管道封堵機器人錨定裝置設計與分析

田 陽，李海連，羅春陽，賈誠心

(北華大學機械工程學院，吉林 吉林 132021)

世界上絕大多數(shù)國家的油氣長距離輸送是通過管道運輸實現(xiàn)的，隨著鋪設長度、工作年限的不斷增加，管道出現(xiàn)腐蝕、破損、斷裂等問題的概率會逐年上升[1].因此，實現(xiàn)高效率、高可靠性管道封堵，對于油氣管線搶修作業(yè)十分重要.目前，油氣長輸管線搶修主要有4種方法：開孔封堵法、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的輔助機構，存在施工工藝復雜、周期長、安全性低等問題；智能封堵法是利用介質壓差原理，將具有封堵、通信、錨定功能的機器人輸送到管線待封堵處，實現(xiàn)管道遠程封堵作業(yè).智能封堵法突破了開孔設備進入管道內部進行封堵作業(yè)的局限，具有適應范圍廣、安全性高、維修周期短等優(yōu)點.國外對此項技術的研究起步較早，相關技術成果也比較完備.比如，美國TDW公司Smart PlugTM智能封堵器的封堵壓強可達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同樣達到了20 MPa，封堵管徑在305～1 067 mm，最遠水下作業(yè)通信距離可達3 000 m[4-7].國內針對密封、錨定等關鍵結構同樣開展了大量研究.比如，尚憲朝等[8]設計了一種液壓驅動卡瓦式錨定機構，重點對錨定齒形進行分析與設計，建立了錨定塊單個齒形與管道內壁的接觸模型；張松松等[9]將RSI Robot機構原理應用到鎖緊機構中，為錨定單元設計提供了新方案；劉銅[10]采用液壓驅動駐錨將密封橡膠與管道內壁的接觸微元化，得出密封面接觸應力和摩擦應力分布規(guī)律.但目前這些研究仍處于探索階段，還未見相關技術應用于實際維修作業(yè)的報道.本文設計了一種電機驅動斜塊式錨定裝置，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壁之間接觸力關系，以及錨定齒齒尖圓角對錨定深度的影響，以提高管道封堵機器人的錨定可靠性.

1 封堵機器人機械系統(tǒng)設計

適用于小管徑電驅動的智能封堵機器人主要由封堵調速單元、錨定單元兩部分構成，結構見圖1.封堵調速單元可利用介質壓差實現(xiàn)機器人在管線內的長距離運行，并可通過調節(jié)裝置改變通流面積，從而控制機器人在管道內的移動速度；當機器人移動至指定位置時，通過錨定單元將機器人鎖定在管道內，為封堵操作提供穩(wěn)定的作業(yè)環(huán)境.機器人在管道內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)因駐錨力不足導致的封堵橡膠在管道內滑動的問題，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)可靠性的關鍵技術之一.

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

2 錨定單元結構設計及錨定齒分析

考慮到承載能力及穩(wěn)定性，設計了一種斜塊式錨定裝置，見圖2.利用內筒及組件構成一個密閉腔體，內部設置驅動電機、齒輪組、絲杠副及電池組等.通過電機驅動和齒輪組、絲杠副傳動后，推動外筒組件產(chǎn)生軸向移動，從而推動錨定塊沿內筒外側錐體滑動，完成管道封堵機器人的錨定或解鎖動作.電機驅動替代傳統(tǒng)液壓驅動可以避免液壓油泄露造成管道介質與環(huán)境污染，并且與控制系統(tǒng)配合使駐錨動作更加靈活準確.

錨定塊是錨定單元的關鍵部分，錨定齒與管道內壁接觸產(chǎn)生的力承擔主要流體軸向推力，因此應從兩個方面分析錨定效果：一是錨定齒在為抵抗流體軸向推力提供足夠的錨定力后，管道內壁是否被壓潰，進而對管道內壁造成一定破壞；二是錨定齒是否會發(fā)生剪切破壞，造成錨定失效.為此，針對錨定齒前后角、錨定深度、有效接觸弧長、推力角與錨定驅動力的關系開展分析.圖3為錨定齒在錨定過程中的受力圖.

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為軸向驅動力沿垂直于推力角方向的分力，N；Z1為管道內壁對牙形齒前齒面的總壓力，N；Z2為管道內壁對牙形齒后齒面的總壓力，N；F1為管道內壁對牙形齒前齒面的總摩擦力，N；F2為管道內壁對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為管道內壁與錨定牙形齒的摩擦因數(shù).

式(1)化簡可得到錨定齒前、后角所受總壓力關系式.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動力下使錨定齒達到所需刺入深度.推力角取8°，可得：

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

由于推力角的緣故，在錨定齒前、后角角度一致時，管道內壁與錨定齒后齒面的接觸區(qū)域先達到管道材料的屈服極限，從而使管道發(fā)生塑性變形.管道內壁對錨定齒后齒面的正應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動力的關系：

式中：ξ為錨定齒前、后角所受總壓力的比例系數(shù).

當管道中流體封堵壓強為p時，錨定齒承受流體產(chǎn)生的軸向推力.管道不會進一步發(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)

初步設定的錨定塊參數(shù)見表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所受正應力與切應力分別為55.16 MPa和27.621 MPa.錨定塊材料選擇Cr12MoV，其屈服強度為450 MPa，遠遠大于所承受的正應力與切應力，且安全系數(shù)最低可達到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，可利用中心對稱方式對其進行分析，按此方法使錨定塊與管道之間變?yōu)檠毓鼙?60°接觸，因此，應在仿真邊界條件中同比例增加流體壓強，以保證仿真參數(shù)與實際工況保持一致.取錨定齒高度為3 mm，齒間距為3 mm，仿真模型見圖4.

圖4 仿真模型Fig.4 Simulation model

邊界條件設置：A處限定管道位移；B處限定錨定塊只具備軸向運動；C處為流體的軸向壓強，因仿真受力面積及中心對稱方式的原因，在作用力大小一致的前提下，將實際工況0.5 MPa的流體壓強作用于C處的應力設為25.8 MPa；管道材料設定為非線性結構鋼，屈服強度為290 MPa，錨定塊材料為線性結構鋼，屈服強度為450 MPa.仿真結果見圖5.分析可知：接觸應力最大值為54.953 MPa，與理論分析得到的正應力值基本一致，并且作用力主要分擔在靠近受力端的前幾個齒上.錨定齒對管道造成的形變量很小，不會導致管道內壁發(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

通過錨定齒與管道分析可知：最大應力主要集中在錨定塊齒尖部位，齒尖過于鋒利會使其易于受損，導致鎖定失效，因此，應對錨定塊的齒尖進行鈍化處理.仿真分析不同鈍化圓角狀態(tài)下錨定齒嵌入管道內壁所需驅動力.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，測得所需載荷分別為1 176.2、1 205.3、1 219.6 N.仿真結果見圖6.

圖6 錨定齒齒尖鈍化對錨定深度的影響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造成管道材料的塑性變形，導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，兩者差距會呈現(xiàn)指數(shù)衰減，說明錨定齒齒尖圓角有降低集中應力、減小管壁塑性變形的作用，雖然會造成驅動載荷提升，但提升幅度不大，完全在可接受范圍內.因此，在錨定塊的設計與制造中可以適當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，進一步仿真分析錨定齒壓入深度與載荷的關系.在其他邊界條件相同的情況下，逐步增加錨定塊徑向載荷，直至達到0.20 mm的理論額定深度，測出所需載荷，結果見表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所示試驗測試裝置.將一對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輪輻式壓力傳感器.將整個裝置置于單柱壓力機上，通過壓力頭對楔形椎體豎直向下施加載荷，載荷大小由壓力傳感器精準確定.豎直載荷經(jīng)過楔形椎體的斜面迫使錨定齒壓入管道內壁，利用三坐標測量儀精確測量錨定齒的徑向移動距離，該距離即為壓入深度測試數(shù)據(jù)，結果見表3.

圖7 錨定齒壓入距離測量試驗平臺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測試所得深度都隨施加載荷增大而增大，但試驗深度略小于仿真深度，原因是試驗測試中存在滾動導軌副摩擦力，該摩擦載荷使橫向壓入載荷減小，導致實際壓入深度偏小，但仿真與試驗數(shù)據(jù)相差均在5%范圍內，說明仿真分析與試驗測試結果基本相符，可滿足在低壓小管徑管道內的可靠鎖定要求.

4.2 錨定可靠性

為了驗證錨定單元結構設計的合理性、駐錨可靠性、錨定齒及管道內壁磨損情況，在DN200管道內進行試驗測試，測試過程見圖8.將錨定單元連同封堵單元一起放入測試管道中，使其在管道端口處實現(xiàn)駐錨及封堵.向管道內注入水并形成一定壓強作用在封堵單元上；逐漸提高管內壓強，通過監(jiān)測封堵單元的位移量測試錨定單元的錨定性能.

圖8 錨定性能試驗測試Fig.8 Experiment of anchoring performance

試驗完畢后觀察錨定塊及管道內壁可以看到，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.管內壓強在0.7 MPa以內時，機器人移動量為0，表明該階段錨定可靠性較高；壓強升高至0.75 MPa左右時，機器人產(chǎn)生微小位移，反映出管內壓強升高后錨定可靠性降低，此時若繼續(xù)增加壓強將導致錨定失效.試驗測試表明，本文設計的錨定裝置可滿足0.5 MPa管內靜壓強駐錨鎖定要求.

5 結 論

本文研究了智能封堵機器人的駐錨裝置，設計了一種電機驅動斜塊式錨定裝置，可以避免傳統(tǒng)液壓驅動液壓泄露帶來環(huán)境污染的問題，并可在低壓小管徑管道內進行高效率、高可靠性的錨定作業(yè).

分析推力角與錨定深度及驅動力的關系，得到錨定齒在額定工況下的應力值及錨定安全系數(shù)；仿真分析了錨定齒與管道內壁之間接觸力的關系，以及錨定齒齒尖圓角對錨定深度的影響，驗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壁深度的關系；搭建了錨定深度測試裝置，通過試驗測得錨定齒壓入管壁深度，并將其與仿真分析數(shù)據(jù)進行對比分析，結果顯示，兩者基本相符，可滿足低壓小管徑管道內的可靠鎖定要求；利用錨定裝置實物樣機進行了錨定性能試驗測試，結果表明，在管內壓強不高于0.7 MPa的情況下，錨定性能安全可靠，錨定齒與管道內壁均無明顯損傷，滿足0.5 MPa壓強下管道內封堵作業(yè)要求.本次設計的錨定裝置錨定性能安全可靠，安全系數(shù)可以達到額定壓強的1.4倍.受到試驗條件限制，本次僅進行了水介質理想管道環(huán)境下的試驗測試，并未考慮介質差異與真實管道惡劣環(huán)境的影響，因此，還有待于在真實輸油管道內開展進一步試驗，以驗證其錨定性能.