管道结构（共8篇）
管道结构 篇1
摘要：由于现有结构存在不耐用、密封效果不好、产生附加应力等原因, 无法很好满足密封的各方面要求, 本文通过与现有密封结构对比, 介绍了一种进出保冷箱管道新型密封结构。
关键词：空分装置,密封,橡胶套
通过不断地研究和改进, 设计出了一种新型的密封的结构。本文依据与现有结构对比, 阐述了该种新型的进出保冷箱管道密封结构。
1现有的密封结构
1.1刚性连接密封
如图1, 该结构是用一个刚性连接件将管道出冷箱顶部进行密封。连接件由角钢和盖板构成。连接件盖板与管道焊接, 角钢与冷箱箱顶焊接。然后两部分用螺栓连接, 中间用橡胶垫密封[1]。
优点:制作、安装简单, 密封效果好, 使用周期长。
缺点:空分装置运行时不利于管道的自由收缩, 会在设备管口处产生较大应力[2], 易损坏设备及管道, 造成事故。
1.2导向连接密封
如图2, 该结构是由两片法兰, 中间用“O”型橡胶垫圈对进出保冷箱管道进行密封。两片法兰由螺栓连接固定, 靠近保冷箱侧法兰与保冷箱焊接密封。
优点:制作、安装简单, 允许管道径向收缩。
缺点:1管道有较大位移时容易将垫圈损坏。
2设备管口受到轴向力较大时, 该结构起不到降低管口处应力的作用。
1.3膨胀节连接密封
如图3, 该结构由套管和膨胀节两部分构成。套管与保冷箱焊接, 膨胀节与管道焊接密封, 两部分之间也是通过焊接连接。
优点:1密封效果好。
2可以允许管道在多个方向上有位移。
缺点:膨胀节制造加工困难, 成本高。
1.4软连接密封
如图4, 该结构主要采用橡胶套连接达到密封的目的, 由三部分构成:套管、橡胶套和不锈钢软式夹箍。套管焊接在冷箱箱顶;橡胶套一端与套管连接, 另一端与管道连接, 用不锈钢软式夹箍分别对两端箍紧密封。
优点:空分装置运行时管道可以自由收缩, 设备管口受力较小。
缺点:1密封效果不好。橡胶套与管道连接处, 水容易沿管道外壁面渗进冷箱内, 增大冷箱内装置的跑冷损失。
2使用周期短, 更换不方便。该结构暴露在大气中, 橡胶套容易老化, 使用周期短;需更换时必须将管道截断, 很不方便。
3成本高, 采购周期长。橡胶套小口端内径等于管道外径, 而相同公称通径的管道, 对应的外径不一定相同 (如:钢管道的公英制外径不同, 国内铝管道不同壁厚外径也不一样) , 这就需要较多的橡胶套尺寸种类。这种橡胶套是由模具压制而成, 模具的制造成本高, 这就增加了橡胶套的制作成本。并且这种结构在每套装置中使用尺寸种类不一样且数量有限, 这样一来用模具批量生产橡胶套工期短、成本低的优势就难以体现。
1.5新型密封结构
对上述结构不断进行优化改进, 既要满足制造简单的要求, 又使得安装和维护更加方便。设计出了一种新型的进出保冷箱管道密封结构, 如图55所示。
该结构也是主要采用橡胶套连接达到密封的目的, 由四部分构成:盖板、橡胶套、套管和不锈钢软式夹箍。盖板与管道之间采用密封焊, 套管与箱顶采用密封焊, 中间用橡胶套连接, 两端用不锈钢软式夹箍箍紧密封。
此结构克服了管道运行期间不能自由收缩、跑冷损失等问题, 综合了上述各种结构的优点, 且制作更方便, 效果更显著。具有以下优点:
1制作简单。该结构主要是起密封作用, 不需要很精密的配合, 所用零部件只用普通工艺就能加工制作而成, 只要不锈钢软式夹箍箍紧就能达到密封效果。
2能满足不同外径尺寸管道要求。盖板是用于管道同材质的板材焊接而成的一个部件, 可以根据管道外径开盖板内孔, 满足不同管道外径。
3利用橡胶套密封连接不仅安装更换简单, 而且大大节约了成本。橡胶套采用直筒型结构, 由橡胶板卷制, 采用厂内胶接或现场拉链连接, 然后用密封胶对拉链进行密封。与现有结构橡胶套相比, 省去了制作模具过程, 节约了成本。由于空分装置该处密封用橡胶套主要在化工厂和钢厂室外大气中使用, 空气呈弱酸性或弱碱性, 合成橡胶中多种橡胶都具有良好的耐酸性、耐碱性, 在这种环境中使用仍能保证其使用性能。橡胶的老化是由于受光、热、氧的作用裂解产生自由基, 自由基再通过连锁反应所造成的。我们可以使用一些防老剂来终止劣化过程中产生的自由基, 使橡胶套的使用寿命加长, 并且我们采用的是拉链式连接方式, 即使橡胶套的使用寿命仍不能满足我们的要求, 我们在装置运行过程中就能更换, 不会耽误整套系统的运行。
4密封效果好。此结构上端采用盖板, 外沿伸出橡胶套一部分, 防止雨水的浸入[3]。
5设备管口受力小。安装时管道与保冷箱之间有一定间隙, 即使间隙不能满足管道的收缩要求, 橡胶套有伸缩性好、性能稳定的特点, 也能满足要求。橡胶是具有可逆形变的高弹性聚合物材料, 橡胶的分子链可以交联, 交联后的橡胶受外力作用发生变形时, 具有迅速复原的能力, 并具有良好的物理力学性能和化学稳定性。这样就能确保装置运行时管道可以自由收缩, 有效减小设备管口受力, 起到保护设备的作用, 保证装置安全运行。
2总结
新型密封结构的设计, 使得管道进出冷箱密封更加安全可靠, 且制造、安装、更换方便, 不仅在空分装置领域能得到应用, 还可以向其他低温冷箱 (如液氮洗、LNG冷箱等) 领域推广。
参考文献
[1]孙全海.空分冷箱保温层气体冷凝的危害及预防[J].深冷技术, 2000 (1) :27-30.
[2]马恒高, 邹梅芳.空分冷箱内管道布置及应力分析[J].杭氧技术, 2005 (2) :27-33.
[3]吴玉昆, 周家健.空分冷箱鼓胀变形的发生和预防[J].深冷技术, 2005 (3) :51-52.
管道结构 篇2
质量目标：合格率100%，优良率60%。
1.组织措施
按GB/T19002—ISO9002标准模式进行项目管理，建立质量保证体系，实行目标管理，编制《项目质量计划》将质量目标分解落实到人，坚持自检、互检、交接检“三检制度”的优良传统，完善质量管理办法。保证质量体系运行正常，与各班组长签订质量达标书，做到奖罚分明。
2.重点施工的过程控制措施
（1）技术交底：使参加的施工人员了解所担负的施工任务和设计意图，施工特点，技术要求，质量标准，应用的新技术、交底的主要内容，以及设计图纸，施工规范，工艺和质量检查标准为依据，编制技术交底单，突出重点。
（2）隐蔽工程验收：凡是被下道工序掩盖无法进行质量检验的工序工程，由班组长进行隐检，填写验收报告单交专职质检员验收，及时向监理提供隐检报告。
（3）加强原材料进场验收，所有物资的采购必须从“合格物资供应商名册”中选择，在特殊情况下（设计要求、甲方要求、“合格物资供应商名册”中没有的），在合格物资供应商之外的供应商处采购时，由项目部评价后及时报经营部确认后方可采购。所有材料进场均有合格证，严格工地材料进场质量制度，做到不合格的产品不进场，不符合质量标准的设备不选不装。
管道结构 篇3
管道运输位居公路、铁路、海运和航空运输之后, 被称为第五大运输行业。作为连结油气资源与市场的桥梁和纽带, 管道运输以其高效率、低成本和安全可靠的优势越来越显示出其旺盛的生命力, 在国民经济中发挥着重要的作用。1958年, 克拉玛依至独山子输油管道的建成, 拉开了我国油气管道建设的序幕。经过50多年的发展, 我国油气管道行业从无到有, 从小到大, 为石油工业做出了重大贡献。近年来, 随着我国油气资源开发和利用水平不断提高, 以及进口油气量的不断增长, 油气管道运输业呈现出蓬勃发展的态势。涩宁兰、兰成渝、兰郑长、西气东输、西部管道、忠武等管道已陆续建成投产, 基本形成了我国油气管道基干管网。今后2 0年将是我国天然气、原油和成品油管道建设快速发展的阶段, 油气管道运输企业将为国民经济发展做出更加重要的贡献。
随着石油管道工程建设项目的发展, 一些石油管道工程建设项目必然会从原来的小规模单项目经营走向大规模多项目经营。项目规模不断扩大、数量不断增加, 这种多项目环境将使石油管道工程建设面临以下管理问题[1]:
1.1 项目协调问题
在多项目环境下, 管理那些相互竞争的项目的整体目标是项目的共同成功而不是个别项目的成功。由于项目经理通常只对一个项目负责, 因此每一个项目经理倾向于选择那些对他们自己的项目有利的行为。但是总资源是有限的, 一个能力非常强的项目经理可能会使他的项目获得巨大成功, 然而, 这个项目的成功可能会造成其他项目由于资源短缺而进度延迟, 进而使石油管道建设项目的总利益受损。因此, 个别项目的成功对于整体来说, 并不是它的最优选择。石油管道工程建设要在协调和融合上花费很多精力, 尤其应该关注如何在项目之间分配资源。为了充分发挥各种资源的效用, 必须根据各项目的特点及需求及时调度资金和人员, 通过协调各项目的进度计划和资源调配, 最终实现整个石油管道建设项目的效益最大化。在项目数量比较少的情况下, 对项目之间的协调的要求不是很高, 项目经理可以统帅全局, 有效地进行协调和指挥。但随着项目数量的增加、规模的发展和地域的扩张, 项目经理对各项目的统筹管理就会显得力不从心。
1.2 部门协作问题
环境的复杂多变和技术的迅速发展使得项目活动日益复杂, 离开职能部门的通力合作, 任何项目都不可能获得成功。随着石油管道业的发展, 同时进行多个项目的情况越来越普遍, 对职能部门之间协调水平的要求也迅速提高。在传统的直线——职能型组织已经影响整总体的效益最大化。员工一般都具有与职能相关的专业知识, 他们讨论和关心的是与职能相关的某种技能和方法, 部门内部往往有各自的专业术语, 从而与外部环境和其他部门割裂开来, 导致组织内部的沟通障碍和部门之间的协作困难。各项目的流程隐含在每个部门的功能体系里, 被人为地分割成几块, 任务间的脱节冲突和部门互相扯皮、推诿的现象屡见不鲜, 一些很重要的信息和很有价值的思想在部门间复杂的沟通过程中消失殆尽。
1.3 职能部门与项目部门间的协调问题
在多项目型中, 项目部门与职能部门之间的矛盾变得更为复杂化。由于各个职能部门要同时面对多个项目, 这就涉及首先为哪个项目服务的问题, 并可能导致职能部门与项目部门之间责任推托和矛盾深化。
1.4 项目管理与战略管理的脱节问题
在许多石油管道工程建设项目的运作中, 项目经理多把目光投注于项目的具体运作上, 很少顾及石油管道工程发展的全局性以及长远性战略问题, 这样, 即使项目能够按预期计划完成, 但却无法满足变化了的客户的需求。再者, 不同项目在资源上的重复配置, 缺乏资源共享和技术转移, 也无法创造战略管理的协同效应。
目前, 石油管道工程建设项目的组织选择主要集中于职能型、项目型、矩阵型这三种组织模式。本文试图在总结前人研究成果的基础上, 探索多项目型的组织创新问题, 为石油管道工程建设项目应对环境变化的挑战提供思路, 为石油管道工程建设项目的组织创新提供借鉴。
2、目前石油管道工程建设项目组织分析
2.1 职能主导的石油管道工程建设项目组织
传统的职能型组织已经存在了大约有200多年的历史。它的形式一般包括:总经理下面设有一些必要的职能部门, 所有任务都由职能团队执行并由部门主管领导, 所有部门都十分重视专业化技术。由于所有的项目都必须经过职能部门, 职能部门的经理拥有对预算的绝对控制权。 (如图1所示) 。
职能型组织的优点在于:1) 在使用员工方面具有很大的灵活性。一旦确定某职能部门负责项目, 那么, 它就成了该项目所需相关专业人员的主要管理部门。这些专业人员被临时抽调到项目中, 完成要求的任务后, 立即返回原来的工作中。2) 部门专家可以编组工作, 从而实现相互之间的知识和经验共享。3) 专家个人可以胜任不同的项目, 职能部门拥有广泛的技术人员储备, 技术人员可以相对容易地在多个项目之间往返效力。4) 当个别人员决定离开项目甚至母公司的时候, 职能部门就成为保持技术连续性的重要依托。5) 各个职能部门为本职能领域内的专业人员创造了良好的成长环境。
职能型组织最大的缺点在于没有一个可以对整个项目负责的强有力的权力中心或个人。结果, 横跨职能部门的整合变得十分困难, 而高层管理者也常常陷入日常琐事之中。各个职能部门会因为权力争夺而产生冲突, 而最强的职能团队将获得最终决策权。另一方面, 由于不存在客户问题处理中心, 所有的沟通都不得不经过上级管理层。上级管理层充当了客户关系中心, 并把复杂问题通过垂直指挥链分配给各个职能部门的管理者。由于信息必须经过多个管理层的传递, 因而对客户需求的反应变得迟钝且容易失真。最后, 在这种结构下, 项目容易延时。职能部门的经理关注的是那些对他们自己及其下属有利的任务。没有高层管理者的长期干预就不可能按时完成所有的项目和任务, 并且保证高质量以及资源的有效利用。
在职能型组织下, 企业被分割成固定的几个条块, 组织壁垒很难克服, 这使它在跨部门或多部门的工作中容易失效, 在项目数量比较少的时候可以通过企业的高层领导者参与协调, 然而对于大量的项目而言, 对各个职能部门之间的协调性要求就会迅速增加, 所有的沟通与协调都通过高层领导来进行基本上是不可能的。并且, 高层领导者的精力大部分都消耗在处理部门之间的沟通协调上, 就不可能有时间与精力来处理应该处理的上层事务。因此, 就多项目管理而言, 它不是一种非常好的结构。
2.2 项目主导的石油管道工程建设项目组织
在项目型组织下, 项目从母体系统的其余部分中分离出来。它拥有自己的技术人员和行政机构, 依靠阶段性的项目进度报告同母公司保持简单的联系, 成为独立自主的单位。有些组织对项目单位的行政、财务、人事和过程控制等方面给出具体的规定, 有些则完全任由项目团队依据其最终的责任权限自行掌握 (如图5所示) 。
项目型组织具有自己独特的优势和劣势。它的优势主要有:在这种组织内, 有持续的项目流程, 工作稳定, 冲突很小。这种组织流程的主要优点就是由一个人, 即大型项目经理对项目拥有完全权力。他不仅分配任务, 而且进行业绩审查。因为每个职员只向一个人负责, 沟通渠道很通畅, 所以反应很快。另外, 由于项目经理的职权由副总裁和总经理直接授予, 大型项目经理处理所有冲突, 包括组织内部冲突和涉及其他项目的冲突。这样上层管理者有更多的时间进行行政决策, 而不需要处理部门冲突。
项目型组织的主要缺点是维持这一组织所需的成本问题。在项目型组织下, 不可能为了减少成本而让一个人同时干两个项目。职员常常在任务完成很久之后仍留在原项目组里, 因为一旦这个职员离开, 项目经理就很难再请他回来。同时, 激励也是一个问题。项目完成后很多技术人员就会被放在一个可随时调用的“蓄水池”中。而在“蓄水池”中待得太久的人就会有下岗的危险。同时, 由于缺少能够进行技术交流的强大的职能群体又使得技术支持出现了问题。公司在应对竞争方面就可能受到严重阻碍。还有, 在设备和装备控制方面也存在问题。在两个项目要同时使用同一设备时, 又要靠直线命令来解决问题。
在多项目环境下, 项目型组织的主要缺点在于成本问题, 每一个项目都会得到完整的人员配备。这无疑会导致因重复而给各方面带来巨大的浪费, 从办公人员到复杂并且昂贵的技术支持单位。例如:即使一个项目不需要一位全职的人事经理, 也得给它安排一位, 并且不能在项目之间共享。
2.3 职能与项目互动的石油管道工程建设项目组织
2.3.1 矩阵型组织
项目的矩阵组织是各取职能组织和项目型组织的特征, 将各自的特点混合而成的一种项目的组织。按从两种组织中取自一种组织特征的大与小, 项目的矩阵组织又可分为弱矩阵组织、中矩阵组织和强矩阵组织。
2.3.1. 1 弱矩阵组织
弱矩阵结构基本保留项目的职能组织的大部分主要特征, 但在组织系统中为更好地实施项目, 建立相应明确的项目管理班子。项目班子由各职能部门属下的职能人员或职能组所组成 (如图3所示) 。
2.3.1. 2 中 (平衡) 矩阵组织
中 (平衡) 矩阵组织是对弱矩阵组织的改进, 为强化对项目的管理, 在项目管理班子内, 从职能部门参与本项目活动的成员中任命一名项目经理。项目经理被赋予一定的权力, 对项目总体与项目目标负责 (如4所示) 。
2.3.1. 3 强矩阵组织
强矩阵组织具有项目型组织的主要特征。强矩阵组织在系统原有的职能组织的基础上, 由系统的最高领导任命对项目全权负责的项目经理, 项目经理直接向最高领导负责。或者, 在系统中增设与职能部门同一层次的项目管理部门, 直接接受系统最高领导的指令。项目管理部门再按不同的项目, 委任相应项目的项目经理。
强矩阵组织中的项目经理可以超越各个职能部门的界限, 有权联合各个职能部门的力量和协调各部门之间的关系, 有效地支配和控制系统的资源, 去实施一个项目以达到项目的整体目标 (如图2~5所示) 。
矩阵型组织有自身的优势, 其优势包括: (1) 项目是问题的核心, 由项目经理一人专门承担起项目管理的责任, 这点与项目型组织相同。 (2) 由于项目组织覆盖了整个职能部门, 所以项目能够从各部门临时抽调所需的人员和专家, 充分利用所有职能部门的技术知识库, 并且, 同一个专家可以为多个项目服务, 大大地节省了成本。 (3) 对客户需求的反应速度快, 与项目型结构一样具有灵活性。 (4) 能够适合多种多样的项目, 可以根据母体组织的需求、能力和愿望进行取舍。
2.3.2 矩阵组织存在的问题
项目组织的矩阵形式在许多方面与传统的组织理论相冲突。它固有的问题是双重隶属、权利和责任的分割、职权不相当和对等级原则的忽略。它所违反的这些基本原则恰恰是过去工作中所应遵循的准则的概括。
在矩阵组织中产生问题的主要原因如下[2]:
(l) 它带来了项目经理和职能部门经理或其它公司经理之间的直接对峙项目组织把项目经理和职能经理作为主角置于一个竞技场上, 他们通常持有不同的观点。这些主角们在文化和目标上有时是截然不同的, 然而他们将相互依赖并不得不相互作用以取得结果:每一方的绩效都要受到其他方绩效的强烈影响。另外, 如果存在一个项目经理和职能经理的共同上司的话, 这个上司也是距项目非常遥远的, 这种情况下最自然的结果就是冲突。
(2) 项目经理的职权和他们的责任不匹配
理论上, 在传统的金字塔组织中, 形式上的职位权利从执行总裁流向下一级的经理层, 并且层层向下流至最低的管理层, 这确定了每一个上下级关系以及控制范围。在矩阵组织中, 组织比传统的金字塔更为复杂。职权模式和人与人之间的关系可能是纵向的、横向的、对角线的、也可能是多维度的。矩阵组织中项目经理的管理必须跨越他们自己公司的部门界限, 如果有多个公司参与这个项目, 项目经理还必须跨越公司的界限, 从而整合项目的各参与方, 以便达到项目的目标。甚至在专门的项目团队或项目组织的部门形式中, 项目经理也没有跨越所有部门层面和公司层面的上下级职权。他们确实拥有的职权将受到许多约束并不可避免地受到限制。因此, 矩阵概念违反最严重的管理原则是责任应该永远与相应的职权相结合的原则, 也就是说, 项目经理几乎始终存在职权缺口。这种职权的缺乏使项目经理在说服参与项目的多个职能团队的人员去做项目经理想做的事情时非常困难。长期下来就导致项目经理有挫败感而采用政治手段去取得权力, 这很容易产生冲突。
相反, 若项目经理确实拥有了职能经理所涉及的正式权力或职权, 那么他的上级, 也许还包括他们的下属可能会对这种权力不满。他们会认为自己的职权和地位被削弱了, 这会导致憎恨、敌意、撤销支持和产生冲突。这样, 在矩阵组织中就几乎不存在一个全赢的状况了。
(3) 它产生了双重隶属和职权分割
项目组织的成员要对两个经理负责, 即:项目经理和他们的职能经理或公司经理。与职权缺口相关的一个问题是双重隶属。矩阵组织的一个重要特征是双重隶属关系的存在, 它会导致忠诚的分裂和冲突的发生。双重隶属并不是矩阵组织所独有的, 但在传统的组织形式中它却没有被清楚地意识到。大多数的管理者认识到, 在传统的组织中职权和责任有着清晰界限的正统的指挥统一的概念并没有描绘出组织的实际情况。任一组织形式中的大多数管理者都要服从于几种来源的权力或影响。
事实上, 双重隶属可能是矩阵组织的弱点, 但在实践中是可行的。只要命令不是矛盾的, 一个下属可以接受两个人的命令, 项目经理决定“要做什么和什么时候做”, 而职能经理关心的是技术因素, 也许是“由谁来做”这类问题。当这些因素有差异时, 必须首先服从一个上级。这些差异必须在冲突之前由两个经理而不是由下属来解决。在实践中, 只有当项目经理和职能经理有很好的关系, 两个经理都愿意放弃对他们下属的某些权力的时候, 双重隶属才是可行的。不幸的是, 矩阵管理在这方面经常失败, 最强有力的人赢得了对下属的控制。
为了使双重隶属和矩阵组织能有效地运行, 职能经理必须放弃对下属的某些控制权, 而项目经理必须承认和接受下属与职能经理间的旧关系。在存在开始的沟通、信任、尊敬和相互支持的环境中, 是可以做到这一点的。但是, 正如团队协作中的许多因素一样, 这是一种鸡和蛋的关系。但大多数情况下, 双重隶属将引起下属控制权的斗争, 从而导致冲突。
3、契约式项目组织方式
综合以上三种组织的实质, 笔者认为可以归结为对职能与项目的关系的权衡。而在石油管道工程建设项目中, 应该跳出传统组织模式思维, 从另外的视角审视这两者之间的关系, 契约式项目组织方式为我们提供了一条思路。
不论是职能型项目组织、项目型组织还是矩阵型组织, 在管理实践中所采用的都是以职权为驱动力的运行机制, 组织存在着层次分明的等级结构, 有着严格的职权结构和运行准则, 每个人都是从职权角度思考和做事。但是在石油管道工程建设项目中, 总是存在着跨部门协作的问题, 这时候不可避免地存在着种种职权冲突。这时候, 我们就应该转变思维方式, 考虑是否有着其他的视角来重新审视项目组织中的各种关系。
按照西方的观点, 项目组织成员之间用“伙伴关系”来形容远比传统的主管和下属的关系来得贴切。伙伴关系是一种平等关系, 也是一种双方能够共谋福利的关系。实现项目组织利益相关者之间伙伴关系的手段是一种能够做到双赢的以双方利益为主要目的的契约, 这种契约关系可以是人们常见的合同契约, 当然也可以使一种内部协定。
给予此种思维方式的变革, 项目管理的组织中有如下几种契约关系:
(1) 总经理与项目经理的“业主—任务完成者”关系。即总经理代表企业向项目投资, 项目经理向总经理提供项目的收益。按照美国项目管理协会 (PMI) 的定义, 所谓项目是指“一种临时性的努力, 其目的是为了推出一种新产品或新服务”。在一个企业内部, 下面是围绕企业的经营目标而设立的, 与日常的管理、经营活动不同, 每个项目都代表一个具体的商业目的。项目的投入—产出效果是企业立项的基本依据。从契约的角度看, 总经理是业主 (甲方) , 而项目经理是承担单位 (乙方) 的代表。
(2) 项目经理与部门经理的“使用者—供应者”关系。项目管理是通过团队完成任务, 而不是像金字塔结构中通过组合各部门的职能来完成任务。使用项目方式, 最大的变革除了变权力关系为契约关系, 就是变任务通过部门职能完成的任务通过团队 (项目组) 完成。但这种变革并不是走向废除部门的极端, 而是转变了部门存在的价值。在项目组织中, 部门存在的主要价值是向团队 (项目群) 提供专业资源 (技术、人员、设备、标准、规范、方法等) 。项目经理与部门经理之间的关系是资源使用者和资源供应者之间的关系。
(3) 总经理与部门经理的“业主—资源育成者”的关系, 即部门经理在培育足够的专业资源方面向总经理负责。契约式组织关系并不是要彻底地专业分工领域, 而是要使员工的努力由面向专业领域转变为面向根本结果。实现这种转变的方式是将职能部门转变成专业资源育成和提供部门。管理人员的职责之一是培育人才。这种契约关系将这种职能明确下来, 不仅避免了金字塔结构中部门之间过程性、“片断式”思维与工作方式, 也避免了矩阵结构中项目经理与职能经理之间的冲突。
(4) 项目经理与项目成员的“雇主—雇员”关系, 即在项目周期内项目成员受雇于项目经理。项目的一大特点是临时性。在项目的周期之内, 项目组成员作为所属部门“供应”给项目经理的资源, 他们受项目经理的指挥和考核。他们只对项目经理负责, 项目经理是他们的“老板”, 而不是有两个“老板”。
(5) 项目组成员与部门经理之间的“专业资源—资源育成者”关系, 即部门经理负责培育项目组成员使其适合项目的需要。在新经济时代, “以人为本”成了管理的基本原则。在契约式组织中, 职能部门经理的职能由侧重于指挥部下完成任务转变为侧重于帮助下属设计并帮助他们实现其职业生涯。职能管理人员由上司转变成顾问和教练。
综上所述, 契约式组织模式将企业中由职权驱动的组织方式转变为由契约驱动, 其本质上就是实现了职能部门的角色转变, 由一个主导性的权利部门转变为项目提供支持的资源部门 (如图6所示) 。
摘要：组织对于石油管道工程建设项目的发展起着极其重要的的作用, 决定着其在竞争中能否生存下来。不同的发展时期, 其组织形式不同。只有适应项目的发展战略的组织, 才能促进石油管道工程建设项目的不断发展。所以在石油管道工程建设项目的发展过程中, 对其进行组织创新研究有着重要的意义。文章以组织创新理论和工程项目理论为基础, 试图从战略、项目与结构三者关系入手, 提出用一种新的思维方式——契约式组织方式来重新审视职能与项目的关系。
关键词：组织,组织创新,工程项目,多项目管理,项目群管理
参考文献
[1]张华明.多项目下的项目型企业组织初探[J].现代管理科学.2005年第4期, p99
管道结构 篇4
关键词：k-ε模型,SGS模型,海底管道,局部冲刷,流动结构
沙波附近存在扰动物体,横向的如海底电缆、管道等[1,2]。垂向的如桥墩等,扰动物体周围的床面极易形成局部冲刷而破坏其稳定结构,导致疲劳。对于实际工程而言,这无疑是倍受关注的。受水流作用,海底管道作为一种扰动物直接影响沙床的局部冲刷,伴随着冲淤的形成,管道后方的涡动结构发生相应的变化,此现象亦是研究的重点。在最近的三十年中,越来越多的有关冲刷预测的数学模型得到充分发展,比如基于势流理论[3,4],k-ε模型[5],形态模型[6],Smagorinsky subgrid scale ( SGS) 亚格子尺度模型[7,8]等。Dey和Singh[9]开发了一种semitheoretical模型来计算清水中稳定流情况下潜水管线周围布满均匀沙粒时的最大冲刷深度。两相流模型考虑颗粒与流体动力阶段以及其相互作用的泥沙输运计算在N-S方程框架内进行。在最近几年, Zhao和Cheng[10]利用有限元分析的方法解决了RANS方程和悬沙浓度的传输方程,通过求解泥沙质量守恒方程确定底床冲刷剖面形状,通过数值模拟与实验验证了相关文献中出现的单一管道冲刷资料。杨兵等[11]建立了在相似准则模型的基础上,通过空间分析方法来研究海底管道的局部冲刷,然后利用单向流动管道水槽模拟其物理现象。张丛丽等[12]分析了流场和床面上管道的顶部和底部的无量纲剪切应力。目前的数值模拟结果表明[13—17],水深对冲刷深度的影响较弱,对冲刷的时间尺度不产生绝对影响。水深较浅的,则相对需较少的时间达到平衡冲刷状态,故在数值模拟过程中完全可以缩小计算的区域范围。
为了理解连续泥沙颗粒的运动现象,同时更深入了解管道的侵蚀冲刷机理,需要分析底流的流动特性以及管道周围各类泥沙运动的情况,从而有必要从不同的角度进行深度分析。因此,曹永港[18]结合数值分析的手段,对不同尺度大小的管道影响下的泥沙床面变化及其相关水动力特性进行研究。本文从数值模拟的角度对泥沙床面受扰的变形情况做进一步模拟,紊流模型采用k-ε模型和LES( 大涡模拟) 中的SGS( smagorinsky subgrid scale) 涡黏性模型,对不同大小扰动物影响的情况进行对比分析。
1 模型基本理论
1. 1 控制方程
连续方程为
动量方程为
紊流的计算分别采用k-ε模型和LES( 大涡模拟) 中的SGS涡黏性模型。
k-ε模型:
式中
式( 5) 中xi和ui表示二维水流运动的两个方向坐标和流速,为雷诺应力分量,vt为紊动黏性系数,p为压力,ρ为水的密度,C1ε= 1. 44,C2ε=1. 92,Cμ= 0. 09,σk= 1. 0,σε= 1. 3。
SGS模型
式中τij为亚格子应力,源于空间平均的分解后产生的非线性项; νt为涡动黏性系数; Cs是无因次常数,本文取值0. 1; Δ为滤波宽度,二维情况下Δ = ( Δ1Δ3)0. 5,Δ1和Δ3分别对应x和z向的网格尺度。另外当Δ→0时,LES( 大涡模拟) 转变为DNS( 直接数值模拟) 。对于大涡模拟来说,尺度大的紊流可以直接进行计算,小尺度的紊流对大尺度紊流的影响通过亚格子尺度模型进行模化。所以在某种意义上说,SGS涡黏性模型作为应用最广泛的亚格子尺度模型,它能够捕捉到更多的信息。
1. 2 悬沙浓度方程
式( 10) 中c为泥沙体积浓度,ωs为泥沙的沉降速度,取施密特数σc= 0. 8。
在清水中[19]
在浑水中[20]
式( 13) 中s = ρs/ ρ,ρs为泥沙密度,ν为水的运动黏滞系数,取粒度相关系数m = 5。
1. 3 床面变形方程
基于泥沙在近底水域的质量守恒[8]可表示为:
式( 14) 中zb为近底床面位置坐标,n为孔隙率,qT 为总的输沙率,包括悬移质( qs) 和推移质( qb) 两部分。
悬移质输沙率qs可以由前面计算出流速和泥沙浓度通过式( 15) 得到。
推移质输沙率qb按式( 16) 计算[21]。
式( 16) 中d50为中值粒径,T为超额剪切应力无量纲参数或者输运阶段参数。若以u* s为摩阻流速, u* cr为泥沙起动的临界摩阻流速,则通过式( 17) ~ 式( 19) 计算T
式中θcr为临界希尔兹参数,θcro为水平床面的临界希尔兹参数[22],对于斜坡,通过式 ( 20 ) 进行修正[23],α为斜坡倾斜角度,φ为泥沙的摩擦角。
1. 4 数值计算方法及边界条件
采用有限差分法,压力泊松方程基于分离式解法,在非正交曲线网格中求解控制方程[24]。本文采用贴体网格[25]进行计算,其正交性和光滑性较好, 网格生成的自动化程度较高,网格坐标根据式( 21) 和式( 22) 控制,通过指定合适的源项P和Q构造泊松方程来控制网格的分布[26]。
边界条件左侧为速度入口,右侧为自由出流,顶部边界通过刚盖假定处理。
式中摩阻流速u*= κu0/ ln( δ / z0) ,底部摩阻长度z0= 2. 5d50/30,卡门系数κ取0. 42。
2 模型运用及结果讨论
2. 1 模型验证
根据Mao[4]的试验,进口流速U = 0. 4 m/s,希尔兹参数θ∞= 0. 065,泥沙中值粒径d50= 0. 36 mm, 管径Dpipe= 0. 1 m,图中D与Dpipe一致,验证结果如图1所示,趋势吻合不错。图2为两个模型计算结果对应的摩阻流速,可见管线附近的摩阻流速值较大,其值均随时间的增加呈递减趋势,这与实际情况较为相符,其值越小,床面越稳定,直至最终平衡状态。SGS模型对应的值起伏变化突出,这与淤积计算的沙堆沙坝形状影响了阻力相关,还与管后的涡旋脱落导致的切应力波动变化有关系。
2. 2 冲淤演变及深度
图3给出了床面演变过程,可知当管径由小变大的过程中,其很有可能被后方淤积的沙堆所掩埋, 类似于Dpipe= 0. 5 m的情况,其后的淤积会迅速降下来。对图4的结果进行全部无量纲化整合可得图5, 其中序号表示不同管径( 如0表示1. 0 m,1表示0. 1 m,依次类推9表示0. 9 m) 。由图5可知在同样的水流条件下,随着管径的增大,冲刷和淤积的相对深度z / D都呈现递减趋势,最后均达到稳定的值。图6中A为最大淤积高度,S为最大冲刷深度。由图6可知, 当管径较小时,冲淤程度相持,管径增大到一定值时, 偏向淤积; 当管径较大时,冲刷占据主导地位,可以想象,冲刷的时间必然随着管径的无限增大而加大。
根据k-ε模型最大冲刷值得到平衡冲刷深度与管径的关系式( 27) ,对比结果见图7,淤积的变化见图8,图中A*= A / θ∞m 。
式( 27) 中取m = 1,θ = τ/g( ρs- ρ) d50为希尔兹参数,θ∞为进口参数。τ = ρu*为床面剪切应力,g为重力加速度,ρ和ρs分别为水和泥沙密度,u*为摩阻流速,Dpipe为管径。
2. 3 流动特性
随着管径的不断增大,冲淤达到平衡所需的时间变得越长,在此针对同一条件下,选取三个时间点,运用k - ε模型和SGS涡黏性模型分别对扰动管径Dpipe= 0. 5 m和1. 0 m的流动情况进行分析。众所周知,冲刷的原因主要在于管底流速和压力的变化,对于其整个变化过程的描述有很多研究,在此不再累赘。注意到当Dpipe= 0. 5 m时( 图9) ,最大冲刷位置不再处于管道下游一侧,而受淤积的泥沙移动影响偏向上游,这种情况前面也提到了,原因基于以下几点:
( 1) 涡脱落现象不明显。基本上k-ε模型看不到明显的涡激振荡,整个流态相对稳定,仅在底部发生了局部流速的大小变化;
( 2) 颗粒本身的运动轨迹受到管径影响。间隙冲刷阶段,粒子向下游喷射,形成堆积,这种沙堆在没有足够动力的驱使时会逐渐累积壮大,同时沙堆构成的斜坡致使流线发生改变,底部剪切应力在接近临近切应力时,这个过程缓慢于沙堆的累积过程, 致使沙堆向上游扩展。由图4和图5可知,时间超过2 000 min时,已进入所谓的平衡冲刷阶段,但是淤积却不断增加,这意味着管径会对冲刷造成一定的影响;
( 3) 时间步长的选择。计算底床变形时,最大高度值依据管径的0. 01倍进行控制,而流场在整个区域不变,冲刷时间步长远大于流场时间步长,具体的操作时,对于流场的计算步数是固定的,这与实际情况可能有所违背,但是更新网格的次数大大减少, 整体计算时间缩短;
当管径增大到一定尺度,冲淤达到平衡所需时间相当,冲刷占据主导地位。运用SGS涡黏性模型可以在管道后方的看到显著的尾迹涡流,舌尖状上下摆动,会在初期对床面造成局部冲刷。随着时间的推移,形成的顺时针涡流与管道底部的流向相悖, 又会致使淤积生成,而此阶段管道底部的冲刷亦逐渐加剧,间隙拉大,剪切应力逐渐降下来,达到极限平衡,淤积的成分在涡流结构的带动影响下向下游推移,最后凸显出平衡冲刷单一状态。
对于淤积的部分,相对试验值而言( 图1) ,k-ε模型预测的偏多,SGS模型预测的偏少,尤其是冲刷的前期阶段,这跟涡流结构的计算有很大关系,但是后期均会反向演变至平衡趋势。对于冲刷的部分, 两者的值较为接近,k-ε模型对于剪切应力的把握相对更好些。管径的增大会使两个模型预测值的差异拉大,各自夸大了淤积和冲刷的范围,但当管径继续增大,两者的差异迅速缩小,这个原因目前不是很明朗。
以上的分析可以从图11和图12看出,两者紊动动能分布上的区别说明了能量的不一致性,导致床面受到的影响程度不同。k-ε模型对应的紊动动能在管道后方基本上呈现对称分布形式,尤其是中后期,朝向偏上,紊动动能主要集中在管道迎水正面及其后方区域。而SGS模型的紊动动能主要集中在管道后方上部区域,朝向偏下,呈水平舌尖状,保持管心的高度,拉伸面较长,范围比较广,管底部以及淤积处亦有较大值显现,亦解释了冲刷范围扩大, 淤积成分减少的原因。
3 结论
本文基于N-S方程和泥沙输运方程,紊流传输模型采用k-ε模型和LES中的SGS涡黏性模型,利用有限差分法进行求解,针对不同管径影响的冲淤情况进行模拟对比分析,并同试验值进行比较,主要结论如下:
1) 当管径较小时,冲淤程度相持,管径增大到一定值时,偏向淤积; 当管径较大时,冲刷占据主导地位;
2) 通过数值计算得到泥沙床面受管道扰动形成的局部 冲刷公式,形式如: S /θ∞= 0. 07 + 6. 4Dpipe,其中θ∞为进口希尔兹参数,Dpipe为管径;
3) 与试验值对比,k-ε模型预测淤积的部分的偏多,SGS模型预测的偏少,尤其是冲刷的前期阶段,这跟涡流结构的计算有很大关系; 但是后期均会反向演变至平衡趋势。而针对冲刷的部分,两者的值较为接近。k-ε模型对于剪切应力的把握相对更好些。管径的增大会使两个模型预测值的差异拉大,各自夸大了淤积和冲刷的范围,但当管径继续增大,两者的差异迅速缩小;
管道结构 篇5
我国面临长期的能源问题,节能降耗任务十分关键。由于天然气处理装置低温单元与外部环境存在较大温差,设备及管道内天然气与外部空气存在120 ℃的传热温差,传热动力较大。而低温设备及管道保冷效果的好坏,直接影响到装置的能耗以及轻烃产量。通过现场调研发现,在分公司15套天然气处理装置低温设备及管道外表面,均不同程度的存在结冰现象,可见环境空气对其具有吸热作用,系统存在一定的冷量损失。
孙丰海[1]从保冷材料的性能和经济等选用原则入手,重点介绍了-30 ℃以下的情况下选用泡沫玻璃和硬质聚氨酯复合保冷结构的优点,并结合实践经验,论述了在施工中常见保冷失效的主要原因。东北石油大学的吴国忠教授[2,3,4,5]根据管道热损失测试过程中存在的问题,进行了一系列研究,提出了测量过程中的热电偶标定原则、红外成像仪误差修正原理、管道传热评价模型。本文通过建立含水低温管道保冷结构传热模型,分析含水对低温管道保冷结构传热的影响,为今后低温装置及管道保冷相关改造提供科学依据。
1 含水低温管道保冷结构传热模型
1.1 物理模型
以含水保冷结构的管道为分析对象,其结构的传热过程由外到内分别为流体与管道内壁的对流换热,管道内壁、保冷结构外表面的导热过程及与大气环境的对流和辐射传热过程。为便于计算,将模型简化为保冷材料内壁到外壁的导热过程及外壁与大气环境的对流换热过程。
1.2 数学模型
其传热控制方程为:
其边界条件为:
式中:tr为内壁温度,℃;tr1为外表面温度,℃;tf为外部环境温度,℃;h为对流换热系数,W/(m·K);ε为黑度;σ为黑体辐射常数,值为5.67×10-8 W/(m2·K4);λ为含水的保冷层材料在使用温度下的导热系数,W/(m·K);λ1为保冷层材料在使用温度下的导热系数,W/(m·K);λ2为水在使用温度下的导热系数,W/(m·K);x1,x2分别为保冷材料、水的质量占含水的保冷结构总质量的比例;r0,r1分别为管道、圆筒形设备半径及保冷层半径,m。
2 数值模拟
2.1 不同保冷厚度下含水对低温管道保冷结构传热的影响
模拟条件:低温管道管径为DN 200 mm,保冷结构为单层,采用丁腈橡胶聚合物。管道导热系数为43 W/( m·k),密度为7 790 kg/m3,比热容为470 J/ (kg·K),介质温度为-60 ℃;管道保护层导热系数为81.1 W/( m·K),密度为7 870 kg/m3,比热容为455 J/ (kg·K);保冷结构导热系数为保冷材料导热系数与水或冰的导热系数进行加权平均,分别对保冷厚度为25 mm、75 mm、100 mm、150 mm,含水为0、0.1、0.5、0.8的低温管道进行保冷结构传热数值模拟计算。
由图2可知,同一管径及介质温度下,随着保冷结构中含水率的增大,热流密度变大,冷损失变大;同样,含水率相同时,随着保冷厚度的增大,热流密度减小,冷损失减小。国际上规定标准冷损为32 W/m2[6],因此,当介质温度为-60 ℃,保冷厚度为150 mm、100 mm、75 mm,含水率为0.1及保冷厚度为150 mm,含水率为0.5时,保冷结构暂未失效。随着保冷厚度的降低及含水率的升高,保冷结构逐渐开始失效。
2.2 不同介质温度下含水对低温管道保冷结构传热的影响
模拟条件:基本条件同2.1。取低温管道保冷厚度为100 mm,分别对管道介质温度为-20 ℃、-60 ℃、-100 ℃、-200 ℃,保冷结构含水率为0、0.1、0.5和0.8时进行数值模拟计算,其热流密度变化如图3所示。
由图3可知,在管径、保冷厚度及介质温度相同情况下,随着保冷结构中含水率的增大,热流密度变大,冷损失变大;同样的,含水率相同时,随着管道中介质温度的降低,热流密度变大,冷损失变大。管道介质温度在-20 ℃、-60 ℃、-100 ℃,含水率为0.1及管道介质温度在-20 ℃,含水率为0.5时,保冷结构暂时未失效。随着温度降低及含水率的升高,保冷结构逐渐开始失效。
3 结论
(1)同一管径及介质温度下,随着保冷结构中含水率的增大,热流密度变大,冷损失变大;同样,含水率相同时,随着保冷厚度的增大,热流密度减小,冷损失减小。
(2)在管径、保冷厚度及介质温度相同情况下,随着保冷结构中含水率的增大,热流密度变大,冷损失变大;同样的,含水率相同时,随着管道中介质温度的降低,热流密度变大,冷损失变大。
摘要：大庆油田天然气分公司15套天然气处理装置低温设备及管道外表面,均不同程度地存在结冰现象。而低温设备及管道保冷效果的好坏,直接影响到装置的能耗以及轻烃产量。因此,分析含水对低温管道保冷结构传热的影响,能够为今后低温装置及管道保冷相关改造提供科学依据。通过建立含水低温管道保冷结构传热模型,分析不同保冷厚度、不同管道介质温度下含水对低温管道保冷结构传热的影响。研究结果表明:(1)同一管径及介质温度下,随着保冷结构中含水率的增大,热流密度变大,冷损失变大;同样,含水率相同时,随着保冷厚度的增大,热流密度减小,冷损失减小。(2)在管径、保冷厚度及介质温度相同情况下,随着保冷结构中含水率的增大,热流密度变大,冷损失变大;同样的,含水率相同时,随着管道中介质温度的降低,热流密度变大,冷损失变大。
关键词：含水,低温管道,保冷结构,传热,影响
参考文献
[1]孙丰海.保冷选材和施工浅析.化工设备与管道,2008;45(1):61—62
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管道结构 篇6
石油天然气是任何一个国家必备的能源物资, 输送管道是分配国民经济建设和国防建设的能源大动脉, 受到世界各国的高度重视。我国地形复杂, 山河众多, 管道通过这些自然障碍物时, 必须采用跨越方案。
随着设计理论和计算技术的进步, 新材料、新工艺的不断开发以及施工技术的改进, 国内斜拉索桥梁建设在数量、跨度甚至技术方面, 都达到了世界领先水平, 这也促进了斜拉索管道跨越结构的发展。目前, 国内已经建成多座大中型管道跨越结构, 特别是我国独创的新型大跨度斜拉索管道跨越结构, 以其优美的造型, 合理的结构形式得到广泛应用, 但此结构仍面临许多亟待解决的问题。
2. 发展现状及应用
斜拉索管道跨越结构是随着斜拉桥的发展而在长输管道工程设计中发展起来的新型结构形式。斜拉桥由索塔、主梁和斜拉索组成, 如图1。
随着斜拉桥各方面技术的完善, 斜拉索管道跨越结构从理论探讨、结构设计到施工组织都取得了很大成就。实践表明, 斜拉索管道跨越是位于悬索式管道跨越和传统的梁式管道跨越之间经济合理的结构形式, 并且在造型上轻巧美观。大跨度斜拉索跨越是利用许多斜向拉索, 分别斜向张拉管道, 它解决了大口径管道的跨越难题。其主要形式是以斜拉索代替主索, 采用多根密集的钢丝绳斜向张拉管道, 两端用塔架作其支座, 如图1。
近年来, 国内的设计人员在管道跨越技术领域取得了一些先进的技术成果并建成了一系列不同跨度的斜拉索管道跨越结构。居于领先水平的是四川石油设计院和长庆管道局设计院等。另外非石油行业的建设设计单位, 如华东和华南地区部分城市的市政设计院在长距离输水管道跨越上也建成了一批大跨度斜拉索管道跨越。西南石油大学也做了许多理论性工作。
我国斜拉索管道跨越结构在四川应用较多, 东部地区才开始应用。国内部分斜拉索管道跨越结构见表1:
3. 斜拉索管道跨越结构特征
斜拉索管道跨越结构是由运输管道本身再加上塔架、斜拉索、塔基础、锚固墩等辅助结构而构成的一种复杂结构体系。它的上部结构除了与斜拉索公路桥梁在使用功能上的不同而形成外形和构造的区别外, 最突出的是受力状态不同, 管道为水平受拉, 而桥梁的桥面为水平受压。为了补偿管道温度引起的变形, 在两岸塔架中设置了温度补偿器。斜拉索结构有辐射形如图1, 琴形如图2, 扇形如图3, 星形和综合形等多种形式, 同时支撑结构形式又存在一定的差异, 并且, 边跨与中跨拉索结构形式又存在差异, 图4为非对称的斜拉索结构, 有些跨越结构将斜拉索和悬索等结合起来, 从而产生出更多的结构布置形式。
斜拉索管道跨越结构作为一种新型管道跨越结构型式, 具有以下特征:
1) 和一般的斜拉索桥梁桥面水平受压的情况不同, 它改变了跨越结构两端的边界约束条件, 使管道水平受拉, 增大了管道垂直和水平方向的刚度, 给传统采用的大跨度悬索结构带来了一系列质的变革, 如挠度变化, 抗振性能等方面都比悬索跨越优越得多。
2) 斜拉索跨越结构的跨越能力主要取决于斜拉索的劲度, 比悬索跨越跨度大得多, 但是管道需要更高抗拉强度的材质, 才能满足特大跨度的斜拉索跨越要求。
3) 由于有密集的斜拉索斜向张拉管道, 不仅增强了结构刚度, 而且减小了跨越结构在不均匀荷载下挠度的变化。
4) 斜拉索管道跨越具有良好的抗风稳定性, 其结构形式消除了风动力引起的管道振动, 可以不设置抗风索。
5) 斜拉索管道跨越结构具有良好的抗震性能, 在不同周期的干扰力作用下, 每根斜拉索各自以不同的局部频率振动, 使管道发生复杂的干扰, 从而消除了管道发生危险性共振的可能性。
6) 斜拉索管道跨越结构简单, 与国外大跨度管道跨越多采用的悬索结构相比, 大大节省了钢索和锚固墩混凝土用量, 从而降低了工程造价。
4. 斜拉索管道跨越结构研究存在的问题及研究方向
虽然斜拉索管道跨越结构已经在工程上有较为广泛的应用, 但它发展历史不长, 更深层次的问题需要细致逐步探索。
1) 斜拉索管道跨越结构属于柔性结构体系, 不可忽视风的动力作用引起的结构响应。风的动力作用往往是一种随机过程, 每重复一次所得样本都不同, 故风动力对斜拉索管道跨越结构影响的有关计算理论应进一步完善和提高。
2) 斜拉索是结构的主要受力构件, 它的变形与受力不是成简单的正比例关系, 而且钢索的非线性变形不仅使之受力不均, 并将造成管道承受过大的附加应力, 甚至发生破坏, 故钢索的非线性也是一项研究课题。
3) 管道跨越结构的可靠度研究受实验条件以及多种因素制约, 停留在静态特性可靠度理论分析、简单算例分析和方法研究上, 斜拉索管道跨越结构动力学问题, 有待进一步解决。
摘要：本文介绍了斜拉索管道跨越结构的发展现状、应用、结构特征;指出斜拉索管道跨越结构研究存在的问题, 提出了今后研究的方向。
关键词：斜拉索,跨越结构,结构特征
参考文献
[1]赵华.输油管道存在问题和对策[J].管道技术与设备, 2002, (2) :7-9.
管道环形轨道式扫查器结构设计 篇7
作为射线探伤设备的替代品,目前管道环焊缝全自动超声波检测设备在油气管道运输建设中得到了越来越广泛的应用。扫查器是全自动超声波检测设备的重要组成部分,可以在管道外壁自动行走对管道环焊缝进行缺陷检测,根据其行走原理主要可以分为磁吸附式扫查器[1,2]、链式扫查器[3]和导轨式扫查器[4~9]三种。其中磁吸附式扫查器虽然简便易用,但由于工作时可靠性较差,目前尚处于研究阶段,尚无大规模工程应用的先例;链式扫查器结构简单,成本较低,但存在承载力较小的缺点,因此一般承载的扫查设备相对比较简单;轨道式扫查器目前在管道环焊缝全自动超声波检测设备中应用最为广泛,具有可靠性高、行走平稳、承载能力强等优点,但其制造工艺相对比较复杂,对轮轨接触处根据实际工况需要详细的接触分析和设计。
轨道式扫查器根据扫查器夹紧方式的不同可以分为导轨上下面夹紧[4,5]和导轨侧面夹紧[6~9]两种类型。西安科技学院研制的超声扫查器采用了导轨上下面夹紧方式,其行走运动机构上的行走驱动齿轮与齿孔式软导轨上面均布的条形齿孔啮合,由步进电机驱动爬行器仿齿轮传动沿齿孔式软导轨周向运动[4]。哈尔滨工程大学海洋智能机械研究所研制的管道环焊缝自动超声检测系统也采用了导轨上下面夹紧方式,其行走运动机构的主动轮与导轨上均布的条形齿孔啮合,法兰式和凸台式从动轮均安装有滚珠以减小接触摩擦,且与导轨曲率相同,以便扫查器沿导轨周向运动[5]。
美国CD国际技术公司的CDU-PL101型管道探伤分析系统[6],美国GE公司的新一代环焊缝超声检测产品Weldstar[7]以及日本OLYMPUS公司的Pipe WIZARD超声检测系统[8,9]的扫查器均采用了导轨侧面夹紧方式,其特点是通过扫查器从动轮的内凹表面夹紧导轨,导轨侧面具有均匀密布的细齿纹,可以与扫查器主动轮相互啮合驱动扫查器行走。此种类型的扫查器目前应用比较广泛。
1 超声波轨道式扫查器机械总体构成
图1显示轨道式扫查器正在检测一个管道焊缝。滑柱能沿着一个固定在管道上的轨道滑行。探头支撑架固定在滑柱上,超声波探头按照一定的顺序安装在支撑架上。当滑柱沿着管道的外表面运动的时候,探头通过发出和接受超声波来检测环形焊缝。
如图2所示,在安装的时候弹性导轨是张开的,在导轨滑柱滑动过程中弹性导轨利用螺钉锁紧机构闭合。
2 扫查器结构
图3中显示导轨滑柱由角度调整机构、自锁机构、驱动单元和测量单元组成。角度调整机构使扫查器能适用于不同半径的管道。自锁机构能够固定住导轨,驱动单元则是驱动扫查器沿着轨道运动,测量单元利用一个编码器来测量扫查器在轨道上所处的位置。
从动轮由上下两曲面和两圆柱面接合而成内外轮辕;扫查器沿导轨行走时从动轮轮辕嵌在导轨边缘,实现轨道夹紧,加紧过程中轨道边缘及从动轮轮辕承受整个扫查器的重量,接触点应力非常大,需选用特殊材料,图4下部为相关结构的有限元应力云图。
3 驱动方式
图5显示驱动单元由一个直流伺服电机,一个减速器和一个主动轮构成。在主动轮的外表面布满了密集的轮齿,可以增加主动轮和管道之间的摩擦力。
当扫查器沿着管道滑动过程中,驱动力是变化的。控制驱动力的目的是为了使扫查器按照一个恒定的速度在管道表面平滑的运动。如图6中所示,利用PWM脉宽调制方法来驱动直流伺服电机,利用PID负反馈来控制速度。
这里利用了梯形速度模式,以避免扫查器在运动中具有很大的惯性力。扫查器的速度在检测的过程中一直实时测量。
4 实验分析
图8显示了扫查器在管道外表面运动的过程,扫查器在行走过程中运动运动平稳。
5 结论
本文设计了一种用于管道环焊缝自动扫查的轨道式扫查器,主要完成了:
1)轨道扫查器结构设计及关键器件的有限元应力分析;
2)轨道扫查器的驱动方式研究及加速过程分析;
3)扫查器的行走实验。
摘要：本文设计了一种应用在全自动超声波检测设备(AUT)中的环形轨道式扫查器。它由一个弹性导轨和一个导轨滑柱两部分组成。弹性导轨固定在环形焊缝旁边的管道上,导轨滑柱沿着导轨滑行,有一个角度调整机构来帮助适应不同半径的管道,还有一个自锁机构来停止滑块和和导轨之间的运动。滑柱由一个直流伺服电机驱动,用编码器来测量滑柱的位置。为了使滑柱能在导轨上平滑的移动,本文采用了PID速度反馈来控制滑柱的移动。
关键词：轨道式扫查器,环形轨道
参考文献
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管道结构 篇8
医疗领域存在许多充满液体的细小管道, 如人体内腔的肠道、尿道、血管等。人体内腔管道的检查和取样等操作基本是使用内窥镜导管直接插入的传统方式。由于内窥镜导管依赖于人手的插入, 使得导管容易对人体软组织造成损伤, 导致病人感受极大的痛苦, 特别是当导管中有效插入的部分很长或形状弯曲复杂时, 则内窥镜很难深入到人体内部的死角部位, 以致往往很难实现有效的诊疗作业。针对上述缺陷, 以色列研制了医用胶囊内窥镜系统[1], 虽然解决了传统医用内窥镜系统导管插入带来的不适和部分死角很难达到等问题, 但是无线管道胶囊内窥镜主要是依靠胃肠道自身的蠕动来实现运动的, 不能控制胶囊内窥镜运动速度和明确其具体位置, 更不能对病变部位进行有效治疗。为此, 出现了主动式管道机器人, 如Simi等[2]研制出腿式胶囊内窥镜机器人, Kim等[3]研制了蠕动式仿生管道机器人, 但这类机器人在管道内运行时, 与管道壁发生直接接触, 很容易破坏管道内壁, 特别是当管道为人体内腔管道时, 机器人会给内腔有机组织造成一定的伤害。各国科学家也研制了仿水母、仿蝌蚪、仿精子等泳动式管道机器人[4,5,6], 泳动机器人运动灵活, 加速性好, 但这类泳动机器人在管道中运行时, 其后退运动需要较大角度转向才能实现。穆晓枫等[7]提出了一种双节螺旋式微型管道机器人驱动机构, Zhang等[8]研究了一种外磁场驱动的在充满液体的管道内运行的单节螺旋式微型管道机器人, 控制外磁场的方向可以让机器人顺时针或逆时针旋转, 从而在液体力的推动下带动机器人前进或后退。
上述螺旋机器人都在机器人的外表面加有螺旋槽或螺旋条, 当机器人高速旋转时, 利用液体对机器人外表面的推力实现机器人的运动, 同时利用管道内液体的动压效应, 产生对机器人的支承力, 形成液体膜, 从而能够较好地避免管道内壁的损伤;但当液体膜厚度较小, 机器人高速旋转时, 机器人的螺旋外壳可能对管道内壁造成损伤。因此, 唐勇等[9]提出了一种基于液体环境的内外螺旋管道机器人, 调整内外螺旋机器人机体外壳部分和机体内轴部分的质量比或结构, 能够改变外壳和内轴的旋转速度;同时, 改变机器人微电机的旋转方向, 可以改变机器人推进力的方向, 从而改变机器人的运动方向。该种机器人有望被应用于肠道、血管等充满液体的微细管道中以实现检查、疏通等功能。
虽然内外螺旋机器人可以通过调整内外表面转速来减少对管道壁的损伤, 但性能是否优于单节或双节外螺旋机器人, 并且内外表面螺旋槽结构参数应该如何取值, 都需进一步研究。本文首先比较了内外螺旋机器人与双节和单节外螺旋机器人的性能, 分析了内外螺旋转速对机器人性能的影响, 并研究了外螺旋槽结构参数对机器人性能的影响, 最后运用正交试验优化方法得到了机器人外螺旋槽结构参数优化组合。
1 内外螺旋机器人与外螺旋机器人比较
为了说明内外螺旋机器人的优劣性, 对内外螺旋机器人 (图1) 与单节和双节外螺旋机器人 (图2和图3) 的运行性能进行比较。
在计算中, 假设管道直径为12mm, 长度为75mm, 机器人轴向中心线与管道中心线重合;管道内液体密度为1000kg/m3, 黏度为1Pa·s。内外螺旋机器人的结构参数如下:外壳右螺旋槽的外径为8mm, 轴向长度为15mm, 螺纹线数为6, 导程为15mm, 螺旋槽为矩形, 槽面宽为1mm, 槽底宽为1.5mm, 槽深为0.8mm;内轴左螺旋槽的内径为2.8mm, 轴向长度为15mm, 螺纹线数为6, 导程为15mm, 螺旋槽为矩形, 槽面宽为1.5mm, 槽底宽为1mm, 槽深为0.6mm。单节外螺旋机器人的结构参数与内外螺旋机器人外壳结构参数相同。双节外螺旋机器人的结构参数与单节外螺旋机器人结构参数相同, 只是变成了两节旋向相反的螺旋槽, 同时每节轴向长度均为15mm, 总长度增大一倍, 即两节旋向相反的螺旋槽的外径为8mm, 螺纹线数为6, 导程为15mm, 螺旋槽为矩形, 槽面宽为1mm, 槽底宽为1.5mm, 槽深为0.8mm。
为了对比的统一, 假定内外螺旋机器人的外螺旋转速从600r/min变化到1200r/min, 机器人内螺旋转速为0;单节外螺旋机器人的外螺旋转速从600r/min变化到1200r/min;双节外螺旋机器人的右螺旋转速从300r/min变化到600r/min, 左螺旋转速从-300r/min (反转) 变化到-600r/min, 转速之和从600r/min变化到1200r/min。
图4所示为内外螺旋机器人、单节外螺旋机器人和双节外螺旋机器人的轴向推进力随着外螺旋转速的变化曲线。由图4可以看出, 三者的轴向推进力几乎相等。根据前面3种螺旋机器人的几何参数, 计算得到内外螺旋机器人、单节外螺旋机器人、双节外螺旋机器人的实体体积分别为464.8mm3、590.8mm3、1181.6mm3, 即内外螺旋机器人的实体体积小于单节外螺旋机器人和双节外螺旋机器人的实体体积, 因此内外螺旋机器人单位有效体积的推进力最大, 或者说获得相同大小的轴向推进力前提下, 内外螺旋机器人的重量最轻。
图5所示为3种机器人的管道壁所受最大压力随着外螺旋转速的变化曲线。由图5可以看出, 内外螺旋机器人和单节外螺旋机器人产生的管道壁所受最大压力基本相同, 且为双节外螺旋机器人产生的管道壁所受最大压力的两倍。由于管道壁所受的高压区域主要分布在螺旋机器人的周围, 而双节外螺旋机器人的轴向总长度是内外螺旋机器人和单节外螺旋机器人轴向长度的两倍, 因此高压区范围也是其两倍。
图6所示为3种机器人的承载力随着外螺旋转速的变化曲线。由图6可以看出, 液体对单节外螺旋机器人和双节外螺旋机器人的承载力基本相同, 且都远小于液体对内外螺旋机器人的承载力, 这说明, 采用内外螺旋的结构, 增大了液体对机器人的承载力, 即损伤性更小, 同时承载力的增大使得内外螺旋机器人可以携带更多装置。
图7所示为3种机器人的周向阻力矩随着外螺旋转速的变化曲线。由图7可以看出, 三者所受的液体对其周向阻力矩几乎相等, 这说明, 3种机器人克服液体对阻碍其周向旋转所做的功是相同的。同时, 三者的周向阻力矩也是随着转速的增加而增大, 这也与实验结果相同[10]。
综上分析, 内外螺旋机器人总体性能优于单节外螺旋机器人和双节外螺旋机器人。
2 内外螺旋机器人结构参数优化
对内外螺旋机器人来说, 运行速度是机器人性能的一个重要指标。要增大机器人的运行速度, 也就是要提高液体对机器人的轴向推进力。内外螺旋机器人的结构参数主要包括内螺旋槽结构参数和外螺旋槽结构参数。内螺旋槽结构参数如图8所示, 主要包括: (1) 槽根宽a1、 (2) 槽面宽b1、 (3) 倾角α1、 (4) 螺旋槽槽深h1、 (5) 螺纹升角Φ1、 (6) 螺纹线数n1。图中t1表示内螺纹螺距, 且Φ1=arctan (n1t1/ (πd1) ) , 其中d1为内螺旋槽外径。外螺旋槽结构参数如图9所示, 包括: (1) 槽口宽a2、 (2) 槽底宽b2、 (3) 倾角α2、 (4) 螺旋槽槽深h2、 (5) 螺纹升角Φ2、 (6) 螺纹线数n2。图9中R表示管道半径, r2表示机器人外壳半径, e2表示偏心距, t2表示外螺纹螺距, 且Φ2=arctan (n2t2/ (πd2) ) , 其中, d2为机器人外径, d2=2r2。
2.1 内外螺旋转速对机器人性能影响
考虑到机器人结构参数较多, 首先来分析内外螺旋槽转速变化对机器人轴向推进力的影响。假定机器人螺旋槽结构参数同上节所述, 同时运行速度为0, 机器人外螺旋的初始转速为600r/min, 机器人内螺旋的初始转速为-600r/min, 且机器人外螺旋转速从200r/min变化到1000r/min, 机器人内螺旋转速从-200r/min变化到-1000r/min, 其他参数如下:液体密度为1000kg/m3, 液体黏度为1Pa·s, 管道直径为12mm, 管道中心线与机器人中心线重合。
图10所示为机器人轴向推进力随着内螺旋转速和外螺旋转速变化的曲线。可以看出, 外螺旋转速的变化对机器人运行性能的影响明显高于内螺旋转速的变化, 机器人轴向推进力随着外螺旋转速的增大而增大, 而随着内螺旋转速的增大基本没有变化。因此, 要改变内外螺旋机器人的运行性能, 首先应该改变外螺旋的参数。
2.2 单个结构参数的影响
根据上述结论忽略内螺旋槽结构参数对机器人性能的影响, 只考虑外螺旋槽结构参数对机器人性能的影响。
在数值计算中, 假定机器人与内腔管壁之间充满液体, 液体密度为1000kg/m3, 液体黏度为1Pa·s, 并假定管道直径为12mm, 长度为75mm。机体内轴左螺旋槽参数取值如下:内径为2.8mm, 轴向长度为15mm, a1=0.5mm, b1=0.5mm, α1=90°, h1=0.6mm, Φ1=40°, n1=8。机器人外壳右螺旋槽参数取值如下:外径d2为8mm, 轴向长度为15mm, 初设a2=0.5mm, b2=0.5mm, α2=90°, h2=0.6mm, Φ2=30°, n2=6。同时设置外螺旋转速为600r/min, 内螺旋转速为-600r/min。
图11画出了内外螺旋机器人轴向推进力随参数a2的变化曲线。在图中, 假定参数b2=0.5mm, α2=90°, h2=0.6mm, Φ2=30°, n2=6, 参数a2从0.25mm变化到1.75mm。从图中可以看出, 随着参数a2的增大, 机器人轴向推进力也随之增大, 说明内外螺旋机器人轴向推进力与参数a2成线性关系, 机器人轴向推进力的最大值出现在a2为1.75mm处, 此时轴向推进力为2.06mN。
图12画出了内外螺旋机器人轴向推进力随参数b2的变化曲线。在图中, 假定参数a2=0.5mm, α2=90°, h2=0.6mm, Φ2=30°, n2=6, 参数b2从0.25mm变化到1.75mm。从图中可以看出, 随着参数b2的增大, 机器人轴向推进力呈波浪形变化, 说明内外螺旋机器人轴向推进力与参数b2成非线性关系, 机器人轴向推进力的最大值出现在b2为1.50mm处, 此时轴向推进力为0.59mN。
图13画出了内外螺旋机器人轴向推进力随参数α2的变化曲线。在图中, 假定参数a2=0.5mm, b2=0.5mm, h2=0.6mm, Φ2=30°, n2=6, 参数α2从30°变化到150°。从图中可以看出, 随着参数α2的增大, 机器人轴向推进力成波浪形变化, 说明内外螺旋机器人轴向推进力与参数α2成非线性关系, 机器人轴向推进力的最大值出现在α2为110°处, 此时轴向推进力为0.40mN。
图14画出了内外螺旋机器人轴向推进力随参数h2的变化曲线。在图中, 假定参数a2=0.5mm, b2=0.5mm, α2=90°, Φ2=30°, n2=6, 参数h2从0.2mm变化到1.4mm。从图中可以看出, 随着参数h2的增大, 机器人轴向推进力开始变化不大, 而后增大再减小, 说明内外螺旋机器人轴向推进力与参数h2成非线性关系, 机器人轴向推进力的最大值出现在h2为1.2mm处, 此时轴向推进力为0.59mN。
图15画出了内外螺旋机器人轴向推进力随参数Φ2的变化曲线。在图中, 假定参数a2=0.5mm, b2=0.5mm, α2=90°, h2=0.6mm, n2=6, 参数Φ2从30°变化到60°。从图中可以看出, 随着参数Φ2的增大, 机器人轴向推进力先增大, 后变化不大, 再减小, 说明内外螺旋机器人轴向推进力与参数Φ2成非线性关系, 机器人轴向推进力的最大值出现在Φ2为35°处, 此时轴向推进力为0.44mN。
图16画出了内外螺旋机器人轴向推进力随参数n2的变化曲线。在图中, 假定参数a2=0.5mm, b2=0.5mm, α2=90°, h2=0.6mm, Φ2=30°, 参数n2从6变化到12。从图中可以看出, 随着参数n2的增大, 机器人轴向推进力先增大后减小, 这与外螺旋机器人的情况相似[11], 说明内外螺旋机器人轴向推进力与参数n2成非线性关系, 机器人轴向推进力的最大值出现在n2为10处, 此时轴向推进力为0.87mN。
综上, 从单个结构参数的影响来看, 每个外螺旋槽结构参数对内外螺旋机器人性能的影响都是非线性的, 而且它们之间也不是相互独立的, 因此上述研究的结构参数组合并不一定是最优的结构参数组合。而上述研究中的最优结构参数组合为:a2=1.75mm, b2=0.5mm, α2=90°, h2=0.6mm, Φ2=30°, n2=6, 此时, 内外螺旋机器人轴向推进力数值为2.06mN。
2.3 结构参数组合的正交优化
考虑到6个外螺旋槽结构参数对内外螺旋机器人性能的影响是相互耦合的, 为了找到这些结构参数的最优组合使得机器人轴向推进力最大, 引入正交试验优化方法。
把参数螺纹升角Φ2改为了参数螺纹导程s2 (s2=n2t2) , 同时减小每个结构参数的取值范围, 设定6个结构参数为6个试验因素, 每个参数给出5个有代表性的不同数值代表5个试验水平, 试验指标为内外螺旋机器人轴向推进力。如全部试验, 共需要56=15625次试验, 才能找到一组最优组合。参考文献[12], 采用表1所示的L20 (56) 正交表, 只要经过20次试验, 就可以获得最优的解 (表1中黑体所示) 。
对表1中的20组设计参数全部进行内外螺旋机器人系统的建模和相应的三维数值模拟计算。从表中计算结果可以看出, 使机器人运行性能最优 (即机器人轴向推进力最大) 的外螺旋槽结构参数组合为:a2=1.25mm, b2=0.75mm, α2=70°, h2=0.8mm, s2=15mm, n2=10, 此时机器人轴向推进力数值最大, 为3.67mN, 高于上述单个参数变化时最大的机器人轴向推进力2.06mN。
为了量纲一化, 定义槽口宽与螺距之比β21=a2/t2, 槽底宽与螺距之比β22=b2/t2, 槽深与外径之比γ2=h2/d2, 并且螺纹升角Φ2=arctan (s2/ (πd2) ) 。因此, 在参数β21=0.5, β22=0.3, α2=70°, γ2=0.1, Φ2=30°, n2=10时, 内外螺旋机器人轴向推进力数值最大。
3 结论
(1) 对比研究了内外螺旋机器人、单节外螺旋机器人和双节外螺旋机器人的轴向推进力、管道壁所受最大压力、液体对机器人的承载力和液体对机器人周向阻力矩与其外壳转速的关系, 得出内外螺旋机器人单位有效体积的推进力和液体对其的承载力最大的结论。
(2) 数值计算了内螺旋转速和外螺旋转速的变化对机器人轴向推进力的影响, 得到如下结果:外螺旋转速的变化对机器人运行性能的影响明显高于内螺旋转速的变化, 机器人轴向推进力随着外螺旋转速的增大而增大, 而随着内螺旋转速的增大变化较小。
(3) 数值分析了内外螺旋机器人外螺旋槽结构参数 (槽口宽a2、槽底宽b2、倾角α2、螺旋槽槽深h2、螺纹升角Φ2和螺纹线数n2) 对内外螺旋机器人轴向推进力的影响, 得到除参数a2外的5个结构参数和内外螺旋机器人轴向推进力都成非线性关系的结论, 运用正交试验优化设计方法, 得到一组最优的外螺旋槽结构参数组合, 即β21取0.5, β22取0.3, α2取70°, γ2取0.1, Φ2取30°, n2取10时, 机器人轴向推进力数值最大。
摘要：数值比较了内外螺旋机器人、单节外螺旋机器人和双节外螺旋机器人的轴向推进力、管道壁所受最大压力、液体对机器人的承载力和液体对机器人周向阻力矩与其外壳转速的关系, 分析了内螺旋转速和外螺旋转速的变化对机器人轴向推进力的影响以及机器人外螺旋槽结构参数 (槽口宽a2、槽底宽b2、倾角α2、螺旋槽槽深h2、螺纹升角Φ2和螺纹线数n2) 对机器人轴向推进力的影响, 并运用正交试验优化方法优化了外螺旋槽结构参数组合。结果表明:内外螺旋机器人单位有效体积的推进力和液体对其的承载力最大;外螺旋参数的变化对机器人性能的影响远大于内螺旋参数的变化对机器人性能的影响;机器人外螺旋槽结构参数和机器人轴向推进力成非线性关系。在管道直径和机器人内外径确定的条件下, 一组最优的外螺旋槽结构参数组合为:a2=1.25mm, b2=0.75mm, α2=70°, h2=0.8mm, Φ2=30°, n2=10。
关键词：管道机器人,内外螺旋,性能,结构参数,正交优化
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