田 陽(yáng)，李海連，羅春陽(yáng)，賈誠(chéng)心

(北華大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，吉林 吉林 132021)

世界上絕大多數(shù)國(guó)家的油氣長(zhǎng)距離輸送是通過(guò)管道運(yùn)輸實(shí)現(xiàn)的，隨著鋪設(shè)長(zhǎng)度、工作年限的不斷增加，管道出現(xiàn)腐蝕、破損、斷裂等問(wèn)題的概率會(huì)逐年上升[1].因此，實(shí)現(xiàn)高效率、高可靠性管道封堵，對(duì)于油氣管線搶修作業(yè)十分重要.目前，油氣長(zhǎng)輸管線搶修主要有4種方法：開(kāi)孔封堵法、夾具封堵法、封隔器封堵法以及智能封堵法[2-3].前3種方法需要在管線搶修處安裝相應(yīng)的輔助機(jī)構(gòu)，存在施工工藝復(fù)雜、周期長(zhǎng)、安全性低等問(wèn)題；智能封堵法是利用介質(zhì)壓差原理，將具有封堵、通信、錨定功能的機(jī)器人輸送到管線待封堵處，實(shí)現(xiàn)管道遠(yuǎn)程封堵作業(yè).智能封堵法突破了開(kāi)孔設(shè)備進(jìn)入管道內(nèi)部進(jìn)行封堵作業(yè)的局限，具有適應(yīng)范圍廣、安全性高、維修周期短等優(yōu)點(diǎn).國(guó)外對(duì)此項(xiàng)技術(shù)的研究起步較早，相關(guān)技術(shù)成果也比較完備.比如，美國(guó)TDW公司Smart PlugTM智能封堵器的封堵壓強(qiáng)可達(dá)20 MPa，并已完成百余次封堵作業(yè)；Starts Group公司研制的Remote Tecno PlugTM封堵器的極限封堵壓強(qiáng)同樣達(dá)到了20 MPa，封堵管徑在305～1 067 mm，最遠(yuǎn)水下作業(yè)通信距離可達(dá)3 000 m[4-7].國(guó)內(nèi)針對(duì)密封、錨定等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)同樣開(kāi)展了大量研究.比如，尚憲朝等[8]設(shè)計(jì)了一種液壓驅(qū)動(dòng)卡瓦式錨定機(jī)構(gòu)，重點(diǎn)對(duì)錨定齒形進(jìn)行分析與設(shè)計(jì)，建立了錨定塊單個(gè)齒形與管道內(nèi)壁的接觸模型；張松松等[9]將RSI Robot機(jī)構(gòu)原理應(yīng)用到鎖緊機(jī)構(gòu)中，為錨定單元設(shè)計(jì)提供了新方案；劉銅[10]采用液壓驅(qū)動(dòng)駐錨將密封橡膠與管道內(nèi)壁的接觸微元化，得出密封面接觸應(yīng)力和摩擦應(yīng)力分布規(guī)律.但目前這些研究仍處于探索階段，還未見(jiàn)相關(guān)技術(shù)應(yīng)用于實(shí)際維修作業(yè)的報(bào)道.本文設(shè)計(jì)了一種電機(jī)驅(qū)動(dòng)斜塊式錨定裝置，分析定齒的受力模型，利用有限元軟件仿真分析錨定齒與管道內(nèi)壁之間接觸力關(guān)系，以及錨定齒齒尖圓角對(duì)錨定深度的影響，以提高管道封堵機(jī)器人的錨定可靠性.

1 封堵機(jī)器人機(jī)械系統(tǒng)設(shè)計(jì)

適用于小管徑電驅(qū)動(dòng)的智能封堵機(jī)器人主要由封堵調(diào)速單元、錨定單元兩部分構(gòu)成，結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1.封堵調(diào)速單元可利用介質(zhì)壓差實(shí)現(xiàn)機(jī)器人在管線內(nèi)的長(zhǎng)距離運(yùn)行，并可通過(guò)調(diào)節(jié)裝置改變通流面積，從而控制機(jī)器人在管道內(nèi)的移動(dòng)速度；當(dāng)機(jī)器人移動(dòng)至指定位置時(shí)，通過(guò)錨定單元將機(jī)器人鎖定在管道內(nèi)，為封堵操作提供穩(wěn)定的作業(yè)環(huán)境.機(jī)器人在管道內(nèi)的卡緊能力影響封堵可靠性及施工安全性.管道封堵作業(yè)中經(jīng)常出現(xiàn)因駐錨力不足導(dǎo)致的封堵橡膠在管道內(nèi)滑動(dòng)的問(wèn)題，輕則損壞封堵橡膠，重則產(chǎn)生液壓泄露，給封堵作業(yè)帶來(lái)危害.因此，提高駐錨鎖定裝置的卡緊能力成為提高封堵作業(yè)可靠性的關(guān)鍵技術(shù)之一.

圖1 封堵機(jī)器人機(jī)械系統(tǒng)總體方案Fig.1 Overall plan of mechanical system of blocking robot

2 錨定單元結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及錨定齒分析

考慮到承載能力及穩(wěn)定性，設(shè)計(jì)了一種斜塊式錨定裝置，見(jiàn)圖2.利用內(nèi)筒及組件構(gòu)成一個(gè)密閉腔體，內(nèi)部設(shè)置驅(qū)動(dòng)電機(jī)、齒輪組、絲杠副及電池組等.通過(guò)電機(jī)驅(qū)動(dòng)和齒輪組、絲杠副傳動(dòng)后，推動(dòng)外筒組件產(chǎn)生軸向移動(dòng)，從而推動(dòng)錨定塊沿內(nèi)筒外側(cè)錐體滑動(dòng)，完成管道封堵機(jī)器人的錨定或解鎖動(dòng)作.電機(jī)驅(qū)動(dòng)替代傳統(tǒng)液壓驅(qū)動(dòng)可以避免液壓油泄露造成管道介質(zhì)與環(huán)境污染，并且與控制系統(tǒng)配合使駐錨動(dòng)作更加靈活準(zhǔn)確.

錨定塊是錨定單元的關(guān)鍵部分，錨定齒與管道內(nèi)壁接觸產(chǎn)生的力承擔(dān)主要流體軸向推力，因此應(yīng)從兩個(gè)方面分析錨定效果：一是錨定齒在為抵抗流體軸向推力提供足夠的錨定力后，管道內(nèi)壁是否被壓潰，進(jìn)而對(duì)管道內(nèi)壁造成一定破壞；二是錨定齒是否會(huì)發(fā)生剪切破壞，造成錨定失效.為此，針對(duì)錨定齒前后角、錨定深度、有效接觸弧長(zhǎng)、推力角與錨定驅(qū)動(dòng)力的關(guān)系開(kāi)展分析.圖3為錨定齒在錨定過(guò)程中的受力圖.

作用力平衡方程：

(1)

式中：Fx為x方向合力，N；Fy為y方向合力，N；W為軸向驅(qū)動(dòng)力沿垂直于推力角方向的分力，N；Z1為管道內(nèi)壁對(duì)牙形齒前齒面的總壓力，N；Z2為管道內(nèi)壁對(duì)牙形齒后齒面的總壓力，N；F1為管道內(nèi)壁對(duì)牙形齒前齒面的總摩擦力，N；F2為管道內(nèi)壁對(duì)牙形齒后齒面的總摩擦力，N；θ為推力角，°；θ1為錨定牙形齒前角，°；θ2為錨定牙形齒后角，°；μ為管道內(nèi)壁與錨定牙形齒的摩擦因數(shù).

式(1)化簡(jiǎn)可得到錨定齒前、后角所受總壓力關(guān)系式.鋼與鋼之間的摩擦因數(shù)大都在0.03～0.25，在此，摩擦因數(shù)取0.15.推力角θ越小越有利于在較小的驅(qū)動(dòng)力下使錨定齒達(dá)到所需刺入深度.推力角取8°，可得：

式中：σ1為牙形齒前齒面正應(yīng)力，Pa；σ2為牙形齒后齒面正應(yīng)力，Pa；l為錨定牙形齒與管道內(nèi)壁的有效接觸弧長(zhǎng)比；n為錨定牙形齒數(shù)量；k1、k2為前、后齒面壓力系數(shù)；D為管道內(nèi)徑，mm；h為錨定齒刺入管道內(nèi)壁深度，mm.

由于推力角的緣故，在錨定齒前、后角角度一致時(shí)，管道內(nèi)壁與錨定齒后齒面的接觸區(qū)域先達(dá)到管道材料的屈服極限，從而使管道發(fā)生塑性變形.管道內(nèi)壁對(duì)錨定齒后齒面的正應(yīng)力是材料的屈服極限值σ2=kσs(σs為管道材料的屈服極限，k為安全系數(shù))，最終得到錨定深度與驅(qū)動(dòng)力的關(guān)系：

式中：ξ為錨定齒前、后角所受總壓力的比例系數(shù).

當(dāng)管道中流體封堵壓強(qiáng)為p時(shí)，錨定齒承受流體產(chǎn)生的軸向推力.管道不會(huì)進(jìn)一步發(fā)生塑性變形及錨定齒不發(fā)生剪切破壞的校核公式：

(2)

(3)

初步設(shè)定的錨定塊參數(shù)見(jiàn)表1.取k2=0.8，利用式(2)、(3)分別得到錨定齒承受流體軸向力時(shí)所受正應(yīng)力與切應(yīng)力分別為55.16 MPa和27.621 MPa.錨定塊材料選擇Cr12MoV，其屈服強(qiáng)度為450 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于所承受的正應(yīng)力與切應(yīng)力，且安全系數(shù)最低可達(dá)到8倍，因此，錨定塊滿足使用要求.

表1 錨定塊參數(shù)Tab.1 Parameter of anchoring block

3 錨定齒有限元分析

根據(jù)錨定塊承受流體軸向力的工況要求，可利用中心對(duì)稱方式對(duì)其進(jìn)行分析，按此方法使錨定塊與管道之間變?yōu)檠毓鼙?60°接觸，因此，應(yīng)在仿真邊界條件中同比例增加流體壓強(qiáng)，以保證仿真參數(shù)與實(shí)際工況保持一致.取錨定齒高度為3 mm，齒間距為3 mm，仿真模型見(jiàn)圖4.

圖4 仿真模型Fig.4 Simulation model

邊界條件設(shè)置：A處限定管道位移；B處限定錨定塊只具備軸向運(yùn)動(dòng)；C處為流體的軸向壓強(qiáng)，因仿真受力面積及中心對(duì)稱方式的原因，在作用力大小一致的前提下，將實(shí)際工況0.5 MPa的流體壓強(qiáng)作用于C處的應(yīng)力設(shè)為25.8 MPa；管道材料設(shè)定為非線性結(jié)構(gòu)鋼，屈服強(qiáng)度為290 MPa，錨定塊材料為線性結(jié)構(gòu)鋼，屈服強(qiáng)度為450 MPa.仿真結(jié)果見(jiàn)圖5.分析可知：接觸應(yīng)力最大值為54.953 MPa，與理論分析得到的正應(yīng)力值基本一致，并且作用力主要分擔(dān)在靠近受力端的前幾個(gè)齒上.錨定齒對(duì)管道造成的形變量很小，不會(huì)導(dǎo)致管道內(nèi)壁發(fā)生變形或破壞，可保證施工作業(yè)的安全性及可靠性.

圖5 錨定齒與管道分析Fig.5 Anchoring ratch and pipeline analysis

通過(guò)錨定齒與管道分析可知：最大應(yīng)力主要集中在錨定塊齒尖部位，齒尖過(guò)于鋒利會(huì)使其易于受損，導(dǎo)致鎖定失效，因此，應(yīng)對(duì)錨定塊的齒尖進(jìn)行鈍化處理.仿真分析不同鈍化圓角狀態(tài)下錨定齒嵌入管道內(nèi)壁所需驅(qū)動(dòng)力.在其他邊界條件相同的情況下，取齒尖鈍化圓角半徑分別為0.10、0.15、0.20 mm.向錨定塊施加徑向載荷，使錨定齒壓入管壁深度相同，測(cè)得所需載荷分別為1 176.2、1 205.3、1 219.6 N.仿真結(jié)果見(jiàn)圖6.

圖6 錨定齒齒尖鈍化對(duì)錨定深度的影響Fig.6 Influence of blunt anchoring ratch tip on anchoring depth

由圖6可知：受材料彈性變形影響，錨定塊起初的徑向位移并不會(huì)造成管道材料的塑性變形，導(dǎo)致錨定塊徑向位移的尺寸始終大于管道材料的形變值，并且隨著錨定齒齒尖圓角半徑的增大，兩者差距會(huì)呈現(xiàn)指數(shù)衰減，說(shuō)明錨定齒齒尖圓角有降低集中應(yīng)力、減小管壁塑性變形的作用，雖然會(huì)造成驅(qū)動(dòng)載荷提升，但提升幅度不大，完全在可接受范圍內(nèi).因此，在錨定塊的設(shè)計(jì)與制造中可以適當(dāng)增大錨定齒齒尖鈍化圓角半徑.

選定齒尖圓角半徑為0.20 mm，進(jìn)一步仿真分析錨定齒壓入深度與載荷的關(guān)系.在其他邊界條件相同的情況下，逐步增加錨定塊徑向載荷，直至達(dá)到0.20 mm的理論額定深度，測(cè)出所需載荷，結(jié)果見(jiàn)表2.由表2可知：壓入深度隨徑向載荷的增加而逐漸加深，且由于管道內(nèi)壁與錨定齒接觸面積增大，單位壓入深度所需的載荷逐漸增大.

表2 錨定齒壓入深度與載荷仿真結(jié)果Tab.2 Simulation results of anchoring ratch pressure depth and load

4 錨定性能

4.1 錨定深度

為了驗(yàn)證錨定單元在不同載荷下錨定齒駐錨深度及穩(wěn)定性，搭建如圖7所示試驗(yàn)測(cè)試裝置.將一對(duì)錨定齒與楔形椎體豎直放入虎鉗中，楔形椎體頂部連接一個(gè)輪輻式壓力傳感器.將整個(gè)裝置置于單柱壓力機(jī)上，通過(guò)壓力頭對(duì)楔形椎體豎直向下施加載荷，載荷大小由壓力傳感器精準(zhǔn)確定.豎直載荷經(jīng)過(guò)楔形椎體的斜面迫使錨定齒壓入管道內(nèi)壁，利用三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x精確測(cè)量錨定齒的徑向移動(dòng)距離，該距離即為壓入深度測(cè)試數(shù)據(jù)，結(jié)果見(jiàn)表3.

圖7 錨定齒壓入距離測(cè)量試驗(yàn)平臺(tái)Fig.7 Experimental platform for measuring the pressing distance of anchoring ratch

表3 錨定齒壓入深度Tab.3 Depth of pressing distance of anchoring ratch /mm

由表3可知：仿真得到的壓入深度與試驗(yàn)測(cè)試所得深度都隨施加載荷增大而增大，但試驗(yàn)深度略小于仿真深度，原因是試驗(yàn)測(cè)試中存在滾動(dòng)導(dǎo)軌副摩擦力，該摩擦載荷使橫向壓入載荷減小，導(dǎo)致實(shí)際壓入深度偏小，但仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相差均在5%范圍內(nèi)，說(shuō)明仿真分析與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果基本相符，可滿足在低壓小管徑管道內(nèi)的可靠鎖定要求.

4.2 錨定可靠性

為了驗(yàn)證錨定單元結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性、駐錨可靠性、錨定齒及管道內(nèi)壁磨損情況，在DN200管道內(nèi)進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試，測(cè)試過(guò)程見(jiàn)圖8.將錨定單元連同封堵單元一起放入測(cè)試管道中，使其在管道端口處實(shí)現(xiàn)駐錨及封堵.向管道內(nèi)注入水并形成一定壓強(qiáng)作用在封堵單元上；逐漸提高管內(nèi)壓強(qiáng)，通過(guò)監(jiān)測(cè)封堵單元的位移量測(cè)試錨定單元的錨定性能.

圖8 錨定性能試驗(yàn)測(cè)試Fig.8 Experiment of anchoring performance

試驗(yàn)完畢后觀察錨定塊及管道內(nèi)壁可以看到，錨定齒僅在邊緣尖角部位產(chǎn)生了磨損，其余部位保持完好.管內(nèi)壓強(qiáng)在0.7 MPa以內(nèi)時(shí)，機(jī)器人移動(dòng)量為0，表明該階段錨定可靠性較高；壓強(qiáng)升高至0.75 MPa左右時(shí)，機(jī)器人產(chǎn)生微小位移，反映出管內(nèi)壓強(qiáng)升高后錨定可靠性降低，此時(shí)若繼續(xù)增加壓強(qiáng)將導(dǎo)致錨定失效.試驗(yàn)測(cè)試表明，本文設(shè)計(jì)的錨定裝置可滿足0.5 MPa管內(nèi)靜壓強(qiáng)駐錨鎖定要求.

5 結(jié) 論

本文研究了智能封堵機(jī)器人的駐錨裝置，設(shè)計(jì)了一種電機(jī)驅(qū)動(dòng)斜塊式錨定裝置，可以避免傳統(tǒng)液壓驅(qū)動(dòng)液壓泄露帶來(lái)環(huán)境污染的問(wèn)題，并可在低壓小管徑管道內(nèi)進(jìn)行高效率、高可靠性的錨定作業(yè).

分析推力角與錨定深度及驅(qū)動(dòng)力的關(guān)系，得到錨定齒在額定工況下的應(yīng)力值及錨定安全系數(shù)；仿真分析了錨定齒與管道內(nèi)壁之間接觸力的關(guān)系，以及錨定齒齒尖圓角對(duì)錨定深度的影響，驗(yàn)證了錨定可靠性及管道安全性，得出徑向載荷與錨定齒壓入管道內(nèi)壁深度的關(guān)系；搭建了錨定深度測(cè)試裝置，通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得錨定齒壓入管壁深度，并將其與仿真分析數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果顯示，兩者基本相符，可滿足低壓小管徑管道內(nèi)的可靠鎖定要求；利用錨定裝置實(shí)物樣機(jī)進(jìn)行了錨定性能試驗(yàn)測(cè)試，結(jié)果表明，在管內(nèi)壓強(qiáng)不高于0.7 MPa的情況下，錨定性能安全可靠，錨定齒與管道內(nèi)壁均無(wú)明顯損傷，滿足0.5 MPa壓強(qiáng)下管道內(nèi)封堵作業(yè)要求.本次設(shè)計(jì)的錨定裝置錨定性能安全可靠，安全系數(shù)可以達(dá)到額定壓強(qiáng)的1.4倍.受到試驗(yàn)條件限制，本次僅進(jìn)行了水介質(zhì)理想管道環(huán)境下的試驗(yàn)測(cè)試，并未考慮介質(zhì)差異與真實(shí)管道惡劣環(huán)境的影響，因此，還有待于在真實(shí)輸油管道內(nèi)開(kāi)展進(jìn)一步試驗(yàn)，以驗(yàn)證其錨定性能.