旋转弯曲载荷作用下管接头螺纹连接松动现象试验研究

2022-03-29钟后顺贾铎赵爽张哲石大鹏王润良丁晓宇张旭

强度与环境 2022年1期

钟后顺贾铎赵爽张哲石大鹏王润良丁晓宇张旭

（1 北京理工大学机械与车辆学院，北京 100081；2中国航发沈阳发动机研究所，沈阳 110000；3中国航空综合技术研究所，北京 100028；4 河南航天精工制造有限公司，信阳 464000；5 河南省紧固连接技术重点实验室，信阳 464000）

0 引言

在航空航天飞行器、特种车辆、海洋船舶等复杂装备中，管路通常遍布其动力、制动、冷却、润滑等子系统，是这些复杂装备的必要组成部分[1-2]。工程中通常使用各种管接头实现复杂管路的连接，其中锥面管接头由于结构简单、使用方便、标准化体系完善等优点，在各种装备中被大量使用。工程经验表明，在一些高温、高压、振动等恶劣工况下，锥面管接头的密封性能容易出现衰退，导致管路系统出现介质泄漏，严重威胁着许多装备的可靠性。

为确保锥面管接头的的密封可靠性，学者们展开了许多研究工作，以期找到影响管接头密封性能的关键因素。针对双锥面管接头，部分学者使用有限元仿真方法研究了锥面角度、锥角差、锥面厚度等几何参数及密封面摩擦系数对管接头密封面宽及接触面上最大von Mises等效应力影响，并根据密封面宽和接触面上最大vvon Mises等效应力评价管接头的密封性能[3-8]；王润良[9]等从微观和宏观多尺度研究了管接头的密封性能，提出了临界预紧力来评价管接头的密封性能。针对球头锥面管接头，周鑫等[10-12]、韩冲和张勇[13]、梅加化等[14]、翟富刚等[15]利用有限元仿真和试验方法，研究了拧紧力矩、预紧力大小、管接头结构参数和界面加工质量等因素对界面接触面积、平均接触应力的影响，并据此评价管接头的密封性能。

虽然学者们针对管接头密封性能的影响因素开展了许多研究工作，然而现有研究几乎都是基于静态假设，很大程度上忽视了密封性能的时变性，无法充分解释实际服役过程中管接头密封性能随时间逐渐衰退的机理。锥面管接头通常采用螺纹结构实现装配，而螺纹连接在振动工况下可能发生松动[16]，因此此许多工程人员认为螺纹纹松动是导致管接头密封性能逐渐衰退的的一个因素，但一直没有可以证明该观点的试验数据。

本文将以工程中常用的74°锥面管接头为对象展开研究，通过试验验证螺纹松动可以导致密封性能的衰退，并验证了防松措施对于提升密封性能稳定性的重要作用。

如图1所示为74°锥面管接头的的结构示意图，该管接头由三部分组成：外锥接头、内锥接头和外套螺母。在实际使用过程中，需要把外套螺母拧紧到外锥接头上从而产生轴向紧固力，在轴向紧固力的作用下，外锥接头与内锥接头的锥面间相互挤压，形成密封区域，以此达到到密封效果。。

图1 74°锥面管接头结构示意 Fig.1 Schematic diagram of the 74-degre tapered pipe joint

本文试验所用管接头有两种：普通螺纹管接头（外锥接头和和外套螺母上的螺纹规格为M14×1）和使用防松螺纹的管接头。所用的防松螺纹是基于参考文献[17]在普通螺纹基础上改进而得，其公称直径及螺距与普通螺纹相同。图2为两种螺纹管接头的连接示意图。管接头各零件使用材料如下：外套螺母材料为TC4、外锥接头及内锥接头材料均为GH2132。

图2 管接头连接示意图 Fig.2 Connection diagrm of pipe joint

1 旋转弯曲疲劳试验方法

本文基于航空工业标准HB 642-90[18]规定的旋转弯曲疲劳试验方法开展试验，图3为旋转弯曲疲劳试验台示意图。该试验台的尾座可根据试件长度调整位置，并可提供液压源；旋转头座具有一套低摩擦自动定心轴承，并可调节施加在试件上的挠曲度。

图3 旋转弯曲疲劳试验台示意图 Fig.3 Schematic diagram of rotary bending fatigue test bench

试验时液压源将液压油供入管路中，并可保持恒定压力。调节挠曲度调节旋旋钮，可使试件在旋转头座端偏移中轴线，从而给试件施加挠曲度。图4为施加挠曲度后试件的示意图。

图4 施加挠曲度后示意图 Fig.4 Schematic dia gram after applying deflection

施加挠曲度后，由电机驱动旋转头座旋转，同时通过自动定心轴承带动试件在旋转头座端以预设的挠曲度绕y轴转动，从而给待测管接头施加往复载荷。该试验方法可以很好的模拟管接头在实际使用中所承受的往复载荷，因此被许多国家使用[19-20]，是考核管接头密封可靠性的重要基础试验方法。

图5为按照航标HB 642-900搭建的旋转弯曲疲劳试验台实物图，该试验台使用磷酸酯液压油作为液压介质。为使待测管接头能够安装到试验验台上需对待测管接头进行预处理，将其与一个导管及两个设备接头焊接在一起，焊接前的的各部分实物如图6所示，焊接完成后的的试件如图7所示。焊接使用的导管长20 cm，外径为8mm。设备接头1和设备接头2带有规格为3/8英寸的管螺纹（与试验台上的管螺纹相配合），设备接头1用于试件与试验台尾座连接，设备接头2用于试件与与试验台旋转头座连接。

图5 旋转弯曲疲劳试验台实物图 Fig.5 Physicall map of rotating bending fatigue test bench

图6 焊接前的的各部分实物 Fig.6 All parts before welding

图7 焊接后的试件 Fig.7 Specimen after welding

本文开展旋转弯曲疲劳试验有两个目的：获取管接头紧固力在试验过程中的变化曲线及观察管接头在试验过程中是否会因螺纹松动而发生泄漏。由于74°锥面管接头结构紧凑，无法通过埋设压力传感器对管接头紧固力进行直接测量，故本文通过在外套螺母外表面粘贴应变片，并标定应变与紧固力的关系（详见第2节），从而实现对管接头紧固力的测量。为了确保测量数据的准确性，本文在一个外套螺母上粘贴了两个独立的应变片，使用应变仪采集两个应变片的数据，并对两个应变片的数据一致性进行分析。图8为应变片粘贴贴完成后的试件。

但是如果噪声参数qk,Qk,rk,Rk中的部分或全部未知,就必须或者有可能通过一定的手段,在Kalman滤波的过程中同时对它们进行实时估计。当所有的噪声参数都未知时,估计方法介绍如下。

图8 粘贴应变片的试件 Fig.8 Specimen attached with strain gauges

试验时设置电机转速为100 r/min，每转10分钟停止旋转并取消试件的的挠曲度，读取应变仪应变数据，然后重新给试件施加相同的挠曲度，继续以100 r/min的转速旋转100分钟，如此重复进行试验，每个试件共旋转80 min。图9为旋转弯曲疲劳试验流程图。

图9 旋转弯曲疲劳试验流程 Fig.9 Rotational bending fatigue test procedure

需要说明的是，根据HB 642-90规定，针对本文所用规格的样件，施加的挠曲度应为1.4 mm，电机转速应为为1500 r/min~3600 r/min。然而为更快速地观察到试验过程中管接头紧固力的变化，本文将偏移量增大到了10 mm；同时为了避免转速太快导致管接头处温度升高过大，而对应变片应变数值产生影响，本文将转速减小到了100 r/min。

2 管接头紧固力的测量方法

管接头的紧固力是外套螺母上的内螺纹与外锥接头上的外螺纹相互拧紧产生的，其大小等于外套螺母所受的轴向拉力。在旋转弯曲疲劳试验中可以直接得到外套螺母上应变的变化曲线，为了得到管接头紧固力变化曲线，需要对外套螺母的应变与紧固力（即外套螺母所受的轴向拉力）关系进行标定。图10为应变与紧固力关系标定试验原理。该试验在万能试验机上进行，通过加载工装1和加载工装2对外套螺母施加拉力，模拟在管接头拧紧状态下外套螺母的受力状态。基于万能试验机获取的拉力数据以及应变仪采集的两个应变片的数据，获取应变与拉力关系曲线，以此表征应变与紧固力的关系。

图10 应变与紧固力关系标定试验原理示意图 Fig.10 Schematic diagram of the calibration test principle for the relationship between strain and tightening force

3 试验一：特定拧紧力矩条件下管接头螺纹松动情况测试

本部分试验目的是验证在往复载荷作用下普通螺纹管接头发生螺纹松动的的可能性，并验证防松螺纹对于提升管接头防松性能的显著作用。本部分试验分两组，每组3个样件，普通螺纹组样件编号为1-1、1-2、1-3，防松螺纹组样件编号为1-4、1-5、1-6。在实际使用中，该型号管接头推荐的拧紧力矩为20 Nm。因此本部分试验采用20 Nm拧紧力矩安装试件。为简化流程试件内暂不施加液压。

图1为本部分试验中6个试件的应变-紧固力关系曲线。两组分别得到6条应变-紧固力关系曲线（每组3个试件，1个试件粘贴2个应变片）。

从图11可以看出，每组3个样件的应变-紧固力关系曲线的重合度较高。应变与紧固力的关系可用式（1）描述

图11 外套螺母应变-紧固力曲线 Fig.11 Pipe joint strain-tightening force curve

式中F为管接头紧固力（单位是kN）、ε为管接头外套螺母的应变、A为关系系数（单位是kN）。

表1 试验所得A值 Table 1 A obtained from the test

式中F1、F2分别为普通螺纹管接头紧固力和防松螺纹管接头紧固力（单位是 kN）；ε1、ε2分别为普通螺纹管接头外套螺母的应变和防松螺纹管接头外套螺母的应变。根据式（2）、（3）及外套螺母在拧紧后的初始应变值，可计算得到6个管接头样件的预紧力（即初始紧固力，即拧紧后产生的紧固力初始值）如表2所示。

以表2每个样件两个应变片所得预紧力均值作为样件的预紧力，采用旋转弯曲疲劳试验方法得到了图12所示管接头紧固力随试验时长的变化曲线和图13所示管接头紧固力剩余百分比（即剩余紧固力占预紧力的百分比）随试验时长的变化曲线。从图12、13可以看出，普通螺纹管接头紧固力在试验过程中会随着试验时长的增加呈现下降趋势，而使用防松螺纹的管接头紧固力在试验过程中并未呈下降趋势。需要说明的是，图12与图13中的数据存在一定的波动性，这估计是温度变化等因素对应变测量产生影响导致的。

图13 试验一的紧固力剩余百分比变化曲线 Fig.13 Change curve of remaining percentage of tightening force of test one

表2 试验一管接头预紧力 Table 2 Pre-tightening force of pipe joint of Test one

对每个样件的预紧力进行分析发现，3个普通螺纹管接头样件预紧力均值为6.105 kN，标准差为0.356 kN；3个防松螺纹管接头样件预紧力均值为5.585kN，标准差为0.503kN。可以看出，防松螺纹管接头的预紧力均值明显小于普通螺纹管接头预紧力均值，其中样件1-5的预紧力最小，为4.873 kN。因此，防松螺纹管接头样件在预紧力小于普通螺纹管接头样件的情况下，却产生了更优异的防松效果，这进一步说明了防松螺纹的重要作用。

综上所述，在往复载荷作用下管接头的螺纹连接有出现松动的可能，而使用防松螺纹可显著提升管接头的防松性能。需要说明的是，试验一中样件的预紧力离散度较大，这是由于扭矩扳手的误差以及扭拉关系的不确定性等因素导致的[21-22]，为排除预紧力离散度对管接头密封性能的影响，进一步开展了特定预紧力条件下的管接头密封性能测试。

4 试验二：特定预紧力条件下密封性能测试

本部分试验也分两组，每组3个样件，普通螺纹组样件编号为2-1、2-2、2-3，防松螺纹组样件编号为2-4、2-5、2-6。本部分试验使用相同的目标预紧力（5.6 kN）安装待测管接头，以尽量避免预紧力离散度对密封性能的影响。对预紧力的控制是通过在拧紧过程中监测外套螺母的应变来实现的。之所以把目标预紧力定为5.6 kN是因为该数值大致处于图12中所有样件预紧力的平均水平，这样可以使试验二与试验一中管接头的力学状态大致相同。在实际工程使用中，该型号管接头工作内压为28 MPa，为观察在试验过程中管接头是否泄漏，在本部分试验中施加了28 MPa的液压。

图12 试验一的紧固力变化曲线 Fig.12 Change curve of tightening force of test one

表3为本部分试验管接头拧紧后的预紧力。对每个样件的预紧力进行分析发现,本部分试验管接头样件预紧力均值为5.588 kN，标准差为0.091 kN。样件预紧力的离散度较小。

表3 试验二管接头预紧力 Table 3 Pre-tightening force of pipe joint of test two

图14和图15为本部分试验得到的紧固力和紧固力剩余百分比随试验时长的变化曲线。与试验一结果相同，本部分试验中普通螺纹管接头的紧固力在试验过程中呈现下降趋势，而防松螺纹管接头的紧固力在试验过程中未呈现下降趋势。

图14 试验二的紧固力变化曲线 Fig.14 Change curve of tightening force of test two

图15 试验二的紧固力剩余百分比变化曲线Fig.15 Change curve of remaining percentage of tightening force of test two

另外，图16为本部分试验中普通螺纹组样件在试验刚开始和进行80分钟试验后的泄漏状态对比，图17为防松螺纹组样件在进行80分钟试验后的泄漏状态。

图16 普通螺纹组样件在试验刚开始及80 分钟后的泄漏状态对比 Fig.16 Comparison of the leakage state of ordinary threaded components at the beginning and after 80 minutes of the test