管道封堵機(jī)器人的卡瓦承壓性能與管壁損傷特性仿真與試驗(yàn)研究

唐 洋 張吳鏑 張玉林 王 遠(yuǎn)

1.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,成都,610500 2.西南石油大學(xué)能源裝備研究院,成都,610500

0 引言

卡瓦是管道封堵機(jī)器人最為重要的核心組成部件之一,其主要作用是降低管道封堵機(jī)器人運(yùn)行速度、支撐管道封堵機(jī)器人和固定橡膠筒。現(xiàn)場(chǎng)使用時(shí),卡瓦坐封失效和管壁損傷問(wèn)題較為突出,已成為當(dāng)前受關(guān)注的焦點(diǎn)問(wèn)題之一[1-3]。

為了揭示卡瓦減速與坐封失效機(jī)理,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)封隔器卡瓦做了相關(guān)研究。仝少凱等[4]利用楔形體應(yīng)力分析方法分析了RTTS封隔器卡瓦的應(yīng)力分布及強(qiáng)度。韓傳軍等[5]以減少卡瓦對(duì)套管的損傷為前提,采用滑移線理論、有限元法及與試驗(yàn)相結(jié)合的方法,研究了卡瓦坐封過(guò)程中的力學(xué)行為,計(jì)算了卡瓦嵌入套管的深度,優(yōu)選了結(jié)構(gòu)參數(shù)。曹銀萍等[6]運(yùn)用斷裂力學(xué)理論建立了RTTS封隔器卡瓦處套管二維裂紋與三維裂紋擴(kuò)展模型,分析了套管二維裂紋和三維裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展塑性區(qū)尺寸。祝效華等[7]基于非線性顯式動(dòng)態(tài)分析方法建立有限元模型,綜合評(píng)估不同卡瓦牙型參數(shù)下卡瓦、套管的應(yīng)力值、等效塑性應(yīng)變、卡瓦滑移量。王迪等[8]應(yīng)用有限元法和三維光彈性技術(shù)對(duì)封隔器卡瓦進(jìn)行了接觸應(yīng)力分析,介紹了實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕⒑蛯?shí)驗(yàn)步驟以及計(jì)算模型的建立和邊界條件的考慮,比較了數(shù)值計(jì)算與三維光彈實(shí)驗(yàn)的結(jié)果,分析了造成誤差的原因。王志堅(jiān)等[9]運(yùn)用有限元分析軟件ANSYS對(duì)卡瓦進(jìn)行有限元數(shù)值模擬分析。耿岱等[10]根據(jù)他們?cè)O(shè)計(jì)的封堵機(jī)器人,利用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建立了卡瓦參數(shù)間的函數(shù)關(guān)系并進(jìn)行了函數(shù)優(yōu)化,獲得最大卡瓦坐封力的結(jié)構(gòu)參數(shù)。劉躍寶[11]分析了卡瓦牙齒的幾何參數(shù)與卡緊效果之間的關(guān)系并對(duì)其進(jìn)行了優(yōu)化。SHAHANI等[12]通過(guò)對(duì)卡瓦與套管之間簡(jiǎn)化的接觸仿真,得到了卡瓦張開(kāi)弧度與接觸應(yīng)力間的關(guān)系。TANG等[13]基于封隔器卡瓦的承壓性能,進(jìn)行了牙齒參數(shù)分析與優(yōu)選。SUN等[14]采用理論和有限元方法研究了卡瓦與套管之間的相互作用。MACDONALD等[15]通過(guò)卡瓦的作用原理對(duì)即將產(chǎn)生的損傷進(jìn)行了計(jì)算。上述研究主要涉及油氣井中的封隔器卡瓦承壓性能和管壁損傷情況分析,也有涉及其結(jié)構(gòu)改進(jìn)部分。

卡瓦作為防止管道封堵機(jī)器人竄動(dòng)的主要部件,在使用中常出現(xiàn)坐封失效和損傷管壁等問(wèn)題。然而,管道封堵機(jī)器人減速與坐封過(guò)程中需考慮卡瓦大尺寸、受力不均勻、受力方向與壓縮式封隔器卡瓦不同等因素,因此,井下封隔器卡瓦的研究并不適用于管道封堵作業(yè)。同時(shí)在研究方法上,目前關(guān)于卡瓦的研究并未針對(duì)管內(nèi)減速與坐封過(guò)程進(jìn)行分析,且通過(guò)管壁損傷因素分析進(jìn)而優(yōu)化卡瓦結(jié)構(gòu)的研究未見(jiàn)報(bào)道。本文以降低管壁、卡瓦牙齒損傷情況為前提,采用有限元方法評(píng)價(jià)卡瓦牙頂角、牙傾角、牙齒數(shù)三種參數(shù)條件下管道內(nèi)表面塑性應(yīng)變和卡瓦塑性應(yīng)變及Mises應(yīng)力變化。進(jìn)一步采用多因素分析方法對(duì)卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,從而提高卡瓦坐封性能和使用壽命。

1 管道封堵機(jī)器人工作機(jī)理

1.1 管道封堵機(jī)器人工作原理

管道封堵機(jī)器人減速坐封過(guò)程如圖1所示。當(dāng)管道封堵機(jī)器人到達(dá)指定位置時(shí),控制封堵模塊(圖2)上承載的卡瓦和橡膠筒軸向運(yùn)動(dòng),卡瓦隨著擠壓碗運(yùn)動(dòng)徑向伸出與管道接觸,與管壁產(chǎn)生犁溝效應(yīng),將機(jī)器人固定在管道內(nèi)實(shí)現(xiàn)坐封。同時(shí),橡膠筒形變膨脹貼合管壁,與管壁產(chǎn)生接觸應(yīng)力。接觸應(yīng)力隨著橡膠筒膨脹而增大,最終將管壁與機(jī)器人間的環(huán)形通道封住[16-17]。

1.調(diào)速模塊 2.管道 3.封堵模塊Ⅰ 4.伸縮模塊 5.封堵模塊Ⅱ圖1 管道封堵機(jī)器人坐封過(guò)程示意圖Fig.1 Setting process of pipeline plugging robot

1.擋板 2.卡瓦 3.擠壓碗 4.管道 5.橡膠筒圖2 封堵模塊結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Plugging module structure

1.2 卡瓦坐封過(guò)程受力分析

根據(jù)油氣管道內(nèi)工況條件,存在10 MPa的介質(zhì)壓差作用在管道封堵機(jī)器人橡膠筒一側(cè)的環(huán)形截面上時(shí)[18-20],管道封堵機(jī)器人受到的最大封堵推力

Fp=πpD2/4

(1)

式中,p為管道封堵機(jī)器人受到的最大封堵壓力,p=10 MPa;D為管道內(nèi)直徑,D=482.6 mm。

卡瓦減速坐封過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)犁溝效應(yīng),犁溝效應(yīng)是指硬金屬的粗糙峰嵌入軟金屬后,在滑動(dòng)過(guò)程中推擠軟金屬,使之塑性流動(dòng)并犁出一條溝槽[21],如圖3所示。對(duì)圖3進(jìn)行受力分析,摩擦力Ff與摩擦因數(shù)μ分別為

圖3 犁溝效應(yīng)模型Fig.3 Model of furrow effect

Ff=σsA′=σslh

(2)

(3)

式中,θ為牙頂角,θ=30°;μ為管壁與卡瓦牙齒犁溝效應(yīng)所得到的摩擦因數(shù),計(jì)算得μ=1.866 ;N為管道對(duì)卡瓦的正壓力;σs為管壁與卡瓦之間的正應(yīng)力;A為嵌入面面積;A′為側(cè)面面積;l為卡瓦嵌入寬度;h為卡瓦嵌入深度;t為卡瓦嵌入長(zhǎng)度。

根據(jù)管道封堵機(jī)器人卡瓦的減速坐封原理,考慮其坐封過(guò)程中的非線性,對(duì)模型進(jìn)行以下簡(jiǎn)化[22-24]：

(1)由于管道封堵機(jī)器人的8個(gè)卡瓦呈周向均勻分布,故只分析單個(gè)卡瓦。該模型有四個(gè)部分：卡瓦、擠壓碗、管道和擋板。卡瓦的內(nèi)表面與擠壓碗接觸,外表面與套管接觸。

(2)設(shè)置二維模型進(jìn)行分析,忽略卡瓦與擠壓碗、擋板上的細(xì)微特征。

圖4中,卡瓦減速坐封過(guò)程中,卡瓦在豎直、水平方向上的受力情況分別為

(a)擠壓碗

FN1cosγ+FN2sinβ=N+f2cosβ+f1sinγ

(4)

fg+FN2cosβ+f2sinβ=FN1sinγ+f1cosγ

(5)

式中,β為卡瓦與擋板之間的楔形角,β=20°;γ為卡瓦與擠壓碗之間的楔形角,γ=20°;FN1為卡瓦與擠壓碗之間的正壓力;FN2為卡瓦與擋板之間的正壓力;f1為卡瓦與擠壓碗之間的摩擦力;f2為卡瓦與擋板之間的摩擦力;fg為卡瓦與管道之間的摩擦力。

由摩擦定律得

fg=μN(yùn)=Fp

(6)

f1=μ1FN1

(7)

f2=μ2FN2

(8)

式中,μ1為卡瓦與擠壓碗之間的摩擦因數(shù),μ1=0.15;μ2為卡瓦與支撐盤(pán)之間的摩擦因數(shù),μ2=0.15。

擠壓碗的受力

FN1=Fhcosγ

(9)

結(jié)合式(4)～式(9)得

(10)

式中,Fh為擠壓碗推力,計(jì)算得出Fh=2120.4 kN。

1.3 管壁損傷因素分析

卡瓦減速坐封過(guò)程中,在推力Fh的作用下,卡瓦牙齒逐漸嵌入管道,此過(guò)程中接觸應(yīng)力增大,管道和卡瓦會(huì)發(fā)生彈塑性變形。管壁的損傷情況不僅與正壓力Fs有關(guān),還與卡瓦牙齒分布情況有關(guān)。由理論可知,推力Fh越大,卡瓦作用管壁的正壓力Fs越大,卡瓦與管壁產(chǎn)生的損傷越大[25-26]。由于卡瓦牙齒受力是不均勻的,卡瓦在不同參數(shù)情況下所產(chǎn)生的損傷不同,故需研究卡瓦牙齒結(jié)構(gòu)參數(shù),如圖5所示,牙齒寬度為b,牙頂角為θ1和θ2,嵌入管道深度為a。

圖5 卡瓦坐封時(shí)嵌入管壁示意圖Fig.5 Schematic diagram of slips embedded in the pipe wall when it is sealed

卡瓦牙齒在正壓力Fs作用下向上與管壁接觸,產(chǎn)生的擠壓力ps為

ps=ψAcaσjy

(11)

Aca=ktpbx

式中,ψ為卡瓦牙齒形狀系數(shù),ψ=0.75;k為接觸系數(shù);tp為管壁壁厚;bx為牙齒嵌入管壁的寬度;σjy為管道極限擠壓強(qiáng)度;Aca為牙齒嵌入面積。

當(dāng)卡瓦牙齒嵌入管壁深度為a時(shí),牙齒嵌入的寬度bx=a(tanθ1+tanθ2),此時(shí)的擠壓力

ps=ψktpσjya(tanθ1+tanθ2)

(12)

卡瓦在正壓力Fs作用下產(chǎn)生的動(dòng)能Ek為

Ek=Fs(L+a)

(13)

式中,L為卡瓦運(yùn)動(dòng)前與管壁之間的徑向距離。

卡瓦牙齒嵌入管壁過(guò)程中,管壁對(duì)牙齒的阻力做功Ep為

(14)

式中,ps為擠壓力。

由能量守恒定律可知

Ek=Ep

(15)

聯(lián)合式(11)～式(15),解得卡瓦牙齒嵌入管壁的深度

(16)

由上式可知,卡瓦減速坐封過(guò)程中牙齒嵌入管壁的深度隨著正壓力Fs的增大而增加,管壁損傷增大。正壓力Fs保持不變,分析不同牙齒結(jié)構(gòu)對(duì)管道及卡瓦損傷的影響,選擇合理的牙齒技術(shù)參數(shù)能有效減小管道內(nèi)表面塑性應(yīng)變和卡瓦塑性應(yīng)變及Mises應(yīng)力。由式(16)可知,卡瓦牙齒的結(jié)構(gòu)參數(shù)為：牙頂角θ、牙傾角γ、齒數(shù)m(通過(guò)改變齒寬b與齒高h(yuǎn)來(lái)改變齒數(shù)m)。

2 管道封堵機(jī)器人減速與坐封仿真模型

管道封堵機(jī)器人在減速坐封過(guò)程中,卡瓦呈周向均勻分布。簡(jiǎn)化后的仿真模型如圖6所示,模型主要包括擠壓碗、卡瓦、擋板、管道。

1.擋板 2.管道 3.卡瓦 4.擠壓碗圖6 卡瓦坐封過(guò)程有限元模型Fig.6 Finite element model of slips sealing process

根據(jù)現(xiàn)有裝置,將卡瓦材料設(shè)為20CrMnTi,管道材料根據(jù)油氣運(yùn)輸管道實(shí)際情況設(shè)為X65號(hào)鋼,擠壓碗與擋板設(shè)為42CrMo,主要材料參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 各構(gòu)件與卡瓦材料參數(shù)

2.1 卡瓦減速過(guò)程仿真模型

分析步選用顯式動(dòng)力學(xué),建立減速動(dòng)力學(xué)模型。此過(guò)程設(shè)置一條分析步,此分析步中,根據(jù)工況減速要求對(duì)擠壓碗施加軸向載荷39.3 kN,同時(shí)給管道施加軸向位移250 mm,約束擋板固定、擠壓碗軸向移動(dòng)自由、卡瓦軸向徑向移動(dòng)雙自由,如圖7所示。為了保證管壁仿真受力分析準(zhǔn)確,在牙齒與整個(gè)管壁接觸面處布置較為密集的種子。裝配體網(wǎng)格劃分如圖8所示。

圖7 卡瓦減速模型載荷及約束設(shè)置Fig.7 Load and constraint setting of slip brake model

圖8 卡瓦減速模型網(wǎng)格劃分Fig.8 Grid division of slip brake model

2.2 卡瓦坐封過(guò)程仿真模型

分析步選用顯式動(dòng)力學(xué),為驗(yàn)證卡瓦能否有效坐封住管道封堵機(jī)器人,設(shè)置兩條分析步,第一步為卡瓦的坐封仿真,第二步為驗(yàn)證坐封效果,如圖9所示。具體設(shè)置如下：在第一條分析步(Step1)中,根據(jù)計(jì)算的液壓缸最小推力要求對(duì)擠壓碗施加軸向載荷353.4 kN,約束管道與擋板固定、擠壓碗軸向移動(dòng)自由、卡瓦軸向徑向移動(dòng)雙自由。第二條分析步(Step2)為管道施加216.9 kN軸向載荷以驗(yàn)證坐封可靠性的仿真分析,在Step1的基礎(chǔ)上將管道設(shè)置為軸向移動(dòng)自由。由于該有限元仿真模型有很多硬接觸,且形狀較為規(guī)則,故模型各件均可設(shè)為六面體網(wǎng)格,在牙齒與管壁接觸面處布置較為密集的種子,裝配體網(wǎng)格劃分如圖10所示。

圖10 卡瓦坐封有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.10 Grid division of slip setting finite element model

3 管道封堵機(jī)器人減速與坐封仿真分析

3.1 卡瓦牙頂角變化時(shí)的減速仿真分析

根據(jù)上述分析以及現(xiàn)有工況條件,選擇并建立了牙頂角為55°、60°、65°、70°和75°時(shí)的卡瓦減速仿真模型。通過(guò)管壁上出現(xiàn)的等效塑性應(yīng)變值來(lái)分析不同牙頂角下管壁的損傷情況,如圖11所示。

(a)θ=55°

由圖11可知,最大等效塑性應(yīng)變值從大到小依次為牙頂角60°、75°、55°、65°、70°時(shí),主要應(yīng)變劃痕出現(xiàn)在起始接觸階段和即將停止階段,而中間部分未出現(xiàn)劃痕是由于卡瓦接觸管壁后收到管壁的作用力而出現(xiàn)一定程度的回調(diào)。通過(guò)對(duì)比分析得出,牙頂角θ=60°時(shí),管壁上應(yīng)變劃痕最明顯,應(yīng)變值最大;而牙頂角θ為65°、70°時(shí),管壁應(yīng)變值較小,對(duì)管壁造成的損傷最小。

同時(shí)對(duì)減速過(guò)程中不同牙頂角參數(shù)下卡瓦損傷進(jìn)行分析,通過(guò)仿真得到不同牙頂角參數(shù)下卡瓦的最大應(yīng)力Mises與等效塑性應(yīng)變值,見(jiàn)表2。由表2可知,隨著牙頂角的增大,卡瓦牙齒的最大Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變整體上逐漸減小,牙頂角θ為70°、75°時(shí),卡瓦牙齒的應(yīng)力與應(yīng)變值都很小,對(duì)卡瓦造成的損傷較小。

表2 不同牙頂角參數(shù)下卡瓦的最大應(yīng)力Mises與等效塑性應(yīng)變

結(jié)合上述管壁損傷可知,牙頂角θ為55°、60°、75°時(shí),卡瓦或管壁的產(chǎn)生的損傷較大,對(duì)比分析后優(yōu)選牙頂角θ為65°、70°為后續(xù)待分析結(jié)構(gòu)。

3.2 卡瓦牙傾角變化時(shí)的減速仿真分析

根據(jù)減速損傷受力分析研究了不同卡瓦牙齒的牙傾角對(duì)管壁及卡瓦的損傷影響,分別建立了牙傾角γ為45°、50°、55°、60°、65°時(shí)的減速仿真模型,得到不同牙傾角下管壁的等效塑性應(yīng)變分布云圖(圖12)。由圖12可知,最大等效塑性應(yīng)變值從大到小排列為牙傾角45°、55°、65°、60°、50°時(shí),且都只出現(xiàn)在卡瓦剛接觸管壁時(shí),各自之間變化幅度較小,而牙傾角γ=45°時(shí),應(yīng)變值最大且劃痕面積最大,管壁所受損傷較大。

(a)γ=45°

對(duì)減速過(guò)程中不同牙傾角參數(shù)下的卡瓦損傷進(jìn)行分析,通過(guò)仿真得到不同牙傾角參數(shù)下卡瓦的最大應(yīng)力Mises與等效塑性應(yīng)變值,見(jiàn)表3。

表3 不同牙傾角參數(shù)下卡瓦的最大應(yīng)力Mises與等效塑性應(yīng)變

由表3可以得出,隨著牙傾角的增加,卡瓦牙齒的最大Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變逐漸減小,但當(dāng)牙傾角γ為65°時(shí),卡瓦牙齒等效塑性應(yīng)變突然增大,說(shuō)明牙傾角過(guò)大會(huì)加重牙齒在減速階段時(shí)的磨損。當(dāng)γ為55°、60°時(shí),卡瓦牙齒的應(yīng)力應(yīng)變值較小,對(duì)卡瓦造成的損傷較小。

結(jié)合上述管壁損傷可知,γ為45°、50°、65°時(shí),卡瓦或管壁的產(chǎn)生的損傷較大,對(duì)比分析后優(yōu)選牙傾角γ為55°、60°為后續(xù)待分析結(jié)構(gòu)。

3.3 卡瓦牙齒數(shù)變化時(shí)的減速仿真分析

根據(jù)實(shí)際工程的卡瓦齒數(shù)參數(shù)條件,選取卡瓦牙齒數(shù)m為12、14、16、18、20時(shí)的卡瓦參數(shù)并建立了減速仿真的有限元模型,得到不同牙齒數(shù)下管壁的等效塑性應(yīng)變分布云圖(圖13)。

(a)m=12

由圖13可知,最大等效塑性應(yīng)變值從大到小排列為牙齒數(shù)m為14、12、16、20、18時(shí)。與牙頂角、牙傾角參數(shù)的影響相比,牙齒數(shù)變化時(shí)管道等效塑性應(yīng)變的變化很小,由此可知,卡瓦齒數(shù)變化對(duì)減速階段管壁損傷的影響較小,且對(duì)管壁的損傷都很小,則該5種齒數(shù)均可選擇。

對(duì)減速過(guò)程不同牙齒數(shù)參數(shù)下的卡瓦損傷進(jìn)行分析,通過(guò)仿真得到不同牙齒數(shù)參數(shù)下卡瓦的最大應(yīng)力Mises與等效塑性應(yīng)變值,見(jiàn)表4?？芍?m=14時(shí)卡瓦最大Mises應(yīng)力最大,m=16時(shí)等效塑性應(yīng)變最大,而m為18、20時(shí)卡瓦牙齒的應(yīng)力應(yīng)變值相對(duì)較小,對(duì)卡瓦造成的損傷較小。

結(jié)合上述管壁損傷分析可知,當(dāng)卡瓦齒數(shù)m為18、20時(shí),卡瓦與管壁的損傷最小,優(yōu)選為后續(xù)待分析結(jié)構(gòu)。綜上分析,管道封堵機(jī)器人在減速階段,卡瓦牙頂角與牙傾角對(duì)管壁的損傷影響較大,牙齒數(shù)的影響較小,且當(dāng)卡瓦牙頂角θ=70°、牙傾角γ=60°、齒數(shù)m為18、20時(shí),減速階段卡瓦與管壁的損傷最小。

3.4 卡瓦牙頂角變化時(shí)的坐封仿真分析

與減速階段牙頂角參數(shù)相同,選取牙頂角55°、60°、65°、70°和75°的卡瓦牙齒結(jié)構(gòu)進(jìn)行坐封仿真分析,以及不同牙頂角參數(shù)下管壁與卡瓦的坐封階段損傷分析,得到管壁的Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變分布,如圖14所示。

θ=55° θ=60° θ=65° θ=70° θ=75°圖14 卡瓦牙頂角變化時(shí)坐封階段管道Mises應(yīng)力(上)與等效塑性應(yīng)變(下)分布情況Fig.14 Distribution of the Mises stress (top) and equivalent plastic strain (bottom) in the setting stage when the lip angle changes

由圖14可知,管道在卡瓦牙齒作用下應(yīng)力應(yīng)變較大,牙頂角θ為55°、70°、75°時(shí)Mises應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯,且等效塑性應(yīng)變較大,尤其θ=55°時(shí)Mises應(yīng)力分布最明顯,θ=70°時(shí)等效塑性應(yīng)變分布的值最大,而θ為60°、65°時(shí)Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變均較小,說(shuō)明θ為55°、70°時(shí)管壁損傷較大,θ為60°、65°時(shí)管壁損傷較小。

同時(shí)進(jìn)行坐封過(guò)程中的卡瓦損傷分析,仿真得到卡瓦牙齒在不同牙頂角參數(shù)下的應(yīng)力應(yīng)變分布情況,如圖15所示?？梢钥闯?在卡瓦坐封階段,隨卡瓦牙頂角變化,Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變的變化幅度較小。牙頂角θ=60°時(shí)卡瓦牙齒的等效塑性應(yīng)變最大;θ=75°時(shí)卡瓦牙齒的Mises應(yīng)力分布面積最大,對(duì)卡瓦的損傷最大。

綜合管壁與卡瓦的損傷應(yīng)力應(yīng)變分析可得,牙頂角θ為55°、70°時(shí)管壁所受損傷最大;θ為60°、75°時(shí)卡瓦齒面損傷最大,對(duì)比分析后優(yōu)選θ=65°為后續(xù)待分析結(jié)構(gòu)。

3.5 卡瓦牙傾角變化時(shí)的坐封仿真分析

根據(jù)建立的牙傾角γ為45°、50°、55°、60°、65°時(shí)的坐封仿真模型,進(jìn)行不同牙傾角參數(shù)下管壁與卡瓦的坐封階段損傷分析,得到管壁的Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變分布,如圖16所示?？梢钥闯?卡瓦牙傾角γ變化時(shí)管壁的Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變沒(méi)有明顯變化;γ為55°、60°時(shí),管壁的應(yīng)力應(yīng)變值相對(duì)較小。

同時(shí)也得到了卡瓦齒面在牙傾角γ變化時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變分布情況,如圖17所示?？梢钥闯?牙傾角γ為45°、50°、65°時(shí),卡瓦齒面出現(xiàn)應(yīng)力集中,且等效塑性應(yīng)變較大,即齒面損傷較大。而γ為55°、60°時(shí),齒面應(yīng)力應(yīng)變均很小,表明該結(jié)構(gòu)對(duì)齒面的損傷很小。

綜合管壁與卡瓦的損傷應(yīng)力應(yīng)變分析可得,牙傾角γ為45°、50°、65°時(shí),卡瓦齒面損傷最大。對(duì)比分析后優(yōu)選γ為55°、60°為后續(xù)待分析結(jié)構(gòu)。

3.6 卡瓦牙齒數(shù)變化時(shí)的坐封仿真分析

根據(jù)建立的牙齒數(shù)m為12、14、16、18、20時(shí)的坐封仿真模型,進(jìn)行不同牙齒數(shù)參數(shù)下管壁與卡瓦的坐封階段損傷分析,得到管壁的Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變分布,如圖18所示?？梢钥闯?m=20時(shí),管壁的Mises應(yīng)力最大且等效塑性應(yīng)變分布面積最廣,管壁損傷最大。m為12、18時(shí),管壁應(yīng)力、應(yīng)變值及分布都相對(duì)較小,表明其所受損傷最小。

m=12 m=14 m=16 m=18 m=20圖18 卡瓦牙齒數(shù)變化時(shí)管道Mises應(yīng)力(上)與等效塑性應(yīng)變(下)分布情況Fig.18 Distribution of Mises stress (top) and equivalent plastic strain (bottom) when the number of slips m changed

仿真得到卡瓦牙齒數(shù)m變化時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變分布情況,如圖19所示?？梢钥闯?m=14時(shí),齒面Mises應(yīng)力最大;m=16時(shí),齒面上等效塑性應(yīng)變最大。由此可知,m為14、16時(shí)卡瓦齒面損傷最大。m=20時(shí),齒面應(yīng)力應(yīng)變最小,其所受損傷最小。

3.7 卡瓦的結(jié)構(gòu)優(yōu)選及性能驗(yàn)證

由上述仿真分析可知,減速階段卡瓦所受的損傷較小,因此減速階段分析管壁的摩擦損傷即可,坐封階段需綜合考慮管壁及卡瓦齒面的損傷。在卡瓦坐封管壁損傷機(jī)理分析及其結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化過(guò)程中,管壁的損傷情況是最值得關(guān)注的,然后考慮卡瓦自身?yè)p傷情況。

在減速階段,θ=60°、γ=45°、m=14時(shí),管壁的損傷最大。在坐封階段,θ為55°、70°,m=20時(shí),管壁的損傷最大;當(dāng)θ為60°、75°,γ為45°、50°、65°,m=16時(shí),卡瓦齒面的損傷較大,以上技術(shù)參數(shù)組合不適合作為管道封堵機(jī)器人卡瓦牙齒結(jié)構(gòu)參數(shù)。因此,θ=65°,γ=55°、60°,m=12、18為卡瓦牙齒的相對(duì)較優(yōu)的技術(shù)參數(shù)組合,重新將這三類參數(shù)組合優(yōu)化(表5),再一次進(jìn)行卡瓦的減速與坐封仿真分析,以求得最優(yōu)的卡瓦結(jié)構(gòu)。

表5 卡瓦牙齒結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化組合

由上述分析可知,減速階段卡瓦所受的損傷較小,因此減速階段僅分析管壁的摩擦損傷即可。優(yōu)化后的仿真結(jié)果如圖20～圖22所示。

(a)組合1

組合1 組合2 組合3 組合4圖21 不同組合參數(shù)下卡瓦坐封階段管壁的Mises應(yīng)力(上)與等效塑性應(yīng)變(下)分布Fig.21 Distribution of Mises stress (top) and equivalent plastic strain (bottom) of the wall of slips sealing stage under different combination parameters

由上述仿真云圖可以看出,管壁與卡瓦齒面產(chǎn)生的應(yīng)力、應(yīng)變均減小,分布更加均勻,管壁及卡瓦齒面損傷有所減小。減速階段組合1與組合4管壁的損傷最小。坐封階段組合2與組合4管壁損傷最小,組合3與組合4的卡瓦損傷最小。綜上所述可得：卡瓦結(jié)構(gòu)為組合4時(shí),管道封堵機(jī)器人坐封管道時(shí)對(duì)管壁的損傷最小,并且卡瓦自身?yè)p傷也是最小。因此,在滿足工況的條件下,卡瓦牙齒的最優(yōu)結(jié)構(gòu)為：牙頂角θ=65°,牙傾角γ=60°,齒數(shù)m=18。

最后選取θ=65°、γ=60°、m=18的最優(yōu)卡瓦結(jié)構(gòu)進(jìn)行坐封仿真驗(yàn)證。設(shè)置兩條分析步：第一條分析步(Step1)為卡瓦坐封分析,根據(jù)管道封堵機(jī)器人中最小推力要求對(duì)擠壓碗施加軸向載荷353.4 kN,約束管道與擋板固定,擠壓碗軸向移動(dòng)自由,卡瓦軸向徑向移動(dòng)雙自由;第二條分析步(Step2)為根據(jù)工況對(duì)管道軸向施加216.9 kN載荷,以驗(yàn)證坐封可靠性,在Step1的基礎(chǔ)上將管道設(shè)置為軸向移動(dòng)自由。Step2結(jié)束后的仿真結(jié)果位移云圖見(jiàn)圖23,可知管道在卡瓦滿足工況的受載荷條件換算下,管道的位移量為0,未出現(xiàn)滑移現(xiàn)象,說(shuō)明上述優(yōu)選出的卡瓦結(jié)構(gòu)能滿足坐封的可靠性要求。

1.擋板 2.管道 3.卡瓦 4.擠壓碗圖23 卡瓦坐封及驗(yàn)證階段各部件的位移云圖Fig.23 Displacement nephogram of each component in slips setting and verification stage

4 卡瓦承壓性能與管壁損傷特性實(shí)驗(yàn)

4.1 實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

卡瓦材質(zhì)堅(jiān)硬,會(huì)對(duì)油氣管道造成一定程度的損傷,分為摩擦損傷與坐封損傷。坐封損傷面積小,受損程度主要與坐封力有關(guān),摩擦損傷的面積大,管道受損情況與卡瓦結(jié)構(gòu)密切相關(guān)。因此,本文進(jìn)行卡瓦與管道間摩擦損傷的實(shí)驗(yàn)分析,根據(jù)仿真選擇的4組正交組合完成減速與坐封模擬實(shí)驗(yàn),進(jìn)行結(jié)果對(duì)比分析,主要實(shí)驗(yàn)方案如圖24所示。

1.下夾板 2.上夾板 3.卡瓦試件 4.施力螺栓5.管道試件 6.夾持塊圖24 卡瓦與管壁減速與坐封模擬實(shí)驗(yàn)方案Fig.24 Friction test scheme of slips and pipeline wall

先通過(guò)夾板將管道與卡瓦試件固定,在夾板上通過(guò)施力螺栓施加卡瓦與管道之間的正壓力,通過(guò)力矩扳手確定施加載荷。之后在伸縮液壓機(jī)的拉力下,使卡瓦與管道試件之間產(chǎn)生相對(duì)滑移。最后通過(guò)觀察與掃描管道上出現(xiàn)的劃痕進(jìn)行分析判斷,并與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,得到最優(yōu)的卡瓦牙型實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)。

由管道封堵機(jī)器人卡瓦減速仿真所施加的作用力為39.3 kN及式(10)可得,實(shí)驗(yàn)中通過(guò)力矩扳手所施加的螺栓預(yù)緊力F0=164.2 kN。擰緊力矩T等于螺旋副間的摩擦阻力矩T1和螺母環(huán)形端面與被連接件支承面間的摩擦阻力矩T2之和,即

T=T1+T2

(17)

螺旋副間的摩擦力矩

(18)

式中,φ為螺紋升角;φv為螺旋副的當(dāng)量摩擦角;d2為螺紋中徑,d2=0.9d。

螺母與支承面間摩擦阻力矩

(19)

式中,f為摩擦因數(shù),無(wú)潤(rùn)滑時(shí)f取值范圍為0.1～0.2;d0為螺栓孔徑;D0為螺母環(huán)形支承面的外徑。

將式(18)、式(19)代入式(17),得

(20)

其中,fc為螺母與支承面間的摩擦因數(shù)。對(duì)于本實(shí)驗(yàn)裝置中M16粗牙普通螺紋的鋼制螺栓,φ取值范圍為1°42′～3°2′,φv=arctan 1.155f,d0≈1.1d,D0≈1.5d,fc=0.15[27]。d為螺栓公稱直徑,d=16 mm。將上述參數(shù)代入式(20),整理得

T≈0.2F0d

(21)

計(jì)算出所需力矩T=105 N·m。

4.2 試驗(yàn)測(cè)試與結(jié)果

卡瓦試件根據(jù)仿真選擇的4組正交組合進(jìn)行實(shí)驗(yàn),各組合參數(shù)見(jiàn)表5。將試驗(yàn)裝置組裝完成,如圖25所示。

圖25 卡瓦試驗(yàn)裝置組裝圖Fig.25 Assembly diagram of the slips test device

(1)主要試驗(yàn)裝置。①拉壓試驗(yàn)機(jī)。ETM系列電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī),最大載荷可達(dá)10 t。②顯微鏡。顯微鏡可以更加直觀方便地觀察并記錄管壁磨損嚴(yán)重點(diǎn)處情況。

(2)試驗(yàn)步驟。①將卡瓦試件與管道試件之間通過(guò)上下夾具固定,力矩扳手設(shè)定為105 N·m,并將各螺栓擰至預(yù)設(shè)扭矩值。②將組裝好的試件裝入試驗(yàn)機(jī)上,如圖26所示。③開(kāi)啟拉伸試驗(yàn)機(jī),設(shè)置試驗(yàn)機(jī)的拉伸參數(shù),行進(jìn)位移為50 mm。④關(guān)閉試驗(yàn)機(jī),取下試驗(yàn)后試件,重新裝夾下一組卡瓦試件,重復(fù)前三個(gè)步驟,共四組。⑤將試驗(yàn)后的四組管壁接觸面通過(guò)顯微鏡對(duì)損傷最大點(diǎn)處放大觀察對(duì)比并記錄。實(shí)驗(yàn)流程如圖27所示。

圖26 試驗(yàn)機(jī)組裝圖Fig.26 Assembly of testing machine

圖27 實(shí)驗(yàn)流程圖Fig.27 Experimental procedure

(3)試驗(yàn)結(jié)果與分析。得到的管道試件試驗(yàn)結(jié)果如圖28所示,可以看出,組合2與組合3下管壁磨損程度最大,劃痕深度大且面積廣,管壁損傷較為嚴(yán)重。組合4管壁的磨損最小,劃痕的深度最小且面積較小,與之前仿真所得結(jié)論相對(duì)應(yīng),對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證,進(jìn)一步得到卡瓦牙齒的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)組合為：牙頂角θ=65°,牙傾角γ=60°,齒數(shù)m=18。

圖28 不同卡瓦組合的管壁磨損情況Fig.28 Pipeline wall wear under different slips combinations

5 結(jié)論

為了確?？ㄍ吣芷鸬搅己霉潭ü艿婪舛聶C(jī)器人的作用,同時(shí)減少對(duì)管道的損傷,本文以降低管道管壁、卡瓦牙齒損傷情況為前提,進(jìn)行了管道封堵機(jī)器人減速坐封過(guò)程受力分析和管壁損傷因素分析,建立了卡瓦坐封機(jī)理的有限元仿真模型。通過(guò)正交試驗(yàn)法對(duì)卡瓦結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化,建立了可見(jiàn)的室內(nèi)試驗(yàn)并對(duì)仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證。得出的結(jié)論如下：

(1)管道封堵機(jī)器人坐封過(guò)程中,卡瓦作用管壁的Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變?cè)谳S向與徑向上分布不均。且隨著不同參數(shù)的變化,管壁的Mises應(yīng)力與等效塑性應(yīng)變未出現(xiàn)明顯的規(guī)律性變化。各技術(shù)參數(shù)條件下卡瓦均滿足坐封要求,未出現(xiàn)卡瓦滑移現(xiàn)象。

(2)合理的優(yōu)化卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)可以有效提高卡瓦工作壽命減小管道損傷,以提高管道封堵機(jī)器人的工作性能。牙頂角θ=65°,牙傾角γ為55°、60°,齒數(shù)m為12、18時(shí),管壁與卡瓦所產(chǎn)生的損傷均相對(duì)較小。

(3)根據(jù)卡瓦的有限元仿真結(jié)果加工出4種卡瓦進(jìn)行減速與坐封單元試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明,4種卡瓦分別在所對(duì)應(yīng)的載荷下均滿足坐封要求,分析管壁的磨損及劃痕的深度,并與之前仿真所得結(jié)論相對(duì)應(yīng),對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證,進(jìn)一步得出卡瓦牙齒的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)組合為：牙頂角θ=65°,牙傾角γ=60°,齒數(shù)m=18。

(4)本文研究結(jié)果對(duì)開(kāi)發(fā)高性能、高壽命、高可靠性管道封堵機(jī)器人具有重要的參考意義。