角度誤差下管路連接結構裝配及其對密封的影響*

杜雙言 張 偉 瞿品祥 黃曉鳴

（1. 大連理工大學機械工程學院 遼寧大連 116024； 2. 中國航發南方公司 湖南株洲 412000）

管路連接結構作為航空航天液壓系統的重要組成部分， 分布范圍廣， 工作環境復雜， 其中裝配偏差是造成管路連接結構失效的重要原因。 現階段由裝配不當產生的初始裝配應力對管路連接結構及其對管路系統密封性的削弱還沒有被重視起來， 針對管路連接結構， 進一步了解和研究裝配偏差下管路連接結構密封性能的變化規律和密封機制具有重要意義。

近年來針對管路連接結構的密封性能， 學者們展開了大量的研究。 在管路連接結構密封性能方面， 歐陽小平等［1］詳細介紹了不同種類管路連接結構的特點； 李楓等人［2］介紹了不同管接頭密封失效的概率。稅曉菊等［3］研究了24°管路堵頭與管接頭的性能差異， 以及堵頭密封性能在不同因素下的變化規律。YAN 等［4］建立了真實表面下的管接頭密封區域模型，揭示了緊固過程中管路連接結構密封形成過程及對密封特性的影響規律。 崔穎等人［5］設計了一種梁式管接頭， 通過有限元分析和試驗相結合得到了管接頭結構參數對密封性能影響的敏感性。 楊卓然等［6］建立有限元模型結合實驗研究了影響錐面密封性能的主要因素。 翟富剛等［7］介紹了新型超高壓管接頭的結構形式， 基于有限元分析研究了不同結構參數對管接頭密封性能的影響。 冉光斌和張方曉［8］分析了影響雙錐面密封結構密封性能的主要因素， 找到了合理的雙錐形管路連接結構參數并進行了驗證。

針對裝配參數帶給管路連接結構影響的研究， 主要集中在管接頭的擰緊力矩、 管路連接結構的裝配偏差等因素。 丁建春等［9］利用有限元分析軟件研究了擰緊力矩對管接頭密封帶寬度的影響， 并進行了試驗驗證。 熊影輝等［10］建立了擴口式管接頭擰緊扭拉關系的理論公式和有限元仿真模型， 驗證了扭拉關系理論公式計算結果的有效性。 鄭世偉等［11］以無擴口液壓管接頭為研究對象分析了安裝力矩對導管應力應變和密封效果的影響， 并進行了相關試驗驗證。 王振興等［12］從機制上分析拉伸載荷下管路連接的密封效果，定量地研究了拉伸載荷對密封要素的影響。

在裝配偏差的研究方面， 張旭等人［13］基于Workbench 研究了3 種裝配偏差對擴口式管接頭密封性能的影響， 并建立了管路密封試驗系統進行驗證。 周鑫等人［14］研究了球頭-錐面結構不對中裝配誤差對連接結構密封性能的影響， 提出了對管路連接件裝配對中偏差要求和擰緊力矩。 夏芝瑋等［15］分析了多因素對管路連接件密封性能的影響， 建立了有限元模型， 發現軸向偏差對密封性能影響較大， 徑向偏差和角度偏差影響較小。 目前關于裝配誤差對密封性能的影響方面的研究較少， 大都采用預緊力單元法或強制位移法模擬螺紋提供的預緊力， 無法全面地體現管路擰緊過程中的變形關系。 本文作者建立了保留螺紋的雙球頭管路連接結構有限元模型， 推導了管接頭擰緊過程的扭拉關系公式并與仿真模型相互比較， 研究了存在安裝角度偏差下管路連接結構的變形過程及其對密封性能的影響。

1 復合管路連接結構

1.1 管路連接結構密封形成過程

如圖1 所示， 雙球面管路連接結構主要是由焊接接管嘴、 擰緊螺母、 球形管路三部分組成。 在實際裝配過程中， 對擰緊螺母施加扭矩， 通過螺紋連接結構施加軸向預緊力， 在兩個球面與接管嘴內錐面產生接觸應力， 形成兩道密封環， 對管道內的流體進行密封。相對于單球形管路連接結構， 雙球形復合管路連接結構形成兩道密封環， 密封環之間形成充滿空氣的封閉空間。 管路在實際使用過程中， 小球面密封帶失效時，由于階梯槽封閉空間內存在空氣， 高壓液體壓力降低，從而減少了大球面密封帶內外的壓力差， 密封帶失效的概率降低， 從而提高了管路連接結構的密封可靠性。

圖1 雙球頭管路連接結構Fig.1 Double-ball pipe connection structure

1.2 管路連接結構扭拉關系

在裝配過程中， 管路連接結構一般采用扭矩法進行擰緊， 衡量管路連接結構擰緊質量最重要的指標是管路的密封性， 密封性與管路螺紋結構產生的預緊力有直接關系， 所以研究管路擰緊力矩和其軸向預緊力之間的關系至關重要。 參考螺栓節點扭拉關系公式［16］， 對螺母進行受力分析， 螺母受到輸入扭矩Ti、螺紋摩擦扭矩Ts、 端面摩擦扭矩Tw， 后兩者與前者相互平衡。 螺紋摩擦扭矩Ts可參考螺栓摩擦扭矩公式， 端面摩擦扭矩Tw為端面摩擦力與阻力力臂的乘積， 公式如下。

式中：μs為螺紋摩擦因數；F為管路連接結構預緊力；β為螺紋升角；α為牙型半角；d2為螺紋中徑；P為螺紋螺距；μw為端面摩擦因數；dw為端面等效摩擦直徑；do為球形接頭端面外徑，dh為擰緊螺母孔徑。

將公式代入求解得到管路連接結構的預緊力與扭矩關系公式為

對于規格為DN4， M14×1.5 mm 的管路連接結構，各參數取值如表1 所示， 代入公式（5） 計算可得

表1 管路連接結構參數Table 1 The parameters of the pipe connection structure

2 復合管路連接結構有限元分析

2.1 參數化有限元模型的建立

為了能進一步地觀察雙球頭管路連接結構的擰緊過程和其密封面應力分布情況， 基于Workbench 建立管徑為4 mm、 壁厚為1.5 mm 的24°雙球頭管路連接結構彈塑性有限元模型， 如圖2 所示。

圖2 復合管路連接結構有限元模型Fig.2 Finite element model of composite pipeline connection structure

有限元模型中， 焊接接管嘴材料為1Cr17Ni2，擰緊螺母和雙球頭管路材料為GH1131， 材料參數如表2 所示。 為了保證有限元仿真對工況模擬的真實性， 建立了真實螺紋接觸的管路連接結構模型。 模型的初始接觸狀態如圖2 所示有3 個接觸對， 擰緊螺母和接管嘴螺紋面接觸對、 擰緊螺母端面和球形管接頭端面接觸對、 球形管接頭球面和焊接接管嘴內錐面線接觸對。 3 個接觸對均為摩擦接觸， 摩擦因數設置為0.15。 為減少計算量， 接觸行為設置非對稱接觸， 接觸算法采用增廣拉格朗日接觸算法， 接觸探測采用基于高斯積分點的探測。 在有限元網格劃分方面， 雙球頭管路連接結構是通過螺紋結構產生預緊力， 達到密封的效果， 因為螺紋升角的存在， 全部劃分為六面體網格難度較大， 所以采用過渡層策略進行網格劃分，如圖2 所示。 整體采用solid186 高階六面體單元， 每個單元包括20 個節點， 并有少量的五面體單元位于過渡層位置。 為了保證計算的準確性， 對球頭與焊接接管嘴接觸部分進行網格加密， 模型總單元數為70 705， 節點數為328 711。 根據雙球頭管路連接結構實際工況， 邊界條件如圖2 所示， 在焊接接管嘴左端面處施加Fixed Support， 在球頭導管外柱面施加Cylindrical Support， 限制柱面的徑向和切向的位移，另外對擰緊螺母外圓柱面施加扭矩載荷。

表2 材料參數Table 2 The parameters of material

2.2 管路連接結構扭拉關系的驗證

建立輸入扭矩仿真組， 變量為輸入扭矩T， 取值為5～40 N·m， 間隔為5 N·m， 導出仿真結果與理論公式計算結果對比如圖3 所示。 可以看出仿真模型計算結果與理論公式計算值趨勢相同， 相對誤差在5%以下， 驗證了文中建立的有限元模型的有效性。

圖3 不同輸入扭矩下預緊力理論值與仿真值對比Fig.3 Comparison of moment-preload relationship between theory and simulation

3 安裝角度偏差下管路連接結構密封性能分析

管路連接結構角度裝配偏差是指在裝配過程中，雙球形導管軸線與焊接接管嘴軸線不平行， 存在一定的夾角， 稱之為管路連接結構安裝的角度偏差。 其中球形管路球面和接管嘴內錐面由線接觸變為點接觸，螺母端面與球形管路端面由面接觸變為點接觸。 建立參數化仿真組， 變量為角度偏差值θ， 取值為0°～1°，間隔為0.1°， 輸入扭矩設置為0 ～30 N·m， 其余參數設置為常量， 保持不變。

3.1 安裝角度偏差對擰緊過程的影響

以角度偏差θ＝0.4°的模型為例， 對照理想狀態下管路擰緊過程， 討論角度偏差對管路連接結構裝配的影響。 當管路連接結構存在角度偏差時， 如圖4 所示， 初始狀態螺母端面與球形管路端面為點接觸， 隨著擰緊力矩的增大兩端面接觸面積不斷增大， 直至完全貼合； 類似的情況也發生在球頭與接管嘴錐面位置， 接觸出現非線性現象。 圖5 所示為0.4°角度偏差下輸入扭矩與預緊力的關系， 可以很明顯地看出擰緊過程可以分為兩個階段。 第一階段為貼合階段， 在擰緊過程中， 螺母端面緩慢偏轉并逐漸克服螺母端面與球頭端面的縫隙， 球頭管路發生彎曲直至兩端面完全貼合， 在此階段輸入扭矩和管路預緊力為非線性關系； 第二階段端面貼合后， 扭矩與預緊力為線性關系。

圖4 不同輸入扭矩下螺母端面與球頭管路端面接觸狀態Fig.4 Contact status on the end face of nut and pipe under different input moments： （a） input moment is 0；（b） input moment is 7.5 N·m； （c） input moment is 22.5 N·m； （d） input moment is 24.3 N·m

圖5 0.4°角度偏差下輸入扭矩與預緊力關系Fig.5 Relationship between input moment and preload under 0.4°angle error

導出角度偏差仿真組的預緊力數據， 繪制角度偏差與預緊力關系圖， 如圖6 所示。 可以看到， 隨著角度偏差的增大， 管路連接結構的預緊力減小， 輸入扭矩更多地消耗在擰緊的貼合階段， 最終轉化的預緊力變少。

圖6 角度偏差與管路預緊力關系Fig.6 Relationship between angle error and preload

3.2 角度偏差對密封性能的影響

為了研究角度偏差下管路連接結構密封性能的變化情況， 對角度偏差0.1°～0.9°情況下密封面部分接觸應力進行了分析， 結果如圖7 所示。 可以看出， 密封面上應力分布出現明顯的不均勻。 將密封面上達到屈服強度350 MPa 的區域視為達到密封要求， 為了能體現管路連接機構整體的密封性能， 定義球面上密封區域最窄的寬度值為球面的密封環寬度。 從圖7 中還可以看到， 當角度偏差較小時， 大小球頭上的密封帶仍近似為寬度均勻的密封環； 但隨著角度偏差的增大， 密封環寬度出現明顯的不均勻分布， 其中大球頭密封環寬度變化較大， 在角度偏差為0.9°時已經無法形成密封環。

圖7 角度偏差下密封面接觸應力云圖Fig.7 Contact stress of sealing surface under angle error：（a） 0.1°； （b） 0.5°； （c） 0.8°； （d） 0.9°

導出密封環部位對應節點的接觸應力與密封環坐標， 計算后繪制出角度偏差與密封環寬度的關系圖，如圖8 所示。 可以看到， 隨著角度偏差的增大， 2 個球頭上密封環的寬度都不斷減小而且密封環寬度減小的速率越來越大， 其中小球頭密封環寬度減小速率小于大球頭； 當角度偏差達到0.9°時大球頭密封環寬度為0.067 mm， 已經無法形成有效密封。

圖8 角度偏差與密封環寬度關系Fig.8 Relationship between angle error and the width of sealing ring

4 結論

（1） 存在角度偏差時， 復合管路連接結構擰緊過程分為2 個階段， 擰緊初期非線性的貼合階段和線性擰緊階段。

（2） 復合管路連接結構密封環寬度隨角度偏差的增大不斷減小直至消失， 其中大球頭密封環寬度減少速率大于小球頭。

（3） 相同輸入扭矩下， 復合管路連接結構預緊力隨角度偏差的增大不斷減小。