?10mm、?14mm高壓聚四氟乙烯軟管組件脈沖試驗失效分析及改進

張正清

上海市塑料研究所（上海 200090）

工作研究

?10mm、?14mm高壓聚四氟乙烯軟管組件脈沖試驗失效分析及改進

張正清

上海市塑料研究所（上海 200090）

分析了?10mm、?14mm高壓聚四氟乙烯軟管組件脈沖試驗失效模式及機理，提出了提高高壓聚四氟乙烯軟管組件質量可靠性的改進方法，并取得了一定的實效，為進一步提高產品質量奠定了基礎。

聚四氟乙烯軟管組件 失效分析 鋼絲增強層

聚四氟乙烯軟管組件（以下簡稱“軟管組件”）由聚四氟乙烯內管、鋼絲增強層及兩端裝有金屬連接件（通常由螺母、接頭及套筒組成）的整體管組成。按照不同的產品結構和工藝過程生產出高壓（工作壓力10.5～21MPa）、中壓（工作壓力7～10.5MPa）和低壓（工作壓力＜7MPa）軟管組件，以滿足不同工作壓力的需要。目前美國已有最高工作壓力35MPa，能在-55～204℃溫度范圍內使用的軟管組件。

軟管組件具有重量輕、耐高低溫、耐腐蝕、耐老化及安裝方便等特點。

根據外場故障件數據統計，2005年以來，軟管組件外場質量年故障率基本在0.2‰以內。從軟管組件出廠質量一致性檢驗的情況來看，?10mm、?14 mm高壓軟管組件在脈沖試驗時偶有故障情況，主要現象為?14mm高壓軟管組件管體漏油，?10mm、?14mm高壓軟管組件金屬接頭套筒尾部滲油。高壓軟管組件為不可修復產品，所以故障即失效。為了解決這兩個規格產品的質量不穩定問題，本文針對其故障現象進行了機理分析和改進研究。

1 液壓脈沖試驗原理介紹

軟管組件連接的壓力管路中，由于某種外界原因（如閥門突然關閉、水泵機組突然停車）使油液的流速突然發生變化，從而引起壓強急劇升高和降低的交替變化，這種壓力現象稱為脈沖壓力或水錘波。一般液壓系統管路和管接頭等部件的破壞，是由遠低于破壞壓力的脈沖壓力所造成的，因此，《聚四氟乙烯軟管組件規范》（GJB2837—1997）中制定了相應的脈沖試驗，要求航空飛行器液壓系統軟管組件必須進行液壓脈沖試驗的驗證。

用來檢驗軟管組件承受相應壓力和脈沖沖擊的脈沖壓力曲線如圖1所示。對于高壓軟管組件，脈沖試驗以70次/分鐘的頻次，共進行25萬次脈沖循環，峰值壓力為工作壓力的150%。通過脈沖試驗動態考核壽命期內高壓軟管組件的抗疲勞破壞能力，快速檢測出設計或工藝環節的缺陷，以指導設計和工藝的改進，提高軟管組件的可靠性。

圖1 脈沖壓力曲線圖

2 高壓軟管組件故障現象

?10mm、?14mm高壓軟管組件的故障現象主要有兩種形式。

2.1 高壓軟管管體滲油

高壓軟管管體滲油是高壓軟管組件常見的故障現象之一，表現為軟管增強層的斷絲或在某一瞬間爆破，內管中壓力油從破口中噴出。故障部位一般位于管體中間彎曲部位。?14mm高壓軟管組件存在軟管增強層的斷絲和滲油故障現象。

2.2 高壓軟管接頭套筒尾部滲油

接頭套筒尾部滲油是高壓軟管組件失效形式最常見的一種，將故障件浸在水槽中進行氣密試驗時接頭套筒尾部會有大量氣泡冒出。?10mm、?14mm高壓軟管組件均存在接頭套筒尾部滲油故障現象。

3 高壓軟管組件故障機理分析

3.1 高壓軟管管體滲油故障機理分析

3.1.1 高壓軟管受力理論模型分析

從高壓軟管組件的外形及其在內壓作用下的受力狀態而言，高壓軟管組件類似于兩端封閉的圓筒形薄壁容器。因此，在推導高壓軟管組件耐壓強度的計算方法時，可將其假設為圓筒形均質薄壁容器來進行受力分析。

設有一直徑為D、端部封閉的高壓軟管組件，在內壓作用下其內壁的受力狀態如圖2所示。若沿管壁的縱橫斷面分割出一微單元體，則作用在該微單元體周向上的應力為σ1，作用于軸向上的應力為σ2，分別簡稱為周向應力和軸向應力。

圖2 高壓軟管組件受力狀態示意圖

根據材料力學，薄壁圓筒容器在內壓p作用下，其周向應力σ1和軸向應力σ2可由下式表示：

式中：p——內壓作用力，MPa（kg/cm2）；

D——圓筒直徑，cm；

δ——圓筒壁厚，cm。

將σ1和σ2比較，即得σ1=2σ2。

由此可以看出，高壓軟管組件在內壓作用下，假設為均質材料時，其理論模型所產生的周向應力要比軸向應力大1倍。

3.1.2 高壓軟管組件耐壓強度分析

高壓軟管組件為非均質材料構成，因此在設計中應根據內壓作用下其周向應力等于2倍軸向應力的基本原理，按高壓軟管組件鋼絲纏繞和編織結構等條件，確定其耐壓強度。高壓軟管組件受壓時，其周向應力和軸向應力的合力（均衡力）方向與增強層的纏繞或編織分布方向一致，當鋼絲纏繞或編織的角度為理論平衡角度54°44′時，其周向承壓能力與軸向承壓能力基本相同。

由于高壓軟管組件伸直狀態與彎曲狀態時的耐壓力不同，故必須分別進行分析。

3.1.2.1 高壓軟管組件平直狀態下耐壓強度

（1）鋼絲編織增強軟管耐壓強度計算

式中：pB——軟管耐壓強度，kgf/cm2；

η——不同編織層數的計算系數；

N——編織機錠子數；

n——每錠鋼絲根數；

KB——單根鋼絲強度，kgf/根；

D計——計算直徑，cm；

一般情況下，由于鋼絲的伸長率很小，故C3≈1。C4=1-0.015（n-1）。

（2）鋼絲纏繞增強軟管耐壓強度計算式中：pB——軟管耐壓強度，kgf/cm2；

N——纏繞鋼絲的總根數；

KB——單根鋼絲的強度，kgf/根；

D計——計算直徑，cm；

不同纏繞層數的修正系數C2值可以查表；由于鋼絲伸長率很小，故C3≈1。

從以上軟管耐壓強度計算公式可知，由于高壓軟管組件為非均質材料，聚四氟乙烯內管的耐壓強度一般不超過4MPa,相對于工作壓力為21MPa的高壓軟管來講，聚四氟乙烯內管所起的作用在力學計算中可忽略，高壓軟管組件的耐壓強度與鋼絲的根數、強度成正比，與軟管計算直徑的平方成反比。

3.1.2.2 高壓軟管組件彎曲狀態下耐壓強度

高壓軟管彎曲時耐壓強度下降的計算公式為：

式中：p彎曲和p伸直分別代表軟管彎曲和伸直狀態下的耐壓強度，MPa。

f=R/d

其中：R——軟管內側彎曲半徑，mm；

d——軟管鋼絲層中心直徑，mm。

從高壓軟管彎曲時耐壓強度下降計算公式可知，隨著彎曲半徑的減小，耐壓強度也隨之減小。

以上定性分析說明高壓軟管的耐壓強度與增強層有關，內管的強度可以忽略不計，故高壓軟管的故障機理是鋼絲增強層強度的失效，因此在高壓軟管增強層設計時要有足夠的裕量以保證設計的可靠性，采用合理的成型工藝技術來保證高壓軟管增強層質量一致性，以正確的安裝來保證高壓軟管組件在試驗和使用過程中的可靠性。

3.2 高壓軟管組件接頭套筒尾部故障機理分析

?10mm、?14mm高壓軟管組件主要由高壓軟管與金屬連接件組成，連接方式有扣壓式與分離扣壓式兩種。分離扣壓式主要用于更高壓力等級的產品，如工作壓力為28MPa及以上的軟管組件。?10 mm、?14mm高壓軟管組件總成的連接方式為扣壓式，故本文主要對扣壓式接頭套筒尾部失效機理進行分析。

3.2.1 高壓軟管組件總成介紹

扣壓式高壓軟管組件是不可拆卸的固定金屬連接件結構，能在軟管和金屬連接件之間形成很大的夾緊力，金屬連接件的密封是由套筒和芯桿使軟管內層內管變形來完成的，直接加壓套筒軟管得到一定的壓縮量，從而緊固鋼絲增強層來保證其連接強度。扣壓式結構具有良好的耐拔脫和密封性能。芯子由兩部分組成，一是與其它設備相連的接頭部分，二是與軟管相連的芯桿部分，芯桿的材質有30CrMn-Si、1Cr18Ni9Ti等，芯桿的圓周上有光滑凹凸的鋸齒狀，與內管鑲嵌在一起形成密封結構。通過擠壓套筒使其變形來達到裹緊芯桿和軟管的目的。

3.2.2 扣壓量大小對軟管質量的影響

高壓軟管組件總成扣壓量是影響高壓軟管組件接頭總成質量的一個主要因素。

扣壓量過大會導致高壓軟管組件出現過變形的現象，使總成各部分結構在扣壓時產生過大的變形或出現應力集中嚴重的部位，而應力集中部位在脈沖條件下易損壞，該部位主要發生在與接頭密封槽直接接觸的內管上。因為套筒扣壓會發生變形，所以套筒材料的強度和硬度不宜太高，?10mm、?14mm高壓軟管用套筒內孔是具有強抓著力的鋸齒形結構，內齒與鋼絲增強層緊密抓著，形成很高的抗拔力，并能使力傳至內管和芯桿上形成密封結構。增強層鋼絲是保證軟管在液壓作用下具有一定抗破裂能力的主要因素。過大的扣壓量可能將增強層鋼絲壓斷，進而使其失去增強作用，降低軟管接頭的抗密封性能，這與軟管失效為增強層失效的結論一致。另外，過大的扣壓量還可能造成內管被壓傷，在脈沖條件下，更易造成內管應力開裂，導致高壓軟管組件的失效。

扣壓量過小會造成高壓軟管組件總成時各部分結構變形不充分，套筒壓縮鋼絲增強層是高壓軟管組件總成抗拔脫強度的重要保證，變形不充分的連接會造成高壓軟管總成抗拔脫能力低，在高壓脈沖試驗或系統液壓沖擊等因素造成的過高壓力作用下，出現接頭被拉脫，導致高壓軟管組件失效。同時，內管和芯桿接觸部分變形不充分，會嚴重降低高壓軟管組件總成的密封性能，脈沖試驗或使用中出現接頭套筒處滲油現象。因此，高壓軟管接頭尾部故障機理主要是增強層強度的失效和內管的應力開裂。

4 改進措施

4.1 ?14mm高壓軟管管體的改進

4.1.1 故障件的解剖分析

已經設計定型的?14mm高壓軟管組件無論是外場使用還是出廠脈沖試驗均存在偶有軟管管體彎曲處滲油的情況。該產品增強結構采用“纏繞+編織”的結構，內管材料采用杜邦公司的第二代樹脂T6C。通過對故障件解剖后目視檢查發現主要存在兩方面的問題，一是鋼絲纏繞層有斷絲、松動現象，二是內管有疲勞裂紋。

4.1.2 故障原因分析

通過對高壓軟管管體故障機理分析可知，失效原因是鋼絲增強層強度的失效。解剖發現鋼絲纏繞層有松動和斷絲現象，類似于鋼絲增強層的失效，與理論分析相吻合。引起纏繞鋼絲松動的可能原因包括扣壓量不夠、軟管組件總成裝配時操作不當引起纏繞鋼絲松動以及軟管纏繞增強時存在松緊不一的情況。經過對故障件的復查，扣壓量符合工藝參數的要求、解剖接頭后未發現裝配時增強層的松動，這樣唯一的可能性就是與纏繞工藝過程有關。

復查纏繞工藝原始記錄，其工藝參數完全符合工藝規定的要求。進一步檢查發現對決定纏繞鋼絲質量一致性的工藝參數——鋼絲張力的測量僅在開始生產前調整過一次，接著就是批量生產，無論批次大小，過程中均沒有進行過程工藝參數的監視和測量，技術文件上也無此規定，這可能就是問題的關鍵所在。為了驗證該判斷是否正確，在2010年4月28日組織工藝人員對用于?14mm高壓軟管組件的纏繞鋼絲（?0.4mm）進行在線張力測量，測量同一線軸放線到不同直徑時的張力大小，鋼絲張力的變化情況見表1。隨著纏繞鋼絲的使用，線軸上鋼絲數量會逐漸減小，鋼絲張力會隨之變化，到第4、第5次測量時，鋼絲張力均已超過該工序規定的張力控制標準，經統計，張力超過工藝規范要求的變化點一般在增強120m左右時發生。

表1 同一線軸纏繞鋼絲張力變化情況

由以上分析可知，因鋼絲張力的變化造成纏繞鋼絲松緊不一致的判斷是正確的，也是造成纏繞鋼絲沒有均勻分布在內管上的原因。鋼絲增強層失效造成內管耐疲勞強度下降，直至失效。

4.1.3 鋼絲增強工藝改進

鋼絲纏繞的圈經、密度、角度和編織的角度、鋼絲張力以及加工過程中鋼絲排布是否整齊等因素對軟管組件性能的影響非常大，甚至直接決定軟管出廠一致性試驗和鑒定試驗的成敗。通過以上對故障件的解剖分析認為本次改進的關鍵點是改進纏繞鋼絲松緊不一的問題，而產生該問題的原因是纏繞設備不能提供纏繞鋼絲持續穩定的鋼絲張力。

針對老設備，根據纏繞鋼絲張力驗證的結果，在工藝文件上規定：每纏繞增強約110～120m必須重新檢測并調試鋼絲張力，達到工藝參數規定的要求后方可繼續生產。按新規定增強的軟管，脈沖試驗通過后解剖結果表明，鋼絲纏繞層均勻排立在內管表面，提高了增強層制造過程的可靠性，穩定了產品質量。同時為引進新的180線纏繞設備提供了依據，配備了張力補償器，以實現每根纏繞鋼絲單獨控制張力，保證鋼絲纏繞質量。

4.2 高壓軟管組件接頭套筒尾部滲油的改進

4.2.1 故障件的解剖分析

對故障件套筒解剖后目視檢查未發現鋼絲壓斷的情況，但接頭尾端第一和第二道密封槽處對應的內管產生穿透性微裂紋。

4.2.2 故障原因分析

根據高壓軟管接頭尾部故障機理，增強層強度的失效和內管的應力開裂是引發高壓軟管組件接頭尾部故障的原因。據此分析，引起故障件內管產生穿透性微裂紋的可能原因主要有三個方面，一是增強層強度失效，二是內管的抗彎曲疲勞性能不足，三是接頭密封槽深度太深。解剖套筒后目視檢查未發現鋼絲壓斷的情況，排除了套筒內增強層失效的可能性。從?10mm、?14mm高壓軟管組件接頭的解剖來看，其共同點為接頭尾端第一和第二道密封槽處對應的內管產生穿透性微裂紋，也就是說接頭密封筋嵌入內管的深度太深，形成對內管的應力集中點。內管應力集中點在脈沖高頻沖擊下逐漸疲勞而引發銀紋，直至開裂失效。這種應力集中點如同“骨刺”，要解決該問題要么提高內管的耐疲勞性能如同增強體質，要么降低密封槽深，如同對“骨刺”動手術切除骨刺，也可以兩種方案同時實施。

4.2.3 內管的改進

上海塑料研究所（以下簡稱上海塑研）生產的軟管組件全部采用美國杜邦公司生產的牌號為T6C的第二代通用聚四氟乙烯樹脂，其結晶度相對較高，因此成型后的內管相對較硬，即柔韌性較差。T62樹脂是杜邦公司生產的第三代高等級樹脂，具有彎曲性能好、抗疲勞開裂能力強的特點。根據杜邦公司提供的資料，其彎曲疲勞壽命是T6C的18倍（見表2）。

表2 兩種樹脂彎曲疲勞壽命對比

鑒于T62樹脂的優異性能，國際上早在上世紀90年代初期就已使用T62樹脂代替T6C樹脂生產用于航空、航天飛行器的聚四氟乙烯軟管組件，如美國的Parker公司、Eaton公司和Titeflex公司等。所以，從提高軟管組件可靠性的角度來看，應該使用T62樹脂代替T6C樹脂生產用于高壓軟管組件的聚四氟乙烯內管。

4.2.3.1 ?10mm內管的改進

根據聚四氟乙烯樹脂牌號的不同，內管成型工藝可分為非連續成型工藝（如T6C樹脂）和連續成型工藝（如T62樹脂）兩種，成型工藝流程主要有冷藏、配料、存放、預成型、推壓、燒結及淬火。兩種內管成型工藝的不同點主要在推壓步驟以后，非連續成型工藝在推壓步驟以后切割內管，然后分別集中燒結和水淬火。連續成型工藝為邊推邊燒結的方式，內管推壓后直接進行連續干燥、燒結，干燥和燒結爐為一體式垂直燒結爐，燒結后經空氣淬火而得到成品內管。該成型工藝省去了切割內管這一可能損傷內管的工序。T6C樹脂僅可用非連續成型工藝生產內管，而T62樹脂既可用連續成型工藝生產內管，也可用非連續成型工藝生產內管。眾所周知，聚四氟乙烯內管結晶度與相對密度呈正相關關系，隨著結晶度的增加，相對密度也增加。相對密度低，表明結晶度低，柔韌性好，更適合于高壓軟管組件。30t推壓機生產的?10mm改進前后內管性能比較分別見表3和表4。

表3 ?10mmT6C內管性能

表4 ?10mmT62內管性能

從表3和表4可以看出，T62樹脂生產的內管其相對密度小于T6C樹脂生產的內管，說明其柔韌性更好，更適合于高壓軟管組件，這與杜邦公司的使用推薦是一致的。

4.2.3.2 ?14mm內管改進前后主要參數比較

上海塑研從奧地利DUNST公司引進了80t連續化生產線，而過去使用30t國產推壓機實施分步法生產，改進前后兩種工藝和內管主要參數比較見表5。可以看出，改進后內管壁厚偏差規范從±0.2 mm提高到±0.13mm，該變化對接頭扣壓后內管應力的減小是有益的，穩定了產品質量。改進后采用了連續燒結成型工藝，避免了分步法成型工藝因切割內管生管可能出現的碰傷，這種碰傷隱患在后續的燒結工藝中是無法消除的。

4.2.4 接頭密封槽深度的改進

高壓軟管組件總成一般由內到外分別由芯桿、內管、增強層及套筒組成，其生產裝配過程為：扣壓機通過模具扣壓套筒，使套筒發生彈塑性變形，在套筒變形的作用下，依次使增強層、內管和芯桿發生彈性或塑性變形，最終使軟管和接頭連接在一起。

高壓軟管組件接頭必須與內管、設備之間有良好的密封性能，在使用過程中不會發生泄漏、拉脫等故障現象，同時，與內管直接接觸的密封槽又不宜太深，太深可能會增加內管的變形量，造成應力疲勞，在液壓系統脈沖壓力的沖擊下，逐漸產生裂紋，導致高壓軟管組件的失效。規格為?10mm、?14mm的高壓軟管組件用接頭原設計槽深在0.35～0.5mm之間，在扣壓總成后，對內管有一定的損傷，再經過高壓脈沖試驗后，產生縱向穿透性微裂紋，微裂紋進一步擴展會導致內管被貫穿，造成高壓軟管組件失效，降低其質量可靠性。理論上的定性分析和反復試驗驗證證明，高壓軟管組件用接頭密封槽深設計控制在0.15～0.20mm之間比較合適，改進后，對通過脈沖試驗的軟管組件進行解剖，發現扣壓部位的內管幾乎沒有微裂紋產生，說明這種設計能滿足規格為?10mm、?14mm的高壓軟管組件的性能要求，改進取得了成功。

表5 兩種工藝和內管主要參數比較

4.3 ?10mm、?14mm的高壓軟管組件改進小結

對?10mm高壓軟管組件進行了纏繞工藝和接頭密封槽深度的改進，按GJB2837—1997《聚四氟乙烯軟管組件規范》的規定通過了鑒定試驗，對T62樹脂在30t推壓機上成型的內管性能與T6C樹脂成型的內管性能進行了比較，確認了T62內管的性能優勢。

對?14mm高壓軟管組件進行了纏繞工藝、內管及接頭密封槽深度的改進，改進后按GJB2837—1997《聚四氟乙烯軟管組件規范》的規定通過了鑒定試驗，其中脈沖試驗按35萬次進行，比規范規定的25萬次加嚴了10萬次，彎曲試驗按56萬次執行，比規定的40萬次加嚴了16萬次。

5 結論

（1）改進前，高壓軟管組件脈沖模式下的管體泄漏主要是由于增強層增強工藝可靠度不夠，在液壓脈沖作用下造成增強鋼絲的松動、斷絲，直至高壓軟管組件的失效；改進后，對纏繞機鋼絲每纏繞110～120m進行一次鋼絲張力的檢測與調整，鋼絲張力符合工藝參數要求后再繼續生產，保證了高壓軟管組件鋼絲增強層的質量。

（2）改進前，高壓軟管組件選用T6C樹脂作為內管材料，通過水淬火處理后?10mm內管相對密度平均為2.143；改進后，選用T62樹脂，通過水淬火處理后?10mm內管相對密度平均為2.138。相對密度低，說明其結晶度低，柔韌性更好，更適合高壓軟管組件使用。?14mm高壓軟管組件使用T62內管后，加嚴檢驗結果表明使用T62內管的高壓軟管組件比T6C內管在產品質量上有明顯的提高。

（3）改進前，高壓軟管組件脈沖模式下扣壓部位泄漏主要是由接頭密封槽深設計不合理造成的；改進后，通過減小接頭密封槽深解決了內管應力開裂的問題，該方案可為其它類似設計提供參考。

Failure Analysis of ?10 mm, ?14 mm High-pressure Polytetrafluoroethylene Hose Assemblies during Pulse Test and the Improvement

Zhang Zhengqing

Discussed the failure modes of ?10 mm and ?14 mm high- pressure polytetrafluoroethylene (PTFE) hose assemblies in pulse test and analyzed the failure mechanisms. Put forward the methods to improve the quality reliability of the high- pressure PTFE hose assemblies and achieved certain effects, which laid a foundation for the further improvement of products quality.

Polytetrafluoroethylene hose assembly; Failure analysis; Wire enhancing layer

（略）

TQ325.4

2014年4月

張正清 男 1965年生 管理學學士學位主要從事聚四氟乙烯成型工藝研究和質量管理工作 曾公開發表文章3篇