石 湘，馬長達(dá)，何鎮(zhèn)陽

(中國海洋大學(xué)工程學(xué)院，山東 青島 266100)

自1985年在中國渤海埕北油田建成第一條海底輸油管道以來，中國在不同海域已有各種規(guī)格管道數(shù)百條，總長度已超8 000 km[1]，部分管道在役超過15年，個別甚至達(dá)到25年[2]，有相當(dāng)比例的水下油氣管道已接近或超過設(shè)計年限，海底管道損壞事故也在逐年增多[3]。管道使用過程中損傷和破壞的具體原因包括內(nèi)部和外部被腐蝕、氫致應(yīng)力開裂、不穩(wěn)定的海床條件、錨固活動、表面落物，損壞的風(fēng)險取決于海面的活動強度、所在深度、海床條件和管道本身設(shè)計等[4]。管道的損壞形式包括針孔泄漏、管壁減薄等小型損傷，環(huán)焊縫開裂、較大穿孔等嚴(yán)重?fù)p傷，完全彎曲或斷開等徹底破壞[5]。在眾多海底油氣管道維修技術(shù)中，管卡是一種關(guān)鍵設(shè)備，它可以用于維修管道的小損傷，比如局部機械破壞、腐蝕穿孔、裂紋、軸向或周向凹痕等[6]，該設(shè)備有兩瓣殼體，其封堵的基本原理是在管道受損部位外形成一個密閉壓力容器，達(dá)到即使管道發(fā)生泄漏，內(nèi)部介質(zhì)也無法泄露到海水中的目的。根據(jù)內(nèi)部結(jié)構(gòu)的不同管卡分為全結(jié)構(gòu)和非結(jié)構(gòu)兩種形式，全結(jié)構(gòu)形式管卡通常用于維修破壞嚴(yán)重的海底油氣管道，如管道的環(huán)焊縫缺陷、扭轉(zhuǎn)及穿刺破壞等[7]。全結(jié)構(gòu)形式管卡利用其兩端的鎖緊機構(gòu)牢固地抓緊管道，將管道的軸向載荷轉(zhuǎn)移至管卡本身，同時能夠把管道受破壞部分的周向應(yīng)力移除，對管道整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行增強。而非結(jié)構(gòu)管卡用于修復(fù)輕微損傷的管道，它只提供密封作用沒有鎖緊機構(gòu)。目前國內(nèi)在工程中使用的國產(chǎn)管卡均為非結(jié)構(gòu)形式[8]，而國外早在2004年就開始使用全結(jié)構(gòu)形式管卡[9-10]。全結(jié)構(gòu)管卡鎖緊機構(gòu)的軸向承載性能反映了加固管道的結(jié)構(gòu)承載能力，是管卡設(shè)計的重要方面，國內(nèi)尚沒有鎖緊機構(gòu)承載力測試的介紹，本文開展試驗研究，分析323.9 mm管卡板牙式鎖緊機構(gòu)的軸向承載性能，為板牙式鎖緊機構(gòu)的設(shè)計提供經(jīng)驗。

1 全結(jié)構(gòu)管卡及其板牙式鎖緊機構(gòu)介紹

1.1 全結(jié)構(gòu)管卡結(jié)構(gòu)

全結(jié)構(gòu)管卡主要包括兩瓣管卡殼體、連接殼體的主螺栓、兩側(cè)的頂進(jìn)法蘭、將頂進(jìn)法蘭預(yù)先設(shè)定在殼體上的頂進(jìn)螺栓、內(nèi)部的密封裝置和鎖緊裝置。為了方便安裝時兩瓣殼體張開包攏住受損管道，管卡在鉸鏈一側(cè)安裝有液壓缸，借助開合臂安裝在管卡殼體上[7]。管卡的鎖緊機構(gòu)用于承載維修后管道的軸向載荷，常見的結(jié)構(gòu)形式是楔形的板牙式結(jié)構(gòu)，圖1為采用板牙式鎖緊機構(gòu)的全結(jié)構(gòu)管卡的結(jié)構(gòu)圖。

圖1 采用板牙式鎖緊機構(gòu)的全結(jié)構(gòu)管卡

1.2 板牙式鎖緊機構(gòu)介紹

板牙式鎖緊機構(gòu)的直接工作部件是成楔形接觸的外板牙(張力碗)和內(nèi)板牙(張力卡瓦)，其鎖緊原理如圖2所示，螺栓張緊器拉伸頂進(jìn)螺栓使得頂進(jìn)法蘭對外板牙傳遞軸向力，驅(qū)動外板牙向內(nèi)軸向運動，外板牙通過楔形原理驅(qū)動內(nèi)板牙沿?fù)醢遄鰪较蜻\動，在徑向運動后期，其表面的板牙齒咬入管道壁，為管卡與管道的連接提供結(jié)構(gòu)強度，確保管卡與管道不發(fā)生相對滑動，達(dá)到管卡鎖緊管道的效果。設(shè)計內(nèi)板牙的板牙齒時，一般采用倒齒結(jié)構(gòu)，以增大管道受拉后軸向移動的阻力。

圖2 板牙式鎖緊機構(gòu)的工作原理

2 板牙式鎖緊機構(gòu)的力學(xué)分析

全結(jié)構(gòu)式管卡的軸向承載性能是指在管道軸向拉力下阻止管道脫開管卡的能力。以下對建立和形成鎖緊機構(gòu)承載力過程的力學(xué)問題進(jìn)行分析。

2.1 內(nèi)板牙咬入力與頂進(jìn)法蘭加載載荷的關(guān)系

首先分析鎖緊楔形機構(gòu)的載荷傳遞過程，圖3是鎖緊機構(gòu)載荷傳遞示意圖，根據(jù)文獻(xiàn)[11]的推導(dǎo)可知，內(nèi)板牙對管道壁的總咬入壓力N表示為

圖3 板牙式鎖緊機構(gòu)載荷傳遞示意圖

(1)

式中:f1為內(nèi)、外板牙間的摩擦系數(shù)；f2為外板牙與殼體間的摩擦系數(shù)；θ為鎖緊機構(gòu)的楔形角；Q為頂進(jìn)法蘭施加給外板牙參與內(nèi)板牙齒咬入管壁的推力，它的計算公式為

Q=m(P-P0)。

(2)

式中：P為鎖緊加載壓力即螺栓張緊器油源壓力；P0為內(nèi)板牙收縮初壓力；m是張緊器推力系數(shù)。

假設(shè)壓力N均勻分布在內(nèi)板牙的每個齒上，則單個齒對管道外壁的咬入力Fb為

Fb=N/n。

(3)

式中n為內(nèi)板牙上的齒數(shù)。

2.2 內(nèi)板牙咬入深度與咬入力的關(guān)系

由于內(nèi)板牙齒的硬度遠(yuǎn)大于管道壁，鎖緊后會在管道上形成咬痕。根據(jù)Shi等[12]的試驗研究表明，在咬入力Fb作用下，咬痕的寬度有如下關(guān)系：

(4)

式中:b為齒的咬入寬度；c為齒間距系數(shù)；已由前期模型試驗測得；α為齒頂角的前角；β為齒頂角的后角；L為齒的長度；σs為被咬入物體的屈服強度。咬入齒的幾何參數(shù)如圖4所示。

圖4 咬入齒的幾何參數(shù)

根據(jù)齒形的幾何關(guān)系可知咬入深度h為

(5)

2.3 鎖緊機構(gòu)單齒軸向承載力與內(nèi)板牙咬入深度的關(guān)系

由于板牙齒咬入管道的深度較小，可以把它對管道外壁的破壞模式看做板牙齒作為刀具360°刨削管件表面金屬層，根據(jù)機械加工工藝手冊[13]，刨削力計算公式為

(6)

式中：F為刨削力；cF為取決于工件材料和刨削條件的系數(shù)；ap為刨削深度，即齒咬入深度h；f為刨削寬度即齒長L；xF為ap的指數(shù)；yF為f的指數(shù)；kF為當(dāng)實際加工條件與求得的經(jīng)驗公式不符時，各種因素對刨削力的修正系數(shù)。假設(shè)鎖緊機構(gòu)的軸向承載力就是多齒同時慢速刨削管件表面的刨削力F，根據(jù)文獻(xiàn)[13]取xF=1.0、yF=1.0，并把齒的咬入深度h和齒長L代入，則式(6)可以簡化為

F=cF·h·L·kF。

(7)

需要說明的是式(7)計算的F是單齒承載力。

通過模型試驗來測試多種規(guī)格鎖緊機構(gòu)的軸向承載力，求出承載力公式(7)的主要系數(shù)并進(jìn)行對比分析。

3 鎖緊機構(gòu)軸向承載力測試裝置設(shè)置和測試方法

3.1 試驗裝置及鎖緊機構(gòu)結(jié)構(gòu)參數(shù)

通常全結(jié)構(gòu)型管卡的兩端各有一個鎖緊機構(gòu)，為了方便測試，試驗裝置只設(shè)計了一端的鎖緊機構(gòu)，如圖5所示，該裝置包括殼體、管件、加載管件、鎖緊機構(gòu)(內(nèi)板牙和外板牙)以及鎖緊加載構(gòu)件(頂進(jìn)法蘭、頂進(jìn)螺栓、螺栓張緊器)。

選擇323.9 mm API X56管材作為試驗管件，管件尺寸Φ為325 mm×14 mm(外徑×壁厚)；內(nèi)板牙和外板牙的材料為35CrMo，內(nèi)板牙表面滲氮硬度HRC55-60；殼體和頂進(jìn)法蘭是一個整體結(jié)構(gòu)，內(nèi)板牙和外板牙是與實際管卡一樣的兩瓣結(jié)構(gòu)。

考慮實際管件的不圓度問題，內(nèi)板牙齒頂距離管件表面的徑向距離設(shè)計為3.5 mm(見圖5)，內(nèi)板牙上交錯開槽，以便于其徑向運動咬住管件，槽口寬度8 mm，內(nèi)板牙零件圖如圖6所示。內(nèi)板牙的加工采用數(shù)控精車，在滲氮過程采用真空滲氮減少熱處理變形以保證制造精度。關(guān)鍵部件的材料力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 關(guān)鍵部件的力學(xué)參數(shù)

(1.殼體Housing；2.頂進(jìn)法蘭Jacking flange；3.頂進(jìn)螺母Jacking nut；4.螺栓張緊器Bolt tensioner；5.頂進(jìn)螺栓Jacking bolt；6.加載管件Pipe for loading；7.外板牙Driver；8.內(nèi)板牙Grip；9.管件Pipe)

(A-A：旋轉(zhuǎn)剖視Rotate section view; D: 基準(zhǔn)面Datum plane.單位Unit: mm)

關(guān)于鎖緊機構(gòu)的結(jié)構(gòu)形式，對國外219.1 mm機械連接器的測繪，得到其內(nèi)板牙的齒間距為4.5 mm；另外考慮到323.9 mm 管道管卡的板牙齒間距將更大，將其定為6 mm，因此將齒間距定為4.5和6 mm兩種。前期對板牙及板牙齒的優(yōu)化設(shè)計[14]得到了80°齒頂角的最優(yōu)齒頂角；另外對國外219.1 mm機械連接器的測繪，其齒頂角為90°，因此齒頂角定為80°(前、后角分別為15°，65°)和90°(前、后角分別為20°，70°)兩種。試驗鎖緊機構(gòu)參數(shù)如表2所示。利用這個試驗裝置，可以測試不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的鎖緊機構(gòu)在不同鎖緊荷載壓力下的軸向承載力。

表2 試驗鎖緊機構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)

3.2 試驗步驟及測試方法

主要分為三個步驟：首先要將鎖緊機構(gòu)進(jìn)行裝配和鎖緊加載并記錄加載壓力和收縮初壓力；其次將鎖緊機構(gòu)裝置放置于壓力機上進(jìn)行軸向承載力測試記錄軸向承載力，最后把測試完成后的裝置進(jìn)行拆解以便更換管件、變化鎖緊加載壓力再次進(jìn)行軸向承載力測試。

裝配時要保證殼體和管件水平放置，管件處于殼體中心，然后將內(nèi)、外板牙配合一起吊入殼體與管件的間隙。鎖緊機構(gòu)裝配完成后安裝并連接螺栓張緊器，由于一圈有8個頂進(jìn)螺栓，采用8個螺栓張緊器同時加載，使用的是英國TENTEC的1-1/8”液壓張緊器，鎖緊加載情況如圖7所示。按表2中每種結(jié)構(gòu)形式的鎖緊機構(gòu)參數(shù)進(jìn)行鎖緊加載，加載壓力P即張緊器油源壓力均設(shè)置為4種壓力值即20、40、60和80 MPa。進(jìn)行鎖緊加載時，由于內(nèi)板牙齒頂與管件之間有3.5 mm的距離(見圖5)，需要一定的初壓力P0使內(nèi)板牙徑向收縮到其齒頂，使接觸到管件，而這部分初壓力并不參與板牙齒對管件表面的咬入作用，測試時在鎖緊操作初期觀察頂進(jìn)法蘭與殼體距離H(見圖5)的變化。根據(jù)計算發(fā)現(xiàn)：在板牙齒頂接觸到管件之前，H變化約15 mm；在板牙齒開始咬入管件后，H變化很小(<0.2 mm)。加壓過程中觀察H變化由快速到基本不變的時刻記錄初壓力P0，其范圍在5～10 MPa之間。鎖緊實際加壓是加載壓力P與內(nèi)板牙收縮初壓力P0之差。

圖7 鎖緊機構(gòu)裝置的鎖緊加載過程

把完成鎖緊的鎖緊機構(gòu)裝置放置于壓力機上進(jìn)行軸向承載力測試，采用的壓力機是濟南三越測試儀器有限公司的SYWY-5000型壓剪試驗機，測試情況如圖8所示。把測試裝置放于壓力機兩個壓盤之間，通過壓縮加載管件使得管件向下運動。設(shè)置壓力機：將管件軸向向下頂進(jìn)10 mm(對應(yīng)6 mm齒間距)或8 mm(對應(yīng)4.5 mm齒間距)；設(shè)加載速度為1.2 mm/min；出現(xiàn)的力峰值即為軸向承載力。然后根據(jù)測試的實際加壓和軸向承載力進(jìn)行數(shù)據(jù)分析和處理。

圖8 鎖緊機構(gòu)裝置的軸向承載力測試

鎖緊機構(gòu)裝置拆解時首先使用螺栓張緊器拆解頂進(jìn)螺母和頂進(jìn)法蘭，擰下頂進(jìn)螺栓，然后把剩下的裝置放置于線切割機上把管件軸向切割成三瓣，取出內(nèi)、外板牙及管件進(jìn)行觀測分析。試驗測試原理及流程整理如圖9所示。

圖9 試驗原理及流程圖

3.3 鎖緊機構(gòu)失效模式

試驗裝置拆解后發(fā)現(xiàn)鎖緊機構(gòu)內(nèi)板牙的齒完好無損，而管件的外表面被板牙齒擠毀并刮削下一層金屬，圖10是管件表面的破壞情況。因此判斷失效模式為管件表面金屬層被板牙齒擠毀并刮削破壞。

圖10 裝置拆解后管件表面的破壞情況

4 軸向承載力數(shù)據(jù)分析和處理

4.1 軸向承載力測試曲線分析

經(jīng)過分析比對后發(fā)現(xiàn)每組鎖緊機構(gòu)承載力測試的力-位移關(guān)系曲線變化規(guī)律基本相似，類似鋼筋拉伸的破壞曲線。以下取楔形角13°、齒間距6 mm、齒頂角80°的鎖緊機構(gòu)在鎖緊加載壓力P為60 MPa情況下的力-位移曲線如圖11所示。

圖11 鎖緊機構(gòu)軸向承載力測試的典型力-位移曲線

在初期由于壓力機壓盤與試驗裝置存在縫隙和對中偏差，會有一小段壓緊過程，大約1～2 mm。此后頂出力會迅速增長，進(jìn)入斜率較大的線性變化段，這一階段是板牙齒擠毀管道表面過程，然后進(jìn)入類似屈服階段的變化，曲線斜率變小，頂出力的增長速度會較之前變緩慢，這一階段是由于擠毀累積的鐵屑層增加到一定厚度開始被板牙齒刮起而造成的。隨著再推進(jìn)一段行程后，實際推進(jìn)距離接近板牙齒間距，頂出力達(dá)到最大值，即為本組鎖緊機構(gòu)的軸向承載力，此時鐵屑層被刮斷，隨后頂出力隨著位移的增大而迅速減小。

4.2 單齒的咬入深度與軸向承載力數(shù)據(jù)

為了方便不同結(jié)構(gòu)參數(shù)鎖緊機構(gòu)的承載性能比較，計算了每組試驗單個齒的咬入深度h和軸向承載力F，如表3所示。

表3中首先通過式(2)獲得推力Q(式(2)中的緊張器推力系數(shù)m為1.462×10-2m2)；其次通過式(1)、(3)計算單個齒對管道外壁的咬入力Fb(式(1)中的摩擦系數(shù)f1取0.1，f2取0.2)；然后通過式(5)計算咬入深度h；最后通過軸向承載力除以齒數(shù)n獲得單齒承載力F。

表3 鎖緊機構(gòu)單齒的咬入深度與軸向承載力

5 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)鎖緊機構(gòu)的單齒軸向承載力公式分析

根據(jù)2.3節(jié)假設(shè)的單齒承載力與咬入深度的關(guān)系，將式(7)進(jìn)行參數(shù)擬合。表2中所有內(nèi)板牙的齒長一樣，取齒長L=332π-12×8=947(mm)，跟據(jù)管材和板牙的強度，查詢文獻(xiàn)[13]，獲取工件材料和刨削條件的系數(shù)cF為2 100 N/mm2，則代入式(7)變換為：

F=1 989kFh。

(8)

利用表3的數(shù)據(jù)采用最小二乘法擬合求得對應(yīng)表3編號1～4規(guī)格鎖緊機構(gòu)軸向承載力修正系數(shù)kF分別為3.41、2.74、3.48和3.31。得到的修正系數(shù)kF均遠(yuǎn)大于1，主要是因為承載力測試時的加載速度很小(1.2 mm/min)，遠(yuǎn)小于刨削的切削速度，因此求得的kF均很大。

5.1 內(nèi)板牙齒間距對單齒軸向承載力的影響分析

圖12是齒頂角80°鎖緊機構(gòu)不同齒間距下的單齒承載力，可以看出同一咬入深度下，齒間距越大的鎖緊機構(gòu)單齒承載力越大。

圖12 齒頂角80°鎖緊機構(gòu)不同齒間距下的單齒承載力

圖13是齒頂角90°鎖緊機構(gòu)不同齒間距下的單齒承載力，仍可以看出齒間距越大的鎖緊機構(gòu)單齒承載力越大，但不是很明顯。

圖13 齒頂角90°鎖緊機構(gòu)不同齒間距下的單齒承載力

這種現(xiàn)象可以通過鎖緊機構(gòu)失效模式進(jìn)行解釋，板牙擠毀管道表面過程中，由于行程較長，6 mm齒間距擠毀累積的鐵屑層厚度要大于4.5 mm齒間距，因此6 mm齒間距鎖緊機構(gòu)最后刮削切斷的力要偏大一些。

5.2 內(nèi)板牙齒頂角對單齒軸向承載力的影響分析

圖14是齒間距6 mm鎖緊機構(gòu)不同齒頂角下的單齒承載力，可以看出同一咬入深度下，90°齒頂角的鎖緊機構(gòu)單齒承載力比80°齒頂角的稍大。圖15是齒間距4.5 mm鎖緊機構(gòu)不同齒頂角下的單齒承載力，可以看出90°齒頂角的鎖緊機構(gòu)單齒承載力比80°齒頂角的要大。這一現(xiàn)象可以通過刀具切削前角的影響做一解釋，從切削角度看90°齒頂角的切削前角為-20°，小于80°齒頂角的切削前角-15°，因此其切削阻力偏大一些而導(dǎo)致90°齒頂角鎖緊機構(gòu)承載力偏大。

圖14 齒間距6 mm鎖緊機構(gòu)不同齒頂角下的單齒承載力

圖15 齒間距4.5 mm鎖緊機構(gòu)不同齒頂角下的單齒承載力

6 結(jié)論

(1)揭示并分析了鎖緊機構(gòu)的內(nèi)板牙齒擠毀管道表面并刮斷累積金屬屑層的失效模式。

(2)得到了4種規(guī)格的板牙式鎖緊機構(gòu)單齒軸向承載力的經(jīng)驗公式。

(3)同一咬入深度下，對于相同齒頂角的板牙式鎖緊機構(gòu)，齒間距越大的單齒承載力越大；對于相同齒間距的板牙式鎖緊機構(gòu)，90°齒頂角的單齒承載力比80°齒頂角的要大。