面向航空發(fā)動(dòng)機(jī)減重的鋁合金管強(qiáng)化機(jī)理研究*

（沈陽航空航天大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，沈陽 110136）

航空發(fā)動(dòng)機(jī)是航空工業(yè)發(fā)展的重要標(biāo)志。在航空發(fā)動(dòng)機(jī)的外部結(jié)構(gòu)中，管路系統(tǒng)總重量占比60%～70%[1]，其中高壓金屬管件在發(fā)動(dòng)機(jī)管路系統(tǒng)中占據(jù)較大比重[2]，為了實(shí)現(xiàn)減重，通過選取輕質(zhì)材料制備管路具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值。管路系統(tǒng)作為發(fā)動(dòng)機(jī)介質(zhì)傳輸和能量傳遞的重要通道[3–4]，其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接影響飛行器的飛行性能和服役壽命?？紤]到鋁合金管路的強(qiáng)度、疲勞壽命與原不銹鋼相比較差，故采用自增強(qiáng)預(yù)處理提高其承載能力和疲勞壽命[5]。自增強(qiáng)的本質(zhì)是強(qiáng)化后彈、塑性區(qū)域的相互作用。

眾多學(xué)者對(duì)自增強(qiáng)技術(shù)進(jìn)行了相關(guān)研究和探索，如徐一凡[6]采用材料冪指數(shù)強(qiáng)化模型對(duì)最佳自增強(qiáng)壓力推導(dǎo)做出了分析；馬邵華等[7]利用包辛格系數(shù)為變量的理論模型推導(dǎo)出考慮應(yīng)變硬化、包辛格效應(yīng)的液壓自緊圓筒殘余應(yīng)力公式；黃小平等[8]提出以材料的拉–壓應(yīng)力–應(yīng)變曲線為基礎(chǔ)的自增強(qiáng)理論模型，證明其他模型均為其特例；錢凌云等[9]運(yùn)用數(shù)值模擬組合分析，得到了厚壁圓筒某壓力下的最佳自增強(qiáng)壓力。林太清等[10]基于三剪統(tǒng)一強(qiáng)度準(zhǔn)則分析長厚壁圓筒的極限承壓問題。繼自增強(qiáng)工藝成為管類強(qiáng)化上的有效應(yīng)用技術(shù)后，發(fā)掘自增強(qiáng)理論在多領(lǐng)域的應(yīng)用前景和潛在的經(jīng)濟(jì)價(jià)值，尤其是在航空航天領(lǐng)域，其意義顯得更為重大。本研究通過分析管路構(gòu)件在強(qiáng)化過程中的彈塑性行為與殘余應(yīng)力分布演化規(guī)律，確定工作壓力下最佳強(qiáng)化工藝參數(shù)，利用ANSYS nCode DesignLife模塊對(duì)額定工況下的強(qiáng)化鋁合金管件和不銹鋼管件的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行仿真和性能對(duì)比分析，并通過試驗(yàn)對(duì)理論進(jìn)行驗(yàn)證。

理論技術(shù)及模型概述

1 液壓自增強(qiáng)技術(shù)

自增強(qiáng)技術(shù)是在管類投入使用之前先進(jìn)行內(nèi)部加壓處理，使其管壁內(nèi)部產(chǎn)生彈塑性變形后卸載壓力，內(nèi)圍一側(cè)受力較大產(chǎn)生塑性變形，外圍產(chǎn)生彈性變形，彈性區(qū)想恢復(fù)形變則產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，殘余壓應(yīng)力即為工作狀態(tài)下的預(yù)加應(yīng)力，工作時(shí)管內(nèi)壁的應(yīng)力峰值因預(yù)加應(yīng)力而降低（如圖1所示），從而提高了管路的承載能力和疲勞壽命。

常見的自增強(qiáng)技術(shù)有直接靜液壓法、機(jī)械式擠壓法和爆炸脹壓法[11]。由于直接靜液壓法與容器的液壓試驗(yàn)過程基本相同，并且是利用液體介質(zhì)施加壓力作用在內(nèi)壁的，因此將其稱為液壓自增強(qiáng)技術(shù)。作為最早被使用也是最多見的自增強(qiáng)方法，其具有工藝操作性強(qiáng)、可選介質(zhì)種類、不需要制備專門壓力元件，且能使壁面獲得均勻塑性變形的優(yōu)點(diǎn)，適用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)鋁合金管路的自增強(qiáng)處理，在強(qiáng)化工藝模型構(gòu)建和模擬仿真上選用液壓自增強(qiáng)技術(shù)操作流程作為指導(dǎo)。

鋁合金管路的內(nèi)半徑為Ra，外半徑為Rb，在自增強(qiáng)壓力Pa的作用下發(fā)生變形，可將管路看做由內(nèi)層塑性、外層彈性共同構(gòu)成，彈塑性交界面半徑為Rc，如圖2所示；圓筒內(nèi)任意一點(diǎn)受徑向應(yīng)力σr、周向應(yīng)力σθ、軸向應(yīng)力σz共同作用。

2 材料強(qiáng)化模型

液壓自增強(qiáng)技術(shù)的關(guān)鍵是在管路尺寸確定的情況下，選擇合適的液壓內(nèi)力，使處理效果達(dá)到最佳。目前大多數(shù)研究采用的是理想彈塑性材料模型[12–14]，自增強(qiáng)處理過程存在反向屈服，反向塑性變形使管路承載能力減弱，故在自增強(qiáng)處理時(shí)要避免反向屈服的發(fā)生。為了更好地應(yīng)對(duì)反向塑性變形和往復(fù)加、卸載的變形過程，采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化材料模型作為理論分析模型（見圖3）。如圖3中彈性卸載區(qū)間是初始屈服應(yīng)力的兩倍，材料總的彈性區(qū)間保持不變，則拉伸時(shí)，材料拉伸屈服強(qiáng)度提高，同時(shí)壓縮屈服強(qiáng)度保持同程度降低，即σy=σs0–σt0，σy為彈性卸載區(qū)間的應(yīng)力差值，σs0為初始拉伸屈服極限，σt0為初始?jí)嚎s屈服極限。

管路受力分析

圖1 自增強(qiáng)原理示意圖Fig.1 Diagram of autofrettage principle

圖2 管路自增強(qiáng)受力示意圖Fig.2 Schematic diagram of pipeline autofrettage force

圖3 雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化材料模型Fig.3 Bilinear kinematic hardening model

常見航空發(fā)動(dòng)機(jī)液壓管路的幾何參數(shù)為外徑6～28mm，壁厚0～1.5mm，管路結(jié)構(gòu)為單層開式鋁合金圓筒，設(shè)管筒內(nèi)半徑為Ra，外半徑為Rb，徑比K=Rb/Ra，P為任意情況下的內(nèi)壓。

基于Lame公式得到鋁合金管路各向應(yīng)力分布，鋁合金管路在管壁內(nèi)部任意半徑R處所受徑向力σr為：

鋁合金管路在管壁內(nèi)部任意半徑R處所受周向力σθ為：

鋁合金管路在管壁內(nèi)部任意半徑R處所受軸向力σz為：

通過對(duì)比上述公式可知，壁厚內(nèi)任意處其周向應(yīng)力σθ都大于所受徑向應(yīng)力σr和軸向應(yīng)力σz，在模擬管路構(gòu)件強(qiáng)化過程中，分析各階段殘余應(yīng)力分布演化規(guī)律與周向應(yīng)力的關(guān)系。

鋁合金管路最佳自增強(qiáng)壓力分析

自增強(qiáng)理論的本質(zhì)是強(qiáng)化后產(chǎn)生的彈性區(qū)域和塑性區(qū)域的相互作用。在壓力卸載后，若殘余壓應(yīng)力過大，易造成由外壁到內(nèi)壁的反向屈服，影響管路的承載能力并降低其韌性；反之彈性區(qū)域過小則不能產(chǎn)生足夠的殘余壓應(yīng)力來抵消工作拉應(yīng)力，達(dá)不到提高管路承載能力的效果。因此液壓自增強(qiáng)處理的最佳壓力，應(yīng)根據(jù)彈塑性層界面半徑而確定。

1 鋁合金管路自增強(qiáng)壓力范圍

工作時(shí)的最大等效應(yīng)力和最大周向應(yīng)力均在彈塑性分界面處取得[15]，通過分析驗(yàn)證，自增強(qiáng)壓力與彈塑性交界面半徑的關(guān)系[16]為：

式（4）中，Pa為自增強(qiáng)處理時(shí)的預(yù)壓力，σs0、σt0分別為初始拉伸、初始?jí)嚎s的屈服極限；α為材料的極限拉壓屈服比，且α=σs/σt，其中理論公式中α代表材料的極限拉壓屈服比，反映材料的SD效應(yīng)，σs為拉伸屈服強(qiáng)度，σt為壓縮屈服強(qiáng)度；b為中間主應(yīng)力影響系數(shù)；T為其他影響變量計(jì)算后系數(shù)，鋁合金管路的內(nèi)半徑為Ra，外半徑為Rb,卸載后的彈塑性交界面半徑為Rc，m為拉伸強(qiáng)化模量系數(shù)，E為楊氏模量。

當(dāng)內(nèi)壁開始屈服由彈性轉(zhuǎn)為塑性時(shí)，即Rc=Ra，此時(shí)將自增強(qiáng)壓力稱為初始屈服壓力Pa,min，由式（4）得出：

當(dāng)外壁已經(jīng)屈服，即Rc=Rb，代入式（4）第二個(gè)方程得到T=T′，此刻將使整個(gè)管路完全屈服的壓力稱作完全屈服壓力PaF，由式（4）導(dǎo)出：

當(dāng)鋁合金管路在自增強(qiáng)卸載時(shí)只考慮彈性卸載，考慮包辛格效應(yīng)不發(fā)生反向屈服，有效塑性應(yīng)變?yōu)?，最大自增強(qiáng)壓力Pa,max為：

式（7）中，a′為包辛格系數(shù)，且a′=σt0/σs0，設(shè)最大可行性自增強(qiáng)壓力Pk,max，當(dāng)鋁合金管路在自增強(qiáng)卸載時(shí)，保證不發(fā)生反向屈服的最大自增強(qiáng)壓力。有兩種情況，設(shè)管路在得到完全屈服壓力自增強(qiáng)處理后，卸載后無反向屈服，可知Pa,max>PaF，此時(shí)自增強(qiáng)壓力的范圍為PaF>Pa>Pa,min；反之管路完全屈服后發(fā)生塑性斷裂，可知Pa,maxPa>Pa,min。則最大可行性自增強(qiáng)壓力Pk,max=min（PaF，Pa,max），自增強(qiáng)壓力為Pa,min<

Pa

2 鋁合金管路最佳自增強(qiáng)壓力求解過程

工作時(shí)的最大等效應(yīng)力在彈塑性分界面處取得[6]，當(dāng)該處的等效應(yīng)力取最小值時(shí)，所確定的彈塑性半徑和自增強(qiáng)內(nèi)壓可使工作時(shí)的應(yīng)力分布最佳。工作載荷下，在不產(chǎn)生塑性變形的前提下，僅發(fā)生彈性變形，則彈性區(qū)總應(yīng)力σθ、σr可由Lame公式[17]得到，彈塑性分界面處的等效應(yīng)力，可知σp=f（R），為使σp取得最小值，令函數(shù)導(dǎo)數(shù)為零，求得最佳彈塑性分界面半徑，代入式（4）即可求得最佳自增強(qiáng)壓力Pa,opt。

自增強(qiáng)鋁合金管路的數(shù)值模擬分析

航空發(fā)動(dòng)機(jī)外部管路的鋪設(shè)和連接非常復(fù)雜，在解決實(shí)際工程問題時(shí)，由于管路系統(tǒng)整體模型過于龐大，不可能對(duì)所有管路逐一分析,常用的解決辦法是單獨(dú)取出部分典型管路作為研究對(duì)象。選取發(fā)動(dòng)機(jī)某低溫段不銹鋼高壓管件作為典型鋁合金管路，研究目的在于實(shí)現(xiàn)利用強(qiáng)化后的鋁合金管路替換不銹鋼管件，并且不改變傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)管路尺寸結(jié)構(gòu)。表1為某航空發(fā)動(dòng)機(jī)不銹鋼高壓燃油管尺寸參數(shù)。不考慮塑性應(yīng)變強(qiáng)度對(duì)包辛格系數(shù)的影響，取a′=σt0/σs0=0.75，考慮采用Von Mises屈服準(zhǔn)則，取α=1,b=1/3[18]，6061鋁合金的材料性能參數(shù)見表2。

將上述參數(shù)代入式（5）～（7），得到鋁合金管路初始屈服壓力Pa,min= 59.70MPa，完全屈服壓力PaF=131.67MPa，最大自增強(qiáng)壓力Pa,max=104.47MPa，則管路的最大可行性自增強(qiáng)壓力Pa,max=min（PaF，Pa,max）=104.47MPa，自增強(qiáng)壓力的取值范圍為Pa∈（59.70MPa，104.47MPa）。在確定工作應(yīng)力P后，可求出相應(yīng)的最佳彈塑性交界面半徑、最佳自增強(qiáng)壓力。為進(jìn)一步驗(yàn)證以上理論數(shù)值應(yīng)用在航空管路的合理性，采用ANSYS仿真模擬對(duì)自增強(qiáng)航空鋁合金管路的應(yīng)力分布進(jìn)行分析。

1 鋁合金圓筒自增強(qiáng)處理模擬仿真

因鋁合金管路具有對(duì)稱性，在ANSYS建模中，建立1/4模型的鋁合金開式圓筒模型，因開式圓筒無軸向壓力，將軸向長度視為無窮，有限元模型采用平面應(yīng)變模型，約束其對(duì)稱面法線方向上的位移，網(wǎng)格類型為Plain182，網(wǎng)格分布如圖4所示，導(dǎo)入雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型（BKIN）對(duì)鋁合金關(guān)鍵的3個(gè)彈塑性應(yīng)力–應(yīng)變過程進(jìn)行模擬仿真。

表1 某航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓燃油管尺寸參數(shù)Table 1 Dimensional parameters of an aero-engine high pressure fuel pipe

表2 高強(qiáng)度鋁合金管材6061材料性能Table 2 Material performance of high strength aluminum alloy pipe 6061

圖4 鋁合金管路有限元模型Fig.4 Finite element model of aluminum alloy pipeline

某航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓燃油管的工作壓力為22MPa，經(jīng)計(jì)算在此工作載荷的狀態(tài)下的最佳自增強(qiáng)壓力為92.63MPa，分別模擬鋁合金管路自增強(qiáng)加載階段的應(yīng)力與變形、卸載階段的殘余壓應(yīng)力與變形以及工作載荷下的等效應(yīng)力與變形。

自增強(qiáng)加載階段的應(yīng)力與變形，第一載荷步為鋁合金管路的自增強(qiáng)加載過程，以試驗(yàn)中壓力測試臺(tái)升壓時(shí)間1.5s為標(biāo)準(zhǔn)，在內(nèi)壁施加自增強(qiáng)壓力，為了更貼合實(shí)際工藝操作，達(dá)到自增強(qiáng)壓力后將維持壓力2s （圖5）。由圖5（a）中可以看到在管壁中里層變形最大，外部區(qū)域變形較小，并結(jié)合圖5（d）觀察到較大的塑性變形發(fā)生在內(nèi)層區(qū)域，塑性變形的程度沿壁厚從內(nèi)到外不斷降低。圖5（b）中紅色區(qū)域?yàn)閼?yīng)力的集中區(qū)域，最大的自增強(qiáng)壓力先作用于內(nèi)壁上，不斷沿徑向作用于整個(gè)壁厚；自增強(qiáng)周向應(yīng)力分布如圖5（c）所示，結(jié)合圖5（d）對(duì)比應(yīng)力在厚度方向的分布，可得到在塑性變形較大的內(nèi)層區(qū)域應(yīng)力值較高，并沿著壁厚方向從內(nèi)到外不斷下降。

自增強(qiáng)卸載階段的殘余應(yīng)力與變形，第二載荷步為鋁合金管路的自增強(qiáng)卸載過程，卸載內(nèi)壁的壓力如圖6所示。

由卸載后變形云圖6（a）中可以看到，在管壁中里層內(nèi)壁處變形較大，外部區(qū)域變形較小，圖6（b）中等效應(yīng)力沿壁厚方向從內(nèi)到外處于一種由高到低、再由低到高的應(yīng)力分布狀態(tài)，結(jié)合圖6（c）周向應(yīng)力的分布，當(dāng)內(nèi)壁施加自增強(qiáng)壓力時(shí)，管壁的周向應(yīng)力會(huì)增大，應(yīng)力最集中區(qū)域達(dá)到一定時(shí)使筒壁內(nèi)層屈服而形成塑性層；當(dāng)卸去壓力后，管壁處的周向應(yīng)力也會(huì)減小到32MPa，且力的方向改變，管壁獲得殘余壓應(yīng)力，對(duì)比圖5（d）和圖6（d）發(fā)現(xiàn)自增強(qiáng)壓力卸載前后，塑性形變并未發(fā)生改變，證明在整個(gè)卸載過程中沒有發(fā)生反屈服現(xiàn)象。

圖5 自增強(qiáng)加載階段Fig.5 Autofrettage pressure loading phase

圖6 自增強(qiáng)壓力卸載階段Fig.6 Autofrettage pressure unloading phase

選取工作壓力P=22MPa，根據(jù)式（1）～式（3）結(jié)合第四強(qiáng)度理論，計(jì)算未自增強(qiáng)的6061鋁合金管等效應(yīng)力分布，再與已液壓自增強(qiáng)的鋁合金管路進(jìn)行對(duì)比。工作壓力下的應(yīng)力與變形如圖7所示。

經(jīng)過強(qiáng)化后的管路在施加工作壓力時(shí)，由圖7（b）可知，等效應(yīng)力沿壁厚方向從內(nèi)到外處于一種由低到高、再由高到低的應(yīng)力分布狀態(tài)，表明殘余壓應(yīng)力與工作拉應(yīng)力相作用，使得原本內(nèi)壁處應(yīng)力集中的情況轉(zhuǎn)變到管壁內(nèi)；結(jié)合圖7（b）的仿真結(jié)果，比較未自增強(qiáng)的鋁合金管與自增強(qiáng)的鋁合金管；由圖8可得，未自增強(qiáng)處理時(shí)，管路等效應(yīng)力在內(nèi)壁處最大，等效應(yīng)力為127.46MPa（圖8標(biāo)注點(diǎn)1），自增強(qiáng)處理后內(nèi)壁處應(yīng)力降低為90.89MPa（圖8標(biāo)注點(diǎn)2），內(nèi)壁處所受應(yīng)力的下降幅度為28.69%；并且自增強(qiáng)處理后，等效應(yīng)力的最大值在彈塑性分界面處，等效應(yīng)力最大值為107.40MPa，最小值為90.89MPa且在內(nèi)壁處，減小幅度為15.37%；而未自增處理的減小幅度為45.8%，證明自增強(qiáng)處理使管壁應(yīng)力分布較均勻，故自增強(qiáng)處理改善其工作時(shí)的實(shí)際應(yīng)力分布，在實(shí)際工程中可采用自增強(qiáng)技術(shù)提高其極限承載能力。

2 有限元仿真驗(yàn)證

建立管路強(qiáng)化模型和服役載荷下疲勞壽命預(yù)測模型，對(duì)比分析強(qiáng)化后的6061鋁合金管路和被替換的304不銹鋼管路在相同工作條件下的等效應(yīng)力分布，并結(jié)合疲勞壽命仿真結(jié)果來進(jìn)一步驗(yàn)證，自增強(qiáng)工藝可提高鋁合金管路的疲勞壽命，使其能替代原不銹鋼材料，實(shí)現(xiàn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)有效減重。在ANSYS Workbench中創(chuàng)建管路三維模型，分別為長200mm、內(nèi)半徑6.5mm、外半徑8mm的6061鋁合金管和304不銹鋼管，僅對(duì)鋁合金管采用最佳自增強(qiáng)壓力預(yù)處理，再對(duì)兩根管施加相同服役載荷，等效應(yīng)力分布如圖9所示。

圖7 工作載荷加載階段Fig.7 Working load loading phase

從0開始到第1.5s是施加自增強(qiáng)載荷的過程；從1.5s開始到第3.5s是自增強(qiáng)壓力保壓的階段，這一階段的仿真是為了與后期試驗(yàn)過程相對(duì)應(yīng)，來確保仿真模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證的一致性。之后開始卸載自增強(qiáng)壓力到第5s時(shí)自增強(qiáng)載荷完全卸載，此時(shí)圖9中鋁合金管路最大應(yīng)力值不為0，證明鋁合金管路在這一刻存在殘余拉應(yīng)力（圖9中數(shù)值未帶有力的方向，僅表示力的大小）；從5s開始分別對(duì)兩類管路施加工作載荷，到第6s工作載荷達(dá)到峰值22MPa，在施加工作載荷階段中，由于殘余應(yīng)力與工作載荷的相互作用，在工作載荷峰值處所受最大應(yīng)力完全低于不銹鋼所受最大應(yīng)力。

從圖10（a）看到鋁合金管路由于預(yù)處理，其等效應(yīng)力最大值為166.38MPa，最小值為42.322MPa；右側(cè)不銹鋼管路等效應(yīng)力最大值162.77MPa，最小值為33.062MPa（圖10（b）），但由于管的兩端皆施加約束，對(duì)整體應(yīng)力評(píng)估和分析產(chǎn)生影響，在分析管路內(nèi)部真實(shí)的應(yīng)力分布時(shí)易造成誤差，為了更直觀、準(zhǔn)確地對(duì)內(nèi)部等效應(yīng)力進(jìn)行分析，提取管路內(nèi)部截面云圖結(jié)合圖9進(jìn)一步分析。

圖8 工作壓力下的等效應(yīng)力分布Fig.8 Equivalent stress distribution under working pressure

圖9 兩種管路截面在處理過程中的等效應(yīng)力Fig.9 Equivalent stresses of two pipe sections in treatment process

對(duì)比圖11（a）與圖11（b）的截面仿真圖，對(duì)等效應(yīng)力值進(jìn)行分析，相同的工作載荷，自增強(qiáng)處理后的6061鋁合金管路內(nèi)壁上最小值為78.718MPa，最大值為104.72MPa，增大幅度為33.03%，而未處理的不銹鋼管路最小值為76.169Mpa，最大值為117.14MPa，增大幅度為53.79%，鋁合金管路整體受力更均勻；且兩類管路的最小應(yīng)力值基本相同，但鋁合金管路所受最大應(yīng)力值更低；處理后的鋁合金管路，在整個(gè)壁厚區(qū)域中內(nèi)壁處所受的應(yīng)力最小，且應(yīng)力最大處轉(zhuǎn)移到管壁內(nèi)部；而不銹鋼管路的應(yīng)力峰值集中在內(nèi)壁上。結(jié)合圖9，表明鋁合金管路經(jīng)過最佳自增強(qiáng)壓力處理后，產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力抵消部分工作拉應(yīng)力，降低了管壁處最大應(yīng)力值，極大地改善了管壁的應(yīng)力集中情況，使內(nèi)壁在整個(gè)壁厚區(qū)域中所受的應(yīng)力最小，將應(yīng)力峰值轉(zhuǎn)移到管壁內(nèi)部，從而降低內(nèi)壁破損導(dǎo)致失效的風(fēng)險(xiǎn)，提高了管路內(nèi)壁處的強(qiáng)度。

3 疲勞壽命仿真

模擬壓力脈沖試驗(yàn)將交替循環(huán)變化的液壓載荷作用于內(nèi)部，測試過程中以正弦波形式加載，脈動(dòng)循環(huán)平均應(yīng)力為工作應(yīng)力22MPa，設(shè)定壓力波動(dòng)范圍為1～43MPa，保持壓力幅值ΔP=42MPa，得到兩管整體的疲勞壽命預(yù)測云圖。

本文研究對(duì)象是發(fā)動(dòng)機(jī)某低溫段高壓管路群，其工作載荷屬于低應(yīng)力（高周疲勞），導(dǎo)致管路失效的主要原因是疲勞失效導(dǎo)致的內(nèi)壁破裂而不是靜強(qiáng)度失效，故采用應(yīng)力–壽命法（S–N）進(jìn)行分析。在專門針對(duì)疲勞壽命仿真的ANSYS nCode DesignLife有限元分析模塊中，對(duì)兩個(gè)管路進(jìn)行壽命疲勞預(yù)測，在材料工程數(shù)據(jù)庫中添加了兩類材料的S–N曲線，如圖12（a）和（b）（循環(huán)應(yīng)力比為–1所示）。

對(duì)仿真后的疲勞壽命進(jìn)行分析，圖12（c）中強(qiáng)化后的6061鋁合金管最低壽命為3.854e+6次，最高部位可達(dá)5.579e+12次，而圖12（d）中304不銹鋼最低壽命為3.732e+6次，最高為1.036e+13次；管路壽命應(yīng)考慮最為薄弱的環(huán)節(jié)，對(duì)比分析可知兩者最低壽命相差無幾；通過最低壽命的次數(shù)對(duì)比，驗(yàn)證了強(qiáng)化后的鋁合金管可代替不銹鋼管，實(shí)現(xiàn)管路系統(tǒng)的減重。

圖10 三維管路等效應(yīng)力分布Fig.10 Three-dimensional pipeline equivalent stress distribution

圖11 管路截面等效應(yīng)力分布Fig.11 Equivalent stress distribution of pipe section

圖12 疲勞壽命分布圖Fig.12 Fatigue life distribution

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

利用管路的液壓強(qiáng)化與疲勞性能試驗(yàn)對(duì)理論和仿真進(jìn)行驗(yàn)證，相關(guān)的管件試樣和試驗(yàn)設(shè)備如圖13（a）和（b）所示。利用壓力測試臺(tái)，將6件鋁合金管試樣分別接入設(shè)備，在最佳自增強(qiáng)壓力下進(jìn)行液壓強(qiáng)化處理如圖13（c）所示，強(qiáng)化工藝參數(shù)見表3。利用脈沖測試臺(tái)，將6件強(qiáng)化后的鋁合金管試樣和6件不銹鋼管試樣串聯(lián)同時(shí)接入設(shè)備，在循環(huán)壓力幅值ΔP=42MPa下進(jìn)行脈沖測試（見圖13（c）），當(dāng)某個(gè)試樣破裂（漏油）如圖13（d）所示，對(duì)應(yīng)的脈沖測試腔會(huì)立即響應(yīng)，停止加載并記錄載荷作用次數(shù)，其余試樣繼續(xù)加載不受影響。在脈沖試驗(yàn)操控臺(tái)中設(shè)置循環(huán)基數(shù)為106次，若存在試樣的壽命小于106次，說明材料或管件制造中存在明顯缺陷，或者試驗(yàn)過程中的某個(gè)環(huán)節(jié)不合理，需要重新試驗(yàn)。

鋁合金管試樣在強(qiáng)化后未存在低于循環(huán)基數(shù)的樣本，說明自增強(qiáng)的強(qiáng)化工藝參數(shù)較為合理，強(qiáng)化后的管件材料并無明顯缺陷；如圖14所示，在鋁合金管和不銹鋼管各自樣本中都未出現(xiàn)異常樣本，證明試驗(yàn)環(huán)節(jié)的合理性，材料本身和試樣的制備無明顯缺陷；表4中平均應(yīng)力為22MPa對(duì)應(yīng)工作載荷，脈沖試驗(yàn)中鋁合金管的平均壽命為3.679e+6次，與ANSYS仿真結(jié)果的比值為0.95，不銹鋼管平均壽命為3.514e+6，與仿真比值為0.94吻合性較好，證明了模擬仿真的可靠性；兩者相近的平均疲勞壽命，驗(yàn)證了應(yīng)用自增強(qiáng)鋁合金管路替代航空不銹鋼管，從而實(shí)現(xiàn)減重的可行性。

結(jié)論

（1）自增強(qiáng)技術(shù)應(yīng)用殘余壓應(yīng)力來降低工作拉應(yīng)力下的應(yīng)力峰值，考慮高強(qiáng)度鋁合金材質(zhì)輕，但強(qiáng)度及疲勞壽命較低，采用自增強(qiáng)強(qiáng)化金屬管路可以有效改善管壁的應(yīng)力集中現(xiàn)象，使應(yīng)力峰值點(diǎn)轉(zhuǎn)移到彈塑性交界面上，在工作條件下應(yīng)力分布更加均勻，承載能力得到強(qiáng)化，有效提高了管路強(qiáng)度。

圖13 管路的液壓強(qiáng)化與疲勞性能試驗(yàn)Fig.13 Hydraulic strengthening and fatigue performance experiment of pipeline

表3 高強(qiáng)度鋁合金管材6061材料性能Table 3 Material performance of high strength aluminum alloy pipe 6061

圖14 管類樣本壽命數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)Fig.14 Life data statistics of pipeline samples

表4 脈沖疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 4 Pulse fatigue test data

（2）通過建立航空管路高壓自增強(qiáng)工藝的有限元仿真模型，分析強(qiáng)化過程中的彈塑性行為與殘余應(yīng)力分布演化規(guī)律，管壁內(nèi)彈性層和塑性層的相互作用是殘余應(yīng)力的主要產(chǎn)生方式，自增強(qiáng)壓力的選擇依據(jù)彈塑性交界面半徑而確定。相同工作條件下，對(duì)鋁合金管路和航空管路自增強(qiáng)工藝進(jìn)行聯(lián)合仿真，不銹鋼管等效應(yīng)力在壁厚方向幅值較大，由于殘余應(yīng)力的影響，鋁合金管在壁厚方向應(yīng)力分布更加均勻，幅值相對(duì)較低。

（3）對(duì)自增強(qiáng)后的航空管路進(jìn)行工作壓力下的脈沖疲勞壽命仿真，預(yù)測航空管路強(qiáng)化后的疲勞壽命與可靠性。工作壓力下的疲勞壽命預(yù)測結(jié)果表明，采用自增強(qiáng)鋁合金管件替換現(xiàn)役不銹鋼高壓管件具有較好的可行性，最后利用試驗(yàn)對(duì)比仿真結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。相對(duì)密度較輕的鋁合金管能夠減輕發(fā)動(dòng)機(jī)的整體重量，提升推重比，產(chǎn)品質(zhì)量輕從而降低生產(chǎn)和運(yùn)輸成本。該研究為航空發(fā)動(dòng)機(jī)減重技術(shù)的研究提供參考。