某輔助動力裝置燃油總管裂紋故障分析

鄒子劍，李東杰，李繼世，張大義

（1.中國航發湖南動力機械的研究所，湖南 株洲 412002；2.北京航空航天大學能源與動力學院，北京100083）

0 引言

某型輔助動力裝置（APU）燃油總管在外場發生裂紋導致漏油，引起APU艙著火，嚴重影響飛行安全。故障發生時APU累計使用時間為40 h。通過對輔助動力裝置燃油總管故障件斷口分析以及對燃油總管的裝配應力進行ANSYS仿真計算，對管路失效模式進行確認；并基于最小應變能定理，提出一種改進的裝配方式，減小管路在裝配時的應力。

1 燃油總管受力情況

燃油總管為聚四氟乙烯（PTFE）軟管，內部結構示意如圖1所示，軟管由導電的PTFE內管、不銹鋼絲增強層、金屬連接件（接頭、套筒、螺母）和硅橡膠防火套四部分組成[1]。

圖1 燃油總管內部結構圖

燃油總管沿APU燃燒室機匣周向裝配，有14個均勻分布的裝配點通向燃油噴嘴（裝配點編號如圖2所示，通過裝配點編號指定相應的管段，如0-1段）。工作時燃油總管給14個噴嘴輸送3號噴氣燃料；燃油工作溫度為-50～200℃，供油壓力小于3 MPa，根據國軍標[2-3]，該型管路屬于低壓軟管。

在工作時，燃油總管主要承受以下3種應力：燃油總管內液體壓力對燃油總管產生的應力，APU工作時燃油總管所受的振動應力，燃油總管裝配時產生的初始裝配應力。液體壓力產生的應力由APU的工作狀態決定，它對燃油總管產生的應力在一定范圍內變化；燃油總管所受的振動應力由于燃油總管結構、布局未改變，在無共振影響時振動應力值變化不大，經測試燃油總管在正常工作轉速下燃油總管沒有產生共振；燃油總管所受的裝配應力隨燃油總管的長度、彎曲角度等裝配參數變化，合適的裝配參數將使燃油總管產生較小的裝配應力，而不合適裝配參數將可能使管路產生較大或很大的裝配應力。

經初步分析，引起燃油總管裂紋的原因可能是承受的裝配應力過大，因此本文將對某輔助動力裝置燃油總管的裝配應力進行分析。見圖2。

圖2 燃油總管展開圖

2 故障件斷口檢查

對故障管路進行裂紋和斷口檢查。檢查中發現，燃油總管3-4段，靠近4號接頭根部，金屬接頭與聚四氟乙烯管接觸的位置出現2 mm的周向裂紋，開口與金屬編制網的壓痕形貌類似，見圖3（a），該裂紋位于彎曲最嚴重的外側，見圖3（b），疲勞弧線位于聚四氟乙烯斷口上，沿著周向往兩側均勻擴展，可基本確定源區位于兩側弧線對稱的中間區域，見圖4（a~b）。細觀下，同時可見由內向外以及沿周向擴張的疲勞弧線，源區位于聚四氟乙烯管的內側，見圖5。

圖3 聚四氟乙烯管周向裂紋以及對應位置

圖4 斷口宏觀形貌

圖5 斷口細觀形貌

3 聚四氟乙烯管裂紋機理分析

一般而言，聚四氟乙烯管的微裂紋和靜電擊穿是導致管體泄露的主要原因[4]，而該軟管不存在靜電擊穿的問題。對于PTFE內管裂紋，作為傳輸介質的接觸載體，其管體必須是無裂紋的（非透過性裂縫）。裂紋早期稱為銀紋，在一些半晶體的聚合物中，由于應力及環境因素的影響，會在材料表面或內部出現微小但相對密集的銀紋，銀紋現象是高聚物在張力作用下，在材料某些薄弱部位出現應力集中而產生局部塑性形變和局部取向[5]。造成聚四氟乙烯管裂紋的原因可分為外因和內因。

外因主要是由于壓力軟管裝配不規范而導致的管體滲漏，如管體扭曲裝配、壓力彎曲半徑小于標準要求。一方面扭曲或彎曲半徑過小本身會帶來比較大的初始裝配應力；另一方面軟管耐壓能力與裝配彎曲半徑有關，軟管充壓后，通過聚四氟乙烯內管將壓力傳遞給鋼絲編織層，軟管彎曲時，鋼絲編織角度發生變化，使軟管徑向應力與軸向應力的均衡力方向同鋼絲層的編織方向不一致，軟管耐壓力下降，軟管彎曲半徑越小，則耐壓強度下降越多[6]。因此裝配軟管時，盡可能使彎曲半徑大一些，一般不應小于20 D，在無法保證時，也不能小于膠管的最小彎曲半徑（一般為10 D）。

內因多數是由于成型時操作不當所致，如推壓成型或增強編織時，PTFE內管內部的推壓或編織芯棒造成的內管內壁劃痕；或由于燒結不充分，造成的顆粒之間粘結力下降，而產生的管體銀紋現象[7-8]。

4 燃油總管裝配應力分析

根據斷口顯微檢查結果，在燃油總管金屬接頭位置處的聚四氟乙烯管存在疲勞裂紋，軟管內部結構圖見圖6。圖6中的藍色件為金屬接頭，疲勞裂紋發生在內管與金屬接頭的接觸處，即紅圈處。根據聚四氟乙烯內管的機理分析分析和燃油總管承制廠商的復查，可以排除由成型不當造成的裂紋，基本判定疲勞裂紋產生的主要原因是裝配方式不正確，造成內管與金屬接頭接觸處局部應力過大，并造成軟管耐壓能力下降。本節對燃油總管的裝配應力進行分析。

圖6 軟管疲勞裂紋位置

4.1 管路主要裝配參數的選取

燃油總管的裝配效果如圖7所示。

圖7 燃油總管裝配情況

根據燃油總管的裝配情況，可建立燃油總管裝配狀態的模型如圖8所示。經簡化后，認為影響裝配效果的主要參數為下列4個：

（1）軟管自由伸長的長度L；

（2）兩個裝配支點的跨度l；

（3）支點 1 裝配角度 θ1；

（4）支點 2 裝配角度 θ2。

由于裝配節點間距l由燃燒室的尺寸和燃油噴嘴的位置所決定，因為管路自由伸長長度L無法改變，所以實際可控的裝配參數只有兩個：即支點1裝配角度θ1和支點2裝配角度θ2。測得燃油總管的裝配點的直線距離l=91.45 mm，管路自由伸長的長度為L=95.5 mm。

圖8 管路裝配參數模型

4.2 原因分析與改進方案

實際總管的裝配情況如圖9所示，可以認為該裝配方式支點1、2的裝配角度θ1和θ2相等，即θ1=θ2，此時軟管在兩個支點之間呈S型，裝配變形比較大，即管路的彎曲半徑較小。管路裝配時，控制軟管裝配形狀的主要是兩端金屬接頭的裝配角度θ1和θ2，也就是支點1、2的裝配角度，因此控制軟管變形的外力主要來源于金屬接頭與內管內壁面的接觸應力，可以看出，該種裝配方式下，主要的應力集中區域在紅圈處，這與內管疲勞裂紋的位置吻合。后文會作計算驗證。

引起該接觸應力過大的原因是管路裝配狀態的彎曲曲率過大。為了減小應力水平必須減小彎曲曲率，具體方法是改變裝配方式。對于改進的裝配方式，金屬接頭的裝配角度不應保持同向（θ1=θ2），而應做周期性地變化（θ1=-θ2），以減少管路的裝配曲率，從而減少裝配應力。如圖10所示。

圖9 實際裝配方式

圖10 改進裝配方式

4.3 計算驗證

下面分別計算現在裝配方式以及改進裝配方式的裝配應力水平，利用ANSYS軟件計算驗證改進方案的應力水平減小情況。假設現有裝配方式的裝配角度 θ1=30°，θ2=30°，而改進裝配方式的裝配角度θ1=30°，θ2=-30°。

計算驗證主要是驗證改進方式的效果，并不是計算具體的局部接觸應力，因此在計算中考慮三層不同的材料，但是不考慮各層之間的相對運動，認為是一體結構。圖11中藍色為PTFE內管，灰色為金屬加強網，棕色為防火套。

圖11ANSYS管路網格模型

當裝配角度為 θ1=30°，θ2=30°（對應現有裝配方式）時，等效應力最大值為173.56 MPa，等效應力云圖如圖 12；當裝配角度為 θ1=30°，θ2=-30°（對應改進裝配方式）時，等效應力最大值為76.398 1 MPa，等效應力云圖如圖13。

圖12 現有裝配方式應力分布情況

圖13 改進裝配方式應力分布情況

根據兩種裝配方案的計算結果可以發現，等效最大應力發生的部位在金屬接頭的一端與內管的接觸處，位于彎曲最嚴重的外側。這與燃油總管內管疲勞裂紋發生的位置吻合，說明裝配應力是引起內管疲勞裂紋的主要原因之一。另外也可以驗證，改進裝配方案相比于現用的裝配方案，應力水平大幅度減少。原方案的局部應力為173.56 MPa，改進方案為76.398 1 MPa，減少了56%，實現的方法是增大彎曲半徑。

進一步分析，因為管路本身裝配時會變形，即存在應變能，在彈性力學中具體指拉壓應變能以及彎曲應變能，裝配時的應變能水平一定程度上決定了裝配應力。因為應變能越大，說明系統中存儲了越多的勢能，其恢復自由伸長狀態的趨勢越強，從而對于在約束管路變形的金屬接頭與內管的接觸面上造成更大的應力。如果認為管路自由伸長的長度不變，且兩端支點距離不變，管路的曲率越大，一般可以認為其拉壓應變能和彎曲應變能越大，這解釋了增大彎曲半徑減小裝配應力的機理。

5 管路最佳裝配方式的分析

管路最佳裝配方式的評價標準是使得管路裝配應變能最小，而裝配應力水平可通過裝配后管路總的應變能U=UT+UM表征，其中UT為拉壓應變能，UM為彎曲應變能。

對于材料參數、截面尺寸以及軟管完全自由伸長長度L給定的燃油總管，總應變能U只取決于裝配后管路的形狀，如圖8所示，可以用管路軸線函數y=f（x）x∈[0，l]描述管路的形狀，其中 l為裝配節點間距，支點1裝配角度θ1，支點2裝配角度θ2。

管路軸線函數y=f（x）可認為是一個4次多項式函數，共有5個系數，通過以下5個條件完全確定：

（1）在支點 1 處固定即 y（0）=0；

（2）在支點 2 處固定即 y（l）=0；

（3）支點 1 的裝配角度 dy/dx│x=0=tan（θ1）；

（4）支點 2 的裝配角度 dy/dx│x=l=tan（θ2）；

（5）根據最小能量原理，在裝配狀態，軟管的變形（應力-應變）情況一定遵循使得總的應變能U=UT+UM處于極小值的原則。

根據以上的5個條件，可確定4次多項式函數的5個系數，即確定管路裝配后的軸線（形狀），進而確定裝配總應變能，同時反映了裝配的應力水平。

通過條件（1）和條件（2），可將管路軸線函數y=f（x）寫成多項式形式：

引入兩個邊界條件：管路兩端的裝配角θ1，θ2：

管路的總應變能：

泰勒展開得到：

根據泛函極值定理，則有δU=0，并且可以認為，泛函取極值一定是極小值，不會有極大值，因為總應變能沒有上界，推知：

通過以上分析，給定裝配角度，即支點1裝配角度θ1和支點2裝配角度θ2確定時，管路軸線函數y=f（x）也確定。下面給出一些典型裝配角度時的管路軸線形狀。

當 θ1=0°，θ2=0°，管路沒有彎曲變形（如圖14），符合一般性的認知。

圖14 當θ1=0°，θ2=0°管路變形情況

當 θ1=30°，θ2=30°，管路呈現出波浪線的形狀（如圖15），即實際裝配方式。

圖15 當θ1=30°，θ2=30°管路變形情況

當 θ1=30°，θ2=-30°，管路呈現出類似拋物線的形狀（如圖16），即改進裝配方式。

圖16 當θ1=30°，θ2=-30°管路變形情況

進一步根據式（*）可以建立起裝配總應變能U與裝配角度 θ1和 θ2的關系 U=g（θ1，θ2）。圖 17 等高線圖表明了裝配角度對總應變能（紅高藍低）的影響，可見如果按照原方案裝配，即裝配角度θ1=θ2，對應圖17中的次對角線，應變能水平總體偏高，而且隨著裝配角度絕對值變大而增大。而如果按照本文提出的改進裝配方案，即裝配角度θ1=θ2，對應圖17中的主對角線，可以實現更低的裝配應變能水平，即更低的裝配應力水平。

圖17 總應變能與裝配角度θ1和θ2的關系

根據圖17的結果，應該盡可能將裝配角度設計在圖中的深藍色區域。對于本文研究的管路，其最佳的裝配角度是 θ1=-θ2=22.857 14°

在ANSYS中進行計算驗證，得到表1。

表1 裝配角度與總應變能及最大等效應力的關系

根據表1可知：

1）利用總應變能可以在一定程度上反映最大等效應力；

2）改進方式的裝配角度即θ1=-θ2優于現用的裝配角度即 θ1= θ2；

3）理論推導的最佳裝配角基本符合ANSYS使用實體單元仿真計算的結果。理論計算的最佳裝配角度是 θ1=-θ2=22.857 14°，而 ANSYS 仿真結果表明，最小總應變能的裝配角在θ1=-θ2=20°左右。

6 結論

（1）通過有限元分析與計算，確定某輔助動力裝置燃油總管產生裂紋故障主要原因是管路裝配時裝配角度不合理，導致早期裝配應力過大。在外場振動、沖擊等綜合工況作用下引發裂紋的萌生。

（2）在燃油總管自由伸長的長度無法隨意變更的前提下，可采用本文中改進管路裝配角度的方案，來改善在裝配時的應力集中。