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(1 上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所 上海200240； 2 格朗吉斯鋁業(yè)(上海)有限公司 上海201800； 3 上海高效冷卻系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心 上海200240)

空調(diào)冷凝器的發(fā)展經(jīng)歷了管片式冷凝器、管帶式冷凝器、平行流式冷凝器三個(gè)階段。平行流式冷凝器采用環(huán)保制冷劑，使用的扁管尺寸很小，扁管厚度由管帶式冷凝器的毫米級(jí)減薄到亞毫米級(jí)，屬于微通道冷凝器，扁管各流道之間有加強(qiáng)筋，迎風(fēng)面積相比管片式圓管更小，因此空氣側(cè)阻力小，同時(shí)扁管管壁厚度更薄。隨著汽車(chē)空調(diào)制冷劑的不斷發(fā)展，冷凝器也從管帶式向平行流式過(guò)渡[1]。

微通道管是新一代平行流式微通道空調(diào)熱交換器的關(guān)鍵零部件，在汽車(chē)空調(diào)等領(lǐng)域均采用微通道熱交換器[2]。微通道產(chǎn)品目前主要有擠壓管和折疊管兩種形式[3]。擠壓管由于技術(shù)含量高、生產(chǎn)難度極大，我國(guó)鋁扁管正向擠壓技術(shù)發(fā)展比較緩慢[4-5]。微通道折疊管由于自身的優(yōu)異性在空調(diào)系統(tǒng)中得到了廣泛應(yīng)用，有著良好的潛力作為擠壓管的替代品[6]。

極限承壓能力作為評(píng)判微通道管性能的重要指標(biāo)，當(dāng)時(shí)用環(huán)保型R134a時(shí)，工作載荷達(dá)到4.1 MPa，極限承壓能力要求達(dá)到15 MPa，當(dāng)使用新型R744時(shí)，工作載荷達(dá)到15.8 MPa，對(duì)微通道管的極限承壓能力提出了更高的要求[7]。

H. Miller[8]對(duì)釬焊前、后及不同溫度下擠壓折疊管進(jìn)行了爆破實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)釬焊后擠壓微通道扁管極限承壓能力下降達(dá)17%，隨著溫度的上升，爆破壓力值近似線(xiàn)性下降。方文利等[9]利用K參數(shù)法評(píng)估擠壓扁管焊合質(zhì)量，進(jìn)而定性評(píng)估擠壓扁管的承壓性能。唐鼎等[10]利用數(shù)值模擬結(jié)果，對(duì)焊合質(zhì)量進(jìn)行評(píng)估，并在熱模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)上模擬了擠壓成形中相應(yīng)的接觸壓力和溫度下的焊合過(guò)程。周寧等[11]基于A(yíng)BAQUS有限元軟件建立了折疊微通道鋁扁管壓爆實(shí)驗(yàn)的有限元分析模型，分析和預(yù)測(cè)了折疊扁管的承壓能力。

目前學(xué)者在擠壓管方面建立了三維擠壓有限元模型，對(duì)擠壓管的擠壓工作原理、耐壓性能等方面進(jìn)行大量研究[12-16]，而基于微通道折疊管的性能的研究較少。本文通過(guò)對(duì)一款折疊管建立ANSYS仿真模型，用實(shí)驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證結(jié)果可靠性。在此仿真模型基礎(chǔ)上對(duì)折疊管進(jìn)行優(yōu)化，提出一種新型內(nèi)插翅片雙片折疊管，并分析不同參數(shù)對(duì)折疊管極限承壓值的影響，得出一款性能優(yōu)良的微通道折疊管。

1 單片式折疊管的耐壓仿真及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 材料性能

圖1所示為微通道折疊管的結(jié)構(gòu)，由多層復(fù)合材料經(jīng)過(guò)多道次輥彎成形。多層復(fù)合鋁合金材料由外側(cè)釬焊層和內(nèi)側(cè)芯材組成，生產(chǎn)過(guò)程中，在材料輥壓彎折處于噴涂釬料，可使微通道折疊管一體化成形。

圖1 微通道折疊管的結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of microchannel folding pipe

釬焊過(guò)程中，釬料層在毛細(xì)作用下向釬焊角處流動(dòng)，冷卻后形成釬焊角，芯層也同樣經(jīng)歷整個(gè)釬焊的熱循環(huán)過(guò)程[11]。釬焊成形圖如圖2所示。

圖2 釬焊成形圖Fig.2 The picture of brazing forming

根據(jù)單拉實(shí)驗(yàn)結(jié)果，測(cè)得所用鋁材的各項(xiàng)性能參數(shù)如表1所示。

表1 扁管材料綜合材料性能Tab.1 Properties of flat tubular composite materials

圖3所示為單拉實(shí)驗(yàn)時(shí)應(yīng)力隨應(yīng)變的變化。

圖3 單拉實(shí)驗(yàn)時(shí)應(yīng)力隨應(yīng)變的變化Fig.3 The change of stress with strain in single tension test

由圖3中實(shí)驗(yàn)應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)標(biāo)定仿真模型屈服點(diǎn)和失效點(diǎn)，保證仿真材料模型的可靠性。

如果材料中有效塑性應(yīng)變超過(guò)最大等效塑性應(yīng)變，就會(huì)發(fā)生故障，即材料發(fā)生斷裂失效，此時(shí)對(duì)扁管的外加載荷即其極限承壓值。

1.2 模型建立

本文采用ANSYS Explicit dynamics有限元仿真分析軟件，可處理模擬短、大變形、大應(yīng)變、斷裂或完全材料故障問(wèn)題。

顯式瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析的運(yùn)動(dòng)平衡方程為：

(1)

式中：m為質(zhì)量矩陣；c為阻尼矩陣；k為剛度矩陣；F(t)為負(fù)載向量。

在任何給定時(shí)間t，該方程可認(rèn)為是一組考慮慣性力和阻尼力的靜平衡方程?；谝幌盗芯€(xiàn)性接近，每個(gè)時(shí)間步都有多平衡迭代。

從加速度到拉應(yīng)變動(dòng)量平衡的偏微分方程：

(2)

(3)

(4)

能量守恒方程：

(5)

式中：bx、by、bz分別為x、y、z軸質(zhì)量體加速度，m/s2；ρ為密度，kg/m3。

為了保證求解的穩(wěn)定和精確，顯式時(shí)間積分通過(guò)CFL條件加以限制。每個(gè)時(shí)間步被限制在一個(gè)擾動(dòng)(壓力波動(dòng))中，不能傳遞放入比網(wǎng)格最小特征單元尺寸長(zhǎng)的時(shí)間步。

因此求解穩(wěn)定的時(shí)間步標(biāo)準(zhǔn)為：

(6)

式中：f為穩(wěn)定時(shí)間步因子，1；h為網(wǎng)格特征尺寸，m；c為材料聲速，m/s。

建立模型具體尺寸如圖4所示，橫截面上高度為1.8 mm，寬度為16 mm，所用鋁板厚度為0.24 mm，折疊扁管長(zhǎng)度為10 mm。

圖4 微通道折疊管截面Fig.4 The section size of microchannel folding pipe

根據(jù)生產(chǎn)工藝的實(shí)際情況，減薄量可以控制在20%以下，此處均采用19.17%的輥彎減薄量。

1.3 仿真實(shí)驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證

失效分為內(nèi)泄漏和外泄漏兩種。在逐漸增壓的情況下，微通道出現(xiàn)應(yīng)力集中處即輥彎減薄處斷裂失效，發(fā)生內(nèi)泄漏，隨著壓力不斷增加，外部管壁斷裂出現(xiàn)外泄漏。

圖5 仿真失效圖Fig.5 Simulation failure diagram

圖6 實(shí)驗(yàn)爆破圖Fig.6 Experimental blasting drawing

由圖5～圖6可知，在失效模式上，仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果擬合較好，輥彎減薄處首先發(fā)生斷裂失效，隨著壓力增加，失效進(jìn)一步發(fā)展到外壁面。

表2所示為扁管實(shí)驗(yàn)爆破值，經(jīng)過(guò)20組爆破實(shí)驗(yàn)可知，該款折疊管的極限承壓值平均值為21.9 MPa，與仿真值21.8 MPa十分接近。

考慮實(shí)驗(yàn)過(guò)程各種非理想狀態(tài)，如金屬成型缺陷導(dǎo)致的極限承壓能力下降，爆破實(shí)驗(yàn)測(cè)量精度影響，可以認(rèn)為仿真結(jié)果反映了真實(shí)理論結(jié)果，可作為后續(xù)仿真的依據(jù)。

表2 扁管實(shí)驗(yàn)爆破值Tab.2 Experimental blasting value of flat tube

2 內(nèi)插翅片雙片折疊管的仿真模型

從前文仿真分析可知，當(dāng)承受外加載荷時(shí)，失效一般發(fā)生在內(nèi)部肋片輥彎減薄處，而在肋片主體部分外載荷平衡，對(duì)外部加壓受力不明顯。斷裂失效的主要原因在于外部管壁受到壓力載荷作用彎曲變形對(duì)輥彎減薄處產(chǎn)生拉力，因而極限承壓能力對(duì)外壁壁厚的變化更敏感。

故本文提出一種新型內(nèi)插翅片式折疊管結(jié)構(gòu)，相同裝配尺寸下，當(dāng)極限承壓值不變時(shí)，可節(jié)省材料，降低生產(chǎn)成本；當(dāng)使用材料不變時(shí)，可極大提高極限承壓能力。當(dāng)制冷劑流通面積相同時(shí)，扁管體積更小，使換熱器更緊湊。當(dāng)壁厚減薄時(shí)，有利于加強(qiáng)換熱。相比于普通微通道扁管，該扁管內(nèi)片可以實(shí)現(xiàn)連續(xù)加工，提高生產(chǎn)效率。

2.1 內(nèi)插翅片式模型建立

在原有折疊板的基礎(chǔ)上，本文提出內(nèi)插翅片式折疊管模型，模型橫截面如圖7所示。

圖7 模型橫截面Fig.7 Cross section of the model

該扁管由內(nèi)外兩片復(fù)合鋁板分別卷制焊接形成，減薄量根據(jù)實(shí)際情況及前期仿真統(tǒng)一使用減薄19.17%。經(jīng)過(guò)理論分析，外片對(duì)極限承壓值的影響更大，故外部壁厚大于內(nèi)部壁厚。

折疊管具體尺寸為：外片壁厚0.2 mm、內(nèi)片壁厚0.2 mm、橫截面長(zhǎng)度12 mm、高度為1.4 mm、鋁管的長(zhǎng)度為10 mm、孔數(shù)為19，減薄量為19.17%。

圖8所示為在不同壓力下，仿真未失效和失效狀態(tài)。圖8(a)中為未失效狀態(tài)，外片受力較為明顯；圖8(b)所示為失效狀態(tài)，此時(shí)內(nèi)插翅片已經(jīng)失效斷裂。

圖8 仿真未失效和失效圖Fig.8 Simulation non-invalidated and failure diagram

根據(jù)理論分析，扁管失效發(fā)生在輥彎減薄處，且因?yàn)橥獠勘诤裣鄬?duì)較厚，故變形程度較小，經(jīng)過(guò)與理論對(duì)比，驗(yàn)證了仿真模型的可靠性。

2.2 仿真分析對(duì)比

為了節(jié)約成本，提高極限承壓能力，加強(qiáng)換熱，需了解內(nèi)片壁厚、外片壁厚、孔數(shù)參數(shù)的影響權(quán)值，故利用仿真模型從這三個(gè)角度對(duì)折疊扁管的極限承壓能力進(jìn)行分析。

2.2.1 內(nèi)片壁厚對(duì)極限承壓值的影響

圖9所示為內(nèi)片壁厚對(duì)極限承壓值的影響。由圖9可知，隨著內(nèi)部壁厚從0.10 mm減至0.08 mm，極限承壓能力從30 MPa接近線(xiàn)性減至28 MPa。通過(guò)對(duì)折疊管參數(shù)計(jì)算，體積由73 mm3增至79 mm3，相比于初始折疊扁管110 mm3，新型折疊扁管體積減少了28.1%～33.6%，極限承壓值增加了21.7%～30.43%。

圖9 內(nèi)片壁厚對(duì)極限承壓值的影響Fig.9 The influence of inner wall thickness on ultimate bearing value

折疊管的失效集中在輥彎減薄處的斷裂失效。隨著內(nèi)片厚度的增加，模型的抗拉強(qiáng)度隨之增加，但內(nèi)片壁厚在增加過(guò)程中，增加的壁厚部分被減薄消減，不能完全增加承壓值。由圖9可知，極限承壓值變化較小，對(duì)于內(nèi)片壁厚的變化不敏感。

2.2.2 外片壁厚對(duì)極限承壓值的影響

圖10所示為外片壁厚對(duì)極限承壓值的影響。由圖10可知，隨著外片壁厚從0.20 mm減至0.18 mm，極限承壓能力從28 MPa接近線(xiàn)性減至23 MPa。通過(guò)計(jì)算，體積由73 mm3降至68 mm3，相比于初始折疊扁管136 mm3，新型折疊扁管體積減少33.6%～38.1%，極限承壓值增加4.3%～30.43%。

圖10 外片壁厚對(duì)極限承壓值的影響Fig.10 The influence of wall thickness on theultimate bearing value

當(dāng)載荷不斷增加，隨著外片壁厚厚度降低，抗變形能力降低，在外片逐漸變形的過(guò)程中，對(duì)于輥彎減薄處的拉力增大，加快材料的斷裂失效，極限承壓值也隨之降低。因此相比于內(nèi)片壁厚的變化，極限承壓值對(duì)外片壁厚的變化較為敏感。

2.2.3 孔數(shù)對(duì)極限承壓值的影響

圖11所示為孔數(shù)對(duì)極限承壓值的影響。由圖11可知，隨著孔數(shù)從19增至21，極限承壓能力從23 MPa增至33 MPa。

圖11 孔數(shù)對(duì)極限承壓值的影響Fig.11 Effect of hole number on ultimateultimate bearing value

隨著孔數(shù)增加，體積由68 mm3增至71 mm3，使用材料增加，生產(chǎn)工藝成本也增加。當(dāng)裝配尺寸不變時(shí)，孔數(shù)增加導(dǎo)致內(nèi)部肋片傾斜度改變，造成焊接焊料形狀的改變。綜上所述，孔數(shù)增加極大提高了折疊扁管的極限承壓能力。

2.2.4 最優(yōu)模型參數(shù)選取

選取4款典型參數(shù)模型，具體參數(shù)如表3所示。通過(guò)爆破值來(lái)看，模型1、3、4均有優(yōu)異的性能。模型4極限承壓值已經(jīng)達(dá)到33 MPa，但是孔數(shù)增加一方面增加耗材，另一方面生產(chǎn)工藝復(fù)雜，導(dǎo)致生產(chǎn)效率降低。模型1相比于模型3體積大，耗材多，但是極限承壓能力增加不明顯。因此模型3的參數(shù)最優(yōu)。

表3 模型參數(shù)及極限承壓值Tab.3 Model parameters and ultimate pressure values

3 結(jié)論

本文通過(guò)仿真與實(shí)驗(yàn)的對(duì)比分析，在原有微通道折疊管基礎(chǔ)上對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，分析了各參數(shù)對(duì)極限承壓值的影響，得出如下結(jié)論：

1)提出該種仿真模型可以較好的模擬折疊管在實(shí)際承壓時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變情況，可以較好預(yù)測(cè)新型折疊管的極限承壓值，提高設(shè)計(jì)效率，縮短設(shè)計(jì)周期。

2)通過(guò)仿真不同爆破值結(jié)果可知，該內(nèi)插翅片式折疊管孔數(shù)對(duì)極限承壓值影響最大，其次是外片壁厚，內(nèi)片壁厚影響最小。

3)優(yōu)化后內(nèi)插翅片式折疊管極限承壓能力最高可以達(dá)到30 MPa以上。相同裝配尺寸下，保持極限承壓值不變的情況下，可以節(jié)省材料，降低生產(chǎn)成本；保持使用材料不變的情況下，可以極大提高極限承壓能力。在相同的制冷劑流通面積情況下，扁管體積可以更小，使換熱器更加緊湊。

4)基于爆破值-體積參數(shù)分析結(jié)果可知，孔數(shù)、外片壁厚、內(nèi)片壁厚參數(shù)分別為19孔、0.20 mm和0.08 mm時(shí)表現(xiàn)優(yōu)異的極限承壓性能。