24°管路堵頭密封性能研究

稅曉菊，司會柳，曹文利，劉 艷，張 翼，

（1. 北京宇航系統工程研究所，北京，100076；2. 深低溫技術研究北京市重點實驗室，北京，100076）

0 引 言

管路連接件（也稱管接頭）作為管路系統的重要組成結構，承擔著連接和密封的功能，廣泛應用于航空、航天、船舶領域液壓氣動系統管路中，其性能直接影響著管路系統的可靠性。管接頭分為永久式、可分離式、柱端式等多種類型，可分離式又包括擴口式、無擴口式、唇密封式[1]3種，其中24°管接頭為典型的可分離-無擴口式，因其較強的耐壓性、良好的密封性和較高的可靠性得到了廣泛的應用。堵頭屬于管接頭中的一種，實現管路敞口密封但不聯通，通常用于滿足部分管路通路需求取消的情況，無須改變現有管路產品結構，具有高效、靈活、簡便等優點。

新一代運載火箭管路系統中應用大量24°堵頭安裝于箭地接口實現冗余密封，在因飛行任務需求變更而產生遙測參數更改時，也會在取消分支路連接的三通管嘴處安裝同規格堵頭密封。當前關于24°、60°等錐面結構密封類的管接頭密封性能研究工作及成果較多，主要是建立以密封帶寬為指征的密封性能與擰緊力矩的變化規律[2,3]，而對于24°堵頭性能的研究較少，工程中一般參照同規格管接頭確定材料類別、尺寸偏差、安裝力矩等要素，事實上，堵頭與管接頭具有明顯不同的結構特征，密封性能并不能直接代表。

本文基于Abaqus/Standard軟件平臺，就24°堵頭與管接頭在相同載荷下的應力水平和密封帶寬對比，密封角度差對密封性能的影響開展分析，并基于一項堵頭氣密測試超標實例對堵頭安裝問題進行研究。

1 數值模型

24°管路堵頭通常安裝于管系上三通管嘴處，結構和承載工況具備軸對稱特征，因此本文以典型Φ4 mm規格三通管嘴-堵頭裝配體為研究對象建立軸對稱模型進行相關密封性能分析。

1.1 結構描述

管路三通堵頭結構由三通管嘴、球頭、外套螺母和密封圈組成，球頭球面包括前球面、密封槽和后球面，密封槽內安裝O形密封圈，管嘴與球頭的理論錐角均為24°，其密封原理與管接頭相同，通過向外套螺母施加扭矩，從而產生軸向力擠壓球頭的前、后球面與三通管嘴錐面產生接觸應力與塑性變形，非金屬密封圈也會發生變形填充密封槽而實現3道密封功能。本文研究指標以前、后球的金屬密封性能為主，因此分析模型不包括密封圈，結構形式如圖1所示。管接頭與堵頭的區別僅在于球頭為中空結構作為介質通道，結構形式如圖2所示。

圖1 24°管路三通堵頭結構示意Fig.1 Structure of 24 Degree Pipe Tee and Plug

圖2 24°管路三通接頭結構示意Fig.2 Structure of 24 Degree Pipe Tee and Joint

1.2 材料屬性

堵頭常用材料有不銹鋼、鋁合金及高溫合金，選用因素包括三通管嘴材料、螺紋規格、管路內介質、內壓載荷、環境載荷等，選取某型號應用實例進行分析，三通管嘴材料為高溫合金GH1131，球頭與外套螺母均為不銹鋼1Cr18Ni9Ti。

1.3 網格劃分

建立軸對稱模型，采用4節點雙線性四邊形減縮積分單元CAX4R，為了平衡計算效率與計算精度，前、后球面與管嘴錐面的網格精度為0.1 mm，放大其余位置網格尺寸。

1.4 邊界條件及接觸

設置三通管嘴底端為固支，分兩步施加邊界條件：第1步約束球頭、外套螺母的徑向位移和轉動，施加軸向位移實現球頭與管嘴的接觸；第2步在球頭與外套螺母上施加軸向載荷模擬力矩作用過程，內腔表面施加壓力載荷模擬實際工況。

球頭前、后球面與管嘴錐面在預緊力作用下壓緊接觸實現密封功能，采用 Abaqus軟件中的Surface-to-Surface模塊進行接觸定義，包括法向和切向接觸，法向接觸設置為硬接觸，切向選取罰函數接觸算法[2]，摩擦系數取0.15。由于本文研究對象為球面密封性能，因此不對外套螺母與三通管嘴螺紋接觸面進行建模，將外套螺母與三通管嘴結構合成并賦予不同材料屬性。

1.5 載荷

1.5.1 預緊力

球頭錐密封結構密封機制為軸向預緊力作用下由幾何線接觸變為塑性環面接觸，預緊力不足時，密封帶寬較小，密封可靠性降低甚至不滿足密封指標要求，預緊力過高，則會造成密封面大面積屈服從而容易產生應力松弛，因此確定預緊力對密封性能至關重要[3]。力矩T與預緊力F之間為線性關系：

式中d為螺紋公稱直徑；K為扭矩系數，取決于螺紋的結構尺寸及偏差水平、螺紋副摩擦系數、螺紋加工表面質量、表面處理狀態、螺牙的塑性變形等，Hwang通過試驗整理出的鋼制螺栓連接的扭矩系數K的直方圖，K的平均值為0.267，標準偏差為0.009 16[4]，相關工程數據顯示，K值浮動于0.2～0.88之間。K值影響因素數據的獲取相對困難，因此本文按下述方法進行預緊力計算。

擰緊力矩T須克服3個接觸面的摩擦力矩：外套螺母和球頭支撐面間的摩擦力矩T1；球頭和錐面的摩擦力矩T2；外套螺母與三通管嘴螺紋間摩擦力矩T3。

式中θ為管接頭與外套螺母支撐面傾角，dw為支撐面等效直徑；wμ為支撐面等效摩擦系數；DMP為球頭-錐面接觸面等效直徑；α為球頭-錐面接觸面法向與流道中心線夾角；Nμ為球頭-錐面接觸面摩擦系數；d2為螺紋公稱直徑；φ為螺紋升角，，其中，p為螺距，ρ′為螺紋當量摩擦角，，其中，sμ為螺紋副間摩擦因數，β′為螺紋垂直截面的牙型斜角，β′和軸向截面牙型斜角β的關系為，對于24°接頭的米制螺紋有

由此可得，算例三通堵頭安裝27 N·m時預緊力約為8622.2 N，代入式（1）可得到K約為0.224，接近文獻[4]中螺栓連接扭矩系數的平均值，也屬于工程試驗數據范圍內。

1.5.2 內壓載荷

算例三通堵頭屬于測壓管路系統，搭載管路經歷內壓載荷包括15 MPa液壓試驗與10 MPa氣密試驗，本文按15 MPa進行分析。

2 仿真計算及結果分析

2.1 24°三通堵頭與管路連接件靜力比對分析

目前火箭上同規格、同材料的24°三通堵頭結構與管接頭安裝力矩相同，分別對這兩種結構施加同樣的預緊力載荷8622.2 N和15 MPa內壓載荷進行靜力分析，Mises應力分布如圖3所示，計算結果如表1所示。

圖3 預緊力及15MPa內壓下24°三通堵頭與管接頭應力場Fig.3 Stress Field of 24 Degree Pipe Plug and Connector under the Preloading Force and the Pressure within 15 MPa

表1 預緊力8622.2N及內壓載荷15MPa下應力對比Tab.1 Contrast of Stress under the Preloading Force 8622.2 N and the Pressure within 15 MPa

由表1可知，在預緊力作用下，24°三通堵頭和管接頭的球面與管嘴錐面處均產生面接觸并進入材料塑性，實現密封功能。堵頭球頭的剛度大于管路球頭，因此在同樣的軸壓載荷下，堵頭球頭變形更小，同時接觸區域附件的應力水平更高，這與計算結果相符。兩種模型三通管嘴應力水平相當，管接頭的稍大，且最大值均位于與后球接觸擠壓處，這主要由于后球壓力處結構相對前球離三通固支端更遠，應力應變水平都將更高。管接頭前后球應力水平相當，而堵頭前球應力水平明顯高于后球。在相同力矩下，管路連接件的密封帶寬略高于三通堵頭，且在施加內壓載荷后除堵頭前球密封帶寬外，堵頭和密封帶寬均有一定降低但幅度不超過7%。由此可推斷，對于堵頭而言，要產生與管接頭相同的密封效果，應在結構強度允許且不發生應力松弛的范圍內適當提高力矩，或降低前球剛度以增大塑性變形密封面積。分析發現，力矩增大7.4%時，堵頭與管接頭密封帶寬度相當。

2.2 堵頭密封角度差影響分析

球頭、三通的密封角度及偏差均設計為相同值，實際二者必然存在角度差，該角度差對堵頭的性能會產生一定影響，因此有必要開展24°三通堵頭性能對角度差的敏感性研究，為密封角度設計及制造偏差控制提供參考。

2.2.1 堵頭不同密封角度差下結構應力分析

依次設定球頭或三通管嘴角度為24°，選取匹配件錐角在21～27°范圍內變化，得到恒定預緊力作用下三通堵頭的應力分布結果如圖4所示。設球頭與三通管嘴角度之差為Δθ，橫軸為24°時Δθ=0°，記錄為“零軸”，則實心標記曲線在零軸左側對應Δθ＜0°，在零軸右側對應Δθ＞0°，空心標記曲線反之。

圖4 三通管嘴24°-球頭角度變化的應力曲線Fig.4 Curve of Stress with the Angle of Ball Head Changing and the Tee Mouth Remaining 24 Degree

由圖4可知，同類應力的實心標記曲線和空心標記曲線基本對稱于零軸，這說明三通堵頭在預緊力下的應力與密封角度差Δθ（即球頭與管嘴的角度匹配差）相關，而與球頭或管嘴的具體錐角值無關。Δθ越大，前球應力越小，后球應力越大。當 Δθ＞1.5°時，前球應力迅速下降且無塑性變形產生。后球應力隨著Δθ的增大而增大，Δθ＞-2 .5°時，后球始終保持塑性變形。管嘴應力約處于271.2～310 MPa之間，Δθ≈1°時，達到最大，Δθ＞1°后管嘴應力基本無變化。因此，從前、后球產生塑性變形且應力均勻的角度考慮，三通堵頭的密封角度差應盡量滿足

2.2.2 堵頭不同密封角度差下密封帶寬分析

依次設定球頭或三通管嘴角度為24°，選取匹配件錐角在21～27°范圍內變化，得到恒定預緊力作用下三通堵頭的前、后球密封帶寬曲線如圖5所示。

圖5 球頭24°-三通管嘴角度變化的密封帶寬曲線Fig.5 Curve of Sealing Width with the Angle of Ball Head Changing and the Tee Mouth Remaining 24 Degree

由圖5可知，同類密封帶寬的實心標記曲線和空心標記曲線也基本基于零軸對稱。前、后球密封帶寬與Δθ基本呈線性關系，后球密封帶為正相關，前球反之，前球密封帶寬隨Δθ變化曲線曲率更大，即前球密封帶寬受角度差的影響更加敏感。當 Δθ＞2.5°，前球面與管嘴分離無接觸。密封帶寬總和隨著Δθ的增大程緩慢減小趨勢。

綜合24°三通堵頭隨著角度差應力水平與密封帶寬度的波動規律分析可以得出以下結論：a）為保證堵頭的密封性能，在堵頭選用或設計時應控制堵頭裝配角度差而非各自獨立地考慮零件角度，角度差Δθ不宜超過±1.5°；b）角度差的范圍設計應在承力材料的性能基礎上，使得密封帶寬度盡可能大，如本文算例，推薦球頭角 度23.5°±10'+管嘴 24°+10'或球頭角度24°+10'+管嘴24.5°±10'的組合，前者密封帶寬總和可達到1.8 mm，后者可達到1.7 mm；c）相較于后球，前球密封帶和應力增長幅度都更大，因此，可以通過令 Δθ＜0，即前球起到主要密封作用，同時進行前球降應力設計的方法來提升三通堵頭的密封性能。

3 堵頭氣密超標案例分析

將與上述算例的24°三通堵頭狀態相同的實物產品（規格、材料及力矩均與本文算例相同，產品球頭和管嘴角度皆為 24°+10'，共6處）上箭安裝于測壓管路系統并進行（0.15±0.01） MPa低壓氦質譜氣密試驗，其中一處堵頭處漏率結果為1×10-3（Pa?m3）/s，不滿足1×10-4（Pa?m3）/s的要求，復查材料性能及實際加工尺寸均合格，下面就該三通堵頭漏率超標原因開展觀察宏觀、微觀及金相組織分析。

3.1 宏觀觀察及分析

三通管嘴、球頭和外套螺母外觀呈銀白色，未見明顯腐蝕特征。三通管嘴內錐面可見2條均勻的密封帶，球頭前球和后球各存在1條密封帶，球頭密封帶位置與三通管嘴密封帶位置相匹配，密封帶寬度分別為1.4 mm和1.5 mm。根據前后球密封帶寬實測寬度對照第2.2.2節中的計算，發現未找到前后球密封帶寬均大于1.4 mm的情況，假設不考慮產品密封錐面的加工質量影響，當管嘴為24°時，對前、后球分別考慮則可得到前球密封帶寬對應的°，后球密封帶寬對應的，已知三通管嘴與球頭錐角角度均約為 24°+10'，二者同軸安裝的理想情況下因此，要同時產生前球且后球，較大可能的原因為非對中安裝導致的前、后球密封角度差不同且正相反，非對中角度約為0.75°。

4條密封帶均呈磨損形貌。前球塑性變形特征較后球更為明顯，如圖6所示，符合第2.1節中前球擠壓應力更大的計算結果表述。值得注意的是球頭錐面與外套螺母錐面也可見磨損痕跡，且磨損程度更高。

圖6 球頭錐面與密封帶外觀Fig.6 Physical Appearance of Sealing Zone on the Ball Head

3.2 金相觀察及硬度測試

分別對三通管嘴、球頭以及外套螺母產品進行金相分析，結果表明，三通管嘴組織為奧氏體，與GH1131材料相符，球頭和外套螺母組織均為孿晶奧氏體，與1Cr18Ni9Ti材料相符，未發現材料成分及組織異常的可能。三者的實測硬度數據如表2所示，三通管嘴硬度較高，球頭與外套螺母硬度相當。

表2 維氏硬度測試結果Tab.2 Vickers Microhardness Test Results

3.3 微觀觀察及分析

將三通管嘴、球頭及外套螺母產品置于掃描電鏡下進行微觀觀察，結果如圖7、圖8所示。

由圖7、圖8可知，球頭前球和后球均可見明顯的塑性變形痕跡，且三通管嘴和球頭發生了磨粒磨損和粘著磨損，其中前球磨損更為嚴重，可見剪切韌窩形貌，存在物質碾壓、堆積和材料轉移，磨損帶上存在周向、軸向以及斜向等不規則的磨損特征，表明堵頭與三通管嘴在裝配過程中存在不規則的相對運動，受力不均勻。球頭與外套螺母錐面磨損帶寬約0.8 mm，磨損機理為粘著磨損，且球頭與外套螺母硬度相近，因此接觸面粘著磨損程度最嚴重。

圖7 前球密封帶形貌Fig.7 Morphology of Front Sealing Zone on the Ball Head

圖8 后球密封帶形貌Fig.8 Morphology of Rear Sealing Zone on the Ball Head

綜合上述結果，該三通管嘴與堵頭密封不良直接原因為密封面存在嚴重的粘著磨損，磨損區域物質轉移、堆積形成泄漏通道。而產生密封面磨損的根本原因為安裝過程球頭發生轉動與管嘴間產生滑動摩擦，事實上這也是堵頭類產品安裝的常見問題，尤其該案例存在0.75°的裝配偏差，更容易在扭矩施加過程發生不規則轉動。

要避免該問題的產生須減少球頭非對中安裝及安裝轉動，一方面應減少外套螺母與球頭的摩擦作用，以避免扭矩施加過程帶動球頭的轉動以及降低力矩到軸向力的轉換效率，可以采取涂覆潤滑脂、鍍層、加嚴表面生產質量等降低摩擦系數的措施。另一方面，與管接頭結構不同，堵頭安裝過程，球頭不受約束而可以發生自由轉動，存在球面與管嘴的不均勻受力及變形，也會導致密封性能降低，因此，使用三通堵頭時，應考慮限位措施，如在三通管嘴與球頭之間增加限位導向防止安裝過程的球頭旋轉。此外，相近的材料硬度相當，接觸摩擦時更易于發生粘著磨損，可以錯開球頭、三通管嘴及外套螺母的選用材料以減輕相對運動時的接觸面的磨損程度。

4 結 論

本文從24°三通堵頭與管接頭的受力對比、密封角度差對結構強度及密封帶寬度的影響及氣密超標案例分析幾方面內容研究了24°三通堵頭的密封性能，并得到以下結論：

a）堵頭與管接頭應區別安裝力矩，在結構強度允許且不發生應力松弛范圍內適當提高堵頭安裝力矩（本文算例力矩提高7.4%時可與管接頭密封帶寬度相當），或降低前球剛度以增大塑性變形密封面積。

b）堵頭受外載情況下的應力水平和密封帶寬度與堵頭裝配角度差θΔ相關，與具體零件角度無直接關系，角度差θΔ 不宜超過±1.5°，推薦設計制造為θΔ <0，令前球起到主要密封作用，以提高密封性能。

c）三通堵頭的不對中與運動狀態安裝均會導致密封性能下降甚至密封失效。應區增加限位導向結構，別選用堵頭零件材料，外套螺母與球頭間還可以采取涂覆潤滑脂、鍍層等降低摩擦系數的改善措施。