孫樂辰 萬菁菁 杜天昊 楊 峰

(1.北京交通大學(xué)機(jī)械與電子控制工程學(xué)院 2.中國石油化工股份有限公司勝利油田分公司東辛采油廠)

0 引 言

服役于石油運輸?shù)墓艿篱L期處于水、油及其混合物以及硫化氫等環(huán)境中，極易發(fā)生電化學(xué)腐蝕。同時，隨著輸油管道服役年限的延長，裂紋、錯位等缺陷也會產(chǎn)生。為了避免管道事故的發(fā)生，必須對其定期進(jìn)行檢測[1-2]。目前國內(nèi)大型油田的例行檢測都采用外檢測法對管道接口處的焊縫進(jìn)行檢測。因為輸油管道一般埋于地下，檢測成本和維修成本均很高。相較于大型的油氣管道，小直徑的輸油管道檢測難度更大。為了對常用型號的輸油管道進(jìn)行快速、準(zhǔn)確的檢測，設(shè)計一種能夠在管道中自主運行、適應(yīng)復(fù)雜環(huán)境、搭載檢測設(shè)備并適用于各型號輸油管道的檢測機(jī)器人具有重要意義。

目前國內(nèi)外對于金屬管道常用的檢測方法主要包括：超聲波檢測技術(shù)、漏磁檢測技術(shù)、X射線檢測技術(shù)及視頻圖像檢測技術(shù)等。超聲波檢測技術(shù)具有對管道性能無影響、受外干擾程度小、檢測準(zhǔn)確、設(shè)備輕便以及檢測效率高等優(yōu)點，將作為本設(shè)計的檢測方式?，F(xiàn)有石油管道機(jī)器人主要驅(qū)動方式包括被動式和主動式，其中被動式機(jī)器人依靠管道中石油的流動被動運動。北京航空航天大學(xué)的張逍[3]設(shè)計了一種由萬向輪連接具有高自由度的管道檢測機(jī)器人，但這種機(jī)器人的結(jié)構(gòu)冗雜度高且被動驅(qū)動的方式穩(wěn)定性較差。主動式管道機(jī)器人有較多的結(jié)構(gòu)，其中包括輪式、履帶式及蠕動式等。其中輪式的結(jié)構(gòu)靈活方便，但和管壁摩擦較小，在油氣管道中難以適應(yīng)環(huán)境。較為經(jīng)典的輪式結(jié)構(gòu)機(jī)器人有張永順等[4]研究的直進(jìn)輪式全主動管內(nèi)移動機(jī)器人。相對于輪式，蠕動式機(jī)器人應(yīng)用更加廣泛，其通過交替重復(fù)的收縮和伸長方式向前行進(jìn)，越障性能優(yōu)越，但能量損失大且牽引力小，例如德國的B.KLAASSEN等[5]研制的采用電動機(jī)驅(qū)動6單元體的蠕動式管道機(jī)器人。履帶式結(jié)構(gòu)的機(jī)器人牽引力大、越障能力強(qiáng)，但結(jié)構(gòu)復(fù)雜。筆者采用主動驅(qū)動的同步輪帶式結(jié)構(gòu)，集成了履帶式和輪式的優(yōu)點，其結(jié)構(gòu)簡單且牽引力較強(qiáng)。同時基于超聲波檢測技術(shù)，設(shè)計一種能夠自主獨立運行,搭載檢測設(shè)備,保證較大范圍變徑及適應(yīng)較小直徑管道的內(nèi)檢測機(jī)器人。

1 輸油管道超聲波檢測原理

超聲波是一種頻率大于20 kHz的彈性機(jī)械波，其檢測方法有很多，應(yīng)用最廣泛的是A型脈沖反射法。A型顯示是用點掃描方法分析系列波信號的幅值與時間的關(guān)系，并顯示在直角坐標(biāo)系中。脈沖反射法中超聲波發(fā)射后，其經(jīng)過不同介質(zhì)所形成的界面時會發(fā)生反射。本文的超聲檢測模塊利用了A型脈沖反射法[6]，圖1為超聲波檢測原理圖。其中T代表發(fā)射脈沖信號，F(xiàn)代表缺陷回波信號，B代表底面回波。當(dāng)探頭發(fā)射脈沖信號，超聲波經(jīng)過聲耦合介質(zhì)進(jìn)入管道中，若無內(nèi)部裂紋缺陷，超聲波會直接到達(dá)材料底面，并反射回到探頭接收器中(見圖1a)；若存在內(nèi)部裂紋，則有部分超聲波能量在缺陷處反射，提前回到探頭中(見圖1b)；若存在腐蝕缺陷，腐蝕將導(dǎo)致待測件的厚度減小，使超聲波在材料中的反射距離變短，從而導(dǎo)致T信號與B信號從發(fā)射至返回時間間隔變短(見圖1c)[7]。

1—探測儀；2—待測件；3—內(nèi)部裂紋；4—腐蝕缺陷。

2 機(jī)器人整體結(jié)構(gòu)設(shè)計

2.1 設(shè)計要求

我國輸油管道常用規(guī)格(外徑×壁厚)為：DN100(114 mm×7 mm)、DN150(159 mm×9 mm)、DN200(219 mm×9 mm)、DN250(279 mm×9 mm)、DN300(325 mm×10 mm)。設(shè)計機(jī)器人可憑借自身動力在管道中行進(jìn),同時利用超聲波探傷對管壁上的腐蝕、裂口、錯位、障礙物等多種缺陷進(jìn)行探測并記錄缺陷位置。設(shè)計包含以下模塊：驅(qū)動模塊、變徑模塊、超聲波檢測與定位模塊。設(shè)計流程見圖2。

圖2 機(jī)器人設(shè)計流程圖

2.2 整體結(jié)構(gòu)組成說明

機(jī)器人結(jié)構(gòu)主要包括驅(qū)動模塊、變徑模塊、超聲波檢測模塊和定位模塊。其中驅(qū)動模塊使用同步帶和同步帶輪提升了機(jī)器人運動時的穩(wěn)定性和越障能力；變徑模塊使用了基于滾珠絲桿的升降式變徑機(jī)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)簡單易于控制且調(diào)節(jié)范圍大，能使機(jī)器人適應(yīng)不同管徑的石油管道；超聲波探測模塊使用了一種原創(chuàng)的雙彈簧伸縮、噴探一體式的超聲波探頭，能一定程度上實現(xiàn)全自動化的管壁缺陷探測；定位模塊則采用計數(shù)齒輪和計時器2種方式同時計數(shù)，規(guī)避了GPS等坐標(biāo)系統(tǒng)定位方式可能會出現(xiàn)的信號和精度問題。整機(jī)結(jié)構(gòu)如圖3所示。

1—驅(qū)動模塊；2—變徑模塊；3—超聲波檢測模塊。

2.3 驅(qū)動模塊

管道機(jī)器人的主要運動方式包含蠕動式、蛇形、多足式、輪式、履帶式及螺旋前進(jìn)式等[2-8]。其中輪式又包括支撐輪式與車型式。而蠕動式、蛇形、多足式運動方式具有運動效率低、行走不連續(xù)、穩(wěn)定性較差且運動自由度較為冗雜等缺點，不適用于執(zhí)行輸油管道內(nèi)連續(xù)進(jìn)行的檢測任務(wù)。因此，本文將重點對比輪式、履帶式以及螺旋前進(jìn)式在攜帶檢測儀器、結(jié)構(gòu)與越障方面的性能。

輪式、履帶式及螺旋前進(jìn)式3種類型驅(qū)動機(jī)構(gòu)都具有較強(qiáng)的驅(qū)動能力并且都便于攜帶檢測儀器。但是對于運動效率而言，螺旋式的性能與另外2種相比明顯不足。在結(jié)構(gòu)方面支撐輪式最為簡單，其次是螺旋式，履帶式結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜。對于需要在管道探測中重點考慮的越障和彎道通過性能，螺旋驅(qū)動式對比另外2種都有明顯不足。履帶式在越障性能上優(yōu)于支撐輪式，但在彎道通過性上稍有不足。

綜合對比3種驅(qū)動機(jī)構(gòu)的優(yōu)缺點，結(jié)合設(shè)計要求中管徑以及行走距離較長和需要搭載檢測裝置的要求，選擇對輪式和履帶式進(jìn)行改進(jìn)以作為驅(qū)動方式。由于支撐輪式結(jié)構(gòu)在越障性能上有所欠缺，所以，使用同步帶與同步帶輪來增強(qiáng)驅(qū)動結(jié)構(gòu)的越障能力。同步帶傳動綜合了帶傳動、鏈傳動和齒輪傳動的優(yōu)點，具有傳動準(zhǔn)確、工作時無滑動、傳動平穩(wěn)的特性，而且具有緩沖和減振能力，噪聲低，傳動效率高，節(jié)能優(yōu)勢顯著。轉(zhuǎn)動時，通過帶齒與輪的齒槽相嚙合來傳遞動力。同步帶傳動傳輸具有準(zhǔn)確的傳動比，無滑差，可獲得恒定的速比，傳動平穩(wěn)，能吸振，傳動比范圍大，一般可達(dá)1∶10。

由于管道尺寸限制，拖拽電纜的驅(qū)動模塊所受阻力會大大增加，進(jìn)而影響檢測性能，所以采用6 V直流電源驅(qū)動電機(jī)來為機(jī)器人行進(jìn)提供驅(qū)動力。為了盡可能地節(jié)約空間，將驅(qū)動電機(jī)集成在驅(qū)動模塊殼體內(nèi)部，通過一對錐齒輪進(jìn)行轉(zhuǎn)動方向的轉(zhuǎn)換。有源驅(qū)動電機(jī)采用低壓無刷直流伺服電機(jī)，該類驅(qū)動電機(jī)具有質(zhì)量輕、體積小、牽引力大等優(yōu)點。該電機(jī)還配備有編碼器等，既便于對其進(jìn)行控制，又便于后續(xù)定位裝置的設(shè)計。為確保速度符合要求，電機(jī)前端使用180行星齒輪箱進(jìn)行減速，減速比為370。電機(jī)具體參數(shù)為：額定電壓6 V，額定轉(zhuǎn)速16 r/min，額定力矩15 N·cm，質(zhì)量0.069 kg，箱體長度29.9 cm。驅(qū)動模塊結(jié)構(gòu)如圖4所示。

1—主動錐齒輪;2—從動錐齒輪;3—主動輪輪轂;4—被動輪輪轂;5—同步帶;6—驅(qū)動電機(jī)及支撐座。

驅(qū)動模塊的基本參數(shù)如表1所示。為了更好適應(yīng)DN100和DN150這2種較小管徑輸油管道，驅(qū)動模塊設(shè)計為可拆卸裝置，所使用的同步帶輪半徑和驅(qū)動模塊密封箱截面面積可減小至通用尺寸60%。結(jié)合所使用的180行星齒輪減速電機(jī)，可以設(shè)定該機(jī)器人的額定行進(jìn)速度為5 cm/s，單次檢測時間(1 km管道)為5 h。

表1 驅(qū)動模塊關(guān)鍵參數(shù) mm

為防止整個裝置動力不足并解決支撐的問題，一共采用了3組驅(qū)動模塊。每1個驅(qū)動模塊包含2組同步帶與帶輪。為確保摩擦力足夠大，同步帶以鋼絲繩為強(qiáng)力層，外覆以聚氨酯橡膠的環(huán)形帶，通過活動支架配合變徑用滑塊滑軌將整個驅(qū)動模塊垂直壓在管壁上，使其可以與管壁完全相切。管道檢測機(jī)器人整體截面如圖5所示。

1—活動支架;2—機(jī)器人主體;3—驅(qū)動模塊;4—管道(?273 mm×9 mm)。

2.4 變徑模塊

針對需要保證機(jī)器人能夠適用于不同規(guī)格輸油管道的設(shè)計要求，能夠?qū)崿F(xiàn)大幅度變徑的結(jié)構(gòu)是必不可少的重要機(jī)構(gòu)。設(shè)計變徑機(jī)構(gòu)的目的是在管道內(nèi)徑發(fā)生變化時，它能主動或者被動調(diào)節(jié)管道機(jī)器人驅(qū)動模塊的位置并使其能夠保持與管壁的接觸，從而保證機(jī)器人在管道中的正常行進(jìn)。

一般來說，變徑機(jī)構(gòu)主要分為主動變徑機(jī)構(gòu)和被動變徑機(jī)構(gòu)。被動變徑模塊可由彈簧等實現(xiàn)，主要功能是緩沖和微調(diào)等。主動變徑模塊有升降式、蝸輪蝸桿式以及絲杠螺母式變徑機(jī)構(gòu)[2-9]?？紤]到渦輪蝸桿式變徑機(jī)構(gòu)剛度較低，傳動效率低，同時絲桿螺母式變徑機(jī)構(gòu)可調(diào)范圍比較小，最終選用基于升降式變徑機(jī)構(gòu)配合活動支架與滑塊滑軌來進(jìn)行變徑。

變徑模塊結(jié)構(gòu)如圖6所示。伺服電機(jī)會帶動絲桿旋轉(zhuǎn)，從而推動升降平臺向左運動。升降平臺與固定平臺通過活動支架與裝在驅(qū)動模塊上的滑軌固定端以及滑軌移動端相連。當(dāng)活動平臺向左運動時，由于活動支架對力的傳遞，移動滑塊會向左移動，兩活動支架間夾角θ減小，滑塊固定端到絲桿的垂直距離d增大，從而實現(xiàn)周向尺寸的改變。同時，在驅(qū)動模塊上安裝有力傳感器，對伺服電機(jī)進(jìn)行負(fù)反饋控制。設(shè)置最小壓力值Nmin，當(dāng)壓力值N≥Nmin時，力傳感器輸出高電平信號，即

1—伺服電機(jī);2—活動支架;3—滑塊移動端;4—滑塊固定端;5—絲桿;6—固定平臺;7—升降平臺。

A1&A2&A3=1

(1)

式中：A1、A2、A3分別為3個驅(qū)動模塊上力傳感器輸出的電平信號。此時，伺服電機(jī)停止工作，變徑過程完成。

同時為了保證機(jī)器與管壁貼合的緊密性，在力傳感器中增加一個最大壓力值Nmax。當(dāng)某一個壓力大于Nmax且仍有力傳感器未達(dá)到最小壓力值Nmin時，表明此時變徑機(jī)構(gòu)未能準(zhǔn)確貼合管壁，需要人工調(diào)整角度再次進(jìn)行變徑。

變徑模塊使用扭矩數(shù)字電機(jī)，額定電壓為4.8 V，額定轉(zhuǎn)速0.14 r/min，額定轉(zhuǎn)矩109 N·cm，質(zhì)量為0.069 5 kg。變徑模塊關(guān)鍵參數(shù)如表2所示。

表2 變徑模塊關(guān)鍵參數(shù) mm

2.5 超聲波檢測模塊

超聲波檢測分為靜態(tài)超聲波檢測和動態(tài)超聲波檢測?？紤]到管道機(jī)器人負(fù)載的限制，對探頭數(shù)量要有所限制。為了保證管道檢測的全面性，采用動態(tài)超聲波檢測方法。管道機(jī)器人的超聲波檢測模塊共有3個超聲波探頭，沿機(jī)器人的周向均布。當(dāng)機(jī)器人運動時，3個探頭在步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動下旋轉(zhuǎn)。

利用超聲波探頭檢測時，需要保證探頭能夠緊貼管壁，同時需要探頭與被測管壁之間沒有空隙[10]，因此耦合劑噴頭與變徑裝置的設(shè)計十分關(guān)鍵。由于3個超聲波探頭須要同時實現(xiàn)變徑，所以設(shè)計了利用1個大直徑錐齒輪帶動3個小直徑錐齒輪運動的探頭伸縮裝置，如圖7所示。當(dāng)下方步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動大直徑錐齒輪逆時針轉(zhuǎn)動時，與其嚙合的3個小錐齒輪都會沿順時針方向同步轉(zhuǎn)動，驅(qū)動絲桿旋轉(zhuǎn)，從而帶動2件升降桿向外頂出，保證探頭能夠與管壁貼合。

1—小直徑錐齒輪;2—升降桿;3—絲桿;4—大直徑錐齒輪。

若探頭與管壁不能完全接觸(即存在空氣)，則會大大影響檢測的精度。單個超聲探頭截面如圖8所示。從圖8可以看出，大彈簧連接耦合劑噴頭，大彈簧內(nèi)部的小彈簧連接超聲波探頭。當(dāng)滾珠絲桿轉(zhuǎn)動帶動升降桿伸長時，耦合劑噴頭先接觸管壁，此時大、小彈簧同時開始被壓縮，當(dāng)壓縮量均為ΔL1時，大彈簧壓阻式力傳感器設(shè)置最小壓縮力，則有：

1—小彈簧(連接超聲波探頭與升降桿);2—大彈簧(連接耦合劑噴頭與升降桿);3—耦合劑噴頭;4—超聲波探頭。

(2)

耦合劑噴頭開始噴出耦合劑。耦合劑噴孔均勻分布在耦合劑噴頭內(nèi)壁上，從而保證探頭與管壁間不存在空氣并提升耦合劑的利用率。當(dāng)壓縮量均為ΔL2時，大彈簧壓阻式力傳感器設(shè)置最大壓縮力：

(3)

耦合劑噴頭停止工作。當(dāng)超聲波探頭能檢測并反饋數(shù)據(jù)后，導(dǎo)出此時壓阻式力傳感器上測出的壓縮力Nc，可以通過該數(shù)據(jù)獲得管道的精確內(nèi)徑。

2.6 定位模塊設(shè)計

當(dāng)探測出油管中缺陷時，需要進(jìn)行定位。輸油管道一般埋于地下并且為金屬材質(zhì)，利用GPS定位會出現(xiàn)信號不穩(wěn)定、定位精度較差的問題[3]。為了能夠?qū)θ毕菸恢眠M(jìn)行準(zhǔn)確定位，同時采用2種較為常見的定位方式。

第1種為里程輪計數(shù)法。假設(shè)檢測到缺陷m時計數(shù)齒輪轉(zhuǎn)動次數(shù)為n，則該機(jī)器人此時運動里程計算式為：

X1m=2πRn

(4)

式中：X1m為利用里程輪計數(shù)法測得缺陷m時的運動里程，cm；R為同步帶輪半徑，cm；n為檢測到缺陷m時計數(shù)齒輪轉(zhuǎn)動次數(shù)。

由于機(jī)器人在石油管道中可能發(fā)生打滑現(xiàn)象，實際運動里程Xm可能小于測得缺陷m時里程X1m。

第2種方式通過時間進(jìn)行定位。機(jī)器人配備速度傳感器，相關(guān)計算式為：

ve=2πRω

(5)

式中：ve為機(jī)器人額定運動速度，cm/s；ω為同步帶輪轉(zhuǎn)動角速度，rad/s。

當(dāng)機(jī)器人運動到達(dá)額定速度ve并保持勻速運動時，計時器開始計時，當(dāng)速度變化超過極限值(該數(shù)值應(yīng)在樣機(jī)多次試驗基礎(chǔ)上分析數(shù)據(jù)給出)時，計時器停止計時直至速度恢復(fù)到允許區(qū)間。假設(shè)檢測到缺陷m所用時間為t，則可近似得到此時運動里程計算式為：

X2m=2πωRt

(6)

式中：X2m為利用時間定位法測得缺陷m時的運動里程，cm；t為檢測到缺陷m時所用時間，s。

由于加速階段與遇到障礙等時間不計，實際位置Xm可能大于X2m。

根據(jù)2種定位測量方式，可采用加權(quán)平均的方式得出較為準(zhǔn)確的數(shù)據(jù)，即

Xm=0.5(aX1m+bX2m)

(7)

式中：參數(shù)a和b為通過試驗測量的權(quán)重常數(shù)，無量綱。

3 機(jī)器人關(guān)鍵參數(shù)計算

3.1 變徑模塊關(guān)鍵參數(shù)

圖9為單變徑模塊關(guān)鍵幾何參數(shù)示意圖。其中：l為活動支架連桿的長度；h1為升降平臺初始位置距固定平臺的距離；d表示升降平臺移動的距離，h2為絲桿中軸線和滑塊移動端的距離；α為單根活動支架與管道軸線的夾角，并隨著d的變化而變化。

1—活動支架連桿；2—升降平臺；3—固定平臺；4—滑塊移動端。

通過幾何關(guān)系的分析，首先可以得到α和d的關(guān)系式：

(8)

因為滾珠絲桿連接的升降平臺進(jìn)行勻速升降運動，故可以得到：

d=vt

(9)

結(jié)合式(8)、式(9)，得出活動支架的角速率和變徑速率分別為：

(11)

式中：ω為活動支架的角速率，rad/s；v0為活動支架的變徑速率，mm/s;v為升降平臺運動的速度，mm/s;t為升降平臺運動的時間，s。

已知升降平臺的運動速度v和滾珠絲桿的導(dǎo)程S1，可以得到控制絲桿的伺服電機(jī)轉(zhuǎn)速n1；若伺服電機(jī)的功率恒定為P，則同時可得其扭矩T：

(12)

(13)

式中：n1為電機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min；S1為滾珠絲桿導(dǎo)程，mm；P為伺服電機(jī)功率，W；T為電機(jī)扭矩，N·m。

3.2 超聲波檢測探頭模塊關(guān)鍵參數(shù)

圖10為超聲波檢測模塊中圓錐齒輪的結(jié)構(gòu)示意圖。兩輪的傳動比和角速度與齒輪本體幾何尺寸參數(shù)的關(guān)系為：

圖10 超聲波檢測模塊直齒圓錐齒輪結(jié)構(gòu)示意圖

(14)

式中：i12為傳動比；ω1、ω2為控制大、小錐齒輪的伺服電機(jī)的角速度，rad/s;d1、d2為大、小錐齒輪分度圓直徑，mm;δ1、δ2為大、小錐齒輪分度圓錐角，(°)。

由式(14)可得：

(15)

(16)

已知小錐齒輪連接的絲桿的導(dǎo)程為S2，可以推導(dǎo)出超聲波探頭的運動速度v2計算式為：

(17)

3.3 機(jī)器人最小過彎半徑

通過機(jī)器人的總長度和寬度可以計算出其最小可通過彎道的曲率半徑。圖11為機(jī)器人通過彎道時的輪廓和幾何參數(shù)示意圖。其中：L為機(jī)器人的長度；h為機(jī)器人的直徑；R0和r0分別為管道外側(cè)和內(nèi)側(cè)對應(yīng)的曲率半徑。已知管道的直徑為D，可以得到下列關(guān)系式：

圖11 機(jī)器人通過彎道示意圖

D=R0-r0

(18)

由圖11與式(18)可以得到以下方程：

(19)

式中：L為機(jī)器人的長度，mm。

最終求得最小可過彎的管道外側(cè)曲率半徑為：

(20)

式中：h為機(jī)器人的直徑,mm。

在Solidworks模型的設(shè)計參數(shù)中，機(jī)器人最大直徑hmax≈318 mm,最小直徑hmin≈110 mm,L≈213 mm，可適應(yīng)的管道直徑D的范圍為114～325 mm。分別將最大管道直徑和最小管道直徑代入式(20)可以得到：R0≈813 mm和1 891 mm。

由此可知，在管道直徑最大時機(jī)器人的最小過彎半徑為813 mm，在管道直徑最小時機(jī)器人的最小過彎半徑為1 891 mm。

3.4 機(jī)器人超聲波檢測探頭軌跡覆蓋率

超聲波探頭移動速度示意圖如圖12所示。從圖12可見，超聲波探頭的移動速度由2個方向的速度分量組成，一個是沿管道方向的vh，另一個是與管壁相切方向的vt。若將整個管壁在平面上展開可以發(fā)現(xiàn)，探頭在2個相互垂直的方向分別做勻速直線運動和往復(fù)直線運動。假設(shè)探頭在往復(fù)運動部分的加、減速時間極短并滿足勻速運動時的速度大小均為vt，則探頭的探測范圍是以探頭和壁面接觸點為圓心，直徑為d0的圓面。圖13為探頭在管壁平面展開圖上兩個運動周期的軌跡和探測范圍示意圖。

圖12 超聲波探頭移動速度示意圖

圖13 軌跡和探測范圍示意圖

已知管道的直徑，檢測探頭移動線速度vt，可以得到步進(jìn)電機(jī)的轉(zhuǎn)速計算式:

(21)

式中：nm是步進(jìn)電機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min。

(22)

單個探頭在一個周期內(nèi)沿管道方向的運動距離L1計算式為：

(23)

根據(jù)幾何關(guān)系，半個周期內(nèi)的未檢測區(qū)域的面積Au計算式為：

(24)

式中：d0為以探頭和壁面接觸點為圓心的圓形探測范圍直徑，mm。

單個探頭一個周期的期望檢測面積A計算式為：

(25)

最終計算總的被檢測概率Pj為：

100%

(26)

為了提高單次檢測的覆蓋率，行進(jìn)速度vh調(diào)節(jié)為5 cm/s,nm約為0.2 r/min，d0=50 mm，代入式(26)可得缺陷總被檢測概率為84%。

4 基于COMSOL的超聲探測仿真

4.1 待測件的幾何建模和參數(shù)設(shè)置

當(dāng)物體某個部分受力時，該處會發(fā)生彈性變形，能量會以波的形式向周圍擴(kuò)散，整個物體也會發(fā)生變形，這個傳播過程需要用固體力學(xué)中彈性動力學(xué)模型解釋[11-12]?；贑OMSOL的有限元仿真可以利用固體力學(xué)模塊和壓力聲學(xué)模塊的耦合，可視化地模擬待測件在被探測過程中超聲波的傳播規(guī)律，以驗證超聲波檢測的可行性。

為了簡化仿真模型、提高有限元軟件的分析效率，可以將超聲波在石油管道材料中的傳播問題轉(zhuǎn)變?yōu)槠矫鎽?yīng)力問題，因此可以將石油管道設(shè)計為二維截面模型。同時為了使超聲波傳播過程更加清晰，選取截面一小部分進(jìn)行分析。管道截面二維仿真模型如圖14所示。將圓弧幾何結(jié)構(gòu)簡化為矩形結(jié)構(gòu)，內(nèi)部缺陷是長寬比為3∶1的矩形，表面腐蝕設(shè)計為部分厚度減小的幾何結(jié)構(gòu)。

圖14 仿真二維幾何模型

在軟件的參數(shù)設(shè)置中，待測件材料使用碳素結(jié)構(gòu)鋼，置于空氣域中。對于超聲激勵信號的選擇，采用一個周期的5 MHz正弦震蕩信號[13-14]，并經(jīng)過Hanning窗進(jìn)行調(diào)制，最終得到表達(dá)式為：

(27)

式中：F為t時刻的信號值，無量綱；f為震蕩信號的頻率，MHz。

為了減少簡化模型對超聲波傳播的影響，需要將矩形的兩個側(cè)邊設(shè)置為低反射邊界，其余為自由邊界。

4.2 仿真結(jié)果分析

圖15為該管道機(jī)器人超聲波檢測仿真的流程。首先耦合劑噴頭伸長到設(shè)計長度時，噴頭緊貼住管壁開始噴出耦合劑。當(dāng)超聲波探頭伸長到設(shè)計長度時,耦合劑噴頭停止工作，此時信號接收裝置收到反射回的聲波并進(jìn)行判斷。若判斷為缺陷，則將讀取里程輪與計時器中數(shù)據(jù)，儲存在內(nèi)置儲存卡中。圖16為仿真軟件中探頭與待測輸油管道管壁的接觸結(jié)構(gòu)。

圖15 超聲波檢測的流程

圖16 管道機(jī)器人超聲波探頭與管道接觸仿真結(jié)構(gòu)

對于信號處理模塊單元，本文對3種不同情況下的信號接收裝置接收到的超聲波信號進(jìn)行了物理場仿真。預(yù)處理后，建立物理場對待測件進(jìn)行研究計算。圖17是超聲波在完好管道工件中的傳播圖。其中：圖17a為傳播初始階段；圖17b中，超聲波在1.7 μs時到達(dá)底面；圖17c中，超聲波發(fā)生在接觸底面后反射；圖17d中，反射后的波在3.3 μs時回到激勵處。

圖17 超聲波在完好管道工件中的傳播示意圖

圖18是超聲波在有內(nèi)部缺陷的管道工件中的傳播。在圖18b中，當(dāng)波到達(dá)裂紋處時，直接接觸的部分由于空氣聲阻抗遠(yuǎn)大于鋼材料，發(fā)生全反射；在1.6 μs時提前回到頂面，如圖18c所示；剩余部分在3.3 μs時回到激勵處，如圖18d所示。

圖18 超聲波在存在內(nèi)部缺陷的管道工件中的傳播示意圖

圖19是超聲波在存在表面腐蝕的管道工件中的傳播示意圖。由于受腐蝕的管道部分厚度較完好管道小，超聲波傳播的距離變短，所以超聲波在1.3 μs便到達(dá)底面，如圖19b所示。超聲波會在2.3 μs回到激勵處，比正常情況下少1 μs，如圖19d所示。

圖19 超聲波在存在表面腐蝕的管道工件中的傳播示意圖

5 結(jié) 論

(1)設(shè)計的管道機(jī)器人采用有源驅(qū)動模塊，可在輸油管道內(nèi)獨立運行。額定運動速度為5 cm/s,最大測試運動距離為1 km，最小過彎半徑為813 mm。

(2)驅(qū)動模塊創(chuàng)新使用了同步帶，大大增強(qiáng)了越障能力及運動的穩(wěn)定性。

(3)在管道機(jī)器人變徑模塊的設(shè)計上改進(jìn)了傳統(tǒng)的升降式變徑機(jī)構(gòu)，使其變徑范圍可達(dá)到114～325 mm。

(4)根據(jù)超聲波檢測理論，該管道機(jī)器人可以通過超聲波探頭與耦合噴頭相互配合的方式對輸油管道管壁進(jìn)行檢測。通過仿真與計算，探頭理想探測范圍占管道內(nèi)壁面積的84%。