擴(kuò)口管路密封失效引起的平管嘴大徑外圈銹蝕故障分析

李鈞甫 周裕力 蔣智華 楊鵬濤 汪東明 曾馨靚 龐 林

(航空工業(yè)成都飛機(jī)工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司 四川成都 610091)

航空管路系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜、形式多樣，在液壓、燃油、氧氣、環(huán)境控制等飛機(jī)系統(tǒng)中起著壓力傳遞、氣液輸送、保護(hù)電纜等重要作用[1]。目前導(dǎo)管連接件的結(jié)構(gòu)形式主要有擴(kuò)口、無(wú)擴(kuò)口、柔性、法蘭連接等[2-3]。其中，擴(kuò)口式連接是應(yīng)用最廣且最成熟的連接形式[4]，也是我國(guó)目前生產(chǎn)的飛機(jī)液壓管路系統(tǒng)中最主要連接方式，蘇-27飛機(jī)上的28 MPa系統(tǒng)也是采用這種連接結(jié)構(gòu)形式[5]。

管路連接件一般采用接觸式靜密封，據(jù)統(tǒng)計(jì)，靜密封只有約10%的故障為密封件失效，而90%的故障為密封連接失效[6]。我國(guó)擴(kuò)口式管路連接件通用規(guī)范是參照俄羅斯標(biāo)準(zhǔn)體系形成的，這種管路連接結(jié)構(gòu)在早期的航空管路系統(tǒng)中應(yīng)用較廣[7-8]。擴(kuò)口式管路連接是通過(guò)施加規(guī)定的安裝力矩，使擴(kuò)口式管接頭的74°外錐面和平管嘴的66°內(nèi)錐面夾緊經(jīng)冷擴(kuò)口加工的導(dǎo)管，靠螺紋連接產(chǎn)生的軸向力來(lái)克服液體壓力而獲得密封的結(jié)構(gòu)[2,9-10]。擴(kuò)口式管路連接件結(jié)構(gòu)形式如圖1所示，通過(guò)外套螺母與接頭螺接，平管嘴與導(dǎo)管外錐面接觸、接頭與導(dǎo)管內(nèi)錐面貼合從而實(shí)現(xiàn)管路密封[11]。

針對(duì)某氧氣濃縮器進(jìn)氣口處擴(kuò)口管路連接的平管嘴出現(xiàn)的銹蝕故障，本文作者通過(guò)宏觀、微觀形貌分析和金相、成分分析，確定了銹蝕的模式。通過(guò)邏輯分析，并通過(guò)Mises應(yīng)力和CPRESS接觸壓力模擬分析，探討故障部位腐蝕介質(zhì)聚集的可能原因，最終確定了平管嘴與外套螺母之間的間隙處發(fā)生間隙腐蝕的完整過(guò)程。

1 故障簡(jiǎn)介

某氧氣濃縮器進(jìn)氣口內(nèi)部經(jīng)常出現(xiàn)大面積銹蝕現(xiàn)象，已經(jīng)困擾成品廠較長(zhǎng)時(shí)間。該氧氣濃縮器為主供氧系統(tǒng)之一，機(jī)體工作期間必須開(kāi)啟運(yùn)行。壓縮空氣會(huì)源源不斷地通過(guò)管路進(jìn)入氧氣濃縮器，再經(jīng)由濃縮器內(nèi)部的濾芯、分子篩過(guò)濾掉氮?dú)庑纬筛邼舛妊鯕鈨?chǔ)存于儲(chǔ)氣罐中，余氣由排氣管直接排入大氣。

故障發(fā)生在如圖2所示的氧氣導(dǎo)管一端，該氧氣管已服役約160 h。氧氣管一端裝有一件HB4-45-12擴(kuò)口式外套螺母(下簡(jiǎn)稱：外套螺母)和一件HB4-44HF12平管嘴(下簡(jiǎn)稱：平管嘴)(見(jiàn)圖2(b)左側(cè))，另一端為焊接擴(kuò)口式直通管接頭(見(jiàn)圖2(b)右側(cè))。處于外套螺母和LF2M鋁管擴(kuò)口之間的平管嘴大徑外圈面一側(cè)可見(jiàn)嚴(yán)重銹蝕，如圖2(a)所示。外套螺母材料牌號(hào)為2A12，T4熱處理，表面陽(yáng)極化處理；平管嘴材料牌號(hào)為30CrMnSiA，熱處理方式為淬火(880±100) MPa，表面鍍鋅鈍化處理。

圖2 故障件導(dǎo)管及銹蝕平管嘴Fig.2 Failed pipe and rusted flared flat nozzle:(a)rustedflared flat nozzle;(b)failed pipe

發(fā)生故障的氧氣管是連接某氧氣濃縮器進(jìn)氣口的最后一段氣管。該氧氣管一端通過(guò)焊接直通管接頭連接環(huán)控系統(tǒng)壓縮空氣氣路，另一端通過(guò)外套螺母和一個(gè)平管嘴連接到氧氣濃縮器的HB4-8-12擴(kuò)口式擰入式直通管接頭上。環(huán)控系統(tǒng)壓縮空氣流向如圖2(b)所示，最后進(jìn)入氧氣濃縮器。氧氣濃縮器的壓縮空氣來(lái)自后機(jī)身發(fā)動(dòng)機(jī)艙下部除濕器之前分出的旁路支管。

2 故障原因分析

2.1 故障件宏觀檢查

如圖4所示,拆卸后的平管嘴肉眼觀察可見(jiàn)整個(gè)大徑外圈面有明顯的不均勻紅棕色銹蝕，而其他各面均呈現(xiàn)正常的鍍鋅鈍化亮色。另外，與氧氣管擴(kuò)口外錐面緊密貼合的平管嘴內(nèi)錐面呈現(xiàn)光亮的鍍層顏色，也未觀察到銹蝕跡象。此外，平管嘴大徑與小徑之間的臺(tái)階面及附近區(qū)域，除存在少量可去除的黑色臟污外，也未見(jiàn)銹蝕跡象。

如圖4(c)所示，刨開(kāi)外套螺母可見(jiàn)其與平管嘴接觸一端內(nèi)側(cè)有明顯的紅棕色銹漬痕跡，而陽(yáng)極化層并無(wú)肉眼可見(jiàn)的劃傷與破損。

圖4 平管嘴銹蝕部位及相關(guān)零件宏觀照片

connection;(b)rusted nozzle;(c)longitudinal section of outer nut and flat nozzle

如圖5(a)所示，在氧氣管擴(kuò)口內(nèi)錐面可觀察到不均勻的裝配壓痕并帶有少量黑色臟污，壓痕之間有斷續(xù)灰白色無(wú)壓痕區(qū)。由各組件裝配刨面(見(jiàn)圖5(b))可見(jiàn)，各組件裝配時(shí)，外套螺母通過(guò)尾端內(nèi)孔面壓緊平管嘴臺(tái)階面，再通過(guò)平管嘴內(nèi)錐面壓緊氧氣管擴(kuò)口外錐面，最終使管口內(nèi)錐面貼合下方的直通管錐面。但外套螺母內(nèi)螺紋收尾段與平管嘴大徑外圈面之間的空間存在明顯縫隙；此外，平管嘴小徑與外套螺母尾端孔徑之間也存在一段縫隙，見(jiàn)圖5(b)中虛線框處。

圖5 氧氣管擴(kuò)口端內(nèi)錐面及各組裝刨面照片F(xiàn)ig.5 The inner cone of flared pipe and assemblysection:(a)inner cone of flared pipe;(b)flared pip and assembly section

2.2 金相和掃描電子顯微檢查

圖6所示為平管嘴正常部位和銹蝕部位刨面顯微形貌?？梢?jiàn)，正常部位覆蓋有5.5 μm左右均勻鍍層，符合HB 5033—1977《鍍層和化學(xué)覆蓋層的選擇原則與厚度系列》要求的5～8 μm鍍鋅層厚度；銹蝕處發(fā)現(xiàn)多處深淺不均的銹蝕坑，銹坑深度為數(shù)十微米，最深可達(dá)103.59 μm，且銹坑已侵入金屬基體。

圖6 平管嘴正常和銹蝕部位刨面顯微照片F(xiàn)ig.6 Microstructure of the normal part(a) andrusted part(b) on the flared flat nozzle

圖7示出了銹蝕平管嘴正常和銹蝕部位顯微形貌。平管嘴正常部位表面形貌如圖7(b)所示，可見(jiàn)正常部位平面除少量污染物外均為均勻鍍層，圖中等距條帶為車制平管嘴圓筒的加工刀痕。如圖7(c)所示，平管嘴大徑外圈面銹蝕部位有一層厚薄不均的附著物,呈現(xiàn)典型的銹蝕泥紋花樣。附著物高倍下呈現(xiàn)團(tuán)絮狀和冰花狀疏松結(jié)構(gòu)，且導(dǎo)電性較差，可能為氧化產(chǎn)物，如圖7(d)所示。

圖7 銹蝕平管嘴正常和銹蝕部位電鏡顯微照片

image of normal part;(c)SEM image of rusted part(438×);(d)SEM image of rusted part(4 040×)

2.3 能譜成分分析

對(duì)故障平管嘴銹蝕部位和正常部位分別進(jìn)行能譜成分檢測(cè)，結(jié)果顯示：銹蝕部位Fe、O元素含量明顯偏高，且可檢出少量腐蝕性Cl元素，如圖8所示。根據(jù)檢測(cè)結(jié)果，可以確定這些銹蝕產(chǎn)物為鐵氧化合物。而正常鍍鋅層部位Zn元素為主元素，未檢測(cè)出其他典型腐蝕性元素，如圖9所示。

圖8 平管嘴銹蝕部位能譜分析Fig.8 EDS analysis of the rusted part on the flared flat nozzle

圖9 平管嘴正常部位能譜分析Fig.9 EDS analysis of the normal part on the flared flat nozzle

3 分析與討論

3.1 邏輯推論

上述分析表明，銹蝕僅發(fā)生在外套螺母內(nèi)螺紋收尾段與平管嘴大徑外圈面形成的縫隙區(qū)域，為典型的縫隙腐蝕。腐蝕介質(zhì)可能通過(guò)圖10所示的3處進(jìn)入。

圖10 腐蝕性介質(zhì)泄漏通道分析Fig.10 Analysis of leakage channel of corrosive medium

圖中①處平管嘴臺(tái)階面與外套螺母尾端內(nèi)孔面在裝配時(shí)為壓緊貼合，②處是螺紋旋合且有氣密性要求，因此，①、②兩處都不可能有腐蝕性介質(zhì)進(jìn)入。另外，若①處有腐蝕性介質(zhì)進(jìn)入，先發(fā)生縫隙腐蝕的應(yīng)該是①處的縫隙(見(jiàn)圖5(b))，但宏觀分析并未發(fā)現(xiàn)該處縫隙發(fā)現(xiàn)銹蝕跡象。因此，腐蝕介質(zhì)只可能來(lái)自于③處，也就是經(jīng)氧氣管擴(kuò)口內(nèi)錐面泄漏出來(lái)進(jìn)入縫隙。圖5(a)所示的管頭擴(kuò)口內(nèi)錐面宏觀照片顯示的不連續(xù)的壓痕區(qū)和灰白色無(wú)壓痕區(qū)，可佐證該處擴(kuò)口內(nèi)錐面不均勻，有可能導(dǎo)致管內(nèi)腐蝕性介質(zhì)滲漏進(jìn)縫隙區(qū)域，造成腐蝕性介質(zhì)聚集。

從設(shè)計(jì)和生產(chǎn)廠家了解到，該處管內(nèi)的壓縮空氣并未經(jīng)過(guò)除濕處理。因此，在潮濕或鹽分較大的大氣環(huán)境中服役時(shí)，通過(guò)環(huán)控系統(tǒng)管路送來(lái)的壓縮空氣可能會(huì)帶有部分水汽或腐蝕性元素。另外，氧氣濃縮器隨機(jī)體的運(yùn)轉(zhuǎn)環(huán)境存在室溫到低溫的交替變化，不運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)一般為場(chǎng)地環(huán)境溫度，最高運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)溫度不超過(guò)60 ℃，而高空運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)溫度可能降低到-10 ℃。這種溫差交替變化，也會(huì)使?jié)駳饫淠龔亩l(fā)生聚集，并通過(guò)縫隙積累。此外，氧氣濃縮器進(jìn)氣口內(nèi)有濾芯，當(dāng)壓縮空氣通過(guò)濾芯時(shí)勢(shì)必會(huì)受阻而有一定減速，這也會(huì)導(dǎo)致腐蝕性介質(zhì)在該處聚集。

3.2 密封泄漏有限元分析

參考文獻(xiàn)[12]中利用CAE研究擴(kuò)口管擴(kuò)口成形技術(shù)的方法，結(jié)合實(shí)際管路連接件安裝過(guò)程中最常見(jiàn)的不同軸強(qiáng)制裝配情況，以及管接頭與擴(kuò)口管軸線存在角度偏差情況[13-14]，利用Abaqus對(duì)存在不同軸安裝情況下，管路擴(kuò)口面應(yīng)力與密封面接觸情況進(jìn)行模擬分析。

3.2.1 有限元分析

擴(kuò)口導(dǎo)管接頭模型簡(jiǎn)化如圖11所示。擴(kuò)口導(dǎo)管材料為L(zhǎng)F2M鋁合金，平管嘴材料為30CrMnSiA合金鋼，彈性階段參數(shù)見(jiàn)表1。塑性階段采用外徑14 mm的導(dǎo)管實(shí)際拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可得LF2M管材該階段材料屬性，如圖12所示。

圖11 擴(kuò)口導(dǎo)管接頭模型Fig.11 Model of flared pipe connection

表1 彈性階段材料屬性Table 1 Materials properties of elastic stage

圖12 LF2M管材真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.12 True stress-strain curve of LF2M pipe

導(dǎo)管擴(kuò)口錐面形狀參考HB4-44和HB4-52中外徑14 mm擴(kuò)口導(dǎo)管成形的尺寸參數(shù)，利用擴(kuò)口導(dǎo)管成形工具進(jìn)行擴(kuò)口導(dǎo)管成形計(jì)算,得到的計(jì)算結(jié)果如圖13所示。可知外徑為14 mm的擴(kuò)口導(dǎo)管錐面上形成一定寬度的密封面，符合擴(kuò)口管路件典型的面密封形式。模型假設(shè)管接頭與擴(kuò)口導(dǎo)管初始安裝存在一定的角度誤差，分別設(shè)置初始偏轉(zhuǎn)角度為0°、0.1°、0.2°、0.3°、0.4°、0.5°、0.6°，模擬導(dǎo)管擰緊安裝過(guò)程。將平管嘴和管接頭設(shè)置為剛體，擴(kuò)口導(dǎo)管為變形體，對(duì)3個(gè)零件劃分六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格大小為0.2 mm。固定約束擴(kuò)口導(dǎo)管未擴(kuò)口一端6個(gè)方向自由度，安裝壓緊過(guò)程模擬采用位移控制，設(shè)置平管嘴位移約束延平管嘴軸向?yàn)閁2=-0.1 mm，設(shè)置管接頭位移約束延管接頭軸向?yàn)閁2=0.1 mm。計(jì)算采用位移控制的原因是為了避免在模擬有角度偏差裝配時(shí)，采用力控制會(huì)出現(xiàn)瞬時(shí)接觸局部網(wǎng)格異常畸變導(dǎo)致的無(wú)法收斂。

圖13 擴(kuò)口成形計(jì)算結(jié)果Fig.13 Calculation results of flared pipe

接觸定義：施加在外套螺母與直通管接頭之間螺紋副的擰緊力矩使擴(kuò)口的導(dǎo)管內(nèi)壁與管接頭74°外錐面產(chǎn)生有效的接觸密封面。在Abaqus軟件中的Interaction設(shè)置Surface-to-Surface Contact定義平管嘴與導(dǎo)管、導(dǎo)管與管接頭之間的相互接觸對(duì)。主要接觸面如圖14所示。

圖14 擴(kuò)口式管路連接件約束條件Fig.14 Constraint condition of flared pipe connector assembly

擴(kuò)口式管路連接件是通過(guò)對(duì)螺紋副施加一定的擰緊力矩，產(chǎn)生軸向力來(lái)克服介質(zhì)壓力從而保證密封性能的結(jié)構(gòu)。擰緊外套螺母所需力矩為

T=T1+T2

(1)

式中：T為擰緊外套螺母所需力矩；T1為螺紋摩擦力矩；T2為支承面摩擦力矩。

首先計(jì)算螺紋連接的摩擦力矩T1。螺紋表面受力分析見(jiàn)圖15。

圖15 螺紋表面受力分析Fig.15 Force analysis of screw thread surface

對(duì)鋁-鋼接觸表面，取摩擦因數(shù)μ=0.17。

(2)

式中：ρv為當(dāng)量摩擦角；f1為摩擦力；FN1為斜面支承力；μ為摩擦因數(shù)。

螺紋當(dāng)量摩擦角ρv=arctanμ

所選螺紋規(guī)格為M22×1.5，螺距P=1.5 mm，中徑d2=21.026 mm。

(3)

式中：T1為螺紋摩擦力矩；Q為水平推力；F為軸向載荷；d2為螺紋中徑；φ為螺紋升角；ρv為當(dāng)量摩擦角。

然后計(jì)算螺母支承面的摩擦力矩T2。支承面受力分析見(jiàn)圖16。

圖16 支承面受力分析Fig.16 Force analysis of bearing surface

單位面積內(nèi)支承面受力

半徑為r，寬度dr環(huán)形面受力

則支承面摩擦力矩：

(4)

式中：T2為支承面摩擦力矩；D為平管嘴大徑外圓直徑；d為外套螺母孔端直徑；μ為摩擦因數(shù)；F為軸向載荷；r為積分半徑。

將式(3)和式(4)代入式(1)，有：

(5)

式中：T為擰緊外套螺母所需力矩；F為軸向載荷；d2為螺紋中徑；D為平管嘴大徑外圓直徑；d為外套螺母孔端直徑；μ為摩擦因數(shù)；r為積分半徑；φ為螺紋升角；ρv為當(dāng)量摩擦角。

按照航標(biāo)擴(kuò)口管路通用規(guī)范HB4-1[15]，LF2M鋁合金材料φ14 mm擴(kuò)口管路連接結(jié)構(gòu)擰緊力矩范圍為25.50～41.15 N·m。因此管路連接達(dá)到密封要求的最低擰緊力矩為25.5 N·m，代入式(4)可計(jì)算出最低施加載荷為7.109 kN。計(jì)算分析在該載荷附近0°～0.6°偏轉(zhuǎn)角度誤差時(shí)，Mises應(yīng)力分布和CPRESS接觸壓力分布情況，就可研判擴(kuò)口管路連接是否存在密封失效和泄漏風(fēng)險(xiǎn)。

3.2.2 結(jié)果與分析

由于計(jì)算采用位移控制，支反力無(wú)法精確控制到7.109 kN，故采用最接近支反力7.109 kN的對(duì)應(yīng)計(jì)算步的最大Mises應(yīng)力和CPRESS接觸壓力作為理論上達(dá)到密封條件的最低閾值判據(jù)。

不存在角度偏差(0°)時(shí)，當(dāng)平管嘴靠外套螺母端承力面上支反力達(dá)到7.184 kN時(shí)，Mises應(yīng)力和CPRESS接觸壓力分布如圖17所示。

圖17 正常裝配0°偏角時(shí)管接頭支反力及擴(kuò)口管Mises應(yīng)力和CPRESS接觸壓力分布Fig.17 Reaction force,Mises stress and CPRESS contact pressure distribution of flared pipe under normal assembly with 0°deflection angle:(a)reaction force of pipe joint assembly;(b)Mises stress distribution on the inner cone of flaredpipe;(c)contact pressure on the inner cone of flared pipe;(d)contact pressure on outer cone of flared pipe

在正常無(wú)偏角裝配情況下，擴(kuò)口管內(nèi)、外錐面Mises應(yīng)力和CPRESS接觸壓力均呈現(xiàn)均勻的環(huán)形帶狀分布，符合擴(kuò)口管路的典型密封面形式。當(dāng)平管嘴上支反力達(dá)到約7.184 kN時(shí)，擴(kuò)口管內(nèi)、外錐面最大Mises應(yīng)力約為74.42 MPa，最大CPRESS接觸壓力約為109.4 MPa。

存在角度偏差0.1°的裝配情況，當(dāng)平管嘴靠外套螺母端承力面上支反力為7.533 kN時(shí)，Mises應(yīng)力和CPRESS接觸壓力分布如圖18所示。

計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)僅有0.1°偏差裝配時(shí)，Mises應(yīng)力和CPRESS接觸壓力已出現(xiàn)不均勻分布，且CPRESS接觸壓力更為明顯。在支反力達(dá)到7.533 kN時(shí)，擴(kuò)口管內(nèi)錐面已經(jīng)出現(xiàn)聯(lián)通內(nèi)、外部且CPRESS接觸壓力小于等于83.32 MPa的區(qū)域，小于最低閾值109.4 MPa，如圖18(c)中圓圈標(biāo)出部位。

不同角度偏差下支反力最接近最低閾值時(shí)的Mises應(yīng)力和CPRESS接觸壓力計(jì)算結(jié)果和密封狀況見(jiàn)表2。

有限元分析計(jì)算中，Mises應(yīng)力常被用來(lái)研究和分析構(gòu)件上的應(yīng)力異常分布情況，尤其是在用于尋找應(yīng)力集中區(qū)域。而CPRESS接觸壓力常被用來(lái)研判相互作用面上的接觸情況[14,16]。由表2數(shù)據(jù)可見(jiàn)，存在角度偏差情況下均出現(xiàn)內(nèi)外聯(lián)通的低接觸壓力區(qū)域，且區(qū)域內(nèi)的接觸壓力均低于正常裝配時(shí)的最低閾值109.4 MPa。反映到實(shí)際中，接觸壓力的不均勻?qū)?yīng)擴(kuò)口管內(nèi)錐面出現(xiàn)接觸不均勻情況。因此，計(jì)算結(jié)果從理論上也反映了故障件擴(kuò)口管內(nèi)錐面形成圖5(a)所示不連續(xù)壓痕的原因。按照前文提到的判據(jù)，這些區(qū)域很可能就會(huì)出現(xiàn)密封失效甚至泄漏問(wèn)題。

雖然工藝要求安裝扭矩應(yīng)控制在25.50～41.15 N·m范圍，但實(shí)際安裝過(guò)程中除了裝配不同軸，扭矩也可能偏上限甚至超過(guò)這個(gè)范圍，導(dǎo)致過(guò)緊安裝。這就更會(huì)造成擴(kuò)口管內(nèi)錐面在有偏角情況下，因接觸壓力不均而產(chǎn)生異常變形。文中計(jì)算僅模擬分析了一次安裝的情況，但實(shí)際情況下常常會(huì)反復(fù)拆裝，這些變形也會(huì)不斷累積，尤其是對(duì)于鋁合金管材，會(huì)因冷作硬化導(dǎo)致不可恢復(fù)的變形。另外，擴(kuò)口管內(nèi)錐面反復(fù)拆裝過(guò)程的磨損也是常見(jiàn)的現(xiàn)象，這些異常變形和磨損都會(huì)加劇接觸的不均勻性，從而破壞擴(kuò)口錐面密封帶的完整性，最終導(dǎo)致密封失效和泄漏問(wèn)題。

圖18 0.1°偏角時(shí)管接頭支反力及擴(kuò)口管Mises應(yīng)力和CPRESS接觸壓力分布Fig.18 Reaction force,Mises stress and CPRESS contact pressure distribution of flared pipe under normal assembly with 0.1°deflection angle:(a)reaction force of pipe joint assembly;(b)Mises stress distribution on the inner cone of flaredpipe;(c)contact pressure on the inner cone of flared pipe;(d)contact pressure on outer cone of flared pipe

表2 不同角度偏差下支反力最接近最低閾值時(shí)的Mises應(yīng)力、CPRESS接觸壓力及聯(lián)通區(qū)域應(yīng)力范圍Table 2 Stress,CPRESS values stress distribution of connective area as RF approach around the threshold value at different assembling angles

4 結(jié)論與改進(jìn)建議

對(duì)某氧氣濃縮器進(jìn)氣口擴(kuò)口管路連接處平管嘴的銹蝕故障進(jìn)行了分析，得出以下結(jié)論：

(1) 故障平管嘴大徑外圈處由于與外套螺母之間構(gòu)成縫隙區(qū)域，為縫隙腐蝕創(chuàng)造了條件。

(2) 平管嘴與外套螺母之間的縫隙由于長(zhǎng)期受水汽(或腐蝕性介質(zhì))浸泡，發(fā)生了典型的縫隙腐蝕，腐蝕深度超過(guò)100 μm，已侵入金屬基體。

(3)腐蝕性介質(zhì)可能來(lái)源于環(huán)控系統(tǒng)管路未經(jīng)除濕的壓縮空氣，壓縮空氣經(jīng)管頭擴(kuò)口處泄漏到縫隙之間，從而形成腐蝕性環(huán)境。

(4) 對(duì)擴(kuò)口管密封面的有限元模擬分析表明，在不同軸帶偏角(0.1°～0.6°)裝配情況下，CPRESS接觸壓力的不均勻性導(dǎo)致密封面出現(xiàn)內(nèi)外聯(lián)通的低接觸壓力區(qū)域，密封面的完整性被破壞，從而為腐蝕介質(zhì)泄漏創(chuàng)造了條件。因此，在異常裝配過(guò)程中密封面不連續(xù)和擴(kuò)口內(nèi)錐面的變形，是造成故障的根本原因。

基于文中研究，提出如下幾方面改進(jìn)建議：

(1) 建議采用1Cr7Ni2不銹鋼平管嘴替代防銹性能較低的30CrMnSiA平管嘴；

(2) 建議在氧氣濃縮器進(jìn)氣口壓縮空氣進(jìn)入之前的管路中加裝除濕過(guò)濾裝置，從根本上消除腐蝕介質(zhì)來(lái)源；

(3) 可選用密封結(jié)構(gòu)更優(yōu)、密封性能更高的管路連接件，例如無(wú)擴(kuò)口管路連接件、梁式密封連接結(jié)構(gòu)等。