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(1.貴州工程應用技術學院機械工程學院，貴州畢節(jié)551700； 2.重慶長安汽車股份有限公司，重慶401120；3.貴州大學機械工程學院，貴州貴陽550025；4.貴州貴航汽車零部件股份有限公司永紅散熱器公司，貴州貴陽550009)

0 引言

焊接式鋁制散熱器廣泛應用于汽車發(fā)動機冷卻系統(tǒng)中，其焊縫接頭強度影響散熱器芯體的結構穩(wěn)定性。水冷式散熱器的焊縫需承受發(fā)動機冷卻液在循環(huán)工作中的壓力和溫度載荷，焊縫質(zhì)量直接影響進水室和出水室的密封性[1]。研究發(fā)現(xiàn)，散熱器焊縫接頭的破壞形式主要是疲勞開裂[2]。J.P.Bergmann對鋁合金焊接接頭進行了研究，探索了改善鋁合金焊接接頭疲勞性能的方法[3]。受交變載荷導致的焊接接頭疲勞破壞較為復雜，Hobbacher所著焊接接頭及部件的疲勞設計規(guī)范為受交變力的焊接部件的設計和分析提供了參考[4]。水冷式散熱器在工作過程中，受到循環(huán)壓力和溫度載荷作用，Roy對汽車散熱器在壓力循環(huán)載荷下的疲勞壽命進行了預測，并提供了相應的疲勞分析方法[5]。高飛等研究了焊接式散熱器釬焊結構疲勞失效的原因，并通過對焊縫結構進行優(yōu)化提高了焊縫接頭的強度[6]。莊華曄等對卡車鋁制散熱器發(fā)生水管開裂進行分析，發(fā)現(xiàn)水管開裂原因是由于熱疲勞導致[7]。

在對某款焊接式水冷鋁制散熱器進行溫度循環(huán)試驗時，散熱管與管柵接頭根部開裂發(fā)生冷卻液滲漏現(xiàn)象。本文針對該問題進行了分析研究，找到接頭開裂原因，并通過對管柵結構進行改進設計解決了散熱管與管柵焊縫接頭開裂漏水問題。

1 試驗結果分析與模擬仿真

1.1 試驗結果分析

圖1 焊縫開裂區(qū)域

溫度循環(huán)試驗中發(fā)生冷卻液滲漏，導致溫度循環(huán)試驗被迫終止。通過對冷卻液滲漏部位進行檢查，發(fā)現(xiàn)進水室一側(cè)的散熱管與管柵根部的焊縫接頭發(fā)生開裂，從而導致冷卻液滲漏。焊縫開裂區(qū)域如圖1。

溫度循環(huán)試驗時，散熱器內(nèi)部冷卻液溫度為(130±3)℃并保持恒速流動，外部為試驗箱的環(huán)境溫度(-10± 3)℃。以60 s為一個周期，進行循環(huán)加載。試驗初始階段，散熱器中未通入高溫冷卻液，散熱器及其芯體內(nèi)部溫度與外界環(huán)境溫度相同。試驗開始時，130 ℃的熱流體瞬間流過散熱器芯體，在散熱器內(nèi)部，與進水室相連的散熱管與管柵接頭區(qū)域溫度迅速升高。而管與管柵的外部環(huán)境溫度為-10℃，導致散熱器進水室側(cè)的散熱管與管柵內(nèi)外表面之間產(chǎn)生較大溫差。散熱管與管柵接頭處通過釬焊接合，導致接頭處產(chǎn)生較大的熱應力，局部區(qū)域存在較大的熱應力導致其易發(fā)生較大的塑性變形。

表1溫度循環(huán)試驗條件

隨著冷卻液在散熱器芯體內(nèi)的流動，散熱管、管柵、散熱翅片等與外部環(huán)境之間通過熱傳導而導致散熱管與管柵內(nèi)外表面之間的溫差減小，在一個循環(huán)周期結束時，產(chǎn)生的熱應力有所降低，而下一循環(huán)周期開始后又產(chǎn)生循環(huán)熱應力。如此往復，導致散熱管與管柵接頭受到往復變化的循環(huán)熱應力的作用，進水室相連的散熱管與管柵接頭區(qū)域在循環(huán)熱應力作用下易發(fā)生熱疲勞破壞，導致焊縫接頭處出現(xiàn)裂紋，發(fā)生冷卻液滲漏。

1.2 模擬分析模型

為進一步分析焊縫接頭開裂的原因，通過數(shù)值模擬對其進行研究分析。根據(jù)散熱器實物尺寸，通過SolidWorks按1∶1比例創(chuàng)建分析模型，模型包括管柵、散熱管、焊縫等結構，如圖2。由于管柵結構具有對稱性，根據(jù)相似性原理，截取單個接頭對其進行分析。

圖2 管帶式散熱器三維模型圖

1.3 熱—結構耦合分析

圖3 散熱管與管柵接頭處的 溫度分布

由于溫度循環(huán)過程為瞬態(tài)傳熱過程，因此，采用瞬態(tài)熱分析與熱結構相結合的分析方法。通過瞬態(tài)熱分析得到溫度分布情況，然后將溫度加載到結構分析中，獲得結構的應力應變。經(jīng)過一個循環(huán)周期后，得到散熱管與管柵接頭處的溫度分布如圖3。最高溫度出現(xiàn)在管與管柵接頭處，為110℃，最低溫度出現(xiàn)在散熱管出口端，為1.18℃。冷卻液在流動過程中，與進水室、散熱管、出水室等內(nèi)壁接觸，流體與固體之間發(fā)生熱傳導，導致流體溫度降低，固體溫度升高。在散熱管與管柵的接觸區(qū)域，流體與固體區(qū)域溫差快速減小，且因接觸區(qū)域較小，導致一個周期后該區(qū)域呈現(xiàn)高溫。

將圖3中的溫度載荷加載到管與管柵接頭結構上，通過結構分析得到接頭處的熱應力應變分布，如圖4。最大熱應力出現(xiàn)在散熱管與管柵接觸的根部圓角區(qū)域，最大應力值為140.19 MPa，超過管柵材料的屈服極限40 MPa，同時最大應力值超過管柵材料的張力強度110 MPa。可見，接頭處破裂應與接頭處管柵根部的結構形式、管柵材料屬性等有關。

圖4 循環(huán)溫度載荷下焊縫接頭的應力和應變

應變分布情況與應力分布基本一致，最大應變位置出現(xiàn)在接頭處管柵根部，約為1.98e-003 mm，高于企業(yè)的最高塑性應變標準1.00e-004 mm。應變值較大，一方面是因為散熱管與管柵接頭根部產(chǎn)生較大的熱應力，散熱管與管柵通過焊接連接，在模擬中將兩者的連接設置為綁定約束，散熱管與管柵彼此相互約束，使兩者受到冷熱循環(huán)時不能完全自由膨脹和收縮，產(chǎn)生較大熱應力和應變。另一方面是因為散熱管與管柵接頭在極冷和極熱的過程中，兩者溫度差異較大，導致散熱管和管柵材料內(nèi)部高溫和低溫部分對應的膨脹和收縮受到一定的限制而產(chǎn)生應變。

1.4 釬焊接頭熱疲勞分析

圖5 管與管柵熱疲勞損傷圖

溫度的循環(huán)變化使材料發(fā)生周期性膨脹和收縮，管柵的形變受到散熱器進水室安裝邊界的約束，其熱膨脹受到限制，從而產(chǎn)生熱應力，局部區(qū)域的熱應力較大易產(chǎn)生疲勞失效。 將ANSYS熱—結構耦合分析結果導入LMS Virtual.Lab Durability中進行熱疲勞分析。通過仿真得到接頭疲勞損傷如圖5所示，發(fā)生疲勞失效的位置主要集中在接頭兩端靠近管柵處的圓角區(qū)域，最大疲勞損傷值為1，表示該區(qū)域發(fā)生完全疲勞失效，與試驗中散熱管與管柵根部局部開裂、漏水區(qū)域相同。可見，試驗中散熱器發(fā)生泄漏是由于散熱管與管柵接頭處在循環(huán)溫度反復加熱—冷卻而引起的熱疲勞失效導致。

2 焊縫接頭疲勞開裂改進方案

通過上述分析可知，散熱管與管柵根部焊縫接頭開裂、漏水的主要原因是在熱循環(huán)過程中引起接頭處產(chǎn)生交變熱應力集中，從而導致焊縫接頭處發(fā)生熱疲勞破壞。為降低熱應力集中，對管柵開口區(qū)域進行優(yōu)化，優(yōu)化前后結構對比如圖6。

圖6 管柵結構改進前后對比

優(yōu)化前，管柵開口區(qū)域圓角為0.4 mm，過渡位置相對尖銳，改進方案將其圓角設計為0.8 mm，通過增大圓角半徑，減小應力集中，改善焊接接頭處的熱應力。對改進方案進行仿真分析，得到熱應力及對應的應變?nèi)鐖D7所示。優(yōu)化前后的應力和應變對比如表2。優(yōu)化前后對比，最大應力均出現(xiàn)在接頭根部圓角區(qū)域，改進前最大應力為140.19 MPa，改進后最大應力為47.877 MPa，改進后最大應力明顯降低。改進后的最大應變?yōu)?.523e-004 mm，明顯小于結構改進前的最大應變1.98e-003 mm。改進后的最大塑性應變值小于企業(yè)的標準塑性應變值1e-003 mm，散熱管與管柵接頭結構根部不會發(fā)生熱疲勞破壞。

圖7 改進后管與管柵接頭的應力應變

表2結構改進前后對比

3 結論

對某焊接式散熱器在溫度循環(huán)試驗中出現(xiàn)焊縫接頭裂紋導致冷卻液滲漏的原因進行分析，通過建立焊縫接頭裂紋失效分析模型進行仿真，得到焊縫接頭失效原因是由于接頭與管柵根部圓角區(qū)域應力集中較大，在溫度循環(huán)試驗中產(chǎn)生交變熱應力，導致該區(qū)域發(fā)生熱疲勞失效。通過增大接頭根部圓角半徑對原散熱器進行優(yōu)化，優(yōu)化后的焊縫接頭根部的應力和應變較優(yōu)化前明顯降低。