(jī)整機(jī)做了初步設(shè)計(jì)，而沒有進(jìn)行靜剛度、動(dòng)剛度、模態(tài)等多方面的校核，可能出現(xiàn)剛度不足或固有頻率較低的情況，因此需要通過分析確定雕刻機(jī)零部件是否滿足使用需要。若不滿足，則需對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，直到滿足目標(biāo)。本文使用有限元方法分析雕刻機(jī)部件是否達(dá)標(biāo)。

圖1為整機(jī)優(yōu)化前雕銑機(jī)模型。

圖1 整機(jī)優(yōu)化前模型

2 機(jī)床重要零件有限元分析

2.1 ANSYS軟件

ANSYS 軟件使用相同的數(shù)據(jù)庫進(jìn)行模型數(shù)據(jù)和分析數(shù)據(jù)的存儲(chǔ)，可以使前處理、求解運(yùn)算、后處理數(shù)據(jù)能夠統(tǒng)一；利用軟件中各項(xiàng)命令能夠進(jìn)行三維建模，繪制各種復(fù)雜的幾何物體模型；提供多種求解器，根據(jù)不同的分析要求進(jìn)行求解器的選擇保證運(yùn)算的合理和正確；有多種對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化的分析模塊，提供更好的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化平臺(tái)[6]。

2.2 雕刻機(jī)工況分析

因?yàn)榈窨虣C(jī)雕刻對(duì)象限定為硬木，故須計(jì)算銑削木材所需的切削力。不同于金屬材料，木材具有復(fù)雜的纖維結(jié)構(gòu)，同時(shí)木材種類、含水量、年輪寬度、生長環(huán)境等多種因素也會(huì)影響木材構(gòu)造，故木材切削力難以計(jì)算。目前，普遍采用實(shí)驗(yàn)得到的經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)木材切削力進(jìn)行計(jì)算[7]。

木材的平均圓周切削力計(jì)算公式為

式（1）中：P0為木材平均圓周切削力，單位為N；K為單位切削功，單位為J/cm3；b為切削寬度，單位為mm；t為切削深度，單位為mm；u為進(jìn)給速度，單位為m/min；v為切削速度，單位為m/s。

上述公式中單位切削功K與單位切削力K在數(shù)值上相等，其計(jì)算公式為

式（2）中：K表為單位切削功K的值，單位為J/cm3；C種為木材樹種修正系數(shù)；C水為木材含水率修正系數(shù)；C前為刀具前角修正系數(shù)；C鈍為刀具變鈍程度修正系數(shù)；C速為切削速度修正系數(shù)。

取切削寬度b=5 mm，切削深度t=2 mm，進(jìn)給速度u=5 m/min，切削速度v=20 m/s，樹種取白蠟C種=1.7，含水量取8%～15%，C水=1.0，前角取5°，C前=2.10，刀具連續(xù)工作時(shí)間取4 h，C鈍=1.1，C速=1.10，K表=79 J/cm3，得

此結(jié)果即為五軸雕刻機(jī)銑削硬木時(shí)所受切削力。

2.3 床身的有限元分析

將床身裝配模型導(dǎo)入ANSYS Workbench 后，導(dǎo)入ANSYS本身材料庫鋁合金材料數(shù)據(jù)并賦予給模型，對(duì)全部幾何體進(jìn)行掃掠方法的網(wǎng)格劃分，默認(rèn)單元尺寸定位2 mm，掃掠單元尺寸定位5 mm，得到所需有限元模型。

對(duì)雕刻機(jī)床身四角施加固定支撐，將分析設(shè)置中載荷步設(shè)為3 步，并在每步對(duì)橫梁稱桿正面分別施加+X、+Y、+Z方向41.29 N 的力，完成對(duì)床身模型的前處理。因床身在常態(tài)下就承受橫梁、托板、銑頭等部件的重力產(chǎn)生變形，且施加切削力后床身仍在線性范圍內(nèi)，故現(xiàn)實(shí)中床身受切削力時(shí)產(chǎn)生的相對(duì)形變與分析中不施加重力影響只加載切削力產(chǎn)生的形變量相等，分析過程中不需再添加重力影響。

如圖2所示，經(jīng)分析，床身在+X、+Y、+Z這3個(gè)方向受切削力產(chǎn)生的最大位移分別為0.183 mm、0.048 mm、0.013 mm，均未達(dá)到理想值0.02 mm，其中X方向剛度較其他兩方向差異明顯，需要重點(diǎn)關(guān)注。

圖2 床身優(yōu)化前分析結(jié)果

在床身橫梁撐桿下方加裝兩個(gè)加強(qiáng)筋以增加床身X軸方向剛度，重新對(duì)床身進(jìn)行有限元分析。分析結(jié)果顯示床身3種工況最大位移分別為0.050 mm、0.043 mm、0.005 5 mm，X軸剛度有明顯的改善，基本與Y軸剛度持平，但較理想值依舊偏大，考慮添加不銹鋼槽鋼以繼續(xù)優(yōu)化床身剛度。

現(xiàn)有的4種不同方案繼續(xù)對(duì)雕刻機(jī)床身進(jìn)行剛度優(yōu)化：第一種方案，使用5#型號(hào)的不銹鋼槽鋼對(duì)床身龍門部分每根梁進(jìn)行強(qiáng)化，槽鋼與型材之間通過螺栓聯(lián)結(jié)，槽鋼之間通過焊接連接，以此改善床身X、Y、Z這3個(gè)方向上的剛度；第二種方案，在方案一的基礎(chǔ)上在龍門兩側(cè)加裝兩條不銹鋼槽鋼，進(jìn)一步強(qiáng)化X、Y方向的剛度；第三種與第四種方案則分別將第一種、第二種方案中使用的5#型號(hào)的不銹鋼槽鋼更換為8#型號(hào)的槽鋼，以期得到更大的剛度提升。依照上述方法繼續(xù)分析，上述4種方案的分析結(jié)果如表1所示。

表1 床身優(yōu)化后不同方案位移對(duì)比表

橫向比較方案一與方案二、方案三與方案四，加裝龍門兩側(cè)的槽鋼后，對(duì)雕刻機(jī)X、Y兩方向剛度均有較好的提升，其中X軸方向提升40%，Y軸方向提升33.3%，滿足了最初的預(yù)期；同時(shí)，對(duì)Z軸方向剛度也有22%的提升，認(rèn)為此方法對(duì)剛度的提升有較好的作用，足以容忍質(zhì)量20.1%的提升。具體如圖3所示。

圖3 床身優(yōu)化后分析結(jié)果

縱向比較方案一與方案三、方案二與方案四，將槽鋼型號(hào)提高后，雕刻機(jī)床身X、Y、Z這3 個(gè)方向的剛度分別提升了25%、15.3%、12.5%，相較質(zhì)量上42.1%的提升而言難以采用。

考慮到方案二中，床身3 個(gè)方向的位移均已小于0.02 mm 的期望值，且方案四較之方案二提升的質(zhì)量不足以彌補(bǔ)剛度的提升，經(jīng)綜合考量，最終選擇方案二為雕刻機(jī)床身剛度優(yōu)化的最終方案。

2.4 橫梁的有限元分析

與雕刻機(jī)床身分析過程相同，在將橫梁模型導(dǎo)入Workbench并賦予材料屬性后，網(wǎng)格尺寸定位1 mm，將橫梁的12個(gè)連接孔全部進(jìn)行固定支撐，對(duì)兩直線導(dǎo)軌工作面施加遠(yuǎn)程力，搜索范圍定為100.0 mm，并將遠(yuǎn)程點(diǎn)X坐標(biāo)、遠(yuǎn)程力Y分量、遠(yuǎn)程力Z分量以及總位移最大結(jié)果參數(shù)化導(dǎo)出。因?yàn)闄M梁連接X軸方向直線機(jī)構(gòu)，故不考慮橫梁受X軸方向切削力的工況。

打開Workbench 參數(shù)集界面，在表格窗口建立18個(gè)設(shè)計(jì)點(diǎn)，以兩個(gè)設(shè)計(jì)點(diǎn)為1組，共9組，每組遠(yuǎn)程點(diǎn)X坐標(biāo)以20 mm 為步長，由0 遞增至180 mm，組內(nèi)兩設(shè)計(jì)點(diǎn)分別施加Y軸方向與Z軸方向41.29 N的切削力，以分析托板在不同位置時(shí)橫梁的剛度變化，分析結(jié)果見表2。

表2 不同載荷下橫梁位移表

觀察托板位置與橫梁剛度關(guān)系，發(fā)現(xiàn)托板越靠近橫梁正中，橫梁剛度越低；同時(shí)橫梁在Y軸方向剛度要低于Z軸方向剛度，符合直覺。后續(xù)剛度優(yōu)化僅考慮橫梁在托板處于正中央時(shí)受Y軸方向切削力的工況，此時(shí)橫梁最大位移為0.003 3 mm，未達(dá)到理想值0.001 mm。具體如圖4所示。

圖4 橫梁優(yōu)化前分析結(jié)果

考慮床身中橫梁撐桿與不銹鋼槽鋼的影響，依照上述工況進(jìn)行重新分析，分析的橫梁最大位移為0.001 6 mm。觀察橫梁變形云圖發(fā)現(xiàn)橫梁上側(cè)中部變形最大，經(jīng)考慮，提出3 種方案以改善橫梁剛度：方案一，在橫梁上半部分后方增加一根縱向4040鋁型材以減小橫梁縱向變形，提高橫梁剛度；方案二，在橫梁上側(cè)后方增加一根橫向40#5 型號(hào)的不銹鋼角鋼來減小橫梁上側(cè)的橫向變形，提高橫梁剛度；方案三，綜合一、二兩種方案，同時(shí)使用鋁型材與不銹鋼角鋼，并通過對(duì)不銹鋼角鋼的二次加工避免兩者之間產(chǎn)生干涉。分析結(jié)果如表3所示。

表3 橫梁優(yōu)化后不同方案位移對(duì)比表

由分析結(jié)果顯示：3 種方案下的橫梁位移均小于理想值0.001 mm，方案三對(duì)應(yīng)的位移最小，僅為0.000 61 mm。在這3 種方案（圖5）剛度均達(dá)標(biāo)的情況下，額外考慮3 種方案對(duì)橫梁總質(zhì)量的影響。發(fā)現(xiàn)除方案一下橫梁基本不產(chǎn)生質(zhì)量變化，總質(zhì)量較原方案僅僅增加0.97%外，方案二與方案三下的橫梁總質(zhì)量分別增加15.8%與16.1%，質(zhì)量變化較大。綜合考量橫梁剛度與質(zhì)量，最終選擇方案一為雕刻機(jī)橫梁剛度優(yōu)化的最終方案。

圖5 橫梁優(yōu)化后三方案分析結(jié)果

2.5 銑頭的有限元分析

銑頭的有限元分析較為簡單，自由度約束方法與托板基本相同，載荷施加則通過遠(yuǎn)程力施加在裝夾主軸電機(jī)的支架工作面?zhèn)龋h(yuǎn)程力方向按3 個(gè)載荷步分別施加到+X、+Y、+Z這3 個(gè)方向，大小定為41.29 N?？紤]主軸電機(jī)剛度較高，遠(yuǎn)程點(diǎn)行為設(shè)定為剛性。由此完成雕刻機(jī)銑頭的前處理工作。

分析結(jié)果顯示：銑頭在這3 種工況下最大位移分別為0.005 2 mm、0.33 mm、0.006 5 mm，不難看出，銑頭在Y軸方向剛度遠(yuǎn)低于其余兩軸方向剛度。觀察此種工況下銑頭變形云圖，發(fā)現(xiàn)銑頭在受Y軸方向切削力時(shí)，其整體可近似看為懸臂梁結(jié)構(gòu)，又因?yàn)殂婎^為鋁制結(jié)構(gòu)，彈性模量太低，因此銑頭末端產(chǎn)生較大變形，具體如圖6所示。

圖6 銑頭優(yōu)化前分析結(jié)果

為滿足設(shè)計(jì)需求，銑頭懸臂梁結(jié)構(gòu)無法修改，故嘗試在銑頭兩側(cè)各增添一根縱向40#5 型號(hào)不銹鋼角鋼以改善銑頭在Y軸方向上的剛度。修改模型后導(dǎo)入Workbench，分析結(jié)果顯示：初步優(yōu)化過后的銑頭在3個(gè)方向上的最大位移分別降至0.003 9 mm、0.023 mm、0.004 3 mm?？梢钥闯霾粌H銑頭Y軸剛度提升巨大，X軸、Z軸剛度也有不小的提升。但此時(shí)銑頭最大位移為0.023 mm，依舊大于理想值0.01 mm，需要繼續(xù)優(yōu)化，優(yōu)化后位移圖如圖7所示。

圖7 銑頭第一次優(yōu)化分析結(jié)果

再次觀察初步優(yōu)化后的銑頭變形云圖，發(fā)現(xiàn)因?yàn)殂婎^兩側(cè)與中央剛度差距巨大，銑頭中間與主軸電機(jī)支架處有明顯的凹陷，因此在銑頭下端增設(shè)一根橫向40#5 型號(hào)的不銹鋼角鋼減輕此凹陷。修改好模型后按步驟重新分析，分析結(jié)果顯示：銑頭3個(gè)方向最大位移分為0.003 7 mm、0.011 mm、0.002 1 mm。雖然此時(shí)銑頭最大位移為0.011 mm 略大于理想值0.01 mm，考慮銑頭結(jié)構(gòu)難以繼續(xù)更改，且最大位移僅超出理想值10%，選擇此方案為雕刻機(jī)，銑頭剛度優(yōu)化最終方案。具體如圖8所示。

圖8 銑頭第二次優(yōu)化分析結(jié)果

3 整機(jī)有限元分析與優(yōu)化

在完成對(duì)整機(jī)各部件的靜力學(xué)分析與優(yōu)化后，需對(duì)雕刻機(jī)整機(jī)進(jìn)行有限元分析以校核雕刻機(jī)性能是否達(dá)標(biāo)。校核分析包括靜力學(xué)分析、模態(tài)分析與諧響應(yīng)分析這3個(gè)部分。

3.1 整機(jī)靜力學(xué)分析

靜力學(xué)分析主要用于校核雕刻機(jī)剛度是否達(dá)標(biāo)，分析流程與上文類似，將雕刻機(jī)四角固定支撐，雕刻機(jī)各部件除導(dǎo)軌與滑塊之間有摩擦接觸外，其余各部件之間皆有綁定接觸[8]。對(duì)主軸電機(jī)支架工作面施加遠(yuǎn)程力作為切削力后，完成對(duì)雕刻機(jī)整機(jī)靜力學(xué)分析的前處理工作。

分析結(jié)果顯示：雕刻機(jī)整機(jī)在這3 種工況下最大位移分別為0.013 mm、0.007 7 mm、0.006 0 mm，均小于理想值0.02 mm，雕刻機(jī)剛度合格。

3.2 整機(jī)模態(tài)分析

當(dāng)?shù)窨虣C(jī)接收簡諧外力激勵(lì)時(shí)，如果簡諧力激勵(lì)頻率接近機(jī)床固有頻率，就會(huì)引起共振，從而影響機(jī)床加工精度。因此，在設(shè)計(jì)過程中，需要通過模態(tài)分析與諧響應(yīng)分析，確保在一定頻率范圍內(nèi)，雕刻機(jī)整機(jī)不會(huì)因簡諧力而產(chǎn)生共振，從而保證雕刻機(jī)加工精度[9]。

模態(tài)分析過程與靜力學(xué)分析類似，對(duì)雕刻機(jī)四角施加固定支撐后，完成對(duì)雕刻機(jī)模態(tài)分析的前處理。雕刻機(jī)主體結(jié)構(gòu)質(zhì)量與彈性均勻，理論上具有無窮階模態(tài)，但在雕刻機(jī)工作過程中，能受到的激勵(lì)力頻率是有限的。根據(jù)切削力頻率計(jì)算公式f=，雕刻機(jī)所受激勵(lì)力頻率不會(huì)大于200 Hz，因此，先對(duì)雕刻機(jī)前六階模態(tài)進(jìn)行求解，若雕刻機(jī)六階固有頻率仍小于200 Hz，再考慮增加模態(tài)求解階數(shù)。

分析結(jié)果顯示：雕刻機(jī)前六階固有頻率分別為55.59 Hz、82.38 Hz、144.95 Hz、163.06 Hz、224.83 Hz、248.23 Hz，由此可以發(fā)現(xiàn)，雕刻機(jī)第五階固有頻率就已經(jīng)大于200 Hz，因此不再增加求解模態(tài)。

3.3 整機(jī)諧響應(yīng)分析

完成整機(jī)模態(tài)分析后，將模態(tài)分析求解數(shù)據(jù)導(dǎo)入諧響應(yīng)分析模塊設(shè)置中，對(duì)雕刻機(jī)銑頭部分施加簡諧切削力，設(shè)定激勵(lì)力頻率范圍為0～250 Hz，分250步對(duì)雕刻機(jī)整機(jī)進(jìn)行動(dòng)態(tài)無阻尼諧響應(yīng)求解。求解完成后對(duì)雕刻機(jī)銑頭、工作臺(tái)兩個(gè)主要影響雕刻機(jī)精度的零件表面進(jìn)行X、Y、Z這3 個(gè)方向上的振幅頻率響應(yīng)提取，查看其在0～250 Hz的頻率激勵(lì)中所產(chǎn)生的振幅幅值。振幅頻率響應(yīng)曲線如圖9所示。

圖9 優(yōu)化前振幅頻率響應(yīng)曲線

觀察雕刻機(jī)銑頭幅頻響應(yīng)圖像，發(fā)現(xiàn)在163 Hz處產(chǎn)生最大共振，X、Y、Z這3個(gè)方向振幅分別為0.134 6 mm、1.273 1 mm、0.135 06 mm，和振幅為1.51 mm；同時(shí)在56 Hz、145 Hz均有超過0.2 mm的振幅。

觀察工作臺(tái)幅頻響應(yīng)圖像，發(fā)現(xiàn)僅在163 Hz，處產(chǎn)生較大共振，總振幅為0.267 8 mm，其余頻率下工作臺(tái)產(chǎn)生的共振可忽略。

綜合觀察兩工作面振幅頻率響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)在163 Hz頻率下共振振幅均超過最大允許值，此頻率對(duì)應(yīng)雕刻機(jī)高速工作區(qū)，使用頻率較高，需要較高的精度和穩(wěn)定性。因此，整機(jī)需要進(jìn)行模態(tài)優(yōu)化。

3.4 整機(jī)模態(tài)優(yōu)化

將床身處5#型號(hào)不銹鋼槽鋼改為6.5#型號(hào)，提高整機(jī)剛度，同時(shí)增加整機(jī)質(zhì)量，嘗試提高整機(jī)固有頻率，將引起最大共振的頻率提高，以此提高雕刻機(jī)工作范圍與高速穩(wěn)定性。

將優(yōu)化后的模型重新導(dǎo)入ANSYS進(jìn)行模態(tài)分析，得到優(yōu)化后整機(jī)固有頻率分別為60.177 Hz、85.203 Hz、152.78 Hz、185.71 Hz、203.71 Hz、216.83 Hz，同優(yōu)化前整機(jī)模態(tài)比較發(fā)現(xiàn)，優(yōu)化后前兩階模態(tài)與優(yōu)化前無太大區(qū)別，但優(yōu)化后第三階、第四階模態(tài)較優(yōu)化前均有提升，符合預(yù)期效果。

將已有模態(tài)數(shù)據(jù)導(dǎo)入諧響應(yīng)模塊，進(jìn)行諧響應(yīng)分析，再次提取雕刻機(jī)銑頭與工作臺(tái)兩個(gè)重要工作面振幅頻率響應(yīng)曲線，如圖10所示。

圖10 優(yōu)化后振幅頻率響應(yīng)曲線

觀察雕刻機(jī)銑頭幅頻響應(yīng)圖像，發(fā)現(xiàn)在186 Hz處發(fā)生最大振幅共振，總振幅為0.3 mm；在60 Hz 處，有0.233 6 mm的共振振幅；在其余頻率范圍內(nèi)，振幅幅值均可忽略。

觀察工作臺(tái)幅頻響應(yīng)圖像，發(fā)現(xiàn)僅在186 Hz處有最大共振振幅0.112 6 mm，其余頻率范圍內(nèi)共振可忽略。

比較優(yōu)化前與優(yōu)化后雕刻機(jī)兩重要工作面幅頻響應(yīng)曲線，發(fā)現(xiàn)雕刻機(jī)銑頭與工作臺(tái)共振頻率由163 Hz提升至186 Hz，接近雕刻機(jī)轉(zhuǎn)速極限提高了雕刻機(jī)轉(zhuǎn)速變化范圍；雕刻機(jī)整機(jī)在0～200 Hz頻段內(nèi)共振振幅大幅度降低，共振區(qū)明顯減小。

取雕刻機(jī)工作頻段為30～180 Hz，即轉(zhuǎn)速范圍1 800～10 800 r/min，在此頻段內(nèi)雕刻機(jī)受共振影響較小，符合預(yù)期結(jié)果，完成模態(tài)優(yōu)化。

4 結(jié)語

本文利用ANSYS 軟件有限元分析方法，對(duì)此教學(xué)用五軸雕刻機(jī)進(jìn)行全面的分析與校核，并通過分析校核的數(shù)據(jù)進(jìn)行優(yōu)化以實(shí)現(xiàn)滿足學(xué)?；A(chǔ)工程訓(xùn)練的要求。

首先，從五軸雕刻機(jī)的機(jī)身重要零件入手，通過對(duì)床身、橫梁、銑頭的強(qiáng)度以及剛度進(jìn)行分析計(jì)算，以此結(jié)果進(jìn)行重要零件的優(yōu)化。其次，對(duì)整機(jī)進(jìn)行分析，通過對(duì)整機(jī)進(jìn)行靜力學(xué)分析、模態(tài)分析和頻響應(yīng)分析以此得到教學(xué)用五軸雕刻機(jī)的最佳工作狀態(tài)，以此實(shí)現(xiàn)整機(jī)的優(yōu)化。