栾艳华，刘殿春

（1.沈阳黎明航空发动机集团有限公司，沈阳110043；2.沈阳发动机设计研究所，沈阳110015）

1 引言

某型发动机在使用过程中，燃油导管（简称导管A）多次发生断裂故障，与之相连的高压燃油泵至油滤之间的导管（简称导管B）也曾经发生过类似故障。由于导管A与导管B相互连通，导管A断裂会引起大量的燃油泄漏，从而会造成灾难性的后果。经故障进行初步研究，发现导管A断裂不是偶然现象，其设计存在的问题也可能造成此导管在工作过程中振动应力过大，最终导致导管断裂。从根本上解决放油导管A断裂故障，可增强发动机外场使用可靠性，提高发动机维修效率，对保证发动机在外场的出勤率具有十分重要的意义。

本文对发生断裂故障的某型发动机燃油导管的装配工艺、工作环境、功能及静频和动应力等进行了详细分析。

2 故障分析

2.1 工艺

导管A是与航空发动机燃油供油导管B连通的1根放油管，主要在发动机维修放油时使用。导管B的上游连接有柱塞泵，在发动机工作时，燃油由柱塞泵流向导管B，经燃油导管下游的高压油滤过滤后供发动机正常工作使用。各零部件的位置关系如图1所示。

分解发动机后，对导管A进行了装配工艺复查，发现所有装配操作符合工艺规程规定。因此，可排除因装配工艺错误造成故障的可能。

2.2 工作条件

在发动机工作时，导管B的压力约为30 MPa，液压压力约为25 MPa，导管A与导管B是连通的，工作压力相等。由于导管A是放油管，设计时将导管A定为低压管。服务通报规定，导管A的打压压力为1.55 MPa，液压压力为1.25 MPa。其试验压力比实际可能承受的压力小了十几倍。如果将导管A按低压管处理，其试验压力符合国家标准规定，但其实际工作压力最高达21 MPa，脉动幅值为6 MPa，其实际工作条件比设计条件苛刻很多倍，这是导管A发生故障的重要原因之一。

2.3 理化分析

对断裂部件进行宏观检查，发现断裂位置位于焊接热影响区，如图2所示。导管外观无明显的宏观塑性变形。采用体式显微镜观察，发现断口平坦，呈灰色，表面磨损严重，为疲劳断口；断口源区有1台阶，台阶两侧可见明显的2个疲劳源区，源区侧面未见腐蚀和磕碰痕迹；疲劳起始于导管外表面，并向内部及两侧扩展。断口宏观形貌如图3所示。

用扫描电镜对断裂位置进行微观结构观察，得到疲劳源区的放大形貌，如图4所示。从图4中可以观察到放射状棱线，未见冶金缺陷。疲劳扩展区磨损严重，局部可见疲劳弧线，如图5所示。

为了确定导管A的制造材料是否满足设计要求，对其进行了能谱分析。结果表明，燃油导管材料为1Cr18Ni9Ti，符合导管A的设计材料要求。

以上分析表明，导管A断口为多源疲劳断口，疲劳起源于导管外表面的焊接热影响区，疲劳源区未见冶金缺陷。因此，断裂可能是由正常的振动叠加装配应力过大造成的。

2.4 静频和动应力测试

导管A、B通过螺纹和锥面刚性连接成一体，有必要对这2根导管进行静频和动应力测试和分析。

2.4.1 静频测试

在工作过程中，航空发动机导管主要承受发动机转子引起的振动、导管内液体脉动引起的振动、冲击力、导管内流体压力及导管安装不当引起的附加载荷等。为防止导管在发动机工作转速范围内产生共振，要求某型发动机导管的自振频率应满足f≤39 Hz或f≥277.1 Hz。导管A、B还受柱塞泵脉动压力影响，高频应避开柱塞泵脉动压力频率，即f≥747 Hz。

对3台发动机的导管A、B进行静频测试，并在每次测试中将导管上的卡箍位置分别移动2次。由于2根导管刚性连接成一体，移动传感器和敲击位置结果基本一致。静频测试结果见表1。

在导管振动时，频率越高振幅越小，高频振动对导管的安全性影响较小。因此，在对比时可忽略高阶振动频率，只比较低阶（1阶）振动频率。从表1中数据可知，调整卡箍位置前、后，导管A的静频无明显变化，且均不符合要求，与发动机产生共振的几率很大。由此可知该导管在设计上存在不足。

2.4.2 动应力测试

根据设计要求，导管的振动疲劳强度储备系数K=σaσv≥3（σa为导管焊缝处振动疲劳极限；σv为试车中测试的最大应力）。根据以往试验结果，各种管接头和管路连接件的振动疲劳极限约为160～220 MPa。按其下限160 MPa计算，某型发动机管路的振动应力限制值选为50 MPa。为进一步查找故障原因和研究解决办法，在某型发动机上分别对导管A、B进行了2次动应力测试。

表1 导管A固定卡箍固定位置不同时的静频

2.4.2.1 第1次

通过7次独立试车，进行第1次动应力测试。在第1～4次试车和第5～7次试车时，分别对导管A、B进行测试。在第1次试车中，首先对导管A的故障部位和导管B上靠近故障处的关键部位进行测试；在第2次试车中，调整导管B上靠近故障处的卡箍位置，测试点不变；在第3次试车中，恢复导管B上卡箍位置，将导管A断裂处下方卡箍的位置向上移动8mm，测试点不变；在第4次试车，除了导管A故障处测试点不变外，改变其余测试点位置，将其放置在与故障处相距较远的焊缝和卡箍处；在第5次试车，更换1组导管，测试点与第1次试车时的相同；在第6次试车，调整导管B上靠近故障处的卡箍的位置，测试点不变；在第7次试车，测试点与第4次试车时的相同。通过以上7次试车测试，得到了比较完整的导管动应力数据，能够反映导管在发动机运行过程中的动应力变化情况。

在试车过程中，在导管A故障点处测得较大动应力及出现较大动应力时的发动机状态、频率及转速。在所有测试结果中，动应力较大的位置集中在导管A故障点处，大部分发生在第3次试车中，20个较大动应力所对应的频率全部与柱塞泵脉动压力频率吻合。由测试结果判断，柱塞泵的脉动压力对导管A的故障影响很大，而移动卡箍对导管的动应力影响则不明显。

2.4.2.2 第2次

新研发的柱塞泵B与故障发动机使用的柱塞泵A可互换。与柱塞泵A相比，柱塞泵B在结构上有较大改进，从根本上解决了泵内严重磨损问题，在性能上具有一定的优越性，出口脉动压力为2.0～2.5 MPa，较柱塞泵A的出口压力6 MPa低，寿命比柱塞泵A的长。用柱塞泵B代替柱塞泵A可能降低泵后导管A的动应力。另外，由于导管A是放油管，外场和维修试车时均可不使用，故考虑取消导管A，用堵头堵住与之相连的导管B。

综合以上考虑，第2次测试的方案如下：第1次试车，在导管A及与其相关联的各导管正常安装连接的情况下，作动应力测试；第2次试车，换上柱塞泵B再测试；第3次试车，将导管A断开，剩下部分用于固定其它导管，并用堵头将导管B上的3通堵住，进行测试；第4次试车，将导管A取消，用堵头将导管B上的3通堵住，对其他与导管A一起固定的导管用增加支架和调整卡箍的方式固定，进行测试。

测试结果表明：更换柱塞泵并没有使导管A和导管B的动应力减小，反而稍有增大；尤其是导管A，换泵后，动应力由原来的31.8 MPa增大到39.8 MPa；取消导管A后，导管B的动应力稍有增大，由原来的10.5 MPa变为16.1 MPa，但其值还在一般型号管路设计振动应力限制值以内。

2.5 原因综合分析

2.5.1 设计缺陷

柱塞泵A最高出口压力为21 MPa，脉动幅值为6 MPa。由于导管A的静频没有达到要求，有的固有频率处于柱塞泵的脉动压力最大频率590～600 Hz附近，动应力测量结果表明正是柱塞泵的脉动压力使导管A动应力过大的位置发生了故障，降低了此处的安全系数。

由于高压燃油滤可以在很大程度上减小油压脉动幅值，从结构上看，柱塞泵后面的高压燃油滤前承受最高压力为21 MPa、脉动幅值为6 MPa压力的3根导管中有2根是φ18的粗管，只有导管A是φ9的细管，其焊缝处也就自然成了这一管系中的最薄弱环节。

2.5.2 检查要求低

导管A是放油导管，被定为低压导管。实际上，在发动机工作时，导管A放油口被堵住，管内压力应为柱塞泵出口滤前压力，即与导管B工作压力相同，因此，导管A应属高压导管。在使用过程中，导管A的压力是按低压导管给定的，因此造成检测压力过低，不能满足使用要求。

3 排故措施及效果

根据故障原因分析，认定对导管A按低压管进行设计是不合理的。为了解决这一问题，一方面，可增加导管A的强度，将导管A换成与导管B强度相同的导管；另一方面，导管的使用率很低，即使需要放油，也完全可在3通处实现，因此，取消导管A并将导管B的3通堵住也可解决问题；第3种可行措施是加大对薄弱环节的检查力度。

航空发动机用户贯彻前2条措施需要设计部门许可，同时还存在一些其他限制。因此，在航空发动机外场使用和维修过程中，采取了第3条措施，即加大导管A焊缝处的检查力度。在故检时，加强对该导管焊缝处的着色检查和X光检查，并将导管A的打压压力提高至30 MPa，液压压力提高至25 MPa。由对采用该措施发动机外场使用情况的跟踪检查得知，该措施使同类故障的发生几率大大降低。

4 结束语

对燃油导管发生故障的某型发动机的装配工艺、工作环境、功能及静频和动应力等进行的分析表明，某型发动机燃油导管设计强度不足且检测压力过低是故障发生的根本原因。在使用过程中，加大对导管A焊缝处的检查力度，提高导管A的检测压力，可大大降低故障发生几率。但是，要想彻底排除导管A断裂故障，还需改进导管A设计，提高其强度。

[1] 傅国如，陈荣，吕凤军，等.发动机燃油供油导管断裂失效分析[J].失效分析与预防，2007,2（2）:29-33.

[2] 张栋.机械失效的痕迹分析[M].北京：国防工业出版社,1996.

[3] 李权，傅国如，徐志刚，等.航空发动机不锈钢导管失效分析[J].材料工程，2003,（增刊）:137-138.

[4] 刘昌奎，刘华.TA15钛合金焊接接头性能与断裂行为研究[J].失效分析与预防，2006,1（2）:45-48.