陳 誠(chéng)，曹 恒，曾繁俊，王 龍

(華東理工大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200237)

0 引言

隔音棉脈沖熱封是利用直流電源，通過(guò)瞬時(shí)大電流使得熱封壓頭產(chǎn)生大量熱，從而令上下兩層塑料薄膜在壓頭熱封部位變成黏流狀態(tài)，加熱一段時(shí)間后停止加熱，但仍對(duì)熱封部位進(jìn)行保壓，使得兩層塑料薄膜冷卻后形成一體，并保證其壓合面的整齊，滿足航空器使用要求強(qiáng)度。

在熱封薄膜生產(chǎn)過(guò)程中，壓頭部分對(duì)熱封質(zhì)量、設(shè)備使用壽命以及維修頻率有著決定性的作用。整個(gè)壓頭結(jié)構(gòu)由三大部分組成，加熱組件、機(jī)械組件、輔助組件；加熱組件主要是鎳鉻合金，以及上面覆蓋的絕緣防粘層等用來(lái)防止待熱封薄膜黏合在壓頭上；機(jī)械部分組件主要是連接熱封組件與機(jī)架，以及安裝各種輔助組件，由于本文研究的壓頭跨度大，機(jī)械部分的剛性對(duì)整個(gè)壓頭結(jié)構(gòu)起著重要作用；輔助組件則雖然不直接參與熱封過(guò)程，但通過(guò)實(shí)現(xiàn)各自功能，保證大跨度情況下熱封質(zhì)量以及設(shè)備的使用壽命[1,2]。

1 現(xiàn)階段存在的問(wèn)題

由于國(guó)外技術(shù)壟斷，而國(guó)內(nèi)在單次熱封長(zhǎng)度4000mm高精度脈沖式熱封機(jī)方面暫時(shí)沒(méi)有成熟產(chǎn)品，因此某公司委托華東理工大學(xué)進(jìn)行設(shè)備研制。本次研制設(shè)備有效熱封長(zhǎng)度達(dá)4000mm，且薄膜熱封后需要保證每英寸的剝離強(qiáng)度都滿足要求強(qiáng)度，因此整個(gè)研制過(guò)程中存在多個(gè)技術(shù)難點(diǎn)需要攻堅(jiān)。本文則主要針對(duì)熱封執(zhí)行部件壓頭結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，在現(xiàn)有的可參考的國(guó)內(nèi)外設(shè)計(jì)上加以優(yōu)化，使其能滿足生產(chǎn)所需要的精度，并提高設(shè)備使用壽命，減少故障率和損耗品的更換率，提高經(jīng)濟(jì)效益。

原有類似設(shè)備或前期試驗(yàn)中主要存在的問(wèn)題有；

1）原壓頭結(jié)構(gòu)中加熱部件為鎳鉻合金，采用大功率直流脈沖電源瞬間加熱鎳鉻合金至120oC～220oC之間，其受溫度影響較大易損壞，平均每使用2～3個(gè)月，就要進(jìn)行停工更換，造成較為嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失。

2）原壓頭結(jié)構(gòu)中壓頭及其組件設(shè)計(jì)簡(jiǎn)單，缺少完整的輔助組件，并且加熱時(shí)壓頭結(jié)構(gòu)除加熱部位，其他部分溫度也會(huì)升高，這樣即容易造成操作者燙傷，也會(huì)由于溫度產(chǎn)生熱應(yīng)力導(dǎo)致壓頭結(jié)構(gòu)變形，從而導(dǎo)致壓頭兩端熱封效果不佳。

3）原壓頭結(jié)構(gòu)未考慮非加載狀態(tài)，運(yùn)動(dòng)狀態(tài)等情況下壓頭受力情況，本文研究的大跨度脈沖式熱封機(jī)，由五個(gè)氣缸控制運(yùn)動(dòng)，因此需要優(yōu)化壓頭結(jié)構(gòu)，減少因壓頭結(jié)構(gòu)形變給執(zhí)行氣缸帶來(lái)的不良影響，造成氣缸阻塞、壽面減短。

2 針對(duì)熱封過(guò)程優(yōu)化壓頭結(jié)構(gòu)

2.1 鎳鉻合金張緊裝置

脈沖熱封中采用的加熱材料為鎳鉻合金，其有效熱封長(zhǎng)度為4000mm，再加上兩邊預(yù)留連接電源部分，整個(gè)鎳鉻合金薄片的長(zhǎng)度約為4500mm，厚度0.25mm。經(jīng)多次試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)鎳鉻合金故障率居高不下且使用一段時(shí)間后熱封質(zhì)量不佳的原因是，在其受熱加載時(shí)通入瞬態(tài)大電流，并短時(shí)產(chǎn)生大量的熱，本身發(fā)生膨脹變得不平整，或被壓頭壓壞、或因?yàn)殡娮柚底兓瘻囟冗^(guò)高被燒壞。因此需要有效的張緊機(jī)構(gòu)，能使鎳鉻合金始終保持拉緊狀態(tài)，降低其損壞率，并且提高熱封質(zhì)量。

首先根據(jù)現(xiàn)有參數(shù)計(jì)算鎳鉻合金受熱可能發(fā)生膨脹的最大尺寸，從而設(shè)計(jì)滿足條件的張緊機(jī)構(gòu)熱膨脹系數(shù)：

式中，ΔV為所給溫度變化ΔT下物體體積的改變，V為物體體積。

由于鎳鉻合金的厚度為0.25mm，寬度為40mm，相對(duì)于長(zhǎng)度4500mm均非常的小，因此可以將近似的看為一個(gè)線形物體，不考慮其寬度方向或者厚度方向上的熱膨脹，主要研究其長(zhǎng)度上受熱膨脹的變化。

因此將式（1）變形：

其中：L=4500mm；α=15E-6；T室溫=20℃。

當(dāng)在最大工作溫度300℃時(shí)；ΔT=280℃；

ΔL最大=18.9mm。

當(dāng)在正常工作溫度120℃時(shí)；ΔT=100℃；

ΔL正常=6.75mm。

因此，在針對(duì)現(xiàn)有材料，正常工作的情況下，4500mm長(zhǎng)的鎳鉻合金會(huì)產(chǎn)生6.75mm左右的橫向膨脹量，如果是在最大工作載荷下，鎳鉻合金則更是會(huì)產(chǎn)生高達(dá)將近18.9cm的熱膨脹量，即使兩邊均勻伸長(zhǎng)，也將近1cm，因此要求張緊裝置確保在最大工作載荷情況下，鎳鉻合金仍處于拉伸繃緊狀態(tài)。

張緊機(jī)構(gòu)工作原理如下：左側(cè)兩個(gè)孔通過(guò)固定板與壓頭結(jié)構(gòu)主體固定，右邊孔與銅塊固定，確保其存在一個(gè)旋轉(zhuǎn)的自由度，然后裝入彈簧，在給熱封壓頭裝鎳鉻合金時(shí)，左右兩邊分別將0.25厚的鎳鉻合金卷入張緊裝置中的張緊螺栓上，然后旋轉(zhuǎn)張緊螺栓幾圈，接下來(lái)擰緊左右兩邊固定螺母，頂住鎳鉻合金，確保螺栓以及纏繞在上面的鎳鉻合金穩(wěn)定，接著檸上接線端子安裝導(dǎo)電線。

圖1 鎳鉻合金張緊機(jī)構(gòu)三維簡(jiǎn)圖

圖2 鎳鉻合金張緊機(jī)構(gòu)工作示意圖

在未加熱時(shí)，彈簧初始狀態(tài)是處于被壓縮狀態(tài)，鎳鉻合金處于繃緊狀態(tài)。一旦壓頭下壓開(kāi)始工作，鎳鉻合金受熱迅速膨脹伸長(zhǎng)，由于彈簧處于壓縮狀態(tài)，銅塊會(huì)向外轉(zhuǎn)動(dòng)，抵消鎳鉻合金的伸長(zhǎng)量，因此即使在最大工作載荷情況下，如圖所示彈簧長(zhǎng)度變?yōu)長(zhǎng)+ΔL，仍要處于壓縮狀態(tài)，從而整個(gè)過(guò)程均達(dá)到對(duì)鎳鉻合金張緊的效果。

2.2 壓頭結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

現(xiàn)有的熱封機(jī)尤其是在一些跨度較長(zhǎng)的脈沖式熱封機(jī)上，因?yàn)榧訜峁β蚀?，多采用單邊加熱，壓墊處設(shè)計(jì)較為簡(jiǎn)單，容易引起能量損耗，并且由于能量發(fā)生了耗散使得部分能量傳遞到不銹鋼底座上，長(zhǎng)時(shí)間工作后，可能會(huì)產(chǎn)生底座溫度升高的情況，這樣極容易使底座受熱應(yīng)力變形，因此在實(shí)際使用過(guò)程中，兩端熱封質(zhì)量一直不佳，同時(shí)溫度過(guò)高也易引起操作工的燙傷。

因此對(duì)壓頭結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的思路，就是將加熱的能量盡可能集中在熱封部位，降低不銹鋼底座溫度，減少兩端形變。主要優(yōu)化措施，上下壓頭采用相同機(jī)構(gòu)，如圖3所示，并且預(yù)留了傳感器位置用于實(shí)時(shí)測(cè)量壓頭結(jié)構(gòu)溫度；并且將原有的空心結(jié)構(gòu)，改為實(shí)心結(jié)構(gòu)，減少薄壁結(jié)構(gòu)，使得壓頭所受熱應(yīng)力更小，降低兩端發(fā)生最大形變值。

圖3 優(yōu)化后壓頭結(jié)構(gòu)橫截面示意圖

在樣機(jī)研制的過(guò)程中，對(duì)Q235、鋁合金、不銹鋼等材料進(jìn)行多次試驗(yàn)，既考慮需要有強(qiáng)度剛度等機(jī)械性能要求，又具備很強(qiáng)的加工性能，還要考慮本身化學(xué)性質(zhì)必須穩(wěn)定，避免長(zhǎng)期使用后對(duì)薄膜熱封材料有不良影響，因此我們選取了不銹鋼作為壓頭底座的主材。

表1 壓頭主要材料屬性表

通過(guò)SolidWorks對(duì)原有結(jié)構(gòu)以及優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，并利用有限元軟件ANSYS，分別對(duì)其進(jìn)行熱力耦合分析仿真模擬[3～5]。

圖4 原上壓條結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)分析（溫度分布）

圖5 原下墊塊結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)分析

圖6 原上壓條不銹鋼底座熱力耦合分析（變形）

圖7 原不銹鋼底座熱力耦合分析（應(yīng)變分析）

圖8 優(yōu)化后上下壓條結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)分析（溫度分布）

圖9 優(yōu)化后不銹鋼底座熱力耦合分析（變形）

圖10 優(yōu)化后不銹鋼底座熱力耦合分析（應(yīng)變分析）

表2 優(yōu)化前后熱力耦合分析結(jié)果對(duì)比

通過(guò)ANSYS軟件分析結(jié)果可知，將原有結(jié)構(gòu)改為上下雙邊加熱的壓頭，就其溫度場(chǎng)仿真結(jié)果而言，優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)在熱封薄膜處有著均勻的溫度分布；由熱力耦合仿真結(jié)果可知，其整體變形主要集中在受熱膨脹的兩段，尤其硅膠在兩端既受到受熱膨脹導(dǎo)致的熱應(yīng)力，也受到壓力的擠壓，變形量較大，而實(shí)際情況也是在單次熱封4000mm薄膜時(shí)，靠近兩端熱封質(zhì)量偏差，因此將原有空心結(jié)構(gòu)優(yōu)化為實(shí)心結(jié)構(gòu)，不僅使得整個(gè)不銹鋼底座溫度下降，由原來(lái)的59℃降至49℃，還減少了薄壁結(jié)構(gòu)，避免了不銹鋼底座的因溫度升高造成的形變（兩端最大變形由1.43mm降至1.08mm），提高兩端熱封質(zhì)量。此外由于不銹鋼底座的兩邊凸臺(tái)距離鎳鉻合金較近，所受溫度較高，并且受到硅膠條的擠壓，氣缸的作用等，最大應(yīng)力多集中在該區(qū)域，但除極個(gè)別位置發(fā)生最大壓力，其他部分均在30MPa以下，完全能滿足設(shè)計(jì)要求。

3 針對(duì)非加載狀態(tài)優(yōu)化壓頭結(jié)構(gòu)

大部分研究者主要針對(duì)熱封加載過(guò)程進(jìn)行詳細(xì)研究，但是由于本次研制設(shè)備長(zhǎng)跨度的特點(diǎn)，以及有五個(gè)氣缸同步提供輸出，因此需要在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)階段避免因?yàn)樵O(shè)計(jì)不合理造成氣缸阻塞，受力不均等現(xiàn)象。

3.1 針對(duì)待機(jī)狀態(tài)優(yōu)化壓頭結(jié)構(gòu)

因?yàn)楸痉桨钢羞\(yùn)用到五個(gè)氣缸，氣缸同步是技術(shù)難點(diǎn)，而在待機(jī)狀態(tài)，整個(gè)上壓條約有100公斤重則由這五個(gè)氣缸拉住的，因此氣缸位置的選擇是否合理，對(duì)待機(jī)過(guò)程以及勻速運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的壓頭結(jié)構(gòu)有影響，而壓頭結(jié)構(gòu)發(fā)生變化則又會(huì)反作用與氣缸，易造成氣缸阻塞。

接下來(lái)首先通過(guò)理論計(jì)算，設(shè)計(jì)氣缸分布位置，然后運(yùn)用有限元軟件ANSYS進(jìn)行仿真分析，驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果。

圖11 待機(jī)狀態(tài)下壓頭結(jié)構(gòu)受力分析圖

圖12 待機(jī)狀態(tài)下壓頭結(jié)構(gòu)剪力圖

計(jì)算出各個(gè)節(jié)點(diǎn)的F值：

FA= F張緊裝置

FB= F張緊裝置+aq

FC= F氣缸拉力-[F張緊裝置+aq]

FD= F張緊裝置+(a+L)q-F氣缸拉力

FE= 2F氣缸拉力-[F張緊裝置+(a+L)q]

FF= [F張緊裝置+(a+2L)q]-2F氣缸拉力

FG=3F氣缸拉力-[F張緊裝置+(a+2L)q]

FH=2F氣缸拉力-[F張緊裝置+(a+2L)q]

FI= F張緊裝置+(a+L)q-F氣缸拉力

FG= F氣缸拉力-[F張緊裝置+aq]

FK= F張緊裝置+aq

FM= F張緊裝置

根據(jù)壓頭結(jié)構(gòu)受力平衡可得：

由此可得：

要使整個(gè)壓條受力均勻，最好使整個(gè)壓頭剪力圖波動(dòng)成鋸齒狀對(duì)稱，避免某個(gè)節(jié)點(diǎn)剪力過(guò)大。

即FE= FD、FC= FB。

2F氣缸拉力-[F張緊裝置+(a+L)q]=F張緊裝置+(a+L)q-F氣缸拉力

F氣缸拉力-[F張緊裝置+aq]= F張緊裝置+aq

化簡(jiǎn)得：

F氣缸拉力= Lq

F張緊裝置= (L-2a) q/2

且L總長(zhǎng)=2a+4L。

代入數(shù)據(jù)，q=0.2N/mm；L總長(zhǎng)=4000mm；F張緊裝置=40N；

可得a=240mm。

實(shí)際使用過(guò)程中，由于受到系統(tǒng)走線問(wèn)題，加載氣缸和定位氣缸以及下文提到的導(dǎo)向機(jī)構(gòu)安裝干涉的問(wèn)題，樣機(jī)選取a=230mm進(jìn)行布置，亦能達(dá)到很好的效果。

通過(guò)ANSYS Workbench對(duì)其進(jìn)行仿真分析，驗(yàn)證設(shè)計(jì)的可行性。結(jié)果在10000倍情況下查看[6,7]。

圖13 原壓頭結(jié)構(gòu)待機(jī)狀態(tài)靜力學(xué)分析（a=30）

圖14 均勻間距下壓頭結(jié)構(gòu)待機(jī)狀態(tài)靜力學(xué)分析（a=400）

圖15 優(yōu)化后壓頭結(jié)構(gòu)待機(jī)狀態(tài)靜力學(xué)分析（a=230）

表3 不同位置下壓頭結(jié)構(gòu)靜力學(xué)分析結(jié)果

當(dāng)a=30mm時(shí)，即兩邊氣缸位置靠近壓頭兩段，中間氣缸間隔距離過(guò)長(zhǎng)形變較大。

當(dāng)a=400mm時(shí)，使得氣缸位置對(duì)壓頭形成等間距分割，但因兩段有上文中設(shè)計(jì)的張緊裝置，所以容易引起兩段受力不均。而且兩端熱封質(zhì)量差，要盡量避免變形往兩端集中。

當(dāng)a=230mm時(shí)，整個(gè)靜力學(xué)分析結(jié)果表示最大形變明顯小于其他情況，且變形均勻?qū)ΨQ，從而避免因壓頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理導(dǎo)致氣缸阻塞，且減少了壓頭兩端形變。

3.2 針對(duì)運(yùn)動(dòng)過(guò)程優(yōu)化壓頭結(jié)構(gòu)

原有類似設(shè)計(jì)均無(wú)導(dǎo)向機(jī)構(gòu)，或?qū)驒C(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理。氣缸即起著執(zhí)行器的作用，又要負(fù)責(zé)導(dǎo)向，容易發(fā)生損壞。而經(jīng)試生產(chǎn)發(fā)現(xiàn)兩端熱封質(zhì)量不佳，因此在壓頭兩端加裝導(dǎo)向機(jī)構(gòu)（如圖16所示，在氣缸外側(cè)，壓頭兩端），改善運(yùn)動(dòng)過(guò)程中氣缸同步性，增長(zhǎng)其使用壽命。

圖16 導(dǎo)向機(jī)構(gòu)實(shí)物圖

圖17 壓頭結(jié)構(gòu)待機(jī)狀態(tài)靜力學(xué)分析（加導(dǎo)向機(jī)構(gòu)）

通過(guò)ANSYS分析驗(yàn)證得，通過(guò)兩段的導(dǎo)向機(jī)構(gòu)，進(jìn)一步將形變控制在氣缸與氣缸之間，減少兩端形變，其最大形變由6.0903×10-6m降至5.4491×10-6m，保證了兩端薄膜熱封質(zhì)量。

4 結(jié)論

針對(duì)對(duì)前期生產(chǎn)研制過(guò)程中存在的問(wèn)題，根據(jù)研究對(duì)象大跨度高精度的特點(diǎn)，設(shè)計(jì)研制了鎳鉻合金張緊機(jī)構(gòu)，確保鎳鉻合金整個(gè)過(guò)程中時(shí)刻保持張緊狀態(tài)；為使得熱封區(qū)域能量更為集中均勻，降低非加熱區(qū)域受溫度影響導(dǎo)致結(jié)構(gòu)受的熱變形量，優(yōu)化壓頭結(jié)構(gòu)，并通過(guò)ANSYS模擬實(shí)際加載過(guò)程，進(jìn)行熱力耦合分析驗(yàn)證可行性；另外還對(duì)非加載過(guò)程進(jìn)行研究，通過(guò)理論計(jì)算以及仿真分析驗(yàn)證，合理布置氣缸位置，降低因壓頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理給氣缸阻塞帶來(lái)的影響；并在壓頭結(jié)構(gòu)兩端加裝了導(dǎo)向機(jī)構(gòu)，將執(zhí)行與導(dǎo)向分開(kāi)，增加氣缸的使用壽命。

優(yōu)化后，單次熱封4000mm薄膜材料兩端熱封質(zhì)量明顯上升，可以滿足航空器隔音棉熱封材料剝離強(qiáng)度要求，并且能量更為集中，升溫更快，同時(shí)加熱過(guò)程中底座部分不會(huì)引起燙傷。運(yùn)動(dòng)過(guò)程中平穩(wěn)性明顯改善，樣機(jī)試生產(chǎn)以來(lái)暫未發(fā)生因壓頭結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的氣缸阻塞現(xiàn)象。

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