流體連接器是實現流體介質傳輸管路接通或斷開的連接器[1],適用于各種采用液體冷卻方式的機箱、功率模塊等之間的連接。流體連接器應用于電子設備液冷系統中,其重要性體現為[2-3]:(1)若流體連接器密封性能差,冷卻液體泄漏會腐蝕附近的部件,或污染系統環境,造成絕緣,耐電壓性能下降,嚴重時會引起電路系統短路或開路故障；(2)若流體連接器損壞,液冷系統流通不暢,流量會降低,影響冷卻效果,嚴重時會因溫升太高而燒壞系統設備。

液冷系統在首次注液試運行時發現漏液,原因為流體連接器插頭殼體開裂(見圖1)。該連接器材質為7A09-T6高強鋁合金,抗拉強度≥530 MPa,硬度(陽極氧化前)≥175 HV,表面硬質陽極氧化膜厚度≥40 μm,螺紋安裝力矩30 N·m。筆者通過裂紋宏觀和微觀形貌觀察、能譜檢測及理論計算,對流體連接器開裂樣品進行剖析,找出裂紋形成原因,并給出解決措施。

圖 1流體連接器殼體開裂現象

Figure 1.Cracking phenomenon of fluid connector

1. 理化檢驗及結果

1.1 宏觀形貌觀察

采用SMZ1000型體視顯微鏡觀察殼體裂紋的宏觀形貌。如圖2所示：流體連接器表面光亮,未見明顯的蝕坑和加工缺陷；裂紋位于殼體螺紋端,從口部萌生,沿軸向往根部擴展。采用機械方式將裂紋撐開,觀察斷口宏觀形貌。由圖3可見：A、B區呈黃黑色條帶狀,而C、D區呈現金屬光澤,但C區可見明顯的條帶特征,且條帶連續。由此可判斷,C區成因與A、B區相似；D區可見類似韌窩的孔穴狀斷面,結合其顏色,可判定為外力導致的韌性斷裂。綜上所述,A、B區為先發生斷裂的位置,進一步說明裂紋從殼體螺紋端口部向根部擴展,并貫穿壁厚。

圖 2流體連接器表面裂紋的宏觀形貌

Figure 2.Macro-morphology of surface crack of fluid connector

圖 3流體連接器表面裂紋斷口的宏觀形貌

Figure 3.Macro-morphology of surface crack fracture of fluid connector: (a) overall fracture; (b) area A and B; (c) area B and C; (d) area C and D

1.2 裂紋斷口微觀形貌

采用機械方式將裂紋打開,經酒精超聲清洗斷口后,通過S-4300型掃描電鏡(SEM)和Jenesis-60型能譜儀(EDS)進行裂紋斷口形貌觀察和局部區域的成分分析。如圖4所示：整個裂紋斷口呈現脆性斷裂和腐蝕特征；A、B區域微觀形貌均發黑,并可見亮白色的異物,其中C和O元素含量很高,結合連接器安裝過程中使用的密封膠成分,此異物應為壓力作用下滲入斷口的密封膠；未見異物的區域,具有明顯條帶特征,條帶上可見細小的冰糖狀沿晶形貌,該區域輪廓模糊,表明整個區域存在腐蝕,開裂經歷了一定的時間；斷口上存在一定含量的P和S元素,同時B區域有薄薄的覆蓋層,高倍下呈龜裂形貌,C元素含量低、O元素含量高,應是腐蝕產物；C區可見較淺凹坑,凹坑邊界圓滑,高倍下可見凹坑里的腐蝕形貌；D區是瞬斷區,呈現韌窩和沿晶并存的形貌,未見P、S元素,C、O元素含量也很低。由此說明A、B、C區的P、S元素是由外部引入的。如圖5所示,陽極氧化膜中還存在較高含量的S元素和少量的P元素,而7A09-T6高鋁合金本身不含S元素。

圖 4流體連接器裂紋斷口的SEM形貌

Figure 4.SEM morphology of crack fracture of fluid connector: (a) area A; (b) area B; (c) area C, low magnification; (d) area C, high magnification; (e) area D, low magnification; (f) area D, high magnification

圖 5開裂流體連接器表面陽極氧化膜的EDS分析結果

Figure 5.EDS analysis results of anodic oxide film on the surface of cracked fluid connector

1.3 金相檢驗

將開裂的殼體固封、研磨與拋光,采用凱勒試劑進行刻蝕,制作金相試樣,在LV500型金相顯微鏡下觀察殼體的顯微組織和裂紋。

由圖6可見：流體連接器開裂殼體的組織為細小晶粒,且晶粒內部可見較多亞晶粒,是未完全再結晶的組織；晶界上分布著黑色點狀第二相(Al2CuMg、CuAl2、Al7Cu2Fe等)；橫截面上的裂紋沿著晶界或亞晶界擴展。開裂位置附近還可見小裂紋,小裂紋從外螺紋表面萌生,沿晶界擴展；在其他位置還發現長度較大(約450 μm)的內部裂紋,裂紋內部存在褶皺,C、O元素含量較高。

圖 6開裂流體連接器橫截面的顯微組織

Figure 6.Microstructure of cross section of cracked fluid connector: (a) cracking position; (b) near the outer surface; (c) near the cracking position; (d) inside the shell

2. 開裂原因分析

形貌觀察結果顯示,裂紋斷口呈現龜裂、泥狀的腐蝕形貌,開裂位置呈冰糖狀沿晶形貌,金相檢驗結果也顯示多條沿晶裂紋。可以認為,連接器的失效模式為應力腐蝕開裂。應力腐蝕開裂是在拉應力和腐蝕環境共同作用下所引起的一種低應力腐蝕性斷裂,需具備3個條件：材料具有應力腐蝕敏感性；存在一定的腐蝕環境；應力源(包括裝配應力和自身殘余應力等)。

2.1 材料的應力腐蝕敏感性

有關研究表明,添加Zn、Mg、Cu、Li等元素將純鋁合金化制成高強鋁合金后,盡管其強度及硬度得以提高,但應力腐蝕敏感性也增大[4]。7A09-T6高鋁合金屬于Al-Zn-Mg-Cu系合金,由于其本身成分及組織的特點,其應力腐蝕傾向超過其他合金,尤以人工時效狀態(T6)最為顯著[5-7]。T6時效處理的7系鋁合金雖然強度可達到最大,但抗應力腐蝕性卻達到最低[8]。對T6和T74(固溶熱處理后經過時效)處理的7B04鋁合金35 mm厚板的耐應力腐蝕性能研究表明[9],T6狀態7B04鋁合金的臨界應力腐蝕強度因子(KISCC)為120 MPa,而T74狀態7B04鋁合金的KISCC為300 MPa,約是T6狀態的2.5倍,且應力腐蝕裂紋擴展速率也明顯降低。因此,流體連接器殼體設計采用7A09-T6高強鋁合金,不可避免地引入了由材料自身帶來的應力腐蝕開裂風險。

此外,殼體表面硬質陽極氧化膜層與基體鋁合金為異種材料,力學性能尤其是硬度存在較大差異,殼體陽極氧化前硬度要求≥175 HV,氧化膜顯微硬度≥300 HV[10]。在外力作用下,膜層與基體材料的變形不能同步協調進行,這將導致膜層表面產生微觀裂紋。微裂紋尖端應力集中,擴展時首先導致膜層開裂,而后到達鋁合金基體界面處,使基體暴露在腐蝕環境中。在有水分的情況下,在陽極氧化后殘留的和應力的共同作用下,形成自腐蝕電池,根據陽極溶解理論[11],相對于膜破損的表面,膜未破損的表面作為陽極,金屬原子溶解成為離子,形成溝形裂紋。當裂紋向深處發展時,應力集中于裂紋尖端,使附近區域發生塑性變形,阻礙膜的再生,加快陽極溶解。在應力作用下,裂紋繼續發展,最終導致金屬開裂。

2.2 腐蝕環境

EDS結果顯示,氧化腐蝕區域檢測出含量較高的S元素(3.52%),硬質陽極氧化膜表面檢測出較高含量的S元素(8.08%),而7A09-T6高鋁合金本身不含S元素。考慮流體連接器殼體采用了硫酸硬質陽極氧化表面處理工藝,可能是陽極氧化工藝中所用硫酸溶液殘留引入的。此外,城市工業大氣中SO2對鋁合金應力腐蝕開裂的影響最大[12-13]。大氣中的硫化物(SO2,SO3等)也是引起鋁合金發生腐蝕的主要污染物之一。已有試驗證明,SO2對鋁合金腐蝕起到加速作用[14],SO2溶解于金屬表面液膜后,使液膜內腐蝕介質酸性增加,合金氧化膜被腐蝕破壞,進一步發生陽極溶解反應,基體溶解。

環境溫度和相對濕度也是影響高強鋁合金應力腐蝕敏感性的外在因素[12,15-16]。對于鋁合金,潮濕大氣也是典型的應力腐蝕介質[5,17]。在環境相對濕度一定的情況下,溫度越高合金越容易發生應力腐蝕開裂。結合流體連接器的使用環境,不能排除環境溫度和相對濕度的影響。

2.3 應力源

流體連接器安裝時殼體摩擦力矩如圖7所示。連接器安裝時擰緊力矩T(30 N·m)需要克服4個接觸面的摩擦力矩[18]：連接螺母和流體連接器插頭殼體螺紋之間的螺紋力矩T1；球頭和插頭殼體密封錐面(60°)之間的接觸面摩擦力矩T2；卡環與球頭接觸面的摩擦力矩T3；卡環與連接螺母接觸面的摩擦力矩T4。其關系滿足式(1)。

圖 7流體連接器安裝摩擦力矩

Figure 7.Friction moment of fluid connector in installation

螺紋連接是在內外螺紋的接觸面和螺紋緊固件支撐面與被連接件的接觸面之間產生摩擦力[19]。螺紋連接時,螺旋副上的螺紋力矩M1[20],見式(2)。

式中：Q為作用于螺栓的軸向預緊力；d為螺紋中徑(10.8 mm)；γ為螺紋升角(1.615°)；φ為螺紋副的當量摩擦角(7.4°)。

擰緊螺紋緊固后,由螺母或螺栓頭部支撐面與被連接件接觸面摩擦產生的力矩M2[19-21],見式(3)。

式中：D為螺母或螺栓頭部支撐面等效直徑；μ為螺母或螺栓頭部支撐面與被連接件接觸面摩擦因數。

連接螺母和流體連接器插頭殼體螺紋之間的螺紋力矩T1,見式(4)。

式中：Qp為球頭在插頭殼體錐面上的軸向作用力。

球頭和插頭殼體密封錐面(60°)之間的接觸面摩擦力矩T2,見式(5)。

式中：uw為球頭和插頭殼體密封錐面摩擦因數,取0.17；d1為球頭-錐面密封接觸等效直徑,取12.5 mm；

同理,卡環與球頭接觸面的摩擦力矩T3,見式(6)。

式中：uv為卡環與球頭接觸面的摩擦因數,取0.15；d2為球頭與卡環接觸等效直徑,取14.7 mm。

同理,卡環與連接螺母接觸面的摩擦力矩T4,見式(7)。

式中：uz為卡環與連接螺母接觸面的摩擦因數,取0.17；d3為連接螺母與卡環接觸等效直徑,取15.4 mm。

最后,將式(4)~(7)帶入式(1),得出式(8)。

經計算,Qp=5 563.7 N,作用在插頭殼體接觸面上的法向力Qf=Qpsin 30°=2 780 N。

測量安裝時殼體錐面的接觸痕跡(圖1)寬度為1.05 mm,受力面等效直徑為12.5 mm,則受壓面積S=1.05×10-3×π×12.5×10-3=4.12×10-5m2。

殼體接觸面上產生的拉應力σ=Qf/S=67.5 MPa。

通過裂紋形貌觀察和理論分析,7A09-T6高強鋁合金流體連接器具備了應力腐蝕開裂的形成條件,即7A09-T6高強鋁合金為應力腐蝕敏感材料,硬質陽極氧化工藝引入了腐蝕介質S元素,在潮濕環境和安裝產生的拉應力作用下,材料發生應力腐蝕開裂。

對于本工作中的流體連接器,鑒于其裝機接口和使用條件已定,目前可針對材料和應力條件采取改進措施。流體連接器的服役工況對零件強度要求并不高,但材料強度與耐應力腐蝕性能往往是相互矛盾的,可以適當降低對殼體材料的強度要求,一方面可以重新指定材料的熱處理工藝,由T6處理轉變為T651或T76、T74處理；另一方面,可將材料更換為強度相對較低的6系鋁合金,或者同時更換材料和改變熱處理狀態。此外,在不影響流體連接器接觸密封的前提下,盡量降低短橫向上的力矩,改善應力和腐蝕環境。

3. 結論

(1)流體連接器殼體所使用的7A09-T6高強鋁合金為應力腐蝕敏感材料,且硬質陽極氧化表面處理工藝引入了腐蝕介質S元素,在潮濕環境和安裝產生的拉應力作用下,殼體發生了應力腐蝕開裂。

(2)應力腐蝕裂紋宏觀上呈現從殼體口部萌生,沿軸向往根部擴展,并貫穿壁厚方向；微觀上表現為沿晶界擴展。

(3)可采取以下解決措施,將其材質更換為應力腐蝕開裂敏感性較弱的6系鋁合金；改變材料熱處理狀態,由T6狀態轉變為T651或T76、T74狀態；使用時盡量改善應力和腐蝕環境。

文章來源——材料與測試網