衛(wèi)星推進(jìn)分系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)螺接頭漏率變化規(guī)律試驗(yàn)研究

李曉麗，王 勇，劉 勝，周雪茜，王 凱

（北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所，北京 100094）

0 引言

衛(wèi)星推進(jìn)系統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)管路連接常采用球頭-錐面螺接密封結(jié)構(gòu)形式（以下簡(jiǎn)稱螺接頭），其密封性能直接關(guān)系到衛(wèi)星發(fā)射的成敗及飛行壽命，因此在發(fā)動(dòng)機(jī)螺接頭裝配后，必須進(jìn)行密封性能檢測(cè)。 針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)螺接頭，采取向發(fā)動(dòng)機(jī)管路系統(tǒng)充壓的方法進(jìn)行檢漏。充壓后進(jìn)行多次復(fù)測(cè)發(fā)現(xiàn)，漏率值不盡相同。因此，有必要研究螺接頭漏率變化規(guī)律，為實(shí)際工程應(yīng)用提供依據(jù)。截至目前，國(guó)內(nèi)外尚未有螺接頭漏率變化規(guī)律試驗(yàn)研究的相關(guān)報(bào)道。 本試驗(yàn)的出發(fā)點(diǎn)是以螺接頭初始漏率接近合格范圍為標(biāo)準(zhǔn)，目的是摸索變化規(guī)律，避免因誤判而帶來(lái)的返工或等待時(shí)間，提高檢漏工作效率和準(zhǔn)確性。

1 球頭-錐面密封結(jié)構(gòu)的泄漏機(jī)理

球頭-錐面密封結(jié)構(gòu)是國(guó)內(nèi)衛(wèi)星推進(jìn)系統(tǒng)廣泛采用的一種靜密封形式（圖1）。球頭和錐面在擰緊之前為線接觸，當(dāng)施加擰緊力矩后，球頭和錐面發(fā)生彈塑性變形，使球頭和錐面之間形成一個(gè)環(huán)狀密封面。

圖1 球頭-錐面連接密封結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 The orbicular sealing joint

球頭與錐面擰緊過(guò)程中，需要克服3個(gè)接觸表面的摩擦力矩，即外套螺母和球頭支撐面間的摩擦力矩M1，球頭和錐面間的摩擦力矩M2以及內(nèi)外螺紋間的摩擦力矩M3：

因此，擰緊力矩為

式中：Ff為軸向預(yù)緊力；dw為支撐面等效直徑；μw為支撐面摩擦因數(shù)；d2為球頭-錐面接觸面的等效直徑；μ2為球頭-錐面接觸面摩擦系數(shù)；α為錐面傾角；dp為外螺紋有效直徑；μs為螺紋副摩擦因數(shù)；β為螺紋升角。

操作過(guò)程中，操作者施加的擰緊力矩轉(zhuǎn)化為夾緊球面和錐面的預(yù)緊力。在預(yù)緊力的作用下，球頭表面和錐表面形成接觸面[1-2]。球頭材料TC4 屈服強(qiáng)度較大，而錐面材料1Cr18Ni9Ti 屈服強(qiáng)度較小，易發(fā)生塑性變形[3-5]。在球頭及錐面上都存在凹凸不平的微小“峰”和“谷”，隨著2 個(gè)接觸面正向的相互擠壓和切向的相互錯(cuò)動(dòng)，“峰”被逐漸削平，“谷”被逐漸填滿。圖2為假設(shè)理想狀態(tài)下球頭及錐面壓緊前后的截面結(jié)構(gòu)。

圖2 理想狀態(tài)下兩個(gè)密封面壓緊前后截面形式Fig.2 The section of the leak path on the sealing surface

受加工和裝配質(zhì)量等多種因素的綜合影響，實(shí)際球頭、錐面的“峰”和“谷”不可能呈規(guī)律分布，連接后肯定存在一些縫隙，這些縫隙會(huì)成為泄漏的“通道”。球頭-錐面壓緊前后的結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 球頭-錐面材料壓緊前后結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 The structure of sphere-cone joint before and after compacting

2 試驗(yàn)原理及方法

2.1 試驗(yàn)原理

選擇剛裝配好的發(fā)動(dòng)機(jī)螺接頭進(jìn)行漏率檢測(cè)試驗(yàn)，以研究泄漏隨時(shí)間的變化規(guī)律。本試驗(yàn)中，漏率穩(wěn)定的判據(jù)是：連續(xù)6 h 以上保持不變。

發(fā)動(dòng)機(jī)螺接頭漏率檢測(cè)試驗(yàn)原理如圖4所示，由試驗(yàn)平臺(tái)、充排氣控制臺(tái)、檢漏設(shè)備、計(jì)算機(jī)和計(jì)算機(jī)實(shí)時(shí)顯示器組成。

圖4 螺接頭漏率變化規(guī)律試驗(yàn)原理圖Fig.4 The method of orbicular sealing joint leak detection

首先，根據(jù)模擬邊界條件搭建試驗(yàn)平臺(tái)；然后由充排氣控制臺(tái)對(duì)試驗(yàn)平臺(tái)中的發(fā)動(dòng)機(jī)管路充壓；最后利用檢漏設(shè)備對(duì)漏率（Qx）進(jìn)行檢測(cè)，并實(shí)時(shí)顯示。在一段時(shí)間內(nèi)通過(guò)對(duì)試驗(yàn)件的連續(xù)檢測(cè)，可獲得一系列的數(shù)據(jù)；通過(guò)對(duì)多組試驗(yàn)件的檢測(cè)可得到多組樣本漏率-時(shí)間變化關(guān)系曲線圖。

2.2 試驗(yàn)方法

螺接頭漏率檢測(cè)采用氦質(zhì)譜吸槍法[6-8]（如圖5所示），首先用專用包覆膠布將螺接頭區(qū)域包覆，使形成一個(gè)密閉的收集空間，然后往待檢系統(tǒng)充入規(guī)定壓力的高純氦氣。氦質(zhì)譜檢漏儀通過(guò)軟管與吸槍相連，以收集由螺接頭“通道”泄漏的氦氣。

圖5 氦質(zhì)譜吸槍法示意圖Fig.5 Schematic diagram of the sniffing probe leak detector

吸槍探測(cè)得到螺接頭的漏率測(cè)試值Qx，通過(guò)正壓漏孔標(biāo)定設(shè)備得到螺接頭的漏率真實(shí)值Q：

其中：Q0為校準(zhǔn)漏孔的標(biāo)稱漏率；Q′為校準(zhǔn)漏孔的檢測(cè)漏率。

3 試驗(yàn)裝置

漏率檢測(cè)的試驗(yàn)平臺(tái)由衛(wèi)星結(jié)構(gòu)件、發(fā)動(dòng)機(jī)管路、發(fā)動(dòng)機(jī)模擬件及發(fā)動(dòng)機(jī)支架等組成，發(fā)動(dòng)機(jī)管路的末端焊接球頭，發(fā)動(dòng)機(jī)模擬件由法蘭及電磁閥體組成如圖6、圖7所示。

圖6 漏率試驗(yàn)平臺(tái)Fig.6 Leakage test platform

圖7 發(fā)動(dòng)機(jī)模擬件與管路連接圖Fig.7 Globe-cone joint

試驗(yàn)開(kāi)始前，將發(fā)動(dòng)機(jī)模擬件固定在發(fā)動(dòng)機(jī)支架上，然后將發(fā)動(dòng)機(jī)末端的球頭與模擬件上的電磁閥體內(nèi)錐面以螺接方式連接，實(shí)物如圖7所示。每完成一輪試驗(yàn)，拆下電磁閥體和法蘭連接的螺釘更換新電磁閥體，切割球頭管路并進(jìn)行新球頭管路的焊接，開(kāi)展多輪重復(fù)性試驗(yàn)。

本試驗(yàn)研究有6 組試驗(yàn)件，每組試驗(yàn)件均進(jìn)行6 次裝配，摸索在給定壓力條件下，螺接頭漏率隨時(shí)間的變化規(guī)律，這6 組試驗(yàn)件均包含2 個(gè)支路，分別標(biāo)記為A 支路（圖7中的垂直管路）和B 支路（圖7中的傾斜管路）。試驗(yàn)可得到共計(jì)72 個(gè)數(shù)據(jù)樣本。該6 組試驗(yàn)件與實(shí)際衛(wèi)星螺接頭加工及連接方式完全一致。6 次裝配分別為：球頭-電磁閥錐面第1 次裝配，第2 次裝配，第3 次裝配，以及加墊圈后第1 次裝配，第2 次裝配和第3 次裝配。通過(guò)以上6 種裝配過(guò)程，驗(yàn)證球頭-錐面反復(fù)裝配及加墊后多次裝配對(duì)漏率的影響。在裝配之前均需進(jìn)行管路泄壓，將上一次裝配的球頭完全擰松，再完成新一輪的對(duì)中擰緊操作。每完成1 組試驗(yàn)件的6 次裝配及檢漏過(guò)程，即可進(jìn)行下一組試驗(yàn)件的裝配及檢漏試驗(yàn)。具體流程如圖8所示。

圖8 發(fā)動(dòng)機(jī)螺接頭漏率試驗(yàn)流程Fig.8 Flow chart of sphere-cone joint leak testing for engines

4 試驗(yàn)過(guò)程及結(jié)果分析

4.1 確定漏率敏感區(qū)

假設(shè)球頭及錐表面材料完全光滑，球頭-錐面 擰緊貼合后不存在材料的磨損，且連接為完全“對(duì)中”狀態(tài)，那么，從球頭與錐面剛剛接觸到逐漸施加擰緊力矩開(kāi)始檢測(cè)，螺接頭的漏率隨擰緊力矩的增加，先減小然后趨于穩(wěn)定，最終漏率小于1×10-8Pa·m3/s（達(dá)到氦質(zhì)譜吸槍法的檢漏靈敏度）。漏率穩(wěn)定之前的區(qū)域，稱之為漏率敏感區(qū)，如圖9所示。

圖9 漏率隨擰緊力矩變化示意Fig.9 Schematic diagram of relationship between leakage rate and moment

一般情況下，衛(wèi)星發(fā)動(dòng)機(jī)螺接頭的漏率指標(biāo)要求優(yōu)于1×10-6Pa·m3/s。本研究中，為保證模擬發(fā)動(dòng)機(jī)管路系統(tǒng)加壓后，球頭有持續(xù)的泄漏，漏率100%可檢測(cè)：首先需進(jìn)行初始擰緊力矩的摸索，從而確定漏率敏感區(qū)。A 支路、B 支路在20 N·m 的初始力矩下的漏率值如表1所示。

表1 兩個(gè)支路在20 N·m 的初始力矩下的漏率Table 1 Leakage rate of two sub-pipelines under a moment of 20 N·m

由表1可知，在20 N·m 的初始力矩下，A 支路螺接頭漏率先增加，經(jīng)過(guò)約40 min 后漏率趨于穩(wěn)定，并穩(wěn)定在7.0×10-7Pa·m3/s 左右；B 支路螺接頭漏率約50 min 后趨于穩(wěn)定，維持在4.0×10-6Pa·m3/s 左右。為滿足工程應(yīng)用的需要，最終確定的力矩值除了應(yīng)確保螺接頭有持續(xù)的漏率外，初始漏率值還應(yīng)盡可能小于1.0×10-6Pa·m3/s。A 支路初始力矩為20 N·m可以滿足上述要求，因此20 N·m 作為A 支路擰緊力矩；將B 支路的初始力矩在20 N·m 的基礎(chǔ)上增加5 N·m，即觀察其漏率隨時(shí)間的變化。B 支路螺接頭在25 N·m 初始力矩下的漏率如表2所示。由表2可知，B 支路在25 N·m 的初始力矩下可滿足螺接頭有持續(xù)漏率且漏率小于1.0×10-6Pa·m3/s 的條件。并且經(jīng)過(guò)約70 min 后，漏率趨于穩(wěn)定。

表2 B 支路在25 N·m 的初始力矩下的漏率值Table 2 Leakage rate of the sub-pipeline B under a moment of 25 N·m

本研究中，以上述基準(zhǔn)力矩（A 支路20 N·m；B 支路25 N·m）為參考，結(jié)合實(shí)際情況上下微調(diào)擰緊力矩，進(jìn)行螺接頭的裝配。

4.2 兩個(gè)支路的螺接頭漏率變化試驗(yàn)結(jié)果

6 組試驗(yàn)件（均包含A 支路、B 支路螺接頭）在完成6 次裝配并充壓檢漏后，共得到72 個(gè)漏率-時(shí)間樣本，幾種典型的漏率變化曲線如圖10所示。

圖10 典型漏率-時(shí)間變化關(guān)系曲線Fig.10 Representative curves of leakage rate vs.time

通過(guò)72 個(gè)樣本結(jié)果，可得出漏率變化趨勢(shì)統(tǒng)計(jì)結(jié)果，如圖11所示。

圖11 漏率變化趨勢(shì)統(tǒng)計(jì)Fig.11 Statistics of the leakage rate variation

對(duì)漏率變化的統(tǒng)計(jì)分析可知，加墊前后3 次裝配過(guò)程對(duì)漏率變化的影響不明顯。在確保螺接頭有持續(xù)泄漏的前提下，將力矩值固定，僅研究螺接頭漏率隨時(shí)間的變化，有以下4 種趨勢(shì)：

1）漏率隨時(shí)間的增加單調(diào)減小，最終趨于穩(wěn)定，該情況占54%；

2）漏率隨時(shí)間的增加單調(diào)增大，最終趨于穩(wěn)定，該情況占25%；

3）漏率隨時(shí)間的增加始終穩(wěn)定，漏率值一般為1.0×10-8Pa·m3/s，該情況占18%；

4）漏率隨時(shí)間的增加先減?。ɑ蛟龃螅?，再增大（或減?。?，但最終趨于穩(wěn)定，該情況占3%。

4.3 影響因素分析

螺接頭的漏率隨時(shí)間的增加而表現(xiàn)出比較復(fù)雜的變化關(guān)系。針對(duì)同一組螺接頭，漏率變化規(guī)律也不盡相同，這是因?yàn)槁萁宇^的密封面的質(zhì)量有差異[9-12]。影響密封面質(zhì)量的因素按照影響性質(zhì)可以分為零部件加工因素和裝配操作因素，進(jìn)行故障樹(shù)分析如圖12所示。

圖12 密封性主要影響因素的故障樹(shù)分析Fig.12 Fault tree of main affecting factors for sphere-cone joint leakage rate

零部件加工因素是指粗糙度、零件配合面外形與理論形面的偏差等；裝配操作因素包括操作經(jīng)驗(yàn)、操作方法等，體現(xiàn)在對(duì)球頭與電磁閥體的對(duì)中性調(diào)整、球頭面與閥體內(nèi)錐面的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)控制、擰緊力矩及擰緊對(duì)中的應(yīng)力控制等。2 種因素的綜合作用是造成不同漏率值的主要原因[13-16]。

5 結(jié)束語(yǔ)

本文對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)螺接頭的漏率隨時(shí)間變化規(guī)律進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，其漏率隨時(shí)間的增加，大體呈現(xiàn)出4 種變化趨勢(shì)。零部件加工因素及裝配操作因素會(huì)導(dǎo)致螺接頭漏率值不盡相同，這2 種因素的綜合作用是造成4 種漏率變化規(guī)律的主要原因。

（References）

[1]周鑫.球面密封結(jié)構(gòu)的漏率預(yù)估[J].宇航學(xué)報(bào), 2007, 28(3)∶762-766 Zhou Xin.Leak rate prediction of orbicular joint[J].Journal of Astronautics, 2007, 28(3)∶762-766

[2]韓沖, 張勇.導(dǎo)管連接件球頭-錐面結(jié)構(gòu)密封性能研究[J].潤(rùn)滑與密封, 2012(10)∶1-2 Han Chong, Zhang Yong.Research on sealing property of globe cone joint for pipeline[J].Lubrication Engineering, 2012(10)∶1-2

[3]中國(guó)航空材料手冊(cè)編委會(huì).中國(guó)航空材料手冊(cè)[M].北京∶中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社, 2001∶15-23

[4]顧伯勤, 李新華, 田爭(zhēng).靜密封設(shè)計(jì)技術(shù)[M].北京∶中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社, 2004∶1

[5]張劍鋒, 周志芳.摩擦磨損與抗磨技術(shù)[M].天津∶天津翻譯出版公司, 1993∶58-70

[6]吳孝儉, 閆榮鑫.泄漏檢測(cè)[M].北京∶機(jī)械工業(yè)出版社, 2009∶97-100

[7]QJ 3088 1999 正壓標(biāo)準(zhǔn)漏孔校準(zhǔn)方法[S], 1999

[8]GJB/J 5366 2005 正壓漏孔校準(zhǔn)規(guī)范[S], 2005

[9]楊桂通.彈塑性力學(xué)引論[M].北京∶高等教育出版社, 1989∶43-99

[10]卓衛(wèi)東.應(yīng)用彈塑性力學(xué)[M].北京∶科學(xué)出版社, 2004∶82-106

[11]陳惠發(fā), 薩里普A F.彈性與塑性力學(xué)[M].余天慶, 王勛文, 劉再華, 譯.北京∶中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 2004∶211-261

[12]徐秉業(yè).塑性力學(xué)[M].北京∶高等教育出版社, 1989∶21-26

[13]蔡仁良, 顧伯勤, 宋鵬云.過(guò)程裝備密封技術(shù)[M].北京∶化學(xué)工業(yè)出版社, 2002∶1-12

[14]Guillermo E.Finite element analysis of failure response behavior bolts in concrete[J].Nuclear Engineering and Design, 1998, 179(2)∶245-252

[15]Chung K F, lpK H.Finite element investigation on the structural behavior of cold-formed steel bolted connections[J].Engineering Structures, 2001, 23(9)∶1115-1125

[16]王勇, 閆榮鑫.應(yīng)力松弛對(duì)球頭密封結(jié)構(gòu)漏率影響的分析[J].航天器環(huán)境工程, 2009, 29(5)∶455-457 Wang Yong, Yan Rongxin.Effect of stress relaxation on the leak rate of the orbicular seal joint[J].Spacecraft Environment Engineering, 2009, 29(5)∶455-457