扩口管路密封失效引起的平管嘴大径外圈锈蚀故障分析

2022-06-22李钧甫周裕力蒋智华杨鹏涛汪东明曾馨靓

润滑与密封 2022年6期

李钧甫周裕力蒋智华杨鹏涛汪东明曾馨靓庞林

(航空工业成都飞机工业(集团)有限责任公司四川成都 610091)

航空管路系统结构复杂、形式多样，在液压、燃油、氧气、环境控制等飞机系统中起着压力传递、气液输送、保护电缆等重要作用[1]。目前导管连接件的结构形式主要有扩口、无扩口、柔性、法兰连接等[2-3]。其中，扩口式连接是应用最广且最成熟的连接形式[4]，也是我国目前生产的飞机液压管路系统中最主要连接方式，苏-27飞机上的28 MPa系统也是采用这种连接结构形式[5]。

管路连接件一般采用接触式静密封，据统计，静密封只有约10%的故障为密封件失效，而90%的故障为密封连接失效[6]。我国扩口式管路连接件通用规范是参照俄罗斯标准体系形成的，这种管路连接结构在早期的航空管路系统中应用较广[7-8]。扩口式管路连接是通过施加规定的安装力矩，使扩口式管接头的74°外锥面和平管嘴的66°内锥面夹紧经冷扩口加工的导管，靠螺纹连接产生的轴向力来克服液体压力而获得密封的结构[2,9-10]。扩口式管路连接件结构形式如图1所示，通过外套螺母与接头螺接，平管嘴与导管外锥面接触、接头与导管内锥面贴合从而实现管路密封[11]。

针对某氧气浓缩器进气口处扩口管路连接的平管嘴出现的锈蚀故障，本文作者通过宏观、微观形貌分析和金相、成分分析，确定了锈蚀的模式。通过逻辑分析，并通过Mises应力和CPRESS接触压力模拟分析，探讨故障部位腐蚀介质聚集的可能原因，最终确定了平管嘴与外套螺母之间的间隙处发生间隙腐蚀的完整过程。

1 故障简介

某氧气浓缩器进气口内部经常出现大面积锈蚀现象，已经困扰成品厂较长时间。该氧气浓缩器为主供氧系统之一，机体工作期间必须开启运行。压缩空气会源源不断地通过管路进入氧气浓缩器，再经由浓缩器内部的滤芯、分子筛过滤掉氮气形成高浓度氧气储存于储气罐中，余气由排气管直接排入大气。

故障发生在如图2所示的氧气导管一端，该氧气管已服役约160 h。氧气管一端装有一件HB4-45-12扩口式外套螺母(下简称：外套螺母)和一件HB4-44HF12平管嘴(下简称：平管嘴)(见图2(b)左侧)，另一端为焊接扩口式直通管接头(见图2(b)右侧)。处于外套螺母和LF2M铝管扩口之间的平管嘴大径外圈面一侧可见严重锈蚀，如图2(a)所示。外套螺母材料牌号为2A12，T4热处理，表面阳极化处理；平管嘴材料牌号为30CrMnSiA，热处理方式为淬火(880±100) MPa，表面镀锌钝化处理。

图2 故障件导管及锈蚀平管嘴Fig.2 Failed pipe and rusted flared flat nozzle:(a)rustedflared flat nozzle;(b)failed pipe

发生故障的氧气管是连接某氧气浓缩器进气口的最后一段气管。该氧气管一端通过焊接直通管接头连接环控系统压缩空气气路，另一端通过外套螺母和一个平管嘴连接到氧气浓缩器的HB4-8-12扩口式拧入式直通管接头上。环控系统压缩空气流向如图2(b)所示，最后进入氧气浓缩器。氧气浓缩器的压缩空气来自后机身发动机舱下部除湿器之前分出的旁路支管。

2 故障原因分析

2.1 故障件宏观检查

如图4所示,拆卸后的平管嘴肉眼观察可见整个大径外圈面有明显的不均匀红棕色锈蚀，而其他各面均呈现正常的镀锌钝化亮色。另外，与氧气管扩口外锥面紧密贴合的平管嘴内锥面呈现光亮的镀层颜色，也未观察到锈蚀迹象。此外，平管嘴大径与小径之间的台阶面及附近区域，除存在少量可去除的黑色脏污外，也未见锈蚀迹象。

如图4(c)所示，刨开外套螺母可见其与平管嘴接触一端内侧有明显的红棕色锈渍痕迹，而阳极化层并无肉眼可见的划伤与破损。

图4 平管嘴锈蚀部位及相关零件宏观照片

connection;(b)rusted nozzle;(c)longitudinal section of outer nut and flat nozzle

如图5(a)所示，在氧气管扩口内锥面可观察到不均匀的装配压痕并带有少量黑色脏污，压痕之间有断续灰白色无压痕区。由各组件装配刨面(见图5(b))可见，各组件装配时，外套螺母通过尾端内孔面压紧平管嘴台阶面，再通过平管嘴内锥面压紧氧气管扩口外锥面，最终使管口内锥面贴合下方的直通管锥面。但外套螺母内螺纹收尾段与平管嘴大径外圈面之间的空间存在明显缝隙；此外，平管嘴小径与外套螺母尾端孔径之间也存在一段缝隙，见图5(b)中虚线框处。

图5 氧气管扩口端内锥面及各组装刨面照片Fig.5 The inner cone of flared pipe and assemblysection:(a)inner cone of flared pipe;(b)flared pip and assembly section

2.2 金相和扫描电子显微检查

图6所示为平管嘴正常部位和锈蚀部位刨面显微形貌。可见，正常部位覆盖有5.5 μm左右均匀镀层，符合HB 5033—1977《镀层和化学覆盖层的选择原则与厚度系列》要求的5～8 μm镀锌层厚度；锈蚀处发现多处深浅不均的锈蚀坑，锈坑深度为数十微米，最深可达103.59 μm，且锈坑已侵入金属基体。

图6 平管嘴正常和锈蚀部位刨面显微照片Fig.6 Microstructure of the normal part(a) andrusted part(b) on the flared flat nozzle

图7示出了锈蚀平管嘴正常和锈蚀部位显微形貌。平管嘴正常部位表面形貌如图7(b)所示，可见正常部位平面除少量污染物外均为均匀镀层，图中等距条带为车制平管嘴圆筒的加工刀痕。如图7(c)所示，平管嘴大径外圈面锈蚀部位有一层厚薄不均的附着物,呈现典型的锈蚀泥纹花样。附着物高倍下呈现团絮状和冰花状疏松结构，且导电性较差，可能为氧化产物，如图7(d)所示。

图7 锈蚀平管嘴正常和锈蚀部位电镜显微照片

image of normal part;(c)SEM image of rusted part(438×);(d)SEM image of rusted part(4 040×)

2.3 能谱成分分析

对故障平管嘴锈蚀部位和正常部位分别进行能谱成分检测，结果显示：锈蚀部位Fe、O元素含量明显偏高，且可检出少量腐蚀性Cl元素，如图8所示。根据检测结果，可以确定这些锈蚀产物为铁氧化合物。而正常镀锌层部位Zn元素为主元素，未检测出其他典型腐蚀性元素，如图9所示。

图8 平管嘴锈蚀部位能谱分析Fig.8 EDS analysis of the rusted part on the flared flat nozzle

图9 平管嘴正常部位能谱分析Fig.9 EDS analysis of the normal part on the flared flat nozzle

3 分析与讨论

3.1 逻辑推论

上述分析表明，锈蚀仅发生在外套螺母内螺纹收尾段与平管嘴大径外圈面形成的缝隙区域，为典型的缝隙腐蚀。腐蚀介质可能通过图10所示的3处进入。

图10 腐蚀性介质泄漏通道分析Fig.10 Analysis of leakage channel of corrosive medium

图中①处平管嘴台阶面与外套螺母尾端内孔面在装配时为压紧贴合，②处是螺纹旋合且有气密性要求，因此，①、②两处都不可能有腐蚀性介质进入。另外，若①处有腐蚀性介质进入，先发生缝隙腐蚀的应该是①处的缝隙(见图5(b))，但宏观分析并未发现该处缝隙发现锈蚀迹象。因此，腐蚀介质只可能来自于③处，也就是经氧气管扩口内锥面泄漏出来进入缝隙。图5(a)所示的管头扩口内锥面宏观照片显示的不连续的压痕区和灰白色无压痕区，可佐证该处扩口内锥面不均匀，有可能导致管内腐蚀性介质渗漏进缝隙区域，造成腐蚀性介质聚集。

从设计和生产厂家了解到，该处管内的压缩空气并未经过除湿处理。因此，在潮湿或盐分较大的大气环境中服役时，通过环控系统管路送来的压缩空气可能会带有部分水汽或腐蚀性元素。另外，氧气浓缩器随机体的运转环境存在室温到低温的交替变化，不运转时一般为场地环境温度，最高运转时温度不超过60 ℃，而高空运转时温度可能降低到-10 ℃。这种温差交替变化，也会使湿气冷凝从而发生聚集，并通过缝隙积累。此外，氧气浓缩器进气口内有滤芯，当压缩空气通过滤芯时势必会受阻而有一定减速，这也会导致腐蚀性介质在该处聚集。

3.2 密封泄漏有限元分析

参考文献[12]中利用CAE研究扩口管扩口成形技术的方法，结合实际管路连接件安装过程中最常见的不同轴强制装配情况，以及管接头与扩口管轴线存在角度偏差情况[13-14]，利用Abaqus对存在不同轴安装情况下，管路扩口面应力与密封面接触情况进行模拟分析。

3.2.1 有限元分析

扩口导管接头模型简化如图11所示。扩口导管材料为LF2M铝合金，平管嘴材料为30CrMnSiA合金钢，弹性阶段参数见表1。塑性阶段采用外径14 mm的导管实际拉伸试验数据进行拟合，可得LF2M管材该阶段材料属性，如图12所示。

图11 扩口导管接头模型Fig.11 Model of flared pipe connection

表1 弹性阶段材料属性Table 1 Materials properties of elastic stage

图12 LF2M管材真实应力-应变曲线Fig.12 True stress-strain curve of LF2M pipe

导管扩口锥面形状参考HB4-44和HB4-52中外径14 mm扩口导管成形的尺寸参数，利用扩口导管成形工具进行扩口导管成形计算,得到的计算结果如图13所示。可知外径为14 mm的扩口导管锥面上形成一定宽度的密封面，符合扩口管路件典型的面密封形式。模型假设管接头与扩口导管初始安装存在一定的角度误差，分别设置初始偏转角度为0°、0.1°、0.2°、0.3°、0.4°、0.5°、0.6°，模拟导管拧紧安装过程。将平管嘴和管接头设置为刚体，扩口导管为变形体，对3个零件划分六面体网格，网格大小为0.2 mm。固定约束扩口导管未扩口一端6个方向自由度，安装压紧过程模拟采用位移控制，设置平管嘴位移约束延平管嘴轴向为U2=-0.1 mm，设置管接头位移约束延管接头轴向为U2=0.1 mm。计算采用位移控制的原因是为了避免在模拟有角度偏差装配时，采用力控制会出现瞬时接触局部网格异常畸变导致的无法收敛。

图13 扩口成形计算结果Fig.13 Calculation results of flared pipe

接触定义：施加在外套螺母与直通管接头之间螺纹副的拧紧力矩使扩口的导管内壁与管接头74°外锥面产生有效的接触密封面。在Abaqus软件中的Interaction设置Surface-to-Surface Contact定义平管嘴与导管、导管与管接头之间的相互接触对。主要接触面如图14所示。

图14 扩口式管路连接件约束条件Fig.14 Constraint condition of flared pipe connector assembly

扩口式管路连接件是通过对螺纹副施加一定的拧紧力矩，产生轴向力来克服介质压力从而保证密封性能的结构。拧紧外套螺母所需力矩为

T=T1+T2

(1)

式中：T为拧紧外套螺母所需力矩；T1为螺纹摩擦力矩；T2为支承面摩擦力矩。

首先计算螺纹连接的摩擦力矩T1。螺纹表面受力分析见图15。

图15 螺纹表面受力分析Fig.15 Force analysis of screw thread surface

对铝-钢接触表面，取摩擦因数μ=0.17。

(2)

式中：ρv为当量摩擦角；f1为摩擦力；FN1为斜面支承力；μ为摩擦因数。

螺纹当量摩擦角ρv=arctanμ

所选螺纹规格为M22×1.5，螺距P=1.5 mm，中径d2=21.026 mm。

(3)

式中：T1为螺纹摩擦力矩；Q为水平推力；F为轴向载荷；d2为螺纹中径；φ为螺纹升角；ρv为当量摩擦角。

然后计算螺母支承面的摩擦力矩T2。支承面受力分析见图16。

图16 支承面受力分析Fig.16 Force analysis of bearing surface

单位面积内支承面受力

半径为r，宽度dr环形面受力

则支承面摩擦力矩：

(4)

式中：T2为支承面摩擦力矩；D为平管嘴大径外圆直径；d为外套螺母孔端直径；μ为摩擦因数；F为轴向载荷；r为积分半径。

将式(3)和式(4)代入式(1)，有：

(5)

式中：T为拧紧外套螺母所需力矩；F为轴向载荷；d2为螺纹中径；D为平管嘴大径外圆直径；d为外套螺母孔端直径；μ为摩擦因数；r为积分半径；φ为螺纹升角；ρv为当量摩擦角。

按照航标扩口管路通用规范HB4-1[15]，LF2M铝合金材料φ14 mm扩口管路连接结构拧紧力矩范围为25.50～41.15 N·m。因此管路连接达到密封要求的最低拧紧力矩为25.5 N·m，代入式(4)可计算出最低施加载荷为7.109 kN。计算分析在该载荷附近0°～0.6°偏转角度误差时，Mises应力分布和CPRESS接触压力分布情况，就可研判扩口管路连接是否存在密封失效和泄漏风险。

3.2.2 结果与分析

由于计算采用位移控制，支反力无法精确控制到7.109 kN，故采用最接近支反力7.109 kN的对应计算步的最大Mises应力和CPRESS接触压力作为理论上达到密封条件的最低阈值判据。

不存在角度偏差(0°)时，当平管嘴靠外套螺母端承力面上支反力达到7.184 kN时，Mises应力和CPRESS接触压力分布如图17所示。

图17 正常装配0°偏角时管接头支反力及扩口管Mises应力和CPRESS接触压力分布Fig.17 Reaction force,Mises stress and CPRESS contact pressure distribution of flared pipe under normal assembly with 0°deflection angle:(a)reaction force of pipe joint assembly;(b)Mises stress distribution on the inner cone of flaredpipe;(c)contact pressure on the inner cone of flared pipe;(d)contact pressure on outer cone of flared pipe

在正常无偏角装配情况下，扩口管内、外锥面Mises应力和CPRESS接触压力均呈现均匀的环形带状分布，符合扩口管路的典型密封面形式。当平管嘴上支反力达到约7.184 kN时，扩口管内、外锥面最大Mises应力约为74.42 MPa，最大CPRESS接触压力约为109.4 MPa。

存在角度偏差0.1°的装配情况，当平管嘴靠外套螺母端承力面上支反力为7.533 kN时，Mises应力和CPRESS接触压力分布如图18所示。

计算结果表明，当仅有0.1°偏差装配时，Mises应力和CPRESS接触压力已出现不均匀分布，且CPRESS接触压力更为明显。在支反力达到7.533 kN时，扩口管内锥面已经出现联通内、外部且CPRESS接触压力小于等于83.32 MPa的区域，小于最低阈值109.4 MPa，如图18(c)中圆圈标出部位。

不同角度偏差下支反力最接近最低阈值时的Mises应力和CPRESS接触压力计算结果和密封状况见表2。

有限元分析计算中，Mises应力常被用来研究和分析构件上的应力异常分布情况，尤其是在用于寻找应力集中区域。而CPRESS接触压力常被用来研判相互作用面上的接触情况[14,16]。由表2数据可见，存在角度偏差情况下均出现内外联通的低接触压力区域，且区域内的接触压力均低于正常装配时的最低阈值109.4 MPa。反映到实际中，接触压力的不均匀对应扩口管内锥面出现接触不均匀情况。因此，计算结果从理论上也反映了故障件扩口管内锥面形成图5(a)所示不连续压痕的原因。按照前文提到的判据，这些区域很可能就会出现密封失效甚至泄漏问题。

虽然工艺要求安装扭矩应控制在25.50～41.15 N·m范围，但实际安装过程中除了装配不同轴，扭矩也可能偏上限甚至超过这个范围，导致过紧安装。这就更会造成扩口管内锥面在有偏角情况下，因接触压力不均而产生异常变形。文中计算仅模拟分析了一次安装的情况，但实际情况下常常会反复拆装，这些变形也会不断累积，尤其是对于铝合金管材，会因冷作硬化导致不可恢复的变形。另外，扩口管内锥面反复拆装过程的磨损也是常见的现象，这些异常变形和磨损都会加剧接触的不均匀性，从而破坏扩口锥面密封带的完整性，最终导致密封失效和泄漏问题。

图18 0.1°偏角时管接头支反力及扩口管Mises应力和CPRESS接触压力分布Fig.18 Reaction force,Mises stress and CPRESS contact pressure distribution of flared pipe under normal assembly with 0.1°deflection angle:(a)reaction force of pipe joint assembly;(b)Mises stress distribution on the inner cone of flaredpipe;(c)contact pressure on the inner cone of flared pipe;(d)contact pressure on outer cone of flared pipe

表2 不同角度偏差下支反力最接近最低阈值时的Mises应力、CPRESS接触压力及联通区域应力范围Table 2 Stress,CPRESS values stress distribution of connective area as RF approach around the threshold value at different assembling angles