摘要： 為解決冷熱沖擊試驗(yàn)中全鋁制低溫水箱扁管泄漏的問題，分別提出了扁管加寬、改O型集流管和增加隔板3種設(shè)計調(diào)整方案，并使用有限元分析軟件Abaqus對原設(shè)計方案以及3種調(diào)整方案下的全鋁制低溫水箱進(jìn)行有限元分析（FEA），得到泄漏區(qū)域內(nèi)扁管的最大局部應(yīng)力和最大塑性應(yīng)變及其分布情況，以冷熱沖擊壽命和扁管泄漏的數(shù)量和位置為考查指標(biāo)進(jìn)行冷熱沖擊臺架試驗(yàn)，結(jié)果表明，冷熱沖擊壽命與最大局部應(yīng)力和塑性應(yīng)變成反比，試驗(yàn)件泄漏扁管位置與局部應(yīng)力及塑性應(yīng)變分布規(guī)律一致，F(xiàn)EA結(jié)果與試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果一致性較好。因此，為延長全鋁制低溫水箱冷熱沖擊壽命，方案順序優(yōu)化為使用O型集流管、使用窄扁管、使用雙隔板。

關(guān)鍵詞：全鋁制低溫水箱 冷熱沖擊壽命 局部應(yīng)力 塑性應(yīng)變

中圖分類號：U465.2+2" " " "文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B" "DOI： 10.19710/J.cnki.1003-8817.20240343

Optimization Design of Thermal Shock Durability for All Aluminum Low-Temperature Water Tank

Abstract：In order to solve the problem of the leakage of the flat tube of the all-aluminum low-temperature water tank in the thermal shock test， this article proposes 3 design adjustments， namely， widening the flat tube， changing the O-type collector tube and adding the spacer plate. Finite element analysis software Abaqus is used on the original design scheme and all-aluminum low-temperature water tank under 3 kinds of adjustment scheme for Finite Element Analysis （FEA） analysis， to get the maximum local stress of the flat tube at the leakage area and the maximum plastic strain and its distribution. Thermal shock bench tests are conducted using thermal shock life and the number and location of flat tube leaks as indicators. The results show that the thermal shock life is inversely proportional to the maximum local stress and plastic strain. The location of the leaking flat pipe of the test piece is consistent with the local stress and plastic strain distribution pattern， and the FEA simulation analysis is in good agreement with the test verification. Therefore， in order to extend the thermal shock life of the all-aluminum low temperature water tank， the program sequence is optimized as follows： use of O-type collector tubes， use of narrow flat tubes and use of double bulkheads.

Key words： All-aluminum low temperature water tanks， Cold and hot shock life， Localized stress， Plastic strain

1 前言

與傳統(tǒng)燃油汽車不同，新能源汽車（特指純電汽車）的水箱需用于驅(qū)動電機(jī)、電控系統(tǒng)以及車載充電器等的散熱，電機(jī)的工作溫度低于發(fā)動機(jī)，因此稱為低溫水箱，混合動力汽車既有發(fā)動機(jī)也有電機(jī)，所以同時具備高溫水箱和低溫水箱[1]。

汽車運(yùn)行中環(huán)境和運(yùn)行狀態(tài)不斷變化，水箱受冷熱介質(zhì)的不斷沖擊，熱應(yīng)力堆積會引起扁管結(jié)構(gòu)變形滲漏，造成安全隱患。國內(nèi)關(guān)于提高水箱冷熱沖擊可靠性的研究較少，且多為鋁塑水箱試驗(yàn)因素分析和試驗(yàn)裝置優(yōu)化，對全鋁制低溫水箱設(shè)計優(yōu)化的研究較少。譚何靈等[2]通過對失效件進(jìn)行分析，判斷出散熱器在左、右下角存在應(yīng)力集中，并提出采用擋板開槽工藝可顯著提高散熱器的抗溫度疲勞強(qiáng)度。張良等[3]進(jìn)行了散熱器變溫載荷試驗(yàn)研究，設(shè)計了一套精準(zhǔn)控溫、控壓、控流的試驗(yàn)裝置，控溫精度和可靠性較高。武文超等[4]分析了水箱熱應(yīng)力失效機(jī)理并結(jié)合溫度交變幅度和頻率，設(shè)計了一種針對水箱熱應(yīng)力失效的新型冷熱循環(huán)臺架試驗(yàn)方法，該方法能很好地復(fù)現(xiàn)熱應(yīng)力失效模型。顧振飛等[5]建立了散熱器溫度沖擊模型，分析了實(shí)際工況下溫度沖擊數(shù)據(jù)，按照正態(tài)分布計算并驗(yàn)證了溫度沖擊循環(huán)次數(shù)理論數(shù)值。邱宇等[6]結(jié)合客戶實(shí)際行駛數(shù)據(jù)，建立了溫度沖擊臺架試驗(yàn)規(guī)范。

本文對試驗(yàn)件進(jìn)行失效原因分析，提出3種優(yōu)化方案，借助Abaqus軟件對原始設(shè)計和3種方案進(jìn)行有限元分析（Finite Element Analysis，F(xiàn)EA），探討局部應(yīng)力及塑性應(yīng)變分布規(guī)律和熱應(yīng)力、塑性應(yīng)變與耐冷熱沖擊壽命的關(guān)系，通過臺架試驗(yàn)得到不同方案下全鋁制低溫水箱耐冷熱沖擊壽命，以期獲得延長水箱耐冷熱沖擊壽命的最佳設(shè)計方案。

2 失效分析

現(xiàn)有某全鋁制低溫水箱產(chǎn)品A采用U型流道設(shè)計，主要由散熱扁管、翅帶、側(cè)邊片和D型集液管等構(gòu)成，如圖1所示。

水箱在冷熱沖擊臺架試驗(yàn)過程中，進(jìn)、出口中間隔板的兩側(cè)扁管和D型集液管的釬焊連接處出現(xiàn)泄漏現(xiàn)象，泄漏部位剖切后進(jìn)行顯色處理和金相檢查，顯色結(jié)果表明，隔板兩側(cè)散熱扁管管鼻處存在裂紋，泄漏的扁管為中間隔板上側(cè)第1根和第2根扁管、下側(cè)第1根和第2根扁管，結(jié)合金相斷面特征，確認(rèn)泄漏為熱應(yīng)力疲勞損傷所致，如圖2所示。

熱脹冷縮是自然現(xiàn)象，水箱在試驗(yàn)中遭受高溫和低溫冷卻液循環(huán)沖擊，U型流道設(shè)計使中間隔板上、下產(chǎn)生溫度差，鋁合金材料發(fā)生不同步的膨脹或收縮變形，對扁管材料產(chǎn)生不可逆的破壞，最終導(dǎo)致扁管泄漏失效。

3 熱應(yīng)力數(shù)值模擬

3.1 有限元分析與數(shù)學(xué)模型

本文采用Abaqus開展有限元分析[7]，該軟件在鋁合金材料熱應(yīng)力分析方面有較好的表現(xiàn)，分析過程如圖3所示。

研究本文失效問題須建立適用的數(shù)學(xué)模型，本文研究是針對熱應(yīng)力下的材料形變，因此，主要考慮熱傳遞和熱應(yīng)力模型。熱傳導(dǎo)是冷卻液與散熱扁管熱量交換的主要形式，因此按照僅有熱傳導(dǎo)進(jìn)行計算，從而簡化模型傳熱過程，在Abaqus模擬計算時不會產(chǎn)生較大偏差。

三維熱傳導(dǎo)計算為：

式中：ρ為材料的密度，c為材料的比熱容，t為時間，λ為導(dǎo)熱系數(shù)，T為溫度場。

熱應(yīng)力計算為：

[ε=εe+εth+εp+εtp]" （2）

其中：

[εth=α（θ， fβ）θ-θ0-α（θI， fIβ）（θI-θ0）] （3）

式中：[εe]為彈性應(yīng)變張量，[εth]為熱應(yīng)變張量，[εp]為塑性應(yīng)變張量，[εtp]為相變塑性張量，[α]為熱膨脹系數(shù)，[θ]為當(dāng)前時刻溫度，[θI]為初始時刻溫度，fβ為場變量當(dāng)前取值，f[Iβ]為場變量初始取值，[θ0]為熱膨脹系數(shù)參考溫度。

3.2 三維模型構(gòu)建

3.2.1 幾何模型建立

為解決扁管泄漏失效問題，基于產(chǎn)品A提出3種設(shè)計調(diào)整方案，即扁管加寬、D型管改為O型管、增加一個帶孔隔板，如表1所示，其中模型1采用原始方案。

對4種設(shè)計方案進(jìn)行幾何建模，模型的構(gòu)建對網(wǎng)格劃分和提高仿真分析效率至關(guān)重要，因此，需要對產(chǎn)品模型進(jìn)行簡化處理，簡化后模型如圖4所示。

3.2.2 網(wǎng)格劃分與條件輸入

使用Abaqus網(wǎng)格生成模塊分別對4個模型進(jìn)行分區(qū)網(wǎng)格劃分，扁管和兩側(cè)集流管分別采用六面體、四面體網(wǎng)格結(jié)構(gòu)，經(jīng)過多次調(diào)試，模型1、模型2、模型3、模型4的最終網(wǎng)格數(shù)量分別定為10 818 719個、11 436 477個、10 099 386個、10 954 842個。Abaqus運(yùn)行前需設(shè)定模型的材料參數(shù)，包括密度、泊松比、彈性模量、比熱容、熱膨脹系數(shù)和導(dǎo)熱系數(shù)，本文研究重點(diǎn)是水箱扁管，扁管材料設(shè)定參數(shù)如表2所示。

模型1、模型2、模型3、模型4均采用U型流道設(shè)計，溫度條件輸入以中間隔板為界，上、下分別賦予100 ℃和-10 ℃的溫度場。在溫度作用下，隔板上側(cè)熱脹、下側(cè)冷縮，這也是扁管冷熱沖擊失效的原因，以模型1為例設(shè)置溫度場，Abaqus模擬結(jié)果如圖5所示。芯體中間扁管出現(xiàn)數(shù)根變形彎曲，100 ℃區(qū)域扁管熱脹變形程度大于-10 ℃收縮變形程度，兩側(cè)變形不同步，出現(xiàn)向紅色區(qū)域微微彎曲的現(xiàn)象。

3.3 FEA模擬計算結(jié)果

局部應(yīng)力來自溫度作用下的材料收縮和膨脹，塑性應(yīng)變是局部應(yīng)力全部消失后材料單元體不可恢復(fù)的應(yīng)變。模型1、模型2、模型3、模型4的中間隔板處局部應(yīng)力以及塑性應(yīng)變?nèi)鐖D6所示。圖6a和圖6b表明：隔板上方扁管的局部應(yīng)力及塑性應(yīng)變略大；離隔板越遠(yuǎn)，局部應(yīng)力及塑性應(yīng)變越?。辉诳拷虚g隔板處，第2根扁管局部應(yīng)力和塑性應(yīng)變略大于第1根扁管。

模型2云圖所反映規(guī)律與模型1相同，但模型2最大局部應(yīng)力和最大塑性應(yīng)變相比模型1分別增大87.88%和24.3%。分析認(rèn)為，扁管加寬導(dǎo)致其寬度方向上應(yīng)力累積增加，因此，減小扁管寬度可有效減少應(yīng)力累積。

模型3云圖所反映規(guī)律與模型1相同，與D型集流管相比，O型集流管管壁與扁管的搭接面由平面變?yōu)榛∶?，有效降低了熱?yīng)力影響[8]，模型3最大局部應(yīng)力和最大塑性應(yīng)變相較于模型1分別降低39.6%和6%。

模型4云圖所反映規(guī)律與模型1略有不同，新增的上隔板起到了約束作用，降低了原隔板上方區(qū)域扁管的應(yīng)力，與模型1相比，其最大局部應(yīng)力和最大塑性應(yīng)變分別降低23%和1.7%，不同之處為，新增隔板的上方的第2根扁管位置成為局部應(yīng)力和塑性應(yīng)變作用的最大位置。

模型計算中，由于隔板上方賦予100 ℃溫度場，鋁合金屬于熱膨脹材料，高溫?zé)崦洷鹊蜏厥湛s體積變化更大，因此，表現(xiàn)為隔板上方局部應(yīng)力和塑性應(yīng)變普遍比下方大。冷熱沖擊試驗(yàn)循環(huán)進(jìn)行，可初步認(rèn)為隔板上、下累積相同程度應(yīng)力，離隔板越近，受到的溫差形變作用越大，局部應(yīng)力增大，提高了鋁合金材料的塑性應(yīng)變，反之，離隔板越遠(yuǎn)，局部應(yīng)力越小，塑性應(yīng)變越小；由于靠近中間隔板的第1根扁管受隔板的約束，應(yīng)力有所下降，所以最大局部應(yīng)力和最大塑性應(yīng)變均出現(xiàn)在靠近中間隔板的第2根扁管位置，4個模型的最大局部應(yīng)力和最大塑性應(yīng)變?nèi)鐖D7所示。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 試驗(yàn)件準(zhǔn)備

基于上文模擬分析，同步進(jìn)行了冷熱沖擊試驗(yàn)，按照模型1、模型2、模型3、模型4設(shè)計制作產(chǎn)品A、產(chǎn)品B、產(chǎn)品C、產(chǎn)品D的試驗(yàn)件，為排除其他因素對試驗(yàn)造成誤差，4種產(chǎn)品的所有零部件原材料、加工工藝、裝配工藝、過爐工藝等完全相同。隨機(jī)選取4種產(chǎn)品各3個試驗(yàn)樣件，編碼如表3所示。

4.2 試驗(yàn)條件與設(shè)備

冷熱沖擊試驗(yàn)條件為：固定入口壓力值，先通入100 ℃冷卻液，待穩(wěn)定后再通入-10 ℃冷卻液，穩(wěn)定后完成1個循環(huán)，每個循環(huán)的變溫時間固定。

試驗(yàn)采用德國VAF公司的水箱溫度交變試驗(yàn)臺，該臺架包含1個熱水箱和1個冷水箱，可同時控制液體流量、時間、溫度和壓力，并同時對3個產(chǎn)品進(jìn)行試驗(yàn)，每個試驗(yàn)均可單獨(dú)開啟和結(jié)束，當(dāng)試驗(yàn)件發(fā)生泄漏失效，壓力傳感器將反饋信號并報警。試驗(yàn)后的試驗(yàn)件采用氣密性檢漏儀進(jìn)行檢查，其原理為向封口產(chǎn)品內(nèi)持續(xù)充入壓力為2.25 MPa的壓縮空氣，將產(chǎn)品放入試驗(yàn)觀察水池中，若無泄漏，則保壓1 min后結(jié)束，若出現(xiàn)泄漏，可直接觀察到泄漏位置有氣泡冒出，溫度交變試驗(yàn)臺和氣密儀裝置如圖8所示。

4.3 試驗(yàn)結(jié)果與模擬計算對比分析

試驗(yàn)誤差無法避免，因此，每個試驗(yàn)件的循環(huán)壽命略有不同，取3個試驗(yàn)件的平均循環(huán)次數(shù)作為產(chǎn)品壽命，試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表4所示。

由FEA模擬計算和試驗(yàn)驗(yàn)證對比分析可知：相較于模型1和產(chǎn)品A，產(chǎn)品B的循環(huán)壽命降低了82.3%，產(chǎn)品C的循環(huán)壽命提高了72%，產(chǎn)品D的循環(huán)壽命提高了6.9%，隔板上、下區(qū)域內(nèi)冷熱沖擊壽命與最大局部應(yīng)力和最大塑性應(yīng)變成反比。4種產(chǎn)品的泄漏點(diǎn)統(tǒng)計如表5所示，其中，產(chǎn)品D的新增隔板在原設(shè)計隔板上側(cè)第2、第3根扁管之間，為方便對照，仍按原設(shè)計隔板統(tǒng)計，因此，上側(cè)第3、第4根扁管可視為第1、第2根扁管。在模擬分析中，最大應(yīng)力作用在靠近隔板的第2根扁管上，試驗(yàn)結(jié)果與模擬計算結(jié)果相符，所有產(chǎn)品極限試驗(yàn)后靠近隔板的第2根扁管均發(fā)生了泄漏。

隔板兩側(cè)出現(xiàn)泄漏現(xiàn)象的扁管數(shù)量和位置基本對稱，冷熱沖擊試驗(yàn)中冷熱介質(zhì)交替循環(huán)，理論上隔板上、下側(cè)扁管泄漏情況應(yīng)完全一致，而試驗(yàn)后4種產(chǎn)品的隔板上側(cè)出現(xiàn)扁管泄漏的隨機(jī)性比下側(cè)略高，分析認(rèn)為，隔板上側(cè)為進(jìn)口側(cè)，進(jìn)口壓力比出口壓力略大，所以隔板上側(cè)比下側(cè)扁管泄漏數(shù)量略多。

5 結(jié)束語

本文對全鋁制低溫水箱冷熱沖擊試驗(yàn)進(jìn)行研究，在產(chǎn)品A的基礎(chǔ)上，提出了3種設(shè)計調(diào)整方案并進(jìn)行有限元分析，對調(diào)整設(shè)計后的產(chǎn)品開展冷熱沖擊臺架試驗(yàn)，結(jié)論如下：

a. 隔板上、下區(qū)域內(nèi)冷熱沖擊壽命與最大局部應(yīng)力和最大塑性應(yīng)變成反比；產(chǎn)品極限試驗(yàn)后隔板兩側(cè)扁管泄漏的數(shù)量和位置與有限元分析結(jié)果相符。

b. 中間隔板上、下區(qū)域的扁管是冷熱沖擊試驗(yàn)的薄弱點(diǎn)，該區(qū)域扁管受溫差影響，熱應(yīng)力較為集中，雙隔板設(shè)計是為了削弱這一區(qū)域應(yīng)力集中問題，但對冷熱沖擊壽命的提升效果有限。

c. 扁管越小，受到的局部應(yīng)力越小，使用窄扁管能有效提高產(chǎn)品冷熱沖擊壽命，但扁管尺寸調(diào)整需兼顧產(chǎn)品換熱性能。

d. 相較于D型集流管，O型集流管管壁與扁管的搭接面更長，對延長產(chǎn)品冷熱沖擊壽命有較明顯作用，且不會對產(chǎn)品換熱性能產(chǎn)生較大影響，可以作為延長冷熱沖擊壽命的首選方案。

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