邱 豐，劉博志，趙世煒，佟文偉，譚 莉

（中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽 110015）

0 引言

管路系統(tǒng)是航空發(fā)動機中介質和能量傳輸的重要通道，而卡箍是固定、支撐和安裝該系統(tǒng)的重要零部件，合理地設計卡箍結構和布置卡箍在發(fā)動機上的位置不僅可以提高卡箍自身的結構強度，還可以有效控制和改善發(fā)動機管路的動態(tài)特性。因此，確?？ü吭诎l(fā)動機工作中的可靠性對保障管路系統(tǒng)的正常工作有重要作用，直接影響發(fā)動機的安全性能。

卡箍斷裂故障在航空發(fā)動機外部管路故障中占比較高，國內外科研人員對此進行過很多研究。劉中華等研究了某連通管卡箍的斷裂故障，由于該卡箍結構設計不能適應振動環(huán)境，并且卡箍上、下半部之間裝配夾角大，在螺栓擰緊過程中產生較大的初始局部應力，進而產生疲勞斷裂；王琦等對某發(fā)動機滑油彎管處卡箍襯墊撕裂故障進行了研究，由于卡箍襯墊選材不當，在高溫過載狀態(tài)下引發(fā)了撕裂；李洋等針對某發(fā)動機引氣管卡箍斷裂故障展開研究，由于卡箍安裝端折彎處內弧轉角較小，在內弧表面的劃痕處產生了局部應力集中，從而誘發(fā)疲勞裂紋萌生；李波等對航空發(fā)動機引氣預冷導管卡箍斷裂故障進行分析，表明由于卡箍裝配應力過大，導致外表面邊角處應力集中，在振動應力的作用下引起疲勞萌生；Zhang 等研究了多卡箍支撐管路結構的頻率調整與動態(tài)響應之間的關系，通過優(yōu)化卡箍裝配位置，使卡箍的第一固有頻率與發(fā)動機振動頻率相差較大，從而避免了在發(fā)動機振動頻率范圍內管路系統(tǒng)與卡箍發(fā)生共振，降低了卡箍因高頻振動而引起疲勞萌生和擴展的可能性，進而提高了卡箍的可靠性；Hazra等研究了某型航空發(fā)動機排氣管道固定所用的鎖緊導線的斷裂原因，結果表明在裝配過程中鎖緊導線產生了過扭以及該批次導線過大的強度及較低的韌性是造成鎖緊導線斷裂的主要原因；Kumar 等研究認為，航空發(fā)動機一體化噴嘴驅動系統(tǒng)冷卻液壓管路斷裂的主要原因為斷口表面存在的腐蝕性元素引起的腐蝕疲勞以及裝配或焊接過程中產生的拉應力載荷引起的應力腐蝕開裂，同時固定管路的卡箍未能有效地降低振動載荷也是導致液壓管路快速開裂的原因之一。綜上研究表明，結構設計、選材、加工工藝及裝配工藝不當等因素均會引起卡箍斷裂。因此研究卡箍的斷裂原因并提出改進措施具有重要意義。

本文對某發(fā)動機工作后出現的引氣管單聯(lián)卡箍組件中的卡箍上半部斷裂故障進行了失效分析。

1 失效分析與結果

1.1 宏觀檢查

單聯(lián)卡箍組件裝配和分解宏觀形貌分別如圖1、2 所示?？ü坑?Cr11Ni2W2MoV 板材彎曲加工而成。從圖中可見，卡箍上半部沿螺栓安裝孔邊緣斷裂，斷裂位置如圖1（a）中箭頭所示。

圖1 單聯(lián)卡箍組件裝配宏觀形貌

1.2 斷口分析

將卡箍組件分解后對卡箍上半部進行斷口分析，斷口宏觀形貌如圖3所示。圖中左側斷口編號為1#，右側斷口編號為2#。1#斷口宏觀形貌如圖4所示。從圖中可見，斷口呈灰褐色，呈現明顯的疲勞弧線和放射棱線特征，表明斷口性質為疲勞，根據放射棱線匯聚方向判斷，疲勞起始于卡箍上、下半部接觸側的表面區(qū)域（圖4 中圓圈）。2#斷口宏觀形貌如圖5 所示。從圖中可見，斷口表面呈灰褐色、疲勞特征及斷口斷裂性質均與1#斷口的一致，但根據放射棱線匯聚方向判斷，疲勞由卡箍上半部兩側表面雙向起始，呈多源起始特征，源區(qū)位置如圖中圓圈所示，其中與卡箍下半部接觸側起始的疲勞擴展更為充分，表明卡箍上、下半部接觸一側的源區(qū)為主疲勞源，與鎖片接觸一側為次疲勞源。

圖2 分解后的單聯(lián)卡箍組件宏觀形貌

圖3 卡箍上半部斷口宏觀形貌

圖4 1#斷口宏觀形貌

圖5 2#斷口宏觀形貌

在掃描電鏡下放大觀察，1#斷口源區(qū)放大形貌如圖6 所示。源區(qū)可見磨損痕跡，未見明顯的冶金缺陷。根據放射棱線匯聚方向判斷，1#斷口疲勞起始于卡箍上、下半部接觸側的表面區(qū)域（圖中箭頭）。在擴展區(qū)可見清晰細密的疲勞條帶形貌（如圖7 所示），進一步說明卡箍上半部1#斷口的斷裂性質為疲勞。

圖6 1#斷口源區(qū)放大形貌（300倍）

圖7 1#斷口擴展區(qū)放大形貌（5000倍）

2#斷口源區(qū)主疲勞源放大形貌如圖8 所示。從圖中可見，其形貌呈多源起始特征，源區(qū)可見磨損痕跡，未見明顯的冶金缺陷。根據放射棱線匯聚方向判斷，2#斷口主疲勞源起始于卡箍上半、下半部接觸側的表面區(qū)域（圖中箭頭）。2#斷口次疲勞源放大形貌如圖9 所示。源區(qū)未見明顯的冶金缺陷，根據放射棱線匯聚方向判斷，2#斷口次疲勞源起始于卡箍上半部與鎖片接觸側的表面區(qū)域（圖中箭頭）。在擴展區(qū)可見清晰細密的疲勞條帶形貌（如圖10 所示），進一步說明卡箍上半部2#斷口的斷裂性質為疲勞。

圖8 2#斷口源區(qū)主疲勞源形貌（200倍）

圖9 2#斷口源區(qū)次疲勞源放大形貌（200倍）

圖10 2#斷口擴展區(qū)放大形貌（5000倍）

1.3 卡箍上、下半部表面檢查

由于1#和2#斷口主疲勞源均位于卡箍上、下半部接觸的表面區(qū)域，因此對卡箍上、下半部接觸面進行分析至關重要?？ü可?、下半部接觸面宏觀形貌如圖11所示。從圖中可見，卡箍上半部表面呈黑褐色磨損痕跡，且該痕跡與疲勞起始部位相對應；卡箍下半部同樣存在磨損痕跡，且與卡箍上半部疲勞起始部位存在2條明顯的橫向磨損痕跡（圖11（b）中箭頭），說明卡箍上半部疲勞起始區(qū)域所受的磨損最為嚴重。

圖11 卡箍上、下半部接觸面宏觀形貌

在掃描電鏡下進一步放大觀察卡箍上半部斷口源區(qū)側表面，1#斷口疲勞源區(qū)側表面如圖12 所示。從圖中可見，源區(qū)部位的側表面存在明顯的與源區(qū)位置相對應的擠壓磨損痕跡（圖中虛線）。2#斷口主疲勞源側表面如圖13 所示。從圖中可見，源區(qū)部位的側表面同樣存在明顯的與起源位置相對應的擠壓磨損痕跡。說明卡箍上半部與螺栓接觸面之間產生了嚴重的擠壓磨損，破壞了卡箍上半部的表面完整性，從而導致卡箍上半部引發(fā)了疲勞起始。

圖12 1#斷口與螺栓接觸側表面形貌（100倍）

圖13 2#斷口與螺栓接觸側表面形貌（100倍）

1.4 成分分析

對卡箍基體進行能譜分析，結果見表1。主要合金元素質量分數與1Cr11Ni2W2MoV 的基本相符，未見明顯異常。

表1 卡箍基體能譜分析結果 wt%

1.5 組織檢查

對卡箍基體取樣進行組織檢查，其形貌如圖14所示。從圖中可見，該形貌為回火索氏體組織形貌，未見異常。

圖14 卡箍基體組織形貌

1.6 硬度測試

對未斷裂的卡箍下半部進行洛氏硬度測試，結果見表2。硬度符合設計要求。

表2 卡箍下半部洛氏硬度HRC測試結果

2 分析與討論

失效分析結果表明：1#斷口和2#斷口主疲勞源均為起始于卡箍上半部與螺栓接觸一側表面的疲勞斷口；卡箍材質符合要求，未見明顯異常；在1#斷口源區(qū)和2#斷口主疲勞源區(qū)側表面均可見較為嚴重的擠壓磨損痕跡。

卡箍受力與磨損結構如圖15 所示。從圖中可見，該結構左側由螺栓經卡箍上、下半部的螺栓孔裝配，右側為開放式結構，便于管路的裝配。由于卡箍上、下半部之間存在2 mm的間隙，在螺栓擰緊過程中卡箍先在圖15（a）圓圈位置發(fā)生接觸，此時卡箍上、下半部之間的夾角θ≈5°，隨著螺栓擰緊力矩增大，卡箍上半部需通過變形才能卡緊管路，因此在卡箍上、下半部接觸側的變形表面（如圖15（b）圓圈所示）形成了表面拉應力，進而降低該部位的抗疲勞性能，同時螺栓擰緊后在卡箍上半部變形區(qū)域的邊緣與下半部接觸區(qū)形成壓痕（圖11（b）），如圖15（b）中箭頭所示。此外，雖然卡箍內徑與外徑尺寸相當，沒有間隙，但在裝配時引氣管難免會偏向卡箍上、下半部中的一側，在發(fā)動機試車過程中，發(fā)動機的振動經卡箍底座和引氣管分別傳向卡箍左右兩側，在振動載荷作用下，卡箍上半部變形區(qū)與下半部接觸部位發(fā)生微動磨損。研究表明：1Cr11Ni2W2MoV 馬氏體耐熱不銹鋼在發(fā)生磨損時，會產生表面硬化現象，導致其抗微動疲勞性能大幅降低，進而在卡箍上半部出現疲勞萌生。

圖15 卡箍受力與磨損結構

3 改進建議

（1）在卡箍組件之間加裝2 mm厚的墊片，消除在螺栓安裝過程中卡箍上半部的變形，從而消除由裝配變形引起的表面拉應力；

（2）在卡箍右側加裝1 個限位結構（如圖16 所示），當引氣管傳遞的振動載荷較大時，可以通過該限位結構限制卡箍上、下半部的振動幅度，從而減小卡箍上、下半部之間的微動磨損，提高其工作過程中的抗疲勞性能。

圖16 卡箍組件改進結構

4 結論

（1）單聯(lián)卡箍組件中斷裂的卡箍上半部為疲勞斷裂，1#斷口疲勞源和2#斷口主疲勞源均位于卡箍上半部與下半部接觸一側的表面區(qū)域；

（2）螺栓裝配引起卡箍上半部塑性變形而產生表面拉應力，并且在發(fā)動機振動載荷作用下產生微動磨損，從而破壞了卡箍上半部螺栓孔周圍局部的表面完整性，降低了該部位的抗疲勞強度，是導致卡箍上半部產生疲勞萌生進而發(fā)生斷裂故障的根本原因。