管道封堵機器人的卡瓦承壓性能與管壁損傷特性仿真與試驗研究

唐 洋 張吳鏑 張玉林 王 遠

1.西南石油大學機電工程學院,成都,610500 2.西南石油大學能源裝備研究院,成都,610500

0 引言

卡瓦是管道封堵機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器人運行速度、支撐管道封堵機器人和固定橡膠筒。現場使用時,卡瓦坐封失效和管壁損傷問題較為突出,已成為當前受關注的焦點問題之一[1-3]。

為了揭示卡瓦減速與坐封失效機理,國內外學者對封隔器卡瓦做了相關研究。仝少凱等[4]利用楔形體應力分析方法分析了RTTS封隔器卡瓦的應力分布及強度。韓傳軍等[5]以減少卡瓦對套管的損傷為前提,采用滑移線理論、有限元法及與試驗相結合的方法,研究了卡瓦坐封過程中的力學行為,計算了卡瓦嵌入套管的深度,優選了結構參數。曹銀萍等[6]運用斷裂力學理論建立了RTTS封隔器卡瓦處套管二維裂紋與三維裂紋擴展模型,分析了套管二維裂紋和三維裂紋失穩擴展塑性區尺寸。祝效華等[7]基于非線性顯式動態分析方法建立有限元模型,綜合評估不同卡瓦牙型參數下卡瓦、套管的應力值、等效塑性應變、卡瓦滑移量。王迪等[8]應用有限元法和三維光彈性技術對封隔器卡瓦進行了接觸應力分析,介紹了實驗模型的建立和實驗步驟以及計算模型的建立和邊界條件的考慮,比較了數值計算與三維光彈實驗的結果,分析了造成誤差的原因。王志堅等[9]運用有限元分析軟件ANSYS對卡瓦進行有限元數值模擬分析。耿岱等[10]根據他們設計的封堵機器人,利用神經網絡建立了卡瓦參數間的函數關系并進行了函數優化,獲得最大卡瓦坐封力的結構參數。劉躍寶[11]分析了卡瓦牙齒的幾何參數與卡緊效果之間的關系并對其進行了優化。SHAHANI等[12]通過對卡瓦與套管之間簡化的接觸仿真,得到了卡瓦張開弧度與接觸應力間的關系。TANG等[13]基于封隔器卡瓦的承壓性能,進行了牙齒參數分析與優選。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]通過卡瓦的作用原理對即將產生的損傷進行了計算。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,也有涉及其結構改進部分。

卡瓦作為防止管道封堵機器人竄動的主要部件,在使用中常出現坐封失效和損傷管壁等問題。然而,管道封堵機器人減速與坐封過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。同時在研究方法上,目前關于卡瓦的研究并未針對管內減速與坐封過程進行分析,且通過管壁損傷因素分析進而優化卡瓦結構的研究未見報道。本文以降低管壁、卡瓦牙齒損傷情況為前提,采用有限元方法評價卡瓦牙頂角、牙傾角、牙齒數三種參數條件下管道內表面塑性應變和卡瓦塑性應變及Mises應力變化。進一步采用多因素分析方法對卡瓦結構參數進行優化,從而提高卡瓦坐封性能和使用壽命。

1 管道封堵機器人工作機理

1.1 管道封堵機器人工作原理

管道封堵機器人減速坐封過程如圖1所示。當管道封堵機器人到達指定位置時,控制封堵模塊(圖2)上承載的卡瓦和橡膠筒軸向運動,卡瓦隨著擠壓碗運動徑向伸出與管道接觸,與管壁產生犁溝效應,將機器人固定在管道內實現坐封。同時,橡膠筒形變膨脹貼合管壁,與管壁產生接觸應力。接觸應力隨著橡膠筒膨脹而增大,最終將管壁與機器人間的環形通道封住[16-17]。

1.調速模塊 2.管道 3.封堵模塊Ⅰ 4.伸縮模塊 5.封堵模塊Ⅱ圖1 管道封堵機器人坐封過程示意圖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 封堵模塊結構示意圖Fig.2 Plugging module structure

1.2 卡瓦坐封過程受力分析

根據油氣管道內工況條件,存在10 MPa的介質壓差作用在管道封堵機器人橡膠筒一側的環形截面上時[18-20],管道封堵機器人受到的最大封堵推力

Fp=πpD2/4

(1)

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

卡瓦減速坐封過程中會出現犁溝效應,犁溝效應是指硬金屬的粗糙峰嵌入軟金屬后,在滑動過程中推擠軟金屬,使之塑性流動并犁出一條溝槽[21],如圖3所示。對圖3進行受力分析,摩擦力Ff與摩擦因數μ分別為

圖3 犁溝效應模型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所得到的摩擦因數,計算得μ=1.866 ;N為管道對卡瓦的正壓力;σs為管壁與卡瓦之間的正應力;A為嵌入面面積;A′為側面面積;l為卡瓦嵌入寬度;h為卡瓦嵌入深度;t為卡瓦嵌入長度。

根據管道封堵機器人卡瓦的減速坐封原理,考慮其坐封過程中的非線性,對模型進行以下簡化[22-24]：

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

(2)設置二維模型進行分析,忽略卡瓦與擠壓碗、擋板上的細微特征。

圖4中,卡瓦減速坐封過程中,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=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,μ1=0.15;μ2為卡瓦與支撐盤之間的摩擦因數,μ2=0.15。

擠壓碗的受力

FN1=Fhcosγ

(9)

結合式(4)～式(9)得

(10)

式中,Fh為擠壓碗推力,計算得出Fh=2120.4 kN。

1.3 管壁損傷因素分析

卡瓦減速坐封過程中,在推力Fh的作用下,卡瓦牙齒逐漸嵌入管道,此過程中接觸應力增大,管道和卡瓦會發生彈塑性變形。管壁的損傷情況不僅與正壓力Fs有關,還與卡瓦牙齒分布情況有關。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,卡瓦在不同參數情況下所產生的損傷不同,故需研究卡瓦牙齒結構參數,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,產生的擠壓力ps為

ps=ψAcaσjy

(11)

Aca=ktpbx

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

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

ps=ψktpσjya(tanθ1+tanθ2)

(12)

卡瓦在正壓力Fs作用下產生的動能Ek為

Ek=Fs(L+a)

(13)

式中,L為卡瓦運動前與管壁之間的徑向距離。

卡瓦牙齒嵌入管壁過程中,管壁對牙齒的阻力做功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,分析不同牙齒結構對管道及卡瓦損傷的影響,選擇合理的牙齒技術參數能有效減小管道內表面塑性應變和卡瓦塑性應變及Mises應力。由式(16)可知,卡瓦牙齒的結構參數為：牙頂角θ、牙傾角γ、齒數m(通過改變齒寬b與齒高h來改變齒數m)。

2 管道封堵機器人減速與坐封仿真模型

管道封堵機器人在減速坐封過程中,卡瓦呈周向均勻分布。簡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 卡瓦坐封過程有限元模型Fig.6 Finite element model of slips sealing process

根據現有裝置,將卡瓦材料設為20CrMnTi,管道材料根據油氣運輸管道實際情況設為X65號鋼,擠壓碗與擋板設為42CrMo,主要材料參數見表1。

表1 各構件與卡瓦材料參數

2.1 卡瓦減速過程仿真模型

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

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

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

2.2 卡瓦坐封過程仿真模型

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

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

3 管道封堵機器人減速與坐封仿真分析

3.1 卡瓦牙頂角變化時的減速仿真分析

根據上述分析以及現有工況條件,選擇并建立了牙頂角為55°、60°、65°、70°和75°時的卡瓦減速仿真模型。通過管壁上出現的等效塑性應變值來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,最大等效塑性應變值從大到小依次為牙頂角60°、75°、55°、65°、70°時,主要應變劃痕出現在起始接觸階段和即將停止階段,而中間部分未出現劃痕是由于卡瓦接觸管壁后收到管壁的作用力而出現一定程度的回調。通過對比分析得出,牙頂角θ=60°時,管壁上應變劃痕最明顯,應變值最大;而牙頂角θ為65°、70°時,管壁應變值較小,對管壁造成的損傷最小。

同時對減速過程中不同牙頂角參數下卡瓦損傷進行分析,通過仿真得到不同牙頂角參數下卡瓦的最大應力Mises與等效塑性應變值,見表2。由表2可知,隨著牙頂角的增大,卡瓦牙齒的最大Mises應力與等效塑性應變整體上逐漸減小,牙頂角θ為70°、75°時,卡瓦牙齒的應力與應變值都很小,對卡瓦造成的損傷較小。

表2 不同牙頂角參數下卡瓦的最大應力Mises與等效塑性應變

結合上述管壁損傷可知,牙頂角θ為55°、60°、75°時,卡瓦或管壁的產生的損傷較大,對比分析后優選牙頂角θ為65°、70°為后續待分析結構。

3.2 卡瓦牙傾角變化時的減速仿真分析

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

(a)γ=45°

對減速過程中不同牙傾角參數下的卡瓦損傷進行分析,通過仿真得到不同牙傾角參數下卡瓦的最大應力Mises與等效塑性應變值,見表3。

表3 不同牙傾角參數下卡瓦的最大應力Mises與等效塑性應變

由表3可以得出,隨著牙傾角的增加,卡瓦牙齒的最大Mises應力與等效塑性應變逐漸減小,但當牙傾角γ為65°時,卡瓦牙齒等效塑性應變突然增大,說明牙傾角過大會加重牙齒在減速階段時的磨損。當γ為55°、60°時,卡瓦牙齒的應力應變值較小,對卡瓦造成的損傷較小。

結合上述管壁損傷可知,γ為45°、50°、65°時,卡瓦或管壁的產生的損傷較大,對比分析后優選牙傾角γ為55°、60°為后續待分析結構。

3.3 卡瓦牙齒數變化時的減速仿真分析

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

(a)m=12

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

對減速過程不同牙齒數參數下的卡瓦損傷進行分析,通過仿真得到不同牙齒數參數下卡瓦的最大應力Mises與等效塑性應變值,見表4。可知,m=14時卡瓦最大Mises應力最大,m=16時等效塑性應變最大,而m為18、20時卡瓦牙齒的應力應變值相對較小,對卡瓦造成的損傷較小。

結合上述管壁損傷分析可知,當卡瓦齒數m為18、20時,卡瓦與管壁的損傷最小,優選為后續待分析結構。綜上分析,管道封堵機器人在減速階段,卡瓦牙頂角與牙傾角對管壁的損傷影響較大,牙齒數的影響較小,且當卡瓦牙頂角θ=70°、牙傾角γ=60°、齒數m為18、20時,減速階段卡瓦與管壁的損傷最小。

3.4 卡瓦牙頂角變化時的坐封仿真分析

與減速階段牙頂角參數相同,選取牙頂角55°、60°、65°、70°和75°的卡瓦牙齒結構進行坐封仿真分析,以及不同牙頂角參數下管壁與卡瓦的坐封階段損傷分析,得到管壁的Mises應力與等效塑性應變分布,如圖14所示。

θ=55° θ=60° θ=65° θ=70° θ=75°圖14 卡瓦牙頂角變化時坐封階段管道Mises應力(上)與等效塑性應變(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力應變較大,牙頂角θ為55°、70°、75°時Mises應力集中現象明顯,且等效塑性應變較大,尤其θ=55°時Mises應力分布最明顯,θ=70°時等效塑性應變分布的值最大,而θ為60°、65°時Mises應力與等效塑性應變均較小,說明θ為55°、70°時管壁損傷較大,θ為60°、65°時管壁損傷較小。

同時進行坐封過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下的應力應變分布情況,如圖15所示。可以看出,在卡瓦坐封階段,隨卡瓦牙頂角變化,Mises應力與等效塑性應變的變化幅度較小。牙頂角θ=60°時卡瓦牙齒的等效塑性應變最大;θ=75°時卡瓦牙齒的Mises應力分布面積最大,對卡瓦的損傷最大。

綜合管壁與卡瓦的損傷應力應變分析可得,牙頂角θ為55°、70°時管壁所受損傷最大;θ為60°、75°時卡瓦齒面損傷最大,對比分析后優選θ=65°為后續待分析結構。

3.5 卡瓦牙傾角變化時的坐封仿真分析

根據建立的牙傾角γ為45°、50°、55°、60°、65°時的坐封仿真模型,進行不同牙傾角參數下管壁與卡瓦的坐封階段損傷分析,得到管壁的Mises應力與等效塑性應變分布,如圖16所示。可以看出,卡瓦牙傾角γ變化時管壁的Mises應力與等效塑性應變沒有明顯變化;γ為55°、60°時,管壁的應力應變值相對較小。

同時也得到了卡瓦齒面在牙傾角γ變化時的應力應變分布情況,如圖17所示。可以看出,牙傾角γ為45°、50°、65°時,卡瓦齒面出現應力集中,且等效塑性應變較大,即齒面損傷較大。而γ為55°、60°時,齒面應力應變均很小,表明該結構對齒面的損傷很小。

綜合管壁與卡瓦的損傷應力應變分析可得,牙傾角γ為45°、50°、65°時,卡瓦齒面損傷最大。對比分析后優選γ為55°、60°為后續待分析結構。

3.6 卡瓦牙齒數變化時的坐封仿真分析

根據建立的牙齒數m為12、14、16、18、20時的坐封仿真模型,進行不同牙齒數參數下管壁與卡瓦的坐封階段損傷分析,得到管壁的Mises應力與等效塑性應變分布,如圖18所示。可以看出,m=20時,管壁的Mises應力最大且等效塑性應變分布面積最廣,管壁損傷最大。m為12、18時,管壁應力、應變值及分布都相對較小,表明其所受損傷最小。

m=12 m=14 m=16 m=18 m=20圖18 卡瓦牙齒數變化時管道Mises應力(上)與等效塑性應變(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m變化時的應力應變分布情況,如圖19所示。可以看出,m=14時,齒面Mises應力最大;m=16時,齒面上等效塑性應變最大。由此可知,m為14、16時卡瓦齒面損傷最大。m=20時,齒面應力應變最小,其所受損傷最小。

3.7 卡瓦的結構優選及性能驗證

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理分析及其結構參數優化過程中,管壁的損傷情況是最值得關注的,然后考慮卡瓦自身損傷情況。

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

表5 卡瓦牙齒結構參數優化組合

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。優化后的仿真結果如圖20～圖22所示。

(a)組合1

組合1 組合2 組合3 組合4圖21 不同組合參數下卡瓦坐封階段管壁的Mises應力(上)與等效塑性應變(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,管壁與卡瓦齒面產生的應力、應變均減小,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：卡瓦結構為組合4時,管道封堵機器人坐封管道時對管壁的損傷最小,并且卡瓦自身損傷也是最小。因此,在滿足工況的條件下,卡瓦牙齒的最優結構為：牙頂角θ=65°,牙傾角γ=60°,齒數m=18。

最后選取θ=65°、γ=60°、m=18的最優卡瓦結構進行坐封仿真驗證。設置兩條分析步：第一條分析步(Step1)為卡瓦坐封分析,根據管道封堵機器人中最小推力要求對擠壓碗施加軸向載荷353.4 kN,約束管道與擋板固定,擠壓碗軸向移動自由,卡瓦軸向徑向移動雙自由;第二條分析步(Step2)為根據工況對管道軸向施加216.9 kN載荷,以驗證坐封可靠性,在Step1的基礎上將管道設置為軸向移動自由。Step2結束后的仿真結果位移云圖見圖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,未出現滑移現象,說明上述優選出的卡瓦結構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驗

4.1 實驗方案設計

卡瓦材質堅硬,會對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,摩擦損傷的面積大,管道受損情況與卡瓦結構密切相關。因此,本文進行卡瓦與管道間摩擦損傷的實驗分析,根據仿真選擇的4組正交組合完成減速與坐封模擬實驗,進行結果對比分析,主要實驗方案如圖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驗方案Fig.24 Friction test scheme of slips and pipeline wall

先通過夾板將管道與卡瓦試件固定,在夾板上通過施力螺栓施加卡瓦與管道之間的正壓力,通過力矩扳手確定施加載荷。之后在伸縮液壓機的拉力下,使卡瓦與管道試件之間產生相對滑移。最后通過觀察與掃描管道上出現的劃痕進行分析判斷,并與仿真結果進行對比,得到最優的卡瓦牙型實驗結構。

由管道封堵機器人卡瓦減速仿真所施加的作用力為39.3 kN及式(10)可得,實驗中通過力矩扳手所施加的螺栓預緊力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,無潤滑時f取值范圍為0.1～0.2;d0為螺栓孔徑;D0為螺母環形支承面的外徑。

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。對于本實驗裝置中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。將上述參數代入式(20),整理得

T≈0.2F0d

(21)

計算出所需力矩T=105 N·m。

4.2 試驗測試與結果

卡瓦試件根據仿真選擇的4組正交組合進行實驗,各組合參數見表5。將試驗裝置組裝完成,如圖25所示。

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

(1)主要試驗裝置。①拉壓試驗機。ETM系列電子萬能試驗機,最大載荷可達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重點處情況。

(2)試驗步驟。①將卡瓦試件與管道試件之間通過上下夾具固定,力矩扳手設定為105 N·m,并將各螺栓擰至預設扭矩值。②將組裝好的試件裝入試驗機上,如圖26所示。③開啟拉伸試驗機,設置試驗機的拉伸參數,行進位移為50 mm。④關閉試驗機,取下試驗后試件,重新裝夾下一組卡瓦試件,重復前三個步驟,共四組。⑤將試驗后的四組管壁接觸面通過顯微鏡對損傷最大點處放大觀察對比并記錄。實驗流程如圖27所示。

圖26 試驗機組裝圖Fig.26 Assembly of testing machine

圖27 實驗流程圖Fig.27 Experimental procedure

(3)試驗結果與分析。得到的管道試件試驗結果如圖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,與之前仿真所得結論相對應,對仿真結果進行驗證,進一步得到卡瓦牙齒的最優結構參數組合為：牙頂角θ=65°,牙傾角γ=60°,齒數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 結論

為了確保卡瓦能起到良好固定管道封堵機器人的作用,同時減少對管道的損傷,本文以降低管道管壁、卡瓦牙齒損傷情況為前提,進行了管道封堵機器人減速坐封過程受力分析和管壁損傷因素分析,建立了卡瓦坐封機理的有限元仿真模型。通過正交試驗法對卡瓦結構的設計參數進行了優化,建立了可見的室內試驗并對仿真模型進行驗證。得出的結論如下：

(1)管道封堵機器人坐封過程中,卡瓦作用管壁的Mises應力與等效塑性應變在軸向與徑向上分布不均。且隨著不同參數的變化,管壁的Mises應力與等效塑性應變未出現明顯的規律性變化。各技術參數條件下卡瓦均滿足坐封要求,未出現卡瓦滑移現象。

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

(3)根據卡瓦的有限元仿真結果加工出4種卡瓦進行減速與坐封單元試驗。試驗結果表明,4種卡瓦分別在所對應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論相對應,對仿真結果進行驗證,進一步得出卡瓦牙齒的最優結構參數組合為：牙頂角θ=65°,牙傾角γ=60°,齒數m=18。

(4)本文研究結果對開發高性能、高壽命、高可靠性管道封堵機器人具有重要的參考意義。