角度誤差下管路連接結(jié)構(gòu)裝配及其對(duì)密封的影響*

杜雙言 張 偉 瞿品祥 黃曉鳴

（1. 大連理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 遼寧大連 116024； 2. 中國(guó)航發(fā)南方公司 湖南株洲 412000）

管路連接結(jié)構(gòu)作為航空航天液壓系統(tǒng)的重要組成部分， 分布范圍廣， 工作環(huán)境復(fù)雜， 其中裝配偏差是造成管路連接結(jié)構(gòu)失效的重要原因。 現(xiàn)階段由裝配不當(dāng)產(chǎn)生的初始裝配應(yīng)力對(duì)管路連接結(jié)構(gòu)及其對(duì)管路系統(tǒng)密封性的削弱還沒有被重視起來， 針對(duì)管路連接結(jié)構(gòu)， 進(jìn)一步了解和研究裝配偏差下管路連接結(jié)構(gòu)密封性能的變化規(guī)律和密封機(jī)制具有重要意義。

近年來針對(duì)管路連接結(jié)構(gòu)的密封性能， 學(xué)者們展開了大量的研究。 在管路連接結(jié)構(gòu)密封性能方面， 歐陽(yáng)小平等［1］詳細(xì)介紹了不同種類管路連接結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)； 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(guī)律。YAN 等［4］建立了真實(shí)表面下的管接頭密封區(qū)域模型，揭示了緊固過程中管路連接結(jié)構(gòu)密封形成過程及對(duì)密封特性的影響規(guī)律。 崔穎等人［5］設(shè)計(jì)了一種梁式管接頭， 通過有限元分析和試驗(yàn)相結(jié)合得到了管接頭結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)密封性能影響的敏感性。 楊卓然等［6］建立有限元模型結(jié)合實(shí)驗(yàn)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(jié)構(gòu)形式， 基于有限元分析研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)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(jié)構(gòu)密封性能的主要因素， 找到了合理的雙錐形管路連接結(jié)構(gòu)參數(shù)并進(jìn)行了驗(yàn)證。

針對(duì)裝配參數(shù)帶給管路連接結(jié)構(gòu)影響的研究， 主要集中在管接頭的擰緊力矩、 管路連接結(jié)構(gòu)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(duì)管接頭密封帶寬度的影響， 并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。 熊影輝等［10］建立了擴(kuò)口式管接頭擰緊扭拉關(guān)系的理論公式和有限元仿真模型， 驗(yàn)證了扭拉關(guān)系理論公式計(jì)算結(jié)果的有效性。 鄭世偉等［11］以無擴(kuò)口液壓管接頭為研究對(duì)象分析了安裝力矩對(duì)導(dǎo)管應(yīng)力應(yīng)變和密封效果的影響， 并進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證。 王振興等［12］從機(jī)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(duì)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(duì)擴(kuò)口式管接頭密封性能的影響， 并建立了管路密封試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行驗(yàn)證。 周鑫等人［14］研究了球頭-錐面結(jié)構(gòu)不對(duì)中裝配誤差對(duì)連接結(jié)構(gòu)密封性能的影響， 提出了對(duì)管路連接件裝配對(duì)中偏差要求和擰緊力矩。 夏芝瑋等［15］分析了多因素對(duì)管路連接件密封性能的影響， 建立了有限元模型， 發(fā)現(xiàn)軸向偏差對(duì)密封性能影響較大， 徑向偏差和角度偏差影響較小。 目前關(guān)于裝配誤差對(duì)密封性能的影響方面的研究較少， 大都采用預(yù)緊力單元法或強(qiáng)制位移法模擬螺紋提供的預(yù)緊力， 無法全面地體現(xiàn)管路擰緊過程中的變形關(guān)系。 本文作者建立了保留螺紋的雙球頭管路連接結(jié)構(gòu)有限元模型， 推導(dǎo)了管接頭擰緊過程的扭拉關(guān)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(jié)構(gòu)的變形過程及其對(duì)密封性能的影響。

1 復(fù)合管路連接結(jié)構(gòu)

1.1 管路連接結(jié)構(gòu)密封形成過程

如圖1 所示， 雙球面管路連接結(jié)構(gòu)主要是由焊接接管嘴、 擰緊螺母、 球形管路三部分組成。 在實(shí)際裝配過程中， 對(duì)擰緊螺母施加扭矩， 通過螺紋連接結(jié)構(gòu)施加軸向預(yù)緊力， 在兩個(gè)球面與接管嘴內(nèi)錐面產(chǎn)生接觸應(yīng)力， 形成兩道密封環(huán)， 對(duì)管道內(nèi)的流體進(jìn)行密封。相對(duì)于單球形管路連接結(jié)構(gòu)， 雙球形復(fù)合管路連接結(jié)構(gòu)形成兩道密封環(huán)， 密封環(huán)之間形成充滿空氣的封閉空間。 管路在實(shí)際使用過程中， 小球面密封帶失效時(shí)，由于階梯槽封閉空間內(nèi)存在空氣， 高壓液體壓力降低，從而減少了大球面密封帶內(nèi)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(jié)構(gòu)的密封可靠性。

圖1 雙球頭管路連接結(jié)構(gòu)Fig.1 Double-ball pipe connection structure

1.2 管路連接結(jié)構(gòu)扭拉關(guān)系

在裝配過程中， 管路連接結(jié)構(gòu)一般采用扭矩法進(jìn)行擰緊， 衡量管路連接結(jié)構(gòu)擰緊質(zhì)量最重要的指標(biāo)是管路的密封性， 密封性與管路螺紋結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的預(yù)緊力有直接關(guān)系， 所以研究管路擰緊力矩和其軸向預(yù)緊力之間的關(guān)系至關(guān)重要。 參考螺栓節(jié)點(diǎn)扭拉關(guān)系公式［16］， 對(duì)螺母進(jìn)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(shù)；F為管路連接結(jié)構(gòu)預(yù)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(shù)；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(jié)構(gòu)的預(yù)緊力與扭矩關(guān)系公式為

對(duì)于規(guī)格為DN4， M14×1.5 mm 的管路連接結(jié)構(gòu)，各參數(shù)取值如表1 所示， 代入公式（5） 計(jì)算可得

表1 管路連接結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 The parameters of the pipe connection structure

2 復(fù)合管路連接結(jié)構(gòu)有限元分析

2.1 參數(shù)化有限元模型的建立

為了能進(jìn)一步地觀察雙球頭管路連接結(jié)構(gòu)的擰緊過程和其密封面應(yīng)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(jié)構(gòu)彈塑性有限元模型， 如圖2 所示。

圖2 復(fù)合管路連接結(jié)構(gòu)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(shù)如表2 所示。 為了保證有限元仿真對(duì)工況模擬的真實(shí)性， 建立了真實(shí)螺紋接觸的管路連接結(jié)構(gòu)模型。 模型的初始接觸狀態(tài)如圖2 所示有3 個(gè)接觸對(duì)， 擰緊螺母和接管嘴螺紋面接觸對(duì)、 擰緊螺母端面和球形管接頭端面接觸對(duì)、 球形管接頭球面和焊接接管嘴內(nèi)錐面線接觸對(duì)。 3 個(gè)接觸對(duì)均為摩擦接觸， 摩擦因數(shù)設(shè)置為0.15。 為減少計(jì)算量， 接觸行為設(shè)置非對(duì)稱接觸， 接觸算法采用增廣拉格朗日接觸算法， 接觸探測(cè)采用基于高斯積分點(diǎn)的探測(cè)。 在有限元網(wǎng)格劃分方面， 雙球頭管路連接結(jié)構(gòu)是通過螺紋結(jié)構(gòu)產(chǎn)生預(yù)緊力， 達(dá)到密封的效果， 因?yàn)槁菁y升角的存在， 全部劃分為六面體網(wǎng)格難度較大， 所以采用過渡層策略進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖2 所示。 整體采用solid186 高階六面體單元， 每個(gè)單元包括20 個(gè)節(jié)點(diǎn)， 并有少量的五面體單元位于過渡層位置。 為了保證計(jì)算的準(zhǔn)確性， 對(duì)球頭與焊接接管嘴接觸部分進(jìn)行網(wǎng)格加密， 模型總單元數(shù)為70 705， 節(jié)點(diǎn)數(shù)為328 711。 根據(jù)雙球頭管路連接結(jié)構(gòu)實(shí)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(dǎo)管外柱面施加Cylindrical Support， 限制柱面的徑向和切向的位移，另外對(duì)擰緊螺母外圓柱面施加扭矩載荷。

表2 材料參數(shù)Table 2 The parameters of material

2.2 管路連接結(jié)構(gòu)扭拉關(guān)系的驗(yàn)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(dǎo)出仿真結(jié)果與理論公式計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖3 所示。 可以看出仿真模型計(jì)算結(jié)果與理論公式計(jì)算值趨勢(shì)相同， 相對(duì)誤差在5%以下， 驗(yàn)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(yù)緊力理論值與仿真值對(duì)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(jié)構(gòu)密封性能分析

管路連接結(jié)構(gòu)角度裝配偏差是指在裝配過程中，雙球形導(dǎo)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(jié)構(gòu)安裝的角度偏差。 其中球形管路球面和接管嘴內(nèi)錐面由線接觸變?yōu)辄c(diǎn)接觸，螺母端面與球形管路端面由面接觸變?yōu)辄c(diǎn)接觸。 建立參數(shù)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(shè)置為0 ～30 N·m， 其余參數(shù)設(shè)置為常量， 保持不變。

3.1 安裝角度偏差對(duì)擰緊過程的影響

以角度偏差θ＝0.4°的模型為例， 對(duì)照理想狀態(tài)下管路擰緊過程， 討論角度偏差對(duì)管路連接結(jié)構(gòu)裝配的影響。 當(dāng)管路連接結(jié)構(gòu)存在角度偏差時(shí)， 如圖4 所示， 初始狀態(tài)螺母端面與球形管路端面為點(diǎn)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(fā)生在球頭與接管嘴錐面位置， 接觸出現(xiàn)非線性現(xiàn)象。 圖5 所示為0.4°角度偏差下輸入扭矩與預(yù)緊力的關(guān)系， 可以很明顯地看出擰緊過程可以分為兩個(gè)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(zhuǎn)并逐漸克服螺母端面與球頭端面的縫隙， 球頭管路發(fā)生彎曲直至兩端面完全貼合， 在此階段輸入扭矩和管路預(yù)緊力為非線性關(guān)系； 第二階段端面貼合后， 扭矩與預(yù)緊力為線性關(guān)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(tài)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(yù)緊力關(guān)系Fig.5 Relationship between input moment and preload under 0.4°angle error

導(dǎo)出角度偏差仿真組的預(yù)緊力數(shù)據(jù)， 繪制角度偏差與預(yù)緊力關(guān)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(jié)構(gòu)的預(yù)緊力減小， 輸入扭矩更多地消耗在擰緊的貼合階段， 最終轉(zhuǎn)化的預(yù)緊力變少。

圖6 角度偏差與管路預(yù)緊力關(guān)系Fig.6 Relationship between angle error and preload

3.2 角度偏差對(duì)密封性能的影響

為了研究角度偏差下管路連接結(jié)構(gòu)密封性能的變化情況， 對(duì)角度偏差0.1°～0.9°情況下密封面部分接觸應(yīng)力進(jìn)行了分析， 結(jié)果如圖7 所示。 可以看出， 密封面上應(yīng)力分布出現(xiàn)明顯的不均勻。 將密封面上達(dá)到屈服強(qiáng)度350 MPa 的區(qū)域視為達(dá)到密封要求， 為了能體現(xiàn)管路連接機(jī)構(gòu)整體的密封性能， 定義球面上密封區(qū)域最窄的寬度值為球面的密封環(huán)寬度。 從圖7 中還可以看到， 當(dāng)角度偏差較小時(shí)， 大小球頭上的密封帶仍近似為寬度均勻的密封環(huán)； 但隨著角度偏差的增大， 密封環(huán)寬度出現(xiàn)明顯的不均勻分布， 其中大球頭密封環(huán)寬度變化較大， 在角度偏差為0.9°時(shí)已經(jīng)無法形成密封環(huán)。

圖7 角度偏差下密封面接觸應(yīng)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(dǎo)出密封環(huán)部位對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)的接觸應(yīng)力與密封環(huán)坐標(biāo)， 計(jì)算后繪制出角度偏差與密封環(huán)寬度的關(guān)系圖，如圖8 所示。 可以看到， 隨著角度偏差的增大， 2 個(gè)球頭上密封環(huán)的寬度都不斷減小而且密封環(huán)寬度減小的速率越來越大， 其中小球頭密封環(huán)寬度減小速率小于大球頭； 當(dāng)角度偏差達(dá)到0.9°時(shí)大球頭密封環(huán)寬度為0.067 mm， 已經(jīng)無法形成有效密封。

圖8 角度偏差與密封環(huán)寬度關(guān)系Fig.8 Relationship between angle error and the width of sealing ring

4 結(jié)論

（1） 存在角度偏差時(shí)， 復(fù)合管路連接結(jié)構(gòu)擰緊過程分為2 個(gè)階段， 擰緊初期非線性的貼合階段和線性擰緊階段。

（2） 復(fù)合管路連接結(jié)構(gòu)密封環(huán)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(huán)寬度減少速率大于小球頭。

（3） 相同輸入扭矩下， 復(fù)合管路連接結(jié)構(gòu)預(yù)緊力隨角度偏差的增大不斷減小。