管道封堵氣囊結構設計與密封性能研究*

韓傳軍 費一栗 張芹芹 蔡文博 李言希

(西南石油大學機電工程學院 四川成都 610500)

隨著石油和天然氣產量的逐漸增加，管道運輸已經與鐵路、水路、公路、航空并列成為世界五大運輸方式。管道運輸具有運輸量大、無污染、占地少、成本低、不受環環境影響等特點[1-2]。但隨著服役年限增加和管道自身材料的缺陷，大多數管道經常會出現腐蝕和破損，同時由于我國地理環境的復雜以及不可預測的地質災害的頻繁發生，也經常導致管道出現意外的損壞。

由于大多數管道布局在野外，一旦管道出現損壞或者破裂，將導致油氣停運，給生產生活造成重大影響。而布局在人口密集的市區內的油氣管道，一旦受損出現油氣泄漏，將導致重大的安全事故發生，造成不可估量的經濟損失和人員傷亡。針對這些情況，對于管道損壞的應急性封堵處理裝置的研發就顯得十分必要[2-5]。

管道封堵機器人作為一種可靠方便快捷的應急修復設備，目前已被廣泛地使用在管道修復作業中。在封堵作業時，目前大多采用氣囊對破損的部位進行快速封堵，封堵裝置按原理一般分為懸掛式、盤式、筒式和囊式封堵等[6-10]。

針對石油和天然氣管道破損泄漏情況，本文作者設計一款內封堵導流機器人，其封堵裝置采用帶壓氣囊與導流管結合的方式，實現了對管道損壞部位封堵導流的功能。帶壓氣囊的材料為超彈性橡膠材料，其利用橡膠氣囊對管壁的擠壓產生接觸力來實現密封。因此研究氣囊的結構以提高其密封性能，對于管道內封堵裝置的安全和穩定性具有重要意義。

近年來國內外對管道封堵裝置的研究較多，如挪威PSI公司和美國TDW公司研發了先進的管道內封堵裝置，可對大型管道的破損進行封堵修復[11]。但在管道封堵氣囊密封性方面的研究還不多。王天英等[12]研制了自黏式快速封堵氣囊，可以對破損管道進行快速搶險處理，但對氣囊的密封的設計主要依靠經驗性數據。AMINO等[13]使用X射線成像的方法分析了橡膠與配合表面之間的接觸狀態。周仕明等[14]基于非線性有限元理論,對充氣式自密封氣囊結構的密封性能進行了分析。

本文作者基于氣囊的實際使用工況，結合理論計算和仿真實驗對封堵氣囊的接觸密封性能進行了研究，優化了氣囊結構從而獲得了良好的密封封堵性能。

1 管道內封堵導流機器人總體設計

1.1 機器人總體結構

為了滿足實際工況和使用要求，管道機器人的總體結構由三大裝置構成，分別為動力裝置、支撐裝置、封堵導流裝置。三大裝置由萬向聯軸器連接，具有適應管道變化的過彎自適應能力。總體結構如圖1所示。

圖1 管道封堵導流機器人總體結構Fig.1 Overall structure of pipeline plugging and diversion robot

驅動輪輸出動力由電機通過錐齒輪傳遞給齒輪組，帶動輪子轉動。機器人前后各安裝一個動力裝置，可為機器人提供充足的動力。動力裝置支撐輪架的伸縮由安裝在活塞桿上的壓縮彈簧提供所需的動力。因為活塞桿上的彈簧有壓縮性，當管徑變化時，支撐輪架的連桿可以自由伸展和收縮，這時彈簧起到了很好的自我調節能力，滿足支撐輪架的連桿自由張開和收縮所需要的力，整個結構可以很好地適應管道的形變，實現徑向大小的自由調節。

1.2 封堵裝置設計

如圖2所示，封堵裝置由氣囊、導通管組成，封堵氣囊安裝在導通管上面，導通管在安裝氣囊的部位有凸起的卡環，可以實現氣囊的定位。當機器人運動到管道的裂縫或斷裂的位置時，氣囊充氣膨脹，與管道的內壁和導通管的外壁形成擠壓從而構成一個密封區域，保證液體不從管道裂縫中泄漏，而是從中間導通管流走，實現封堵導流功能。同時，封堵后可以在管道外面對破裂處實施修復作業。

圖2 封堵裝置Fig.2 Blocking device:(a)blocking device model; (b)schematic of blocking device working

2 封堵氣囊性能研究

2.1 封堵氣囊模型結構

設計封堵氣囊時，將氣囊外部整體結構均設計為圓筒狀，而氣囊內部設計了2種中空結構：一種為等壁厚的圓角方形中空結構，壁厚為20 mm；另一種為圓形中空結構，直徑為60 mm。將氣囊外部與管道內壁相接觸的部位分別設計為直角和圓角2種類型，從而獲得了4種不同結構的封堵氣囊模型，如圖3所示。設計的氣囊半徑為140 mm,寬度為100 mm，膠筒與管道內壁的距離在未接觸時自然狀態下空隙為3 mm。通過給氣囊充氣，使其在不同壓力下發生變形與管道擠壓和接觸，產生足夠的摩擦力來抵消液體對端面的壓力，從而實現封堵裝置的封堵導流功能。

圖3 不同結構封堵氣囊模型Fig.3 Models of blocking airbags with different structures:(a) structure with outer right angle and inside square and round; (b)structure with outer round and inside square and round

2.2 理論模型的建立

氣囊采用丁腈橡膠材料，橡膠材料屬于超彈性類型，而丁腈橡膠相比其他類型橡膠材料具有更好的各向同性、高彈性、高變形、壓縮性小等特點，因此被廣泛應用在各種封隔器和密封氣囊上[15-16]。

橡膠材料的有限元分析屬于材料非線性，而且氣囊在擠壓接觸部位還有幾何非線性和接觸非線性，因此利用在求解非線性領域較為成熟的軟件ABAQUS進行計算和求解。ABAQUS應用應變勢能U表達超彈性材料的應力-應變關系，來取代彈性模量和泊松比。應變勢能模型有Mooney-Rivilin模型、Yeoh模型、Valanis 3種。而Mooney-Rivilin模型適用于中小形變的情況，符合文中設計的橡膠氣囊的變形情況和實際使用要求，因此文中選用Mooney-Rivilin模型[17-19]。其計算公式為

W=C10(I1-3)+C01(I2-3)

(1)

(2)

式中：C10、C01為材料參數；I1、I2為右柯西-格林變形張量的不變量；σi(i=1,2,3)為X、Y、Z方向的主應變。

式(1)可以較好地表征橡膠材料的力學性能，而且符合橡膠材料在工程中的性能要求。橡膠材料的彈性模量E與材料參數C10、C01的關系式為

(3)

lgE=0.019 8Hr-0.543 2

(4)

文中氣囊材料選擇硬度為90IRHD的丁腈橡膠材料，根據式(3)、(4)可以求得橡膠材料常數C10=1.926 MPa，C01=0.963 MPa。

2.3 仿真模型建立和計算

由于氣囊的幾何結構和受力符合軸對稱模型，因此在ABAQUS中建立封堵裝置的二維軸對稱模型。其中氣囊與管道內壁和氣囊與導通管擋環的側面建立表面與表面的有限滑移模型；摩擦類型為罰函數的各向同性，切向摩擦因數為0.2，法向摩擦因數為默認的硬接觸。管道為45鋼，在實際的受擠壓過程中幾乎沒有形變，所以設置導通管和管道為剛體結構；氣囊的內圈與導通管接觸的部位根據實際工作情況設置為綁定組。

導通管、氣囊、管道的網格劃分采用CAX4單元，氣囊部分采用分區方式進行局部網格加密，并且將氣囊部分指定為網格自適應重劃處理，以滿足非線性變形的求解收斂困難問題。網格劃分和邊界條件如圖4所示。求解分析步設置為幾何非線性，自動穩定選擇指定耗能分數，參數設置為0.000 2，同時打開使用為應變能設置了最大穩定比例的自適應穩定性選項，參數設置為0.05，進行計算求解。

圖4 模型網格劃分和模型邊界條件Fig.4 Model meshing(a)and model boundary conditions(b)

3 計算結果及分析

3.1 網格驗證

選取氣囊結構為外圓內圓的模型進行網格無關系驗證，給內部施加1 MPa均布的壓力，分別劃分不同數量和質量的網格，網格數量為3 546、4 058、4 529、5 147、5 598、6 078、7 156、7 642。計算得到的最大Mises應力如圖5所示。當網格數量到達6 078后應力不再變化，因此選取6 078作為文中模型的網格劃分數量。

圖5 網格無關性驗證Fig.5 Grid independence verification

3.2 不同氣囊結構von Mises應力分析

分別在4種模型氣囊內部表面施加1、1.5、2、2.5、3 MPa的均布壓力，計算4種氣囊結構在不同壓力下的變形情況。圖6所示為1 MPa下4種氣囊結構的von Mises應力云圖。

圖6 不同氣囊結構在1 MPa下應力云圖(MPa)Fig.6 Stress cloud diagram of different airbag structures at 1 MPa(MPa):(a)the chamfer of contact edge is right angle; (b)the chamfer of contact edge is rounded

由圖6可以看出，4種不同結構的最大應力并不相同，當氣囊結構外部接觸邊倒角都為直角，氣囊內部中空結構為圓角方形時應力為5.2 MPa，比內部為圓形中空結構時的應力(2.8 MPa)增加了85.7%，且應力最大部位為氣囊內壁圓角中心處。這是由于氣囊在壓力下發生了較大變形，結構變化突變處會有較大的應力產生而導致。而氣囊外部接觸邊倒角都為直角，內部為2種不同中空結構的氣囊模型的最大應力差距并不大，最大應力之差僅為0.4 MPa。應力過大將會導致氣囊破壞，因此要分析不同壓力下的應力分布，從而選擇最優的氣囊結構模型。

圖7示出了4種氣囊結構在不同壓力下的最大應力。可以看到，氣囊結構外部接觸邊倒角為圓角，內部為圓形中空結構時，其在不同壓力下的應力值最大，且應力的最大值隨壓力的增加致呈線性增加。而氣囊結構外部接觸邊倒角為直角，內部為圓形中空結構時，隨壓力的增加其應力增加得較為平緩，且應力的最大值最小，因此該模型具有較好的承壓能力。4種氣囊結構在最大壓力3 MPa下的最大應力為29.72 MPa，相比最小應力(9.971 MPa)增加了2.98倍。因此可以看出，不同形狀的氣囊結構模型承受壓力的能力具有很大的不同。

圖7 不同壓力下4種氣囊結構的最大應力Fig.7 Maximum stress offour kinds of airbag structures under different pressures

3.3 不同氣囊結構接觸應力分析

氣囊外表面與管道內壁的接觸應力決定了封堵氣囊的封堵性能，接觸應力越大，封堵能力越強；同時氣囊與管壁的接觸面積也決定了封堵性能的好壞。

通過軟件計算得到4種結構模型在不同壓力下的接觸應力參數，圖8所示是氣囊外部接觸邊倒角為圓角，內部為圓角方形和圓形中空結構的氣囊模型，在不同壓力作用下的接觸應力分布情況。可以看到，隨著壓力的增加，氣囊與管壁的有效接觸面積增加，同時接觸應力增大，而且接觸應力的分布具有很好的對稱性。當氣囊內部為圓形中空結構時，氣囊的最大接觸應力大于內部結構為圓角方形中空結構氣囊的最大接觸應力，且接觸面積較大，接觸應力為0的部位更少，接觸應力在從中間位置往兩邊的分布也較為平緩。

圖8 外部圓角內部方形和圓形結構 封堵氣囊模型接觸應力分布Fig.8 The contact stress distribution of the airbag models with structures of outer round and inside square and round: (a)model with structure of outer round and inside square; (b)model with structure of outer round and inside round

圖9示出了氣囊外部接觸邊倒角為直角，內部為圓角方形和圓形中空結構的氣囊模型，在不同壓力作用下的接觸應力分布情況。可以看到，氣囊的接觸應力分布規律呈現出對稱性，在兩邊位置具有最大的接觸應力，但是接觸面積較小；中間位置為第二大的接觸應力所在區域，從中間到兩邊接觸應力逐漸減小，接觸面積也呈現出相同的規律。同時可以看出，當氣囊與管壁接觸邊的倒角為直角，內部為圓形中空結構時，其具有更好的接觸密封性能，最大的接觸應力為6.5 MPa，比內部為圓角方形中空結構氣囊的最大接觸應力(4.8 MPa)增加了35.41%；且較圖8中2種結構的最大接觸應力(4.2 MPa)提高了近54.76%。因此選擇外直內圓結構氣囊作為封堵氣囊結構具有較好的封堵效果。

圖9 外部直角內部方形和圓形結構 封堵氣囊模型接觸應力分布Fig.9 The contact stress distribution of the airbag models with structures of outer right angle and inside square and round:(a)model with structure of outer right angle and inside square;(b)model with structure of outer right angle and inside round

4 結論

(1)設計一款具有管道自適應能力的可伸展的管道機器人動力裝置，可以隨著管道管徑和形狀的改變而自適應伸縮，具有較好的運動特性。

(2)設計一款充氣膨脹性的封堵裝置，通過給氣囊充氣，可實現對管道破損部位的封堵，且封堵裝置具有導流功能，能實現在管道不停運的情況下對管道泄漏部位的封堵。

(3)設計并比較4種不同結構的氣囊模型的性能，發現當氣囊的外部接觸邊倒角為直角，氣囊的內部為圓形中空結構時具有最小的應力分布，有更好的承壓性能；同時具有較好的密封性能，能實現管道泄漏部位的封堵。