提高摩擦式吊卡承载能力的优化设计方案

开篇：润墨网以专业的文秘视角，为您筛选了一篇提高摩擦式吊卡承载能力的优化设计方案范文，如需获取更多写作素材，在线客服老师一对一协助。欢迎您的阅读与分享！

摘要：建立摩擦式吊卡的有限元仿真模型，通过在吊卡钢模与钢管之间加入内衬材料聚氨基甲酸酯（Polyurethane，PU）以及在内衬层上设计沟槽，提出一种提高吊卡承载能力的优化设计方案.仿真结果验证该方案可行.结果表明：PU层可大幅提高摩擦式吊卡的承载能力；通过在内衬层上设计兼顾提高摩擦力和排水能力的沟槽，也可进一步增强吊卡对海上作业环境的适应能力.

关键词：摩擦式吊卡； 承载力； 接触压力； 摩擦因数； 聚氨基甲酸酯； 沟槽

中图分类号： TE952 文献标志码：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

clamp’s 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

摩擦式吊卡广泛运用于石油勘探工程中，是悬吊海底管道的必备工具，可用于吊起钻杆、油管和套管等管材.这种吊卡的体积一般比较庞大，如某施工公司目前用于吊起海底石油管道的吊卡长2.8 m，宽和高均约为0.7 m，可以吊起约300 t的管道.由于摩擦式吊卡的内径是根据施工管道的直径而定制的，所以大部分吊卡结构只能在当次工程中使用，成本很高.降低吊卡制造成本的一种思路是设计可重复使用的吊卡，考虑到吊卡结构的安全性要求，即使简单的机械结构在可靠性方面也无法与目前的装置相比，而且保存和维护可重复使用的吊卡也会带来额外的成本，因此这种思路在实际工程中较少采用.由于吊卡的承载能力取决于吊卡内表面与管道间的静摩擦力，另一种降低成本的思路是设法增大吊卡内表面与管道间的最大静摩擦力，使同样的装置可以吊起更重更长的管道，或者在外载荷不变的情况下减小装置的长度和体积，也可以降低吊卡的制作成本.本文基于后一种思路，通过在吊卡内表面与钢管之间加入内衬材料聚氨基甲酸酯（Polyurethane，PU）以及在内衬层上设计沟槽，提出一种提高吊卡承载能力的优化方案，并通过数值仿真验证方案的可行性.

1 吊卡结构仿真模型

采用Abaqus建立吊卡结构的有限元模型.吊卡结构由吊卡外壳、钢模和被夹持的管道等组成，各部件和装配模型见图1.吊卡外壳、吊环和翼缘是一个整体，因此其接触面均设为绑定约束，没有相对位移和相对转角.吊卡外壳与钢模间由黏结剂固定，非常牢固，故将其接触面也设为绑定约束.钢模与管道之间为摩擦接触，当外载荷超过吊卡可提供的最大摩擦力时，允许管道在钢模中滑动.

吊卡模型采用8节点六面体单元C3D8R进行网格划分，将管道看作壳状结构，采用四边形壳单元S4R进行网格划分.整体结构有限元模型见图2.

模型边界条件设定为吊卡上下两侧吊环固定，吊卡内载荷为两侧螺栓对管道的夹持力，作用在翼缘上每个孔的中心.由于管道的承压能力有限，因此螺栓对吊卡的作用力不能过大，计算中采用每个螺栓的作用力为480 kN且始终保持不变.外载荷为海底管道的质量，在模型中简化为施加于钢管左侧边缘的线载荷.当外载荷超过吊卡所能产生的最大静摩擦力时，管道会在吊卡中滑动.模型中的载荷示意见图3.

2 改进方案

在接触面积不变的情况下，要想增大两表面间的最大静摩擦力，必须要增大静摩擦因数与接触压力，然而在本模型中，由于管道的抗压能力有限，接触压力不能随意提高.虽然可以设计电磁式摩擦吊卡[1]，在不增大对管道压力的情况下提高接触压力，但复杂的装置同样会提高制造成本，不符合简单、廉价、可靠的要求，因此最适合的选择是从增大静摩擦因数入手.

一个容易实现且廉价的方案就是在吊卡与钢管之间加入一层高摩擦因数的内衬材料.[2]PU是一种工业中常用的化学合成材料，其优点在于只需要简单修改配方，就可以获得不同的密度、弹性、刚性和摩擦因数等物理性能，非常适合用作内衬材料，而且在不同的应用条件下可以很方便地选择不同性能的PU适应当前的使用环境.此外，在物体接触表面设计不同方向、不同间距的沟槽[3]也是增大摩擦力的常用方法.在本设计中通过这2种方法提高吊卡的承载性能.

2.1 PU内衬层

PU属于有机高分子聚合物材料，其摩擦性质与钢铁和木材等有显著区别，一个明显的特点就是其静摩擦因数会随表面正压力大小的变化而变化[45]；其弹性模量等物理性质也与块状材料有所不同[6]，因此需要通过试验测定其在不同压力下的最大静摩擦力.

采用Sunray公司的60D型号PU[7]进行试验测试（试验由新加坡国立大学GUAN等进行）.试验材料与方法：钢板尺寸为48.0 mm×248.0 mm×3.0 mm，PU材料有2种尺寸，分别为53.5 mm×50.0 mm×8.0 mm和54.0 mm×50.0 mm×8.0 mm，装在液压试验机Instron 8501 Servohydraulic Testing Machine上，测定在不同正压力下抽动被PU夹持的钢板所需的力，试验结果见表1.试验表明：PU材料的静摩擦因数不是常数，而是随着正压力的增大而显著减小；此外，在正压力相当大的范围内，60D型号PU在受剪力破坏前就会与钢材发生相对滑动，此时吊卡就已经失效，因此不需要单独考虑PU材料应力破坏的限制.

由于PU内衬层厚度相对于吊卡尺寸而言非常小，所使用的黏结剂也非常可靠，且不需要考虑内衬层的材料破坏，所以为减少质量较差的网格单元数和单元总数，在吊卡的仿真模型中不单独设计内衬层，而是通过改变钢模与管道间的静摩擦因数模拟PU内衬层，静摩擦因数的取值依照表1给出的试验数据.

2.2 沟槽设计

由于将钢模与内衬层视为一体，没有单独设计内衬层模型，因此通过直接在钢模上设计沟槽研究在内衬层上设计不同种类沟槽的影响.为保证网格质量和计算效率，仅设计代表沟槽方向的宽纹，以定性描述不同类型沟槽的作用.沟槽的深度对摩擦力也有一定的影响[8]，由于内衬层本身很薄，所以模型的沟槽深度统一设定为5 mm.设计横向、纵向和斜向45°等3种沟槽，沟槽与被夹持管道的接触面积基本相同.3种沟槽的钢模模型见图4.

3 仿真结果和分析

分别对有无内衬层的无沟槽和3种不同方向沟槽等8种方案模型进行数值仿真，获得8种方案下吊卡的最大承载力，仿真结果见表2.由无沟槽方案1～4与有沟槽方案5～8的综合比较可以看出：有PU内衬层方案的最大总载荷普遍高于无PU内衬层的方案.比较同为无沟槽的方案1与方案5，最大总载荷从332 t上升到1 337 t.这说明PU材料内衬层的使用可以有效提升吊卡的摩擦力和承载能力.

通过有沟槽的方案2，3，4，6，7和8之间的结果对比可以发现：横向和斜向沟槽的效果略好于纵向沟槽.因此，若要设计沟槽，应优先考虑设计为横向或斜向.

此外，同为有PU内衬层的方案，有沟槽的方案6，7和8的极限载荷反而普遍低于无沟槽的方案5.4种无PU内衬层方案的承载力相差并不大，表明最大总载荷的变化不是由于接触面几何形状的变化造成的，而是由于管道与内衬层间的接触压力提高导致PU材料的静摩擦因数随接触压力增大而减小造成的.有内衬层的各方案中PU内衬层表面接触压力的分布面积比例见图5.由此可知：方案6，7和8中内衬层表面的平均压力要高于方案5，因此其PU材料表面的静摩擦因数低于无沟槽方案的.

然而，还不能因此而完全否定设计沟槽的价值.方案模型中为保证单元质量和计算效率，设计的沟槽宽度很大，因此会夸大接触面积减少、接触压力提高的效应；此外，沟槽主要通过增加表面之间的机械咬合来增大总摩擦力，因此以表面“光滑”的模型进行计算不能完全反映沟槽对吊卡承载能力的贡献，应通过建立更为精细的仿真模型或试验进一步确定沟槽的作用.现有方案模型的计算结果表明：在设计沟槽时应尽量采取细槽宽、大间隔，避免减小管道与吊卡的接触面积，将接触压力维持在较低水平，以减少摩擦因数的衰减.

此外，由于吊卡常在多水潮湿的环境中使用，沟槽可以起到很好的排水作用，防止水分残留在管道与吊卡之间.因此，适当添加沟槽仍然有其必要性.

钢模应力分布见图6.由此可知：钢模凹槽的中部正压力较大，是摩擦力的主要来源；两侧的正压力和摩擦力都较小.因此，若设计沟槽，应尽量保证中部接触面积不减少，将沟槽布置在两侧，并采用斜向设计，利用水的自身重力实现排水效果.基于以上考虑，最终沟槽设计见图7.在钢模两侧的内衬层上设计斜向非贯通的矩形截面短沟槽，避免其延伸到钢模中部，同时适当分配沟槽间距，充分发挥沟槽的排水作用.

经仿真计算，最终设计方案的最大极限载荷为1 148 t，其内衬层表面接触压力的分布面积比例见表3.为方便对比，表中还列出其他几种方案模型的结果，因此可以看出：最终设计方案内衬层表面的平均压力明显低于方案6，7和8，接触压力的分布面积百分比与方案5接触.与无沟槽方案5相比，其极限载荷只有较小的损失.因此，若吊卡在海上作业环境中使用，这种设计可以带来较高的承载能力，再加上沟槽的排水作用，其实际应用效果应好于无沟槽设计.

4 结束语

通过对摩擦式吊卡结构的有限元仿真计算，分析影响吊卡承载能力的因素，验证PU材料内衬层对提高摩擦式吊卡承载力的可行性和有效性；在PU内衬层上设计3种典型方向的沟槽，通过仿真验证不同情况下内衬层表面接触压力的变化及其对总摩擦力的影响，确定沟槽设计和布置的思路.最终的设计方案通过在PU内衬层上设计特殊的斜向非贯通短沟槽，避开接触压力较大的区域，限制内衬层表面接触压力的提高，同时兼顾总摩擦力的提高与排水效果，将吊卡的极限载荷提高到1 148 t，并使之更加适应海上工程的环境条件.该设计方案思路清晰，实施简单，对摩擦式吊卡的优化设计具有一定的指导意义.

参考文献：

[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.