趙海旭 樊建春

(中國石油大學(xué)(北京) 安全與海洋工程學(xué)院)

0 引 言

隨著海上石油工業(yè)的不斷發(fā)展，我國當(dāng)前已經(jīng)建成了超過6 000 km的海底輸油管道，但其中絕大部分自從投入生產(chǎn)以來從未進(jìn)行過通球清管等基本的維護(hù)活動(dòng)，存在較大安全隱患[1-3]。隨著海上石油天然氣開采規(guī)模的不斷擴(kuò)大，海洋管道的里程數(shù)將再創(chuàng)新高，而海洋管道在服役階段常受到海水腐蝕、輸送壓力載荷及海底地質(zhì)條件變化等影響，易產(chǎn)生缺陷從而導(dǎo)致失效，一旦管道失效引發(fā)漏油事故，將會(huì)對(duì)經(jīng)濟(jì)和生態(tài)產(chǎn)生惡劣影響。因此，需要對(duì)海洋管道進(jìn)行定期檢測[4-5]。管道內(nèi)檢測是一種對(duì)管道有效檢測的評(píng)估手段，常用的檢測方法有超聲檢測、漏磁檢測和磁記憶檢測等[6-7]。

內(nèi)檢測器一旦發(fā)生卡堵，就會(huì)造成嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失，甚至可能會(huì)產(chǎn)生事故，因此在設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮內(nèi)檢測器的驅(qū)動(dòng)力及其在管道內(nèi)運(yùn)行時(shí)的通過性。由于海洋管道里程數(shù)長，并且內(nèi)部為高壓介質(zhì)，所以不宜采用驅(qū)動(dòng)檢測器[8-9]。鑒于此，本文對(duì)內(nèi)檢測器采用皮碗式設(shè)計(jì)，通過皮碗前后的壓差對(duì)皮碗產(chǎn)生推動(dòng)力使檢測器運(yùn)行，并對(duì)內(nèi)檢測器在直管段、彎頭及障礙物處的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行分析。為了確定合適的采樣頻率，需計(jì)算內(nèi)檢測器在管道內(nèi)不同壓差下的運(yùn)行速度。為了保證內(nèi)檢測器在管道內(nèi)能安全有效運(yùn)行，對(duì)內(nèi)檢測器在彎頭處和管道內(nèi)障礙的通過性進(jìn)行仿真計(jì)算。

1 裝置介紹

圖1所示為本文自主研發(fā)的內(nèi)檢測器，它主要用于海洋管道宏觀缺陷及應(yīng)力集中檢測。

為了減小摩擦阻力，內(nèi)檢測器皮碗采用三段斜皮碗。皮碗是內(nèi)檢測器的動(dòng)力來源，同時(shí)對(duì)整個(gè)內(nèi)檢測器圓周方向起支撐作用；驅(qū)動(dòng)皮碗將檢測器前后的管線壓力分為兩部分，兩部分之間的壓差推動(dòng)檢測器前行。考慮到前后皮碗之間水壓比檢測器后端介質(zhì)壓力小，將檢測機(jī)構(gòu)設(shè)置在兩個(gè)皮碗之間的筒體外側(cè)，以對(duì)檢測機(jī)構(gòu)起到一定保護(hù)作用。機(jī)械筒體由防撞頭、密封法蘭、承壓密封艙和皮碗支撐板組成。防撞頭與筒體頭部通過螺栓連接，承壓密封艙內(nèi)有耐高溫鋰電池和高速數(shù)據(jù)采集器，檢測機(jī)構(gòu)周向環(huán)布并通過螺栓固定在承壓密封艙的外部。

2 內(nèi)檢測器運(yùn)動(dòng)分析

2.1 總體受力分析

若要對(duì)內(nèi)檢測器進(jìn)行運(yùn)動(dòng)分析，應(yīng)首先對(duì)其工作環(huán)境進(jìn)行設(shè)定：海管內(nèi)介質(zhì)溫度恒定，不考慮溫度變化對(duì)摩擦因數(shù)的影響；傳感器表面光滑，即不考慮檢測器的金屬彈簧伸縮結(jié)構(gòu)對(duì)摩擦力的影響。

基于以上設(shè)定，檢測器運(yùn)動(dòng)時(shí)主要受重力、壓力、管壁對(duì)皮碗的支持力以及摩擦力，如圖2所示。其中，pf和pb分別為檢測器運(yùn)行方向的前端壓力和后端壓力，f1為檢測器運(yùn)行過程中受到的摩擦力，N為檢測器受到管道內(nèi)壁擠壓形成的支持力。由于檢測器在海上輸油管線內(nèi)運(yùn)動(dòng)距離足夠長，所以可以忽略檢測器對(duì)管內(nèi)介質(zhì)壓力的影響，即在檢測器運(yùn)行過程中管道內(nèi)的壓力恒定[10]。皮碗有足夠的過盈量，檢測器進(jìn)入管道后在其周向截面形成密封面，檢測器后端壓力逐漸增大，當(dāng)檢測器兩端壓差Δp增大到一定值時(shí)，檢測器獲得前進(jìn)加速度，此時(shí)可得到檢測器受合力為：

F=(pf-pb)S-f1-fz

(1)

式中：S為皮碗被壓縮后的面積，即管道徑向內(nèi)截面面積；fz為介質(zhì)阻力。

2.2 摩擦阻力分析

由于過盈量的存在，檢測器進(jìn)入管道后驅(qū)動(dòng)皮碗被壓縮而變形，金屬筒體半徑遠(yuǎn)小于管道內(nèi)徑，檢測器的驅(qū)動(dòng)皮碗與管壁接觸，檢測器運(yùn)動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的摩擦力f1作用于驅(qū)動(dòng)皮碗上。由f1=μN(yùn)知摩擦力f1的大小取決于驅(qū)動(dòng)皮碗的壓緊力，而驅(qū)動(dòng)皮碗壓緊力由其變形產(chǎn)生。皮碗與檢測器的金屬筒體之間通過螺栓連接，管道內(nèi)壁對(duì)皮碗的唇部產(chǎn)生壓力。對(duì)皮碗所受壓力進(jìn)行分析時(shí)，可以將皮碗唇部視為由若干懸臂梁微元組合而成[11]。選取其中一懸臂梁進(jìn)行受力分析，如圖3所示。

圖3 懸臂梁受力分析圖Fig.3 Force analysis diagram of cantilever beam

對(duì)一端受力的懸臂梁，根據(jù)材料力學(xué)可得到其彎矩方程和受力微分方程：

M(x)=N(x-L)

(2)

EIy″=-M(x)=N(L-x)

(3)

對(duì)式(3)積分得：

(4)

由此可得皮碗受壓產(chǎn)生的變形量，即梁的撓度：

δ=y(L)=NL3/(3EI)

(5)

p1=δEb3/(4aL3)

(6)

由此可得摩擦力f1表達(dá)式：

f1=μp1A=εD2Eb3μπ/8

(7)

式中：μ為皮碗與管道的摩擦因數(shù)，μ=0.43；ε為皮碗直徑過盈量；A為內(nèi)檢測器與管道的接觸面積；E為皮碗的彈性模量；L為皮碗唇部長度。

2.3 流體阻力分析

由流體力學(xué)可知，在層流條件下，流體對(duì)內(nèi)檢測器的阻力為：

(8)

式中：ρ為流體的密度，vp為檢測器運(yùn)行的速度。

2.4 壓力差與檢測器運(yùn)行速度關(guān)系

當(dāng)ΔpS=f1+f2時(shí)，內(nèi)檢測器在直管中做勻速直線運(yùn)動(dòng)。

分析時(shí)，各參數(shù)取值如下：ε=0.106 7，D=247.6 mm，E=12.391 MPa，b=17.0 mm，a=40.08 mm，L=40.02 mm。

將各參數(shù)帶入可得Δp與運(yùn)行速度vp的關(guān)系：

(9)

繪制Δp與vp的關(guān)系曲線，如圖4所示。

圖4 檢測器前后壓差與其運(yùn)行速度的關(guān)系曲線Fig.4 The relationship between the operating speed of the detector and its pressure difference

3 檢測器過彎性能分析

一般的海管拐彎部位都是大于或等于90°的彎道，其中90°彎道對(duì)通過性的影響最大。如果檢測裝置能通過90°的彎道，那么也一定能通過大于90°的彎道，因此在設(shè)計(jì)時(shí)，只需驗(yàn)證分析檢測裝置在90°彎道的通過能力[12-15]。內(nèi)檢測器在90°彎道內(nèi)通過時(shí)的示意圖如圖5所示。

圖5 檢測器在管道彎頭處通過時(shí)的示意圖Fig.5 Schematic diagram of the internal detector passing through a pipe bend

檢測裝置在彎管道內(nèi)的幾何約束公式為：

(R+D/2)sin45°-(R-D/2)≤w≤D

(10)

檢測裝置的長度滿足如下關(guān)系：

(11)

內(nèi)檢測器金屬擋板外徑160 mm，首端擋板與檢測器后端頭之間距離406 mm，支撐皮碗厚度17 mm。皮碗完全變形后，可近似看為一個(gè)直徑194 mm、長406 mm的圓柱體。對(duì)外徑273 mm、壁厚12.7 mm管道進(jìn)行彎道通過性計(jì)算，結(jié)果見表1[12]。

表1 檢測器在不同尺寸彎頭處的通過性 mm

綜上所述，檢測裝置在外徑為273 mm、壁厚12.7 mm的立管中，能通過曲率半徑R≥1.5D的管道彎頭。

4 內(nèi)檢測器運(yùn)動(dòng)仿真

4.1 物理建模

本文采用MSC Adams軟件對(duì)內(nèi)檢測器進(jìn)行運(yùn)動(dòng)仿真，仿真示意圖如圖6所示。

圖6 內(nèi)檢測器運(yùn)動(dòng)仿真示意圖Fig.6 Schematic diagram of the motion simulation of the internal detector

首先用SolidWorks對(duì)內(nèi)檢測器和管道建模。為了模擬內(nèi)檢測器常見的運(yùn)動(dòng)狀況，建立如圖7所示模型。管道由2 m與1 m的直管段與1.5D彎頭組成，并且在2 m直管段內(nèi)部添加一處10 mm的凸起。管道外徑273 mm、壁厚12.7 mm。內(nèi)檢測器尺寸參照上述運(yùn)動(dòng)分析計(jì)算的尺寸。

4.2 添加材料屬性及約束力

通過比較，內(nèi)檢測器的皮碗材料選用聚氨酯。由于管道與內(nèi)檢測器的金屬筒體材料屬性對(duì)內(nèi)檢測器的通過性影響較小，所以可選用MSC Adams的structural steel材料[14]。

通過對(duì)內(nèi)檢測器進(jìn)行受力分析，為內(nèi)檢測器添加重力、管道與內(nèi)檢測器的接觸力及壓差對(duì)內(nèi)檢測器的推動(dòng)力。假設(shè)檢測器運(yùn)動(dòng)對(duì)管道內(nèi)液體壓力無影響，可認(rèn)為運(yùn)行過程中的壓力恒定，通過計(jì)算推動(dòng)力為50 kN。

4.3 運(yùn)行結(jié)果及分析

將皮碗?yún)?shù)和阻尼參數(shù)帶入模型之后運(yùn)行，內(nèi)檢測器運(yùn)動(dòng)過程如圖8所示。

運(yùn)動(dòng)過程驗(yàn)證了內(nèi)檢測器模型在1.5D彎頭和10 mm的障礙處均可通過，沒有出現(xiàn)卡堵現(xiàn)象。將模型運(yùn)動(dòng)速度曲線導(dǎo)出，如圖9所示。從圖9可以看出，對(duì)模型施加動(dòng)力后，在0.0～0.5 s進(jìn)入加速階段，此時(shí)ΔpS>f1+f2。在0.5～1.5 s時(shí)模型有明顯的先減速后加速過程，原因是模型經(jīng)過10 mm凸起處，曲線有兩處波峰值，受力恢復(fù)到ΔpS>f1+f2階段，模型獲得了短暫的加速時(shí)間。在0.20～0.25 s，速度恒定，此時(shí)模型受力平衡，ΔpS=f1+f2。在0.25～0.45 s模型經(jīng)過管道彎頭過程中有3處波峰值，分析原因?yàn)槟Ｐ驮谕ㄟ^彎頭不同位置時(shí)，可能出現(xiàn)有的皮碗受力增大而其他皮碗受力不變甚至減小的情況。

圖8 內(nèi)檢測器運(yùn)動(dòng)過程模擬圖Fig.8 Simulation diagram of the movement process of the internal detector

圖9 內(nèi)檢測器運(yùn)行速度變化曲線Fig.9 Speed change curve of the internal detector

圖10為模型運(yùn)動(dòng)時(shí)皮碗所受壓力增量隨時(shí)間的變化曲線。從圖10可見：在0.5～1.5 s內(nèi)3個(gè)皮碗依次經(jīng)過障礙，壓力增量依次發(fā)生變化，并且由于運(yùn)動(dòng)速度改變，3個(gè)皮碗的壓力增加時(shí)間不同；在經(jīng)過彎道時(shí)中間皮碗先受到彎道內(nèi)側(cè)擠壓而先產(chǎn)生壓力增量，隨后前后兩個(gè)皮碗一同產(chǎn)生較大壓力增量，此時(shí)末端皮碗壓力增量沒有發(fā)生較大變化；當(dāng)模型過彎經(jīng)過時(shí)，前端皮碗壓力增量開始減小，末端皮碗壓力增量開始增大。這3處皮碗壓力增量的變化時(shí)間不同也解釋了圖9中0.25～0.45 s內(nèi)3處波峰出現(xiàn)的原因。

5 結(jié) 論

(1)通過對(duì)皮碗式海管內(nèi)檢測器的定量分析，得出運(yùn)行速度與前后介質(zhì)壓差的函數(shù)關(guān)系式，根據(jù)壓差確定運(yùn)行速度，為內(nèi)檢測器選用合適采樣頻率提供了參考。

(2)定量分析皮碗式海管內(nèi)檢測器在經(jīng)過不同尺寸彎頭時(shí)的通過性，內(nèi)檢測器可順利經(jīng)過的最小曲率半徑彎頭為1.5D彎頭，為內(nèi)檢測器的尺寸設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。

(3)通過對(duì)皮碗式海管內(nèi)檢測器仿真模擬，對(duì)其過彎能力與越障能力進(jìn)行了測試，并且得到了速度曲線與壓力增量曲線，為皮碗式海管內(nèi)檢測器的現(xiàn)場應(yīng)用提供了數(shù)據(jù)支持。