大跨度脈沖式熱封機壓頭結構優化設計

陳 誠，曹 恒，曾繁俊，王 龍

(華東理工大學 機械與動力工程學院，上海 200237)

0 引言

隔音棉脈沖熱封是利用直流電源，通過瞬時大電流使得熱封壓頭產生大量熱，從而令上下兩層塑料薄膜在壓頭熱封部位變成黏流狀態，加熱一段時間后停止加熱，但仍對熱封部位進行保壓，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度。

在熱封薄膜生產過程中，壓頭部分對熱封質量、設備使用壽命以及維修頻率有著決定性的作用。整個壓頭結構由三大部分組成，加熱組件、機械組件、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防止待熱封薄膜黏合在壓頭上；機械部分組件主要是連接熱封組件與機架，以及安裝各種輔助組件，由于本文研究的壓頭跨度大，機械部分的剛性對整個壓頭結構起著重要作用；輔助組件則雖然不直接參與熱封過程，但通過實現各自功能，保證大跨度情況下熱封質量以及設備的使用壽命[1,2]。

1 現階段存在的問題

由于國外技術壟斷，而國內在單次熱封長度4000mm高精度脈沖式熱封機方面暫時沒有成熟產品，因此某公司委托華東理工大學進行設備研制。本次研制設備有效熱封長度達4000mm，且薄膜熱封后需要保證每英寸的剝離強度都滿足要求強度，因此整個研制過程中存在多個技術難點需要攻堅。本文則主要針對熱封執行部件壓頭結構進行研究，在現有的可參考的國內外設計上加以優化，使其能滿足生產所需要的精度，并提高設備使用壽命，減少故障率和損耗品的更換率，提高經濟效益。

原有類似設備或前期試驗中主要存在的問題有；

1）原壓頭結構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個月，就要進行停工更換，造成較為嚴重的經濟損失。

2）原壓頭結構中壓頭及其組件設計簡單，缺少完整的輔助組件，并且加熱時壓頭結構除加熱部位，其他部分溫度也會升高，這樣即容易造成操作者燙傷，也會由于溫度產生熱應力導致壓頭結構變形，從而導致壓頭兩端熱封效果不佳。

3）原壓頭結構未考慮非加載狀態，運動狀態等情況下壓頭受力情況，本文研究的大跨度脈沖式熱封機，由五個氣缸控制運動，因此需要優化壓頭結構，減少因壓頭結構形變給執行氣缸帶來的不良影響，造成氣缸阻塞、壽面減短。

2 針對熱封過程優化壓頭結構

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，其有效熱封長度為4000mm，再加上兩邊預留連接電源部分，整個鎳鉻合金薄片的長度約為4500mm，厚度0.25mm。經多次試驗，發現鎳鉻合金故障率居高不下且使用一段時間后熱封質量不佳的原因是，在其受熱加載時通入瞬態大電流，并短時產生大量的熱，本身發生膨脹變得不平整，或被壓頭壓壞、或因為電阻值變化溫度過高被燒壞。因此需要有效的張緊機構，能使鎳鉻合金始終保持拉緊狀態，降低其損壞率，并且提高熱封質量。

首先根據現有參數計算鎳鉻合金受熱可能發生膨脹的最大尺寸，從而設計滿足條件的張緊機構熱膨脹系數：

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，相對于長度4500mm均非常的小，因此可以將近似的看為一個線形物體，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℃。

當在最大工作溫度300℃時；ΔT=280℃；

ΔL最大=18.9mm。

當在正常工作溫度120℃時；ΔT=100℃；

ΔL正常=6.75mm。

因此，在針對現有材料，正常工作的情況下，4500mm長的鎳鉻合金會產生6.75mm左右的橫向膨脹量，如果是在最大工作載荷下，鎳鉻合金則更是會產生高達將近18.9cm的熱膨脹量，即使兩邊均勻伸長，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。

張緊機構工作原理如下：左側兩個孔通過固定板與壓頭結構主體固定，右邊孔與銅塊固定，確保其存在一個旋轉的自由度，然后裝入彈簧，在給熱封壓頭裝鎳鉻合金時，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，然后旋轉張緊螺栓幾圈，接下來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定，接著檸上接線端子安裝導電線。

圖1 鎳鉻合金張緊機構三維簡圖

圖2 鎳鉻合金張緊機構工作示意圖

在未加熱時，彈簧初始狀態是處于被壓縮狀態，鎳鉻合金處于繃緊狀態。一旦壓頭下壓開始工作，鎳鉻合金受熱迅速膨脹伸長，由于彈簧處于壓縮狀態，銅塊會向外轉動，抵消鎳鉻合金的伸長量，因此即使在最大工作載荷情況下，如圖所示彈簧長度變為L+ΔL，仍要處于壓縮狀態，從而整個過程均達到對鎳鉻合金張緊的效果。

2.2 壓頭結構優化設計

現有的熱封機尤其是在一些跨度較長的脈沖式熱封機上，因為加熱功率大，多采用單邊加熱，壓墊處設計較為簡單，容易引起能量損耗，并且由于能量發生了耗散使得部分能量傳遞到不銹鋼底座上，長時間工作后，可能會產生底座溫度升高的情況，這樣極容易使底座受熱應力變形，因此在實際使用過程中，兩端熱封質量一直不佳，同時溫度過高也易引起操作工的燙傷。

因此對壓頭結構優化設計的思路，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。主要優化措施，上下壓頭采用相同機構，如圖3所示，并且預留了傳感器位置用于實時測量壓頭結構溫度；并且將原有的空心結構，改為實心結構，減少薄壁結構，使得壓頭所受熱應力更小，降低兩端發生最大形變值。

圖3 優化后壓頭結構橫截面示意圖

在樣機研制的過程中，對Q235、鋁合金、不銹鋼等材料進行多次試驗，既考慮需要有強度剛度等機械性能要求，又具備很強的加工性能，還要考慮本身化學性質必須穩定，避免長期使用后對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SolidWorks對原有結構以及優化后的結構進行建模，并利用有限元軟件ANSYS，分別對其進行熱力耦合分析仿真模擬[3～5]。

圖4 原上壓條結構溫度場分析（溫度分布）

圖5 原下墊塊結構溫度場分析

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（應變分析）

圖8 優化后上下壓條結構溫度場分析（溫度分布）

圖9 優化后不銹鋼底座熱力耦合分析（變形）

圖10 優化后不銹鋼底座熱力耦合分析（應變分析）

表2 優化前后熱力耦合分析結果對比

通過ANSYS軟件分析結果可知，將原有結構改為上下雙邊加熱的壓頭，就其溫度場仿真結果而言，優化后的結構在熱封薄膜處有著均勻的溫度分布；由熱力耦合仿真結果可知，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致的熱應力，也受到壓力的擠壓，變形量較大，而實際情況也是在單次熱封4000mm薄膜時，靠近兩端熱封質量偏差，因此將原有空心結構優化為實心結構，不僅使得整個不銹鋼底座溫度下降，由原來的59℃降至49℃，還減少了薄壁結構，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），提高兩端熱封質量。此外由于不銹鋼底座的兩邊凸臺距離鎳鉻合金較近，所受溫度較高，并且受到硅膠條的擠壓，氣缸的作用等，最大應力多集中在該區域，但除極個別位置發生最大壓力，其他部分均在30MPa以下，完全能滿足設計要求。

3 針對非加載狀態優化壓頭結構

大部分研究者主要針對熱封加載過程進行詳細研究，但是由于本次研制設備長跨度的特點，以及有五個氣缸同步提供輸出，因此需要在結構設計階段避免因為設計不合理造成氣缸阻塞，受力不均等現象。

3.1 針對待機狀態優化壓頭結構

因為本方案中運用到五個氣缸，氣缸同步是技術難點，而在待機狀態，整個上壓條約有100公斤重則由這五個氣缸拉住的，因此氣缸位置的選擇是否合理，對待機過程以及勻速運動過程中的壓頭結構有影響，而壓頭結構發生變化則又會反作用與氣缸，易造成氣缸阻塞。

接下來首先通過理論計算，設計氣缸分布位置，然后運用有限元軟件ANSYS進行仿真分析，驗證計算結果。

圖11 待機狀態下壓頭結構受力分析圖

圖12 待機狀態下壓頭結構剪力圖

計算出各個節點的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

根據壓頭結構受力平衡可得：

由此可得：

要使整個壓條受力均勻，最好使整個壓頭剪力圖波動成鋸齒狀對稱，避免某個節點剪力過大。

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

化簡得：

F氣缸拉力= Lq

F張緊裝置= (L-2a) q/2

且L總長=2a+4L。

代入數據，q=0.2N/mm；L總長=4000mm；F張緊裝置=40N；

可得a=240mm。

實際使用過程中，由于受到系統走線問題，加載氣缸和定位氣缸以及下文提到的導向機構安裝干涉的問題，樣機選取a=230mm進行布置，亦能達到很好的效果。

通過ANSYS Workbench對其進行仿真分析，驗證設計的可行性。結果在10000倍情況下查看[6,7]。

圖13 原壓頭結構待機狀態靜力學分析（a=30）

圖14 均勻間距下壓頭結構待機狀態靜力學分析（a=400）

圖15 優化后壓頭結構待機狀態靜力學分析（a=230）

表3 不同位置下壓頭結構靜力學分析結果

當a=30mm時，即兩邊氣缸位置靠近壓頭兩段，中間氣缸間隔距離過長形變較大。

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

當a=230mm時，整個靜力學分析結果表示最大形變明顯小于其他情況，且變形均勻對稱，從而避免因壓頭結構設計不合理導致氣缸阻塞，且減少了壓頭兩端形變。

3.2 針對運動過程優化壓頭結構

原有類似設計均無導向機構，或導向機構設計不合理。氣缸即起著執行器的作用，又要負責導向，容易發生損壞。而經試生產發現兩端熱封質量不佳，因此在壓頭兩端加裝導向機構（如圖16所示，在氣缸外側，壓頭兩端），改善運動過程中氣缸同步性，增長其使用壽命。

圖16 導向機構實物圖

圖17 壓頭結構待機狀態靜力學分析（加導向機構）

通過ANSYS分析驗證得，通過兩段的導向機構，進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量。

4 結論

針對對前期生產研制過程中存在的問題，根據研究對象大跨度高精度的特點，設計研制了鎳鉻合金張緊機構，確保鎳鉻合金整個過程中時刻保持張緊狀態；為使得熱封區域能量更為集中均勻，降低非加熱區域受溫度影響導致結構受的熱變形量，優化壓頭結構，并通過ANSYS模擬實際加載過程，進行熱力耦合分析驗證可行性；另外還對非加載過程進行研究，通過理論計算以及仿真分析驗證，合理布置氣缸位置，降低因壓頭結構設計不合理給氣缸阻塞帶來的影響；并在壓頭結構兩端加裝了導向機構，將執行與導向分開，增加氣缸的使用壽命。

優化后，單次熱封4000mm薄膜材料兩端熱封質量明顯上升，可以滿足航空器隔音棉熱封材料剝離強度要求，并且能量更為集中，升溫更快，同時加熱過程中底座部分不會引起燙傷。運動過程中平穩性明顯改善，樣機試生產以來暫未發生因壓頭結構導致的氣缸阻塞現象。

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