φ610管道檢測機器人速度控制裝置研究

臧延旭，姜海洋，陳峰，白港生，梁雪婷，劉云杰

(1.北華航天工業學院機電工程學院，河北廊坊 065000；2.中油管道檢測技術有限責任公司，河北廊坊 065000；3.中國石油管道局工程有限公司維搶修分公司，河北廊坊 065000)

0 前言

目前我國油氣管道的四大能源戰略通道已經全部建成投產，形成了中國油氣管道“四面八方”的格局。在油氣管網建設里程快速延伸的情況下，稍有不慎就會導致能源輸送管道安全事故的發生。因此，經常性地開展管道內檢測工作是保障油氣管道輸送安全的重要技術手段[1-2]。

國內外經過幾十年的發展，形成了以漏磁、超聲、渦流、電磁超聲等為代表的管道內檢測技術。其中漏磁內檢測技術具有不需要耦合劑、對被檢管道表面狀態要求較低、能檢測出管體內外表面和管體內部缺陷等優點，是目前油氣管道內檢測中應用頻率最高的一項技術。基于此技術研制的管道檢測機器人利用管道內輸送的天然氣或油等介質，在機器人前后端建立壓差，使機器人以與管道輸送介質相同的速度在管道內自運行。但目前新建的中俄東線天然氣管道，如按設計輸量輸送的天然氣流速預計將接近10 m/s，而常規管道機器人要求最高運行速度不超過5 m/s。采用降低管道輸量調節機器人運行速度的方式雖然能有效控制其運行速度，但會對業主造成巨大的經濟損失，短時內對下游用戶的需求也會產生影響，因此，用于管道檢測機器人運行速度調控的速度控制裝置應運而生[3-5]。

1 泄流調速機器人研究進展

天然氣管道用速度控制裝置多采用泄流調速方式，泄流閥是該速度控制裝置的核心器件，利用泄流閥開啟不同泄流面積的方式實現對管道機器人運行速度的主動調控。目前對泄流調速機器人的研究成果包括：

(1)理論研究

楊理踐等[6]將泄流閥簡化為標準孔板結構，利用有限元軟件分析了泄流氣體流速、泄流孔板前后端壓差隨泄流孔尺寸變化的規律。臧延旭等[7-8]將端板泄流結構簡化為孔板泄流模型，得出泄流孔面積與管道內截面積比值不超過7%且管道內氣體雷諾數不小于105時，可將泄流閥的局部阻力系數取1.06，利用有限元軟件分析了泄流孔總面積一定時不同泄流孔數量和不同泄流孔形狀對泄流氣體流速影響的規律。

NGUYEN等[9-10]、HENDRIX等[11]分別建立了厚孔泄流模型，將模型的局部阻力系數分為3部分，包括泄流孔入口(突然縮小段)、厚孔沿程段(機器人骨架內部氣體通道)和泄流孔出口(突然擴大段)，總結出厚孔泄流模型的局部阻力系數計算方程，利用有限元軟件分析了泄流孔結構參數對泄流閥局部阻力系數的影響規律，但該泄流模型并不適用于圓筒型泄流結構。

PODGORBUNSKIKH等[12-13]介紹了一種雙向反轉的旋轉扇葉泄流結構，可將泄流閥開啟和關閉時間大幅減小。由于泄流閥開閉需要一定的時間，如何合理設定泄流閥開閉的速度閾值尤為重要，否則可能造成由于氣體流速較快而泄流閥開啟較慢導致的機器人超速運行的問題。

耿岱等人[14]為了增大泄流面積設計了一種筒型結構的泄流閥，在圓筒泄流罩的筒體圓柱面和筒體端面均開設泄流孔，但并未得出圓筒型泄流閥局部阻力系數的計算方程。

(2)試驗測試

目前國內大口徑長輸天然氣干線管道設計壓力高達10～12 MPa，設計的輸送天然氣流速最快可達10 m/s。搭建接近工業管道運行條件的試驗管道十分困難，同時漏磁檢測機器人本身造價昂貴，試驗時一般僅保留機器人泄流裝置的主要結構特征。

PODGORBUNSKIKH、LOSKUTOV[15]使用管道機器人對一條1 220 mm口徑的管道進行了2次內檢測，1次為常規機器人，1次為基于泄流原理的速度控制機器人，通過管道機器人兩次運行參數對比證明：帶速度控制裝置的機器人能有效調控運行速度，該調速方法比靠人工經驗改變氣體輸送參數的調控方法具有速度快、可靠性高的優點。試驗結果也表明：管道壁厚變化、管道附屬件等特征也會對機器人運行速度產生影響。

ZHU等[16]設計了一種圓筒型泄流閥結構，利用壓縮機、儲氣罐等搭建試驗平臺，通過向泄流閥后端輸送儲氣罐內高壓氣體(儲罐氣體試驗壓力為0.6～0.8 MPa)的方式測試泄流閥在不同開口量時建立的壓差值。試驗結果表明：通過控制泄流閥的開口量可以調節泄流孔面積，當泄流孔開啟面積比在0～20%時，比泄流孔開啟面積比在20%～100%區間的泄流調速能力強。

CHEN等[17]利用內徑為53.4 mm的不銹鋼管搭建了長度為102.7 m、包含多個彎頭的管路試驗平臺，所用壓縮機最大壓力為1.3 MPa，設計了不同面積的泄流嘴安裝在清管機器人上。試驗結果表明：相同的氣體輸送條件下，隨著泄流面積的增加，機器人運行速度降低，機器人前后端建立啟動壓差的時間延長，并且當泄流面積達到一定程度后，機器人運行期間出現多次停止運行-憋壓重新啟動的現象；當泄流面積一定時，提升試驗氣體的輸量后，機器人前后端建立的峰值壓力隨之增大。

以上試驗結果說明泄流面積增大雖能有效降低機器人運行速度，但當管道輸送天然氣流速過低、壓力較小時，由于泄流作用有可能建立不了足夠的運行壓差而出現機器人停止運行的問題。

(3)工業應用

主要是專業的管道檢測公司利用設計的泄流調速裝置完成工業應用，一般只公布應用效果，但前期研究測試情況一般不公開發表[18-19]。管道局檢測公司設計了φ1016速度控制裝置[20-21]。該裝置安裝在漏磁檢測機器人上，進行了5次工業應用，累計運行里程803 km，天然氣流速為5.9～7.6 m/s，降速后機器人運行速度為2.2～4.1 m/s。現場應用情況表明：特定結構的速度控制裝置降速能力有限，即天然氣流速再提升，即便泄流閥全開依然難以降速至合理區間。因此，仍需進一步提升裝置的降速能力。

綜上所述，目前對速度控制裝置的試驗測試壓力在1 MPa左右，與工業管道運行壓力相差較多。同時測試過程中對速度控制裝置結構進行了簡化，常采用一定面積的泄流嘴模擬泄流閥開啟一定開口量時的狀態，無法掌握泄流閥在高壓環境下連續動作時的穩定性和旋轉精度等狀態。因此，為了更好地研究基于泄流原理的速度控制裝置在接近工業管道輸送環境下的相關特性與泄流孔開啟量間的關系，以φ610速度控制裝置為例開展速度控制裝置的高壓靜態試驗、動態試驗，根據試驗測試效果，再開展工業試驗研究。

2 φ610速度控制裝置介紹

φ610速度控制裝置由圖1所示的密封倉、泄流閥等組成，其中泄流閥由固定扇葉和旋轉扇葉組成，密封倉內安裝直流伺服電機、減速機和輸出軸，輸出軸連接旋轉扇葉實現轉動。旋轉扇葉中心安裝角度傳感器，反饋旋轉扇葉的轉動位置，實現對旋轉扇葉開啟角度的精確控制。速度控制裝置密封倉兩端法蘭便于安裝集成。圖1(b)依次為速度控制裝置泄流閥“全閉—開1/2—全開”的狀態，通過控制程序可實現旋轉扇葉一次開啟到位或分幾步依次開啟到位的工作模式。泄流閥全開后總的泄流孔面積與直徑為φ150 mm的泄流孔面積相等。

圖1 φ610速度控制裝置

3 φ610速度控制裝置靜態試驗

φ610速度控制裝置由密封倉、泄流閥等組成，利用靜態試驗測試速度控制裝置的密封性和高壓情況下的運動靈敏性和準確性。圖2(a)所示為靜態測試用高壓試驗壓力倉，包括前后端蓋、泄流裝置安裝轉接架、外部信號通信插頭、高壓攝像頭等。

圖2 φ610速度控制裝置靜態試驗

試驗時將φ610速度控制裝置安裝在壓力倉安裝轉接架上，分別進行10 MPa水壓試驗和3 MPa氣壓試驗。試驗過程中通過線纜連接壓力倉外部插頭和速度控制裝置插頭，水壓試驗合格后再進行氣壓試驗。每次試驗時，待壓力倉內達到試驗壓力，通過外部通信插頭向速度控制裝置供電和發送速度模擬信號v(速度控制裝置通過控制程序預設速度上限vm和速度下限vl)，控制泄流閥實現開閉動作。試驗過程中利用高壓攝像頭觀察泄流閥的動作情況，如圖2(b)所示。

靜態試驗結果表明：(1)速度控制裝置能按照預設的程序實現開閉動作，當v超過vm時泄流閥開啟，當v低于vm但仍高于vl時泄流閥不動作，當v低于vl時泄流閥關閉；(2)泄流閥動作靈敏，位置準確，通過壓力倉內高壓攝像頭觀察，當速度模擬信號v超過程序預設值時即產生動作，直至達到預設的開啟位置，泄流閥隨即停止轉動，開啟/關閉位置準確；(3)速度控制裝置密封倉的靜密封和輸出軸的動密封性能均良好，耐壓能力10 MPa；(4)與常壓狀態相比，水壓試驗時當壓力倉內介質壓力升至10 MPa，速度控制裝置驅動泄流閥轉動的電機電流很小幅地上升。

通過高壓靜態試驗可有效檢驗裝置在高壓工況下的密封性及動作準確性，同時由于泄流閥為動連接，如果存在設計或裝配間隙不合理，可能在高壓工況下會使泄流閥受力不均，使驅動電機的電流值有較大幅度的增加，嚴重時會出現電機堵轉的問題。因此，高壓靜態試驗還能有效排查出泄流閥受力不均的問題。

4 φ610速度控制裝置動態試驗

利用動態試驗測試速度控制裝置在不同壓差下的運動情況，測試泄流閥在不同開啟量時建立的壓差。圖3所示為動態試驗的測試管路，包括儲氣罐、管道控制閥、速度控制裝置連接管段、下游泄壓閥等。其中速度控制裝置安裝在連接管段內，連接管段設有外部信號通信插頭、2個壓力傳感器(分布在速度控制裝置前后端，兩者差值為試驗壓差)和高壓攝像頭。試驗時利用空壓機向儲氣罐內注氣，氣體流向為空壓機→儲氣罐→速度控制裝置連接管段→下游泄壓閥→排空。將整個測試管段氣體壓力保持在2 MPa后，打開下游泄壓閥放空，在速度控制裝置處建立壓差，通過通信插頭向速度控制裝置發送速度模擬信號，控制泄流閥按照“全關→開1/2→開2/3→開4/5→全開→開4/5→開2/3→開1/2→全關”的流程實現開關循環動作，記錄泄流閥不同開啟量時建立的壓差。

動態試驗結果表明：(1)速度控制裝置能按照預設的程序實現開閉動作；(2)泄流閥動作靈敏，位置準確；(3)泄流閥經歷一個開關循環動作在不同開啟量時建立的壓差值為：開1/2(1 MPa)→開2/3(0.23 MPa)→開4/5(0.1 MPa)→全開(0.04 MPa)→開4/5(0.05 MPa)→開2/3(0.08 MPa)→開1/2(0.32 MPa)→全關(1.02 MPa)。圖4為φ610速度控制裝置泄流閥開啟量與壓差關系，泄流閥依次經歷全開再至全關的過程中，速度控制裝置前后端壓差呈現先減小后增大的趨勢，由于試驗過程中下游泄壓閥始終處于泄壓狀態，而空壓機不向儲氣罐內補氣，因此，速度控制裝置泄流閥一個開閉動作完成后，管內氣體壓力下降了近一半。

圖4 φ610速度控制裝置泄流閥開啟量與壓差關系

圖4表明：(1)泄流閥開啟過程中，隨著泄流閥開啟量增加，速度控制裝置前后端壓差值開始降幅較大，后期降幅較小。試驗開始時速度控制裝置泄流閥處于全關狀態，測試管路下游泄壓閥一開啟，速度控制裝置與下游泄壓閥間的管道內氣體快速放空，但由于速度控制裝置本身無法實現嚴格的密封(零部件存在裝配間隙)，儲氣罐中的氣體會滲漏到速度控制裝置下游放空管道內，導致試驗開始后泄流閥在全關狀態時建立的壓差小于但接近2 MPa；(2)泄流閥關閉過程中，隨著泄流閥開啟量減小，速度控制裝置前后端壓差值開始增幅較小，后期增幅較大；(3)結合(1)、(2)分析結果，速度控制裝置泄流閥由全關→開1/2或由開1/2→全關的過程對裝置產生的壓差影響最為明顯，當泄流閥開啟量超過2/3對裝置產生的壓差影響很小。

動態試驗也反映出，當管道內輸送氣體的狀態參數(壓力、流速等)不同時，特定結構的速度控制裝置泄流閥建立的壓差值是不同的。如圖4所示，在泄流閥由全關開至1/2開口量時建立的壓差為1 MPa，而由全開關閉至1/2開口量時建立的壓差僅為0.32 MPa。

5 φ610速度控制裝置工業試驗

靜態和動態試驗結果表明φ610速度控制裝置運轉正常，耐壓能力滿足工業試驗要求。天然氣管道外徑為610 mm，管道壁厚為8.8 mm，標準工況下管道輸量為450×104m3/d，機器人發送首站的天然氣壓力為5.2 MPa，計算的天然氣流速為3.63 m/s。發送機器人時，針對帶固定泄流孔的機器人啟動力問題，特意將泄流閥通過程序開啟1/2的泄流面積(等效泄流孔直徑φ106 mm)，并控制泄流閥在機器人發出后的100 m里程內一直保持這種半開狀態，100 m里程后恢復正常的速度判別程序，vm設為2.5 m/s，vl設為0.5 m/s。

速度控制裝置動態試驗結果表明管道內天然氣的輸送狀態參數將影響建立的壓差值，對于開固定泄流孔的機器人在發送過程中啟動壓差的建立可分為兩個階段：

(1)工藝管道切換流程階段

發送機器人時，先將機器人推入到管道的發送筒內，然后切換流程，使管道內輸送天然氣流經機器人后端從而建立啟動力使機器人開始運行。極限工況為流程切換完畢，機器人剛好發出，天然氣以輸送速度vF運行到機器人后端，接觸瞬間機器人并未起動，與機器人后端接觸的天然氣運行速度突然降為0導致天然氣壓力由p1上升至p1+Δp1，同時在天然氣壓力為p1和p1+Δp1的交界面形成的壓縮波以速度c向上游輸送的天然氣傳播。假設在Δt時間內壓縮波傳播的距離為Δs，根據動量守恒定律列出的波后靜止的天然氣動量方程：

ρΔsA1(0-vF)=[p1-(p1+Δp1)]A1Δt

(1)

整理得：

(2)

式中：c為壓縮波速度，m/s；γ為氣體絕熱指數，取1.4；R為氣體常數，取518.3 J/(kg·K)；T為氣體溫度，取293 K；A1為管內截面積，m2；vF為天然氣流速，m/s。方程(2)中的天然氣密度在壓力不大于20 MPa且溫度不低于-20 ℃時，可由理想氣體狀態方程計算：ρ=p1/RT，p1為管道發送筒內壓力，MPa。

(2)工藝管道流程切換完畢

極限工況為流程切換完畢，但機器人由于泄流作用導致無法建立足夠的壓差而未運行。機器人停在發送管道內，上游天然氣不斷進入發送管道內，在機器人尾部“堆積”建立足夠的壓差，機器人才能順利發出。根據圖1所示泄流裝置結構特點，φ610泄流機器人可利用厚孔泄流模型計算局部阻力系數。取泄流機器人上游穩定區域和下游泄流出口處的斷面列伯努利方程，當(d/D)4數值很小可忽略時(d為泄流孔等效直徑，m；D為管道內徑，m)，整理可得機器人前后端建立的壓差Δp1為

(3)

式中：ξ為泄流閥局部阻力系數，根據文獻[10, 22]中的局部阻力系數方程(4)或(5)計算；vL為泄流天然氣速度，m/s，文獻[9]表明當天然氣流速小于200 m/s時可視為不可壓縮氣體，計算誤差不超過5%，所以理論上最高的泄流速度vL=vFA1/AL，AL為泄流孔面積，m2。

min(ξ)=(1-AL/A1)(1.42+AL/A1)

(4)

ξ=0.5(1-AL/A1)0.75+(1-AL/A1)2

(5)

由方程(3)—(5)即可計算出天然氣在最高泄流速度時能建立的最大啟動壓差值。

根據工業管道輸送工況及機器人速度控制裝置泄流閥設置狀態，可分兩個階段計算開有固定泄流孔的機器人啟動壓差值：

(1)在工藝管道切換流程階段：根據方程(2)計算的啟動壓差為0.057 MPa。

(2)工藝管道流程切換完畢：根據方程(3)—(5)計算的極限啟動壓差見表1。根據方程(4)和方程(5)計算得出的ξ值基本一致，其中ξ1利用方程(4)求得，ξ2利用方程(5)求得，計算得出的最大啟動壓差值為0.53 MPa。

為驗證最大啟動壓差方程的正確性，建立如圖5所示的二維軸對稱有限元分析模型，機器人長度L=600 mm，d/2=53 mm，機器人左端距離管道入口距離為5D，機器人右端距離管道出口距離為10D。網格為四邊形結構，分析不同網格大小時機器人前后端的壓差，最終選擇網格尺寸為2 mm，當入口氣體流速為3.63 m/s、出口壓力為5.2 MPa時，得到的最大壓差為0.51 MPa(圖6所示)，與計算值吻合。

圖5 泄流機器人有限元分析模型

圖6 泄流機器人前后端壓力

工業試驗前對機器人進行了牽拉試驗，測試機器人的運行阻力，根據現場天然氣流速設定牽拉試驗速度為4 m/s。由圖7可知：機器人運行速度較平穩，但牽拉力則呈波動狀態。分析原因可能與機器人利用彈性皮碗支撐有關。機器人穩定運行時的牽拉力即為機器人的運行阻力值，由圖7可知機器人的平均牽拉力約為1.1×104N(換算為壓差為0.04 MPa)，計算的啟動壓差大于穩定運行的壓差，初步判斷開設固定泄流孔的機器人正常運行時能建立足夠的壓差。但機器人發送時是由靜止狀態發送的，根據工業現場發送機器人的經驗，啟動階段的壓差約為正常運行時壓差的2～3倍，由此判斷，計算得出的最大啟動壓差能使機器人順利發送。

圖7 φ610速度控制機器人牽拉試驗曲線

圖8為φ610速度控制機器人工業試驗照片，圖9為φ610速度控制機器人在工業管道內運行的壓差曲線，機器人啟動壓差約為0.12 MPa，穩定運行壓差約為0.04 MPa，與牽拉試驗結果基本相符，機器人啟動壓差約為穩定運行壓差的3倍。

圖8 φ610速度控制機器人工業試驗照片

圖9 φ610速度控制機器人運行壓差

但機器人發出后，在74 m里程處停止運行約21 min，此時泄流閥由于程序控制尚處于半開泄流狀態。前面分析可知此種狀態下機器人的最大啟動壓差為0.53 MPa，但等待一段時間后機器人并未再次啟動。采用上游提高輸量的方式使機器人再次啟動，由圖9可知：在提升輸量期間，機器人前后端壓差逐步升高，直至壓差升高至約1.1 MPa時，現場管道外放置的機器人跟蹤儀提示機器人再次啟動，后期輸量恢復至正常水平，機器人后期穩定運行。機器人運行里程超過100 m后進入正常的程序判斷流程。待泄流閥全開后，機器人平均運行速度為2.1 m/s。

6 結論

對φ610速度控制機器人進行了靜態試驗、動態試驗及工業試驗研究。由于動態試驗搭建的測試管路系統龐大，將測試管路升壓至工業管道運行壓力是不經濟的，往往也是難以實現的，利用靜態試驗可以彌補動態試驗測試壓力較低的不足。

靜態試驗利用壓力倉進行，試驗壓力可達10 MPa，基本涵蓋目前工業管道的上限運行壓力。靜態試驗可有效檢驗速度控制裝置泄流閥在高壓環境下運轉時倉體密封性及旋轉扇葉動作準確性，可有效檢驗速度控制裝置由于動密封的存在，各運動零部件間的裝配情況及運動效果。靜態試驗結果表明：φ610速度控制裝置動作靈敏，位置準確。

動態試驗結果表明：φ610速度控制裝置泄流閥開啟量在1/2的區間對裝置產生的壓差影響最為明顯，當泄流閥開啟量超過2/3的區間對裝置產生的壓差影響很小；當管道內輸送氣體的狀態參數(壓力、流速等)不同時，特定結構的速度控制裝置泄流閥建立的壓差是不同的。

工業試驗結果表明：機器人啟動壓差是穩定運行時壓差的3倍，建立的泄流狀態下機器人啟動壓差方程是可靠的。結合動態試驗測試結果，對于泄流孔過大而無法利用自身輸送流體建立足夠啟動壓差的情況，工業上采用上游憋壓或下游放空的方式建立壓差，建立的方程可用于指導需要調節的范圍。

φ610速度控制裝置靜態試驗、動態試驗及工業試驗結果表明，利用泄流閥進行機器人運行速度主動調控的方法可行。但以下問題仍需進一步研究：

(1)泄流閥由固定扇葉和旋轉扇葉組成，泄流閥全開時泄流面積理論上也只能占據扇葉總面積的50%，對于降速能力要求高的工況，該泄流閥泄流能力不足，仍需對大泄流面積的泄流閥結構進行研究；

(2)由于固定泄流孔的泄流作用有可能導致機器人無法建立足夠的啟動壓差而產生停止運動的風險，在搭載泄流調速裝置的機器人上建議增加額外的安全關閉裝置，以防泄流調速裝置失效使活動扇葉發生無法關閉的問題。