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微型 热管 拉拔 成形 变形 分析

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微型圆热管拉拔成形的受力及变形分析,微型,热管,拉拔,成形,变形,分析

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目 录摘要.Abstract.1 绪 论11.1引言11.2本文的主要研究内容与目的11.3国内外微型热管的应用现状与进展12 热管的基本概况52.1热管的基本定义52.2常用热管的规格52.3热管的基本工作62.4热管的工作原理以及工作特点72.5热管的基本特性82.6热管的分类92.7热管的相容性及寿命103 热管加工基本方法特点比较123.1旋压成形法特点123.2犁削成形法特点133.3拉拔成形法特点134 管材拉拔实验研究154.1管材拉拔壁厚变化机理分析154.2管材拉拔成形模具设计164.3管材拉拔成形实验184.4微型沟槽式圆热管拉拔成形224.5微型热管拉拔成形334.6本章小结365微型沟槽管拉拔成形有限元分析375.1引言375.2微型沟槽管拉拔成形有限元模型建立375.3 材料模型.395.4拉拔成形有限元模型405.5微型沟槽管拉拔成形有限元分析415.6工艺参数对拉拔力的影响425.7过渡圆角对拉拔力的影响445.8微型沟槽管拉拔成形结构有限元分析.445.9本章小结47结论48参考文献49致谢50/Article/CJFDTotal-ZGJX200815017.htm矩形沟槽式圆形微热管模型的建立李西兵1,2 汤勇1 李勇1 周述璋1 郭建华2（1.华南理工大学 机械工程学院，广东 广州 510640；2.齐齐哈尔大学 机械工程学院，黑龙江 齐齐哈尔 161006）1 黏性极限模型的建立黏性极限是指当蒸汽的压力由于黏性力的作用在微热管冷凝段的末端降为零时的最大传热量，微热管的工作温度低于正常工作温度范围时将遇到这种极限，因此又被称为蒸汽压力极限。黏性传热极限数学模型可以采用Busse在假定热管内部蒸汽为干饱和蒸汽，并服从理想气体定律的情况下建立起来的数学模型，即 （1）其中1）假设微热管的蒸发段均匀受热，而冷凝段均匀冷却，则微热管单位长度上热流密度的变化为常数，即热流密度与沿程长度成线性关系，可用图1来描述。图1 微热管热流密度变化示意图则2）因此，矩形沟槽式圆形微热管黏性极限的数学模型为 （2）由式（2）可知，在工质、微热管的工作温度和微热管的长度一定的情况下，微热管的黏性极限只与蒸汽腔直径的4次方成正比，而与吸液芯的结构无关。2声速极限模型的建立声速极限是指微热管管内蒸汽流动，由于惯性力的作用，在蒸发段出口处蒸汽速度可能达到声速或超声速而出现阻塞现象时的最大传热量。声速极限的数学模型可以采用Levy和Kemma根据一维蒸汽流动理论导出来的数学模型，其中假定蒸汽流动的性质遵循理想气体定律、惯性力的影响起主导作用和磨擦效应略去不计，且在蒸发段出口处的马赫数等于1时得到的数学模型，即 （3）其中因此，矩形沟槽式圆形微热管声速极限的数学模型为 （4）由式（4）可知，在工质和微热管的工作温度一定的情况下，微热管的声速极限只与蒸汽腔直径的平方成正比，而与吸液芯的结构无关。3携带极限模型的建立携带极限是指当微热管中的蒸汽速度足够高时，液汽交界面存在的剪切力可能将吸液芯表面液体撕裂将其带入蒸汽流的最大传热量。这种现象减少了冷凝回流液，限制了传热能力。携带极限的数学模型可以采用Chi根据Weber数等于1时所推导出来的公式，即 （5）其中根据实验证明，z值可以采用2倍于吸液芯表面孔的水力半径值，即吸液芯表面毛细孔水力半径的定义为：1.管壳 2.矩形沟槽芯 3.工质图2 矩形沟槽式吸液芯表面毛细孔水力半径计算示意图对于矩形沟槽式吸液芯表面毛细孔水力半径的计算如图2所示，其中lW，则有：因此，矩形沟槽式圆形微热管携带极限的数学模型为 （6）由式（6）可知，在工质和微热管工作温度一定的情况下，微热管的携带极限与蒸汽腔直径的平方成正比，与矩形沟槽式吸液芯的沟槽宽度的平方根成反比，而与矩形沟槽式吸液芯的其它结构无关。4 毛细极限模型的建立毛细极限是指微热管中工作介质的循环靠毛细吸液芯结构与工作液体产生的毛细压头维持所传输的最大热量。由于毛细结构为循环提供的毛细压头是有限的，这将使微热管的最大传热量受到限制，这种限制也称作流动动力极限。在大多数情况下，蒸汽的流动一般是处于层流不可压缩范围的，因此毛细极限的数学模型可以采用Chi在假设热负荷在蒸发段和冷凝段是均匀分布的，对于层流不可压缩条件下的蒸汽流动所推导出来的公式，即 （7）其中1）的定义：使等于吸液芯结构的的最大可能值。针对如图3所示的矩形沟槽式吸液芯，有，因此即图3 矩形沟槽式吸液芯有效毛细半径计算示意图2）N/kg3）是通过考虑各种不同形式的吸液芯及不同形式流道中液体流动压力的损失而得到的，即其中）对于矩形沟槽式吸液芯，其渗透率的定义为 对于矩形沟槽式吸液芯，空隙率的计算如图4所示图4 矩形沟槽式吸液芯横截面示意图 吸液芯水力半径的定义为：对于矩形沟槽式吸液芯，其计算如图4所示，有图5 矩形沟槽层流流动的阻力系数 对于矩形沟槽式吸液芯，值可以在图5查取，其中当时，；当时，。）对于矩形沟槽式吸液芯，吸液芯横截面面积的计算如图5所示，有：因此4）可以采用Chi通过分析考虑动压力变化及可压缩性影响后蒸汽压降，而得到与蒸汽的流动工况有关的蒸汽流的磨擦系数，即与蒸汽雷诺数和马赫数有关。其中，针对圆形微热管有即 当，时 当，时 当，时 当，时，因此，矩形沟槽式圆形微热管毛细极限的数学模型为 （8）其中，由和决定。由式（8）可知，在工质、微热管的工作温度和有效长度一定的情况下，微热管的毛细极限与蒸汽腔的直径，矩形沟槽式吸液芯的沟槽宽度、沟槽深度和沟槽数及蒸汽的流动工况有关。5 冷凝极限模型的建立冷凝极限是指由冷凝段传热能力所制约的微热管传热极限。微热管最大传热能力可能受到冷凝段冷却能力的限制，即直接与冷凝段系统的热量耗散能力有关，另外，不凝性气体的存在也将降低冷凝段的冷却效率。当微热管达到稳定状态时，蒸发段热量输入和冷凝段热量输出相等。因此，冷凝极限的数学模型可以采用Faghri根据热管在稳态时的能量平衡所建立的数学模型，即 （9）其中，针对圆形微热管有因此，矩形沟槽式圆微热管冷凝极限的数学模型为 （10）由式（10）可知，在微热管的工作温度一定的情况下，微热管的冷凝极限与冷凝段的长度、微热管的外径、冷凝段外表面与冷却流体间的传热系数和冷却流体的温度或微热管的初始温度或室温有关。6 沸腾极限模型的建立微热管蒸发段的主要传热机理是导热加蒸发：当微热管处于低热流量的情况下，热量一部分通过吸液芯和液体传导到汽-液分界面上，另一部分则通过自然对流到达汽-液分界面，并形成液体的蒸发；如果热流量增大，与管壁接触的液体将逐渐过热，并会在核化中心生成汽泡。微热管工作时应避免汽泡的生成，因为吸液芯中一旦形成汽泡后，如果不能顺利穿过吸液芯运动到液体表面，就可能阻碍工质液体的循环，将引起表面过热，以致破坏微热管的正常工作。因此将微热管蒸发段在管壁处液体生成汽泡时的最大传热量称作沸腾传热极限。显然沸腾传热极限是制约微热管径向传热的极限，直接与液体中汽泡的形成有关。沸腾极限的理论基础是核态沸腾理论，包括汽泡的形成、汽泡的长大和运动两个独立的过程，沸腾极限的数学模型为 （11）其中，对于圆形蒸汽腔有1）2）3）实验表明：在2.5410-82.5410-7m之间。4）5）矩形沟槽的有效导热系数其中，针对圆形微热管，如图5所示，有即因此，矩形沟槽式圆形微热管沸腾极限的数学模型为 （12）其中由式（12）可知，在微热管的工作温度和蒸发段长度、微热管的材料一定的情况下，微热管的沸腾极限与蒸汽腔直径、矩形沟槽式吸液芯的沟槽宽度、沟槽深度和沟槽数有关。7 连续流动极限模型的建立连续流动极限是指对于小型热管以及工作温度很低的微热管，微热管管内的蒸汽流动可能处于自由分子状态或稀薄、真空状态，在这种情况下，由于不能获得连续的蒸汽流，传热能力将受到限制。此时沿微热管长度方向将存在很大的温度梯度，因此，微热管将失去其作为高效传热设备的优势。连续流动极限采用连续流动准则Knudsen数表示，即 （13）其中1）对于矩形沟槽式圆形微热管有，2）是在稀薄气体分子动力学的基础上建立起来的，即其中 可以用液体分子的直径近似代替，由1摩尔的液体量来计算，把分子模型理想为球体，则可以用1个分子的体积与1摩尔的分子数（即阿伏加德罗常数）的乘积等于液体的相对分子量除以液体的密度来计算。即且因此，矩形沟槽式圆形微热管连续流动极限的数学模型为 （14）由式（14）可知，在微热管工作温度一定的情况下，微热管的连续流动极限与蒸汽腔直径成反比。8 冷冻启动极限模型的建立冷冻启动极限是指在从冷冻状态启动过程中，蒸发段来的蒸汽可能在绝热段或冷凝段再次冷冻，这将耗尽蒸发段来的工作介质，导致蒸发段干涸，微热管无法正常启动工作。冷冻启动极限可以采用由Faghri建立的吸液芯区域饱和液体的质量平衡数学模型来判断，即 （15）因此，矩形沟槽式圆形微热管冷冻启动极限的数学模型为 （16）由式（16）可知，只有当微热管的初始温度或室温低于工质的熔点温度时，才需要考虑微热管的冷冻启动极限，且冷冻启动极限与总沟槽的容积有关。9 管壳强度模型的建立微热管在正常工作时应满足管壳的强度要求，针对矩形沟槽微热管，可以按薄壁容器在均匀径向压力下来分析，因此，微热管的最大允许工作压力为即 （17）由式（17）可知，微热管的强度要求条件是用来设计微热管的最小管壁厚度的，其最小管壁厚度值与工作温度、管壳材料、蒸汽腔直径与沟槽深度有关。10 建模小结 在满足管壳强度、冷凝极限、冷冻启动极限和连续流动极限的条件下，矩形沟槽式圆形微热管的传热极限为黏性极限、声速极限、携带极限、毛细极限和沸腾极限中的最小值。11邵阳学院毕业设计（论文）任务书年级专业08级机电一体化学生姓名黄田田学 号0841127063课题名称微型圆热管拉拔成形的受力及变形分析 设计(论文)起止时间2011 年 11 月 30 日 至2012 年 5 月 25 日课题类型工程设计 应用研究 开发研究软件工程 理论研究 其它课题性质真实 模拟 虚拟一、 课题研究的目的与主要内容课题研究的主要任务：对微型热管的拉拔成形规律进行研究，分析其成形过程及加工参数，对微圆热管的拉拔成形的受力及变形进行分析。主要内容： 1、复习机械制图、金属工艺学、机械制造技术、数控机床与应用等课程内容； 2、查阅最新科技文献，了解微圆热管的最新发展动态和使用情况； 3、对影响微圆热管拉拔成形的因素进行初步研究； 4、按期完成符合学校要求的毕业设计（论文）。二、基本要求1、通过图书馆查阅文献资料、报纸、相关刊物以及技术资料等方面的书籍。 2、通过浏览相关网站，从网站中查找有关该课题的最新动态和相关观点。 3、在毕业实习阶段，对相关的企业进行有关实地调查及资料和数据的收集。 4、根据自己所学的专业知识，对调查的资料和数据进行分析整理、归纳总结。5、2011年年底完成开题报告，2012年3月完成中期检查，2012年5月初完成字数达2万字的论文初稿的撰写。注：1此表由指导教师填写，经系、教研室主任审批生效；2此表1式3份，学生、系、教务处各1份。三、课题研究已具备的条件（包括实验室、主要仪器设备、参考资料）1、 学生及学校图书馆具有的相关资料；2、 指导老师提供的相关资料；3、 机械与能源工程系的实验设备；4、 机械实习工厂的加工设备。四、设计（论文）进度表1、2011年11月30日-12月10日，完成选题；2、2011年12月11日-12月20日，完成开题报告；3、2012年3月10日-4月10日，完成设计计算和论文文本写作；4、2012年4月11日-5月1日，设计审修改、定稿；5、2012年5月17日-5月25日，准备毕业答辩。五、教研室审批意见教研室主任（签名） 年 月 日六、系审批意见主管系领导（签名）： 单位（公章） 年 月 日指导教师（签名）： 学生（签名）：毕业设计(论文)课 题 名 称 微圆热管拉拔成型的受力及变形分析 学 生 姓 名 黄田田 学 号 0841127063 系、年级专业 机械与能源工程系08机械类（机电一体化方向） 指 导 教 师 赵 小 林 职 称 教 授 2012年 5 月 18 日毕业设计(论文)附件课 题 名 称 微圆热管拉拔成型的受力及变形分析 学 生 姓 名 黄田田 目 录1毕业设计（论文）任务书2毕业设计（论文）开题报告3毕业设计（论文）进度考核表4毕业设计（论文）评阅表2012年 5 月 18 日毕业设计(论文)附录课 题 名 称 微圆热管拉拔成型的受力及变形分析 学 生 姓 名 黄田田 目 录1中英文翻译 2012年5月18日毕业设计（论文）开题报告书课 题 名 称 微圆热管拉拔成型的受力及变形分析 学 生 姓 名 黄 田 田 学 号 0841127063 机械与能源工程系、系、年级专业 08级机械设计制造及其自动化（机电一体化）指 导 教 师 赵 小 林 2011年 12月24日一、课题的来源、目的意义（包括应用前景）、国内外现状及水平课题来源： 本课题属于自选课题。目的意义：了解微圆热管的基本组成；明白微型圆热管工作的基本原理；熟悉微型圆热管加工工艺、了解圆热管技术在工业中的应用； 掌握微圆热管有限元方法概述、微圆热管拉拔成形有限元模拟。比较系统地复习大学期间所学的文化知识，了解最新科技的发展方向，培养查阅科技文献的能力，培养实际设计和制造能力。 国内外现状及水平：随着微电子芯片集成度的不断提高,高热流密度的热控制问题日益突出,对散热的要求越来越高,对微热管的研究也成为国内外学者近年来关注的一个重点热管的原理首先是由美国俄亥俄州通用发动机公司的R.S.Gaugler于1944年在美国专利中提出的,至今已有60 多年的历史。在国外，微热管产品的核心技术(产品的设计和开发)只被美日少数企业所掌握。我国于1970年开始的热管研制工作。国内企业在微热管产品的关键技术上本身并不具备自行设计、研发及生产能力，只有少数几个台资企业为美日大企业进行代加工。国内主要针对工业热管进行研究，而且主要是针对其性能进行研究，对微热管特别是其结构的研究文献报道较少。首先是为航天技术发展的需要而进行的。由于我国是一个发展中国家，能源的中和利用水平较低。从1987到1991年我国先后在四川、福建、北京、浙江、河北等地8台130th以上电站锅炉上应用了大型热管换热器，回收烟气余热加热锅炉鼓风空气。热管作为一种高效传热元件,正逐渐被人们所认识, 热管技术被公认是一种很有价值的传热新技术，在空间技术、电器工业、核电工业、化学工业、食品工业、动力机械、工业余热回收等很多方面都得到了广泛应用。随着微电子产品不断地往高性能、高功率以及轻薄短小化发展，热管面临着如何进一步提高性能、减小体积以适应散热空间日益减小、热流密度不断提高的发展趋势的挑战。微型热管是解决这一难题的关键。 二、课题研究的主要内容、研究方法或工程技术方案和准备采取的措施主要内容： 1、复习机械制图、金属工艺学、机械制造技术、数控机床与应用等课程内容； 2、查阅最新科技文献，了解热水器的最新发展动态和使用情况； 3、对微圆热管拉拔成形机理与拉拔成形进行初步研究； 4、符合学校要求的毕业设计（论文）。研究方法：初步接触微圆热管技术，对热管的原理、结构、应用等各方面有深刻的认识；熟悉圆热管拉拔成形机理与拉拔成形。 采取的措施： 1、通过图书馆查阅文献资料、报纸、相关刊物以及技术资料等方面的书籍。 2、通过浏览相关网站，从网站中查找有关该课题的最新动态和相关观点。 3、在毕业实习阶段，对相关的企业进行有关实地调查及资料和数据的收集。 4、根据自己所学的专业知识，对调查的资料和数据进行分析整理、归纳总结。三、现有基础和具备的条件：现有基础： 1、掌握的一定专业理论知识和实践经验； 2、通过网上查阅的相关知识，对微型圆热管有了大体的了解； 3、具有一定的自学能力。具备条件：1、 学生及学校图书馆具有的相关资料；2、 指导老师提供的相关资料；3、 机械与能源工程系的实验设备；4、 机械实习工厂的加工设备。 四、总的工作任务，进度安排以及预期结果总的工作任务：在设计期间，通过运用自己所学的理论知识和实践经验，查找相关资料，通过合理计算，对微圆热管拉拔成型进行合理分析，符合毕业设计细则要求，顺利通过答辩。进度安排: 1、2012年3月17日-3月22日，完成选题；2、2012年3月23日-3月28日，完成开题报告；3、2012年3月29日-5月20日，完成设计计算和论文文本写作；4、2012年5月21日-6月3日，设计审修改、定稿；5、2012年6月4日-6月5日，准备毕业答辩预期结果：实地进行微圆热管拉拔成型的受力及变型分析，在老师的指导下，制作更优良，产品更先进，性能更优秀，并在规定的时间完成设计任务。五、指导教师审查意见指导教师（签名） 年 月 日 六、教研室审查意见教研室主任（签名） 年 月 日 七、系审查意见系主任（签名） 年 月 日 备 注邵阳学院毕业设计（论文）1 绪 论1.1引言随着电子科技的进步，许多电子产品不断地往高性能化、高功率化以及超薄、微型化发展,使得出现微电子芯片热流密度急剧增加而有效散热空间却日益狭小这一尖锐矛盾，导致芯片工作温度急剧增加，这将严重威胁到电子产品的安全与使用寿命。因此，对狭小空间内高热流密度电子设备的高效散热是亟需攻克的关键技术。目前，具有高导热率、良好等温性、快热响应、小尺寸而简单结构的微型热管已成为电子产品散热的理想导热元件。微型热管的传热性能主要取决于管内壁吸液芯结构，而沟槽吸液芯结构的微型热管则符合电子器件短小轻薄的发展方向。但其管内壁沟槽结构的加工是沟槽热管制造首要解决的问题，而传统的沟槽管犁削或旋压成形法加工均受到刀具加工等条件限制而不能制造尺寸较小的微型沟槽管，尤其是对于4mm以下的微型沟槽管若采用旋压直接成形将难以实现。因此，具有良好毛细吸液芯性能的微型沟槽管加工是制造微型沟槽热管时亟待解决的问题。1.2本文的主要研究内容与目的微型沟槽式圆热管具有很多的优点，用途极广。本文对微型圆热管的拉拔成形机理进行了研究，并基于实验研究和数值模拟方法，展开了微型热管拉拔成形的受力及变形分析研究工作。本文主要研究内容如下：1）微型沟槽式圆热管拉拔成形机理与拉拔成形研究。主要包括管材拉拔成形概述、管材拉拔成形模具设计、管材拉拔成形实验研究以及微型沟槽式圆热管拉拔成形研究。2）微型圆热管拉拔成形的数值研究。主要包括有限元方法概述、微小型沟槽式圆热管拉拔成形有限元模拟。1.3国内外微型热管的应用现状与进展目前，国外微热管产品的核心技术(产品的设计和开发)只被美日少数企业所掌握。国内企业在微热管产品的关键技术上本身并不具备自行设计、研发及生产能力，只有少数几个台资企业为美日大企业进行代加工。由于美日企业量产成本及目标市场的策略考虑，台资企业近年才获得美日大企业的技术转移，通过消化这些技术并开始自主研发，才逐步拥有了微热管生产的一些关键技术。但国内其它企业对于高性能微热管技术的研究还处于起步阶段，没有自己的关键核心技术，离大规模化生产具有一定的差距。1.3.1国外研究现状对于微热管研究，国外主要集中在管内蒸汽和液体流动的分析模型、数值模型以及微热管传热性能测试的研究。自1965年Cotter1提出热管的基本理论以来，其研究成果就逐渐成为热管研究基础，特别是Cotter21984年提出了微热管的完整概念，许多科研人员对微热管内部蒸汽和液体流动规律及传热机理进行探索和研究。实际上，微热管性能受多方面因素的综合影响，如微热管材料、工作液体物性参数和吸液芯结构等等，其中液体蒸发过程和蒸汽冷凝过程都离不开吸液芯结构，且冷凝端液体只有依靠吸液芯的毛细作用才能从冷凝端回流到蒸发端，吸液芯结构在微热管的工作循环起着极其重要的作用，因此直接影响到微热管的传热性能。许多研究人员对微热管的运行进行了理论和数值分析研究，但要获得整个微热管的运行分析解非常困难，因此建立了许多数值模型，其中一些复杂的数值模型既包括蒸汽流动也包括液体流动。Vafai和Wang3将液体流动、蒸汽流动、液汽流动耦合效应、非达西输运等结合起来，研究了对称平面形状（包括圆盘形状和扁平形状）微热管的广义三维分析模型。Zhu和Vafai4将液汽界面流动耦合和多孔吸液芯的非达西输运结合起来，建立了低温圆柱形微热管的二维分析模型，以预测蒸汽和液体的速度和压力分布。Valerie Sartre等提出了预测微热管阵列传热的三维稳态模型，建立了三个耦合模型：微区域的求解方程、二维壁的导热和纵向的毛细两相流。Yuwen Zhang等在微通道强迫对流冷凝条件下，使用VOF方法（流体体积法）数值模拟了水平微热管中和平行板之间由于冷凝引起的毛细阻塞现象。Z. Jon Zuo5建立了数值模型描述微热管蒸发器多孔吸液芯中液体和蒸汽流动，在各种热流条件下，对包括孔径分布、吸液芯渗透率和厚度的蒸发器设计参数进行计算，发现蒸汽体积率极度依赖孔径分布，这对确定蒸发器的热流极限是非常重要的。M. A. Hanlon和H. B. Ma6提出了一个二维模型预测烧结毛细结构的综合传热能力，模型考虑了吸液芯的热阻、毛细极限和最初核沸腾的情况，其数值解表明仅在吸液芯表面发生的薄膜蒸发在蒸发强化传热中起着重要的作用，其最大过热量是粒子半径、吸液芯孔隙率、吸液芯结构厚度和有效热阻的函数，并且对于最大传热量存在一个最优化厚度。Sung Jin Kim等研究了沟槽吸液芯微热管的传热传质数学模型，考虑了液-汽界面剪切应力、接触角和初始灌注量的影响，并从理论上求解了稳态条件下的最大传热率和总热阻。Xiao Ping Wu等建立了水平位置下圆柱形微热管蒸发段Le和冷凝段长度Lc之比的最优化模型和分析，对于微热管散热器常用的直径在46mm的微热管，计算分析结果表明最优长度比率为0.30.6，对于较大直径微热管则表明有较小的最优长度比率。R-Ha Ma和T.S. Sheu7通过理论方法分析和讨论了各种参数对三角形微沟槽（轴向湿润长度）毛细性能的影响，对三角形微沟槽建立了包括接触角影响在内的一维非线性微分方程和代数方程。R. H. Nilson等推导了深度一致和宽度沿轴向递减的敞开式矩形微通道中蒸汽流动的分析解，结果证明了锥形通道比矩形或三角形横截面直通道具有更好的冷却能力。从理论分析和数值模拟中可以发现，影响微热管最重要的因素还是吸液芯结构，因此如何改善吸液芯结构，以获得微热管的最优传热性能，科研人员做出了很多有益的研究开发工作。为避免吸液芯通道中液体出现过热而产生沸腾极限现象，Khrustalev和Faghri开发了一种倒弯月面型蒸发器扁平微热管，其中间部分是一个多孔板，蒸发段有横向的三角形槽和纵向的矩形槽，而绝热端和冷凝端无沟槽，实验结果证实了这种微热管的蒸发器壁能够承受高热流。Jinliang Wang和Ivan Catton8在沟槽表面覆盖有一层细孔结构来强化三角形沟槽的蒸发传热，这不仅仅提高了毛细压力，而且随着覆盖一层细孔结构的沟槽中液体弯月面的退缩，蒸发传热性能得到了极大地提高，通过与没有细孔结构的三角形沟槽的蒸发传热性能进行实验比较，其蒸发传热系数是后者的36倍。为减少汽液界面上的粘性剪切应力，Shung-Wen Kang等开发出一种具有三层结构、允许液体和蒸汽流动隔开的径向沟槽微热管，通过实验估计，微热管在70%的灌注率下的性能更好。Lanchao Lin等开发了一种高性能微热管以冷却高热流电子器件，其吸液芯结构是在折叠式铜片翅上利用电火花技术加工出具有完全或部分敞开式沟槽的毛细流动通道，在110的工作温度下，冷凝端传热系数提高到120%部分敞开式沟槽毛细结构比完全敞开式沟槽毛细结构的更高些，若在集中加热方式下，可达到高于140W/cm2的热流。另外，Man Lee等研究了一种集成微热管系统的设计和制造，其中包括加热器、热管阵列、温度和电容传感器； Yimin Xuan等为了强化蒸发过程，在微热管的加热表面上烧结了一层铜粉，结果表明加热表面的多孔烧结层能够强化蒸发过程和改善平板微热管性能。1.3.2国内研究现状国内主要针对工业热管进行研究，而且主要是针对其性能进行研究，对微热管特别是其结构的研究文献报道较少。国内南京化工大学热管技术开发研究院和浙江大学等研究机构对平板热管进行了研究和试验，李菊香的研究得出热管式均热平板在厚度方向上布置的圆孔通道，其孔径越小，孔间距越小，工作表面上的最大温差越小；蒋金柱、庄骏设计了一种高导平板热管，采用加强筋增强平板的承压能力，并通过实验发现接触传热温差是传热温差的主要部分；牟其峥等针对矩形流动通道的平板热管进行了传热性能的试验研究，同时对其建立了数值模型，采用CFD软件进行了计算，发现蒸汽流动呈抛物线型分布，并随流速的增加，在汽液交界面处会出现蒸汽局部回流现象。胡幼明针对一种新型平板热管进行了理论建模分析及金属丝网表面沸腾的实验研究；陆耶耶对一种新型圆板热管特性进行了模拟及研究。2 热管的基本概况2.1热管的基本定义热管技术是1963年美国LosAlamos国家实验室的G.M.Grover发明的一种称为“热管”的传热元件，它充分利用了热传导原理与致冷介质的快速热传递性质，透过热管将发热物体的热量迅速传递到热源外，其导热能力超过任何已知金属的导热能力。热管技术以前被广泛应用在宇航、军工等行业，自从被引入散热器制造行业，使得人们改变了传统散热器的设计思路，摆脱了单纯依靠高风量电机来获得更好散热效果的单一散热模式，采用热管技术使得散热器即便采用低转速、低风量电机，同样可以得到满意效果，使得困扰风冷散热的噪音问题得到良好解决，开辟了散热行业新天地。热管是由密闭真空容器、毛细结构与工作流体构成，将热管抽成真空后，加入适量的工作介质，然后密封。工作介质在管内维持饱和状态，一旦热管一端在外热源作用下受热，工作介质吸热汽化，所产生的蒸汽流向热管另一端放热凝结，将汽化潜热释放出来传给外热汇。而冷凝液在吸液芯毛细作用下回流至加热位置，重新进行蒸发，由此不断循环工作。一般热管内部往往加吸液芯结构以增大液体回流驱动力，较为常见的吸液芯结构有金属烧结芯、丝网烧结芯、内槽道芯等。热管是利用液体工质的相变传热，具有极高的导热性、优良的等温性、热流密度可、恒温特性环境的适应性等优良特点，可以满足电子电器设备对散热装置紧凑、可靠、控制灵活、高散热效率、不需要维修、噪音低和使用寿命长等要求，在微电子器件的散热和消除热点等领域有着广阔的应用前景，已在电气设备散热、电子器件冷却、半导体元件以及大规模集成电路板的散热方面取得很多应用成果。目前市场采用的微电子散热热管为外径6mm以上的圆热管，或者再通过弯曲、压扁等工艺形成合适尺寸。2.2 常用热管的规格热管规格如下： 直径 mm 长度 mm 备注 3 90-280 圆热管 烧结 / 铜网 4 90-280 圆热管 烧结 / 铜网 5 90-300 圆热管 烧结 / 铜网 6 90-350 圆热管 烧结 / 铜网 8 100-400圆热管 烧结 / 铜网 10 200-800 圆热管 底座 铜网 25.4 100-150 圆热管 底座 烧结 / 铜网 T=3 90-280 压扁 烧结 / 铜网 T=4 90-280 压扁 烧结 / 铜网 T=5 90-300 压扁 烧结 / 铜网 热管折弯限制折 弯 规 格 管径（mm） 最小折弯 R （mm） 建议 R （mm） 最小折弯角 建议弯角 3 9 12 90 120 4 12 16 5 15 20 6 18 24 8 24 32 9 27 36 9.35 28 37 2.3 热管的基本工作热管工作的主要任务是从加热段吸收热量，通过内部相变传热过程，把热量输送到冷却段，从而实现热量转移。完成这一转移有6个同时发生而又相互关联的主要过程。这6个过程9是： (1)热量从热源通过热管管壁和充满工作液体的吸液芯传递到（液汽）分界面；(2)液体在蒸发段内的（液汽）分界面上蒸发；(3)蒸汽腔内的蒸汽从蒸发段流到冷凝段；(4)蒸汽在冷凝段内的汽液分界面上凝结：(5)热量从（汽液）分界面通过吸液芯、液体和管壁传给冷源：(6)在吸液芯内由于毛细作用使冷凝后的工作液体回流到蒸发段。2.4 热管的工作原理以及工作特点图2.1为热管的工作原理示意图。热管由三个基本部分组成：一是两端密封的容器图2.1热管工作原理图（管壳），多数做成圆管状；二是由多孔材料（金属网、金属纤维等）构成的吸液芯，覆盖在器壁的内表面；三是容器内充满一定数量的液体工作液体（工质）及其蒸气。将管内抽成一定的负压后再充以适量的工作液体，使管内壁的毛细吸液芯充满液体后加以密封。管壁的一端为蒸发段（加热），另一端为冷凝段（冷却），根据需要可在中间设置绝热段。当热管的一端受热时毛细吸液芯中的液体蒸发，蒸汽在微小的压差下流向另一端放出热量凝结成液体，液体再由吸液芯的毛细力作用流回蒸发段，完成一个循环。如此循环不停，热量由热管的一端传至另一端，放给冷源。由此可见，当热管正常工作时，其内部进行着工质液体的蒸发、蒸汽的流动、蒸汽的凝结和凝结液的回流等四个工作过程，这四个过程构成了热管工作的闭合循环。热管的基本工作原理表明，热管内部的整个过程没有涉及任何机械运动部件，是在没有外部动力的情况下完成的，同时热管的导热是借助于饱和工质的汽化与凝结换热而实现的，这是一种相变换热即潜热交换过程，不仅传热强度很大，而且转传热量也可以很大。所以，热管的传热与一般固体以显著改变的方式传热有着质的不同，后者是通过自由电子的运动、分子的热运动而传递热量的，在数量上热管可以比一般固体导热大几个数量级，热管的导热能力不是一般导热器件或材料所能比拟的。通过分析可知，热管除了具有导热性能好、传热量大的特点外，还具有理想的等温性、热流密度的可调性以及传热方向的可逆性等特点，同时，它能适应各种类型的热源、能满足单向传热的环境要求即具有“热二极管”的作用、能设计成具有热开关等特性，此外还具有构造简单、重量轻、使用寿命长、故障率低等特点。综上所述，随着芯片功耗急剧增加，普通风冷散热器已接近强制对流换热能力的极限。影响风冷散热器效率的提高有两个因素。一是存在较大的扩散热阻，即由于CPU（热源）面积小于热沉而导致局部温度过高，热源大小与热沉温度分布关系示意图如图2.2所示。二是芯片至空气的平均热阻较大，如IBM4381多芯片组件采用的冲击空气图2.2 热源大小对于热沉温度分布关系示意图冷却方案，芯片至空气的平均热阻为17/W。如何降低这两个方面的热阻成为进一步提高散热效率的关键。采用热管可以解决这两个方面的问题。热管是一种高效率利用相变传热的热传导器，其热阻可以达到0.001/W。Fujikura公司开发出的一种称为“仙人掌”式热管，芯片至空气的平均热阻仅为0.5/W；如热管蒸发段的平板面积与CPU面积一致，则可大幅降低扩散热阻。可见，热管散热器的效率比普通风冷散热器的效率可以提高几十倍。而且，在狭小空间内需要远距离输运热量以便散热的场合如笔记本电脑，必须使用热管。因此，热管技术必将成为未来微电子芯片及其系统散热的主流。2.5 热管的基本特性热管是依靠自身内部工作液体相变来实现传热的传热元件，具有以下基本特性：(1)导热性很高 热管内部主要靠工作液体的汽、液相变传热，热阻很小，因此具有很高的导热能力。与银、铜、铝等金属相比，单位重量的热管可多传递几个数量级的热量。当然，高导热性也是相对而言的，温差总是存在的，可能违反热力学第二定律，并且热管的传热能力受到各种因素的限制，存在着一些传热极限；热管的轴向导热性很强，径向并无太大的改善(径向热管除外)。(2)等温性优良 热管内腔的蒸汽是处于饱和状态，饱和蒸汽的压力决定于饱和温度，饱和蒸汽从蒸发段流向冷凝段所产生的压降很小，根据热力学中的方程式可知，温降亦很小，因而热管具有优良的等温性。(3)热流密度可变性 热管可以独立改变蒸发段或冷却段的加热面积，即以较小的加热面积输入热量，而以较大的冷却面积输出热量，或者热管可以较大的传热面积输入热量，而以较小的冷却面积输出热量，这样即可以改变热流密度，解决一些其他方法难以解决的传热难题。(4)热流方向酌可逆性 一根水平放置的有芯热管，由于其内部循环动力是毛细力，因此任意一端受热就可作为蒸发段，而另一端向外散热就成为冷凝段。此特点可用于宇宙飞船和人造卫星在空间的温度展平，也可用于先放热后吸热的化学反应器及其他装置。(5)热二极管与热开关性能 热管可做成热二极管或热开关，所谓热二极管就是只允许热流向一个方向流动，而不允许向相反的方向流动；热开关则是当热源温度高于某一温度时，热管开始工作，当热源温度低于这一温度时，热管就不传热。(6)恒温特性(可控热管) 普通热管的各部分热阻基本上不随加热量的变化而变，因此当加热量变化时，热管备部分的温度亦随之变化。但人们发展了另一种热管可变导热管，使得冷凝段的热阻随加热量的增加而降低、随加热量的减少而增加，这样可使热管在加热量大幅度变化的情况下，蒸汽温度变化极小，实现温度的控制，这就是热管的恒温特性。(7)环境的适应性 热管的形状可随热源和冷源的条件而变化，热管可做成电机的转轴、燃气轮机的叶片、钻头、手术刀等等，热管也可做成分离式的，以适应长距离或冲热流体不能混合的情况下的换热；热管既可以用于地面(重力场)，也可用于空间(无重力场)。2.6 热管的分类由于热管的用途、种类和型式较多，再加上热管在结构、材质和工作液体等方面各有不同之处，故而对热管的分类也很多，常用的分类方法10有以下几种。2.6.1 按热管的运行温度分类(1) 低温热管 低温热管是指工作温度在4200K范围内的热管。用氦做工质，可以在4K以下温度工作。氢和氖可以在2030K范围内使用。温度再高一些，可用的工质有氮和氧。在100200K范围内常用的工质有甲烷、乙烷等。低温工质的特点是传输系数均很小，毛细升高系数也很小。他们与一般的工程材料均能相容，但用氢作工质时需注意氢脆的问题。(2) 中温热管 中温热管是指工作温度在200700K范围内的热管。这是目前使用最广的一类热管。在此温度范围内，水的热性能最好，能在350500K温度下使用，缺点是与钢、铝等常用工程材料不相容，只能与铜长期相容，而且其凝固点高，因此限制了它的使用。在500700K范围内合适的工质并不多，目前常用的是导热姆、联苯等。这一温区对于热能回收、化工过程有很大意义，但寻找合适的工质仍然是一个重要课题。(3) 高温热管 高温热管是指工作在700K以上的热管。用银作工质最高温度能达3000K。高温热管的工质均是液态金属。汞可在500K900K内使用，并具有良好的热力性能。汞在常温下是液态，所以比其他金属易充装，但汞有毒又不能很好的湿润吸液芯，所以没有得到广泛的应用。高温热管的传热能力比中温热管大的多，径向热阻比中温热管小的多，所能达到的最大径向热流密度也要高的多。2.6.2 按工作介质的组成分类按介质组成可分为：介质化学成分均一的但组分热管；介质为两种以上物质的混合物的多组分热管；以及管内除工质外同时还含有一定数量不凝结气体的充气热管。2.6.3 按外部结构分类从外部形态看，热管有很多式样，不同的形式是为了满足不同的需要。外部形式的多变性灵活性是热管得到广泛应用的一个重要原因。目前，在实际应用中出现的比较多的有以下几种：(1)圆柱形；(2)圆形；(3)星形；(4)长挠性形；(5)传热面积随着螺旋松开而改变的挠性螺线管形；(6)蒸汽室形；(7)平板形；(8)分离式热管。2.6.4 按凝液回流方式分类常见的是重力热虹吸管和靠毛细力工作的吸液芯热管，此外，还有应用在特殊场合下的离心力旋转式热管、静电力点流体动力热管、磁力磁流体动力热管、渗透力渗透式热管等。2.7 热管的相容性及寿命热管的相容性是指构成热管的各种结构材料之间，以及结构材料和工质之间，在长期工作过程中是否发生化学、电化学及物理反应，使壳体及管芯遭受腐蚀，或使工质分解，并在密闭壳体内形成不凝性气体或固体沉淀物。如果热管在工作温度范围内长期工作不发生上述现象，或虽发生上述现象但后果不致影响热管的正常工作，则称之为相容。相容性在热管的应用中具有重要的意义。只有长期相容性良好的热管，才能保证稳定的传热性能，长期的工作寿命及工业应用的可能性。碳钢水热管正是通过化学处理的方法，有效地解决了碳钢与水的化学反应问题，才使得碳钢水热管这种高性能、长寿命、低成本的热管得以在工业中大规模推广使用。影响热管寿命的因素很多，归结起来，造成效管不相容的主要形式有三方面，即产生不凝性气体、工作液体热物性恶化、管壳材料的腐蚀、溶解。(1)产生不凝性气体 由于工作液体与管壁材料发生化学反应或电化学反应，产生不凝性气体，在热管工作时，该气体被蒸汽流吹扫到冲凝段聚集起来形成气塞，从而使有效冷凝面积减小，热阻增大，传热性能恶化，传热能力降低甚至失效。(2)工作液体物性恶化 有机工作介质在一定温度下，会逐渐发生分解，这主要是由于有机工作液体的性质不稳定，或与壳体材料发生化学反应，使工作介质改变其物理性能，如甲苯、烷、烃类等有机工作液体易发生该类不相容现象。(3)管壳材料的腐蚀、溶解 工作液体在管壳内连续流动，同时存在着温差、杂质等因素，使管壳材料发生溶解和腐蚀，流动阻力增大，使热管传热性能降低。当管壳被腐蚀后，引起强度下降，甚至引起管壳的腐蚀穿孔，使热管完全失效。这类现象常发生在碱金属高温热管中。3 热管加工基本方法特点比较我们知道，目前热管成形加工方法有旋压成形、犁削成形和拉拔成形三种，这三种方法都具有各自加工特点，但旋压成形法、犁削成形法作为传统的加工方法，在具体实践加工中存在某些局限性，在一些小型沟槽式特别是微型沟槽式热管的加工中将无能为力。而作为微型热管加工的新方法即犁削（旋压）-拉拔复合成形法却可以弥补这些方面的不足。3.1旋压成形法特点根据旋压成形法的加工原理可知，该方法存在的些不足主要表现为：（1）芯头加工要求高。芯头的齿型及其在旋压成形过程中的位置是影响微沟槽成形的关键因素。刀齿尖锐无圆角、芯头位置不适当，则芯头易崩刃损坏。其加工刀具如图3-1示。 图3-1 压成形刀具（2）加工质量对加工参数的依赖性大。旋压器转速2、拉拔速度f、减薄量ap、工作温度是影响翅片成形的重要加工参数。提高旋压器转速可以提高被加工管的表面质量；在多齿芯头与旋压球的联合挤压作用下，过高的拉拔速度会使紫铜管表层金属产生较大的应变速率并使铜管壁变薄，从而导致金属变形过大，铜管断裂，使加工无法连续进行；减薄量过小则沟槽深度变小，过大则易导致断管并产生铜屑；高速旋压加工时工作温度场要保持稳定，在保证工作温度一定的情况下，拉拔速度对铜管表面质量有显著影响，如果拉拔速度太快则热管表面就会产生明显的波纹，其原理如图3-2所示。图3-2 波纹产生原理图（3）热管性能一般。微型热管内沟槽表面与芯头之间由于仅仅只有挤压变形，因而其表面比较光滑，毛细力较底。（4）工艺范围较窄。旋压成形法只适宜于直径为6mm左右的小型沟槽式圆热管加工，对于直径较小的热管则很困难，特别是对于直径3mm以下的微型热管由于受到芯头制造和使用的限制则几乎无法加工。3.2犁削成形法特点 根据犁削成形法的加工原理可知，该方法存在的些不足主要表现为： （1）多齿刀具结构形状复杂，设计、加工困难。多齿刀具的齿型是影响微沟槽成形的关键因素。如果多齿刀具设计加工不当，则不仅刀具易崩刃损坏，而且很难生成微细翅结构。 （2）加工质量对加工参数的依赖性也大。犁削速度太大，则容易拉断工件并影响刀具的使用寿命。同时，犁削成形的热管微沟槽的深度较小。 （3）工艺范围较窄。犁削法也只适宜于直径为6mm左右的小型沟槽式圆热管加工，对于直径较小的热管则很困难，特别是对于直径3mm以下的微型热管同样由于受到多齿刀具的制造和使用的限制则无法加工。3.3拉拔成形法特点沟槽式微型圆热管加工的犁削（旋压）-拉拔复合成形法是在犁削的基础上进行的热管加工方法。其加工方法的优越性如下：（1）由于犁削（旋压）-拉拔方法是在犁削或旋压的基础上对热管再进行空拉拔，在拉拔模具的挤压作用下，铜管内壁会进一步产生塑性变形，可使管壁金属的结构和性能发生变化。加工后晶粒变细且呈纤维状延伸，表面纤维状晶体未被切断而只受挤压，流线分布合理，流动性能得到了强化，铜管结构致密，其强度极限和屈服极限增大，抗疲劳强度、耐磨性和耐蚀性显著提高，能充分发挥金属材料的潜在塑性。更重要的是，通过多次的拉拔作用，可在原犁削出的热管沟槽内部生成更加丰富的翅状结构，大大提高毛细力。（2）工艺范围较宽。只要配备适当的模具和刀具，则几乎可以加工出尺寸范围较宽的热管。（3）加工出来的热管表面质量好。由于热管外表面的形成主要只受到模具内孔表面的影响，只要模具内孔表面光滑，则可保证热管的外表面光整。（4）与单一旋压成形法相比，采用旋压-拉拔成形法加工微型沟槽式热管时增加的设备也比较简单，操作也比较方便，效率高，用普通的车床或刨床经过简单的夹、模具配置即可加工。（5）在拉拔力的作用下，热管只是经过塑性流动后发生塑性变形，从而形成最终的需要的热管。在整个拉拔加工过程中，只发生金属在塑性状态下的体积转移，而没有任何的金属切削运动，因而材料利用率高。（6）在拉拔阶段，对加工参数的依赖性较弱。只要模具制造正确，则加工速度等参数对其质量影响不大。通过上述特点的比较，我们知道犁削（旋压）-拉拔复合成形法作为一种新的热管加工方法，具有优于旋压法和犁削法的加工特点，这将成为小型沟槽式特别是微型沟槽式热管行之有效的加工方法。4 管材拉拔实验研究4 1 管材拉拔壁厚变化机理分析图4-1 空拔管变形区应力图Fig.4-1 Stress chart of the drawing pipess area如图4-1所示，空拔时管材在拉拔力的作用下由于模具的约束作用将产生一定的变形，即管材的轴向尺寸增大和径向尺寸的减小，也就是说产生变形区内的金属将受到三个方向应力的作用，其中轴向应力L为拉应力，径向应力r和周向应力t为压应力。与之相对应，金属变形也是三维的，即轴向变形L、周向变形t和径向变形r，其中轴向变形L的值为正，周向变形t的值为负，二者可由拉拔后管材伸长和管径减小知道。但径向变形r的符号和大小却受各种因素的影响，可能是正，是零，或者是负。当r为正时管壁增厚，r为零时壁厚不变，r为负时管壁减薄。根据塑性力学，径向变形量为： （4-1）D塑性模数由上式推出：当时，r0，则管壁减薄；当时，r0，则管壁不变；当时，r0，则管壁增厚；所以只要是影响r、t和L的大小和她们三者之间相互关系的因素都会影响拉拔时壁厚的变化。其中管材的几何尺寸S/D值是一个主要的影响因素。根据作用在单位环上力的平衡条件（图4-2所示），r和t有如下关系：或 （4-2）图4-2 空拔管单位环受力图Fig.4-2 Stress stood by the drawing pipe因为ZS/D小于1，r和t又都是压应力，其值带负号，所以就绝对值而言，r始终小于t。随着管材S/D值的增加，r/t值也增加，当满足条件时，空拔后管壁将减薄。相反，S/D值较小时，空拔后管材容易出现增壁现象。因此，S/D值必然存在一个临界值（S/D）临。大于这个临界值时，管壁减薄；等于这个临界值时，壁厚不变；小于这个临界值时，管壁增厚。许多研究都一致认为，在不同的道次加工率的情况下，这个临界值有个范围，一般在0.160.21之间。4 2 管材拉拔成形模具设计4.2.1拉拔成形模具的作用在作者提出的微型热管的制造方法中，拉拔作为微型热管特别是微热管壳体制造的最后一道工序，它要保证微热管的最终不同要求的外径尺寸和内部结构，同时还要提高微热管的外表面质量。4.2.2拉拔模具设计制造应注意的事项微型热管拉拔采用的是无芯棒冷拉拔（空拔）。由于管材内壁无约束条件102，易于产生不均匀周向变形，即使采用同轴度较好的精密模具，只要工件存在微量的壁厚公差，这种变形就会发生。周向变形虽然有助于壁厚均化，但它又是诱发管材纵裂纹产生的主要根源，因此，在进行拉拔模具设计时，要充分考虑工件的尺寸精度、模具形状、摩擦条件等因素，特别是，在微热管拉拔过程中，还要充分考虑拉拔道次以保证壁厚等结构参数在允许的范围内变化。4.2.3 拉拔成形模具设计空拔主要有锥形模空拔（苏式模）和弧形模空拔（中式模）两种。某种尺寸的苏式模具和中式模具的结构如图4-3所示。两种模都是由入口锥、工作带、出口锥三部分组成。不同之处是：苏式外模入口锥的母线为直线；中式外模入口锥的母线为曲线，入口锥角较小，拔制变形区较长，接触面积大。两种模具的使用特点103如下：在相同条件下，使用苏式模具比用中式模具的拔制力小20%25%，因此用苏式模具可以选用较大的变形量。苏式外模的定径带比较窄，在定径带中发生粘钢和粘氧化铁皮的可能性比中式外模小，因而产生划道缺陷的可能性小，拔制的钢管外表面光洁。与此相反，中式模具拔制的钢管内表面比较光洁。 (a)苏式模具 (b)中式模具 图4-3 空拔模具结构 Fig.4-3 Structure of the hollow drawing mould苏式模具加工比较容易，并且内模可调头使用，利用率高。用苏式模具拔制，钢管管尾的壁厚不均较管头严重；用中式模具拔制，钢管管头的壁厚不均较管尾严重。根据两种模具的不同特点，作者在进行铜管空拔时采用苏式模具。模具材料及加工：拉拔模有硬质合金模和钢模两种，为节省成本，作者选用钢模即模具材料使用45钢。模具的加工路线为机加工、粗抛光、渗硼淬火、细抛光。空拔管最佳模角：在冷拔管材的模具设计中，拉模压缩带的模角是主要设计参数之一，实践表明104，角过小，将使坯料与模壁的接触面积增大；角过大，将使金属在变形区中的流线急剧转弯，导致附加剪切变形增大。因此，角存在着一最佳区间，在此区间内拉拔力最小。在生产实践中，对于管材拉拔的模角一般设计为12。作者在进行模具设计时，模角也定为12。某种规格的拉拔模具立体图如图4-4所示。 （a）轴侧图 (b)剖面图图4-4 空拔模具立体图Fig.4-4 Three-dimensional diagram of the hollow drawing mould4 3 管材拉拔成形实验4.3.1 管材拉拔成形应注意的几个问题管材拉拔的润滑在金属拉拔过程中会产生拉伤、撕脱现象，为避免此等现象，确保相对运动的表面处于外摩擦作用状态是非常重要的。这就需要在接触部位上有一层比材料内部抗剪强度底的表面层。此外，线材沿着模面发生变形时，形成高压、高温、且不断产生新生表面。如果有润滑剂存在，则其中的极性物质吸附在新生表面上，当润滑剂的压力增至拉模与线材的接触压力时，随着线材进入拉模拉拔变形区域，则可保持模具与线材间较低的摩擦应力。为了减少拉拔中摩擦磨损的影响，除了要正确选择拉模材料外，要尽可能地改善线材的表面性质，必须使用性能良好的润滑剂。为此，在购买实验材料时，我们选择的是质量优良的无缝紫铜管；由于金属拉拔时处于高温高压力状况下工作，因而要求润滑剂必须同时起着润滑剂和冷却剂的双重作用。还必须使拉拔过程保持清洁，并能冲掉接口上的金属粉末，防止模口堵塞。因此，在铜管材拉拔成形过程中，作者采用了3%7%高脂低皂化合物的溶液作为润滑剂105。管材的残余应力消除在管棒材拉拔变形生产过程中，由于受变形区外摩擦的影响，将使制品产生变形的不均匀性，因而在管棒材内部形成了自相平衡的残余应力。较大的残余应力会导致管棒材在加工变形过程中开裂，或在使用中与周围介质作用，发生应力腐蚀开裂。将管材拉拔变形前后截面形状尺寸之比定义为截面形状变化指数Q值106，则有： （4-3）式中 D0，T0分别表示管材拉拔前的外径与壁厚，D1，t1分别表示管材拉拔后的外径与壁厚。该式也表示了管材减径变形与减壁变形之比，较好地反映了管断面变形的不均匀性。当Q1，减径变形大于减壁变形，当Q1，两者相等，也称比例变形，当Q1，减壁变形大于减径变形，Q值越小，减壁变形越大。从上可知，对于空拉管材，随拉拔道次的减少，道次变形程度增大，其变形前后截面变化指数Q1，必导致不均匀变形增大，使制品残余应力亦增大。相反增加空拉拔道次则有利于降低残余应力。为此，对铜管材加工，实行270低温退火可基本消除残余应力。进一步提高退火温度，将发生再结晶过程，可彻底消除残余应力，同时材料的强度和硬度也大大降低。4.3.2管材拉拔成形实验实验数据的获取与计算在管材空拔过程中，影响壁厚变化的因素非常多，如管料材质、几何尺寸、硬化状态和模具形状等。但以往的资料大多是以研究钢质管材为主，资料100虽然对铜管拉拔壁厚的变化进行了研究，但其所用材料的牌号不明，而且，其研究的对象是厚壁管材，为此，必须针对实验用的铜管材料进行拉拔壁厚变化的研究。在此实验过程中，由于所用的管料材质、硬化状态和模具都一致，因此，可简单地分析在拉拔过程中的管材几何尺寸变化对壁厚变化的影响规律。进行在空拔管的生产中有两类壁厚计算问题：第一类是已知空拔前圆管的外径D0、壁厚S0和空拔后圆管的外径DH，求空拔后管子的壁厚SH；第二类是已知空拔后圆管的外径DH、壁厚SH和空拔前圆管的外径D0，求空拔前的壁厚S0。显然，这里属于第一类。 表4-1 直径从6毫米到4毫米的空拔数据 单位：mm序号拔前长度拔后长度拔前壁厚拔后壁厚减径量增壁量13247.50.40.2692-0.131231.545.50.40.2772-0.12333247.50.40.2692-0.131431.545.50.40.27720.12353245.70.40.282-0.1263955.60.40.2812-0.11973347.80.40.2762-0.124平均值0.276-0.124从6mm空拔到4mm空拔数据及计算结果如表4-1所示。即6mm空拔到4mm时，拔前壁厚与直径之比值S01/D01=0.0666，减径量的平均值D01=2mm，增壁量S01=-0.124mm。同理可求得如下空拔数据及计算结果：从4mm空拔到3.5mm时，S02/D02=0.069，D02=0.5mm，S02=-0.017mm；从4mm空拔到3.6mm时，S03/D03=0.069，D03=0.4mm，S03=-0.021mm；从3mm空拔到2.5mm时，S04/D04=0.071，D04=0.5mm，S04=-0.059mm；从2.5mm空拔到2.2mm时，S05/D05=0.062，D05=0.3mm，S05=-0.025mm；从2.2mm空拔到1.5mm时，S06/D06=0.059，D06=0.7mm，S06=-0.031mm；从4mm空拔到3mm时，S08/D08=0.069，D08=1mm，S08=-0.073mm；增壁值与减径量的数学模型的建立根据上面的实验数据的计算结果，可作出减径量与增壁值的相关图，见图4-5。图4-5 增壁值与减径量的关系Fig.4-5 Relationship of the increased thickness and the decreased dia.从图4-5可看出，减径量与增壁值之间的关系近似为一条直线，因此可设回归方程为：式中a、b为待定系数，有下列方程组确定。 （4-4） （4-5）列表4-2计算方程系数，代入上两式，再联立求解可得回归方程 （4-6）表4-2 方程系数nXiYiXi2XiYi12-0.1244-0.24820.5-0.0170.25-0.008530.4-0.0460.16-0.01840.5-0.0590.25-0.029550.3-0.0250.09-0.007560.7-0.0310.49-0.021771-0.0731-0.0735.5-0.3756.33-0.4112回归公式分析从上面得出的回归公式（4-6）可知，当时，即针对所研究的材料而言，只要拉拔时的减径量大于0.072，则铜管壁厚就会减小。为此，我们设计的系列模具的定径尺寸（单位为mm）依次为：4，（3.5），3.2，2.6，1.9，1.6，1.27，1.05，0.96和0.84。44 微型沟槽式圆热管拉拔成形441 微型热管拉拔成形机理分析在拉拔过程中，我们不能用一般的金属切削加工理论来分析材料的拉拔变形，而只能用材料的塑性变形理论来分析其成形机理。如图4-1所示，在管材金属进入模具的导向锥之前，由于后段材料悬空，没有力的作用，这部分的金属是没有什么变形的；当进入拉拔区后，在模具作用力的轴向分力和轴向拉拔力的作用下，金属材料就会向轴向流动，同时，在模具作用力的径向分力作用下，金属同时会向径向流动，这样就会引起材料轴向尺寸的增加和径向尺寸的减小。 热管拉拔时结构尺寸变化规律从图4-1可知，轴向应力为拉应力，径向和周向应力和均为压应力。同一横断面径向应力的值在管材与模孔接触处最大，沿管壁逐渐减小，至内壁时为零。公式4-2表明，径向应力的绝对值总是小于周向应力的绝对值，管材越薄，两者的差值越大。在管材的同一断面上，从外表面到内表面，与差值也逐渐加大。与之间的关系遵循Von Mises屈服条件，或以其简化形式表示则为： （4-7）式中 考虑中间主应力影响的系数，材料单向拉伸时的屈服应力。相应的，在各应力的作用下，管材产生纵向延伸应变和周向压缩应变，至于径向应变的符号，则取决于轴向应力与周向应力之比。轴向拉应力产生伸长变形，使管材壁厚减薄。而周向压应力使金属向阻力最小的方向流动，管材壁厚增加。如果由拉应力引起的减薄量大于由压应力引起的增厚量，则管材壁厚变薄，反之增厚。拉应力与压应力之比取决于拉伸过程的参数和管材的几何形状。图4-6为某热管经过拉拔后的截面尺寸变化图。 (a) (b) (c)图4-6 微热管拉拔截面尺寸变化图Fig 4-6 Section dimension change of the micro heat pipe after drawing图4-6(a)为旋压后的原始热管，12齿，外径为6mm，其余尺寸可从图上看出或算出；图4-6(b)为经过一次拉拔后形成的热管，其外径尺寸为3.5mm，(图中所测量的齿厚尺寸明显错误，通过简单的计算可知实际为344.7m)；图4-6(c)为经过第二次拉拔后形成的热管，其外径尺寸为2.6mm。根据上图测量得到的尺寸，再考虑到由于存在明显的测量误差（如图图4-6(b)中的齿厚与齿高尺寸），在进行计算调整后各部分的尺寸如表4-3所示。可算得各尺寸的变化率如表4-4所示。表4-3 拉拔热管结构尺寸 单位：m热管直径齿槽宽度内齿厚度壁厚尺寸内齿高度69724104801683.53913453401582.6239292300150表4-4 拉拔热管结构尺寸变化率（%）拉拔道次齿槽宽度内齿厚度壁厚尺寸内齿高度140.2384.0770.8394.05261.1384.7588.0394.93从表4-4可看出，当热管直径在拉拔后尺寸变小时，在壁厚尺寸变小的前提下，热管截面的各部分尺寸都逐步变小，但各部分的变化幅度并不一致。齿槽宽度与内齿厚度在所有的拉拔过程中都会变小，但变化幅度不同，其中，热管的齿槽宽度减小的幅度大而齿厚减小的幅度则小很多。其原因是：在拉拔过程中，热管横截面受到周向压应力的作用，在周向压应力的作用下就会产生周向压缩变形，因此，各部分的尺寸都会减小，但是，齿槽与内齿在热管中所处的径向位置不同，齿槽处在半径值较大的地方，而内齿则处在半径值较小的地方，在半径值较大的地方所受到的周向压应力较大，而在半径值较小的地方所受到的所受到的周向压应力较小，因此，齿槽尺寸在热管拉拔的时候其减小值就较大，相反，齿厚的减小值则较小，而且，越接近齿顶，其减小值越小。为此，在设计犁削刀具即在犁削热管的时候，为保证拉拔后的热管具有均匀的齿槽结构和获得矩形内齿，必须保证犁削出来的齿槽宽度大于齿厚尺寸，同时要保证犁削出来的热管内齿形状为梯形，以便在经过拉拔变形后能获得理想的微热管内部结构。热管壁厚尺寸和内齿高度尺寸都减小，说明在这两道次的热管拉拔中热管所受到的拉应力超过了周向压应力。根据式4-7可知，热管此时在径向压应力的作用下就会产生压缩变形。而在同一横断面径向应力的值在管材与模孔接触处最大，沿管壁逐渐减小，至内壁时为零，因此，处在径向不同位置的不同部分，其变形也不相同。由于内齿处在内壁处，因此，其径向压缩变形即内齿高度值的减小幅度就比较小，而热管壁即齿槽处处在与模孔接触处，因此其变形即壁厚的减小量就比较大。一般情况下，在微热管犁削-拉拔成形过程中，为保证微热管具有比较大的传热空间，微热管的壁厚较小，同时，为了尽量减小拉拔道次，犁削热管用的铜管材的壁厚也比较小，在热管的拉拔过程中要尽量做到微量减壁拉拔或等壁拉拔，因此，在进行犁削刀具设计即在犁削热管的时候要保证犁削出来的热管内齿高度稍大于或等于需要获得的微热管的内齿高度。从表4-4中也可以明显地看到，内齿高度减小的变化幅度大于内齿厚度减小的变化幅度，同时，壁厚尺寸变化的幅度也小于槽宽变化的幅度，其原因完全可以通过公式4-2来解释。因为，从公式4-2可以看出，径向应力的绝对值总是小于周向应力的绝对值，管材越薄，两者的差值越大。在管材的同一断面上，从外表面到内表面，与差值也逐渐加大。另外需要注意的是，沿着管材变形的轴向长度方向逐渐加大。这是因为，第一，管材的断面积逐渐缩小；第二，金属加工硬化，变形抗力逐渐增加；第三，管材与模具接触的表面积越来越大，由此需要克服的摩擦力也加大。(2) 刀具几何参数与加工方法对微热管拉拔质量的影响图4-7为某实验旋压成形热管经过多次拉拔后的SEM图。图4-7(a)所表示的热管是拉拔前的原始热管即经过旋压后形成的热管，其直径为6mm，齿数为18，齿厚为0.4mm，齿厚与槽宽基本相等；经过一次拉拔形成外径为4mm的热管，如图4-7(b)所示，从图中可看出，齿和槽已经不是等宽，即槽宽小于齿厚；经过二次拉拔则变成了图4-7(c)所示的3.5mm的热管，槽宽已经越来越小；经过第三次拉拔，则变成了图4-7(d)所示的2.6mm的热管，槽的宽度则变得更小；经过第四次拉拔后，则变成了图4-7(e)所示的1.9mm的热管，槽宽已经很小；再经过第五次拉拔，从图4-7(f)可看出，则几乎没有齿槽了。相反，齿的宽度虽然也有所变化，从大初步变小，但变化的幅度则远没有齿槽那么大。也正因为两者的变化幅度不一样，所以，后面将无法在把拉拔进行下去。图4-8相应的剖面SEM图能更清楚地说明这一点。 (a) 旋压后的6mm热管 (b) 经一次拉拔形成的4mm热管 (c) 经二次拉拔形成的3.5mm热管 (d) 经三次拉拔形成的2.6mm热管 (e) 经四次拉拔形成的1.9mm热管 (f) 经五次拉拔形成的1.6mm热管图4-7 齿槽等宽热管拉拔变形趋势图Fig.4-7 drawing forming trend of the heat pipe with equal breadth of tooth and groove (a) 旋压后的6mm热管 (b) 一次拉拔形成的4mm热管 (c) 二次拉拔形成的3.5mm热管 (d) 三次拉拔形成的2.6mm热管 (e) 四次拉拔形成的1.9mm热管 (f) 五次拉拔形成的1.6mm热管图4-8 齿槽等宽拉拔变形趋势剖面图Fig.4-8 drawing forming trend of the heat pipe with equal breadth of tooth and groove图4-9为某实验犁削成形热管经过多次拉拔后的SEM图。图4-9(a)所表示的热管是拉拔前的原始热管即经过犁削后形成的热管，其直径为6mm，齿数为18，齿槽宽为0.2mm，齿厚约为0.6mm；图4-7(b)所示为经过一次拉拔形成的外径为4mm的热管；图4-9(c)所示为经过二次拉拔形成的3.5mm热管；图4-9(d)为经过第三次拉拔形成的2.6mm的热管；图4-9(e)为经过第四次拉拔后形成的1.9mm热管；4-9(f)为经过第六次拉拔形成的1.6mm热管；4-9(g)为经过第六次拉拔形成的1.27mm热管；4-9(h)为经过第六次拉拔形成的1.05mm热管。 (a) 犁削后的6mm热管 (b) 一次拉拔形成的4mm热管 (c) 二次拉拔形成的3.5mm热管 (d) 三次拉拔形成的2.6mm热管 (e) 四次拉拔形成的1.9mm热管 (f) 五次拉拔形成的1.6mm热管 (e) 六次拉拔形成的1.27mm热管 (f) 七次拉拔形成的1.05mm热管图4-9 齿槽不等宽拉拔变形趋势剖面图Fig 4-9 drawing forming trend of the heat pipe with different breadth of tooth and groove从图4-9所示的齿槽和齿厚不等宽即齿槽宽度小于齿厚时，通过拉拔变形后齿与齿趋近的趋势更加明显，同时，由于犁削时的齿槽深度较小，拉拔后热管的内部结构很不理想。 刀具定位误差对微热管拉拔质量的影响对于热管内部某个单一部分而言，如果形状或尺寸不均匀，也会引起拉拔缺陷，如图4-10所示。在犁削或旋压热管时，由于刀具周向定位不准确（有转角变化），犁削或旋压加工出的热管内齿在轴向则有扭曲现象产生，如图4-10(a)所示。当进行拉拔时，由于各部分受到的轴向力不同（有分力存在）。由于各部分的截面形状一样，因此，各部分的不同截面上受到的拉应力也不一样，各部分的拉伸变形幅度也不一样。当经过多次拉拔后，热管内部齿部分就会变成了很明显的节状。图4-10(a)为拉拔前的原始热管即经过旋压后形成的热管，其直径为6mm，齿数为12，齿厚为0.2mm，在旋压加工过程中，由于刀具周向定位不准确（刀具周向转动），而导致加工出的齿在轴向产生扭曲变形，即齿的轮廓线在轴向不为直线而是曲线形状。当经过从6mm到3.5mm、从3.5mm到2.6mm、从2.6mm到1.9mm的三次连续拉拔后就形成了如图4-9(b)所示的热管。从图4-10(b)可看出，此时的热管内齿已经变成了明显的节状齿。 (a) 热管（6mm）犁削形成的扭曲状齿 (b) 经三次拉拔后形成的热管（2.6mm）节状齿图4-10 刀具周向定位不准确引起的拉拔节状齿Fig.4-10 tooth like gnarl after drawing begeted by the cutters wrong circle location 犁削或旋压热管质量对微型热管拉拔质量的影响原始犁削或旋压成形的热管质量即热管的外表面圆度误差对拉拔成形的热管质量有更明显的影响。当原始犁削或旋压成形热管存在圆度误差时，在拉拔“均壁”效果的作用下，它不仅影响拉拔后热管的内表面质量，同时还会加大外表面的圆度误差，甚至在经过多次拉拔后还会使热管的外表面形成相应的微沟槽，如图4-11所示。在图4-11(a) (a) 旋压成形的6mm热管 (b) 经一次拉拔形成的3.5mm热管 (c) 经二次拉拔形成的2.6mm热管 (d) 经三次拉拔形成的1.9mm热管(e) 经一次拉拔形成的3.5mm热管外观图图4-11 犁削热管质量对拉拔热管质量的影响Fig.4-11 Ploughing heat pipe qualitys effect on drawing heat pipe quality所表示的热管是拉拔前的原始热管即经过旋压后形成的热管，其直径为6mm，齿数为12，齿厚为0.1mm。从图中可看出在旋压成形后，热管的外表面存在着圆度误差，同时内齿轴向也存在着直线度误差；经过一次拉拔形成外径为3.5mm的热管，如图4-11(b)所示，从图中可看出，热管的外表面已经出现了凹陷现象；经过二次拉拔则变成了图4-11(c)所示的2.6mm的热管，经过第三次拉拔，则变成了图4-11(d)所示的1.9mm的热管，可知热管的外表面的沟槽越来越明显，而相应的内表面则向内凸出。外内壁分别产生凹凸的部位则是沟槽处，即原始犁削成形的热管中管壁向内凹陷处。产生这种现象的原因是：在管材拉拔过程中，在拉拔模具的力的作用下，工件（经过旋压成形的热管）与模具内壁接触处就会产生周向的压应力，在周向应力的作用下，材料就会产生塑性变形而周向收缩，这样就迫使未与模具内壁接触的部分向管内凹陷。而图4-11(e)则为经过一次拉拔形成外径为3.5mm的热管的外观图，可从图中看出拉拔后的热管外表面具有明显的凹凸形状。同时，从图4-11(a)中可看出，热管内齿在旋压加工中已经产生了扭曲，可看出，当经过两次拉拔后形成的图4-11(c)中就出现了比较明显的的节状齿，而经过再一次拉拔后，形成的图4-11(d)中的节状齿就已经非常明显。这里也再一次说明了犁削或拉拔时的刀具定位误差对微热管拉拔质量的影响。45 微型热管拉拔成形4.5.1微型热管拉拔成形实验设备微型热管拉拔成形实验是在普通车床上进行的。在拉拔过程中，拉拔模具用车床的三爪卡盘夹紧，用车床刀架上的夹具夹持工件沿着工件的轴线（即机床主轴轴线）方向移动。在移动过程中，由于工件与模具之间的相对运动而拉拔出需要的微型热管。实验设备如图4-12所示。图4-12 微型圆热管拉拔成形实验装置Fig.4-12 Experiment equipment for drawing micro circular heat pipe4.5.2 微型圆热管拉拔成形过程当材料进入拉拔区后，在模具作用力的轴向分力和轴向拉拔力的作用下，金属材料就会向轴向流动，同时，在模具作用力的径向分力作用下，金属同时会向径向流动，这样就会引起材料轴向尺寸的增加和径向尺寸的减小。通过一次或多次的拉拔，就可以达到我们所需要的尺寸的微型热管。图4-13所示为本文作者通过系列模具加工出的最终系列热管的外观图（微热管外径尺寸最小的为0.84mm，右端统一为3.5mm的灌装口）。图4-12 拉拔成形系列微小型热管Fig.4-13 Series of drawing forming micro/mini heat pipes4.5.3 拉拔成形微型圆热管内壁微沟槽的表征如图4-14所示。图4-14(a)为经过旋压成形的小型热管，其外径为6mm，内壁沟槽齿的宽度为0.2mm，槽宽约为0.4mm；图4-14(b)为经过第一次拉拔后形成的热管，其外径为3.5mm，从图中可看出，内部沟槽宽度相对于齿厚来说变化较大，即沟槽尺寸相对与拉拔前来说已经减小了很多，而齿厚变化（减小）不大；图4-14(c)为经过两次拉拔后形成的尺寸更小的微热管，其外径为2.6mm，从图中可明显看出，这时候的热管已经达到了比较理想的结构，即齿槽宽度与齿厚大小基本一致，而且，齿高相对于壁厚来说也明显地得到了提高。同时，通过两次拉拔后的热管内部微细结构更加丰富，这将进一步提高微型热管的毛细力。4.5.4 微型圆热管拉拔加工的成形力研究微热管拉拔成形力的测量系统同样由Kistler9441型高灵敏度压电式三向测力仪（车削专用测量仪）、Kistler5006型多通道电荷放大器以及数据采集系统等组成部分，如图3-35所示。图4-15为微热管拉拔成形时测得的拉拔力。(a)犁削成形的6mm热管 (b)一次拉拔成形的3.5mm热管 (c)两次拉拔成形的2.6mm热管图4-14 拉拔成形法加工的微沟槽Fig.4-14 Micro grooves fabricated by drawing process(a)润滑条件下的拉拔成形力 (b)无润滑条件的拉拔成形力图4-15 微小型热管拉拔成形力Fig.4-15 Forming force when drawing micro/mini heat pipe从上两图可以看出，在拉拔开始阶段都有一个拉拔力快速增长的过程，之后则基本维持在一个比较恒定的值，这是因为，材料在刚开始进入模具的工作锥变形是逐步增加的，当材料全部通过工作锥后，后面的变形则是连续的、均匀的。比较两图可知，润滑条件下的拉拔成形力略小与无润滑条件的拉拔成形力，说明拉拔成形力主要是由材料的塑性变形力所引起，而材料与模具之间的摩擦力对拉拔力的影响较小。另外，从图4-14(a)看出，其拉拔力的起伏比图4-14(b)的大，说明润滑条件一般，管材与拉拔模具之间处于边界摩擦状态。4.6 本章小结在分析拉拔成形研究现状的基础上，本文作者提出了微型热管拉拔的工艺要求和特点，即：微型热管拉拔不同于一般的管材拉拔，通过拉拔工艺，它不仅要保证热管外径尺寸、壁厚变化、外表面质量和材料组织及性能的要求，特别是要保证微热管的内部形状及微细结构的要求，即不仅要保证热管内部的齿结构满足微型热管的设计要求又要保证具有更加丰富的毛细结构。针对铜管材拉拔成形时影响因素较复杂的特点特别是没有任何热管拉拔研究基础的实际，作者提出首先进行空铜管的拉拔成形实验。在分析拉拔成形机理的基础上对铜管材拉拔的模具类型进行了选择；在分析了铜管材拉拔需要注意的问题的基础上进行了铜管材拉拔成形实验，并根据对大量实验数据的分析、处理、计算，用回归分析方法确定了铜管材拉拔过程中增壁值与减径量之间的数学关系，设计了系列拉拔模具，为微型热管拉拔奠定了一定的理论基础和实验基础。5微型沟槽管拉拔成形有限元分析5.1引言管材拉拔是传统的压力加工方式之一，具有设备简单，产品质量高，生产灵活等特点。但同时也存在变形道次多，工序复杂，生产成本高等弱点。目前对管材拉拔过的认识仍停留在宏观上，缺乏相应的微观分析基础理论，而所采用的研究分析方法主是初等解析法和试验法。长期以来，由于这种认识水平和研究方法的局限性，各生产家大多采用积累经验来确定工艺参数，而对拉拔过程中的金属内部流动规律缺乏深入认识。解决问题还主要依靠大量试验为基础，这从各个方面来说都是难以实现的，随社会的进步和对拉拔管材需求量的不断扩大，这种传统的工艺设计及研究方法已极大限制了拉拔管材的发展。因此，改进传统的研究方法已成为当前拉拔工业发展的迫切求。 管材拉拔成形过程中，金属发生剧烈的塑性变形，该过程涉及到几何非线性、材料非线性、边界条件非线性等一系列难题。金属塑性成形工艺传统的研究方法主要采用“验法”，这种基于经验的设计方法往往需要经历反复修正的过程，从而造成大量人力、物力及时间的浪费。随着现代计算机技术与传统塑性加工技术的全方位密切结合，传统的经验设计方法已逐渐被模拟设计所代替。作为一种有效的数值计算方法，有限元法已经广泛地应用到金属塑性成形加工过程的数值模拟之中。 本章将在现有有限元理论及应用研究基础上，利用有限元分析软件MSC.MARC对微型沟槽管空拉拔成形过程进行模拟，分析拉拔应力应变规律、拉拔工艺对拉拔力的影响以及拉拔成形结构演变等。5.2微型沟槽管拉拔成形有限元模型建立5.2.1有限元方法分析步骤有限元的基本分析过程可以分为以下几个步骤：弹性连续体的离散化离散化是有限元法的基础。所谓离散化，就是假想把被分析的弹性连续体分割成由有限个单元组成的几何体。这些单元仅仅在节点处连接，单元之间的载荷也仅由节点传递。连续体的离散化又称为网格划分。离散而成的有限元集合体将替代原来的弹性连续体，所有的计算分析都将在这个计算模型商进行。因此，有限元分析计算的速度和结果的准确度直接受分析模型与实际工程结构力学特性符合程度的影响。有限元离散化过程中有一重要环节是单元类型的选择。在同一个被分析结构中，具有不同类型的部件(如板与梁时)，可以而且必须应用不同类型的单元。选择单元位移模式这是单元特性分析的第一步。位移模式或位移函数，是用来模拟单元内位移分布规律的简单函数，通常为多项式，其项数及阶数取决于单元的自由度数和有关的收敛性要求。单元位移函数要转换成用节点位移来表示，从而决定了相应的位移插值函数。选择合适的位移函数是有限元分析的关键，它决定了有限元解答的性质与近似程度，其选择应遵循一定的准则。单元力学特性分析在选择单元类型和相应的位移函数后，即可按几何方程、物理方程导出单元应变与应力的表达式。然后应用虚功原理或变分法或其他方法建立各单元的刚度矩阵，即单元节点力与节点位移之间的关系。整体分析，组建结构总刚度方程整体分析的基础是依据所有的相邻单元在公共节点上的位移相同和每个节点上的节点力与节点载荷保持平衡这两个原则。包括两方面内容:一是由各单元的刚度矩阵集合成整体结构的总刚度矩阵K；二是将作用于各单元的等效节点力集合成结构总的载荷矩阵P。这两项就组成了整体结构的总刚度方程：K=P约束处理并求解总刚度方程引进边界约束条件，修正总刚度方程，求节点位移。求解大型联立代数方程组的方法很多，求解的时间占据了整个有限元计算时间的大部分。计算单元应力并整理计算结果根据求得的位移求出结构上所有感兴趣部件上的应力，绘出结构变形图及各种应力分量、应力组合的等值图。把以上概念推广到其他领域，只需改动上述六步骤中所用的术语。就可以对连续介质用有限单元法求解13。5.2.2软件MSC.MARC MSC.MARC是处理高度组合非线性结构的高级有限元软件，是基于位移法的有限元程序，对于非线性问题采用增量解法，单元刚度矩阵采用数值积分法生成，能有效地处理接触以及大变形问题，在非线性方面具有强大的功能。MSC.MARC的模拟系统包括前处理、有限元分析及求解和后处理三个模块。前处理模块主要包括材料模型的选择、单元类型的选择、几何模型的建立及铜管的有限元网格划分和重划分等；有限元分析及求解模块包括定义分析类型、约束条件、载荷数据和载荷步选项、计算应力、应变、挠曲等；后处理模块主要是将计算的结果进行图形显示、曲线表格输出等。5.3材料模型 本章以齿槽数为24的沟槽管从外径6mm5mm的拉拔成形过程为例，对微型沟槽管拉拔成形进行研究。研究材料模型对模拟结果的精确度有着重要影响。拉拔管坯为旋压成形后的硬态管，首先在SHIMADZU万能拉伸试验机对6mm沟槽管坯进行单向拉伸实验，如图4-1所示，获取材料的应力应变曲线，如图4-2所示。沟槽管物性参数为：弹性模量E=76.3926Gpa，泊松比=0.30，屈服应力s=200.9Mpa，质量密度=8.96gcm3。有限元分析中要应用到材料应力与真实应变的关系曲线，由4-2曲线可得材料塑性变形部分的应力与真实应变的关系拟合表达式，如式(4-1)所示，单位为Mpa，单位为%。图5-1沟槽管单向拉伸试验Fig.4-1Groovetubetensiletest图5-2沟槽管应力应变曲线Fig.5-2Groovepipestress-straincurve5.4拉拔成形有限元模型本文以齿槽数n=24沟槽管，从直径6mm拉拔成形到5mm过程进行有限元模拟。利用MSC.MARC软件建立沟槽管空拉拔有限元模型，如图5-3所示。图5-3有限元几何模型Fig.5-3Finiteelementmodel管坯前端缩径成3mm，缩径过渡段长6mm（锥形段），管坯圆柱段长15mm，故管坯总长21mm。拉拔模具角度=12，模具压缩带与定径带过渡圆角r可取根据研究需要取值，模拟中取r=1、4、8和12mm进行研究；模具定径带长度Ld=3mm，定径带直径5mm。为了给管坯施加一向前拉拔的速度，添加一个拉拔平面，而且拉拔平面与管坯缩径前端面重合。管坯圆柱段按1mm划分成15等份，模型单元总数为42816个。 设置材料属性为ISOTROPIC，杨氏模量76392.6Mpa，密度8.96E+9t/mm3，泊松比0.3。设置PLASTICITY为ELASTIC-PLASTIC，等效应力应变曲线如图5-4所示。图5-4等效塑性应变曲线Fig.6-4Equivalentplasticstraincurve在CONTACT接触分析中设置管坯为DEFORMABLE变形体，而拉拔模具和拉拔平面为RIGID刚性体，铜管与模具的摩擦系数f可根据实际需要设定，模拟中取f=0.05、0.10、0.15和0.20进行研究；在接触表CONTACTTABLES设置中，建立管坯与拉拔模具为TOUCHING接触关系，而管坯与拉拔平面两者为GLUE接触关系。当拉拔平面向前移动时，就会给管坯一向前的拉拔力。根据实际拉拔要求，模拟中，对拉拔平面施加轴向速度以代替管坯的实际拉拔力，并通过拉拔平面轴向位移与拉拔速度的匹配来实现对拉拔时间的设定。拉拔速度v可根据研究要求设定，模拟中取v=20、40、80和100mm/s四种速度研究。考虑到铜管拉拔后的实际长度增加，为模拟整个拉拔过程，给拉拔平面施加的位移应略大于铜管变形后的长度。在LOADCASES加载设置中，加载时间和加载步数以每一时间步位移0.10mm作参考。在JOB求解时采用PENTA6节点3-DSOLID单元类型，最后进行RUN提交任务进行求解运算，以3004退出号为求解结束信号。5.5微型沟槽管拉拔成形有限元分析5.5.1沟槽管变形摩擦分析 图5-13所示为管材与模具之间摩擦系数f=0.01时，管材在模具压缩变形区受到的轴向摩擦力分布图。其在压缩带与定径带过渡圆角处，受到的摩擦力较大，这从图中蓝色部分可看出。而且管材受到的摩擦力集中在压缩带，以红色和蓝色为主；而在定径带区受到的摩擦力较小，甚至不受摩擦力作用，以黄色为主。这主要是由于管材在压缩带尤其是过渡圆角区受到的压缩变形最大，因此对模具的压力最大，摩擦力也更大；而在模具定径带，由于已经成形的管材受到拉拔力的作用发生弹/塑性变形，其管材有缩小现象，外径小于5mm，故金属并没完全接触模具定径带内壁，对模具的压力较小，故沟槽管材受到模具的摩擦力也较小。图5-13变形区摩擦力分布Fig.5-13Frictiondistributionindeformationzone5.6工艺参数对拉拔力的影响5.6.1沟槽管拉拔过程分析 对n=24沟槽管坯从6mm拉拔成形到5mm，模具角度=12，过渡圆角r=4，定径带长度Ld=3.0mm，摩擦系数f=0.01，拉拔速度v=40mm/s。计算加载时间0.85s，加载步数为340步。计算得拉拔模具受到的轴向拉拔压力如图5-14所示。在拉拔过程中，拉拔力的规律可以分为三个阶段：入模阶段、稳定拉拔阶段和出模阶段。如图5-15所示为各阶段步时等效塑性应变分布图。入模阶段为管料前端与拉拔模具开始接触到管料图5-14拉拔力模拟结果Fig.5-14Drawingforcebysimulation图5-15各阶段等效塑性应变Fig.5-15Equivalentplasticstrainofeachstages与模具完全接触之前，这个阶段管料变形越来越大，接触区域也逐渐增加，故拉拔力迅速增加；稳定拉拔阶段，接触区域不再变化，拉拔力的变化很小，一般此阶段拉拔力的平均值可以作为此次拉拔力；出模阶段，接触变形区域逐渐减小，拉拔力也相应减小。此次模拟拉拔力变化曲线如图5-14所示。5.7过渡圆角对拉拔力的影响在模具锥形压缩带和定径带过渡段，设置一过渡圆角r。研究圆角r对拉拔成形力F的影响。本模拟研究中取r值为1mm、4mm、8mm和12mm四种，分析结果如图4-16所示。从图中可见，拉拔力F随着圆角r的增大沿着先减小，再增大的趋势变化。当圆角r过小时，模具压缩带和定径带过渡段转弯较小，金属在变形区中的流线急剧转弯，导致剪切变形增大，从而使拉拔力增大；当圆角r过大时，金属在变形区接触面积增大，图5-16拉拔力F与过渡圆角r的关系Fig.5-16RelationshipbetweenFandr因此会受到较大的摩擦力，同让使得拉拔力增大。因此，圆角r存在一最佳区间，在此区间拉拔力最小。从图中可看出，当r=8mm时，拉拔力最小，而当r=12mm时，拉力急剧增加。5.8微型沟槽管拉拔成形结构有限元分析5.8.1拉拔成形管缩径现象铜管空拉拔过程中，由于金属材料的流动惯性，使其从变形区的工作锥进入定径带后，仍有径向的金属流动，从而导致铜管与模具定径带间形成非接触变形区。这种非接触变形将导致铜管拉拔后的缩径，如图4-19所示，由此造成拉拔成形后铜管外径的偏差。一般电子产品散热用热管的外径偏差要求较严格，在D0.03mm左右，故研究拉拔过程中其外径偏差影响因素具有一定的价值。本文主要从过渡圆角r、摩擦系数f和拉拔速度v三个因素来研究其缩径现象。图5-19拉拔管缩径Fig.5-19Drawingtubenecking5.8.2过渡圆角对成形直径的影响过渡圆弧角r取值为1、4、8和12mm时，其对成形直径D的影响如图4-20所示。从图中可以看出，在实验范围内，成形直径D随圆角r增大而增大，圆角r值越大，其直径D偏差越小。当圆角r增大时，金属从模具压缩带向定径带流动过程中，其流线比较缓和，流动惯性越小，故拉拔成形管缩径现象越不明显，成形直径偏差也越小。从减小成形直径缩径量角度来说，圆角r=12mm时其缩径最小，外径偏差在0.02mm内，而当r=1mm时缩径最大，达到0.08mm。而当r=8mm时，其外径偏差在0.03mm内。从圆角r对拉拔力F的影响来看，当r=8mm时，拉拔力最小，而r=12mm时拉拔力较大。因此，综合成形直径和拉拔力两种来看，可知，过渡圆角r取 值8mm比12mm时较佳。图5-20成形直径D与过渡圆角r的关系Fig.5-20RelationshipbetweenDandr5.8.3摩擦系数对成形直径的影响如图4-21所示为摩擦系数对成形直径的影响关系图。摩擦系数f对拉拔成形直径D的影响跟其对拉拔力F的影响相反，摩擦f