一種流體驅動式管道檢測機器人的結構設計與優化

馬英涵，趙 弘，余家昊，王文明，彭 鶴

(中國石油大學(北京) 機械與儲運工程學院， 北京 102200)

0 引言

在石油行業中，存在著各種各樣的管道，MICHAEL REED提出了管道建設的展望[1]，這些管道需要定期針對泄漏點進行檢測與定位。丁寧[2]將近年來的檢測方式主要分類為內部檢測法與外部檢測法。Beller等[3]提出了管道的內部檢測方案的選擇，包含波測量法[4]、流量平衡法[5]、 RTTM法[6]這三大主要檢測原理。孟慶龍提出傳統的內部檢測法，其有定位不精的缺陷[7]，而何春秋的檢測方法則成本過高[8]。隨著科技的發展，機器人技術在管道檢測中也逐步廣泛的應用起來[9]。胡艷研究了外部掛載式管道檢測機器人[10]，Deepak等[11]對內部運行的方式進行了研究。對于管道內機器人的供能方式，廖慶斌[12]提出了有線纜式、胡文韜[13]采用了可充電式、內蒙古民族大學則使用了流體動能驅動式[14]，其中僅流體動能驅動式機器人的皮碗結構可在內徑 100 mm以內的管道中運動，而作為支撐的從動部件仍不滿足尺寸要求。

經薛祥友研究，流體動能驅動式管道機器人，其動力來源是機器人前后的壓差。壓差由機器人前后的壓強差對流體有效作用面積的積分近似得到，即驅動力為(Pb-Pa)S，其中Pb為機器人后表面的流體壓強，Pa為機器人前表面的流體壓強，S為流體有效作用面積[15]。

而在以往的設計中，往往忽略阻力的影響，導致設計出的機器人需要更大的壓差[16]。壓差大就意味著需要的驅動力更大，而流體提供了額外的驅動力，導致流體的速度降低，從而使機器人的檢測時間會更久。

綜上所述，目前對于小口徑的管道內檢測，過去設計的機器人有著結構不滿足尺寸要求的問題，無法直接參考，且流體動能式機器人具有運行速度慢的問題，本文以前后壓差最小為條件，設計了一款流體動能驅動式管道機器人，并對其進行優化。該設計極大地降低了機器人在管道中受到的阻力，從而能最大程度地提高機器人的速度，縮短檢測周期。

1 整體結構設計

1.1 設計要求

某長輸輕油管道的內徑為84 mm，但由于管道的加工原因，其內徑并非恒定，已知在某段會漸變，預計最小內徑為77 mm，漸變段管徑為線性變化，漸變段全長大于20 m。要求機器人在長輸管道中作業時間盡可能短。機器人在服役中的管道內作業，應具備良好的防水防塵性能，要求能夠對服役中管道的泄漏點與管道內徑變化處進行識別與定位。

1.2 設計方案

總體方案結構如圖1所示。

圖1 總體方案結構框圖

基于泄漏點會導致壓強的變化，使用壓力傳感器對水流流壓進行檢測。又由于加工導致管道內徑變化，機器人使用彎度傳感器檢測內徑，故機器人部分結構使用柔性材料設計，管道的內徑變化會使其發生形變。將彎度傳感器與該材料貼合，可通過其數值波動判斷其變化值。一般帶能量轉化方案的機器人設計，其體積均相對較大，難以在DN84的管道中工作。為提高機器人的效率，節省能耗，機器人的檢測模塊設計成電池供電，保證數據采集功能，用GPS定位，驅動上設計成無動力的機器人，靠壓差推動，如圖2所示。

①PET外殼；②壓力傳感器；③密封法蘭；④航空頭；⑤彎度傳感器；⑥塑封層⑦亞克力板；⑧內部處理區圖2 流體驅動式管道檢測機器人示意圖

PET外殼①開口處有螺紋設計，便于機器人的充電與調試。在旋緊后防水等級為IP68，符合設計需求。塑封層⑥的材料為彈性模量10 000的橡膠，該材料一般情況下不具備導電性，但有較好的延展性與彈性，是較為理想的材料。壓力傳感器②與彎度傳感器5封在塑封層內，通過防水太空頭④將電路連入密封艙。密封艙由密封法蘭③連接，外部為亞克力板⑦。直接與外界輕油接觸的部位有塑封殼、亞克力板、航空頭、PET塑料外殼，均滿足密封需求。其中塑封層為雙層錐角設計，目的是使其不易傾倒。

圖3為檢測模塊裝配示意圖，其中定位模塊①包含GPS模塊與SD卡槽，在管道中無法通信時，通過SD卡記錄數據。處理模塊②包含STM32F103C8T6主控板，MPU6050與傳感器轉接板。供電模塊③使用的是4 500 mAh的大容量電池。使處理區外殼外徑不大于70 mm，塑封層最大外徑設計為84 mm，能夠在目標管道中運行。

①定位模塊；②處理模塊；③供電模塊圖3 檢測模塊裝配示意圖

圖4為裝配后的實物圖，管道中水花處為模擬泄漏點。

①PET外殼；②壓力傳感器；③彎度傳感器；④塑封層；⑤航空頭；⑥內部處理區圖4 裝配后的實物圖

2 機器人結構的優化設計

2.1 機器人在管道中的受力分析

在管道中，機器人的受力分析如圖5所示。

圖5 管道機器人受力分析示意圖

F1為機器人主體部分受到的浮力，G為機器人主體部分受到的重力，F2與F3為機器人受到的管道支撐力，F4與F5為機器人塑封層受到的浮力與重力的合力，FN為管道內徑小于84 mm時，機器人受到的管壁擠壓力，f為機器人受到的摩擦阻力，F為機器人的受到的推力。

當機器人勻速運動時，有：

(1)

機器人在管道中的狀態與活塞相當，則:

(2)

材料確定時，μ的大小是確定的，對其進行測定：將管道用輕油進行潤滑，測試推動確定質量的橡膠時，所需的推力F。

實驗參數選取及對應的試驗結果如表1所示。

表1 實驗參數選取及對應的試驗結果

加權平均，可求得

0.046 98 N

由此試驗計算可得在輕油潤滑條件下，該橡膠與管道間的摩擦因數μ=0.046 04。

當機器人在內徑84 mm的管道中，在不受管道支持力的情況下平衡時，有

(3)

由式(1)和(3)可得F=f=0，為理想情況的壓強損失最小條件。經測定，機器人主體部分體積為60 303.21 mm3，質量為497.00 g，管道內運輸的為輕油，其密度是0.875 g/cm3，塑封層密度為1.10 g/cm3，取g=9.80 N/kg。

則機器人主體部分所受的浮力F1為5.17 N，重力G為4.87 N，其合力為0.30 N。

塑封層應滿足：

F4+F5=F1-G=(ρ層-ρ油)gV層

(4)

塑封層取雙層設計，故塑封層單層的體積應為69 527.21 mm3。

由于機器人主體部分為流線型設計，且內部結構較為復雜，不便于直接計算質心與形心位置，故通過懸垂法測定機器人主體部分的浮心[17-18]。

經驗證，機器人主體部分浮心所在截面為距航空頭末端87.5 mm處，設其為基準面A，對其進行力矩平衡，得到

(l1+l2)(m層g-ρgV層)+0·(F1-G)=0

(5)

式中：l1為塑封層1至基準面A的距離，l2為塑封層2至基準面A的距離，其中機器人的2個塑封層是相同的，故可簡化為

la(2m層g-2ρgV層)=0

(6)

式中：la為雙層塑封層整體的形心至基準面A的距離，力矩平衡時，可得la=0，即機器人的浮心與塑封層公共形心位于同一截面內。

2.2 對塑封層形變的靜力學分析

管道內徑的縮小會造成塑封層的擠壓形變，此時FN≠0。

使用有限元軟件Solidworks simulation，對機器人在變徑管道中的狀態進行仿真為控制變量,僅考慮管壁對塑封層的作用，不對塑封層本身添加力或運動，而是建立一個剛體內襯模型做主動，帶動塑封層從動。

圖6為塑封層靜力學仿真示意圖。從內徑70 mm以0.2°放樣，建立總長度3 000 mm的管道模型，在塑封層內環處添加剛體內襯，二者接觸面相對固定，塑封層與管道間設定為摩擦。由于該模型為軸對稱模型，為方便計算，同時具有相對較高的精度，采用2D軸對稱模式，默認備選中的最細網格劃分，對內襯添加沿管道方向的運動，塑封層會隨內襯同步做從動，設置運動位置極限，則運動結束后可仿真求得管道對塑封層的擠壓力FN，也就是附加夾具的力。進而可根據式(1)與式(2)推導出機器人所受的摩擦力與所需壓差。

圖6 塑封層靜力學仿真示意圖

表2 管道中不同位置的內徑及擠壓力仿真結果

圖7 塑封層剖視圖

以壓差Δp最小對其進行優化設計，則目標函數J=min(Δp)。

以擠壓力FN最小為條件對其進行優化。

由于結構需求，有：

(7)

由塑封層的體積是定值，可推得：

h1與d3為自變量，對受阻最大處建模仿真，對自變量進行八等分，有9×9=81個節點，對其進行仿真，共得到81組散點數據，仿真結果如表3所示。

表3 仿真參數選取及對應結果

續表(表3)

將仿真數據使用插值擬合[19-20]，則SSE(誤差平方和)=0，R-square(相關系數)=1，擬合結果如圖8所示。

圖8 擬合結果圖

響應面法(RSM)是用多元回歸方程擬合因素和響應值間的函數關系，并用圖形技術直觀表示出來的一種最優化方法。使用響應面法[21]優化后的參數如表4。

表4 優化前后的參數對比結果

3 結論

1) 針對小口徑管道，其空間位置不足以滿足較為復雜的機構設計時，提出了使用柔性材料的雙層塑封層結構，設計了一款流體驅動式機器人，對管道中的漏點進行檢測與定位。

2) 推導了機器人前后的壓差Δp與摩擦力f，以及f與檢測所需時間t的關系。

3) 基于響應面法對該機器人進行了優化設計，優化結果h1為39.88 mm，d3為77.22 mm，此時機器人前進所需的壓差減小了98.42%，平均速度提升了7.1%。

4) 假設未分析對最小曲率半徑為1D的彎管的通過性，且該實驗樣機未對如聚氨酯等多種材料進行試驗，對于可能出現的機器人與管道不同軸的情況，也未作定量分析，有待后續研究。