提高摩擦式吊卡承載能力的優(yōu)化設計方案

鄭方毅　孫樹立

摘要：建立摩擦式吊卡的有限元仿真模型，通過在吊卡鋼模與鋼管之間加入內(nèi)襯材料聚氨基甲酸酯（Polyurethane，PU）以及在內(nèi)襯層上設計溝槽，提出一種提高吊卡承載能力的優(yōu)化設計方案.仿真結果驗證該方案可行.結果表明：PU層可大幅提高摩擦式吊卡的承載能力；通過在內(nèi)襯層上設計兼顧提高摩擦力和排水能力的溝槽，也可進一步增強吊卡對海上作業(yè)環(huán)境的適應能力.

關鍵詞：摩擦式吊卡； 承載力； 接觸壓力； 摩擦因數(shù)； 聚氨基甲酸酯； 溝槽

中圖分類號： TE952 文獻標志碼：B

Abstract：A finite element simulation model of friction clamp is built. An optimization design scheme for improving bearing capacity of friction clamp is proposed by adding Polyurethane （PU） layers between dies of clamp and steel pipe and designing grooves on the layers. The simulation results verify that the scheme is feasible. The results indicate that， PU layers can significantly improve the bearing capacity of friction clamp； it can enhance the

clamps adaptability to offshoreproject environment by designing grooves on the layer which can take both improvement of friction and drain ability into account.

Key words：friction clamp； bearing capacity； contact force； friction effect； polyurethane； groove

0 引 言

摩擦式吊卡廣泛運用于石油勘探工程中，是懸吊海底管道的必備工具，可用于吊起鉆桿、油管和套管等管材.這種吊卡的體積一般比較龐大，如某施工公司目前用于吊起海底石油管道的吊卡長2.8 m，寬和高均約為0.7 m，可以吊起約300 t的管道.由于摩擦式吊卡的內(nèi)徑是根據(jù)施工管道的直徑而定制的，所以大部分吊卡結構只能在當次工程中使用，成本很高.降低吊卡制造成本的一種思路是設計可重復使用的吊卡，考慮到吊卡結構的安全性要求，即使簡單的機械結構在可靠性方面也無法與目前的裝置相比，而且保存和維護可重復使用的吊卡也會帶來額外的成本，因此這種思路在實際工程中較少采用.由于吊卡的承載能力取決于吊卡內(nèi)表面與管道間的靜摩擦力，另一種降低成本的思路是設法增大吊卡內(nèi)表面與管道間的最大靜摩擦力，使同樣的裝置可以吊起更重更長的管道，或者在外載荷不變的情況下減小裝置的長度和體積，也可以降低吊卡的制作成本.本文基于后一種思路，通過在吊卡內(nèi)表面與鋼管之間加入內(nèi)襯材料聚氨基甲酸酯（Polyurethane，PU）以及在內(nèi)襯層上設計溝槽，提出一種提高吊卡承載能力的優(yōu)化方案，并通過數(shù)值仿真驗證方案的可行性.

1 吊卡結構仿真模型

采用Abaqus建立吊卡結構的有限元模型.吊卡結構由吊卡外殼、鋼模和被夾持的管道等組成，各部件和裝配模型見圖1.吊卡外殼、吊環(huán)和翼緣是一個整體，因此其接觸面均設為綁定約束，沒有相對位移和相對轉角.吊卡外殼與鋼模間由黏結劑固定，非常牢固，故將其接觸面也設為綁定約束.鋼模與管道之間為摩擦接觸，當外載荷超過吊卡可提供的最大摩擦力時，允許管道在鋼模中滑動.

吊卡模型采用8節(jié)點六面體單元C3D8R進行網(wǎng)格劃分，將管道看作殼狀結構，采用四邊形殼單元S4R進行網(wǎng)格劃分.整體結構有限元模型見圖2.

模型邊界條件設定為吊卡上下兩側吊環(huán)固定，吊卡內(nèi)載荷為兩側螺栓對管道的夾持力，作用在翼緣上每個孔的中心.由于管道的承壓能力有限，因此螺栓對吊卡的作用力不能過大，計算中采用每個螺栓的作用力為480 kN且始終保持不變.外載荷為海底管道的質量，在模型中簡化為施加于鋼管左側邊緣的線載荷.當外載荷超過吊卡所能產(chǎn)生的最大靜摩擦力時，管道會在吊卡中滑動.模型中的載荷示意見圖3.

2 改進方案

在接觸面積不變的情況下，要想增大兩表面間的最大靜摩擦力，必須要增大靜摩擦因數(shù)與接觸壓力，然而在本模型中，由于管道的抗壓能力有限，接觸壓力不能隨意提高.雖然可以設計電磁式摩擦吊卡[1]，在不增大對管道壓力的情況下提高接觸壓力，但復雜的裝置同樣會提高制造成本，不符合簡單、廉價、可靠的要求，因此最適合的選擇是從增大靜摩擦因數(shù)入手.

一個容易實現(xiàn)且廉價的方案就是在吊卡與鋼管之間加入一層高摩擦因數(shù)的內(nèi)襯材料.[2]PU是一種工業(yè)中常用的化學合成材料，其優(yōu)點在于只需要簡單修改配方，就可以獲得不同的密度、彈性、剛性和摩擦因數(shù)等物理性能，非常適合用作內(nèi)襯材料，而且在不同的應用條件下可以很方便地選擇不同性能的PU適應當前的使用環(huán)境.此外，在物體接觸表面設計不同方向、不同間距的溝槽[3]也是增大摩擦力的常用方法.在本設計中通過這2種方法提高吊卡的承載性能.

2.1 PU內(nèi)襯層

PU屬于有機高分子聚合物材料，其摩擦性質與鋼鐵和木材等有顯著區(qū)別，一個明顯的特點就是其靜摩擦因數(shù)會隨表面正壓力大小的變化而變化[45]；其彈性模量等物理性質也與塊狀材料有所不同[6]，因此需要通過試驗測定其在不同壓力下的最大靜摩擦力.

采用Sunray公司的60D型號PU[7]進行試驗測試（試驗由新加坡國立大學GUAN等進行）.試驗材料與方法：鋼板尺寸為48.0 mm×248.0 mm×3.0 mm，PU材料有2種尺寸，分別為53.5 mm×50.0 mm×8.0 mm和54.0 mm×50.0 mm×8.0 mm，裝在液壓試驗機Instron 8501 Servohydraulic Testing Machine上，測定在不同正壓力下抽動被PU夾持的鋼板所需的力，試驗結果見表1.試驗表明：PU材料的靜摩擦因數(shù)不是常數(shù)，而是隨著正壓力的增大而顯著減??；此外，在正壓力相當大的范圍內(nèi)，60D型號PU在受剪力破壞前就會與鋼材發(fā)生相對滑動，此時吊卡就已經(jīng)失效，因此不需要單獨考慮PU材料應力破壞的限制.

由于PU內(nèi)襯層厚度相對于吊卡尺寸而言非常小，所使用的黏結劑也非?？煽浚也恍枰紤]內(nèi)襯層的材料破壞，所以為減少質量較差的網(wǎng)格單元數(shù)和單元總數(shù)，在吊卡的仿真模型中不單獨設計內(nèi)襯層，而是通過改變鋼模與管道間的靜摩擦因數(shù)模擬PU內(nèi)襯層，靜摩擦因數(shù)的取值依照表1給出的試驗數(shù)據(jù).

2.2 溝槽設計

由于將鋼模與內(nèi)襯層視為一體，沒有單獨設計內(nèi)襯層模型，因此通過直接在鋼模上設計溝槽研究在內(nèi)襯層上設計不同種類溝槽的影響.為保證網(wǎng)格質量和計算效率，僅設計代表溝槽方向的寬紋，以定性描述不同類型溝槽的作用.溝槽的深度對摩擦力也有一定的影響[8]，由于內(nèi)襯層本身很薄，所以模型的溝槽深度統(tǒng)一設定為5 mm.設計橫向、縱向和斜向45°等3種溝槽，溝槽與被夾持管道的接觸面積基本相同.3種溝槽的鋼模模型見圖4.

3 仿真結果和分析

分別對有無內(nèi)襯層的無溝槽和3種不同方向溝槽等8種方案模型進行數(shù)值仿真，獲得8種方案下吊卡的最大承載力，仿真結果見表2.由無溝槽方案1～4與有溝槽方案5～8的綜合比較可以看出：有PU內(nèi)襯層方案的最大總載荷普遍高于無PU內(nèi)襯層的方案.比較同為無溝槽的方案1與方案5，最大總載荷從332 t上升到1 337 t.這說明PU材料內(nèi)襯層的使用可以有效提升吊卡的摩擦力和承載能力.

通過有溝槽的方案2，3，4，6，7和8之間的結果對比可以發(fā)現(xiàn)：橫向和斜向溝槽的效果略好于縱向溝槽.因此，若要設計溝槽，應優(yōu)先考慮設計為橫向或斜向.

此外，同為有PU內(nèi)襯層的方案，有溝槽的方案6，7和8的極限載荷反而普遍低于無溝槽的方案5.4種無PU內(nèi)襯層方案的承載力相差并不大，表明最大總載荷的變化不是由于接觸面幾何形狀的變化造成的，而是由于管道與內(nèi)襯層間的接觸壓力提高導致PU材料的靜摩擦因數(shù)隨接觸壓力增大而減小造成的.有內(nèi)襯層的各方案中PU內(nèi)襯層表面接觸壓力的分布面積比例見圖5.由此可知：方案6，7和8中內(nèi)襯層表面的平均壓力要高于方案5，因此其PU材料表面的靜摩擦因數(shù)低于無溝槽方案的.

然而，還不能因此而完全否定設計溝槽的價值.方案模型中為保證單元質量和計算效率，設計的溝槽寬度很大，因此會夸大接觸面積減少、接觸壓力提高的效應；此外，溝槽主要通過增加表面之間的機械咬合來增大總摩擦力，因此以表面“光滑”的模型進行計算不能完全反映溝槽對吊卡承載能力的貢獻，應通過建立更為精細的仿真模型或試驗進一步確定溝槽的作用.現(xiàn)有方案模型的計算結果表明：在設計溝槽時應盡量采取細槽寬、大間隔，避免減小管道與吊卡的接觸面積，將接觸壓力維持在較低水平，以減少摩擦因數(shù)的衰減.

此外，由于吊卡常在多水潮濕的環(huán)境中使用，溝槽可以起到很好的排水作用，防止水分殘留在管道與吊卡之間.因此，適當添加溝槽仍然有其必要性.

鋼模應力分布見圖6.由此可知：鋼模凹槽的中部正壓力較大，是摩擦力的主要來源；兩側的正壓力和摩擦力都較小.因此，若設計溝槽，應盡量保證中部接觸面積不減少，將溝槽布置在兩側，并采用斜向設計，利用水的自身重力實現(xiàn)排水效果.基于以上考慮，最終溝槽設計見圖7.在鋼模兩側的內(nèi)襯層上設計斜向非貫通的矩形截面短溝槽，避免其延伸到鋼模中部，同時適當分配溝槽間距，充分發(fā)揮溝槽的排水作用.

經(jīng)仿真計算，最終設計方案的最大極限載荷為1 148 t，其內(nèi)襯層表面接觸壓力的分布面積比例見表3.為方便對比，表中還列出其他幾種方案模型的結果，因此可以看出：最終設計方案內(nèi)襯層表面的平均壓力明顯低于方案6，7和8，接觸壓力的分布面積百分比與方案5接觸.與無溝槽方案5相比，其極限載荷只有較小的損失.因此，若吊卡在海上作業(yè)環(huán)境中使用，這種設計可以帶來較高的承載能力，再加上溝槽的排水作用，其實際應用效果應好于無溝槽設計.

4 結束語

通過對摩擦式吊卡結構的有限元仿真計算，分析影響吊卡承載能力的因素，驗證PU材料內(nèi)襯層對提高摩擦式吊卡承載力的可行性和有效性；在PU內(nèi)襯層上設計3種典型方向的溝槽，通過仿真驗證不同情況下內(nèi)襯層表面接觸壓力的變化及其對總摩擦力的影響，確定溝槽設計和布置的思路.最終的設計方案通過在PU內(nèi)襯層上設計特殊的斜向非貫通短溝槽，避開接觸壓力較大的區(qū)域，限制內(nèi)襯層表面接觸壓力的提高，同時兼顧總摩擦力的提高與排水效果，將吊卡的極限載荷提高到1 148 t，并使之更加適應海上工程的環(huán)境條件.該設計方案思路清晰，實施簡單，對摩擦式吊卡的優(yōu)化設計具有一定的指導意義.

參考文獻：

[1]HOLMES G A. Magnetic clamp for underwater pelletizer： United States， US008454344B2[P]. 20130604.

[2]MSL Engineering Limited. Development of design guidance for neoprenelined clamps for offshore application[M/OL]. Caerphily： Health and Safety Executive. [20150901]. http：//www.hse.gov.uk/research/rrpdf/rr031.pdf. ISBN 0 7176 2577 X

[3]LI K W， CHEN C J. Effects of tread groove orientation and width of the footwear pads on measured friction coefficients[J]. Safety Science， 2005， 43（7）： 391405.

[4]MYSHKIN N K， PETROKOVETS M I， KOVALEV A V. Tribology of polymers： Adhesion， friction， wear， and masstransfer[J]. Tribology International， 2005， 38（1112）： 910921.

[5]BOWERS R C. Coefficient of friction of high polymers as a function of pressure[J]. Journal of Applied Physics， 1971， 42（12）： 49614970.

[6]BOWERS R C， ZISMAN W A. Pressure effects on the friction coefficient of thinfilm solid lubricants[J]. Journal of Applied Physics， 1968， 39（12）： 53855395.

[7]American Society for Testing and Materials. Standard test method for static and kinetic coefficients of friction of plastic film and sheeting： ASTM D 189406[S].

[8]LI K W， WU H H， LIN Y C. The effect of shoe sole tread groove depth on the friction coefficient with different tread groove widths， floors and contaminants[J]. Applied Ergonomics， 2006， 37（6）： 743748.

（編輯 于杰）