王　杰， 錢利勤， 陳新龍， 孫巧雷， 鄧自強(qiáng)， 馮　定

(1.長(zhǎng)江大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 湖北 荊州 434023；2.湖北省油氣鉆完井工具工程技術(shù)研究中心， 湖北 荊州 434023；3.中國(guó)石油化工集團(tuán)石油工程機(jī)械有限公司第四機(jī)械廠， 湖北 荊州 434000)

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自動(dòng)貓道起升系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型與分析

王杰1，2， 錢利勤1，2， 陳新龍3， 孫巧雷1，2， 鄧自強(qiáng)1，2， 馮定1，2

(1.長(zhǎng)江大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 湖北 荊州 434023；2.湖北省油氣鉆完井工具工程技術(shù)研究中心， 湖北 荊州 434023；3.中國(guó)石油化工集團(tuán)石油工程機(jī)械有限公司第四機(jī)械廠， 湖北 荊州 434000)

在對(duì)鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn)鋼絲繩載荷波動(dòng)明顯，無法完成目標(biāo)重量管柱的起升.為此，分析了鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道的結(jié)構(gòu)與運(yùn)動(dòng)特性，并基于達(dá)朗貝爾原理建立了自動(dòng)貓道的動(dòng)力學(xué)模型，采用MATLAB軟件進(jìn)行數(shù)值求解并分析了基座上擋塊與坡道底端的距離、移送臂與支撐臂的鉸接位置、支撐臂長(zhǎng)度對(duì)鋼絲繩載荷的影響，分析得出將基座上擋塊調(diào)整至坡道底端、合理降低支撐臂長(zhǎng)度能有效降低起升過程所需鋼絲繩拉力.依據(jù)分析結(jié)果調(diào)整自動(dòng)貓道結(jié)構(gòu)尺寸后進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，液壓絞車的最大起升油壓下降超過2 MPa，自動(dòng)貓道機(jī)起升能力得到提高.該分析與實(shí)驗(yàn)結(jié)果可為鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供指導(dǎo).

鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道; 達(dá)朗貝爾原理; 動(dòng)力學(xué)模型; 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

隨著自動(dòng)化技術(shù)的發(fā)展，井場(chǎng)作業(yè)的自動(dòng)化程度不斷提高，而提高管柱輸送裝置的自動(dòng)化程度能有效提高鉆井作業(yè)效率[1-2].鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道具有設(shè)計(jì)簡(jiǎn)單、運(yùn)輸方便等優(yōu)點(diǎn)，因此該自動(dòng)貓道逐漸被重視并得到較快的發(fā)展.自動(dòng)貓道技術(shù)在國(guó)外已經(jīng)發(fā)展得較為成熟，加拿大CANRIG公司生產(chǎn)的Power CAT自動(dòng)貓道與美國(guó)NOV公司生產(chǎn)的Pipe Cat[3-4]鋼絲繩牽引式自動(dòng)貓道結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，傳遞動(dòng)力大，提升效率高，安裝靈活，可以進(jìn)行無級(jí)調(diào)節(jié)，易于操作與維護(hù).鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道在國(guó)內(nèi)同樣得到較快發(fā)展，但是仍然存在一定缺陷，如：寶雞石油機(jī)械有限責(zé)任公司研發(fā)的自動(dòng)貓道[5]設(shè)計(jì)簡(jiǎn)單，運(yùn)輸方便，缺點(diǎn)在于不能用于超深井石油的開采；四川宏華設(shè)備有限公司生產(chǎn)的自動(dòng)貓道[6]采用鋼絲繩起升，自動(dòng)化程度高，但是整機(jī)晃動(dòng)嚴(yán)重，循環(huán)時(shí)間長(zhǎng)，控制元件故障頻發(fā)，設(shè)計(jì)不成熟，需要進(jìn)一步優(yōu)化.

為了給自動(dòng)貓道的優(yōu)化[7-10]提供理論支持，李嬌艷等[11]采用動(dòng)力學(xué)的方法對(duì)某一鏈傳動(dòng)式動(dòng)力貓道進(jìn)行了受力分析，分析的結(jié)果與仿真軟件模擬結(jié)果相吻合.任德勇等[12]對(duì)自動(dòng)貓道的起升鋼絲受力作了一定研究，為鋼絲繩的設(shè)計(jì)選型提供了理論基礎(chǔ)，但是所采用的是靜力學(xué)分析方法，并且運(yùn)動(dòng)過程分析不完整，不能完全反映自動(dòng)貓道在工作過程中的力學(xué)特性.因此，本文根據(jù)鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道的工作原理，將運(yùn)送鉆柱的過程劃分為4個(gè)階段，考慮運(yùn)動(dòng)過程中慣性力的影響，利用達(dá)朗貝爾原理建立4個(gè)階段的動(dòng)力學(xué)模型，分析自動(dòng)貓道的結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)起升力的影響，為鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道的設(shè)計(jì)提供指導(dǎo).

1　鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道主要結(jié)構(gòu)

鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，其結(jié)構(gòu)主要包括基座、支撐臂、移送臂、滑車、坡道、液壓絞車和鋼絲繩.支撐臂的一端與移送臂通過鉸鏈連接，該鉸接位置與移送臂端點(diǎn)有一定距離，另一端可在基座的軌道上滑動(dòng).移送臂上制作有V形槽，用于放置管柱，滑車可在該V形槽內(nèi)移動(dòng)將管柱推出移送臂.移送臂的一端裝有滑輪，可在基座的軌道內(nèi)滑動(dòng)，另一端安裝在斜坡的軌道內(nèi)并裝有纏繞鋼絲繩的定滑輪，可在鋼絲繩的牽引下沿坡道向上滑動(dòng)，當(dāng)該端點(diǎn)移動(dòng)至坡道頂端時(shí)，移送臂可以將坡道頂端作為支撐點(diǎn)繼續(xù)移動(dòng)一段距離，該距離可根據(jù)實(shí)際作業(yè)情況進(jìn)行控制.坡道上靠近頂端的位置裝有纏繞鋼絲繩的定滑輪，底端與基座通過鉸鏈連接，方便調(diào)節(jié)斜坡傾角以適應(yīng)不同高度的鉆臺(tái).

1—液壓絞車；2—鋼絲繩；3—坡道；4—移送臂；5—滑車；6—支撐臂；7—基座.圖1　鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道結(jié)構(gòu)Fig.1　Structure of rope pulled automatic catwalk

2　鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道工作原理

根據(jù)動(dòng)力學(xué)特性，將自動(dòng)貓道的工作過程分為4個(gè)階段.第1階段：移送臂靠在坡道的那一端受鋼絲繩的拉動(dòng)作用沿著坡道向上滑動(dòng)，另一端在基座的軌道上向坡道底端滑動(dòng)；支撐臂一端與移送臂鉸接，另一端也在基座上滑動(dòng).第2階段：支撐臂滑動(dòng)一定距離后與基座上的擋塊接觸，隨后，支撐臂開始轉(zhuǎn)動(dòng)，移送臂被舉升.第3階段：移送臂沿坡道向上滑動(dòng)時(shí)，移送臂的端點(diǎn)經(jīng)過坡上纏繞鋼絲繩的滑輪后，鋼絲繩脫離移送臂的滑輪，移送臂繼續(xù)沿著坡道向上滑動(dòng).第4階段：移送臂運(yùn)動(dòng)到達(dá)坡道頂部后以坡道頂部作為支點(diǎn)繼續(xù)作平面運(yùn)動(dòng)，直至到達(dá)指定位置.自動(dòng)貓道的動(dòng)力學(xué)分析過程如圖2所示.

圖2　鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道運(yùn)動(dòng)狀態(tài)圖Fig.2　The motion state diagram of rope pulled automatic catwalk

3　動(dòng)力學(xué)分析及數(shù)學(xué)模型的建立

根據(jù)自動(dòng)貓道的工作原理與鋼絲繩的受力情況，對(duì)自動(dòng)貓道運(yùn)動(dòng)過程的4個(gè)階段分別進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析.對(duì)于第3階段而言，移送臂和支撐臂的運(yùn)動(dòng)形式與第2階段相似，但是鋼絲繩對(duì)移送臂的拉力作用形式發(fā)生了改變，所以，需將該過程獨(dú)立出來進(jìn)行力學(xué)分析.自動(dòng)貓道的整體結(jié)構(gòu)相對(duì)簡(jiǎn)單，為便于力學(xué)分析[13]，作如下假設(shè)：

1)對(duì)于所分析的自動(dòng)貓道，其各運(yùn)動(dòng)過程皆處于動(dòng)態(tài)平衡；

2)鉸接位置充分潤(rùn)滑，無摩擦力；

3)各結(jié)構(gòu)件的重心都位于幾何中心；

4)結(jié)合實(shí)際工況，對(duì)運(yùn)動(dòng)過程中鋼絲繩的收繩速度采用連續(xù)函數(shù)s(t)進(jìn)行約束，其中s(t)=0.5t，即收繩速度為0.5 m/s；

5)運(yùn)動(dòng)速度較低，無需考慮振動(dòng)載荷作用.

自動(dòng)貓道的結(jié)構(gòu)示意圖如圖3所示，計(jì)算參數(shù)及符號(hào)說明如表1所示.

圖3　自動(dòng)貓道結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3　Structure diagram of automatic catwalk

符號(hào)量值備注m11200kg支撐臂質(zhì)量m31200kg輸送的管柱質(zhì)量m44500kg移送臂質(zhì)量BE8.78m支撐臂長(zhǎng)度BC2.7m移送臂尾端長(zhǎng)度AC17.65m移送臂長(zhǎng)度AP6m鋼絲繩節(jié)點(diǎn)位置h10.445m鉆臺(tái)高度α55°坡道與水平面之間的夾角β待求移送臂與坡道之間的夾角θ待求支撐臂與水平面之間的夾角e0.5m坡道底端與基座上擋塊之間的距離Ft待求鋼絲繩拉力Fn待求坡道對(duì)移送臂的支持力ft待求摩擦力μ0.1摩擦因子

①第1階段動(dòng)力學(xué)分析.

第1階段的動(dòng)力學(xué)分析簡(jiǎn)圖如圖4所示.在該運(yùn)動(dòng)過程中，移送臂與所輸送的管柱的質(zhì)心為Z點(diǎn)，支撐臂的質(zhì)心為F點(diǎn).AC以A點(diǎn)為基點(diǎn)作平面運(yùn)動(dòng)，A點(diǎn)的加速度為aA1，Z點(diǎn)的牽引加速度所產(chǎn)生的慣性力為FZ3，向心加速度所產(chǎn)生的離心力為FZ2，切向加速度所產(chǎn)生的慣性力為FZ1；BE桿以E點(diǎn)為基點(diǎn)作平面運(yùn)動(dòng)，E點(diǎn)的加速度為aE，F(xiàn)點(diǎn)的牽引加速度所產(chǎn)生的慣性力為FF3，向心加速度所產(chǎn)生的離心力為FF2，切向加速度所產(chǎn)生的慣性力為FF1.C點(diǎn)的支持力和摩擦力分別為FCy和FCx，E點(diǎn)的支持力和摩擦力分別為FEy和FEx.

圖4　第1階段動(dòng)力學(xué)分析簡(jiǎn)圖Fig.4　Dynamics analysis diagram of first stage

圖4中質(zhì)心Z點(diǎn)和質(zhì)心F點(diǎn)處各力的表達(dá)式如表2所示.

表2　質(zhì)心Z，F(xiàn)處力的表達(dá)式

將BE桿隔離作受力分析，根據(jù)力矩平衡，將BE桿所受外力對(duì)B點(diǎn)取矩，如下式所示：

∑MB1=MB(F1)+MB(F2)+MB(F3)+

MB(GF)+MB(FEy)+MB(FEx)=0.

(1)

將BE桿和AC桿整體作受力分析，根據(jù)力矩平衡，依次將所有外力對(duì)A點(diǎn)、C點(diǎn)、E點(diǎn)取矩，可得方程如式(2)、(3)、(4)所示.

∑MA1=MA(F1)+MA(F2)+MA(F3)+MA(GF)+

MA(FEy)+MA(FEx)+MA(FZ1)+

MA(FZ2)+MA(FZ3)+MA(GZ)+

MA(FCy)+MA(FCx)=0，

(2)

∑MC1=MC(F1)+MC(F2)+MC(F3)+MC(GF)+

MC(FEy)+MC(FEx)+MC(FZ1)+

MC(FZ2)+MC(FZ3)+MC(GZ)+

MC(Ft)+MC(Fn)+MC(ft)=0，

(3)

∑ME1=ME(F1)+ME(F2)+ME(F3)+ME(GF)+

ME(Ft)+ME(Fn)+ME(ft)+

ME(FZ1)+ME(FZ2)+ME(FZ3)+

ME(GZ)=0.

(4)

②第2階段動(dòng)力學(xué)分析.

第2階段的動(dòng)力學(xué)分析簡(jiǎn)圖如圖5所示.在該運(yùn)動(dòng)過程中，E點(diǎn)處為固定鉸接，BE桿繞E點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)，A點(diǎn)在鋼絲繩的牽引下沿坡道向上滑動(dòng)，AC桿在BE桿的作用下被舉升，此時(shí)仍假設(shè)AC桿以A點(diǎn)為基點(diǎn)作平面運(yùn)動(dòng)，A點(diǎn)的加速度為aA2.

圖5　第2階段動(dòng)力學(xué)分析簡(jiǎn)圖Fig.5　Dynamics analysis diagram of second stage

質(zhì)心Z和F點(diǎn)處力的表達(dá)式參考表2.根據(jù)AC桿力矩平衡，將AC桿所受外力對(duì)B點(diǎn)取矩，可列力矩平衡方程(5)，然后對(duì)BE桿和AC桿整體作受力分析，根據(jù)E點(diǎn)力矩平衡，可得方程(6).

∑MB2=MB(Ft)+MB(Fn)+MB(ft)+MB(FZ1)+

MB(FZ2)+MB(FZ3)+MB(GZ)=0，

(5)

∑ME2=ME(F1)+ME(F2)+ME(GF)+ME(FZ1)+

ME(FZ2)+ME(FZ3)+ME(GZ)+

ME(Ft)+ME(Fn)+ME(ft)=0.

(6)

③第3階段動(dòng)力學(xué)分析.

圖6　第3階段動(dòng)力學(xué)分析簡(jiǎn)圖Fig.6　Dynamics analysis diagram of third stage

第3階段的動(dòng)力學(xué)分析簡(jiǎn)圖如圖6所示.在該運(yùn)動(dòng)過程中，E點(diǎn)處為固定鉸接，BE桿繞E點(diǎn)作旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，A點(diǎn)在鋼絲繩的牽引下繼續(xù)沿坡道向上滑動(dòng)，當(dāng)A點(diǎn)經(jīng)過滑輪Q點(diǎn)時(shí)，鋼絲繩從AC桿端點(diǎn)的滑輪脫離，牽引力開始作用于P點(diǎn)，并且力的方向隨時(shí)間變化.

質(zhì)心Z和F點(diǎn)處力的表達(dá)式參考表2.對(duì)BE桿和AC桿整體作受力分析，可列出關(guān)于E點(diǎn)力矩平衡方程(7)，對(duì)AC桿作受力分析，可列出關(guān)于B點(diǎn)的力矩平衡方程(8).

∑ME3=ME(F1)+ME(F2)+ME(GF)+ME(FZ1)+

ME(FZ2)+ME(FZ3)+ME(GZ)+

ME(Ft)+ME(Fn)+ME(ft)=0，

(7)

∑MB3=MB(Ft)+MB(Fn)+MB(ft)+MB(FZ1)+

MB(FZ2)+MB(FZ3)+MB(GZ)=0.

(8)

④第4階段動(dòng)力學(xué)分析.

第4階段的動(dòng)力學(xué)分析簡(jiǎn)圖如圖7所示.在該運(yùn)動(dòng)過程中，AC桿越過M點(diǎn)繼續(xù)作平面運(yùn)動(dòng)，此時(shí)，坡道對(duì)AC桿支持力的方向隨時(shí)間變化，假設(shè)AC桿以B點(diǎn)為中心作平面運(yùn)動(dòng)，BE桿以E點(diǎn)為中心作旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng).

圖7　第4階段動(dòng)力學(xué)分析簡(jiǎn)圖Fig.7　Dynamics analysis diagram of fourth stage

質(zhì)心F點(diǎn)處力的表達(dá)式參考表2，質(zhì)心Z點(diǎn)處的力FZ3和FZ4分別為由B點(diǎn)的向心加速度和切向加速度引起的慣性力.將BE桿和AC桿整體作受力分析，可列出關(guān)于E點(diǎn)力矩平衡方程(9)，對(duì)AC桿作受力分析，可列出關(guān)于B點(diǎn)的力矩平衡方程(10).

∑ME4=ME(F1)+ME(F2)+ME(GF)+ME(FZ1)+

ME(FZ2)+ME(FZ3)+ME(FZ4)+

ME(GZ)+ME(Ft)+ME(Fn)+

ME(ft)=0，

(9)

∑MB4=MB(Ft)+MB(Fn)+MB(ft)+MB(FZ1)+

MB(FZ2)+MB(FZ3)+MB(FZ4)+

MB(GZ)=0.

(10)

通過以上力學(xué)分析分別建立了關(guān)于Ft和Fn的數(shù)學(xué)模型，如公式(1)至(10)所示.由于表達(dá)式參數(shù)過多，故關(guān)于Ft和Fn的數(shù)學(xué)模型僅以隱函數(shù)表示.

4　數(shù)學(xué)模型求解與力學(xué)特性分析

4.1數(shù)學(xué)模型求解

采用關(guān)于時(shí)間的連續(xù)函數(shù)s(t)對(duì)實(shí)際工況中鋼絲繩的收繩速度進(jìn)行模擬，對(duì)于第1、第2和第3階段模型的求解，可先根據(jù)機(jī)構(gòu)的幾何關(guān)系求得θ(t)，β(t)以及各關(guān)鍵點(diǎn)與時(shí)間t的函數(shù).對(duì)于第4階段模型的求解，由于幾何關(guān)系較復(fù)雜，需采用差分[14-15]的方法進(jìn)行求解.利用MATLAB軟件[16-17]高效的計(jì)算能力對(duì)模型求解.求解得到自動(dòng)貓道的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)模型，以及運(yùn)動(dòng)全過程中鋼絲繩的拉力Ft和坡道對(duì)移送臂的支持力Fn隨時(shí)間的變化，如圖8和圖9所示.

圖8　自動(dòng)貓道的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)模擬Fig.8　Motion simulation of automatic catwalk

圖9　拉力Ft和支持力Fn隨時(shí)間的變化Fig.9　The change of tension Ft and support force Fn with time

通過模擬自動(dòng)貓道的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)可以得到各結(jié)構(gòu)件的位置隨時(shí)間變化關(guān)系，并可檢測(cè)鋼絲繩的節(jié)點(diǎn)在移送臂的位置、支撐臂的最大偏轉(zhuǎn)角、移送臂與水平面的夾角和移送臂進(jìn)入鉆臺(tái)的長(zhǎng)度，以及整體結(jié)構(gòu)的尺寸是否合理，為自動(dòng)貓道的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo).

根據(jù)圖9所示的計(jì)算結(jié)果可以得到，在自動(dòng)貓道工作過程中，隨著液壓絞車啟動(dòng)，鋼絲繩牽引移送臂和支撐臂沿軌道滑動(dòng).當(dāng)支撐臂與擋塊接觸后開始轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，鋼絲繩拉力的力臂變小導(dǎo)致拉力突然增加，隨著移送臂沿坡道繼續(xù)上升，鋼絲繩的拉力逐漸減小.當(dāng)移送臂與坡道的接觸點(diǎn)經(jīng)過滑輪后，鋼絲繩作用力方向的改變導(dǎo)致拉力又突然增加，直到移送臂到達(dá)坡道頂端，所需鋼絲繩的拉力減小，但是支持力在第3和第4階段相對(duì)較高.第2階段鋼絲繩起升拉力的突然增加極大地增加了液壓絞車的起升載荷，需通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化降低起升載荷.

4.2結(jié)構(gòu)特性分析

自動(dòng)貓道起升拉力的增加要求液壓絞車以及鋼絲繩具有更好的性能，否則會(huì)導(dǎo)致機(jī)械故障增加，降低作業(yè)效率.為了得到部分結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)起升拉力的影響，給自動(dòng)貓道的設(shè)計(jì)提供參考，采用控制變量的方法進(jìn)行分析，變量的取值范圍需保證支撐臂的最大偏轉(zhuǎn)角小于90°，并防止結(jié)構(gòu)發(fā)生自鎖[18].所控制的變量應(yīng)易于加工和調(diào)整且保持移送臂AC的長(zhǎng)度不變，包括基座上擋塊與坡道底端的距離e，移送臂與支撐臂的鉸接位置即BC的長(zhǎng)度，支撐臂BE的長(zhǎng)度.

1)根據(jù)設(shè)計(jì)要求現(xiàn)控制e的取值分別為-1，-0.5，0，0.5，1 m，當(dāng)e的取值為負(fù)時(shí)，擋塊位于O點(diǎn)的左端.計(jì)算得到全過程鋼絲繩的受力如圖10所示.

圖10　e對(duì)運(yùn)動(dòng)全過程拉力Ft的影響Fig.10　Effect of e on the tension Ft in the whole process of motion

2)控制BC的長(zhǎng)度分別為1.7，2.2，2.7，3.2，3.7 m，計(jì)算得到全過程鋼絲繩的受力如圖11所示.

圖11　BC長(zhǎng)度對(duì)運(yùn)動(dòng)全過程拉力Ft的影響Fig.11　Effect of BC length on the tension Ft in the whole process of motion

3)控制BE的長(zhǎng)度分別為7.78，8.28，8.78，9.28，9.78 m，計(jì)算得到全過程鋼絲繩的受力如圖12所示.

圖12　BE長(zhǎng)度對(duì)運(yùn)動(dòng)全過程拉力Ft的影響Fig.12　Effect of BE length on the tension Ft in the whole process of motion

根據(jù)以上3組計(jì)算結(jié)果可以得到，e的變化對(duì)第3階段的起升拉力影響不大，但增加e能減小第4階段起升拉力，且當(dāng)e=0時(shí)，即擋塊位于坡道與基座的鉸接位置時(shí)，能有效降低第2階段的起升拉力；如果保持AC桿的總長(zhǎng)不變，增加BC的長(zhǎng)度，對(duì)第2階段的起升拉力影響不大，但是能降低第3和第4階段所需的起升拉力；增加BE桿的長(zhǎng)度會(huì)導(dǎo)致第2階段的起升拉力大幅度增加，第3階段的起升拉力增加較少，但是第4階段的起升拉力有所降低.

5　現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)

為減小起升過程中所需的最大拉力，采用枚舉法對(duì)以上結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析與討論.根據(jù)分析結(jié)果將現(xiàn)有自動(dòng)貓道結(jié)構(gòu)進(jìn)行調(diào)整，重新加工的支撐臂長(zhǎng)度為7.78 m，并將基座上擋塊調(diào)整至坡道底端，得到新的自動(dòng)貓道結(jié)構(gòu).由于鋼絲繩上不適合安裝傳感器，而鋼絲繩由液壓絞車驅(qū)動(dòng)，液壓絞車的驅(qū)動(dòng)源為高壓液壓油，故液壓絞車進(jìn)油口的油壓可有效地反映鋼絲繩載荷大小.自動(dòng)貓道實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)見圖13.

圖13　自動(dòng)貓道實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.13　Field experiment of automatic catwalk

依據(jù)實(shí)際工況分別模擬輸送3-1/2in鉆桿、5in鉆桿、13-3/8in套管、16in套管以及空載工況，其質(zhì)量依次為218，358，811，1 250 kg，實(shí)驗(yàn)過程中對(duì)液壓絞車的進(jìn)油管線油壓表數(shù)據(jù)進(jìn)行記錄.統(tǒng)計(jì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到各組自動(dòng)貓道起升全過程最大油壓數(shù)據(jù)，如圖14所示.

圖14　實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.14　Experimental results

對(duì)比實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，改進(jìn)后的自動(dòng)貓道在起升過程中的最大油壓均下降.以輸送16in套管為例，起升最大油壓下降2.2 MPa.同時(shí)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果也表明自動(dòng)貓道的空載運(yùn)行時(shí)油壓約為11.2 MPa，由此，建議在保證強(qiáng)度的條件下降低移送臂與支撐臂重量有助于降低液壓絞車載荷.

6　結(jié)　論

1)通過分析自動(dòng)貓道的運(yùn)動(dòng)特性，根據(jù)其幾何關(guān)系以及鋼絲繩拉力的作用形式，將自動(dòng)貓道的運(yùn)動(dòng)過程分解成4個(gè)運(yùn)動(dòng)階段并進(jìn)行受力分析，依據(jù)實(shí)際工況對(duì)自動(dòng)貓道進(jìn)行簡(jiǎn)化，采用達(dá)朗貝爾原理建立了自動(dòng)貓道在各個(gè)運(yùn)動(dòng)階段的動(dòng)力學(xué)模型.

2)計(jì)算并分析了部分結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)鋼絲繩拉升式自動(dòng)貓道起升拉力的影響，依據(jù)分析結(jié)果建議將擋塊盡量靠近坡道底端，合理地增加移送臂尾端長(zhǎng)度、減小支撐臂的長(zhǎng)度.根據(jù)分析結(jié)果對(duì)自動(dòng)貓道結(jié)構(gòu)進(jìn)行調(diào)整并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明起升過程中所需液壓絞車的載荷得到降低.

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Dynamics model and analysis of the lifting system of automatic catwalk

WANG Jie1,2, QIAN Li-qin1,2, CHEN Xin-long3, SUN Qiao-lei1,2, DENG Zi-qiang1,2, FENG Ding1,2

(1.School of Mechanical Engineering, Yangtze University， Jingzhou 434023, China; 2.Oil and Gas Drilling and Well Completion Tools Research Center of Hubei Province, Jingzhou 434023, China; 3.SJ Petroleum Machinery Co.， Sinopec Group, Jingzhou 434000, China)

When the field test of rope pulled automatic catwalk was carried out, the load fluctuation of rope was obvious, and it was difficult to complete the lifting of the target weight column. Therefore, the structure and motion characteristics of rope pulled automatic catwalk were analyzed, and dynamic model based on the D’Alemebert principle was established, MATLAB software was used to analyze the influence of the distance between the block on the base and the bottom of the ramp, the hinge position of the transfer arm and the support arm, and the length of the support arm on the load of rope. The analysis results showed that adjusting the position of block on the base to the bottom of the ramp, and reducing the length of support arm could reduce the required force of rope in the process of lifting. According to the analysis results, the structure size of automatic catwalk was adjusted to carry out the field test, the test result showed that the maximum lifting oil pressure of the hydraulic which was decreased by more than 2 MPa, the lifting capacity of automatic catwalk was improved. The analysis and experimental results can guide the design and optimization of rope pulled automatic catwalk.

rope pulled automatic catwalk; D’Alemebert’s principle; dynamics model; structure optimization

2016-05-07.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51405032)；石油天然氣裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室項(xiàng)目(OGE201403-06)；長(zhǎng)江大學(xué)青年人才基金資助項(xiàng)目(2015cqr15).

王杰(1991—)，男，湖北荊州人，碩士生，從事流體機(jī)械設(shè)計(jì)及CAD技術(shù)的研究，E-mail：1105625343@qq.com.

馮定(1963—),男,安徽東至人,教授,博士生導(dǎo)師,從事油氣裝備及井下工具的設(shè)計(jì)、診斷及動(dòng)態(tài)仿真，E-mail：fend0861@163.com.http://orcid.org//0000-0003-1550-7624

10.3785/j.issn. 1006-754X.2016.05.006

TE 242

A

1006-754X(2016)05-0437-07

本刊網(wǎng)址·在線期刊：http://www.zjujournals.com/gcsjxb

http://orcid.org//0000-0001-5641-0672