陳孝玉，張 旭，劉曉宇

（遵義師范學(xué)院工學(xué)院，貴州遵義563006）

散熱帶是散熱器的關(guān)鍵零件，其制造質(zhì)量對散熱性能有非常重要的影響。軋波刀是散熱帶加工的重要部件，其結(jié)構(gòu)與幾何參數(shù)是保證散熱帶加工精度的關(guān)鍵，由于散熱帶制造機(jī)床與刀具主要依賴進(jìn)口，故國內(nèi)軋波刀設(shè)計理論研究并不多，國外常采用美國專利3124954“RollDie”設(shè)計方法，該方法復(fù)雜，工藝難度大[1]；國內(nèi)王志華等提出的滾刀最優(yōu)化設(shè)計方法，設(shè)計簡單、可靠，但部分設(shè)計參數(shù)并未給出準(zhǔn)確取值[2]；郭強(qiáng)，田冬龍利用齒輪嚙合定理對滾刀參數(shù)進(jìn)行了設(shè)計研究，但其計算過程中涉及經(jīng)驗計算公式[3][4]；故目前對軋波刀設(shè)計理論與散熱帶成型過程研究還不夠深入，由此設(shè)計的軋波刀加工散熱帶常出現(xiàn)圓弧偏心、波形不對稱等缺陷，刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計后還須反復(fù)試切確定，嚴(yán)重制約生產(chǎn)效率、增加了制造成本。

隨著有限元技術(shù)的發(fā)展，其在滾壓成型過程中應(yīng)用也越來越廣泛，其為刀具結(jié)構(gòu)的設(shè)計提供了新的途徑，袁啟龍等仿真了板式翅片的滾壓成形過程，驗證了板式翅片滾壓成形技術(shù)上的可行性[5]；尚帥采用顯示動力學(xué)軟件對波形翅片滾壓成型過程進(jìn)行模擬，分析了刀具重合度、摩擦等對翅片尺寸的影響關(guān)系[6]；趙先鋒等采用有限元模擬技術(shù)對散熱帶成型中圓弧偏心原因進(jìn)行了研究[7]。

以上研究為軋波刀的有限元分析設(shè)計奠定了基礎(chǔ)，基于此，選用某型軋波刀結(jié)構(gòu)，采用ANSYS/Workbench軟件對散熱帶軋波過程進(jìn)行模擬，將試切過程在計算機(jī)上完成，通過深入分析軋波成型過程及刀具結(jié)構(gòu)對散熱帶成形的影響關(guān)系，對軋波刀結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計并予以驗證，以此提高刀具設(shè)計效率，為軋波刀的設(shè)計提供理論指導(dǎo)。

1 軋波過程模擬與分析

1.1 軋波工藝簡介

散熱帶整體呈波浪形，頂（底）部為圓弧狀，圓弧兩側(cè)對稱，其結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示，其主要加工過程包括將原料帶滾壓、軋波、密波、疏波、切斷等過程[8]，成型的關(guān)鍵在于軋波工序，這也是論文關(guān)注的重點(diǎn)，軋波加工過程中，上下兩組分別由軋波刀疊加組合而成的滾軋機(jī)構(gòu)精密地嚙合轉(zhuǎn)動，其結(jié)構(gòu)如圖1（b）所示，原料帶進(jìn)入上下軋波刀嚙合刀齒的間歇，隨著軋波刀的轉(zhuǎn)動而將平整的原料帶滾軋折彎變形形成波浪帶，同時軋波刀刃口切開鋁合金箔片形成翅片，并帶動原料帶做平行移動，以連續(xù)滾切加工散熱帶。

圖1 散熱帶及軋波刀結(jié)構(gòu)圖

1.2 軋波過程模擬

研究主要關(guān)注散熱帶滾軋折彎后波形的對稱性，通過分析影響波形對稱性因素對軋波刀展開優(yōu)化，不涉及翅片開翅過程，故暫不考慮其切割翅片過程，在ANSYS/Workbench建立散熱帶軋波成形的有限元模型進(jìn)行軋波模擬求解分析，其仿真模型如圖2所示，有限元模型相關(guān)參數(shù)及邊界條件的確定已在所著文獻(xiàn)[7]中進(jìn)行了詳細(xì)的分析介紹，可查閱了解，此處不再贅述，圖3為求解分析后軋波模擬圖。

圖2 軋波有限元模型

圖3 軋波仿真過程

1.3 仿真結(jié)果分析

從結(jié)構(gòu)上來講，散熱帶是由一個個波峰與波谷相間連接而成，從成形機(jī)理來說，散熱帶軋波成形是波峰（谷）的連續(xù)成形過程，因此，波峰（谷）的形成過程是散熱帶軋波成形的關(guān)鍵過程，通過研究散熱帶波形的成形過程以及刀具齒頂應(yīng)力分布狀況，以分析散熱帶波形不對稱的原因。

（1）波峰（谷）成型過程

為便于說明，以一個波峰的成形過程為例來說明軋波過程，波谷的成形機(jī)理與其相同。如圖4（a）所示，在上一波峰成型結(jié)束后，隨著刀具的轉(zhuǎn)動，鋁箔與上軋波刀鄰齒頂保持接觸，隨后與上下軋波刀兩相鄰齒頂同時接觸；刀具轉(zhuǎn)動使上、下軋波刀相鄰齒面有逐漸靠攏趨勢，使其對鋁箔作用力增大，以下軋波刀齒頂為支撐，使鋁箔折彎產(chǎn)生形變，如圖4（b）所示；隨后上下軋波刀繼續(xù)旋轉(zhuǎn)，使處于刀具齒頂處鋁箔由彈性變形轉(zhuǎn)為以塑性變形為主，下軋波刀齒頂圓弧處為鋁箔塑性變形區(qū)域，受力大且受力面積小，所受應(yīng)力最大，如圖4（c）折彎變形圖所示；隨著上軋波刀兩齒側(cè)與上軋波刀兩相鄰齒側(cè)逐漸嚙合靠攏，鋁箔在上下軋波刀齒間間隙擠壓并與刀齒齒頂表面貼合，當(dāng)上下軋波刀旋轉(zhuǎn)中心與下軋波刀齒頂圓弧圓心三點(diǎn)共線時，波峰成形完成，此時，鋁箔已由平直狀變?yōu)榈筕狀，如圖4（d）所示。

圖4 波峰（谷）成型過程

（2）刀具齒頂圓弧應(yīng)力分布分析

通過分析軋波時刀具齒頂圓弧應(yīng)力在波形成型過程中接觸應(yīng)力變化情況，以分析刀具結(jié)構(gòu)對散熱帶成型過程的影響作用，為不失一般性，選取下軋波刀第6個刀齒齒頂圓弧，分析其從開始接觸鋁合金箔片到與鋁合金箔片脫離接觸過程時齒頂圓弧應(yīng)力隨時間分布狀況，經(jīng)仿真計算分析，其應(yīng)力大小從刀具與鋁箔接觸到脫離接觸時隨時間變化分布曲線如圖5所示。

圖5 齒頂應(yīng)力隨時間變化曲線

從圖5可知，軋波刀齒頂圓弧從0.041s時刻開始與鋁合金箔片接觸，隨著軋波刀的嚙合轉(zhuǎn)動，鋁合金箔片對刀具齒頂?shù)膲毫χ饾u增大，同時刀具齒頂圓弧所受應(yīng)力也隨之逐漸增大，當(dāng)上、下軋波刀圓心與齒頂圓弧圓心三點(diǎn)共線時，即在圖中所示0.062s時刻，鋁箔由平直狀變?yōu)閳A弧狀，變形最為嚴(yán)重，刀具齒頂圓弧應(yīng)力達(dá)最大值，最大應(yīng)力值為8.41MPa，此時，即波形已完成成型，如圖6（a）所示，但應(yīng)力分布變化曲線顯示，在0.062s時刻后，刀具齒頂仍有應(yīng)力，并持續(xù)到0.071s后變?yōu)榱?，說明在波形成型完成后，刀具齒頂仍受到外力作用，這是因為在波形成型后，刀具繼續(xù)轉(zhuǎn)動，使刀具齒頂與波形的圓弧處產(chǎn)生了擠壓作用，而并非成型后與散熱帶立即脫離接觸，其仿真結(jié)果如圖6（b）所示；隨著刀具繼續(xù)旋轉(zhuǎn)，其與左側(cè)波形一直產(chǎn)生擠壓接觸直至與鋁箔完全脫離接觸為止；圖6（c）為刀具即將與左側(cè)波形分離時接觸情形，此時，仿真結(jié)果顯示左側(cè)波形在接觸應(yīng)力的作用下，原本成型的波形左側(cè)已出現(xiàn)了變形，故在波形加工過程中，刀具在0.071s時才與鋁合金箔片完全脫離接觸，而在0.062s到0.071s軋波刀與鋁合金箔片退出接觸過程中，由于刀具齒頂與鋁合金箔片之間的接觸滑動作用，會使已彎曲成形的鋁合金箔片波峰（波谷）處圓弧半徑變大以及左側(cè)波形變形，這將嚴(yán)重影響散熱帶左側(cè)波形形狀，導(dǎo)致波形不對稱。

圖6 刀具與鋁箔接觸狀況

2 軋波刀優(yōu)化設(shè)計

通過有限元模擬分析得知，散熱帶成型過程中，在鋁合金箔片一個波形彎曲成型結(jié)束后，在仿真模型中，軋波刀左側(cè)刀齒在退出嚙合過程中與散熱帶波峰（谷）相應(yīng)側(cè)邊的擠壓是使散熱帶圓弧變大、波形不對稱的主要原因，故現(xiàn)對軋波刀左側(cè)刀齒進(jìn)行優(yōu)化，原刀體齒頂為r=0.64mm圓弧，與刀體呈相切連接關(guān)系。優(yōu)化基本思路是：減小軋波刀與散熱帶波形最后接觸側(cè)（左側(cè)）齒頂圓弧半徑大小，以補(bǔ)償?shù)毒邤D壓散熱帶圓弧導(dǎo)致的半徑增大值，同時，用較大半徑圓弧將該段圓弧與原刀體部分連接，呈兩兩相切關(guān)系，使刀具齒頂圓弧下半段變得相對平直，相對于優(yōu)化前凸出的圓弧結(jié)構(gòu)，如圖7中區(qū)域A與區(qū)域B所示，有利于減少刀具齒頂與鋁合金箔片的接觸時間，從而降低在波形成形結(jié)束后刀具齒頂對散熱帶波形帶來的影響，經(jīng)選取多組替代圓弧模擬分析，選取r=0.32mm與r=1.28mm圓弧相切替代原有r=0.64mm段左側(cè)圓弧，可獲得較好的尺寸補(bǔ)償效果和加工精度，刀具優(yōu)化示意圖如圖7所示。

圖7 刀具結(jié)構(gòu)優(yōu)化示意圖

3 優(yōu)化結(jié)構(gòu)的有限元驗證

由上述分析可知，在波形成型后刀具齒頂與成型波形的接觸擠壓是造成波形兩側(cè)不對稱的主要原因，為驗證優(yōu)化后刀具加工效果，建立優(yōu)化后刀具有限元模型，對比刀具齒頂在加工過程中隨時間變化應(yīng)力分布狀況及波形兩側(cè)的變形程度。

（1）刀具齒頂應(yīng)力分布對比分析

在相同條件下，不失一般性地選擇刀具第6齒，對比分析在加工過程中齒頂應(yīng)力隨時間變化分布情況，其齒頂應(yīng)力-時間變化曲線如圖8所示。

圖8 齒頂應(yīng)力隨時間變化分布曲線

對比優(yōu)化前后齒頂應(yīng)力-時間變化曲線圖8中（a）、（b）可以看出，兩者齒頂應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在0.062s時刻，也即刀具圓心與齒頂圓弧圓心三點(diǎn)共線時，隨后刀具逐步退出嚙合，圖8（a）中顯示優(yōu)化前刀具約在0.072s時刻退出嚙合，接觸時間約為0.01s，圖8（b）顯示優(yōu)化后刀具約在0.068s時刻退出嚙合，接觸時間約為0.006s，即在波形成型后刀具齒頂與散熱帶擠壓接觸時間減少了約40%，接觸時間減少，說明刀具齒頂對成型波形作用的持續(xù)時間減小，這將減弱刀具對成型散熱帶左側(cè)波形的影作用，有利于提高波形精度與對稱性。

（2）波形兩側(cè)殘余應(yīng)力分布對比分析

散熱帶滾軋加工屬于塑性加工范疇，這將導(dǎo)致塑性變形區(qū)域如波峰和波谷處內(nèi)部組織須再度平衡，從而產(chǎn)生相互作用力即殘余應(yīng)力[9]。理想狀況若波形兩側(cè)受力均勻、波形對稱，殘余應(yīng)力的分布應(yīng)均勻?qū)ΨQ，為驗證優(yōu)化效果，不失一般性地選擇優(yōu)化前后同一位置波峰（波谷），分析刀具優(yōu)化前后波形兩側(cè)殘余應(yīng)力分布狀況。圖9為刀具優(yōu)化前后波形兩側(cè)殘余應(yīng)力分布圖，圖9（a）刀具優(yōu)化前殘余應(yīng)力分布圖顯示，散熱帶在波峰頂點(diǎn)殘余應(yīng)力最大約為95Mpa，這主要是由于波峰頂點(diǎn)為塑性變形最劇烈區(qū)域，金屬內(nèi)部組織須產(chǎn)生較大的內(nèi)力予以平衡，故此處殘余應(yīng)力最大，在波形左側(cè)約經(jīng)過13個網(wǎng)格長度降至4.9Mpa，右側(cè)經(jīng)過8個網(wǎng)格降至4.5Mpa，兩側(cè)殘余應(yīng)力呈明顯不對稱分布，不對稱長度約為5個網(wǎng)格長度大小，這主要是由于刀具在成型結(jié)束后仍與波形左側(cè)產(chǎn)生接觸擠壓與相對滑動，故殘余應(yīng)力分布較緩，而右側(cè)成型后刀具與波形脫離突然，應(yīng)力分布則較為集中，這揭示了兩側(cè)變形不均及變形區(qū)域不對稱；圖9（b）優(yōu)化后殘余應(yīng)力分布圖顯示，其最大殘余應(yīng)力為93Mpa，在波形右側(cè)經(jīng)9個網(wǎng)格降至 4.4Mpa，波形左側(cè)經(jīng) 10個網(wǎng)格長度降至4.5Mpa，不對稱長度為1個網(wǎng)格長度，殘余應(yīng)力分布對稱性得以改善，這主要是由于優(yōu)化后刀具結(jié)構(gòu)左側(cè)圓弧半徑變小，在退出嚙合過程中與左側(cè)波形滑動接觸的時間減小，對已成型波形的影響作用減弱。殘余應(yīng)力分布對稱性的改善，也進(jìn)一步揭示了散熱帶在刀具優(yōu)化后，波形塑性變形區(qū)域在波峰（谷）中心線兩側(cè)更趨于對稱，即較優(yōu)化前，波形的對稱性獲得了提高，達(dá)到了優(yōu)化刀具結(jié)構(gòu)提高散熱帶波形對稱性的效果。

圖9 殘余應(yīng)力分布圖

4 結(jié)論

通過建立散熱帶軋波加工有限元模型，分析散熱帶波峰（谷）成型過程，以提高散熱帶波形對稱性為目的，對軋波刀齒頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計，并與原刀體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬對比分析，主要有以下結(jié)論：

（1）散熱帶加工過程中，刀具齒頂與波形左側(cè)在脫離嚙合過程中的持續(xù)擠壓接觸是造成波形兩側(cè)不對稱的重要原因。

（2）減小刀具齒頂在成型后與波形側(cè)的接觸時間，將會減弱齒頂對成型波形的影響作用，有利于加工精度提高；將該型刀具齒頂0.6mm的圓弧結(jié)構(gòu)采用半徑為0.32mm與1.28mm的兩段相切圓弧替代，會使波形成型后刀具齒頂與散熱帶擠壓接觸時間減少了約40%，對比分析結(jié)果顯示塑性變形區(qū)域均勻性、對稱性得以提高，從而有利于提高波形對稱精度。

（3）研究結(jié)果可為軋波刀結(jié)構(gòu)的設(shè)計提供理論指導(dǎo)。

（4）研究未獲得刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)對波形尺寸定量影響關(guān)系，難以獲得散熱帶精確波形，后期需對材料非線性變形做深入研究。