某航空燃油導管法蘭盤緊固參數優化研究

朱萌 許絕舞 劉峰 劉玉柱

摘要：某型飛機右輪艙34～36框內地面燃油放油管裝配過程中，導管連接法蘭盤在螺栓固定處易出現裂紋故障，該導管裝配工藝中未明確具體的緊固件擰緊力矩最大值以及在受不平衡緊固載荷情況下的影響。本文針對上述情況，開展了該燃油導管法蘭盤緊固參數優化研究，采用Ansys Workbench軟件對平衡載荷和不平衡載荷下的燃油管法蘭盤進行靜力學仿真分析。仿真結果顯示，在平衡載荷下，燃油管法蘭盤最大擰緊力矩應控制在2.5N·M的范圍內；在不平衡載荷下，當一字槽螺釘擰緊力矩大于等于3N·M時，燃油管和放油開關均有斷裂的可能。實驗結果顯示，當對11個緊固螺栓分別施加2.5N·M的擰緊力矩使一字槽螺釘擰緊力矩大于等于4N·M時，一字槽螺釘孔邊緣處材料出現裂紋現象，從而驗證了仿真結果的有效性。

關鍵詞：Ansys Workbench；靜力學；擰緊力矩；裂紋；法蘭盤

Keywords：Ansys Workbench；statics；tightening torque；crack；flange

0 引言

飛機燃油系統貯存飛機所需燃油，保證飛機在所有工作狀態下連續、有效地向發動機供給燃油，還為空調系統的工作介質、發電滑油機冷卻系統、液壓系統和雷達冷卻系統提供散熱功能。飛機燃油系統結構龐大且復雜，裝配質量的好壞直接影響飛行安全[1]。導管是發動機輸送油類/空氣等介質的重要途經，任一導管出現斷裂故障都會造成嚴重事故，甚至導致機毀人亡[2]。

某型航空發動機在廠內進行檢驗試車時，發現順航向2點鐘方向加力簡體隔熱屏、加力簡體外壁、收擴噴口外彈性片燒蝕，軸向長度約為0.4m，原因為燃油總管5號分管頭部斷裂[2]。某型發動機連續發生兩起空中燃油泄漏故障，導致發動機空中停車，嚴重影響飛行安全，故障原因為發動機主輸油圈連接12#噴嘴的U型導管在靠近工作噴嘴接頭處斷裂[3]。某型飛機外場使用過程中發生多起“燃油不增壓”故障，故障直接原因為傳輸動力燃油的導管外場使用中出現裂紋[4]。

某型飛機右輪艙34～36框內地面燃油放油管裝配過程中，導管連接法蘭盤在螺栓固定處易出現裂紋故障。該導管現有裝配工藝方法雖然明確了導管連接法蘭盤緊固件在裝配時需要交叉均勻地擰緊，但是未明確具體的擰緊力矩最大值以及受不平衡緊固載荷的影響，因此該導管在連接法蘭盤時容易因裝配失誤而損壞。本文針對上述現狀，開展該燃油導管法蘭盤緊固參數優化研究，明確了具體的擰緊力矩最大值以及導管法蘭盤受不平衡緊固載荷的影響。

1 導管安裝結構及功能

1.1 導管的安裝結構

如圖1所示，該燃油導管的圓形法蘭盤上方均勻分布固定有12個密封螺帽，燃油導管與放油開關之間設有一個圓形密封膠圈，燃油導管、密封膠圈及放油開關通過緊固螺栓（11個）和一字槽螺釘（1個）固定在一起，燃油導管和放油開關整體通過緊固螺栓連接在機體固定支架上。裝配完成后，燃油導管的法蘭盤通過底部一圈螺栓以及一字槽螺釘與螺帽螺紋連接時向下的預緊力將燃油導管與放油開關牢靠固定。其中，燃油管的材料為ZL101，放油開關的材料為2D70，密封膠圈的材料為2-5019丁腈橡膠，墊片的材料為LY12-CZ，密封螺帽的材料為45號鋼，緊固螺栓和一字槽螺釘的材料為30CrMnSiA。

1.2 導管在飛機上的功能

該燃油管與發動機供油導管直接連通，地面進行飛機耗油模擬試驗時，燃油管通過底部放油開關與地面泵源的吸油軟管連接，實現地面壓力加油。發動機開車狀態下，燃油管通過底部放油開關內的單向活門阻止飛機燃油系統內燃油泄漏。

2 導管法蘭盤緊固參數仿真分析及優化

2.1 建立仿真模型

由于該燃油管連接時主要受力部位在法蘭盤處，燃油管和放油開關法蘭盤之外的材料對法蘭盤處受力情況影響可以忽略不計，因此可將燃油管和放油開關除法蘭盤之外的材料去除，以提高仿真計算效率。另外，由于緊固螺栓或一字槽螺釘與密封螺帽連接時，緊固螺栓或一字槽螺釘轉動擰緊力矩可轉化為緊固螺栓或一字槽螺釘的預緊力，因此可將密封螺帽、緊固螺栓、一字槽螺釘模型省略，仿真計算時只需在法蘭盤受力作用面上施加預緊力外載荷即可。基于上述原則，建立了燃油管安裝靜力學仿真模型，如圖2所示。

2.2緊固參數仿真分析及優化

2.2.1 仿真分析的外載荷計算

該燃油管為ZL101鑄造鋁合金材料，合金狀態為固溶處理加自然時效，鑄造方法為金屬型鑄造、變質處理。密封螺帽的材料為45號鋼，尺寸為M5，表面鍍鋅，鉻酸鈍化處理。緊固螺栓和一字槽螺釘的材料為30CrMnSiA，尺寸為M5。根據經驗取擰緊力矩系數K為0.22，計算當緊固螺栓及一字槽螺釘擰緊力矩為1N·M、1.5N·M、2N·M、2.5N·M、3N·M、3.5N·M、4N·M、4.5N·M時的螺栓預緊力，如表1所示。

2.2.2 平衡載荷下的靜力學仿真分析

假設各連接點處的擰緊力矩值相等，即法蘭盤承受平衡載荷，根據表1所示擰緊力矩及預緊力換算關系，在擰緊力矩為1N·M、1.5N·M、2N·M、2.5N·M、3N·M、3.5N·M、4N·M、4.5N·M時對燃油管及放油開關的法蘭盤連接處進行靜力學仿真分析。根據仿真實際情況，由于放油開關的法蘭盤底端平面和燃油管的法蘭盤底端平面的最大應力高于法蘭盤頂端平面的最大應力值，因此選取放油開關的法蘭盤底端平面和燃油管的法蘭盤底端平面作為觀察平面，如圖4所示，設放油開關的法蘭盤底端平面為平面A，燃油管的法蘭盤底端平面為平面B。

放油開關的法蘭盤底端平面（平面A）及燃油管的法蘭盤底端平面（平面B）上的應力云圖如圖5所示。

查閱資料發現，燃油管的ZL101鑄造鋁合金材料的抗壓疲勞極限為104MPa；放油開關的2D70材料的抗壓疲勞極限為144MPa。根據圖5所示靜力學仿真結果可以看出，隨著擰緊力矩的增加，平面A和平面B上的應力值呈遞增趨勢。擰緊力矩為2.5N·M時的靜力學仿真結果如表2所示。

由表2可知，在擰緊力矩為2.5N·M時，放油開關和燃油管的法蘭盤上應力值均即將達到抗壓疲勞極限值，此時放油開關的法蘭盤底端面（平面A）上的最大應力值約為142MPa，主要分布在墊片與放油開關的結合面上，其中在一字槽螺栓連接處的應力分布更接近螺釘孔邊緣，即在該處更容易產生裂紋。在2.5N·M的擰緊力矩下，燃油管的法蘭盤底端面（平面B）上的最大應力值約為100N·M，主要分布在螺釘孔邊緣位置。因此，在平衡載荷狀態下，該燃油管安裝時最大擰緊力矩應控制在2.5N·M范圍內。

2.2.3 不平衡載荷下的靜力學仿真分析

該燃油管安裝時一字槽螺釘為單獨安裝，且由上述仿真分析結果可以看出，在該螺釘安裝孔處應力分布更接近安裝孔的邊緣，因此在同樣的擰緊力矩下相較于其他螺栓孔更容易產生裂紋。為了進一步研究，在其他螺栓擰緊力矩均為最大值2.5N·M時，增加一字槽螺釘擰緊力矩，觀察燃油管及放油開關的法蘭盤連接受力情況。在此狀態下對一字槽螺釘施加3N·M、3.5N·M、4N·M、4.5N·M的擰緊力矩，對燃油管及放油開關的法蘭盤連接處進行不平衡載荷下靜力學仿真分析，仿真結果如圖6所示。

由圖6所示仿真分析結果可以看出，隨著一字槽螺釘擰緊力矩的逐漸增加，燃油管和放油開關在一字槽螺釘孔邊緣處的最大應力值逐漸增加，而其他螺栓孔邊緣處的最大應力值幾乎無變化。當一字槽螺釘擰緊力矩為3N·M和3.5N·M時，平面A和平面B上的一字槽螺釘孔邊緣處最大應力值較圖6d）所示的2.5N·M均衡載荷情況下的一字槽螺釘孔邊緣處最大應力值無明顯增加。當一字槽螺釘擰緊力矩為4N·M和4.5N·M時，平面A和平面B上的一字槽螺釘孔邊緣處最大應力值有明顯增加：一字槽螺釘擰緊力矩為4N·M時，平面A和平面B上的一字槽螺釘孔邊緣處最大應力值均達到了約159MPa；一字槽螺釘擰緊力矩為4.5N·M時，平面A和平面B上的一字槽螺釘孔邊緣處最大應力值均達到了約171MPa，具體如表3所示。

由表2和表3可以看出，當對其他緊固螺栓施加2.5N·M的擰緊力矩而對一字槽螺釘施加3N·M、3.5N·M、4N·M、4.5N·M的擰緊力矩的不平衡載荷固定的情況下，平面B上的最大應力值先于平面A超過材料的抗壓疲勞極限。不平衡載荷下最大應力值變化曲線如圖7所示。

根據圖7，隨著一字槽螺釘擰緊力矩的增加，平面B上的最大應力值增加較為平緩，而平面A上的最大應力值呈現階梯式增加趨勢，在3N·M和4N·M時增加較為劇烈，此時材料已出現明顯的應力集中現象，因此，在不平衡載荷下燃油管更容易出現材料失效現象。在一字槽螺釘擰緊力矩為3N·M時，燃油管法蘭盤底端面的最大應力值已超過抗壓疲勞極限104MPa，放油開關底端面的最大應力值已接近抗壓疲勞極限144MPa，因此，在一字槽螺釘擰緊力矩大于等于3N·M時，燃油管和放油開關均有斷裂的可能。

綜上得出如下結論：

1）在平衡載荷下，燃油管法蘭盤最大擰緊力矩應控制在2.5N·M的范圍內；

2）在不平衡載荷下，燃油管較放油開關先達到材料的抗壓疲勞極限，更容易出現材料失效；

3）在不平衡載荷下，當一字槽螺釘擰緊力矩大于等于3N·M時，燃油管和放油開關均有斷裂的可能。

3 實驗與討論

為了驗證上述仿真結果的有效性，依次對燃油管和放油開關的法蘭盤連接處施加不同狀態的實驗載荷，如表4所示。

如表4所示，在對法蘭盤連接處的11個緊固螺栓分別施加恒定的2.5N·M的擰緊力矩情況下，依次對一字槽螺釘施加2.5N·M、3N·M、3.5N·M、4N·M、4.5N·M的擰緊力矩，觀察燃油管和放油開關法蘭盤材料狀態。實驗結果顯示，當一字槽螺釘擰緊力矩增加至4N·M時，在燃油管法蘭盤底端面的一字槽螺釘孔邊緣已出現了裂紋，如圖8所示。

為了觀察裂紋斷面的形貌，對裂紋處材料進行切割，將斷面位置放入體視顯微鏡進行觀察，如圖9所示，可見整個斷面呈現晶體顆粒特征，未見明顯腐蝕及異常磨損痕跡。

將與螺釘孔接觸的斷面側面置于掃描電子顯微鏡下進行觀察，如圖10所示，可見側面螺牙部分斷裂。

由上述實驗結果可以得出，當對11個緊固螺栓分別施加2.5N·M的擰緊力矩、一字槽螺釘擰緊力矩大于等于4N·M時，一字槽螺釘孔邊緣處材料出現了裂紋現象；對應上述仿真結果，當一字槽螺釘擰緊力矩增加至4N·M時，燃油管法蘭盤最大應力值劇烈增加，此時材料在裂紋處應力集中較為明顯，實驗結果與仿真結果一致，從而驗證了仿真結果的有效性。

4 結論

本文針對某型飛機右輪艙34～36框內地面燃油放油管裝配過程中導管連接法蘭盤在螺栓固定處易出現裂紋故障的問題，開展了該燃油導管法蘭盤緊固參數優化研究，結論如下：

1）平衡載荷下的靜力學仿真分析：在平衡載荷狀態下，該燃油管安裝時，最大擰緊力矩應控制在2.5N·M范圍之內；

2）不平衡載荷下的靜力學仿真分析：在不平衡載荷下，燃油管較放油開關先達到材料的抗壓疲勞極限，更容易出現材料失效；在不平衡載荷下，當一字槽螺釘擰緊力矩大于等于3N·M時，燃油管和放油開關均有斷裂的可能；

3）實驗與討論：當對11個緊固螺栓分別施加2.5N·M的擰緊力矩、一字槽螺釘擰緊力矩大于等于4N·M時，一字槽螺釘孔邊緣處材料出現了裂紋現象，實驗結果與仿真結果一致，從而驗證了仿真結果的有效性。

參考文獻

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