基于CEL 的管道清管器90°彎頭通過性能分析*

戴朝磊 劉暢 張慶保 陳金忠 付雙成 吳勝平

(1. 常州大學機械與軌道交通學院 2. 中國特種設備檢測研究院3. 江蘇省特種設備安全監督檢驗研究院 4. 國家壓力管道元件質量檢驗檢測中心)

0 引 言

長距離油氣輸送管道工況復雜, 使用過程中易產生裂紋、 腐蝕等損傷。 為延長使用壽命并提高安全性, 常采用清管器對管道內的積液和結蠟等雜物進行清除。 清管器皮碗采用聚氨酯材料, 運動狀態復雜, 通過彎管工況時, 皮碗受擠壓變形嚴重, 清管器姿態變化劇烈。 皮碗與管壁之間的密封狀態受到破壞, 發生泄流導致速度減慢甚至卡堵, 誘發凝管事故。 清管器在大管徑管道應用成熟, 但小管徑管道工況存在動力不足及通過性困難的問題亟待解決。

相關研究包括, 趙海旭等[1]通過尺寸分析了清管器過彎性能, 但未考慮清管器自身結構因素。李娜[2]建立了輸氣管道在線內檢測器的受力簡化模型和運動方程, 得到結構、 表面粗糙度及管內障礙物等對在線內檢測器穩定運行所需驅動壓差的影響。 ZHANG H. 等[3]計算并分析了用于DN200 管道直板清管器的密封皮碗過盈量、 夾持皮碗半徑及厚度對密封皮碗接觸應力、 彎曲應力及彎曲角度的影響。 劉小明[4]對心軸式清管器進行了動力學分析, 得到了皮碗在不同壓差、 不同管徑以及通過焊縫余高時相關性能的值以及其變化規律。 吳旭等[5]構建了皮碗在管道中的受力模型, 研究了碟形皮碗不同唇部彎曲角度對接觸應力的影響。 陳浩等[6]分析了3 種皮碗結構的受力, 得到了皮碗在不同唇長和工作壓差時皮碗性能的變化規律。 上述研究基于二維模型分析了清管器性能受結構的影響情況, 但未考慮聚氨酯皮碗相鄰兩截面之間的拉應力。 魏云港等[7-9]研究了相關結構參數對皮碗動力學特性的影響, 基于三維準靜態模型對清管器過彎通過性進行分析, 未考慮流體介質與清管器之間的作用, 忽略了靜水壓力的影響, 摩擦力與實際工程情況有差別。 孫其海[10]研究了雙節式清管器通過不同焊點時動力學響應性能。 江旭東等[11]對比分析了不同管道內徑和機器人艙段長度下的密封皮碗應力場、 管道與機器人間的摩擦力和流體對管道機器人的驅動壓差。 任宏喜[12]探究了不同工作環境下雙節檢測器的受力情況, 得出雙艙段檢測器在直管和彎管內順利通過的關鍵尺寸約束范圍。 上述研究著重于清管器皮碗受力與變形情況, 未深入分析清管器動力學響應性能。

現有相關研究主要聚焦清管器過彎受力情況及整體尺寸分析, 鮮有關于清管器結構參數對過彎能力影響的分析。 筆者以直徑168 mm 管道清管器為對象, 提出了以動力學響應特性和變形狀態為依據的通過性評價方法, 研究過盈量、 夾持率及皮碗結構形式對清管器90°彎頭通過能力的影響, 以期為清管器優化設計及工程應用提供理論指導。

1 三維準靜態與流固耦合模型對比

1.1 三維準靜態模型

清管器過彎過程示意圖如圖1 所示, 該模型由發球筒、 直管及彎管組成。 模型相關參數如表1所示。

圖1 清管器過彎幾何模型示意圖Fig.1 The geometry model of a pig passing through an elbow

清管器由碟形皮碗、 夾持鋼板及心軸組成, 夾持鋼板將皮碗通過夾緊螺栓固定在心軸上。 管道及心軸采用45 號鋼材料, 密度為7.85 g/cm3, 彈性模量為201 GPa, 泊松比為0.3。 清管器皮碗選用聚氨酯材料, 根據Mooney-Rivlin 模型[13], 定義其密度為1.2 g/cm3, 材料正定常數C10為1.42 MPa、C01為0.36 MPa, 管道及心軸設置為剛體。 夾持鋼板與皮碗設置綁定約束。 清管器模型及網格示意圖如圖2 所示。 將管道內壁設置為主面, 清管器4 個皮碗設置為從面, 將該組面設置為面面接觸以模擬皮碗進入過盈管道后受流體介質推動在管道中運動。 切向力學行為定義為罰接觸, 摩擦因數定義為0.4, 法向力學行為設置為“硬” 接觸, 對管道施加固定約束。 過彎分為3 個階段, 第一階段為水平直管段, 清管器由發球筒進入水平直管段; 第二階段為彎管段; 第三階段為豎直直管段, 清管器出彎后在豎直管段內運行, 對清管器施加沿管道軸線的位移約束以模擬過彎過程。 該模型采用六面體網格進行劃分, 網格類型為C3D8H。

圖2 清管器模型及網格示意圖Fig.2 Pig model and meshing

1.2 流固耦合模型

本節采用基于CEL 方法的流-固耦合模型對清管器過彎過程的動力學響應進行分析。 通過在清管器尾部施加流體介質推動其運動, 模擬過彎行為。拉格朗日網格隨物體變形而變化, 材料產生大變形時網格發生較大畸變導致計算無法收斂, 故該算法僅適用于小變形模型。 歐拉算法將網格固定, 材料可以在歐拉網格域內自由流動, 但物體之間的界面無法通過歐拉算法得出。 耦合拉格朗日-歐拉算法(CEL) 結合了2 種算法的優點。 在CEL 算法中,采用拉氏體積分數(Eulerian Volume Fraction) 更新材料在歐拉網格中的狀態和位置[14]。EVF定義為歐拉材料在空間中的體積比,EVF范圍為0 ～1,EVF=1 時, 材料充滿網格;EVF=0 時, 網格內無材料; 網格內含有部分材料時, 則按照材料所充滿歐拉網格的比例來計算EVF的值。 流固耦合的邊界通過EVF和拉格朗日區域方向通過重構而確定, 重構過程如圖3 所示。 拉格朗日域與歐拉域之間的接觸通過基于罰函數算法的通用接觸分析獲得[15]。

圖3 接觸面重構過程Fig.3 Contact surface reconstruction process

本文采用EOS 方法線性Us-Up Hugoniot 形式的Mie-Grineisen 狀態方程描述流體介質的狀態。其假設壓力p為密度ρ的函數, 其能量方程可通過連續性方程和動量方程求解。

在CEL 方法中連續方程和動力方程為[16]:

式中:ρ為流體密度, kg/m3;d為流體流道直徑,m;t為流體流過時間, s;g為重力加速度, m/s2;σ為流體接觸應力, Pa。

為保證管道內檢測器良好的檢測效果, 油氣管道投產前常采用清管器對管道內雜質及結蠟進行清理。 該工況采用水介質對清管器進行驅動, 具體參數如表2 所示。

表2 流體介質材料參數Table 2 Material parameters of fluids

流固耦合有限元模型如圖4 所示。 清管器與管道采用Lagrangian 網格進行劃分, 流體域采用Eulerian 網格進行劃分。 流體域包含管道, 故流體域尺寸大于管道內清管器運動的區域。 初始流體域定義了流體域內初始流體的區域, 該處EVF=1, 流體域內其他網格EVF均為0。 清管器及管道的網格單元屬性為C3D8R, 流體域的網格單元屬性為EC3D8R。 將發球筒的入口設置為流體域的速度入口, 速度為1 m/s, 自由度不加限制。 豎直直管段下端為流體域的出口, 出口類型設置為零壓面以防止流體倒流; 對管道設置位移全約束以防止發生剛體位移。 對模型施加通用接觸設置, 接觸類型為罰函數接觸。

圖4 清管器運行通過彎管的流固耦合模型初始流體域Fig.4 Initial fluid domain of the FSI model of the pig passing through the elbow

1.3 結果分析

如圖5 所示, 三維準靜態模型清管器運行初期摩擦力驟增至1 480 N。 水平直管段內摩擦力保持為275 N 左右, 進入彎管后摩擦力驟增至803 N 后緩慢下降, 過彎60%后摩擦力再次升高至585 N。

圖5 流固耦合與三維準靜態模型過彎摩擦力變化情況Fig.5 Elbow-passing friction changes of FSI model and 3D quasi-static model

分析原因, 清管器姿態發生變化, 接觸面積增大。 清管器出彎后進入豎直管道, 摩擦力降至275 N, 與水平管道清管器所受摩擦力相同。 流固耦合過彎過程摩擦力變化情況與準靜態相比有較大差別, 工況初期清管器受到流體介質沖擊后摩擦力劇烈增加, 達到3 200 N; 4 個皮碗依次進入過盈管道, 摩擦力出現4 次爬升。 如圖5d 所示, 4 次爬升的間隔逐漸增加, 依次為0.02、 0.03、 0.05 和0.09 s。 4 個皮碗進入管道后摩擦力減小, 水平直管段摩擦力穩定在1 077 N。 進入彎管后摩擦力急劇增加至1 953.677 N 后逐漸降低, 整體趨勢與三維準靜態模型類似, 但波動較大。 出彎后清管器進入豎直管段, 受重力作用摩擦力較水平管段略有提升, 提升至1 162.273 N。 流固耦合模型中清管器受靜水壓力作用, 摩擦力遠大于三維準靜態模型且貼合實際, 故下文選用三維流固耦合模型對清管器過彎性能進行分析。

2 基于CEL 的清管器彎管通過性能分析

2.1 清管器彎管通過性能評價指標

本節以3%過盈量清管器過彎示意圖為例, 研究清管器過彎受力變形情況, 結果如圖6 所示。 過彎時心軸運行姿態偏轉, 皮碗環向變形呈不對稱分布。 第2、 4 皮碗受管壁擠壓變形嚴重, Mises 應力集中在第2 個皮碗的小曲率彎管側(內側) 和第4個皮碗的大曲率彎管側(外側), 最大Mises 應力為1.7 MPa。 第2 個皮碗內側位置和第4 個皮碗外側位置受擠壓嚴重, 提供過彎轉向力。

圖6 過彎過程中6 個特征時刻的運行姿態及Mises 應力云圖Fig.6 Running attitudes and Mises stress contours of the pig at six characteristic moments in the elbow-passing process

清管器運行至30°位置時, 第3 個皮碗內側受擠壓嚴重, Mises 應力大小為1.144 MPa, 接觸面積因重力及摩擦力作用而增大, 皮碗根部前端與管道接觸, 存在撕裂風險。 清管器運行至60°位置時, 因速度變化及轉向需求, 第一個皮碗與管道內壁接觸面積增大, 擠壓程度加劇, Mises 應力達到2.87 MPa。 清管器運行至90°時, 清管器過彎完成, 進入豎直管段, 4 個皮碗所受Mises 應力基本相同, 主要以皮碗根部與管道內壁接觸為主, 最大Mises 應力為0.84 MPa。

圖7a 所示為清管器過彎過程中動力學響應情況。 清管器受流體推動力, 速度上升, 趨近于7 m/s, 進入直管段后速度下降趨于穩定, 波動于1～2 m/s 區間。 清管器進入彎管段后, 速度降至1 m/s 并穩定。 過彎過程中接觸面積改變, 摩擦力增大導致憋壓現象。 如圖7b 所示, 清管器出彎時加速度驟增, 大小為1 700 m/s2, 清管器速度增大至3 m/s。 工程應用中同樣存在該問題, 出彎后清管器以較高速度離開彎管, 高速將導致檢測精度下降明顯。

圖7 清管器過彎速度和加速度變化情況及結構非連續特征面示意圖Fig.7 Variation of elbow-passing velocity acceleration and discontinuous feature surface of the structure

本文創新性地提出結構非連續特征面定義, 目前國內皮碗尺寸設計缺少標準及相關規范, 為研究皮碗結構形式對過彎及通過性能的影響, 提出將皮碗外表面尺寸轉折面作為結構非連續特征面ζ, 如圖7c 所示, 分析該轉折面結構對過彎性能的影響。研究結構非連續特征面時以過盈量4%管道為對象, 將轉折面徑向尺寸分別選取為2%～6%過盈量時對應尺寸。

為研究清管器結構對速度效應的影響情況, 本文分別從過盈量θ、 夾持率δ和結構非連續特征面ζ這3 個角度入手, 引入速度v、 加速度a及應變情況ε作為清管器通過性能評價指標。

2.2 通過性能評價指標影響因素分析

圖8 所示為不同過盈量清管器過彎速度變化情況。 過盈量小于3%時, 過彎速度均大于3 m/s。過盈量為1%時平均速度為6.36 m/s, 僅用0.3 s即完成出彎。 分析原因, 清管器在發球階段受尾部介質推動進入過盈管段后, 接觸面積集中于皮碗邊緣, 過彎速度未明顯降低, 以較快速度通過彎管,過盈量為3%時平均速度達到4.16 m/s, 達到入口流速的416%。 過盈量大于4%時, 清管器進入過盈管道后速度迅速降至1 m/s 左右, 過盈量為6%時出彎速度驟增至5.8 m/s。 分析原因, 該過盈量范圍管道憋壓嚴重, 出彎后速度突變劇烈。

圖8 過彎速度隨過盈量變化情況Fig.8 Change of the elbow-passing velocity with the cup interference

圖9 所示為清管器不同夾持率下過彎速度變化情況。δ=55%時平均速度最大, 大小為4.6 m/s,0.35 s 即完成過彎過程。 夾持率大于65%過彎速度波動明顯, 65%時清管器進入彎頭后速度逐漸波動趨于0.5 m/s, 0.53 s 時出彎后因憋壓現象速度在短時間內增加至3.3 m/s。δ=70%工況過彎速度在0.5～3.0 m/s 范圍內波動, 0.3 s 出彎后速度迅速升至5 m/s。 分析原因, 夾持率增大后, 皮碗自由端尺寸減小, 清管器心軸過彎時波動劇烈, 速度響應敏感。

圖9 過彎速度隨夾持率變化情況Fig.9 Change of the elbow-passing velocity with the clamping rate

圖10 所示為清管器皮碗處于不同結構非連續特征面位置下過彎速度變化情況。 過彎速度隨結構非連續特征面的增大而增加。 結構非連續特征面為2%位置工況的清管器過彎平均速度為0.54 m/s,是結構特征面位置為6% 時平均過彎速度的19.78%。 結構非連續特征面小于3%位置時, 出彎后速度突變現象不明顯。 分析原因, 該組清管器過彎工況過盈量為4%, 當結構非連續特征面小于4%時, 皮碗與過盈管道接觸位置處于特征面前部,皮碗進入過盈管道所需壓縮量較大, 清管器過彎過程中摩擦力增加, 速度降低明顯。

圖10 過彎速度隨結構非連續特征面變化情況Fig.10 Change of the elbow-passing velocity with the discontinuous feature surface of the structure

圖11 為不同過盈量下清管器加速度變化情況。加速度呈現先減小后增加的趨勢, 過彎時呈勻速狀態, 出彎時因清管器尾部憋壓嚴重, 6%過盈量工況瞬間加速度達到1 200 m/s2, 出彎結束后加速度迅速趨于0, 在豎直管段內保持勻速運動。

圖11 過彎加速度隨過盈量變化情況Fig.11 Change of the elbow-passing velocity acceleration with the clamping rate

圖12 為不同夾持率下清管器加速度變化情況。與不同夾持率速度變化相對應, 夾持率大于65%時加速度波動大; 當夾持率為70%時, 平均加速度為214.28 m/s2, 是夾持率為50%的668.4%。皮碗夾持端尺寸過大導致皮碗變形能力降低, 速度波動劇烈。 當夾持率小于55%時加速度無明顯波動, 過彎過程中未產生憋壓現象, 出彎后速度提升量較小, 對檢測效率影響程度輕微。

圖12 過彎加速度隨夾持率變化情況Fig.12 Change of the elbow-passing velocity acceleration with the clamping rate

圖13 為不同結構非連續特征面位置下加速度變化情況。 當結構非連續特征面位于2%過盈量位置時, 接觸面積集中于皮碗唇部以下, 清管器受力情況變化劇烈。 該工況過彎過程中加速度變化復雜, 平均加速度為57.99 m/s2。 結構非連續特征面位于皮碗唇部即位置大于4%時, 清管器加速度呈先上升后趨近于0 的趨勢。

圖13 過彎加速度隨結構非連續特征面變化情況Fig.13 Change of the elbow-passing velocity acceleration with the discontinuous feature surface of the structure

圖14 所示為3%過盈量工況清管器過彎過程中6 個特征時刻的運行姿態及應變云圖。 由圖14 可以看出: 15°時清管器主要以第四個皮碗的擠壓為主, 轉向力由尾部提供, 使清管器順利進入管道,最大應變位置出現在第四個皮碗的特征面位置, 大小為0.122; 30°位置清管器應變集中于第二、 三皮碗的上半部, 最大應變為0.096; 45°位置與15°位置應變情況相似, 主要以第四個皮碗底部結構非連續特征面變形為主, 最大應變為0.103; 60°至75°位置皮碗變形集中在第一、 二皮碗的下半部分位置, 該位置清管器軸線偏向大曲率管道側; 90°位置清管器出彎后進入直管段, 最大應變為0.07。

圖14 過彎過程中6 個特征時刻的運行姿態及應變云圖Fig.14 Running attitudes and strain contours of the pig at six characteristic moments in the elbow-passing process

分析可知, 清管器過彎過程中第四個皮碗底部結構非連續特征面位置應變較大, 皮碗存在破壞的風險。 為研究皮碗結構參數對應變的影響, 下文研究了過盈量、 夾持率與結構非連續特征面對應變的影響。

最大應變隨過盈量變化情況如圖15 所示。 過盈量小于3%時, 最大應變位置集中在第二個皮碗小曲率彎管內壁側和第四個皮碗大曲率彎管內壁側, 2 處位置受力產生應變以特征面處的拉應力為主。 過盈量大于3%時, 最大應變位置主要集中在第一個皮碗大曲率彎管內壁側和第三個皮碗小曲率彎管內壁側。 分析原因, 該范圍工況通過彎頭時清管器軸線偏向大曲率彎管側, 第一個皮碗擠壓情況較明顯。 最大應變在過盈量小于3%時呈遞增趨勢, 過盈量大于3%時呈現先減小后增大的趨勢,最大應變為0.13。

圖15 最大應變隨過盈量變化情況Fig.15 Change of the maximum strain with the cup interference

如圖16、 圖17 所示, 除夾持率65%工況應變主要集中于第二個皮碗小曲率彎管內側及第四個皮碗大曲率彎管內側外, 其他不同工況應變集中在第一個皮碗大曲率彎管內側。 夾持率為60%時, 應變集中于第一個皮碗前側夾持端,夾持面積較小,該處皮碗變形較大。 夾持率為65%時, 皮碗夾持端與自由端尺寸平衡, 應變情況穩定, 位置集中于第二個皮碗和第四個皮碗, 該工況最大應變僅為0.07。 夾持率為70%時, 皮碗自由端尺寸較小,可變形面積有限, 故應變集中于第一個皮碗外表面, 大小為0.12。 夾持率小于60%時, 清管器應變隨夾持率的增大而升高, 60%夾持率時應變為0.19, 大于60%后應變呈單調遞增趨勢。 分析原因, 夾持率小于60%時皮碗自由端較大, 心軸姿態偏轉小, 故皮碗變形情況較大, 夾持率大于60%時, 皮碗自由端面積減小, 心軸姿態偏轉嚴重, 變形情況減小。

圖16 最大應變隨夾持率變化情況Fig.16 Change of the maximum strain with the clamping rate

圖17 不同夾持率下清管器應變云圖Fig.17 Strain contours of the pig at different clamping rates

如圖18 所示, 清管器皮碗應變情況及接觸位置不隨結構非連續特征面的改變而變化。 結構非連續特征面僅改變皮碗與管壁接觸位置, 最大應變在0.09 上下浮動。

圖18 最大應變隨結構非連續特征面變化情況Fig.18 Change of the maximum strain with the discontinuous feature surface of the structure

3 結 論

(1) 清管器過彎時產生憋壓現象, 速度降低。皮碗受管道擠壓發生泄流, 與直管段相比摩擦力增大, 出彎后短時間內速度驟增, 影響相應管段檢測效率。

(2) 過彎平均速度隨過盈量的增加而減小,過盈量為1%時平均速度達到6.36 m/s, 較過盈量為6%工況清管器平均速度增加了390.2%, 清管器過彎平均速度受過盈量影響較為敏感。

(3) 夾持率為55%時清管器過彎平均速度最大, 大小為4.6 m/s, 呈現先增大后減小的趨勢,夾持率為70%時因心軸偏轉情況劇烈, 過彎平均速度出現上升。 當皮碗與管壁接觸點在結構非連續特征面小于4%時過彎速度明顯降低, 最低降至0.61 m/s, 影響清管器運動能力。

(4) 因過盈量影響皮碗邊緣與管道內壁接觸面積, 故加速度隨過盈量增大呈現先降低再升高的趨勢, 過盈量為5%時平均加速度最小, 僅為37.98 m/s2, 較過盈量為1%的平均加速度降低了47.5%。 因皮碗自由端面積較小, 夾持率為70%時清管器加速度波動較大, 平均加速度為214.28m/s2。 過盈量與夾持率的變化影響過彎過程中皮碗最大應變位置, 結構非連續特征面僅影響最大應變大小, 對位置無影響。

(5) 為提高清管器的90°過彎性能, 直徑168 mm 清管器皮碗過盈量范圍應在2%～4%之間, 夾持鋼板對皮碗的夾持率應在60%左右, 皮碗幾何非連續特征面設定原則應使皮碗與過盈管道接觸位置集中于皮碗唇部位置。