清管器發(fā)球筒橇裝化設(shè)計(jì)及橇座應(yīng)力分析

馬強(qiáng)，謝超，王新超，袁洋，李陽

（中國石油天然氣管道工程有限公司，河北 廊坊 065000）

隨著全球經(jīng)濟(jì)的加速，能源的消費(fèi)日益增長[1-3]，在“雙碳”目標(biāo)下，天然氣以其潔凈、環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)在能源結(jié)構(gòu)中扮演著重要的角色[4]。管道作為運(yùn)輸天然氣的主要手段，近年來在國內(nèi)得到了長足的發(fā)展[5]。為保證輸氣效率，及時清除管道內(nèi)雜質(zhì)，避免設(shè)備堵塞甚至損壞，需要進(jìn)行定期清理[6-9]。

對于常規(guī)輸氣站場可進(jìn)行現(xiàn)場焊接組裝，但針對高海拔地區(qū)低壓，缺氧的條件，給現(xiàn)場施工人員的作業(yè)帶來了巨大的挑戰(zhàn)。與此同時，為減少現(xiàn)場作業(yè)周期，提高焊接質(zhì)量，清管器收發(fā)球筒橇應(yīng)運(yùn)而生[10]。橇裝化的設(shè)計(jì)可有效地降低占地面積，減少項(xiàng)目投資，縮短野外施工周期，逐漸得到了推廣[11-16]。針對收發(fā)球筒的開孔補(bǔ)強(qiáng)以及壁厚計(jì)算已經(jīng)有研究學(xué)者進(jìn)行了大量的研究[17-19]，針對橇裝化方面的研究主要集中在運(yùn)輸方面。武震華等[20]對不同的吊點(diǎn)方案進(jìn)行了探討，認(rèn)為在吊點(diǎn)附近增加腹板可有效優(yōu)化吊裝框架的受力；趙國安等[21]以路面不平整度為激勵對橇裝運(yùn)輸過程的振動特性進(jìn)行了分析，并提出了不同級別路面最佳行駛速度以及降低振動的方法；談文虎等[22]人針對橇裝設(shè)備在運(yùn)輸過程中的安全穩(wěn)定性進(jìn)行了評估，并確定了在運(yùn)輸過程中低速行駛時不發(fā)生側(cè)翻的最大傾角；陳志等[23]對橇裝化設(shè)備運(yùn)輸過程中可靠性進(jìn)行分析，認(rèn)為車輛剎車時的加速度和鞍座之間距離是影響運(yùn)輸橇裝設(shè)備穩(wěn)定的關(guān)鍵因素，加速度越大應(yīng)力越集中，鞍座之間距離越小應(yīng)力越集中。最后針對以上問題提出了改善運(yùn)輸穩(wěn)定性的建議。

綜上所述，研究學(xué)者針對收發(fā)球筒的本體已有較多研究，同時針對橇裝設(shè)備運(yùn)輸過程的穩(wěn)定性等問題也有相關(guān)的研究。然而針對橇裝化的設(shè)計(jì)以底座應(yīng)力分析鮮有涉及。因此，本文以某項(xiàng)目為依托對清管器發(fā)球筒橇的設(shè)計(jì)以及橇座的應(yīng)力進(jìn)行了分析，該結(jié)果可為橇裝的設(shè)計(jì)和底座分析提供參考。

1 設(shè)計(jì)參數(shù)

1.1 發(fā)球筒橇設(shè)計(jì)

發(fā)球筒主要由主管、錐段、直管、快開盲板及其附件組成。而發(fā)球筒橇主要由發(fā)球筒，閥門組件，供配電系統(tǒng)以及排污系統(tǒng)構(gòu)成。其設(shè)計(jì)以安全，便捷為主要原則，就受力而言，針對使用過程中的工況滿足撓度要求。設(shè)置支架原則為針對橇內(nèi)集中載荷，如閥門，快開盲板等構(gòu)件兩端進(jìn)行支撐，吊耳以滿足吊裝要求為原則，配電箱通常設(shè)置在檢修側(cè)，以方便操作。具體模型以及底座如圖 1 所示。

圖1 發(fā)球筒橇及其底座模型Fig.1 The model of pig launch sled and it’s base

針對收發(fā)筒的類別劃分問題，GB 50251—2015以及GB 50253—2014 中明確規(guī)定：“管道附件包括管件、法蘭、閥門、清管器收發(fā)筒、匯管、組合件、絕緣法蘭或絕緣接頭等管道專用承壓部件”。事實(shí)上，目前國內(nèi)主流觀點(diǎn)也認(rèn)為收發(fā)筒屬于管道附件[18]，只有少數(shù)地區(qū)（如江蘇、福建等）當(dāng)?shù)乇O(jiān)察部門要求也接受壓力容器的監(jiān)檢，因此本文針對用于輸氣線路站場收發(fā)筒采用GB 50251—2015 計(jì)算，針對輸油線路站場采用GB 50253—2014 計(jì)算。具體計(jì)算方式如下：

（1）若發(fā)球筒用于輸氣站場，其計(jì)算壁厚為：

式中δ——鋼管計(jì)算壁厚，mm；

P——設(shè)計(jì)壓力，MPa；

D——鋼管外徑，mm；

σs——鋼管標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的最小屈服強(qiáng)度，MPa；

φ——焊縫系數(shù)；

F—— 強(qiáng)度設(shè)計(jì)系數(shù)，根據(jù)GB 50251—2015《輸氣管道工程設(shè)計(jì)規(guī)范》選??；

t—— 溫度折減系數(shù)，當(dāng)溫度小于120 ℃時，應(yīng)取1.0。

（2）若發(fā)球筒用于輸油站場，其計(jì)算壁厚為：

式中δ——鋼管計(jì)算壁厚，mm；

P——設(shè)計(jì)壓力，MPa；

D——鋼管外徑，mm；

K—— 設(shè)計(jì)系數(shù)；

σs——鋼管的最低屈服強(qiáng)度，MPa；

φ——焊縫系數(shù)。

1.2 橇座設(shè)計(jì)及受力分析

橇座鋼結(jié)構(gòu)由橫梁和縱梁組成，管支架支撐在縱梁上面，橫梁和縱梁采用焊接連接，結(jié)構(gòu)示意圖如圖 1 所示，具體橇座結(jié)構(gòu)參數(shù)如表 1 所示。橇座鋼結(jié)構(gòu)承受外力來自管支架，在管支架安裝處加載自重載荷。根據(jù)圖紙中設(shè)備分析，加載的重量分布也不盡相同。橇內(nèi)設(shè)備如發(fā)球筒，供配電系統(tǒng)以及閥門支撐處均以集中載荷形式存在，同時縱梁和橫梁本身的重量為均布載荷。支架外力受力情況及自重載荷如圖 2所示。

表1 橇座結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of skid base

圖2 管支架外力（a）及自重載荷（b）Fig.2 External force (a) and self-weight load (b) of pipe support

在針對橇座鋼結(jié)構(gòu)的分析中，發(fā)球筒組件的自重載荷通過管支架作用到橇座上，模型中將發(fā)球筒組件重量在管支架位置加載橇座上。橇座鋼結(jié)構(gòu)采用梁單元建模，鋼結(jié)構(gòu)各型鋼間采用焊接連接，梁單元作為一個整體進(jìn)行分析。由于橇座安裝到地面上，與地面的接觸面積很大，橇座受力會很好地傳遞到地面上，不會存在過大的應(yīng)力集中。然而，在橇座吊裝過程中，發(fā)球橇主要由幾個吊耳支撐。因此，吊裝工況為橇座受力的最危險工況，本文將針對吊裝工況下進(jìn)行橇座的強(qiáng)度和剛度校核。

1.3 邊界條件設(shè)置

橇座在吊裝過程中，主要依靠吊耳保持力的平衡，因此本模型的邊界條件（固定端約束）加載到吊耳布置處，如圖 3 所示。

圖3 吊耳約束Fig.3 Lifting ear constraints

2 計(jì)算結(jié)果

2.1 橇座剪力分布

圖4 橇座梁剪力圖Fig.4 Shear force diagram of skid seat beam

由圖 5 和圖 6 可知，兩根梁的最大剪力出現(xiàn)在吊耳的位置，在吊耳之間部分其剪力最小。結(jié)合圖10 和圖 11 可知，兩個吊耳之間主要受彎矩影響，受剪力較小。吊耳位置主要受剪力影響，而彎矩較小。

圖5 橫梁（一）上剪力云圖及曲線Fig.5 Shear cloud diagram and curve diagram on beam (1)

圖6 橫梁（二）上剪力云圖及曲線圖Fig.6 Shear cloud diagram and curve diagram on beam (2)

2.2 橇座應(yīng)力及軸向力分布

橇座結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布如圖 7 所示，軸向力分布云圖如圖 8 所示。

圖7 橇座鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖Fig.7 Stress cloud diagram of steel structure of skid base

圖8 橇座梁軸向力圖Fig.8 Axial force diagram of skid seat beam

從圖 7 及圖 8 可知，橇座的最大應(yīng)力出現(xiàn)在發(fā)球筒橇的中間閥門集中的位置，即最大切應(yīng)力為67.81 MPa，小于型鋼強(qiáng)度設(shè)計(jì)值310 MPa，從而該鋼結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足要求。同時橇座的軸向力也出現(xiàn)在中間的閥門集中處。由此可見，大質(zhì)量設(shè)備部件的分布直接影響設(shè)備在吊裝過程的中的受力。此外，在吊耳位置的設(shè)置上，既保證可操作性、平穩(wěn)性外，盡可能的減小集中受力部分的長度，以減低橇座底梁的彎矩，確保吊裝過程的安全性。

2.3 橇座彎矩分布

對發(fā)球筒橇的彎矩進(jìn)行分析，橇座梁整體彎矩結(jié)果如圖 9 所示，兩個橫梁上應(yīng)力分布分別見圖 10和圖 11。

圖9 橇座梁彎矩圖Fig.9 Bending moment diagram of skid seat beam

圖10 橫梁（一）上彎矩云圖及曲線Fig.10 Bending moment cloud diagram and curve of beam (1)

圖11 橫梁（二）上彎矩云圖及曲線Fig.11 Bending moment cloud diagram and curve of beam (2)

由彎矩云圖及彎矩曲線可知，兩根橫梁的彎矩均發(fā)生在中間部位。彎矩最小位置為吊耳位置，在吊耳之間，隨著距離吊耳的位置增加，彎矩迅速增加。在橇座最兩端，由于無外加載荷，因此又迅速降低。但由于橇內(nèi)閥門布置，兩根梁的最大彎矩出現(xiàn)位置不完全重合，分別為1.832×107N·mm 和2.185×107N·mm。

2.4 橇座位移分布

在吊裝過程中考慮考慮起吊瞬間的加速度以及外部風(fēng)載荷等因素，通?？紤]2 ～ 3 倍的加速度并以確保橇座橫梁在受到加速沖擊時保證其剛度。吊耳的位置選擇需要考慮橇座的最大變形量，因此在位置選擇是通常避免選擇在橇座的兩端，另外需要考慮吊裝過程的穩(wěn)定性，故吊耳之間的距離也不能太小，如果吊耳之間距離過小，勢必降低吊裝過程的穩(wěn)定性，不利于吊裝的進(jìn)行。在吊裝方面，為避免吊裝過程中吊索長度選擇不合理，對設(shè)備產(chǎn)生較大的壓力，損壞設(shè)備，通常規(guī)定吊索與設(shè)備之間的水平夾角大于或等于60°。因此需要綜合考慮吊裝時橇座橫梁的變形量，吊裝時設(shè)備穩(wěn)定性以及吊裝時吊具要求（夾角、吊索長度等）、現(xiàn)場環(huán)境等綜合因素確定吊耳的位置。事實(shí)上，吊裝過程可視為簡支梁模型，通常設(shè)置吊耳距離橇座端部的距離不大于兩吊耳之間距離的0.2 倍且不小于400 mm。并根據(jù)橇設(shè)備的組成進(jìn)行吊耳位置的適當(dāng)調(diào)整，以確保橇設(shè)備的穩(wěn)定性和保證吊索不會對橇內(nèi)設(shè)備產(chǎn)生不利影響。

由圖 12 和圖 13 可知，底座的最大位移也出現(xiàn)在兩個吊耳之間，與彎矩計(jì)算結(jié)果相似。并且隨著距離吊耳的增大，位移量迅速增加。由計(jì)算結(jié)果可知，鋼結(jié)構(gòu)最大變形為20.5 mm，其變形量小于擾度允許值1/500，從而該鋼結(jié)構(gòu)剛度滿足要求?；谝陨戏治?，橇座的設(shè)計(jì)主要考慮橇內(nèi)集中載荷的分布情況，以確定最佳的吊耳間距。另外，在設(shè)計(jì)中盡可能地將集中載荷（如閥門等）分散布置，避免多個集中載荷在相同徑向位置。

圖12 橫梁（一）上位移曲線Fig.12 The upper displacement curve of the beam （1）

圖13 橫梁（二）上位移曲線Fig.13 The upper displacement curve of the beam （2）

3 結(jié)論

（1）橇座的應(yīng)力最大值為 67.81 MPa，小于型鋼強(qiáng)度設(shè)計(jì)值310 MPa，從而該鋼結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足吊裝要求。

（2）橇座的結(jié)構(gòu)最大變形為20.5 mm，其變形量小于擾度允許值（橇座總長的1/500），即橇座剛度也滿足要求，證明該橇座設(shè)計(jì)及吊耳位置選擇的合理 性。

（3）橇座應(yīng)力，軸向力，彎矩以及位移均出現(xiàn)在兩吊耳之間，剪力最大值為吊耳處。因此，建議在橇裝化設(shè)計(jì)時，應(yīng)分散集中載荷并根據(jù)集中載荷的位置，以確定最佳的吊耳間距，使橇座受力最優(yōu)。