都建京 ，魏振偉 ,2,3,*，趙文俠 ,2,3，劉昌奎 ,2,3

（1.中國航發(fā)北京航空材料研究院，北京 100095；2.航空材料檢測與評價北京市重點實驗室，北京 100095；3.中航工業(yè)失效分析中心，北京 100095）

0 引言

航空發(fā)動機作為飛機唯一的動力來源，其服役穩(wěn)定性直接影響著飛機的飛行安全。研究統(tǒng)計表明，航空發(fā)動機燃油系統(tǒng)故障總數(shù)最多且平均故障間隔時間最短，是最為薄弱的子系統(tǒng)[1]。高壓燃油泵作為燃油系統(tǒng)的關鍵組成部分，其作用是提供發(fā)動機穩(wěn)定工作所需的燃油。變形鋁合金因其具備自身鈍化以及低密度等優(yōu)點通常作為燃油泵首選材料，經(jīng)過表面陽極化處理的鋁合金制件無論是在空氣中還是燃油環(huán)境里均具有較好的抗腐蝕性以保證穩(wěn)定工作。但是鋁合金構(gòu)件即使經(jīng)過表面處理，依然受到環(huán)境的影響，產(chǎn)生點蝕。點蝕損傷在載荷作用下易萌生裂紋，從而縮短結(jié)構(gòu)疲勞壽命，降低結(jié)構(gòu)剩余強度[2-3]，使得發(fā)動機整體工作穩(wěn)定性和安全性大打折扣。點蝕的產(chǎn)生對于鋁合金結(jié)構(gòu)件來講是一個較為復雜的過程，環(huán)境的因素、結(jié)構(gòu)件合金微觀組織均勻性等均會導致局部點蝕電位的下降[4]，從而發(fā)生局部點蝕。點蝕作為航空發(fā)動機用鋁合金結(jié)構(gòu)件一個較為頻發(fā)的故障模式越來越受到重視。

發(fā)動機高壓燃油泵經(jīng)過2 次長試，服役時間超過700 h，在發(fā)動機長試中燃油泵工作情況正常，功能、性能滿足技術協(xié)議要求。第二次長試結(jié)束后，按例對泵進行返廠檢查，發(fā)現(xiàn)泵殼體出油口出現(xiàn)裂紋。燃油泵工作環(huán)境油溫為(25±5) ℃，出油口最大設計壓力為(20.6±1) MPa，最大實測壓力為21.2 MPa。燃油泵殼體材料為2A14 鋁合金，T6 狀態(tài)，殼體表面經(jīng)鉻酸陽極化處理，陽極化層厚度不低于2 μm，出油口內(nèi)表面根部R 設計值為0.3～0.5 mm。

本研究對燃油泵殼體熒光顯示區(qū)域進行宏觀觀察，利用掃描電子顯微鏡對裂紋及其斷口進行宏、微觀觀察及能譜分析，利用光學顯微鏡、顯微硬度計對裂紋及其附近基體合金不同位置進行金相檢測、硬度檢測以及表面形貌觀察，采用ANSYS分析軟件對燃油泵根部R 角尺寸與受力情況之間的關系進行分析，確定燃油泵殼體開裂性質(zhì)，并分析開裂原因。

1 試驗過程與結(jié)果

1.1 宏觀觀察

燃油泵殼體上端有一個進油口、一個出油口，出油口通過帶螺紋的導管引出，導管不接觸出油口根部，在出油口根部通孔兩側(cè)拐角位置出現(xiàn)裂紋（圖1 中箭頭位置）。熒光顯示裂紋沿出油口根部擴展，并貫穿整個壁厚（圖2）。將左側(cè)裂紋經(jīng)人工打開后，利用Leica M205C 體式顯微鏡觀察斷口宏觀形貌，裂紋向內(nèi)擴展深度約為5.7 mm，內(nèi)側(cè)根部倒角為R1（設計要求0.3～0.5 mm），源區(qū)位于出油口內(nèi)表面根部，斷面為銀灰色，可見反光刻面，人工打開的斷裂區(qū)呈灰色（圖3）。

圖1 高壓燃油泵宏觀形貌Fig.1 Macro appearance of high pressure fuel pump

圖2 表面熒光顯示Fig.2 Result of surface fluorescence detection

圖3 斷口宏觀形貌（左側(cè)）Fig.3 Macro appearance of facture (left side)

1.2 微觀觀察

裂紋斷口微觀形貌見圖4。源區(qū)表面粗糙，為鏈狀點蝕坑（圖4a）；裂紋擴展區(qū)放射棱線清晰，向外表面及基體內(nèi)部擴展，放大后可見疲勞條帶特征（圖4b）。左側(cè)裂紋在外表面從孔邊緣延伸到根部，裂紋路徑上可見點蝕坑（圖5a）；內(nèi)表面裂紋距離根部約0.7 mm，表面可見加工刀痕及點蝕坑，裂紋沿著部分點蝕坑以及加工刀痕擴展（圖5b）。

1.3 化學成分分析

對左側(cè)裂紋斷口不同位置進行能譜分析，結(jié)果表明：源區(qū)有大量的C、O 元素以及腐蝕性S 元素，基體元素Fe、Mn、Si 含量較高；斷口裂紋擴展區(qū)未見腐蝕性S 元素，只有少量的C、O 等污染元素。

1.4 硬度檢測

對殼體斷口邊緣進行顯微硬度測試，對基體分別進行顯微硬度及布氏硬度測試，斷口邊緣和基體組織硬度未見差異，基體硬度為HB 133～152，符合GJB2351 關于2A14-T6 的硬度要求（HB≥120）。

圖4 裂紋斷口微觀形貌Fig.4 Microstructure of fracture

圖5 左側(cè)R 角表面微觀形貌Fig.5 Micro appearance of surface at R corner

1.5 金相檢驗

截取斷口截面進行金相組織檢測，斷口邊緣和基體組織未見明顯差異，組織均為α 基體上分布著白亮色Al2Cu 及黑色鏈狀雜質(zhì)相AlMnFeSi，未見過熱或過燒特征。

2 分析與討論

燃油泵殼體出油口內(nèi)表面左、右R 角根部開裂，裂紋長度均約5.7 mm。左、右兩側(cè)可見5～6個小線源，其中左側(cè)的5個小線源中存在1 條沿加工刀痕開裂的源區(qū)，其余小線源均為鏈狀點蝕坑；源區(qū)開裂后向基體內(nèi)部及外表面擴展，擴展區(qū)的擴展棱線清晰，放大后可觀察到清晰的疲勞條帶特征，未發(fā)現(xiàn)有腐蝕特征。由此可知，該燃油泵殼體裂紋開裂性質(zhì)為疲勞斷裂。

裂紋起源于點蝕坑，能譜分析結(jié)果顯示，點蝕坑有大量C、O 元素以及腐蝕性S 元素，且基體元素Fe、Mn、Si 含量較高，2A14 鋁合金中存在鏈狀AlMnFeSi 相。發(fā)生點蝕損傷與金屬構(gòu)件表面組織結(jié)構(gòu)的不均勻性，尤其與表面的夾雜物、表面保護膜的不完整性有關[5]。鋁合金屬于具備自我鈍化功能的材料，高壓燃油泵殼體經(jīng)過鉻酸陽極化處理后在殼體表面產(chǎn)生了厚度約2～4 μm 的陽極化膜，之所以能發(fā)生點蝕，主要是因為燃油泵工作環(huán)境中帶有腐蝕性離子以及溶解O 或氧化劑存在于溶液中（該故障件實際工作時間已超過700 h），經(jīng)過排查發(fā)現(xiàn)腐蝕性S 元素主要來源于燃油，測得燃油中的含S 量為0.161%（符合標準≤0.2%）。但是，除了燃油中自帶的腐蝕性S 元素，在空氣中也含有微量的硫化物、氧化物等，這些腐蝕性離子和氧化劑離子吸附于殼體表面鈍化膜上，吸附的氧化劑使殼體材料的腐蝕電位接近其自身的點蝕電位，同時殼體材料中析出的金屬間化合物存在于殼體表面增加了點蝕的敏感性，使得局部腐蝕電位超過了點蝕電位，此時腐蝕元素陰離子穿過鈍化膜與合金中析出的金屬間化合物發(fā)生化學反應，形成點蝕坑。圖6 為典型鋁合金點蝕機理示意圖[6]，化學式(1)、化學式(2)表明鋁合金在堿性環(huán)境下發(fā)生了局部點蝕[7-8]。

圖6 典型鋁合金點蝕機理示意圖[5]Fig.6 Schematic illustration of pitting corrosion on aluminum alloys[5]

腐蝕性元素的出現(xiàn)進一步提高了合金表面局部點蝕發(fā)生的概率，無論是燃油中攜帶的S 元素還是空氣中融入的硫化物吸附于燃油泵殼體表面，O 元素和殼體表面鏈狀金屬間化合物AlMnFeSi 的出現(xiàn)降低了殼體材料點蝕電位，使得腐蝕性陰離子穿過鈍化膜與殼體合金發(fā)生化學反應，化學反應式(3)～(6)說明了S 元素和O 元素共同作用于鋁合金殼體表面形成點蝕的機理[9-11]。S 及其化合物的出現(xiàn)，對于具有自身鈍化行為的合金材料的局部抗腐蝕能力是致命的。過去幾十年中，研究人員對Cl-影響鋁合金結(jié)構(gòu)件的點蝕機理進行了系統(tǒng)的研究，并得到了豐富的研究成果，形成了離子滲透、表面吸附以及膜破損等理論模型。對于S 及其化合物引起的點蝕機理尚處于研究當中[12]，但燃油泵殼體耐腐蝕性試驗結(jié)果表明：選取另一件使用相同合金材料的燃油泵浸泡于相同的燃油環(huán)境中，在受到很小的外加應力條件下依然出現(xiàn)了表面腐蝕特征。能譜分析結(jié)果表明，腐蝕產(chǎn)物含有S、Fe、Mn、Si 元素，S 作為腐蝕性陰離子吸附于結(jié)構(gòu)件鈍化膜表面，在局部發(fā)生硫離子穿透鈍化膜并與合金中金屬間化合物發(fā)生化學反應產(chǎn)生點蝕坑。因此，分析認為，殼體表面的鏈狀點蝕坑是由于鏈狀相AlMnFeSi 長期接觸燃油所致。

點蝕坑在疲勞載荷的作用下將產(chǎn)生應力集中，使裂紋很快從點蝕坑處萌生。研究結(jié)果[13]表明：鋁合金構(gòu)件表面產(chǎn)生點蝕坑后，在疲勞載荷的作用下裂紋會迅速萌生，且點蝕坑的存在幾乎消除了材料的裂紋萌生階段[14]。對點蝕坑裂紋大量的研究都表明：只要在應力集中處有點蝕坑存在，即使點蝕坑在疲勞載荷下的應力強度因子小于裂紋擴展門檻值，裂紋幾乎總是從點蝕坑處萌生[15]。點蝕坑的深度是表征腐蝕環(huán)境下材料及其構(gòu)件損傷的重要參量，其隨時間的增加不斷加深。在腐蝕和疲勞載荷共同作用下，點蝕坑擴展與裂紋萌生是相互競爭關系[16]，點蝕坑萌生裂紋的條件是該處的應力強度因子變化程度大于裂紋擴展門檻值，即ΔK＞ΔKth，且裂紋擴展速率大于腐蝕環(huán)境下點蝕坑的擴展速率(da/dt)crack＞(da/dt)pit。燃油泵殼體開裂位置位于內(nèi)表面R 角根部，該位置為應力集中處。鏈狀點蝕坑的形成加劇了殼體出油口內(nèi)表面R 角根部的應力集中程度，利用強度仿真分析軟件對殼體進行仿真分析，結(jié)果表明，應力最大位置位于出油口內(nèi)表面R 角根部，與開裂位置一致（圖7）。有限元分析過程中，按照實際測試值在殼體內(nèi)部均勻加載21 MPa 壓力。按照R 角的設計值0.3～0.5(取R0.4)計算，殼體R 角根部的最大應力為326 MPa；當圓角為R1.0 時，殼體根部的最大應力為299 MPa；當圓角為R2.0 時，殼體根部最大應力為224 MPa；當圓角為R3.0 時，殼體根部最大應力為186 MPa。根據(jù)《中國航空材料手冊》2A14 鋁合金T6 狀態(tài)的疲勞極限(N=107循環(huán)周次)為305 MPa[17]，與本次殼體根部為R1.0 模擬計算的最大應力299 MPa 相接近。

圖7 ANSYS 仿真分析Fig.7 ANSYS simulation analysis

點蝕坑的出現(xiàn)使得裂紋萌生壽命大幅度下降[18]，與未腐蝕狀態(tài)相比，含點蝕損傷某鋁合金的疲勞壽命在恒幅載荷下降低85%，譜載荷下則不到原疲勞壽命的8%。以上分析結(jié)果表明，燃油殼體工作環(huán)境中的S 元素促使殼體表面發(fā)生點蝕，同時點蝕坑出現(xiàn)的位置恰在燃油泵殼體表面R 角。仿真模擬的結(jié)果顯示：當R1.0 時，所能承受的最大應力與《中國航空材料手冊》中給出的疲勞極限應力一致，由于點蝕坑的出現(xiàn)，即使疲勞應力遠小于殼體材料疲勞極限所對應的最大應力，裂紋依然迅速萌生并向殼體內(nèi)部擴展，并在腐蝕環(huán)境和疲勞載荷的共同作用下，殼體R 角發(fā)生疲勞開裂。

3 結(jié)論

1)燃油泵殼體出油口內(nèi)表面裂紋性質(zhì)為疲勞開裂。

2)腐蝕性元素、氧化劑與合金材料中金屬間化合物發(fā)生化學反應形成點蝕坑。

3)殼體內(nèi)表面圓角根部應力相對較大，鏈狀點蝕坑以及不規(guī)則加工刀痕的出現(xiàn)增加了應力集中，導致殼體疲勞開裂。