管路卡箍聯接密封性能試驗研究

李　濤，陳　巖，李　錚，車保平，徐　丹

(1.中國兵器科學研究院， 北京　100089； 2.國營第318廠， 北京　100053；3.河北亞大汽車塑料制品有限公司， 河北 涿州　072750)

在工程機械、汽車或其他需要傳送流體介質的機器設備中，為了保證軟管與硬管之間密封聯接牢固、可靠，常使用卡箍將軟管鎖緊在硬管上。卡箍聯接是低壓管路中軟管與硬管連接的首選方式，具有操作簡單，維修方便等優點。目前，人們對管路的振動、管路布置方面研究較多[1-4]，而對聯結處的密封研究較少?？ü吭O計中的卡箍扭矩、過盈量、卡箍形式等變量均對密封效果有直接影響。常用的卡箍類型有：雙鋼絲卡箍、孔型蝸輪蝸桿卡箍、齒型鋼帶蝸輪蝸桿卡箍、T型彈簧卡箍及無極卡箍等形式。為了掌握上述變量對密封效果的作用規律以改進設計，本文選擇孔型蝸輪蝸桿卡箍和無極卡箍，以膠管和鋼管連接為例，開展了相關試驗研究。

1　拔脫力試驗

卡箍聯接示意圖如圖1?？ü繉④浌軌壕o在硬管上，軟管與硬管之間的預緊力產生軸向的摩擦力，即拔脫力。軟管與硬管之間的預緊力決定密封效果。所以，在工程實際中，經常用拔脫力評價卡箍聯接的密封性能，且一般地認為拔脫力與密封性能成正比關系。所以，對卡箍聯接開展拔脫力試驗，是研究其密封性能的重要方法。本項試驗以拔脫力為試驗測試目標，研究卡箍扭矩、卡箍位置、鼓包位置對拔脫力和密封性能的影響規律。試驗中拉伸速率均為50 mm/min，膠管長度100 mm，鋼管插入膠管深度為40 mm，膠管邵氏硬度65，鋼管鼓包高度1 mm，采用高低溫拉伸試驗機。試驗現場如圖2所示。

1.1　卡箍扭矩對拔脫力的影響

鼓包距鋼管端部5 mm，卡箍距膠管端部5 mm，共進行9組試驗，每組3個樣件，取平均值。扭矩分別為0.4、0.6、0.8、1.0、1.2、1.4、1.6、1.8、2.0 N·m。

試驗結果得出如圖3所示的卡箍扭矩對拔脫力的影響曲線。由圖可知，在其他設計變量不變的情況下，拔脫力與扭矩近似成線性關系。隨著扭矩的增大，拔脫力線性增大?？ü颗ぞ氐拇笮≈苯佑绊懓蚊摿兔芊庑Ч?。

1.2　卡箍位置對拔脫力的影響

鼓包距鋼管端部5 mm，采用扭矩2.0 N·m，進行7組試驗，每組3個樣件，取平均值?？ü烤嗄z管端部距離分別為4、5、6、7、8、9、10 mm。

試驗結果如圖4所示，由圖可知，在其他設計參數不變的情況下，卡箍距膠管端部距離對拔脫力無明顯影響。

1.3　鼓包位置對拔脫力的影響

在鋼管端部一般都有凸起結構(如圖1)。該凸起結構(鼓包)起到防脫、密封的作用?？ü烤嗄z管端部為5 mm，采用扭矩2.0 N·m，進行4組試驗，每組3個樣件，取平均值。鼓包距鋼管端部距離分別為5、8、11、14 mm。

試驗結果如圖5所示，由圖可知，在其他設計變量不變的情況下，鼓包距鋼管端部距離對拔脫力的沒有明顯影響。

1.4　單/雙卡箍對拔脫力的影響

為了研究單卡箍/雙卡箍對拔脫力的影響，設計了Φ10、Φ12、Φ16、Φ20等4組不同直徑的鋼管與膠管連接的管路，每組兩個樣件，取平均值。所有卡箍的擰緊力矩為2.4 N·m。雙卡箍裝配時相互錯開60°～90°，試驗結果如圖6所示。

根據實測結果，對于同一管徑的卡箍聯接，單卡箍與雙卡箍下的拔脫力相差不大；雙卡箍下的拔脫力比單卡箍下的拔脫力略有增大，平均增大2.4%。這是由于在拔脫過程中，膠管被拉長而產生一定的徑向收縮量，在鋼管端部拔出第一個卡箍前，只有第一個卡箍起主要作用；鋼管端部脫離第一個卡箍后，第二個卡箍起主要作用，所以在拔脫過程中相當于僅有一個卡箍在起主要作用，因而雙卡箍下的拔脫力比單卡箍下的拔脫力只是略有增大。同時，對于本試驗中4種不同管徑的卡箍連接來說，在同樣的擰緊力矩下，拔脫力相差不大，無明顯變化。

通過拔脫力試驗，掌握了卡箍扭矩、卡箍位置、鼓包位置、單/雙卡箍等設計因素對拔脫力影響的共性規律，可為卡箍設計和使用提供參考。一般認為在一定范圍內，拔脫力越大密封效果越好。但是，管路連接卡箍密封的拔脫力，只能間接反映密封效果。所以，為了研究卡箍各設計因素對密封性能的影響規律，還需進行模擬管路的溫度、振動、內部介質壓力等工作環境下的動態試驗[5-6]，通過整體浸水測試評價其密封效果。

2　密封性能試驗

試驗和工程實踐表明，卡箍扭矩、膠管硬度、單/雙/無極卡箍密封形式、鋼管與膠管的過盈量等關鍵設計因素，決定著卡箍密封性能的好壞。在確定各因素的具體設計參數值之前，應科學合理地確定各關鍵設計因素的水平區間。為此，開展了密封性能試驗，為科學確定關鍵設計因素的水平區間提供依據。

該試驗選擇特種車輛、重型車輛中常用且泄漏故障多發的內徑為Φ20的膠管，根據《GJB2460軍用夾布橡膠軟管規范》[7]，膠管厚度5 mm。

2.1　卡箍扭矩試驗

由拔脫力試驗和工程經驗可知，卡箍扭矩是影響卡箍密封性能的關鍵因素。扭矩過小，膠管無法和鋼管有效壓緊而導致泄漏甚至脫開；扭矩過大，膠管在高溫環境中會快速老化而失去彈性，也容易使卡箍由于結構強度不足而斷裂。考慮到該管路在使用中介質壓力一般為0.15～0.5 MPa，按照試驗壓力為其工作壓力的1.5倍，所以試驗壓力確定為0.8 MPa。通過壓力泵調壓閥緩慢加壓至試驗壓力，保壓3 min，觀察有無氣泡冒出。試驗從2 N·m，以0.2 N·m為增量不斷加大，最終測得靜態密封臨界值為3 N·m，所以動態試驗的卡箍扭矩應大于等于3 N·m。

2.2　鋼管與膠管的過盈量試驗

現場裝配時，發現鋼管與膠管在過盈量為0.5 mm時，配合較松。經試驗測試，此過盈量下管路泄漏量比過盈量為1 mm或1.5 mm時的泄漏量大。過盈量為1.5 mm時，已感覺手工難以安裝?？紤]到有些時候須在外場進行安裝、維修的可操作性，不宜增大過盈量。所以鋼管與膠管的過盈量取為1～1.5 mm。

2.3　膠管硬度試驗

根據GJB2460《軍用夾布橡膠軟管規范》，膠管邵氏硬度為65±5。設計了邵氏硬度55、65、75三種硬度的膠管試驗。根據我國軍標GJB150.16A《軍用裝備實驗室環境試驗方法 第16部分：振動試驗》中的履帶車典型譜型，采用綜合試驗箱，設置箱內試驗溫度100 ℃，振動時間1小時。發現硬度55的膠管非常易于與鋼管發生相對滑動甚至脫開。試驗時在振動過程中曾發生脫開現象；另外，振動后加壓測試密封效果，也觀察到明顯的相對滑動。在各種試驗條件下，發現邵氏硬度75的膠管泄漏點數量與泄漏量都明顯高于邵氏硬度65的膠管。所以，在后續的試驗中，確定使用邵氏硬度65的膠管。這也驗證了我國軍標規定膠管邵氏硬度為65±5，是合理的。試驗所用高溫振動綜合試驗箱、履帶車典型譜型以及試驗用譜型如圖7、圖8所示。

3　密封性能動態試驗

前面通過試驗，基本掌握了各因素的合理設計區間，為開展密封性能動態試驗奠定了基礎。為搞清各設計參數對密封性能的影響，進行多因素對卡箍聯接密封性能影響[8]的試驗，尋找最佳的設計參數組合。

無極卡箍是當前使用非常廣泛的一種卡箍形式。無極卡箍的結構特點能夠使得卡箍的壓緊力在圓周方向分布非常均勻，有效避免孔型蝸輪蝸桿卡箍在蝸桿處壓力明顯減小而導致泄漏的缺陷。并且，無極卡箍采用專用工具進行一次性夾緊，大大減小了夾緊力的隨機性，在選型得當的前提下，提高了密封可靠性。本試驗為三因素混合水平試驗，試驗因素與水平如表1所示。

3.1　試驗方案設計

根據試驗設計方案所得到的結果如表2所示，共進行8組試驗。其中無極卡箍使用專用工具一次性夾緊，不涉及扭矩。每組試驗安排卡箍密封12處。單卡箍/雙卡箍聯接密封、無極卡箍聯接密封如圖9、圖10所示。

表2　試驗設計方案

3.2　試驗過程

采用綜合試驗箱(見圖7)，振動控制譜型(見圖8)，設置環境溫度100 ℃，施加氣體壓力0.8 MPa并封閉，垂直軸向振動，共5個階段，每個階段12 min，共1小時。振動完畢后，自然冷卻2小時，觀察冷卻過程中壓力變化情況。然后拆卸，整體浸水加壓至0.3 MPa，檢測并記錄漏點。

3.3　試驗結果及分析

振動初始階段，由于環境溫度影響的緣故，管路內壓力稍微升高，隨后全程壓力穩定。這表明振動過程中管路并沒有發生泄漏。振動完成后，1小時內壓力降至0.1～0.3 MPa，2小時后壓力降至0。這表明隨著降溫，管路發生泄漏。拆卸后，發現卡箍蝸桿有振松的情況，擰緊力矩減小1～2 N·m。經高溫后，膠管發生一定的老化，拆卸后彈性降低，無法回彈至初始狀態，表面的壓痕明顯。這是各組試驗的普遍情況。將管路整體浸入水中，加壓檢測并記錄泄漏點。本次試驗為了便于對比不同參數組合的卡箍密封效果，對試驗條件要求苛刻，不但環境溫度設置較實際情況偏高，而且振動過程中施加的壓力也偏高。振動冷卻后，連接處均有泄漏發生。試驗結果見表2中之第8列。經統計分析，泄漏點數量與三因素的關系如圖11所示。

由圖11并結合前面試驗可知，鋼管和膠管的過盈配合量、卡箍形式、卡箍扭矩均對密封效果有較大影響。過盈量1.5 mm下泄漏點顯著減少；無極卡箍的泄漏點顯著減少；卡箍扭矩較小時，無法達到密封效果，而扭矩也不是越大越好，本試驗條件下最佳扭矩值為3.5 N·m。所以，在卡箍設計時，應根據輸送介質流量壓力、裝配維修工藝、工作環境等確定過盈量、卡箍形式及扭矩值。

卡箍密封管路泄漏時有發生，其原因主要是孔型蝸輪蝸桿卡箍承受的壓緊力沿圓周分布不均勻，蝸桿處壓力明顯降低。其次是過盈量、扭矩等參數值選擇不當。還有在工程實際中，工人現場裝配時扭矩的隨機性較大，許多情況下根本沒有給出扭矩的規定值，或者不使用扭矩扳手，擰緊程度完全靠個人感覺，普遍存在扭矩偏大或偏小。

4　結論

1) 在其他設計變量不變的情況下，拔脫力與卡箍擰緊力矩近似成線性關系。隨著扭矩的增大，拔脫力近似呈線性增大；鼓包距鋼管端部距離、卡箍距膠管端部距離對拔脫力基本沒有影響。

2) 在本試驗中，過盈量為1.5 mm配合下的密封效果明顯優于過盈量為1 mm；無極卡箍的密封效果明顯優于孔型蝸輪蝸桿單卡箍與雙卡箍。本文試驗條件下蝸輪蝸桿卡箍的最佳扭矩值在3.5 N·m左右。

3) 為減少漏點，可使用無極卡箍替代傳統的孔型蝸輪蝸桿卡箍?？紤]到振動和高溫老化對卡箍密封的影響，卡箍密封處應盡量遠離熱源、振源，定期檢修有無松動、泄漏現象。

參考文獻：

[1]白照高,崔鑫山.海水管路結構振動有限元分析[J].四川兵工學報,2012,33(2):58-61.

[2]高志恒.基于三維模型的管路布置方法[J].四川兵工學報,2011,32(2):153-154.

[3]趙柏萱,劉檢華,寧汝新,等.一種基于工程規則的管路自動布局與綜合優化技術[J].機械工程學報,2015,51(21):121-131.

[4]董宗然,林焰.基于協同進化和并行計算的船舶管路布置方法[J].大連理工大學學報,2016,56(4):367-374.

[5]施榮明.飛機結構振動設計與試驗[M].北京：航空工業出版社,2016.

[6]GJB150.16A,軍用裝備實驗室環境試驗方法[S].

[7]GJB2460,軍用夾布橡膠軟管規范[S].

[8]方開泰,劉民千,周永道.試驗設計與建模[M].北京：高等教育出版社,2011.