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(1 上海交通大學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減薄到亞毫米級，屬于微通道冷凝器，扁管各流道之間有加強筋，迎風面積相比管片式圓管更小，因此空氣側(cè)阻力小，同時扁管管壁厚度更薄。隨著汽車空調(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判微通道管性能的重要指標，當時用環(huán)保型R134a時，工作載荷達到4.1 MPa，極限承壓能力要求達到15 MPa，當使用新型R744時，工作載荷達到15.8 MPa，對微通道管的極限承壓能力提出了更高的要求[7]。

H. Miller[8]對釬焊前、后及不同溫度下擠壓折疊管進行了爆破實驗，發(fā)現(xiàn)釬焊后擠壓微通道扁管極限承壓能力下降達17%，隨著溫度的上升，爆破壓力值近似線性下降。方文利等[9]利用K參數(shù)法評估擠壓扁管焊合質(zhì)量，進而定性評估擠壓扁管的承壓性能。唐鼎等[10]利用數(shù)值模擬結(jié)果，對焊合質(zhì)量進行評估，并在熱模擬實驗機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程。周寧等[11]基于ABAQUS有限元軟件建立了折疊微通道鋁扁管壓爆實驗的有限元分析模型，分析和預(yù)測了折疊扁管的承壓能力。

目前學者在擠壓管方面建立了三維擠壓有限元模型，對擠壓管的擠壓工作原理、耐壓性能等方面進行大量研究[12-16]，而基于微通道折疊管的性能的研究較少。本文通過對一款折疊管建立ANSYS仿真模型，用實驗對比驗證結(jié)果可靠性。在此仿真模型基礎(chǔ)上對折疊管進行優(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驗驗證

1.1 材料性能

圖1所示為微通道折疊管的結(jié)構(gòu)，由多層復合材料經(jīng)過多道次輥彎成形。多層復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

釬焊過程中，釬料層在毛細作用下向釬焊角處流動，冷卻后形成釬焊角，芯層也同樣經(jīng)歷整個釬焊的熱循環(huán)過程[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)單拉實驗結(jié)果，測得所用鋁材的各項性能參數(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所示為單拉實驗時應(yīng)力隨應(yīng)變的變化。

圖3 單拉實驗時應(yīng)力隨應(yīng)變的變化Fig.3 The change of stress with strain in single tension test

由圖3中實驗應(yīng)力應(yīng)變曲線標定仿真模型屈服點和失效點，保證仿真材料模型的可靠性。

如果材料中有效塑性應(yīng)變超過最大等效塑性應(yīng)變，就會發(fā)生故障，即材料發(fā)生斷裂失效，此時對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題。

顯式瞬態(tài)動力學分析的運動平衡方程為：

(1)

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

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

從加速度到拉應(yīng)變動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，顯式時間積分通過CFL條件加以限制。每個時間步被限制在一個擾動(壓力波動)中，不能傳遞放入比網(wǎng)格最小特征單元尺寸長的時間步。

因此求解穩(wěn)定的時間步標準為：

(6)

式中：f為穩(wěn)定時間步因子，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 仿真實驗對比驗證

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 實驗爆破圖Fig.6 Experimental blasting drawing

由圖5～圖6可知，在失效模式上，仿真結(jié)果與實驗結(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，失效進一步發(fā)展到外壁面。

表2所示為扁管實驗爆破值，經(jīng)過20組爆破實驗可知，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。

考慮實驗過程各種非理想狀態(tài)，如金屬成型缺陷導致的極限承壓能力下降，爆破實驗測量精度影響，可以認為仿真結(jié)果反映了真實理論結(jié)果，可作為后續(xù)仿真的依據(jù)。

表2 扁管實驗爆破值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，當承受外加載荷時，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輥彎減薄處產(chǎn)生拉力，因而極限承壓能力對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，當極限承壓值不變時，可節(jié)省材料，降低生產(chǎn)成本；當使用材料不變時，可極大提高極限承壓能力。當制冷劑流通面積相同時，扁管體積更小，使換熱器更緊湊。當壁厚減薄時，有利于加強換熱。相比于普通微通道扁管，該扁管內(nèi)片可以實現(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)外兩片復合鋁板分別卷制焊接形成，減薄量根據(jù)實際情況及前期仿真統(tǒng)一使用減薄19.17%。經(jīng)過理論分析，外片對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、橫截面長度12 mm、高度為1.4 mm、鋁管的長度為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，且因為外部壁厚相對較厚，故變形程度較小，經(jīng)過與理論對比，驗證了仿真模型的可靠性。

2.2 仿真分析對比

為了節(jié)約成本，提高極限承壓能力，加強換熱，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角度對折疊扁管的極限承壓能力進行分析。

2.2.1 內(nèi)片壁厚對極限承壓值的影響

圖9所示為內(nèi)片壁厚對極限承壓值的影響。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接近線性減至28 MPa。通過對折疊管參數(shù)計算，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，模型的抗拉強度隨之增加，但內(nèi)片壁厚在增加過程中，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，對于內(nèi)片壁厚的變化不敏感。

2.2.2 外片壁厚對極限承壓值的影響

圖10所示為外片壁厚對極限承壓值的影響。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接近線性減至23 MPa。通過計算，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 外片壁厚對極限承壓值的影響Fig.10 The influence of wall thickness on theultimate bearing value

當載荷不斷增加，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程中，對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，極限承壓值對外片壁厚的變化較為敏感。

2.2.3 孔數(shù)對極限承壓值的影響

圖11所示為孔數(shù)對極限承壓值的影響。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。當裝配尺寸不變時，孔數(shù)增加導致內(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。通過爆破值來看，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)工藝復雜，導致生產(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

本文通過仿真與實驗的對比分析，在原有微通道折疊管基礎(chǔ)上對結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，分析了各參數(shù)對極限承壓值的影響，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際承壓時的應(yīng)力應(yīng)變情況，可以較好預(yù)測新型折疊管的極限承壓值，提高設(shè)計效率，縮短設(shè)計周期。

2)通過仿真不同爆破值結(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時表現(xiàn)優(yōu)異的極限承壓性能。