舒 慶，鄧 潔，李 寧，張 琪

(中國航發(fā)貴陽發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)研究所，貴陽 550081)

0 引言

加力燃燒室的工作環(huán)境比主燃燒室的工作環(huán)境惡劣，加力總管處在高溫燃?xì)猸h(huán)境中工作，不僅承受發(fā)動機(jī)工作引起的載荷，而且燃油在燃燒室中劇烈燃燒，使氣體的溫度升高，燃燒的壓力脈動增大，同時(shí)燃油燃燒還會產(chǎn)生一些有害物質(zhì)，導(dǎo)致構(gòu)件被氧化或腐蝕。加力總管斷裂，輕則導(dǎo)致大量燃油噴出，推力損失，重則使筒體燒蝕，燒壞發(fā)動機(jī)，危及發(fā)動機(jī)和飛機(jī)安全。

發(fā)動機(jī)加力總管在使用過程中會出現(xiàn)固定耳座、噴油桿焊縫斷裂等問題。徐志剛等[1-2]對加力燃油總管固定耳座焊縫開裂及噴油桿斷裂進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)應(yīng)力水平高是斷裂的主要原因，并認(rèn)為焊接缺陷對疲勞裂紋的萌生也起到了一定的促進(jìn)作用；劉晶等[3]對燃油總管分油管斷裂進(jìn)行分析，認(rèn)為焊縫缺陷和裝配應(yīng)力過大是故障主要原因。類似的管路件故障也很多。李永斌[4]、熊勇[5]、呂鳳軍[6]等對薄壁管路斷裂或裂紋進(jìn)行分析，認(rèn)為斷裂及裂紋與較大的裝配應(yīng)力有很大關(guān)系；胡萌等[7]對汽化器空氣管斷裂的分析結(jié)論是卡箍裝配位置不當(dāng)導(dǎo)致管路疲勞斷裂。

因此，發(fā)動機(jī)使用過程中應(yīng)避免加力總管裝配和工作應(yīng)力水平高的情況出現(xiàn)。通過開展加力總管故障件理化分析，確定斷裂性質(zhì)，結(jié)合加力總管安裝結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、發(fā)動機(jī)加力燃燒室工作特性，分析故障原因，通過數(shù)值仿真計(jì)算[8]提出總管改進(jìn)方案，提高發(fā)動機(jī)工作可靠性和使用壽命。

1 試驗(yàn)過程與結(jié)果

加力外圈總管在使用過程中發(fā)現(xiàn)多起進(jìn)油彎管四通座附近裂紋和斷裂，故障多發(fā)生在靠近燃油進(jìn)口彎管的四通座接頭附近(圖1)。

1.1 變形檢查及無損檢測

將故障件放置在平臺上進(jìn)行檢查，結(jié)果顯示在四通座處及6點(diǎn)位置存在較大的翹曲變形。

將故障件放置到型架上進(jìn)行檢查，結(jié)果為：進(jìn)油接嘴相對理論位置上偏13.5 mm；第2、5、6、8個(gè)耳座能插入定位銷，其余耳座偏離理論位置，不能插定位銷；噴油桿均有不同程度的偏移。

平臺檢查和型架檢查表明故障件在使用過程中產(chǎn)生很大的變形。

取下斷口樣品后，將剩余故障件的所有部位進(jìn)行著色滲透檢查，焊縫及故障件其他部位均未發(fā)現(xiàn)裂紋缺陷。

1.2 斷口宏觀觀察

斷裂位置位于加力外圈總管12點(diǎn)與總管連接的進(jìn)油彎管四通座主體上，斷口呈灰黑色，斷面較平，磨損較嚴(yán)重；在體視顯微鏡和電子顯微鏡下低倍觀察，斷口的斷裂起始區(qū)、擴(kuò)展區(qū)及瞬斷區(qū)分布明顯，斷裂起始區(qū)(裂紋萌生的區(qū)域)在四通座主體外側(cè)正迎風(fēng)面位置，覆蓋有一層氧化物，且磨損比較嚴(yán)重(圖2)。

1.3 斷口微觀觀察

將斷口在掃描電子顯微鏡下進(jìn)行高倍觀察，斷裂起始區(qū)斷面上覆蓋著一層氧化物且磨損比較嚴(yán)重，裂紋源區(qū)表面被破壞，無法觀察裂紋萌生的原始特征；斷裂擴(kuò)展區(qū)也有氧化的現(xiàn)象，可觀察到明顯的疲勞弧線(圖3)。

1.4 斷口源區(qū)及焊縫金相組織檢查

取斷裂源區(qū)位置磨制金相試樣，腐蝕前在光學(xué)顯微鏡下觀察，斷口潔凈，未見夾雜等缺陷(圖4)。采用硫酸銅+鹽酸+酒精配制溶液進(jìn)行腐蝕后觀察，可見源區(qū)斷面平整，斷面處晶粒比基體晶粒細(xì)小，有晶粒破碎和沿晶特征，基體的晶粒度為8級(圖5)。

磨制四通座連接焊縫的金相試樣，在光學(xué)顯微鏡下觀察，焊縫熱影響區(qū)晶粒度為6級，基體晶粒度為8級，未見過熱過燒現(xiàn)象，焊縫及熱影響區(qū)組織正常。

圖5 源區(qū)金相腐蝕后形貌Fig.5 Morphology after metallographic corrosion at source region

1.5 材料成分分析

經(jīng)光譜分析，四通座、管子、焊料等材料均符合技術(shù)條件要求，材質(zhì)成分正常[9]。

2 分析與討論

2.1 斷口分析

通過斷口分析結(jié)果可知：斷裂起始區(qū)(裂紋源萌生的區(qū)域)在四通座主體外側(cè)正迎風(fēng)面位置，微觀觀察也證明了該區(qū)域是斷裂最先起始的區(qū)域，擴(kuò)展區(qū)、瞬時(shí)斷裂區(qū)也一一對應(yīng)(圖6)。

斷裂起始區(qū)由于氧化、磨損嚴(yán)重，在電子顯微鏡下無法觀察到裂紋萌生的原始特征，但是斷裂擴(kuò)展區(qū)是以疲勞形式擴(kuò)展(斷裂擴(kuò)展區(qū)觀察到疲勞弧線)。裂紋萌生后，裂紋前端總體應(yīng)力水平下降，主要在振動應(yīng)力作用下緩慢擴(kuò)展，形成細(xì)密的疲勞條帶。

通過已有數(shù)據(jù)可分析判斷，加力外圈總管斷裂性質(zhì)為機(jī)械疲勞斷裂，四通座焊縫處的應(yīng)力水平較高是導(dǎo)致疲勞斷裂的主要原因。

2.2 受力分析

加力外圈總管通過11個(gè)固定耳座與拉桿固定在擴(kuò)散器外壁上，加力外圈總管的進(jìn)油彎管經(jīng)擴(kuò)散器外壁安裝座內(nèi)的球形襯套與外壁連接(圖7)。

發(fā)動機(jī)工作過程中，加力外圈總管主要受氣動載荷、振動應(yīng)力、發(fā)動機(jī)狀態(tài)變化下的冷熱交變載荷、加力接通/切斷時(shí)總管溫度驟變引起的熱應(yīng)力，以及裝配過程中產(chǎn)生的裝配應(yīng)力等作用。發(fā)動機(jī)未接通加力時(shí)，總管處在渦輪后，溫度為渦輪后溫度，當(dāng)接通加力時(shí)，總管內(nèi)通入燃油后，總管溫度突降。在此情況下，總管向軸線收縮，拉桿被強(qiáng)行牽制，出現(xiàn)如圖8所示的運(yùn)動，總管耳座受到很大的應(yīng)力作用。加力燃油總管上面的熱應(yīng)力主要是由于溫度的變化產(chǎn)生的，在最大狀態(tài)工作時(shí)加力外圈總管處在渦輪后的燃?xì)饬髦?，一旦接通加力，其溫度將很快下降到燃油的溫度，使得加力外圈總管在直徑上有所變化，產(chǎn)生熱應(yīng)力。

由于該總管由11個(gè)耳座固定，四通座附近剛性過強(qiáng)，導(dǎo)致熱應(yīng)力難以釋放，當(dāng)總管工作一段時(shí)間后，就會在四通座附近萌生裂紋源，最終導(dǎo)致總管斷裂。

2.3 數(shù)值仿真分析

以結(jié)構(gòu)靜力分析(用ANSYS軟件)的方法對加力外圈總管熱應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，對耳座的固定完全約束(由于在實(shí)際中總管受熱膨脹時(shí)耳座在空間位置上并不是完全固定的，所以計(jì)算出來的結(jié)果會比實(shí)際值大，只作為一種計(jì)算參考對比)。結(jié)合有限元方法的力學(xué)行為分析，在失效分析領(lǐng)域具有重要的研究意義[10]。

結(jié)合上述分析，導(dǎo)致斷裂的原因是四通座附近剛性過強(qiáng)，因此，認(rèn)為改進(jìn)方向可考慮降低四通座處剛性，即取消四通座左側(cè)的耳座連接。本計(jì)算目的是對比取消四通座左側(cè)耳座連接前后的應(yīng)力差異，以驗(yàn)證思路的正確性(圖9)。根據(jù)總管實(shí)際裝配情況，在實(shí)際工作中總管受熱膨脹，進(jìn)油彎管必然對其產(chǎn)生阻礙，并假設(shè)進(jìn)油彎管四通座處順航向軸向移動1 mm。

從計(jì)算結(jié)果可知，應(yīng)力最大值位于四通座的兩側(cè)；減少左側(cè)固定耳座連接，四通座處應(yīng)力值有顯著下降，僅為原耳座固定結(jié)構(gòu)應(yīng)力值的1/3(圖10)。

3 結(jié)論與改進(jìn)措施

1)加力外圈總管斷裂性質(zhì)為機(jī)械疲勞斷裂。

2)加力外圈總管斷裂原因是由于加力外圈總管進(jìn)油彎管四通座兩側(cè)安裝結(jié)構(gòu)剛性過強(qiáng)，接通切斷加力時(shí)，總管所受的冷熱交變應(yīng)力導(dǎo)致在工作中熱補(bǔ)償不夠，最終發(fā)生四通座附近處的裂紋及斷裂故障。

3)取消四通座左側(cè)的耳座連接，能大幅度降低總管進(jìn)油彎管四通座兩側(cè)應(yīng)力。

4)可考慮增加進(jìn)油彎管長度，改變進(jìn)油彎管走形，以此增加進(jìn)油彎管熱補(bǔ)償，弱化四通座兩側(cè)剛性。