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)星推進系統(tǒng)的發(fā)動機管路連接常采用球頭-錐面螺接密封結構形式（以下簡稱螺接頭），其密封性能直接關系到衛(wèi)星發(fā)射的成敗及飛行壽命，因此在發(fā)動機螺接頭裝配后，必須進行密封性能檢測。 針對發(fā)動機螺接頭，采取向發(fā)動機管路系統(tǒng)充壓的方法進行檢漏。充壓后進行多次復測發(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，為實際工程應用提供依據(jù)。截至目前，國內外尚未有螺接頭漏率變化規(guī)律試驗研究的相關報道。 本試驗的出發(fā)點是以螺接頭初始漏率接近合格范圍為標準，目的是摸索變化規(guī)律，避免因誤判而帶來的返工或等待時間，提高檢漏工作效率和準確性。

1 球頭-錐面密封結構的泄漏機理

球頭-錐面密封結構是國內衛(wèi)星推進系統(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環(huán)狀密封面。

圖1 球頭-錐面連接密封結構示意圖Fig.1 The orbicular sealing joint

球頭與錐面擰緊過程中，需要克服3個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以及內外螺紋間的摩擦力矩M3：

因此，擰緊力矩為

式中：Ff為軸向預緊力；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。在預緊力的作用下，球頭表面和錐表面形成接觸面[1-2]。球頭材料TC4 屈服強度較大，而錐面材料1Cr18Ni9Ti 屈服強度較小，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 個接觸面正向的相互擠壓和切向的相互錯動，“峰”被逐漸削平，“谷”被逐漸填滿。圖2為假設理想狀態(tài)下球頭及錐面壓緊前后的截面結構。

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

受加工和裝配質量等多種因素的綜合影響，實際球頭、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，這些縫隙會成為泄漏的“通道”。球頭-錐面壓緊前后的結構如圖3所示。

圖3 球頭-錐面材料壓緊前后結構示意圖Fig.3 The structure of sphere-cone joint before and after compacting

2 試驗原理及方法

2.1 試驗原理

選擇剛裝配好的發(fā)動機螺接頭進行漏率檢測試驗，以研究泄漏隨時間的變化規(guī)律。本試驗中，漏率穩(wěn)定的判據(jù)是：連續(xù)6 h 以上保持不變。

發(fā)動機螺接頭漏率檢測試驗原理如圖4所示，由試驗平臺、充排氣控制臺、檢漏設備、計算機和計算機實時顯示器組成。

圖4 螺接頭漏率變化規(guī)律試驗原理圖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平臺；然后由充排氣控制臺對試驗平臺中的發(fā)動機管路充壓；最后利用檢漏設備對漏率（Qx）進行檢測，并實時顯示。在一段時間內通過對試驗件的連續(xù)檢測，可獲得一系列的數(shù)據(jù)；通過對多組試驗件的檢測可得到多組樣本漏率-時間變化關系曲線圖。

2.2 試驗方法

螺接頭漏率檢測采用氦質譜吸槍法[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。氦質譜檢漏儀通過軟管與吸槍相連，以收集由螺接頭“通道”泄漏的氦氣。

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

吸槍探測得到螺接頭的漏率測試值Qx，通過正壓漏孔標定設備得到螺接頭的漏率真實值Q：

其中：Q0為校準漏孔的標稱漏率；Q′為校準漏孔的檢測漏率。

3 試驗裝置

漏率檢測的試驗平臺由衛(wèi)星結構件、發(fā)動機管路、發(fā)動機模擬件及發(fā)動機支架等組成，發(fā)動機管路的末端焊接球頭，發(fā)動機模擬件由法蘭及電磁閥體組成如圖6、圖7所示。

圖6 漏率試驗平臺Fig.6 Leakage test platform

圖7 發(fā)動機模擬件與管路連接圖Fig.7 Globe-cone joint

試驗開始前，將發(fā)動機模擬件固定在發(fā)動機支架上，然后將發(fā)動機末端的球頭與模擬件上的電磁閥體內錐面以螺接方式連接，實物如圖7所示。每完成一輪試驗，拆下電磁閥體和法蘭連接的螺釘更換新電磁閥體，切割球頭管路并進行新球頭管路的焊接，開展多輪重復性試驗。

本試驗研究有6 組試驗件，每組試驗件均進行6 次裝配，摸索在給定壓力條件下，螺接頭漏率隨時間的變化規(guī)律，這6 組試驗件均包含2 個支路，分別標記為A 支路（圖7中的垂直管路）和B 支路（圖7中的傾斜管路）。試驗可得到共計72 個數(shù)據(jù)樣本。該6 組試驗件與實際衛(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。通過以上6 種裝配過程，驗證球頭-錐面反復裝配及加墊后多次裝配對漏率的影響。在裝配之前均需進行管路泄壓，將上一次裝配的球頭完全擰松，再完成新一輪的對中擰緊操作。每完成1 組試驗件的6 次裝配及檢漏過程，即可進行下一組試驗件的裝配及檢漏試驗。具體流程如圖8所示。

圖8 發(fā)動機螺接頭漏率試驗流程Fig.8 Flow chart of sphere-cone joint leak testing for engines

4 試驗過程及結果分析

4.1 確定漏率敏感區(qū)

假設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始檢測，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（達到氦質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)動機螺接頭的漏率指標要求優(yōu)于1×10-6Pa·m3/s。本研究中，為保證模擬發(fā)動機管路系統(tǒng)加壓后，球頭有持續(xù)的泄漏，漏率100%可檢測：首先需進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，經過約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。為滿足工程應用的需要，最終確定的力矩值除了應確保螺接頭有持續(xù)的漏率外，初始漏率值還應盡可能小于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 的基礎上增加5 N·m，即觀察其漏率隨時間的變化。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。并且經過約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，以上述基準力矩（A 支路20 N·m；B 支路25 N·m）為參考，結合實際情況上下微調擰緊力矩，進行螺接頭的裝配。

4.2 兩個支路的螺接頭漏率變化試驗結果

6 組試驗件（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 個漏率-時間樣本，幾種典型的漏率變化曲線如圖10所示。

圖10 典型漏率-時間變化關系曲線Fig.10 Representative curves of leakage rate vs.time

通過72 個樣本結果，可得出漏率變化趨勢統(tǒng)計結果，如圖11所示。

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

對漏率變化的統(tǒng)計分析可知，加墊前后3 次裝配過程對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間的變化，有以下4 種趨勢：

1）漏率隨時間的增加單調減小，最終趨于穩(wěn)定，該情況占54%；

2）漏率隨時間的增加單調增大，最終趨于穩(wěn)定，該情況占25%；

3）漏率隨時間的增加始終穩(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

螺接頭的漏率隨時間的增加而表現(xiàn)出比較復雜的變化關系。針對同一組螺接頭，漏率變化規(guī)律也不盡相同，這是因為螺接頭的密封面的質量有差異[9-12]。影響密封面質量的因素按照影響性質可以分為零部件加工因素和裝配操作因素，進行故障樹分析如圖12所示。

圖12 密封性主要影響因素的故障樹分析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驗、操作方法等，體現(xiàn)在對球頭與電磁閥體的對中性調整、球頭面與閥體內錐面的相對轉動控制、擰緊力矩及擰緊對中的應力控制等。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 結束語

本文對發(fā)動機螺接頭的漏率隨時間變化規(guī)律進行了試驗研究，結果表明，其漏率隨時間的增加，大體呈現(xiàn)出4 種變化趨勢。零部件加工因素及裝配操作因素會導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。

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