馬軍強 李志剛 宋振龍 蔣 宇

(北京航天試驗技術研究所，北京100074)

1 引言

在液體火箭發(fā)動機地面試驗安裝工藝中，球頭-錐面螺紋連接形式的裝配數(shù)量最多，如圖1所示。球頭-錐面螺紋連接件的密封性對整個試驗的成功與否起著至關重要的作用。

圖1 球頭-錐面螺紋連接件剖面圖Fig.1 Cross-sectional view of ball-cone threaded

在安裝工藝中，操作員施加的擰緊力矩轉化為夾緊球面和錐面的貼合力，該貼合力促使球頭面和錐面相互壓緊，形成密封面[1]。傳統(tǒng)的液體火箭發(fā)動機試驗臺螺紋安裝工藝對擰緊程度沒有量化控制要求[2]，擰緊度的保證靠經(jīng)驗擰緊和氣密檢查，具體流程為：

(1)操作員憑經(jīng)驗擰緊所有的螺紋連接件；

(2)對可密封管路靜態(tài)增壓0.5MPa的氦氣，借助氦質譜檢漏儀或肥皂泡對連接部位進行氣密檢查。

上述擰緊度保證方式存在“未擰緊”或“過擰緊”的可能。如果螺紋連接處“未擰緊”，在發(fā)動機惡劣的試驗工況下可能會導致個別部位連接失效，如螺紋松弛或者密封腔泄漏。如果螺紋連接處“過擰緊”，可能會對發(fā)動機或者試驗臺螺紋對接口造成壓痕[3]，影響發(fā)動機產(chǎn)品質量或者螺紋連接件壽命。

鑒于上述裝配可靠性提升的需求，本文通過統(tǒng)計學理論和試驗驗證方法探索了試驗臺上裝配數(shù)量最多的三種規(guī)格的球頭錐面螺紋連接件(M12×1.25、M14×1.5和 M16×1.5，材質 1Cr18Ni9Ti)力矩量化控制的數(shù)值范圍和方法，確定了適用于液體火箭發(fā)動機試驗臺的螺紋擰緊力矩量化控制工藝方法，該方法對提高液體火箭發(fā)動機試驗的可靠性具有重要作用，也可推廣應用于其他工程領域螺紋擰緊力矩量化控制中。

2 力矩量化范圍的確定與分析

2.1 力矩值統(tǒng)計

2.1.1 在非發(fā)動機試驗環(huán)境下，對同一規(guī)格，同一材質的球頭-錐面螺紋連接件進行多人次、重復性的力矩測量，記錄力矩值。采用這種方法的原因一是克服不同人員操作帶來的力矩測量值統(tǒng)計偏差；二是在非發(fā)動機試驗環(huán)境下，可克服試驗工藝裝配時的空間局限，保證力矩測量值的客觀準確性。

2.1.2 在實際發(fā)動機試驗環(huán)境下，對同一規(guī)格、同一材質的球頭-錐面螺紋連接件進行單人、多次、非重復性的力矩測量。采用這種方法，一是因為實際的發(fā)動機試驗具有一定風險性，工藝規(guī)程要求定編定崗，在試驗系統(tǒng)上進行的力矩量化操作不具有多人次、重復性測量的條件；二是在試驗系統(tǒng)上施加的力矩值經(jīng)過了試驗的考核，力矩值的準確性會更客觀。

2.2 基于1σ準則的力矩值分析

無論是在哪種統(tǒng)計環(huán)境下，操作者所獲得的力矩樣本都會受到各種物理因素的影響，致使樣本數(shù)據(jù)中混有離群值。如果離群值參與統(tǒng)計分析計算，會影響施加的力矩值的客觀可靠度。因此，采取某種方法剔除離群值會大大減小人為測量誤差，使統(tǒng)計結果更符合客觀事實。1σ準則是進行數(shù)據(jù)統(tǒng)計分析的有效方法。

設對被測量X作n次獨立測量，得到的測量樣本為x1，x2，……，xn，則其平均值為

測量樣本的殘差vk和實驗標準差s(xk)則可表示為

在正態(tài)分布下，隨機誤差的絕對值超過1倍實驗標準差的概率很小，可以認為是極小概率事件，故當時可認為該測量子樣屬于離群值應予剔除。按1σ準則對某型液體火箭發(fā)動機試驗裝配中M12×1.25、M14×1.5和 M16×1.5，材質為 1Cr18Ni9Ti的球頭-錐面螺紋連接件進行力矩值統(tǒng)計與分析，得出兩種環(huán)境下的力矩值變化如圖2所示。

由圖2可知，按1σ準則剔除力矩測量子樣中的離群值后，在非試驗和試驗環(huán)境下，操作者施加的力矩值分布比較均勻，分析結果如表1所示。

2.3 擰緊力矩強度理論計算

為驗證統(tǒng)計力矩區(qū)間的準確性，對球頭-錐面螺紋連接件進行擰緊力矩理論計算，確定造成連接件不可逆損傷的擰緊力矩上限值[4，5]。以 M12 ×1.25，材質為1Cr18Ni9Ti的螺紋連接件為例，計算過程如下：

表1 力矩樣本分析Tab.1 Analysis of torque samples (N·m)

圖2 試驗/非試驗環(huán)境力矩值變化曲線ig.2 Torque value curve of test and non-test environment

2.3.1 最大軸向載荷力求解

式中：——螺紋切向力；Fw——最大軸向載荷力；kz——載荷不均勻系數(shù)；d1——外螺紋小徑；b——螺紋牙根部寬度，普通螺紋的螺紋牙根部寬度為0.87P(螺距)；z——螺紋牙的個數(shù) (取z=8)；[ ]——螺紋許用切向力。

式中：σw——材料的屈服強度；h——螺牙高度，h=0.5413P；[σ]w——材料的屈服極限。當d/P＜9時，kz=5P/d，當d/P＞9時，kz=0.56。

針對M12×1.25的細牙螺紋d1=10.647mm，P=1.25mm；則h=0.5413P=0.677；

d/P=12/1.25=9.6＞9，故取kz=0.56。

b=0.87P=1.0875mm

取σs=340MPa(σs為最大屈服極限，屈服點按4.8 級計算)，nτ=1.25，則

取n=1.5，則

將上述計算結果代入式(5)可得Fw滿足

將上述計算結果代入式(6)可得Fw滿足

聯(lián)立式(11)、(12)得，對于規(guī)格為M12×1.25、材質為1Cr18Ni9Ti，強度為4.8級的球頭-錐面型螺紋連接件，最大軸向載荷力為19771N。

2.3.2 極限擰緊力矩求解

式中：T——擰緊力矩，N·m；K——擰緊力矩系數(shù)(一般加工表面K=0.2)；Fo——螺紋受到的軸向力；d——螺紋公稱直徑(d=12mm)。取Fo=Fw，則極限擰緊力矩為

同理，M14×1.5，4.8級的球頭-錐面螺紋連接件的極限擰緊力矩為77.3N·m；M16×1.5，4.8級的螺紋連接件的極限擰緊力矩為102.3N·m。結合表1可知，實際統(tǒng)計分析的力矩值均未超過對應規(guī)格的極限力矩，故操作者通常施加的擰緊力矩不會對連接件造成不可逆損傷，表1中所分析的力矩值可作為工藝裝配的參考實施力矩。

3 力矩量化控制方法和流程

根據(jù)某型液體火箭發(fā)動機試驗臺現(xiàn)場情況，某些裝配點的空間位置適合力矩扳手直接量化，而某些裝配點的安裝空間非常狹小，為直接實施力矩量化帶來了困難[6]，如圖3所示。根據(jù)試驗臺裝配點的空間位置屬性確定了三種力矩量化的方法，如表2所示。

圖3 試驗現(xiàn)場空間特點Fig.3 Test-site space

表2 裝配點屬性Tab.2 Attributes of assembly points

3.1 直接法

(1)將裝配點球頭垂直對正錐面接管嘴；

(2)使用數(shù)顯力矩扳手施加預緊力矩，預緊力矩值5N·m；

(3)參照表1區(qū)間中值設置數(shù)顯力矩扳手力矩報警值；

(4)使用力矩扳手直接施加力矩，直至出現(xiàn)報警，停止操作。

3.2 間接法

(1)結合裝配點空間位置，設計、制作和選用特定異型力矩扳手轉接件。

(2)轉換擰緊力矩值

根據(jù)施加的力矩值和轉接件的有效長度，換算數(shù)顯力矩扳手表牌顯示值，換算方式為

式中：T'——數(shù)顯力矩扳手顯示值，N·m；μ——換算系數(shù)，無量綱；l——轉接件有效長度，mm；L——數(shù)顯力矩扳手有效長度，mm。

(3)將裝配點球頭垂直對正錐面接管嘴；

(4)根據(jù)裝配點的螺紋規(guī)格、預緊力矩值(5 N·m)和轉接系數(shù)，設置數(shù)顯力矩扳手預緊力矩報警值，并施加預緊力矩；

(5)設置力矩扳手的力矩報警值；

(6)使用力矩扳手+轉接件施加力矩，直至出現(xiàn)報警，停止操作。

3.3 轉角法

3.3.1 擰緊力矩與螺母轉角關系的理論分析

在螺母最佳裝配狀態(tài)下，對螺母施加擰緊力矩，軸向載荷力與螺母的轉角關系[7]為

式中：θ——螺母轉動角度，(°)；F——軸向載荷力，(N)；P——螺距，(mm)；CL——螺紋的剛度，(N/mm)。

實際擰緊一個螺母時，對同一個球頭-錐面螺紋螺母連接件來講，螺距和螺母剛度都為常量。當螺母與被連接件緊貼時，軸向載荷力與轉角約呈線性關系[5]，如圖4中BC段所示。由式(13)可知，螺紋連接件擰緊力矩與軸向載荷力呈線性關系，因此擰緊力矩與螺母轉角也應呈線性關系。

圖4 軸向載荷力與螺母轉角的關系Fig.4 Relationship of axial-force and corner

3.3.2 擰緊力矩與螺母轉角關系試驗

在非發(fā)動機試驗環(huán)境下，對M12×1.25、M14×1.5和M16×1.5三種規(guī)格的球頭-錐面螺紋螺母連接件分別進行擰緊力矩與螺母轉角關系的試驗。每種規(guī)格選取4件進行測試，共進行4次試驗，取統(tǒng)計平均值得到擰緊力矩與螺母轉角的對應關系如圖5所示。

圖5 擰緊力矩與螺母轉角關系Fig.5 Relationship of torque and corner

由圖5可知，在考慮各種物理因素的影響下，擰緊力矩和螺母轉角近似呈線性關系。結合表1得M12×1.25的螺母在轉角24°時，擰緊力矩約為25.3N·m；M14 ×1.5的螺母在轉角22°時，擰緊力矩約為32.7N·m；M16 ×1.5的螺母在轉角21°時，擰緊力矩約為37.2N·m，均在各規(guī)格球頭-錐面螺紋連接件擰緊力矩區(qū)間交集之內，并且靠近區(qū)間中值。由此可以認為，對于三種規(guī)格的C類測點，采用對應角度的轉角法可實現(xiàn)力矩量化的精確控制。

3.3.3 轉角法力矩量化控制操作方法

(1)將裝配點的球頭垂直對正發(fā)動機錐面接管嘴；

(2)將螺帽手動擰到止動點，使用記號筆在螺帽上沿軸向作一記號，作為角度測量的起始點；

(3)對每種規(guī)格的球頭-錐面連接件使用角度儀測量出起始記號線沿順時針方向的相應角度，并用記號筆在接管嘴和螺帽上標注停止線。

(4)使用銅質扳手固定發(fā)動機接管嘴，使用另一銅質扳手沿擰緊方向轉動螺帽至接管嘴標注停止線，停止擰緊，取下工具。

4 實施效果

將本文提出的力矩量化控制方法和各規(guī)格參考中值力矩在多次某型氫氧發(fā)動機試驗測點裝配中進行了應用和試驗考核。應用結果表明：所有球頭-錐面螺紋連接處漏率均滿足試驗要求。部分測點氣密性檢查數(shù)據(jù)及試驗后狀態(tài)檢查情況如表3所示，驗證了該方法的有效性。

表3 ××530D-1/××-2D次試車部分測點氣密性及狀態(tài)檢查結果Tab.3 Air-tightness and status results for partial points in ××530D-1/××-2D test

5 結束語

通過對液體火箭發(fā)動機試驗臺球頭-錐面螺紋連接件的裝配過程進行力矩量化控制研究，確定了液體火箭發(fā)動機試驗臺螺紋擰緊力矩值區(qū)間；通過擰緊力矩強度理論計算，驗證了力矩值區(qū)間的合理性；結合試驗臺螺紋空間位置的具體特點，總結出了試驗系統(tǒng)不同部位裝配點的力矩量化控制方法和工藝流程。本文所述的力矩量化值和工藝方法在某型氫氧發(fā)動機試驗中的得到了實際應用，改進了以往螺紋裝配靠操作者經(jīng)驗保證的不足，提高了工藝裝配的可靠性和有效性，實現(xiàn)了試驗系統(tǒng)上螺紋裝配的全面量化操作。