鐘后順 賈鐸 趙爽 張哲 石大鵬 王潤良 丁曉宇 張旭

（1 北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081；2中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽 110000；3中國航空綜合技術(shù)研究所，北京 100028；4 河南航天精工制造有限公司，信陽 464000；5 河南省緊固連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，信陽 464000）

0 引言

在航空航天飛行器、特種車輛、海洋船舶等復(fù)雜裝備中，管路通常遍布其動(dòng)力、制動(dòng)、冷卻、潤滑等子系統(tǒng)，是這些復(fù)雜裝備的必要組成部分[1-2]。工程中通常使用各種管接頭實(shí)現(xiàn)復(fù)雜管路的連接，其中錐面管接頭由于結(jié)構(gòu)簡單、使用方便、標(biāo)準(zhǔn)化體系完善等優(yōu)點(diǎn)，在各種裝備中被大量使用。工程經(jīng)驗(yàn)表明，在一些高溫、高壓、振動(dòng)等惡劣工況下，錐面管接頭的密封性能容易出現(xiàn)衰退，導(dǎo)致管路系統(tǒng)出現(xiàn)介質(zhì)泄漏，嚴(yán)重威脅著許多裝備的可靠性。

為確保錐面管接頭的的密封可靠性，學(xué)者們展開了許多研究工作，以期找到影響管接頭密封性能的關(guān)鍵因素。針對雙錐面管接頭，部分學(xué)者使用有限元仿真方法研究了錐面角度、錐角差、錐面厚度等幾何參數(shù)及密封面摩擦系數(shù)對管接頭密封面寬及接觸面上最大von Mises等效應(yīng)力影響，并根據(jù)密封面寬和接觸面上最大vvon Mises等效應(yīng)力評價(jià)管接頭的密封性能[3-8]；王潤良[9]等從微觀和宏觀多尺度研究了管接頭的密封性能，提出了臨界預(yù)緊力來評價(jià)管接頭的密封性能。針對球頭錐面管接頭，周鑫等[10-12]、韓沖和張勇[13]、梅加化等[14]、翟富剛等[15]利用有限元仿真和試驗(yàn)方法，研究了擰緊力矩、預(yù)緊力大小、管接頭結(jié)構(gòu)參數(shù)和界面加工質(zhì)量等因素對界面接觸面積、平均接觸應(yīng)力的影響，并據(jù)此評價(jià)管接頭的密封性能。

雖然學(xué)者們針對管接頭密封性能的影響因素開展了許多研究工作，然而現(xiàn)有研究幾乎都是基于靜態(tài)假設(shè)，很大程度上忽視了密封性能的時(shí)變性，無法充分解釋實(shí)際服役過程中管接頭密封性能隨時(shí)間逐漸衰退的機(jī)理。錐面管接頭通常采用螺紋結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)裝配，而螺紋連接在振動(dòng)工況下可能發(fā)生松動(dòng)[16]，因此此許多工程人員認(rèn)為螺紋紋松動(dòng)是導(dǎo)致管接頭密封性能逐漸衰退的的一個(gè)因素，但一直沒有可以證明該觀點(diǎn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

本文將以工程中常用的74°錐面管接頭為對象展開研究，通過試驗(yàn)驗(yàn)證螺紋松動(dòng)可以導(dǎo)致密封性能的衰退，并驗(yàn)證了防松措施對于提升密封性能穩(wěn)定性的重要作用。

如圖1所示為74°錐面管接頭的的結(jié)構(gòu)示意圖，該管接頭由三部分組成：外錐接頭、內(nèi)錐接頭和外套螺母。在實(shí)際使用過程中，需要把外套螺母擰緊到外錐接頭上從而產(chǎn)生軸向緊固力，在軸向緊固力的作用下，外錐接頭與內(nèi)錐接頭的錐面間相互擠壓，形成密封區(qū)域，以此達(dá)到到密封效果。。

圖1 74°錐面管接頭結(jié)構(gòu)示意 Fig.1 Schematic diagram of the 74-degre tapered pipe joint

本文試驗(yàn)所用管接頭有兩種：普通螺紋管接頭（外錐接頭和和外套螺母上的螺紋規(guī)格為M14×1）和使用防松螺紋的管接頭。所用的防松螺紋是基于參考文獻(xiàn)[17]在普通螺紋基礎(chǔ)上改進(jìn)而得，其公稱直徑及螺距與普通螺紋相同。圖2為兩種螺紋管接頭的連接示意圖。管接頭各零件使用材料如下：外套螺母材料為TC4、外錐接頭及內(nèi)錐接頭材料均為GH2132。

圖2 管接頭連接示意圖 Fig.2 Connection diagrm of pipe joint

1 旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)方法

本文基于航空工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)HB 642-90[18]規(guī)定的旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)方法開展試驗(yàn)，圖3為旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)臺(tái)示意圖。該試驗(yàn)臺(tái)的尾座可根據(jù)試件長度調(diào)整位置，并可提供液壓源；旋轉(zhuǎn)頭座具有一套低摩擦自動(dòng)定心軸承，并可調(diào)節(jié)施加在試件上的撓曲度。

圖3 旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)臺(tái)示意圖 Fig.3 Schematic diagram of rotary bending fatigue test bench

試驗(yàn)時(shí)液壓源將液壓油供入管路中，并可保持恒定壓力。調(diào)節(jié)撓曲度調(diào)節(jié)旋旋鈕，可使試件在旋轉(zhuǎn)頭座端偏移中軸線，從而給試件施加撓曲度。圖4為施加撓曲度后試件的示意圖。

圖4 施加撓曲度后示意圖 Fig.4 Schematic dia gram after applying deflection

施加撓曲度后，由電機(jī)驅(qū)動(dòng)旋轉(zhuǎn)頭座旋轉(zhuǎn)，同時(shí)通過自動(dòng)定心軸承帶動(dòng)試件在旋轉(zhuǎn)頭座端以預(yù)設(shè)的撓曲度繞y軸轉(zhuǎn)動(dòng)，從而給待測管接頭施加往復(fù)載荷。該試驗(yàn)方法可以很好的模擬管接頭在實(shí)際使用中所承受的往復(fù)載荷，因此被許多國家使用[19-20]，是考核管接頭密封可靠性的重要基礎(chǔ)試驗(yàn)方法。

圖5為按照航標(biāo)HB 642-900搭建的旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)臺(tái)實(shí)物圖，該試驗(yàn)臺(tái)使用磷酸酯液壓油作為液壓介質(zhì)。為使待測管接頭能夠安裝到試驗(yàn)驗(yàn)臺(tái)上需對待測管接頭進(jìn)行預(yù)處理，將其與一個(gè)導(dǎo)管及兩個(gè)設(shè)備接頭焊接在一起，焊接前的的各部分實(shí)物如圖6所示，焊接完成后的的試件如圖7所示。焊接使用的導(dǎo)管長20 cm，外徑為8mm。設(shè)備接頭1和設(shè)備接頭2帶有規(guī)格為3/8英寸的管螺紋（與試驗(yàn)臺(tái)上的管螺紋相配合），設(shè)備接頭1用于試件與試驗(yàn)臺(tái)尾座連接，設(shè)備接頭2用于試件與與試驗(yàn)臺(tái)旋轉(zhuǎn)頭座連接。

圖5 旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)臺(tái)實(shí)物圖 Fig.5 Physicall map of rotating bending fatigue test bench

圖6 焊接前的的各部分實(shí)物 Fig.6 All parts before welding

圖7 焊接后的試件 Fig.7 Specimen after welding

本文開展旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)有兩個(gè)目的：獲取管接頭緊固力在試驗(yàn)過程中的變化曲線及觀察管接頭在試驗(yàn)過程中是否會(huì)因螺紋松動(dòng)而發(fā)生泄漏。由于74°錐面管接頭結(jié)構(gòu)緊湊，無法通過埋設(shè)壓力傳感器對管接頭緊固力進(jìn)行直接測量，故本文通過在外套螺母外表面粘貼應(yīng)變片，并標(biāo)定應(yīng)變與緊固力的關(guān)系（詳見第2節(jié)），從而實(shí)現(xiàn)對管接頭緊固力的測量。為了確保測量數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，本文在一個(gè)外套螺母上粘貼了兩個(gè)獨(dú)立的應(yīng)變片，使用應(yīng)變儀采集兩個(gè)應(yīng)變片的數(shù)據(jù)，并對兩個(gè)應(yīng)變片的數(shù)據(jù)一致性進(jìn)行分析。圖8為應(yīng)變片粘貼貼完成后的試件。

但是如果噪聲參數(shù)qk,Qk,rk,Rk中的部分或全部未知,就必須或者有可能通過一定的手段,在Kalman濾波的過程中同時(shí)對它們進(jìn)行實(shí)時(shí)估計(jì)。當(dāng)所有的噪聲參數(shù)都未知時(shí),估計(jì)方法介紹如下。

圖8 粘貼應(yīng)變片的試件 Fig.8 Specimen attached with strain gauges

試驗(yàn)時(shí)設(shè)置電機(jī)轉(zhuǎn)速為100 r/min，每轉(zhuǎn)10分鐘停止旋轉(zhuǎn)并取消試件的的撓曲度，讀取應(yīng)變儀應(yīng)變數(shù)據(jù)，然后重新給試件施加相同的撓曲度，繼續(xù)以100 r/min的轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)100分鐘，如此重復(fù)進(jìn)行試驗(yàn)，每個(gè)試件共旋轉(zhuǎn)80 min。圖9為旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)流程圖。

圖9 旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)流程 Fig.9 Rotational bending fatigue test procedure

需要說明的是，根據(jù)HB 642-90規(guī)定，針對本文所用規(guī)格的樣件，施加的撓曲度應(yīng)為1.4 mm，電機(jī)轉(zhuǎn)速應(yīng)為為1500 r/min~3600 r/min。然而為更快速地觀察到試驗(yàn)過程中管接頭緊固力的變化，本文將偏移量增大到了10 mm；同時(shí)為了避免轉(zhuǎn)速太快導(dǎo)致管接頭處溫度升高過大，而對應(yīng)變片應(yīng)變數(shù)值產(chǎn)生影響，本文將轉(zhuǎn)速減小到了100 r/min。

2 管接頭緊固力的測量方法

管接頭的緊固力是外套螺母上的內(nèi)螺紋與外錐接頭上的外螺紋相互擰緊產(chǎn)生的，其大小等于外套螺母所受的軸向拉力。在旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)中可以直接得到外套螺母上應(yīng)變的變化曲線，為了得到管接頭緊固力變化曲線，需要對外套螺母的應(yīng)變與緊固力（即外套螺母所受的軸向拉力）關(guān)系進(jìn)行標(biāo)定。圖10為應(yīng)變與緊固力關(guān)系標(biāo)定試驗(yàn)原理。該試驗(yàn)在萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，通過加載工裝1和加載工裝2對外套螺母施加拉力，模擬在管接頭擰緊狀態(tài)下外套螺母的受力狀態(tài)?；谌f能試驗(yàn)機(jī)獲取的拉力數(shù)據(jù)以及應(yīng)變儀采集的兩個(gè)應(yīng)變片的數(shù)據(jù)，獲取應(yīng)變與拉力關(guān)系曲線，以此表征應(yīng)變與緊固力的關(guān)系。

圖10 應(yīng)變與緊固力關(guān)系標(biāo)定試驗(yàn)原理示意圖 Fig.10 Schematic diagram of the calibration test principle for the relationship between strain and tightening force

3 試驗(yàn)一：特定擰緊力矩條件下管接頭螺紋松動(dòng)情況測試

本部分試驗(yàn)?zāi)康氖球?yàn)證在往復(fù)載荷作用下普通螺紋管接頭發(fā)生螺紋松動(dòng)的的可能性，并驗(yàn)證防松螺紋對于提升管接頭防松性能的顯著作用。本部分試驗(yàn)分兩組，每組3個(gè)樣件，普通螺紋組樣件編號(hào)為1-1、1-2、1-3，防松螺紋組樣件編號(hào)為1-4、1-5、1-6。在實(shí)際使用中，該型號(hào)管接頭推薦的擰緊力矩為20 Nm。因此本部分試驗(yàn)采用20 Nm擰緊力矩安裝試件。為簡化流程試件內(nèi)暫不施加液壓。

圖1為本部分試驗(yàn)中6個(gè)試件的應(yīng)變-緊固力關(guān)系曲線。兩組分別得到6條應(yīng)變-緊固力關(guān)系曲線（每組3個(gè)試件，1個(gè)試件粘貼2個(gè)應(yīng)變片）。

從圖11可以看出，每組3個(gè)樣件的應(yīng)變-緊固力關(guān)系曲線的重合度較高。應(yīng)變與緊固力的關(guān)系可用式（1）描述

圖11 外套螺母應(yīng)變-緊固力曲線 Fig.11 Pipe joint strain-tightening force curve

式中F為管接頭緊固力（單位是kN）、ε為管接頭外套螺母的應(yīng)變、A為關(guān)系系數(shù)（單位是kN）。

表1 試驗(yàn)所得A值 Table 1 A obtained from the test

式中F1、F2分別為普通螺紋管接頭緊固力和防松螺紋管接頭緊固力（單位是 kN）；ε1、ε2分別為普通螺紋管接頭外套螺母的應(yīng)變和防松螺紋管接頭外套螺母的應(yīng)變。根據(jù)式（2）、（3）及外套螺母在擰緊后的初始應(yīng)變值，可計(jì)算得到6個(gè)管接頭樣件的預(yù)緊力（即初始緊固力，即擰緊后產(chǎn)生的緊固力初始值）如表2所示。

以表2每個(gè)樣件兩個(gè)應(yīng)變片所得預(yù)緊力均值作為樣件的預(yù)緊力，采用旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)方法得到了圖12所示管接頭緊固力隨試驗(yàn)時(shí)長的變化曲線和圖13所示管接頭緊固力剩余百分比（即剩余緊固力占預(yù)緊力的百分比）隨試驗(yàn)時(shí)長的變化曲線。從圖12、13可以看出，普通螺紋管接頭緊固力在試驗(yàn)過程中會(huì)隨著試驗(yàn)時(shí)長的增加呈現(xiàn)下降趨勢，而使用防松螺紋的管接頭緊固力在試驗(yàn)過程中并未呈下降趨勢。需要說明的是，圖12與圖13中的數(shù)據(jù)存在一定的波動(dòng)性，這估計(jì)是溫度變化等因素對應(yīng)變測量產(chǎn)生影響導(dǎo)致的。

圖13 試驗(yàn)一的緊固力剩余百分比變化曲線 Fig.13 Change curve of remaining percentage of tightening force of test one

表2 試驗(yàn)一管接頭預(yù)緊力 Table 2 Pre-tightening force of pipe joint of Test one

對每個(gè)樣件的預(yù)緊力進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，3個(gè)普通螺紋管接頭樣件預(yù)緊力均值為6.105 kN，標(biāo)準(zhǔn)差為0.356 kN；3個(gè)防松螺紋管接頭樣件預(yù)緊力均值為5.585kN，標(biāo)準(zhǔn)差為0.503kN?？梢钥闯?，防松螺紋管接頭的預(yù)緊力均值明顯小于普通螺紋管接頭預(yù)緊力均值，其中樣件1-5的預(yù)緊力最小，為4.873 kN。因此，防松螺紋管接頭樣件在預(yù)緊力小于普通螺紋管接頭樣件的情況下，卻產(chǎn)生了更優(yōu)異的防松效果，這進(jìn)一步說明了防松螺紋的重要作用。

綜上所述，在往復(fù)載荷作用下管接頭的螺紋連接有出現(xiàn)松動(dòng)的可能，而使用防松螺紋可顯著提升管接頭的防松性能。需要說明的是，試驗(yàn)一中樣件的預(yù)緊力離散度較大，這是由于扭矩扳手的誤差以及扭拉關(guān)系的不確定性等因素導(dǎo)致的[21-22]，為排除預(yù)緊力離散度對管接頭密封性能的影響，進(jìn)一步開展了特定預(yù)緊力條件下的管接頭密封性能測試。

4 試驗(yàn)二：特定預(yù)緊力條件下密封性能測試

本部分試驗(yàn)也分兩組，每組3個(gè)樣件，普通螺紋組樣件編號(hào)為2-1、2-2、2-3，防松螺紋組樣件編號(hào)為2-4、2-5、2-6。本部分試驗(yàn)使用相同的目標(biāo)預(yù)緊力（5.6 kN）安裝待測管接頭，以盡量避免預(yù)緊力離散度對密封性能的影響。對預(yù)緊力的控制是通過在擰緊過程中監(jiān)測外套螺母的應(yīng)變來實(shí)現(xiàn)的。之所以把目標(biāo)預(yù)緊力定為5.6 kN是因?yàn)樵摂?shù)值大致處于圖12中所有樣件預(yù)緊力的平均水平，這樣可以使試驗(yàn)二與試驗(yàn)一中管接頭的力學(xué)狀態(tài)大致相同。在實(shí)際工程使用中，該型號(hào)管接頭工作內(nèi)壓為28 MPa，為觀察在試驗(yàn)過程中管接頭是否泄漏，在本部分試驗(yàn)中施加了28 MPa的液壓。

圖12 試驗(yàn)一的緊固力變化曲線 Fig.12 Change curve of tightening force of test one

表3為本部分試驗(yàn)管接頭擰緊后的預(yù)緊力。對每個(gè)樣件的預(yù)緊力進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn),本部分試驗(yàn)管接頭樣件預(yù)緊力均值為5.588 kN，標(biāo)準(zhǔn)差為0.091 kN。樣件預(yù)緊力的離散度較小。

表3 試驗(yàn)二管接頭預(yù)緊力 Table 3 Pre-tightening force of pipe joint of test two

圖14和圖15為本部分試驗(yàn)得到的緊固力和緊固力剩余百分比隨試驗(yàn)時(shí)長的變化曲線。與試驗(yàn)一結(jié)果相同，本部分試驗(yàn)中普通螺紋管接頭的緊固力在試驗(yàn)過程中呈現(xiàn)下降趨勢，而防松螺紋管接頭的緊固力在試驗(yàn)過程中未呈現(xiàn)下降趨勢。

圖14 試驗(yàn)二的緊固力變化曲線 Fig.14 Change curve of tightening force of test two

圖15 試驗(yàn)二的緊固力剩余百分比變化曲線Fig.15 Change curve of remaining percentage of tightening force of test two

另外，圖16為本部分試驗(yàn)中普通螺紋組樣件在試驗(yàn)剛開始和進(jìn)行80分鐘試驗(yàn)后的泄漏狀態(tài)對比，圖17為防松螺紋組樣件在進(jìn)行80分鐘試驗(yàn)后的泄漏狀態(tài)。

圖16 普通螺紋組樣件在試驗(yàn)剛開始及80 分鐘后的泄漏狀態(tài)對比 Fig.16 Comparison of the leakage state of ordinary threaded components at the beginning and after 80 minutes of the test

圖17 防松螺紋組樣件在進(jìn)行80分鐘試驗(yàn)后的泄漏狀態(tài)Fig.17 Leakage state of the anti-loosening thread assembly sample after 80 minutes of test

從圖16和和圖17可以看出，普通螺紋管接頭在剛剛施加完液壓時(shí)沒有出現(xiàn)泄漏，在80分鐘后出現(xiàn)了明顯的滲漏（白色方框中為泄露部位），而防松螺紋管接頭自始至終均未發(fā)生泄漏。結(jié)合緊固力的變化趨勢可知，螺紋連接松動(dòng)會(huì)導(dǎo)致管接頭密封性能逐漸衰退，將普通螺紋改進(jìn)為防松螺紋可以顯著提升管接頭密封性能的穩(wěn)定性。

5 總結(jié)

本文使用旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)方法對74度錐面管接頭在往復(fù)載荷作用下的密封性能進(jìn)行了研究，觀測到了管接頭緊固力的變化曲線，以及密封性能的衰減過程，得出了以下下結(jié)論：

1）在往復(fù)載荷作用下管接頭的螺紋連接有出現(xiàn)松動(dòng)的可能，進(jìn)而導(dǎo)致管接頭密封性能逐漸衰退；

2）使用防松螺紋可以有效避免管接頭的螺紋松動(dòng)，從而顯著提升管接頭密封性能的穩(wěn)定性。