王建武 劉軍生 閆明輝

（西安航天發(fā)動機廠）

1 引言

在液體火箭發(fā)動機總裝工藝中，球面型管路連接形式的裝配占據(jù)相當重要的地位。發(fā)動機在工作過程中，其密封性對整個發(fā)射的成功與否起到至關重要的作用。因此，保證發(fā)動機各系統(tǒng)在工作過程中的密封性具有十分重要的意義，而發(fā)動機管路系統(tǒng)的密封性是保證發(fā)動機密封性能中最為重要的環(huán)節(jié)[1]。在管路裝配過程中,操作者施加的擰緊力矩轉化為夾緊球面和錐面的預緊力，在安裝預緊力的作用下,球表面和錐表面相互貼合、相互壓縮,逐漸形成接觸面，最終達到密封狀態(tài)。在以往火箭發(fā)動機裝配中，導管連接處外套螺母的擰緊程度沒有明確的量化控制要求，導管裝配擰緊程度靠經(jīng)驗豐富的裝配工人的經(jīng)驗和責任心來保證。

本文通過大量的試驗和理論計算，得出了液體火箭發(fā)動機球面型管路連接件轉角控制法和力矩控制法兩種擰緊控制方法，通過轉角控制方程和力矩控制方程實現(xiàn)了對球面型管路連接件的量化精確控制[2]。用有限元方法詳細分析了各管路連接件在不同擰緊程度下的應力、應變和位移分布狀況。擰緊控制法改進了目前導管擰緊程度靠操作者操作經(jīng)驗保證的現(xiàn)狀，將抽象的導管擰緊密封過程具體化，數(shù)字定量化，排除了人為因素對產(chǎn)品質量的影響。

2 球面型管路接頭密封性能有限元分析

由于球型接頭和錐面接管嘴都是圍繞管軸線的軸對稱結構,故可根據(jù)其二維剖面進行建模,選取四節(jié)點四邊形板單元PLANE182。根據(jù)接觸分析的原則,以錐面接管嘴作為目標單元、以球型接頭為接觸單元，分別選取TARGE169單元和CONTA172單元建立一個接觸對單元。再以球形接頭作為目標單元、以外套螺母為接觸單元，分別選取TARGE169單元和CONTA172單元建立另一個接觸對單元[3]。

圖1 管路連接件耦合體應力分布圖

從圖1應力分布圖可以看出，耦合體應力分布不均勻，有五處應力分布比較大。比較大的應力造成實體較大的位移，而實體內(nèi)部應力分布不均勻產(chǎn)生較大的應變，也就是實體發(fā)生了畸變。下面對耦合體各處應力較大的區(qū)域以及應力對實體產(chǎn)生的實際效果做簡單的解釋[4]。

第一處：配合螺紋前兩扣，螺紋前兩扣承擔螺紋總載荷的95%以上。裝配中，螺紋前兩扣比其他螺紋磨損較嚴重。如果外套螺母螺紋表面有鍍層，在前兩扣螺紋表面鍍層會出現(xiàn)比較嚴重的磨損，露出金屬機體本色。在工程中，如果螺紋前兩扣有毛刺或其他缺陷，在裝配時則容易造成螺紋咬死或爛牙等。因此，發(fā)動機導管在裝配前對螺紋的檢查和清洗應重點放在配合部分前兩扣，并做好充分的潤滑（螺紋涂油膏）。

第二處：外套螺母退刀槽處應力分布較大，在合力的作用下，退刀槽處產(chǎn)生縮頸現(xiàn)象。

第三處：外套螺母端面內(nèi)孔邊緣受到比較大的壓應力作用，來自球型接頭的反作用力。在壓應力作用下，外套螺母端面發(fā)生傾斜，外觀上出現(xiàn)端面凸出變形。

第四處：球形接頭球頭部分受到比較大的壓應力作用。外力通過外套螺母對球形接頭所做的功有一部分就積聚在球頭上，這些積聚在球頭上的彈性勢能也就是密封作用的源泉，積聚的勢能越多，密封效果越好。球形接頭位移包括水平位移和軸向位移。水平位移稱為內(nèi)頸收縮量，軸向位移就是擰緊過程中傳遞到球形接頭上的進給量。在較大應力的作用下，球型接頭球頭部分也發(fā)生了比較大的畸變。由于材料彈性區(qū)的作用，畸變有回復到原位的趨勢，這種復位趨勢的強烈程度表示了密封性能的優(yōu)劣程度。

第五處：在錐面接管嘴密封接觸部位有較大壓應力分布，在壓應力作用下錐面出現(xiàn)下凹現(xiàn)象。實際生產(chǎn)中，裝配后分解的導管錐面上都存在周向的均勻壓痕，就是在壓應力的作用下形成的。

3 轉角控制法

根據(jù)有限元分析計算，在預緊力的作用下球型接頭水平方向發(fā)生了位移，即球型接頭內(nèi)徑收縮量。技術文件中規(guī)定內(nèi)徑收縮量應不大于0.6mm?？梢杂棉D角Ф和球型接頭內(nèi)徑收縮量Δd建立轉角控制方程，以內(nèi)徑收縮量0.6mm為邊界條件進行求解，得到轉角控制參數(shù)。

3.1 轉角控制方程

為實現(xiàn)試驗的精確測量，制作專用的球頭內(nèi)徑收縮量測量量規(guī)，如圖2所示。量規(guī)為有微小錐度的錐形結構，大端和小端直徑相差1mm。這樣把直徑方向的1mm長度轉換為軸向的100mm長，測量數(shù)值擴大了100倍。試驗裝置如圖3所示，用普通游標卡尺測量球頭內(nèi)徑收縮量精度可以達到0.2μm。

圖2 球頭內(nèi)徑收縮量測量量規(guī)

圖3 球頭內(nèi)徑收縮量測量量規(guī)使用原理

球頭內(nèi)徑dL：

球頭內(nèi)徑收縮量：

進行研究試驗，以手動止動點（用手擰不動的位置）為起始點，每擰緊2度采集一組數(shù)據(jù)（Ф，Δd）。研究試驗模擬發(fā)動機導管安裝狀態(tài)。對試驗數(shù)據(jù)進行數(shù)值分析，用最小二乘法對試驗數(shù)據(jù)進行擬合，得到轉角控制方程。

式中“DNX”為管路接頭規(guī)格，即“通徑”。從公式（3）得出：對某一特定導管其轉角控制方程為線性關系，隨管路接頭通徑的增加，直線斜率逐漸減小，并且所有直線都通過同一點（0，Ф0）。

以內(nèi)徑收縮量0.6mm為邊界條件對轉角控制方程進行求解，得到轉角控制參數(shù)。按以往擰緊控制經(jīng)驗，擰緊轉角為2.5個棱方，即150°。做150°控制線。如圖4所示，控制線能很好的解釋生產(chǎn)實際中的一種常見故障現(xiàn)象：當導管由于某種原因分解再裝配時，通經(jīng)14mm以下的導管內(nèi)徑收縮量基本不出現(xiàn)超差現(xiàn)象，而通經(jīng)14mm以上的導管經(jīng)常因為其內(nèi)徑收縮量超過設計文件要求的0.6mm而報廢，通徑越大越容易出現(xiàn)超差。

3.2 密封起始點位置（0，Ф0）求解

圖4 Δd-Ф線性圖

根據(jù)實驗數(shù)據(jù)，Δd-Ф線性非常明顯。從理論上分析，當Ф=0時，Δd=0，直線應該通過原點，在計算機上仿真模擬轉角控制方程也是通過坐標原點。但實驗數(shù)據(jù)和曲線顯示直線并不會通過原點，在縱坐標上有一段截距（0，Ф0）。這可以解釋為：在擰緊開始的一段微小階段，即橫坐標Δd≈0時，曲線縱坐標迅速爬升到了Ф0位置。如圖5所示。

根據(jù)球形接頭-錐面密封部位微觀接觸狀態(tài)，手動止動點為圖5中的原點，此時，密封面尚未完全壓合接觸，密封帶還沒有形成，只在線密封的局部點發(fā)生了接觸。由于起始階段預緊力很小，球形接頭內(nèi)徑的收縮量很微小，但局部高點接觸應力很大，高點不斷被壓平直至形成密封線。此位置也就是密封的起始點位置，為了與手動止動點區(qū)別，稱之為機械止動點（0，Ф0）。機械止動點以后由于接觸面完全壓合，材料進入穩(wěn)定的變形，Δd-Ф呈顯著的線性關系，在手動止動點與機械止動點之間Δd-Ф曲線十分復雜，受影響的因素也很多，曲線爬升斜率很陡。對于這一段Δd-Ф變形關系曲線研究的難度很大，工程研究價值不高，不做研究。因此，擰緊模型簡化為通過機械止動點（0，Ф0）的一組直線。

圖5 Δd-Ф線性圖

圖6 微觀不平度十點高度

在液體火箭發(fā)動機上導管接頭上各連接件表面光潔度狀態(tài)相同，因此密封起始點的位置也都相同。當表面狀態(tài)發(fā)生變化時，轉角控制方程曲線沿X軸平移，表面光潔度降低，曲線會逐漸上移。引用表面光潔度參數(shù)“RZ”，即微觀不平度十點高度：在取樣長度t內(nèi)5個最大的輪廓峰高的平均值與5個最大的輪廓谷深的平均值之和。如圖6所示：

式中：ypi——第i個最大的輪廓峰高；

yvi——第i個最大的輪廓谷深；

在管路連接件擰緊過程中，在螺紋（T1），球型接頭凸肩（T2）和密封部位（T3）3個接觸面，要將接觸面T1、T2、T3貼合，則沿圖2軸向的所有位移μ：

即外套螺母軸向擰進的位移量為44.619μm，由于外套螺母螺距為1.5mm，通過計算可以求出外套螺母機械止動點的角度Ф0：

3.3 轉角控制參數(shù)求解

將公式（5）和邊界條件代入轉角控制方程，求解得到60°球面形管路連接件各種規(guī)格管路接頭配合體的轉角控制參數(shù)，見表1：

表1 轉角控制參數(shù)

4 力矩控制法

4.1 力矩控制方程

從手動止動點開始，以外套螺母每轉動2度為步長，采集一組試驗數(shù)據(jù)（T，Ф）。根據(jù)采集數(shù)據(jù)繪制相應的T-Ф（擰緊力矩-轉動角度）曲線，如圖7所示。進行數(shù)值分析，用最小二乘法對試驗數(shù)據(jù)進行擬合，得到力矩控制方程：

圖7 T-Ф均值線圖

4.2 力矩控制參數(shù)

以轉角控制參數(shù)為邊界條件代入相應規(guī)格管路力矩控制方程進行求解，得出力矩控制參數(shù)。

邊界條件：

求解得到表2力矩控制參數(shù)：

表2 力矩控制參數(shù)

5 導管裝配緊度對擰緊控制的影響

圖8 導管的裝配緊度

實際生產(chǎn)中的導管在安裝時由于導管銼修誤差、焊接變形、液氣壓試驗以及應力釋放等原因都存在一定的裝配緊度。裝配緊度包括水平緊度、偏斜緊度和垂直緊度，如圖8所示。各種緊度都會增加裝配的應力，因此對擰緊力矩的影響較大，而且情況復雜，對力矩控制法的修正難度很大。但對于轉角控制法，可以通過裝配緊度系數(shù)加以修正。

5.1 導管裝配緊度修正系數(shù)

裝配緊度修正系數(shù)：

其中，B：垂直緊度；P：外套螺母螺距（通徑4為1.25mm，其余均 1.5mm）；C：偏寫緊度C＝N-P。

5.2 含裝配緊度修正系數(shù)的轉角控制方程

導管在最初的擰緊中，外套螺母的進給主要用來修正導管安裝緊度，使球頭與接管嘴達到同軸后再逐步達到密封的狀態(tài)。導管的裝配可以認為是在無裝配緊度狀態(tài)下迭加了一個裝配緊度修正過程。這兩個過程相互影響，耦合在同一個擰緊過程中。

5 摩擦與潤滑對導管裝配擰緊的影響

摩擦對于管路的擰緊控制影響非常大，要在工程中應用就必須對摩擦的影響進行深入的研究。密封接觸部位的摩擦對密封的接觸狀態(tài)，密封性能以及實體結構內(nèi)部的應力、應變和位移分布狀況有很大的影響。下面，本文以6YC、14YC、22YC、25YC的管接頭為例，研究在ANSYA平臺不同摩擦系數(shù)的接觸狀態(tài)比較。

5.1 摩擦對接觸體位移的影響

圖9 接觸體水平位移（摩擦系數(shù)：MU=0.1）

圖中水平位移包括正、負值，正值沿水平方向向右，紅色區(qū)域為水平向右的最大位移區(qū)，表示接管嘴的軸向擴張量，與內(nèi)徑收縮量相反，本文稱為內(nèi)徑擴張量。而顏色越向蘭色區(qū)域靠近，表示水平位移向左的量越大，為負值，最大值即為球形接頭內(nèi)徑收縮量。為研究方便，將最大負位移和最大正向位移分別稱為球形接頭內(nèi)徑收縮量和錐面接管嘴內(nèi)徑擴張量，簡稱為內(nèi)徑收縮量和內(nèi)徑擴張量。另外，圖中左上角“DMX”表示在加載0.5mm位移條件下，整個實體單元的最大位移，發(fā)生在球形接頭凸肩下表面外邊沿位置，說明在加載后球形接頭在垂直平面內(nèi)發(fā)生了逆時針旋轉，其大小反映了在垂直平面內(nèi)的旋轉量。將這幾項重要的變形參數(shù)在不同摩擦系數(shù)條件下的變化進行比較。從表3可以看出有兩個明顯特征。首先：隨著摩擦系數(shù)的增加，接觸模型實體的位移量都在減小，包括內(nèi)徑收縮量、內(nèi)徑擴張量和最大位移DMX?？梢?，由于摩擦系數(shù)的增加，接觸體（球形接頭）的實際軸向進給量減小，相對擰緊程度不斷降低，使密封性能減小。其次，在相同位移加載條件下，規(guī)格越大的管接頭剛性越差，實體的內(nèi)徑收縮量、內(nèi)徑擴張量和最大位移DMX急劇增加，這也限制了外套螺母的擰緊限度。

5.2 摩擦對接觸體摩擦應力的影響

起密封作用的應力是沿接觸表面的法向壓應力，壓應力越大，密封性能越好。摩擦應力由于是沿接觸面的切線方向，因此對密封性能沒有貢獻。相反，大的摩擦應力對密封危害也不可忽視，過大的摩擦應力會造成密封接觸面在相對滑動中劃傷密封面，造成泄露通道，導致泄露，使密封性能失效。因此，應充分潤滑，減小摩擦應力。

表4為不同規(guī)格的管路接頭在不同摩擦系數(shù)接觸狀態(tài)下的摩擦應力分布狀況?？梢钥闯?，摩擦系數(shù)越大，摩擦應力也急劇的增加。當摩擦系數(shù)為零時，摩擦應力也為零，這是一種理想狀態(tài)，不可能達到，但可以采取潤滑的方法減小摩擦應力。根據(jù)資料鋼與鋼接觸表面的摩擦系數(shù)在0.3左右，從表4可以看出此時的摩擦應力已經(jīng)很大。但若在接觸面上涂薄薄一層T221油膏，摩擦系數(shù)會降低到0.02～0.05，摩擦應力也降低到不涂油膏時的3%，這是非?？捎^的。所以導管在裝配前應在球形接頭上涂薄薄一層油膏，密封效果可以明顯得到改善，而且，還避免了滑動接觸區(qū)在相對滑動中劃傷接觸面。

表3 位移參數(shù)比較

表4 摩擦應力比較

圖10 接觸體摩擦應力（摩擦系數(shù)：MU=0.1）

表5 滑動距離比較

圖11 接觸體滑動距離（摩擦系數(shù)：MU=0.1）

5.3 摩擦對接觸體接觸滑動距離的影響

從表5可以看出，隨著摩擦系數(shù)的增加，接觸滑動距離明顯減小，即滑動摩擦阻力阻礙了球形接頭向前的運動。導管的可靠安裝就是要將球形接頭在外套螺母的擰緊力矩作用下向前運動到某一最佳位置，以起到可靠密封的作用。前文轉角控制法根據(jù)邊界條件確定了外套螺母的轉動角度，即球形接頭的位置也已間接得到了限定。因此，在擰緊進給量固定的情況下，影響球形接頭位置的最重要因素就是摩擦系數(shù)。否則，如果沒有潤滑，摩擦系數(shù)會給導管的裝配擰緊造成一種錯誤的假象，發(fā)動機裝配可靠性降低。

6 結束語

本文通過工程實驗，用有限元方法詳細計算分析了不同規(guī)格管路連接件在不同擰緊程度下的應力、應變和位移分布狀況。進行嚴密的理論計算，得出了液體火箭發(fā)動機球面型管路連接件力矩控制法和轉角控制法兩種擰緊控制方法，通過力矩控制方程和轉角控制方程實現(xiàn)了對球面型管路連接件的量化精確控制，排除了人為因素對發(fā)動機導管裝配質量的影響。為了達到在工程中應用，還量化分析了導管裝配緊度以及摩擦與潤滑對導管裝配擰緊的影響。 ◇

［1］徐灝等.機械設計手冊.機械工業(yè)出版社［M］.

［2］朱寧昌等.液體火箭發(fā)動機設計.宇航出版社，1987年8月.

［3］曾攀.有限元分析及應用［M］.清華大學出版社.

［4］王瑁成，邵敏.有限元法基本原理和數(shù)值方法.清華大學出版社，1997.