清管器發球筒橇裝化設計及橇座應力分析

馬強，謝超，王新超，袁洋，李陽

（中國石油天然氣管道工程有限公司，河北 廊坊 065000）

隨著全球經濟的加速，能源的消費日益增長[1-3]，在“雙碳”目標下，天然氣以其潔凈、環保等優點在能源結構中扮演著重要的角色[4]。管道作為運輸天然氣的主要手段，近年來在國內得到了長足的發展[5]。為保證輸氣效率，及時清除管道內雜質，避免設備堵塞甚至損壞，需要進行定期清理[6-9]。

對于常規輸氣站場可進行現場焊接組裝，但針對高海拔地區低壓，缺氧的條件，給現場施工人員的作業帶來了巨大的挑戰。與此同時，為減少現場作業周期，提高焊接質量，清管器收發球筒橇應運而生[10]。橇裝化的設計可有效地降低占地面積，減少項目投資，縮短野外施工周期，逐漸得到了推廣[11-16]。針對收發球筒的開孔補強以及壁厚計算已經有研究學者進行了大量的研究[17-19]，針對橇裝化方面的研究主要集中在運輸方面。武震華等[20]對不同的吊點方案進行了探討，認為在吊點附近增加腹板可有效優化吊裝框架的受力；趙國安等[21]以路面不平整度為激勵對橇裝運輸過程的振動特性進行了分析，并提出了不同級別路面最佳行駛速度以及降低振動的方法；談文虎等[22]人針對橇裝設備在運輸過程中的安全穩定性進行了評估，并確定了在運輸過程中低速行駛時不發生側翻的最大傾角；陳志等[23]對橇裝化設備運輸過程中可靠性進行分析，認為車輛剎車時的加速度和鞍座之間距離是影響運輸橇裝設備穩定的關鍵因素，加速度越大應力越集中，鞍座之間距離越小應力越集中。最后針對以上問題提出了改善運輸穩定性的建議。

綜上所述，研究學者針對收發球筒的本體已有較多研究，同時針對橇裝設備運輸過程的穩定性等問題也有相關的研究。然而針對橇裝化的設計以底座應力分析鮮有涉及。因此，本文以某項目為依托對清管器發球筒橇的設計以及橇座的應力進行了分析，該結果可為橇裝的設計和底座分析提供參考。

1 設計參數

1.1 發球筒橇設計

發球筒主要由主管、錐段、直管、快開盲板及其附件組成。而發球筒橇主要由發球筒，閥門組件，供配電系統以及排污系統構成。其設計以安全，便捷為主要原則，就受力而言，針對使用過程中的工況滿足撓度要求。設置支架原則為針對橇內集中載荷，如閥門，快開盲板等構件兩端進行支撐，吊耳以滿足吊裝要求為原則，配電箱通常設置在檢修側，以方便操作。具體模型以及底座如圖 1 所示。

圖1 發球筒橇及其底座模型Fig.1 The model of pig launch sled and it’s base

針對收發筒的類別劃分問題，GB 50251—2015以及GB 50253—2014 中明確規定：“管道附件包括管件、法蘭、閥門、清管器收發筒、匯管、組合件、絕緣法蘭或絕緣接頭等管道專用承壓部件”。事實上，目前國內主流觀點也認為收發筒屬于管道附件[18]，只有少數地區（如江蘇、福建等）當地監察部門要求也接受壓力容器的監檢，因此本文針對用于輸氣線路站場收發筒采用GB 50251—2015 計算，針對輸油線路站場采用GB 50253—2014 計算。具體計算方式如下：

（1）若發球筒用于輸氣站場，其計算壁厚為：

式中δ——鋼管計算壁厚，mm；

P——設計壓力，MPa；

D——鋼管外徑，mm；

σs——鋼管標準規定的最小屈服強度，MPa；

φ——焊縫系數；

F—— 強度設計系數，根據GB 50251—2015《輸氣管道工程設計規范》選??；

t—— 溫度折減系數，當溫度小于120 ℃時，應取1.0。

（2）若發球筒用于輸油站場，其計算壁厚為：

式中δ——鋼管計算壁厚，mm；

P——設計壓力，MPa；

D——鋼管外徑，mm；

K—— 設計系數；

σs——鋼管的最低屈服強度，MPa；

φ——焊縫系數。

1.2 橇座設計及受力分析

橇座鋼結構由橫梁和縱梁組成，管支架支撐在縱梁上面，橫梁和縱梁采用焊接連接，結構示意圖如圖 1 所示，具體橇座結構參數如表 1 所示。橇座鋼結構承受外力來自管支架，在管支架安裝處加載自重載荷。根據圖紙中設備分析，加載的重量分布也不盡相同。橇內設備如發球筒，供配電系統以及閥門支撐處均以集中載荷形式存在，同時縱梁和橫梁本身的重量為均布載荷。支架外力受力情況及自重載荷如圖 2所示。

表1 橇座結構參數Table 1 Structural parameters of skid base

圖2 管支架外力（a）及自重載荷（b）Fig.2 External force (a) and self-weight load (b) of pipe support

在針對橇座鋼結構的分析中，發球筒組件的自重載荷通過管支架作用到橇座上，模型中將發球筒組件重量在管支架位置加載橇座上。橇座鋼結構采用梁單元建模，鋼結構各型鋼間采用焊接連接，梁單元作為一個整體進行分析。由于橇座安裝到地面上，與地面的接觸面積很大，橇座受力會很好地傳遞到地面上，不會存在過大的應力集中。然而，在橇座吊裝過程中，發球橇主要由幾個吊耳支撐。因此，吊裝工況為橇座受力的最危險工況，本文將針對吊裝工況下進行橇座的強度和剛度校核。

1.3 邊界條件設置

橇座在吊裝過程中，主要依靠吊耳保持力的平衡，因此本模型的邊界條件（固定端約束）加載到吊耳布置處，如圖 3 所示。

圖3 吊耳約束Fig.3 Lifting ear constraints

2 計算結果

2.1 橇座剪力分布

圖4 橇座梁剪力圖Fig.4 Shear force diagram of skid seat beam

由圖 5 和圖 6 可知，兩根梁的最大剪力出現在吊耳的位置，在吊耳之間部分其剪力最小。結合圖10 和圖 11 可知，兩個吊耳之間主要受彎矩影響，受剪力較小。吊耳位置主要受剪力影響，而彎矩較小。

圖5 橫梁（一）上剪力云圖及曲線Fig.5 Shear cloud diagram and curve diagram on beam (1)

圖6 橫梁（二）上剪力云圖及曲線圖Fig.6 Shear cloud diagram and curve diagram on beam (2)

2.2 橇座應力及軸向力分布

橇座結構應力分布如圖 7 所示，軸向力分布云圖如圖 8 所示。

圖7 橇座鋼結構應力云圖Fig.7 Stress cloud diagram of steel structure of skid base

圖8 橇座梁軸向力圖Fig.8 Axial force diagram of skid seat beam

從圖 7 及圖 8 可知，橇座的最大應力出現在發球筒橇的中間閥門集中的位置，即最大切應力為67.81 MPa，小于型鋼強度設計值310 MPa，從而該鋼結構強度滿足要求。同時橇座的軸向力也出現在中間的閥門集中處。由此可見，大質量設備部件的分布直接影響設備在吊裝過程的中的受力。此外，在吊耳位置的設置上，既保證可操作性、平穩性外，盡可能的減小集中受力部分的長度，以減低橇座底梁的彎矩，確保吊裝過程的安全性。

2.3 橇座彎矩分布

對發球筒橇的彎矩進行分析，橇座梁整體彎矩結果如圖 9 所示，兩個橫梁上應力分布分別見圖 10和圖 11。

圖9 橇座梁彎矩圖Fig.9 Bending moment diagram of skid seat beam

圖10 橫梁（一）上彎矩云圖及曲線Fig.10 Bending moment cloud diagram and curve of beam (1)

圖11 橫梁（二）上彎矩云圖及曲線Fig.11 Bending moment cloud diagram and curve of beam (2)

由彎矩云圖及彎矩曲線可知，兩根橫梁的彎矩均發生在中間部位。彎矩最小位置為吊耳位置，在吊耳之間，隨著距離吊耳的位置增加，彎矩迅速增加。在橇座最兩端，由于無外加載荷，因此又迅速降低。但由于橇內閥門布置，兩根梁的最大彎矩出現位置不完全重合，分別為1.832×107N·mm 和2.185×107N·mm。

2.4 橇座位移分布

在吊裝過程中考慮考慮起吊瞬間的加速度以及外部風載荷等因素，通?？紤]2 ～ 3 倍的加速度并以確保橇座橫梁在受到加速沖擊時保證其剛度。吊耳的位置選擇需要考慮橇座的最大變形量，因此在位置選擇是通常避免選擇在橇座的兩端，另外需要考慮吊裝過程的穩定性，故吊耳之間的距離也不能太小，如果吊耳之間距離過小，勢必降低吊裝過程的穩定性，不利于吊裝的進行。在吊裝方面，為避免吊裝過程中吊索長度選擇不合理，對設備產生較大的壓力，損壞設備，通常規定吊索與設備之間的水平夾角大于或等于60°。因此需要綜合考慮吊裝時橇座橫梁的變形量，吊裝時設備穩定性以及吊裝時吊具要求（夾角、吊索長度等）、現場環境等綜合因素確定吊耳的位置。事實上，吊裝過程可視為簡支梁模型，通常設置吊耳距離橇座端部的距離不大于兩吊耳之間距離的0.2 倍且不小于400 mm。并根據橇設備的組成進行吊耳位置的適當調整，以確保橇設備的穩定性和保證吊索不會對橇內設備產生不利影響。

由圖 12 和圖 13 可知，底座的最大位移也出現在兩個吊耳之間，與彎矩計算結果相似。并且隨著距離吊耳的增大，位移量迅速增加。由計算結果可知，鋼結構最大變形為20.5 mm，其變形量小于擾度允許值1/500，從而該鋼結構剛度滿足要求?；谝陨戏治?，橇座的設計主要考慮橇內集中載荷的分布情況，以確定最佳的吊耳間距。另外，在設計中盡可能地將集中載荷（如閥門等）分散布置，避免多個集中載荷在相同徑向位置。

圖12 橫梁（一）上位移曲線Fig.12 The upper displacement curve of the beam （1）

圖13 橫梁（二）上位移曲線Fig.13 The upper displacement curve of the beam （2）

3 結論

（1）橇座的應力最大值為 67.81 MPa，小于型鋼強度設計值310 MPa，從而該鋼結構強度滿足吊裝要求。

（2）橇座的結構最大變形為20.5 mm，其變形量小于擾度允許值（橇座總長的1/500），即橇座剛度也滿足要求，證明該橇座設計及吊耳位置選擇的合理 性。

（3）橇座應力，軸向力，彎矩以及位移均出現在兩吊耳之間，剪力最大值為吊耳處。因此，建議在橇裝化設計時，應分散集中載荷并根據集中載荷的位置，以確定最佳的吊耳間距，使橇座受力最優。