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哈尔滨理工大学机械动力工程学院毕业设计（论文）开 题 报 告姓 名 ： 车 啸 龙 学 号 ： 0701011110 专 业 ：机械设计制造及其自动化班 级 ： 机械07-11 指导教师 ： 姜 彬 2011 年 3 月 27 日课题题目及来源：题目： 车铣加工中心左右立柱结构与工艺面制造工艺设计 来源： 企业合作项目课题研究的意义和国内外研究现状：课题研究的意义: 立柱是数控机床中主要的构件之一，它支撑主轴系统。立柱的刚性是影响加工村度的要因素之一。目前，许多立式数控机床采用了龙门式立柱。所以龙门式立柱的结构和加工工艺对龙门机床产生重大影响国内外研究现状：我国机床立柱在进入21世纪后连续8年保持快速发展的良好形势，我们的一些企业也能做出来，与机床要求相符合的立柱，但是他们是用普通机床做出高精度的功能部件，这些产品也能用在一些高档的数控机床上面，但是它的精度的稳定性和保持性不行，再加上原材料的问题和工艺水平问题目前国外的机床立柱研究和国内最大差别是精度与可靠性，以及机床立柱的制造工艺水平与质量，这就是国外产品的最大优势。同时国外研究趋于低碳环保的制造模式，降低生产成本 （龙门架立柱标准节由四角的四根角钢和与其内侧垂直连接的方框组成，每节立柱下端所连方框底面缩进立柱长度为L，其上端所连方框顶面伸出立柱长度为l，lL。相邻两节立柱四角角钢上下对应插接扣合，相邻两节立柱相邻方框通过连接件连接。方框由四根角钢连接而成，组成每节立柱下端所连方框的角钢夹角斜向上方，组成每节立柱上端所连方框的角钢夹角斜向下方）课题研究的主要内容和方法，研究过程中的主要问题和解决办法：课题研究的主要内容: 1、根据其使用要求进行受力分析 2、根据其受力和其他因素（如安装别的零部件），并参考现有立柱类型，初步决定其形状和尺寸 3、与机床其它部件连接处结构设计 4、左右立柱与工艺面制造工艺设计5、借助计算机进行验算求其静态和动态特性。 研究过程中的主要问题和解决办法:主要问题：通过受力和各连接件确定立柱各部分结构解决方法：通过考察和调研，查阅相关资料，综合应用专业的理论知识,掌握机械装置的设计方法和步骤,在通过多次的计算校对，最后确定设计方案及设计参数，进行设计安装。课题研究所需的参考文献：1 戴曙金属切削机床机械工业出版社，1999：2172382 杜君文机械制造技术装备及设计天津大学出版社，2007：26333 周济，周艳红.数控加工技术. 国防工业出版社，2003（04）4 机床设计手册编写组，机械设计手册. 机械工业出版社，1986（12）5 艾兴. 超高速加工技术. 机械工业出版社.2003.16 梁玉平. 高速切削刀具材料. 机械工程材料.1994.57 刘雄伟. 数控加工技术与编程技术. 机械工业出版社.2000(03)8 张伯霖. 高速切削技术在美国的最新发展. 制造技术与机床.1994.49 龚景安,许立忠. 机械设计（第二版）.机械工业出版社.1988（02） 指导教师审查意见：指导教师签字： 20 年 月 日指导委员会意见审核意见：组长签字： 20 年 月 日哈尔滨理工大学学士学位论文车铣加工中心左右立柱结构 与工艺面制造工艺设计摘要随着机械工程技术的发展，装备制造、交通运输、石油化工、航空航天及国防军工等对高速高精度加工中心的要求显著提高。而动态特性是衡量加工中心质量高低的最重要的性能指标之一。因此，提高铣削中心的动态性能具有重要意义。为了保证机床具有良好的静动刚度、动态特性、精度保持性及加工工艺性，需要在设计和制造机床的过程中，对机床进行系统的动力学分析，以便能迅速准确的发现限制机床动态性能提高的薄弱环节，快速、灵活地实现动态设计，为机床结构设计提供科学合理的依据。对高精度、高效率和高柔度数控铣床的研究，首先要对数控铣床机械结构设计和动态特性提出更高的要求。立柱作为弹性系统的元素之一，它直接影响零件表面成形运动轨迹的准确性，因此立柱的结构能将直接影响零件的加工精度、表面质量和机床的生产率。所以，研究立柱结构的静动态特性和提高立柱的抗振性和稳定性是必要的也是必需的。针对立柱的稳定性和抗振性的研究，本文主要研究以下的几个问题：1.立柱结构的静动刚度，即在满足加工要求的条件下，它的结构变形是否在许可的范围内。2.对结构进行动态分析，研究它的固有频率、响应等问题。并通过分析上述特性知道立柱的结构参数。3.在满足加工精度的条件下，使其结构及厚度最优化，得到最优解从而达到绿色制造。本文采用动态设计的思想，对车铣加工中心立柱结构进行了系统的动力学分析和仿真，分析、预测立柱结构的静动态特性，尤其是分析结构的模态特征以提高立柱结构的动态性能。在理论分析的基础上，通过有限元分析和实体虚拟仿真，得到立柱结构较真实的动力学特性，求解出了立柱结构在加工要求条件下的变形图，给出直观的变形量;并求出立柱结构的前六阶模态振型及固有频率;为铣削加工中心立柱结构的设计技术指标提供了解决途径和理论依据，对机床设计和实际应用都具有一定的参考价值。关键词：加工中心；立柱结构；制造工艺；动态特性The design of the surface manufacturing process technology and structure of machining centers pillarsAbstractWith the development of mechanical engineering ,Equip and make,petroch-emical industry,communications and transportation,aero-space and war industry of national defence,etc,such requisitions for high speed and high-accuracy machining center improve notably.And the dynamic characteristic is one of the most important indexes of machining centers. So to improve the dynamic performance is significant.In order to guarantee the good moving rigidity,dynamic characteristic ,prec-ision keeping and processing technology quietly,need to carry on systematic dynamics analysis to the lathe during the process of designing and making thelathe,inorder to can accuratediscovery limit lathe dynamic weal link that performance raise rapidly, realize designing dynamically fast, in a flexible way, offer the basis with rational science for structural design of the lathe.Being up against resarch of Numerical Cantrol machine tools in higher precision,higher efficiency and higher flexibility,at first,we should bring higher request forward mechanical construction design and dynamic performance will influence the productivity of the machining accuracy, surface quality and lathe of the part directly.So study the dynamic characteristic of the pillar and raise its ruggedized and stability is essential.There are several problems to be resolved on terms that studying about the stabilities and ruggedized of the pillar.First,the quietly rigidity of the pillar,namely on terns that meet the precision of limit,its structure shape is in the range permitting.Second,carry on dynamic analysis, such problems as the natural frequency,responding to the structure humorously,etc.Third,on terms that meet demand of processing,optimize its structure.This paper adopts the way of dynamic design and carry through dynamics analysis above three respects and simulation on the structure system,predict and improve them.This paper base on theoretic analysis,the finite element analysis and kinetic simulation,and get out of its true dynamics characteristic,limit deformation pictrue of terms and ocular judges its deformation amount.Ask out the six stepses of modes,shake shape and natural frequency.And offered the theoretic basis and solution for achieving the design goal.The results are of denotation and practical value.Keywords：Machining Center；Structure of pillar；Manufacturing Process Technology；Dynamic Character不要删除行尾的分节符，此行不会被打印- 1-目录摘要IAbstractII第1章 绪论.11.1 课题研究的目的及意义.1 1.2 国内外研究现状 . 21.2.1 国内龙门机床的研究现状.2 1.2.2 国外龙门机床的研究现状.4 1.3 主要研究内容.5第2章 左右立柱机构分析.62.1 按极限进给切削时立柱端面的受力分析.6 2.1.1 某大型数控龙门镗铣床主要技术参数.6 2.1.2 以极限进给量切削时作用于机床主轴的最大切削载荷.6 2.1.3 影响机床立柱端面作用力的主要因素及受力分析.6 2.2 立柱导轨工艺面的精度影响因素及立柱导轨直线度分析.13 2.2.1 立柱导轨工艺面的精度要求及影响因素.13 2.2.2 立柱导轨直线度分析.14 2.3 本章小结.19第3章左右立柱结构设计.203.1 龙门式立柱的元结构.20 3.1.1立柱元结构选型.20 3.1.2 元结构高度h对其动态特性的影响.21 3.2 龙门式立往结构框架尺寸对其动态特性的影响.22 3.2.1 龙门立柱宽度W1对立柱频率的影响.22 3.2.2 龙门立柱厚度W2对立柱固有频率的影响.23 3.2.3 龙门立柱倾角a对立柱固有频率的影响.24 3.3 立柱尺寸及结构设计.25 3.4 立柱壁厚优化设计.27 3.5 本章小结.28第4章 左右立柱与工艺面制造工艺.29 4.1 立柱整体铸造原则及工艺.29 4.1.1 铸造工艺方案的确定.29 4.1.2 浇注系统设计.31 4.1.3 防止铸件裂纹的工艺措施.32 4.1.4 铁液准备方案.32 4.1.5 浇注过程控制级铸件应力退火.32 4.2 立柱导轨的制造工艺.33 4.2.1 导轨的技术条件及要求.33 4.2.2 导轨铸件的技术及铸造工艺性分析.34 4.2.3 导轨的铸造工艺方案的确定.35 4.2.4 生产试制.36 4.2.5 铸造结果分析.36 4.2.6 导轨中频感应淬火.37 4.2.7 导轨涂层材料及工艺技术.38 4.3 工艺面制造工艺设计.38 4.3.1立柱导轨面制造工艺设计.38 4.3.2立柱与滑座连接面制造工艺设计.39 4.4 本章小结.40结论.41致谢.42参考文献.43附录.44千万不要删除行尾的分节符，此行不会被打印。在目录上点右键“更新域”，然后“更新整个目录”。打印前，不要忘记把上面“Abstract”这一行后加一空行- IV -第1章 绪论1.1 课题研究的目的及意义现代制造技术发展的特点是高速、高效、高质量和低消耗，鉴于这个特点，机床的加工性能也要求有相应的提高。机床的加工性能包括其加工质量和金属切除率两个重要方面，通常用被加工零件能达到的最高精确度和表面光洁度来评定机床的加工质量，用金属切除率来评定机床的切削效率。而机床的加工性能又与其动态性能紧密相关。事实证明，随着机床加工性能的不断提高，对机床动态性能的要求也越来越高。因此本课题的主要目的是在设计阶段采用多种方法对立柱结构进行处理，分析研究其性能，并根据优化原理对立柱结构进行最优化处理1。立柱是数控机床中主要的构件之一，它支撑主轴系统。立柱的刚性是影响加工村度的要因素之一。目前，许多立式数控机床采用了龙门式立柱。所以龙门式立柱的结构和加工工艺对龙门机床产生重大影响,随着人们认识问题和解决问题的能力的不断提高，机床机床支撑件的分析和研究成为机床制造行业中新产品研制的重要环节。在整个机床的各个组成部分中，机床床身和立柱是一个及其重要的大件，它起着支撑工件和连接工作台、主轴箱等关键零部件的作用。数控机床床身和立柱结构的设计尺寸和布局形式，决定了其本身的各个动态特性。也决定了所加工工件的质量。往往由于床身和立柱结构设计不合理，导致床身和立柱的刚度不足，产生各种变形、振动、加工时刀具与工件间产生相对变形和振动，使零件加工精度降低。因此，在设计数控机床立柱结构时，考虑立柱的静动态性能显得尤为重要。随着机床和结构分析理论的迅速发展，先进的动态试验和分析技术的不断出现，计算机的广泛运用以及机床切削自振理论的逐渐深入和统一，目前，已能解决立柱在工作过程中由于动态力的作用而产生的各种问题。并能在设计阶段对立柱结构的动态性能作理论分析，进行立柱结构的动态设计，用经济、合理的手段获得具有预定动态性能指标的结构，使立柱发挥出应有的动态性能。因此需要充分考虑机床立柱的载荷工况以及结构特点，研究系统完善的、以结构优化理论为基础的面向机床立柱结构设计方法，实现理论研究与实际应用两者的统一，对于切实解决实际生产中的问题，具有重大的意义3。1.2国内外研究现状1.2.1国内龙门机床的研究概况进入21世纪国内龙门机床研究取得的成就，作为世界第一制造大国，我国不断致力于龙门大型加工中心的研发，无论是在性能、精度、结构，还是功能多样化方面都有了一个质的飞跃。总结国内龙门机床发展现状有以下几方面：龙门机床产品的复合程度更高，功能更多样化，有效的提高生产效率。其集中体现了机床功能多样化，集成化，及提高劳动效率的理念， 特别是交换工作台的使用克服了传统单工作台龙门机床在装夹、校正零件过程中大量占用机床加工时间的问题，可一边加工一边装夹另一件零件， 使加工效率大幅度提高。图1VM2050P定梁双交换台龙门加工中心图1为江苏新瑞机床集团展出的VM2050P定梁双交换台龙门加工中心，该机床采用立卧两用可以卧式分度的大功率主轴， 采用前四后二结构排列轴承有效的提高了主轴的刚性，同时采用德国ZF公司的两档变速齿轮箱， 更有效的提高了主电机传动扭矩， 因而使主轴输出扭矩更大。该机床具有“交换工作台”功能，有效的提高了加工精度。国产龙门五轴联动的发展趋势:五轴联动数控是数控技术中难度最大、应用范围最广的技术。它集计算机控制、高性能伺服驱动和精密加工技术于一体，应用于复杂曲面的高效、精密、自动化加工。五轴联动数控机床是发电、船舶、航天航空、模具、高精密仪器等民用工业和军工部门迫切需要的关键加工设备。国际上把五轴联动数控技术作为衡量一个国家工业化水平的标志。五轴联动数控机床的应用大大提高了加工效率，同时机械加工精度也有了质的飞跃，符合市场的需要，同时因为市场的需要也促进了五轴联动机床的发展。新技术的采用:装备制造业是一国工业之基石，它为新技术、新产品的开发和现代工业生产提供重要的手段，是不可或缺的战略性产业。机床是一个国家制造业水平的象征，只有不断应用新的技术，新的结构才能使整个机床行业取得长足的进步，才能造出更多的机床精品。国产数控系统及关键功能部件在高档龙门机床中的应用:机床是制造业的工作母机，以高档数控机床为代表的先进装备制造业是衡量国家工业现代化的标志。而数控系统则是数控机床的“心脏”，五轴联动的高档数控系统更是高档数控机床不可缺少的核心部件。一些关键功能部件也在其中起着极其重要的作用，如五轴联动中的摆头等。通过以上研究特点我们可以看到，我国数控机床产品的总体发展趋势与国际数控机床的技术趋势是一致的。主要仍然朝高精度、高速度、复合化、多轴联动、柔性化、大型化等技术方向发展。高档数控机床已经成为本届展会的主流，这完全符合当前我国机床市场对高档数控机床的需要， 也完全符合国家实施“高档数控机床与基础制造装备”重大专项的发展方向和目标。国内龙门机床与国外机床的差距：我国是世界上机床产量最高的国家，但目前在国际市场竞争中仍处于较低水平，在国内市场也面临着严峻的形势。一方面国内市场对各类机床产品特别是数控机床有大量的需求，而另一方面却有不少国产机床滞销积压，国外机床产品却占有大量市场份额。国产数控机床市场占有率逐年下降，1999年是33.%6，2003年仅占27.7%；而进口额逐年上升，1999年为8.78亿美元(7624台)，2003年达27.1亿美元(23320台)，相当于同年国内数控机床产值的2.7倍。数控机床的技术水平、性能和质量与国外还有很大差距，到目前为止，国内技术含量较低的简易数控车床仍占主导地位，高档数控机床及功能部件大多数依靠进口。影响我国数控机床产品及其装备发展的症结主要在以下几个方面:(1)我国数控技术、数控机床产品与世界先进水平存在差距：国内数控系统及伺服和驱动技术比世界先进水平落后1015年;设计手段及设计工具落后810年;元器件应用水平落后68年:在基础零件供应及工艺过程可靠性保障等方面都存在很大差距。(2)国产数控机床产品与国外同类产品的差距：造成国产数控机床市场占有率逐年下降的直接原因是我国数控机床整机的开发能力远低于世界先进水平。主要体现在:产品开发和交货周期长；产品性能、机床质量和可靠性较差；数控机床外观质量落后于国外产品，价格优势逐渐丧失;国产数控系统和数控机床没有形成占市场主导地位的名牌产品等。总之，人才匾乏、手段老化、缺少创新己严重制约了我国数控机床产业的发展。(3)数控系统与世界先进水平的差距：尽管我国数控技术的攻关项目相对集中在数控系统的研发和产业化方面，数控系统仍然是数控机床发展的最大“瓶颈”。国产机床产品的市场被国际垄断商夺去;科技攻关成果的技术水平与国外先进水平差距仍然很大;虽然我国自主开发的数控系统没有跟着国外的系统走，但数控技术的发展缺少共同的软件规范和支撑平台，因此离系列化、产业化还有距离。(4)我国数控技术及装备发展体制上存在问题：国内数控装备的性能、质量和性能价格比在市场竞争中难以与国外产品抗衡;资金环境方面，由于数控机床厂家都正经历着向市场经济转型的艰难过程，经济效益差，流动资金短缺;人才环境方面，数控产业的优秀人才和其它高新技术产业一样也出现了向国外、外资企业、独资企业流失的趋势，造成了数控技术人才的匾乏;企业环境方面，由于国有企业转型尚未完成，企业经营机制落后，导致企业运转效率低下，使得数控机床生产企业难以适应市场经济发展;这是影响企业发展的最根本的因素2。1.2.2国外龙门机床的研究概况市场的开放性和全球化，促使机床产品的竞争日趋激烈，而决定机床产品竞争力的指标是产品的上市时间(Tmie)、产品质量(Qualiyt)、成本(Cost)、创新能力(Creation)和服务(Sevice)。用户在追求高质量产品的同时，会更多地追求低的价格和短的交货期。这就要求企业改变过去传统的设计、生产和管理模式，最大限度地利用虚拟设计手段，以提高产品的质量和性能，降低成本，并努力缩短交货期，同时还需要快速响应市场和用户的变化，利用有利时机快速抢占市场。美国制造业在20世纪50至60年代主要以扩大生产规模作为企业竞争力的第一要素，而在70年代竞争力的第一要素为降低生产成本，80年代为提高产品质量，90年代为市场响应速度。所以现代每个企业都期望通过提高自身的科技含量，采用先进的设计技术和手段，以加快设计速度，提高设计质量，增强竞争力。机床虚拟设计技术就是为适应这种形势的变化而提出来的。目前，世界上加工中心的发展总趋势是提高性能、降低价格、网络化发展、满足用户不断提高劳动生产率的需求。总而言之，市场和用户对加工中心提出了越来越高的要求，如何加速培养人才、加强科研开发、紧密合作是满足市场需求的关键。由于加工中心具有很多优点，它能实现自动换刀(ATC)、自动换工件(AWC)，能实现铣、钻、锉、攻丝甚至磨削工序等的复合，还具有多轴联动、加工任意曲面并可代替钻床、铣床、铿床等的功能，因此对于复杂零件的加工，加工中心的“特长”可以得到充分发挥，其数量和使用范围得以不断增加和扩大。对于汽车、飞机、模具及其它装备制造业等用途广泛，在21世纪机械加工行业中，加工中心的发展前景将更为广阔。国外发达国家数控机床发展的成功经验是:在掌握数控关键技术后，要在政府的支持下，在科研开发上进行扶持，直接给企业提供科研贷款，限制进口机床产品，保护本国机床工业整体利益，企业要大力开拓市场，提高产品竞争力。为了加速振兴我国的机床制造业，当前宜加强以下五方面的研究和发展工作:1.以高速化为先导，提高数控机床的综合性能。2.加快数控机床向高效柔性化和高精化发展的步伐，推进纳米级精度机床工程的规划和实施。3.加强发展多功能复合加工的数控机床来提高单件和中小批量生产的加工精度和高效柔性化。4.对于中大批量生产、发展快速重组制造系（RePaidlyRecnofigurb-ale ManufaCturingSystem简称RRMS）和可重构机床（Reconfigurable Machine Tool简称RMT）将是一个合理的解决方案。5发展网络制造单元以适应数字化企业的构建8。1.3主要研究内容本文题目来源于企业合作项目，以已有的车铣加工中心立柱技术研究成果为基础，针对立柱结构与工艺面加工方法，进行以下研究：1.极限条件下的立柱结构的静动刚度，即在满足加工要求的条件下，它的结构变形是否在许可的范围内。在静动刚度检验的基础上，对其进行动态特性的预算，并检验它的可用性。2.对结构进行动态分析，研究它的固有频率、响应等问题。并通过分析上述特性知道立柱的结构参数。3.在满足加工精度的条件下，使其结构及厚度最优化，减少物质的浪费，用最少的材料设计出满足加工精度的立柱结构。第2章 左右立柱结构分析2.1 按极限进给切削时立柱端面的受力分析2.1.1 某大型数控龙门镗铣床主要技术参数由某大型数控龙门镗铣床（下面简称机床）设计技术协议书及设计计算文件可知：机床主轴电机功率:18.5kW主电机额定转速:1500r/min主传动系统最大传动比:7.51机床主轴的最大输出扭矩:845Nm按照机床技术协议书以及附加技术条件及要求通过计算已确定该机床以直径80mm的钻头钻削45#钢（调质）工件的极限进给量fDZ为0.26mm/r。以直径200mm的盘铣刀（P 齿）盘铣 45#钢（调质）的工件削深度为 10mm时的极限进给量afm 为 0.68mm/r。2.1.2 以极限进给量切削时作用于机床主轴的最大切削载荷通过分析及计算已确定：极限钻削进给量f DZ为0.26mm/r状态下作用于机床主轴端最大切削力为42022N，它沿X Y Z方向分量分别为31744N，10577N，25422N：极限铣削进给量a fm为0.68mm/r时，作用于机床主轴端最大切削力为15309N，沿X Y Z方向分量分别为10131N, 8443N, 7444N。2.1.3 影响机床立柱端面作用力的主要因素及受力分析机床主轴最大切削载荷：机床主轴最大切削载荷是影响立柱最大载荷的主要因素。将本文2.1.2列出的极限钻削进给量下主轴最大切削力42022N及其X Y Z各方向分量31744N，10577N，25422N，与极限盘铣进给量下主轴最大切削力15309N及其X Y Z各方向分量10131N，8443N，7774N一一对照，可知在极限钻削进给量状况下主轴端部X Y Z 各方向的最大切削力分量均大于在极限盘铣进给量状况下的情况,因此确定以极限钻削进给量状况下作用在机床主轴端部的最大切削载荷作为计算依据。为了计算立柱端面的最大作用力，显然应将钻头下伸到极限位置（如图 2-1） 。设钻头下伸达极限位置时钻头顶端 T点至立柱上端面的距离为 Z，由机床设计图纸可确定的名义值为1100mm。主轴箱和拖板以及横梁自重 根据设计图纸及相关资料可估算出主轴箱和拖板的自重W1约为24900N，横梁自重W2 约为48452N,它们也是决定立柱最大载荷的重要因素。由于横梁结构具有对称性，因此可确定横梁重心位置在横梁跨中截面中央。为了计算简便起见，可假设主轴箱和拖板合成重心位于机床主轴轴线。设机床主轴轴线离立柱正面的距离为 S（图 2-1） 。由机床设计图纸可估算得 S=400mm。图2-1加工中心结构简图2.1.3 .3机床主轴所处位置对立柱端面作用力的影响因为横梁等大件的结构对称，有些设计者习惯将机床主轴置于横梁跨中位置计算立柱端面的作用力。有关的分析计算已表明将机床主轴移到横梁左或右端部极限位置（如图 2-1）并以极限进给量钻削可使机床立柱端面的作用力达到最大值。 立柱端面的螺栓孔及其简化假设由设计图纸可知，机床立柱端面共有10个螺栓孔。螺栓孔的分布如图（2-2a）所示。每根立柱通过个螺栓与横梁紧密连接。机床工作时，机床主轴最大切削载荷、横梁自重、主轴箱和拖板自重均通过横梁与立柱的接触面以及10个螺栓传递给立柱。为了使所研究的问题不至于太复杂，基于圣文南原理这里可提出一项偏安全的简化假设：机床工作时，主轴的最大切削载荷、横梁自重、主轴箱和拖板自重仅通过图（2-2b）所示的立柱端面的10个工作点（即图2-2a中10个螺栓孔中心点）传递给立柱结构9。图2-2工作点示意图2.1.3 .5立柱上端面工作点编号以及各工作点作用力符号立柱端面10个工作点的编号如图2-2（b）所示，各工作点的作用力分解成X 、Y 、Z 三个方向分量。本文规定，表示第 工作点作用力沿 X、Y 、Z 三方向分量的符号应设置下角标 ix，iy 及 iz。 例如 fix，fiy ，fiz 。若作用力的 X，或Y ，或 Z分量为正值，则该分量指向 X，或Y ，或 Z轴；若作用力的 X，或 Y，或Z分量为负值，则该分量的指向与 X，或 Y，或Z 轴方向反向。2.1.3 .6主轴箱和拖板自重与机床主轴最大切削载荷的合并由于主轴箱和拖板自重作用线与机床主轴轴线重合，并且机床主轴最大切削载荷Z方向分量铅垂向上作用，因此主轴箱和拖板的自重与机床主轴最大切削载荷合并后，作用于机床主轴端部A点的最大切削载荷X和Y方向分量仍为Px=31744N, Py=10577N,但机床主轴端部A点最大载荷Z方向分量Pz仅为522N。 由横梁自重导致的立柱端面工作点的作用力由于横梁具有足够刚性，可认为横梁将自重之半均匀分布于右侧或左侧立柱端面各工作点。设由横梁自重导致立柱端面各工作点沿Z方向作用力为f1z，f2zf10z则：f1z=f2z=f10z= w/2x10= 2423N 2.1.3 .8由Px导致立柱端面各工作点的作用力主轴轴线至立柱端面中心G点的距离XA=S + B/2，式中为B立柱宽度（图1，2）由图纸查得B=900mm。因此XA =400+450=850mm。设Px柱端面引起的力矩为Xxoz（与xoz平面平行的力矩） （图2-3)则：图2-3力矩图 Mxoz=P xZ a=317741100/1000=34918NM Mxoz可分解成立柱端面10作点的Z作用力：f1z，f2zf10z（如图2-4）。由于各力的大小方向符合图2-5所示规律，因此由力平衡条件可列出： 图2-4力的作用 f1z0.83+2f2z0.66+2f3z0.34=34918 f2z/f1z=660/830 f3z/f1z=340/830 f1z= -f6z f2z=f10z=-f5z=-f7z f3z=f9z=-f4z=-f8z 图2-5力的大小方向示意由上列方程可解得： f1z= -f6z=16179N f2z=f10z=-f5z=-f7z=12865N f3z=f9z=-f4z=-f8z=6628N 设由Px的立柱端面工作点X向作用力分别为f1z”，f2z”f10z”。不难理解，它们各自大小及方向均相同，即： f1z”=f2z”=f10z”=Px/10=3174N 2.1.3 .9由Py导致立柱端面工作点的作用力Py在立柱端面引起的力矩为MYOZ（与YOZ平面平行的力矩），则：MYOZ =PyZD =10577 1100/1000=11635NM 令MYOZ引起立柱端面各工作点Z向作用力分别为f1z，f2zf10z它们分布规律如图2-3所示，即： f1z=f6z=0 f2z=f5z=f3z=f4z f7z=f8z=f9z=f10z= -f2z 为此，由力平衡条件可列出： 4f7z 560/1000=MYOZ=11635Nm 于是由（15），（16）及上式可解得： f7z=f8z=f9z=f10z= 5194N f2z=f5z=f3z=f4z=5194N Py还在立柱端面内产生扭矩MYOZ，它使端面各作用点承受剪切力Ti，剪切力大小与工作点至G点距离Ri成正比，剪切力作用方向与各工作点至端面中心G点连线相垂直（图2-4）。由于结构对称|T1|=|T6|，|T2|=|T5|=|T7|=|T10|，|T3|=|T4|=|T8|=|T9|，R1=R6，R2=R5=R7=R10，R3=R4=R8=R9，因此由力平衡方程式,列出： MYOZ =PxZA=8990Nm 2T1R1+ 4T2R2+ 4T3R3= MYOZ T2/T1=R2/R1=0.433/0.415 T3/T1=R3/R1= 0.328/0.415 由上述方程可解得： |T1|=|T6|=2447N |T2|=|T5|=|T7|=|T10|=2553 |T3|=|T4|=|T8|=|T9|=1934N 为了便于分类及归并，需将剪切力Ti分解成沿X及Y方向分量fix”及fiy”。通过计算可求得R2及R3与X轴轴线方向所夹锐角分别为40.31和58.74。对照图2-4不难求得： f1x=f6x=0 f1y= -f6y=T1=2447N f2x=f5x= -f7x= -f10x=T2sin40.31=1652N f2y= -f5y= -f7y=f10y=T2cos40.31=1946N f3x=f4x= -f8x= -f9x=T3sin58.74=1653N f3y= -f4y= -f8y=f9y=T2cos58.74=1004N Py还会在立柱端面各工作点产生沿Y方向的作用力f1yf2yf10y，显然： f1y=f2y=f10y=Fy/10=10577/10=1058N 2.1.3 .10由Pz导致立柱端面各工作点的作用力将Pz与横梁自重之半比较： 2|P|/W2=5222/48452=2% 令Pz对立柱端面产生力矩为MxOZ（平行于XOZ平面的力矩） MxOZ=PzXa=444Nm 将MxOZ与Px在立柱端面产生力矩MxOZ 相比较： MxOZ/MxOZ=444/34918=1.3% 为此，由Pz导致立柱端面各工作点的作用力可忽略不计。2.1.3 .11按极限进给量切削时机床立柱端面各工作点的总的作用力 以Fix与Fiy及Fiz分别表示按极限进给量切削时机床立柱端面各工作点承受的总作用力沿X，Y，Z方向分量。利用上面计算分析结果可确定： Fix=fix”+fix (2-1) Fiy=fiy”+fiy (2-2) Fiz=fiz+fiz+fiz” (2-3)将第8节，第9节，第10节的计算结果代入上式计算，可得各工作点的Fix，Fiy，Fiz及数值如下表2-1,表2-2所示：表2-1各工作点作用力总作用力12345Fix(N)31744826482748274826Fiy(N)35053004202654-888Fiz(N)137565248-989-14245-20482 总作用力678910Fix(N)31471522152115211522Fiy(N)-10389-885420623044Fiz(N)-18602-10094-385793991566表2-2各工作点作用力2.2立柱导轨工艺面的精度影响因素及立柱导轨直线度分析2.2.1立柱导轨工艺面的精度要求及影响因素直线导轨的精度可分为行走平行度、高度的成对相互差及宽度的成对相互差。行走平行度是指将导轨用螺栓固定在基准面上，使滑块在导轨全长上运行时，滑块与导轨基准面之间的平行度误差。高度的成对相互差是指组合在同平面上的各个滑块的高度尺寸的最大值与最小值之差。宽度的成对相互差是指装在单支导轨上的每个滑块与导轨基准面之间的宽度尺寸的最大值与最小值之差。不同的设备可选用不同精度的导轨。对其精度要求如下：1.精度保持性：精度保持性是指导轨工作过程中保持原有几何精度的能力。导轨的精度保持性主要取决于导轨的耐磨性极其尺寸稳定性。耐磨性与导轨副的材料匹配、受力、加工精度、润滑方式和防护装置的性能的因素有关，另外，导轨及其支承件内的残余应力也会影响导轨的精度保持性。 2.抗振性与稳定性：抗振性是指导轨副承受受迫振动和冲击的能力，而稳定性是指在给定的运转条件下不出现自激振动的性能。 3.导向精度：导向精度是指运动构件沿导轨导面运动时其运动轨迹的准确程度。影响导向精度的主要因素有导轨承导面的几何精度、导轨的结构类型、导轨副的接触精度、表面粗糙度、导轨和支承件的刚度、导轨副的油膜厚度及油膜刚度，以及导轨和支承件的热变形等。直线运动导轨的几何精度一般包括：垂直平面和水平平面内的直线度；两条导轨面间的平行度。导轨几何精度可以用导轨全长上的误差或单位长度上的误差表示。 4.运动灵敏度和定位精度：运动灵敏度是指运动构件能实现的最小行程；定位精度是指运动构件能按要求停止在指定位置的能力。运动灵敏度和定位精度与导轨类型、摩擦特性、运动速度、传动刚度、运动构件质量等因素有关。 5.刚度：导轨抵抗受力变形的能力。变形将影响构件之间的相对位置和导向精度，这对于精密机械与仪器尤为重要。导轨变形包括导轨本体变形导轨副接触变形，两者均应考虑。影响机床导轨精度度的因素很多,概括起来有以下几个方面:(1)导轨制造误差 尽管机床是加工机器的机器,但其导轨也是在一定的工艺系统条件下加工出来的被 加工件。所以,就会不可避免地存在一定的加工误差。对于合格的导轨,其误差值相对于一般加工件来说要小得多。(2)导轨的安装误差 设备基础(地基)情况不好或者安装方法不当,会导致导轨的弯曲变形。这时产生的导轨直线度误差可能大于其制造误差。安装时,在有良好基础的前提下,还要对机床的正确位置进行严格的测量和校正,这一过程贯穿于机床的整个工作寿命中。(3)导轨磨损 在机床的使用过程中,由于受力不均,导轨工作一段时间后,其水平方向和垂直方向各段的磨损量会不同,这就导致床鞍的运动基准不断发生变化,刀具的运动位置也就不可能准确,相应的刀具与被加工件的相对位置就会有所改变。(4)其他因素 在机床的使用过程中,由于切削力、自激振动、温升及热变形等因素的影响,导轨的直线度误差会发生一定的变化,影响导向精度。2.2.2立柱导轨直线度分析机床导轨直线度误差机床导轨精度指标主要有导轨水平面的直线度、垂直面的直线度和双导轨间在垂直方向的平行度。在机械零件加工中，机床导轨直线度误差直接影响到零件的加工质量。因此机床导轨直线度误差的测量和评定十分重要。导轨是确定机床中主要部件相对位置的基准,同时也是运动的基准,其误差与被加工工件的加工精度有着直接的关系。直线度误差是指被测实际要素对其理想要素的变动量。在机床的精度标准中,机床导轨的直线度误差包括导轨在水平面内的直线度误差y、导轨在垂直面内的直线度误差z。机床导轨直线度误差对加工精度的影响工艺系统的误差是产生工件加工误差的根源,因此,也被称为原始误差。在车床上车削圆柱面时,由于车床导轨直线度误差的影响,被加工工件与刀具之间的径向相对位置会随导轨直线度误差的大小而变化,使被加工件产生加工误差(包括尺寸方面的误差、形状和位置方面的误差)。相比较而言,误差在水平方向比较敏感,如果车床导轨的2项误差y和z同时存在(实际情况也如此),被加工工件的直径为d,如图1所示。则由2项误差引起的被加工件水平(见图2-6(a)和垂直(见图2-6(b)方向的半径误差分别为图2-6引起误差原因示意Ry=y （2-40）Rz=(z)2/dmin （2-41）由y引起的被加工件的水平方向圆柱度误差Rmax=ymax-ymin （2-42）机床导轨直线度的检验与误差的精确评定生产中，常常需要对机床导轨的直线度进行检验，并且，在许多具有较长导轨的机床精度标谁中都规定有导轨直线度的检验项目，把它作为判定机床精度好坏的指标之一。因为，机床直线导轨对其上运动部件或移置部件起到支承和导向的作用，它直接保证这些运动部件的直线运动精度，可以在机床加工、装配、验收、安装以及检修过程中，对导轨直线度都需进行反复测量。检查导轨的直线度，主要是检查作为导向的v形(或矩形)导轨的直线度。这个检查，一般可理解为检查其组成平面的交线的直线度，并且，通常是以分别检验交线在垂直平面内和水平平面内的直线度来体现。当导轨是矩形导轨时，实际就是分别检验其组成平面的直线度。必要时，除检验导向导轨的直线度外，还需检验作为支承的平导轨的直线度。所以国家标准 GB1182- 1996形状和位置公差通则、定义、符号和图样表示方式中规定“，理想形状相对于实际形状的位置，应按最小条件来确定”。最小条件就是指：确定理想要素位置时应是理想要素与实际要素接触，并使被测实际要素对其理想要素的最大变动量为最小。这是评定形状误差的基本原则9。（1）直线度误差的测量方法直线度误差的测量方法包括平尺法，千分表法，等跨距法。本机床因导轨较长，所以选用采用等跨距法来测量直线度误差,常用的等跨距法有水平仪法。水平仪法:将水平仪放置在具有适当跨距的板桥上,测量时,板桥的2个支点沿被测导轨首尾相接地按跨距移动,同时,记录水平仪读数 图2-7水平仪使用图示2-7是用导轨作为测量基准，并将被测直线的两端调整至与测量基准等高且平行。测量时将被测直线等分为若干段，指示表在导轨上沿被测直线方向等距间断移动，指示表的示值为测点相对于测量基准的X坐标值，用计算法(或图解法)按最小条件(也可按两端点连线法)即可求出被测零件的直线度误差。（2）直线度误差的评定方法直线度误差的评定方法较多，常用的有两端点连线法、最小二乘法、最小包容区域法。其中最小包容区域法是国家标准规定的方法，当要求严格确定直线度误差的大小时，则必须按最小包容区域法进行评定。两端点连线法具有实用方便、手工计算简便等特点，但是精度较低。最小二乘法不符合国家标准的规定，计算结果比按最小包容区域法的结果偏大。而最小包容区域法的评定基准线是按最小条件找到的,即理想要素处于符合最小条件的位置时,实际单一要素对理想要素的最大变动量为最小。对于所有的评定基准线li来说,都对应一个最大的直线度误差fimax,在所有的fimax中总有一个最大值f,这个f对应的基准线才是最小包容区域法的评定基准线,而f就是要求的评定出的直线度误差值最小如图2-8可见最小包容区域法所评定的直线度误差值f=f1+f2,但其理想直线位置事先未知,需要通过最小条件来确定7。 图2-8最小包容区域相比之下,用最小包容区域法所评定的直线度误差值更符合生产实际的需要,它能够最大限度地通过合格件。最小包容区域法的原理如下：在给定平面内，二平行直线与实际线呈高低相间接触状态，即高低高或低高低准则。在包容实际轮廓线的许多对两两平行的直线中，纵向距离为最小的两平行直线间的距离作为直线度误差的评定值。这两条平行直线为评定直线度误差的基线，称为包容线。本文依据最小包容区域法进行直线度评定。最小包容区域法的计算机精确算法有两种：构造包容线法和构造凸多边形法。构造包容线法是一种精确算法，这是因为该法符合最小包容区域，无原理误差，计算结果具唯一性。本文采用构造包容线法，其步骤如下：（1）求最小二乘直线根据各测得点偏差值（xi，yi）计算实际误差线的最小二乘直线y=kx+b（2）确定高点和低点以最小二乘直线为基线，将各测点分为高点和低点，在基线上及在其上方的点定为高点，以Gi表示；在基线下方的点定为低点，以Di表示。（3）构造包容线L1和L2首先任选两高点Li和Lj作直线L（i，j）其中i不等于j如果L（i，j）上方无测得点，则确定其为一条上包容线，并过与L（i，j）相距最远的一个测得点作与L（i，j）平行的线L（i，j）为相应的一条下包容线。这样，每次任选两个高点确定所有符合上述条件的上、下包容线，并计算出它们各自的包容线之间的距离h（i，j）。按照同样的方法，任选两低点作直线，构造下、上包容线。然后计算出它们各自的包容线之间的距离h（i，j）。（4）计算符合最小条件的直线度误差值上面计算出的所有h（i，j）和h（i，j）中的最小值，即是符合最小条件的直线度误差值10。程序框图如图2-9 图2-9程序框图 参考其他实例假设测量本机床立柱导轨直线度误差本立柱导轨全长4000mm水平仪每隔400mm读取一次数据。经归一化处理后的导轨数据如表2-3所示。求导轨的直线度误差值表2-3 水平仪读数采样点位置(N)0400800120016002000采样点累计值（N）00481624采样点位置(N)24002800320036004000采样点累计值（N）3644555656将数据输入某直线度误差计算软件，数据输入完毕后，按“直线度评定”按钮，显示如图2-10。图2-10直线度评定窗体右边显示出数据曲线和由上下包容线，得到直线度误差的数据为11.5um，这个数值符合国家标准。2.3本章小结通过极限进给条件下，求得立柱端面各个工作点的应力，从而为立柱结构设计提供参考，使后续设计满足立柱的强度，刚度要求。导轨面作为立柱的主要工艺面，在分析其精度的影响因素后，尽量避免可控制因素，且可通过给出的方法测量导轨的直线度。第3章 左右立柱结构设计3.1龙门式立柱的元结构把机床构件就其组成的形体进行分解，最终可分解得一些外形变化不大、内部结构相对独立的蓦本单元结构， 称这些基本单元结构为元结构。如床身大件的五面体和六面体筋板框架、立柱支且筋板结构等。若从动态设计的角度优化这些元结构，得到其变量化的优化尺寸参数， 如六面体筋板的3个边a，b，c和板厚w所组成的元结构。若以固有频率和振型为目标，优化变量a，b，c，w和清砂孔径d，以获得元结构的合理的尺寸棋型。可供快速设计选用4。机床的模块部件有一个基本构形，如床身的长、宽、高，其中长、宽由工件加工范日决定，高度可由优化固有颇率得到。等强度梁式立柱的倾角、 立往支皿的宽度及厚度等亦有类似规律。通过研究机床整机质量和固有频率的分布规律， 确定机床构件质量和固有频率的变化范圈. 易于控侧机床的结构参教。龙门式立柱由于其跨距大、整体高度较高、横梁较重。立柱本身的低阶振型表现为左右及前后方向振动。要想提高立柱的刚度，必须加强支腿的刚度、减轻横梁部分的质量。3.1.1 立柱元结构选型如图3-1所示8种形式的铸铁立柱支腿元结构，其弹性模量为E=1.73Mpa，密度P=7600km/m3，泊松比v=0.3。 图3-1元结构形式1两端封口面为矩形；形式2在形式1的基础上，中间又加了一个与端面相同的水平筋板；形式3的内部加交叉筋板；形式4内部为斜对角筋板；形式5在形式1的基础上，中间又加了一个与端面相同的水平筋板；形式6为4个筋板成矩形并与外壁相交；形式7的内部有一矩形筋板，并有4块筋板和外壁相连；形式8两筋板与外壁成三角构型。元结构的外壁厚50mm，内部筋板厚30mm。通过有限元分析计算的这8种元结构的低阶振动频率如表3-1 和表3-2所示。表3-1 低阶振动频率振动频率/HZ形式1形式2形式3形式4第1,2阶（摆动）297.32326.75389.62396.11第3阶（扭转）521.89555.94596.46凹陷 表3-2低阶振动频率振动频率/HZ形式5形式6形式7形式8第1,2阶（摆动）391.32382.47402.09405.65第3阶（扭转）588.23611608.54599.71比较上表中的计算结果，说明在元结构形式1 的基础上增加水平隔板，虽然增加了扭转振动颇率，但是它的摆动振动颇率降低了；结构形式4的前两阶振动频率较高，但是它的扭转振动频率比形式3的元结构要低许多；元结构形式5的第7阶频率很低，振型是侧壁向里凹陷。故以动态特性较优的元结构形式7作为立柱支腿的元结构。 3.1.2元结构高度h对其动态特性的影响龙门式立柱支腿的元结构相当于一根悬臂梁. 随着元结构高度h的增加（即当立柱的高度增加时），元结构的固有颇率会相应地下降。如以元结构的高h与端面的边长a的比值h/a为设计变量，当h/a在2.54.5范围内变化时，元结构的固有频率如图3-2所示 图3-2元结构振动频率与高度关系其中A是第3 阶固有频率，B是第 1 , 2阶固有颇率。由图可知。随高度的增加，元结构的低阶固有频率降低较快，所以在设计龙门式立柱时，应根据工条件，尽可能减小立柱的高度。3.2龙门式立往结构框架尺寸对其动态特性的影响龙门式立柱的跨距和高度取决于加工工件尺寸要求。龙门式立柱一般设计为等强度梁的形式，这样可以减轻上部重量，提高立柱在前后方向振动的固有频率。为了提高立柱的动刚度，可以以适当加大支腿的宽度W1及厚度W2， 同时支腿前面也可设计成斜面的形式。3.2.1龙门立柱宽度W1对立柱频率的影响龙门立柱选择如果以立柱的宽度为设计变量，当W1从300mm到400mm范围变化时立柱前两阶振动频率变化趋势如图3-3。 图3-3元结构振动频率与立柱宽度W1的关系图中曲线A表示立柱左右振动时固有频率的变化曲线，曲线B代表立柱前后方向振动时固有频率的变化趋势。由图可知随着立柱宽度的增加，立柱左右摇摆振动频率提高显著，而前后方向的振动频率变化不大。图中A，B两条线在300mm与400mm之间有一个交点，在交点附近，由于立柱宽度的增加，使立柱左右摇摆的频率超过前后摇摆的频率。另外立柱的扭转振动频率保持在130HZ左右，没有什么变化。3.2.2龙门立柱厚度W2对立柱固有频率的影响在其它几何尺寸不变的条件下。如果以立柱支腿的厚度W2为设计变量，当W2从1100mm增加到1200mm时（增加了立柱正面部分尺寸），立柱的左右方向与前后方向的振动频率变化分别如图3-4（a）中的A，B曲线表示。图3-4立柱厚度W2对立柱固有频率的影响从图中曲线可知：增加立柱的厚度对立柱前两阶振动频率的提过效果并不明显。但从图b可以看出增加立柱的厚度对提高扭转频率效果较好。3.2.3龙门立柱倾角a对立柱固有频率的影响在其它几何尺寸不变的条件下, 如果以斜面的倾角a为设计变量，当 a在 40与60之间变化时立柱的前三阶固有频率如图3-5图3-5倾角a对立柱固有频率的影响由图中曲线可知，随着斜面倾角a的增加，立柱的左右频率（A曲线）变化不大，同样前后振动频率（B曲线）与扭转频率变化不大。3.3立柱尺寸及结构设计通过以上的分析可知，不同的结构和尺寸对立柱的固有频率产生一定的影响，具有不同的动态特性，所以根据结构尺寸关系的影响和工作条件，初步设计立柱总体高度4500mm，立柱宽度800mm，厚度1000mm，倾角为011。通过借助有限元分析软件初步测得所设计立柱的第一二三阶频率及振动如图3-6，3-7，,3-8所示图3-6立柱结构一阶振动频率及振动图3-7立柱结构二阶振动频率及振动图3-8立柱结构三阶振动频率及振动3.4立柱壁厚优化设计立柱结构的最大许可弹性变形量为0.4222um。立柱结构的重量在最大变形量不超过0.4222um情况下最小化作为优化的目标函数。其中立柱的壁厚及其倾斜角在指定范围内变化。以立柱的壁厚为设计变量，而立柱结构的变形为状态变量，重量为目标函数。其中设计变量和状态变量的变化范围为:立柱的壁厚初始设计为50mm，变化范围设为O-50mm；状态变量的上限即立柱的最大变形量为0.0004222mm；在ANSYS下建立参数化立柱的有限元模型，根据以上的分析步骤，应用ANSYS优化分析模块进行计算，得到其最优结构解，端面为类凸型，如图3-9 图3-9立柱结构由上面以上简化结构如图3-9，得出最优解可以看出优化立柱的优化重量为5128.SKG。其初始的体积及重量为如图3-10所示。图3-10重量优化由此得出立柱的重量减少了:WT=6895.23-5128.5=176.67KG其中状态变量即立柱的结构的变形量0.4222Pm接近于许可变形量0.5123um，在设计的许可变形范围内。同时设计变量，即立柱的壁厚由原来的50mm变化为35mm，即壁厚变小。3.5本章小结本章以立柱的前三阶振动频率为依据，通过元结构选型，高度与频率比的关系，立柱厚度与振动频率的关系，立柱宽度与振动频率的关系，倾角与振动频率的关系，且借助ANSYS有限元分析，确定立柱尺寸参数，进行设计。由于立柱的主体部分处于较稳定的状态，考虑经过改变立柱的壁厚，在许可加工精度的要求范围内，优化结构使其费用减小。 第4章 左右立柱与工艺面制造工艺4.1立柱整体铸造原则及工艺根据机床铸件的工作条件与结构特点，其材料应满足以下一些要求：在扭转、弯曲、压缩等外力作用下，产生的变形要小； （1）吸震性要好； （2）耐磨性能好，能长期保持初始的精度； （3）由于机床铸件筋多、形状复杂，因此要求其材料的铸造性能要好。因此适宜于铸造结构复杂或薄壁铸件。另外，由于石墨使切削加工时易于形成断屑，所以灰口铸铁的可切削加工性优于钢。 机床立柱标准：GB943988铸造方法选择的原则： 一.兼顾铸件的精度要求和成本。 二.铸造方法应和生产批量相适应。低压铸造、压铸、离心铸造等铸造方法，因设备和模具的价格昂贵，所以只适合批量生产。 利用树脂砂型铸造机床床身铸件的优点： 1树脂砂型刚度好，浇注初期砂型强度高，这就有条件利用铸铁凝固过程的石墨化膨胀，有效地消除缩孔、缩松缺陷，实现灰铸铁、球墨铸铁件的少冒口、无冒口铸造。 2实型铸造生产中采用聚笨乙烯泡塑模样，应用呋喃树脂自硬砂造型。当金属液浇入铸型时，泡沫塑料模样在高温金属液作用下迅速气化，燃烧而消失，金属液取代了原来泡沫塑料所占据的位置，冷却凝固成与模样开关相同的实型铸件。 3相对来说，消失模铸造对于生产单件或小批量的汽车覆盖件，机床床身等大型模具较之传统砂型有很大优势，它不但省去了昂贵的木型费用，而且便于操作。4.1.1铸造工艺方案的确定在保证熔化铁液质量的前提下,设计合理的铸造工艺是成功生产铸件的关键。分型面的确定针对铸件的结构特点,工艺设计时选用五箱造型,为防止浇注时跑火,下面四扇砂箱组成一体做下箱,见图4-1。由于铸件过于高大,为了保证砂型强度,每扇砂箱单独填砂紧实;砂箱借用C53125-10011砂箱,模样是钢筋骨架,外表面用松木制作。具体造型过程:先在地坑中用树脂砂刮制一个底平面并找水平,底平面硬化好后先放第一扇下箱,然后放上模样并四周测量找正后,开始填砂紧实,填满后套第二扇下箱,四周测量找正后接着填砂紧实,第三、四扇下箱操作与第二扇下箱相同,第四扇下箱填完型砂放上箱,填砂、紧实,待型砂硬化后敞箱取出模样。 图 4-1砂箱浇注位置的确定加工参数依据“大流量、低流速、平稳洁净地充型”的原则1,为了尽可能使铁液充型后型腔内温度场均衡,针对此件的结构特点以及实际的工装情况,设计了两套注系统,每套组元为直浇道、横浇道、分直浇道、内浇道,分别放在铸件长度方向的两端。见图4-2 图4-2浇注系统示意图 机械加工余量：上部+25 mm,下部、侧部+20 mm。反变形量：根据多年的生产经验,该件反变形量确定为10 mm砂芯设计：该件砂芯多达69块,大的砂芯有1 t多重。每块砂芯及砂型均做出后填砂芯头,填砂前下出气管,芯内放尼龙绳,尼龙绳与出气管及出气道相通,以保证砂芯出气通畅。4.1.2浇注系统设计 按照大孔出流理论设计浇注系统 （1）浇注系统各组元截面积的确定由于此立柱铸件在结构上属于高大铸件,为减少浇注时的动压力,根据生产经验,此类机床立柱灰铸铁件宜采用封闭-开放式浇注系统,该系统有利于铁液的除脏,铁液充型平稳,最小截面积设置在分直浇道。各组元截面积比为: A直A横A分直A内=1.21.412.0只需计算出最小截流面积之A分直,然后确定其余各组元截面积。依据大孔出流理论：A分直=GL/Pltu2ghP式中：GL为铁液的浇注重量 PL为铁液的密度,0.007 kg/cm3 u 为流量损耗系数,取值为0.41(考虑铸型种类和铸型阻力） g 为重力加速度 t 为浇铸时间 hp 为平均压力头,hP=90 cm（2）浇注时间的计算按经验公式t=计算，系数K=2.0至3.5，大件取3.5t=140(s)（3）最小截流面积计算常规浇注系统的直浇道、分直浇道、内浇道均选用标准规格的钢砖管。每套浇注系统设置3个100 mm直浇道、10个50 mm分直浇道、20个50 mm内浇道,2套浇注系统共6个100 mm直浇道、20个50 mm分直浇道、40个50 mm内浇道。实际浇注系统各组元截面积为:分直浇道:A分直=202523.14=392.5;内浇道:A内=402523.14=785;直浇道:A直=65023.14 = 471。4.1.3防止铸件裂纹的工艺措施铸件结构是典型的“回”字形(见图4-1),非常不利于铸件的凝固收缩,在铸造时是极易造成裂纹,由于铸件上端头部位相对比较薄弱,因此防止裂纹的工艺措施主要在铸件上端头部位实施:首先将铸件上端头部位顶端壁厚由40 mm提高到60 mm,增强顶端的断裂强度;将顶端部位方门尺寸减小;将与上端头连接的周围三面(导轨除外)壁厚由35 mm提高到50 mm,并且在周围三面增加宽140 mm、厚45 mm的加强筋,一方面降低端头部位冷却速度,减少铸造应力。另一方面提高铸件断裂强度;延长铸件落砂时间,铸件必须冷却到180以下才能敞箱,要求自然冷却,不能用冷风吹,避免因冷却过快发生裂纹;在熔炼方面,适当调整碳当量,提高硅碳比,高硅碳比可以降低铸件残余应力12。4.1.4铁液准备方案为了保证铁液质量,需尽最大努力提高铁液熔化率,缩短铁液保温时间。(1)采用两台20 t中频电炉和两台7 t冲天炉双联熔炼铁液。(2)铸件浇注重量64 t,准备70 t铁液,需一只30 t和2只20 t铁液包。(3)采用光谱分析仪进行炉前快速化学成分分析,数字温度计进行温度测量。(4)对炉料进行精选,严格按工艺要求配料。(5)用20 t电炉对铁液进行1 500高温短时精练,以达到脱氧、去气、除渣的目的。4.1.5浇注过程控制级铸件应力退火(1)为避免铁液孕育不良或衰退,提高对铁液的孕育效果,采取多次孕育,即出铁槽孕育、包内浮硅孕育、浇口杯瞬时孕育。 (2)采用3只铁液包(两只20 t,一只30 t)同时浇注,浇注前对铁液进行净化处理。(3)由于3只铁液包只有两个水口箱,30 t铁液包使用能容纳23 t铁液的大水口箱进行浇注,两只20 t铁液包使用能容纳56 t铁液的大长水口箱进行浇注。(4)两个水口箱都采用水口堵,待各水口箱注满铁液后同时提起水口堵,防止浮渣随铁液进入型腔。(5)浇注时应采取“先快后缓”的原则,即先大流快速充型,避免浇不足,待快浇满(可设灯测量),铁液快进入上平面时,开始收流缓浇,避免始终大流充型过快,型内气体来不及排除,出现呛火、跑火的发生。(6)为避免浇不足、冷隔等铸造缺陷,在浇注时3包铁液温度控制在1 36010,浇注终了在水口箱中进行补浇,浇注时间控制在140170 s。(7)在侧导轨处设置补浇水口箱,待型腔浇满后,将靠近补浇水口箱的20 t铁液包迅速对准补浇水口箱进行补浇,提高侧导轨补缩能力,避免侧导轨出现缩孔、缩松铸造缺陷。生产实践证明,对此大型机床立柱所设计的浇注系统是合理的,防止铸件出现裂纹的工艺措施非常有效,所制定的铁液准备方案和浇注过程控制措施满足生产实际需要;此大型铸件在铸造工艺设计时进行过充型模拟和凝固模拟,生产结果与模拟结论基本吻合。说明运用铸造工艺理论指导铸件工艺设计,运用现代高科技成果与大型铸件生产相结合。当铸造工艺结束后还应对铸件进行应力退火。机床铸件的去应力退火又称低温退火，这种退火主要用来消除机床铸件，如机床床身，机床工作台，机床构件，机床立柱等残余的铸造应力。在进行机床床身铸造时，由于机床铸件设计形状不同，机床铸件的壁厚不同，机床铸件的各部分冷却速度不同等因素，会在机床铸件，特别是大型机床铸件的内部产生铸造应力。如果这些应力不予消除，将会引起大型机床铸件在一定时间以后，或在随后的切削加工或使用过程中产生变形或裂纹。4.2立柱导轨面的制造工艺铝合金导轨是某产品上重要的零件之一。导轨铸件的技术要求及质量要求较高，铸件的许多部位均要求进行探伤检查，不能有任何铸造缺陷，导轨滑行面及支耳等部位的内部组织要求致密等，这些要求大大增加了导轨铸件的生产难度。我们通过对铸件结构及技术条件进行充分地分析后认为：该铸件属于细长箱体类铸件，内部许多筋板相交形成了多处热节，易形成缩孔或缩松缺陷。导轨滑行面及支耳等关键部位，壁厚比其他部位的壁厚要厚一些，为确保其组织的致密，需采取特殊工艺措施。根据分析我们设计了合理的铸造工艺，确定了熔炼及浇注方案，严格控制各道工序，经过试制生产，导轨铸件的各项技术指标符合其质量及技术要求，满足了铸件的使用性能，为导轨铸件批量生产的正常进行提供了保证。4.2.1导轨的技术条件及要求导轨铸件外形尺寸4000 mm336 mm157 mm，壁厚尺寸不均匀，主要壁厚为1012 mm，局部壁厚为40 mm左右。导轨铸件材质为ZL107，其力学性能要求高，铸件尺寸精度要求为CT9级。导轨铸件形状见图4-3。 图4-3导轨示意导轨的技术要求：导轨滑行面应保证加工后表面硬度不小于HB110；导轨滑行面100%探伤无任何内部缺陷，支耳部位探伤无裂纹缺陷；铸件尺寸精度满足CT9级要求；铸件表面光洁。4.2.2导轨铸件的技术及铸造工艺性分析导轨铸件整体结构的技术分析铸件长度方向较长，导轨铸件长度4000mm，断面尺寸336mm157mm，内部由6个“竹节”状空腔组成。导轨外侧壁厚为1012 mm，两端及滑行面壁厚为3040 mm，整体结构在铸造过程中易产生弯曲、变形。所以应采用均衡布置的浇注系统，尽可能地减少变形。铸件材质为ZL107，规定T6状态下力学性能=245 MPa、=2.5%、HB=90。要求较高，但导轨滑行面的硬度要求需大于HB110。因此对该铝合金必须添加适量的合金元素，提高材质本身的强度及硬度。同时对导轨面应采用特殊的工艺手段，以确保其组织的致密，有利于硬度的提高。由于导轨铸件关键部位均需要进行X射线探伤或荧光探伤，不能有任何铸造缺陷，因此对这些关键部位需采取特殊的工艺手段，如：加大补缩量及提高激冷速度，确保其内部组织的致密度。铸件上不允许有冷隔、裂纹、穿透性缩松及残缺类缺陷，因此必须严格控制熔炼、浇注过程的操作及各工序温度的控制13。 导轨铸件的铸造工艺性分析根据对铸件的结构分析认为：该铸件为细长箱体类铸件，导轨主要工作部位为导轨滑行面及支撑部位。导轨内部的隔筋与外壁形成了许多热节，导轨两侧的支耳与侧壁相交处也形成了热节，这些热节均须采用冒口进行补缩。由于铸件长度较长，在凝固收缩时要受内部砂芯阻碍作用，须严格控制长度方向收缩率，确保尺寸精度。导轨两端及滑行面壁厚为3050 mm，且导轨滑行面的硬度要求较高，组织要求致密，整个滑行面要进行X射线探伤检查，不能有任何铸造缺陷；导轨两端为对接处强度要求较高，也不能有任何铸造缺陷。必须采用冷铁及冒口进行激冷和补缩，确保其组织的致密。导轨铸件两侧的支耳中心在长度方向的尺寸偏差值必须保证最小，应严格控制其长度方向的收缩率。所以我们将两导轨滑行面放置在分型面的最下部并放置冷铁，这样可使导轨滑行面处于激冷状态，促使其快速凝固、结晶，避免缩孔及缩松缺陷的产生，提高组织致密度。浇注系统采用双浇道开放式浇注系统，从两侧均衡浇注，尽量减少变形；冒口采用压边或杯状冒口有利于补缩，且便于清理。4.2.3导轨的铸造工艺方案的确定通过对铸件结构的分析及生产情况，确定采用树脂砂造型及制芯工艺进行导轨铸件的生产试制。(1)分型面的确定 根据铸造工艺性分析，确定将导轨面放于下箱，大部分箱体位于上箱的分型方案，这样既可确保铸件的成形也可确保导轨面铸造质量，同时可使造型操作简便。(2)铸造收缩率的确定由于铸件材质为铝硅系合金，确定其自由收缩率为1%；铸件长度方向上由于砂芯的阻碍作用，呈现为受阻收缩，其收缩率为0.7%。(3)冒口形式及位置的确定由于铸件隔筋较多形成了许多热节区，在内腔筋板上部放置杯状补缩冒口，防止导轨两侧支耳与内筋板相交处热节部位产生缩凹现象；另外导轨两端头壁厚较厚，采用了压边冒口进行补缩。导轨的铸造工艺见图4-4图4-4铸造工艺4.2.4生产试制熔炼 采用500 kg吊包式电阻坩埚炉熔炼，原材料采用包头铝厂的纯铝锭A00及硅铝锭，其他元素的加入均采用纯金属的形式加入，加料顺序按回炉料、铝锭、合金顺序。熔炼时用热电偶测量铝液温度，温度达到710720 时扒去熔渣进行精炼操作。称取占合金总量0.5%0.7%的六氯乙烷，分两次进行除气处理。精炼后取含气试样进行检查。当合金温度达到710730 时按材质要求进行变质处理。称取占合金总量1.5%2.0%的变质剂，在炉温不超过（73010）时进行变质。变质后取样打断口进行变质效果的检查。4.2 .4.2造型及浇铸砂型和砂芯均采用树脂砂，上、下表面应刮平；导轨面冷铁挂砂后必须进行烘烤，使用时应整齐地将冷铁摆放在冷铁槽中；下芯时使用专用检具检查导轨面型腔厚度是否一致；所有砂芯应保持在同一平面，不能歪斜；注意保护型腔工作表面不应有损坏现象。合箱前应吹净浮砂，放好封箱膏，插入合箱导向、定位销，小心合箱；合箱后，用锁紧螺栓锁紧上、下箱；准备浇注。合金浇注应在铸型合箱工作和浇注准备工作全部完成后开始。浇包在使用前应清除金属残渣及氧化物，喷刷涂料并烘烤至暗红色；新修浇包在使用前应仔细烤干并涂刷涂料。浇注时间由合金变质合格到浇注完毕不得超过1 h，否则应重新变质。浇注时用浇口塞堵好浇注孔，浇包嘴应尽量靠近定量浇口杯，一般应不大于200 mm。当铝液注满定量杯后，测量浇注温度，温度在690720 同时拔出两个浇口塞。当铝液上升至冒口2/3处时堵上浇口，点浇冒口至满。4.2.5铸造结果分析通过厂家实例，在试制过程中，共浇注了12件导轨铸件，铸件力学性能见表4-1。铸件表面光洁、没有掉砂及砂眼类缺陷，有1件出现了裂纹，经分析认为主要是由于砂芯的退让性不好造成，经改进砂芯的结构并严格控制浇注温度及打箱时间后再未发现裂纹缺陷。另外，在个别铸件上局部出现有不影响使用的缩凹现象，通过改进冒口的形状消除了这类现象。 表4-1铸件力学性能4.2.6导轨中频感应淬火 在对铸铁导轨面进行淬火，选择工艺参数时应考虑以下几个方面： （1）将灰铸铁视为带有孔隙（由于石墨的存在）的含有Si、Mn合金元素的低合金钢，其相变规律与钢相同。 （2）感应加热速度一般在100400/s之间，奥氏体化过程在瞬间完成，无需保温时间。 （3）只要铸铁原始组织符合要求，严格控制淬火温度就可使淬火后的硬度得到最大值，金相组织最佳，即硬度68HS，金相为针状或隐晶马氏体。 （4）淬火时，最高加热温度应900（磷共晶的熔点953），否则会出现淬裂现象。 （5）感应加热时的透入深度由500/ f计算而得，淬硬层深度不仅由中频电源的频率决定，还要取决于材料本身的淬透性。也就是说透入深度并不能代表淬硬层深度。4.2.7导轨涂层材料及工艺技术 涂层材料的工艺技术主要有涂胶复印成形法和注胶复印成形法两种。所谓涂胶复印成形法，是将涂层涂敷到粗加工导轨面上，然后通过与调整好精度要求的导轨副 （通常称为基础导轨或长导轨）扣合，利用其 “导轨模型”进行复印成形 （为避免粘接，中间有脱模剂控制）。通过 “复印成形”法制备的导轨涂层，经过常温固化，其内应力不会产生，接触精度可以达到非常高的等级；经某机床厂检测，复印精度可达 0.002mm。如果同时在油槽线内采用薄膜法形成油腔，将使静的稳定性得到更大的提高。 所谓注胶复印成形法，是将一条待涂层导轨与经过精加工并调整好精度的基础导轨 （附有脱模剂）扣合，导轨副都调整好精度并严格密封，之后将胶注入到导轨副所形成的腔体内，固化后起模即可。采用 “注胶复印成形法”制备导轨，工艺简便，重复性好，只要严格按照工序与工艺进行操作，制造的导轨副接合精度会明显减少人为技术因素的影响，使机床总体的精度水平会更加趋于一致6。4.3工艺面制造工艺设计4.3.1立柱导轨面制造工艺设计（1） 工艺面加工要求加床立柱导轨面如设计图纸要求精度等级不低于IT7，表面粗糙度不低于0.4。（2） 工艺方法工工艺搭子法：空间体积较大、精度要求较高的结构件,采用工艺搭子方法比较好。我们在两导轨面的一侧面增加4个工艺搭子,用划线找正法先加工出该工艺搭子平面作为其他上下两平面加工的定位精基准。具体加工方法:划线;按线调正加工工艺基准;以工艺基准定位,伸出机床主轴用表调正、压紧，加工导轨面（3） 刀具选用：硬质合金面铣刀200mm，z=10（4） 工艺路线及参数选定工艺路线：粗铣精铣粗磨精磨粗铣：主轴转速n为600r/min，每齿进给量为0.4mm/z，铣削深度为6mm，加工余量4mm。精铣：主轴转速n为800r/min，每齿进给量为0.3mm/z，铣削深度为4mm，加工余量2mm。粗磨：磨床工作台速度为1.5m/min，磨削深度为0.7mm，砂轮线速度为30m/s，工件速度45m/min。精磨：磨床工作台速度为1m/min，磨削深度为0.4mm，砂轮线速度为35m/s，工件速度40m/min。4.3.2立柱与滑座连接面制造工艺设计（1）工艺面加工要求加床立柱导轨面如设计图纸要求精度等级不低于IT9，表面粗糙度不低于3.2。（2） 工艺方法百分表水平仪对照法：百分表水平仪对正法平面比较大的结构件,宽度L超出设备加工范围,也可用百分表和水平仪同时对正法校正工件。只需要第一个面加工后,用百分表调正已加工面。如图4-5图4-5百分表水平仪对照法示意（3）工艺路线及参数选定工艺路线：粗铣精铣粗铣：粗铣：主轴转速n为600r/min，每齿进给量为0.5mm/z，铣削深度为8mm，加工余量5mm。精铣：主轴转速n为800r/min，每齿进给量为0.3mm/z，铣削深度为4mm，加工余量2mm14。加工后工艺面达到设计标准。4.4本章小结对此大型机床立柱所设计的浇注系统是合理的,防止铸件出现裂纹的工艺措施非常有效,所制定的铁液准备方案和浇注过程控制措施满足生产实际需要;此大型铸件在铸造工艺设计时进行过充型模拟和凝固模拟,生产结果与模拟结论基本吻合。采用合理的浇冒口系统，配合冷铁的使用可以铸造出合格的导轨铸件。利用龙门铣床加工立柱各个工艺面，选用硬质合金面铣刀，参照给定参数可达到工艺面要求标准。千万不要删除行尾的分节符，此行不会被打印。“结论”以前的所有正文内容都要编写在此行之前。- 66 -结论随着龙门车铣加工中心的切削速度和进给速度的提高，产生振动的可能性将增加。车铣加工中心进给系统要求具有高加、减速度，快速的移动速度，而且主轴的转速达5000r/min，为了使机床具有良好的静动态特性、抗振性及好的精度保持性，本论文对龙门式车铣加工中心的立柱结构进行了力学分析，详尽阐述了立柱结构的静动态特性，并对立柱结构进行优化分析，使得其结构更加符合要求，为其设计提供了理论参考。通过此次毕业设计主要取得以下几方面的结论：1.由于立柱在加工工件的过程中，要具有好的刚度即其变形量要小。在借助ANSYS环境下运行，得出初始结构的最大变形为0.0004222mm，因此可以通过对其结构尺寸进行优化，达到耗材最少的目的。由于立柱的主体部分处于较稳定的状态，考虑经过改变立柱的壁厚，在许可加工精度的要求范围内，优化结构使其费用减小。2.动态特性（固有频率）是衡量立柱设计质量高低的最重要的性能指标之一，认识和提高机床的动态性能具有极其重要的意义和作用。在理论基础上，通过运算，得出立柱结构的阶固有频率及其振型，为预测其在不同的环境下工作的振动情况提供了理论参考。3.现代制造业的发展对提供工作母机的机床工业提出了越来越高的要求，除了要求机床具有越来越高的加工性能以外，还着重要求机床重量轻、成本低、使用方便和具有良好的加工工艺性。这即为设计者提供了设计的目标，同时也促进了优化设计的思想。通过对立柱结构的部分设计尺寸进行优化，使得立柱结构得以优化，结构更加合理。致谢本文是在姜彬教授的悉心指导下完成的。在毕业设计期间，姜老师在选题、课题研究和撰写论文的过程中都给予了我悉心的指导和极大的帮助，使我在理论和实践上有了很大的提高。课题的顺利完成和我所学到的知识及取得的成绩都凝聚着老师的心血；更重要的是，姜老师渊博的学识、严谨的治学态度、忘我的工作热情，值得我终身学习；同时我院研究生李颖，王胜杰在此次毕业设计期间给予我很大的帮助，运用有限元分析法帮我攻克论文中的难点。就此论文完成之际，谨向恩师及学长学姐致以衷心的感谢和崇高的敬意!借此机会，还要感谢机电工程学院的各位老师，感谢他们在这四年中对我学习上给予帮助。最后，对所有关心我、支持我、帮助过我的老师、同学和朋友们表示衷心的感谢!参考文献1 戴曙.金属切削机床.机械工业出版社，1999：217-2382 杜君文.机械制造技术装备及设计.天津大学出版社，2007：22-333 周济,周艳红.数控加工技术.国防工业出版社，2003:044 机床设计手册编写组.机械设计手册.机械工业出版社，1986:125 艾兴. 超高速加工技术. 机械工业出版社,2003:16 梁玉平. 高速切削刀具材料. 机械工程材料,1994.57 张伯霖.高速切削技术在美国的最新发展. 制造技术与机床,1994:48 龚景安,许立忠.机械设计（第二版）.机械工业出版社,1988:029 徐大伟.龙门镗铣床立柱端面的作用力及其分布.上海理工大学，2009： 99-10110 隋文涛,张丹.机床导轨直线度误差的精确评定.山东理工大学,2007:111- 11211 赵新.铣削加工中心立柱结构及静动态性能的分析与研究.兰州理工大 学,2006:32-5212 谭玉华,张凤军,张福祥.大型机床立柱的研制.齐齐哈尔大学，黑龙江大 学，齐齐哈尔重型铸造有限责任公司，2008:448-46013 孔繁钢.铝合金导轨的铸造工艺.内蒙一机集团能达专用设备有限责任公 司,2010:197-19914 杨坤怡.制造技术.国防工业出版社,2007:277-32315 P N Rao.Manufactruing Techology Metal Cutting & Machine Tools. McGraw-Hill,200016 Rahman M,Kumar A S,Salam M U.Evaluation of minimal quantities of lubricant in end milling.Int.J.Adv.Manuf.Techno.,2001,18:235-241附录：外文原文和译文SIMULTANEOUS STRUCTURE AND MECHANISM DESIGN FOR AN ADAPTIVE WING USING TOPOLOGY OPTIMIZATIONJames J. Joo Aerospace Mechanics Division University of Dayton Research Institute Dayton, OH 45469, USABrian Sanders Air Vehicles Directorate AirForce Research Laboratory Wright-Patterson AFB, Ohio 45433, USAABSTRACTA synthesis technique using a topology optimization scheme for an adaptive wing structure and mechanism design will be described.This enables the design of energy efficient adaptive structures with controllable deformation characteristice.This is accomplished by using a multi-objective function that minimizes strain energy and maximizes mutual potential energy to design the structure and mechanism simultaneously.To enable simultaneous design for structure and mechanism, the reference structure is composed of three layers; a membrane layer for skin, a frame element layer for structure, and truss element layer for an efficient mechanism. The attachment points between mechanism and structure are also identified with linear springs that are located between mechanism and structure layers. We focus on a simultaneous design of a wing structure and mechanism for large shape change applications. The geometrically large deformation analysis scheme is also added to the synthesis to capture nonlinear effects in design and it will be compared with linear synthesis results.INTRODUCTIONAdaptive structures are a multidisciplinary technology that requires the efficient integration of power systems, structures, mechanisms, and actuators to achieve the desired performance. Adaptive systems will have a dramatic impact on the design of air vehicle systems if new devices can be synergistically integrated into systems. The basic research community has suggested a plethora of innovative concepts ranging from structural health monitoring to adaptive shape control using energy intensive smart materials. Smart material technologies have increased its potential application to provide a new opportunity for active/adaptive structure systems that fully integrate actuators and structures. The Defense Advanced Research Projects Agency (DARPA) recognizes the potential of this technology and initiated the Smart Materials and Structures Demonstration Program to demonstrate the use of smart materials to achieve aerodynamic and hydrodynamic flow control and to reduce noise and vibration in a variety of structures (Sanders, et. al, 2004).New materials synthesized at the atomic level to produce new functionality are ideal for this application but the technology is very immature. Until now, smart materials or other adaptive technologies have been added to an existing structure to achieve a desired shape change a structure already designed to avoid deformation. For example, aircraft wings are designed to be stiff as possible to control aeroelastic effects, and then smart materials are attached on to it to get a higher lift coefficient by change airfoil shape. This system becomes very energy inefficient because you are trying to deform a structure that was alreadydesigned to prevent deformation. For this reason, researchers have designed in flexibility for their structure design. Lu and Kota (2003) have designed a compliant leading edge that matches a desired shape with a single actuation force. Others are investigating new design techniques for these applications. Maute et. al. (2005) used the topology optimization technique to design mechanisms in morphing aircraft structures including actuator characteristics. Also Mauteand Reich (2004) showed the simultaneous optimization of the mechanism layout of adaptive wing and aerodynamic tasks outperformed the decomposed two step procedure.Designed properly, these structural concepts have the potential to revolutionize aircraft design and basic functionality. For example, the use of adaptive systems within unmanned air vehicles (UAV) will enable a multi-mission (e.g., hunter-killer) UAV by allowing the vehicle configuration to efficiently adapt to a wide range of mission roles, such as loiter and high speed dash. Here the best wings for each purpose have radically different planforms. Current research on morphing aircraft that exhibit very large shape changes requires more efficient ways of synthesizing out three major components; rigid-body mechanisms, structures and skins. In this paper, we propose to design an energy efficient adaptive structure for shape control purposes by designing structures and mechanisms simultaneously. A three-layer model is developed that is composed of a ground truss layer for mechanism design and a membrane and beam layers for structure design. A multi-objective function to maximize mutual potential energy to increase flexibility in desired direction and minimizing strain energy to withstand drag is adopted here.NOMENCLATUREUo Dummy force in the desired output direction Ui Dummy force in the input direction. Fin Input force Fex External force K Global stiffness matrix d Displacement vector f Force vector Km Element stiffness matrix of membrane element Kt Element stiffness matrix of truss element Kf Element stiffness matrix of frame element Ks Element stiffness matrix of spring element Maximum volume of truss element Maximum volume of frame element N* Maximum number of spring P Penalty f, s, t Density of frame, spring, and truss elements REFERENCE STRUCTUREThe reference element composed of three layers is shown in Figure 1 below; the membrane element layer is for stretchable flexible skin. The truss element layer is for an energy efficient mechanism that generates motion using rigid body rotation rather than the deformation of elements to change the shape. Using frame elements, most of energy will be stored in the mechanism rather than transformed to the output port which results in an inefficient mechanism. Also this truss element with rigid body rotation is more appropriate for large shape changing applications than frame elements due to the similar reason. This truss element layer is connected to the membrane elements layer by springs and this is for identifying connection points between structure and mechanism. Spring stiffness is chosen based on the following criteria (Chandrupatla 1997) to bond mechanism and membrane layer together:C=maxkij10 (1i，j，k，d，o，f) (1)A frame element layer is added to the membrane layer because the membrane element cannot take bending, torque, or out-of-plane load. These frame and membrane element layers are sharing the same nodes. Fig. 1 3 layer model for adaptive wing structure designSKIN THICKNESS VARIATIONThe skin on the conventional stiff wing works in conjunction with beam elements to form a box beam, which is a mass efficient method to obtain the desired torsion and bending stiffness required for aircraft wings However, the property of skins is necessarily different in large wing shape changing applications such as morphing aircraft system. It should be flexible enough to handle large shape and area changes of the wing that enables morphing. It also should be stiff enough to handle drag. The skin property of morphing wing has a major impact on the efficiency of the system that can be maximized by transferring actuation energy to the output port (shape change) without storing energy in the structure in the form of strain energy. Therefore the effect of the variation of the thickness of the skin is investigated here. The flexible wing is modeled as a sandwich beam as shown in Fig. 2. The bending stiffness of the wing, Kb, is formulated as:Kb=3EsI/L=Es/4Lnah+2at+24at(h+t/2) (2)where Es is the elastic modulus representative of the internal structure and mechanism, I is the total moment of inertia of the wing, a is the width of beam (cord), h is the height of the representative of the internal structure and mechanism, L is the length of the beam (span), t is the thickness of skin, and n is the ratio of elastic modulus of skin, Em, to the internal structure and mechanism, Es:n=Em/Es (3)We are interested in the bending and in-plane stiffness change with respect to the skin thickness change. For this investigation, the bending and in-plane stiffness of the wing are differentiated with respect to the skin thickness t. The sensitivity of bending stiffness is Kb=E/4L64at+24a（h+t/2）（h+3t/2） (4)The in-plane stiffness of the wing, Ki, is represented as:Ki=EsAs+EmAm/L=Es（2at+nah）/L (5)The sensitivity of the in-plane stiffness of the wing with respect to the skin thickness t is: Ki=2aEs/L (6)In order to compare the bending and in-plane stiffness of the wing with respect to the thickness change, the ratio of the equation 4 and 6 are put together as: Kb/Ki=3(h+t)/L (7)The equation 7 is less than one as long as the relationatisfies which is generally true because the span (L) of wing is orders of magnitude higher than the thickness of a wing. Then, equation 7 can be represented as:Kb/tKi/t (8)This result implies the in-plane stiffness is more sensitive than the bending stiffness to changes in the skin thickness. This suggests the use a heterogeneous or engineered anisotropic material which is stiff in out-of-plane direction but very flexible in-plane direction rather than using a homogenous material to avoid thickening the skin to prevent out-of-plane deflection.Since this skin modeling capability is not added to the code yet we model the skin using membrane element in this paper to have rubber like characteristic to give in-plane flexibility. Fig. 2 Sandwich beam model for a flexible wingMULTI-CRITERIA OBJECTIVE FUNCTIONHere we are focusing on the qualitative solution of simultaneous design of an aircraft wing structure using energy metric. The exact quantity of the shape change by minimizing the deviation between target shape and deformed shape which aerodynamists may be interest in will be examined later. An adaptive wing structure for large shape change needs to be flexible enough to deform to a desired shape or direction with minimum strain energy stored in the structure and stiff enough to resist external load and avoid deleterious aeroelastic effects. To synthesize an adaptive structure satisfying these two conflicting requirements, flexible and stiff, a multi-criteria optimization scheme is adopted. Figure 3 shows two different loading conditions to capture those requirements.Figure 3a shows a swept wing configuration with actuation force (Fin) and desired output motion. To obtain deflection in the desired direction, maximum deflection along the direction of Uo is needed, where Uo is a dummy load vector. The desired shape could be a curve but, here, a point at the tip of the wing is chosen to simplify the problem. Maximizing the deflection along Uo is equivalent to maximizing Mutual Potential Energy (MPE). MPE is equal to doTFinand the flexible requirement is captured by:MaxK(p)dins.t.K(p)do=Uo (9)K(p)din=FinHowever, MPE tends to approach infinity as stiffness decreases because of an attempt to maximize MPE with force as an input, hence, the input displacement is constrained with a finite value. Fig. 3 Two loading conditions for adaptive wing designSatisfying the second stiffness requirement is equivalent to minimizing the strain energy (SE) with external load applied to the structure. SE is equal to dexTKdex and the rigidity requirement is captured byMins.t.K(p)dex=Fex (10)The multi-criteria objective function is constructed now to capture both flexibility and rigidity requirements:Minimize-MPE(p)+(1-)SE(p)s.t. (11)The two objective functions are linearly combined with weights, and (1-), and (-1) is multiplied to the MPE for maximizing that function. The Method of Moving Asymptotes (MMA) by Svanberg (1987 and 1999) is used as an optimizer for this problem.SENSITIVITY ANALYSISThe MPE is calculated by: (12)The sensitivity of MPE with respect to design variable can be written as following using the adjoint method: (13) (14)For easy formulation of the problem, truss, frame and spring elements already has pre-determined geometry but their stiffness matrices are multiplied by weights, Pt,Pf，Ps，respectively, and these are the design variables of the problemFrom (12)MPE/Pt= (15) (16)Similarly (17)Substitute (16) and (17) in (15). Then, (18)Similarly (19)The SE induced by the external force is calculated bySensitivity of SE is obtained from similar process as before (20)The sensitivity of the displacement at input port is obtained by (21)The sensitivity of the displacement vector d is： (22)Substitute (22) to the equations (21). Then (23)DESIGN EXAMPLESIn-plane shape change example (sweep to unsweep) The goal of this example is to design a simple swept wing with a flexible skin and mechanism that changes its shape to an unswept position (figure 4). Since the motion is in-plane, only truss and membrane elements are used for the design. The skin is attached to the fuselage at x = 0 and the full ground truss element structure layer is attached to the membrane elements with linear springs at each node. The input force is applied to the truss element layer at the second node from the left bottom corner in positive x direction and output node at top right corner needs to move in positive y direction to deform into an unswept position. The external force, a simple representative of a drag force, is applied to the membrane element layer in the opposite direction of output displacement and minimizing strain energy by this force will result in structure that withstand drag force. A dummy force is applied in desired output direction to calculate MPE. The problem here has only single input and output to simplify the problem but the number of inputs and outputs is not limited to this. The material of membrane issilicon rubber (E = 250 psi, = 0.5) and truss is 2024-T3 aluminum (E = 73.1 Gpa = 10.6 Mpsi, = 0.33). The weight, , is carefully chosen to adjust the scale of the two objective functions Fig. 4 Reference structure and boundary conditionFigure 5 shows the linear synthesis result. Dots are the attachment points between mechanism and skin. There are non-negligible springs that exist on other nodes but the truss elements connected to those springs are too thin (inactive) to deform the spring, hence, those are not shown in the figure. Also, notice that the spring is attached between the mechanism and the skin at the input port. The efficiency of this mechanism will not be high because the input energy will be stored in that spring before it can be transferred to the output port. However, it is necessary to resist the external load. We are hoping this spring will disappear when the efficiency objective function is used instead, but we did not try that out with the efficiency formulation because it is out of scope of this paper. The output port of the skin is deformed to the desired direction because the skin is pushed and pulled at several positions through the mechanism. Fig. 5 Linear synthesis resultFigure 6 shows the result using a nonlinear synthesis result for the same problem. The result looks similar but, the input and output ports are directly connected. The linear result does not have this feature and that link is actually pulling the skin at the output port to the desired direction instead of pushing the skin as linear result that may cause wrinkle on the skin and fail. Fig. 6 Nonlinear synthesis result Now frame elements are added to the reference structure. Frame elements are sharing nodes with the membrane elements (Fig. 7) and the boundary conditions are identical to the previous problem. Figure 8 shows a linear synthesis result. The truss elements and frame elements are indicated in the figure and optimization distributes those elements where it is necessary. The input port is attached with a very soft spring which is different from the previous results. The reason is observed as following; Since the structural elements is added to the existing mechanism and skin elements, it helps to resist external force without a spring at the input port of mechanism that was observed in the previous result without frame elements. The optimization chose not to have mechanism and structure separate but to combine mechanism and structure element together to make a multi-functional structure. Fig. 7 Reference structure and boundary condition Fig. 8 Linear synthesis result SUMMARYThis study addressed the simultaneous design of multi-functional structure composed of skin, structure, and mechanism for possible morphing aircraft application. It is shown that when the structure and mechanism are designed together, the structure and mechanism is combined effectively where it is necessary; mechanism uses structural element to transfer force without creating redundant element in the mechanism layer. In this way, we can remove excessive materials for a lighte