杜 娟，孫 濤，譚 瑤，朱 凱，何 軍，虞文軍

(成都飛機工業(yè)(集團)有限責任公司，四川 成都 610091)

5A02鋁合金管材為Al-Mg系防銹鋁合金，因其具有較好的塑性、較高的比強度、優(yōu)異的抗腐蝕性，被廣泛應(yīng)用于飛機的液壓、燃油、環(huán)控等系統(tǒng)[1]。管路連接通常采用擴口式和無擴口式兩種連接方式[2-6]，以實現(xiàn)導管的密封和剛性連接，進而保障飛機的安全性和可靠性。其中擴口式導管通過平管嘴和外套螺母與直通接頭連接，喇叭口錐面與接頭形成環(huán)形密封面，其結(jié)構(gòu)簡單、操作方便、連接強度可靠，是目前主要應(yīng)用的一種管路連接方式。

飛機在服役過程中，受發(fā)動機振動、氣動噪聲振動、機動過載振動等引起的振動激勵作用，5A02鋁合金擴口式導管在喇叭口根部、平管嘴端面多次出現(xiàn)周向裂紋，造成氣密性降低或燃油的泄漏[5]。本文作者針對某型飛機的5A02鋁合金擴口式故障導管，通過對周向裂紋的走向、斷口宏微觀形貌進行觀察，并利用有限元仿真分析導管擴口成型、彎曲載荷作用下應(yīng)力分布，主要從導管與平管嘴配合間隙角度出發(fā)討論了這兩類周向疲勞開裂的原因。

1 實驗及計算方法

采用Olympus DSX-100體式顯微鏡觀察導管周向裂紋的宏觀形貌及走向。將導管人工打斷后獲取斷口，在丙酮或酒精溶液中超聲清洗后，采用Zeiss Sigma300掃描電子顯微鏡觀察斷口微觀形貌。

圖1 擴口導管與平管嘴間隙裝配示意圖Fig.1 Diagram of clearance fit between flared conduit and flat nozzle

表1 5A02鋁合金材料有限元模型參數(shù)[6]Table 1 Parameters of 5A02 aluminum alloy for finite element model

圖2a是有限元網(wǎng)格模型。有限元仿真模擬過程共三步(如圖2b～c所示)：①模擬導管旋壓擴口工藝，該過程固定導管自由端；②錐模退出，完成導管與平管嘴的裝配，并將平管嘴和喇叭口內(nèi)表面固定約束；③在距離平管嘴端面9 mm處施加垂直于軸線的載荷，模擬彎曲振動載荷。

圖2 有限元模型及分析流程示意圖Fig.2 Diagram of finite element model and flow analysis

2 實驗結(jié)果

2.1 第Ⅰ類周向裂紋

圖3a為某故障的5A02鋁合金導管。從圖3b和3c可見，裂紋位于喇叭口的根部，已穿透導管壁厚，并沿周向擴展，這里簡稱為第Ⅰ類周向裂紋。將平管嘴退出后，可見裂紋長度約占導管周長的1/3(見圖3d所示)，有一定開口度，喇叭口根部開口最大，同時在該部位還存在光亮的摩擦痕跡，摩擦痕跡與喇叭口根部周向擴展的裂紋相吻合。

將圖3中導管人工破斷后，觀察斷口微觀形貌，如圖4所示。從圖4a可見，裂紋源區(qū)位于導管外表面喇叭口根部，呈單點源，可見由源區(qū)發(fā)散的斷裂棱線和疲勞弧線，斷口擴展充分，未見明顯的瞬斷區(qū)。擴展區(qū)可見疲勞條帶特征，如圖4b所示。在整個斷口未觀察到夾雜、疏松等冶金缺陷。結(jié)果表明，該故障導管的斷裂性質(zhì)為單向彎曲疲勞斷裂。

圖3 5A02鋁合金管第I類周向裂紋宏觀形貌Fig.3 Macro morphologies of type I circumferential crack in 5A02 aluminum alloy conduit

圖4 5A02鋁合金管第I類周向疲勞斷口微觀形貌Fig.4 Microstructures of type I circumferential fatigue fracture of 5A02 aluminum alloy conduit

2.2 第Ⅱ類周向裂紋

圖5a是同規(guī)格的另一個故障導管，與第Ⅰ類開裂部位不同。從圖5b～d可見，裂紋位于平管嘴端面與導管貼合處，沿周向擴展，并與平管嘴端面形成了一定的角度，這里稱作第Ⅱ類周向裂紋。該平管嘴直接退出較困難，故采用鋸切去除方式，發(fā)現(xiàn)裂紋貫穿導管壁厚。導管外表面與平管嘴直線段配合的部位可見明顯的周向摩擦痕跡，裂紋附近的周向摩擦痕跡尤其明顯，且在裂紋開口邊緣存在一定的油污污染。

圖5 5A02鋁合金管第Ⅱ類周向裂紋宏觀形貌Fig.5 Macro morphologies of type Ⅱ circumferential crack in 5A02 aluminum alloy conduit

將圖5中導管人工破斷后，獲得圖6所示的斷口微觀形貌。從圖6a可見，裂紋源為單源，位于導管外表面與平管嘴端面接觸的部位，并與導管外表面的周向摩擦痕跡吻合，起裂棱線及疲勞弧線由源區(qū)向內(nèi)壁發(fā)散。從圖6b可見，裂紋擴展充分，斷面擴展區(qū)形貌以細密的擴展棱線和疲勞條帶為主，疲勞條帶的方向無明顯規(guī)律，且未見大應(yīng)力瞬斷的剪切唇特征。結(jié)果表明，導管的斷裂性質(zhì)為單向彎曲疲勞開裂。

圖6 5A02鋁合金管第Ⅱ類周向疲勞斷口微觀形貌Fig.6 Microstructure of type Ⅱ circumferential fatigue fracture of 5A02 aluminum alloy conduit

Φ6 mm×1 mm、Φ8 mm×1 mm、Φ20 mm×1 mm、Φ22 mm×1 mm規(guī)格擴口式鋁合金管在使用過程中，頻繁出現(xiàn)上述的Ⅰ、Ⅱ類周向疲勞開裂，且在故障導管退出平管嘴時，注意到平管嘴有時能完全退出、有時卡死的情況。此外，部分鋁合金管呈雙向彎曲疲勞開裂，如圖7所示是某Φ6 mm×1 mm擴口式鋁合金管沿平管嘴端面出現(xiàn)的雙源疲勞斷裂的斷口，該平管嘴亦出現(xiàn)卡死的情況。

圖7 Φ6 mm×1 mm規(guī)格5A02鋁合金導管第Ⅱ類周向裂紋宏觀形貌Fig.7 Macro morphology of type Ⅱ circumferential crack in a Φ6 mm×1 mm 5A02 aluminum alloy conduit

3 分析與討論

3.1 斷裂性質(zhì)分析

通過實驗觀察擴口式5A02鋁合金導管的斷口宏微觀形貌，可判斷Ⅰ、Ⅱ類開裂均屬于疲勞開裂，且裂紋源區(qū)位于導管外表面，疲勞源通常為單源或雙源，擴展較充分，說明引起周向疲勞開裂的載荷形式為單向或雙向彎曲振動交變載荷。此外，疲勞源往往與平管嘴和導管接觸摩擦產(chǎn)生的劃痕相吻合，說明在彎曲振動載荷作用下，平管嘴對導管產(chǎn)生摩擦損傷，進而導致導管疲勞裂紋萌生。

3.2 擴口成型殘余應(yīng)力分析

在擴口成型過程中，錐模以一定速率作用于鋁管，鋁管前端發(fā)生塑性變形和一定程度加工硬化，形成喇叭口。為了分析喇叭口附近殘余應(yīng)力的影響，利用有限元對擴口成型工藝進行仿真計算。圖8a和8b分別是旋壓擴口成型后Φ6 mm×1 mm導管外表面的等效應(yīng)力和最大主應(yīng)力的分布云圖，可見最大殘余應(yīng)力主要分布在導管喇叭口的圓弧過渡區(qū)，在容易出現(xiàn)周向裂紋的喇叭口外表面根部區(qū)域僅存在35MPa的拉應(yīng)力，表明導管擴口工藝并不會造成第Ⅰ類周向裂紋的萌生。

圖8 旋壓擴口后喇叭口附近外表面應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution on the outer surface near the bell mouth after spinning flaring

3.3 配合間隙對導管應(yīng)力分布影響分析

在導管裝配過程中，受管材、平管嘴制造公差影響，以及擴口錐度偏差、外套螺母、直通接頭制造誤差等影響，導管與平管嘴之間的配合間隙會隨機分布，且存在導管與平管嘴不同軸現(xiàn)象。這里主要考慮無間隙、對稱間隙(單邊間隙0.12 mm)、非對稱間隙(一邊無間隙、一邊間隙值0.24 mm)三種臨界狀態(tài)，分析導管在單向彎曲載荷作用下應(yīng)力分布的變化規(guī)律。值得注意的是，非對稱間隙情況下，導管喇叭口固定約束后，喇叭口處存在微量變形以貼合平管嘴，此時導管與平管嘴軸線存在角度偏差，由于向有間隙一側(cè)加載應(yīng)力變化與對稱間隙情況類似，故重點分析向無間隙一側(cè)加載的應(yīng)力變化。

由于擴口成形過程導致導管擴口內(nèi)表面存在殘余應(yīng)力，在剛施加載荷時，應(yīng)力集中主要位于喇叭口根部，隨著載荷的增加，平管嘴端面與導管接觸部位產(chǎn)生應(yīng)力集中程度逐漸增加，如圖9所示。

圖9 三種配合間隙在加載后的應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution of three kinds of fit clearance after loading

圖10、11分別是在三種配合間隙條件下，隨著外加載荷的增加，喇叭口根部、平管嘴端面處最大等效應(yīng)力值相對導管軸線位移的變化圖(以平管嘴端面與導管軸線的交點為位移參考點)。從圖9可知，隨著位移的增加，無間隙以及對稱間隙兩種配合條件下，喇叭口根部最大等效應(yīng)力增長顯著。這是因為在這兩種狀態(tài)下，導管喇叭口與平管嘴處于完全貼合狀態(tài)，該區(qū)域無間隙，而在不對稱間隙配合條件下，由于導管與平管嘴不同軸，在擴口根部與平管嘴區(qū)域存在間隙，因此該階段等效應(yīng)力增長較緩，而隨著外加位移載荷的增加，隨著貼合間隙逐漸消失，該狀態(tài)下等效應(yīng)力急劇增加，而前兩種狀態(tài)下應(yīng)力增長趨于平穩(wěn)。在位移為0.125 mm時，在兩種存在間隙配合的條件下，最大等效應(yīng)力一致，為203.5 MPa；而在無間隙裝配條件，該值僅為146.2 MPa，說明間隙的存在容易在喇叭口根部產(chǎn)生應(yīng)力集中，隨之造成導管相應(yīng)部位磨損，引起第I類周向疲勞開裂。

圖10 喇叭口根部最大等效應(yīng)力-導管軸線位移圖Fig.10 Diagram of maximum equivalent stress at the root of the bell-displacement of conduit axis

針對平管嘴端面與導管接觸部位，隨著位移的增加，在無間隙配合條件下，最大等效應(yīng)力增長顯著，而兩種間隙配合的情況應(yīng)力幅增長緩慢，說明導管的彎曲振動載荷較小時，無間隙裝配更易誘發(fā)產(chǎn)生第Ⅱ類周向裂紋。

一般載荷超過材料的疲勞強度時，會加速疲勞裂紋萌生，進而提前發(fā)生疲勞開裂。對比圖10和圖11，考慮產(chǎn)生一定位移量的情況下(即應(yīng)力水平較高的情況)：①無間隙配合，平管嘴端面與導管接觸部位應(yīng)力集中水平更高，因此該狀態(tài)更容易引起第Ⅱ類周向裂紋；②對稱間隙配合，喇叭口根部應(yīng)力集中水平更大，也更容易在該區(qū)域產(chǎn)生磨損，導致第I類周向疲勞開裂失效；③非對稱間隙配合，向有間隙一側(cè)加載易引起第I類周向裂紋，向無間隙一側(cè)加載易引起第Ⅱ類周向疲勞開裂失效。

圖11 平管嘴端面最大等效應(yīng)力-導管軸線位移圖Fig.11 Diagram of maximum equivalent stress of flat nozzle end face-displacement of conduit axis

4 結(jié) 論

1)擴口式5A02鋁合金導管的Ⅰ、Ⅱ類周向開裂均屬于疲勞開裂，裂紋源分別位于喇叭口根部、平管嘴端面，且與導管外表面和平管嘴的接觸摩擦痕跡相關(guān)，主要由彎曲振動交變載荷引起。

2)有限元仿真分析結(jié)果表明，在彎曲振動載荷作用下，如果導管與平管嘴配合存在間隙，在喇叭口根部存在較大應(yīng)力集中，易發(fā)生第Ⅰ類周向疲勞開裂；如果導管與平管嘴配合無間隙，在平管嘴端面存在較大應(yīng)力集中，易發(fā)生第Ⅱ類周向疲勞開裂。