水深超1 000 m的海底油气管道广泛采用大壁厚、小管径、难切削的X70钢级单层钢管^[1]。管道所处环境压力高，一旦发生损坏，维修时需动用大型支撑船、(remotely operated vehicle，ROV)及深水管道维修机具等装备，成本高昂。目前，国外修复深水损坏严重管道时广泛采用无潜机械连接技术^[2]，连接器连接管道前需对管道完成预处理工作，即切断管道、管端倒角，去除防腐层(fusion bond epoxy, FBE)与焊冠，完成上述工作需管道切断、管端倒角、防腐层/焊冠去除多种机具配合，作业时需多次吊放机具且深水环境下ROV操控机具二次定位困难，降低了作业效率^[3-7]。目前，现有的水下管道FBE去除机具广泛采用磨削技术，作业工具为砂轮棒^[8-9]。因深水X70钢级油气管道防腐层只有4 mm，且椭圆度较大，深水环境下，采用现有机具技术磨削管道FBE时很难控制作业精度，易过切管道，使机械连接器无法实现对管道的有效密封。管道切割技术以Waches、Statoil公司的深水金刚石绳锯机及闸刀锯为代表，这两种机具切割X70级海底管道时存在问题如下：1)  刀具磨损严重，需多次换刀^[10]；2)  管道切口小，切口处夹紧力大，易夹刀，无法塞入楔块，严重时无法进行切割。

本文对多功能管道作业机具的切削系统进行了研究，并完成了样机研制与陆上试验。该机具的研制对保障荔湾3-1深海气田的运营具有重大意义。

1 深水多功能管道作业机具原理样机

深水多功能管道作业机具由ROV携带入水，定位到待作业管道上并操控其完成作业，因此机具需安装浮力材料。水下工作环境恶劣，机具采用全液压驱动，深水液压动力源采用压力补偿技术并由ROV携带，应急动力源由ROV自身提供^[11]，液压阀箱安装在本体上，箱体内充油并与补偿器连接，实现对海水压力的自适应补偿^[12-13]。控制系统采用水上工控机与水下PLC两级控制方案。深水环境黑暗，机具安装水下摄像机及传感器监测其工作状态。

在深入研究国外深水管道维修工艺及机具相关资料的基础上，完成了能够对12～18英寸管径管道维修作业的机具总体结构设计，该机具主要包括切削系统、机架、夹紧装置、液压阀箱、水下控制系统、ROV对接装置、深水液压动力源、浮力材料等。切削系统由周向进给马达、小齿轮、旋转刀盘、切断动力头、磨削动力头、铣焊冠动力头构成，实现对管道的作业。其三维结构如图 1所示。

海底油气管道为长距离无尽端钢管，机具无法从管道端部轴向串入夹持管道，因此，机具以两套相同的具有开式夹持运动链的“自定心”夹紧装置为载体，以径向跨骑方式夹卧在管道背部，既解决了机具的固定问题，又保证了加工过程中切口位置的准确；机架作为整个机具其他模块的承载机构，呈“C”型开口状，由“C”型框架板和支承轴构成，呈桁架结构，有效减轻了机具重量和水阻力；旋转刀盘由“C”型齿圈与“C”型圆盘连接而成，采用周向进给马达同步驱动两个小齿轮与大齿圈啮合的方法，实现旋转刀盘360°周转；切断动力头采用立铣方式完成对管道的切断、外倒角作业。该方案优点为:1)  刀具为波形刃螺旋钻铣刀，铣削力小，铣削稳定性高；2)  切口宽，作业时能够塞入楔块，解决夹刀问题；3)  刀刃长，适合加工厚壁管道；4)  切削速度高，提高了切削效率。铣焊冠动力头采用燕尾式铣刀完成去除管道焊冠、管端内倒角作业；磨削动力头采用磨削方法去除防腐层，工具为研磨盘。对管道进行去除焊冠、防腐涂层的轴向作业长度超过了刀具直径，采取双套夹紧装置交替夹紧管道并与轴向液压缸配合作业方式实现机具的轴向蠕动爬行。

2 切削系统设计 2.1 磨削动力头设计 2.1.1 磨削动力头结构

磨削动力头结构如图 2所示，由主运动系统、进给运动系统组成。主运动系统由液压马达、旋转柔顺机构、磨削工具等组成；进给系统由进给马达、减速器、链轮、丝杠、导轨等组成。进给系统大链轮上装有过载保护器，当磨削工具过载时，过载保护器与丝杠脱离，进给运动停止。

旋转柔顺机构如图 3所示，图中内套筒具有联轴器功能，其上端通过键与马达轴相连，下端通过十字销轴与作业工具轴相连，实现旋转动力的传递。内套筒下侧开有滑槽，工具轴与内套筒间留有间隙，工具轴与内套筒通过十字销轴和压缩弹簧连接，工具轴绕十字销轴实现摆动，压缩弹簧提供磨削压力，实现工具轴的轴向移动，工具轴的摆动与轴向移动使作业工具能够自适应管道外表面的不规则变化，避免作业时损伤管道。

2.1.2 磨削工具水下作业力学分析

磨削作业时，研磨盘受到的海水粘滞阻力矩、摩擦阻力矩、惯性阻力矩计算如下：

1)  海水粘滞阻力矩

把旋转的盘形工具看成圆盘旋转运动，由边界层理论计算海水对作业工具产生的粘滞阻力矩为:

$ {M_v} = 1.935\rho {R^4}{\left( {V{\omega ^3}} \right)^{1/2}} $

(1)

式中：M_v为作业工具所受海水粘滞阻力矩；ρ为海水密度，ρ=1 030 kg/m³；R为工具半径，mm; v为海水运动粘性系数，v=1.01×10^-6，m²/s；ω为工具旋转角速度，rad/s。

2)  摩擦阻力矩

$ {M_f} = \mu \int\limits_0^R {\frac{F}{{\pi {R^2}}} \cdot 2{\text{\pi }}{r^2}{\text{d}}r = \frac{2}{3}\mu RF} $

(2)

式中：M_f为工具所受摩擦阻力矩；F为弹簧压力，N；μ为摩擦系数。

3)  惯性阻力矩

$ {M_C} = J\varepsilon = \frac{1}{2}m{R^2} \cdot \frac{{{\text{\pi }}{n_0}}}{{30t}} $

(3)

式中：M_C为惯性阻力矩；J为转动惯量，kg·m²；ε为角加速度，1/s²；m为质量，kg；n₀为转速，r/min；t为加速时间，s。

为适应作业负载，驱动马达输出转矩应满足：

$ M \geqslant \left( {{M_v} + {M_f} + {M_C}} \right) $

(4)

取研磨盘厚度d=15 mm，其所受力矩与半径、转速、弹簧压力的关系如图 4所示。由图中可以看出摩擦阻力矩随正压力和半径的增大显著增大，对马达输出力矩影响较大；研磨盘受到的粘制阻力矩和惯性阻力矩随半径和转速的增加而增大。设计时取研磨盘半径为150 mm，转速为800 r/min，压力为100 N，则驱动马达转矩应大于6.2 N·m。

2.2 切断动力头设计 2.2.1 切断动力头结构

切断动力头结构如图 5所示。

切断过程属重铣削，铣削力大，因此，要求动力头提供足够的力矩且切削过程平稳。

2.2.2 波形刃铣刀铣削力实验

波形刃铣刀是一种切削刃为螺旋状正弦曲线的特殊铣刀，它具有重切削、切削效率高、振动小、尤其适用于动刚度较差机床等优点。其刃线形状复杂，因此对其铣削力的研究非常少。X70深水管线钢属于低碳高锰合金钢，强度高、塑性高、韧性好，属于新型的难加工材料。目前，对这种钢材的切削性研究还未有文献报道。本文通过实验方法研究自主研制的波形刃铣刀的铣削力，以期指导机具的设计及切削用量的选择。

1)  铣削试验设计

铣削力试验用机床为汉川XH714D立式加工中心，刀具为自主研制的高速钢4齿后波形刃复合钻铣刀，直径为25 mm，螺旋角β=30°，前角γ_n=15°，后角α₀=15°, 刃长为70 mm。工件材料为X70管线钢，力学性能见表 1。

铣削力实验系统如图 6所示，测力仪为Kistler 9265B三向测力仪。铣削方式为顺铣，沿y方向进给，干式切削。

切削合力F可由机床三个轴向分力F_x、F_y、F_z共同合成，同时，刀刃上的切削合力F也可分解为切向力F_c、径向力F_r和轴向力F_a。由于本实验切削厚度相对刀具半径很小，F_r和F_x非常接近。因此，铣削力测量时，可用F_y、F_x代替F_c和F_r进行分析。

2)  铣削力经验模型建立

选取不同的切削参数进行正交试验，试验方案及结果如表 2所示。

对切向力F_y进行直观分析，结果如表 3所示，从表中可知，切削力随转速、切削深度和每齿进给量的增大而增大，由极差分析结果可知，影响切削力的因素顺序为：切削深度、每齿进给量和转速。

对表 2中的切削力进行非线性回归分析，可得波形刃铣刀的铣削力经验公式为：

$ \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{F_x} = 690.13a_p^{0.83}{n^{0.24}}f_z^{0.63}} \\ {{F_y} = 725.82a_p^{0.85}{n^{0.32}}f_z^{0.70}} \\ {{F_z} = 198.49a_p^{0.72}{n^{0.21}}f_z^{0.60}} \end{array}} \right. $

(5)

方程拟合优度指标R²值分别为0.987 1、0.978 3和0.981 6，非常接近1，表明该模型具有较好的预测精度。

2.2.3 主轴马达驱动力矩

理论计算取铣削最大管径457.2 mm，壁厚19.05 mm的极端工况，转速n取250 r/min；铣削深度a_p为19.05 mm，每齿进给量f_z为0.02 mm。由式(5)经计算得F_c为3 379.9 N。

切断动力头主轴马达输出力矩应满足下式：

$ {T_z} \geqslant \frac{{{F_{\text{c}}}{d_0}}}{{2i{\eta _{t1}}}} $

(6)

式中：T_z为主轴马达输出力矩；i为减速器传动比，i=3；η_t1为主轴系统传动效率，取0.6。代入相关数据计算得T_z≥23.74 N·m。

马达输出功率为

$ {P_0} = \frac{{{T_z}n}}{{9\;550}} $

(7)

式中：n取750 r/min。经计算P₀=0.62 kW。

2.3 主轴马达驱动力矩

周向进给作业时，刀盘进给速度很低，理论分析时忽略水阻力矩，考虑陆上试验，则驱动马达需克服刀盘受到的摩擦阻力矩、切削阻力矩及陆上切削系统偏心力矩，即：

$ {T_M} \geqslant \frac{{\left( {{T_f} + {T_x} + {T_G}} \right)}}{{{i_1}{i_0}{\eta _1}{\eta _0}}} $

(8)

式中：T_M为马达输出力矩；T_f为摩擦力矩；T_x为铣削阻力矩；T_G为重力偏心矩；i₁是齿轮传动比，为17.6；η₁是齿轮传动效率, 取0.98；i₀蜗轮减速器传动比，为900；η₀为蜗轮减速器效率，取0.65。切削18英寸管道，切削阻力矩最大，刀盘转到3点钟位置时重力偏心矩最大，经计算T_M≥0.48 N·m。

3 试验研究

通过机具陆上对单层管道作业试验来验证机具的设计原理及作业性能。机具试验系统如图 7所示，试验用管道参数如表 4所示。

3.1 陆上作业性能试验

维修机具陆上性能试验主要步骤如下:

1)  完成准备工作，主要包括管道就位、机具就位、液压系统连接等；

2)  启动液压泵站，调定系统压力为10 MPa；

3)  前后夹紧装置同步运动，机具抱紧管道；

4)  切断动力头与旋转刀盘配合，完成对管道的切割与外倒角；

5)  铣焊冠动力头与旋转刀盘配合工作，对管道进行内倒角；

6)  磨削动力头与旋转刀盘配合工作，去除管道外防腐涂层。

其主要作业过程如图 8所示，从图中可以看出机具能够实现“一次”装夹，完成对管道的预处理作业，验证了切削系统设计的正确性。

3.2 切断动力头工艺参数试验

铣削力是影响机具受迫振动的重要因素，通过试验确定合理工艺参数，以使铣削力控制在合理范围内，避免机具振动过大，损坏刀具。因切削力无法直接测量，通过测量马达流量、进出口压力、铣刀转速，按式(6)、(7)、(9)可间接得到切向铣削力F_c。F_c与铣刀转速n_t、刀盘进给速度v_f的关系如图 9。

马达输出功率：

$ {P_0} = \frac{{\Delta P \cdot q}}{{61.2}} \cdot {\eta _t} $

(9)

式中：ΔP为马达进出口压力差，MPa；q为流量，L/min；η_t为马达机械效率，取0.82。

由图 9可可知，在刀盘进给速度一定情况下，F_c随转速n_t的增大而增大，在转速n_t一定时，F_c随进给速度v_f的增大而增大。当F_c达到5 000 N时，观察到机具颤动明显。因此，作业时应合理选择切削参数，以免机具振动过大，损伤刀具。

4 结论

通过对深水海底管道无潜机械连接工艺分析，提出了一种“一次”装夹，多工序加工的新型多功管道维修作业机具方案，阐述了其结构组成与工作原理。对维修机具的切削系统进行了重点研究，完成了机具试验样机的研制与陆上作业试验。通过上述研究得出结论:

1)  设计的旋转柔顺去除FBE装置，能够自适应管道表面形态变化，解决了现有机具水下作业时易过量磨削管道的技术难题；

2) 采用波形刃立铣刀铣削方法，解决了“在线切割X70钢级大壁厚油气管道、切管夹刀、时间长”的关键技术问题；

3) 切断作业时，增加刀具转速与进给速度有利于提高切削效率，同时切削力增大，当切削力达到5 000 N时，机具颤振明显，将损伤刀具；

4) 机具的陆上管道预处理作业试验与预期相符，验证了机具设计的合理性。